中华人民共和国国家标准混凝土结构设计规范 Code for design of concrete structures GB 主编部门 : 中华人民共和国建设部 批准部门 : 中华人民共和国建设部 施行日期 :2002 年 4 月 1 日 条文说明 中国建筑资讯网 2002 北

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1 UDC 中华人民共和国国家标准 P GB 混凝土结构设计规范 Code for design of concrete structures 发布 实施中华人民共和国建设部联合发布国家质量监督检验检疫总局 第 1 页

2 中华人民共和国国家标准混凝土结构设计规范 Code for design of concrete structures GB 主编部门 : 中华人民共和国建设部 批准部门 : 中华人民共和国建设部 施行日期 :2002 年 4 月 1 日 条文说明 中国建筑资讯网 2002 北京 第 2 页

3 目次 1 总则 术语 符号 术语 符号 基本设计规定 一般规定 承载能力极限状态计算规定 正常使用极限状态验算规定 耐久性规定 材料 混凝土 钢筋 结构分析 基本原则 线弹性分析方法 其他分析方法 预应力混凝土结构构件计算要求 一般规定 预应力损失值计算 承载能力极限状态计算 正截面承载力计算的一般规定 正截面受弯承载力计算 正截面受压承载力计算 正截面受拉承载力计算 斜截面承载力计算 扭曲截面承载力计算 受冲切承载力计算 局部受压承载力计算 疲劳验算 第 3 页

4 8 正常使用极限状态验算 裂缝控制验算 受弯构件挠度验算 构造规定 伸缩缝 混凝土保护层 钢筋的锚固 钢筋的连接 纵向受力钢筋的最小配筋率 预应力混凝土构件的构造规定 结构构件的基本规定 板 梁 柱 梁柱节点 墙 叠合式受弯构件 深受弯构件 牛腿 预埋件及吊环 预制构件的连接 混凝土结构构件抗震设计 一般规定 材料 框架梁 框架柱及框支柱 铰接排架柱 框架梁柱节点及预埋件 剪力墙 预应力混凝土结构构件 附录 A 素混凝土结构构件计算 附录 B 钢筋的公称截面面积 计算截面面积及理论重量 第 4 页

5 附录 C 混凝土的多轴强度和本构关系 C.1 总则 C.2 单轴应力 - 应变关系 C.3 多轴强度 C.4 破坏准则和本构模型 附录 D 后张预应力钢筋常用束形的预应力损失 附录 E 与时间相关的预应力损失 附录 F 任意截面构件正截面承载力计算 附录 G 板柱节点计算用等效集中反力设计值 第 5 页

6 1 总则 1.0.1~ 为实现房屋 铁路 公路 港口和水利水电工程混凝土结构共性技术问题设计方法的统一, 本次修订组的组成包括了各行业的混凝土结构专家, 以求相互沟通, 使本规范的共性技术问题能为各行业规范认可 实现各行业共性技术问题设计方法统一是必要的, 但它是一个过程, 本次修订是向这一目标迈出的第一步 根据建设部标准定额司的指示, 现阶段各行业混凝土结构设计规范仍保持相对的完整性, 以利于平稳过渡 当结构受力的情况 材料性能等基本条件与本规范的编制依据有出入时, 则需根据具体情况, 通过专门试验或分析加以解决 应当指出, 对无粘结预应力混凝土结构, 其材料及正截面受弯承载力及裂缝宽度计算等均与有粘结预应力混凝土结构有所不同 这些内容由专门规程作出规定 对采用陶粒 浮石 煤矸石等为骨料的混凝土结构, 应按有关标准进行设计 设计下列结构时, 尚应符合专门标准的有关规定 : 1 修建在湿陷性黄土 膨胀土地区或地下采掘区等的结构 ; 2 结构表面温度高于 100 或有生产热源且结构表面温度经常高于 60 的结构 ; 3 需作振动计算的结构 第 6 页

7 2 术语 符号 2.1 术语术语是本规范新增的内容, 主要是根据现行国家标准 工程结构设计基本术语和通用符号 GBJ132 建筑结构设计术语和符号标准 GB/T50083 建筑结构可靠度设计统一标准 GB50068 建筑结构荷载规范 GB50009 等给出的 2.2 符号符号主要是根据 混凝土结构设计规范 GBJ10 89( 以下简称原规范 ) 规定的 有些符号因术语的改动而作了相应的修改, 例如, 本规范将长期效应组合改称为准永久组合, 所以原规范符号 Nl 相应改为本规范符号 Nq 第 7 页

8 3 基本设计规定 3.1 一般规定 本规范按现行国家标准 建筑结构可靠度设计统一标准 GB 采用荷载分项系数 材料性能分项系数 ( 为了简便, 直接以材料强度设计值表达 ) 结构重要性系数进行设计 本规范中的荷载分项系数应按现行国家标准 建筑结构荷载规范 GB 的规定取用 对极限状态的分类, 系根据现行国家标准 建筑结构可靠度设计统一标准 GB 的规定确定 3.1.3~ 对结构构件的计算和验算要求, 与原规范基本相同 增加了漂浮验算, 对疲劳验算修改较大 建筑结构荷载规范 GBJ 9 87 中的吊车, 分为轻级 中级 重级和超重级工作制 现荷载规范修订组根据国家标准 起重机设计规范 GB 3811 中吊车的利用等级 U 和载荷状态 Q, 将吊车分为 A1~A8 八个工作级别, 将原荷载规范的四级工作制改为八级工作级别, 本规范作了相应的修订 原规范中有关疲劳问题, 包括轻级 中级和重级工作制吊车, 不包括超重级工作制吊车 本规范中所述吊车, 仍未包括超重级工作制吊车 当设计直接承受超重级工作制吊车的吊车梁时, 建议根据工程经验采用钢结构 在具有荷载效应谱和混凝土及钢筋应力谱的情况下, 可按专门标准的有关规定进行疲劳验算 当结构发生局部破坏时, 如不引发大范围倒塌, 即认为结构具有整体稳定性 结构的延性 荷载传力途径的多重性以及结构体系的超静定性, 均能加强结构的整体稳定性 设置竖直方向和水平方向通长的钢筋系杆将整个结构连系成一个整体, 是提供结构整体稳定性的方法之一 另一方面, 按特定的局部破坏状态的荷载组合进行设计, 也是保证结构整体稳定性的措施之一 当偶然事件产生特大的荷载时, 要求按荷载效应的偶然组合进行设计 ( 见第 条 ) 以保持结构的完整无缺, 往往经济上代价太高, 有时甚至不现实 此时, 可采用允许局部爆炸或撞击引起结构发生局部破坏, 但整个结构不发生连续倒塌的原则进行设计 第 8 页

9 3.1.7 各类建筑结构的设计使用年限是不应统一的, 应按 建筑结构可靠度设计统一标准 的规定取用, 相应的荷载设计值及耐久性措施均应依据设计使用年限确定 结构改变用途和使用环境将影响其结构性能及耐久性, 因此必须经技术鉴定或设计许可 3.2 承载能力极限状态计算规定 关于本规范表 建筑结构安全等级选用问题, 设计部门可根据工程实际情况和设计传统习惯选用 大多数建筑物的安全等级均属二级 由于 建筑结构荷载规范 GB 中新增的由永久荷载效应控制的组合, 使承受恒载为主的结构构件的安全度有所提高, 并且本规范取消了原规范混凝土弯曲抗压强度 f cm, 统一取用抗压强度 f c, 使以混凝土受压为主的结构构件的安全度有所提高, 所以取消了原规范对屋架 托架 承受恒载为主的柱安全等级应提高一级的规定 工程实践表明, 由于混凝土结构在施工阶段容易发生质量问题, 因此取消了原规范对施工阶段预制构件安全等级可降低一级的规定 符号 S 在 建筑结构荷载规范 GB 中为荷载效应组合的设计值 ; 在 建筑抗震设计规范 GB 中为地震作用效应与其他荷载效应的基本组合, 又称结构构件内力组合的设计值 当几何参数的变异性对结构性能有明显影响时, 需考虑其不利影响 例如, 薄板的截面有效高度的变异性对薄板正截面承载力有明显影响, 在计算截面有效高度时宜考虑施工允许偏差带来的不利影响 3.3 正常使用极限状态验算规定 对正常使用极限状态, 原规范规定按荷载的持久性采用两种组合, 即荷载的短期效应组合和长期效应组合 本规范根据 建筑结构可靠度设计统一标准 GB50068 的规定, 将荷载的短期效应组合 长期效应组合改称为荷载效应的标准组合 准永久组合 在标准组合中, 含有起控制作用的一个可变荷载标准值效应 ; 在准永久组合中, 含有可变荷载准永久值效应 这就使荷载效应组合的名称与荷载代表值的名称相对应 对构件裂缝宽度 构件刚度的计算, 本规范采用按荷载效应标准组合并考虑长期作用影响进行计算, 与原规范的含义相同 表 中关于受弯构件挠度的限值保持原规范的规定 悬臂构件是工程实践中容易发生事故的构件, 设计时对其挠度需从严掌握 第 9 页

10 3.3.3~ 本规范将裂缝控制等级划分为一级 二级和三级 等级是对裂缝控制严格程度而言的, 设计人员需根据具体情况选用不同的等级 关于构件裂缝控制等级的划分, 国际上一般都根据结构的功能要求 环境条件对钢筋的腐蚀影响 钢筋种类对腐蚀的敏感性和荷载作用的时间等因素来考虑 本规范在裂缝控制等级的划分上考虑了以上因素 1 本规范在具体划分裂缝控制等级和确定有关限值时, 主要参考了下列资料 :(1)1974 年混凝土结构设计规范及原规范有关规定的历史背景 ;(2) 工程实践经验及国内常用构件的实际设计抗裂度和裂缝宽度的调查统计结果 ;(3) 耐久性专题研究组对国内典型地区工程调查的结果, 长期暴露试验与快速试验的结果 ;(4) 国外规范的有关规定 2 对于采用热轧钢筋配筋的混凝土结构构件的裂缝宽度限值的确定, 考虑了现行国内外规范的有关规定, 并参考了耐久性专题研究组对裂缝的调查结果 室内正常环境条件下钢筋混凝土构件最大裂缝剖形观察结果表明, 不论其裂缝宽度大小 使用时间长短 地区湿度高低, 凡钢筋上不出现结露或水膜, 则其裂缝处钢筋基本上未发现明显的锈蚀现象 ; 国外的一些工程调查结果也表明了同样的观点 对钢筋混凝土屋架 托架 主要屋面承重结构构件, 根据以往的工程经验, 裂缝宽度限值宜从严控制 对钢筋混凝土吊车梁的裂缝宽度限值, 原规范对重级和中级工作制吊车分别规定为 0.2 和 0.3mm, 现在重级和中级的名称已被取消, 所以对需作疲劳验算的吊车梁, 统一规定为 0.2mm 对处于露天或室内潮湿环境条件下的钢筋混凝土构件, 剖形观察结果表明, 裂缝处钢筋都有不同程度的表皮锈蚀, 而当裂缝宽度小于或等于 0.2mm 时, 裂缝处钢筋上只有轻微的表皮锈蚀 根据上述情况, 并参考国内外有关资料, 规定最大裂缝宽度限值采用 0.2mm 对使用除冰盐的环境, 考虑到锈蚀试验及工程实践表明, 钢筋混凝土结构构件的受力垂直裂缝宽度, 对耐久性的影响不是太大, 故仍允许存在受力裂缝 参考国内外有关规范, 规定最大裂缝宽度限值为 0.2mm 3 在原规范中, 对采用预应力钢丝 钢绞线及热处理钢筋的预应力混凝土构件, 考虑到钢丝直径较小和热处理钢筋对锈蚀比较敏感, 一旦出现裂缝, 会严重影响结构耐久性, 故规定在室内正常环境下采用二级裂缝控制, 在露天环境下采用一级裂缝控制 鉴于这方面的规定偏严, 故在 1993 年原规范的局部修订中提出 : 各类预应力 第 10 页

11 混凝土构件, 在有可靠工程经验的前提下, 对抗裂要求可作适当放宽 4 根据工程实际设计和使用经验, 主要是最近十多年来现浇后张法预应力框架和楼盖结构在我国的大量推广应用的经验, 并参考国内外有关规范的规定 ; 同时, 还考虑了部分预应力混凝土构件的发展趋势, 本次修订对预应力混凝土结构的裂缝控制, 着重于考虑环境条件对钢筋腐蚀的影响, 并考虑结构的功能要求以及荷载作用时间等因素作出规定 同时, 取消了原规范的混凝土拉应力限制系数和受拉区混凝土塑性影响系数, 以尽可能简化计算 对原规范室内正常环境下的一般构件, 从二级裂缝控制等级放松为三级 ( 楼板 屋面板仍为二级 ); 对原规范露天环境下的构件, 从一级裂缝控制等级放松为二级 ( 吊车梁仍为一级 ); 对原规范未涉及的三类环境下的构件, 新增加规定为一级裂缝控制等级 3.4 耐久性规定 本条规定了混凝土结构耐久性设计的基本原则, 按环境类别和设计使用年限进行设计 表 列出的环境类别与 CEB 模式规范 MC-90 基本相同 表中二类环境 a 与 b 的主要差别在于有无冰冻 三类环境中的使用除冰盐环境是指北方城市依靠喷洒盐水除冰化雪的立交桥及类似环境, 滨海室外环境是指在海水浪溅区之外, 但其前面没有建筑物遮挡的混凝土结构 四类和五类环境的详细划分和耐久性设计方法由 港口工程技术规范 及 工业建筑防腐蚀设计规范 GB 等标准解决 关于严寒和寒冷地区的定义, 民用建筑热工设计规程 JGJ24 86 规定如下 : 严寒地区 : 累年最冷月平均温度低于或等于 -10 的地区 寒冷地区 : 累年最冷月平均温度高于 -10 低于或等于 0 的地区 累年系指近期 30 年, 不足 30 年的取实际年数, 但不得少于 10 年 各地可根据当地气象台站的气象参数确定所属气候区域, 也可根据 建筑气象参数标准 提供的参数确定所属气候区域 本条对一类 二类和三类环境中, 设计使用年限为 50 年的混凝土结构的混凝土作出了规定 表 中水泥用量为下限值, 适宜的水泥用量应根据施工情况确定 混凝土中碱含量的计算方法参见 混凝土碱含量限值标准 CECS53:93 的规定 本条对于设计使用年限为 100 年且处于一类环境中的混凝土结构作了专门的规定 根据国内混凝土结构耐久性状态的调查, 一类环境设计使用年限为 50 年基本可 第 11 页

12 以得到保证 但国内一类环境实际使用年数超过 100 年的混凝土结构极少 耐久性调查发现, 实际使用年数在 70~80 年一类环境中的混凝土构件基本完好, 这些构件的混凝土立方体抗压强度在 15N/mm 2 左右, 保护层厚度 15~20mm 因此, 对混凝土中氯离子含量加以限制 ; 适当提高混凝土的强度等级和保护层厚度 ; 特别是规定需定期进行维护, 一类环境中的混凝土结构设计使用年限 100 年可得到保证 二 三类环境的情况比较复杂, 要求在设计中 : 限制混凝土的水灰比 ; 适当提高混凝土的强度等级 ; 保证混凝土抗冻性能 ; 提高混凝土抗渗透能力 ; 使用环氧涂层钢筋 ; 构造上注意避免积水 ; 构件表面增加防护层使构件不直接承受环境作用等, 都是可采取的措施, 特别是规定维修的年限或局部更换, 都可以延长主体结构的实际使用年数 3.4.5~ 混凝土的抗冻性能和抗渗性能试验方法 等级划分及配合比限制按有关的规范标准执行 混凝土抗渗和抗冻的设计可参考 水工混凝土结构设计规范 DL/T 5057 及 地下工程防水技术规范 GB 的规定 环氧树脂涂层钢筋是采用静电喷涂环氧树脂粉末工艺, 在钢筋表面形成一定厚度的环氧树脂防腐涂层 这种涂层可将钢筋与其周围混凝土隔开, 使侵蚀性介质 ( 如氯离子等 ) 不直接接触钢筋表面, 从而避免钢筋受到腐蚀 鉴于建设部已颁布行业标准 环氧树脂涂层钢筋 JG 3042, 该产品在工程中应用也已取得了一定的使用经验, 故本次修订增加了环氧树脂涂层钢筋应用的规定 第 12 页

