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第60/96/M號法令
十月七日
本法規的詞句已被第27/2024號法律適應化處理。如需查閱有關內容，請參閱該法律。
本法規已修改表述 – 請查閱︰第27/2024號法律
鋼筋混凝土及預應力混凝土結構規章
第一條
（核准）
核准附於本法規且成為其組成部分之《鋼筋混凝土及預應力混凝土結構規章》。
第二條
（監察）
土地工務運輸司（葡文縮寫為DSSOPT）及其他促進公共工程之實體，負責監察對《鋼筋混凝土及預應力混凝土結構規章》之遵守。
第三條*
* 不生效 - 請查閱：第27/2024號法律
第四條
（處罰制度）
因不遵守《鋼筋混凝土及預應力混凝土結構規章》而適用之處罰制度為專有法規之標的。
第五條*
* 不生效 - 請查閱：第27/2024號法律
第六條
（開始生效）
本法規公佈六十日後開始生效。
鋼筋混凝土及預應力混凝土結構規章
第一編
一般規定
第一章
總則
第一條
標的及適用範圍
一、本規章制定了鋼筋混凝土及預應力混凝土設計與施工需用之規則，並以屋宇結構及橋樑結構之安全及荷載規章（RSA）中所列之一般安全標準為基本。
二、本規章不考慮鋼-混凝土複合結構、輕質混凝土結構、及重質混凝土結構。輕質混凝土指其密度小於2000 kg/m3，而重質混凝土則指其密度大於2800 kg/m3。
第二條
符號及單位
一、本規章所採用之符號列明於附件一。
二、不同種類之物理量單位係按照國際標準單位（SI），以下為一些建議之單位：
| 質量 | kg |
| 集中荷載及均佈荷載 | kN, kN/m, kN/m2 |
| 容重 | kN/m3 |
| 應力、強度 | N/mm2, MPa, GPa |
| 彎矩 | kN/m |
第二章
結構概念
第三條
一般標準
一、結構物應在其設計壽命期間在足夠之安全度下履行所定之功用，而且不至產生經濟上及美觀上之損失。
二、採用之結構體應清楚註明其功用及以足夠理論及經驗為依據來確立預計之狀態。除此之外，亦應令結構不會出現勞損破壞或因其中一構件破壞而導致連鎖倒塌（漸進倒塌）。
三、結構概念除考慮設計荷載及材料性能外，亦應個別考慮外界環境、地基土壤特性及所選用之建築方法。根據載於下條之標準，特別需要注意風力作用及地震作用。
四、結構概念應考慮每種可能接觸到之偶然作用（爆炸、火災、汽車撞擊等），並儘可能通過設施將其效應減輕或減至最低。
第四條
風及地震作用
一、結構概念中應反映出對風力作用及地震作用之考慮，當面對該作用時，需通過特別設施來加強結構之功能。因此，在可行情況下應考慮下列要點：
a） 結構剛性一方面要顧及將地震作用所造成之影響減至最低，另一方面亦要限制大位移之出現，並以風力作用及地震作用作為首要可變化作用以基本組合作計算；
b） 結構中所有構件應能相互連結於所有方向上，連結模式要確保其有效運作；
c） 結構體之佈置應採用對稱形式，並建議此形式應按建築物之質量作對稱考慮；
d） 隨著高度之增加，剛度及質量不可出現過大變化；
e）結構體係可以利用非彈性變形進行消能，但其構件需要有足夠之延展性。
二、住宅或商住樓宇高度超過 30 m 時，按風力作用為可變作用之基本組合下，結構體所允許之最大水平位移dw,max為：
| dw, max | = 0.001h | n |
| 40 |
此處：
h 地面上起計之樓宇高度；
n 地面上起計之樓宇層數。
三、兩相鄰結構體之間要有足夠之距離以防止由於地震而產生碰撞，當兩結構體之變形特性相異很大時，該要求尤其重要。
第三章
一般安全標準
第五條
安全性之確定
鋼筋混凝土及預應力混凝土結構安全性之確定，應根據由RSA所建立之一般標準及本規章之規定為之。
第六條
承載能力極限狀態
承載能力極限狀態可考慮為：
a） 強度之承載能力極限狀態——對結構構件斷面受疲勞或非疲勞作用而導致之破壞或過大之變形；
b） 挫曲之承載能力極限狀態——對結構構件之不穩定或結構體本身之不穩定；
c） 平衡之承載能力極限狀態——將結構體考慮為剛體時，其結構一部分或整個結構體之失去平衡。
承載能力極限狀態安全性確定規定了強度及挫曲之承載能力極限狀態應符合抵抗能力設計值（按情況改為以荷載，力或應力作考慮），而此設計值係根據本規章中之規則所求得。
第七條
正常使用極限狀態
正常使用極限狀態為在正常使用下，裂縫方面之極限狀態及變形方面之極限狀態。
裂縫方面之極限狀態可考慮為下列情況：
a） 減壓之極限狀態——減壓即為經由預力或其他正向壓力於斷面某一特定纖維處所形成之正向壓力降低。一般而言，斷面中之特定纖維處係指斷面最外緣之纖維層。當預應力施加後，斷面張拉完成，斷面中不考慮外加預應力作用時，由於殘餘力之作用該纖維層會出現張力之增加（即壓力之減少）而形成減壓現象；
b） 裂縫寬度之極限狀態——於斷面某基準面上出現裂縫，其寬度特徵值應等於寬度規定值。一般而言，所選取之基準面可參考鋼筋位置，或對於所考慮之荷載組合為產生較大張力之位置。
對於裂縫方面之極限狀態應對每一個別情況進行考慮，而各參數之正確定義可參考第六十三條所述。
變形之極限狀態係在結構體中出現變形，而該變形係屬於有損結構使用功能方面之變形。
在某些情況下，需要考慮其他種類之正常使用極限狀態。例如，於結構體使用條件上有需要限制結構體之震動量，通常應避免此震動導致使用者感到不舒服或存有不安全之感覺。
第八條
耐久性
一、鋼筋混凝土及預應力混凝土結構之設計，應在其使用齡期內對本身之安全及使用狀況不構成昂貴及預期不到之保養及維修費用。
倘若一結構於其設計使用齡期內，要達到足夠耐久性能標準時，則結構在使用能力、強度及穩定性等功能上應沒有顯著之效能損失，或不應出現過多維修保養之情況。
若一結構要得到所需之整體耐久性，則應定義出結構之主要用途及對其荷載規定作考慮。同時亦應考慮結構所需之使用齡期及維修保養計劃，用以評估結構所需保護之程度。
結構耐久性可能受直接作用影響及該結構本身特性所帶來之間接影響（例如，變形、開裂、吸水性等）。然而對有可能出現之直接及間接影響亦應予以考慮。
二、荷載應根據第四章之定義進行評估。於特別情況下，可能需要對此荷載值作出適當之修改以符合個別之耐久性要求。
於本文中，環境作用一辭實為將結構視作一整體，其中各構件與結構中之混凝土均暴露於外界環境中並承受著化學作用及物理作用，而所造成之效應不能包括結構設計時所考慮之荷載作用。
對一般建築物之設計，外界環境條件可根據第六十二條進行分類。
除此以外，對某些個別之侵蝕性或間接性之環境作用也需予以考慮。
三、化學性侵蝕對混凝土及所有預埋金屬材料所造成之影響應列入設計所考慮之範圍內。
化學性侵蝕可以下列情況出現：
- —— 由建築物中所使用之化學物品（以液態貯藏等）；
- —— 由侵蝕性環境產生；
- —— 經由大量化學物之氣體或液體所接觸，但通常多由酸性溶液或硫酸鹽所造成；
- —— 由於混凝土中含有氯化物；
- —— 由於混凝土內各組成材料間之相互化學反應。
對於大部分建築物，得透過採用合適之材料規範來防止有害之化學反應。例如混凝土標準（NB）中指出，要得到一較大密度且不易滲透之混凝土，應採用合適之原料及配合比。除此以外，足夠之保護層厚度要求均可對鋼筋起保護作用。（見第七十四條）。
四、物理性侵蝕所帶來之影響應列入設計所考慮之範圍內。物理性侵蝕之出現可分為：
- —— 磨耗；
- —— 凍-融（風化作用）；
- —— 水滲透。
對於大多數建築物，物理性侵蝕得透過採用正確之材料規範予以抵抗，例如採用NB並聯同有關之荷載組合下適當之開裂極限予以控制。
五、結構整體變形、結構主構件變形或非承載構件變形（例如經由外加荷載、溫度變化、蠕變、收縮及微小開裂所引起）均能導致間接效應出現，此效應應列入設計之考慮範圍內。
對於大部分建築物，間接效應之影響可和本規章中之一般性要求作同時考慮，其中包括耐久性、裂縫、變形及構造配置，同時其要求也包括強度方面、穩定性及結構整體之穩固等。
除此以外，並需要考慮：
- —— 儘量減少受時間影響之變形及開裂；
- —— 儘量減少由變形所造成之障礙（例如，當支承或節點出現變形時，應確保不會受到侵蝕劑之入侵；
- —— 倘若此類障礙出現，應確保任何有關之顯著效應均在設計考慮範圍內。
六、在早期設計程序中，由第八條所定義之作用所產生之作用效應應以耐久性要度作考慮。
對於大多數建築物，設計標準應參照本條，鋼筋保護層要求應參照第七十四條，材料及施工之一般特性則可參照本規章之其他條款。為能達到所需之性能要求，於設計及施工時應考慮下列因素：
- —— 所採用之結構形式應儘量降低其吸水性或避免外露於水份中；
- —— 外露結構或外露構件之細部設計，在其外形及尺寸上均應具有適當之排水設施，並應避免過多之水流經其上及任何有可能出現之積水情況。儘量小心以縮減任何可能導致水份結集或通過之裂縫。倘若裂縫通過整個斷面並有可能導致含氯成份之水份滲入，則有必要進行額外之保護措施；
- —— 對不同方面之間接效應應於設計及施工階段中加以注意；
- —— 對大部分建築物之組成構件，鋼筋之抗侵蝕性能係由一適當之保護層所提供，而該保護層應為低透水性、高品質之混凝土。在面對較為惡劣之外露環境時，則有必要於混凝土表面及於鋼筋上採用防護阻隔設施。
為確保鋼筋混凝土中之鋼筋防侵蝕保護，應遵守下列各項要求：
- —— 應力幅度；
- —— 裂縫；
- —— 變形；
- —— 一般耐久性要求；
- —— 混凝土保護層；
- —— 鋼筋之施工配置。
鋼筋保護層厚度為鋼筋表面（包括聯繫筋及箍筋）到最接近之混凝土自由表面間之距離。保護層之最小厚度不應小於第七十四條所定之值。然而，該保護層之最小厚度可能不足以滿足考慮防火時所須之保護。有關防火時保護層所須之特別要求將於附件二中說明。
第四章
作用
第九條
總則
確定鋼筋混凝土及預應力混凝土結構安全所取之作用已列明於RSA中，本章只加以適當之補充。
第十條
溫度變化
一、要計算出大氣溫度季節變化所產生之均勻溫度變化影響，混凝土彈性模量值可按第三十條中所列之值之二分一取用，而混凝土及鋼筋之熱膨脹係數，可以設為10 x 10-6/oC。
二、當框架結構之最大平面尺寸（伸縮縫之間之距離）不超過30 m時，可以不考慮上款所述之均勻溫度變化。
三、在特別情況下，需要考慮快速均勻或不均勻溫度變化時，如無其它證明，混凝土之彈性模量值應取第三十條中所列之值。
第十一條
混凝土收縮
一、計算混凝土收縮所做成之影響，應參照第三十一條。
二、在一般情況下，計算混凝土收縮之外加作用時，其最終影響可簡化為相等於一慢速之均勻溫度下降 15o C對結構之影響，亦可按第十條之規定進行計算。
按照 RSA 之標準，混凝土收縮應分類為永久作用，因此在各荷載組合中所用之可變作用之組合係數ψ均採用為1。
第十二條
地震作用
按本規章設計之鋼筋混凝土及預應力混凝土結構，在各種分析範圍下，可設有足夠之延展性以允許將 RSA 第二十三條所述之地震影響係數降低至0.24 αE。
第十三條
預應力作用
設計預應力混凝土時，其預應力作用值之制定應按附件三之說明為之。
在大部分情況下（例如計算應力及線性區域內之超靜定效應），施於結構體上之預應力可視作永久作用。
當計算截面之極限承載力時，對所使用之預應力應先考慮因其引起之相關狀態。
預應力雖然隨時間變化，但其作用仍可視為永久作用，因為其作用變化時間與結構壽命相比所佔比例甚少。
第五章
結構分析
第十四條
總則
一、結構分析之目的係計算出整體結構或其部分之內應力、應變或位移。當有需要時，應附加局部分析。
二、分析係將結構體之幾何形狀及功能設為理想化模式，所選之理想化模式應適用於所考慮之問題。
第十五條
結構理想化模式
一、按其本質及功能，結構件可分為樑、柱、板、墻、薄板、薄殼、弓架結構等。對以上之普通構件或由該等構件所組成之結構之分析，本章提供對其所適用之規則。
二、樑或柱跨度或長度不應少於其截面高度之2倍。
三、當樑之跨度少於其截面高度2倍時，應當作深樑。
四、受壓之板塊構件，不論綜合彎矩與否，其寬度不少於4倍其厚度時，可作牆構件考慮。
五、板最少跨度不應少於其截面厚度之4倍。
六、當一塊板主要承受均佈荷載而又符合以下其中任何一個要求時，可當作單向板考慮：
a） 擁有兩條近乎平行之自由邊（無支承）；
b） 由四支承邊所圍出之中心部分應近乎矩形，其長、短跨之比例大於2。
七、若肋板與格子板之樑翼或受壓板塊及橫向肋有足夠之抗扭剛度可作為實心板分析。當能滿足下列各點時，可作上述之假設：
a） 肋間距不超過1.5 m；
b） 樑翼以下之高度不超出其寬度之4倍；
c） 樑翼厚度不少於肋間淨距之十份一或 50 mm，二者取其較大值；
d） 肋間淨距不大於其板厚之10倍。
當肋與肋之間放入永久實體時，樑翼之最小厚度可由 50 mm減為40 mm。
八、牆之水平方向長度不應少於其厚度之4倍，否則應當作柱構件。
九、當滿足以下條件時，結構體可當作非擺動結構：
此處 η = 0.2 + 0.1 n，n 為（結構層數）少於4，而 η= 0.6則n等於或大於4。其他代號注解如下：
htot 地基以上計算之總高度；
ΣEI 抗彎剛度之總和，在沒有開裂情況下將所有在考慮方向中之垂直構件剛度相加；當構件剛度隨高度有變化時，應採用一相等剛度計算；
ΣN 於地基上之軸向力總和，計算時不考慮極限狀態設計中所用之分項安全係數γf。
當違反以上條件時，結構體可視為擺動結構。
十、T形樑之樑翼有效寬度決定於其樑腹及樑翼尺寸、荷載情況、跨度、支承狀況及橫向加固。一般可於整跨上採用單一有效寬度。
對稱T形樑之有效寬度可按以下計算：
bef = bw + lo / 5 < b
而用於邊樑（指單邊有翼）上則如下：
bef = bw + lo / 10 < b1 (或 b2)
（所用之代號，見圖一及圖二）。
圖一 尺寸定義
兩零彎矩之間之長度 lo' ，一般情況可從圖二獲得。
圖二 lo' 長度定義
上圖作以下假設：
a） 懸臂樑之長度應少於相連延伸之樑跨度之一半；
b） 兩相接跨度之比例應在1至1.5之間。
十一、構件之有效跨度 (lef) 可按以下方法計算：
lef = ln + a1 + a2
當中：
ln 兩支乘之淨跨
跨兩端之值a1及a2，可從圖三中所指ai值中取得。
| a） 不連續樑 | d） 懸臂樑 |
| b） 連續樑* | e） 懸臂連續樑 |
| c） 固端樑 | f） 支點樑 |
* 請查閱：更正
圖三 有效跨度
第十六條
分析方法
一、所有分析方法應滿足平衡。當所考慮之極限狀態中之相容性條件未被直接驗算時，應提供設施以確保結構體在極限狀態下有足夠之變形能力及在使用時不出現不符合要求之表現。
通常確認平衡係按未變形之結構體為基本。但如因變形而導致顯著增加內力時，平衡應以變形後之結構體計算。
當結構體設有足夠分隔之伸縮縫時，可豁免對溫度及收縮效應等強加變形之整體分析。
二、正常使用極限狀態分析，應按線彈性理論為基本。在這情況下，一般採用未開裂之截面剛度值及第三十條中所指之彈性模量值。
當混凝土收縮、蠕變、及鋼筋鬆弛等之流變效應有顯著影響時，應加以考慮。
當混凝土開裂後對結構體或構件之功能有顯著之不利影響時，應加以分析。
三、視乎結構體之特性，在考慮極限狀態及特別之設計或施工情況時，所用之分析方法可分為重分佈與否之線彈性、非彈性、或塑性。
所用之方法應在其適用範圍內，將方法所含之獨特易變加以考慮，以確保本規章所要求之可靠度。
應用線彈性理論一般不需任何特別設施以保証結構有足夠之延展性，只需避免在特別重要之截面上不放置過高之配筋率。
第十七條
框架分析
一、因彎矩重分佈對設計各方面所產生之影響如彎矩、剪力、鋼筋之錨固及切斷、開裂等，應加以考慮。
二、用線彈性分析所得之彎矩可進行重分佈，只需分佈後與荷載保持平衡則可。
非擺動框架結構之鄰邊樑跨比例少於2時，得按完全彈性假設計算出重分佈，將最大之彎矩值乘上重分佈係數δ，其值需按照以下情況取用：
混凝土級別低於B50時
δ≥0.44 + 1.25x/d
其他級別
δ≥0.56 + 1.25x/d
公式中 x代表重分佈彎矩之截面之中性軸深度，d則指截面之有效深度。
δ值亦受以下情況所限制：
0.75≤ δ ≤1
通常擺動框架結構不允許彎矩重分佈。
第十八條
板分析
一、本條主要適用於受雙向應力之實心板，若非實心板（肋板、空心板、格子板）之反應與實心板相近時，特別係指其抗扭剛度，本條亦可適用。
二、可選用以下分析方法：
a） 有否重分佈之線性分佈；
b） 基於機動方法（上限）或靜力方法（下限）之塑性分析；
c） 包括考慮材料之非線性特性之數值分析。
三、有否重分佈之線性分析與樑構件所用之情況相同。
四、當用塑性分析時，不論任何方向或位置受拉力鋼筋之面積均不可導致 x/d = 0.25。如採用靜力方法時，彎矩分佈與彈性方法所得之結果不可有太大相差，支承彎矩不應少於彈性計算值之二分一，同時亦不可超出其值加25%。如採用機動方法，懸臂板或連續板之支承彎矩與跨彎矩之比例應在0.5至2.0之間。
五、受不同彎矩作用下板構件配筋可用以下方法決定：
a） 選擇一正交軸系統，計算每一軸上之每單位長度彎矩mx、my、及mxy，同時 my≥mx；
b） x及 y方向之配筋係抗禦設計極限彎矩mudx、 m’udx、mudy及m’udy、mudx 及mudy指令板底部受拉之彎矩而m’udx 及m’udy則指令板面部受拉之彎矩；
c）mudx 及 mudy 計算如下：
| 若 mx ≥ -∣mxy∣ |
mudx = mx +∣mxy∣ |
及 |
mudy = my +∣mxy∣ |
| 若 mx < -∣mxy∣ |
mudx = 0 |
及 |
mudy = my + mxy2 /∣mx∣ |
d）m’udx 及 m’udy 計算如下：
| 若 my ≤∣mxy∣ |
m’udx = - mx +∣mxy∣ |
及 |
m’udy = - my +∣mxy∣ |
| 若 mx >∣mxy∣ |
m’udx = - mx+mxy2 /∣my∣ |
及 |
m’udy = 0 |
第十九條
牛腿
一、當牛腿0.4 h≤ a ≤h（見圖四），其設計可運用簡單壓桿及拉桿模型。
二、較深之牛腿（a < 0.4h），可運用其他適合之壓桿及拉桿模型。
三、牛腿中 a > h可按懸臂樑設計。
四、如沒有特別設施或其他證明去限制水平力，牛腿應考慮垂直力F及水平力H ，而 H ≥ 0.2F 作用於支承墊塊上。
圖四 牛腿
第二十條
深樑分析
一、深樑設計可運用簡單壓桿及拉桿模型，需考慮包括深樑之幾何形狀及荷載種類。
二、有些情況，如較低之深度與跨度比例、分佈荷載、超過一個集中荷載等，可運用壓桿及拉桿與桁架組合。
第二十一條
其他結構類型之分析
與上述各條文所考慮之構件有不同時，計算應力之依據應個別提供足夠證明。
第二十二條
預應力效應計算
一 、本條適用於以黏結式內藏鋼鍵作施加預應力之結構。
二、所需考慮之效應有：
a） 環繞端錨及鋼鍵方向改變之局部效應；
b） 在靜定結構上之直接效應；
c） 在超靜定結構上因多餘約束所造成之直接及次要間接效應。
三、預應力計算：
a） 鋼筋上預應力隨位置及時間變化。
預應力Po' 可分為原始預應力，即指在施加預應力一刻時所產生在鋼鍵上之應力。
由距離端點 x之截面上，隨時間變化之預應力可稱為起始預應力 Po(x)，最終預應力P∞(x) ，及任意指定時間 t 之預應力 Pt(x)。起始預應力由原始預應力扣除瞬時損失，即為從千斤頂（或外放式端錨）至構件內所設端錨之應力傳遞前及傳遞期間所產生之損失，係由整條鋼鍵、混凝土之瞬時變形、端錨變形及滑移導致而成。
任何時間 t 之預應力係由起始預應力扣除在該段時間內之不同損失；最終預應力係指經過一段令假設延時損失全部出現之時間後所剩餘下之預應力。上述所指之損失主要由混凝土收縮，蠕變及預應力鋼鍵之鬆弛所產生。
有關起始預應力之限制及各種損失之計算方法，可見附件三。
b） 在計算正常使用性時，需要包括可能出現之預應力變化。正常使用極限狀態所用之預應力標準值，可由以下計算：
Pk,sup = rsup pm,t
Pk,inf = rinf pm,t
此處Pk,sup 與Pk,inf分別係高標值及低標值， Pm,t 係預應力平均值，該值應由變形特性平均值及按附件三計算之損失平均值作評估。若無其他更深入計算且因磨擦力及與時間所產生之預應力損失總和不大於起始預應力之30%時， rsup 及 rinf 係數可分別取為1.1及0.9。用在設計之Pm,t值通常係：
Pm,o ： t = 0之初始預應力平均值
及
Pm,∞：所有損失完全出現後之最終預應力平均值
所有因預應力所產生之靜定及超靜定內應力應用彈性理論計算。
c） 在考慮極限狀態時，預應力設計值應為
Pd = γ p Pm,t
用於結構分析時，分項安全係數γ p可取為 1.0 。用於設計極限狀態之截面時，施加在截面上之預應力應為Pd。由預應力所導致之預應變在計算截面強度時應加以考慮。當能滿足以下兩種情況時，γ p 可取為1.0：
i） 在極限狀態時，不超過25%之預應力鋼筋之總面積係位於受壓區；
ii） 在極限狀態時，位於最接近受拉面預應力鋼筋之應力大於 fpo,1k/γ m（ fpo,1k 係預應力鋼筋之規定非比例伸長應力（0.1%）之標準值，γ m係材料分項安全係數，可取為1.15）。
如不依從上述情況，當預應力效應係有利時，γ p 應取為0.9。
d） 在考慮極限狀態下之局部效應時，設計預應力應與預應力鋼鍵之標準強度相等。
第二十三條
混凝土延時變形效應計算
一、計算混凝土蠕變及收縮效應方法之準確度應與有關該現象之資料之相應之極限狀態下之效應之重要性一致。
二、通常蠕變及收縮應只在正常使用極限狀態中考慮。
三、當混凝土截面應力在正常使用情況下，能保持在相關之界限內時，得採用以下假設來評估混凝土截面表現：
a） 蠕變與收縮雙互獨立；
b） 蠕變與導致蠕變之應力之關係可以線性表示；
c） 不均勻溫度及濕度之效應不需考慮；
d） 不同齡期中出現之作用可以重疊原理計算；
e） 以上假設亦適用於受拉混凝土。
四、有關混凝土延時變形效應分析，可見第三十一條。
第二十四條
實物模型
分析結構之整體或局部表現可利用實物模型，該實驗應經由一公認之技術員或組織以適當之方法進行。
第六章
材料及其性質
第一節
A—— 混凝土
第二十五條
總則
混凝土之使用應達到由NB所建立之使用條件，同時亦應遵從本規章第二十六條之規定。
第二十六條
混凝土強度等級
一、混凝土強度等級可考慮表一中之分級方法，此表中同時亦規定應滿足第二十七條所定義之混凝土抗壓強度之最小標準值。
表一 混凝土強度等級
| 設計強度等級 | 28日抗壓強度之最小標準值fck (MPa) |
|
