條文說明：附錄

/附錄A鋼筋的公稱直徑、公稱截面面積及理論重量表A.0.1普通鋼筋和預應力螺紋鋼筋的公稱直徑是指與其公稱截面面積相等的圓的直徑。光面鋼筋的公稱截面面積與承載受力面積相同；而帶肋鋼筋承載受力的截面面積小于按理論重量計算的截面面積,基圓面積率約為0.９4.而預應力螺紋鋼筋的有關數(shù)值也不完全對應，故在表中以括號及注另行表達.必要時,尚應考慮基圓面積率的影響。表Ａ.0．2本規(guī)范將鋼絞線外接圓直徑稱作公稱直徑；而公稱截面面積即現(xiàn)行國家標準《預應力混凝土用鋼絞線》GB/T5224中的“參考截面面積”。由于捻絞松緊程度的不同,其值可能有波動,工程應用時如果有必要，可以根據(jù)實測確定.表A．０。3鋼絲的公稱直徑、公稱截面面積及理論重量之間的關系與普通鋼筋相似，但基圓面積率較大，約為0.９7。附錄B近似計算偏壓構件側移二階效應的增大系數(shù)法B。0。1根據(jù)本規(guī)范第5.3．4條的規(guī)定，必要時，也可以采用本附錄給出的增大系數(shù)法來考慮各類結構中的P—Δ效應。根據(jù)結構中二階效應的基本規(guī)律，Ｐ—Δ效應只會增大由引起結構側移的荷載或作用所產(chǎn)生的構件內(nèi)力,而不增大由不引起結構側移的荷載（例如較為對稱結構上作用的對稱豎向荷載）所產(chǎn)生的構件內(nèi)力.因此,在計算P-Δ效應增大后的桿件彎矩時，公式（B。０.１－1)中的ηs應只乘Ms.因Ｐ-Δ效應既增大豎向構件中引起結構側移的彎矩，同時也增大水平構件中引起結構側移的彎矩,因此公式(B.0.1-１）同樣適用于梁端控制截面的彎矩計算。另外,根據(jù)本規(guī)范第11。4.１條的規(guī)定,抗震框架各節(jié)點處柱端彎矩之和∑Mc應根據(jù)同一節(jié)點處的梁端彎矩之和∑Mｂ進行增大，因此,按公式（B。０．1-１)用ηs增大梁端引起結構側移的彎矩,也能使P-Δ效應的影響在∑Mb和增大后的∑Ｍc中保留下來。Ｂ。0.2本條對框架結構的ηs采用層增大系數(shù)法計算，各樓層計算出的ηｓ分別適用于該樓層的昀所有柱段.該方法直接引自《高層建筑混凝土結構技術規(guī)程》JGJ3－20０2。當用ηs按公式(Ｂ。０．1-1）增大柱端及梁端彎矩時，公式(B.0．2）中的樓層側向剛度D應按第Ｂ.0．5條給出的構件折減剛度計算。Ｂ。０.3剪力墻結構、框架－剪力墻結構和筒體結構中的ηs用整體增大系數(shù)法計算。用該方法算得的ηs適用于該結構全部的豎向構件。該方法直接引自《高層建筑混凝土結構技術規(guī)程》ＪGJ3-20０2.當用ηs按公式（Ｂ．０．1-1)增大柱端、墻肢端部和梁端彎矩時,應采用按第Ｂ。０.5條給出的構件折減剛度計算公式(B．0.3）中的等效豎向懸臂受彎構件的彎曲剛度EcＪd。B。０。4排架結構,特別是工業(yè)廠房排架結構的荷載作用復雜，其二階效應規(guī)律有待詳細探討。到目前為止國內(nèi)已完成的分析研究工作尚不足以提出更為合理的考慮二階效應的設計方法，故繼續(xù)沿用02版規(guī)范中的η-l0法考慮排架結構的P－Δ效應。其中，就工業(yè)廠房排架結構而言,除屋蓋重力荷載外的其他各項荷載都將使排架產(chǎn)生側移,同時也為了計算方便，故在該方法中采用將增大系數(shù)ηs統(tǒng)乘排架柱各截面組合彎矩的近似做法,即?。?ηs（Ｍns+Ms）=ηsM0。另外,在排架結構所用的ηｓ計算公式中考慮到：(1）目前所用鋼材的強度水平普遍有所提高；(2）引起排架柱各截面彎矩的各項荷載中,大部分均屬短期作用，故不再考慮引起極限曲率增長的長期作用影響系數(shù)；故將02版規(guī)范η公式中的1/140０改為1/1500。基于與第６.2。4條相同的理由，取消了0２版規(guī)范η公式中的系數(shù)ζ2。B.0．5細長鋼筋混凝土偏心壓桿考慮二階效應影響的受力狀態(tài)大致對應于受拉鋼筋屈服后不久的非彈性受力狀態(tài)。因此,在考慮二階效應的結構分析中，結構內(nèi)各類構件的受力狀態(tài)也應與此相呼應。鋼筋混凝土結構在達類受力狀態(tài)下由于受拉區(qū)開裂以及其他非彈性性能的發(fā)展,從而導致構件截面彎曲剛度降低。由于各類構件沿長度方向各截面所受彎矩的大小不同，非彈性性能的發(fā)展特征也各有不同，這導致了構件彎曲剛度的降低規(guī)律較為復雜.