13 4 材料 4.1 混凝土 混凝土强度等级的确定原则为 : 混凝土强度总体分布的平均值减法 倍标准差 ( 保证率 95%) 混凝土强度等级由立方体抗压强度标准值确定, 立方体抗压强度标准值是本规范混凝土各种力学指标的基本代表值 本条对混凝土结构的最低混凝土强度等级作了规定 基础垫层的混凝土强度等级可采用 C ~ 我国建筑工程实际应用的混凝土平均强度等级和钢筋的平均强度等级, 均低于发达国家 我国结构安全度总体上比国际水平低, 但材料用量并不少, 其原因在于国际上较高的安全度是靠较高强度的材料实现的 为扭转这种情况, 本规范在混凝土方面新增加了有关高强混凝土的内容 1 混凝土抗压强度本规范将原规范的弯曲抗压强度 f cmk f cm 取消 棱柱强度与立方强度之比值 α cl 对普通混凝土为 0.76, 对高强混凝土则大于 0.76 本规范对 C50 及以下取 α cl =0.76, 对 C80 取 α=0.82, 中间按线性规律变化 本规范对 C40 以上混凝土考虑脆性折减系数 α c2, 对 C40 取 α c2 =1.0, 对 C80 取 α c2 =0.87, 中间按线性规律变化 考虑到结构中混凝土强度与试件混凝土强度之间的差异, 根据以往的经验, 并结合试验数据分析, 以及参考其他国家的有关规定, 对试件混凝土强度修正系数取为 0.88 本规范的轴心抗压强度标准值与设计值分别按下式计算 : f ck =0.88α c1 α c2 f cu,k f c =f ck /γ c =f ck /1.4 本规范的 fc 是在下列四项前提下确定的 : 1) 按荷载规范规定, 新增由永久荷载效应控制的组合 ; 2) 取消原规范对屋架 托架, 以及对承受恒载为主的轴压 小偏压柱安全等级提高一级的规定 ; 3) 保留附加偏心距 e a 的规定 ; 4) 混凝土材料分项系数 γ c 取为 1.4 第 13 页

14 2 混凝土抗拉强度 本规范的轴心抗拉强度标准值与设计值分别按下式计算 : 0.55 f tk = f cuk ( δ ) 0.45 α c2 f t =f tk /γ c =f tk /1.4 式中, 系数 和指数 0.55 是根据原规范确定抗拉强度的试验数据再加上我国近 年来对高强混凝土研究的试验数据, 统一进行分析后得出的 基于 1979~1980 年对全国十个省 市 自治区的混凝土强度的统计调查结果, 以及对 C60 以上混凝土的估计判断, 本规范对混凝土立方体强度采用的变异系数如 下表 : f cu,k Cl5 C20 C25 C30 C35 C40 C45 C50 C55 C60~C80 δ 根据高强混凝土专题研究结果, 高强混凝土弹性模量仍可采用原规范计算公 式 本规范的混凝土弹性模量按下式计算 : 5 10 Ec = (N/mm 2 ) f cu, k 式中 f cu,k 以混凝土强度等级值 ( 按 N/mm 2 计 ) 代入, 可求得与立方体抗压强度标准值 相对应的弹性模量 本规范取消了弯曲抗压强度 f cm, 所以混凝土的疲劳抗压强度修正系数 γ ρ 相 应提高 10% 但考虑到原规范混凝土疲劳强度修正系数 γ ρ 是由考虑将 钢筋混凝土 结构设计规范 TJ10 74 中的疲劳强度设计值 γ ρ R f 改为 γ ρ f t, 且 R f /f t 1.5, 又考 虑到 建筑结构荷载规范 GBJ9 87 的吊车动力系数比荷载规范 TJ9 74 约降低 7% 这些因素 因此原规范中的 γ ρ 比设计规范 TJ10 74 提高 40%, 即按 R f /(f t 1.07)=1.4 进行调整 这仅适用于混凝土抗拉疲劳强度, 而抗压疲劳强度的修正系数也提高到 1.4 倍是不合适的 另外考虑到在正常配筋情况下, 混凝土的抗压疲劳强度一般不起 控制作用 所以综合考虑上述因素, 为便于设计, 没有分别给出混凝土抗压和抗拉 强度的疲劳强度修正系数, 而仍按原规范规定取用 γ ρ 值 国内疲劳专题研究及国外对高强度混凝土的疲劳强度的试验结果表明, 高强混 凝土的疲劳强度折减系数与普通混凝土的疲劳强度折减系数无明显差别, 所以本规 范将普通混凝土的疲劳强度修正系数扩大应用于高强混凝土, 且与试验结果符合较 好 根据疲劳专题研究的试验结果, 本规范增列了高强混凝土的疲劳变形模量 疲劳指标 ( 包括混凝土疲劳强度设计值 混凝土疲劳变形模量和钢筋疲劳应力幅 第 14 页

15 限值 ) 是指等幅疲劳二百万次的指标, 不包括变幅疲劳 4.2 钢筋 本规范在钢筋方面提倡用 HRB400 级 ( 即新 Ⅲ 级 ) 钢筋作为我国钢筋混凝土结 构的主力钢筋 ; 用高强的预应力钢绞线 钢丝作为我国预应力混凝土结构的主力钢 筋, 推进在我国工程实践中提升钢筋的强度等级 原规范颁布实施以来, 混凝土结构用钢筋 钢丝 钢绞线的品种和性能有了进 一步的发展, 研制开发成功了一批钢筋新品种, 对原有钢筋标准进行修订 主要变 动有 : 以屈服点为 400N/mm 2 的钢筋替代原屈服点为 370N/mm 2 的钢筋 ; 调整了预应力 混凝土用钢丝 钢绞线的品种和性能 本规范所依据的钢筋标准 项次钢筋种类标准代号 1 热轧钢筋 GB GB GB 预应力钢丝 GB/T 预应力钢绞线 GB/T 热处理钢筋 GB 表中所列预应力钢丝包括了原规范中的消除应力的光面碳素钢丝及新列入的螺 旋肋钢丝及三面刻痕钢丝 近年来, 我国强度高 性能好的预应力钢筋 ( 钢丝 钢绞线 ) 已可充分供应, 故冷 拔低碳钢丝和冷拉钢筋不再列入本规范, 冷轧带肋钢筋和冷轧扭钢筋亦因已有专门 规程而不再列入本规范 不列入本规范不是不允许使用这些钢筋, 而是使用冷拔低 碳钢丝 冷轧带肋钢筋 冷轧扭钢筋和焊接钢筋网时, 应符合专门规程 冷拔钢丝 预应力混凝土构件设计与施工规程 JGJ19 冷轧带肋钢筋混凝土结构技术规程 JGJ95 冷轧扭钢筋混凝土构件技术规程 JGJ115 和 钢筋焊接网混凝土结构技术 规程 JGJ/T114 的规定 使用冷拉钢筋时, 其冷拉后的钢筋强度采用原规范 (1996 局 部修订 ) 的规定 根据 说明中列出的钢筋标准, 对钢筋种类, 规格和强度标准值相应作了 修改 HPB235 级钢筋 HRB400 级钢筋的设计值按原规范取用 HRB 335 级钢筋 的强度设计值改为 300N/m 2, 使这三个级别钢筋的材料分项系数 γ s 取值相一致, 都 取为 1.10 对预应力用钢丝 钢绞线和热处理钢筋, 原规范取用 0.8σ b (σ b 为钢筋国家标准 第 15 页

16 的极限抗拉强度 ) 作为条件屈服点, 本规范改为 0.85σ b, 以与钢筋的国家标准相一致 钢筋材料分项系数 γ s 取用 1.2 例如 f ptk =1770N/mm 2 的预应力钢丝, 强度设计值 f py = /1.2=1253N/mm 2, 取整为 1250N/mm 2, 较原规范 (1996 局部修订 ) 的 1200N/mm 2 提高约 4% 根据国内外的疲劳试验的资料表明 : 影响钢筋疲劳强度的主要因素为钢筋疲 f f 劳应力幅, 即 σ -σ, 所以本规范根据原规范的钢筋疲劳强度设计值, 给出考虑 max min 应力比的钢筋疲劳应力幅限值 钢绞线的疲劳应力幅限值是这次新增加的内容, 主要参考了我国 铁路桥涵钢筋混凝土和预应力混凝土结构设计规范 TB 该规范中规定的疲劳应力幅限值为 140N/mm 2, 其试验依据为 f ptk =1860N/mm 2 的高强钢绞线, 考虑到本规范中钢绞线强度还有 f ptk =1570N/mm 2 的等级以及预应力钢筋在曲线管道中等因素的影响, 故采用偏安全的表中的限值 普通钢筋疲劳应力幅限值表 中的空缺, 是因为尚缺乏有关的试验数据 第 16 页

17 5 结构分析 本章为新增内容, 弥补了我国历来混凝土结构设计规范中结构分析内容方面的不足 所列条款反映了我国混凝土结构的设计现状 工程经验和试验研究等方面所取得的进展, 同时也参考了国外标准规范的相关内容 本规范只列入了结构分析的基本原则和各种分析方法的应用条件 各种结构分析方法的具体内容在有关标准中有更详尽的规定时, 可遵照执行 5.1 基本原则 在所有的情况下均应对结构的整体进行分析 结构中的重要部位 形状突变部位以及内力和变形有异常变化的部分 ( 例如较大孔洞周围 节点及其附近 支座和集中荷载附近等 ), 必要时应另作更详细的局部分析 对结构的两种极限状态进行结构分析时, 应采取相应的荷载组合 结构在不同的工作阶段, 例如预制构件的制作 运输和安装阶段, 结构的施工期 检修期和使用期等, 以及出现偶然事故的情况下, 都可能出现多种不利的受力状况, 应分别进行结构分析, 并确定其可能最不利的作用效应组合 结构分析应以结构的实际工作状况和受力条件为依据 结构分析的结果应有相应的构造措施作保证 例如 : 固定端和刚节点的承受弯矩能力和对变形的限制 ; 塑性铰的充分转动能力 ; 适筋截面的配筋率或压区相对高度的限制等 结构分析方法应有可靠的依据和足够的计算准确程度 所有结构分析方法的建立都基于三类基本方程, 即力学平衡方程 变形协调 ( 几何 ) 条件和本构 ( 物理 ) 关系 其中力学平衡条件必须满足 ; 变形协调条件对有些方法不能严格符合, 但应在不同程度上予以满足 ; 本构关系则需合理地选用 现有的结构分析方法可归纳为五类 各类方法的主要特点和应用范围如下 : 1 线弹性分析方法是最基本和最成熟的结构分析方法, 也是其他分析方法的基础和特例 它适用于分析一切形式的结构和验算结构的两种极限状态 至今, 国内外的大部分混凝土结构的设计仍基于此方法 结构内力的线弹性分析和截面承载力的极限状态设计相结合, 实用上简易可行 按此设计的结构, 其承载力一般偏于安全 少数结构因混凝土开裂部分的刚度减小而发生内力重分布, 可能影响其他部分的开裂和变形状况 考虑到混凝土结构开裂后的刚度减小, 对梁 柱构件分别取用不等的折减刚度 第 17 页

18 值, 但各构件 ( 截面 ) 刚度不随荷载效应的大小而变化, 则结构的内力和变形仍可采用线弹性方法进行分析 2 考虑塑性内力重分布的分析方法设计超静定混凝土结构, 具有充分发挥结构潜力 节约材料 简化设计和方便施工等优点 3 塑性极限分析方法又称塑性分析法或极限平衡法 此法在我国主要用于周边有梁或墙支承的双向板设计 工程设计和施工实践经验证明, 按此法进行计算和构造设计简便易行, 可保证安全 4 非线性分析方法以钢筋混凝土的实际力学性能为依据, 引入相应的非线性本构关系后, 可准确地分析结构受力全过程的各种荷载效应, 而且可以解决一切体形和受力复杂的结构分析问题 这是一种先进的分析方法, 已经在国内外一些重要结构的设计中采用, 并不同程度地纳入国外的一些主要设计规范 但这种分析方法比较复杂, 计算工作量大, 各种非线性本构关系尚不够完善和统一, 至今应用范围仍然有限, 主要用于重大结构工程如水坝 核电站结构等的分析和地震下的结构分析 5 结构或其部分的体形不规则和受力状态复杂, 又无恰当的简化分析方法时, 可采用试验分析方法 例如剪力墙及其孔洞周围, 框架和桁架的主要节点, 构件的疲劳, 平面应变状态的水坝等 结构设计中采用电算分析的日益增多, 商业的和自编的电算程序都必须保证其运算的可靠性 而且, 每一项电算的结果都应作必要的判断和校核 5.2 线弹性分析方法 由长度大于 3 倍截面高度的构件所组成的结构, 可按杆系结构进行分析 这里所列的简化假设是多年工程经验证实可行的 有些情况下需另作考虑, 例如有些空间结构体系不能或不宜于分解为平面结构分析, 高层建筑结构不能忽略轴力 剪力产生的杆件变形对结构内力的影响, 细长和柔性的结构或杆件要考虑二阶效应等 计算图形宜根据结构的实际形状 构件的受力和变形状况 构件间的连接和支承条件以及各种构造措施等, 作合理的简化 例如, 支座或柱底的固定端应有相应的构造和配筋作保证 ; 有地下室的建筑底层柱, 其固定端的位置还取决于底板 ( 梁 ) 的刚度 ; 节点连接构造的整体性决定其按刚接或铰接考虑等 按构件全截面计算截面惯性矩时, 既不计钢筋的换算面积, 也不扣除预应力钢筋孔道等的面积 T 形截面梁的惯性矩值按截面矩形部分面积的惯性矩进行修正, 比给定翼缘有效 第 18 页

19 宽度进行计算更为简捷 计算框架在使用阶段的侧移时, 构件刚度折减系数的取值参见 钢筋混凝土连续梁和框架考虑内力重分布设计规程 CECS51: 电算程序一般按准确分析方法编制, 简化分析方法适合于手算 各种结构体系和不同支承条件 荷载状况的双向板都可采用线弹性方法分析 结构体系布置规则的双向板, 按周边支承板和板柱体系两种情况, 分别采用第 条和第 条所列方法进行计算, 更为简捷方便 二维和三维结构通过力学分析或模型试验可获得内部应力分布, 但不是截面内力 ( 弯矩 轴力 剪力 扭矩 ), 其承载能力极限状态宜由受拉区配设钢筋和受压区验算混凝土多轴强度作保证 前者参见 水工混凝土结构设计规范 DL/T5057, 但一般不考虑混凝土的抗拉强度, 后者见本规范附录 C 结构的线弹性应力分析与配筋的极限状态计算相结合, 其承载力设计结果偏于安全 5.3 其他分析方法 弯矩调幅法是钢筋混凝土结构考虑塑性内力重分布分析方法中的一种 该方法计算简便, 已在我国广为应用多年 弯矩调幅法的原则 方法和设计参数等参见 钢筋混凝土连续梁和框架考虑内力重分布设计规程 CECS51:93, 但应注意应用这种方法的限制条件 周边有梁或墙支承的钢筋混凝土双向板, 可采用塑性铰线法 ( 极限分析的上限解 ) 进行分析, 根据板的极限平衡基本方程和两方向单位极限弯矩的比值, 依次计算各区格板的弯矩值或者直接利用相应的计算图表确定弯矩值 条带法是极限分析的下限解, 已知荷载即可根据平衡条件确定板的弯矩设计值, 按此法设计总是偏于安全的 结构布置规则的板柱体系可直接采用弯矩系数法计算柱上板带和跨中板带的各支座和跨中截面的弯矩值 当结构布置不规则时, 可将计算图形取为平面等代框架进行分析, 再按柱上板带和跨中板带分配各支座和跨中截面的弯矩值 杆系 ( 一维 ) 结构和二 三维结构的非线性分析可根据结构的类型和形状, 要求的计算精度等, 选择分析方法 应根据情况采用不同的离散尺度 ; 确定相应的本构关系, 如一点的应力 - 应变关系 杆件截面的弯矩 - 曲率关系 杆件的内力 - 变形关系 不同形状有限单元的本构关系等, 并以此为基础推导基本方程和确定计算过程 进行结构非线性分析时, 其各部尺寸和材料性能指标必须预先设定 若采用的混凝土和钢筋的材料性能指标 ( 如强度 弹性模量 峰值应变和屈服应变 ), 或者二者 第 19 页

