241

5.65.65.65.6 塑性极限分析塑性极限分析塑性极限分析塑性极限分析

5.6.15.6.15.6.15.6.1对于超静定结构，结构中的某一个截面（或某几个截面）达到屈服，整个结

构可能并没有达到其最大承载力，外荷载还可以继续增加。先达到屈服截面的塑

性变形会随之不断增大，并且不断有其他截面陆续达到屈服。直至有足够数量的

截面达到屈服，使结构体系即将形成几何可变机构，结构才达到最大承载力。

因此，利用超静定结构的这一受力特征，可采用塑性极限分析方法来计算超

静定结构的最大承载力，并以达到最大承载力时的状态，作为整个超静定结构的

承载能力极限状态。这样既可以使超静定结构的内力分析更接近实际内力状态，

也可以充分发挥超静定结构的承载潜力，使设计更经济合理。

但是，超静定结构达到承载力极限状态（最大承载力）时，结构中较早达到

屈服的截面已处于塑性变形阶段，即已形成塑性铰，这些截面实际上已具有一定

程度的损伤。如果塑性铰具有足够的变形能力，则这种损伤对于一次加载情况的

最大承载力影响不大。但是对于重复荷载作用，由于屈服截面在塑性阶段重复加

载作用下的低周疲劳效应，会使塑性铰的承载力降低，从而使整个结构不能达到

静力荷载作用下的最大承载力。

因此为安全计，建议塑性极限分析方法不得用于承受多次重复荷载作用的混

凝土结构。

5.6.25.6.25.6.25.6.2 塑性铰线法应根据以下假定进行计算：

1111 板被塑性铰线分成若干板块，形成几何可变体系；

2222 配筋合理时，通过塑性铰线的钢筋均达到屈服，且塑性铰线可在保持屈

服弯矩的条件下产生很大的转角变形；

3333 塑性铰线之间的板块处于弹性阶段，与塑性铰线上的塑性变形相比很小，

故板块可视为刚体。

条带法可根据板面荷载的合理传递分布假定，将双向板简化为两个方向的单

向板进行计算。对于开洞口的双向板，应在洞口周边考虑加强板带，并据此给出

板面荷载的传递分布。对于不考虑竖向不均匀变形影响的双向板发生板的破坏机

构，可采用下述近似方法进行分析。

承受竖向均布荷载的双向矩形板（图 5.6.2），板塑性铰线上的总极限弯矩值

应满足下式要求：

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： ——双向板两个方向的计算跨度（m）；x y, l l

——作用于板面上的竖向荷载设计值(kN/m2)；p

—— 方向沿板全宽（ ）塑性铰线上的跨中和两边支座处的总极' ''x x x, , M M M x yl

限弯矩绝对值（kN-m）；

—— 方向沿板全长（ ）塑性铰线上的跨中和两边支座处的总极' ''y y y, , M M My

xl

限弯矩绝对值（kN-m）。

总 极 限 弯 矩 分 别 按 两 个 方 向 相 应 位 置 的 单 位 长 度 极 限 弯 矩

（ ）和塑性铰线投影长度（ ）计算确定。极限分析时，' ' ' 'x x x y y y, , , , ,m m m m m m y x,l l

单位长度极限弯矩（kN-m/m）按板内两方向实配钢筋数量、混凝土和钢筋强度

设计值以及截面高度分别进行计算。截面设计时，宜按下列规定选取单位长度极

限弯矩的比值：

图 5.6.2 不考虑竖向不均匀变形影响的矩形双向板塑性铰线分布

两个方向跨中截面单位长度极限弯矩的比值 可取为α

（5.6.2-2）2

y x

x y

m lm l

α⎛ ⎞

= = ⎜ ⎟⎜ ⎟⎝ ⎠

两个方向支座截面与跨中截面单位长度极限弯矩的比值：

可取 1.5~2.5。' '' 'x x x x y y/ , / , / , m m m m m m''y y/m m

双向板有简支边或者部分极限弯矩已知时，式（5.6.2-1）中的总极限弯矩应

按实际情况计算。

243

5.6.35.6.35.6.35.6.3 结构极限分析可采用精确解、上限解和下限解法。当采用上限解法时，应

根据具体结构的试验结果或弹性理论的内力分布，预先建立可能的破坏机构，然

后采用机动法或极限平衡法求解结构的极限荷载。当采用下限解法时，可参考弹

性理论的内力分布，假定一个满足极限条件的内力场，然后用平衡条件求解结构

的极限荷载。

5.75.75.75.7 间接作用效应分析间接作用效应分析间接作用效应分析间接作用效应分析

5.7.15.7.15.7.15.7.1 大体积混凝土结构、超长混凝土结构在间接作用下的裂缝问题比较明显，

宜对结构进行间接作用效应分析。对于允许出现裂缝的钢筋混凝土结构构件，应

考虑裂缝的开展使构件刚度降低的影响，否则计算出来的作用效应会失真。

5.7.25.7.25.7.25.7.2 根据引起混凝土结构温度变化的原因和特点的不同，混凝土结构应根据具

体情况考虑施工期和（或）使用期的温度作用，并给出了具体应考虑的因素。

温度作用计算参数和混凝土热学、力学及变形参数宜根据实际情况确定。

5.7.35.7.35.7.35.7.3 间接作用效应分析可采用弹塑性分析方法，也可采用简化的弹性分析方

法，但计算时应考虑混凝土的徐变及混凝土的开裂引起的应力松弛和重分布。

244

6666 承载能力极限状态计算承载能力极限状态计算承载能力极限状态计算承载能力极限状态计算

6.16.16.16.1 一般规定

6.1.16.1.16.1.16.1.1 钢筋混凝土构件、预应力混凝土构件一般均可按本章的规定进行正截面、

斜截面及复合受力状态下的承载力计算（验算）。混凝土构件非连续区的受力状

态复杂，目前研究工作还显不足，本次规范修订暂未列入有关内容；但是，02

版规范已有的深受弯构件、牛腿、叠合构件等的承载力计算，仍然独立于本章

之外给出，见本规范第 9 章的有关规定。

有关构件的抗震承载力计算（验算），见本规范第 11 章的相关规定。

素混凝土结构构件在房屋建筑中应用不多，低配筋混凝土构件的研究和工

程实践经验尚不充分。因此，本次修订对素混凝土构件的设计要求未作调整，

其内容见本规范附录 D。

6.1.26.1.26.1.26.1.2 对于混凝土结构中的非杆系混凝土结构构件（如复杂布置的剪力墙、大

体积转换构件、大体积基础底板等），有时无法或不方便按本章的有关规定直接

由内力进行承载力计算和设计，此时可直接采用结构分析得到的主应力进行配

筋设计，包括配筋量和钢筋布置。

对于大尺度混凝土构件，当处于多轴受压状态时，可考虑混凝土受压强度的

有效提高。

6.1.36.1.36.1.36.1.3 对于重要的或有特殊要求的混凝土结构，不仅需要进行弹性分析和设计，

往往还要采用弹塑性分析方法进行补充分析和设计，如偶然作用分析、预估罕

遇地震作用的分析等。此时，应根据结构的设计状况和设计目标，采用标准组

合或偶然组合计算结构、结构构件的作用效应，并采用与设计目标相应的材料

强度指标（如设计值、标准值或实测值）进行承载力验算。

6.26.26.26.2 正截面承载力计算

6.2.16.2.16.2.16.2.1 本条对正截面承载力计算方法作了基本假定。

1111 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

245

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 是可行的。平截面假定作为sσ

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

验值吻合较好。

引入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。引用平截面假定也为利用电算进行混凝土构件正

截面全过程分析（包括非线性分析）提供了必不可少的截面变形条件。

国际上的主要规范，均采用了平截面假定。

2222 混凝土的应力-应变曲线

随着混凝土强度的提高，混凝土受压时的应力-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，与 02

版规范相同，本规范采用如下表达形式：

上升段 （ ）⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−−=

n

0

ccc 11 ε

εσ f c 0ε ε≤

下降段 （ ）cc f=σ 0 c cuε ε ε≤ ≤

根据国内中、低强度混凝土和高强度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 的取值，与试验结果较为接近。cu0 εε 、、n

3333 纵向受拉钢筋的极限应变

纵向受拉钢筋的弹性极限拉应变本规范规定为 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，该值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，也表示设计采用的钢筋的极限拉应变

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 处开始算起。p0σ

对非均匀受压构件，混凝土的极限压应变达到 或者受拉钢筋的极限拉应cuε

变达到 0.01，即这两个极限应变中只要具备其中一个，就标志着构件达到了承载

能力极限状态。

6.2.26.2.26.2.26.2.2 本条规定主要针对本章以及附录 E 规定的截面承载力简化计算方法，即

246

要求构件截面在计算方向上具有几何对称性。否则，应考虑截面扭转效应对承

载力计算的影响。

本条不适用于按应力进行截面设计的场合。

6.2.36.2.36.2.36.2.3 对于有侧移和无侧移结构的偏心受压杆件，若杆件的长细比较大时，在

轴向力作用下，应考虑由于杆件自身挠曲对截面弯矩产生的不利影响，即

效应。 效应通常会增大杆件中间区段截面的一阶弯矩，特别是当杆件P δ− P δ−

较细长、杆件两端弯矩同号且两端弯矩的比值接近 1.0 时，可能出现杆件中间区

段截面考虑 效应后的弯矩值超过杆端弯矩的情况，从而使杆件中间区段P δ−

的截面成为设计的控制截面。国外相关文献资料、规范以及对不同杆端弯矩比、

不同轴压比和不同长细比的构件进行计算验证表明，当柱端弯矩比不大于 0.9

且轴压比不大于 0.9 时，若杆件的长细比满足式（6.2.3），则杆件自身挠曲产生

的附加影响可以忽略。

本条的构件端弯矩设计值通常指不利组合的弯矩设计值；对一、二、三级

抗震等级的混凝土构件，此值已经考虑了本规范第 11.1 节规定的"强柱弱梁"