| 圓柱試體（1） | 方塊試體（2） | |
| B15 B20 |
12 16 |
15 20 |
| B25 B30 |
20 24 |
25 30 |
| B35 B40 |
28 32 |
35 40 |
| B45 B50 |
36 40 |
45 50 |
| B55 B60 |
45 50 |
55 60 |
（1）圓柱試體之直徑為150 mm及高300 mm。
（2）方塊試體邊長150 mm。
二、鋼筋混凝土結構構件不宜採用低於B20之混凝土強度等級。
三、預應力混凝土結構構件不宜採用低於B30之混凝土強度等級。
第二十七條
混凝土抗壓強度
混凝土抗壓強度係採用抗壓標準值來表示，其定義為依照標準試驗方法具有95%保証率之混凝土壓縮抵抗值。其抵抗值之決定應按照 ISO 4012標準，採用28日齡期之150 mm (fck,cubo) 邊長之方塊試體或150/300 mm (fck,cyl)之圓柱試體進行試驗，同時試體之製作及養護亦應符合ISO 2736。
在某些情況下，欲考慮抗壓強度與混凝土齡期間之變化時，該種變化之計算可透過實驗之方法，對每種混凝土定出數種不同之影響係數。
第二十八條
混凝土抗拉強度
本規章中所應用之混凝土抗拉強度平均值 fctm 及標準值 fctk，為採用混凝土於28日齡期下之拉力破壞應力值。對應於第二十六條所定義不同強度等級混凝土之抗拉強度，應取表二所指定之數值。
表二 混凝土抗拉強度平均值 fctm 及標準值 fctk (MPa)
| 混凝土 強度等級 |
B15 | B20 | B25 | B30 | B35 | B40 | B45 | B50 | B55 | B60 |
| fctm | 1.6 | 1.9 | 2.2 | 2.5 | 2.8 | 3.0 | 3.3 | 3.5 | 3.8 | 4.1 |
| fctk | 1.1 | 1.3 | 1.5 | 1.8 | 2.0 | 2.1 | 2.3 | 2.5 | 2.7 | 2.9 |
表二中所列之抗拉強度平均值 fctm可由下式求得：
| fctm | = | 0.30 f | 2/3 |
| ck,cyl |
於此式中所有應力單位均以MPa表示，而 fck, cyl為圓柱試體之混凝土抗拉強度標準值。
fctk 之值為 fctm之0.7倍（此為具有5%之保證率之抵抗值）。在某些特別情況下，若需採用較大之抗拉強度標準值（此為具有95%之保證率之抵抗值），則可採用 1.3 fctm來評估。
第二十九條
混凝土強度設計值
混凝土抗壓強度設計值 fcd 定義係採用圓柱試體抗壓強度標準值除以一分項安全係數 γ c。混凝土抗拉強度設計值 fctd 定義係採用第二十八條所述之抗拉強度標準值除以分項安全係數 γ c。此處 γ c均為1.5。
對不同強度等級之混凝土強度設計值將列示於表三中。
表三 混凝土抗壓強度設計值 fcd 及抗拉強度設計值 fctd (MPa)
| 混凝土 強度等級 |
B15 | B20 | B25 | B30 | B35 | B40 | B45 | B50 | B55 | B60 |
| fcd | 8.0 | 10.7 | 13.3 | 16.0 | 18.7 | 21.3 | 24.0 | 26.7 | 30.0 | 33.3 |
| fctd | 0.73 | 0.87 | 1.00 | 1.20 | 1.33 | 1.40 | 1.53 | 1.67 | 1.80 | 1.93 |
第三十條
混凝土彈性模量及泊松比
一、第二十六條所定義不同強度等級之混凝土，其28日齡期之混凝土彈性模量平均值可考慮表四之數值。
本條中所述之彈性模量常數係結構物產生彈性變形時所採用，所以此彈性模量值一般與正常使用極限狀態之安全性確定有關。
混凝土第 j 天齡期之彈性模量平均值 Ec,j，一般可由相同齡期之強度平均值 fcm,j求得，其表達式為
此處 Ec,j 單位以Gpa表示，而 fcm,j 為圓柱試體之強度平均值並以MPa表示。
於表四中所列之彈性模量皆根據上式，並考慮28日齡期之混凝土強度而求得，當中並採用式 fcm,28 = fck,cyl + 8，而 fck為圓柱試體之抗壓強度標準值，單位以MPa表示。
然而正割彈性模量係以0.4倍強度標準值（0.4fck）之應力水平來定義，對應力水平為 0.1fck 時，其彈性模量應採用高於先前所提及之正割彈性模量之10%。
當應變於瞬間出現時，彈性模量值可根據先前所提及之彈性模量提高25%採用；倘若應變緩慢出現時則應適當地考慮混凝土蠕變效應。
二、泊松比係數 ν之範圍係 0 到 0.2 之間，其中第一個數值ν = 0.2 為考慮變形時並不允許裂縫出現時採用，而第二個數值 ν = 0 為允許混凝土承受張力下產生裂縫。一般而言，設計時可取ν = 0.2。
表四 28日混凝土彈性模量平均值Ec,28 (GPa)
| 混凝土 強度等級 |
B15 | B20 | B25 | B30 | B35 | B40 | B45 | B50 | B55 | B60 |
| Ec,28 | 26.0 | 27.5 | 29.0 | 30.0 | 31.5 | 32.5 | 33.5 | 34.5 | 36.0 | 37.0 |
第三十一條
蠕變與收縮
一、混凝土構件於時間 t0下承受恆量應力σc(t0)之單向荷載下，於時間t之總應變量εc(t)，可由下式求得。
| εc (t) | = εci (t0) + εcc (t) + εcs (t) + εcT (t) |
| = εcσ (t) + εcn (t) |
此處：
εci (t0) 為荷載作用下瞬間之應變量
εcc (t) 為時間t > t0應由蠕變產生之應變量
εcs (t) 為收縮產生之應變量
εcT (t) 為受熱產生之應變量
εcσ (t) 為與應力有關之應變量：
εcσ (t) = εci (t0) + εcc (t)
εcn (t) 為與應力無關之應變量：
εcn (t) = εcs (t) + εcT (t)
二、對混凝土之蠕變及收縮模式，下列將提出對混凝土橫截面之行為作出評估，而該適用於結構物之混凝土強度等級在 B15至 B60 間，並且結構物於荷載作用下所承受之應力應小於相應齡期之強度平均值之40%，以及周圍環境之相對濕度為40%~100%和平均溫度為5o C ~ 30o C之間。
混凝土之蠕變模式雖然可由張力作用於混凝土而引起，然而也可經由有效之試驗資料建立由壓力作用所產生混凝土之蠕變量。
三、蠕變
a） 基本假設與表達式
對在混凝土中能滿足∣σc∣< 0.4 fcm (t0) 此條件之應力，其蠕變量為正比於外加應力。
對時間t0內不斷外加之應力，收縮應變量可按下式計算：
| εcc (t, t0) = |
σc (t0)
|
Φ (t, t0) |
| Ec,28 |
此處：
Φ(t, t0) 蠕變係數
Ec,28 混凝土28日齡期之彈性模量
然而，當考慮與應力有關之應變量 εcσ (t, t0) 可由下式計算：
| εcσ (t, t0) = σc (t0) | [ |
1
|
+ |
Φ (t, t0)
|
] | = σc (t0) J(t, t0) |
| Ec (t0) | Ec,28 |
此處：
J(t, t0) 蠕變函數，代表由單一應力所產生與應力有關之總應變量。
Ec (t0) 荷載於時間 t0作用下之瞬間彈性模量。
隨時間改變之應力，可根據重疊原理求其效應。
根據先前之基本假設及定義，混凝土蠕變之組成關係式可由下列形式表達：
| εc (t) = σc (t0)J(t, t0) + | 1 | dτ + εcn (t) | ||
| ∫ | J(t,τ) |
∂σc(τ)
|
||
| ∂τ | ||||
| 10 |
b） 蠕變係數
蠕變係數可透過下式計算：
Φ(t,t0) = Φ0βc(t - t0)
此處：
Φ0 蠕變係數參考值
βc 長期作用下，蠕變生成函數式
t 混凝土齡期，以日數為單位
t0 受荷重作用時之混凝土齡期，可根據水泥之種類及養護期間周圍環境之溫度進行修正。
蠕變係數參考值可由下列方式求得：
Φ0 = ΦRHβ(fcm)β(t0)
其中：
| ΦRH = 1 + |
1 - RH/RH0
|
| 0.46(h / h0)1/3 |
| β(fcm) = |
5.3
|
| (fcm / fcm0)0.5 |
| β(t0) = |
1
|
| 0.1 + (t0 / t1)0.2 |
此處：
h 為斷面之假想厚度 (mm) = 2Ac / u，此處 Ac為橫斷面面積及u為此橫斷面積之周長；
fcm為混凝土28日齡期之抗壓強度平均值 (MPa)；
fcmo = 10 MPa；
RH 為周圍環境之相對濕度 (%)；
RH0 = 100%;
h0 = 100 mm;
t1 = 1 日。
長期作用下，蠕變生成函數為：
| βc (t - t0) = | [ |
(t - t0) / t1
|
] | 0.3 |
| βH + (t - t0) / t1 |
其中：
| βH = 150 | { | 1 + | [ | 1.2 |
RH
|
] | 18 | } |
h
|
+ 250 | ≤ 1500 |
| RH0 | h0 |
此處：
t1 = 1 日；
RH0 = 100%；
h0 = 100 mm。
c） 水泥品種及養護期間溫度變化之影響
由於水泥品種不同而對蠕變係數之影響，可考慮對荷載作用時之混凝土齡期t0進行修正，其修正方法可根據以下之表達式進行：
| t0 = t0,T | [ | 9 | + 1 | ] | 2 | ≥ 0.5 日 |
| 2 + (t0,T / t1,T)1.2 |
此處：
t0,T 受荷重作用時之混凝土齡期；
t1,T = 1日；
α 為指數且取決於不同種類之水泥而採用，其值可 取；
- -1 水泥硬化速度較慢時採用；
- 0 水泥硬化速度為一般及迅速時採用；
- 1 水泥硬化速度迅速及有提升初始強度時採用。
d） 應力提升之影響
在荷載作用下所承受之應力為相應齡期之強度平均值之40%∼60%間，則混凝土之蠕變為非線性，可以下列之表達式作考慮：
| Φ0,K = Φ0 exp [ασ (Kσ - 0.4] | 適用於 0.4 < Kσ ≤ 0.6 |
| Φ0,K = Φ0 | 適用於 Kσ ≤ 0.4 |
此處：
Φ0,K 非線性蠕變係數參考值；
Kσ =∣σc ∣/fcm (t0) 此為應力/應變之比值；
ασ= 1.5。
四、收縮
總收縮量εcs(t, ts) 可用以下式求得：
εcs (t, ts) = εcs0 βs (t - ts)
此處：
εcs0收縮參考值；
βs 隨著時間之收縮演變函數；
t 混凝土齡期（日）；
ts 計算混凝土收縮之起始時間之混凝土齡期（日）。
然而，收縮參考值可由下式求得：
εcs0 = εs(fcm) ßRH
其中：
εs(fcm) = [160 + 10 βsc (9 - fcm / (fcm0)] x 10-6
此處：
fcm混凝土28日齡期之平均抗壓強度 (MPa)；
fcm0 = 10MPa；
βsc取決於不同種類水泥之係數，其值可取：
4水泥硬化速度較慢時採用；
5 水泥硬化速度為一般及迅速時採用；
8 水泥硬化速度迅速及有提升初始強度時採用；
βRH = -1.55βSRH 適用於 40% ≤ RH < 99%
βRH =+ 0.25 適用於 RH ≥ 99%
| ßSRH = 1 - | [ |
RH
|
] | 3 |
| RH0 |
此處：
RH 為周圍環境之相對濕度(%)；
RH0 = 100%。
對於長期時間下收縮演變函數可考慮為：
| ßs (t - ts) = | [ |
(t - ts ) / t1
|
] | 0.5 |
| 350 (h / h0 )2 + (t - ts) / t1 |
此處：
h 為斷面之假想厚度（mm），此處Ac為橫斷面面積及 u為此橫斷面積之周長；
t1 = 1日；
h0 = 100 mm。
第三十二條
熱膨脹係數
倘若並無有關混凝土熱膨脹之特定資料供使用時，則在計算時可考慮熱膨脹係數為 10 x 10-6/ oC。
第三十三條
混凝土應力應變關係設計式
一、混凝土應力應變關係圖可透過實驗求得，同時亦可由一理想關係圖代替。
二、在考慮構件強度或不涉及疲勞效應之挫曲極限狀態安全確定時，混凝土受壓應力應變關係設計式一般應依圖五之顯示。
|
 |
圖五 混凝土應力應變關係
假設考慮當承受拉伸而應力提高導致混凝土強度降低時，其應力應變關係設計式中之最大應力限值為 0.85 fcd
第二節
普通鋼筋
第三十四條
一般特性
一、本條適用於在一般混凝土結構使用之鋼筋，盤卷鋼筋或經焊接之鋼筋網。
二、盤卷鋼筋之使用應能滿足“鋼筋混凝土用熱軋鋼筋標準”（NA），並應遵從本規章第三十五條之規定。
三、焊接鋼筋網所採用之鋼筋，應符合 ASTM A 185-85 及 A497-86標準之設計要求。
四、於某些情況中，在水平方向上鋼網可採用單層或雙層形式，而其鋼筋可採用單筋或束筋組成鋼網，鋼筋直徑則不應大於12 mm及不應小於3 mm，與及鋼筋間距不應小於50 mm。
第三十五條
普通鋼筋之級號
一、表五指出可考慮使用之普通鋼筋級號，相應之最小強度標準值及斷裂後之總伸長率。
表五 普通鋼筋等級
| 等級 | fsyk (MPa) | 斷裂後伸長率（%） |
| A235 | 235 | 22 |
| A335 | 335 | 16 |
| A400 | 400 | 14 |
| A500 | 500 | 10 |
二、鋼筋應標上不能消除之記號以易於工作時予以區別。
第三十六條
彈性模量
普通鋼筋之彈性模量應取值為200GPa。
第三十七條
應力——應變設計關係
一、在考慮構件強度或不涉及疲勞效應之挫曲極限狀態安全確定時，表五所述之鋼筋之應力應變關係設計式一般應依圖六之顯示，此處 fsyd 為受拉屈服應力或非比例伸長應力（0.2%）之設計值；fsycd值可設定與 fsyd相同。
fsyd 及 fsycd 由相應之標準值除以分項安全係數後得出，分項安全係數γs為1.15。
|
 |
圖六 鋼筋應力應變關係
二、對以上所建立之應力——應變關係式可以其他較為易於修正之應力——應變關係式代替，而該關係式應根據本條第一款所定義之安全標準而建立。
第三十八條
握裹力
根據NA標準之規定，鋼筋之表面可分為光面或帶肋。帶肋鋼筋為高握裹力鋼筋，光面圓鋼筋為普通握裹力鋼筋。
本規章第七十六條指出光面鋼筋及帶肋鋼筋之握裹計算值。不符合NA標準中之幾何要求之鋼筋，其握裹力可通過測試並加以適當修正來決定。
第三節
預應力鋼筋
第三十九條
一般特性
一、預應力鋼筋之特性可分為預應力鋼筋之生產程序、組成特性、力學性能以及其握裹能力等。
二、預應力鋼筋特性之決定可根據RILEM、CEB、FIP及ISO等標準及建議加以進行。
一般而言，預應力鋼筋之生產過程係採用冷拉碎硬法（通常係透過冷拔或冷壓方式進行），在生產過程中通常採用熱處理程序及機械處理程序一起進行，用以提高其力學性能。
預應力鋼筋之組成通常可分為預應力鋼線、預應力鋼棒、或預應力鋼絞線，又或以多條鋼線或多條鋼絞線平行捆扎而成（即鋼索束），又或以多條鋼絞線環繞一共同縱向軸作螺旋形捆扎而成（即鋼絞索束）。然而預應力鋼線及預應力鋼棒間之差別在於鋼線為盤卷連續式供應，以及一般採用12mm直徑；鋼絞線實為採用數條鋼線捆扎一起，並以中心之一條鋼線作為共同縱向軸以螺旋形式環繞此軸絞緊而成。
要了解預應力鋼材之力學性能，應知道其應力應變關係圖（或力——變形關係圖）。一般而言，由該關係圖能得到彈性模量、到達0.01%，0.1%及0.2%之規定非比例伸長應力、破壞應力及伸長量；此外，還應知道其破壞後之伸長量及彎曲或純扭試驗之表現。要了解其他力學特性，較為重要者為鋼材之鬆弛，通常可區分為一般鬆弛鋼材及低鬆弛鋼材（可經由特殊處理得到）。對於不同種類之預應力系統同時亦應對某方面之鋼材特性作考慮，例如鋼材之可焊性及混凝土硬固或鋼材錨固時起伏之可能性。於一般情況中，同時亦應了解鋼材在疲勞下之特性及在承受應力下鋼材對侵蝕之敏感性。
一般而言，為改良表面裂縫出現之情況，應考慮能將預應力傳遞到混凝土中之握裹性能。該情況不單於使用先拉法施工時考慮，並應在其他施工中考慮。
第四十條
彈性模量
預應力鋼筋彈性模量之採用應根據實驗決定。倘若設計時對此值並沒有太嚴格之要求，則其值可取200GPa。
第四十一條
鋼筋之鬆弛
預應力鋼筋之鬆弛應根據實驗方法，於初始應力施加及於固定溫度下，在一定時間內求取其長度方面之變化。一般而言，試驗所採用之初始應力為抗拉強度之0.6、0.7及0.8倍，而溫度則以20oC為準。
對預應力鋼筋頻繁性之鬆弛現象，僅需以實驗方法求取其到達1000小時之鬆弛量作為評估經常性鬆弛現象。
若有需要評估任何大於100小時（t2）之鬆弛量時，可由實驗方法得出大於1000小時（t1）之鬆弛量作為評估依據，並可透過以下表達式求得：
|
∆σpt1,r
|
﴾ |
t1
|
﴿ | β |
| ∆σpt2,r | t2 |
此處
Δσpt2,r 於時間 t2 經由鬆弛引起之應力損失（即鬆弛量）；
Δσpt1,r 於時間t1經由鬆弛引起之應力損失；
β 冪，其值取決於鋼材之種類及初始應力之大小，並可採用0.15至0.25之間；然而若需要較為精確之計算時可考慮採用0.2。
對評估時間為無窮之鬆弛量時，可以採用以上表達式並考慮t2 = 105小時（h）作計算。
若沒有確實之實驗數據及要求並不嚴格時，對初始應力為0.7倍抗拉強度時，允許採用下列數值作為時間於無窮時之鬆弛量，此數值以初始應力之百分比為表達方式：
- 一般鬆弛之鋼材 15%
- 低鬆弛之鋼材 6%
對其他低於0.8倍抗拉強度之初始應力，仍可採用簡化方式評估鬆弛量，並且初始應力低至0.5倍抗拉強度之範圍內，允許考慮鬆弛量之改變為線性變化。
最後，應注意鋼材之鬆弛量會隨著溫度上升而明顯增加。故當作用之溫度大於20oC時（該溫度為實驗時所採用之參考溫度），則應視實際情況作考慮，並且最好採用低鬆弛鋼材。
第四十二條
應力應變設計關係式
一、預應力鋼筋之應力應變設計關係式，對不涉及疲勞狀態下強度及挫曲方面之承載能力極限狀態，在確定構件安全性之抵抗力設計值時可考慮該應力應變關係式。而其標準應力應變關係圖應採用一分項安全係數γs = 1.15來加以折減，並根據直線平行關係來定義彈性行為。
二、根據本條所定義之應力應變設計關係式可用簡化關係式來代替，而該簡化式之結果不單能滿足應力應變關係之結果，亦同時為處於偏向安全之一方。
預應力鋼筋與一般鋼筋不同之處，在於預應力鋼筋並沒有一固定之應力應變關係設計圖，主要係因為該類預應力鋼筋有多種不同之形式應力應變關係圖，倘若採用固定一種應力應變作設計圖時，可能會導致於應用時出現錯誤。然而，於設計時若能保証其安全性，則可採用簡化關係圖。
第二編
安全性之確認
第一章
承載能力極限狀態下強度方面之安全性確定
第一節
安全性確定之規則
第四十三條
總則
當不考慮疲勞效應時，承載能力極限狀態下強度方面之安全性應通過內力來確定。一般而言，當板結構利用塑性分析時，其安全性應通過計算反求其所能承受之外加作用來確定。
第四十四條
以內力確定安全性
一、以內力確定安全性需滿足以下情況：
Sd ≤ Rd
此處
Sd 為外加作用力設計值；
Rd 為抵抗能力設計值。
計算外加作用力值時，應按第五章內所定立之標準及RSA規範，在不考慮失穩或勞損破壞之極限狀態時所用組合及分項安全系數γf。
當考慮預應力作用時，永久作用之分項安全系數 γg 可減至 1.2，若其效應係作為確定安全之主要因素，該分項安全系數則應按RSA所規定，取為1.35。
二、抵抗能力設計值應按本章所建立之理論進行計算，以不同內力種類作表示，並應考慮包括第六章中所述之材料性能設計值。
第四十五條
以作用確定安全性
當採用塑性分析板結構時，其安全確定條件應滿足以作用表示之抵抗能力設計值不少於外加作用設計值。
第二節
抵抗能力
第四十六條
軸心及彎矩內力
一、計算構件截面之抗拉、拉壓、抗純彎、抗復合彎曲、或抗雙向彎曲能力設計值應用下列假設：
a）截面應變保持平面；
b）不考慮混凝土之抗拉強度；
c）混凝土、鋼筋、與預應力筋之應力與應變關係雙曲線分別在第三十三條、第三十七條及第四十二條中列明；
d）混凝土受壓之極限應變為 3.5x10-3 ，對整個截面非均勻受壓時，其極限應變應逐漸從 3.5x10-3 至 2.0x10-3 變化，後者之數值相等於均勻受壓構件之極限應變；
e）鋼筋受拉極限應變為10x10-3 ，用於預應力筋時，應採用所施之預應力標準值相應產生在該筋上之應變。
二、有關雙向彎曲、純彎曲、或復合彎曲之計算截面抗彎強度之問題可用近似方法，採用下列類型之互動方程式：
| ﴾ |
MRd,x
|
﴿ | α | + | ﴾ |
MRd,y
|
﴿ | α | = 1 |
| MRd,xo | MRd,yo |
此處：
MRd,x， MRd,y 雙向彎曲或與一正向力NRd之復合彎曲之設計抗彎強度，分成x，y正交軸之分量；
MRd,xo， MRd,yo 非雙向彎曲或非與一正向力NRd之復合彎曲之設計抗彎強度，分成x，y正交軸之分量；
α 冪，其值隨不同因數而定，一般包括正向力值，截面幾何形狀及配筋率；當在矩形截面四邊之配筋相同時，α可取為1.2；其它情況為安全起見，α可取為1.0。
三、在分析截面承受彎矩及一細小正向力時，如正向力少於0.08fck 乘以截面面積，其效應可以不加理會。
第四十七條
剪力
一、本條適用於按上條所作抗彎設計之樑及板，同時亦適用於按上條及第五十一條所設計承受大剪力之預制構件及柱。
二、當計算剪力時顯示不需配筋，一般應採用最小配筋。當構件有足夠能力將荷載橫向地分配及其所受之拉力不大時，該最小配筋則可免除，例如用於板構件上（實心板，肋板，空心板）。當對承載力及穩定性無大影響之非重要構件（例如跨度小於2m之過樑），該最小配筋亦可免除。
三、剪力計算方法基於三種抗剪力值：
VRd1 不配置剪力筋構件之抗剪力設計值；
VRd2 假設混凝土受壓桿所能承受之最大抗剪力設計值；
VRd3 配有剪力筋構件之最大抗剪力設計值。
四、不配置剪力筋構件之抗剪力設計值VRd1計算如下：
VRd1 = [τRd k ( 1.2 + 40 ρ1) + 0.15 σcp ] bwd
此處：
τRd 計算抗剪力之參考值，其值等於 0.25 fctd，詳見表六；
k 當構件中超過50%之底筋被削減時，其值等於1；其他情況：k=1.6-d（d值以米為單位）；
ρ1= Asl/(bw d) ≤ 0.02；
