¶ 建築物混凝土結構設計規範｜112年版・含113年勘誤｜第二十四章 使用性要求
發布機關：內政部
版本：112年8月10日台內營字第1120809921號令修正發布，113年1月1日生效；113年2月19日內授國建管字第1130800784號函勘誤。
文件性質：設計規範及解說（含113年勘誤）
官方來源：內政部主管法規共用系統 ｜ 國土管理署發布頁
查核日期：2026年8月28日。
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第二十四章 使用性要求 第二十四章 使用性要求 24.1 範圍 24.1.1 構材設計應採用本章規定，以滿足下列(a)至(d)項最低使用性要求。 (a) 由使用等級重力載重引致之撓度 (24.2)。 (b) 單向板及梁為控制開裂之撓曲鋼筋分布 (24.3)。 (c) 收縮與溫度鋼筋 (24.4)。 (d) 預力受撓構材之容許應力 (24.5)。 解說： 本章所述之使用性要求係供本規範其他各章引用，或用於發揮結構構材之適當性能。單獨依據本章 無法完整提供結構構材設計所需之使用性要求。本章對於振動並沒有特定要求。 設計符合第7.3節,第8.3節,第9.3節及第24.2節之最小厚度與撓度要求的場鑄樓板系統，依經驗可知其於 一般使用條件下可以提供適合人體舒適感之振動性能。然而，有些情況下其使用性能條件可能不滿足，範 例如下： (a) 長跨度及開放式樓板平面 (b) 具嚴格振動性能要求之樓板，如精密製造與實驗空間 (c) 承受規律性載重或具振動機械設備之設施 預力樓板系統不受第7.3節,第8.3節及第9.3節之最小厚度要求，及其若採預鑄時，多為簡支跨度系統。必 然地，此類樓板系統對於振動更為敏感。 PCI 設計手冊 (PCI MNL 120)；ATC 設計指引 1 (1999)；Mast (2001)；Fanella 與 Mota (2014)，以 及 Wilford 與 Young (2006) 等文獻提供的指引可用於考量振動於樓板系統設計及對於混凝土樓板系統 之振動頻率與振幅評估。West 等人 2008 文獻中提供一個應用範例。 24.2 使用等級重力載重引致之撓度 24.2.1 受撓構材設計須具應有足夠之勁度，以限制對結構強度，或使用性能有負面影響之撓度或 變形。 解說： 本節僅考慮使用載重下可能發生之撓度或變形。當計算依時撓度時，僅需考慮靜載重及其他持續載 重。 本規範提供兩種控制撓度之方法 (Sabnis等人1974)。對於包括合成構材在內之非預力單向板及梁， 不支承或不連繫於可能因其較大撓度而發生破壞之非結構性構件時，依第7.3.1節及第9.3.1節所要求之最 小總厚度，可被視為滿足規範中對該類構材之要求。對非預力雙向構造，依第8.3.1節所要求之最小厚度 可被視為滿足規範要求。 對不滿足這些最小厚度要求之非預力構材、支承或連繫於可能因其較大撓度而發生破壞之非結構性 構件之非預力單向構材、及預力受撓構材，其撓度需依第24.2.3節至第24.2.5節計算，計算撓度值應受表 24.2.2所列之值限制。 24-1
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第二十四章 使用性要求 24.2.2 依照第24.2.3節至第24.2.5節計算之撓度值，應不超過表24.2.2所列之值。 表 24.2.2 最大容許計算撓度值 構材型式 使用條件 考慮撓度 撓度值限制 [1] 平屋頂 因Lr, S 及R中最大者所造成之即時撓度 ℓ/180 不支承或不連繫於可能因其較大撓度而 發生破壞之非結構性構件 樓板 因L所造成之即時撓度 ℓ/360 可能因其較大撓度而發生 [3] ℓ/480 支 承 或 連 繫 破壞 連繫非結構性構件後發生總撓度，為全部持續載重 屋頂或 到 非 結 構 性 所致依時撓度與任何外加活載重所致即時撓度總 樓板 [2] 構件 不太可能因其較大撓度而 和 [4] ℓ/240 發生破壞 [1] 本限制並未計及屋頂積水，積水之情況必須經過適宜之撓度計算，包含積水所增加之撓度，考慮持續載重所產生之 依時效應、拱度、施工誤差及排水設施之可靠性。 [2] 依時撓度須依照第24.2.4節計算，但連繫於非結構性構件前之撓度可予扣減，扣減值可按類似構材之時間－撓度特性 曲線估算之。 [3] 支承或連繫之構件，若已有適宜之措施預防破壞時，得超過本值。 [4] 本值應不大於非結構性構件之容許限度。 