241
5。65。65。65。6 塑性極限分析塑性極限分析塑性極限分析塑性極限分析
5。6。15。6。15。6。15。6。1對於超靜定結構，結構中的某一個截面（或某幾個截面）達到屈服，整個結
構可能並沒有達到其最大承載力，外荷載還可以繼續增加。先達到屈服截面的塑
性變形會隨之不斷增大，並且不斷有其他截面陸續達到屈服。直至有足夠數量的
截面達到屈服，使結構體系即將形成幾何可變機構，結構才達到最大承載力。
因此，利用超靜定結構的這一受力特徵，可採用塑性極限分析方法來計算超
靜定結構的最大承載力，並以達到最大承載力時的狀態，作為整個超靜定結構的
承載能力極限狀態。這樣既可以使超靜定結構的內力分析更接近實際內力狀態，
也可以充分發揮超靜定結構的承載潛力，使設計更經濟合理。
但是，超靜定結構達到承載力極限狀態（最大承載力）時，結構中較早達到
屈服的截面已處於塑性變形階段，即已形成塑性鉸，這些截面實際上已具有一定
程度的損傷。如果塑性鉸具有足夠的變形能力，則這種損傷對於一次載入情況的
最大承載力影響不大。但是對於重複荷載作用，由於屈服截面在塑性階段重複加
載作用下的低周疲勞效應，會使塑性鉸的承載力降低，從而使整個結構不能達到
靜力荷載作用下的最大承載力。
因此為安全計，建議塑性極限分析方法不得用於承受多次重複荷載作用的混
凝土結構。
5。6。25。6。25。6。25。6。2 塑性鉸線法應根據以下假定進行計算：
1111 板被塑性鉸線分成若干板塊，形成幾何可變體系；
2222 配筋合理時，透過塑性鉸線的鋼筋均達到屈服，且塑性鉸線可在保持屈
服彎矩的條件下產生很大的轉角變形；
3333 塑性鉸線之間的板塊處於彈性階段，與塑性鉸線上的塑性變形相比很小，
故板塊可視為剛體。
條帶法可根據板面荷載的合理傳遞分佈假定，將雙向板簡化為兩個方向的單
向板進行計算。對於開洞口的雙向板，應在洞口周邊考慮加強板帶，並據此給出
板面荷載的傳遞分佈。對於不考慮豎向不均勻變形影響的雙向板發生板的破壞機
構，可採用下述近似方法進行分析。
承受豎向均布荷載的雙向矩形板（圖 5。6。2），板塑性鉸線上的總極限彎矩值
應滿足下式要求：
242
（5。6。2-1）（ ） 2x y x x y y y x y1 1 （3 ）2 24M M M M M M pl l l′ ′′ ′ ′′+ + + + + = −式中： ——雙向板兩個方向的計算跨度（m）；x y， l l
——作用於板面上的豎向荷載設計值（kN/m2）；p
—— 方向沿板全寬（ ）塑性鉸線上的跨中和兩邊支座處的總極‘ ’‘x x x， ， M M M x yl
限彎矩絕對值（kN-m）；
—— 方向沿板全長（ ）塑性鉸線上的跨中和兩邊支座處的總極’ ‘’y y y， ， M M My
xl
限彎矩絕對值（kN-m）。
總 極 限 彎 矩 分 別 按 兩 個 方 向 相 應 位 置 的 單 位 長 度 極 限 彎 矩
（ ）和塑性鉸線投影長度（ ）計算確定。極限分析時，‘ ’ ‘ ’x x x y y y， ， ， ， ，m m m m m m y x，l l
單位長度極限彎矩（kN-m/m）按板內兩方向實配鋼筋數量、混凝土和鋼筋強度
設計值以及截面高度分別進行計算。截面設計時，宜按下列規定選取單位長度極
限彎矩的比值：
圖 5。6。2 不考慮豎向不均勻變形影響的矩形雙向板塑性鉸線分佈
兩個方向跨中截面單位長度極限彎矩的比值 可取為α
（5。6。2-2）2
y x
x y
m lm l
α⎛ ⎞
= = ⎜ ⎟⎜ ⎟⎝ ⎠
兩個方向支座截面與跨中截面單位長度極限彎矩的比值：
可取 1。5~2。5。‘ ’‘ ’x x x x y y/ ， / ， / ， m m m m m m‘’y y/m m
雙向板有簡支邊或者部分極限彎矩已知時，式（5。6。2-1）中的總極限彎矩應
按實際情況計算。
243
5。6。35。6。35。6。35。6。3 結構極限分析可採用精確解、上限解和下限解法。當採用上限解法時，應
根據具體結構的試驗結果或彈性理論的內力分佈，預先建立可能的破壞機構，然
後採用機動法或極限平衡法求解結構的極限荷載。當採用下限解法時，可參考彈
性理論的內力分佈，假定一個滿足極限條件的內力場，然後用平衡條件求解結構
的極限荷載。
5。75。75。75。7 間接作用效應分析間接作用效應分析間接作用效應分析間接作用效應分析
5。7。15。7。15。7。15。7。1 大體積混凝土結構、超長混凝土結構在間接作用下的裂縫問題比較明顯，
宜對結構進行間接作用效應分析。對於允許出現裂縫的鋼筋混凝土結構構件，應
考慮裂縫的開展使構件剛度降低的影響，否則計算出來的作用效應會失真。
5。7。25。7。25。7。25。7。2 根據引起混凝土結構溫度變化的原因和特點的不同，混凝土結構應根據具
體情況考慮施工期和（或）使用期的溫度作用，並給出了具體應考慮的因素。
溫度作用計算引數和混凝土熱學、力學及變形引數宜根據實際情況確定。
5。7。35。7。35。7。35。7。3 間接作用效應分析可採用彈塑性分析方法，也可採用簡化的彈性分析方
法，但計算時應考慮混凝土的徐變及混凝土的開裂引起的應力鬆弛和重分佈。
244
6666 承載能力極限狀態計算承載能力極限狀態計算承載能力極限狀態計算承載能力極限狀態計算
6。16。16。16。1 一般規定
6。1。16。1。16。1。16。1。1 鋼筋混凝土構件、預應力混凝土構件一般均可按本章的規定進行正截面、
斜截面及複合受力狀態下的承載力計算（驗算）。混凝土構件非連續區的受力狀
態複雜，目前研究工作還顯不足，本次規範修訂暫未列入有關內容；但是，02
版規範已有的深受彎構件、牛腿、疊合構件等的承載力計算，仍然獨立於本章
之外給出，見本規範第 9 章的有關規定。
有關構件的抗震承載力計算（驗算），見本規範第 11 章的相關規定。
素混凝土結構構件在房屋建築中應用不多，低配筋混凝土構件的研究和工
程實踐經驗尚不充分。因此，本次修訂對素混凝土構件的設計要求未作調整，
其內容見本規範附錄 D。
6。1。26。1。26。1。26。1。2 對於混凝土結構中的非杆系混凝土結構構件（如複雜佈置的剪力牆、大
體積轉換構件、大體積基礎底板等），有時無法或不方便按本章的有關規定直接
由內力進行承載力計算和設計，此時可直接採用結構分析得到的主應力進行配
筋設計，包括配筋量和鋼筋佈置。
對於大尺度混凝土構件，當處於多軸受壓狀態時，可考慮混凝土受壓強度的
有效提高。
6。1。36。1。36。1。36。1。3 對於重要的或有特殊要求的混凝土結構，不僅需要進行彈性分析和設計，
往往還要採用彈塑性分析方法進行補充分析和設計，如偶然作用分析、預估罕
遇地震作用的分析等。此時，應根據結構的設計狀況和設計目標，採用標準組
合或偶然組合計算結構、結構構件的作用效應，並採用與設計目標相應的材料
強度指標（如設計值、標準值或實測值）進行承載力驗算。
6。26。26。26。2 正截面承載力計算
6。2。16。2。16。2。16。2。1 本條對正截面承載力計算方法作了基本假定。
1111 平截面假定
試驗表明，在縱向受拉鋼筋的應力達到屈服強度之前及達到的瞬間，截面
245
的平均應變基本符合平截面假定。因此，按照平截面假定建立判別縱向受拉鋼筋
是否屈服的界限條件和確定屈服之前鋼筋的應力 是可行的。平截面假定作為sσ
計算手段，即使鋼筋已達屈服，甚至進入強化段時，也還是可行的，計算值與試
驗值吻合較好。
引入平截面假定可以將各種型別截面（包括周邊配筋截面）在單向或雙向受
力情況下的正截面承載力計算貫穿起來，提高了計算方法的邏輯性和條理性，使
計算公式具有明確的物理概念。引用平截面假定也為利用電算進行混凝土構件正
截面全過程分析（包括非線性分析）提供了必不可少的截面變形條件。
國際上的主要規範，均採用了平截面假定。
2222 混凝土的應力-應變曲線
隨著混凝土強度的提高，混凝土受壓時的應力-應變曲線將逐漸變化，其上
升段將逐漸趨向線性變化，且對應於峰值應力的應變稍有提高；下降段趨於變陡 ，
極限應變有所減少。為了綜合反映低、中強度混凝土和高強混凝土的特性，與 02
版規範相同，本規範採用如下表達形式：
上升段 （ ）⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛−−=
n
0
ccc 11 ε
εσ f c 0ε ε≤
下降段 （ ）cc f=σ 0 c cuε ε ε≤ ≤
根據國內中、低強度混凝土和高強度混凝土偏心受壓短柱的試驗結果，在
條文中給出了有關引數 的取值，與試驗結果較為接近。cu0 εε 、、n
3333 縱向受拉鋼筋的極限應變
縱向受拉鋼筋的彈性極限拉應變本規範規定為 0。01，作為構件達到承載能
力極限狀態的標誌之一。對有物理屈服點的鋼筋，該值相當於鋼筋應變進入了屈
服臺階；對無屈服點的鋼筋，設計所用的強度是以條件屈服點為依據的。極限拉
應變的規定是限制鋼筋的強化強度，同時，也表示設計採用的鋼筋的極限拉應變
不得小於 0。01，以保證結構構件具有必要的延性。對預應力混凝土結構構件，其
極限拉應變應從混凝土消壓時的預應力鋼筋應力 處開始算起。p0σ
對非均勻受壓構件，混凝土的極限壓應變達到 或者受拉鋼筋的極限拉應cuε
變達到 0。01，即這兩個極限應變中只要具備其中一個，就標誌著構件達到了承載
能力極限狀態。
6。2。26。2。26。2。26。2。2 本條規定主要針對本章以及附錄 E 規定的截面承載力簡化計算方法，即
246
要求構件截面在計算方向上具有幾何對稱性。否則，應考慮截面扭轉效應對承
載力計算的影響。
本條不適用於按應力進行截面設計的場合。
6。2。36。2。36。2。36。2。3 對於有側移和無側移結構的偏心受壓桿件，若杆件的長細比較大時，在
軸向力作用下，應考慮由於杆件自身撓曲對截面彎矩產生的不利影響，即
效應。 效應通常會增大杆件中間區段截面的一階彎矩，特別是當杆件P δ− P δ−
較細長、杆件兩端彎矩同號且兩端彎矩的比值接近 1。0 時，可能出現杆件中間區
段截面考慮 效應後的彎矩值超過杆端彎矩的情況，從而使杆件中間區段P δ−
的截面成為設計的控制截面。國外相關文獻資料、規範以及對不同杆端彎矩比、
不同軸壓比和不同長細比的構件進行計算驗證表明，當柱端彎矩比不大於 0。9
且軸壓比不大於 0。9 時，若杆件的長細比滿足式（6。2。3），則杆件自身撓曲產生
的附加影響可以忽略。
本條的構件端彎矩設計值通常指不利組合的彎矩設計值；對一、二、三級
抗震等級的混凝土構件，此值已經考慮了本規範第 11。1 節規定的“強柱弱梁”
及其他有關調整。
6。2。46。2。46。2。46。2。4 根據杆件自身撓曲的基本規律可知， 效應使杆件中部成為設計控制P δ−
截面的情況通常出現在杆件較細長，或者杆件兩端彎矩同號且兩端彎矩的比值
接近 1。0 時。根據影響 效應的因素，查閱國外相關文獻資料、規範標準以P δ−
及透過算例驗證，當構件長細比不滿足前條式（6。2。3）時，均應考慮杆件自身
撓曲產生的 效應。P δ−
本條提出的方法與美國 ACI318-08 規範考慮 效應所用方法基本相同。P δ−