Asl 受拉鋼筋面積，在所考慮之截面後延長不少於d+lb, net 之長度（見圖七）；
lb,net 在第七十七條及圖十四中解釋；
bw 截面之最細寬度；
d 截面之有效深度；
σcp NSd / Ac；
NSd 由荷載或預應力所產生之軸向力（受壓為正值）。
表六 各種混凝土等級之τRd值
| 混凝土級別 | B15 | B20 | B25 | B30 | B35 | B40 | B45 | B50 | B55 | B60 |
| τRd | 0.18 | 0.22 | 0.25 | 0.30 | 0.33 | 0.35 | 0.38 | 0.42 | 0.45 | 0.48 |
圖七：Asl之定義
五、假設混凝土受壓桿所能承之最大抗剪力值，VRd2，計算如下：
VRd2 = τRd2 bw d
此處τRd2係一應力，其值示於表七。
注意：
τRd2 = 0.45 υv fcd
υv = 0.7 - fck / 200 ≥ 0.5
表七 τRd2 應力值
| 混凝土級別 | B15 | B20 | B25 | B30 | B35 | B40 | B45 | B50 | B55 | B60 |
| τRd2 | 2.3 | 3.0 | 3.6 | 4.2 | 4.7 | 5.2 | 5.6 | 6.0 | 6.6 | 7.2 |
六、配有剪力筋構件之最大抗剪力設計值，VRd3計算如下：
VRd3 = Vcd + Vwd
此處Vcd 指混凝土抗剪力，相等VRd1，而Vwd指配筋抗剪力。
當構件係受一相當大拉力時，Vcd 應取為0。
七、Vwd 之值應由以下公式計算：
Vwd = 0.9 d (Asw/S) fsyd (1+cotg α) sin α
此處：
d 有效高度；
Asw 剪力筋截面面積（用箍筋時，應包括所有不同肢數）；
s 剪力筋之間距；
fsyd 剪力筋之設計屈服強度或0.2%規定非比例伸長強度；
α 剪力筋與構件軸所形成之角度（45o ≤α ≤90o）。
八、當截面外加剪力設計值Vsd少於VRd1時，不需配置剪力筋，但不包括第八十七條所指之最小配筋。
九、當截面VSd大於VRd1時，應配置剪力筋以確保以下情況：
VSd ≤VRd3
十、在任何構件及截面，剪力設計值應不大於VRd2。當構件承受縱向壓力時，VRd2應按以下程式折減：
VRd2,red = 1.67 VRd2 ( 1 - σcp,ef / fcd) ≤ VRd2
此處：
VRd2,red 折減後之VRd2 值；
σcp,ef 由縱向力所產生之有效平均應力，按以下公式計算：
σcp,ef = ( NSd - fsyd As2 ) / Ac;
NSd 縱向力設計值；
As2 受壓區內配筋面積；
Ac混凝土截面總面積。
十一、對沒配剪力筋之構件及配有剪力筋而又滿足下款情況之構件，可允許增加其抗剪強度。但只適用於距離支承面 x ≤2.5d 範圍內之集中荷載。為此，在計算VRd1時可在 τRd 乘上一係數βv如下：
βv = 2.5 d / x 而 1.0 ≤βv≤5.0
當採用此增值時，由支承面開始一段2.5d長定範圍內，應對所有臨限截面之Vrd1及剪力筋進行計算，在雙關集中荷載之跨邊則用βv=1.0；從所得之最大配筋應用於整段長度內。
當樑上主要荷載係一接近支承之集中荷載時，上述方法可能導致採用最低配筋於整條樑上。這情況需小心處理，設計者可選擇以未增值之VRd1來計抵抗力。
十二、因為接近支承而能直接傳送荷載，抵抗力有所增強，用於均佈荷載之樑或板時，一般在距離支承面d之位置所計算之設計剪力值VSd為較保守。
當採用按上款對接近支承所增加之抗剪強度時，應滿足下列條件：
a）荷載與支承反力應對構件成斜向壓力；
b）在外支承端，位於距離支承2.5d範圍內之所需受拉筋應錨固於支承內；
c）在內支承端，位於支承面所需受拉筋應延伸入連接跨一長度不少於2.5 d +lb.net。
十三、在計算 bw 時，樑腹截而同一水平上，若鋼筋或鋼絞之直徑大於該水平截面寬度八分一時，計算寬度則應減去該截面水平所有鋼筋直徑總和之一半。
十四、有斜鋼絞之預應力構件或變截面構件應考慮合力效應，外加橫向力校正為預應力之橫向分量或桁架水平力。
第四十八條
沖切力
一、本條之規則係對按第四十六條彎矩要求而配筋之板構件作沖切承載力確定。亦同時適用於地板及於荷載範圍有實心截面之格子板上。沖切力可由一集中荷載所產生，或由與板面積或承台面積相比下很細之反力面積所致。
二、沖切承載力應沿一定義之臨界輪廓線上作確定。在該臨界斷面外圍，板件要符合第四十七條所定之要求。若板厚不能確保有足夠之沖切承載力時，應用如橫向鋼筋或柱冠等。
三、臨界面積係指臨界輪廓線內之面積。臨界截面指沿臨界輪廓線延伸至有效深度d之範圍。
四、本條所述之規則適用於荷載範圍有實心截面之格子板上，但該實心截面需在臨界輪廓線外延伸不少於1.5d。
五、本不條之規定適用於以下種類之受荷面積容許受荷面積不太接近其他集中力而令臨界輪廓線相交及不位於受不同成因之重要剪力影響範圍之內。
- ——圓形，直徑不大於3.5d；
- ——長方形，其周界不大於11d及長與寬之比例不大於2；
- ——任何形狀，其界限尺寸按模擬上面所述之形狀來制定。
註：d指受貫穿剪力之構件之平均有效高度。
六、若牆或方樁不能滿足1（a）之條件時，因牆形支承之剪力集中於角隅，當無進行更詳細分析，其臨界輪廓線可按圖八作考慮。
圖八：非標準情況下沖切力配置之應用
七、遠離非支承邊圓形或方形荷載之臨界輪廓線周長係指距離荷載面外1.5d範圍之周長。見圖九。
圖九：遠離自由邊之荷載臨界輪廓線周長
八、當荷載面接近開孔時，即荷載面與開孔最短距離不大於6d，其臨界輪廓線周長與從開孔外形和荷載面中心所劃出兩條切線範圍內相交之一斷長度作為無效。見圖十。
圖十：接近開孔之臨界輪廓線周長
九、當荷載面接近一非支承邊或角隅時，其臨界輪廓線周長應按圖十一取用，但所得之周長（不包括非支承邊之一段）應少於本條第七款及第八款制定之周長。*
* 請查閱：更正
圖十一：自由邊旁之臨界輪廓線周長
十、以下幾款有關沖切力確定方法基於三種沖切力值：
VRd1 不配置橫向筋板上臨界輪廓線每單位長度之沖切承載力設計值；
VRd2 配有橫向筋板上臨界輪廓線每單位長度之最大沖切承載力設計值；
VRd3 配有橫向筋板上臨界輪廓線每單位長度之沖切承載力設計值。
十一、若 VSd ≤VRd1 時，不需配置橫向筋。當 VSd 大於 VRd1時，應採用一橫向配筋，但保持 VSd ≤VRd3。
十二、在一集中荷載或支承反力，所施加之每單位長度沖切力為：
VSd = VSdβp / u
此處：
VSd 總外加沖切力設計值（對板構件，該值沿周界u計算； 對承台，該值沿沖切錐底所劃出之周界計算，錐斜邊為 33.7oC）；
u 臨界輪廓線周界；
βp 考慮荷載偏心效應之系數（若無偏心情況，βp可設為 1.0），採用以下數值：
a）圓形荷載面（或類似形狀）：
| ßp = 1 + |
2e
|
| do |
其中：
e VSd之偏心距（ex 及 ey係 x與 y 分量）；
do 臨界輪廓線直徑；
b）方形荷載面：
其中：
bx, by 臨界輪廓線平衡荷載x及y邊之長度。
c）βp亦可取以下數值作為另一選擇：
|
βp= 1.50 |
角柱 |
|
βp= 1.40 |
邊柱 |
|
βp= 1.15 |
內柱 |
十三、不配置橫向筋非預應力板上臨界輪廓線每單位長度之沖切承載力設計值，VRd1 ，計算如下：
VRd1 = τRd k (1.2 + 40ρι ) d
此處：
τRd 表六所示之應力值；
k = 1.6 - d ≥ 1.0 （d值以米計算）；
| ρι = | √ |
ριx ριy
|
≤ 0.015： |
ριx 及ριy x及y方向之拉力鋼筋；
d = (dx + dy ) / 2；
dx及dy x及y方向破壞面與縱向鋼筋相交之有效深度。
十四、不配置橫向筋預應力板上臨界輪廓線每單位長度之沖切承載力設計值VRd1 ，從前面一點所得，應包括考慮以下：
| ρι = | √ |
ριx ριy
|
+ |
σcpo
|
≤ 0.015； |
| fsyd |
σcpo = Npd / Ac；
Npd 未有損失之初始預應力，若不同方向之預應力不相等 時，應採其平均值。
十五、當配有抗沖切力筋時，應遵照第一百條所制定之配置要求，沖切力承載力按以下計算：
VRd2 = 1.6VRd1
VRd3 = VRd1 + ΣAsw fsyd sinα / u
施加力方向之橫向筋提供分力總和由ΣAsw fsyd sinα 代表，α指板平面及鋼筋所成之角。
十六、為確保能產生沖切抗力，板構件應在x及y方向設計以每單位長度之最低彎矩值 msdx 及 msdy；除非由結構分析中獲得更高之值（見圖十二）。若無其他設施，應滿足以下：
mSdx (或 mSdy) ≥ n VSd
此處：
VSd 外加沖切力；
n 示於表八之彎矩係數。
表八 彎矩係數n
| 柱位置 | MSdx之n | MSdy之n | ||||
| 面 | 底 | 有效寛度 | 面 | 底 | 有效寛度 | |
| 內柱 | -0.125 | 0 | 0.3 ly | -0.125 | 0 | 0.3 lx |
| 外柱，板邊x軸平行 | -0.25 | 0 | 0.15 ly | -0.125 | +0.125 | (每米) |
| 外柱，板邊y軸平行 | -0.125 | +0.125 | (每米) | -0.25 | 0 | 0.15 lx |
| 角柱 | -0.5 | +0.5 | (每米) | +0.5 | -0.5 | (每米) |
圖十二：彎曲矩及有效寬度
第四十九條
扭力
一、當一結構體之靜力平衡係受該結構構件之抗扭能力影響時，需要對扭力進行設計。在靜定結構體，扭力只由相容性所引起，而當結構體之穩定性並非視乎其抗扭能力時，在極限狀態時不需作考慮，但需對使用極限狀態中之開裂作限制。
二、受扭構件之實心或空心截面抗扭能力設計值計算應以受壓混凝土桿、截面周圍受拉橫向及縱向鋼筋所組成之管狀桁架為基本。
外加扭矩設計值TSd 應滿足下面兩個條件：
TSd ≤TRd1
TSd ≤TRd2
此處：
TRd1 混凝土受壓桿所能承受之最大扭矩；
TRd2 鋼筋所能承受之最大扭矩。
三、混凝土受壓桿所能承受之最大扭矩TRd1計算如下：
TRd1 = υt fcd t Ak = 1.56 τRd2 tAk*
* 請查閱：更正
此處：
t 原截面之假設薄壁截面之壁厚（t ≤A/u，不小於縱向鋼 筋保護層度兩倍及不大於真正之牆厚）；
u 外輪廓周長；
A 外輪廓所定義之橫向截面總面積；
Ak 原截面之假設薄壁截面中線內所包括之面積；
τRd2 表七定義之值；*
* 請查閱：更正
υt = 0.7 x (0.7 - fck / 200 )≥0.35
四、鋼筋所能承受之最大扭矩設計值TRd2計算如下：
TRd2 = 2AkfsydAsw / s
此處：
Asw 所採用之箍筋之橫向截面面積；
s 箍筋間距；
fsyd 扭力橫向鋼筋之屈服強度或0.2%非比例伸長強度。
五、附加扭力縱向鋼筋面積Asl計算如下：
Asl = [ TRd2 uk / ( 2 Ak ) ] / fsyd *
* 請查閱：更正
此處：
uk Ak之周長。
第五十條
扭力加彎矩力或剪力
一、當截面承受扭力加純彎矩或復合彎短時，其抗力應由每一外力獨立計算，扭力及彎矩之縱向鋼筋亦分開考慮。
二、當截面承受扭力加剪力時，外加剪力及扭矩設計值 VSd 及TSd應滿足以下條件：
| ﴾ |
VSd
|
﴿ | 2 | + | ﴾ |
TSd
|
﴿ | 2 | ≤ 1 |
| VRd2 | TRd1 |
此處：
VRd2, TRd1 剪抗力及扭矩抗力當單獨計算時之最大值，從下列公式求得：
VRd2 = 0.45υv fcd bw d = τRd2 bw d *
* 請查閱：更正
TRd1 = υt fcd t Ak = 1.56 τRd 2t Ak *
* 請查閱：更正
τRd2, υv, υt, t, Ak在第四十七條及第四十九條中說明。 *
* 請查閱：更正
剪力及扭矩之橫向配筋所用之箍筋可逐一按第四十七條及第四十九條指示之規則分別地計算。
第二章
有關挫曲極限狀態之安全確認
第一節
一般規定
第五十一條
總則
本章之規則係有關挫曲極限狀態之安全確認，對按第十五條第八款所定由樑及柱所組成之非擺動或擺動桁架結構中不能被忽視之二階效應作考慮。
第五十二條
柱之細長度，挫曲等效長度
一、固定截面柱構件之細長度，λ，在每一方向可作以下解釋：
λ = lo / i
此處：
lo 在考慮之方向之挫曲等效長度；
i 在考慮之方向單由混凝土組成之橫向截面回轉半徑。
在一些情況下，細長度λ應不大於140。
二、柱之挫曲等效長度 lo 係指柱最終彎矩分佈中兩點零值之距離。
計算桁架結構中柱之等效長度 lo 須考慮物理及幾何非線性。一般情況，lo可用以下簡化定義：
lo = ηl
此處l指構件之自由長度，η係根據兩端支承狀況所設之系數且可採用以下數值：
非擺動結構之柱：採以下之較小值：
η = 0.7 + 0.05 (α1 + α2) ≤1
η = 0.85 + 0.05 αmin ≤1
擺動結構之柱，採以下之較小值：
η = 1.0 + 0.15 (α1 + α2)
η = 2.0 + 0.3αmin
此處：
| α1 | 柱一端之參數，由連接該端之柱剛度總和與樑剛度總和之關係而獲得； |
| α2 | 跟α1定義相同，但指柱之另一端； |
| αmin | α中之較小值。 |
當柱之一端連接基礎時，須考慮以下之α值：
柱與基腳成半剛性結點：α = 1；
柱與基腳成剛性結點：（例如大型樁帽）： α = 0；
柱與基腳結點不允許傳送彎矩；α = 10。
第五十三條
結構安全確定
一、有關結構挫曲極限狀態之安全確定應採用第四十四條承載力極限狀態中之分項安全系數，亦應考慮結構之物理及幾何非線性表現。
二、考慮非擺動結構時，其安全問題可簡略為確定每一根柱之安全，採用本章B部分所指之方法，按第五十二條計算等效長度及按符合第十七條要求之結構線性分析中獲取柱兩端上之力。
三、考慮擺動結構時，若結點不怕失穩，得按類似本條第二款之方法進行，每一層之每一柱之細長度取用該層所有柱之細長度之平均值，但每一柱之承載力不可大於該柱在非擺動結構情況下之承載力。
有關結構之挫曲安全確定係相當複雜，亦包含要對相連在結點上之構件之最終變形有認識，加入考慮因變形而對荷載所產生之影響（幾何非線性）及因應力而導致構件剛度特性之改變（物理非線性）。
但在一般符合某些限定之結構，可採用本條所述之簡化方法。此處說明應注意有十分細長柱之擺動結構，會產生大水平方向變形，上述之方法可導致缺乏真實性及安全性之結果；這類情形須用較精確之分析方法。
第二節
柱之安全確定
第五十四條
安全確定標準
一、柱之挫曲安全確定一般得簡化為壓力復合彎曲下之承載能力極限狀態確定。該確定應逐一考慮柱截面惰性之每一主要方向，亦要附加確定同時發生在兩個方向之效應。當因不同接連情況下令柱之任何一惰性主要方向之臨界截面不出現在柱之同一位置上時，即可省略這附加確定。
但當滿足本條第四款所指之情況時，可以不進行柱之挫曲安全確定。
二、每一方向之安全確定應考慮於臨界截面該方向之外加設計彎矩Msd（定義見第五十五條），再增加以下公式顯示之彎矩：
NSd (ea+e2+ec)
此處NSd指外加設計縱向力，而其它代號代表於第五十六條定義在考慮方向上之附加偏心距；上面之確定不需考慮在另一方向之彎矩所產生之雙向彎曲作用。
本條第一款所述之附加確定係一雙向彎曲確定，為求簡化，可採用一線性相交作用表示如下：
|
M’Sd,x
|
+ |
M’Sd,y
|
≤1 |
| MRd,xo | MRd,yo |
此處：
M’sd,x = MSd,x + NSd (ea,x + e2,x + ec,x)
M’Sd,y = MSd,y + NSd (ea,y + e2,y + ec,y)
及MRd,xo與MRd,yo係惰性之兩主要方向在非雙彎曲情況下與一縱向力NSd之復合彎矩承載能力。
在出現以下任何一種條件之情況中，挫曲安全確定可被免除：
當外加彎矩及縱向力，MSd 與NSd之關係如下：
| MSd/NSd > 3.5 h | 若 λ < 70 |
| MSd/NSd > 3.5 h (λ/70) | 若 λ > 70 |
此處h代表截面高度；
在擺動結構上，當柱之細長度不大於35，及在非擺動結構上，滿足下面要求：
λ≤50 -15 MSd,b / MSd,a
此處MSd,b與MSd,a 具重要性及其正負值在第五十五條第二款說明，而λ則指第五十二條第一款所述之細長度。
注意上面各有關柱挫曲安全確定方式亦自然地用在其他受壓構件上，如支撐柱，受壓力影響之樑，牆等等。上述之規例只把柱歸類，原因係在大多情況下，發生在柱上之挫曲現像較為顯著。
第五十五條
臨界截面之外加彎矩
一、對屬於擺動結構之柱，其臨界截面位置可定為柱之兩端，因此，其設計彎矩MSd取用於該位置上之外加彎矩，而其安全確定應按第五十四條所建立之標準進行。
二、對屬於非擺動結構之柱，其臨界截面一般不位於柱之兩端（而是在柱身），設計彎矩需取以下兩公式較大之值：
MSd = 0.6 MSd,a + 0.4 MSd,b
MSd = 0.4 MSd,a
此處MSd,a及MSd,b係兩端之設計外加彎矩，假設∣MSd,a∣ ≥∣MSd,b∣，當導致柱單曲變形，兩數之正負值相同，而當導致柱雙曲變形，則兩數之正負值相反。
第五十六條
附加偏心距
一、第五十四條所述之附加偏心值 ea, e2及ec 分別指偶然偏心距，二階偏心距，及混凝土蠕變偏心距，應按以下幾款來制定其值，及取用時意會到在所考慮之彎曲面上之最不利情況。
二、偶然偏心距 ea 目的係包括柱施工時幾何誤差或外加合力缺乏所需位置之效應，制定其值時應按個別情況進行。在普通情況下，ea 可取相等於lo/300，但不少於20 mm，lo 指第五十二條所定義之等效長度。
三、二階偏心距 e2相應於柱彎曲所導致在臨界截面上（M’Rd - NSd e2）有最大之差，此處M’Rd係與e2相容之彎矩抵抗力，單由NSd所影響同時符合第四十六條中之假設。
可允許設定偏心距e2與柱臨界截面彎曲1/r之關係如下：
| e2 = |
1
|
l02
|
| r | 10 |
在普通情況下，為簡化起見，1/r 值可用以下公式計算：
|
1
|
= |
5
|
x 10-3 | η |
| r | h |
此處h指所考慮中彎曲截面之高度而 η係一係數，從以下公式求得：
| η = |
0.4 fcd Ac
|
| NSd |
其值應不能大於1.0；該公式中Ac代表柱之橫截面面積。
四、混凝土蠕變偏心距目的係包括因蠕變效應所導致之增大變形，制定其值時應按外加力及混凝土之流變特性來進行。
在普通情況，該偏心距可從以下公式求得：
| ec = | ﴾ |
MSg
|
+ ea | ﴿ | [ | exp | ﴾ |
φc(t∞,t0)NSg
|
﴿ | - 1 | ] |
| NSg | NE - NSg |
此處：
| MSg, NSg | 永久作用下之外加力（因而產生蠕變），計算時不用分項安全係數γf； |
| ea | 意外偏心值，在第五十六條第二款內定義； |
| φc(t∞t0) | 蠕變係數，一般設為2.5； |
| NE | Euler臨界壓力，定為10EC,28 lc / lo2，此處 EC,28 指混凝土彈性模量，lc指柱截面混凝土面積在所考慮方向之慣性矩，而 lo則指等效長度。 |
當確定以下其中之一條件時，混凝土蠕變偏心值即可省略：
MSd/NSd ≥ 2.0 h
λ ≤ 70
注意當用於預應力柱時，出現在計算 η 及 ec之NSd，NSg 及MSg 應不單包括預應力之超靜定效應，同時亦需考慮由柱預應力所導致之靜定效應。
第三章
正常使用極限狀態之安全確定
第一節
一般規定
第五十七條
總則
按照 RSA，有關正常使用狀態之確定（開裂及變形）需考慮極短期極限狀態，短期極限狀態及長期極限狀態。該等狀態分別相應以下不同作用組合：稀有組合、頻繁組合、及準永久組合。
第五十八條
安全確定規則
一、正常使用極限狀態之安全確定一般應以定義該極限狀態之參數為依據，而所引用之參數值亦應大於或相等於從作用、組合及 RSA內制定值規則中所得之值。
二、本章B及C部分包含極限狀態定義參數及正常使用表現之理論，兩部分分別序述有關開裂及變形。
三、按 RSA，正常使用極限狀態中之作用（永久或可變）分項安全係數γf及材料分項安全係數γm，應設為1.0。
第二節
開裂
第五十九條
總則
結構開裂應限制在一不影響其正常運作或出現不可接受情況之水平內。
結構體當受直接荷載或妨礙應有之變形而產生之彎矩、剪力、扭矩、或拉力時，實際上出現開裂係不可避免。
開裂同時亦可因其它因數所導致，如塑性收縮、凝固混凝土內膨脹之化學作用等。
要確保不超越可接受之開裂寬度應依靠一最少配筋率。鋼筋直徑及其間距。
第六十條
最少配筋
一、為着本條之效力，所指受拉區為未出現第一條裂縫前受拉應力之那部分截面。
二、對妨礙應有變形時在構件或其部分所導致之拉應力，為確保開裂之控制所需之最細鋼筋面積可用以下關係式計算：
As = kc k fct.ef Act / σs
此處：
| As | 受拉區內之鋼筋； |
| Act | 受拉區內之混凝土； |
| σs | 鋼筋所允許之最大應力，出現於剛開裂前（fsyk 或一較少值，按表九取用）； |
| fct,ef | 當首次出現裂縫時，混凝土之抗拉強度； |
| kc | 剛開裂前截面應力分佈系數； |
| = 1.0 純拉 | |
| = 0.4 純彎矩 | |
| = 0.2 復合彎矩 | |
| k | 應力不均勻分佈自動調平衡效應系數 |
| = 0.8 一般本身內部妨礙應有變形而導致拉應力（例如混凝土收縮） | |
| = 1.0 外間妨礙應有形而導致拉應力（例如支承沉降） |
第六十一條
不需作直接計算之開裂控制
一、受彎矩而不受拉力之樓宇鋼筋加固或預應力板，當其總厚度不超過200 mm及遵照第九十三至一百零八條之規定時，不需作其它控制開裂設施。
二、當遵照上條所述之最小配筋及第三編第二章之施工規定時，而周圍環境屬下條所定之外界環境級別一或二，可用表九及表十所定義之值作為對鋼筋最大直徑及其最大間距之確定。
表九 鋼筋之最大直徑
| 鋼筋應力(MPa) | 鋼筋之最大直徑 | |
| 鋼筋加固截面 | 預應力截面 | |
| 160 | 32 | 25 |
| 200 | 25 | 16 |
| 240 | 20 | 12 |
| 280 | 16 | 8 |