20 的性能比与实际结构中的相应值有差别时, 受力全过程的计算结果, 包括结构的应力分布 变形 破坏形态和极限荷载等都会产生不同程度的偏差 在确定混凝土和钢筋的材料本构关系和强度 变形值时, 宜事先进行试验测定 无试验条件时, 可采用经过验证的数学模型 ( 如附录 C), 其参数值应经过标定或有可靠依据 材料的强度和特征变形值宜取平均值, 可按附录 C 的公式计算或表列值采用 与材料性能指标的取值相适应, 当验算结构的承载能力极限状态时, 应将荷载效应的基本组合设计值乘以修正系数, 其数值根据结构或构件的受力特点和破坏形态确定, 但不宜小于下值 : 受拉钢筋控制破坏 ( 如轴拉 受弯 偏拉 大偏压等 ) 1.4; 受压混凝土或斜截面控制破坏 ( 如轴压 小偏压 受剪 受扭等 ) 1.9 验算正常使用极限状态时, 可取荷载效应的标准组合, 一般不作修正 结构分析中的应力 应变 曲率 变形 裂缝间距和宽度等都可取为一定长度或面积范围内的平均值, 以简化计算 混凝土受拉开裂后, 在确定构件的变形 ( 曲率 ) 和刚度时, 宜考虑混凝土的受拉刚化效应 结构非线性分析的电算程序, 除了严格进行理论考证外, 还应有一定的试验验证 混凝土结构的试验应经专门的设计 对试件的形状 尺寸和数量, 材料的品种和性能指标, 支承和边界条件, 加载的方式 数值和过程, 量测项目和测点布置等作出周密考虑, 以确保试验结果的有效和准确 在结构的试验过程中, 对量测并记录的各种数据和现象应及时整理和判断 试验结束后应进行分析和计算以确定试件的各项性能指标值和所需的设计参数值, 并对试验的准确度作出估计, 引出合理的结论 混凝土的温度 - 湿度变形和收缩 徐变等因素主要影响结构的正常使用极限状态和耐久性, 对结构承载能力极限状态的影响较小, 必要时需加分析和验算 温度应力分析参见 水工混凝土结构设计规范 DL/T 5057 第 20 页

21 6 预应力混凝土结构构件计算要求 6.1 一般规定 预应力混凝土构件对于承载能力极限状态下的荷载效应基本组合及对于正常使用极限状态下荷载效应的标准组合 ( 原规范的短期效应组合 ) 和准永久组合 ( 长期效应组合 ), 是根据 建筑结构荷载规范 GB 的有关规定并加入了预应力效应项而确定的 预应力效应设计值将在本规范有关章节计算公式中具体给出 预应力效应包括预加力产生的次弯矩 次剪力 在承载能力极限状态下, 预应力作用分项系数应按预应力作用的有利或不利, 分别取 1.0 或 1.2 当不利时, 如后张法预应力混凝土构件锚头局压区的张拉控制力, 预应力作用分项系数应取 1.2 在正常使用极限状态下, 预应力作用分项系数通常取 1.0 以上保留了原规范的规定, 并注意了与国外有关规范的协调 对承载能力极限状态, 当预应力效应列为公式左端项参与荷载效应组合时, 根据工程经验, 对参与组合的预应力效应项, 通常取结构重要性系数 γ 0 = 本条采用了配置预应力钢筋及非预应力普通钢筋的混合配筋设计方法, 以及部分预应力混凝土的设计原理 后张法预应力钢筋的张拉控制应力值 σ con 的限值对消除应力钢丝 钢绞线比原规范提高了 0.05f ptk 原因是张拉过程中的高应力在预应力锚固后降低很快, 以及这类钢筋的材质较稳定, 因而一般不会引起预应力钢筋在张拉过程中拉断的事故 目前国内已有不少单位采用比原规范限值高的 σ con 国外一些规范, 如美国 ACI318 规范的 σ con 限值也较高 所以为了提高预应力钢筋的经济效益,σ con 的限值可适当提高 但是 σ con 增大后会增加预应力损失值, 因此合适的张拉控制应力值应根据构件的具体情况确定 在后张法预应力混凝土超静定结构中存在支座等多余约束 当预加力对超静定梁引起的结构变形受到支座约束时, 将产生支座反力, 并由该反力产生次弯矩 M 2, 使预应力钢筋的轴线与压力线不一致 因此, 在计算由预加力在截面中产生的混凝土法向应力时, 应考虑该次弯矩 M 2 的影响 约束构件如柱子或墙对梁 板预应力效果的不利影响, 宜在设计中采取适当措施予以解决 当预应力混凝土构件配置非预应力钢筋时, 由于混凝土收缩和徐变的影响, 第 21 页

22 会在这些非预应力钢筋中产生内力 这些内力减少了受拉区混凝土的法向预压应力, 使构件的抗裂性能降低, 因而计算时应考虑这种影响 为简化计算, 假定非预应力钢筋的应力取等于混凝土收缩和徐变引起的预应力损失值 但严格地说, 这种简化计算当预应力钢筋和非预应力钢筋重心位置不重合时是有一定误差的 6.1.7~ 通常对预应力钢筋由于布置上几何偏心引起的内弯矩 N p e pn 以 M 1 表示, 由该弯矩对连续梁引起的支座反力称为次反力, 由次反力对梁引起的弯矩称为次弯矩 M 2 在预应力混凝土超静定梁中, 由预加力对任一截面引起的总弯矩 M r 为内弯矩 M 1 与次弯矩 M 2 之和, 即 M r =M 1 +M 2 国内外学者对预应力混凝土连续梁的试验研究表明, 对预应力混凝土超静定结构, 在进行正截面和斜截面抗裂验算时, 应计入预应力次弯矩 次剪力对截面内力的影响, 次弯矩和次剪力的预应力分项系数取 1.0 在正截面抗裂验算中, 为计及次弯矩的作用, 可近似取预加力 ( 扣除相应阶段预应力损失后并考虑非预应力钢筋影响 ) 的等效荷载在结构截面引起的总弯矩进行计算 在进行正截面受弯承载力计算时, 在弯矩设计值中次弯矩应参与组合 ; 在进行斜截面受剪承载力计算时, 在剪力设计值中次剪力应参与组合 当参与组合的次弯矩 次剪力对结构不利时, 预应力分项系数取 1.2; 对结构有利时取 1.0 近些年来, 国内开展了后张法预应力混凝土连续梁内力重分布的试验研究, 并探讨次弯矩存在对内力重分布的影响 这些试验规律为制定本条款提供了依据 据上述试验研究及有关文献的分析和建议, 对存在次弯矩的后张法预应力混凝土超静定结构, 其弯矩重分布规律可描述为 :(1-β)M d +αm 2 M u, 其中, 为次弯矩消失系数 直接弯矩的调幅系数定义为 :β=1-m a /M d, 此处,M a 为调整后的弯矩值,M d 为按弹性分析算得的荷载弯矩设计值 ; 它的变化幅度是 :0 β β max, 此处,β max 为最大调幅系数 次弯矩随结构构件刚度改变和塑性铰转动而逐步消失, 它的变化幅度是 :0 α 1.0, 且当 β=0 时, 取 α=1.0; 当 β=β max 时, 可取 α 接近为 0 且 β 可取其正值或负值, 当取 β 为正值时, 表示支座处的直接弯矩向跨中调幅 ; 当取 β 为负值时, 表示跨中的直接弯矩向支座处调幅 在上述试验结果与分析研究的基础上, 规定对预应力混凝土框架梁及连续梁在重力荷载作用下, 当受压区高度 x 0.30h 0 时, 可允许有限量的弯矩重分配, 其调幅值最大不得超过 10%; 同时可考虑次弯矩对截面内力的影响, 但总调幅值不宜超过 20% 对刻痕钢丝 螺旋肋钢丝 三股和七股钢绞线的预应力传递长度, 均在原规范规定的预应力传递长度的基础上, 根据试验研究结果作了调整, 并采用公式由其 第 22 页

23 有效预应力值计算预应力传递长度 预应力钢筋传递长度的外形系数取决于与锚固有关的钢筋的外形 ~ 为确保预应力混凝土结构在施工阶段的安全, 明确规定了在施工阶段应进行承载能力极限状态验算 对截面边缘的混凝土法向应力的限值条件, 是根据国内外相关规范校准并吸取国内的工程设计经验而得的 其中, 对混凝土法向应力的限值, 均按与各施工阶段混凝土抗压强度 f cu 相应的抗拉强度及抗压强度标准值表示 对预拉区纵向钢筋的配筋率取值, 原则上与本规范第 条的最小配筋率相一致 对先张法及后张法预应力混凝土构件的受剪承载力 受扭承载力及裂缝宽度计算, 均需用到混凝土法向预应力为零时的预应力钢筋合力 N p0, 故此作了规定 6.2 预应力损失值计算 预应力混凝土用钢丝 钢绞线的应力松弛试验表明, 应力松弛损失值与钢丝的初始应力值和极限强度有关 表中给出的普通松弛和低松弛预应力钢丝 钢绞线的松弛损失值计算公式, 是按钢筋标准 GB/T 5223 及 GB/T 5224 中规定的数值综合成统一的公式, 以便于应用 当 σ con /f ptk 0.5 时, 实际的松弛损失值已很小, 为简化计算取松弛损失值为零 热处理钢筋的应力松弛损失值, 根据现有的少量试验资料看, 取规范规定的松弛损失值是偏于安全的, 待今后进行系统试验后可再作更为精确的规定 锚固阶段张拉端预应力筋的内缩量允许值, 原规范对带螺帽的锚具 钢丝束的镦头锚具 钢丝束的钢质锥形锚具 JM12 锚具及单根冷拔低碳钢丝的锥形锚夹具作了规定, 但不能包括所有的锚具 现根据锚固原理的不同, 将锚具分为支承式 锥塞式和夹片式三类, 对每类作出规定 在原规范中, 未给出 QM XM OVM 等群锚的锚具变形和钢筋内缩值 而这些锚具及 JM 锚具均属于夹片式锚具, 故本次修订按有顶压或无顶压分别给出了该类锚具的规定值 预应力钢筋与孔道壁之间的摩擦引起的预应力损失, 包括沿孔道长度上局部位置偏移和曲线弯道摩擦影响两部分 在计算公式中,x 值为从张拉端至计算截面的孔道长度, 但在实际工程中, 构件的高度和长度相比常很小, 为简化计算, 可近似取该段孔道在纵轴上的投影长度代替孔道长度 ;θ 值应取从张拉端至计算截面的长度上预应力钢筋弯起角 ( 以弧度计 ) 之和 第 23 页

24 研究表明, 孔道局部偏差的摩擦系数 k 值与下列因素有关 : 预应力钢筋的表面形状 ; 孔道成型的质量状况 ; 预应力钢筋接头的外形 ; 预应力钢筋与孔壁的接触程度 ( 孔道的尺寸, 预应力钢筋与孔壁之间的间隙数值和预应力钢筋在孔道中的偏心距数值情况 ) 等 在曲线预应力钢筋摩擦损失中, 预应力钢筋与曲线弯道之间摩擦引起的损失是控制因素 根据国内的试验研究资料及多项工程的实测数据, 并参考国外规范的规定, 补充了预埋金属波纹管 预埋钢管孔道的摩擦影响系数 当有可靠的试验数据时, 本规范表 所列系数值可根据实测数据确定 根据国内对混凝土收缩 徐变的试验研究表明, 应考虑预应力钢筋和非预应力钢筋配筋率对 σ 15 值的影响, 其影响可通过构件的总配筋率 ρ(ρ=ρ p +ρ s ) 反映 在公式 ( ) 至 ( ) 中, 分别给出先张法和后张法两类构件受拉区及受压区预应力钢筋处的混凝土收缩和徐变引起的预应力损失 公式中反映了上述各项因素的影响, 此计算方法比仅按预应力钢筋合力点处的混凝土法向预应力计算预应力损失的方法更为合理 本次修订考虑到现浇后张预应力混凝土施加预应力的时间比 28d 龄期有所提前等因素, 对上述收缩和徐变计算公式中的有关项在数值上作了调整 调整的依据为 : 预加力时混凝土龄期, 先张法取 7d, 后张法取 14d; 理论厚度均取 200mm; 预加力后至使用荷载作用前延续的时间取 1 年, 并与附录 E 计算结果进行校核得出 同时, 删去了原规范中构件从预加应力时起至承受外荷载的时间对混凝土收缩和徐变损失值影响的系数 β 的计算公式 第 24 页

25 7 承载能力极限状态计算 7.1 正截面承载力计算的一般规定 明确指出了本章第 7.1 节至 7.4 节的适用条件, 同时, 指出了深受弯构件应按本规范第 10.7 节的规定计算 7.1.2~ 对正截面承载力计算方法的基本假定作了具体规定 : 1 平截面假定试验表明, 在纵向受拉钢筋的应力达到屈服强度之前及达到的瞬间, 截面的平均应变基本符合平截面假定 因此, 按照平截面假定建立判别纵向受拉钢筋是否屈服的界限条件和确定屈服之前钢筋的应力 σ s 是合理的 平截面假定作为计算手段, 即使钢筋已达屈服, 甚至进入强化段时, 也还是可行的, 计算值与试验值符合较好 引用平截面假定可以将各种类型截面 ( 包括周边配筋截面 ) 在单向或双向受力情况下的正截面承载力计算贯穿起来, 提高了计算方法的逻辑性和条理性, 使计算公式具有明确的物理概念 引用平截面假定为利用电算进行全过程分析及非线性分析提供了必不可少的变形条件 世界上一些主要国家的有关规范, 均采用了平截面假定 2 混凝土的应力 - 应变曲线随着混凝土强度的提高, 混凝土受压时应力 - 应变曲线将逐渐变化, 其上升段将逐渐趋向线性变化, 且对应于峰值应力的应变稍有提高 ; 下降段趋于变陡, 极限应变有所减少 为了综合反映低 中强度混凝土和高强混凝土的特性, 在原规范的应力 - 应变曲线的基础上作了修改补充, 并参照国外有关规范的规定, 本规范采用了如下的表达形式 : n ε c 上升段 σ c = f c 1 (ε c ε 0 ) ε 0 下降段 σ c =f c (ε 0 <ε c ε cu ) 根据国内中低强混凝土和高强混凝土偏心受压短柱的试验结果, 在条文中给出了有关参数 :n ε 0 ε cu, 它们与试验结果较为接近 考虑到与国际规范接轨和与国内规范统一, 同时顾及适当提高正截面承载力计算的可靠度, 本规范取消了弯曲抗压强度 f cm, 峰值应力 σ 0 取轴心抗压强度 f c 第 25 页