美國規範在計算 時採用的是“軸力表示式”，為沿用我國工程設計習慣，本次nsη
修訂將 轉換為理論上完全等效的“曲率表示式”，即式（6。2。4-3）。其中的nsη mC
係數計算公式（6。2。4-2）為根據國內外試驗資料（考慮材料非彈性性質），在美
國規範相應公式的基礎上，經擬合調整得出。
公式（6。2。4-3）中，引數 可按下式計算：κ
（6。1）2
2
0
（ ） （1。25 ）cu yhh
πκ
ε ε=
+
247
考慮到 效應起控制作用時，絕大多數為豎向荷載作用為主的情況，因P δ−
此，計算（6。1）式中混凝土的極限壓應變 時，考慮了長期荷載影響係數 1。25。cuε
6。2。56。2。56。2。56。2。5 由於工程中實際存在著荷載作用位置的不定性、混凝土質量的不均勻性
及施工的偏差等因素，都可能產生附加偏心距，很多國家的規範中都有關於附
加偏心距的具體規定。因此，參照國外規範的經驗，規定了附加偏心距 的絕ae
對值與相對值的要求，並取其較大值用於計算。
6。2。66。2。66。2。66。2。6 本條給出了任意截面任意配筋的雙向偏心受力構件正截面承載力計算的
一般公式。
隨著計算機的普遍使用，對任意截面混凝土構件，在已知外力（設計彎矩、
設計軸力）和假定配筋的情況下，正截面承載力的一般計算方法，可按本規範第
6。2。1 條的基本假定，透過數值積分方法反覆迭代進行計算。在雙向偏心受力構
件中，截面中和軸與內、外合力點的連線不再呈垂直關係。在計算各單元的應變
時，通常應透過混凝土極限壓應變為 的受壓區頂點作一條與中和軸平行的直cuε
線；在某些情況下，尚應透過最外排縱向受拉鋼筋極限拉應變 0。01 為頂點作一
條與中和軸平行的直線，然後再作一條與中和軸垂直的直線，以此直線作為基準
線按平截面假定確定各單元的應變及相應的應力。
在建立本條公式時，為使公式的形式簡單，座標原點取在截面重心處；在
具體進行計算或編制計算程式時，可根據計算的需要，選擇合適的座標系。
6。2。76。2。76。2。76。2。7 在 02 版規範中，規則截面混凝土構件的受彎、受壓、偏心受壓、受拉、
偏心受拉等正截面承載力計算佔用了大量規範正文篇幅。實際上，這些承載力計
算公式都可按照本規範第 6。2。1 條的基本假定簡單推出。因此，本次修訂在正文
中僅列出了任意截面正截面承載力的一般計算方法，即第 6。2。6 條；而對矩形截
面、工字形截面、圓形截面、圓環形截面等不同受力狀態的正截面承載力計算，
則作為附錄繼續保留，以便設計人員使用。
6。36。36。36。3 斜截面承載力計算
6。3。16。3。16。3。16。3。1 混凝土構件的受剪截面限制條件仍採用 02 版規範的表達形式。
規定受彎構件的受剪截面限制條件，首先是為了防止構件截面發生斜壓破壞
（或腹板壓壞），其次是限制在使用階段可能發生的斜裂縫寬度，同時也是構件斜
248
截面受剪破壞的最大配箍率條件。
本條同時給出了劃分普通構件與薄腹構件截面限制條件的界限，以及兩個截
面限制條件的過渡辦法。
6。3。26。3。26。3。26。3。2 本條給出了需要進行斜截面受剪承載力計算的截面位置。在一般情況下
是指最可能發生斜截面破壞的位置，包括可能受力最大的梁端截面、截面尺寸
突然變化處、箍筋和彎起鋼筋變化處等。
6。3。36。3。36。3。36。3。3 由於混凝土受彎構件受剪破壞的影響因素眾多，破壞形態複雜，對混凝
土構件受剪機理的認識尚欠不足，至今未能象正截面承載力計算一樣建立一套
較完整的理論體系。國外各主要規範及國內各行業標準中斜截面承載力計算方
法各異，計算模式也不盡相同。
對無腹筋受彎構件的斜截面受剪承載力計算，根據收集到的大量均布荷載作
用下無腹筋簡支淺梁、無腹筋簡支短梁、無腹筋簡支深梁以及無腹筋連續淺梁的
試驗資料，以支座處的剪力值為依據進行分析，可得到承受均布荷載為主的一般
無腹筋受彎構件的受剪承載力。本條規定的受剪承載力計算公式是偏下限的保守
規定。
6。3。46。3。46。3。46。3。4 02 版規範的受剪承載力設計公式分為集中荷載和均布荷載兩種情況，較
國外多數國家的規範煩瑣，且兩個公式在臨界集中荷載為主附近的計算值不協
調，甚至差異過大。因此，建立一個統一的受剪承載力計算公式是規範修訂和
發展的趨勢。
考慮到我國的國情和設計習慣，過去規範的受剪承載力設計公式分兩種情況
用於設計也是可行的，此次修訂實質上仍保留了受剪承載力計算的兩種形式，只
是在原有受彎構件兩個斜截面承載力計算公式的基礎上進行了改進，混凝土項系
數不變，僅對均布荷載公式的箍筋項係數做了適當調整，由 1。25 改為 1。0。 通
過對 55 個均布荷載作用下有腹筋簡支梁構件試驗的資料進行分析，結果表明，
此次修訂公式的可靠度有一定程度的提高，但與國外主要規範相比依然處於較低
水平。採用本次修訂公式進行設計時，箍筋用鋼量比 02 版規範計算值可能增加
約 25％。箍筋項係數由 1。25 改為 1。0，也是為將來建立統一的受剪承載力計算公
式打下基礎。
試驗研究表明，預應力對構件的受剪承載力起有利作用，主要因為預壓應
力能阻滯斜裂縫的出現和開展，增加了混凝土剪壓區高度，從而提高了混凝土剪
249
壓區所承擔的剪力。
根據試驗分析，預應力混凝土梁受剪承載力的提高主要與預加力的大小及
其作用點的位置有關。此外，試驗還表明，預加力對梁受剪承載力的提高作用應
給予限制。因此，預應力混凝土梁受剪承載力的計算，可在非預應力梁的計算公
式基礎上，加上一項施加預應力所提高的受剪承載力設計值 0。05Np0，且當 Np0
超過 0。3fcA0 時，只取 0。3fcA0，以達到限制的目的。同時，它僅適用於預應力混
凝土簡支梁，且只有當 Np0 對梁產生的彎矩與外彎矩相反時才能予以考慮。對於
預應力混凝土連續梁，尚未作深入研究；此外，對允許出現裂縫的預應力混凝土
簡支梁，考慮到構件達到承載力時，預應力可能消失，在未有充分試驗依據之前 ，
暫不考慮預應力對截面抗剪承載力的有利作用。
6。3。56。3。56。3。56。3。5～6。3。66。3。66。3。66。3。6 試驗表明，與破壞斜截面相交的非預應力彎起鋼筋和預應力彎起鋼
筋可以提高構件的斜截面受剪承載力，因此，除垂直於構件軸線的箍筋外，彎起
鋼筋也可以作為構件的抗剪鋼筋。（6。3。5）式給出了箍筋和彎起鋼筋並用時，斜截
面受剪承載力的計算公式。考慮到彎起鋼筋與破壞斜截面相交位置的不定性，其
應力可能達不到屈服強度，因此在公式中引入了彎起鋼筋應力不均勻係數 0。8。
由於每根彎起鋼筋只能承受一定範圍內的剪力，當按第 6。3。6 條的規定確定
剪力設計值並按公式（6。3。5）計算彎起鋼筋時，其配筋構造應符合本規範第 9。2。8
條的規定。
6。3。76。3。76。3。76。3。7 試驗表明，箍筋能抑制斜裂縫的發展，在不配置箍筋的梁中，斜裂縫的突
然形成可能導致脆性的斜拉破壞。因此，本條規定當剪力設計值小於無腹筋梁的
受剪承載力時，應按本規範第 9。2。9 條的規定配置最小用量的箍筋；這些箍筋還
能提高構件抵抗超載和承受由於變形所引起應力的能力。
02 版規範中，本條計算公式也分為一般受彎構件和集中荷載作用下的獨立
梁兩種形式，此次修訂與第 6。3。4 條相協調，統一為一個公式。
6。3。86。3。86。3。86。3。8 受拉邊傾斜的受彎構件，其受剪破壞的形態與等高度的受彎構件相類似；
但在受剪破壞時，其傾斜受拉鋼筋的應力可能發揮得比較高，在受剪承載力中將
佔有相當的比例。根據試驗結果的分析，提出了公式（6。3。8-2），並與等高度的受
彎構件的受剪承載力公式相匹配，給出了公式（6。3。8-1）。
6。3。96。3。96。3。96。3。9～6。3。106。3。106。3。106。3。10 受彎構件斜截面的受彎承載力計算是在受拉區縱向受力鋼筋達到
250
屈服強度的前提下給出的，此時，在公式（6。3。9-1）中所需的斜截面水平投影長度c，
可由公式（6。3。9-2）確定。
如果構件設計符合第 6。3。10 條列出的相關規定，構件的斜截面受彎承載力一
般可滿足第 6。3。9 條的要求，因此可不進行斜截面的受彎承載力計算。
6。3。116。3。116。3。116。3。11～6。3。146。3。146。3。146。3。14 試驗研究表明，軸向壓力對構件的受剪承載力起有利作用，主要
是因為軸向壓力能阻滯斜裂縫的出現和開展，增加了混凝土剪壓區高度，從而提
高混凝土所承擔的剪力。在軸壓比限值範圍內，斜截面水平投影長度與相同引數
的無軸壓力梁相比基本不變，故對箍筋所承擔的剪力沒有明顯的影響。
軸向壓力對構件受剪承載力的有利作用也是有限度的，當軸壓比在 0。3～0。5
的範圍時，受剪承載力達到最大值；若再增加軸向壓力，將導致受剪承載力的降
低，並轉變為帶有斜裂縫的正截面小偏心受壓破壞，因此應對軸向壓力對截面受
剪承載力的提高幅度予以限制。
基於上述考慮，透過對偏壓構件、框架柱試驗資料的分析，對矩形截面的
鋼筋混凝土偏心構件的斜截面受剪承載力計算，可在集中荷載作用下的矩形截面
獨立梁計算公式的基礎上，加一項軸向壓力所提高的受剪承載力設計值，即
，且當 時，規定僅取為 ，相當於試驗結果的偏下值。N07。0 AfN c3。0＞ Af c3。0
對承受軸向壓力的框架結構的框架柱，由於柱兩端受到約束，當反彎點在
層高範圍內時，其計算截面的剪跨比可近似取 ；而對其它各類結構的框）2（ 0hH n
架柱的剪跨比則取為 ，與截面承受的彎矩和剪力有關。同時，本條還規定0VhM
了計算剪跨比取值的上、下限限值。
偏心受拉構件的受力特點是：在軸拉力作用下，構件上可能產生橫貫全截
面、垂直於杆軸的初始垂直裂縫；施加橫向荷載後，構件頂部裂縫閉合而底部裂
縫加寬，且斜裂縫可能直接穿過初始垂直裂縫向上發展，也可能沿初始垂直裂縫
延伸再斜向發展。斜裂縫呈現寬度較大、傾角較大，斜裂縫末端剪壓區高度減小 ，
甚至沒有剪壓區，從而截面的受剪承載力要比受彎構件的受剪承載力有明顯的降
低。根據試驗結果並偏穩妥地考慮，減去一項軸向拉力所降低的受剪承載力設計
值，即 0。2N。此外，6。3。14 條還對受拉截面總受剪承載力設計值的下限值和箍筋
的最小配筋特徵值作了規定。
對矩形截面鋼筋混凝土偏心受壓和偏心受拉構件受剪要求的截面限制條
件，取與第 6。3。1 條的規定相同，較 02 版規範的規定略為加嚴。
251
與 02 版規範公式比較，本次修訂的偏心受力構件斜截面受剪承載力計算公
式，只對 02 版規範公式中的混凝土項採用公式（6。3。4-4）中的混凝土項代替，並將
適用範圍由矩形截面擴大到 T 形和 I 形截面，且箍筋項的係數取為 1。0。偏心受
壓構件受剪承載力計算公式（6。3。12）及偏心受拉構件受剪承載力計算公式（6。3。14）
與試驗資料相比較，計算值也是取試驗結果的偏低值。
6。3。156。3。156。3。156。3。15 在分析了國內外一定數量圓形截面受彎構件、偏心受壓構件試驗資料的
基礎上，借鑑國外有關規範的相關規定，提出了採用等效慣性矩原則確定等效截
面寬度和等效截面高度的取值方法，從而對圓形截面受彎和偏心受壓構件，可直
接採用配置垂直箍筋的矩形截面受彎和偏心受壓構件的受剪承載力計算公式進
行計算。