| 320 | 12 | 6 |
| 360 | 10 | 5 |
| 400 | 8 | 4 |
| 450 | 6 | - |
表十 鋼筋之最大間距
| 鋼筋應力(MPa) | 鋼筋之最大間距 | ||
| 純彎矩 | 純拉 | 預應力截面(彎矩) | |
| 160 | 300 | 200 | 200 |
| 200 | 250 | 150 | 150 |
| 240 | 200 | 125 | 100 |
| 280 | 150 | 75 | 50 |
| 320 | 100 | - | - |
| 360 | 50 | - | - |
第六十二條
外界環境侵蝕性與鋼筋腐蝕敏感度
一、選擇開裂極限狀態之安全確定，應留意考慮外界環境侵蝕性與鋼筋腐蝕敏感度。
二、外界環境級別係以混凝土在本澳所接觸之不同環境，按NB標準制定如下：
一級 混凝土不直接與水或泥土接觸；
二級 混凝土暴露於非侵蝕性空氣、水或泥土；
三級 混凝土與侵蝕性空氣、水或泥土接觸。
三、從腐蝕敏感度觀點上，及應用本規章時，預應力鋼筋及直徑少於3 mm之普通鋼筋當作高敏感，而其它普通鋼筋則當作低敏感。
第六十三條
考慮之開裂極限狀態
一、考慮開裂極限狀態以確保結構應有之耐久性應選擇在第五十七條所述之每一類作用組合，亦包括外界環境侵蝕性及鋼筋腐蝕敏感度。
按第七條，考慮開裂極限狀態可分作減壓及開裂寬度。
二、在預應力鋼筋構件，考慮之極限狀態係指減壓及開裂寬度，有關情況顯示於表十一。
表十一 預應力鋼筋之開裂極限狀態
| 外界環境級別 | 作用組合 | 極限狀態 |
| 一級及二級 | 頻繁 | 裂縫寛度 w = 0.2 mm |
| 準永久 | 減壓 | |
| 三級 | 稀有 | 裂縫寛度 w = 0.2 mm |
| 準永久 | 減壓 |
除制定極限狀態之值外，亦應遵守其它要求，如保護層厚度及混凝土配比。
此處要提醒開裂問題可能單與每一結構件之正常使用相連，以水箱為例，其密封要求不得有任何開裂。處理時應面對之特別情況。
三、注意考慮之開裂極限狀態基本上說由縱向外力及彎矩力所導致與構件鋼筋成橫向之裂縫。其他類別如因剪力及扭力以及平行縱向鋼筋方向之裂縫，應採用本規章所指示之適當構造配置以確保安全。
第六十四條
減壓極限狀態
減壓極限狀態可視為安全，若在構件截面最端之纖維上不出現，因外加力效應所引起之拉應力增加（或壓應力減少），預應力效應不計算在內。
用作確定以上情形所需之應力計算應考慮未開裂之截面，減去最終放置仍未黏着之鋼筋之空間，並接納材料之完全彈性行為。
如欲計算已黏着之鋼筋之貢獻，同質性係數 α = Es / Ec應反映出作用期間對混凝土彈性模量之影響；普通情況可採用α = 18 於永久作用（可導致蠕變）及 α = 6 於其他情況。
第六十五條
裂縫寬度極限狀態
一、裂縫寬度極限狀態可視為安全，若在受拉力最大之鋼筋之位置出現開裂，而其寬度之設計值不大於第六十三條中注明之w值。
計算該設計值Wk可按以下公式：
Wk = βSrm εsm
此處：
| Srm | 裂縫之間最終之平均距離； |
| εsm | 平均增長率，以適當之作用組合計算。 |
| β | 以平均裂縫寬度為設計值之係數 |
| = 1.7 當因外加作用而開裂或當最小尺寸大於800 mm 之截面因應有變形受阻而開裂； | |
| = 1.3 當小尺寸（長、寬、或厚）以於300 mm 之截面因應有變形受阻而開裂； | |
| 對300 mm至800 mm 之間之尺寸截面，所選之值可用內插法。 |
二、當構件係受拉，純彎曲或復合變曲，裂縫之間距離與鋼筋平均增長率可照以下方法計算：
a） 裂縫之間距離：
| Srm = 50 + 0.25 k1k2 |
Φ
|
| ρr |
此處：
| Φ | 鋼筋以mm為單位之直徑（若採用不同直徑鋼筋時，可取其平均值）； |
| k1 | 受鋼筋握裹力影響之係數；高握裹力鋼筋應用0.8；普通握裹力鋼筋應用1.6； |
| k2 | 受截面拉應力分佈影響之係數；計算如下： |
| k2 = |
ε1 + ε2
|
| 2ε1 |
此處ε1 及ε2 分別指在考慮截面最極兩端纖維之最大及最小拉應變量；利用開裂後之截面進行計算（可在純彎矩時取 k2 = 0.5及在純拉時取 k2 = 1.0 ）；
ρr 鋼筋有效比率，As/Ac,ef，此處As指在有效受拉區面積，Ac, ef其高度相等於2.5倍由截面受拉邊與鋼筋重心之距離；（見圖十三）對受拉區高度可以係很小之板或預應力構件，有效面之高度不能設為大於(h-x)/3。
圖十三：有效面積（典型情況）
b） 受拉鋼筋平均增長率：
| εsm = |
σs
|
[ | 1 - β1β2 | ﴾ |
σsr
|
﴿ | 2 | ] |
| Es | σs |
此處：
| σs | 鋼筋拉應力（或預應力鋼筋之應力變化），由所受之作用組合之合力而產生；該應力應以開裂後之截面進行計算； |
| σsr | 鋼筋拉應力（或預應力鋼筋之應力變化），以開裂後之截面進行計算，所受之外力係剛導致開裂之外力；用在未開裂之截面時，該外力將令混凝土達到其最大之拉應力fctm； |
| Es | 鋼筋彈性模量； |
| β1 | 鋼筋握裹特性係數；高握裹力鋼筋應用1.0；普通握裹力鋼筋應用0.5； |
| β2 | 永久性或循環性作用係數；頻繁組合或準永久組合應用0.5，而稀有組合應用1.0。 |
對預應力鋼筋而言，應力變化σs及σsr 應由預應力對鋼筋混凝土所產生之壓應力減弱計算。
三、在某些情況下，鋼筋平均增長率不可少於 0.4σs / Es。
四、計算在開裂截面上鋼筋之應力可採用材料之完全彈性表現，取一適合作用特性（期間）之同質性係數，為簡化起見，該係數可定為α = 15。
第六十六條
最大壓應力之確定
開裂極限狀態之安全確定應附帶按稀有組合作用來確定混凝土最大壓應力。
一般該應力界限係抗壓設計強度fcd。當混凝土未達到28日齡期時，該界限應力值須用 fck,j / γc；此處 fck,j係混凝土柱體試件在 j日齡期之抗壓標稱強度， γc則係分項安全係數，其值為1.5。
上述之確定應允許材料之完全彈性表現及考慮是否開裂之截面，開裂與否視乎拉應力是否超出第二十八條所定義之fctm值（該拉應力按未開裂截面進行計算）。
第三節
變形
第六十七條
考慮之變形極限狀態
一、從確定變形極限狀態之觀點，相應第五十七條所述之作用組合時，考慮之變形（變形、旋轉、位移）之界限值取決於結構類型及使用情況，因此應實際地作個別處理。
二、本條第三款及第四款之撓度界限值取自ISO 4356，一般能保證居住或商用樓宇、公共樓宇或廠房之足夠功用。需要小心確定不會有特別情況而令所考慮之結構出現不足之處。其它與撓度問題及其界限值之相關資料可從ISO 4356獲得。
三、當準永久作用樑、板或懸臂樑之撓度大於跨度/250時，結構之使用狀況可能受到影響。撓度之計算係相對結構之支承點。可採用反向撓度以抵消部分或全部之撓度，但一般模板之反向撓度應不大於跨度/250。
四、若易受撓度破壞之構件如間牆、與在考慮中之構件接連或接觸之其他構件、設備或裝飾在建成後其計算撓度值過高時，該類構件便能受到破壞。適當之界限值隨易受破壞之構件之性質而定，但在大部分情況下，可合理地取向一界限值相等於跨度 /500作考。若易受破壞之構件有被設計承受大位移或確實知道該構件能承受更大變形而不受破壞，該界限值可以放寬。
第六十八條
可省卻計算之情況
一、通常撓度係不需明顯計算，因為簡單之規則如限制跨度與截面高度之關係，係足夠防止普通之位移問題。當構件不遵照這類界限，或在某些情況下取用其他不在簡易方法內所制定之適當界限時，便需要進行更精確之計算。
二、當鋼筋混凝土樓宇之樑或板係按滿足本條跨度與截面高度關係之界限來進行設計時，通常所得出之撓度不會超過第六十七條第三款及第四款制定之界限。以跨度與截面高度為基本考慮之關係與因鋼筋類別及其他因數而乘上之修正系數，在表十二列明。加深說明，該表不包括反向撓度作用。
表十二 無縱向壓力下鋼筋混凝土構件之基本跨度
與有效高度比例
| 結構系統 | 嚴重受應力混凝土 | 輕微受應力混凝土 |
| 簡支樑或簡支單，雙向板。 | 18 | 25 |
| 最終一跨之連續樑，連續單向板，或表邊連續之雙向板。 | 23 | 32 |
| 內跨樑或單、隻向板。 | 25 | 35 |
| 只用柱而不用樑支承之板 （平板） ，（基於長跨） | 21 | 30 |
| 懸臂 | 7 | 10 |
三、用在以下情況，表十二所得之值可以減小：
a） 在T截面，當樑翼與樑腹之比例大於3時，所得值可乘0.8；
b） 當構件跨度大於7m時，所得值可乘7/lef （lef以米計算），平板承載著可能因大變形而破壞之間牆除外；
c） 當平板長邊跨度大於8.5m 時，所得值可乘上 8.5/lef （lef以米計算）。
四、表十二所列出之數值係由一假設250 MPa之鋼筋應力（相應大約 fsyk = 400 MPa）所得，該應力係以設計外加荷載放在樑或板跨中或懸臂樑支承端，按已開裂之截面計算。當用其它應力計時，表十二之值應添上 250/σs，此處 σs 係截面在頻繁組合荷載。通常以下係保守之假設：
250/ σs = 400/ (fsyk As,cal/As,ef)
此處：
As,ef 配置之鋼筋面積；
As,cal 極限狀態下截面計算所需之鋼筋面積。
五、在解釋表十二時，要注意以下附加點：
a） 通常所指示之值均較為保守，從計算中經常表示可取更薄之構件；
b） 混凝土輕微受應力之構件指 ρ< 0.5% (ρ= As/b d)。通常板構件假設為輕微受應力；
c） 若知道所用配筋率時，處於輕微受應力（ρ= 0.5%）及嚴重受應力（ρ= 1.5%）之間之配筋率，其相對之值可以內插法計算；
d） 雙向板之核查應以短跨為基本。平板則用長跨；
e） 平板所取之界限，相對起根據柱支承在跨中計算之跨度/250撓度值，係較為寬容之界限。經驗顯示該做法為滿意。
第六十九條
以驗算方法作撓度確定
一、當有需要時，撓度驗算應按適合確定用之荷載情況進行。
二、所採用之驗算方法應能代表結構物在有關作用下之真實表現，亦應符合驗算所要求之適當精確性。鋼筋混凝土與預應力混凝土之變形係受很多因素影響，沒有一種因素係肯定地知道。計算出之結果並不視為對預定撓度之一個準確估計。因此，要避免採用太過複雜之驗算方法。
三、兩種限制情況出現在混凝土截面之變形：
—— 非開裂之情況；
在這情況下，混凝土與鋼筋在拉力及壓力下一起彈性地運作。
—— 完全開裂情況；
在這情況下，在受昇時，不考慮混凝土之功能。
構件預料不在本身任何位置出現荷載水平超出混凝土抗拉強度時應視為非開裂。開裂構件之表現界乎於非開裂與完全開裂之間，當構件主要係叛變曲時，下面之基本公式提供對構件表現足夠之估計：
α= ζα|| + (1 - ζ)α|
此處：
| α | 考慮中之參數，如應力、變曲度、旋轉角。（為簡化起見，α也可定為撓度）； |
| α|,α|| | 分別指非開裂與完全開裂情況所得之參數值； |
| ζ | 分佈系數，非開裂時相等0，開裂截面可用以下公式： |
| ζ = 1 - β1β2 | ﴾ |
σsr
|
﴿ | 2 |
| σs |
σs, σsr, β1,β2可見第六十五條。
（注意σs / σsr在變曲時，得用 M / Mcr 代替，或在純拉時，得用 N /Ncr代替）。
允許因荷載而變形，材料要評定之臨界特性係混凝土抗拉強度及彈性模量。
表二列出一般可能之抗拉強度。通常若採用 fctm，對表現可得最佳之估計。
混凝土彈性模量可從表四取得。蠕變之影響可用有效彈性模量考慮：
Ec,ef = Ec/(1+Φ)
此處Φ係蠕變系數。
收縮曲率可用以下計算：
1/rcs = εcsαθS / I
此處：
| l/rcs | 收縮導致之曲率； |
| εcs | 自由收縮應變； |
| S | 鋼筋面積於截面重心之一次力矩； |
| l | 截面慣性矩； |
| αθ | 有效同質性系數 (αθ = Es/Ec,ef)。 |
S 及l應以非開裂及完全開裂情況計算，最終曲率由基本公式評定。
評定撓度最精確之方法係在構件多個截面計算其曲率，然後再用數值積分方法計算撓度，通常該方法所花之工作並不認為應當，而可接受取計算撓度兩次，以整個構件非開裂及完全開裂情況進行，然後再運用基本公式。以上之方法並不直接適用於受有大影響縱向力之開裂截面上。
第三編
構造配置及設計規定
第一章
鋼筋之一般規定
第七十條
主筋及副筋
一、鋼筋混凝土及預應力混凝土除主筋之排置應根據本規章所建立之規則而設計外，副筋之排置應確保能發揮其功能方面之效能，並應保証其與構件各部分間之連接，以及限制局部裂縫之擴大。
二、於很多情況中，副鋼筋之採用可於擾動區中適當考慮力平衡，作為此類問題之分析可根據本規章第三部分之構造規定進行。
第七十一條
不同類型鋼筋之組合應用
不同類型鋼筋之組合應用僅要求適當考慮其設計及於工地中小心避免由於鋼筋錯誤標示而導致之錯誤發生。
第七十二條
束筋
一、對由普通鋼筋所組成之束筋，在使用上每組束筋不得超過三根鋼筋，但對能緊密捆扎且垂直使用之束筋，其數量最多可使用四根鋼筋。除此以外，束筋之排放在每一方向上應不出現超過兩根接觸之鋼筋。
於各種情況中，束筋之等效直徑 Φn 可由下式定義：
上式中Φi為束筋中所使用n根鋼筋之直徑，Φi值不應大於55 mm。
為遵守本規章對束筋之規定，於設計時束筋直徑應考慮其等效直徑。
二、對使用後張法施工之預應力鋼筋，當其套管直徑不超過50 mm時，每束筋最多可以四個套管作為一束使用，並且在每一方向之排放上不超過兩根接觸之鋼筋。然而對套管大於50 mm時，僅允許用兩根套管組成之束筋，及當用於樑和板時，只能在垂直方向使用。
三、對使用先張法施工之預應力鋼筋，每組束筋僅能以兩根預應力鋼筋組成。
第七十三條
鋼筋之最小間距
一、鋼筋或預應力套管或束筋間之淨距，應能滿足混凝土澆置時所需之條件，即保証鋼筋能完全地被混凝土包封及確保能達到良好握裹之所需條件。
二、普通鋼筋之淨間距不應小於最大鋼筋之直徑（或束筋之有效直徑）及以20 mm作為最小值。
三、使用後張法施工之預應力鋼筋，單一套管淨間距或束筋淨間距應不小於最大套管直徑，同時亦不應小於40 mm（斷面垂直方向）及50 mm（斷面水平方向）。然而，對於一水平套管束，套管束到最接近之套管間之淨距離，除滿足上列要求外，亦應不小於最大套管直徑之1.2倍（斷面垂直方向）及1.5倍（斷面水平方向）。
四、使用先張法施工之預應力鋼筋，鋼筋間之淨距離不能小於最大鋼筋直徑，同時亦不應小於 10 mm（斷面垂直方向間距）及 20 mm（斷面水平方向間距）。
垂直組成之束筋與最接近之鋼筋間之淨距離不能小於最大鋼筋直徑之1.5倍，同時亦不應小於 10 mm（斷面垂直方向間距）及 25 mm（斷面水平方向間距）。
水平組成之束筋與最接近之鋼筋間之淨距離不能小於最大鋼筋直徑之兩倍，同時亦不應小於 30 mm（斷面垂直方向間距及斷面水平方間距）。
五、鋼筋淨間距除了依從本條之最低規定外，同時亦應不小於最大骨料粒徑 dg 或 20 mm，並應保証鋼筋能被混凝土有效包封著。除此以外，若最大骨料粒徑 dg > 32 mm，則此淨間距應不小於dg + 5 mm。
當鋼筋排置之密度較大時，各層鋼筋應於其垂直面上排成直線以存有適當之空間讓插入式震動棒通過。
六、本條中對鋼筋最小間距之要求並不適用於鋼筋交接或鋼筋疊接之情況。
第七十四條
鋼筋之最小保護層
一、鋼筋保護層或預應力套管保護層（或其束筋保護層）應足夠且能供給混凝土有較好之澆注條件，該保護層不單要保証能保護鋼筋足以抵抗侵蝕，並且能於鋼筋與混凝土間有效傳遞外力。
二、當採用普通鋼筋及混凝土等級小於B30時，除了板結構外，按環境級別，一般構件所需之最小保護層厚度如下：
| 一級 | 20 mm |
| 二級 | 30 mm |
| 三級 | 40 mm |
對預應力鋼筋混凝土，以上之保護層最低要求應增加 10 mm。
若為下列情況時，保護層厚度可減少：
5 mm ，於板結構時；
5 mm ，當混凝土等級為 B30，B35 ，B40時；
10 mm，當混凝土等級大於B40時。
以上保護層厚度之減小可累積考慮，但在一些情況下，保護層厚度之採用絕不能小於15 mm。
保護層之最小厚度除了滿足以上所定立之條件外，同時亦應不小於主筋直徑（或其束筋之等效直徑）。在預應力鋼筋混凝土中，對使用後張法施工之鋼筋最小保護層亦應不小於預應力套管直徑及以 40 mm 作為最小值，然而對使用先張法施工之鋼筋最小保護層厚度應不小於主筋直徑之兩倍及以 20 mm 作為最小值。對以後張法施工之水平束筋，其側向保護層厚度不應小於最大套管直徑之兩倍。
第七十五條
鋼筋之最大曲率
一、鋼筋被彎曲至最大曲率時，該彎曲應不影響其強度，而於彎曲區間內之壓力不應造成混凝土之壓碎或斷裂。
二、普通鋼筋之彎曲直徑應不低於表十三所定之值。
表十三 普通鋼筋彎曲之最小內徑
| 彎鉤、彎曲筋、套桿 (見圖十四) |
彎起鋼筋或曲桿 | ||||
| 鋼筋直徑 | 鋼筋之最小保護層，以曲面法線方向計算。 | ||||
| Φ< 20 mm | Φ ≥ 20 mm | > 100 mm 及 > 7Φ | > 50 mm 及 > 3Φ | ≤ 50 mm或 ≤ 3Φ | |
| 光面圓鋼筋 A235 | 2.5Φ | 5Φ | 10Φ | 10Φ | 15Φ |
| 高握裹力鋼筋 A335, A400, A500 | 4Φ | 7Φ | 10Φ | 15Φ | 20Φ |
* 請查閱：更正
三、若普通鋼筋彎成套桿之形式，其彎曲直徑應不低於以下表達式之數值：
| ﴾ | 0.7 + 1.4 |
Φ
|
﴿ |
σsSd
|
Φ |
| a | 1.5fcd |
此處σsSd為鋼筋受彎時之起始應力，係對應於作用效應組合設計值。a則取以下兩數值之小者：彎套平面與構件表面間之距離；彎套平面與其臨近之彎套平面間之距離。
第七十六條
鋼筋與混凝土間之握裹力
一、鋼筋與混凝土間之握裹力特性，不單係兩種材料一起相互作用之問題，同時亦係鋼筋拼接與錨固形式所成之問題，其中握裹力基本上可透過握裹強度來定義，然而該強度之數值大小係取決於鋼筋之握裹特性、混凝土等級以及混凝土與鋼筋之包裹情況等。
二、從握裹之觀點而言，普通鋼筋可分類為普通握裹力鋼筋及高握裹力鋼筋。而握裹力之大小則有賴於混凝土與鋼筋間包裹之好壞。欲使混凝土澆注時能產生優良之握裹條件，則可將鋼筋彎曲至與水平面成 45o 及 90o 之角度，或於澆注方向上構件厚度不超過 250 mm並與鋼筋澆注成一整體者均可視作優良握裹。當厚度大於250 mm，則只能對位於構件之下半部分（或於同一階段澆注時之下半部分厚度）考慮為優良之握裹能力，又或從表面以下大於300 mm以外之位置均可考慮視作優良握裹。
普通鋼筋之握裹強度設計值 fbd為表十四中所示。
表十四 普通鋼筋握裹強度設計值fbd(1)（MPa）
| 鋼筋握裹特性 | 混凝土等級 | |||||||||
| B15 | B20 | B25 | B30 | B35 | B40 | B45 | B50 | B55 | B60 | |
| 普通握裹鋼筋 | 0.8 | 1.0 | 1.1 | 1.2 | 1.3 | 1.4 | 1.5 | 1.6 | 1.6 | 1.7 |
| 高握裹鋼筋 | 1.6 | 2.0 | 2.3 | 2.7 | 3.0 | 3.2 | 3.4 | 3.8 | 4.1 | 4.3 |
（１） 表中所定之數值僅適用於以上所述混凝土澆注下之優良握裹條件，對於其他握裹條件，以上數值應乘以0.7予以折減。
表十四中所採用之握裹強度設計值係根據下列表式求得：
| 一般握裹鋼筋：fbd = 0.3 | √ |
fcd
|
(fcd 以MPa表示) |
高握裹鋼筋： fbd = 2.25 fctd
三、當鋼筋承受高應力變化時，特別係較大直徑之鋼筋，應滿足下列條件進行一握裹之局部檢核。
| τbSd = |
∆FsSd
|
≤ fbd |
| u∆x |
此處：
| τbSd | 相應於作用效應組合設計值之握裹應力； |
| ΔFsSd | 於鋼筋Δx距離之兩截面上兩力值之差，而採用 Δx ≤10Φ；
（此為相應於作用效應組合設計值）； |
| u | 鋼筋截面周長，當在束筋情況時，則為第七十二條第一款所定之等效截面直徑之周長； |
| fbd | 握裹強度設計值。 |
四、當構件顯著地承受可變作用，而該可變作用引起鋼筋內有反覆應力及有較大幅度之應力變化時，則應考慮鋼筋錨固情況及鋼筋拼接情況所成之結果，對握裹強度謹慎地予以降低。
第七十七條
普通鋼筋之錨固
一、普通鋼筋之端部應以錨固形式被固定於混凝土中，而該錨固可由鋼筋之直線延伸或彎曲延伸組成，或以套桿形式、或採用特殊機械方式達到錨固作用。
二、利用鋼筋之延伸可作為錨固使用，當鋼筋以彎曲延伸時可採用彎鉤或彎曲筋作錨固，而其幾何特性則列示於圖十四中，其使用為取決於鋼筋在混凝土中之握裹能力及外力形式等。此外，對一般握裹鋼筋僅能採用彎鉤作錨固，除此以外，倘若該類鋼筋經常承受壓力，則可採用錨固直筋作錨固。對高握裹鋼筋則應採用錨固直筋作錨固，倘若該類鋼筋經常承受拉力，則允許使用彎鉤或彎曲筋作錨固。
三、於鋼筋錨固範圍內，應繫上剪力鋼筋（箍筋或聯繫筋）並沿著錨固區內均勻地分佈。當採用錨固直筋作為承受拉力之錨固時，剪力鋼筋應集中放置於靠近錨固筋之未端位置。在其餘情況中，當承受壓力之錨固時，對剪力箍筋排放位置應圍繞錨固區開始放置，並同時向外延伸超過錨固區直到4倍錨固筋直徑之位置。
沿著錨固筋方向所排放之剪力箍筋之最小鋼筋總面積為單一錨固筋面積之25%。
若受拉錨固鋼筋位於構件承受橫向壓力之區間內（例如，由支點反力所致），與及錨固鋼筋與構件表面之距離夠大或錨固鋼筋與其他鋼筋間之距離夠大等情況下，對於以上剪力箍筋之要求則可以予以豁免。
圖十四：錨固鋼筋所需長度
四、鋼筋錨固長度 lb,net（圖十四）可由下式定義：
| lb,net = lb |
As,cal
|
α1 |
| As,ef |
其中：
| lb = |
Φ
|
fsyd
|
| 4 | fbd |
於某些情況中，最小鋼筋錨固長度應不少於以下任一數值之最小者：10Φ； 100 mm；拉力錨固筋取0.3lb；壓力錨固筋取 0.6lb。
鋼筋錨固長度公式所採用之符號意義如下：
| As,cal | 設計所要求之錨固筋斷面積； |
| As,ef | 實際採用之錨固筋斷面積； |
| α1 | 若為承受拉力之曲線錨固筋採用0.7，其餘情況該係數均採用1； |
| Φ | 鋼筋直徑或束筋等效直徑； |