及其他有关调整。

6.2.46.2.46.2.46.2.4 根据杆件自身挠曲的基本规律可知， 效应使杆件中部成为设计控制P δ−

截面的情况通常出现在杆件较细长，或者杆件两端弯矩同号且两端弯矩的比值

接近 1.0 时。根据影响 效应的因素，查阅国外相关文献资料、规范标准以P δ−

及通过算例验证，当构件长细比不满足前条式（6.2.3）时，均应考虑杆件自身

挠曲产生的 效应。P δ−

本条提出的方法与美国 ACI318-08 规范考虑 效应所用方法基本相同。P δ−

美国规范在计算 时采用的是"轴力表达式"，为沿用我国工程设计习惯，本次nsη

修订将 转换为理论上完全等效的"曲率表达式"，即式（6.2.4-3）。其中的nsη mC

系数计算公式（6.2.4-2）为根据国内外试验数据（考虑材料非弹性性质），在美

国规范相应公式的基础上，经拟合调整得出。

公式（6.2.4-3）中，参数 可按下式计算：κ

（6.1）2

2

0

( ) (1.25 )cu yhh

πκ

ε ε=

247

考虑到 效应起控制作用时，绝大多数为竖向荷载作用为主的情况，因P δ−

此，计算（6.1）式中混凝土的极限压应变 时，考虑了长期荷载影响系数 1.25。cuε

6.2.56.2.56.2.56.2.5 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 的绝ae

对值与相对值的要求，并取其较大值用于计算。

6.2.66.2.66.2.66.2.6 本条给出了任意截面任意配筋的双向偏心受力构件正截面承载力计算的

一般公式。

随着计算机的普遍使用，对任意截面混凝土构件，在已知外力（设计弯矩、

设计轴力）和假定配筋的情况下，正截面承载力的一般计算方法，可按本规范第

6.2.1 条的基本假定，通过数值积分方法反复迭代进行计算。在双向偏心受力构

件中，截面中和轴与内、外合力点的连线不再呈垂直关系。在计算各单元的应变

时，通常应通过混凝土极限压应变为 的受压区顶点作一条与中和轴平行的直cuε

线；在某些情况下，尚应通过最外排纵向受拉钢筋极限拉应变 0.01 为顶点作一

条与中和轴平行的直线，然后再作一条与中和轴垂直的直线，以此直线作为基准

线按平截面假定确定各单元的应变及相应的应力。

在建立本条公式时，为使公式的形式简单，坐标原点取在截面重心处；在

具体进行计算或编制计算程序时，可根据计算的需要，选择合适的坐标系。

6.2.76.2.76.2.76.2.7 在 02 版规范中，规则截面混凝土构件的受弯、受压、偏心受压、受拉、

偏心受拉等正截面承载力计算占用了大量规范正文篇幅。实际上，这些承载力计

算公式都可按照本规范第 6.2.1 条的基本假定简单推出。因此，本次修订在正文

中仅列出了任意截面正截面承载力的一般计算方法，即第 6.2.6 条；而对矩形截

面、工字形截面、圆形截面、圆环形截面等不同受力状态的正截面承载力计算，

则作为附录继续保留，以便设计人员使用。

6.36.36.36.3 斜截面承载力计算

6.3.16.3.16.3.16.3.1 混凝土构件的受剪截面限制条件仍采用 02 版规范的表达形式。

规定受弯构件的受剪截面限制条件，首先是为了防止构件截面发生斜压破坏

(或腹板压坏)，其次是限制在使用阶段可能发生的斜裂缝宽度，同时也是构件斜

248

截面受剪破坏的最大配箍率条件。

本条同时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。

6.3.26.3.26.3.26.3.2 本条给出了需要进行斜截面受剪承载力计算的截面位置。在一般情况下

是指最可能发生斜截面破坏的位置，包括可能受力最大的梁端截面、截面尺寸

突然变化处、箍筋和弯起钢筋变化处等。

6.3.36.3.36.3.36.3.3 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欠不足，至今未能象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标准中斜截面承载力计算方

法各异，计算模式也不尽相同。

对无腹筋受弯构件的斜截面受剪承载力计算，根据收集到的大量均布荷载作

用下无腹筋简支浅梁、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一般

无腹筋受弯构件的受剪承载力。本条规定的受剪承载力计算公式是偏下限的保守

规定。

6.3.46.3.46.3.46.3.4 02 版规范的受剪承载力设计公式分为集中荷载和均布荷载两种情况，较

国外多数国家的规范烦琐，且两个公式在临界集中荷载为主附近的计算值不协

调，甚至差异过大。因此，建立一个统一的受剪承载力计算公式是规范修订和

发展的趋势。

考虑到我国的国情和设计习惯，过去规范的受剪承载力设计公式分两种情况

用于设计也是可行的，此次修订实质上仍保留了受剪承载力计算的两种形式，只

是在原有受弯构件两个斜截面承载力计算公式的基础上进行了改进，混凝土项系

数不变，仅对均布荷载公式的箍筋项系数做了适当调整，由 1.25 改为 1.0。 通

过对 55 个均布荷载作用下有腹筋简支梁构件试验的数据进行分析，结果表明，

此次修订公式的可靠度有一定程度的提高，但与国外主要规范相比依然处于较低

水平。采用本次修订公式进行设计时，箍筋用钢量比 02 版规范计算值可能增加

约 25％。箍筋项系数由 1.25 改为 1.0，也是为将来建立统一的受剪承载力计算公

式打下基础。

试验研究表明，预应力对构件的受剪承载力起有利作用，主要因为预压应

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

249

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。因此，预应力混凝土梁受剪承载力的计算，可在非预应力梁的计算公

式基础上，加上一项施加预应力所提高的受剪承载力设计值 0.05Np0，且当 Np0

超过 0.3fcA0 时，只取 0.3fcA0，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 Np0 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 ，

暂不考虑预应力对截面抗剪承载力的有利作用。

6.3.56.3.56.3.56.3.5～6.3.66.3.66.3.66.3.6 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

筋可以提高构件的斜截面受剪承载力，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。(6.3.5)式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，因此在公式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 6.3.6 条的规定确定

剪力设计值并按公式(6.3.5)计算弯起钢筋时，其配筋构造应符合本规范第 9.2.8

条的规定。

6.3.76.3.76.3.76.3.7 试验表明，箍筋能抑制斜裂缝的发展，在不配置箍筋的梁中，斜裂缝的突

然形成可能导致脆性的斜拉破坏。因此，本条规定当剪力设计值小于无腹筋梁的

受剪承载力时，应按本规范第 9.2.9 条的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。

02 版规范中，本条计算公式也分为一般受弯构件和集中荷载作用下的独立

梁两种形式，此次修订与第 6.3.4 条相协调，统一为一个公式。

6.3.86.3.86.3.86.3.8 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似；

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，在受剪承载力中将

占有相当的比例。根据试验结果的分析，提出了公式(6.3.8-2)，并与等高度的受

弯构件的受剪承载力公式相匹配，给出了公式(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

250

屈服强度的前提下给出的，此时，在公式(6.3.9-1)中所需的斜截面水平投影长度c，

可由公式(6.3.9-2)确定。

如果构件设计符合第 6.3.10 条列出的相关规定，构件的斜截面受弯承载力一

般可满足第 6.3.9 条的要求，因此可不进行斜截面的受弯承载力计算。

6.3.116.3.116.3.116.3.11～6.3.146.3.146.3.146.3.14 试验研究表明，轴向压力对构件的受剪承载力起有利作用，主要

是因为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。在轴压比限值范围内，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。

轴向压力对构件受剪承载力的有利作用也是有限度的，当轴压比在 0.3～0.5

的范围时，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，因此应对轴向压力对截面受

剪承载力的提高幅度予以限制。

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，即

，且当 时，规定仅取为 ，相当于试验结果的偏下值。N07.0 AfN c3.0＞ Af c3.0

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 ；而对其它各类结构的框)2( 0hH n

架柱的剪跨比则取为 ，与截面承受的弯矩和剪力有关。同时，本条还规定0VhM

了计算剪跨比取值的上、下限限值。

偏心受拉构件的受力特点是：在轴拉力作用下，构件上可能产生横贯全截

面、垂直于杆轴的初始垂直裂缝；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、倾角较大，斜裂缝末端剪压区高度减小 ，

甚至没有剪压区，从而截面的受剪承载力要比受弯构件的受剪承载力有明显的降

低。根据试验结果并偏稳妥地考虑，减去一项轴向拉力所降低的受剪承载力设计

值，即 0.2N。此外，6.3.14 条还对受拉截面总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 6.3.1 条的规定相同，较 02 版规范的规定略为加严。

251

与 02 版规范公式比较，本次修订的偏心受力构件斜截面受剪承载力计算公

式，只对 02 版规范公式中的混凝土项采用公式(6.3.4-4)中的混凝土项代替，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。偏心受

压构件受剪承载力计算公式(6.3.12)及偏心受拉构件受剪承载力计算公式(6.3.14)

与试验数据相比较，计算值也是取试验结果的偏低值。

6.3.156.3.156.3.156.3.15 在分析了国内外一定数量圆形截面受弯构件、偏心受压构件试验数据的

基础上，借鉴国外有关规范的相关规定，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。

6.3.166.3.166.3.166.3.16～6.3.196.3.196.3.196.3.19 试验表明，矩形截面钢筋混凝土柱在斜向水平力作用下的抗剪性

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。根据国外的有关研究

资料以及国内配置周边箍筋的斜向受剪试件的试验结果，分析表明，构件的受剪

承载力大致服从椭圆规律：

（6.2）12

uy

y2

ux

x =⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ ⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛VV

VV

第 6.3.16 条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。

02 版规范对双向受剪计算采用的"超强系数法"是对总的受剪承载力，即

箍筋与混凝土项都进行了折减。进一步分析表明，这种折减方法有不合理之处。

简单按照正向受剪承载力公式计算双向受剪承载力偏于不安全，主要原因是由于

在设计时重复考虑了混凝土的抗剪作用，即混凝土截面既全部用于抵抗 X 方向

的剪力，又全部用于抵抗 Y 方向的剪力，因而过高的估计了混凝土的抗剪作用。

将混凝土的斜向受剪承载力进行分解，在 X、Y 方向对混凝土项是两项相

关的。而 X、Y 方向的箍筋各自承担 X、Y 方向的剪力，箍筋在 X、Y 方向不相

关，互不影响。基于以上考虑，在双向受剪承载力计算公式中，仅对混凝土项折

减，而不对箍筋项折减。

考虑到计算方法的简洁以及混凝土项两向相关的影响，双向受剪承载力计

算仍采用椭圆模式。为了简化计算，对剪力设计值 V 的作用方向与 x 轴的夹角θ

在 时，可仅按单向受剪构件进行承载力计算。0 0 0 00 ~ 10 80 ~ 90和

252

由分析，在双向受剪的 6.3.18 条公式中，前后项的 或 代表的意义θcos θsin

是不同的。

6.3.206.3.206.3.206.3.20 本条规定与 02 版规范相同，目的是规定剪力墙截面尺寸的最小值，或者

说限制了剪力墙截面的最大名义剪应力值。剪力墙的名义剪应力值过高，会在早

期出现斜裂缝，抗剪钢筋不能充分发挥作用，即使配置很多抗剪钢筋，也会过早

发生剪切破坏。

6.3.216.3.216.3.216.3.21～6.3.226.3.226.3.226.3.22 在剪力墙设计时，通过构造措施防止发生剪拉破坏和斜压破坏，

通过计算确定墙中水平钢筋，防止发生剪切破坏。

偏心受压构件中，轴压力有利于抗剪承载力，但压力增大到一定程度后，对

抗剪的有利作用减小，因此对轴力的取值加以限制。

偏拉构件中，考虑了轴向拉力的不利影响。

6.3.236.3.236.3.236.3.23 剪力墙连梁的斜截面受剪承载力计算，采用和普通框架梁一致的截面承

载力计算方法。

6.46.46.46.4 扭曲截面承载力计算

6.4.1~6.4.26.4.1~6.4.26.4.1~6.4.26.4.1~6.4.2 混凝土扭曲截面承载力计算的截面限制条件是以 不大于 6 的试bhw

验为依据的。公式(6.4.1-1)、(6.4.1-2)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，02 版规

范相应公式的安全度略低，为此，在公式(6.4.1-1)、(6.4.1-2)中的纯扭构件截面限

制条件取用 ；当 T====0 时，公式(6.4.1-1)、(6.4.1-2)可与本规范( ) tc2.0~16.0 WfT =第 6.3.1 条的公式相协调。

6.4.36.4.36.4.36.4.3 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 形截面可划分成矩形截面：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。

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

的计算。

6.4.46.4.46.4.46.4.4 公式(6.4.4-1)是根据试验统计分析后，取用试验数据的偏低值给出的。经

过对高强混凝土纯扭构件的试验验证，该公式仍然适用。

253

试验表明，当 值在 0.3～2.0 范围内，钢筋混凝土受扭构件破坏时，其纵ζ

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≤ ≤1.7。当ζ ζ

＞1.7 时取 1.7；当 接近 1.2 时为钢筋达到屈服的最佳值。因截面内力平衡的需ζ

要，对不对称配置纵向钢筋的情况，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研究表明，预应力可提高构件受扭承载力的

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，纯扭构件受扭承载力可提高 0.08 。考虑到实际上应力分布不均匀性等t0

p0 WA

N

不利影响，在条文中该提高值取为 0.05 ，且仅限于偏心距 且t0

p0 WA

N6p0 he ≤ ζ

不小于 1.7 的情况；在计算 时，不考虑预应力钢筋的作用。ζ

试验研究还表明，对预应力的有利作用，应有所限制：当 大于p0N 0c3.0 Af

时，取 。0c3.0 Af

6.4.66.4.66.4.66.4.6 试验研究表明，对受纯扭作用的箱形截面构件，当壁厚符合一定要求时，

其截面的受扭承载力与实心截面是类同的。在公式(6.4.6-1)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 ；钢筋项受扭承载力取与实心矩形截面相同。通过国hα

内外试验结果的分析比较，公式(6.4.6-1)的取值是稳妥的。

6.4.76.4.76.4.76.4.7 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 0.07 。ANW /t

试验表明，当轴向压力大于 时，构件受扭承载力将会逐步下降，因Afc65.0

此，在条文中对轴向压力的上限值作了稳妥的规定，即取为 。Af c3.0

6.4.86.4.86.4.86.4.8 无腹筋剪扭构件的试验研究表明，无量纲剪扭承载力的相关关系符合四分

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，也可认为符合四分之一圆的规律。

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正线，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

，其值略大于无腹筋构件的试验结果，但采用此 值后与有腹筋构件的四分β t β t

254

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 时，可近似取与非预应力构件相β t

同的计算公式，而不考虑预应力合力 Np0的影响。

6.4.96.4.96.4.96.4.9 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，此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。

6.4.106.4.106.4.106.4.10 根据钢筋混凝土箱形截面纯扭构件受扭承载力计算公式(6.4.6-1)并借助

第 6.4.8 条剪扭构件的相同方法，可导出公式(6.4.10-1)至公式(6.4.10-3)，经与箱

形截面试件的试验结果比较，所提供的方法是稳妥的。

6.4.116.4.116.4.116.4.11 在轴向拉力 N 作用下构件的受扭承载力可表示为：

（6.3）N Nu c sT T T=

式中： ——混凝土承担的扭矩；NcT

——钢筋承担的扭矩。NsT

1111 混凝土承担的扭矩

考虑轴拉力对构件抗裂性能的影响，拉扭构件的开裂扭矩可按下式计算：

（6.4）ttN

cr WfT ⋅⋅⋅= ωγ

式中， 为拉扭构件的开裂扭矩； 为考虑截面不能完全进入塑性状态等的综crT γ

合系数，取 ； 为轴拉力影响系数，根据最大主应力理论，可按下列公式7.0=γ ω

计算：

（6.5）t

t

fσ

ω −= 1

（6.6）AN

t =σ

从而有：

（6.7）t

ttt

Ncr f

WfT σ−⋅⋅⋅= 17.0

对于钢筋混凝土纯扭构件混凝土承担的扭矩，本规范取为：

（6.8）ttcrc WfTT 35.05.000 ==

255

拉扭构件中混凝土承担的扭矩，本规范取为：

（6.9）t

ttt

Ncr

Nc f

WfTT σ−== 135.05.0

当 时， 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 钢筋部分承担的扭矩

对于拉扭构件，轴拉力 使纵筋产生拉应力，因此纵筋的受扭作用受到削N

弱，从而降低了构件的抗扭承载力。根据变角度空间桁架模型和斜弯理论，其受

扭承载力可按下式计算：

（6.11）s

AAfuAf

sNAfT corstyv

corstyv

slyu

⋅⋅

⋅⋅

⋅−⋅= 1

1

)(2

钢筋部分承担的扭矩仍按照规范规定取为：

（6.12）sAAfT corstyvs⋅

= 12.1 ζ

综上分析，即可得出本条公式(6.4.11-1)。

与国内进行的 25 个拉扭试件的试验结果比较，本条公式的计算值与试验值

之比的平均值为 0.947（0.755～1.189），是可以接受的。

6.4.126.4.126.4.126.4.12 对弯剪扭构件，当 或 时，剪力对构件0c035.0 bhfV ≤ )1/(875.0 0t ≤ λbhfV

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， 或 时，扭矩对构件承载力的影tt175.0 WfT ≤ tth175.0 WfT α≤

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。

6.4.136.4.136.4.136.4.13 分析表明，按照本条规定的配筋方法，构件的受弯承载力、受剪承载力

与受扭承载力之间具有相关关系，且与试验结果大致相符。

6.4.146.4.146.4.146.4.14～6.4.166.4.166.4.166.4.16 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。分析表明，在 计算公式中可不考虑轴向压力的影响，仍可β t

按公式(6.4.8-3)进行计算。

当 时，则可忽略扭矩对框架柱承载力的影响。( )ANWfT 035.0175.0 tt ≤6.4.176.4.176.4.176.4.17 本条给出了在轴向拉力、弯矩、剪力和扭矩共同作用下的钢筋混凝土矩

形截面框架柱的剪、扭承载力设计计算公式。与在轴向压力、弯矩、剪力和扭矩

256

共同作用下钢筋混凝土矩形截面框架柱的剪、扭承载力 计算公式相同，为简tβ

化并方便设计，不考虑轴向拉力的影响，与考虑轴向拉力影响的 计算公式比tβ

较， 计算值略有降低， 值略有提高，从而受扭钢筋用量略有增大，受tβ tβ−5.1

剪箍筋用量则略有减小，但箍筋总用量没有显著差别。

6.56.56.56.5 受冲切承载力计算受冲切承载力计算受冲切承载力计算受冲切承载力计算

6.5.16.5.16.5.16.5.1 02 版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的试验资料的分析，参考国内外有关规范，本次修保留

了 02 版规范的公式形式，仅将公式中的系数 0.15 提高到 0.25。

本条具体规定的考虑因素如下：

1111 截面高度的尺寸效应。截面高度的增大对受冲切承载力起削弱作用，为

此，在公式(6.5.1)中引入了截面尺寸效应系数 ，以考虑这种不利的影响。hβ

2222 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，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。公式(6.5.1)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》JGJ 92 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(6.5.1)的

取值是偏于安全的。

对单向预应力板，由于缺少试验数据，暂不考虑预应力的有利作用。

3333 参考美国 ACI 318 等有关规范的规定，给出了两个调整系数 、 的计1η 2η

算公式(6.5.1-2)、(6.5.1-3)。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，剪力主要集中于角隅，将不能形成严格意义上的冲切极限状态的