6。3。166。3。166。3。166。3。16～6。3。196。3。196。3。196。3。19 試驗表明，矩形截面鋼筋混凝土柱在斜向水平力作用下的抗剪性
能與在單向水平荷載作用下的受剪效能存在著明顯的差別。根據國外的有關研究
資料以及國內配置周邊箍筋的斜向受剪試件的試驗結果，分析表明，構件的受剪
承載力大致服從橢圓規律：
（6。2）12
uy
y2
ux
x =⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛VV
VV
第 6。3。16 條採用了以橢圓規律的受剪承載力方程式為基礎、並與單向偏心
受壓構件受剪的截面要求相銜接的表示式。
02 版規範對雙向受剪計算採用的“超強係數法”是對總的受剪承載力，即
箍筋與混凝土項都進行了折減。進一步分析表明，這種折減方法有不合理之處。
簡單按照正向受剪承載力公式計算雙向受剪承載力偏於不安全，主要原因是由於
在設計時重複考慮了混凝土的抗剪作用，即混凝土截面既全部用於抵抗 X 方向
的剪力，又全部用於抵抗 Y 方向的剪力，因而過高的估計了混凝土的抗剪作用。
將混凝土的斜向受剪承載力進行分解，在 X、Y 方向對混凝土項是兩項相
關的。而 X、Y 方向的箍筋各自承擔 X、Y 方向的剪力，箍筋在 X、Y 方向不相
關，互不影響。基於以上考慮，在雙向受剪承載力計算公式中，僅對混凝土項折
減，而不對箍筋項折減。
考慮到計算方法的簡潔以及混凝土項兩向相關的影響，雙向受剪承載力計
算仍採用橢圓模式。為了簡化計算，對剪力設計值 V 的作用方向與 x 軸的夾角θ
在 時，可僅按單向受剪構件進行承載力計算。0 0 0 00 ~ 10 80 ~ 90和
252
由分析，在雙向受剪的 6。3。18 條公式中，前後項的 或 代表的意義θcos θsin
是不同的。
6。3。206。3。206。3。206。3。20 本條規定與 02 版規範相同，目的是規定剪力牆截面尺寸的最小值，或者
說限制了剪力牆截面的最大名義剪應力值。剪力牆的名義剪應力值過高，會在早
期出現斜裂縫，抗剪鋼筋不能充分發揮作用，即使配置很多抗剪鋼筋，也會過早
發生剪下破壞。
6。3。216。3。216。3。216。3。21～6。3。226。3。226。3。226。3。22 在剪力牆設計時，透過構造措施防止發生剪拉破壞和斜壓破壞，
透過計算確定牆中水平鋼筋，防止發生剪下破壞。
偏心受壓構件中，軸壓力有利於抗剪承載力，但壓力增大到一定程度後，對
抗剪的有利作用減小，因此對軸力的取值加以限制。
偏拉構件中，考慮了軸向拉力的不利影響。
6。3。236。3。236。3。236。3。23 剪力牆連梁的斜截面受剪承載力計算，採用和普通框架樑一致的截面承
載力計算方法。
6。46。46。46。4 扭曲截面承載力計算
6。4。1~6。4。26。4。1~6。4。26。4。1~6。4。26。4。1~6。4。2 混凝土扭曲截面承載力計算的截面限制條件是以 不大於 6 的試bhw
驗為依據的。公式（6。4。1-1）、（6。4。1-2）的規定是為了保證構件在破壞時混凝土不首
先被壓碎。 包括高強混凝土構件在內的超配筋純扭構件試驗研究表明，02 版規
範相應公式的安全度略低，為此，在公式（6。4。1-1）、（6。4。1-2）中的純扭構件截面限
制條件取用 ；當 T====0 時，公式（6。4。1-1）、（6。4。1-2）可與本規範（ ） tc2。0~16。0 WfT =第 6。3。1 條的公式相協調。
6。4。36。4。36。4。36。4。3 本條對常用的 T 形、I 形和箱形截面受扭塑性抵抗矩的計算方法作了具體
規定。
T 形、I 形截面可劃分成矩形截面：先按截面總高度確定腹板截面，然後再
劃分受壓翼緣和受拉翼緣。
本條提供的截面受扭塑性抵抗矩公式是近似的，主要是為了方便受扭承載力
的計算。
6。4。46。4。46。4。46。4。4 公式（6。4。4-1）是根據試驗統計分析後，取用試驗資料的偏低值給出的。經
過對高強混凝土純扭構件的試驗驗證，該公式仍然適用。
253
試驗表明，當 值在 0。3～2。0 範圍內，鋼筋混凝土受扭構件破壞時，其縱ζ
筋和箍筋基本能達到屈服強度。為穩妥起見，取限制條件為 0。6≤ ≤1。7。當ζ ζ
＞1。7 時取 1。7；當 接近 1。2 時為鋼筋達到屈服的最佳值。因截面內力平衡的需ζ
要，對不對稱配置縱向鋼筋的情況，在計算中只取對稱佈置的縱向鋼筋截面面積 。
預應力混凝土純扭構件的試驗研究表明，預應力可提高構件受扭承載力的
前提是縱向鋼筋不能屈服，當預加力產生的混凝土法向壓應力不超過規定的限值
時，純扭構件受扭承載力可提高 0。08 。考慮到實際上應力分佈不均勻性等t0
p0 WA
N
不利影響，在條文中該提高值取為 0。05 ，且僅限於偏心距 且t0
p0 WA
N6p0 he ≤ ζ
不小於 1。7 的情況；在計算 時，不考慮預應力鋼筋的作用。ζ
試驗研究還表明，對預應力的有利作用，應有所限制：當 大於p0N 0c3。0 Af
時，取 。0c3。0 Af
6。4。66。4。66。4。66。4。6 試驗研究表明，對受純扭作用的箱形截面構件，當壁厚符合一定要求時，
其截面的受扭承載力與實心截面是類同的。在公式（6。4。6-1）中的混凝土項受扭承
載力與實心截面的取法相同，即取箱形截面開裂扭矩的 50%，此外，尚應乘以箱
形截面壁厚的影響係數 ；鋼筋項受扭承載力取與實心矩形截面相同。透過國hα
內外試驗結果的分析比較，公式（6。4。6-1）的取值是穩妥的。
6。4。76。4。76。4。76。4。7 試驗研究表明，軸向壓力對縱筋應變的影響十分顯著；由於軸向壓力能使
混凝土較好地參加工作，同時又能改善混凝土的咬合作用和縱向鋼筋的銷栓作
用，因而提高了構件的受扭承載力。在本條公式中考慮了這一有利因素，它對受
扭承載力的提高值偏安全地取為 0。07 。ANW /t
試驗表明，當軸向壓力大於 時，構件受扭承載力將會逐步下降，因Afc65。0
此，在條文中對軸向壓力的上限值作了穩妥的規定，即取為 。Af c3。0
6。4。86。4。86。4。86。4。8 無腹筋剪扭構件的試驗研究表明，無量綱剪扭承載力的相關關係符合四分
之一圓的規律；對有腹筋剪扭構件，假設混凝土部分對剪扭承載力的貢獻與無腹
筋剪扭構件一樣，也可認為符合四分之一圓的規律。
本條公式適用於鋼筋混凝土和預應力混凝土剪扭構件，它是根據有腹筋構件
的剪扭承載力為四分之一圓的相關曲線作為校正線，採用混凝土部分相關、鋼筋
部分不相關的近似擬合公式，此時，可找到剪扭構件混凝土受扭承載力降低係數
，其值略大於無腹筋構件的試驗結果，但採用此 值後與有腹筋構件的四分β t β t
254
之一圓相關曲線較為接近。
經分析表明，在計算預應力混凝土構件的 時，可近似取與非預應力構件相β t
同的計算公式，而不考慮預應力合力 Np0的影響。
6。4。96。4。96。4。96。4。9 本條規定了 T 形和 I 形截面剪扭構件承載力計算方法。腹板部分要承受全
部剪力和分配給腹板的扭矩，此規定可與受彎構件的受剪承載力計算相協調；翼
緣僅承受所分配的扭矩，但翼緣中配置的箍筋應貫穿整個翼緣。
6。4。106。4。106。4。106。4。10 根據鋼筋混凝土箱形截面純扭構件受扭承載力計算公式（6。4。6-1）並藉助
第 6。4。8 條剪扭構件的相同方法，可匯出公式（6。4。10-1）至公式（6。4。10-3），經與箱
形截面試件的試驗結果比較，所提供的方法是穩妥的。
6。4。116。4。116。4。116。4。11 在軸向拉力 N 作用下構件的受扭承載力可表示為：
（6。3）N Nu c sT T T= +
式中： ——混凝土承擔的扭矩；NcT
——鋼筋承擔的扭矩。NsT
1111 混凝土承擔的扭矩
考慮軸拉力對構件抗裂效能的影響，拉扭構件的開裂扭矩可按下式計算：
（6。4）ttN
cr WfT ⋅⋅⋅= ωγ
式中， 為拉扭構件的開裂扭矩； 為考慮截面不能完全進入塑性狀態等的綜crT γ
合係數，取 ； 為軸拉力影響係數，根據最大主應力理論，可按下列公式7。0=γ ω
計算：
（6。5）t
t
fσ
ω −= 1
（6。6）AN
t =σ
從而有：
（6。7）t
ttt
Ncr f
WfT σ−⋅⋅⋅= 17。0
對於鋼筋混凝土純扭構件混凝土承擔的扭矩，本規範取為：
（6。8）ttcrc WfTT 35。05。000 ==
255
拉扭構件中混凝土承擔的扭矩，本規範取為：
（6。9）t
ttt
Ncr
Nc f
WfTT σ−== 135。05。0
當 時， 近似以 表述，因此有：1≤t
t
fσ
t
t
fσ
−1t
t
f75。11
σ−
（6。10）tttttt
tNcr
Nc WA
NWfWff
TT 2。035。0）75。1
1（35。021
−=⋅−==σ
2222 鋼筋部分承擔的扭矩
對於拉扭構件，軸拉力 使縱筋產生拉應力，因此縱筋的受扭作用受到削N
弱，從而降低了構件的抗扭承載力。根據變角度空間桁架模型和斜彎理論，其受
扭承載力可按下式計算：
（6。11）s
AAfuAf
sNAfT corstyv
corstyv
slyu
⋅⋅
⋅⋅
⋅−⋅= 1
1
）（2
鋼筋部分承擔的扭矩仍按照規範規定取為：
（6。12）sAAfT corstyvs⋅
= 12。1 ζ
綜上分析，即可得出本條公式（6。4。11-1）。
與國內進行的 25 個拉扭試件的試驗結果比較，本條公式的計算值與試驗值
之比的平均值為 0。947（0。755～1。189），是可以接受的。
6。4。126。4。126。4。126。4。12 對彎剪扭構件，當 或 時，剪力對構件0c035。0 bhfV ≤ ）1/（875。0 0t +≤ λbhfV
承載力的影響可不予考慮，此時，構件的配筋由正截面受彎承載力和受扭承載力
的計算確定；同理， 或 時，扭矩對構件承載力的影tt175。0 WfT ≤ tth175。0 WfT α≤
響可不予考慮，此時，構件的配筋由正截面受彎承載力和斜截面受剪承載力的計
算確定。
6。4。136。4。136。4。136。4。13 分析表明，按照本條規定的配筋方法，構件的受彎承載力、受剪承載力
與受扭承載力之間具有相關關係，且與試驗結果大致相符。
6。4。146。4。146。4。146。4。14～6。4。166。4。166。4。166。4。16 在鋼筋混凝土矩形截面框架柱受剪扭承載力計算中，考慮了軸向
壓力的有利作用。分析表明，在 計算公式中可不考慮軸向壓力的影響，仍可β t
按公式（6。4。8-3）進行計算。
當 時，則可忽略扭矩對框架柱承載力的影響。（ ）ANWfT 035。0175。0 tt +≤6。4。176。4。176。4。176。4。17 本條給出了在軸向拉力、彎矩、剪力和扭矩共同作用下的鋼筋混凝土矩
形截面框架柱的剪、扭承載力設計計算公式。與在軸向壓力、彎矩、剪力和扭矩
256
共同作用下鋼筋混凝土矩形截面框架柱的剪、扭承載力 計算公式相同，為簡tβ
化並方便設計，不考慮軸向拉力的影響，與考慮軸向拉力影響的 計算公式比tβ
較， 計算值略有降低， 值略有提高，從而受扭鋼筋用量略有增大，受tβ tβ−5。1
剪箍筋用量則略有減小，但箍筋總用量沒有顯著差別。