解說： 需注意表24.2.2所提供之限值，僅與受支承或受連繫之非結構性構件有關。當結構構材可能受到所連 繫構件之撓度或變形影響而不利於結構物之強度時，宜依據第24.2.1節 (ACI 209R) 之要求，在結構物分 析與設計中明確地考慮這些撓度及其所造成之力。 當計算依時撓度時，可扣除連繫非結構性構件前之撓度。對具一般尺度與形狀之構材，進行此項修 正時，可使用圖R24.2.4.1中之曲線。 24.2.3 即時撓度計算 24.2.3.1 即時撓度應由彈性撓度之方法或公式計算，並考量開裂及鋼筋對構材勁度的影響。 解說： 當計算未開裂均勻斷面構材之即時撓度時，可用一般彈性撓度之方法或公式計算，其中沿著構材長 度方向 EcIg 為定值。然而，若預期構材在一個或更多斷面處開裂，或構材之深度沿跨度方向變化時，則 需要更嚴謹之計算。 24.2.3.2 計算撓度時，應考量斷面性質變化之影響，如托肩。 24.2.3.3 雙向板系統撓度之計算須考慮板的尺度與形狀、支承情形及板緣束制情形。 解說： 即使假設雙向板具線彈性行為，其撓度計算仍具挑戰性。對於即時撓度，可分別使用第24.2.3.4節及 第24.2.3.5節之 Ec 與 Ie (ACI 209R)。然而，若撓度預測值與完整試驗所得之結果合理相符，則其他計算 步驟及勁度值 EcIe 亦可使用。 24-2
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第二十四章 使用性要求 24.2.3.4 彈性模數Ec得依照第19.2.2節計算。 24.2.3.5 對於非預力構材，若無較詳盡之分析，有效慣性矩Ie須使用下式及依表24.2.3.5計算 。 f I r g M = cr (24.2.3.5) y t 表 24.2.3.5 有效慣性矩 Ie 使用彎矩 有效慣性矩Ie M ≤ (2 / 3)M Ig (a) a cr M >(2 / 3)M I (b) a cr cr 2 ⎛ ⎞ ⎛ ⎞ (2 / 3)M I cr cr 1− ⎜1− ⎟ ⎜ ⎟ ⎜ ⎟ M I ⎝ a ⎠ ⎝ g ⎠ 解說： 由Bischoff (2005) 所發展之近似有效慣性矩，已被證實其於大範圍鋼筋比之條件下，能提供足夠精 確的撓度計算 (Bischoff 與 Scanlon 2007)。Mcr乘上2/3以考慮能降低有效開裂彎矩之束制，且考量建造中 混凝土拉力強度降低會造成開裂並後續影響使用撓度 (Scanlon 與 Bischoff 2008)。 2019版本之前，ACI 318使用不同的公式(Branson 1965)計算 Ie。先前之公式已接續被證實會低估低鋼 筋比構材之撓度，常發生於板構材，且沒有考慮束制之影響。當構材鋼筋比大於1 %且使用等級下彎矩至 少為開裂彎矩之二倍時，先前與現在規範條文所計算之撓度差異很少。 24.2.3.6 連續單向板及梁之有效慣性矩Ie，得依表24.2.3.5計算正負臨界彎矩斷面處之有效慣 性矩後取其平均值。 24.2.3.7 具均勻斷面之單向板及梁，Ie得依表24.2.3.5計算。若為簡支及連續跨度，以跨度中 央處計算之，若為懸臂，則以支承處計算之。 解說： 對於連續均勻斷面之構材，使用跨度中央斷面性質概算撓度，可得令人滿意之結果，主因是跨度中 央處之勁度 (包括開裂效應) 對撓度有主導性影響，如ACI 435.5R，ACI委員會435 (1978)、Sabnis等人 (1974) 所述。 24.2.3.8 第24.5.2節所定義之U類型預力板與梁，得使用Ig計算撓度。 解說： U類型預力混凝土構材之即時撓度可用彈性撓度之方法或公式計算，使用混凝土全斷面 (未開裂) 慣 性矩及第19.2.2.1節所規定混凝土之彈性模數。 24-3
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第二十四章 使用性要求 24.2.3.9 第24.5.2節所定義之預力T類型與C類型板及梁，撓度應依開裂轉換斷面計算，亦可 用雙線性彎矩與撓度關係計算，或以式(24.2.3.9a)所計算之Ie。 3 3 ⎡ ⎤ ⎛ M ⎞ ⎛ M ⎞ cr cr I = I + ⎢1− ⎥ I e ⎜ ⎟ g ⎜ ⎟ cr (24.2.3.9a) M M ⎝ a ⎠ ⎢ ⎝ a ⎠ ⎥ ⎣ ⎦ 其中Mcr以下式計算 ( f + f )I r pe g M = cr (24.2.3.9b) y t 解說： 第24.2.3.5節之有效慣性矩公式於2019規範中已被修正，該修正不能適用於預力構材，式(24.2.3.9a) 保有先前版本規範對於此類構材之條文。