為了便于工程應用，通常是通過考慮非彈性性能的結構分析，并參考試驗結果，按結構非彈性側向位移相等的原則，給出按構件類型的統(tǒng)一當量剛度折減系數(shù)(彈性剛度中的截面慣性矩仍按不考慮鋼筋的混凝土毛截面計算）。本條給出的剛度折減系數(shù)是以我國完成的結構及構件非彈性性能模擬分析結果和試驗結果為依據(jù)的，與國外規(guī)范給出的相應數(shù)值相近。附錄C鋼筋、混凝土本構關系與混凝土多軸強度準則本附錄的內(nèi)容與原規(guī)范基本相同，僅在混凝土一維本構關系中引入了損傷概念，并新增了混凝土的二維本構關系以及鋼筋—混凝土之間的粘結—滑移本構關系。本附錄用于混凝土結構的彈塑性分析和結構的承載力驗算。C。1鋼筋本構關系C。1．１鋼筋強度的平均值主要用于彈塑性分析時的本構關系，宜實測確定。本條文給出了基于統(tǒng)計的建議值.在89規(guī)范和02規(guī)范，鋼筋強度參數(shù)采用的都是20世紀80年代的統(tǒng)計數(shù)據(jù),當時統(tǒng)計的主要對象是HPＢ235、ＨRB３3５鋼筋，表1中為上述鋼筋強度的變異系數(shù)。２0０8～201０年對全國ＨRB33５、HRＢ４０0和ＨRB500鋼筋強度參數(shù)進行了統(tǒng)計分析，與20世紀80年代的統(tǒng)計結果相比，鋼筋強度的變異系數(shù)略有減小,但考慮新統(tǒng)計數(shù)據(jù)有限，且缺少HRBF，RRB和HRB-Ｅ、ＨＲBF-E系列鋼筋的統(tǒng)計數(shù)據(jù),本規(guī)范可參考表1的數(shù)值確定。表1熱軋帶肋鋼筋強度的變異系數(shù)最（%)強度等級HＰB235ＨＲB3３5δs8．９57。4３C.1.2鋼筋單調(diào)加載的應力-應變本構關系曲線采用由雙折線段或三折線組成,在沒有實驗數(shù)據(jù)時，可根據(jù)本規(guī)范第4.2.４條取εu＝δｇt。C.1．3新增了鋼筋在反復荷載作用下的本構關系曲線,建議鋼筋卸載曲線為直線，并給出了鋼筋反向再加載曲線的表達式。C.2混凝土本構關系Ｃ.2．1混凝土強度的平均值主要用于彈塑性分析時的本構關系,宜實測確定。本條給出了基于統(tǒng)計的建議值。在８９規(guī)范和0２規(guī)范中，混凝土強度參數(shù)采用的都是20世紀８0年代的統(tǒng)計數(shù)據(jù)，表2中數(shù)值為20世紀80年代以現(xiàn)場攪拌為主的混凝土的變異系數(shù)。目前全國普遍采用的都是商品混凝土.20０8～２010年對全國商品混凝土參數(shù)進行了統(tǒng)計,結果表明,與20世紀80年代統(tǒng)計的現(xiàn)場攪拌混凝土相比，目前普遍采用的商品混凝土的變異系數(shù)略有減小,但因統(tǒng)計數(shù)據(jù)有限,本規(guī)范可參考表２中的數(shù)值采用。表2混凝土強度的變異系數(shù)δc（％)強度等級C１5C2０C25C３0Ｃ3５Ｃ40C45Ｃ５０Ｃ6０δｃ23。3２０。６１8.９1７.216.４1５。６１5．6１4.9１４．1C。２．２現(xiàn)有混凝土的強度和應力-應變本構關系大都是基于正常環(huán)境下的短期試驗結果。若結構混凝土的材料種類、環(huán)境和受力條件等與標準試驗條件相差懸殊，則其強度和本構關系都將發(fā)生不同程度的變化。例如，采用輕混凝土或重混凝土、全級配或大骨料的大體積混凝土、齡期變化、高溫、截面非均勻受力、荷載長期持續(xù)作用、快速加載或沖擊荷載作用等情況，均應自行試驗測定，或參考有關文獻作相應的修正。C。2.３混凝土單軸受拉的本構關系,原則上采用02版規(guī)范附錄C的基本表達式與建議參數(shù).根據(jù)近期相關的研究工作,給出了與之等效的損傷本構關系表述,以便與二維本構關系相協(xié)調(diào)。修訂后的混凝土單軸受拉應力-應變曲線分作上升段和下降段，二者在峰值點處連續(xù)。在原規(guī)范基礎上引入了混凝土單軸受拉損傷參數(shù).與原規(guī)范附錄相似，曲線方程中引入形狀參數(shù),可適合不同強度等級混凝土的曲線形狀變化。表Ｃ.2。３中的參數(shù)按以下公式計算取值:Ｃ。2.４混凝土單軸受壓本構關系，對原規(guī)范的上升段進行了修訂,下降段在本質上與原規(guī)范表達式等價。為與二維本構關系相一致，根據(jù)近期相關的研究工作在表述形式上作了調(diào)整.修訂后的混凝土單軸受壓應力-應變曲線也分為上升段和下降段，二者在峰值點處連續(xù)。表Ｃ.