6。56。56。56。5 受衝切承載力計算受衝切承載力計算受衝切承載力計算受衝切承載力計算
6。5。16。5。16。5。16。5。1 02 版規範的受衝切承載力計算公式，形式簡單，計算方便，但與國外規
范進行對比，在多數情況下略顯保守，且考慮因素不夠全面。根據不配置箍筋或
彎起鋼筋的鋼筋混凝土板的試驗資料的分析，參考國內外有關規範，本次修保留
了 02 版規範的公式形式，僅將公式中的係數 0。15 提高到 0。25。
本條具體規定的考慮因素如下：
1111 截面高度的尺寸效應。截面高度的增大對受衝切承載力起削弱作用，為
此，在公式（6。5。1）中引入了截面尺寸效應係數 ，以考慮這種不利的影響。hβ
2222 預應力混凝土板受衝切承載力的計算。試驗研究表明，雙向預應力對板
柱節點的衝切承載力起有利作用，主要是由於預應力的存在阻滯了斜裂縫的出現
和開展，增加了混凝土剪壓區的高度。公式（6。5。1）主要是參考美國 ACI318 規範
和我國《無粘結預應力混凝土結構技術規程》JGJ 92 的作法，對預應力混凝土板
受衝切承載力的計算作了規定。與國內外試驗資料進行比較表明，公式（6。5。1）的
取值是偏於安全的。
對單向預應力板，由於缺少試驗資料，暫不考慮預應力的有利作用。
3333 參考美國 ACI 318 等有關規範的規定，給出了兩個調整係數 、 的計1η 2η
算公式（6。5。1-2）、（6。5。1-3）。對矩形形狀的載入面積邊長之比作了限制，因為邊長
之比大於 2 後，剪力主要集中於角隅，將不能形成嚴格意義上的衝切極限狀態的
破壞，受衝切承載力達不到預期的效果，為此，引入了調整係數 ，且基於穩妥1η
的考慮，對載入面積邊長之比作了不宜大於 4 的限制；此外，當臨界截面相對周
長 過大時，同樣會引起對受衝切承載力的降低。有必要指出，公式（6。5。1-2）0m / hu
是在美國 ACI 規範的取值基礎上略作調整後給出的。公式（6。5。1-1）的係數 只能η
257
取 、 中的較小值，以確保安全。1η 2η
本條中所指的臨界截面是為了簡明表述而設定的截面，它是衝切最不利的
破壞錐體底面線與頂面線之間的平均周長 處板的垂直截面。板的垂直截面，mu
對等厚板為垂直於板中心平面的截面，對變高度板為垂直於板受拉麵的截面。
對非矩形截面柱（異形截面柱）的臨界截面周長，選取周長 的形狀要呈凸mu
形折線，其折角不能大於 1800，由此可得到最小的周長，此時在區域性周長區段離
柱邊的距離允許大於 /2。0h
6。5。26。5。26。5。26。5。2 為滿足建築功能的要求，有時要在柱邊附近設定垂直的孔洞。板中開孔會
減小衝切的最不利周長，從而降低板的受衝切承載力。在參考了國外規範的基礎
上給出了本條的規定。
6。5。36。5。36。5。36。5。3～6。5。46。5。46。5。46。5。4 當混凝土板的厚度不足以保證受衝切承載力時，可配置抗衝切鋼
筋。試驗表明，配有衝切鋼筋的鋼筋混凝土板，其破壞形態和受力特性與有腹筋
梁相類似，當抗衝切鋼筋的數量達到一定程度時，板的受衝切承載力幾乎不再增
加。為了使抗衝切箍筋或彎起鋼筋能夠充分發揮作用，本條規定了板的受衝切截
面限制條件，即公式（6。5。3-1），相當於不配置抗衝切鋼筋的混凝土板抗衝切承載
力的 1。5 倍；同時，實際上也是對抗衝切箍筋或彎起鋼筋數量的限制，以避免其
不能充分發揮作用和使用階段在區域性荷載附近的斜裂縫過大。
鋼筋混凝土板配置抗衝切鋼筋後，在混凝土與抗衝切鋼筋共同作用下，混
凝土項的抗衝切承載力 與無抗衝切鋼筋板的承載力 的關係，各國規範取法cV ′ cV
並不一致，如我國、美國及加拿大規範取 ，CEB-FIP MC 90 規範及歐c c0。5V V′ =
洲規範 EN 2 取 ，英國規範 3BS 8110 及俄羅斯規範取 。我國的c c0。75V V′ = c cV V′ =
試驗及理論分析表明，在混凝土與抗衝切鋼筋共同作用下，02 版規範取混凝土
所能提供的承載力是無抗衝切鋼筋板承載力的 0。5 倍，取值偏低。根據國內外的
試驗研究，並考慮混凝土開裂後骨料咬合、配筋剪下摩擦有利作用等，在抗衝切
鋼筋配置區，本次修訂將混凝土所能承擔的承載力 適當提高，取無抗衝切鋼cV ′
筋板承載力 的約 0。8 倍。與試驗結果比較，本條給出的受衝切承載力計算公式cV
258
是偏於安全的。
本條提及的其他形式的抗衝切鋼筋，包括但不限於工字鋼、槽鋼、抗剪錨
栓、扁鋼 U 型箍等。
6。5。56。5。56。5。56。5。5 階形基礎的衝切破壞可能會在柱與基礎交接處或基礎變階處發生，這與階
形基礎的形狀、尺寸有關。對階形基礎受衝切承載力計算公式，也引進了本規範
第 6。5。1 條的截面高度影響係數 。在確定基礎的 時，取用最大的地基反力值，hβ lF
是偏於安全的。
6。5。66。5。66。5。66。5。6 板柱節點傳遞不平衡彎矩時，其受力特性及破壞形態更為複雜。為安全起
見，對板柱節點存在不平衡彎矩時的受衝切承載力計算，借鑑了美國 ACI 318 規
範和我國的《無粘結預應力混凝土結構技術規程》JGJ 92 的有關規定，在本條中
提出了考慮問題的原則，具體可按本規範附錄 F 計算。
6。66。66。66。6 區域性受壓承載力計算區域性受壓承載力計算區域性受壓承載力計算區域性受壓承載力計算
6。6。16。6。16。6。16。6。1 本條對配置間接鋼筋的混凝土結構構件區域性受壓區截面尺寸規定了限制
條件。
1111 試驗表明，當局壓區配筋過多時，局壓板底面下的混凝土會產生過大的
下沉變形；當符合公式（6。6。1-1）時，可限制下沉變形不致過大。為適當提高可靠
度，將公式右邊抗力項乘以係數 0。9。式中係數 1。35 系由 89 版規範公式中的系
數 1。5 乘以 0。9 而給出。
2222 為了反映混凝土強度等級提高對區域性受壓的影響，引入了混凝土強度影
響係數 。cβ
3333 在計算混凝土區域性受壓時的強度提高係數 （也包括本規範第 6。6。3 條的lβ
）時，不應扣除孔道面積，經試驗校核，此種計算方法比較合適。corβ
4444 在預應力錨頭下的區域性受壓承載力的計算中，按本規範第 6。1。1 條的規定 ，
當預應力作為荷載效應且對結構不利時，其荷載效應的分項係數取為 1。2。
6。6。26。6。26。6。26。6。2 計算底面積 Ab的取值採用了“同心、對稱”的原則。要求計算底面積 Ab
與局壓面積 Al 具有相同的重心位置，並呈對稱；沿 Al各邊向外擴大的有效距離
不超過受壓板短邊尺寸 b（對圓形承壓板，可沿周邊擴大一倍直徑），此法便於記
憶和使用。
259
對各型別墊板試件的試驗表明，試驗值與計算值符合較好，且偏於安全。試
驗還表明，當構件處於邊角局壓時， 值在 1。0 上下波動且離散性較大，考慮使lβ
用簡便、形式統一和保證安全（溫度、混凝土的收縮、水平力對邊角局壓承載力
的影響較大），取邊角局壓時的 =1。0 是恰當的。lβ
6。6。36。6。36。6。36。6。3 試驗結果表明，配置方格網式或螺旋式的間接鋼筋的區域性受壓承載力，可
表達為混凝土項承載力和間接鋼筋項承載力之和。間接鋼筋項承載力與其體積配
筋率有關，且隨混凝土強度等級的提高，該項承載力有降低的趨勢，為了反映這
個特性，公式中引入了係數 。為便於使用且保證安全，係數 與本規範附錄第α α
E。3。2 條的取值相同。基於與本規範第 6。5。1 條同樣的理由，在公式（6。6。3-1）也
考慮了折減係數 0。9。
本條還規定了 作為條件；當 時，在計算中只能取cor 1。25 lA A> bcor AA >
。這些規定用以保證充分發揮間接鋼筋的作用，且能確保安全。lAA =cor
為避免長、短兩個方向配筋相差過大而導致鋼筋不能充分發揮強度，對公
式（6。6。3-2）規定了配筋量的限制條件。
間接鋼筋的體積配筋率取為核心面積 Acor 範圍內單位混凝土體積所含間接
鋼筋的體積。
6。76。76。76。7 疲勞驗算疲勞驗算疲勞驗算疲勞驗算
6。7。16。7。16。7。16。7。1 本條保留了 02 版規範的基本假定。試驗研究表明，這些假定可作為本規
範第 6。7。5 條和第 6。7。12 條建立鋼筋混凝土和預應力混凝土受彎構件正截面承載
力疲勞應力公式的依據。
6。7。26。7。26。7。26。7。2 本條是根據本規範第 3。1。4 條和吊車出現在跨度不大於 12m 的吊車樑上的
可能情況而作出的規定。
6。7。36。7。36。7。36。7。3 本條明確規定，鋼筋混凝土、預應力混凝土受彎構件正截面和斜截面疲勞
驗算中起控制作用的部位需作相應的應力或應力幅計算。
6。7。46。7。46。7。46。7。4 國內外試驗研究表明，影響鋼筋疲勞強度的主要因素為應力幅，即
（ ），所以在本節中涉及鋼筋的疲勞應力均按應力幅驗算。σ σmax − min
6。7。56。7。56。7。56。7。5～6。7。66。7。66。7。66。7。6 按照本規範第 6。7。1 條的基本假定，具體給出了鋼筋混凝土、預應
力混凝土受彎構件正截面疲勞驗算中相應的應力、應力幅公式以及所需的截面特
260
徵值計算公式。
6。7。76。7。76。7。76。7。7～6。7。96。7。96。7。96。7。9 鋼筋混凝土受彎構件斜截面的疲勞驗算分為兩種情況：第一種情
況，當按公式（6。7。8）計算的剪應力 符合公式（6。7。7-1）時，表示截面混凝土可全fτ
部承擔，僅需按構造配置箍筋；第二種情況，當剪應力 不符合公式（6。7。7-1）時 ，fτ
該區段的剪應力應由混凝土和垂直箍筋共同承擔。試驗表明，受壓區混凝土所承
擔的剪應力 值，與荷載值大小、剪跨比、配筋率等因素有關，在公式（6。7。9-1）fcτ
中取 是較穩妥的。ftfc 1。0 f=τ
對上述兩種情況，按照我國以往的經驗，對 部分的剪應力應由垂直（ ）fcf ττ −箍筋和彎起鋼筋共同承擔。但國內的試驗表明，同時配有垂直箍筋和彎起鋼筋的
斜截面疲勞破壞，都是彎起鋼筋首先疲勞斷裂；按照 43°桁架模型和開裂截面的
應變協調關係，可得到密排彎起鋼筋應力 與垂直箍筋應力 之間的關係式：sbσ svσ
（6。13）（ ）2svsb cossin αασσ +=式中， 為彎起鋼筋的彎起角。顯然，由上式可得 的結論。α svsb σσ >
為了防止配置少量彎起鋼筋而引起疲勞破壞，由此導致垂直箍筋所能承擔的
剪力大幅度降低，本規範不提倡採用彎起鋼筋作為抗疲勞的抗剪鋼筋（密排斜向
箍筋除外），所以在第 6。7。9 條僅提供配有垂直箍筋的應力幅計算公式。
6。7。16。7。16。7。16。7。11111 基本保留了 02 版規範對要求不出現裂縫的預應力混凝土受彎構件的疲
勞應力驗算要求和方法；對非預應力鋼筋和預應力鋼筋，則改用應力幅的驗算方
法。
6。7。126。7。126。7。126。7。12由於本規範第 3。5。5 條規定預應力混凝土吊車梁應按不出現裂縫的要求設
計，故本規範不提供對允許出現裂縫的預應力混凝土受彎構件的疲勞強度驗算公
式。按條文公式計算的混凝土應力 和 ，是指在截面同一纖維計算點處f minc，σf
maxc，σ