PCI設計手冊 (PCI MNL 120) 提供利用雙線性彎矩與撓度關係 及有效慣性矩計算撓度之資訊，Mast (1998) 提供關於開裂預力混凝土構材撓度之額外資訊。 Shaikh與Branson (1970) 證明 Ie 法可用來計算C類型及T類型預力構材承受載重超出開裂載重時之撓 度。於此情況下，開裂彎矩宜考慮式(24.2.3.9)所提及之預力效應。 Shaikh及Branson (1970) 亦提供一個預測非預力受拉鋼筋降低拱形潛變效應之方法，ACI 209R及 Branson (1970) 則提供該方法之近似方式。 24.2.4 依時撓度計算 24.2.4.1 非預力構材 24.2.4.1.1 除非根據更詳細的分析，由潛變及收縮所引起之額外依時撓度，應由持續載重 計得的即時撓度乘以下列因數 λ∆得之。 ξ λ = (24.2.4.1.1) Δ 1+ 50ρ′ 24.2.4.1.2 式(24.2.4.1.1)中之 ρ′值，於簡支或連續時應取跨度中央之值，懸臂時應取支承 處之值。 24.2.4.1.3 式(24.2.4.1.1)中持續載重之依時因數 ξ，須依據表 24.2.4.1.3 所列之值。 表 24.2.4.1.3 持續載重之依時因數 載重持續時間，月 依時因數ξ 3 1.0 6 1.2 12 1.4 60 或以上 2.0 解說： 當載重施加在結構物時，除立即發生之彈性撓度外，另有由收縮及潛變所致之依時撓度。此撓度受 到溫度、濕度、養護條件、加載時之齡期、受壓鋼筋數量及持續載重大小影響。本節所述可視為需滿足 24-4
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第二十四章 使用性要求 規範之即時撓度計算，其限制如表24.2.2所示。依據本節計算增加之依時撓度，係因靜載重及其他持續時 間足以造成依時撓度之載重所致。 由Branson (1971) 提出之(24.2.4.1.1)式中，(1 + 50ρ′) 項次說明壓力鋼筋降低依時撓度之效應。ξ = 2.0 代表一個載重期間5年之標稱依時因數。圖R24.2.4.1曲線可用以估算載重期間少於5年之ξ值。陳振川等人 (2018) 蒐集台灣近40年的收縮潛變試驗資料並建立「台灣混凝土收縮與潛變資料庫」，在比較國內外試 驗資料後，發現台灣混凝土有漿體量高、低水灰比、低粒料勁度等特性，若直接套用國外潛變預測式會 低估長期變形。故建議在設計長跨非預力構件時（如大跨徑屋頂板），可參考能反映台灣混凝土特性之 潛變預測式。另外，近年來混凝土常添加卜作嵐材料，設計時也宜參考針對添加卜作嵐材料進一步修正 之預測模型。 若需分別考慮潛變與收縮時，可使用Branson (1965、1971及1977) 與ACI委員會435 (1966) 所提供之 近似式。 由於雙向板可用之依時撓度資料有限，故無更詳盡之步驟，因此依據式(24.2.4.1.1)計算雙向構造增加 之依時撓度時，需使用第24.2.4.1.3節中之乘數。 ξ 「載重持續時間，月」 圖R24.2.4.1 依時撓度之乘數 24.2.4.2 預力構材 24.2.4.2.1 預力混凝土構材依時撓度之增加應考慮混凝土與鋼筋在持續載重作用下的應 力，混凝土潛變、收縮，以及預力鋼筋鬆弛的影響。 解說： 計算預力混凝土受撓構材之依時撓度是具挑戰性的。計算過程中不僅要考慮因撓曲應力增加之撓度 ，亦需考慮因受撓構材依時縮短所致額外之依時撓度。 由於板或梁中之預壓力造成潛變，故預力混凝土構材較類似的非預力構材隨時間之縮短量較多。此 潛變與混凝土收縮同時作用造成受撓構材顯著地縮短，於施工後仍持續數年，宜在設計時考慮。此長度 縮短傾向於降低預力鋼筋之拉力，降低構材之預壓力，導致依時撓度增加。 另一能影響預力受撓構材依時撓度之因素，為其鄰接之混凝土或磚石在預力構材方向未施加預力， 此情況可以是在鄰接預力梁方向未施加預力之板，或是非預力板系統。當預力構材較鄰接之非預力混凝 土傾向於收縮及潛變更多時，結構將達到一個縮短效應之相容性，因鄰接混凝土吸收壓力，造成預力構 24-5