| fsyd | 鋼筋之屈服應力設計值或鋼筋之0.2%規定非比例伸長應力值； |
| fbd | 為第七十六條中所定義之握裹強度設計值。 |
五、為束筋錨固情況時，每組束筋應以每根鋼筋之錨固長度作個別地錨固，但各組束筋之錨固端部間隔距離至少應為1.3倍錨固距離。然而，當束筋被終止於支承中之情況時，其錨固可與其他鋼筋一起並應以相應之束筋等效直徑計算錨固長度。
六、當採用套桿作錨固時，應確保套桿之外切線距離等於套桿內經之半與3倍套桿鋼筋直徑之和。
為減輕混凝土裂縫之出現，應於套桿平面之垂直方向上排放剪力鋼筋，而鋼筋之排放應參照第三款所闡述之情況予以實行。
七、對採用特別之機械式裝置進行錨固時應有適當之証明其合理性。
第七十八條
箍筋及剪力鋼筋之錨固
箍筋及剪力鋼筋一般係採用彎鉤或焊接剪力鋼筋之形式作錨固，而對高握裹預力鋼線及高握裹鋼筋之箍筋均可採用彎曲筋形式作錨固。此外在彎鉤或彎曲筋之彎曲內部應置有一根鋼筋。該類箍筋及剪力鋼筋作為錨固之整體考慮時應滿足：
—— 彎鉤或彎曲筋之彎曲部分應以直線延伸且其長度不能小於：
最小為50mm之5Φ，當角度為135o 或大於135o 之彎曲度（見圖十五a）；
* 請查閱：更正
最小為70mm之10Φ，當角度為 90o 之彎曲度（見圖十五b）。
* 請查閱：更正
—— 錨固直筋於其接近末端部分應：
採用兩根焊接剪力鋼筋（見圖十五c）
或採用壹根焊接剪力鋼筋，但其直徑不應小於1.4倍主筋直徑（見圖十五d）。
圖十五：箍筋之錨固
第七十九條
焊接鋼筋綱之錨固
一、焊接鋼筋綱之縱向鋼筋端部應以錨固直筋之形式固定於混凝土中。
除本條第三款所述之情況外，一般該類縱向錨固筋之錨固長度應大於350 mm，並包括以下所定之最小橫向剪力鋼筋數量：
縱向鋼筋直徑小於或等於8.5 mm之單層鋼網綱雙層鋼綱：
普通握裹鋼筋——3根橫向剪力鋼筋；
高握裹鋼筋——2根橫向剪力鋼筋；
縱向鋼筋直徑大於8.5 mm之雙層鋼綱；
普通握裹鋼筋——4根橫向剪力鋼筋；
高握裹鋼筋——3根橫向剪力鋼筋。
對以上所指定之橫向剪力鋼筋數目及最小錨固長度可根據As, cal / As, ef之關係按比例予以折減，As, cal / As, ef為設計所要求之錨固筋斷面積及實際採用之錨固筋斷面積之比值，折減後橫向剪力鋼筋數目應以上值取整，而錨固長度則不能小於100 mm。
二、對承受應力變化幅度較大且出現非常頻繁之作用時，在本條第一款所指定之橫向剪力鋼筋數目應予以增加一根。
三、若鋼綱係採用高握裹鋼筋時，則可不須考慮橫向剪力筋之效用，但其錨固應遵照第七十八條對錨固直筋所制定之錨固規定。
由兩層鋼網疊置組成之束筋，通常其錨固應每組束筋一起進行錨固，但其對應之錨固長度應根據其束筋等效直徑計算。
四、欲使鋼綱中之橫向剪力筋亦可承擔抵抗作用，（例如樓板於兩方向上加固），則該類鋼筋之錨固應根據縱向鋼筋之規定進行。
第八十條
預應力鋼筋之錨固
預應力鋼筋之錨固應於所使用之預應力系統中作預先處理，並應對於附件三中有關從鋼筋未端起之預應力消散等規定，以及第一百二十條至第一百二十二條有關構件於錨固區內之強度情況等規定加以注意。
第八十一條
普通鋼筋之拼接
一、普通鋼筋之拼接可透過採用疊接形式、焊接形式或利用特殊機械裝置之形式進行。鋼筋應盡量避免使用拼接，若使用拼接時則應優先考慮於鋼筋承受較低應力之區間上。
二、除第三款之情況外，對於鋼筋以疊接形式進行拼接時，在使用時應遵守以下各項規定：
a）於疊接區間內鋼筋之錨固應滿足第七十七條第二款有關鋼筋未端所需彎鉤之規定，並應滿足第七十七條第三款有關鋼筋拼接區間內使用橫向剪力箍筋之要求；
b）受拉鋼筋之最小疊接長度 lb,o 應滿足下式：
lb,o = α2 lb,net
於某些情況中，疊接長度不可小於 15Φ 並且也不能小於200 mm。該表達式中之 lb,net 應滿足第七十七條第四款中所述之情況。然而，係數 α2可取下列數值：
α2 = 1.0 於同一斷面上需要疊接之鋼筋量小於斷面總鋼筋量之30%時，並且根據圖十六中 a≥10Φ 及 b≥5Φ，在計算受壓及受拉鋼筋疊接長度時採 用。
α2 = 1.4 計算受拉鋼筋疊接長度，僅需滿足以下其中一項條件時採用：
i） 於同一斷面上需要疊接之鋼筋量等於或大於斷面總鋼筋量之30%時採用；
ii）根據圖十六，倘若 a< 10Φ 或 b < 5Φ時採用。
α2 = 2.0 計算受拉鋼筋疊接長度時，倘若以上之條件 （i）及（ii）同時成立時採用。
圖十六：決定α2之a、b之位置
於受壓鋼筋之情況中，採用疊接形式拼接時應以直線方式進行，而其最小疊接長度 lb,o 應直接採用第七十七條所定義之 lb 值。
c）在受拉鋼筋拼接之情況中，於同一斷面上鋼筋拼接之數目，當採用高握裹鋼筋，直徑小於16 mm進行拼接時，則允許全部予以拼接。若鋼筋直徑等於或大於16 mm則於同一斷面上拼接鋼筋斷面積不能超過鋼筋總斷面積之1/2；當採用普通握裹鋼筋時，直徑小於16 mm及等於或大於16 mm時，於同一斷面上拼接鋼筋斷面積分別不能超過鋼筋總斷面積之1/2及1/4，此為對於拼接時以相同斷面進行。鋼筋拼接時，沿構件縱向方向上，僅當各鋼筋拼接接頭間中點之距離大於1.5 lb,o時，才可考慮該拼接不在同一斷面上。
對受壓鋼筋拼接時，此處並沒有對鋼筋拼接數目作任何特別之規定。
三、當鋼筋拼接採用疊接形式時，通常應儘可能避免於構件中顯著承受拉力（拉桿）之地方進行疊接。無論如何，在疊接時不可採用直徑大於16 mm之鋼筋進行疊接或不可採用配筋率大於1.5%進行疊接。
一般而言，對於受拉鋼筋其疊接應根據本條第二款之規定進行，同時於疊接時並應注意下列數點：
a）於同一斷面中鋼筋疊接數目應不大於斷面鋼筋總數之1/4；
b）疊接長度 lb,o之決定，可採用本條第二款b項進行。對受拉鋼筋之情況，通常應計算 lb,net 並考慮鋼筋與混凝土之間是否符合優良握裹條件；
c）於鋼筋拼接區間內應採用第七十七條第三款所述之橫向剪力箍筋，並沿著拼接區間內分佈。然而其箍筋間距不能大於拼接鋼筋直徑之四倍。
四、採用疊接形式拼接之束筋，各組束筋之拼接應以不同鋼筋之拼接中點各自分隔開，且束筋疊接長度不能小於1.3倍個別鋼筋拼接長度。
五、以上述及之拼接數目亦適用於彎套之疊接，然而本條第二款b項之最小疊接長度 lb,o則除外，該處可取彎套內徑加以七倍彎套鋼筋直徑作為彎套最小疊接長度。
六、若採用焊接形式作拼接，該方法僅准許使用在焊接使用程序中具有必須之可焊特性之鋼筋表面。
基於設計方面之考量，在拼接區內一焊接鋼筋之斷面僅能考慮為80%之斷面標稱值，並應同時滿足下列條件：
- —— 焊接之過程應小心及受到監控；
- —— 同一構件斷面中之焊接鋼筋斷面積不能超過該斷面之鋼筋總斷面積之1/5；
- —— 若構件需承受出現頻繁且變化幅度甚大之外力作用時，該構件不能採用焊接作鋼筋拼接。
七、採用特殊機械裝置作鋼筋拼接時，應作適當之驗證。
第八十二條
焊接鋼綱之拼接
一、焊接鋼綱之縱向鋼筋之拼接應採用直線段之疊接形式，並應滿足本條第二款、第三款、第四款及第五款之規定。該類拼接僅允許於設計所要求之鋼筋斷面積與實際採用之鋼筋斷面積之比值 As,cal /As,ef 小於0.7時採用。
對雙層鋼綱縱向鋼筋直徑大於 8.5mm時，其拼接僅允許以鋼綱重疊之形式進行，無論如何，該類拼接不可位於拉力面之位置上進行。
二、除本條第三款及第四款所提及之情況外，焊接鋼綱拼接時其最小疊接長度一般應大於450mm及剪力橫向鋼筋之數目最小應如下所示：
| 普通握裹鋼筋 | 五根橫向剪力鋼筋 |
| 高握裹鋼筋 | 四根橫向剪力鋼筋 |
三、採用高握裹鋼筋組成之焊接鋼綱，不能考慮由橫向剪力鋼筋所作之貢獻，拼接時其疊接長度之決定應根據第八十一條中有關採直線疊接作為拼接之相關規定。
由兩層鋼綱疊置組成之束筋，在進行拼接時得以每組束筋一起拼接，但應根據其相應之束筋等效直徑決定其疊接長度。
四、當構件承受出現頻繁且變化幅度甚大之應力作用時，焊接鋼綱之拼接並不允許採用普通握裹鋼筋進行；於該情況中，其拼接可採用高握裹鋼筋進行，但其疊接長度之決定應根據本條第三款之規定。
五、在採用鋼綱重疊作拼接之情況下，該類鋼綱拼接距離至少應等於最小疊接長度之1.5倍。
六、於鋼筋排置時，鋼綱橫向剪力鋼筋之拼接，其拼接長度不應小於 200mm及在該範圍內最小應包含2根縱向鋼筋（橫向剪力鋼筋直徑小於 6.5mm）或三根縱向鋼筋（橫向剪力鋼筋直徑大於 6.5mm）；若為本條第四款之情況，其最小鋼筋數目應增加一根。
第八十三條
預應力鋼筋之拼接
預應力鋼筋之拼接應透過所採用之預應力系統予以特別處理。
第二章
有關結構構件之規定
第一節
樑
第八十四條
樑之縱向最大及最小配筋量
一、樑之縱向拉力配筋率 ρ 應不少於第六十條所示之條件，亦不少於以下：
| 0.25 | 當採用A235鋼筋； |
| 0.18 | 當採用A335鋼筋； |
| 0.15 | 當採用A400鋼筋； |
| 0.12 | 當採用A500鋼筋。 |
配筋率係根據以下關係式所定義：
ρ = As / ( bt d ) x 100
二、樑之縱向拉力及壓力鋼筋面積（最大配筋量）不應超過樑總面積之4%。
第八十五條
縱向配筋之截斷
一、若能確保抵受相關之拉力，樑之縱向配筋可被截斷。拉力圖係將 MSd/ z 分佈圖及樑軸平行方向平移而成，此處 MSd 係在一已知截面上之設計外加彎矩，而z係該截面之內力力臂（圖十七）。
平移值al 視外加設計值VSd剪力配筋種類而定，按照以下指示取用：
在 Vsd ≤2/3VRd2區域內：
al= d 採用垂直箍筋；
al= 0.75d 採用垂直箍筋加45o斜筋；
al= 0.5d 採用45o斜筋；
在VSd > 2/3VRd2區域內：
上面所述之值可減少0.25d。
第四十七條中已指出上面公式之τRd值，同時亦指出 bw 及d之定義。
圖十七：錨固長度
二、配筋可以在圖十七中（b）之中間位置取消，該配筋應按其錨固長度延長，普通鋼筋及焊接鋼筋之錨固長度分別在第七十七條及第七十八條中說明。
三、當取消之縱向鋼筋用作抗禦剪力之斜彎筋時，在傾斜部分外應按第七十七條所指之錨固長度延長；該錨固長度在樑之受拉區或受壓區分別應增加或減少30%。
第八十六條
支承之縱向配筋
一、在固端支承（或連續端支承），配筋需要承受固端彎矩所造成之拉應力，其錨固長度應參照第七十七條及第七十八條，由距離支承內面之一截面開始計算，該截面距離取以下之較小值：支承寬度，或樑有效深度之兩倍。
二、進入樑支承內之配筋（無改變方向）應不少於由跨內彎矩最大拉應力要求下鋼筋量之1/4；該鋼筋之錨固應按以下所規定之標準進行：
a） 在自由旋轉支承（或弱固端支承），直接支承之錨固鋼筋應由支承內面開始，而簡接支承則應由支承內面距離1/3支承寬度之截面開始（見第九十一條）。錨固長度應按第七十七條及第七十八條計算，鋼筋所受拉力Fs為：
Fs = VSd al/ d
此處：
VSd 支承上設計外加剪力值；
al 參照第八十五條之平移。
無論如何，用該計算方法在直接支承上所得之錨固長度可減少1/3，但應保留第七十八條對鋼綱之最低要求或第七十七條第四款對鋼筋之要求，在此只應與所指示之最小值10Φ作比較；
b） 在固端或連續端支承，錨固應滿足上面有關直接支承之標準。若在連續端部分之鋼筋應無間斷地由一跨通過支承到達另一跨。
第八十七條
剪力配筋
一、樑應在全跨上用包圍其高度之箍筋加固，加固應包括縱向受拉鋼筋及（被考慮為有承截力時之）受壓鋼筋。
箍筋之端部應以彎鉤為終結，高握裹力綱筋得採用彎曲筋；該彎鉤及彎曲筋應按第七十八條之指示作設計。
箍筋兩相鄰肢之距離應不大於樑有效高度或600 mm；箍筋最小配筋率和最大間距應遵照以下幾點中定立之條件。
二、一般情況箍筋率ρW應不少於：
| 0.16 | 當採用A235鋼筋時； |
| 0.12 | 當採用A335鋼筋時； |
| 0.10 | 當採用A400鋼筋時； |
| 0.08 | 當採用A500鋼筋時。 |
該配筋率用以下關係式作定義
| ρw = |
Asw
|
x 100 |
| bws sin α |
此處：
Asw 箍筋肢部截面面積總和；
bw 樑腹寬度，按第四十七條考慮；
s 箍筋間距；
α 箍筋與樑軸所成角度 (45o<α<90o)。
若已確定在樑之某部位上 VSd < VRd1，上述之最小配筋率得乘上 VSd / VRd1作折減；此處VSd 係設計外加剪力而 VRd1 在第四十七條第四款中說明。
三、當箍筋與樑軸成直角時，箍筋間距s應遵照以下條件：
在VSd ≤1/6VRd2部位時：
s ≤0.9 d；最大不超過300 mm；
在1/6VRd2 <VSd <2/3VRd2時：
s ≤0.5 d；最大不超過250 mm；
在VSd > 2/3VRd2部位時：
s ≤0.3 d；最大不超過200 mm。
上面公式VRd2值按第四十七條取用。
當箍筋與樑軸傾斜成α角時，以上所指之箍筋間距可透過 (1+cotg α)予以擴寬，但無論於任何情況下，箍筋間距均不能超過300 mm。
四、當箍筋間距符合表十五所示之要求時，因剪力而導致之開裂可視作已適當受控制。當3VRd1>VSd時，構件不須其它任何驗証，因為在該使用之荷載下，剪力不導致開裂。
表十五 箍筋間距
| (VSd-3VRd1) / ρwbwd (MPa) | 箍筋間距 (mm) |
| ≤50 | 300 |
| 75 | 200 |
| 100 | 150 |
| 150 | 100 |
| 200 | 50 |
五、斜彎剪力筋在可能情況下，應在彎曲面上對稱地擺放，最近構件兩側之鋼筋不用作斜彎筋。斜彎筋最大縱向間距s應不大於0.9d (1+cotg α)。而當VSd 大於 (2/3) VRd2時，該間距應減半。
第八十八條
扭力鋼筋
扭力鋼筋應用按第八十一條拼接方法所得之緊閉式箍筋；其間距應不超過（1/8）Uk（此處Uk係第四十九條中定義之周界）或300 mm。
扭力縱向筋應放置在箍筋內之輪廓線上，其最大間距為350 mm；在輪廓線上之每一角應放置不少於一根鋼筋。
第八十九條
樑腹配筋
當樑高超過1m 時，應在樑腹兩側放置縱向鋼筋，分佈於橫切面之高度上，較佳選擇放在受拉區域內。
在樑腹之鋼筋應與縱向受拉鋼筋之種類相同，而每一邊其總面積應不少於在該面中縱向鋼筋面積之4%。
第九十條
連接樑翼與樑腹之鋼筋
受拉或受壓之翼樑應放置連接樑翼與樑腹之鋼筋，分佈在樑翼垂直連接面之方向，亦即平行彎曲面之方向。
該鋼筋應確保抵禦因沿著連接面之剪力所生之縱向力。
在普通情況下，當樑翼跟樑腹之混凝土係一起澆注時，可括免該鋼筋之特定設計，而只需取其斷面面積不少於總箍筋面積之一半及有相同之間距。
當樑翼在垂直樑彎曲面之平面上受彎矩力時，該彎矩力所得之鋼筋可用作連接之鋼筋。
第九十一條
懸垂配筋、非直接支承
一、非直接支承（次樑在主樑上之支承），當兩條樑互相貫穿時，應在主樑上以額外之箍筋作懸垂鋼筋，其截面足夠抵禦次樑所施之支承力。該箍筋應分佈在兩條樑相交之範圍內，範圍由主樑起；延伸在次樑軸兩邊，每邊一長度相等以下較大之值：b2/2及h1/2，b2指次樑寬度，而h1則指主樑高度。
當主樑面及次樑面在同一水平時，懸垂箍筋面積可按次樑及主樑之高度關係h2/h1來減少。
終結於主樑之次樑縱向鋼筋應按第八十六條所指之規定錨固，當錨固採用彎曲筋時，所彎之一斷長度應不放置在垂直主樑縱向鋼筋方向平面上。
二、當荷載施加於樑下部（懸垂荷載），應由樑上部放置懸垂鋼筋將施加荷載區連接，該處亦應有效地錨固。懸垂鋼筋斷面面積應設計能抵禦全部有關之荷載。
第九十二條
抵禦方向改變力之配筋
因內壓應力或拉應力方向改變區域產生指向構件外面之力（方向改變力）應適當地以鋼筋來抵禦。
注意在常規上，在受壓之凸角轉折點及受拉之凹角轉折點都會出現方向改變力。在這最後情況，該方可由在改變方向區相交之受拉縱向鋼筋抵禦，該筋並應適當地從該區起延伸。
第二節
實心板
第九十三條
最小厚度
一、實心板之厚度不能小於以下之值：
- 50mm非使用樓板；
- 70mm主要承受分佈荷載之板；
- 100mm承受比較重要集中荷載之板；
- 120mm承受十分重要集中荷載之板；
- 150mm直接支承柱構件之板。
二、屬上款情況及按第六十七條及第六十八條作基礎之特別判定以外，板厚度應符合表十二所指示之條件。
第九十四條
最小主鋼筋
板主筋率應不小於第八十四條有關樑之最小配筋率。
在兩個方向都配筋之板，本條之條件適用於兩主筋之每一方向。
第九十五條
主鋼筋之最大間距
一、普通鋼筋為主筋之最大間距應不大於板厚之1.5倍，亦不大於350mm。
二、除上款之情況外，通常鋼筋之最大間距亦應不超過第六十一條有關樑之最大值之兩倍，除非有以第六十三條及第六十五條作基礎之特別判定。
第九十六條
鋼筋截斷，支承上之鋼筋
實心板主筋之截斷及於支承端後之延長與錨固分別要相同地遵守第八十五條及第八十六條有關樑之準則。無論如何，按第八十六條第二款延長之鋼筋應不少於跨內最大受拉鋼筋之1/2，同樣地用在自由旋轉支承（或弱固端支承）及固端或連續支承上。另一方面，對不設剪力鋼筋之板，第八十五條第一款所述之平移al應取為1.5d。
第九十七條
剪力鋼筋
一、在板需放置抗剪力鋼筋之部位，該配筋率應不少於第八十七條第二款所指示之板箍筋值，即使在情況下可用上斜彎筋。
當在板部位之每單位長度剪力 VSd不超出（1/3）τRd，剪力鋼筋可全部採用斜彎筋，此處τRd取第四十七條所指示之值。在VSd 超出該值之部位應以箍筋為剪力鋼筋之一部分，箍筋量不少於前述最小配筋率。
二、剪力鋼筋之最大間距應如下：
在跨之方向：45o斜彎筋用1.2d，直箍筋用0.6d；
與跨橫切之方向：1.5d，最大為600mm，同樣地用於斜彎筋及箍筋。
第九十八條
單向板之分佈鋼筋
一、實心板在單方向配筋應放置足夠之分佈鋼筋，分佈間距不大於350 mm。
在板非受荷載之另一面，應在長邊之方向放置鋼筋，其面積應至少相等已配主筋之20%。在懸臂板，該配筋率應參照在固端之主筋面積，此外在接合之同一面上，於短邊之向放置鋼筋。
在板受荷載之一面配有主筋，應在與其橫切之方向放置分佈鋼筋，及遵照前述之一般要求。
二、當有與板主筋平行之固端或連續支承時（並不考慮有設計之假設內），應在該支承之橫切方向與板接合之上邊放置一足夠抵抗所產生外力之鋼筋。該鋼筋由支承起計算之長度應至少相等1/4相應主筋方向之跨長。
三、當存在集中荷載時，要同時注意第一百零一條內之規定。
第九十九條
自由邊之配筋
在板之自由邊上應放置鋼筋，包括最少兩條鋼筋，每板角放一條，及另一鋼筋放置在橫切自由邊方向從板兩面環繞在板角之鋼筋，其長度最小相等板厚之兩倍。
該橫向鋼筋在每一面之截面面積，以cm2/m計算，用A235級別鋼筋時不少於0.05d，用A335、A400或A500級別時不少於0.025d，d指板之有效高度，以公分計算；該鋼筋間距應不超過350mm。
其他原先已配置在板內之鋼筋可作為組成自由邊之配筋。
第一百條
沖切鋼筋
沖切鋼筋，以箍筋或斜彎筋組成，應分佈荷載直接在板上面積之周線與一位於距離 1.5d 之外周線之間之所有範圍內，而配筋本身之間之間距在任何方向應不大於0.75d。
用斜彎筋時，定義該外周線之 1.5d 距離應係指鋼筋與板厚中間相交之點；此外，只應考慮與荷載直接在板上之面積範圍內相交之鋼筋之效用。
第一百零一條
受集中荷載下單向板之配筋
一、沒有採用一更精確之分析時，因集中荷載而在單向板所產生之彎矩（跨中及支承）與支承剪力可用一相同跨度及支承狀況之模擬樑來計算，樑高為板厚，而樑寬bm（圖十八）相等於下面定義之荷載分佈寬度b 加上由表十六公式所包括之寬度 b1。本計算方法已假設集中荷載與平行短跨之邊係有足夠之距離。
圖十八 單向板集中荷載
集中荷載分佈區係假設從荷載面積周線劃一45o線，至板一半之有效高度之面上所得；在每一方向，分佈長度b係：
b = a + 2h1 + d
此處：
a荷載面積在該方向之長度；
h1荷載面積下覆蓋層之厚度；
d板有效高度。
二、集中荷載下之單向板之所有主筋應放置在一相等0.5bm之寬度，但不少於荷載分佈寬度by°
在沒有一個更精確之計算下，亦應放置橫向分佈筋於板非受荷載之一面，其總截面面積相等於荷載在該範圍內之主要抗彎配筋之60%，放置在一相等 0.5bm 但不少於bx之寬度內。該配筋應伸展於bm之長度內及在每一端按錨固長度延長。
在懸臂板上，分佈鋼筋之定義應按荷載作用下固端所須之主筋之60%。若荷載係在遠離懸臂板之外邊時，應在該處及亦在板非受荷載之一面放置一縱向鋼筋，作為抵抗局部在該方向產生之彎矩。
表十六 集中荷載在板上之分佈寬度b1值
第三節
格子板
第一百零二條
總則
以下所載之規則係用在主要在單一或兩正交方向設有肋所組成之板，以受壓板翼作鞏固，亦包括以模板塊作鞏固。
第一百零三條
最小厚度
除非有第六十七條及第六十八條為基礎作特別判定外，格子板之厚度應滿足第九十三條第二款關於實心板之條件。
第一百零四條
肋寬及間距
一、肋之最小寬度應不少於 50 mm及兩連接肋面之間之淨距離應不超過 800 mm。
二、單向板應放置橫向肋，肋寬不少於50mm而兩肋軸距離不大於十倍板厚度；肋高度應不少於0.8乘板厚度。
第一百零五條
板翼最小厚度
不包括模板塊在其組成之板翼厚度應不少於 50 mm；當包括有模板塊而肋間距離少於500 mm時，該厚度可減為 40 mm。
在一般屋宇地板，所受係中等之分佈荷載時，上述之最小板翼厚度通常足夠証明板翼強度以確保將外力傳送到肋之功能。當受高分佈荷載值或重要之集中荷載時，需要採用超過所指示之最小厚度。
第一百零六條
肋之配筋
一、肋縱向及剪力配筋應滿足本章A部分所述有關樑之要求。
二、鞏固單向板之橫向肋應在縱向設配筋，放在非受荷載之一面；配筋截面應至小相等於一斷與橫向肋間距相同寬度內主肋配筋截面之10%。該肋亦應有適當間距之箍筋。
第一百零七條
板翼之最小配筋
板翼應在兩個方向配筋，其間距不超過250 mm。
在單向板上，放在平行主肋方向之鋼筋間距可增加至350mm。
第四節
平板
第一百零八條
總則
一、平板指直接支承於柱上之連續板，在兩個方向配筋，亦和在跨中部分將其重量減輕。
二、該類板可適當採用本章B及C部實心板與格子板之有關規定。
第五節
柱
第一百零九條
最小尺寸
一、柱橫截面之最小尺寸應不少於200mm。當截面係由矩形部分合組而成時（例如T形、L形或 I形等），矩形部分之短邊可減至150mm，但每矩形長邊則需遵照最小之200mm。
當截面係空心時，墻壁厚應不少於100mm。
二、按照第五十二條，在任何情況下，柱之細長度（λ）應不大於140。
第一百一十條
縱向配筋
一、柱縱向配筋總截面，當用A235級別鋼筋時，應不少於柱截面之0.8%，當用A335、A400及A500級別鋼筋時，則不少於0.6%。