一次迴圈過程中的最小應力和最大應力，其最小、最大以其絕對值進行判別，且
拉應力為正、壓應力為負；在計算 中，應注意應力的正負號及f maxc，f
minc，f /σσρ =
最大、最小應力的取值。
261
7777 正常使用極限狀態驗算正常使用極限狀態驗算正常使用極限狀態驗算正常使用極限狀態驗算
7。17。17。17。1 裂縫控制驗算裂縫控制驗算裂縫控制驗算裂縫控制驗算
7。1。17。1。17。1。17。1。1 根據本規範第 3。5。4 條的規定，具體給出了對鋼筋混凝土和預應力混凝土
構件邊緣應力、裂縫寬度的驗算要求。
有必要指出，按機率統計的觀點，符合公式（7。1。1-2）情況下，並不意味著構
件絕對不會出現裂縫；同樣，符合公式（7。1。1-3）的情況下，構件由荷載作用而產
生的最大裂縫寬度大於最大裂縫限值大致會有 5%的可能性。
7。1。27。1。27。1。27。1。2 本次修訂，構件最大裂縫寬度的基本計算公式仍採用 02 版規範的形式：
（7。1）max s mlw wτ τ=
式中，wm平均裂縫寬度，按下式計算：
（7。2）skm c crs
w lEσ
α ψ=
根據對各類受力構件的平均裂縫間距的試驗資料進行了統計分析，當最外層
縱向受拉鋼筋外邊緣至受拉區底邊的距離 cs 不大於 65mm 時，對配置帶肋鋼筋
混凝土構件的平均裂縫間距仍按 02 版規範的計算公式：
（7。3）⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+=
tecr 08。09。1 ρ
βdcl
此處，對軸心受拉構件，取 =1。1；對其他受力構件，均取 =1。0。β β
根據近年來進行的配置箍筋的受彎構件裂縫寬度試驗結果，箍筋間距與平均
裂縫間距 有一定的對應關係，故本次修訂提出當計算的 大於構件箍筋間距crl crl
時，可取 為構件箍筋間距。crl
當配置不同鋼種、不同直徑的鋼筋時，公式（7。3）中 d 應改為等效直徑 deq，
可按本條公式（7。1。3-3）進行計算確定，其中考慮了鋼筋混凝土和預應力混凝土構
件配置不同的鋼種，鋼筋表面形狀以及預應力鋼筋採用先張法或後張法（灌漿）等
不同的施工工藝，它們與混凝土之間的粘結效能有所不同，這種差異將透過等效
直徑予以反映。為此，對鋼筋混凝土用鋼筋，根據國內有關試驗資料；對預應力
鋼筋，參照歐洲混凝土橋樑規範 EN 1992-2：2005 的規定，給出了正文表 7。1。3-2
262
的鋼筋相對粘結特性係數。對有粘結的預應力鋼筋 di 的取值，可按照
求得，其中 本應取為預應力鋼筋與混凝土的實際接觸周長；分析pp /4 uAd i = pu
表明，按照上述方法求得的 di值與按預應力鋼筋的公稱直徑進行計算，兩者較為
接近。為簡化起見，對 di統一取用公稱直徑。對環氧樹脂塗層鋼筋的相對粘結特
性係數是根據試驗結果確定的。
根據試驗研究結果，受彎構件裂縫間縱向受拉鋼筋應變不均勻係數的基本公
式可表述為：
（7。4）⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛−=
k
cr1 1 M
Mωψ
公式（7。4）可作為規範簡化公式的基礎，並擴充套件應用到其他構件。式中系
數 與鋼筋和混凝土的握裹力有一定關係，對光圓鋼筋， 則較接近 1。1。根據1ω 1ω
偏拉、偏壓構件的試驗資料，以及為了與軸心受拉構件的計算公式相協調，將
統一為 1。1。同時，為了簡化計算，並便於與偏心受力構件的計算相協調，將1ω
上式展開並作一定的簡化，就可得到以鋼筋應力 為主要引數的公式（7。1。3-2）。sσ
為反映裂縫間混凝土伸長對裂縫寬度影響的係數。根據近年來國內多家單cα
位完成的配置 400MPa、500MPa 帶肋鋼筋的鋼筋混凝土、預應力混凝土梁的裂
縫寬度載入試驗結果，經分析統計，試驗平均裂縫寬度 wm均小於原規範公式計
算值。根據試驗資料綜合分析，本次修訂對受彎、偏心受壓構件統一取 =0。77，cα
其他構件仍同 02 規範，即 =0。85。cα
短期裂縫寬度的擴大系數 ，根據試驗資料分析，對受彎構件和偏心受壓構sτ
件，取 =1。66；對偏心受拉和軸心受拉構件，取 =1。9。擴大系數 的取值的sτ sτ sτ
保證率約為 95％。
根據試驗結果，給出了考慮長期作用影響的擴大系數 =1。5。lτ
試驗表明，對偏心受壓構件，當 時，裂縫寬度較小，均能符合55。000 ≤he
要求，故規定不必驗算。
在計算平均裂縫間距 lcr和 時引進了按有效受拉混凝土面積計算的縱向受ψ
拉配筋率 ，其有效受拉混凝土面積取 ，由此可達到teρ ffte ）（5。0 hbbbhA −+= ψ
計算公式的簡化，並能適用於受彎、偏心受拉和偏心受壓構件。經試驗結果校準 ，
尚能符合各類受力情況。
鑑於對配筋率較小情況下的構件裂縫寬度等的試驗資料較少，採取當 ＜teρ
0。01 時，取 =0。01 的辦法，限制計算最大裂縫寬度的使用範圍，以減少對最大teρ
263
裂縫寬度計算值偏小的情況。
必須指出，當混凝土保護層厚度較大時，雖然裂縫寬度計算值也較大，但較
大的混凝土保護層厚度對防止鋼筋鏽蝕是有利的。因此，對混凝土保護層厚度較
大的構件，當在外觀的要求上允許時，可根據實踐經驗，對本規範表 3。3。4 中所
規定的裂縫寬度允許值作適當放大。
考慮到本條鋼筋應力計算對鋼筋混凝土構件和預應力混凝土構件分別採用
荷載準永久組合和標準組合，故符號由 02 版規範的 改為 。對沿截面上下或skσ sσ
周邊均勻配置縱向鋼筋的構件裂縫寬度計算，研究尚不充分，本規範未作明確規
定。但必須指出，在荷載的標準組合或準永久組合下，這類構件的受拉鋼筋應力
可能很高，甚至可能超過鋼筋抗拉強度設計值。為此，當按公式（7。1。3-1）計算時，
關於鋼筋應力 及 Ate的取用原則等應按更合理的方法計算。sσ
對混凝土保護層厚度較大的梁，國內試驗研究結果表明表層鋼筋網片有利於
減少裂縫寬度。本條建議可對配製表層鋼筋網片梁的裂縫計算結果乘以折減系
數，並根據試驗研究結果提出折減係數不應小於 0。7。
本次修訂根據國內多家單位科研成果，在本規範裂縫寬度計算公式的基礎
上，經過適當調整 、 及 值計算方法，即可將原規範公式用於計算無粘結teρ eqd sσ
部分預應力混凝土構件的裂縫寬度。
7。1。37。1。37。1。37。1。3 本條提出了正常使用極限狀態驗算時的平截面基本假定。在荷載效應的準
永久組合或標準組合下，對允許出現裂縫的受彎構件，其正截面混凝土壓應力、
預應力筋的應力增量及鋼筋的拉應力，可按大偏心受壓的鋼筋混凝土開裂換算截
面計算。對後張法預應力混凝土連續梁等超靜定結構，在外彎矩 中尚應包括sM
由預加力引起的次彎矩 。在本條計算假定中，對預應力混凝土截面，可按本2M
規範公式（10。1。7-1）及（10。1。7-2）計算 和 ，以考慮混凝土收縮、徐變在p0N p0e
鋼筋中所產生附加壓力的影響。
按開裂換算截面進行應力分析，具有較高的精度和通用性，可用於重要鋼筋
混凝土及預應力混凝土構件的裂縫寬度及開裂截面剛度計算。
7。1。47。1。47。1。47。1。4 本條給出的鋼筋混凝土構件的縱向受拉鋼筋應力和預應力混凝土構件的
縱向受拉鋼筋等效應力，均是指在荷載的準永久組合下構件裂縫截面上產生的鋼
筋應力，下面按受力性質分別說明：
1111 對鋼筋混凝土軸心受拉和受彎構件，鋼筋應力 仍按原規範的方法計skσ
算。受彎構件裂縫截面的內力臂係數，仍取 =0。87。bη
264
2222 對鋼筋混凝土偏心受拉構件，其鋼筋應力計算公式（7。1。4-2）是由外力與截
面內力對受壓區鋼筋合力點取矩確定，此即表示不管軸向力作用在 和 之間sA sA′
或之外，均近似取內力臂 。s0 α ′−= hz
3333 對預應力混凝土構件的縱向受拉鋼筋等效應力，是指在該鋼筋合力點處
混凝土預壓應力抵消後鋼筋中的應力增量，可視它為等效於鋼筋混凝土構件中的
鋼筋應力 。skσ
預應力混凝土軸心受拉構件的縱向受拉鋼筋等效應力的計算公式（7。1。4-9）就
是基於上述的假定給出的。
4444 對鋼筋混凝土偏壓構件和預應力混凝土受彎構件，其縱向受拉鋼筋的應
力和等效應力可根據相同的概念給出。此時，可把預應力及非預應力鋼筋的合力
Np0作為壓力與彎矩值 Mk一起作用於截面，這樣，預應力混凝土受彎構件就等效
於鋼筋混凝土偏心受壓構件。
對裂縫截面的縱向受拉鋼筋應力和等效應力，由建立內、外力對受壓區合力
取矩的平衡條件，可得公式（7。1。4-4）和公式（7。1。4-10）。
縱向受拉鋼筋合力點至受壓區合力點之間的距離 ，可近似按本規範第0hz η=
6。2 節的基本假定確定。考慮到計算的複雜性，透過計算分析，可採用下列內力
臂係數的擬合公式：
（7。5）2
e
00bb ）（ ⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛−−=
MMηηηη
公式（7。5）可進一步改寫為：
（7。6）2
0b ⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛−=
ehαηη
透過分析，適當考慮了混凝土的塑性影響，並經有關構件的試驗結果校核後 ，
本規範給出了以上述擬合公式為基礎的簡化公式（7。1。4-5）。當然，本規範不排斥
採用更精確的方法計算預應力混凝土受彎構件的內力臂 z。
式中： ——bη 鋼筋混凝土受彎構件在使用階段的裂縫截面內力臂係數；
——0η 縱向受拉鋼筋截面重心處混凝土應力為零時的截面內力臂係數；
M0——受拉鋼筋截面重心處混凝土應力為零時的消壓彎矩：對偏壓構件，
取 ；對預應力混凝土受彎構件，取 ；00k0 hNM η＝ ）（ p00p00 ehNM −η＝
Me——外力對受拉鋼筋合力點的力矩：對偏壓構件，取 ；對預eNM ke＝
應力混凝土受彎構件，取 或 。pp0ke eNMM +＝ eNM p0e＝
265
對鋼筋混凝土偏心受壓構件，當 時，試驗表明應考慮構件撓曲對軸140 ＞hl
向力偏心距的影響，近似取第 6 章第 6。2。4 條確定承載力計算用的曲率的 1/2。85，
且不考慮附加偏心距，由此可得公式（7。1。4-8）。
5555 根據國內多家單位的科研成果，在本規範預應力混凝土受彎構件受拉區
縱向鋼筋等效應力計算公式的基礎上，採用無粘結預應力筋等效面積折減係數
，即可將原公式用於無粘結部分預應力混凝土受彎構件 的相關計算。1α skσ
7。1。57。1。57。1。57。1。5 本次修訂對最大裂縫寬度 的受彎構件，增加驗算受拉區縱向max 0。2mmω ≥
鋼筋的應力和配筋間距要求（表 7。1。5），即根據離受拉邊緣最近的縱向受拉鋼筋
應力直接限制鋼筋的最大間距，以控制裂縫。鋼筋應力 （預應力筋應力增量sσ
）應根據相關荷載效應組合，按開裂換算截面進行計算。對允許開裂的受彎psσ∆
構件提出透過限制鋼筋間距控制裂縫的措施，主要是根據國內的科研成果，並參
照歐洲混凝土結構設計規範 EN 1992-2 的規定及美國 ACI 318-05 規範的經驗做
出的，經所收集國內工程設計進行驗證，是可行的。
對於經受疲勞荷載或暴露在侵蝕性環境中的結構，粘結鋼筋間距的要求尚需