２.4相應的參數(shù)計算式如下：鋼筋混凝土結構中混凝土常受到橫向和縱向應變梯度、箍筋約束作用、縱筋變形等因素的影響,其應力-應變關系與混凝土棱柱體軸心受壓試驗結果有差別.可根據(jù)構件或結構的力學性能試驗結果對混凝土的抗壓強度代表值（fc，r）、峰值壓應變（εc,r）以及曲線形狀參數(shù)（αｃ)作適當修正。C.2。5新增了受壓混凝土在重復荷載作用下的應力—應變本構曲線,以反映混凝土滯回、剛度退化及強度退化的特性。為簡化表述,卸載段應力路徑采用直線表達方式.C。2。6根據(jù)近期相關的研究工作,給出了混凝土二維本構關系的表達式，以為混凝土非線性有限元分析提供依據(jù)。該本構關系包括丁卸載本構方程,實現(xiàn)了一維卸載的殘余應變與二維卸載殘余應變計算的統(tǒng)一.C．3鋼筋－混凝土粘結滑移本構關系修訂規(guī)范新增了鋼筋與混凝土的粘結應力-滑移本構關系，為結構大變形時進行更精確的分析提供了界面的粘結—滑移參數(shù)。鋼筋與混凝土之間的粘結應力-滑移本構關系適用范圍與第Ｃ.1節(jié)、第C.2節(jié)相同。建議的帶肋鋼筋與混凝土之間的粘結滑移本構關系是通過大量試驗量測,經(jīng)統(tǒng)計分析后提出的一般形式.影響粘結-滑移本構關系的因素很多，如混凝土的強度、級配，錨固鋼筋的直徑、強度、變形指標、外形參數(shù),箍筋配置，側向壓力等都會影響粘結-滑移本構關系.因此,在條件許可的情況下，建議通過試驗測定表達式中的參數(shù)。C.4混凝土強度準則Ｃ．４.1當以應力設計方式采用多軸強度準則進行承載能力極限狀態(tài)計算時，混凝土強度指標應以相對值形式表達，且可根據(jù)需要,對承載力計算取相對的設計值；對防連續(xù)倒塌計算取相對的標準值。C。4.2混凝土的二軸強度包絡圖為由4條曲線連成的封閉曲線(圖C.4.2)，圖中每條曲線中應力符號均遵循“受拉為負、受壓為正”的原則，根據(jù)其對應象限確定.根據(jù)相關的研究,給出了混凝土二維強度準則的分區(qū)表達式，這些表達式原則上也可以由前述混凝土本構關系給出。為方便應用，二軸強度還可以根據(jù)表Ｃ。4。2-1～表Ｃ.4.２—３所列的數(shù)值內(nèi)插取值。C．4．3混凝土的三軸受拉應力狀態(tài)在實際結構中極其罕見，試驗數(shù)據(jù)也極少。取f3=0.９ｆc,r,約為試驗平均值。混凝土三軸抗壓強度(f1，圖Ｃ．４。3—2)的取值顯著低于試驗值，且略低于一些國外設計規(guī)范規(guī)定的值.本規(guī)菹給出了最高強度(5fｃ)的限制,用于承載力驗算可確保結構安全.混凝土的三軸抗壓強度可按照表Ｃ.4.3—2取值,也可以按照下列公式計算:附錄D素混凝土結構構件設計本附錄的內(nèi)容與0２版規(guī)范附錄Ａ相同,對素混凝土結構構件的計算和構造作出了規(guī)定。附錄E任意截面、圓形及環(huán)形構件正截面承載力計算Ｅ.０.1本條給出了任意截面任意配筋的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、外力和配筋的構件，正截面承載力的一般計算方法,可按本規(guī)范第６．２.１條的基本假定，通過數(shù)值積分方法進行迭代計算。在計算各單元的應變時，通常應通過混凝土極限壓應變?yōu)棣牛醯氖軌簠^(qū)頂點作一條與中和軸平行的直線;在某些情況下,尚應通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，然后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,坐標原點取在截面重心處;在具體進行計算或編制計算程序時，可根據(jù)計算的需要，選擇合適的坐標系。Ｅ．０.3、E。0。4環(huán)形及圓形截面偏心受壓構件正截面承載力計算.均勻配筋的環(huán)形、圓形截面的偏心受壓構件，其正截面承載力計算可采用第６。2.1條的基本假定列出平衡方程進行計算，但計算過于繁瑣，不便于設計應用。公式（E.0．3—1)～公式(E．０.3—6)及公式（E．0．４-1）~公式（Ｅ。0．4—4)是將沿截面梯形應力分布的受壓及受拉鋼筋應力簡化為等效矩形應力圖,其相對鋼筋面積分別為α及αt，在計算時,不需判斷大小偏心情況,簡化公式與精確解誤差不大。對環(huán)形截面，當α較小時實際受壓區(qū)為環(huán)內(nèi)弓形面積，簡化公式可能會低估了截面承載力，此時可按圓形截面公式計算。