但若混凝土截面本身已足夠證明有超出設計外加力之抵抗力時，所用之最小配筋可減少，該配筋率不參照柱截面而按一虛擬截面進行計算，該虛擬截面與原截面有相同之技術特徵，剛好有確保外加力所需之抵抗能力；計算該截面時，有關挫曲之系數，可繼續按照柱之真正截面取用。無論如何，在所有情況下，當用A235級別鋼筋時，縱向配筋總截面不可低於柱真正截面之 0.4%，而用A335、A400或A500級別鋼筋時，則不可低於 0.3%。
二、縱向配筋總截面應不大於柱截面之8%，在鋼筋疊接區內，亦應遵守該界限。
三、縱向配筋應包括最小在截面之每一角（凸或凹）放置一根鋼筋，而圓形或類似形狀截面，放置最小6根鋼筋。用A235、A335、A400或A500級別鋼筋時，上述鋼筋之最小直徑為l2mm。
四、縱向鋼筋間距應不大於300mm；但當其寬度相等或少於400mm時，可將鋼筋放置在角隅。
第一百一十一條
橫向配筋
一、柱應有橫向配筋，目的係將混凝土圍繞及阻止縱向鋼筋挫曲。
橫向配筋間距應不超出以下最小之值：
- ——縱向配筋之最小直徑之十二倍；
- ——柱截面之最短邊尺寸；
- ——300mm。
二、當縱向配筋採用相等或大於直徑 25mm 之鋼筋時，橫向配筋之直徑應不少於8mm。
三、橫向配筋形狀應對每一縱向鋼筋提供水平方向之支撐，橫向筋繞過縱向筋之角不大於135oC若縱向筋並非在角隅位置及在少於 150mm 範圍內遇上另一已符合該樣要求之縱向筋時，有關所參照角度之情況可免除；同時在圓形或類似形狀截面之柱時，所述之角度要求亦不需遵守。
四、當柱係位於與其它構件（樑、地基）接連之地方或在縱向筋改變方向之範圍，要適當地用橫向筋加強，將其間距縮細或將其直徑增加；該加強筋應延伸於框架之整個高度內。
留意當出現由不同構件在同一處傳送外力時。該結構應在鋼筋配置及設計觀點上小心處理。
第六節
墻
第一百一十二條
總則
原則上第一百一十三條至第一百一十六條之規定適用於所有類型之墻，並不受其功用方式所影響。但是，對於有特別功能之牆，例如非常規墻或主要目的係承受施加在其平面上外力之墻（文獻上俗稱剪力墻），一般要遵照施工補足規定。
第一百一十三條
最小厚度
墻最小厚度應不少於100mm，及其按第五十二條第一款定義之細長度λ應不超過120。
第一百一十四條
垂直配筋
一、當用A235級別鋼筋時，墻總垂直配筋截面應不少於牆截面之0.4%，當用A335、A400及A500級別鋼筋時，則應不少於0.3%。
二、垂直配筋總截面應不大於墻截面之4%。
三、垂直鋼筋應分佈在墻之兩面，間距不大於2倍墻厚度，最大為300mm。
第一百一十五條
水平配筋
一、墻兩面應放置水平配筋，位於垂直鋼筋外面；當墻厚度為b，在一高度為a之墻，在每一面之配筋截面應不少於：
| 0.001b a | 當用A235級別鋼筋； |
| 0.0005b a | 當用A335、A400或A500級別鋼筋。 |
二、水平配筋間距應不大於300mm。
第一百一十六條
圍繞配筋
當垂直配筋超過墻截面之2%時，應適當地按第一百一十一條對柱制定同樣之標準將該鋼筋圍繞，不包括有關所述之鋼筋間距情況，該間距應不超出以下之最小值：
- ——十六倍垂直配筋之最細直徑；
- ——兩倍墻厚度；
- ——300mm。
第七節
深樑
第一百一十七條
主筋
從設計模型中考慮之拉桿，其相關配筋應完全錨固，在結點後將鋼筋彎起，用U-形彎鉤或其它錨固設備，除非在結點後有足夠允許錨固長度1b, net之位置。
第一百一十八條
腹筋
深樑一般應有樑腹兩旁放置之分佈筋，每一邊之功效就如一正交之網筋，每一方向之配筋率不少於0.15%。
第八節
牛腿
第一百一十九條
最小配筋及其分佈
一、從設計模型中考慮之拉桿，其相關配筋應完全錨固，在結點後支承板下用U-形彎鉤或其它錨固設備，除非在結點與牛腿前面之間有足夠錨固長度1b, net之位置。1b, net應由壓應力改變方向之一點上開始量度。
二、當年腿h≥300mm，及其水平方向主筋面積As如下時：
As ≥ 0.4Ac fcd/fyd
（此處Ac代表牛腿在柱之截面面積），總面積不少於0.4As之箍筋應分佈於有效高度d內作為抗禦混凝土桿之開裂應力。該箍筋可水平地或對角地擺放（圖十九）。
圖十九：水平及斜向箍筋
第九節
構件受集中外力之區域
第一百二十條
總則
構件在受集中外力鄰近之區域應接受特別之確定，利用由彈性理論或內力系統平衡考慮為基礎所得之結果，相當地用確認性實驗作支持。
在普通情況下，為保証該區域安全，可以界定一混凝土之局部壓力及放置配筋以抵抗由集中外力所引起之橫向拉應力。
第一百二十一條
混凝土局部壓力之確定
一、有關混凝土之壓碎安全，在受一集中外力之區域內，若滿足以下條件時，則可視作安全：
FSd ≤ pcRd Ao
此處：
FSd 設計集中外力值；
pcRd 混凝土可抵禦之壓力值；
Ao 集中外力直接佔用之面積。
pcRd值可按以下公式：
此處：
fcd混凝土抗壓強度設計值；
A1以Ao同一重心，在構件範圍內所劃得之最大虛設輪廓線內之面積（圖二十）；在多於一外力時，相關之A1面積不能疊加。
無論如何，在所有情況下，PcRd不可超過3.3fcd。
圖二十 面積之定義
二、當在施加集中外力時，混凝土齡期尚未達28日時，以上公式應以fck, j /γc代替 fcd ，fck,j 指混凝土在j日之抗壓強度標準值，以圓柱體試件所得，而γc指分項安全系數，其值為1.5。
第一百二十二條
單一集中外力下所承受之拉應力
由單一集中外力在構件表面所引起之橫向拉應力應以配筋來承受，放置在與外力方向垂正之平面上及放在兩個正交之方向。
在每一方向，設計之配筋應承受以下公式所計算之合拉力 Ft1,Sd：
| Ft1,Sd = 0.3 FSd | ﴾ | 1 - |
a0
|
﴿ |
| a1 |
此處：
| FSd | 外力設計值； |
| ao, a1 | 根據所考慮之力向，按第一百二十一條所述之面積Ao及A1之相對直徑（圖二十一）。 |
圖二十一 單一集中荷力配筋
在每一方向配筋截面應按以下公式計算：
| As = |
Ft1,Sd
|
| fsyd |
此處 fsyd指鋼筋之屈服應力或非比例伸長應力（0.2%）之設計值。當處理預應力錨固區域時， fsyd應不能取大於270 MPa之值。
每一方向之配筋應包括在一棱柱體內，棱柱體之底為A1而高為a1（圖二十一），配筋在高度0.1a1至a1之內隨高度分佈，考慮合力 Ft1, Sd位於0.4a1高度之地方，配筋應適當地錨固以確保本身在a1一段長度內有足夠功用。每一高度之配筋應在與其垂直之方向上分佈於一相等A1面積之直徑之寬度內。
第四編
施工及品質保証
第一章
施工
第一節
容許誤差
第一百二十三條
總則
施工中各有關容許誤差之執行應明示於設計中。於一般情況下，該誤差應滿足下列各點之規定。
以下條文所討論之誤差情況，僅就尺寸方面而言，而該尺寸方面之誤差可直接影響結構之強度及重量，最後並必然產生結構安全性之問題；然而對結構有類似影響之偏置問題，正如柱之傾斜及偏移，則不會於此討論，但仍應作充份考慮。
以下條文所定之容許誤差值係根據慣常之施工技術而定。對大部分情況，執行時應儘量小心，不應忽視其必要性，而該容許誤差標稱值應於設計前預先釐定。但應注意該規定值對於工廠所生產之預製構件並不適用，而應以較嚴格之誤差要求作控制。
工地中各種施工活動均可涉及施工誤差，正如於相關之施工場所中各種結構構件及非結構元件（諸如帷幕牆、窗、規定之設備等），該類誤差要求並非本規章之討論範圍，但應明確說明於設計當中。
第一百二十四條
斷面尺寸
混凝土斷面尺寸（包括樑深、板厚、樑寬（腹板寬度），柱斷面尺寸等），應滿足以下所定之容許誤差Δa，此處a代表該情況下之斷面尺寸：
| 對於 a<400mm | Δa= ±0.05a |
| 對於 a≥400mm | Δa= ±20mm |
第一百二十五條
普通鋼筋之排放
普通鋼筋之排放容許誤差可根據構件有效深度d考慮，並應滿足下列所定之排放容許誤差Δd：
| 對於 d≤200mm | Δd = ±0.075d |
| 對於 200<d<400mm | Δd = ±(0.05d + 5mm) |
| 對於 d≥400mm | Δd = ±25mm |
第一百二十六條
預應力鋼筋之排放
一、預應力鋼筋之排放容許誤差應滿足下列所定之誤差要求：
a） 根據構件深度作考慮，此處d為有效深度：
| 對於 d ≤200mm | Δd = ±0.025d |
| 對於 200<d<1000mm | Δd = ±5mm |
| 對於 d ≥1000mm | Δd = ±10mm |
b） 根據構件寬度作考慮，此處b為鋼筋排放位置之構件寬度：
| 對於 b ≤200mm | Δb = ±5mm |
| 對於 200<b<1000mm | Δb = ±10mm |
| 對於 b ≥1000mm | Δb = ±20mm |
二、倘若鋼筋之排置由多種鋼筋組成，其個別之排放誤差可超過上款之規定，但無論如何也不能超過±25mm，並且，該數據亦為預應力施加時應遵守之鋼筋排放容許誤差。
第一百二十七條
鋼筋保護層
鋼筋保護層厚度之容許誤差為-5mm。
第二節
模板及支承
第一百二十八條
模板及鷹架之一般特性
模板及支承之施工形式及使用方法應滿足下列條件：
a） 應能有足夠之安全性用以支承外力作用，特別於新拌混凝土澆置及搗實期間對模板及鷹架所產生之衝擊力；
b） 為避免過大變形出現，應有足夠剛性存在，由剛度問題在結構上所產生之誤差應符合先前所定之容許誤差範圍內；
c） 為避免漿液之流失，模板應具有足夠之緊密性；若模板由吸水性材料組成時，於澆置前應充份予以淋濕，並且在澆置前應小心清除模板內過多之水份；
d） 為避免於拆模時造成混凝土之損壞，以及使拆模工序更容易進行，所以應於拆模前有適當之安排。當有需要時甚至可採用一些特別之處理（諸如楔子、螺栓、千斤頂等）；
e） 其剛性應能允許正確地施加預應力，而不致產生相應之位移或變形；
f） 如有需要時，於混凝土澆注前應對開孔位置作適當之清理及檢查，並有利混凝土之澆置與搗實；
g） 模板表面應具有符合拆模後外觀要求之所需特性。
第一百二十九條
模板及鷹架之拆除
一、模板及鷹架之拆除在操作時，應能確保混凝土已獲得足夠之強度（即混凝土已達硬固及預應力已適當施加），然而所謂足夠之強度不單要滿足承載能力極限狀態之要求，並且不會產生不當之變形及開裂情況。於拆卸時，應小心以免對結構物造成有害之外力、撞擊或劇烈之震動。
二、除具有特定証明外，於一般情況中，在正常溫度和濕度條件及慣常之混凝土硬固係數下，模板及其支撐之拆卸最短時限將列示於表十七中，而該時限則以澆注日期來計算。
於工地中，當澆注時及澆注後之大氣溫度維持於 5oC 以下，則模板及鷹架之拆卸最短時限應予以增加數天。
表十七 模板及鷹架拆卸最短時限
| 模板及支撐 | 構件種類 | 時限 (日) |
| 側面模板 |
樑、柱、牆 |
3(1) |
| 底面模板 |
板 (3) l ≤ 6m |
7 |
|
樑 |
14 |
|
| 模板支撐 |
板 (3) l ≤ 6m |
14(2) |
|
樑 |
21(2) |
（1） 倘若有特殊之防護措施用以避免混凝土表面受損時，則該時限可減少12小時。
（2） 若板及樑於鷹架拆除後，便立即要承受其承載能力下之最大作用荷載時，該時限應增加28日。
（3）在懸臂板情況下，其跨距l應取懸臂板跨度之兩倍。
三、對某些不能遵照本條上款有關拆卸時限規定之特殊施工情況，則模板及鷹架拆卸安全期應考慮第一款之規定予以建立及証明，並應注意混凝土力學性能之發展情況，而此可透過試驗予以驗証。然而，不管於任何情況下，板及樑之底面模板及其支撐在拆卸前，混凝土抗壓強度得大於該處承載所產生之最大應力之兩倍，以及抗壓強度不能低於10 MPa。
根據第一百四十九條第四款之規定，應注意將不同構件之模板及支撐拆卸日期聯同各構件之相應有關資料適當地記錄於工地之登記冊中。
第三節
普通鋼筋
第一百三十條
鋼筋之儲存及運送
一、鋼筋於驗收直至在工地排置期間，其儲存及運送應避免下列情況導致鋼筋受損：
壓痕或凹槽；
侵蝕導致鋼筋斷面之減少；
對鋼筋有害之化學物質或有損握裹力之物質沉積；
於鋼筋表面；
遺失鋼筋識別標纖。
二、若為預應力鋼筋，使用前應特別小心保持其固有形態及相關鋼筋之擺放位置。
第一百三十一條
鋼筋之切割及彎曲
一、鋼筋之切割應優先採用機械方式進行。
二、倘若遵守第七十五條之規定，則鋼筋之彎曲應以定速度並透過夾具之幫助採用機器進行，並應確保鋼筋彎曲後於彎曲區內存有均等之曲率半徑。
為使鋼筋易於彎曲而採用氣焊噴管對鋼筋進行加熱，該行為係絕對禁止，但若能證明該加熱過程並不改變鋼筋之力學特性時則例外。
三、當外界溫度較低時（大約小於5oC），鋼筋彎曲時應採取一些預防措施，正如降低彎曲速度，增大其曲率半徑，或對彎曲部分予以輕微加熱。
四、於某些特殊情況下，鋼筋必須進行反向彎曲（例如接頭插筋之類），在本規章中係允許進行該類反向彎曲，但其操作不應對鋼筋有任何損害。
第一百三十二條
鋼筋之焊接
焊接僅能使用於不少於直徑10mm之普通鋼筋。焊接可應用於鋼筋之拼接（鋼筋端點對焊或鋼筋疊接之側向焊接），亦可於鋼筋排置時使用。
焊接不能以氣焊噴管或鍛鐵形式進行。
第一百三十三條
鋼筋之錨固及拼接
一、鋼筋之錨固及拼接應遵守第七十七條、第七十九條、第八十一條及第八十二條之規定，同時並應根據設計之規定確實執行。
二、除已被確認及証明之特殊情況外，採用焊接形式進行鋼筋拼接時，僅能採用直向鋼筋作焊接。
三、採用疊接並以側向焊接形式作鋼筋拼接時，個別之單向焊縫長度不應大於鋼筋直徑之五倍；而連續焊縫中，焊縫與焊縫間之距離亦不應小於該值。
四、採用鋼筋端點對焊形式作拼接時，焊接部分冷卻硬化後，為免承受扭力應把多餘凸出部分予以去除。
第一百三十四條
鋼筋之架設與排置
一、鋼筋之架設應依照設計時所定之尺寸進行，其架設誤差應在第一百二十五條所規定之容許誤差範圍內，同時並應確保其有足夠之剛度，不會於運送時、排置時及混凝土澆置期間產生任何變形，鋼筋架設時亦應考慮到混凝土於澆置與搗實期間所需之施工條件。
二、於模板內排置鋼筋時，應遵守設計時所預先設定之保護層厚度。保護層墊塊使用時，應適當且能完全地被混凝土包封，及不應妨礙混凝土之澆置，並且不論直接由墊塊導致構件弱面出現，還是因此而促使中度侵蝕環境導致構件變弱等情況均應避免。此外，保護層墊塊之組成材料可由與混凝土有關之骨料製成或由鋼材製成，並且墊塊表面與構件表面應有適當之抹面形式。
第四節
預應力鋼筋
第一百三十五條
預應力鋼筋之儲存及運送
預應力鋼筋，預應力套管、端錨裝置及拼接裝置應在儲存及運送期間得到適當之保護，並應避免受到雨水、地面濕度及侵蝕性環境之影響。同時亦應避免下列損害鋼筋之情況出現。
經由化學物質、電化學或生物學方面所導致之侵蝕；
鋼筋過大之變形；
壓痕或凹槽，尤其係預應力套管；
預應力套管防水性能之喪失；
有損握裹力之物質沉積於鋼筋表面；
經由火焰、噴砂或焊接造成加熱而導致其鄰近位置之損害。
為避免預應力鋼筋有過大之變形出現，故僅允許預力鋼線及預力鋼絞線採用盤卷形式來運送及儲存，而預力鋼棒則絕不可以該形式進行。為使盤卷鋼筋解開時，鋼筋能恢復其固有直線形式，故此盤卷鋼筋之核心部分應有足夠大之直徑（一般不少於200Φ）。
第一百三十六條
預應力鋼筋之切割及彎曲
一、預應力鋼筋之切割應優先採用合適之機器進行（高速切割圓盤、快速鋼鋸等）。至於氧——乙炔噴管切割器亦允許使用於預應力鋼筋之切割中，但操作時應用較多之氧進行。切割時並應謹慎小心，以防火焰接觸到端錨部分或非切割部分，亦即距離端錨裝置大約30 mm範圍內均不可接觸火焰。
鋼筋承受應力時應避免進行切割。
二、當特定之工序要求預應力鋼筋進行彎曲時，應根據各種預應力鋼筋特定之處理程序，採用定速之機器進行彎曲，並應確保鋼筋彎曲後於彎曲區內存有均等之曲率半徑。
禁止對預應力鋼筋施予反向彎曲。
第一百三十七條
預應力鋼筋之拼接及錨固
預應力鋼筋之拼接及錨固應根據預應力施加程序之特定設施處理，並根據其所定之技術規定予以進行。
第一百三十八條
預應力鋼筋之架設與排置
一、預應力鋼筋之架設及排置應根據設計及預應力施力程序之要求予以實行。同時並應特別注意鋼筋排置時鋼筋保護層及鋼筋間距之外觀。然而鋼筋排置不單應根據第一百二十六條之排置誤差要求，並且還應易於混凝土澆置。
二、預應力鋼筋之排置方式應滿足第一百三十四條第二款所定之要求。同時排置後並應有足夠之剛度以防止於混凝土澆置期間出現預應力鋼筋或預應力套管之移位。
預應力套管排置時若採用焊接方法，僅適用於套管內並沒放置鋼筋之情況，同時焊接時亦須十分小心，避免對套管造成任何損傷。
三、預應力鋼筋、預應力套管及端錨裝置應於架設前清除其表面之有害物質（諸如鋼鐵軋製時之鐵渣、鐵銹、油漬等）。清潔預應力套管時，可採用氣壓機吹送壓縮空氣到套管內，且套管內不應含有油漬及水份。
預應力鋼筋放置過程不適當，會改變其對預應力施加（力及彎矩）之靈敏度，其主要原因不單由於預應力套管位置有過大之起伏而產生摩擦力之增加，而且還由於偏心之變化所引起。
預應力鋼筋之配置應整齊且沒有劇烈之方向變化，同時亦應充份參照設計要求正確排置，以便易於檢查。對端錨區內預應力鋼筋之排置應特別小心。
預應力鋼筋排置時，應特別注意並避免於澆置期間套管突然上升，以及注意澆置時，由於新拌混凝土之衝擊所帶來之影響。
第一百三十九條
預應力套管
一、預應力套管之使用、及其組成與特性應符合設計時之要求，同時亦應具有足夠之柔性以適合預應力鋼筋之配置（但其剛性亦應足以保持斷面形狀），套管排置時應遵守第一百三十八條之規定及套管應緊密不致為新拌混凝土侵入。
二、預應力套管之內、外表面性能應具備有利於混凝土與套管間之握裹及灌漿材料與套管間之握裹之所需特性。
預應力套管應具有灌漿孔，不單於套管之兩端，並應於套管配置之較高位置；然而，當套管甚長時，則應額外增加灌漿孔並適當分佈於其上。
於灌漿前應慎防灌漿孔被堵塞，同樣亦不可讓水或其他外來物質進入套管內。
三、為更易於進行套管內灌漿，套管內斷面積應大於預力鋼筋斷面積之兩倍，而套管內徑至少應較預力鋼筋直徑大10mm，然而該值於鋼筋為垂直或較大傾斜時則應予以增加。
四、預應力套管拼接時應特別小心以保証其緊密不致為混凝土侵入。
第五節
混凝土之製造、澆置及養護
第一百四十條
混凝土之製造及澆置
混凝土之現場拌合及澆置應根據NB標準所定立之規則進行。
第一百四十一條
混凝土養護
一、於一般情況下，混凝土之養護應根據NB標準所定之規定進行。
二、於某些情況下，採用混凝土特殊養護程序應根據已確認為有效之技術方法進行。除此以外，並應考慮養護過程所導致混凝土性質之改變，即涉及混凝土強度形成時間，以及抗壓強度、抗拉強度與流變特性（混凝土收縮及蠕變）之間之關係。
第六節
預應力之操作
第一百四十二條
操作前準備
於預應力施加前應對有可能出現之各種操作程序作安全性之檢驗，而該操作程序應根據設計要求，而預應力施力過程之進行應具有適當之預防措施，用以確保操作人員以及儀器設備之安全性。於此，應驗証下列情況：
混凝土是否已到達要求強度；
預應力套管或預應力鋼筋孔道有否被堵塞以致鋼筋可否滑動於其中；
當承受所要求之預應力時，預應力構件是否具有不受約束之變形能力。
千斤頂操作時是否有足夠之預留位移空間；
端錨之設置是否得到良好排置，以及端錨是否放置於已決定之位置中並以其配件予以鎖定。
預應力鋼筋能在預應力套管或預應力鋼筋孔道內不受約束地自由移動，係預應力能否正確地施加之必要條件。於該情況中，在混凝土澆置後應立刻進行檢查，其目的係偵察套管內有否任何堵塞情況出現；因此，可將壓縮空氣吹進套管內，或穿入鋼線在套管內晃動並通過套管以確定無任何堵塞。於特殊情況中，可透過現場試驗求取套管內摩擦損耗值用以驗証套管內之堵塞情況。
第一百四十三條
預應力之施加
一、預應力施加之操作應由擁有專業資歷人仕擔任，並應遵守所有關於該預應力施加過程之既定技術要求，以及根據預先建立之程序予以進行。
二、預應力施力時之力量控制應於同一時間透過量度所施加之力量並與鋼筋伸長率作驗証。然而預應力施加時應採用連續且有規律之方式進行。
根據第一百四十九條第四款之規定，所有關於需要該類控制之構件均應適當記錄於工地之登記冊中。
三、採用先張法之預應力構件，預應力之傳遞應於同一時間經由所有鋼筋及以漸進行方式進行。
四、採用後張法之預應力構件，預應力施加應小心遵守有關不同鋼筋間預應力施加順序之設計指示（與及施力時各階段也應注意）；同樣，油壓千斤頂作用於端錨之末端部分時，也應遵守其相關之工作指示。
第一百四十四條
預應力鋼筋之保護
一、使用後張法施工之預應力鋼筋，應儘可能於預應力施加後之最短期間內予以適當之保護以防止鋼筋被侵蝕，通常可於套管或預應力鋼筋孔道內予適當之灌漿以達到保護功能。然而，類似之保護方法也適用於端錨裝置中。
二、所使用之灌漿材料應具有優良之握裹力及足夠之力學強度，而該握裹力實為預應力鋼筋與套管或預應力鋼筋孔道間之握裹能力。（若只作為臨時之保護情況則例外）。而為該保護用途而使用之水泥漿應滿足第一百四十五條所定之條件。
三、灌漿之施工應遵守第一百四十六條之規定，並應確保漿液能完全填滿鋼筋與套管或預應力鋼筋孔道間之空隙。
預應力施加與鋼筋得到保護之期間一般建議不能超過7日。然而，倘位於高侵蝕環境下（例如高溫及高濕度環境），宜將該期間予以降低。
於某些特殊情況中（基於施工上之原因、氣候方面之原因等），若鋼筋之保護時間受到耽擱，則應使用適當之材料及施工方法進行臨時保護措施，但無論如何均不能有損其握裹力。
若鋼筋排置、預應力套管排置以及預應力施加等工序需要較長之時間（二至三個月），則必須在該期間內給予適當之保護。
第一百四十五條
灌漿
一、預應力套管內灌漿所使用之水泥漿液成份應滿足NB標準中之限制條件，特別係當涉及侵蝕性離子情況時更應遵照標準中之規定。
水泥漿成份應具有灌漿所需之流動特性及強度特性，並儘可能採用較低之水灰比，混合劑之使用宜適當，水泥漿內應避免含有對鋼筋造成侵蝕之物質。灌漿所使用之水泥應採用新近製成品，灌漿施工時其溫度應低於攝氏40 oC。
二、硬固水泥漿之抗壓強度可由 5.000 mm2面積之7日齡期水泥試塊決定，其抗壓強度不應少於l7 MPa。
三、為獲得施工時所需之均勻性，水泥漿製作時應採用機器拌合（先將拌合用水注入拌合機內然後再投入水泥進行拌合），然而該拌合應在五分鐘內進行。
除拌合時採用緩凝劑外，水泥漿拌合後應在半小時內使用，在使用過程中應不停攪拌。並且水泥漿在使用前宜先通過較大之篩綱進行過濾。
硬固水泥漿抗壓強度之測定，應根據混凝土抗壓強度測定所採用之要求及標準進行量測。
灌漿施工時，對某些水泥漿特性也得注意，諸如水泥槳之抗凍性、泌水作用及體積變化等。