26 在承载力计算中, 可采用合适的压应力图形, 只要在承载力计算上能与可靠的试验结果基本符合 为简化计算, 本规范采用了等效矩形压应力图形, 此时, 矩形应力图的应力取 f c 乘以系数 α 1, 矩形应力图的高度可取等于按平截面假定所确定的中和轴高度 x n 乘以系数 β 1 对中低强混凝土, 当 n=2,ε 0 =0.002,ε cu = 时, α 1 =0.969,β 1 =0.824; 为简化计算, 取 α 1 =1.0,β 1 =0.8 对高强混凝土, 用随混凝土强度提高而逐渐降低的系数 α 1 β 1 值来反映高强混凝土的特点, 这种处理方法能适应混凝土强度进一步提高的要求, 也是多数国家规范采用的处理方法 上述的简化计算与试验结果对比大体接近 应当指出, 将上述简化计算的规定用于三角形截面 圆形截面的受压区, 会带来一定的误差 3 对纵向受拉钢筋的极限拉应变规定为 0.01, 作为构件达到承载能力极限状态的标志之一 对有物理屈服点的钢筋, 它相当于钢筋应变进入了屈服台阶 ; 对无屈服点的钢筋, 设计所用的强度是以条件屈服点为依据的, 极限拉应变的规定是限制钢筋的强化强度, 同时, 它也表示设计采用的钢筋, 其均匀伸长率不得小于 0.01, 以保证结构构件具有必要的延性 对预应力混凝土结构构件, 其极限拉应变应从混凝土消压时的预应力钢筋应力 σ p0 处开始算起 对非均匀受压构件, 混凝土的极限压应变达到 ε cu 或者受拉钢筋的极限拉应变达到 0.01, 即这两个极限应变中只要具备其中一个, 即标志构件达到了承载能力极限状态 构件达到界限破坏是指正截面上受拉钢筋屈服与受压区混凝土破坏同时发生时的破坏状态 对应于这一破坏状态, 受压边混凝土应变达到 ε cu ; 对配置有屈服点钢筋的钢筋混凝土构件, 纵向受拉钢筋的应变取 f y /E s 界限受压区高度 x b 与界限中和轴高度 x nb 的比值为 β 1, 根据平截面假定, 可得截面相对界限受压区高度 ξ b 的公式 ( ) 对配置无屈服点钢筋的钢筋混凝土构件或预应力混凝土构件, 根据条件屈服点的定义, 应考虑 0.2% 的残余应变, 普通钢筋应变取 (f y /E s +0002) 预应力钢筋应变取 [(f py -σ p0 )/E s ] 根据平截面假定, 可得公式 ( ) 和公式 ( ) 无屈服点的普通钢筋通常是指细规格的带肋钢筋, 无屈服点的特性主要取决于钢筋的轧制和调直等工艺 钢筋应力 σ s 的计算公式, 是以混凝土达到极限压应变 ε c u 作为构件达到承载能力极限状态标志而给出的 按平截面假定可写出截面任意位置处的普通钢筋应力 σ si 的计算公式 ( ) 和预应力钢筋应力 σ pi 的计算公式 ( ) 第 26 页

27 为了简化计算, 根据我国大量的试验资料及计算分析表明, 小偏心受压情况下 实测受拉边或受压较小边的钢筋应力 σ s 与 ξ 接近直线关系 考虑到 ξ=ξ b 及 ξ=β 1 作为界限条件, 取 σ s 与 ξ 之间为线性关系, 就可得到公式 ( ) ( ) 按上述线性关系式, 在求解正截面承载力时, 一般情况下为二次方程 分析表明, 当用 β 1 代替原规范公式中的系数 0.8 后, 计算钢筋应力的近似公式, 对高强混凝土引起的误差与普通混凝土大致相当 7.2 正截面受弯承载力计算 7.2.1~ 基本保留了原规范规定的实用计算方法 根据本规范第 7.1 节的规定, 将原规范取用的混凝土弯曲抗压强度设计值 f cm 统一改为混凝土轴心抗压强度设计值 f c 乘以系数 α 正截面受压承载力计算 基本保留了原规范的规定 为保持与偏心受压构件正截面承载力计算具有相 近的可靠度, 在正文公式 (7.3.1) 右端乘以系数 l0 当需用公式计算 φ 值时, 对矩形截面也可近似用 ϕ = 代替查表取 b 值 当 l 0/b 不超过 40 时, 公式计算值与表列数值误差不致超过 3.5% 对任意截面可 取 b= 12 i, 对圆形截面可取 b= 3d/ 基本保留了原规范的规定, 并根据国内外的试验结果, 当混凝土强度等级大 于 C50 时, 间接钢筋对混凝土的约束作用将会降低, 为此, 在 50N/mm 2 <f cu,k 80N/mm 2 范围内, 给出折减系数 α 值 基于与第 条相同的理由, 在公式 ( ) 右端 乘以系数 由于工程中实际存在着荷载作用位置的不定性 混凝土质量的不均匀性及施 工的偏差等因素, 都可能产生附加偏心距 很多国家的规范中都有关于附加偏心距 的具体规定, 因此参照国外规范的经验, 规定了附加偏心距 e a 的绝对值与相对值的 要求, 并取其较大值用于计算 矩形截面偏心受压构件 1 对非对称配筋的小偏心受压构件, 当偏心距很小时, 为了防止 A s 产生受压破 坏, 尚应按公式 ( ) 进行验算, 此处, 不考虑偏心距增大系数, 并引进了初始偏 心距 e i =e 0 -e a, 这是考虑了不利方向的附加偏心距 计算表明, 只有当 N>f c bh 时, 钢 筋 A s 的配筋率才有可能大于最小配筋率的规定 2 对称配筋小偏心受压的钢筋混凝土构件近似计算方法 1 第 27 页

28 当应用偏心受压构件的基本公式 ( ) ( ) 及公式 ( ) 求解对称配筋小偏心受压构件承载力时, 将出现 ξ 的三次方程 第 条第 4 款的简化公式是取 1 ξ ξ ξ ξ ξ 1 b ξ ξ β ξ bb β b 1 1, 使求解 ξ 的方程降为一次方程, 便于直接求得小偏 压构件所需的配筋面积 把原规范的系数 0.45 改为 0.43 是为了使公式也能适用于高强混凝土 同理, 上述简化方法也可扩展用于 T 形和 I 形截面的构件 在原规范相应条文的基础上, 给出了 I 形截面偏心受压构件正截面受压承载 力计算公式, 对 T 形 倒 T 形截面则可按条文注的规定进行计算 ; 同时, 对非对称 配筋的小偏心受压构件, 给出了验算公式及其适用的近似条件 沿截面腹部均匀配置纵向钢筋 ( 沿截面腹部配置等直径 等间距的纵向受力钢 筋 ) 的矩形 T 形或 I 形截面偏心受压构件, 其正截面承载力可根据第 条中一般 计算方法的基本假定列出平衡方程进行计算 但由于计算公式较繁, 不便于设计应 用 为此, 作了必要的简化, 给出了公式 ( ) 至公式 ( ) 根据第 条的基本假定, 均匀配筋的钢筋应变到达屈服的纤维距中和轴的距 离为 βξh 0 /β 1, 此处,β=f yw /(E s ε cu ) 分析表明, 对常用的钢筋 β 值变化幅度不大, 而且对均匀配筋的内力影响很小 因此, 将按平截面假定写出的均匀配筋内力 N sw M sw 的表达式分别用直线及二次曲线近似拟合, 即给出公式 ( ) 公式 ( ) 两个简化公式 计算分析表明, 在两对边集中配筋与腹部均匀配筋呈一定比例的条件下, 本条 的简化计算与精确计算的结果相比误差不大, 并可使计算工作量得到很大简化 7.3.7~ 环形及圆形截面偏心受压构件正截面承载力计算 均匀配筋的环形 圆形截面的偏心受压构件, 其正截面承载力计算可采用第 条的基本假定列出平衡方程进行计算, 但计算过于繁琐, 不便于设计应用 公式 ( ) 至公式 ( ) 及公式 ( ) 至公式 ( ) 是将沿截面梯形应力分布的受 压及受拉钢筋应力简化为等效矩形应力图, 其相对钢筋面积分别为 α 及 α t, 在计算 时, 不需判断大小偏心情况, 简化公式与精确计算的结果相比误差不大 对环形截 面, 当 α 较小时实际受压区为环内弓形面积, 简化公式可能会低估了截面承载力, 此时可按圆形截面公式计算 二阶效应泛指在产生了层间位移和挠曲变形的结构构件中由轴向压力引起的 附加内力 以框架结构为例, 在有侧移框架中, 二阶效应主要是指竖向荷载在产生 了侧移的框架中引起的附加内力, 通常称为 P- 效应 在这类框架的各个柱段中,P 效应将增大柱端控制截面中的弯矩 ; 在无侧移框架中, 二阶效应是指轴向压力在 第 28 页

29 产生了挠曲变形的柱段中引起的附加内力, 通常称为 P-δ 效应, 它有可能增大柱段中部的弯矩, 但除底层柱底外, 一般不增大柱端控制截面的弯矩 由于我国工程中的各类结构通常按有侧移假定设计, 故本规范第 条至第 条主要涉及有侧移假定下的二阶效应问题 对于工程中个别情况下出现的无侧移情况, 仍可按第 条的规定对其二阶效应进行计算 二阶效应计算本属结构分析的内容 但因在考虑二阶效应的结构分析中需描述各杆件的挠曲变形状态, 在未能形成适用于工程设计的考虑二阶效应的结构内力分析方法之前, 只能采用近似方法在偏心受压构件的截面承载力设计中考虑二阶弯矩的不利影响 原规范在偏心受压构件的截面设计中, 采用由标准偏心受压柱 ( 两端铰支等偏心距的压杆 ) 求得的偏心距增大系数 η 与结构柱段计算长度 l 0 相结合来估算二阶弯矩的方法就属于这类近似方法, 这一方法也称 η-l 0 方法 随着计算机技术的发展, 利用结构分析的弹性杆系有限元法, 再以构件在所考虑极限状态下的经过折减的弹性刚度近似代替其初始弹性刚度, 使之能反映承载能力极限状态下钢筋混凝土结构变形的特点, 可以较精确计算出包含二阶内力在内的结构各杆件内力, 且可克服采用 η-l 0 法时在相当一部分情况下存在的不准确性 这种方法在本规范中称为考虑二阶效应的弹性分析方法 用这种方法求得在各类荷载组合下的最不利内力值后, 可直接用于各构件的截面设计, 而不需在截面设计中另行考虑二阶效应问题 修订后的二阶效应条文 ( 第 条至第 条 ) 与原规范的主要区别是, 从只推荐 η-l 0 近似法过渡到同时给出 η-l 0 近似法和较准确的考虑二阶效应的弹性分析法, 以供设计选用 本条对偏心受压构件承载力设计中采用 η-l 0 近似法考虑二阶效应影响时的有关计算内容作出了规定 在 η-l 0 近似法中,η 定义为标准偏心受压柱高度中点截面的偏心距增大系数, 其含义为 : M + M η = M M / N + M / N e = = M / N 0 + a e 0 f a = 1 + e 其中 M 为不考虑二阶弯矩的柱高中点弯矩, 即标准偏心受压柱的轴压力 N 与柱端偏心距 e 0 的乘积 ; M 是轴向压力在挠曲变形柱的高度中点产生的附加弯矩, 即轴压力 N 与柱高度中点侧向挠度 a f 的乘积 结构各柱段的计算长度 l 0 则是与所计算的结构柱段实际受力状态相对应的等效标准柱长度 或者说, 用一根长度为 l 0 且轴向压力 杆端偏心距和截面特征与所考 f 0 第 29 页

30 虑的结构柱段控制截面完全相同的标准柱计算出的 η, 应能反映所考虑柱段控制截 面中 (M+ M) 与 M 的实际比值 因此, 计算长度 l 0 相当于一个等效长度 本条的偏心距增大系数继续沿用原规范的计算公式 该公式反映了与偏心受压 构件达到其最大轴向压力时的 极限曲率 所对应的偏心距增大系数, 其基本表达 式为 : 2 1 l 0 η = 1 + ξ1ξ e β i rc l 式中,e i 为初始偏心距, 它已由本规范第 条作出了规定 ; β r c ζ 1 ζ 2 为与构件 极限曲率对应的侧向挠度 ; 其中,β 为与柱挠曲线形状有关的系数, 对两端铰支柱, 试验挠曲线基本上符合正弦曲线, 故可取 β=π 2 10 分析结果表明, 对于偏心距不同的大偏心受压构件, 极限曲率 1 r c φε cu + ε = h 0 y 1 r c 均可近似取为 : 其中,ε cu 和 ε y 分别为截面受压边缘混凝土的极限压应变和受拉钢筋的屈服应变 为了与原规范保持一致, 取 ε cu =0.0033,ε y 则取与 HRB335 级钢筋抗拉强度标准值 对应的应变, 此应变值介于 HPB235 级和 HRB400 级钢筋的应变值之间, 为简化计 算, 对钢种不再作出区别规定 上式中的 φ 为徐变系数 需要指出的是, 在实际工 程中, 一般有侧移框架的侧向位移是由短期作用的风荷载或地震作用引起的, 故在 二阶弯矩中不需要考虑水平荷载长期作用使侧移增大的不利影响, 即取 φ=1.0; 只有 当框架侧移是由静水压力或土压力等长期作用的水平荷载引起时, 方应考虑大于 1.0 的徐变系数 φ 为了简化计算, 修订后的条文不分水平荷载作用时间长短, 仍按原 规范规定, 偏安全地统一取 φ=1.25 将以上数值代入上述 1/r c 表达式, 并取 β=10 和 h/h 0 =1.1 后, 即可由前面给出的 η 基本表达式得到规范公式 ( ) 的实用表达 式 对小偏心受压构件, 其纵向受拉钢筋的应力达不到屈服强度, 且受压区边缘混 凝土的应变值可达到或小于 ε cu, 为此, 引进了截面曲率修正系数 ζ 1, 参考国外规 范和试验分析结果, 原则上可采用下列表达式 : N ζ = b 1 N 此处,N b 为受压区高度 x=x b 时的构件界限受压承载力设计值 ; 为了实用起见, 第 30 页

31 本规范近似取 N b =0.5f c A, 就可得出公式 ( ) 此外, 为考虑构件长细比对截面曲率的影响, 引入修正系数 ζ 2, 根据试验结果的分析, 给出了公式 ( ) 值得指出, 公式 ( ) 对 l 0 /h 30 时, 与试验结果符合较好 ; 当 l 0 /h>30 时, 因控制截面的应变值减小, 钢筋和混凝土达不到各自的强度设计值, 属于细长柱, 破坏时接近弹性失稳, 采用公式 ( ) 计算, 其误差较大 ; 建议采用模型柱法或其他可靠方法计算 本条的公式曾用国内大量的矩形截面偏心受压构件的试验验证是合适的 ; 对 I 形 T 形截面构件, 该公式的计算结果略偏安全 ; 对圆形截面构件, 国外已通过模型柱法计算, 论证了它也是适用的 ; 对预应力混凝土偏心受压构件, 在一般情况下是偏于安全的 原规范曾规定, 当构件长细比 l 0 /h( 或 l 0 /d) 8 时, 可不考虑二阶效应的影响, 即取 η=1.0 本次修订, 根据与有关规范的协调, 参考国外有关规范的做法, 并结合我国规范对 l 0 取值的特点, 将不考虑二阶效应的界限条件修改为 l 0 /h( 或 l 0 /d) 5.0, 广义的界限条件取 l 0 /i 17.5, 以适应不同的截面形状 经验算表明, 当满足这个条件时, 构件截面中由二阶效应引起的附加弯矩平均不会超过截面一阶弯矩的 5% 原规范对排架柱计算长度的规定引自 1974 年的规范 (TJ10-74), 其计算长度值是在当时的弹性分析和工程经验基础上确定的 从多年使用情况看, 所规定的计算长度值还是可行的 近年对排架柱计算长度取值未做过更精确的校核工作, 故本条表 继续沿用原规范的规定 国内外近年来对框架结构中二阶效应规律的分析研究表明, 由竖向荷载在发生侧移的框架中引起的 P- 效应只增大由水平荷载在柱端控制截面中引起的一阶弯矩 M h, 原则上不增大由竖向荷载在该截面中引起的一阶弯矩 M vo 因此, 框架柱端控制截面中考虑了二阶效应后的总弯矩应表示为 : M=M v +η s M h 式中的 η s 为反映二阶效应增大 M h 幅度的弯矩增大系数, 它所采用的计算长度原则上可以取用由无侧向支点且竖向荷载作用在梁柱节点上的框架在其失稳临界状态下挠曲线反弯点之间的距离, 其近似表达式即为本条公式 ( ) 和公式 ( ), 并取两式中的较小值 但原规范所用的传统 η-l 0 法则是用 η 同时增大水平荷载弯矩和竖向荷载弯矩, 即 M=η(M v +M h ) 这表明, 要使所求的总弯矩相同, 就必然要取为小于 η s, 与 η 对应的 l 0 也就必 第 31 页