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第二十四章 使用性要求 材中之預壓力降低。此預力構材中之預壓力降低能發生於數年之期間，將造成預力構材中額外依時撓度 並增加拉應力。 倘若已考慮所有效應，則可使用任何適當方法以計算預力構材之依時撓度。相關指引可參考ACI 209R 、ACI委員會435 (1963)、Branson等人 (1970)，以及Ghali與Favre (1986)。 24.2.5 合成混凝土構造物之撓度計算 24.2.5.1 若合成混凝土受撓構材建造時使用臨時支撐，拆除臨時支撐後之靜載重由全合成斷 面承受時，則計算撓度時可將合成構材視同整體澆置構材。 24.2.5.2 若合成混凝土受撓構材建造時未使用臨時支撐，則計算依時撓度須考慮在合成作用 發生前、後載重大小與時間長短。 24.2.5.3 須考慮由預鑄與場鑄元件差異收縮所造成之撓度，及預力構材之軸向潛變效應。 解說： 合成混凝土構材之設計要滿足第16.4節中對於水平剪力強度之要求。因為目前僅有少量試驗研究合成 構材之即時與依時撓度，故本節所述之要求係基於ACI 318委員會之判斷及工程經驗。 第22.3.3.3節中提及不必區分支撐與未支撐構材間之差別，此係指強度計算而非撓度。如第26.11.1.1 節所要求，施工圖說宜指出合成混凝土之設計是基於支撐或未支撐之構造。 24.3 單向板及梁中撓曲鋼筋之分布 24.3.1 握裹鋼筋須均布於受單向撓曲之非預力及C類型預力板及梁之拉力區，以控制撓曲開裂。 解說： 當使用載重造成鋼筋承受高應力時，預期將發生可見裂紋，需於鋼筋細節(detail)設計步驟中控制裂 紋。基於耐久性與美觀理由，使其產生許多細小之髮絲裂紋將比少數幾條較寬裂紋更好。在使用 fy = 4,200 2 kgf/cm [420 MPa] 鋼筋時，限制鋼筋間距之鋼筋細節設計可適當控制裂紋。 與竹節鋼筋相關之廣泛試驗 (Gergely與Lutz 1968；Kaar 1966；Base 等人1966) 證實，使用載重下之 裂紋寬度與鋼筋之應力成正比。於鋼筋細節設計時，最重要影響變數為鋼筋之保護層厚度及鋼筋間距。 即使在良好之試驗環境下，裂紋寬度亦受收縮及其他依時效應影響而出現很大之變化。但當鋼筋妥 善分佈於混凝土之最大拉力區時，可使受撓裂紋控制獲得改善。以適當間距配置之多支鋼筋較同面積之 一、兩支大號鋼筋，可以更有效控制裂紋。 24-6
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第二十四章 使用性要求 24.3.2 最接近拉力面之握裹鋼筋間距應不超過表24.3.2所列的限值，其中cc為自竹節鋼筋或預力鋼 筋至最近受拉面之淨保護層厚度。竹節鋼筋之計算應力fs及握裹預力鋼筋之計算應力改變 量Δfps，須分別符合第24.3.2.1節與第24.3.2.2節的規定。 表 24.3.2 握裹鋼筋於非預力及預力 C 類型單向板及梁中之最大間距 鋼筋種類 最大間距s ⎛ 2800 ⎞ 38 − 2.5c ⎜ ⎟ c f ⎝ s ⎠ ⎡ ⎛ 280 ⎞ ⎤ 380 − 2.5c ⎢ ⎜ ⎟ c ⎥ 取 f ⎣ ⎝ s ⎠ ⎦ 竹節鋼筋或麻面鋼線 小 值 ⎛ 2800 ⎞ 30 ⎜ ⎟ f ⎝ s ⎠ ⎡ ⎛ 280 ⎞⎤ 300 ⎢ ⎜ ⎟⎥ f ⎣ ⎝ s ⎠⎦ ⎡ ⎛ ⎞ ⎤ ⎡ ⎡ ⎛ ⎞ ⎤⎤ ⎛ 2 ⎞ 2800 ⎛ 2 ⎞ 280 ⎢38⎜ ⎟ − 2.5c ⎥ ⎢ ⎢380⎜ ⎟ − 2.5c ⎥⎥ ⎜ ⎟ c ⎜ ⎟ c ⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎝ 3 ⎠ Δf ⎢⎝ 3 ⎠ Δf ⎥ ⎢ ⎝ ps ⎠ ⎥ ⎢ ⎝ ps ⎠ ⎥ ⎣ ⎦ ⎣ ⎣ ⎦⎦ 取 握裹預力鋼筋 小 ⎡ ⎛ ⎞⎤ ⎛ 2 ⎞ 2800 ⎢30⎜ ⎟⎥ 值 ⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎝ 3 ⎠ Δf ⎢ ⎝ ps ⎠⎥ ⎣ ⎦ ⎡ ⎡ ⎛ ⎞⎤⎤ ⎛ 2 ⎞ 280 ⎢ ⎢300⎜ ⎟⎥⎥ ⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎢⎝ 3 ⎠ Δf ⎥ ⎢ ⎝ ps ⎠⎥ ⎣ ⎣ ⎦⎦ ⎡ ⎛ ⎞ ⎤ ⎡ ⎡ ⎛ ⎞ ⎤⎤ ⎛ 5 ⎞ 2800 ⎛ 5 ⎞ 280 ⎢38⎜ ⎟ − 2.5c ⎥ ⎢ ⎢380⎜ ⎟ − 2.5c ⎥⎥ ⎜ ⎟ c ⎜ ⎟ c ⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎝ 6 ⎠ Δf ⎢⎝ 6 ⎠ Δf ⎥ ⎢ ⎝ ps ⎠ ⎥ ⎢ ps ⎥ ⎣ ⎦ ⎣ ⎣ ⎝ ⎠ ⎦⎦ 取 ⎡ ⎛ ⎞⎤ ⎛ 5 ⎞ 2800 竹節鋼筋或麻面鋼線與握裹預力鋼筋之組合 小 ⎢30⎜ ⎟⎥ ⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎝ 6 ⎠ Δf 值 ⎢ ps ⎥ ⎣ ⎝ ⎠⎦ ⎡ ⎡ ⎛ ⎞⎤⎤ ⎛ 5 ⎞ 280 ⎢ ⎢300⎜ ⎟⎥⎥ ⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎢⎝ 6 ⎠ Δf ⎥ ⎢ ⎝ ps ⎠⎥ ⎣ ⎣ ⎦⎦ 解說： 限制鋼筋間距係為控制開裂 (Beeby 1979；Frosch 1999；ACI 318委員會1999)。對於使用 fy = 2 2 4,200 kgf/cm [420 MPa] 主鋼筋、保護層厚 5 cm、及 fs = 2,800 kgf/cm [280 MPa] 之梁，最大鋼筋 間距為25 cm。 結構物之裂紋寬度具高度變異性，規範對間距之規定可限制裂紋寬度在一般實用上可接受之程度， 但對於一些特定結構可能過寬。 裂紋與鋼筋腐蝕之關係尚有爭論，研究 (Darwin等人1985；Oesterle 1997) 顯示，通常承受使用載重 下應力之鋼筋，其腐蝕與裂紋寬度並無明顯關聯。因此，規範並無區分內露與外露構材。 選擇計算間距要求所需之cc時，只要考慮最接近拉力面之拉力鋼筋。考量預力鋼筋之握裹特性低於 竹節鋼筋，如鋼絞線等，因此表24.3.2採用2/3效率因數。 對於設計為開裂構材之後拉式構材，使用竹節鋼筋通常有利於裂紋控制，可使用表24.3.2中對竹節鋼 筋及麻面鋼線之規定。本規範其他條文所要求之握裹鋼筋亦可作為裂紋控制鋼筋。 24-7
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第二十四章 使用性要求 24.3.2.1 最靠近拉力面之竹節鋼筋於使用載重下之應力 fs，須基於無因數化彎矩計算，但亦 可用(2/3) fy 替代之。 解說： 對於裂縫控制為關鍵之應用，設計者應考慮降低fs以幫助裂縫控制。Frosch等人 (2014) 及 Puranam 2 (2018) 之研究支持這些設計條文可使用於 fy = 7,000 kgf/cm [690 MPa] 鋼筋。 24.3.2.2 握裹預力鋼筋於使用載重下之應力改變量∆fps，須等於開裂斷面分析之計算應力減去 2 解 壓 應力 fdc。 fdc得 等於預 力 鋼筋 中之 有 效應 力fse。 ∆fps應不 超 過2,500 kgf/cm 2 [250MPa]。若∆fps不超過1,400 kgf/cm [140MPa]，則不受表24.3.2所列之間距限制。 解說： 2 以預力鋼筋之解壓應力 fdc 等同於有效應力 fse之方式是保守的。設定∆fps 最大限制為2,500 kgf/cm 2 2 [250 MPa] 之目的為近似於 fy = 4,200 kgf/cm [420 MPa] 之最大容許應力 ( fs = 2,800 kgf/cm [280 MPa] ) 2 。∆fps 小於1,400 kgf/cm [140 MPa] 之構材免受以上限制，反映出許多利用工作應力法設計，及具有低鋼 筋應力之結構物在發揮預定功能時，僅有非常有限之撓曲開裂。 24.3.3 若接近最外受拉面處僅有單根握裹鋼筋、預力鋼絞線、或握裹鋼腱時，則最外受拉面之寬 度應不超過表24.3.2所訂之s。 24.3.4 當T型梁翼板受拉時，須將非位於梁腹板之握裹撓曲受拉鋼筋分佈於依第6.3.2節定義之有 效翼板寬度或ℓn/10之較小者內。若ℓn/10控制時，須酌加符合第24.4.3.1節之握裹縱向鋼筋並 配置於翼板外側部分。 解說： T型梁翼板受拉而佈置負彎矩鋼筋時，為控制裂紋宜考慮：(1) 鋼筋以較寬之間距配置於全部有效翼 板內，將於樓板接近梁腹處產生一些較寬之裂紋；(2) 鋼筋以較密之間距配置於梁腹附近，翼板外緣將欠 缺保護。規範中梁跨度1/10之規定即為預防鋼筋間距太寬，酌加適量縱向鋼筋之規定則為保護翼板之外 緣。 就設計用於抵抗因重力及風載重之負彎矩的Ｔ型梁而言，其強度所需之所有拉力鋼筋配置於有效翼 板寬度及ℓn/10二者之較小值內。一般實務上會配置一半以上的鋼筋於梁腹上；若T型梁抵抗包含地震力之 載重組合，所有配置於有效翼板寬內之鋼筋在預期層間轉角下可能都對梁撓曲強度有貢獻(參考第18.4.3 節)。 24.3.5 當非預力及C類型預力單向板及梁承受疲勞載重、使用防水設計、或暴露在腐蝕環境時， 其握裹撓曲鋼筋之間距選擇，須針對前述環境之調查及預防措施，且應不超過第24.3.2節 所列之限值。 解說： 雖經許多研究，卻無明顯試驗證據可證明，受撓裂紋寬度與腐蝕危險之關係 (ACI 222R)；且暴露試 驗顯示：『混凝土品質、適當搗實及足夠保護層厚度』對防止腐蝕之重要性大於『混凝土表面之裂紋寬 度』(Schießl 與 Raupach 1997)。 第20.5節包含關於增加混凝土保護層及鋼筋耐久性之規定，而第19.3節則包含混凝土耐久性之規定。 24-8