破坏，受冲切承载力达不到预期的效果，为此，引入了调整系数 ，且基于稳妥1η

的考虑，对加载面积边长之比作了不宜大于 4 的限制；此外，当临界截面相对周

长 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（6.5.1-2）0m / hu

是在美国 ACI 规范的取值基础上略作调整后给出的。公式(6.5.1-1)的系数 只能η

257

取 、 中的较小值，以确保安全。1η 2η

本条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 处板的垂直截面。板的垂直截面，mu

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。

对非矩形截面柱（异形截面柱）的临界截面周长，选取周长 的形状要呈凸mu

形折线，其折角不能大于 1800，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 /2。0h

6.5.26.5.26.5.26.5.2 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

上给出了本条的规定。

6.5.36.5.36.5.36.5.3～6.5.46.5.46.5.46.5.4 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。为了使抗冲切箍筋或弯起钢筋能够充分发挥作用，本条规定了板的受冲切截

面限制条件，即公式(6.5.3-1)，相当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，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。

钢筋混凝土板配置抗冲切钢筋后，在混凝土与抗冲切钢筋共同作用下，混

凝土项的抗冲切承载力 与无抗冲切钢筋板的承载力 的关系，各国规范取法cV ′ cV

并不一致，如我国、美国及加拿大规范取 ，CEB-FIP MC 90 规范及欧c c0.5V V′ =

洲规范 EN 2 取 ，英国规范 3BS 8110 及俄罗斯规范取 。我国的c c0.75V V′ = c cV V′ =

试验及理论分析表明，在混凝土与抗冲切钢筋共同作用下，02 版规范取混凝土

所能提供的承载力是无抗冲切钢筋板承载力的 0.5 倍，取值偏低。根据国内外的

试验研究，并考虑混凝土开裂后骨料咬合、配筋剪切摩擦有利作用等，在抗冲切

钢筋配置区，本次修订将混凝土所能承担的承载力 适当提高，取无抗冲切钢cV ′

筋板承载力 的约 0.8 倍。与试验结果比较，本条给出的受冲切承载力计算公式cV

258

是偏于安全的。

本条提及的其他形式的抗冲切钢筋，包括但不限于工字钢、槽钢、抗剪锚

栓、扁钢 U 型箍等。

6.5.56.5.56.5.56.5.5 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。对阶形基础受冲切承载力计算公式，也引进了本规范

第 6.5.1 条的截面高度影响系数 。在确定基础的 时，取用最大的地基反力值，hβ lF

是偏于安全的。

6.5.66.5.66.5.66.5.6 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，对板柱节点存在不平衡弯矩时的受冲切承载力计算，借鉴了美国 ACI 318 规

范和我国的《无粘结预应力混凝土结构技术规程》JGJ 92 的有关规定，在本条中

提出了考虑问题的原则，具体可按本规范附录 F 计算。

6.66.66.66.6 局部受压承载力计算局部受压承载力计算局部受压承载力计算局部受压承载力计算

6.6.16.6.16.6.16.6.1 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。

1111 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(6.6.1-1)时，可限制下沉变形不致过大。为适当提高可靠

度，将公式右边抗力项乘以系数 0.9。式中系数 1.35 系由 89 版规范公式中的系

数 1.5 乘以 0.9 而给出。

2222 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 。cβ

3333 在计算混凝土局部受压时的强度提高系数 （也包括本规范第 6.6.3 条的lβ

）时，不应扣除孔道面积，经试验校核，此种计算方法比较合适。corβ

4444 在预应力锚头下的局部受压承载力的计算中，按本规范第 6.1.1 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。

6.6.26.6.26.6.26.6.2 计算底面积 Ab的取值采用了"同心、对称"的原则。要求计算底面积 Ab

与局压面积 Al 具有相同的重心位置，并呈对称；沿 Al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，可沿周边扩大一倍直径)，此法便于记

忆和使用。

259

对各类型垫板试件的试验表明，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， 值在 1.0 上下波动且离散性较大，考虑使lβ

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 =1.0 是恰当的。lβ

6.6.36.6.36.6.36.6.3 试验结果表明，配置方格网式或螺旋式的间接钢筋的局部受压承载力，可

表达为混凝土项承载力和间接钢筋项承载力之和。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 。为便于使用且保证安全，系数 与本规范附录第α α

E.3.2 条的取值相同。基于与本规范第 6.5.1 条同样的理由，在公式（6.6.3-1）也

考虑了折减系数 0.9。

本条还规定了 作为条件；当 时，在计算中只能取cor 1.25 lA A> bcor AA >

。这些规定用以保证充分发挥间接钢筋的作用，且能确保安全。lAA =cor

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(6.6.3-2)规定了配筋量的限制条件。

间接钢筋的体积配筋率取为核心面积 Acor 范围内单位混凝土体积所含间接

钢筋的体积。

6.76.76.76.7 疲劳验算疲劳验算疲劳验算疲劳验算

6.7.16.7.16.7.16.7.1 本条保留了 02 版规范的基本假定。试验研究表明，这些假定可作为本规

范第 6.7.5 条和第 6.7.12 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。

6.7.26.7.26.7.26.7.2 本条是根据本规范第 3.1.4 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。

6.7.36.7.36.7.36.7.3 本条明确规定，钢筋混凝土、预应力混凝土受弯构件正截面和斜截面疲劳

验算中起控制作用的部位需作相应的应力或应力幅计算。

6.7.46.7.46.7.46.7.4 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

( )，所以在本节中涉及钢筋的疲劳应力均按应力幅验算。σ σmax − min

6.7.56.7.56.7.56.7.5～6.7.66.7.66.7.66.7.6 按照本规范第 6.7.1 条的基本假定，具体给出了钢筋混凝土、预应

力混凝土受弯构件正截面疲劳验算中相应的应力、应力幅公式以及所需的截面特

260

征值计算公式。

6.7.76.7.76.7.76.7.7～6.7.96.7.96.7.96.7.9 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(6.7.8)计算的剪应力 符合公式(6.7.7-1)时，表示截面混凝土可全fτ

部承担，仅需按构造配置箍筋；第二种情况，当剪应力 不符合公式(6.7.7-1)时 ，fτ

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 值，与荷载值大小、剪跨比、配筋率等因素有关，在公式(6.7.9-1)fcτ

中取 是较稳妥的。ftfc 1.0 f=τ

对上述两种情况，按照我国以往的经验，对 部分的剪应力应由垂直( )fcf ττ −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 43°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 与垂直箍筋应力 之间的关系式：sbσ svσ

（6.13）( )2svsb cossin αασσ =式中， 为弯起钢筋的弯起角。显然，由上式可得 的结论。α svsb σσ >

为了防止配置少量弯起钢筋而引起疲劳破坏，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 6.7.9 条仅提供配有垂直箍筋的应力幅计算公式。

6.7.16.7.16.7.16.7.11111 基本保留了 02 版规范对要求不出现裂缝的预应力混凝土受弯构件的疲

劳应力验算要求和方法；对非预应力钢筋和预应力钢筋，则改用应力幅的验算方

法。

6.7.126.7.126.7.126.7.12由于本规范第 3.5.5 条规定预应力混凝土吊车梁应按不出现裂缝的要求设

计，故本规范不提供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。按条文公式计算的混凝土应力 和 ，是指在截面同一纤维计算点处f minc,σf

maxc,σ

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

拉应力为正、压应力为负；在计算 中，应注意应力的正负号及f maxc,f

minc,f /σσρ =

最大、最小应力的取值。

261

7777 正常使用极限状态验算正常使用极限状态验算正常使用极限状态验算正常使用极限状态验算

7.17.17.17.1 裂缝控制验算裂缝控制验算裂缝控制验算裂缝控制验算

7.1.17.1.17.1.17.1.1 根据本规范第 3.5.4 条的规定，具体给出了对钢筋混凝土和预应力混凝土

构件边缘应力、裂缝宽度的验算要求。

有必要指出，按概率统计的观点，符合公式(7.1.1-2)情况下，并不意味着构

件绝对不会出现裂缝；同样，符合公式(7.1.1-3)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。

7.1.27.1.27.1.27.1.2 本次修订，构件最大裂缝宽度的基本计算公式仍采用 02 版规范的形式：

（7.1）max s mlw wτ τ=

式中，wm平均裂缝宽度，按下式计算：

（7.2）skm c crs

w lEσ

α ψ=

根据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，当最外层

纵向受拉钢筋外边缘至受拉区底边的距离 cs 不大于 65mm 时，对配置带肋钢筋

混凝土构件的平均裂缝间距仍按 02 版规范的计算公式：

（7.3）⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ =

tecr 08.09.1 ρ

βdcl

此处，对轴心受拉构件，取 =1.1；对其他受力构件，均取 =1.0。β β

根据近年来进行的配置箍筋的受弯构件裂缝宽度试验结果，箍筋间距与平均

裂缝间距 有一定的对应关系，故本次修订提出当计算的 大于构件箍筋间距crl crl

时，可取 为构件箍筋间距。crl

当配置不同钢种、不同直径的钢筋时，公式（7.3）中 d 应改为等效直径 deq，

可按本条公式(7.1.3-3)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，参照欧洲混凝土桥梁规范 EN 1992-2:2005 的规定，给出了正文表 7.1.3-2

262

的钢筋相对粘结特性系数。对有粘结的预应力钢筋 di 的取值，可按照

求得，其中 本应取为预应力钢筋与混凝土的实际接触周长；分析pp /4 uAd i = pu

表明，按照上述方法求得的 di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 di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。

根据试验研究结果，受弯构件裂缝间纵向受拉钢筋应变不均匀系数的基本公

式可表述为：

（7.4）⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−=

k

cr1 1 M

Mωψ

公式（7.4）可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 与钢筋和混凝土的握裹力有一定关系，对光圆钢筋， 则较接近 1.1。根据1ω 1ω