32 然小于与 η s 对应的由公式 ( ) 和公式 ( ) 表达的 l 0 验算结果表明, 当 M v 与 M h 的比值为工程中常用多层框架结构中的比例, 且框架各节点处的柱梁线刚度比 ( 在节点处交汇的各柱段线刚度之和与交汇的各梁段线刚度之和的比值 ) 为工程中常用的多层框架中常见比值时, 用原规范第 条第一款第 1 项给出的一般有侧移框架柱计算长度简化取值方案计算出的 η 和 M=η(M v +M h ) 所求得的总弯矩, 与只用 η s 增大 M h 时所求得的总弯矩差异不大 因此, 为了简化设计, 仍继续取用原规范的有侧移框架的计算长度, 也就是本条表 的计算长度 l 0 来计算 η, 而且仍然采用以 η 统乘 (M v +M h ) 的方法确定总弯矩 这一做法虽然概念不很准确, 但计算简便, 而且省去了由于 η s 只对应于 η s M h 所引起的截面曲率增量必须按 M v 与 M h 的比例来调整偏心距增大系数的烦琐步骤 但是当 M v 与 M h 的比值明显小于或明显大于在确定表 中的计算长度时所考虑的工程常用的 M v 与 M h 的比值时, 这种计算总弯矩的方法必然带来过大误差 ; 当 M v 与 M h 之比偏小时, 误差是偏不安全的 因此, 在本条计算长度取值规定中给出第 3 项规定, 要求在这种情况下取用公式 ( ) 和公式 ( ) 中的较小值作为计算长度的取值依据, 以消除 M v 与 M h 比值过小时使用表 的计算长度所带来的不安全性 由于我国钢筋混凝土多层 高层房屋结构在设计中通常均按有侧移假定进行结构分析, 故取消了原规范第 条第 2 款第 2 项中对侧向刚度相对较大结构取用更小计算长度的规定, 这也是因为这项规定从理论上说是不严密的 由于规范仍采用 η 统乘 (M v +M h ) 的做法是不尽合理的, 而且在确定 l 0 取值时未考虑柱梁线刚度比的影响, 因此采用 η-l 0 法在有些情况下会导致较大的误差 除去前述的在 M v 相对较小时可以通过改用公式 ( ) 和公式 ( ) 确定计算长度 l 0 来减小 η-l 0 法在这种情况下导致的不安全性之外, 本条的 η-l 0 近似法还将在下列情况下产生较明显的误差 : 1 因本条表 中的计算长度 l 0 取值仅大致适用于一般多层框架常用截面尺寸的情况, 当柱梁线刚度比过大或过小时, 都会使 l 0 取值不符合实际情况 其中, 当柱梁线刚度比过大时, 使用 η-l 0 法是偏于不安全的 2 由于 η-l 0 法中的 η 是按各柱控制截面分别计算的, 未考虑满足同层各柱侧移相等的基本条件, 因此在框架各跨跨度不等 荷载不等而导致各柱列竖向荷载之间的比例与常规情况有较大差异时, 采用 η-l 0 法亦将导致较大误差 3 在复式框架等复杂框架结构中采用 η-l 0 法亦将在部分构件截面中导致较大误差 4 在框架 - 剪力墙结构或框架 - 核心筒结构中, 由于框架部分的层间位移沿高度 第 32 页

33 的分布规律已不同于一般规则框架结构, 故采用 η-l 0 法亦可能导致较大误差 验算表明, 与较精确分析结构相比, 用 η-l 0 法求得的柱端控制截面总弯矩在部分截面中误差可能会达到 25% 以上 在以上这些误差较大的情况下, 采用本规范第 条规定的考虑二阶效应的弹性分析法将是显著减小误差的有效办法 考虑二阶效应的弹性分析法是近年来美国 加拿大等国规范推荐的一种精度和效率较高的考虑二阶效应的方法 这种考虑了几何非线性的杆系有限元法是一种理论上严密的分析方法, 由它算得的各杆件控制截面最不利内力可直接用于截面设计, 而不再需要通过偏心距增大系数 η 来增大相应截面的初始偏心距 e i, 但是在截面设计中仍要另外考虑本规范第 条规定的附加偏心距 e a 由于第 条规定的两种考虑二阶效应的方法均从属于承载能力极限状态, 故在考虑二阶效应的弹性分析法中对结构构件应取用与该极限状态相对应的刚度 考虑到钢筋混凝土结构各类构件不同截面中刚度变化规律的复杂性, 本方法对所有的框架梁 ( 包括剪力墙洞口连梁 ) 所有的框架柱 所有的剪力墙肢均分别取用统一的刚度折减系数对其弹性刚度进行折减 ( 弹性刚度中的截面惯性矩仍按不考虑钢筋的混凝土毛截面计算 ) 对不同类型构件取用不同的刚度折减系数, 是为了反映不同类型构件在承载能力极限状态下的不同刚度折减水平 刚度折减系数的确定原则是, 使结构在不同的荷载组合方式下用折减刚度的弹性分析求得的各层层间位移值及其沿高度的分布规律与按非线性有限元分析法所得结果相当 ; 同时, 用这两种方法求得的各构件内力也应相近 这就保证了这种方法既能反映结构在承载力极限状态下的实际内力分布规律, 又能反映结构在该极限状态下的变形规律和二阶效应规律 由于剪力墙肢在底部截面开裂前和开裂后刚度变化较大, 而实际工程中的剪力墙肢在承载能力极限状态下有可能开裂, 也有可能不开裂, 为了避免每次设计必须验算剪力墙是否开裂, 在条文中统一按已开裂剪力墙给出刚度折减系数 ( 取接近开裂后刚度的综合估计值 ), 这样处理从总体上偏于安全 同时在本条注中说明, 如验算表明剪力墙肢不开裂, 则可改取条注中较大的折减后刚度 本条对对称双向偏心受压构件正截面承载力的计算作了规定 : 1 当按本规范附录 F 的一般方法计算时, 本条规定了分别按 x y 轴计算 e i 和 η 的公式 ; 有可靠试验依据时, 也可采用更合理的其他公式计算 2 给出了双向偏心受压的倪克勤 (N.V.Nikitin) 公式, 并指明了两种配筋形式的计算原则 第 33 页

34 7.4 正截面受拉承载力计算 7.4.1~ 保留了原规范的相应条文 对沿截面高度或周边均匀配置的矩形 T 形或 I 形截面以及环形和圆形截面, 其正截面承载力基本符合 N M + = 1的变化规律, 且略偏于安全 ; 此公式改写后即为公式 N u0 M u ( ), 试验表明, 它也适用于对称配筋矩形截面钢筋混凝土双向偏心受拉构件 公式 ( ) 是原规范在条文说明中提出的公式 7.5 斜截面承载力计算 本规范对受剪截面限制条件仍采用原规范的表达形式, 考虑了高强混凝土的 特点, 引入随混凝土强度提高对受剪截面限制值降低的折减系数 β c 规定受弯构件的截面限制条件, 其目的首先是防止发生斜压破坏 ( 或腹板压坏 ), 其次是限制在使用阶段的斜裂缝宽度, 同时也是斜截面受剪破坏的最大配箍率条件 本规范给出了划分普通构件与薄腹构件截面限制条件的界限, 以及两个截面限 制条件的过渡办法 本条所指的剪力设计值的计算截面, 在一般情况下是较易发生斜截面破坏的 位置, 它与箍筋和弯起钢筋的布置有关 7.5.3~ 由于混凝土受弯构件受剪破坏的影响因素众多, 破坏形态复杂, 对混 凝土构件受剪机理的认识尚不足, 至今未能像正截面承载力计算一样建立一套较完 整的理论体系 国外各主要规范及国内各行业规范中斜截面承载力计算方法各异, 计算模式也不尽相同 原规范斜截面计算方法形式简单 使用方便, 但在斜截面受剪承载力计算中, 还存在着如下的问题 : 首先, 混凝土强度设计指标采用 f c 对高强混凝土构件计算偏不 安全, 将其改用混凝土抗拉强度 f t 为主要参数, 就可适应从低强到高强混凝土构件 受剪承载力的变化 ; 其次, 还宜考虑纵向受拉钢筋配筋率 截面高度尺寸效应等因 素的影响 ; 此外, 原规范公式对连续构件计算取值偏高 针对上述问题, 通过对试验资料的分析以及对剪力传递机理的进一步研究, 并 考虑到本规范的箍筋抗拉强度设计值提高到 360N/mm 2 的特点, 在原规范计算方法的 基础上, 对混凝土受弯构件斜截面受剪承载力计算方法作了调整, 适当地提高了可 靠度 下面对第 7.5.3~7.5.4 条中进行修订的内容作具体说明 : 1 无腹筋受弯构件斜截面承载力计算公式 1) 根据收集到大量的均布荷载作用下无腹筋简支浅梁 无腹筋简支短梁 无腹 第 34 页

35 筋简支深梁以及无腹筋连续浅梁的试验数据以支座处的剪力值为依据进行分析, 可得到承受均布荷载为主的无腹筋一般受弯构件受剪承载力 V c 偏下值的计算公式如下 : V c = 0.7β β f bh 2) 试验表明, 剪跨比对集中荷载作用下无腹筋梁受剪承载力的影响明显 根据收集到在集中荷载作用下的无腹筋简支浅梁 无腹筋简支短梁 无腹筋简支深梁以及无腹筋连续浅梁 无腹筋连续深梁的众多试验数据, 考虑影响无腹筋梁受剪承载力的混凝土抗拉强度 f t 剪跨比 a/h 0 纵向受拉配筋率 ρ 和截面高度尺寸效应等主要因素后, 对原规范的公式作了调整, 提出受剪承载力 V c 偏下值的计算公式如下 : 1.75 Vc = β h β ρ f tbh0 λ+ 1 式中剪跨比的适用范围扩大为 :0.25 λ 3.0, 以适应浅梁和深梁的不同要求 在受 a M 弯构件中采用计算截面剪跨比 λ = 而未采用广义剪跨比 λ =, 主要是考虑计算 h 0 Vh 0 方便 且偏于安全 对跨高比不小于 5 的受弯构件, 其适用范围为 1.5 λ 3.0 3) 综合国内外的试验结果和规范规定, 对不配置箍筋和弯起钢筋的钢筋混凝土板 的受剪承载力计算中, 合理地反映了截面尺寸效应的影响 在第 条的公式中用 1 ) 0 4 系数 β = ( 800 / h h 来表示 ; 同时给出了截面高度的适用范围, 当截面有效高度超过 2000mm 后, 其受剪承载力还将会有所降低, 但对此试验研究尚不充分, 未能作出进一步规定 对第 条中的一般板类受弯构件, 主要指受均布荷载作用下的单向板和双向板需按单向板计算的构件 试验研究表明, 对较厚的钢筋混凝土板, 除沿板的上 下表面按计算或构造配置双向钢筋网之外, 如按本规范第 条的规定, 在板厚中间部位配置双向钢筋网, 将会较好地改善其受剪承载性能 4) 根据试验分析, 纵向受拉钢筋的配筋率 ρ 对无腹筋梁受剪承载力 V c 的影响可用系数 β ρ =(0.7+20ρ) 来表示 ; 通常在 ρ 大于 1.5% 时, 纵向受拉钢筋的配筋率 ρ 对无腹筋梁受剪承载力的影响才较为明显, 所以, 在公式中未纳入系数 β ρ 5) 这里应当说明, 以上虽然分析了无腹筋梁受剪承载力的计算公式, 但并不表示设计的梁不需配置箍筋 考虑到剪切破坏有明显的脆性, 特别是斜拉破坏, 斜裂缝一旦出现梁即告剪坏, 单靠混凝土承受剪力是不安全的 除了截面高度不大于 150mm 的梁外, 一般梁即使满足 V V c 的要求, 仍应按构造要求配置箍筋 2 仅配有箍筋的钢筋混凝土受弯构件的受剪承载力 h ρ t 0 第 35 页

36 对仅配有箍筋的钢筋混凝土受弯构件, 其斜截面受剪承载力 V cs 计算公式仍采用原规范两项相加的形式表示 : V cs =V c +V s 式中 V c 混凝土项受剪承载力 ; V s 箍筋项受剪承载力 由于配置箍筋的构件, 混凝土项受剪承载力受截面高度的影响减弱, 故在采用无腹筋受弯构件的受剪承载力计算公式 V c 项时不再考虑 β h 的影响 ; 为适当提高可靠度, 经综合试验分析, 并考虑了 f yv 取值可提高到 360N/mm 2 以及在正常使用极限状态下控制斜裂缝宽度的要求, 箍筋项受剪承载力 V s 的系数较原规范的公式降低了约 20%, 这项调整对集中荷载作用下的受弯构件, 它既考虑了简支梁的计算, 也顾及了连续梁的计算 ; 同时,V s 的系数不是表述斜裂缝水平投影长度大小的参数, 而是表示在配有箍筋的条件下, 计算受剪承载力可以提高的程度 3 预应力混凝土受弯构件的受剪承载力试验研究表明, 预应力对构件的受剪承载力起有利作用, 这主要是预压应力能阻滞斜裂缝的出现和开展, 增加了混凝土剪压区高度, 从而提高了混凝土剪压区所承担的剪力 根据试验分析, 预应力混凝土梁受剪承载力的提高主要与预加力的大小及其作用点的位置有关 此外, 试验还表明, 预加力对梁受剪承载力的提高作用应给予限制 预应力混凝土梁受剪承载力的计算, 可在非预应力梁计算公式的基础上, 加上一项施加预应力所提高的受剪承载力设计值 V p =0.05N p0, 且当 N p0 >0.3f c A 0 时, 只取 N p0 =0.3f c A 0, 以达到限制的目的 同时, 它仅适用于预应力混凝土简支梁, 且只有当 N p0 对梁产生的弯矩与外弯矩相反时才能予以考虑 对于预应力混凝土连续梁, 尚未作深入研究 ; 此外, 对允许出现裂缝的预应力混凝土简支梁, 考虑到构件达到承载力时, 预应力可能消失, 在未有充分试验依据之前, 暂不考虑预应力的有利作用 4 公式适用范围本规范公式 ( ) 适用于矩形 T 形和 I 形截面简支梁 连续梁和约束梁等一般受弯构件 ; 公式 ( ) 适用于集中荷载作用下 ( 包括作用有多种荷载, 其中集中荷载对支座边缘截面或节点边缘所产生的剪力值大于总剪力值的 75% 的情况 ) 的矩形 T 形和 I 形截面的独立梁, 而不再仅限于原规范规定的矩形截面独立梁, 故本规范公式较原规范公式的适用范围有所扩大 这里所指的独立梁为不与楼板整体浇筑的梁 应当指出, 当框架结构承受水平荷载 ( 如风荷载等 ) 时, 由其产生的框架独立梁剪力值 第 36 页