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第二十四章 使用性要求 24.4 收縮與溫度鋼筋 24.4.1 單向板於撓曲鋼筋之垂直方向，須依第24.4.3節或第24.4.4節規定設置收縮與溫度鋼筋。 解說： 收縮與溫度鋼筋須與主筋垂直配置，以使龜裂減至最少，並使結構結合成一體以確保其作用符合設 計時之假設。本規定僅適用於結構樓板，不適用於由土壤支承之地面板。 24.4.2 若收縮與溫度位移受限時，則須依照第5.3.5節考慮T之影響。 解說： 配置第24.4.3.2節所規定之收縮與溫度鋼筋量，係針對允許收縮與溫度變形的情形。但若收縮與溫差 變位受結構牆或大柱強力束制時，板因體積改變遭束制而受拉，同時造成牆或柱也產生變位、剪力及彎 矩。於上述情況下，板可能須要增加第24.4.3.2節要求之鋼筋 (PCI MNL 120；Gilbert 1992)，以抵抗兩主 軸方向上之收縮與温差變位。頂部及底部鋼筋均可有效控制裂縫。施工期間若預留控制帶，使初始收縮 不致引起應力之增加，也可有效減少由束制引起之裂縫。 位於預鑄構件或鋼承板上方之現場澆置混凝土板，也會因其與預鑄構件或鋼承板 (無收縮行為) 間之 不同收縮束制而承受拉力，在板配筋時宜加以考慮。橫跨預鑄構件接頭之鋼筋，因大部分束制在接頭可 能會解除而宜考慮鋼筋應變需求。 24.4.3 非預力鋼筋 24.4.3.1 收縮與溫度竹節鋼筋須按表20.2.2.4(a)之規定，及符合第24.4.3.2節至第24.4.3.5節所 述。 24.4.3.2 收縮與溫度竹節鋼筋面積與混凝土總斷面積之比值，應不小於0.0018。 解說： 竹節鋼筋或熔接鋼線網的鋼筋面積對混凝土總斷面積之最小比值0.0018乃是根據多年良好使用之經 驗，所得之鋼筋面積可在接近板頂或板底處配置，或在特定情況下，適當地配置於板之上下面間。先前 2 版本之規範允許當鋼筋降伏強度大於4,200 kgf/cm [420 MPa] 時，可減少收縮與温度鋼筋用量。然而，由 開裂的力學機制可知藉由提升降伏強度對於開裂控制是沒有助益的。若裂縫寬度或防止滲漏為一設計界 限狀態，可參考ACI224R或ACI350之建議鋼筋比。 24.4.3.3 收縮與溫度竹節鋼筋之間距應不大於5h或45 cm。 24.4.3.4 各斷面需用收縮與溫度鋼筋者，須使承受收縮與溫度應力之竹節鋼筋發展其規定拉 力降伏強度 fy。 解說： 收縮與溫度鋼筋之續接與錨定係依第二十五章設計，使鋼筋得以發展其規定降伏強度。 24.4.3.5 對單向預鑄樓板及單向預鑄預力牆，若滿足以下(a)至(c)條件時，則撓曲鋼筋之垂直 方向無需配置收縮與溫度鋼筋。 (a) 預鑄構材之寬度不大於3.6 m。 24-9
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第二十四章 使用性要求 (b) 預鑄構材不因機械式之連接而在橫向造成束制。 (c) 無需用鋼筋承受橫向撓曲應力。 解說： 對寬度小於3.6 m之預力混凝土構材，如中空樓板、實心樓板或櫊柵板，通常短向不須配置收縮與溫 度之橫向鋼筋，對一般預鑄非預力樓板與屋頂板亦然。3.6 m寬度所產生之收縮與溫度應力並不需要橫向 鋼筋承受。另外在構材固定於結構時收縮已大半發生，且預鑄構材連結之剛性通常不若現場澆鑄者，故 橫向收縮與溫度變化引起之束制應力顯著減少。 本規定之放寬條件並不適用於需以鋼筋承受撓曲應力之情況，如預鑄T形及雙T形梁之薄翼板等。 24.4.4 預力鋼筋 24.4.4.1 用以承受收縮與溫度應力之預力鋼筋，須依表20.3.2.2之規定配置，且預力損失後之 2 有效預力，須使混凝土總斷面積承受至少7 kgf/cm [0.7 MPa] 之平均壓應力。 解說： 採用預力鋼筋承受收縮與溫度效應時，其提供之有效力量應與非預力收縮與溫度效應鋼筋降伏所提 2 供之力量相近。