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

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1ω

上式展开并作一定的简化，就可得到以钢筋应力 为主要参数的公式(7.1.3-2)。sσ

为反映裂缝间混凝土伸长对裂缝宽度影响的系数。根据近年来国内多家单cα

位完成的配置 400MPa、500MPa 带肋钢筋的钢筋混凝土、预应力混凝土梁的裂

缝宽度加载试验结果，经分析统计，试验平均裂缝宽度 wm均小于原规范公式计

算值。根据试验资料综合分析，本次修订对受弯、偏心受压构件统一取 =0.77，cα

其他构件仍同 02 规范，即 =0.85。cα

短期裂缝宽度的扩大系数 ，根据试验数据分析，对受弯构件和偏心受压构sτ

件，取 =1.66；对偏心受拉和轴心受拉构件，取 =1.9。扩大系数 的取值的sτ sτ sτ

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 =1.5。lτ

试验表明，对偏心受压构件，当 时，裂缝宽度较小，均能符合55.000 ≤he

要求，故规定不必验算。

在计算平均裂缝间距 lcr和 时引进了按有效受拉混凝土面积计算的纵向受ψ

拉配筋率 ，其有效受拉混凝土面积取 ，由此可达到teρ ffte )(5.0 hbbbhA − = ψ

计算公式的简化，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 ＜teρ

0.01 时，取 =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teρ

263

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 3.3.4 中所

规定的裂缝宽度允许值作适当放大。

考虑到本条钢筋应力计算对钢筋混凝土构件和预应力混凝土构件分别采用

荷载准永久组合和标准组合，故符号由 02 版规范的 改为 。对沿截面上下或skσ sσ

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，在荷载的标准组合或准永久组合下，这类构件的受拉钢筋应力

可能很高，甚至可能超过钢筋抗拉强度设计值。为此，当按公式(7.1.3-1)计算时，

关于钢筋应力 及 Ate的取用原则等应按更合理的方法计算。sσ

对混凝土保护层厚度较大的梁，国内试验研究结果表明表层钢筋网片有利于

减少裂缝宽度。本条建议可对配制表层钢筋网片梁的裂缝计算结果乘以折减系

数，并根据试验研究结果提出折减系数不应小于 0.7。

本次修订根据国内多家单位科研成果，在本规范裂缝宽度计算公式的基础

上，经过适当调整 、 及 值计算方法，即可将原规范公式用于计算无粘结teρ eqd sσ

部分预应力混凝土构件的裂缝宽度。

7.1.37.1.37.1.37.1.3 本条提出了正常使用极限状态验算时的平截面基本假定。在荷载效应的准

永久组合或标准组合下，对允许出现裂缝的受弯构件，其正截面混凝土压应力、

预应力筋的应力增量及钢筋的拉应力，可按大偏心受压的钢筋混凝土开裂换算截

面计算。对后张法预应力混凝土连续梁等超静定结构，在外弯矩 中尚应包括sM

由预加力引起的次弯矩 。在本条计算假定中，对预应力混凝土截面，可按本2M

规范公式（10.1.7-1）及（10.1.7-2）计算 和 ，以考虑混凝土收缩、徐变在p0N p0e

钢筋中所产生附加压力的影响。

按开裂换算截面进行应力分析，具有较高的精度和通用性，可用于重要钢筋

混凝土及预应力混凝土构件的裂缝宽度及开裂截面刚度计算。

7.1.47.1.47.1.47.1.4 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，均是指在荷载的准永久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：

1111 对钢筋混凝土轴心受拉和受弯构件，钢筋应力 仍按原规范的方法计skσ

算。受弯构件裂缝截面的内力臂系数，仍取 =0.87。bη

264

2222 对钢筋混凝土偏心受拉构件，其钢筋应力计算公式(7.1.4-2)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 和 之间sA sA′

或之外，均近似取内力臂 。s0 α ′−= hz

3333 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 。skσ

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(7.1.4-9)就

是基于上述的假定给出的。

4444 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

Np0作为压力与弯矩值 Mk一起作用于截面，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(7.1.4-4)和公式(7.1.4-10)。

纵向受拉钢筋合力点至受压区合力点之间的距离 ，可近似按本规范第0hz η=

6.2 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：

（7.5）2

e

00bb )( ⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−−=

MMηηηη

公式（7.5）可进一步改写为：

（7.6）2

0b ⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛−=

ehαηη

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 ，

本规范给出了以上述拟合公式为基础的简化公式(7.1.4-5)。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。

式中： ——bη 钢筋混凝土受弯构件在使用阶段的裂缝截面内力臂系数；

——0η 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；

M0——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 ；对预应力混凝土受弯构件，取 ；00k0 hNM η＝ )( p00p00 ehNM −η＝

Me——外力对受拉钢筋合力点的力矩：对偏压构件，取 ；对预eNM ke＝

应力混凝土受弯构件，取 或 。pp0ke eNMM ＝ eNM p0e＝

265

对钢筋混凝土偏心受压构件，当 时，试验表明应考虑构件挠曲对轴140 ＞hl

向力偏心距的影响，近似取第 6 章第 6.2.4 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(7.1.4-8)。

5555 根据国内多家单位的科研成果，在本规范预应力混凝土受弯构件受拉区

纵向钢筋等效应力计算公式的基础上，采用无粘结预应力筋等效面积折减系数

，即可将原公式用于无粘结部分预应力混凝土受弯构件 的相关计算。1α skσ

7.1.57.1.57.1.57.1.5 本次修订对最大裂缝宽度 的受弯构件，增加验算受拉区纵向max 0.2mmω ≥

钢筋的应力和配筋间距要求（表 7.1.5），即根据离受拉边缘最近的纵向受拉钢筋

应力直接限制钢筋的最大间距，以控制裂缝。钢筋应力 （预应力筋应力增量sσ

）应根据相关荷载效应组合，按开裂换算截面进行计算。对允许开裂的受弯psσ∆

构件提出通过限制钢筋间距控制裂缝的措施，主要是根据国内的科研成果，并参

照欧洲混凝土结构设计规范 EN 1992-2 的规定及美国 ACI 318-05 规范的经验做

出的，经所收集国内工程设计进行验证，是可行的。

对于经受疲劳荷载或暴露在侵蚀性环境中的结构，粘结钢筋间距的要求尚需

要进行专门研究，并采取有效措施。

本条的规定仅适用于带肋钢筋，光圆钢筋的间距要求应严于本条规定。

7.1.67.1.67.1.67.1.6 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。

7.1.77.1.77.1.77.1.7 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。

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 条提供了混凝土主拉应力和主压应力的计算方法；第 7.1.9

条提供了考虑集中荷载产生的混凝土竖向压应力及剪应力分布影响的实用方法，

是依据弹性理论分析和试验验证后给出的。

7.1.107.1.107.1.107.1.10 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 按近似的线peσ

性变化规律的假定后，利于简化计算。

7.27.27.27.2 受弯构件挠度验算受弯构件挠度验算受弯构件挠度验算受弯构件挠度验算

7.2.17.2.17.2.17.2.1 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。本

条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；

266

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本条规定的范围内时，采用等刚度计算构

件挠度，其误差一般不超过 5％。

7.2.27.2.27.2.27.2.2 在受弯构件短期刚度 基础上，分别提出了考虑荷载准永久组合和荷载sB

标准组合的长期作用对挠度增大的影响，给出了刚度计算公式。

7.2.37.2.37.2.37.2.3 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

试验研究的基础上提出的。

1111 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：

（7.7）0

cmsm

s

k

hBM εε

=

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：

0ss

ksm hAE

Mη

ψε =

20c

kcm bhE

Mζ

ε =

将上述平均应变代入前式，即可得短期刚度的基本公式：

（7.8）

ζρα

ηψ E

20ss

s

=

hAEB

公式（7.8）中的系数由试验分析确定：

1) 系数 ，采用与裂缝宽度计算相同的公式，当 ＜0.2 时，取 =0.2，这ψ ψ ψ

将能更好地符合试验结果。

2) 根据试验资料回归，系数 可按下列公式计算：ξρα /E

（7.9）f

EE

5.3162.0

γρα

ξρα

=

3）对力臂系数 ，近似取 =0.87。η η

将上述系数与表达式代入公式（7.8），即可得到公式(7.2.3-1)。

2222 预应力混凝土受弯构件的短期刚度

式中： ——smε 纵向受拉钢筋的平均应变；

——cmε 截面受压区边缘混凝土的平均应变。

267

1)不出现裂缝构件的短期刚度，考虑混凝土材料特性统一取 0.85EcI0，是比

较稳妥的。

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 Mcr处，则可求得短期刚度的基本公式为：

（7.10）

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

−

=

4.0cr

s

cr

4.0

0cs

116.0

4.01

βββMM

IEB

式中： 和 分别为 和 1.0 时的刚度降低系数。对 ，可取为 0.85；4.0β crβ 4.0s

cr =MM

crβ

对 ，根据试验资料分析，取拟合的近似值为：4.0

1β

（7.11）( )fE4.0

45.0115.08.01 γραβ

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ =

将 和 代入上述公式（7.10），并经适当调整后即得本条公式(7.2.3-3)。crβ4.0

1β

本次修订根据国内多家单位的科研成果，在预应力混凝土构件短期刚度计算

公式的基础上，采用无粘结预应力筋等效面积折减系数 ，适当调整 值，即可1α ρ

将原公式用于无粘结部分预应力混凝土构件的短期刚度计算。

7.2.47.2.47.2.47.2.4 本条同 02 版规范。计算混凝土截面抵抗矩塑性影响系数 的基本假定取γ

受拉区混凝土应力图形为梯形。

7.2.57.2.57.2.57.2.5～7.2.67.2.67.2.67.2.6 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给出的。

预应力混凝土受弯构件在使用阶段的反拱值计算中，短期反拱值的计算以及

考虑预加应力长期作用对反拱增大的影响系数仍保留原规范取为 2 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，则也可不遵守本