附錄F板柱節(jié)點計算用等效集中反力設計值F．0。1在垂直荷載、水平荷載作用下，板柱結構節(jié)點傳遞不平衡彎矩時，其等效集中反力設計值由兩部分組成：１,由柱所承受的軸向壓力設計值減去柱頂沖切破壞錐體范圍內(nèi)板所承受的荷載設計值,即Fl;２,由節(jié)點受剪傳遞不平衡彎矩而在臨界截面上產(chǎn)生的最大剪應力經(jīng)折算而得的附加集中反力設計值，即τmaｘuｍh0。本條的公式(F.0。1-１）、公式(F.0.1－3)、公式（F.０.1－５)就是根據(jù)上述方法給出的。豎向荷載、水平荷載引起臨界截面周長重心處的不平衡彎矩,可由柱截面重心處的不平衡彎矩與Fｌ對臨界截面周長重心軸取矩之和確定。本條的公式(F.0。１-2)、公式（Ｆ.０．1—4)就是按此原則給出的;在應用上述公式中應注意兩個彎矩的作用方向，當兩者相同時,應取加號，當兩者相反時，應取減號。Ｆ．0.2、F．0.3條文中提供了圖F．0．1所示的中柱、邊柱和角柱處臨界截面的幾何參數(shù)計算公式。這些參數(shù)是按行業(yè)標準《無粘結預應力混凝土結構技術規(guī)程》JＧJ9２-９3的規(guī)定給出的,其中對類似慣性矩的計算公式中，忽略了h3０項的影響，即在公式（F。0.2－1）、公式(F．０．2-５）中略去了以αｔh30／6項；在公式(F。０.2-10）、公式（F。0。2—１4）中略去了以αｔh３0／１2項,這表示忽略了臨界截面上水平剪應力的作用，對通常的板柱結構的板厚而言，這樣近似處理是可以的。F．0．4當邊柱、角柱部位有懸臂板時，在受沖切承載力計算中，可能是按圖F。0。1所示的臨界截面周長，也可能是如中柱的沖切破壞而形成的臨界截面周長,應通過計算比較，以取其不利者作為設計計算的依據(jù)。附錄G深受彎構件根據(jù)分析及試驗結果，國內(nèi)外均將高跨高比小于２的簡支梁及跨高比小于2．5的連續(xù)梁視為深梁;而跨高比小于5的梁統(tǒng)稱為深受彎構件(短梁)。其受力性能與一般梁有一定區(qū)別，故單列附錄加以區(qū)別，作出專門的規(guī)定。Ｇ。０。1對于深梁的內(nèi)力分析，簡支深梁與一般梁相同，但連續(xù)深梁的內(nèi)力值及其沿跨度的分布規(guī)律與一般連續(xù)梁不同。其跨中正彎矩比一般連續(xù)梁偏大,支座負彎矩偏小,且隨跨高比和跨數(shù)而變化。在工程設計中，連續(xù)深梁的內(nèi)力應由二維彈性分析確定,且不宜考慮內(nèi)力重分布。具體內(nèi)力值可采用彈性有限元方法或查閱根據(jù)二維彈性分析結果制作的連續(xù)深梁的內(nèi)力表格確定。G。０。２深受彎構件的正截面受彎承載力計算采用內(nèi)力臂表達式，該式在l0/h=5。0時能與一般梁計算公式銜接.試驗表明,水平分布筋對受彎承載力的作用約占10%～30%。故在正截面計算公式中忽略了這部分鋼筋的作用.這樣處理偏安全。G0.3本條給出了適用于l0/h＜５。0的全部深受彎構件的受剪截面控制條件.該條件在l0/h=５時與一般受彎構件受剪截面控制條件相銜接。G。0.４在深受彎構件受剪承載力計算公式中，豎向鋼筋受剪承載力計算項的系數(shù)，根據(jù)第6．3。4條的修改由１.25調(diào)整為1。0。此外,公式中混凝土項反映了隨l0/ｈ的減小，剪切破壞模式由剪壓型向斜壓型過渡，混凝土項在受剪承載力中所占的比例增大。而豎向分布筋和水平分布筋項則分別反映了從l0/ｈ=５。0時只有豎向分布筋（箍筋）參與受剪,過渡到l0/h較小時只有水平分布筋能發(fā)揮有限受剪作用的變化規(guī)律。在l0/h=5.0時，該式與一般梁受剪承載力計算公式相銜接.在主要承受集中荷載的深受彎構件的受剪承載力計算公式中，含有跨高比ｌ0/h和計算剪跨比λ兩個參數(shù)。對于l0／h≤2.0的深梁，統(tǒng)一取λ=Ｏ.２5；而l0/h≥5.0的一般受彎構件的剪跨比上、下限值則分別為3.0、1．5。為了使深梁、短梁、一般梁的受剪承載力計算公式連續(xù)過渡,本條給出了深受彎構在2.０〈l０/h<５.０時λ上、下限值的線性過渡規(guī)律。應注意的是,由于深梁中水平及豎向分布鋼筋對受剪承載力的作用有限，當深梁受剪承載力不足時，應主要通過調(diào)整截面尺寸或提高混凝土強度等級來滿足受剪承載力要求。Ｇ．0。5試驗表明,隨著跨高比的減小,深梁斜截面抗裂能力有一定提高。為了簡化計算，本條給出了防止深梁出現(xiàn)斜裂縫的驗算條件，這是按試驗結果偏下限給出的，并作了合理的放寬.