混凝土總斷面積7 kgf/cm [0.7 MPa] 之預力已成功地使用於許多計畫案。 宜評估板縮短效應以確保結構之使用性。在多數情況下，對每一細節均適當考量之結構，建議之低 度預力不致造成困難。當溫度效應或束制顯著時，可能需要額外留意。 24.5 預力混凝土受撓構材之容許應力 24.5.1 通則 24.5.1.1 除非藉測試或分析證明性能未降低，預力受撓構材中之混凝土應力須依第24.5.2節至 第24.5.4節限制。 解說： 規定混凝土之容許應力可滿足使用性需求，但不確保具適當之設計強度，宜依據本規範之其他要求 予以檢核。 本節提供一個機制，使預力混凝土構造新產品、材料及技術之開發不必受限於規範對應力之限制。 該設計之認可依據第1.9節辦理。 24.5.1.2 於預力傳遞至構材時，計算使用載重及開裂載重下之應力應按彈性理論及下列(a) 和(b)之假設： (a) 依照第22.2.1節，應變與其至中性軸之距離呈線性變化。 (b) 混凝土在開裂斷面處不承受拉力。 24-10
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第二十四章 使用性要求 24.5.2 預力受撓構材之分類 24.5.2.1 預力受撓構材須依照表24.5.2.1分為U、T、或C等類型。該表係基於假設未開裂斷面 及承受使用載重時，計算在預壓拉力區中最外緣拉應力ft。 表 24.5.2.1 根據 ft 分類之預力受撓構材 假設行為 類型 ft之限制 ft ≤ 2 f ′ c [1] 未開裂 U [ft ≤ 0.62 f ′ ] c 2 f ′ <ft≤3.2 f ′ c c 介於開裂與未開裂間 T [0.62 f ′ <ft≤1.0 f ′ ] c c ft>3.2 f ′ c 開裂 C [ft>1.0 f ′ ] c [1] 預力雙向板系應為U類型若ft ≤1.6 f ′ [0.50 f ′ ] c c 解說： 本節將預力受撓構材之行為區分為三種類型，其中U (uncracked) 類型與C (cracked) 類型分別為未開 裂構材與開裂構材，而T (transition) 類型行為是介於開裂與未開裂之間。該分類適用於握裹與無握裹預 力受撓構材，但預力雙向板系若ft≤1.6 f ′ [0.50 f ′ ]則以U類型設計。 c c 各類型使用性需求整理如表R24.5.2.1。在該表中亦顯示非預力構材之設計需求，以供比較。因缺乏 應變諧合，即使當決定中性軸位置時有效預力應被納入考慮，而將無握裹預力鋼筋的面積納入全斷面或 開裂斷面性質計算是不適當的。相反地，斷面性質計算應考慮因無握裹預力鋼筋的護套或套筒而形成的 孔洞面積。Mast (1998)提供開裂預力構材之應力，撓度及裂縫控制評估方法。 預壓拉力區係指預力構材於無預力時，在無因數化靜載重與活載重作用下，依總斷面性質分析產生 撓曲拉應力之部位，於預力混凝土設計時，預力會對該區產生壓力，以降低該區之拉應力。 對於化學性侵蝕 (如海水、腐蝕性之工業氣體或沼氣) 之腐蝕環境，使用載重下所發生之開裂對長 期性能變得更為關鍵，在這些環境條件下，保護層宜依據第20.5.1.4節之規定增加，並降低混凝土之拉應 力，讓使用載重下可能之開裂降至最低。 24-11
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第二十四章 使用性要求 表R24.5.2.1 使用性之設計要求 預力構材 非預力構材 U類型 T類型 C類型 假設行為 未開裂 介於未開裂與開裂間 開裂 開裂 用於計算使用載重 總斷面 總斷面 開裂斷面 無此項需求 應力之斷面性質 第24.5.2.2節 第24.5.2.2節 第24.5.2.3節 預力傳遞時之 第24.5.3節 第24.5.3節 第24.5.3節 無此項需求 容許應力 依未開裂斷面計得之 第24.5.4節 第24.5.4節 無此項需求 無此項需求 容許壓應力 ≤ 2 f ′ 2 f ′ <ft ≤ 3.2 f ′ 使用載重下之拉應力 c c c 無此項需求 無此項需求 第24.5.2.1節 [≤ 0.62 f ′ ] [0.62 f ′ <ft≤1.0 f ′ ] c c c 第24.2.3.9節, 第24.2.3.9節, 第24.2.3.8節, 第 第24.2.3節, 第24.2.4.2節 第24.2.4.2節 計算撓度之依據 24.2.4.2節 第24.2.4.1節 開裂轉換斷面及雙線 開裂轉換斷面及雙線 總斷面 有效慣性矩 性之彎矩－撓度關係 性之彎矩－撓度關係 裂紋控制 無此項需求 無此項需求 第24.3節 第24.3節 計算裂紋控制之 M/(As×力臂) − − 使用開裂斷面計算 ∆fps或fs 或2/3fy 側面表層鋼筋 無此項需求 無此項需求 第9.7.2.3節 第9.7.2.3節 24.5.2.2 對於U類型與T類型構材，使用載重下之應力得採用未開裂斷面計算。 