条的有关规定。

268

8888 构造规定构造规定构造规定构造规定

8.18.18.18.1 伸缩缝伸缩缝伸缩缝伸缩缝

8.1.18.1.18.1.18.1.1 混凝土结构的伸缩缝是结构缝的一种，目的是为了减小由于温差（早期水

化热或使用期季节温差）和体积变化（施工期或使用早期的混凝土收缩、徐变）

引起的间接效应及裂缝。

由于现代混凝土结构体量越来越大，而混凝土泵送、免振等工艺引起的混凝

土收缩变形加大，近年由此而引起的裂缝问题比较普遍。而设置伸缩缝则是减轻

这类间接作用的有效手段。但是科研试验及工程实践都表明，影响混凝土体积变

化的因素很多且不确定性很大，因此目前伸缩缝间距尚无条件作大的改动，故本

条基本同原规范，只增加了板柱结构的建议值。条文中的"宜符合"改为"可采用"，

由设计者根据具体情况自行确定。

装配整体式结构以及叠合式结构由于预制构件己基本完成收缩，故伸缩缝的

间距可适当减小。根据具体情况在装配与现浇之间取值。

8.1.28.1.28.1.28.1.2 对于某些间接效应较大的不利情况，伸缩缝的间距宜适当减小。根据近年

的工程实践，本次修订仅作了少量修改和补充。

滑模施工应用对象由剪力墙扩大为一般墙体结构。增加了需要加严伸缩缝间

距的具体内容："混凝土材料收缩较大"是指泵送混凝土及免振混凝土施工的情

况；"施工期结构外露时间较长"是指跨季节施工，尤其是北方地区冬、春季节施

工后室内结构末加封闭和保暖的情况；"对裂缝控制有严格要求的混凝土结构"

是指从使用功能上对结构开裂有较高限制要求的建筑结构。

8.1.38.1.38.1.38.1.3 工程实践表明，采取有效的综合措施时伸缩缝间距可以适当增大。根据我

国近年的工程经验，在本条中增加了有关的条件及应注意的问题。

施工阶段采取的防裂措施最为有效，本次修订增加了采用低收缩混凝土；加

强浇筑后的保水养护；采用后浇带、跳仓法施工等措施。后浇带是避免施工期收

缩裂缝的有效措施，但间隔期及做法不确定性太大而难以统一规定，由施工规范

解决。膨胀补偿带是间隔浇筑掺有膨账剂的混凝土带，以抵消混凝土收缩的影响 。

跳仑法是按区格间隔浇筑混凝土而减少早期收缩影响的施工方法。引导缝是采取

269

适当的"弱化"构造措施，利用混凝土的收缩"引导"裂缝在规定的位置出现，预先

做好防渗、止水等措施，并用建筑处理手法（线脚、饰条等）加以掩盖，可以收

到很好的效果。

结构在形状曲折、刚度突变、温度变化大，收缩应变集中的蜂腰、瓶颈、孔

洞、凹角等部位容易开裂。在这些部位增加构造配筋可以改变裂缝形态，减小裂

缝宽度。施加预应力也可以有效地减小或消除混凝土开裂的可能性。

容易受到温度变化影响的结构部位指施工期的大体积混凝土（水化热）以及

暴露性较强的屋盖、山墙部位（季节温差），应分别采取针对性的措施减少温差。

本条特别强调增大伸缩缝间距对结构的影响。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

内力。不仅会导致构件开裂，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

虑各种因素对结构内力和裂缝的影响，以确定合理的伸缩缝间距。

本条中的"并应有充分依据"，不应仅理解为"已经有了未发现问题的工程

实例"。而是应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。

8.1.48.1.48.1.48.1.4 由于在混凝土结均的地下部分，温度变化和混凝土收缩能够得到有效的控

制，修订规范适当扩大了 02 规范有关结构在地下不设缝的适用范围。设计时可

根据具体情况自行掌握。

8.1.58.1.58.1.58.1.5 根据我国近年的工程实践，对于伸缩缝间距超过表 8.1.1 较多的特殊情况，

也多有成功的实例。但这些成功的经验，都是根据工程的实际条件，通过定量计

算间接作用的影响，采取相应的措施而获得成功的。对超长结构间接作用效应的

分析原则见第 5.6 节的有关内容。

8.28.28.28.2 混凝土保护层混凝土保护层混凝土保护层混凝土保护层

8.2.18.2.18.2.18.2.1 混凝土保护层厚度不小于钢筋公称直径（或并筋的等效直径）的要求不变，

这是为了保证握裹层混凝土对受力钢筋的锚固作用。

根据近年我国对于混凝土结构耐久性的科研试验及调查分析，并参考《混凝

土结构耐久性设计规范》GB / T 50476 和《工业建筑防腐蚀设计规范》GB 50046

270

以及国外相应规范、标准的有关规定，出于对混凝土结构耐久性的考虑，本次修

订对混凝土保护层的厚度作了较大的调整。

1111 配合第 3.5 节对结构所处耐久性环境等级的划分，确定混凝土保护层厚

度的数值，考虑更为细致。鉴于工程调查分析的结果及可持续发展的需要，对一

般情况下混凝土结构的保护层厚度仅作微调，稍有增大；而恶劣环境下的保护层

厚度则增加幅度较大；

2222 从混凝土碳化、脱钝和钢筋锈蚀的耐久性角度考虑，不以纵向受力钢筋，

而以最外层钢筋（包括箍筋、构造筋、分布筋等）计算保护层厚度，比原规范实

际厚度普遍加大：板类构件增加约 6~10mm ；粱柱类构件增加约 8~14mm 左右；

3333 简化考虑，按平面构件（板、墙、壳）及杆形构件（梁、柱）分两类确

定住保护层厚度；简化混凝土强度的影响，C30 以上统一取值；

4444 考虑碳化速度的影响，使用年限 100 年的结构，保护层厚度取 1.4 倍。

8.2.28.2.28.2.28.2.2 根据工程经验，采取针对性的综合措施，可以有效地提高构件的耐久性能，

减小保护层的厚度。

构件的表面防护是指表面抹灰层以及其它各种有效的保护性塗料层；

预制构件必须是工厂化生产，并经检验而保证有较好质量的混凝土构件；

使用阻锈剂应经试验检验效果良好，并确定有效的工艺参数后方可采用；

对钢筋进行环氧树脂涂层、镀锌或采取阴极保护处理等防锈措施时，保护层

厚度也可适当减小。

8.2.38.2.38.2.38.2.3 为满足建筑防火的要求，混凝土保护层的厚度还应满足国家现行有关标准

《建筑防火规范》GB 50016 和《高层民用建筑设计防火规范》GB 50045 的要求 。

8.38.38.38.3 钢筋钢筋钢筋钢筋的锚固的锚固的锚固的锚固

8.3.18.3.18.3.18.3.1 受力钢筋强度提高而带来的锚固问题，不可能单纯依靠延长锚固长度解决。

钢筋的基本锚固长度计算公式同原规范，但混凝土强度等级提高到 C60，以

缩短高强混凝土中的锚固长度；删除了刻痕钢丝的锚固外形系数；新增加的精轧

螺纹钢筋一般采用螺母锚固，故未列入锚固长度计算。

修订规范明确了钢筋的锚固长度 la为基本锚固长度 lao 乘锚固长度修正系数

ψa 。系数ψa 根据锚固条件按第 8.3.2 条及 8.3.3 条取用，且可连乘以减小锚固长

271

度。但在任何情况下，锚固长度不应小于 15d 以及 200mm，这是为了保证结构

安全的钢筋锚固长度最低限度。

8.3.28.3.28.3.28.3.2 本条介绍了不同锚固条件下的锚固长度修正系数ψa。这是通过试验研究并

参考了工程经验和国际标准而确定的。

为反映粗直径带肋钢筋相对肋高减小对锚固作用降低的影响，直径大于

25mm 的大直径带肋钢筋的锚固长度应适当加大，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。这是根据试验分析的结果并参考国外标准的有关规定确定的。

施工扰动（例如滑模施工或其它施工期依托钢筋承载的情况）对钢筋锚固作

用的不利影响，反映为施工扰动的影响。系数与原规范数值相当，取 1.1。

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

通常小于强度设计值。因此当确有把握时，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。国外规范也多采取同样的方法。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结构中。

锚固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

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，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。表 8.3.2 反映了厚保护层混凝土对减小锚固长度的作用。

处于构件侧边和角偶部位的锚固钢筋受到的约束较小，而周边均为厚保护层大体

积中的锚固钢筋有充分约束，故锚固长度修正系数不同，为 0.6 ~ 0.8 不等。

8.3.38.3.38.3.38.3.3 机械锚固是减小锚固长度的有效方式，其原理是在厚混凝土保护层中受力

钢筋端部的机械锚头(锚板)对混凝土的局部挤压，加大了其锚固承载能力。锚头

(锚板)保证了机械锚固不会发生锚固破坏，而钢筋的锚固长度则起到了控制滑

移，不发生较大裂缝、变形的作用，因此机械锚固可以有效地减小锚固长度。

根据近年的试验研究及施工习惯，并参考国外规范，提出几种机械锚固的形

式：加弯钩、弯折、贴焊锚筋、焊锚板及螺栓锚头等，分别适用于不同的锚固条

件。机械锚固的挤压承载与锚固区混凝土的厚度及约束程度有关，故按"侧边角

部"及"厚保护层"的不同条件，确定修正系数为 0.6 及 0.7。

锚筋端部的焊接锚板或贴焊锚筋，应根据焊接规程满足强度条件。锚筋端部

272

螺栓锚头的螺纹长度，也应根据有关标准满足强度条件。

局部承压与锚固钢筋的肋面积比有关，对锚头(锚板)的要求是挤压面积不小

于 4 倍钢筋计算截面积(总投影面积为 5 倍)。考虑群锚后握裹力降低的影响，宜

避免锚头集中布置，在纵、横两亇方向的错开间距均取为 3d，否则适当增加锚

固长度。

8.3.48.3.48.3.48.3.4 本条提出了锚固区配箍直径、数量、间距的构造要求。特别强调了机械锚

固区域的配箍。这是因为除了厚混凝土层以外，还必须有配箍以保证对锚固区混

凝土的有效约束，使其不致于受力劈裂而能始终维持对锚固钢筋的围箍。

8.3.58.3.58.3.58.3.5 柱及桁架上弦等构件中受压钢筋也存在着锚固问题。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。本次修订增加了受压钢筋锚固区配箍的要求，以避免受压钢筋屈曲失效 。