當滿足本條公式的要求時，可不再進行受剪承載力計算.G.0．6深梁支座的支承面和深梁頂集中荷載作用面的混凝土都有發(fā)生局部受壓破壞的可能性，應進行局部受壓承載力驗算,在必要時還應配置間接鋼筋。按本規(guī)范第G。０．7條的規(guī)定，將支承深梁的柱伸到深梁頂部能夠有效地降低支座傳力面發(fā)生局部受壓破壞的可能性.Ｇ。0．7為了保證深梁平面外的穩(wěn)定性,本條對深梁的高厚比(h/b)或跨厚比(l0/b）作了限制。此外,簡支深梁在頂部、連續(xù)深梁在頂部和底部應盡可能與其他水平剛度較大的構件(如樓蓋）相連接，以進一步加強其平面外穩(wěn)定性。G．0.8在彈性受力階段，連續(xù)深梁支座截面中的正應力分布規(guī)律隨深梁的跨高比變化，由此確定深梁的配筋分布。當l０/h＞ｌ．5時,支座截面受壓區(qū)約在梁底以上０.２h的高度范圍內(nèi),再向上為拉應力區(qū)，最大拉應力位于梁頂;隨著l０/ｈ的減小，最大拉應力下移；到ｌ０/h=1．O時，較大拉應力位于從梁底算起0．2h～0。6h的范圍內(nèi)，梁頂拉應力相對偏小。達到承載力極限狀態(tài)時，支座截面因開裂導致的應力重分布使深梁支座截面上部鋼筋拉力增大。本條以圖示給出了支座截面負彎矩受拉鋼筋沿截面高度的分區(qū)布置規(guī)定,比較符合正常使用極限狀態(tài)支座截面的受力特點.水平鋼筋數(shù)量的這種分區(qū)布置規(guī)定，雖未充分反映承載力極限狀態(tài)下的受力特點,但更有利于正常使用極限狀態(tài)下支座截面的裂縫控制，同時也不影響深梁在承載力極限狀態(tài)下的安全性。本條保留了從梁底算起0．２h~０．6h范圍內(nèi)水平鋼筋最低用量的控制條件，以減少支座截面在這一高度范圍內(nèi)過早開裂的可能性。G.0。９深梁在垂直裂縫以及斜裂縫出現(xiàn)后將形成拉桿拱的傳力機制，此時下部受拉鋼筋直到支座附近仍拉力較大,應在支座中妥善錨固。鑒于在“拱肋"壓力的協(xié)同作用下，鋼筋錨固端的豎向彎鉤很可能引起深梁支座區(qū)沿深梁中面的劈裂,故鋼筋錨固端的彎折建議改為平放,并按彎折180Ｏ的方式錨固。G。０．10試驗表明,當僅配有兩層鋼筋網(wǎng)時，如果網(wǎng)與網(wǎng)之間未設拉筋，由于鋼筋網(wǎng)在深梁平面外的變形未受到專門約束，當拉桿拱拱肋內(nèi)斜向壓力較大時,有可能發(fā)生沿深梁中面劈開的側向劈裂型斜壓破壞。故應在雙排鋼筋網(wǎng)之間配置拉筋。而且，在本規(guī)范圖G.0．8—1和圖G.０。8－２深梁支座附近由虛線標示的范圍內(nèi)應適當增配拉筋。G。0．1１深梁下部作用有集中荷載或均布荷載時,吊筋的受拉能力不宜充分利用,其目的是為了控制懸吊作用引起的裂縫寬度。當作用在深梁下部的集中荷載的計算剪跨比λ＞O．7時,按第９.2。11條規(guī)定設置的吊筋和按第G。0.1２條規(guī)定設置的豎向分布鋼筋仍不能完全防止斜拉型剪切破壞的發(fā)生，故應在剪跨內(nèi)適度增大豎向分布鋼筋的數(shù)量。G。0。12深梁的水平和豎向分布鋼筋對受剪承載力所起的作用雖然有限,但能限制斜裂縫的開展.當分布鋼筋采用較小直徑和較小間距時,這種作用就越發(fā)明顯。此外,分布鋼筋對控制深梁中溫度、收縮裂縫的出現(xiàn)也起作用.本條給出的分布鋼筋最小配筋率是構造要求的最低數(shù)量，設計者應根據(jù)具體情況合理選擇分布筋的配置數(shù)量。G.０。13本條給出了對介于深梁和淺梁之間的“短梁"的一般性構造規(guī)定。附錄H無支撐疊合梁板H。0。1本條給出“二階段受力疊合受彎構件”在疊合層混凝土達到設計強度前的第一階段和達到設計強度后的第二階段所應考慮的荷載。在第二階段,因為當疊合層混凝土達到設計強度后仍可能存在施工活荷載,且其產(chǎn)生的荷載效應可能超過使用階段可變荷載產(chǎn)生的荷載效應,故應按這兩種荷載效應中的較大值進行設計。Ｈ.0．2本條給出了預制構件和疊合構件的正截面受彎承載力的計算方法.當預制構件高度與疊合構件高度之比h1/h較小(較?。r,預制構件正截面受彎承載力計算中可能出現(xiàn)ξ>ξb的情況,此時縱向受拉鋼筋的強度ｆy、fp，應該用應力值σs、σｐ代替。σs、σp應按本規(guī)范第6．2.8條計算,也可取ξ=ξb進行計算。Ｈ．０．3由于二階段受力疊合梁斜截面受剪承載力試驗研究尚不充分，本規(guī)范規(guī)定疊合梁斜截面受剪承載力仍按普通鋼筋混凝土梁受剪承載力公式計算.