21年注册结构工程师历年真题解析7辑

黏性土处在可塑状态时含水量的变化范围为塑性指数Ip，习惯上用不带％符号的数值表示，液限与塑限的差值即为塑性指数，Ip=ωL-ωp=24.3-15.4=8.9。

根据《高层建筑混凝土结构技术规程》（JGJ 3—2010）第7.2.15条表7.2.15可知，本工程第四层仍属底部加强部位，应设置约束边缘构件，其轴压比μN=0.40，一级抗震等级，约束边缘构件沿墙肢的长度lc=0.20hw=1200mm。根据图7.2.15可知，约束边缘构件阴影范围长度取：



根据第7.2.15条表7.2.15可知，约束边缘构件配箍特征值λv=0.20。根据第7.2.15条式（7.2.15）计算，HRB400级箍筋的体积配箍率为：



根据第6.6.3条式（6.6.3-2）计算，箍筋10@100实际体积配箍率为：



箍筋Φ8@100实际体积配箍率为：



由此可知，A项数值最为接近。

题（1）已求得构件界限受压承载力设计值Nb＝1882kN，因左震、右震时的轴压力均小于Nb，故按大偏心受压计算。N左M右，左震为最不利工况，取N=1300kN，M=270kN·m进行配筋计算；
根据已知条件得底层柱上端节点处的弯矩作用情况，如图所示。
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则考虑地震作用组合的节点上、下柱端的弯矩设计值之和为：∑Mc=270+270=540kN·m，1.2∑Mb=1.2×（160+317）=572kN·m；
∑Mc<1.2∑Mb，所以应根据∑Mc来调整下柱上端弯矩设计值，即：
MeⅡ′=572×270/（270+270）=286kN·m；
由作用于下柱上端的设计值为：M＝286kN·m，N＝1300kN，计算得受压区高度为：



轴向力对截面重心的偏心距为：



附加偏心距为：ea＝20mm，则可得初始偏心距为：ei＝e0+ea＝220+20＝240mm；
根据《混凝土结构设计规范》（GB 50010—2010）式（6.2.17-3）计算，轴向力作用点至受拉钢筋合力点之间的距离为：



将x＝175mm，e＝501mm，代入式



可得：



解得柱顶Ⅱ—Ⅱ截面处对称配筋截面面积为：As＝As′＝636mm2。

根据《砌体结构设计规范》（GB 50003—2011）第10.1.5条表10.1.5可知，对不同墙体进行抗震承载力验算时，需采用不同的承载力抗震调整系数。自承重墙yRE应为1.0。

结合砌体结构材料的特点，采用以概率理论为基础的极限状态设计方法，用可靠指标度量结构的可靠度，用分项系数设计表达式进行设计。砌体结构应按承载能力极限状态设计，并满足正常使用极限状态要求。根据《建筑结构可靠度设计统一标准》（GB 50068—2001）第1.0.8条规定，建筑结构设计时，应根据结构破坏可能产生的后果（危及人的生命、造成经济损失、产生社会影响等）的严重性，采用不同的安全等级。建筑结构安全等级的划分应符合下表的规定。
建筑结构安全等级的划分

根据《高层建筑混凝土结构技术规程》（JGJ 3—2010）第4.3.2-4条，高层建筑中的大跨度、长悬臂结构，7度（0.15g）、8度抗震设计时应计入竖向地震作用，9度抗震设计时应计算竖向地震作用。
　　根据《高规》第4.3.13条式（4.3.13-1），结构总竖向地震作用标准值为：
　　FEvk＝αvmax×Geq＝0.65αmax×0.75GE＝0.65×0.32×0.75×96000＝14976kN
　　NEvk＝1.5×14976×2800/96000＝655.2kN
　　根据《高规》第5.6.3条式（5.6.3）和表5.6.4，地震设计状况下，当作用与作用效应按线性关系考虑时，荷载和地震作用基本组合的效应设计值为：
　　Sd＝γGSGE＋γEhSEhk＋γEvSEvk＋ψwγwSwk
　　因此轴压力设计值为：N1＝1.2×2800＋1.3×500＋0.5×655.2＝4337.6kN；若只考虑竖向地震组合时，轴压力设计值为：N2＝1.2×2800＋1.3×655.2＝4211.8kN，N1＞N2。
　　选项中与4337.6最接近的是4350，因此答案选B项。
　　【考点分析】
　　本题主要考查以下内容：
　　①竖向地震作用的简化计算方法；
　　②地震设计状况下，荷载和地震作用基本组合效应设计值的计算。
　　【解题思路】
　　本题解题分析步骤如下：
　　①根据《高规》第4.3.2-4条，确定抗震设防烈度为9度时，抗震设计时应计入竖向地震作用；
　　②根据《高规》第4.3.13条式（4.3.13-1），计算结构总竖向地震作用标准值；
　　③《高规》第5.6.3条式（5.6.3）和表5.6.4，计算中柱的轴压力设计值。