8.3.68.3.68.3.68.3.6 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。

采用受力钢筋末端焊接在钢板或角钢（型钢）上的锚固方式，同样适用于其它构

件的钢筋锚固。

8.48.48.48.4 钢筋的连接钢筋的连接钢筋的连接钢筋的连接

8.4.18.4.18.4.18.4.1 任何形式的连接都是对钢筋传力性能的削弱，因为受力钢筋通过接头的传

力性能（强度、变形、恢复力等）均不如整根钢筋。因此钢筋连接的基本原则为 ：

连接接头设置在受力较小处；限制同一钢筋的接头数量；避开结构关键受力部位 。

8.4.28.4.28.4.28.4.2 钢筋连接的形式（搭接、机械连接、焊接）不分优劣，各自适用于一定的

工程条件。考虑近年钢筋强度提高以及连接技术进步所带来的影响，搭接钢筋直

径的限制较原规范适当减小；并补充了机械连接及焊接的适用条件。

8.4.38.4.38.4.38.4.3 本条用图及文字表达了钢筋绑扎搭接连接区段的定义，并提出了控制在同

一连接区段内接头面积百分率的要求。

搭接钢筋应错开布置，且钢筋端面位置应保持一定间距。首尾相接式的布置

会在相接处引起应力集中和局部裂缝，应予以避免。搭接钢筋接头中心的纵向间

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。

粗、细钢筋在同一区段搭接时，按较细钢筋的截面积计算接头面积百分率及

273

搭接长度。这是因为钢筋通过接头传力时，均按受力较小的细直径钢筋考虑承载

受力，而粗直径钢筋往往有较大的余量。此原则对于其它连接方式同样适用。

对梁、板、墙、柱类构件的受拉钢筋搭接接头面积百分率分别提出了控制条

件。其中，对板类、墙类及柱类构件，尤其是预制装配整体式构件，在实现传力

性能的条件下，可根据实际情况适当放宽搭接接头面积百分率的限制。

并筋应采用分散搭接的方式实现连接，按各根单筋计算搭接长度及面积百分

率。并筋分散、错开的搭接方式有利于钢筋的均匀传力，改善了受力钢筋的传力

性能及裂缝状态。

8.4.48.4.48.4.48.4.4 纵向受拉钢筋绑扎搭接接头的搭接长度的计算方法，其中反映了接头面积

百分率的影响。这是根据有关的试验研究及可靠度分析，并参考国外有关规范的

做法确定的。

搭接长度随接头面积百分率的提高而增大，是因为搭接接头受力后，相互搭

接的两根钢筋将产生相对滑移，且搭接长度越小，滑移越大。为了使连接接头受

力时，刚度退化引起的钢筋受力不匀及相对滑移的伸长受到控制，从而避免产生

裂缝问题，故需相应增大搭接长度。

为保证受力钢筋的传力性能，按接头百分率修正搭接长度，并提出最小搭接

长度的限制。

8.4.58.4.58.4.58.4.5 受压钢筋的搭接长度规定为受拉钢筋的 0.7 倍，解决了梁受压区及柱中受

压钢筋的搭接问题。这一规定沿用了原规范的做法。

8.4.68.4.68.4.68.4.6 搭接接头区域的配箍构造措施对保证搭接传力至关重要。本条提出了对搭

接连接区段内箍筋直径、间距的构造要求。

此外，提出了在粗钢筋受压搭接接头端部须增加配箍的要求，以防止局部挤

压裂缝，这是根据试验研究结果和工程经验提出的。

8.4.78.4.78.4.78.4.7 机械连接的套筒长度很短，但传力影响的范围并不小。定义了机械连接的

连接区段长度是以套筒为中心，长度为 35d 的范围，並由此控制接头面积百分率。

本条规定了机械连接应用的原则：接头宜互相错开，并避开受力较大部位。

由于在受力最大处受拉钢筋传力的重要性，机械连接接头在该处的接头面积百分

率不宜大于 50%。

8.4.88.4.88.4.88.4.8 由于机械连接套筒直径加大，对保护层厚度的要求作了适当放宽，由一般

对钢筋要求的"应"改为对套筒的"宜"。此外，增补了在机械连接套筒两侧适当加

274

密箍筋间距布置，避开套筒的解决办法。

8.4.98.4.98.4.98.4.9 由于不同品种钢筋可焊性的差别，对余热处理(RRB)钢筋、细晶粒(HRBF)