在預應力混凝土疊合梁中，由于預應力效應只影響預制構件，故在斜截面受剪承載力計算中暫不考慮預應力的有利影響。在受剪承載力計算中混凝土強度偏安全地取預制梁與疊合層中的較低者；同時受剪承載力應不低于預制梁的受剪承載力。Ｈ。0．４疊合構件疊合面有可能先于斜截面達到其受剪永載能力極限狀態(tài)。疊合面受剪承載力計算公式是以剪摩擦傳力模型為基礎,根據(jù)疊合構件試驗結果和剪摩擦試件試驗結果給出的。疊合式受彎構件的箍筋應按斜截面受剪承載力計算和疊合面受剪承載力計算得出的較大值配置。不配筋疊合面的受剪承載力離散性較大,故本規(guī)范用于這類疊合面的受剪承載力計算公式暫不與混凝土強度等級掛鉤，這與國外規(guī)范的處理手法類似.H.0。5、Ｈ.0．６疊合式受彎構件經(jīng)受施工階段和使用階段的不同受力狀態(tài)，故預應力混凝土疊合受彎構件的抗裂要求應分別對預制構件和疊合構件進行抗裂驗算。驗算要求其受拉邊緣的混凝土應力不大于預制構件的混凝土抗拉強度標準值。由于預制構件和疊合層可能選用強度等級不同的混凝土,故在正截面抗裂驗算和斜截面抗裂驗算中應按折算截面確定疊合后構件的彈性抵抗矩、慣性矩和面積矩.Ｈ。０．7由于疊合構件在施工階段先以截面高度小的預制構件承擔該階段全部荷載,使得受拉鋼筋中的應力比假定用疊合構件全截面承擔同樣荷載時大.這一現(xiàn)象通常稱為“受拉鋼筋應力超前”。當疊合層混凝土達到強度從而形成疊合構件后，整個截面在使用階段荷載作用下除去在受拉鋼筋中產(chǎn)生應力增量和在受壓區(qū)混凝土中首次產(chǎn)生壓應力外,還會由于抵消預制構件受壓區(qū)原有的壓應力而在該部位形成附加拉力。該附加拉力雖然會在一定程度上減小受力鋼筋中的應力超前現(xiàn)象,但仍使疊合構件與同樣截面普通受彎構件相比鋼筋拉應力及曲率偏大,并有可能使受拉鋼筋在彎矩準永久值作用下過旱達到屈服。這種情況在設計中應予防止。為此，根據(jù)試驗結果給出了公式計算的受控鋼筋應力控制條件。該條件屬疊合受彎構件正常使用極限狀態(tài)的附加驗算條件。該驗算條件與裂縫寬度控制條件和變形控制條件不能相互取代。由于鋼筋混凝土構件采用荷載效應的準永久組合,計算公式作了局部調(diào)整。H．0.8以普通鋼筋混凝土受彎構件裂縫寬度計算公式為基礎，結合二階段受力疊合受彎構件的特點,經(jīng)局部調(diào)整,提出了用于鋼筋混凝土疊合受彎構件的裂縫寬度計算公式。其中考慮到若第一階段預制構件所受荷載相對較小，受拉區(qū)彎曲裂縫在第一階段不一定出齊;在隨后由疊合截面承受M2k時，由于疊合截面的ρte相對偏小,有可能使最終的裂縫間距偏大.因此當計算疊合式受彎構件的裂縫間距時，應對裂縫間距乘以擴大系數(shù)1。05。這相當于將本規(guī)范公式(７。1．2－1)中的αcr由普通鋼筋混凝土構件的１．９增大到2。０，由預應力混凝土構件的1。５增大到1.6.此外,還要用ρte1σs1k+ρteσｓ2k取代普通鋼筋混凝土梁ψ計算公式中的ρteσｓk,以近似考慮疊合構件二階段受力特點。由于鋼筋混凝土構件與預應力混凝土構件在計算正常使用極限狀態(tài)后的裂縫寬度與撓度時，采用了不同的荷載效應組合，故分列公式表達裂縫寬度的計算。H.０.9疊合受彎構件的撓度計算方法同前，本條給出了剛度Ｂ的計算方法.其考慮了二階段受力的特征且按荷載效應準永久組合或標準組合并考慮荷載長期作用影響。該公式是在假定荷載對撓度的長期影響均發(fā)生在受力第二階段的前提下,根據(jù)第一階段和第二階段的彎矩曲率關系導出的。同樣,由于鋼筋混凝土構件與預應力混凝土構件在計算正常使用極限狀態(tài)后的裂縫寬度與撓度時，采用了不同的荷載效應組合,故分列公式表達剛度的計算。H．０．１0～H.0．１2鋼筋混凝土二階段受力疊合受彎構件第二階段短期剛度是在一般鋼筋混凝土受彎構件短期剛度計算公式的基礎上考慮了二階段受力對疊合截面的受壓區(qū)混凝土應力形成的滯后效應后經(jīng)簡化得出的。對要求不出現(xiàn)裂縫的預應力混凝土二階段受力疊合受彎構件，第二階段短期剛度公式中的系數(shù)0．７是根據(jù)試驗結果確定的。對負彎矩區(qū)段內(nèi)第二階段的短期剛度和使用階段的預應力反拱值,給出了計算原則。附錄J后張曲線預應力筋由錨具變形和預應力筋內(nèi)縮引起的預應力損失后張法構件的曲線預應力筋放張時,由于錨具變形和預應力筋內(nèi)縮引起的預應力損失值，應考慮曲線預應力筋受到曲線孔道上反摩擦力的阻止，按變形協(xié)調(diào)原理,取張拉端錨具的變形和預應力筋內(nèi)縮值等于反摩擦力引起的預應力筋變形值，可求出預應力損失值σl１的范圍和數(shù)值。