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》。
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。
《鋼筋混凝土及預應力混凝土結構規章》不適用於該規章開始生效時正在進行之工程及與土地工務運輸司正在處理之發出准照程序有關之工程。
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。
廢止下列法規：
a） 經一九六七年九月五日第22872號訓令延伸至澳門之核准《鋼筋混凝土結構規章》之一九六七年五月二十日第47723號命令及一九六七年八月十一日第47842號命令；該兩項命令及訓令均公布於一九六七年十一月二十一日第四十六期《政府公報》副刊；
b） 經一九六八年九月四日第23577號訓令延伸至澳門之一九六八年六月二十二日第48446號命令；該命令及訓令均公布於一九六八年九月二十一日第三十八期《政府公報》。
本法規公佈六十日後開始生效。
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。
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 |
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。
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。
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。
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。
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。
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：
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：
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：
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：
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：
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。
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。
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。
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。
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。
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。
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。
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。
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
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。
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。
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 |
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
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。
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。
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。
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。
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。
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。
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。
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。
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。
| 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。
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 |
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 |
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；
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。
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。
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
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。
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。
普通鋼筋之彈性模量應取值為200GPa。
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。
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。
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。
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。
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：
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。
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。
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。
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。
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。
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。
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）。
| 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。
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。
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) |
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。
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。
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。
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。
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。
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。
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。
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。
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。
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。
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。
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） |
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。
| 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 | - |
| 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 | - | - |
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。
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。
| 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。
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。
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。
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。
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）。
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。
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。
| 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。
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。