第一百四十六條
套管內灌漿
一、預應力套管內灌漿應把漿液通過位於較低位置之灌漿孔進行灌注。若沿著套管方向上套管並沒有較大之高程變化時，則灌漿可於套管端部進行。
二、灌漿過程應連續不間斷並應沿著套管方向以每分鐘6到12米（m/min）之速度往前推前，於灌漿孔內之水泥漿應有相同之稠度，並且灌漿過程應進行直至水泥漿於不同之灌漿孔溢出才能中止（即灌漿孔逐步地被水泥槳填滿）。
三、套管灌漿應採用壓力泵送形式（不可加入壓縮空氣），為確保灌漿所需之流動量，故最大灌漿壓力可用到 2MPa，然而該最大灌漿壓力應採用自動活閥加以控制。所有灌漿設備應避免把空氣引入套管內。
四、倘若套管係非常靠近且互相平行時，通常其灌漿應同步進行。
五、除有特殊防護設施外，一般不能於外界溫度低於攝氏 5 oC之環境上進行灌漿，灌漿溫度得保持48小時。
六、當套管甚長且為垂直或十分傾斜時，套管內灌漿有必要採用特殊技術，並應小心進行。
第二章
質量保証
第一百四十七條
總則
目的係確保工程預定使用能力之方法學（質量保証），在本規章只考慮與結構相關之安全及耐久性。以此為目標，本章提供關於初步控制、生產控制及工程合格控制，工程驗收及保養之一般標準。
原則上，品質控制涉及所有在建築程序之參與者（業主、設計師、承建商、管理及監察、實驗室、使用者、批核者等）及擴伸至每個參與者之所有階段（概念、設計、建築及使用）。
本章提供之資料基本上係為建立有關質量保証之通用概念及相關名稱，在國際性認可之基礎上，因此供給在編寫工程技術要求時之一些方針。
但本章不處理與質量保証有關之合約或法律事宜，尤其係因拒收不合格品所導致之後果（罰則、賠償等）及在本規章範圍內在工程上不同參與者之間之責任分配。
第一百四十八條
初步控制
該控制在工程執行前開始實施，目的係確保預定工程上之技術、材料、及現有執行方法能滿意地實踐。
換句話說，該控制應針對所用之材料及施工方法在設計上之質量及恰當性。
第一百四十九條
生產控制
一、生產控制包括在工程執行期間所實施之工作，為取得對所需滿足之條件作一合理之保証。
基本上該控制應針對工程執行時之材料及其應用方式。
二、運進工地之材料應驗証，為此亦可能關注到該材料在生產時所受之最終控制。當該類控制提供所需之保證時，驗証採取之工作可簡化為對該材料之鑒定。
對於混凝土組成物料，或由一生產中心供應之新拌混凝土之控制，應考慮在NB標準中所規定之條件。
使用材料前應驗證在存放及處理期間所受之損害會否不適合於預定之應用上。
三、工程執行間應附帶所需之驗證以確保滿足設計所指示之條件，亦顧及本規章第四編第一章之施工規定。
四、工程登記冊應順時間表示所有在施工期間對工程有重要性之確定事項。當有判決權人士問及時，應給予該冊子以作簽寫與工程情況有關之觀察。
第一百五十條
合格控制
一、合格控制係按事前制定之規則為基礎之一行動與決策之組合（合格規則考慮到抽樣標準及接受拒收標準），目的係確定工程能滿足因此而產生之要求，最終能允許判斷出《合格》或《不合格》。
該行動應針對材料、施工期間、及工程完結之後。
二、材料及其組成物料之合格控制可根據生產控制之測試結果及確定為基礎。當該控制未能提供所需之保証時，或未有進行該控制，應要進行所需之確定及測試，以便能判斷是否合格。
混凝土之合格控制應考慮NB標準所指示之準則。
三、施工期間之合格控制應以第一百四十九條之生產控制為基本，考慮所有在工程登記冊中包含之構件。
四、工程完結後之合格控制應依例通過驗証外形及尺寸，特別要注意最終出現之過量變形、開裂、混凝土損壞、不足之鋼筋保護層等。在某些情況，當工程有特別之重要性或特性時，可以預定實踐附加測試，目的係進一步證明其表現。
第一百五十一條
驗收
一、驗收係最終之行動，從合格控制結果作出，包括接受或拒收該工程。
當《合格》時，工程應被接受；當《不合格》時，原則上工程應被拒收，但在以下所示之情況下可被接受。
二、當合格控制結果未滿意時，工程仍可接受，在考慮其指定條件下對問題作判斷，及証實已滿足安全規定之要求。
該安全確定可用控制期間所得之測試結果為基礎或以有足夠代表性及適當解釋之測試結果，利用為此而取之鑽芯樣本。
第一百五十二條
保養
一、結構應進行保養以維持本身應有之能力以執行其設計上所指定之功用。最終應接受定期檢查及，如有需要時，足夠之維修。
二、結構壽命期間應有定期檢查，目的係能察覺到可能之損壞及允許及時維修。該檢查之周期視乎不同因素，如工程使用種類，其重要性及外界環境之侵蝕性。
檢查時應特別注意面層之局部變色、剝落、出現銹蝕、開裂、及過量變形，該等因素可示意結構需要改正之不正常表現。
三、當檢查發現任何結構不足之表現時，應調查其成因以進行需要之維修工作。
維修後之結構應符合其規章內有關規定使用條件之安全。
在某些情況下，可在適當之部位有效地放置標記指明所允許之最大使用荷載，目的係提醒使用者若施加荷載超過所指示，可能對結構造成破壞。
當外界環境之侵蝕性並不特別嚴重時，檢查周期可按以下之建議：
| 居住用 | 十年 |
| 公業用 | 五至十年 |
| 汽車用橋樑 | 一至五年 |
| 鐵路用橋樑 | 一至兩年 |
附件一：符號說明
大楷拉丁字母
| A | 面積 |
| Ac | 構件之混凝土橫截面面積 |
| Ac,ef | 圍繞配筋之混凝土面積（開裂） |
| Act | 受拉區內之混凝土 |
| Ak | 假設薄壁截面中線內所包括之面積 |
| Ap | 預應力鋼筋截面面積 |
| As | 普通鋼筋截面面積 |
| As,cal | 設計要求鋼筋截面面積 |
| As,ef | 實際採用鋼筋截面面積 |
| Asl | 縱向抗扭鋼筋截面面積 |
| Ast | 橫向抗扭鋼筋截面面積 |
| Asw | 剪力鋼筋截面面積 |
| As2 | 受壓區內鋼筋截面面積 |
| A0 | 集中外力直接佔用之面積 |
| Al | 虛設輪廓線內之面積 |
| E | 彈性模量 |
| Ec | 混凝土彈性模量 |
| Ec,ef | 有效混凝土彈性模量 |
| Ec,j | 混凝土j日齡期時之彈性模量 |
| Ec(t0) | 在受荷一刻之時之混凝土彈性模量 |
| Ec,28 | 混凝土28日齡期時之彈性模量 |
| Ep | 預應力鋼筋彈性模量 |
| Es | 普通鋼筋彈性模量 |
| EI | 彎曲截面剛度係數 |
| F | 力；垂直力 |
| Fs | 在鏡筋之力 |
| FSd | 外加力設計值 |
| Ft1,Sd | 合拉力 |
| H | 水平力 |
| l | 慣性矩 |
| lc | 構件混凝土部分之慣性矩 |
| J(t,t0) | 蠕變函數 |
| M | 彎矩 |
| Mcr | 開裂彎矩 |
| M’Rd | 彎矩抗力（偏心距） |
| MRd,x, MRd,y | 截面雙向彎曲之設計抗彎強度 x 、y 正交軸 之分量 |
| MRd,xo,MRd,yo | 截面 x 、y 正交軸之每一設計抗彎強度 |
| MSd | 外加彎矩設計值截面 x 、y 正交軸之分量 |
| MSd,a,MSd,b | 相對柱兩端之外加彎矩設計值（挫曲） |
| MSg | 永久作用所產生之外加彎矩 |
| MSd,x, MSd,y | 外加彎矩在截面 x 、y 正交軸之分量 |
| M0 | 減壓彎矩 |
| N | 正向力 |
| Ncr | 開裂拉應力 |
| NE | Euler臨界荷載 |
| NRd | 正向力強度設計值 |
| Npd | 未有損失之起始預應力 |
| NSd | 外加正向力設計值 |
| NSg | 永久作用所產生之外加正向力 |
| Pd | 預應力設計值 |
| Pk,sup | 預應力高標值 |
| Pk,inf | 預應力低標值 |
| Pm,t | 預應力平均值 |
| Pm,0 | t = 0之初始預應力平均值 |
| Pm,∞ | 所有損失完全出現後之最終預應力平均值 |
| P0’ | 原始預應力 |
| Pt(x) | x坐標截面上指定時間t之預應力值 |
| P0(x) | x坐標截面上之初始預應力值 |
| P∞(x) | x坐標截面上之最終預應力值 |
| Rd | 抵抗能力設計值 |
| RH | 相對濕度 |
| S | 鋼筋面積在截面重心上之靜力矩 |
| Sd | 外力設計值 |
| T | 扭矩；溫度 |
| TRdl | 混凝土受壓桿所能承受之最大扭矩 |
| TRd2 | 鋼筋所能承受之最大扭矩 |
| TSd | 外加扭矩設計值 |
| V | 剪力 |
| Vcd | 混凝土抗剪力 |
| VRd1 | 不配置剪力筋構件之抗剪力設計值（剪力） |
| VRd2 | 假設混凝土受壓桿所能承受之最大剪力設計值（剪力） |
| VRd2,red | 折減後之VRd2值 |
| VRd3 | 配有剪力筋構件之最大抗剪力設計值（剪力） |
| VSd | 外加剪力設計值 |
| Vwd | 配筋抗剪力 |
小楷拉丁字母
| a, ai | 尺寸；間矩；彎曲構件撓度 |
| al | MSd/z力圖平移 |
| ao, a1 | 與A0及A1之相對直徑 |
| b, bi, bi' | 尺寸；截面寬度 |
| bef, bef1, bef2 | 有效寬度 |
| bm | 板構件寬度 |
| bt | 受拉區截面平均寬度 |
| bw | 截面腹部寬度 |
| bx, by | 臨界輪廓線平衡荷載 x 及 y邊之長度 |
| c | 鋼筋保護層 |
| d | 截面有效高度；直徑 |
| dg | 骨材之最大尺寸 |
| dw,max | 結構體最大允許水平位移 |
| d0 | 沖切力臨界輪廓線直徑 |
| e, ex, ey | 偏心距及其分量 |
| ea, eax, eay | 偶然偏心距及其分量（挫曲） |
| ec, ecx, ecy | 蠕變偏心距及其分量（挫曲） |
| e2, e2x, e2y | 二階偏心距及其分量（挫曲） |
| fbd | 握裹強度設計值 |
| fc | 混凝土抗壓強度值 |
| fcd | 混凝土抗壓強度設計值 |
| fck | 混凝土28日抗壓強度標準值 |
| fck,cubo | 混凝土抗壓強度標準值（方塊） |
| fck,cyl | 混凝土抗壓強度標準值（圓柱體） |
| fck,j | 混凝土 j 日抗壓強度標準值 |
| fcm | 混凝土28日抗壓強度平均值 |
| fcm,j | 混凝土 j 日抗壓強度平均值 |
| fct,ef | 當首次開裂時混凝土之抗壓強度 |
| fctd | 混凝土抗拉強度設計值 |
| fctk | 混凝土28日抗拉強度標準值 |
| fctk,j | 混凝土 j 日抗拉強度標準值 |
| fctm | 混凝土28日抗拉強度平均值 |
| fpuk | 預應力鋼筋抗拉強度標準值 |
| fp0,1k | 預應力鋼筋之規定非比例伸長應力 （0.1%）標準值 |
| fsycd | 普通鋼筋屈服應力或規定非比例壓縮應力（0.2%）設計值 |
| fsyd | 普通鋼筋屈服應力或規定非比例拉伸應力（0.2%）設計值 |
| fsyk | 普通鋼筋屈服應力標準值 |
| h, hi | 截面總高度；板厚度 |
| htot | 結構體總高度 |
| i | 截面回轉半徑 |
| j | 混凝土齡期 |
| k | 每單位長度之非特意角偏位；應力不均勻分佈自動平衡效應係數 |
| kc | 應力分佈係數 |
| k1 | 鋼筋握裹力影響係數 |
| k2 | 拉應力分佈影響係數 |
| kσ | 應力應變比值 |
| l | 理論跨度；柱自由長度 |
| lb | 鋼筋錨固長度基礎值 |
| lb,net | 鋼筋錨固長度 |
| lbp | 先張法預應力鋼筋錨固長度 |
| lb,o | 鋼筋之疊接長度 |
| lef | 有效跨度 |
| li | 樑或板之等效跨度 |
| ln | 支承間之淨距 |
| lo | 挫曲有效長度 |
| lo’ | 零彎矩間之距離 |
| lp | 因預應力所引起之應力調整距離 |
| lx, ly, l1, l2 | 支承軸間距離 |
| mSdx, mSdy | x及 y方向每單位寬度之最小彎矩值 |
| mx, my, mxy | 彎矩值 |
| n | 樓層數目 |
| pcRd | 混凝土可抵禦之局部壓力設計值 |
| r | 曲率半徑 |
| rcs | 收縮導致之曲率 |
| rinf | 低標系數 |
| rsup | 高標系數 |
| s | 鋼筋間距 |
| srm | 裂縫間平均距離 |
| t | 時間；混凝土讒期；假設薄壁截面厚度 |
| ts | 計算混凝土收縮之起始時間之混凝土齡期 |
| t0 | 修正受荷載作用時之混凝土齡期；混凝土在施加預應力時之齡期 |
| t0,T | 受荷載作用時之混凝土齡期 |
| u | 周界 |
| uk | 假設薄壁截面中線之周界 |
| VRd1 | 不配置橫向筋板上臨界輪廓線每單位長度之沖切承載力設計值（沖切力） |
| VRd2 | 配有橫向筋板上臨界輪廓線每單位長度最大之沖切承載力設計值（沖切力） |
| VRd3 | 配有橫向筋板上臨界輪廓線每單位長度之沖切承載力設計值（沖切力） |
| Vsd | 每單位長度之外加剪力（或沖切力）設計值 |
| w | 裂縫寬度 |
| wm | 平均裂縫寬度 |
| wk | 裂縫寬度標準值 |
| x | 坐標；中性軸深度 |
| z | 彎曲內力彎矩臂 |
大楷希臘字母
| Δa, Δb, Δd | 尺寸之容許誤差 |
| ΔFsSd | 鋼筋兩截面上兩力值之差 |
| Δx | 距離 |
| Δσ | 應力變化 |
| Δσpti,r | 於時間 t 因預應力鋼筋鬆馳所引起之應力損失 |
| Δσp,t-to,r(x) | 預應力鋼筋截面 x 從時間 t 至 t0 因鋼筋鬆馳所引起之應力損失 |
| Δσpt,s+c+r(x) | 於時間 t 因混凝土收縮與蠕變及鋼筋鬆馳所引起之延時應力損失 |
| Δσpo,i(x) | 代表預應力鋼筋截面 x 之某一種瞬時應力損失 |
| Δσpo,e(x) | 預應力鋼筋截面 x 因混凝土變形所引起之瞬時應力損失 |
| Δσpo,fr(x) | 預應力鋼筋截面 x 因摩擦力所引起之瞬時應力損失 |
| Δσp∞r(x) | 於無限長時間預應力鋼筋截面 x 因鋼筋鬆馳所引起之應力損失 |
| Δσp∞s+c(x) | 於無限長時間預應力鋼筋截面 x 因混凝土收縮與蠕變所引起之應力損失 |
| Δσp∞s+c+r(x) | 於無限長時間預應力鋼筋截面 x 因混凝土收縮與蠕變及鋼筋鬆馳所引起之應力損失 |
| Φ, Φn | 束筋之等效直徑 |
小楷希臘字母
| α | 冪；角度；係數；同性係數；視乎水泥種類之冪（蠕變） |
| αa | 係數（錨固） |
| αE | 地震係數 |
| αe | 係數（拼接）﹒ |
| αmin | α1或α2較小之值 |
| αθ | 有效同性係數 |
| α1,α2 | 柱每一端之參數 |
| αI αII | 分別指非開裂與完全開裂情況所得之參數 |
| β | 冪；角度；係數 |
| βc | 蠕變長期生成函數 |
| βp | 荷載偏心效應係數 |
| βs | 隨著時間之收縮演變函數 |
| βsc | 視乎水泥種類之係數（收縮） |
| βv | 增加抗剪強度係數 |
| β1 | 鋼筋握裹特性係數 |
| β2 | 永久性或循環性作用係數 |
| γc | 混凝土強度特徵分項安全係數 |
| γf | 一般作用分項安全係數 |
| γg | 永久作用分項安全係數 |
| γm | 材料強度特徵分項安全係數 |
| γp | 預應力作用分項安全係數 |
| γs | 鋼筋強度特徵分項安全係數 |
| δ | 外力重分佈係數 |
| εc | 混凝土變形 |
| εc(t) | 於時間t之總變形 |
| εcc(t), εcc(t,t0) | 於時間 t > t0 由蠕變產生之應變量 |
| εci(to) | 荷載作用下瞬間之應變量 |
| εcn(t) | 於時間 t > t0 與應力無關之應變量 |
| εcs | 自由收縮應變量 |
| εcs(t) | 於時間t > t0由收縮產生之應變量 |
| εcs(t, ts) | 於時間t之總收縮應變量 |
| εcs(t∞t0) | 於時間t∞ > t0由收縮產生之應變量 |
| εcso | 混凝土收縮參考值 |
| εcT(t) | 於時間 t > t0由熱產生之應變量 |
| εcσ(t), εcσ(t,t0) | 於時間 t > t0與應力有關之應變量 |
| εc1 | 混凝土受較大壓力纖維上之應變量 |
| εc2 | 混凝土受較小壓力纖維上之應變量 |
| εs | 鋼筋之應變量 |
| εsm | 鋼筋之平均應變量 |
| ε1, ε2 | 受較大或較小拉應力之混凝土纖維 |
| ζ | 分佈係數 |
| η | 係數 |
| θ | 角度 |
| λ | 係數；構件細長度 |
| μ | 磨擦力係數 |
| ν | 泊松比 |
| ρ | 配筋率 |
| ρlx, ρly | x 及 y方向之拉力配筋 |
| ρw | 剪力配筋率 |
| ρr | 鋼筋有效比率 |
| σc | 混凝土壓應力 |
| σc(x) | 於截面x 之混凝土壓應力 |
| σcp,ef | 混凝土有效平均應力 |
| σc,g(x) | 於截面x 上由永久作用所產生在混凝土之應力 |
| σc,max | 混凝土最大壓應力 |
| σc,po(x) | 於截面x 上由起始預應力所產生在混凝土之應力 |
| σc,p∞(x) | 於截面x 上由最終預應力所產生在混凝土之應力 |
| σc(t0) | 於時間to混凝土所受之恒量應力 |
| σp(x) | 於截面x 預應力鋼筋上之應力 |
| σPo’ | 原始預應力值 |
| σpo(x) | 於截面x 上由起始預應力所產生在預應力鋼筋之應力 |
| σpo+g(x) | 於截面x 上由起始預應力及其它永久作用所產生在預應力鋼筋之應力 |
| σp∞(x) | 於截面x 上由最終預應力所產生在預應力鋼筋之應力 |
| σs | 一般指普通鋼筋之應力 |
| σsSd | 外加作用設計值下之鋼筋應力 |
| σsr | 起始開裂時之鋼筋拉應力 |
| τbSd | 外力設計值下之握裹應力 |
| τRd, τRd2 | 計算抗剪力參考值 |
| Φ, Φi | 鋼筋、鋼絲、或鋼絞線直徑 |
| Φn | 束筋之等效直徑 |
| Φ(t,t0) | 於t齡期之蠕變係數，相對在 to 齡期時施加應力 |
| Φ(t∞t0) | 於無限齡期之蠕變係數，相對在to齡期時施加應力 |
| Φo | 蠕變係數參考值 |
| Φo,k | 非線性蠕變係數參考值 |
| Ψ | 一般計算作用折減值之係數 |
簡稱
| ASTM | American Society for Testing and Materials |
| A235, A335, A400, A500 | 普通鋼筋等級表示 |
| B15, B20, ... | 混凝土等級表示 |
| FIP | Fédération Internationale de la Précontrainte. |
| ISO | International Organization for Standardization. |
| CEB | Comité Euro-international du Béton. |
| LNEC | 葡國國立土木工程實驗室 |
| LNEC E-... | 葡國國立土木工程實驗室規格n.o.. |
| NA | 鋼筋混凝土用熱軋鋼筋標準 |
| NB | 混凝土標準 |
| NP-... | 葡國標準n.o.. |
| RILEM | Réunion Internationale des Laboratoires d'Essais et de Recherches sur les Matériaux et les Constructions. |
| REBAP | 鋼筋混凝土及預應力混凝土結構規範 |
| RSA | 屋宇結構及橋樑結構之安全及荷載規範 |
附件二
鋼筋及預應力混凝土防火安全確定
一、總則
本附件包含對樑、板、柱、墻及拉桿之防火性能安全確定所取之實用規則，防火性能級別按經第39/2022號行政法規核准的《樓宇及場地防火安全技術規章》中從屋宇高度及使用類別來擬定出。該等規則允許確定結構物在火作用下有關其支承功能及隔離功能有足夠之安全性，後者指其絕熱性能或火焰密封性能。
對每一類構件，視乎其尺寸及外露情況，決定出有關構件厚度及鋼筋保護層之要求，以構件在普通溫度下符合安全所需之最小配筋，用γf = 1.5 及 γs = 1.15.計算，細心列於表中。在該等情況中，當有火作用時，分項安全系數 γf 及 γs作l考慮，該火作用下相對倒塌之應力（臨界應力），相等於大約在普通溫度鋼筋屈服應力或規定非比例伸長應力0.2%之58%（1/1.15/1.5）。
在樑構件，一般常用鋼筋之臨界應力所相應力之臨界溫度大約為500 oC，見圖二十二作證明。此際，在預應力用鋼筋時，臨界溫度大約為350 oC（見圖二十三），當採用表時需要作相應之改正，因為表中均以500 oC為參考值。
當構件有超過符合安全所需之最小配筋時，（或若MRd > MSd）鋼筋臨界應力低於58%，亦可作同樣應用。該臨界應力可由最小配筋假設下所得之臨界應力乘上 MSd/ MRd，其關係亦可大概以最小配筋面積及實際所施之配筋面積之比例代替，上述之估計係有足夠精準之概算。相應計算所得之臨界應力之臨界溫度將高出500oC，其值可從圖二十二獲得。
圖二十二：隨溫度T普通筋屈服強度或規定非比例伸長應力 0.2% Fsyk之變化
圖二十三：隨溫度T預應力用鋼筋極限強度fpuk之變化
柱及墻構件較為複雜，因火作用可能令混凝土之有效面積大量減小及挫曲現象惡化。所得資料可允許簡化地對構件作處理，同樣在相關之參考表上取臨界溫度為500 oC。
二、應用制表之一般情況
下表適用於符合混凝土規定之常用混凝土。所有圖之尺寸以公分表示。
當構件採用普通鋼筋及設有按普通溫度下符合安全所需之最低配筋時，所指之鋼筋之臨界溫度為500 oC，下表可直接使用。當採用其它鋼筋或較高配筋率時，要進行調整，換入其它臨界溫度值。樑構件配有預應力鋼筋或高於最低配筋時，其臨界溫度可按先前一節所述之形式來作估計。對柱構件，一般上問題不在鋼筋種類，而當超出最低配筋率時帶出有利效果，在處理該類構件之簡化方法上不作考慮，而相應之表可不作修正而應用於所有情況上。