24.5.2.3 對於C類型構材，使用載重下之應力須以開裂後之轉換斷面計算。 解說： 預力構材係基於在預壓拉力區之應力大小而分類，並假設斷面維持不開裂而計算。一旦決定構材為C 類型且 f >3.2 f ′ [1.0 f ′ ]時，後續計算使用載重應力係基於開裂轉換斷面。 t c c 24.5.3 預力傳遞時之混凝土容許應力 解說： 此階段混凝土應力是發生於預力傳遞後之暫時應力，此暫時應力係由構材自重及預力鋼筋傳遞預力 所產生；該預力鋼筋傳遞預力係為千斤頂施力扣除混凝土彈性縮短、摩擦損失、錨定器滑動之損失預力 ，一般而言，收縮、潛變、與預力鋼筋鬆弛不包含於此階段。在採用適當之預力損失量下，此容許應力 適用於所有先拉法與後拉法之混凝土斷面。 24-12
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第二十四章 使用性要求 24.5.3.1 預力傳遞後但在依時預力損失前之瞬間，所計算最外緣混凝土受壓應力應不超過表 24.5.3.1所列之限值。 表 24.5.3.1 預力傳遞後瞬間之混凝土壓應力限值 位置 混凝土壓應力限值 簡支構材之端部 0.70fci′ 其他位置 0.60fci′ 解說： 依實務預鑄、預力混凝土研究 (Castro 等人 2004; Dolan與Krohn 2007; Hale與Russell 2006)，在預力 傳遞時，簡支構材端部所允許之混凝土壓應力高於其他位置。 24.5.3.2 除第24.5.3.2.1節允許之條件外，預力傳遞後但在依時預力損失前之瞬間，混凝土最 外緣之計算拉應力應不超過表24.5.3.2所列之限值。 表 24.5.3.2 拉力區無額外握裹鋼筋，預力傳遞後瞬間之混凝土拉應力限值 位置 混凝土拉應力限值 簡支構材之端部 1.6 f ′ [0.50 f ′ ] ci ci 其他位置 0.8 f ′ [0.25 f ′ ] ci ci 24.5.3.2.1 在假設未開裂之斷面，當計算拉力區中額外握裹鋼筋承受混凝土之總合拉力 時，得超出表 24.5.3.2 所列之限值。 解說： 拉應力限值0.8 f ′ [0.25 f ′ ]及1.6 f ′ [0.50 f ′ ]，係指預壓拉力區以外位置在預力傳遞時之拉 ci ci ci ci 應力。當拉應力超過此容許值時，應先計算拉力區之拉應力總合，再配置鋼筋以承受此總合拉力，此鋼 2 筋之應力可採用0.6fy，但不超過2,100 kgf/cm [210 MPa]。雖然潛變與收縮效應將同樣降低拉應力，然而 在有些區域，即使所有預力損失都發生，但斷面拉力仍一直存在。 24.5.4 使用載重下之混凝土容許壓應力 24-13
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第二十四章 使用性要求 24.5.4.1 對於U類型與T類型構材，在承受使用載重下、所有預力損失均發生後，所算得之混 凝土壓應力應不超過表24.5.4.1所列之限值。 表 24.5.4.1 使用載重下混凝土壓應力之限值 載重條件 混凝土壓應力限值 預力加上持續載重 0.45 f ′ c 預力加上總載重 0.60 f ′ c 解說： 構材最外緣容許壓應力採用0.45 f ′ 將可減少預力混凝土構材因重複載重所可能產生之損壞，以及可 c 排除過量的潛變變形，應力較高時，潛變應變會隨應力的增加而快速提高。 預力混凝土梁之疲勞實驗指出混凝土壓力破壞非控制主因，因此將承載短期載重之容許值提高三分 之一至0.60 f ′ 。 c 持續性活載重是指載重加載時間較長，會引致與時間有關之撓度的活載重。如持續性靜載重與活載 重佔總使用載重較高時，通常由表24.5.4.1中之限值0.45 f ′ 所控制。相反的，如總使用載重中佔較大部分 c 的為短期或臨時性活載重時，通常由增加後之應力限值0.60 f ′ 所控制。 c 預力與持續性載重作用下之壓應力限制0.45 f ′ ，將持續控制預力構材之依時行為。 c 24-14
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