37 也归属于集中荷载作用产生的剪力值 应当指出, 在本规范中, 凡采用 集中荷载作用下 的用词时, 均表示包括作用有多种荷载, 其中集中荷载对支座截面或节点边缘所产生的剪力值占总剪力值的 75% 以上的情况 7.5.5~ 试验表明, 与破坏斜截面相交的非预应力弯起钢筋和预应力弯起钢筋可以提高斜截面受剪承载力, 因此, 除垂直于构件轴线的箍筋外, 弯起钢筋也可以作为构件的抗剪钢筋 公式 (7.5.5) 给出了箍筋和弯起钢筋并用时, 斜截面受剪承载力的计算公式 考虑到弯起钢筋与破坏斜截面相交位置的不定性, 其应力可能达不到屈服强度, 在公式 (7.5.5) 中引入了弯起钢筋应力不均匀系数 0.8 由于每根弯起钢筋只能承受一定范围内的剪力, 当按第 条的规定确定剪力设计值并按公式 (7.5.5) 计算弯起钢筋时, 其构造应符合本规范第 条的规定 试验表明, 箍筋能抑制斜裂缝的发展, 在不配置箍筋的梁中, 斜裂缝突然形成可能导致脆性的斜拉破坏 因此, 本规范规定当剪力设计值小于无腹筋梁的受剪承载力时, 要求按本规范第 10.2 节的有关规定配置最小用量的箍筋 ; 这些箍筋还能提高构件抵抗超载和承受由于变形所引起应力的能力 受拉边倾斜的受弯构件, 其受剪破坏的形态与等高度的受弯构件相类同 ; 但在受剪破坏时, 其倾斜受拉钢筋的应力可能发挥得比较高, 它在受剪承载力值中将占有相当的比例 根据试验结果的分析, 提出了公式 ( ), 并与等高度的受弯构件受剪承载力公式相匹配, 给出了公式 ( ) 7.5.9~ 受弯构件斜截面的受弯承载力计算是在受拉区纵向受力钢筋达到屈服强度的前提下给出的, 此时, 在公式 ( ) 中所需的斜截面水平投影长度 c, 可由公式 ( ) 确定 当遵守本规范第 9~10 章的相关规定时, 即可满足第 条的计算要求, 因此可不进行斜截面受弯承载力计算 ~ 试验研究表明, 轴向压力对构件的受剪承载力起有利作用, 这主要是轴向压力能阻滞斜裂缝的出现和开展, 增加了混凝土剪压区高度, 从而提高混凝土所承担的剪力 在轴压比的限值内, 斜截面水平投影长度与相同参数的无轴压力梁相比基本不变, 故对箍筋所承担的剪力没有明显的影响 轴向压力对受剪承载力的有利作用也是有限度的, 当轴压比 N/(f c bh)=0.3~0.5 时, 受剪承载力达到最大值 ; 若再增加轴向压力, 将导致受剪承载力的降低, 并转变为带有斜裂缝的正截面小偏心受压破坏, 因此应对轴向压力的受剪承载力提高范围予以限制 第 37 页

38 基于上述考虑, 通过对偏压构件 框架柱试验资料的分析, 对矩形截面的钢筋混凝土偏心构件的斜截面受剪承载力计算, 可在集中荷载作用下的矩形截面独立梁计算公式的基础上, 加一项轴向压力所提高的受剪承载力设计值 :V N =0.07N, 且当 N>0.3f c A 时, 只能取 N=0.3f c A, 此项取值相当于试验结果的偏下值 对承受轴向压力的框架结构的框架柱, 由于柱两端受到约束, 当反弯点在层高范围内时, 其计算截面的剪跨比可近似取 λ=h n /(2h 0 ), 而对其他各类结构的框架柱宜取 λ=m/vh 0 偏心受拉构件的受力特点是 : 在轴向拉力作用下, 构件上可能产生横贯全截面的初始垂直裂缝 ; 施加横向荷载后, 构件顶部裂缝闭合而底部裂缝加宽, 且斜裂缝可能直接穿过初始垂直裂缝向上发展, 也可能沿初始垂直裂缝延伸再斜向发展 斜裂缝呈现宽度较大, 倾角也大, 斜裂缝末端剪压区高度减小, 甚至没有剪压区, 从而它的受剪承载力要比受弯构件的受剪承载力有明显的降低, 根据试验结果并从稳妥考虑, 减一项轴向拉力所降低的受剪承载力设计值 :V N =0.2N 此外, 对其总的受剪承载力设计值的下限值和箍筋的最小配筋特征值作了规定 对矩形截面钢筋混凝土偏心受压和偏心受拉构件受剪要求的截面限制条件, 取与第 条的规定相同, 这较原规范的规定略为加严 偏心受力构件斜截面受剪承载力计算公式与原规范公式比较, 只对原规范计算公式中的混凝土项作了改变, 并将适用范围由矩形截面扩大到 T 形和 I 形截面, 且箍筋项的系数取为 1.0 本规范偏心受压构件受剪承载力计算公式(7.5.12) 及偏心受拉构件受剪承载力计算公式 (7.5.14) 与试验数据的比较, 计算值也是取试验结果的偏下值 在分析了国内外一定数量圆形截面受弯构件试验数据的基础上, 借鉴国外规范的相关规定, 提出了采用等效惯性矩原则确定等效截面宽度和等效截面高度的取值方法, 从而对圆形截面受弯和偏心受压构件, 可直接采用配置垂直箍筋的矩形截面受弯和偏心受压构件的受剪承载力计算公式进行计算 ~ 试验表明, 矩形截面钢筋混凝土柱在斜向水平荷载作用下的抗剪性能与在单向水平荷载作用下的受剪性能存在着明显的差别, 根据国外的研究资料以及国内配置周边箍筋试件的试验结果分析表明, 受剪承载力大致服从椭圆规律 : V V x ux 2 V + V y uy 本规范第 条的公式 ( ) 和公式 ( ), 实质上就是由上面的椭圆 2 = 1 第 38 页

39 方程式转化成在形式上与单向偏心受压构件受剪承载力计算公式相当的设计表达 式 在复核截面时, 可直接按公式进行验算 ; 在进行截面设计时, 可近似选取公式 ( ) 和公式 ( ) 中的 V ux /V uy 比值等于 1.0, 而后再进行箍筋截面面积的计 算 设计时宜采用封闭箍筋, 必要时也可配置单肢箍筋 当复合封闭箍筋相重叠部 分的箍筋长度小于截面周边箍筋长边或短边长度时, 不应将该箍筋较短方向上的箍 筋截面面积计入 A svx 或 A svy 中 第 条和第 条同样采用了以椭圆规律的受剪承载力方程式为基础并 与单向偏心受压构件受剪的截面要求相衔接的表达式 7.6 扭曲截面承载力计算 7.6.1~ 扭曲截面承载力计算的截面限制条件是以 h w /b 6 的试验为依据的 公式 ( ) 公式 ( ) 的规定是为了保证构件在破坏时混凝土不首先被压碎 包括高强混凝土构件在内的超配筋纯扭构件试验研究表明, 原规范相应公式的安全 度略低, 为此, 在公式 ( ) ( ) 中的纯扭构件截面限制条件取用 T=(0.16~ 0.2)f c W t ; 当 T=0 的条件下, 公式 ( ) 公式 ( ) 可与本规范第 条的公 式相协调 在原规范规定的基础上, 给出了公式 ( ) 公式 ( ), 其中增加了箱形 截面构件截面限制条件以及按构造要求配置纵向钢筋和箍筋的条件等有关内容 本条对常用的 T 形 I 形和箱形截面受扭塑性抵抗矩的计算方法作了具体规 定 T 形 I 形截面划分成矩形截面的方法是 : 先按截面总高度确定腹板截面, 然后再 划分受压翼缘和受拉翼缘 计算 本条提供的截面受扭塑性抵抗矩公式是近似的, 主要是为了方便受扭承载力的 公式 ( ) 是根据试验统计分析后, 取用试验数据的偏下值给出的 经对高 强混凝土纯扭构件的试验验证, 该公式仍然适用 试验表明, 当 ζ 值在 0.5~2.0 范围内, 钢筋混凝土受扭构件破坏时其纵筋和箍 筋基本能达到屈服强度 为稳妥起见, 取限制条件为 :0.6 ζ 1.7 当 ζ>1.7 时 ; 取 ζ=1.7; 当 ζ=1.2 左右时为钢筋达到屈服的最佳值 因截面内力平衡的需要, 对不对 称配置纵向钢筋截面面积的情况, 在计算中只取对称布置的纵向钢筋截面面积 预应力混凝土纯扭构件的试验表明, 预应力提高受扭承载力的前提是纵向钢筋不能屈服, 当预加力产生的混凝土法向压应力不超过规定的限值时, 纯扭构件受扭承载 第 39 页

40 力可提高 0.08 高值为 0.05 筋的作用 N p 0 A 0 N p 0 A 0 W t 考虑到实际上应力分布不均匀性等不利影响, 在条文中取提 W t, 且仅限于偏心距 e p0 h/6 的情况 ; 在计算 ζ 时, 不考虑预应力钢 试验还表明, 预应力对承载力的有利作用, 应有所限制, 因此当 N p0 >0.3f c A 0 时, 应取 N p0 =0.3f c A 对受纯扭作用的箱形截面构件, 试验表明, 一定壁厚箱形截面的受扭承载力与实心截面是类同的 在公式 (7.6.6) 中的混凝土项受扭承载力与实心截面的取法相同, 即取箱形截面开裂扭矩的 50%, 此外, 尚应乘以箱形截面壁厚的影响系数 α h=2.5tw/b h ; 钢筋项受扭承载力取与实心矩形截面相同 通过国内外试验结果比较, 公式 (7.6.6) 的取值是稳妥的 试验研究表明, 轴向压力对纵筋应变的影响十分显著 ; 由于轴向压力能使混凝土较好地参加工作, 同时又能改善混凝土的咬合作用和纵向钢筋的销栓作用, 因而提高了构件的受扭承载力 在本条公式中考虑了这一有利因素, 它对受扭承载力的提高值偏安全地取为 0.07NW t /A 试验表明, 当轴向压力大于 0.65f c A 时, 构件受扭承载力将会逐步下降, 因此, 在条文中对轴向压力的上限值作了稳妥的规定 无腹筋剪扭构件试验表明, 无量纲剪扭承载力的相关关系可取四分之一圆的规律 ; 对有腹筋剪扭构件, 假设混凝土部分对剪扭承载力的贡献与无腹筋剪扭构件一样, 也可取四分之一圆的规律 本条公式适用于钢筋混凝土和预应力混凝土剪扭构件, 它是根据有腹筋构件的剪扭承载力为四分之一圆的相关曲线作为校准线, 采用混凝土部分相关 钢筋部分不相关的近似拟合公式, 此时, 可找到剪扭构件混凝土受扭承载力降低系数 β t, 其值略大于无腹筋构件的试验结果, 采用此 β t 值后与有腹筋构件的四分之一圆相关曲线较为接近 经分析表明, 在计算预应力混凝土构件的 β t 时, 可近似取与非预应力构件相同的计算公式, 而不考虑预应力合力 N p0 的影响 本条规定了 T 形和 I 形截面剪扭构件承载力计算方法 腹板部分要承受全部剪力和分配给腹板的扭矩, 这样的规定可与受弯构件的受剪承载力计算相协调 ; 翼缘仅承受所分配的扭矩, 但翼缘中配置的箍筋应贯穿整个翼缘 根据钢筋混凝土箱形截面纯扭构件受扭承载力计算公式 (7.6.6) 并借助第 第 40 页

41 7.6.8 条剪扭构件的相同方法, 可导出公式 ( ) 至公式 ( ), 经与箱形截面试件的试验结果比较, 所提供的方法是相当稳妥的 对弯剪扭构件, 当 V 035f t bh 0 或 V 0.875f t bh 0 /(λ+1) 时, 剪力对构件承载力的影响可不予考虑, 此时, 构件的配筋由正截面受弯承载力和受扭承载力的计算确定 ; 同理,T 0.175f t W t 或 T 0.175α h f t W t 时, 扭矩对构件承载力的影响可不予考虑, 此时, 构件的配筋由正截面受弯承载力和斜截面受剪承载力的计算确定 分析表明, 按照本条规定的配筋方法, 其受弯承载力 受剪承载力与受扭承载力之间具有相关关系, 且与试验的结果大致相符 ~ 在钢筋混凝土矩形截面框架柱受剪扭承载力计算中, 考虑了轴向压力的有利作用 经分析表明, 在 β t 计算公式中可不考虑轴向压力的影响, 仍可按公式 ( ) 进行计算 当 T (0.175f t N/A)W t 时, 可忽略扭矩对框架柱承载力的影响 钢筋混凝土结构的扭转, 应区分两种不同的类型 : 1 平衡扭转 : 由平衡条件引起的扭转, 其扭矩在梁内不会产生内力重分布 2 协调扭转 : 由于相邻构件的弯曲转动受到支承梁的约束, 在支承梁内引起的扭转, 其扭矩会由于支承梁的开裂产生内力重分布而减小, 条文给出了宜考虑内力重分布影响的原则要求 由试验可知, 对独立的支承梁, 当取扭矩调幅不超过 40% 时, 按承载力计算满足要求且钢筋的构造符合本规范第 条和第 条的规定时, 相应的裂缝宽度可满足规范规定的要求 为了简化计算, 国外一些规范常取扭转刚度为零, 即取扭矩为零的方法进行配筋 此时, 为了保证支承构件有足够的延性和控制裂缝的宽度, 就必须至少配置相当于开裂扭矩所需的构造钢筋 7.7 受冲切承载力计算 7.7.1~ 原规范的受冲切承载力计算公式, 形式简单, 计算方便, 但与国外规范进行对比, 在多数情况下略显保守, 且考虑因素不够全面 根据不配置箍筋或弯起钢筋的钢筋混凝土板试验资料的分析, 参考国内外有关规范的合理内容, 本规范在保留原规范公式形式的基础上, 对原规范作了以下几个方面的修订和补充 : 1 把原规范公式中的系数 0.6 提高到 0.7 对大量的国内外不配置箍筋或弯起钢筋的钢筋混凝土板及基础的试验数据所进行的可靠度分析表明, 按公式 (7.7.1) 计算的效果均比原规范公式有所改进, 即将原规 第 41 页

42 范公式中混凝土项的系数 0.6 提高到 0.7 以后, 本规范受冲切承载力公式的可靠指标比原规范有所降低, 但仍满足规定的目标可靠指标的要求 2 对截面高度尺寸效应作了补充对于厚板来说, 本规范补充了截面高度尺寸效应对受冲切承载力的影响 为此, 在公式 (7.7.1) 中引入了截面高度影响系数 β h, 以考虑这种不利的影响 3 补充了预应力混凝土板受冲切承载力的计算试验研究表明, 双向预应力对板柱节点的冲切承载力起有利作用, 这主要是由于预应力的存在阻滞了斜裂缝的出现和开展, 增加了混凝土剪压区的高度 本规范公式 (7.7.1) 主要是参考美国 ACI318 规范和我国 无粘结预应力混凝土结构技术规程 的作法, 对预应力混凝土板受冲切承载力的计算作了规定 与国内外试验数据进行比较表明, 公式 (7.7.1) 的取值是偏于安全的 对单向预应力混凝土板, 由于缺少试验数据, 暂不考虑预应力的有利作用 4 参考美国 ACI318 等有关规范的规定, 给出了公式 ( ) 公式( ) 两个调整系数 η 1 η 2 对矩形形状的加载面积边长之比作了限制, 因为边长之比大于 2 后, 受冲切承载力有所降低, 为此, 引进了调整系数 η 1 同时, 基于稳妥的考虑, 对加载面积边长之比作了不宜大于 4 的必要限制 此外, 当临界截面相对周长 u m /h 0 过大时, 同样会引起对受冲切承载力的降低 有必要指出, 公式 ( ) 是在美国 ACI 规范的取值基础上略作调整后给出的 公式 ( ) 的系数 η 只能取 η 1 η 2 中的较小值, 以确保安全 5 考虑了板中开孔的影响为满足建筑功能的要求, 有时要在柱边附近设置垂直的孔洞, 板中开孔会减小冲切的最不利周长, 从而降低板的受冲切承载力 在参考了国外规范的基础上给出了本条规定 应该指出, 对非矩形截面柱 ( 异形截面柱 ) 的临界截面周长, 宜选取周长 um 的形状要呈凸形折线, 其折角不能大于 180, 由此可得到最小的周长, 此时在局部周长区段离柱边的距离允许大于 h 0 /2 本节中所指的临界截面是为了简明表述而设定的截面, 它是冲切最不利的破坏锥体底面线与顶面线之间的平均周长 u m 处板的垂直截面 : 对等厚板为垂直于板中心平面的截面 ; 对变高度板为垂直于板受拉面的截面 当混凝土板的厚度不足以保证受冲切承载力时, 可配置抗冲切钢筋 试验表明, 配有抗冲切钢筋的钢筋混凝土板, 其破坏形态和受力特性与有腹筋梁相类似, 当抗冲切钢筋的数量达到一定程度时, 板的受冲切承载力几乎不再增加 为了使抗 第 42 页