要進行專門研究，並採取有效措施。
本條的規定僅適用於帶肋鋼筋，光圓鋼筋的間距要求應嚴於本條規定。
7。1。67。1。67。1。67。1。6 在抗裂驗算中，邊緣混凝土的法嚮應力計算公式是按彈性應力給出的。
7。1。77。1。77。1。77。1。7 從裂縫控制要求對預應力混凝土受彎構件的斜截面混凝土主拉應力進行
驗算，是為了避免斜裂縫的出現，同時按裂縫等級不同予以區別對待；對混凝土
主壓應力的驗算，是為了避免過大的壓應力導致混凝土抗拉強度過大地降低和裂
縫過早地出現。
7。1。87。1。87。1。87。1。8 ~7。1。9~7。1。9~7。1。9~7。1。9 第 7。1。8 條提供了混凝土主拉應力和主壓應力的計算方法；第 7。1。9
條提供了考慮集中荷載產生的混凝土豎向壓應力及剪應力分佈影響的實用方法，
是依據彈性理論分析和試驗驗證後給出的。
7。1。107。1。107。1。107。1。10 對先張法預應力混凝土構件端部預應力傳遞長度範圍內進行正截面、斜
截面抗裂驗算時，採用本條對預應力傳遞長度範圍內有效預應力 按近似的線peσ
性變化規律的假定後，利於簡化計算。
7。27。27。27。2 受彎構件撓度驗算受彎構件撓度驗算受彎構件撓度驗算受彎構件撓度驗算
7。2。17。2。17。2。17。2。1 正常使用極限狀態下混凝土受彎構件的撓度，主要取決於構件的剛度。本
條假定在同號彎矩區段內的剛度相等，並取該區段內最大彎矩處所對應的剛度；
266
對於允許出現裂縫的構件，它就是該區段內的最小剛度，這樣做是偏於安全的。
當支座截面剛度與跨中截面剛度之比在本條規定的範圍內時，採用等剛度計算構
件撓度，其誤差一般不超過 5％。
7。2。27。2。27。2。27。2。2 在受彎構件短期剛度 基礎上，分別提出了考慮荷載準永久組合和荷載sB
標準組合的長期作用對撓度增大的影響，給出了剛度計算公式。
7。2。37。2。37。2。37。2。3 本條提供的鋼筋混凝土和預應力混凝土受彎構件的短期剛度是在理論與
試驗研究的基礎上提出的。
1111 鋼筋混凝土受彎構件的短期剛度
截面剛度與曲率的理論關係式為：
（7。7）0
cmsm
s
k
hBM εε +
=
根據裂縫截面受拉鋼筋和受壓區邊緣混凝土各自的應變與相應的平均應變，
可建立下列關係：
0ss
ksm hAE
Mη
ψε =
20c
kcm bhE
Mζ
ε =
將上述平均應變代入前式，即可得短期剛度的基本公式：
（7。8）
ζρα
ηψ E
20ss
s
+=
hAEB
公式（7。8）中的係數由試驗分析確定：
1） 係數 ，採用與裂縫寬度計算相同的公式，當 ＜0。2 時，取 =0。2，這ψ ψ ψ
將能更好地符合試驗結果。
2） 根據試驗資料迴歸，係數 可按下列公式計算：ξρα /E
（7。9）f
EE
5。3162。0
γρα
ξρα
++=
3）對力臂係數 ，近似取 =0。87。η η
將上述係數與表示式代入公式（7。8），即可得到公式（7。2。3-1）。
2222 預應力混凝土受彎構件的短期剛度
式中： ——smε 縱向受拉鋼筋的平均應變；
——cmε 截面受壓區邊緣混凝土的平均應變。
267
1）不出現裂縫構件的短期剛度，考慮混凝土材料特性統一取 0。85EcI0，是比
較穩妥的。
2）允許出現裂縫構件的短期剛度。對使用階段已出現裂縫的預應力混凝土受
彎構件，假定彎矩與曲率（或彎矩與撓度）曲線是由雙摺直線組成，雙摺線的交點
位於開裂彎矩 Mcr處，則可求得短期剛度的基本公式為：
（7。10）
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛−
−+
=
4。0cr
s
cr
4。0
0cs
116。0
4。01
βββMM
IEB
式中： 和 分別為 和 1。0 時的剛度降低係數。對 ，可取為 0。85；4。0β crβ 4。0s
cr =MM
crβ
對 ，根據試驗資料分析，取擬合的近似值為：4。0
1β
（7。11）（ ）fE4。0
45。0115。08。01 γραβ
+⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+=
將 和 代入上述公式（7。10），並經適當調整後即得本條公式（7。2。3-3）。crβ4。0
1β
本次修訂根據國內多家單位的科研成果，在預應力混凝土構件短期剛度計算
公式的基礎上，採用無粘結預應力筋等效面積折減係數 ，適當調整 值，即可1α ρ
將原公式用於無粘結部分預應力混凝土構件的短期剛度計算。
7。2。47。2。47。2。47。2。4 本條同 02 版規範。計算混凝土截面抵抗矩塑性影響係數 的基本假定取γ
受拉區混凝土應力圖形為梯形。
7。2。57。2。57。2。57。2。5～7。2。67。2。67。2。67。2。6 鋼筋混凝土受彎構件考慮荷載長期作用對撓度增大的影響係數θ
是根據國內一些單位長期試驗結果並參考國外規範的規定給出的。
預應力混凝土受彎構件在使用階段的反拱值計算中，短期反拱值的計算以及
考慮預加應力長期作用對反拱增大的影響係數仍保留原規範取為 2 的規定。由於
它未能反映混凝土收縮、徐變損失以及配筋率等因素的影響，因此，對長期反拱
值，如有專門的試驗分析或根據收縮、徐變理論進行計算分析，則也可不遵守本
條的有關規定。
268
8888 構造規定構造規定構造規定構造規定
8。18。18。18。1 伸縮縫伸縮縫伸縮縫伸縮縫
8。1。18。1。18。1。18。1。1 混凝土結構的伸縮縫是結構縫的一種，目的是為了減小由於溫差（早期水
化熱或使用期季節溫差）和體積變化（施工期或使用早期的混凝土收縮、徐變）
引起的間接效應及裂縫。
由於現代混凝土結構體量越來越大，而混凝土泵送、免振等工藝引起的混凝
土收縮變形加大，近年由此而引起的裂縫問題比較普遍。而設定伸縮縫則是減輕
這類間接作用的有效手段。但是科研試驗及工程實踐都表明，影響混凝土體積變
化的因素很多且不確定性很大，因此目前伸縮縫間距尚無條件作大的改動，故本
條基本同原規範，只增加了板柱結構的建議值。條文中的“宜符合”改為“可採用”，
由設計者根據具體情況自行確定。
裝配整體式結構以及疊合式結構由於預製構件己基本完成收縮，故伸縮縫的
間距可適當減小。根據具體情況在裝配與現澆之間取值。
8。1。28。1。28。1。28。1。2 對於某些間接效應較大的不利情況，伸縮縫的間距宜適當減小。根據近年
的工程實踐，本次修訂僅作了少量修改和補充。
滑模施工應用物件由剪力牆擴大為一般牆體結構。增加了需要加嚴伸縮縫間
距的具體內容：“混凝土材料收縮較大”是指泵送混凝土及免振混凝土施工的情
況；“施工期結構外露時間較長”是指跨季節施工，尤其是北方地區冬、春季節施
工後室內結構末加封閉和保暖的情況；“對裂縫控制有嚴格要求的混凝土結構”
是指從使用功能上對結構開裂有較高限制要求的建築結構。
8。1。38。1。38。1。38。1。3 工程實踐表明，採取有效的綜合措施時伸縮縫間距可以適當增大。根據我
國近年的工程經驗，在本條中增加了有關的條件及應注意的問題。
施工階段採取的防裂措施最為有效，本次修訂增加了採用低收縮混凝土；加
強澆築後的保水養護；採用後澆帶、跳倉法施工等措施。後澆帶是避免施工期收
縮裂縫的有效措施，但間隔期及做法不確定性太大而難以統一規定，由施工規範
解決。膨脹補償帶是間隔澆築摻有膨賬劑的混凝土帶，以抵消混凝土收縮的影響 。
跳侖法是按區格間隔澆築混凝土而減少早期收縮影響的施工方法。引導縫是採取
269
適當的“弱化”構造措施，利用混凝土的收縮“引導”裂縫在規定的位置出現，預先
做好防滲、止水等措施，並用建築處理手法（線腳、飾條等）加以掩蓋，可以收
到很好的效果。
結構在形狀曲折、剛度突變、溫度變化大，收縮應變集中的蜂腰、瓶頸、孔
洞、凹角等部位容易開裂。在這些部位增加構造配筋可以改變裂縫形態，減小裂
縫寬度。施加預應力也可以有效地減小或消除混凝土開裂的可能性。
容易受到溫度變化影響的結構部位指施工期的大體積混凝土（水化熱）以及
暴露性較強的屋蓋、山牆部位（季節溫差），應分別採取針對性的措施減少溫差。
本條特別強調增大伸縮縫間距對結構的影響。這是因為溫度變化和混凝土收
縮這類間接作用引起的變形和位移，對於超靜定混凝土結構可能引起很大的約束
內力。不僅會導致構件開裂，甚至使結構的受力形態發生變化。設計者不能簡單
地採取某些措施就草率地增大伸縮縫間距，而應透過有效的分析或計算，慎重考
慮各種因素對結構內力和裂縫的影響，以確定合理的伸縮縫間距。
本條中的“並應有充分依據”，不應僅理解為“已經有了未發現問題的工程
例項”。而是應對各種有利和不利因素的影響方式和程度作出有科學依據的分析
和判斷，並由此確定伸縮縫間距的增減。
8。1。48。1。48。1。48。1。4 由於在混凝土結均的地下部分，溫度變化和混凝土收縮能夠得到有效的控
制，修訂規範適當擴大了 02 規範有關結構在地下不設縫的適用範圍。設計時可
根據具體情況自行掌握。
8。1。58。1。58。1。58。1。5 根據我國近年的工程實踐，對於伸縮縫間距超過表 8。1。1 較多的特殊情況，
也多有成功的例項。但這些成功的經驗，都是根據工程的實際條件，透過定量計
算間接作用的影響，採取相應的措施而獲得成功的。對超長結構間接作用效應的
分析原則見第 5。6 節的有關內容。
8。28。28。28。2 混凝土保護層混凝土保護層混凝土保護層混凝土保護層
8。2。18。2。18。2。18。2。1 混凝土保護層厚度不小於鋼筋公稱直徑（或並筋的等效直徑）的要求不變，
這是為了保證握裹層混凝土對受力鋼筋的錨固作用。
根據近年我國對於混凝土結構耐久性的科研試驗及調查分析，並參考《混凝
土結構耐久性設計規範》GB / T 50476 和《工業建築防腐蝕設計規範》GB 50046
270
以及國外相應規範、標準的有關規定，出於對混凝土結構耐久性的考慮，本次修
訂對混凝土保護層的厚度作了較大的調整。
1111 配合第 3。5 節對結構所處耐久性環境等級的劃分，確定混凝土保護層厚
度的數值，考慮更為細緻。鑑於工程調查分析的結果及可持續發展的需要，對一
般情況下混凝土結構的保護層厚度僅作微調，稍有增大；而惡劣環境下的保護層
厚度則增加幅度較大；
2222 從混凝土碳化、脫鈍和鋼筋鏽蝕的耐久性角度考慮，不以縱向受力鋼筋，
而以最外層鋼筋（包括箍筋、構造筋、分佈筋等）計算保護層厚度，比原規範實
際厚度普遍加大：板類構件增加約 6~10mm ；粱柱類構件增加約 8~14mm 左右；
3333 簡化考慮，按平面構件（板、牆、殼）及杆形構件（梁、柱）分兩類確
定住保護層厚度；簡化混凝土強度的影響，C30 以上統一取值；
4444 考慮碳化速度的影響，使用年限 100 年的結構，保護層厚度取 1。4 倍。
8。2。28。2。28。2。28。2。2 根據工程經驗，採取針對性的綜合措施，可以有效地提高構件的耐久效能，
減小保護層的厚度。
構件的表面防護是指表面抹灰層以及其它各種有效的保護性塗料層；
預製構件必須是工廠化生產，並經檢驗而保證有較好質量的混凝土構件；
使用阻鏽劑應經試驗檢驗效果良好，並確定有效的工藝引數後方可採用；