钢筋、粗直径(25mm 以上)钢筋分别提出了不同的焊接控制要求。

焊接截面长度很小，但传力影响的范围并不小。定义焊接连接区段长度是以

焊接截面为中心，长度为 35d 且不小于 500mm 的范围。焊接接头面积百分率的

要求同原规范，工程实践证明这些规定是可行的。

8.4.108.4.108.4.108.4.10 承受疲劳荷载吊车梁等有关构件中受力钢筋焊接的要求，与原规范的有

关内容相同，工程实践证明是可行的。

8.4.118.4.118.4.118.4.11 由预制构件装配连接形成的装配整体式结构，由于构造特点只能在同一

截面连接全部钢筋，故宜在受力较小处连接。连接的原则是能够通过接头传递全

部内力。可采用机械连接、焊接或按相应标准采用浆锚接头连接，对于墙体竖向

钢筋也可采用搭接连接。

8.58.58.58.5 纵向受力钢筋的最小配筋率纵向受力钢筋的最小配筋率纵向受力钢筋的最小配筋率纵向受力钢筋的最小配筋率

8.5.18.5.18.5.18.5.1 受拉钢筋的最小配筋率维持原规范的双控方案，由配筋特征值（ ））））及t yf f

配筋率常数限值控制。根据工程实践以及国外的有关规范，对最小配筋率的常数

限值仍取为 0.20％。这对于采用 500MPa 级钢筋的情况，提高了安全度。

为避免受压构件（柱及压杆）的脆性压溃及抵抗偶然偏心作用的能力，根据

工程经验并校准原规范，并考考国、内外规范对配筋率的限值，调整了受压构件

钢筋的最小配筋率。受压构件的最小配筋率改为双控方案，考虑配筋特征值

（ ））））计算及配筋率常数限值控制，这对于采用 400、500MPa 级钢筋的情况c yf f

安全度均略有增加。

本次修订完成了最小配筋率按配筋特征值计算的过渡，有利于发挥高强钢筋

的优势。并且在不增加（甚至适当减少）配筋量的情况下，继续提高了结构的安

全度。

8.5.28.5.28.5.28.5.2 本条为新增加条款。对于厚度很大或内力很小的构件，为节约钢筋，提出

了少筋混凝土配筋的概念。

由构件截面的内力（弯矩 M )计算截面的临界厚度（hcr），按此临界厚度相

应最小配筋率计算的配筋量，即可保证截面应有的承载能力。这样在保证安全的

275

条件下可以大大地减小实际配筋量。但仍需满足绝对配筋的下限值：限制为截面

的一半及 0.10％。

276

9999 结构构件的基本规定结构构件的基本规定结构构件的基本规定结构构件的基本规定

9.19.19.19.1 板板板板

（（（（IIII）））） 基本规定基本规定基本规定基本规定

9.1.19.1.19.1.19.1.1 分析表明，四边支承板的长、短边长度比例对内力影响很大，本条给出了

单向板、双向板的划分原则。对于长、短边长度比例介于 2.0 到 3.0 的情况，宜

按双向板考虑。

9.1.29.1.29.1.29.1.2 根据工程经验，建议了常用混凝土板的跨厚比。调整并适当加严了楼板最

小厚度的要求：密肋板、悬臂板的厚度适当增加；对悬臂板的悬臂长度作出了限

制，悬臂过长时不应采取悬臂板的结构形式而应采用悬臂梁承载。此外，还补充

了空心楼板最小厚度的要求。

9.1.39.1.39.1.39.1.3 受力钢筋的间距过大不利于板的受力，建议了常用混凝土板中受力钢筋的

最大间距。根据工程经验，补充了超过 1 米厚板中受力钢筋最大间距的规定。

9.1.49.1.49.1.49.1.4 分离式配筋施工方便，己成为我国工程中混凝土板的主要配筋形式。本条

规定了板中钢筋配置以及支座锚固的构造要求。

9.1.59.1.59.1.59.1.5 随着建筑产业化的进程，板中配筋宜采用钢筋焊接网片的形式。有关要求

应符合《钢筋焊接网混凝土结构技术规程》JGJ////T 114 的规定。

（（（（IIIIIIII）））） 构造配筋构造配筋构造配筋构造配筋

9.1.69.1.69.1.69.1.6 ~~~~ 9.1.89.1.89.1.89.1.8现浇板往往在其非受力方向的侧边上由于边界约束而发生板面（负

弯矩）裂缝。为此必须在板边和板角部位配置上部（板面）防裂的构造钢筋。9.1.7

条对与支承梁、墙整体浇筑的混凝土板边；9.1.8 条对嵌固在砌体墙内的现浇混

凝土板边，分别提出了防裂构造钢筋截面积、直径、间距以及伸入板内锚固长度 ，

以及板角配筋形式及范围的要求。这些要求与 02 版规范相同。

9.1.99.1.99.1.99.1.9 单向板应在垂直于受力的方向上应配置分布钢筋，本条提出了分布钢筋截

面积、直径、间距以及集中荷载作用处的配筋构造要求。

9.1.109.1.109.1.109.1.10 为防止间接作用（温度、收缩）在现浇板中引起裂缝，板的未配筋表面应

277

配置防裂的构造钢筋。此外，还增加了在蜂腰、洞口、转角等容易产生应力集中

部位配置防裂钢筋的构造要求。

（（（（IIIIIIIIIIII）））） 板柱结构及空心楼板板柱结构及空心楼板板柱结构及空心楼板板柱结构及空心楼板

9.1.119.1.119.1.119.1.11 板柱结构及基础筏板，在板与柱相交的部位都处于冲切受力状态。试验研

究表明，在与冲切破坏面相交的部位配置弯起钢筋或箍筋，能够有效地提高板的

抗冲切承载力。本条的构造措施是为了保证弯起钢筋或箍筋的抗冲切作用。基本

与 02 版规范相同，仅板厚改为 200mm，因为太薄的板冲切配筋难以起到作用。

9.1.129.1.129.1.129.1.12 在板柱结构或空心楼板的侧边，往往存在无支承端面（无边梁或墙的自由

边）。为保证其受力性能，应利用板面钢筋向下弯折或加配 U 形构造钢筋对端面

加以封闭。

9.1.139.1.139.1.139.1.13 为了节约材料、减轻自重以及减小地震作用，工程中现浇空心楼板的应用

逐渐增多。为了保证空心楼板的受力性能，根据近年的工程经验，提出了空心楼

板体积空心率的限值；混凝土上、下底面以及纵、横肋的最小尺寸限制；在空腔

间混凝土肋内配筋的构造要求，以及筒芯内模、箱体内模布置的基本要求。详见

现行标准《现浇混凝土空心楼盖结构技术规程》CECS 175：2004。

9.29.29.29.2 梁梁梁梁

（（（（IIII）））） 纵向配筋纵向配筋纵向配筋纵向配筋

9.2.19.2.19.2.19.2.1 根据长期工程实践经验，提出梁内纵向钢筋数量、直径及布置的构造要求。

鉴于配筋密集对施工时浇筑混凝土的影响，提出可以采用并筋（钢筋束）的配筋

形式加大钢筋的间距，但其等效直径仍应满足有关配筋间距的规定。

9.2.29.2.29.2.29.2.2 对于混合结构房屋中支承在砌体、垫块等简支支座上的钢筋混凝土梁，或

预制钢筋混凝土梁的简支支座，给出了在支座处纵向钢筋锚固的要求。工程实践

证明，这些措施是有效的。

9.2.39.2.39.2.39.2.3 由于支座边出现斜裂缝以后的"斜弯作用"，以及斜裂引起沿纵向钢筋发生

"沿筋劈裂"造成的钢筋粘结锚固退化，梁边负弯矩钢筋的受拉范围明显向跨中

方向延伸。因此钢筋混凝土梁的支座负弯矩纵向受力钢筋不宜在受拉区截断。根

据国内外的试验研究，提出了梁边负弯矩纵向受力钢筋根据弯矩图截断后的延伸

278

长度。

按正截面受弯承载力计算，从钢筋强度充分利用的截面，以及从不需要该钢

筋的截面分别伸出的长度进行双重控制，取较大值。

考虑是否出现斜裂缝而引起斜弯作用按三种不同的情况，分别确定延伸长度

的数值；当实际切断点的位置仍处在负弯矩相应的受拉区域内时，还应加大延伸

长度。

9.2.49.2.49.2.49.2.4 由于悬臂梁剪力较大且全长承受负弯矩，"斜弯作用"及"沿筋劈裂"引起的

受力状态更为不利。因此悬臂梁的负弯矩纵向受力钢筋不宜切断，而应按弯矩图

分批下弯，且必须有不少于两根钢筋伸至梁端，向下弯折锚固。

9.2.59.2.59.2.59.2.5 梁中受扭纵向钢筋最小配筋率的要求，是以纯扭构件受扭承载力和剪扭条

件下不需进行承载力计算而仅按构造配筋的控制条件为基础拟合给出的。本条还

给出了受扭纵向钢筋沿截面周边的布置原则和在支座处的锚固要求。对箱形截面

构件，偏安全地采用了与实心载面构件相同的构造要求。

9.2.69.2.69.2.69.2.6 根据工程经验给出了在按简支计算但实际受有部分约束的梁端上部，为避

免负弯矩裂缝而配置纵向钢筋的构造规定。

（（（（IIIIIIII）））） 横向配筋横向配筋横向配筋横向配筋

9.2.79.2.79.2.79.2.7 梁的抗剪承载力宜由箍筋承担。当采用弯筋承剪时，对其应用条件和构造

要求作出了规定，与 02 版规范相同。

9.2.89.2.89.2.89.2.8 利用弯矩图确定弯起钢筋的布置（弯起点或弯终点位置、角度、锚固长度

等）是我国传统设计的方法，工程实践表明有关弯起钢筋构造要求是有效的，故

维持不变。

9.2.99.2.99.2.99.2.9 对梁的箍筋配置构造要求作出了规定，维持 02 版规范的规定不变，仅合并

统一表达。包括在不同受力条件下配箍的直径、间距、范围、形式等。

9.2.109.2.109.2.109.2.10 梁内弯剪扭箍筋的构造要求与 02 版规范相同，工程实践证明是可行的。

（（（（IIIIIIIIIIII）））） 局部配筋及深梁局部配筋及深梁局部配筋及深梁局部配筋及深梁

9.2.119.2.119.2.119.2.11 本条为梁腰集中荷载作用处附加横向配筋的构造要求。

当集中荷载在梁高范围内或梁下部传入时，为防止集中荷载影响区下部混凝

279

土拉脱，并弥补间接加载导致的梁斜截面受剪承载力的降低，应在集中荷载影响

区 s 范围内配置附加横向钢筋。试验研究表明，当梁受剪箍筋配筋率为中等或偏

低时，由本条公式计算确定的附加横向钢筋能较好发挥以上作用，并限制斜裂缝

及局部受拉裂缝的宽度。

在设计中，不允许用布置在集中荷载影响区内的受剪箍筋代替附加横向钢

筋。此外，当传入集中力的次梁宽度 b 过大时，宜适当减小由 3b 2h1所确定的

附加横向钢筋的布置宽度。当梁下部作用有均布荷载时，可参照本规范计算深梁

下部配置悬吊钢筋的方法确定附加悬吊钢筋的数量。

当有两个沿梁长度方向相互距离较小的集中荷载作用于梁高范围内时，可能

形成一个总的拉脱效应和一个总的拉脱破坏面。偏安全的做法是，在不减少两个

集中荷载之间应配附加钢筋数量的同时，分别适当增大两个集中荷载作用点以外

的附加横向钢筋数量。

还应该说明的是：当采用弯起钢筋作附加钢筋时，明确规定公式中的 Asv应

为左右弯起段截面面积之和；弯起式附加钢筋的弯起段应伸至梁上边缘，且其尾

部应按规定设置水平锚固段。

9.2.129.2.129.2.129.2.12 本条为折梁的配筋构造要求。对受拉区有内折角的梁，梁底的纵向受拉钢

筋应伸至对边並在受压区锚固。受压区范围可按计算的实际受压区高度确定。直

线锚固应符合本规范第 8.3 节钢筋锚固的规定；弯折锚固则参考第 9.4 节点内弯

折锚固的做法。

9.2.139.2.139.2.139.2.13 本条提出了大尺寸梁腹板内配置腰筋的构造要求。

现代混凝土构件的尺度越来越大，工程中大截面尺寸现浇混凝土梁日益增

多，往往在梁侧面产生垂直于梁轴线的收缩裂缝。为此，应在大尺寸梁的两侧沿

梁长度方向布置纵向构造钢筋(腰筋)，以控制裂缝。根据工程经验，对腰筋的最

大间距和最小配筋率给出了相应的配筋构造要求。腰筋的最小配筋率按扣除了受

压及受拉翼缘的梁腹板截面面积确定。

9.2.149.2.149.2.149.2.14 本条规定了薄腹梁及需作疲劳验算的梁，加强下部纵向钢筋的构造措施。

与 02 版规范相同，工程实践证明是可行的。

9.2.159.2.159.2.159.2.15 根据分析及试验结果，国内外均将 的简支梁和 的连续0.2/0 ≤hl 5.2/0 ≤hl

梁视为深梁，并对其截面设计方法和配筋构造给出了专门规定。

280

试验研究表明， 大于深梁但小于 5.0 的梁（国内习惯称为"短梁"），其hl /0

受力特点也与 的一般梁有一定区别，它相当于深梁与一般梁之间的过0.5/0 ≥hl

渡状态，也需要对其截面设计方法作出不同于深梁和一般梁的专门规定。本条将

的受弯构件统称为"深受弯构件"，其中包括深梁和"短梁"。0.5/0 <hl

深受弯构件(包括深梁)是梁的持殊类型，在承受重型荷载的现代混凝土结构

中得到越来越广泛的应用，其内力及设计方法与一般梁有显著差别。本条给出了

深梁及深受弯构件的定义，具体设计方法见本规范附录 G。

9.39.39.39.3 柱柱柱柱

（（（（IIII）））） 基本规定基本规定基本规定基本规定

9.3.19.3.19.3.19.3.1 本条规定了柱中纵向钢筋（包括受力钢筋及构造钢筋）的基本构造要求。

柱中宜采用大直径钢筋作纵向受力钢筋。配筋过多的混凝土柱在长期受压徐

变以后卸载，钢筋的弹性回复会在柱中产生横向拉裂，故应对柱的最大配筋率作

出限制。对圆柱提出均匀配筋的要求，但当圆柱作方向性配筋时不在此例。

此外还规定了柱中纵向钢筋的间距：过密影响混凝土浇筑密实；过疏则难以

维持对芯部混凝土的围箍约束。同样，柱侧构造筋及相应的复合箍筋或拉筋也是

为了维持对芯部混凝土的约束。

9.3.29.3.29.3.29.3.2 柱中配置箍筋的作用是为了架立纵向钢筋；承担剪力、扭矩；并与纵筋一

起形成对芯部混凝土的围箍约束。为此对柱的配箍提出系统的构造措施，包括直

径、间距、数量、形式等。

为保持围箍约束作用，柱周边箍筋应做成封闭式。对圆柱及配筋率较大的柱 ，

还应对箍筋提出更严格的要求：末端 135°弯钩且弯后余长度不小于 5d（或 10 d），

并勾住纵筋。此外还对纵筋较多的情况，为防止其受压屈曲提出设置复合箍筋的

要求。

采用连续螺旋箍筋、焊接封闭环式箍筋或连续复合螺旋箍筋，可以有效地增

强对柱芯部混凝土的围箍约束。当考虑其间接配筋的作用时，对其配箍的最大间

距作出限制。但间距也不能太密，以免影响混凝土的浇筑施工。

对连续螺旋箍筋、焊接封闭环式箍筋或连续复合螺旋箍筋，己有成熟的工艺

和设备。采用专用产品，可以保证应有的质量。