當臨界溫度有別於500 oC時，表中a及b值應按以下方式作調整：
- •臨界溫度降低每50 oC時，距離長度a應增加0.5cm，而當溫度升高每50 oC時，該長度則以相同幅度減短；
- •當臨界溫度低於400 oC時，b值應按相對該界限之每50 oC降低而增長4cm。
表中所示a值係由每一有關之鋼筋截面面積及其軸與構件受燒面之距離所制定：
| a = | Σ i |
Asi ai |
| Σ i |
Asi |
此處Asi指i鋼筋之面積而ai則指其軸與各受燒面之最短距離，或指ai'與ai''較小之距離（圖二十四）。
圖二十四 構件a距離之制定
計算 a, b數值係可考慮最外存在之絕熱層，若該層能在受燒時保持本身之功效。下面列出之系數，在乘上外層厚度時，可變成相等之混凝土層厚度：
| •水泥、石灰、及砂漿........................................ | 0.6 |
| •石膏質（灰泥） ............................................... | 1.5 |
| •輕骨材石膏質灰漿............................................ | 2.0 |
該等外層厚度不應超過 2.5cm，及當需有高抗火能力時，應採用鋼網以增加其固定。在任何情況亦應同時滿足本規章第七十四條有關鋼筋保護層之要求。
壓應力應限制因火作用而導致混凝土剝落之危險。為此，對於相應火作用偶然組合下受壓區寬度bo與最大壓應力 σcmax之關係，在不計算火作用所產生之應力下，應滿足下面要求：
σcmax ≤3 (b0 - 8)
此處bo以cm表示， σcmax 以MPa表示。
三、樑
本節所呈之表適用於三面受燒之樑，允許樑之上面由路面層保護。在樑全部四面受火燒時，應作特別情況處理。
表內考慮邊面之距離樑截面寬度b及bw在圖二十五中指示，而ast指最外鋼筋軸心與樑腹。
圖二十五 樑之參考尺寸
在超出表中所指示之情況時，當要求有高於 CRF 90 級別之抗火能力，而外加剪應力設計值大於VRd1應採用不小於四肢之箍筋，此處VRd1用本規章第四十七條方法計算，b指樑腹寬度（I形樑時用bw）而d則指樑有效高度。
I形樑應另外考慮以下情況：
•所有情況要遵照以下關係：
d1 + 0.5 d2 ≥bmin
bmin指表內最小之b值；
•當 b > 1.4 bw時，表內所示之a值應用以下代替：
•當 b > 3.5 bw 時，有關樑之表即不能採用，及樑底部應考慮為拉桿（見本附件第七節）。
•當截面中bw < b/2時應放置垂直箍筋之剪力筋，該配筋率ρw小於0.25，而：
| ρw = |
Asw
|
x 100 |
| bw |
此處 Asw 指箍筋各肢之總面積，而 s 則拍箍筋間距。為防止混凝土剝落，箍筋最外肢由鋼筋軸心與樑腹邊之間之距離不能大於0.2bw。
三．一、簡支樑
表十八顯示要遵守之規則以保證簡支樑在火作用下之安全，當中考慮不同之抗火能力級別CRF。
三．二、連續樑
底部受火作用之連續樑部分，跨中或支承產生由該作用引起之負彎矩。
表十八 簡支樑
| 抗火能力級別 | bw 最小值(cm) | b 最小值及其相對之 a最小值 (cm) | 從 b 值所得之 a 最小值 (cm) | ||||
| CRF60 | 10 | b a |
12 4.0 |
b a |
16 3.5 |
20 3.0 |
≥30 2.5 |
| CRF90 | 10 | b a |
1.5 5.5 |
b a |
20 4.5 |
24 4.0 |
≥40 3.5 |
| CRF120 | 12 | b a |
20 6.5 |
b a |
24 5.5 |
30 5.0 |
≥50 4.5 |
| CRF180 | 14 | b a |
24 8.0 |
b a |
30 7.0 |
40 6.5 |
≥60 6.0 |
| CRF240 | 16 | b a |
28 9.0 |
b a |
35 8.0 |
50 7.5 |
≥70 7.0 |
注意：當配筋放置在單層時，應考慮ast ≥ a + 1.0，當b值少於20，30，40，50，60及70，每一數值分別相對每一級別 CRF 60，90，120，180及240；其他情況ast ≥ a。
該結果令在跨中正彎矩配筋之應力減低，因而允許該配筋支持更高之溫度，最終使保護層可能採用較小之厚度。表十九所建立之值，當與表十八比較時，證明了該事實。
有關負彎矩配筋，如前述，雖然有所增加，但在受火燒時外加彎矩設計值（指由火作用及荷載導致之總彎矩和，分項安全系數 γf = 1.0）一般係小於在普通溫度下安全確定所考慮之相對外加彎矩設計值，此處 γf = 1.5；因此，若配筋受小量溫度提升而不影響其抵抗強度時，不應對該截面進行加固。但應防止在受高溫時混凝土受壓區出現太高之應力，最終造成其外層抗力降低。
此際，在樑受負彎矩增加之部分，需要將其在普通溫度時所設計之配筋按以下規則延長：
- •應將不小於20%之支承配筋延長至整跨；
- •支承配筋延伸長度為0.15跨長，考慮兩鄰跨較大之長度；該延長應由在普通溫度下所考慮之配筋最終端開始計算。
另一方面，當長時間受火燒時，接連內支承之連續樑可能出現高彎矩及剪力值，b值應滿足下列條件：
| CRF 120 | b ≥22 cm |
| CRF 180 | b ≥40 cm |
| CRF 240 | b ≥60 cm |
使用該等規則係特別重要，例如當兩跨之連續樑證實同時有下列情形：
- •樑兩端支承係自由旋轉；
- •外加設計剪力值大於VRd1；
- •當樑抵抗強度基本由集中荷載情況下所設定時，而 MSd/VSd之關係係2.5與3之間，MSd及VSd分別指外加彎距力及剪力設計，而d則指截面之有效高度。
正如上述，表十九對高溫而產生之內力重分佈已作考慮。因此，當在普通溫度採用預應力鋼筋或超設計配筋，本身之改正應按本附件第二點之一般規則進行，而不考慮任何內應力重分佈之附加效應。
表十九 連續樑
| 抗火能力級別 | bw 最小值 (cm) |
b 最小值及其相對之 a最小值 (cm) |
從 b 所得之 a 最小值 (cm) |
||
| CRF 60 | 10 | b a |
12 2.5 |
b a |
≥20 1.5 |
| CRF 90 | 10 | b a |
15 3.5 |
b a |
≥25 2.5 |
| CRF 120 | 12 | b a |
20 4.5 |
b a |
≥30 3.5 |
| CRF 180 | 14 | b a |
24 5.0 |
b a |
- |
| CRF 240 | 16 | b a |
28 6.0 |
b a |
- |
注意：要採用表十八指示ast之條件。
I 樑之最小樑腹寬度，從內支承一邊至另一邊之一斷相等兩倍樑高之範圍內，不能小於相應之最小b值。
三．三、全部四面受燒之樑
四面受燒之樑，若按照下列之設置時，得採用先前所呈各表之規則：
- •樑高應不小於相對抗火能力級別所需求之bmin；
- •樑橫截面面積應不小於2b2 min；
- •無論在構件之任何一面，所有縱向配筋應採用 a 值之距離；
- •I形樑之樑翼面採用樑翼底所指示之相同規則。
四、板
通常板之功用除提供支承功能外，亦有隔離功能，而樑則只僅有第一項之功能。
關於支承功能，係由配筋之保護來支配，該保護則視乎其保護層。隔離功能，特別係指其絕熱性能，基本上與板厚度或最外加絕熱層有關，在遇上溫度提升時應保持其功效。
參照抗火能力級別 CRF，當中包括了支承及隔離兩類所指之要求，以下幾節呈達之資料係關乎實心板，格子板（空心、肋，或引入模板磈）及平板。
注意表內規定之 a 值為類似樑構件中所提及，當考慮板雙向功能情況時，其值較低。
表二十 實心板
| 抗火能力級別 | 最小厚度h值 (cm) | 最小之 a 值 (cm) | |||
| 簡支承板 | 連續板 | ||||
| 單向配筋 | 雙向配筋 | ||||
| ly / lx ≤ 1.5 | ly / lx = 2.0 | ||||
| CRF 60 | 8 | 2.5 | 1.0 | 2.5 | 1.0 |
| CRF 90 | 10 | 3.5 | 1.5 | 3.5 | 1.5 |
| CRF 120 | 12 | 4.5 | 2.0 | 4.5 | 2.0 |
| CRF 180 | 15 | 6.0 | 3.0 | 6.0 | 3.0 |
| CRF 240 | 18 | 7.0 | 4.0 | 7.0 | 4.0 |
注意：h係板厚度加上路面或屋頂保護層之相等混凝土厚度（見本章第二節之最後部分）；
lx及ly係板跨度（ly > lx）；
在1.5 < ly / lx < 2.0之間，a值可以線性推算；
連續單向板應採用連續樑中負彎距筋所議定之規則。
四．一、實心板
表二十所載為確保實心板遇火作用時其安全所遵守之規則，參照支承功能系數為a，而隔離功能系數則為h。
四．二、空心板
空心板可作實心板處理，而板厚值混凝土由Ac/m關係式所得之值代替，此處Ac指相對圖二十六寬度m內之混凝土面積。
圖二十六 空心板
當存在很寬之空洞時，空洞上及下之混凝土厚度應不小於5cm。
四．三、肋板
從抗火能力角度上，肋板應符合表二十一所指示之條件，當中肋距離不大於1.50 m及當單一肋破壞時並不導致整塊板倒塌。如果任何所指之條件未能被確定時，該肋板應作樑及實心樑翼板處理。
四．四、引入模板塊板
引入模板塊板應作肋板處理。但若板裏面設有足夠保護層及肋距離（或引入小樑之間之距離）不超出0.60 m，該板可作空心板考慮。
當水泥、石灰及砂漿外層不小於1.5 cm或石膏質外層不小於 1.0 cm時，該保護層可視作足夠。
四．五、平板
平板應符合以上各節所述之條件，在支承上實心範圍厚度除外。
該厚度，按第九十三條，任何時間應不小於15cm，而當在沒有柱冠之柱及其抗火能力級別相等或大於 CRF60 時，應最小增加至20cm。
表二十一 肋板
| 抗火能力級別 | 板翼最小厚度 h 值 (cm) |
相對最小之a值之小 b 值 (cm) | |||
| 簡支承板 | 連續板 | ||||
| CRF 60 | 8 | b a |
9 3.0 |
b a |
8 2.5 |
| CRF 90 | 10 | b a |
11 4.0 |
b a |
9 3.0 |
| CRF 120 | 12 | b a |
13 5.5 |
b a |
11 4.5 |
| CRF 180 | 14 | b a |
15 6.5 |
b a |
13 5.5 |
| CRF 240 | 15 | b a |
18 7.5 |
b a |
15 6.5 |
注意：h係板翼厚度加上路面或屋頂保護層之相等混凝土厚度（見本章第二節之最後部分）。
五、柱
鋼筋混凝土柱在火作用下之表現係極受接觸情況所影響，因為更容易出現挫曲現象，亦因從結點上樑構件膨脹所導致出現柱端橫向位移，若柱之剛度很高時，可能產生剪力破壞。
一般性地處理該問題係很複雜，因此只可能建立簡單之規則，但卻限制了其使用範圍。所以，表二十二所包括之指引只適用於普通符合以下條件之矩形截面柱：
- •細長度應以l/b關係式作界限，其值不大於25 ，l指柱高而b指直截面之短邊長；
- •柱兩端應與證實有一定固定之樑或其它構件結連；
- •柱兩端因樑遇熱膨脹之相對位移應不能太大（該情況得利用一足夠截火隔離或採用伸縮縫）；
- •縱向筋應被足夠地箍緊。
表二十二 柱
| 抗火能力級別 | 全部四面受燒之柱 | 單一面受燒之柱 | ||||
| 相對最小 a 值之最小 b 值 (cm) |
按 b 值所得之最小 a 值 (cm) |
相對最小 a 值之最小 b 值 (cm) |
||||
| CRF 60 | b a |
20 3.0 |
b a |
≥24 2.5 |
b a |
12 2.5 |
| CRF 90 | b a |
24 4.5 |
b a |
≥30 3.5 |
b a |
14 3.5 |
| CRF 120 | b a |
30 5.5 |
b a |
≥40 4.5 |
b a |
16 4.5 |
| CRF 180 | b a |
40 7.0 |
b a |
≥50 6.0 |
b a |
20 6.0 |
| CRF 240 | b a |
45 8.0 |
b a |
- | b a |
24 7.0 |
注意：當柱全部面受燒時，b指其橫截面之短邊；當柱單面受燒時，b則指受燒面之寬度。
六、墻
六．一、非受力墻
本節所處理之牆係指基本上用作隔離功能之實心墻（配筋或沒配筋），雖然亦可能與其它抵抗構件一起運作。
該類墻之抗火能力要求簡略為其功能之規定（火焰密封性及絕熱性），主要可以其厚度來滿足要求。表二十三所載為按抗火能力級別所需之最小厚度。
表二十三 非受力墻
| 抗火能力級別 | 墻厚 |
| CRF 60 | 8 |
| CRF 90 | 10 |
| CRF 120 | 12 |
| CRF 180 | 15 |
| CRF 240 | 18 |
六．二、結構牆
在所有情況下，結構墻在受燒時要確保穩定性，同時有隔離功能所相應之火焰密封性及絕熱性。
表二十四所示之規定適用於遵照以下條件之墻：
- •墻高及墻厚之關係不大於25；
- •在任何截面上彎矩及軸心力之關係不能大於1/6墻厚。
表二十四 結構墻
| 抗火能力級別 | 按墻最大應力 σ cmax 所得之最小 e 值（墻厚）及相對之最小 a 值 | |||
| σ cmax < 0.15 fck | 0.15 fck ≤ σ cmax < 0.30 fck | |||
| CRF 60 | e a |
12 1.5 |
e a |
14 2.5 |
| CRF 90 | e a |
14 2.5 |
e a |
17 3.5 |
| CRF 120 | e a |
16 3.5 |
e a |
22 4.5 |
| CRF 180 | e a |
20 5.5 |
e a |
30 6.5 |
| CRF 240 | e a |
24 7.5 |
e a |
40 8.5 |
七、拉桿
要確定主要受拉構件之抗火能力，其橫截面尺寸及配筋保護層厚度應遵守表二十五所示之條件，該表係相對全部面受燒之情況。
表二十五 拉桿
| 抗火能力級別 | 相對最小 a 值之最小 b 值 (cm) | 按 b 值所得之最小 a 值(cm) | ||
| CRF 60 | b a |
12 5.0 |
b a |
≥30 3.5 |
| CRF 90 | b a |
15 6.5 |
b a |
≥40 4.5 |
| CRF 120 | b a |
20 7.5 |
b a |
≥50 5.5 |
| CRF 180 | b a |
24 9.0 |
b a |
≥60 7.0 |
| CRF 240 | b a |
28 10.0 |
b a |
≥70 8.0 |
注意：b值指拉桿橫截面之短邊
當考慮用高溫而導致拉桿變形時，該增長可能令結構功能受損，應考慮鋼筋彈性模量及熱膨漲系數隨溫度之變化。
附件三 預應力
一、最大之原始預應力值
最大之原始預應力值 Po’，以相對之鋼筋應力表示時，應不大於0.75乘以標準強度 fpuk，亦不大於0.85乘以規定非比例伸長應力0.1%之標準值fp 0.1k，或
σPo’ ≤ 0.75 fpuk
σPo’ ≤ 0.85 fp 0.1k
二、沿鋼筋摩擦力所產生之瞬時損失
在後張法混凝土構件上施加預應力時，沿鋼筋摩擦力所產生之應力損失 Δσpo,fr (x)，可採用下列公式計算：
Δσpo,fr(x) = σpo’(1 - e-µ(β + kx))
此處：
x 從施加預應力鋼筋一端起計算之截面距離；當預應力從兩端施加時，x 距離由預應力較大之一端之截 面起計算；
σPo’ 原始預應力Po’之拉應力（正值）；
μ預應力鋼筋與套管之摩擦系數；
β在距離x預應力鋼筋曲線角偏位總和之絕對值（以弧度計算）；
k 每單位長度之非特意角偏位。
μ及k值基本上視乎表面接觸之特徵及所遇上之情況（例如使用潤滑設施），固此應每一類之鋼筋及套管所用之值係由實驗結果決定。
通常先張法混凝土構件不用考慮摩擦損失。倘若當施加應力設備之間之鋼筋並非自由運作，而係受任何形式束縛時，在考慮該情況，其應力損失須經由實驗而決定。
當無任何實驗結果來支持k及μ値時，k得採用每單位長度 0.01/每米而μ則可採用下列數值：
| 預埋不設保護層管鋼筋 | μ= 0.50 |
| 預埋鋼管由鋼絲或鋼絞線組成之束筋 | μ= 0.30 |
| 預埋鋼管之獨立鋼絲或鋼絞線 | μ= 0.25 |
該等μ值假設不用潤滑設施及當用未筋時，所有線或絲應同時受拉；採用潤滑設施時，允許考慮較低之值，而若束筋之絲或絞線並非同時受拉時，應取用更高之值。k值視乎套管之偏移，因此與套管之剛度及其放位之完善性有關。
最後注意當μ(β+ kx) < 0.20，第二．一節所呈之公式可用以下代替：
Δσpo,fr(x) = σpo’ [µ(ß+kx)]
三、因混凝土變形而產生之瞬時損失
先張法混凝土構件因混凝土變形而產生之應力損失Δσpo,e (x)得以下列公式計算：
| Δσpo,e (x) = - |
Ep
|
σc (x) |
| Ec,j |
此處：
Ep 預應力鋼筋之彈性模量；
Ec,j 受施加作用（預應力或其他永久作用）下混凝土在該齡期之彈性模量；
σc (x) 由施加預應力及其他外加永久作用所產生在截面x之混凝土壓應力（負值），計算位置為預應力筋之力學中心。
後張法混凝土所考慮之該類損失係理會到每一鋼筋在施加預應力之效應疊加在鄰近剛受預拉之鋼筋所引起之效應。
一簡化方式及當鋼筋係相同及位於相對地互相接近時，本條所指之損失得以一影響每一鋼筋之平均損失作估算如下：
| Δσpo,e (x) = | - |
1
|
n - 1
|
Ep
|
σc (x) |
| 2 | n | Ec,j |
n 指預應力鋼筋數目而σc (x)則指總預應力。
四、錨固設施之瞬時損失
因鋼筋錨固設施滑動及其變形或位移所導致之應力損失應適當地對有關之預應力系統以實驗結果作考慮。
先張法構件上所考慮之該類損失係由鋼筋對其在生產檯上錨固之滑動所得。
注意在後張法構件上該應力損失在鋼筋端係最大，因摩擦力而在構件內減少，可以從端部起之一段距離後該損失消除。
五、其他預應力瞬時損矢
除前幾條所提及之損失外，亦應考慮因特別施工方法時所引發之瞬時損失之可能性。
特別在先張法構件上，應考慮瞬時損失為鋼筋放鬆前本身拉力之鬆弛所導致之應力損失，其效應用在從放鬆後即時混凝土之凝固狀態上。
六、起始預應力
σpo (x)在截面x上預應力筋之應力係從原始預應力σPo’減去第二至第五點所指之各種瞬時損失之總和ΣΔσpo,i (x)。因此：
σpo (x) = σpo’ - ΣΔσpo,i (x)
七、混凝土收縮與蠕變及鋼筋鬆弛所引發之延時損失
混凝土收縮與蠕變及鋼筋鬆弛所引發之應力損失Δσpt,s+c+r (x)，應從其隨時間之進化現象及考慮到本身互相作用之足夠方法來決定。
通常及當預應力鋼筋之間距離很近而且可用單一鋼筋作模擬時，所述之損失可用以下公式表示之足夠近似值方法：
| Δσpt,s+c+r (x) = |
|
εcs(t, t0)Ep + a φc (t, t0) [σc,g (x) + σc,po (x)] - Δσp,t-to,r (x)
|
|||||||
| 1 - α |
σc,po (x)
|
[ | 1 + |
φc (t, t0)
|
] | ||||
| σpo (x) | 2 | ||||||||
此處：
| t0 | 混凝土在施加預應力時之齡期； |
| t | 混凝土在計算損失時之齡期； |
| εcs(t, t0) | 由t0至t之間混凝土自由收縮所產生之應變（縮短為負值）； |
| Ep | 預應力鋼筋之彈性模量； |
| α | 鋼筋與混凝土之同質性系數，混凝土彈性模量值按第三十條取用； |
| φc(t, t0) | t齡期之蠕變系數，相對在t0齡期時施加應力； |
| σc,g (x), σc,po (x) | 分別指在截面x預應力鋼筋水平位置上因永久作用（不包括預應力）及起始預應力所產生之混凝土應力（受壓為負）； |
| σpo (x) | 因起始預應力在截面x所產生在預應力鋼筋上之應力（正值）； |
| Δσp,t-to,r (x) | 截面x預應力鋼筋從t0至t因鬆弛所引起之應力損失，由一起始應力，可按以下計算： |
σp (x)=σpo+g(x) - 0.3 Δσpt,s+c+r (x)
σpo+g(x) 指t0齡期時起始預應力及其他永久作用所產生在鋼筋上之應力。
混凝土之蠕變及收縮應遵照第三十一條所示；有關鋼筋鬆弛之定值則應按第四十一條進行。
在本條處理預應力損失定值可由各參照因數同時介入之作用產生，因此有互依之效應。問題之解決本身係相當複雜，影響現象之多個參數要準確定值通常係十分困難，普通清況可接納對問題取用本條所指示之近似值解答。
同時要提及除起始預應力外，經常只感興趣對最終預應力作了解，為此祇需計算在無限時間下之延時損失，可用下列已被接納之近似值方法來計算：
| Δσp∞,s+c+r (x) = Δσp∞,s+c (x) + Δσp∞,r (x) | [ | 1 - |
2 Δσp∞,s+c (x)
|
] |
| σpo (x) |
此處：
Δσp∞,s+c (x) = - εcs (t∞, t0)Ep - αφc (t∞, t0) [σc,g (x) + σc,p∞ (x)]
八、最終預應力
截面x預應力鋼筋由最終預應力σp∞ (x)所產生之應力由起始預應力 σpo (x)扣除按第七點計算無限時間下之延時損失，因此：
σp∞ (x) = σpo (x) - Δσp∞,s+c+r (x)
九、混凝土上之預應力傳送
預應力在混凝土引起之應力只可以從該鋼筋端後之一段距離開始設定為線性佈於構件橫截面上，該距離（調整距離）按以下幾點規定。
用後張法構件，所指之應力調整距離可從預應力之允許擴散範圍來決定，由錨固器開始，向構件內以一 tg β= 2/3 之 β角擴散開去（圖二十七），當由樑腹擴至樑翼之中間平面時，可允許以完全相同之方式沿該平面再擴散。
圖二十七：後張法構件應力之修正
用先張法構件，調整距離 lp 應從以下公式獲取：
此處：
lbp 預應力鋼筋之錨固長度；
a 預應力鋼筋重心與最遠之極端纖維之距離。