對鋼筋進行環氧樹脂塗層、鍍鋅或採取陰極保護處理等防鏽措施時，保護層
厚度也可適當減小。
8。2。38。2。38。2。38。2。3 為滿足建築防火的要求，混凝土保護層的厚度還應滿足國家現行有關標準
《建築防火規範》GB 50016 和《高層民用建築設計防火規範》GB 50045 的要求 。
8。38。38。38。3 鋼筋鋼筋鋼筋鋼筋的錨固的錨固的錨固的錨固
8。3。18。3。18。3。18。3。1 受力鋼筋強度提高而帶來的錨固問題，不可能單純依靠延長錨固長度解決。
鋼筋的基本錨固長度計算公式同原規範，但混凝土強度等級提高到 C60，以
縮短高強混凝土中的錨固長度；刪除了刻痕鋼絲的錨固外形係數；新增加的精軋
螺紋鋼筋一般採用螺母錨固，故未列入錨固長度計算。
修訂規範明確了鋼筋的錨固長度 la為基本錨固長度 lao 乘錨固長度修正係數
ψa 。係數ψa 根據錨固條件按第 8。3。2 條及 8。3。3 條取用，且可連乘以減小錨固長
271
度。但在任何情況下，錨固長度不應小於 15d 以及 200mm，這是為了保證結構
安全的鋼筋錨固長度最低限度。
8。3。28。3。28。3。28。3。2 本條介紹了不同錨固條件下的錨固長度修正係數ψa。這是透過試驗研究並
參考了工程經驗和國際標準而確定的。
為反映粗直徑帶肋鋼筋相對肋高減小對錨固作用降低的影響，直徑大於
25mm 的大直徑帶肋鋼筋的錨固長度應適當加大，乘以修正係數 1。1。
為反映環氧樹脂塗層鋼筋表面狀態對錨固的不利影響，其錨固長度應乘以修
正係數 1。25。這是根據試驗分析的結果並參考國外標準的有關規定確定的。
施工擾動（例如滑模施工或其它施工期依託鋼筋承載的情況）對鋼筋錨固作
用的不利影響，反映為施工擾動的影響。係數與原規範數值相當，取 1。1。
配筋設計時，實際配筋面積往往因構造原因而大於計算值，故鋼筋實際應力
通常小於強度設計值。因此當確有把握時，受力鋼筋的錨固長度可以縮短，其數
值與配筋餘量的大小成比例。國外規範也多采取同樣的方法。但其適用範圍有一
定限制，即不得用於抗震設計及直接承受動力荷載的結構中。
錨固鋼筋常因外圍混凝土的縱向劈裂而削弱錨固作用，當混凝土保護層厚度
較大時，握裹作用加強，錨固長度可適當減短。經試驗研究及可靠度分析，並根
據工程實踐經驗，當保護層厚度大於錨固鋼筋直徑的 3 倍且有箍筋約束時，適當
減小錨固長度是可行的。表 8。3。2 反映了厚保護層混凝土對減小錨固長度的作用。
處於構件側邊和角偶部位的錨固鋼筋受到的約束較小，而周邊均為厚保護層大體
積中的錨固鋼筋有充分約束，故錨固長度修正係數不同，為 0。6 ~ 0。8 不等。
8。3。38。3。38。3。38。3。3 機械錨固是減小錨固長度的有效方式，其原理是在厚混凝土保護層中受力
鋼筋端部的機械錨頭（錨板）對混凝土的區域性擠壓，加大了其錨固承載能力。錨頭
（錨板）保證了機械錨固不會發生錨固破壞，而鋼筋的錨固長度則起到了控制滑
移，不發生較大裂縫、變形的作用，因此機械錨固可以有效地減小錨固長度。
根據近年的試驗研究及施工習慣，並參考國外規範，提出幾種機械錨固的形
式：加彎鉤、彎折、貼焊錨筋、焊錨板及螺栓錨頭等，分別適用於不同的錨固條
件。機械錨固的擠壓承載與錨固區混凝土的厚度及約束程度有關，故按“側邊角
部”及“厚保護層”的不同條件，確定修正係數為 0。6 及 0。7。
錨筋端部的焊接錨板或貼焊錨筋，應根據焊接規程滿足強度條件。錨筋端部
272
螺栓錨頭的螺紋長度，也應根據有關標準滿足強度條件。
區域性承壓與錨固鋼筋的肋面積比有關，對錨頭（錨板）的要求是擠壓面積不小
於 4 倍鋼筋計算截面積（總投影面積為 5 倍）。考慮群錨後握裹力降低的影響，宜
避免錨頭集中佈置，在縱、橫兩亇方向的錯開間距均取為 3d，否則適當增加錨
固長度。
8。3。48。3。48。3。48。3。4 本條提出了錨固區配箍直徑、數量、間距的構造要求。特別強調了機械錨
固區域的配箍。這是因為除了厚混凝土層以外，還必須有配箍以保證對錨固區混
凝土的有效約束，使其不致於受力劈裂而能始終維持對錨固鋼筋的圍箍。
8。3。58。3。58。3。58。3。5 柱及桁架上弦等構件中受壓鋼筋也存在著錨固問題。受壓鋼筋的錨固長度
為相應受拉錨固長度的 0。7 倍，這是根據試驗研究及可靠度分析並參考國外規範
確定的。本次修訂增加了受壓鋼筋錨固區配箍的要求，以避免受壓鋼筋屈曲失效 。
8。3。68。3。68。3。68。3。6 根據長期工程實踐經驗，規定了承受重複荷載預製構件中鋼筋的錨固措施。
採用受力鋼筋末端焊接在鋼板或角鋼（型鋼）上的錨固方式，同樣適用於其它構
件的鋼筋錨固。
8。48。48。48。4 鋼筋的連線鋼筋的連線鋼筋的連線鋼筋的連線
8。4。18。4。18。4。18。4。1 任何形式的連線都是對鋼筋傳力效能的削弱，因為受力鋼筋透過接頭的傳
力效能（強度、變形、恢復力等）均不如整根鋼筋。因此鋼筋連線的基本原則為 ：
連線接頭設定在受力較小處；限制同一鋼筋的接頭數量；避開結構關鍵受力部位 。
8。4。28。4。28。4。28。4。2 鋼筋連線的形式（搭接、機械連線、焊接）不分優劣，各自適用於一定的
工程條件。考慮近年鋼筋強度提高以及連線技術進步所帶來的影響，搭接鋼筋直
徑的限制較原規範適當減小；並補充了機械連線及焊接的適用條件。
8。4。38。4。38。4。38。4。3 本條用圖及文字表達了鋼筋綁紮搭接連線區段的定義，並提出了控制在同
一連線區段內接頭面積百分率的要求。
搭接鋼筋應錯開佈置，且鋼筋端面位置應保持一定間距。首尾相接式的佈置
會在相接處引起應力集中和區域性裂縫，應予以避免。搭接鋼筋接頭中心的縱向間
距不大於 1。3 倍搭接長度，或搭接鋼筋端部距離不大於 0。3 倍搭接長度時，均屬
位於同一連線區段的搭接接頭。
粗、細鋼筋在同一區段搭接時，按較細鋼筋的截面積計算接頭面積百分率及
273
搭接長度。這是因為鋼筋透過接頭傳力時，均按受力較小的細直徑鋼筋考慮承載
受力，而粗直徑鋼筋往往有較大的餘量。此原則對於其它連線方式同樣適用。
對梁、板、牆、柱類構件的受拉鋼筋搭接接頭面積百分率分別提出了控制條
件。其中，對板類、牆類及柱類構件，尤其是預製裝配整體式構件，在實現傳力
效能的條件下，可根據實際情況適當放寬搭接接頭面積百分率的限制。
並筋應採用分散搭接的方式實現連線，按各根單筋計算搭接長度及面積百分
率。並筋分散、錯開的搭接方式有利於鋼筋的均勻傳力，改善了受力鋼筋的傳力
效能及裂縫狀態。
8。4。48。4。48。4。48。4。4 縱向受拉鋼筋綁紮搭接接頭的搭接長度的計算方法，其中反映了接頭面積
百分率的影響。這是根據有關的試驗研究及可靠度分析，並參考國外有關規範的
做法確定的。
搭接長度隨接頭面積百分率的提高而增大，是因為搭接接頭受力後，相互搭
接的兩根鋼筋將產生相對滑移，且搭接長度越小，滑移越大。為了使連線接頭受
力時，剛度退化引起的鋼筋受力不勻及相對滑移的伸長受到控制，從而避免產生
裂縫問題，故需相應增大搭接長度。
為保證受力鋼筋的傳力效能，按接頭百分率修正搭接長度，並提出最小搭接
長度的限制。
8。4。58。4。58。4。58。4。5 受壓鋼筋的搭接長度規定為受拉鋼筋的 0。7 倍，解決了梁受壓區及柱中受
壓鋼筋的搭接問題。這一規定沿用了原規範的做法。
8。4。68。4。68。4。68。4。6 搭接接頭區域的配箍構造措施對保證搭接傳力至關重要。本條提出了對搭
接連線區段內箍筋直徑、間距的構造要求。
此外，提出了在粗鋼筋受壓搭接接頭端部須增加配箍的要求，以防止區域性擠
壓裂縫，這是根據試驗研究結果和工程經驗提出的。
8。4。78。4。78。4。78。4。7 機械連線的套筒長度很短，但傳力影響的範圍並不小。定義了機械連線的
連線區段長度是以套筒為中心，長度為 35d 的範圍，並由此控制接頭面積百分率。
本條規定了機械連線應用的原則：接頭宜互相錯開，並避開受力較大部位。
由於在受力最大處受拉鋼筋傳力的重要性，機械連線接頭在該處的接頭面積百分
率不宜大於 50%。
8。4。88。4。88。4。88。4。8 由於機械連線套筒直徑加大，對保護層厚度的要求作了適當放寬，由一般
對鋼筋要求的“應”改為對套筒的“宜”。此外，增補了在機械連線套筒兩側適當加
274
密箍筋間距佈置，避開套筒的解決辦法。
8。4。98。4。98。4。98。4。9 由於不同品種鋼筋可焊性的差別，對餘熱處理（RRB）鋼筋、細晶粒（HRBF）
鋼筋、粗直徑（25mm 以上）鋼筋分別提出了不同的焊接控制要求。
焊接截面長度很小，但傳力影響的範圍並不小。定義焊接連線區段長度是以
焊接截面為中心，長度為 35d 且不小於 500mm 的範圍。焊接接頭面積百分率的
要求同原規範，工程實踐證明這些規定是可行的。
8。4。108。4。108。4。108。4。10 承受疲勞荷載吊車梁等有關構件中受力鋼筋焊接的要求，與原規範的有
關內容相同，工程實踐證明是可行的。
8。4。118。4。118。4。118。4。11 由預製構件裝配連線形成的裝配整體式結構，由於構造特點只能在同一
截面連線全部鋼筋，故宜在受力較小處連線。連線的原則是能夠透過接頭傳遞全
部內力。可採用機械連線、焊接或按相應標準採用漿錨接頭連線，對於牆體豎向
鋼筋也可採用搭接連線。
8。58。58。58。5 縱向受力鋼筋的最小配筋率縱向受力鋼筋的最小配筋率縱向受力鋼筋的最小配筋率縱向受力鋼筋的最小配筋率
8。5。18。5。18。5。18。5。1 受拉鋼筋的最小配筋率維持原規範的雙控方案，由配筋特徵值（ ））））及t yf f
配筋率常數限值控制。根據工程實踐以及國外的有關規範，對最小配筋率的常數
限值仍取為 0。20％。這對於採用 500MPa 級鋼筋的情況，提高了安全度。
為避免受壓構件（柱及壓桿）的脆性壓潰及抵抗偶然偏心作用的能力，根據
工程經驗並校準原規範，並考考國、內外規範對配筋率的限值，調整了受壓構件
鋼筋的最小配筋率。受壓構件的最小配筋率改為雙控方案，考慮配筋特徵值
（ ））））計算及配筋率常數限值控制，這對於採用 400、500MPa 級鋼筋的情況c yf f
安全度均略有增加。
本次修訂完成了最小配筋率按配筋特徵值計算的過渡，有利於發揮高強鋼筋
的優勢。並且在不增加（甚至適當減少）配筋量的情況下，繼續提高了結構的安
全度。
8。5。28。5。28。5。28。5。2 本條為新增加條款。對於厚度很大或內力很小的構件，為節約鋼筋，提出
了少筋混凝土配筋的概念。
由構件截面的內力（彎矩 M ）計算截面的臨界厚度（hcr），按此臨界厚度相
應最小配筋率計算的配筋量，即可保證截面應有的承載能力。這樣在保證安全的
275
條件下可以大大地減小實際配筋量。但仍需滿足絕對配筋的下限值：限制為截面
的一半及 0。10％。
276
9999 結構構件的基本規定結構構件的基本規定結構構件的基本規定結構構件的基本規定
9。19。19。19。1 闆闆闆闆
（（（（IIII）））） 基本規定基本規定基本規定基本規定
9。1。19。1。19。1。19。1。1 分析表明，四邊支承板的長、短邊長度比例對內力影響很大，本條給出了
單向板、雙向板的劃分原則。對於長、短邊長度比例介於 2。0 到 3。0 的情況，宜