由圖1推導過程說明如下,假定：(1)孔道摩擦損失按近似直線公式計算;（2）回縮發(fā)生的反向摩擦力和張拉摩擦力的摩擦系數(shù)相等。因此，代表錨固前和錨固后瞬間預應力筋應力變化的兩根直線ab和a’ｂ的斜率是相等的,但方向則相反。這樣,錨固后整根預應力筋的應力變化線可用折線a’bc來代表。為確定該折線，需要求出兩個未知量,一個張拉端的摩擦損失應力△σ,另一個是預應力反向摩擦影響長度lf.由于ab和ａ’b兩條線是對稱的,張拉端的預應力損失將為式中：△σd——單位長度的摩擦損失值(ＭPａ／mm);lf——預應力筋反向摩擦影響長度(mｍ）。反向摩擦影響長度lf可根據(jù)錨具變形和預應力筋內(nèi)縮值a用積分法求得:化簡得圖1錨固前后張拉端預應力筋應力變化示意1—摩擦力；２—錨固前應力分布線；３-錨固后應力分布線該公式僅適用于一端張拉時ｌf不超過構件全長l的情況,如果正向摩擦損失較小，應力降低曲線比較平坦，或者回縮值較大，則ｌf有可能超過構件全長l，此時,只能在ｌ范圍內(nèi)按預應力筋變形和錨具內(nèi)縮變形相協(xié)調(diào)，并通過試算方法以求張拉端錨下預應力錨固損失值.本附錄給出了常用束形的預應力筋在反向摩擦影響長度lf范圍內(nèi)的預應力損失值σl1的計算公式，這是假設Kx+μθ不大于0。3，摩擦損失按直線近似公式計算得出的。由于無粘結預應力筋的摩擦系數(shù)小,經(jīng)過核算，故將允許的圓心角放大為9０Ｏ.此外，該計算公式適用于忽略初始直線段l0中摩擦損失影響的情況。附錄K與時間相關的預應力損失Ｋ．0．1、K。０。2考慮預加力時的齡期、理論厚度等多種因素影響的混凝土收縮、徐變引起的預應力損失計算方法,是參考“部分預應力混凝土結構設計建議"的計算方法，并經(jīng)過與本規(guī)范公式（10。2。5－１）～公式(1０。2。5—４）計算結果分析比較后給出的。所采用的方法考慮了普通鋼筋對混凝土收縮、徐變所引起預應力損失的影響,考慮預應力筋松弛對徐變損失計算值的影響,將徐變損失項按0。9折減?？紤]預加力時的齡期、理論厚度影響的混凝土收縮應變和徐變系數(shù)終極值，系根據(jù)歐洲規(guī)范ＥN１９92-2：《混凝土結構設計第1部分:總原則和對建筑結構的規(guī)定》提供的公式計算得出的。所列計算結果一般適用于周圍空氣相對濕度ＲＨ為40％～70%和70％～99%,溫度為-2０℃~+４0℃，由一般的硅酸鹽類水泥或快硬水泥配制而成的強度等級為C30～C50混凝土。在年平均相對濕度低于4０％的條件下使用的結構，收縮應變和徐變系數(shù)終極值應增加3０％。當無可靠資料時，混凝土收縮應變和徐變系數(shù)終極值可按表K.0。1—１及表K．０．1-２采用。對泵送混凝土，其收縮和徐變引起的預應力損失值亦可根據(jù)實際情況采用其他可靠數(shù)據(jù).松弛損失和收縮、徐變中間值系數(shù)取自現(xiàn)行行業(yè)標準《鐵路橋涵鋼筋混凝土和預應力混凝土結構設計規(guī)范》TＢ１00０2.3。對受壓區(qū)配置預應力筋Ａ'p及普通鋼筋A's的構件，可近似地按公式（K。0.1－1)計算，此時,取A’ｐ＝Ａ's=o；σ’ｌ５則按公式（K．0.１—２)求出。在計算公式（K。0。1－１)、公式（K.０。1—2)中的σｐc及σ’pc時，應采用全部預加力值。本附錄Ｋ所列混凝土收縮和徐變引起的預應力損失計算方法,供需要考慮施加預應力時混凝土齡期、理論厚度影響，以及需要計算松弛及收縮、徐變損失隨時間變化中間值的重要工程設計使用。歐洲規(guī)范EN199２－2中有關混凝土收縮應變和徐變系數(shù)計算公式及計算結果如下：1，收縮應變1)混凝土總收縮應變由干縮應變和自收縮應變組成。其總收縮應變εc８的值按下式得到：（１2)式中：εc8--總收縮應變;εcｄ——干縮應變;εcａ-—自收縮應變。2）干縮應變隨時間的發(fā)展可按下式得到:(13)（14)(15)(16，式中：ε菜單，0——混凝土的名義無約束干縮值；βdｓ（t，tｓ）——描述干縮應變與時間和理論厚度２A/ｕ(mｍ）相關的系數(shù);kh-—與理論厚度2A/u（mｍ)相關的系數(shù)，可按表3采用；fcｍ——混凝土圓柱體２８d齡期平均抗壓強度（ＭPa）；fcm0——lOMPa；αｄs１——與水泥品種有關的系數(shù)，計算按一般硅酸鹽水泥或快硬水泥，取為4；αds2——與水泥品種有關的系數(shù),計算按一般硅酸鹽水泥或快硬水泥，取為0。