43 冲切箍筋或弯起钢筋能够充分发挥作用, 本规范规定了板的受冲切截面限制条件公式 ( ), 相当于配置抗冲切钢筋后的冲切承载力不大于不配置抗冲切钢筋的混凝土板抗冲切承载力的 1.5 倍 ; 同时, 这实际上也是对抗冲切箍筋或弯起钢筋数量的限制, 以避免其不能充分发挥作用和使用阶段在局部荷载附近的斜裂缝过大 由试验结果比较可知, 本规范对配置抗冲切钢筋板的受冲切承载力计算公式的取值偏于安全 试验表明, 在冲切荷载作用下, 钢筋混凝土板斜裂缝形成的方式与梁基本相同, 大约在试验极限荷载的 65% 左右出现斜裂缝 在配有抗冲切钢筋的钢筋混凝土板中, 由于斜向开裂的结果, 使混凝土项的受冲切能力有所降低 与原规范相同, 公式 ( ) 和 ( ) 中混凝土项的抗冲切承载力取为不配置抗冲切钢筋板极限承载力的一半 阶形基础的冲切破坏可能会在柱与基础交接处或基础变阶处发生, 这与阶形基础的形状 尺寸有关, 因此在本条中作出了计算规定 对于阶形基础受冲切承载力计算公式中也引进了第 条的截面高度影响系数 β h 在确定基础的 F l 时, 取用最大的地基反力, 这样做是偏于安全的 对板柱节点存在不平衡弯矩时的受冲切承载力计算, 由于板柱节点传递不平衡弯矩时, 其受力特性及破坏形态更为复杂 为安全起见, 借鉴美国 ACI318 规范和我国的 无粘结预应力混凝土结构技术规程 的规定, 在本条中提出了原则规定, 在附录 G 给出具体规定 7.8 局部受压承载力计算 本条对配置间接钢筋的混凝土结构构件局部受压区截面尺寸规定了限制条件, 因为 : 1 试验表明, 当局压区配筋过多时, 局压板底面下的混凝土会产生过大的下沉变形 ; 当符合公式 ( ) 时, 可限制下沉变形不致过大 为适当提高可靠度, 将右边抗力项乘以系数 0.9, 式中系数 1.35 系由原规范公式中的系数 1.5 乘以 0.9 而给出 2 为了反映混凝土强度等级提高对局部受压的影响, 引入了混凝土强度影响系数 β c 3 在计算混凝土局部受压时的强度提高系数 β l ( 也包括本规范第 条的 β cor ) 时, 不应扣除孔道面积, 经试验校核, 此种计算方法比较合适 4 在预应力锚头下的局部受压承载力的计算中, 按本规范第 条的规定, 当预应力作为荷载效应且对结构不利时, 其荷载效应的分项系数取为 1.2 第 43 页

44 7.8.2 计算底面积 A b 的取值采用了 同心 对称 的原则 要求计算底面积 A b 与局压面积 A l 具有相同的重心位置, 并呈对称 ; 沿 A l 各边向外扩大的有效距离不超过受压板短边尺寸 b( 对圆形承压板, 可沿周边扩大一倍 d), 此法便于记忆 对各类型垫板的局压试件的试验表明, 试验值与计算值符合较好, 且偏于安全 试验还表明, 当构件处于边角局压时,β l 值在 1.0 上下波动且离散性较大, 考虑使用简便 形式统一和保证安全 ( 温度 混凝土的收缩 水平力对边角局压承载力的影响较大 ), 取边角局压时的 β l =1.0 是适当的 对配置方格网式或螺旋式的间接钢筋的局部受压承载力计算, 试验表明, 它可由混凝土项承载力和间接钢筋项承载力之和组成 间接钢筋项承载力与其体积配筋率有关 ; 且随混凝土强度等级的提高, 该项承载力有降低的趋势, 为了反映这个特性, 公式中引入了系数 α 为便于使用且保证安全, 系数 α 与本规范第 条的取值相同 基于与本规范第 条同样的理由, 在公式 ( ) 也考虑了系数 0.9 本条还规定了 A cor >A b 时, 在计算中只能取 A cor =A l 的要求 此规定用以保证充分发挥间接钢筋的作用, 且能确保安全 为避免长 短两个方向配筋相差过大而导致钢筋不能充分发挥强度, 对公式 ( ) 规定了配筋量的限制条件 7.9 疲劳验算 保留了原规范的基本假定, 它为试验所证实, 并作为第 条和第 条建立钢筋混凝土和预应力混凝土受弯构件正截面承载力疲劳应力公式的依据 本条是根据本规范第 条和吊车出现在跨度不大于 12m 的吊车梁上的可能情况而作出的规定 本条明确规定, 钢筋混凝土受弯构件正截面和斜截面疲劳验算中起控制的部位需作相应的应力或应力幅计算 国内外试验研究表明, 影响钢筋疲劳强度的主要因素为应力幅, 即 (σ max -σ min), 所以在本节中涉及钢筋的疲劳应力时均按应力幅计算 7.9.5~ 按照第 条的基本假定, 具体给出了钢筋混凝土受弯构件正截面疲劳验算中所需的截面特征值及其相应的应力和应力幅公式 7.9.7~ 钢筋混凝土受弯构件斜截面的疲劳验算分为两种情况 : 第一种情况, 当按公式 (7.9.8) 计算的剪应力 τ f 符合公式 ( ) 时, 表示截面混凝土可全部承担, 仅需按构造配置箍筋 ; 第二种情况, 当剪应力 τ f 不符合公式 ( ) 时, 该区段的 剪应力应由混凝土和垂直箍筋共同承担 试验表明, 受压区混凝土所承担的剪应力 ι 第 44 页 f c

45 f 值, 与荷载值大小 剪跨比 配筋率等因素有关, 在公式 ( ) 中取 ι =0.1 稳妥的 c f f t 是较 对上述两种情况, 按照我国以往的经验, 对 (τ f f -ι ) 部分的剪应力应由垂直箍筋 和弯起钢筋共同承担 但国内的试验表明, 同时配有垂直箍筋和弯起钢筋的斜截面 疲劳破坏, 都是弯起钢筋首先疲劳断裂 ; 按照 45 桁架模型和开裂截面的应变协调 关系, 可得到密排弯起钢筋应力 σsh 与垂直箍筋应力 σ sv 之间的关系式 : σ sh= σ sv (sinα+cosα) 2 此处,α 为弯起钢筋的弯起角 显然, 由上式可得 σ sb >σ sv 的结论 为了防止配置少量弯起钢筋而引起其疲劳破坏, 由此导致垂直箍筋所能承担的 剪力大幅度降低, 本规范不提倡采用弯起钢筋作为抗疲劳的抗剪钢筋 ( 密排斜向箍筋 除外 ), 所以在第 条仅提供配有垂直箍筋的应力幅计算公式 ~ 基本保留了原规范对要求不出现裂缝的预应力混凝土受弯构件的 疲劳强度验算方法, 对非预应力钢筋和预应力钢筋, 则改用应力幅的验算方法 由 于本规范第 条规定需进行疲劳验算的预应力混凝土吊车梁应按不出现裂缝的要 求设计, 故本规范删去了原规范中对允许出现裂缝的预应力混凝土受弯构件的疲劳 强度验算公式 f f 按条文公式计算的混凝土应力 σ 和 σ, 是指在截面同一纤维计算点处一次 循环过程中的最小应力和最大应力, 其最小 最大以其绝对值进行判别, 且拉应力 f f f 为正 压应力为负 ; 在计算 σ =σ /σ 中, 应注意应力的正负号及最大 最小 应力的取值 c c, min c, min c, max c, max c 第 45 页

46 8 正常使用极限状态验算 8.1 裂缝控制验算 根据本规范第 条的规定, 具体给出了钢筋混凝土和预应力混凝土构件裂 缝控制的验算公式 有必要指出, 按概率统计的观点, 符合公式 ( ) 情况下, 并不意味着构件绝 对不会出现裂缝 ; 同样, 符合公式 ( ) 的情况下, 构件由荷载作用而产生的最大 裂缝宽度大于最大裂缝限值大致会有 5% 的可能性 本规范最大裂缝宽度的基本公式仍采用原规范的公式 : ϖ =τ max σ τ sacϕ E l 对各类受力构件的平均裂缝间距的试验数据进行了统计分析, 当混凝土保护层 厚度 c 不大于 65mm 时, 对配置带肋钢筋混凝土构件的平均裂缝间距可按下列公式 计算 : l cr sk d = β 1.9c ρ 此处, 对轴心受拉构件, 取 β=1.1; 对其他受力构件, 均取 β=1 当配置不同钢种 不同直径的钢筋时, 式中 d 应改为等效直径 d eq, 可按正文公 式 ( ) 进行计算确定, 其中考虑了钢筋混凝土和预应力混凝土构件配置不同的钢 种, 钢筋表面形状以及预应力钢筋采用先张法或后张法 ( 灌浆 ) 等不同的施工工艺, 它 们与混凝土之间的粘结性能有所不同, 这种差异将通过等效直径予以反映 为此, 对钢筋混凝土用钢筋, 根据国内有关试验资料 ; 对预应力钢筋, 参照欧洲混凝土桥 规范 ENV1992-2(1996) 的规定, 给出了正文表 的钢筋相对粘结特性系数 对 有粘结的预应力钢筋 d i 的取值, 可按照 d i =4A p /u p 求得, 其中 u p 本应取为预应力钢筋 与混凝土的实际接触周长 ; 分析表明, 按照上述方法求得的 d i 值与按预应力钢筋的 公称直径进行计算, 两者较为接近 为简化起见, 对 d i 统一取用公称直径 对环氧 树脂涂层钢筋的相对粘结特性系数是根据试验结果确定的 根据试验规律, 给出受弯构件裂缝间纵向受拉钢筋应变不均匀系数的基本公式 : φ M 1 M = cr ω 1 k s l te cr 第 46 页

47 作为规范简化公式的基础, 并扩展应用到其他构件 式中系数 ω 1 与钢筋和混凝土的握裹力有一定关系, 对光圆钢筋,ω 1 则较接近 1.1 根据偏拉 偏压构件的试验资料, 以及为了与轴心受拉构件的计算公式相协调, 将 ω 1 统一为 1.1 同时, 为了简化计算, 并便于与偏心受力构件的计算相协调, 将上式展开并作一定的简化, 就可得到以钢筋应力 σ sk 为主要参数的公式 (8.1.22) 反映裂缝间混凝土伸长对裂缝宽度影响的系数 α c, 根据试验资料分析, 统一取 α c =0.85 短期裂缝宽度的扩大系数 τ s, 根据试验数据分析, 对受弯构件和偏心受压构件, 取 τ s =1.66; 对偏心受拉和轴心受拉构件, 取 τ s =1.9 扩大系数 τ s 的取值的保证率约为 95% 根据试验结果, 给出了考虑长期作用影响的扩大系数 τ l =1.5 试验表明, 对偏心受压构件, 当 e 0 /h 时, 裂缝宽度较小, 均能符合要求, 故规定不必验算 在计算平均裂缝间距 l cr 和 φ 时引进了按有效受拉混凝土面积计算的纵向受拉配筋率 ρ te, 其有效受拉混凝土面积取 A te =0.5bh+(b f -b)h f, 由此可达到 φ 公式的简化, 并能适用于受弯 偏心受拉和偏心受压构件 经试验结果校准, 尚能符合各类受力情况 鉴于对配筋率较小情况下的构件裂缝宽度等的试验资料较少, 采取当 ρ te <0.01 时, 取 ρ te =0.01 的办法, 限制计算最大裂缝宽度的使用范围, 以减少对最大裂缝宽度计算值偏小的情况 必须指出, 当混凝土保护层厚度较大时, 虽然裂缝宽度计算值也较大, 但较大的混凝土保护层厚度对防止钢筋锈蚀是有利的 因此, 对混凝土保护层厚度较大的构件, 当在外观的要求上允许时, 可根据实践经验, 对本规范表 中所规定的裂缝宽度允许值作适当放大 对沿截面上下或周边均匀配置纵向钢筋的构件裂缝宽度计算, 研究尚不充分, 本规范未作明确规定 但必须指出, 在荷载的标准组合下, 这类构件的受拉钢筋应力很高, 甚至可能超过钢筋抗拉强度设计值 为此, 当按公式 (8.1.21) 计算时, 关于钢筋应力 σ sk 及 A te 的取用原则等应按更合理的方法计算 本条给出的钢筋混凝土构件的纵向受拉钢筋应力和预应力混凝土构件的纵向受拉钢筋等效应力, 均是指在荷载效应的标准组合下构件裂缝截面上产生的钢筋应力, 下面按受力性质分别说明 : 1 对钢筋混凝土轴心受拉和受弯构件, 钢筋应力 σ sk 仍按原规范的方法计算 第 47 页

48 受弯构件裂缝截面的内力臂系数, 仍取 η b = 对钢筋混凝土偏心受拉构件, 其钢筋应力计算公式 ( ) 是由外力与截面内力对受压区钢筋合力点取矩确定, 此即表示不管轴向力作用在 A s 和 A s 之间或之外, 均近似取内力臂 z=h 0 -α s 3 对预应力混凝土构件的纵向受拉钢筋等效应力, 是指在该钢筋合力点处混凝土预压应力抵消后钢筋中的应力增量, 可视它为等效于钢筋混凝土构件中的钢筋应力 σ sk 预应力混凝土轴心受拉构件的纵向受拉钢筋等效应力的计算公式 ( ) 就是基于上述的假定给出的 4 对钢筋混凝土偏压构件和预应力混凝土受弯构件, 其纵向受拉钢筋的应力和等效应力可根据相同的概念给出 此时, 可把预应力及非预应力钢筋的合力 N p0 作为压力与弯矩值 M k 一起作用于截面上, 这样, 预应力混凝土受弯构件就等效于钢筋混凝土偏心受压构件 对后张法预应力混凝土超静定结构中的次弯矩 M 2 的影响, 与本规范第 条相协调, 在公式 ( ) ( ) 中作了反映 对裂缝截面的纵向受拉钢筋应力和等效应力, 由建立内 外力对受压区合力取矩的平衡条件, 可得公式 ( ) 和公式 ( ) 纵向受拉钢筋合力点至受压区合力点之间的距离 z=ηh 0, 可近似按第 7 章第 7.1 节的基本假定确定 考虑到计算的复杂性, 通过计算分析, 可采用下列内力臂系数的拟合公式 : η = η b ( η η ) b M 0 0 M e 式中 η b 钢筋混凝土受弯构件在使用阶段的裂缝截面内力臂系数 ; η 0 纵向受拉钢筋截面重心处混凝土应力为零时的截面内力臂系数 ; M 0 受拉钢筋截面重心处混凝土应力为零时的消压弯矩 : 对偏压构件, 取 M 0 =N k η 0 h 0 ; 对预应力混凝土受弯构件, 取 M 0 =N p0 (η 0 h 0 -e p ); M e 外力对受拉钢筋合力点的力矩 : 对偏压构件, 取 M e =N k e; 对预应力混凝土受弯构件, 取 M e =M k +N p0 e p 或 M e =N p0 e 上述公式可进一步改写为 : η = η b h a 0 e 通过分析, 适当考虑了混凝土的塑性影响, 并经有关构件的试验结果校核后, 2 2 第 48 页