按雙向板考慮。
9。1。29。1。29。1。29。1。2 根據工程經驗，建議了常用混凝土板的跨厚比。調整並適當加嚴了樓板最
小厚度的要求：密肋板、懸臂板的厚度適當增加；對懸臂板的懸臂長度作出了限
制，懸臂過長時不應採取懸臂板的結構形式而應採用懸臂樑承載。此外，還補充
了空心樓板最小厚度的要求。
9。1。39。1。39。1。39。1。3 受力鋼筋的間距過大不利於板的受力，建議了常用混凝土板中受力鋼筋的
最大間距。根據工程經驗，補充了超過 1 米厚板中受力鋼筋最大間距的規定。
9。1。49。1。49。1。49。1。4 分離式配筋施工方便，己成為我國工程中混凝土板的主要配筋形式。本條
規定了板中鋼筋配置以及支座錨固的構造要求。
9。1。59。1。59。1。59。1。5 隨著建築產業化的程序，板中配筋宜採用鋼筋焊接網片的形式。有關要求
應符合《鋼筋焊接網混凝土結構技術規程》JGJ////T 114 的規定。
（（（（IIIIIIII）））） 構造配筋構造配筋構造配筋構造配筋
9。1。69。1。69。1。69。1。6 ~~~~ 9。1。89。1。89。1。89。1。8現澆板往往在其非受力方向的側邊上由於邊界約束而發生板面（負
彎矩）裂縫。為此必須在板邊和板角部位配置上部（板面）防裂的構造鋼筋。9。1。7
條對與支承梁、牆整體澆築的混凝土板邊；9。1。8 條對嵌固在砌體牆內的現澆混
凝土板邊，分別提出了防裂構造鋼筋截面積、直徑、間距以及伸入板內錨固長度 ，
以及板角配筋形式及範圍的要求。這些要求與 02 版規範相同。
9。1。99。1。99。1。99。1。9 單向板應在垂直於受力的方向上應配置分佈鋼筋，本條提出了分佈鋼筋截
面積、直徑、間距以及集中荷載作用處的配筋構造要求。
9。1。109。1。109。1。109。1。10 為防止間接作用（溫度、收縮）在現澆板中引起裂縫，板的未配筋表面應
277
配置防裂的構造鋼筋。此外，還增加了在蜂腰、洞口、轉角等容易產生應力集中
部位配置防裂鋼筋的構造要求。
（（（（IIIIIIIIIIII）））） 板柱結構及空心樓板板柱結構及空心樓板板柱結構及空心樓板板柱結構及空心樓板
9。1。119。1。119。1。119。1。11 板柱結構及基礎筏板，在板與柱相交的部位都處於衝切受力狀態。試驗研
究表明，在與衝切破壞面相交的部位配置彎起鋼筋或箍筋，能夠有效地提高板的
抗衝切承載力。本條的構造措施是為了保證彎起鋼筋或箍筋的抗衝切作用。基本
與 02 版規範相同，僅板厚改為 200mm，因為太薄的板衝切配筋難以起到作用。
9。1。129。1。129。1。129。1。12 在板柱結構或空心樓板的側邊，往往存在無支承端面（無邊梁或牆的自由
邊）。為保證其受力效能，應利用板面鋼筋向下彎折或加配 U 形構造鋼筋對端面
加以封閉。
9。1。139。1。139。1。139。1。13 為了節約材料、減輕自重以及減小地震作用，工程中現澆空心樓板的應用
逐漸增多。為了保證空心樓板的受力效能，根據近年的工程經驗，提出了空心樓
板體積空心率的限值；混凝土上、下底面以及縱、橫肋的最小尺寸限制；在空腔
間混凝土肋內配筋的構造要求，以及筒芯內模、箱體內模佈置的基本要求。詳見
現行標準《現澆混凝土空心樓蓋結構技術規程》CECS 175：2004。
9。29。29。29。2 梁梁梁梁
（（（（IIII）））） 縱向配筋縱向配筋縱向配筋縱向配筋
9。2。19。2。19。2。19。2。1 根據長期工程實踐經驗，提出梁內縱向鋼筋數量、直徑及佈置的構造要求。
鑑於配筋密集對施工時澆築混凝土的影響，提出可以採用並筋（鋼筋束）的配筋
形式加大鋼筋的間距，但其等效直徑仍應滿足有關配筋間距的規定。
9。2。29。2。29。2。29。2。2 對於混合結構房屋中支承在砌體、墊塊等簡支支座上的鋼筋混凝土梁，或
預製鋼筋混凝土梁的簡支支座，給出了在支座處縱向鋼筋錨固的要求。工程實踐
證明，這些措施是有效的。
9。2。39。2。39。2。39。2。3 由於支座邊出現斜裂縫以後的“斜彎作用”，以及斜裂引起沿縱向鋼筋發生
“沿筋劈裂”造成的鋼筋粘結錨固退化，梁邊負彎矩鋼筋的受拉範圍明顯向跨中
方向延伸。因此鋼筋混凝土梁的支座負彎矩縱向受力鋼筋不宜在受拉區截斷。根
據國內外的試驗研究，提出了梁邊負彎矩縱向受力鋼筋根據彎矩圖截斷後的延伸
278
長度。
按正截面受彎承載力計算，從鋼筋強度充分利用的截面，以及從不需要該鋼
筋的截面分別伸出的長度進行雙重控制，取較大值。
考慮是否出現斜裂縫而引起斜彎作用按三種不同的情況，分別確定延伸長度
的數值；當實際切斷點的位置仍處在負彎矩相應的受拉區域內時，還應加大延伸
長度。
9。2。49。2。49。2。49。2。4 由於懸臂樑剪力較大且全長承受負彎矩，“斜彎作用”及“沿筋劈裂”引起的
受力狀態更為不利。因此懸臂樑的負彎矩縱向受力鋼筋不宜切斷，而應按彎矩圖
分批下彎，且必須有不少於兩根鋼筋伸至梁端，向下彎折錨固。
9。2。59。2。59。2。59。2。5 梁中受扭縱向鋼筋最小配筋率的要求，是以純扭構件受扭承載力和剪扭條
件下不需進行承載力計算而僅按構造配筋的控制條件為基礎擬合給出的。本條還
給出了受扭縱向鋼筋沿截面周邊的佈置原則和在支座處的錨固要求。對箱形截面
構件，偏安全地採用了與實心載面構件相同的構造要求。
9。2。69。2。69。2。69。2。6 根據工程經驗給出了在按簡支計算但實際受有部分約束的梁端上部，為避
免負彎矩裂縫而配置縱向鋼筋的構造規定。
（（（（IIIIIIII）））） 橫向配筋橫向配筋橫向配筋橫向配筋
9。2。79。2。79。2。79。2。7 梁的抗剪承載力宜由箍筋承擔。當採用彎筋承剪時，對其應用條件和構造
要求作出了規定，與 02 版規範相同。
9。2。89。2。89。2。89。2。8 利用彎矩圖確定彎起鋼筋的佈置（彎起點或彎終點位置、角度、錨固長度
等）是我國傳統設計的方法，工程實踐表明有關彎起鋼筋構造要求是有效的，故
維持不變。
9。2。99。2。99。2。99。2。9 對梁的箍筋配置構造要求作出了規定，維持 02 版規範的規定不變，僅合併
統一表達。包括在不同受力條件下配箍的直徑、間距、範圍、形式等。
9。2。109。2。109。2。109。2。10 梁內彎剪扭箍筋的構造要求與 02 版規範相同，工程實踐證明是可行的。
（（（（IIIIIIIIIIII）））） 區域性配筋及深梁區域性配筋及深梁區域性配筋及深梁區域性配筋及深梁
9。2。119。2。119。2。119。2。11 本條為梁腰集中荷載作用處附加橫向配筋的構造要求。
當集中荷載在梁高範圍內或梁下部傳入時，為防止集中荷載影響區下部混凝
279
土拉脫，並彌補間接載入導致的梁斜截面受剪承載力的降低，應在集中荷載影響
區 s 範圍內配置附加橫向鋼筋。試驗研究表明，當梁受剪箍筋配筋率為中等或偏
低時，由本條公式計算確定的附加橫向鋼筋能較好發揮以上作用，並限制斜裂縫
及區域性受拉裂縫的寬度。
在設計中，不允許用佈置在集中荷載影響區內的受剪箍筋代替附加橫向鋼
筋。此外，當傳入集中力的次梁寬度 b 過大時，宜適當減小由 3b+2h1所確定的
附加橫向鋼筋的佈置寬度。當梁下部作用有均布荷載時，可參照本規範計算深梁
下部配置懸吊鋼筋的方法確定附加懸吊鋼筋的數量。
當有兩個沿梁長度方向相互距離較小的集中荷載作用於梁高範圍內時，可能
形成一個總的拉脫效應和一個總的拉脫破壞面。偏安全的做法是，在不減少兩個
集中荷載之間應配附加鋼筋數量的同時，分別適當增大兩個集中荷載作用點以外
的附加橫向鋼筋數量。
還應該說明的是：當採用彎起鋼筋作附加鋼筋時，明確規定公式中的 Asv應
為左右彎起段截面面積之和；彎起式附加鋼筋的彎起段應伸至樑上邊緣，且其尾
部應按規定設定水平錨固段。
9。2。129。2。129。2。129。2。12 本條為折梁的配筋構造要求。對受拉區有內折角的梁，梁底的縱向受拉鋼
筋應伸至對邊並在受壓區錨固。受壓區範圍可按計算的實際受壓區高度確定。直
線錨固應符合本規範第 8。3 節鋼筋錨固的規定；彎折錨固則參考第 9。4 節點內彎
折錨固的做法。
9。2。139。2。139。2。139。2。13 本條提出了大尺寸梁腹板內配置腰筋的構造要求。
現代混凝土構件的尺度越來越大，工程中大截面尺寸現澆混凝土梁日益增
多，往往在梁側面產生垂直於梁軸線的收縮裂縫。為此，應在大尺寸梁的兩側沿
梁長度方向佈置縱向構造鋼筋（腰筋），以控制裂縫。根據工程經驗，對腰筋的最
大間距和最小配筋率給出了相應的配筋構造要求。腰筋的最小配筋率按扣除了受
壓及受拉翼緣的梁腹板截面面積確定。
9。2。149。2。149。2。149。2。14 本條規定了薄腹梁及需作疲勞驗算的梁，加強下部縱向鋼筋的構造措施。
與 02 版規範相同，工程實踐證明是可行的。
9。2。159。2。159。2。159。2。15 根據分析及試驗結果，國內外均將 的簡支梁和 的連續0。2/0 ≤hl 5。2/0 ≤hl
梁視為深梁，並對其截面設計方法和配筋構造給出了專門規定。
280
試驗研究表明， 大於深梁但小於 5。0 的梁（國內習慣稱為“短梁”），其hl /0
受力特點也與 的一般梁有一定區別，它相當於深梁與一般梁之間的過0。5/0 ≥hl
渡狀態，也需要對其截面設計方法作出不同於深梁和一般梁的專門規定。本條將
的受彎構件統稱為“深受彎構件”，其中包括深梁和“短梁”。0。5/0 深受彎構件（包括深梁）是梁的持殊型別，在承受重型荷載的現代混凝土結構 中得到越來越廣泛的應用，其內力及設計方法與一般梁有顯著差別。本條給出了 深梁及深受彎構件的定義，具體設計方法見本規範附錄 G。 9。39。39。39。3 柱柱柱柱 （（（（IIII）））） 基本規定基本規定基本規定基本規定 9。3。19。3。19。3。19。3。1 本條規定了柱中縱向鋼筋（包括受力鋼筋及構造鋼筋）的基本構造要求。 柱中宜採用大直徑鋼筋作縱向受力鋼筋。配筋過多的混凝土柱在長期受壓徐 變以後解除安裝，鋼筋的彈性回覆會在柱中產生橫向拉裂，故應對柱的最大配筋率作 出限制。對圓柱提出均勻配筋的要求，但當圓柱作方向性配筋時不在此例。 此外還規定了柱中縱向鋼筋的間距：過密影響混凝土澆築密實；過疏則難以 維持對芯部混凝土的圍箍約束。同樣，柱側構造筋及相應的複合箍筋或拉筋也是 為了維持對芯部混凝土的約束。 9。3。29。3。29。3。29。3。2 柱中配置箍筋的作用是為了架立縱向鋼筋；承擔剪力、扭矩；並與縱筋一 起形成對芯部混凝土的圍箍約束。為此對柱的配箍提出系統的構造措施，包括直 徑、間距、數量、形式等。 為保持圍箍約束作用，柱周邊箍筋應做成封閉式。對圓柱及配筋率較大的柱 ， 還應對箍筋提出更嚴格的要求：末端 135°彎鉤且彎後餘長度不小於 5d（或 10 d）， 並勾住縱筋。此外還對縱筋較多的情況，為防止其受壓屈曲提出設定複合箍筋的 要求。 採用連續螺旋箍筋、焊接封閉環式箍筋或連續複合螺旋箍筋，可以有效地增 強對柱芯部混凝土的圍箍約束。當考慮其間接配筋的作用時，對其配箍的最大間 距作出限制。但間距也不能太密，以免影響混凝土的澆築施工。 對連續螺旋箍筋、焊接封閉環式箍筋或連續複合螺旋箍筋，己有成熟的工藝 和裝置。採用專用產品，可以保證應有的質量。