1２；RH——周圍環(huán)境相對濕度（%)；RH０--１0０%；t——混凝土齡期（d)；ts—-干縮開始時的混凝土齡期（ｄ),通常為養(yǎng)護結束的時間，本規(guī)范計算中取ts＝3d;（t—ts）——混凝土養(yǎng)護結束后的干縮持續(xù)期（d）.表3與理論厚度2A/ｕ相關的系數(shù)ｋh2Ａ/u（mm)kｈ１00１。020０0．８5３0０0。75≥５000.70注：A為構件截面面積,u為該截面與大氣接觸的周邊長度。3）混凝土自收縮應變可按下式計算：(17)(１8）（１9)式中:fck——混凝土圓柱體28d齡期抗壓強度特征值(MPa)。4）根據(jù)公式（12)~公式(1９）,預應力混凝土構件從預加應力時混凝土齡期t0起，至混凝土齡期t的收縮應變值，可按下式計算:(20)2,徐變系數(shù)混凝土的徐變系數(shù)可按下列公式計算：（２1)(22)(２3)公式(2２)中的系數(shù)φRH、β（ｆcm）及β（t0）可按下列公式計算：當ｆcｍ≤3５MPａ時，（2４）當ｆｃm〉35ＭPa時，(２5)（２6）（２7）公式(23）中的系數(shù)角可按下列兩個公式計算：當fcｍ≤3５MPa,（28）當fcｍ〉35MPa時，(29）式中：φ0——名義徐變系數(shù)；βc（ｔ，t0）--預應力混凝土構件預加應力后徐變隨時間發(fā)展的系數(shù)；ｔ--混凝土齡期(ｄ)；t0——預加應力時的混凝土齡期(d）;φRH—-考慮環(huán)境相對濕度和理論厚度2A/u對徐變系數(shù)影響的系數(shù)；β(ｆcｍ)-—考慮混凝土強度對徐變系數(shù)影響的系數(shù);β（ｔ0）——考慮加載時混凝土齡期對徐變系數(shù)影響的系數(shù);ｆcｍ——混凝土圓柱體２８ｄ齡期平均抗壓強度（MPa）;ＲH-—周圍環(huán)境相對濕度(%）;βＨ——取決于環(huán)境相對濕度RH(％)和理論厚度2A／u(mm)的系數(shù)；ｔ－t0——預加應力后的加載持續(xù)期(d）；α1、α2、α3-—考慮混凝土強度影響的系數(shù)：3，與計算相關的技術條件１）根據(jù)國家統(tǒng)計局發(fā)布的19９６年~2005年(缺2０02年）我國主要城市氣候情況的數(shù)據(jù)，年平均溫度在5℃～25℃之間，年平均相對濕度RH除?？跒椋?.2%外,其余均在40%~80％之間,若按40％≤RＨ〈6０%、60％≤RＨ<70%、７0％≤RH〈８０%分組，分別有1１、8、１4個城市?，F(xiàn)將相對濕度分為４０%≤RH〈70%、70％≤ＲH＜80%兩檔,年平均相對濕度分別取其中間值５５％、7５%進行計算。對于環(huán)境相對濕度在８0%～100%的情況，采用７５%作為其代表值的計算結果，在工程應用中是偏于安全的。本附錄表列數(shù)據(jù),可近似地適用于溫度在—20℃~＋40℃之間季節(jié)性變化的混凝土。２)本計算適用于由一般硅酸鹽類水泥或快硬水泥配置而成的混凝土?？紤]到我國預應力混凝土結構工程常用的混凝土強度等級為C30～C50，因此選?。?０作為代表值進行計算。在計算中,需要對我國規(guī)范的混凝土強度等級向歐洲規(guī)范中的強度進行轉換：根據(jù)歐洲規(guī)范ＥN1９92—2,我國強度等級C４0的混凝土對應歐洲規(guī)范混凝土立方體抗壓強度ｆck，cｕbｅ＝4０MPa,通過查表插值計算得到對應的混凝土圓柱體抗壓強度特征值fcｋ＝３2MPa，圓柱體28d平均抗壓強度ｆcｍ=fｃk+8=４０MＰa。3）混凝土開始收縮的齡期ts取混凝土工程通常采用的養(yǎng)護時間3ｄ，混凝土收縮或徐變持續(xù)時間t取1年、1０年分別進行計算。對于普通混凝土結構，10年后其收縮應變值與徐變系數(shù)值的增長很小,可以忽略不計,因此可認為t取10年所計算出來的值是混凝土收縮應變或徐變系數(shù)終極值。４)當混凝土加載齡期t０≥９0d，混凝土構件理論厚度２A/u≥600mm時，按t0=90ｄ、2A/u＝600ｍm計算.計算結果比實際結果偏大，在工程應用中是偏安全的。5)有關混凝土收縮應變或徐變系數(shù)終極值的計算結果，大體適用于強度等級Ｃ30～Ｃ５０混凝土。試驗表明,高強混凝土的收縮量，尤其是徐變量要比普通強度的混凝土有所減少，且與