提示：测角误差与角度大小无关。

A项，对于满布荷载法，由于没有考虑活荷载的最不利布置，只有支座弯矩接近最不利内力，可直接用于内力组合，而跨中弯矩将小于最不利内力，应乘以增大系数1.1～1.2后才能用于内力组合。

根据《建筑地基处理技术规范》（JGJ 79—2012）第7.1.7条规定，复合土层的分层与天然地基相同，各复合土层的压缩模量等于该层天然地基压缩模量的ξ倍。ξ值根据式（7.1.7）计算，得：ξ＝fspk/fak＝252/70＝3.6。
根据第7.9.8条规定，多桩复合地基的长短桩复合加固区的复合模量，应为原土层的压缩模量乘以长短桩复合地基加同压缩模量提高系数，即Es＝3×3.6＝10.8MPa。

在混凝土配合比设计中，选择合理砂率的主要目的是改善混凝土拌合物的和易性。在用水量和水泥用量不变的情况下，采用合理砂率，可使拌合物获得所要求的流动性。可以通过增加砂石用量来改善水灰比，控制流动性偏大。

按连续梁分析A支座由托梁顶面荷载设计值产生的最不利剪力为：V1＝0.375×19.6×5.30＋0.437×9.24×5.30＝60.36kN；
墙梁顶面荷载设计值在支座A产生的最不利剪力为：V2＝0.375× 52.85×5.30＋0.437×12.47×5.30＝133.92kN；
考虑墙梁组合作用的支座A最不利剪力为：VbA=V1+βvV2=60.36＋0.6×133.92＝140.71kN；
按连续梁分析B支座在托梁顶面荷载作用下最不利剪力为：V1=0.625Q1l0=0.625×（19.60＋9.24）×5.30＝95.53kN；
墙梁顶面荷载作用下B支座最不利剪力为：V2=0.625Q2l0＝0.625×（52.85＋12.47）×5.30＝216.37kN；
B支座的剪力设计值为：VbB=V1+βvV2＝95.53＋0.7×216.37＝246.99kN。由此可知，A项数值最为接近。

“三人中至多两人中靶”是“三个人都中靶”的逆事件，故应选B。

根据《砌体结构设计规范》（GB 50003—2011）第5.1.4条和第5.1.3条表5.1.3可知，对有吊车厂房，当荷载组合不考虑吊车作用时，变截柱上段的计算高度为：
排架方向，Hu0=2.0×Hu=2.0×3.0=6.0m；
垂直排架方向，Hu0=1.25Hu=1.25×3.0=3.75m；
变截柱下段的计算高度可按下列规定采用：1/3＜Hu/H=3.0/8.5=0.353＜1/2，故修正系数为：μ=1.3-0.3Iu/Il=1.3-0.3×（0.88/4.806）=1.245；
排架方向：Hl0=1.2Hμ=1.2×8.5×1.245=12.7m；
垂直排架方向：Hl0=1.0Hμ=1.245×8.5=10.58m。

根据《建筑桩基技术规范》（JGJ 94—2008）第5.9.2条第1款规定，承台可承受最大弯矩为：



式中，Ni为不计承台及其上土重，在荷载效应基本组合下桩的竖向净反力，经计算为：



则承台可承受最大弯矩为：



由此可知，C项数值最为接近。

根据《建筑地基处理技术规范》（JGJ 79—2012）第7.5.2条第3款规定，桩孔直径为300mm~600mm。桩孔宜按等边三角形布置，桩孔之间的中心距离，可为桩孔直径的（2.0～3.0）倍，也可按下式进行估算：



已知地基挤密前土的平均干密度为：



桩径400mm，则可计算得桩间距为：

影响晶格能的因素主要是离子电荷与离子半径

建设项目经过施工，全部或部分可以正式交付使用时，先由施工企业自验后提出《验收交接申请报告》（竣工报告），项目的建设单位或上级主管部门根据报告在一定时期内组织竣工验收工作。视验收需要，要有建设单位、设计单位、施工单位，质检单位、环保、消防、卫生防疫等单位人员参加。

弯矩图在支座C处有一个突变，突变大小即为支座C处的弯矩值，m=10kN·m。弯矩图的斜率值即为剪力值，显然BC段截面剪力为零，AB段截面剪力为+5kN（顺时针），因此根据B点截面处的竖向力平衡，可算得：F=5kN。

托梁顶面作用的恒荷载设计值为：Q1g＝1.2×25×0.25×0.6＋1.2×3.8×3.3＝19.60kN/m；
托梁顶面作用活荷载设计值为：Q1P＝1.4×2.0×3.3＝9.24kN/m。由此可知，A项数值最为接近。

提示：θ≈e/L（e为空气层厚度），Δθ=Δe/L，又相邻两明(暗)纹对应的空气层厚度差为Δe=ek+1-ek=λ/2。

根据《建筑结构荷载规范》(GB 50009-2001)(2006年版)附录B式(B.0.4-1)，得：