49 本规范给出了以上述拟合公式为基础的简化公式 ( ) 当然, 本规范不排斥采用更精确的方法计算预应力混凝土受弯构件的内力臂 z 对钢筋混凝土偏心受压构件, 当 l 0 /h>14 时, 试验表明应考虑构件挠曲对轴向力偏心距的影响, 近似取第 7 章第 条确定承载力计算用的曲率的 1/2.85, 且不考虑附加偏心距, 由此可得公式 ( ) 在抗裂验算中, 边缘混凝土的法向应力计算公式是按弹性应力给出的 从裂缝控制要求对预应力混凝土受弯构件的斜截面混凝土主拉应力进行验算, 是为了避免斜裂缝的出现, 同时按裂缝等级不同予以区别对待 ; 对混凝土主压应力的验算, 是为了避免过大的压应力导致混凝土抗拉强度过大地降低和裂缝过早地出现 8.1.6~ 在第 条提供了混凝土主拉应力和主压应力的计算方法 在 条提供了考虑集中荷载产生的混凝土竖向压应力及对剪应力分布影响的实用方法, 这是依据弹性理论分析加以简化并经试验验证后给出的 对先张法预应力混凝土构件端部预应力传递长度范围内进行正截面 斜截面抗裂验算时, 采用本条对预应力传递长度范围内有效预应力 σ pe 按近似的线性变化规律的假定后, 可利于简化计算 8.2 受弯构件挠度验算 在正常使用极限状态下混凝土受弯构件的挠度, 主要取决于构件的刚度 规范假定在同号弯矩区段内的刚度相等, 并取该区段内最大弯矩处所对应的刚度 ; 对于允许出现裂缝的构件, 它就是该区段内的最小刚度, 这样做是偏于安全的 当支座截面刚度与跨中截面刚度之比在规范规定的范围内时, 采用等刚度计算构件挠度, 其误差不致超过 5% 在受弯构件短期刚度 B s 基础上, 仅考虑荷载效应准永久组合的长期作用对挠度增大的影响, 由此给出公式 (8.2.2) 本条提供的钢筋混凝土和预应力混凝土受弯构件的短期刚度是在理论与试验相结合的基础上提出的 1 钢筋混凝土受弯构件的短期刚度截面刚度与曲率的理论关系式为 : 式中 ε sm 纵向受拉钢筋的平均应变 ; M B s k ε + ε = sm h 0 cm 第 49 页

50 ε cm 截面受压区边缘混凝土的平均应变 根据裂缝截面受拉钢筋和受压区边缘混凝土各自的应变与相应的平均应变, 可 建立下列关系 : M ε sm = φ E A s k sηh 0 M k ε cm = 2 ζecbh 0 将上述平均应变代入前式, 即可得短期刚度的基本公式 : 公式中的系数由试验分析确定 : B s 2 Es Ash0 = ϕ αeρ + η ξ 1) 系数 φ, 采用与裂缝宽度计算相同的公式, 当 φ<0.2 时, 取 φ=0.2, 这将能更 好地符合试验结果 2) 根据试验资料回归, 系数 α E ρ/ξ 可按下列公式计算 : α E ρ 6α E ρ = ξ γ f 对力臂系数 η, 近似取 η=0.87 将上述系数与表达式代入上述 Bs 公式, 即得公式 (8.2.31) 2 预应力混凝土受弯构件的短期刚度 1) 不出现裂缝构件的短期刚度, 统一取 0.85E c I 0, 在取值上较稳妥 2) 允许出现裂缝构件的短期刚度 对使用阶段已出现裂缝的预应力混凝土受弯构件, 假定弯矩与曲率 ( 或弯矩与挠 度 ) 曲线是由双折直线组成, 双折线的交点位于开裂弯矩 M cr 处, 则可求得短期刚度 的基本公式为 : M 式中 β 0.4 和 β cr 分别为 M 1 β 0.4 cr k B s = 1 β Ec I 0 M cr 0.4 M k β cr 1 β 0.4 =0.4 和 1.0 时的刚度降低系数 对 β cr, 取 β cr =0.85; 对, 根据试验资料分析, 取拟合的近似值, 可得 : 第 50 页

51 1 将 β cr 和 β 0.4 β = ( γ α E ρ 代入上述公式 B s, 并经适当调整后即得本规范公式 ( ) 对混凝土截面抵抗矩塑性影响系数 γ 值略作了调整, 本条与原规范的基本假 定不同仅在本条取受拉区混凝土应力图形为梯形而不是矩形, 其他均相同 为了简 化计算, 参照水工结构行业规范的规定并作校准后, 给出了常用截面形状的 γ 近似 值, 以供查用 8.2.5~ 钢筋混凝土受弯构件考虑荷载长期作用对挠度增大的影响系数 θ 是 根据国内一些单位长期试验结果并参考国外规范的规定而给出 预应力混凝土受弯构件在使用阶段的反拱计算中, 短期反拱值的计算以及考虑 预加力长期作用对反拱增大的影响系数仍保留原规范取为 2.0 的规定 由于它未能反 映混凝土收缩 徐变损失以及配筋率等因素的影响, 因此, 对长期反拱值, 如有专 门的试验分析或根据收缩 徐变理论进行计算分析, 则可不遵守条文的规定 f 第 51 页

52 9 构造规定 9.1 伸缩缝 根据多年的工程实践经验, 未发现表 的伸缩缝最大间距规定对混凝土结构的承载力和裂缝开展有明显不利影响, 故伸缩缝最大间距按原规范未作改动 但根据调研, 近年来混凝土强度等级有所提高, 流动性加大, 混凝土凝固过程具有快硬 早强 发热量大的特点, 混凝土体积收缩呈增大趋势, 因此对伸缩缝间距的要求由原规范的 可 改为 宜 本次修订对原规范的表注作了以下修改 : 1 增加了表注 1 关于装配整体式结构房屋和表注 2 关于框架 - 剪力墙结构和框架 - 核心筒结构房屋伸缩缝间距的规定 2 为防止温度裂缝, 表注 4 新增加了对露天挑檐 雨罩等外露结构的伸缩缝间距的要求 本条列出了温度变化和混凝土收缩对结构产生更不利影响的几种情况, 提出了需要在表 规定基础上适当减小伸缩缝间距的要求 本条为新增内容, 指出允许适当增大伸缩缝最大间距的情况 条件和应注意的问题 在结构施工阶段采取防裂措施是国内外通用的减小混凝土收缩不利影响的有效方法 我国常用的做法是设置后浇带 根据工程实践经验, 通常后浇带的间距不大于 30m; 浇灌混凝土的间隔时间通常在两个月以上 这里所指的后浇带是将结构构件混凝土全部临时断开的做法 还应注意, 合理设置有效的后浇带, 并有可靠经验时, 可适当增大伸缩缝间距, 但不能用后浇带代替伸缩缝 对结构施加相应的预应力可以减小因温度变化和混凝土收缩而在混凝土中产生的拉应力, 以减小或消除混凝土开裂的可能性 本条所指的 预加应力措施 是指专门用于抵消温度 收缩应力的预加应力措施 本条中的其他措施是指 : 加强屋盖保温隔热措施, 以减小结构温度变形 ; 加强结构的薄弱环节, 以提高其抗裂性能 ; 对现浇结构, 在施工中切实加强养护以减小收缩变形 ; 采用可靠的滑动措施, 以减小约束结构变形的摩擦阻力 ; 合理选择材料以减少混凝土的收缩等 此外, 对墙体还可采用设置控制缝以调节伸缩缝间距的措施 控制缝是在建筑 第 52 页

53 物的线脚 饰条 凹角等处通过预埋板条等方法引导收缩裂缝出现, 并用建筑构造处理从外观上加以遮掩, 并做好防渗 防水处理的一种做法 其间距一般在 10m 左右, 根据建筑处理设置 对设有控制缝的墙体, 伸缩缝间距可适当加大 本条还特别强调 当增大伸缩缝间距时, 尚应考虑温度变化和混凝土收缩对结构的影响 这是因为温度变化和混凝土收缩这类间接作用引起的变形和位移对于超静定混凝土结构可能引起很大的约束应力, 导致结构构件开裂, 甚至使结构的受力形态发生变化 设计者不能简单地采取某些措施就草率地增大伸缩缝间距, 而应通过有效的分析或计算慎重考虑各种不利因素对结构内力和裂缝的影响, 确定合理的伸缩缝间距 对本条中的 充分依据, 不应仅理解为 已经有了少量未发现问题的工程实例, 而是指对各种有利和不利因素的影响方式和程度作出有科学依据的分析和判断, 并由此确定伸缩缝间距的增减 本条规定, 为设置伸缩缝而形成的双柱, 因基础受温度收缩影响很小, 故其独立基础可以不设缝 工程实践证明这种做法是可行的 9.2 混凝土保护层 保护层厚度的规定是为了满足结构构件的耐久性要求和对受力钢筋有效锚固的要求 本条对保护层厚度给出了更明确的定义 混凝土保护层厚度的规定比原规范略有增加 考虑耐久性要求, 本条对处于环境类别为一 二 三类的混凝土结构规定了保护层最小厚度 与原规范比较作了以下改动 : 1 一类及二 a 类环境分别与原规范中 室内正常环境 及 露天及室内高湿度环境 相近 ; 考虑冻融及轻度腐蚀环境的影响, 增加了二 b 类环境及三类环境 2 表中保护层厚度的数值是参考我国的工程经验以及耐久性要求规定的, 要求比原规范稍严 ; 表中相应的混凝土强度等级范围有所扩大 3 注中增加了基础保护层厚度的规定, 这是根据长期工程实践经验确定的 对处于有侵蚀性介质作用环境中的基础, 其保护层厚度应符合有关标准的规定 本条对预制构件中钢筋保护层厚度的规定与原规范相同, 多年工程实践证明是可行的 板 墙 壳中的分布钢筋以及梁 柱中的箍筋及构造钢筋的保护层厚度规定基本同原规范, 但根据环境条件稍有加严 构造钢筋是指不考虑受力的架立筋 分布筋 连系筋等 工程实践证明, 本条规定对保证结构耐久性是有效的 第 53 页

54 9.2.4 对梁 柱中纵向受力钢筋保护层厚度大于 40mm 的情况, 提出应采取有效的防裂构造措施 通常是在混凝土保护层中离构件表面一定距离处全面增配由细钢筋制成的构造钢筋网片 此外, 增加了在处于露天环境中悬臂板的上表面采取保护措施的要求, 这是由于该处受力钢筋因混凝土开裂更易受腐蚀而提出的 环境类别为四 五类的情况属非共性问题, 港口工程中的这类情况应符合 港口工程混凝土和钢筋混凝土结构设计规范 JTJ 267 的有关规定, 工业建筑中的这类情况应符合 工业建筑防腐蚀设计规范 GB 的有关规定 为了满足建筑防火要求, 保护层厚度还应满足 建筑防火规范 GBJ 16 和 高层民用建筑设计防火规范 GB50045 的要求 9.3 钢筋的锚固 原规范锚固设计采用查表方法, 按以 5d 为间隔取整的方式取值, 不能较准确地反映锚固条件变化对锚固强度的影响, 且难与国际惯例协调 我国钢筋强度不断提高, 外形日趋多样化, 结构形式的多样性也使锚固条件有了很大的变化, 用表格的方式已很难确切表达 根据近年来系统试验研究及可靠度分析的结果并参考国外标准, 规范给出了以简单计算确定锚固长度的方法 应用时, 由计算所得基本锚固长度 la 应乘以对应于不同锚固条件的修正系数加以修正, 且不小于规定的最小锚固长度 基本锚固长度 l a 取决于钢筋强度 f y 及混凝土抗拉强度 f t, 并与钢筋外形有关, 外形影响反映于外形系数 α 中 公式 ( ) 为计算锚固长度的通式, 其中分母项反映了混凝土的粘结锚固强度的影响, 用混凝土的抗拉强度表示 ; 但混凝土强度等级高于 C40 时, 仍按 C40 考虑, 以控制高强混凝土中锚固长度不致过短 表 中不同钢筋的外形系数 α 是经对各类钢筋进行系统粘结锚固试验研究及可靠度分析得出的 为反映带肋钢筋直径较大时相对肋高减小对锚固作用降低的影响, 直径大于 25mm 的粗直径钢筋的锚固长度应适度加大, 乘以修正系数 1.1 为反映环氧树脂涂层钢筋表面状态对锚固的不利影响, 其锚固长度应乘以修正系数 1.25, 这是根据试验分析结果并参考国外标准的有关规定确定的 施工扰动对锚固的不利影响反映于施工扰动的影响系数中, 与原规范数值相当, 取 1.1 带肋钢筋常因外围混凝土的纵向劈裂而削弱锚固作用 当混凝土保护层厚度或钢筋间距较大时, 握裹作用加强, 锚固长度可适当减短 经试验研究及可靠度分析, 第 54 页

55 并根据工程实践经验, 当保护层厚度大于锚固钢筋直径的 3 倍且有箍筋约束时, 适当减小锚固长度是可行的, 此时锚固长度可乘以修正系数 0.8 配筋设计时, 实际配筋面积往往因构造原因而大于计算值, 故钢筋实际应力小于强度设计值 因此, 当有确实把握时, 受力钢筋的锚固长度可以缩短, 其数值与配筋余量的大小成比例 国外规范也采取同样的方法 但其适用范围有一定限制, 即不得用于抗震设计及直接承受动力荷载的构件中 当采用骤然放松预应力钢筋的施工工艺时, 其锚固长度起点应考虑端部受损的可能性, 内移 0.25l tr 上述各项修正系数可以连乘, 但出于构造要求, 修正后的受拉钢筋锚固长度不能小于最低限度 ( 最小锚固长度 ), 其数值在任何情况下不应小于按公式 (9.3.1) 计算值的 0.7 倍及 250mm 机械锚固是减少锚固长度的有效方式 根据试验研究及我国施工习惯, 推荐了三种机械锚固形式 : 加弯钩 焊锚板及贴焊锚筋 机械锚固的总锚固长度修正系数 0.7 是由试验及可靠度分析确定的, 与国外规范的有关取值相当且偏于安全 为了对机械锚固区混凝土提供约束, 以维持其锚固能力, 增加了对锚固区配箍直径 间距及数量的构造要求 保护层厚度很大时锚固约束作用较强, 故可对配箍不作要求 柱及桁架上弦等构件中受压钢筋也存在锚固问题 受压钢筋的锚固长度为相应受拉锚固长度的 0.7 倍, 这是根据试验研究及可靠度分析并参考国外规范确定的 根据长期工程实践经验规定了承受重复荷载预制构件中钢筋的锚固措施 9.4 钢筋的连接 由于钢筋通过连接接头传力的性能总不如整根钢筋, 故设置钢筋连接的原则为 : 接头应设置在受力较小处 ; 同一根钢筋上应少设接头 为了反映技术进步, 对原规范的内容进行了补充, 增加了机械连接接头 机械连接接头的类型和质量控制要求见 钢筋机械连接通用技术规程 JGJ 107, 焊接连接接头的种类和质量控制要求见 钢筋焊接规程 JGJ 根据工程经验及接头性质, 本条限定了钢筋绑扎搭接接头的应用范围 : 受拉构件不应采用绑扎搭接接头, 大直径钢筋不宜采用绑扎搭接接头 用图及文字明确给出了属于同一连接区段钢筋绑扎搭接接头的定义 这比原规范 同一截面的搭接接头 的提法更为准确 搭接钢筋接头中心间距不大于 1.3 倍搭接长度, 或搭接钢筋端部距离不大于 0.3 倍搭接长度时, 均属位于同一连接区段的搭接接头 搭接钢筋错开布置时, 接头端面位置应保持一定间距 首尾相接式的布 第 55 页