浅谈某多层框架建筑的结构设计.docx

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浅谈某多层框架建筑的结构设计

　　浅谈某多层框架建筑的结构设计

工程概况：

拟建工程为长乐市航城镇下朱村村建1号楼。

本工程位于长乐市航城镇下朱村，是一幢底层商业网点的单元式住宅楼，建筑面积8994M2，建筑层数为6.5层，总高度23.5m,建筑占1260m2,详见附图1,附图2结构平面图。

　　附图1

附图2

　　本程自然备件:

基本风压0.8KN/M2,抗震设防烈度7度,地基承载力（本工程所选持力层）特征值300KPa.

　　一、结构选型

　　建筑物的结构设计,不仅要求具有足够的承载力,而且必须使结构具有足够抵抗侧力的刚度,使结构在水平力作用下所产生的侧向位移限制在规定的范围内.基于上述基本原理,本工程综合分析了结构的适用,安全,抗震,经济,施工方便等因素,选取了附图1,2所示的结构方案.此结构为框架体系,由钢筋砼框架承担竖向力和侧力.本钢筋砼框架刚度布置相对比较均匀,在满足建筑功能情况下,尽量减少平面扭转对结构的影响.

　　由于本工程地基基础设计等级为乙级,桩基安全等级为二级,建筑物体型相对简单,满载较均匀,且桩端下不在软弱下卧层,桩型为端承摩擦桩,所以本工程只在±0.000以上19轴与20轴间设100mm宽的防震缝,同时兼作伸缩缝.

　　二、基础设计

　　福州地区工程地质情况比较复杂,一般第一层为杂填土和粉质粘土（I）,厚度1m-2m左右,第二层为淤泥,厚度8m-15m左右,第三层为粉质粘土（Ⅱ）或中粗砂夹淤泥,厚度2m-3m左右,第四层为淤泥夹粉质粘土或淤泥夹淤泥夹中细砂,厚度3m-6m左右,第五层为粉质粘土（Ⅲ）混砾卵石层,厚度5m-8m左右,第六层为粉质粘土淤泥,厚度1m-2m左右,第七层为残积粉质粘土,厚度3m-5m左右,第八层为强风化,第九层为中风化层,可选作为桩基持力层的有五,七,八,九层,对于中高层建筑物,一般选用取第八或九层或第五层作为持力层,桩型一般选用预制桩或冲钻孔灌注桩,对于八层左右的住宅楼多层建筑,选取以上的土层作为桩尖持力层,就不妥当,持力层太深,桩太长,造价太高,所以选取什么土层作为多层建筑物的持力层?

采用什么桩型?

不仅是工程技术人员,也是业主或甲方共同关心的问题.因为持力层和桩型的选择,不单纯是结构问题,而且是一个综合性的科学问题,不仅要考虑地基的承载能力,结构的安全可靠,施工技术条件的可行,还要考虑造价上的经济合理.由于基础工程的造价在整个建筑总造价中占很大比例,在基础承载力和沉降控制满足设计要求之后,经济性就成为选择持力层与桩型的首要问题.

　　本工程位于长乐市航城镇下朱村,拟建物为三幢6.5-7.0层的住宅楼.整个场地比较平整.从地质勘察资料可以了解到拟建场浅部土层中：

①杂填土，呈松散状，力学强度低，均匀性差。

②粘土层力学强度较低，厚度薄（多小于1.0m）,且分布不连续,其下存在厚度较大的③-1淤泥和③-2淤泥质土夹砂高压缩性软弱土,故拟建场地天然浅基工程地质性能差.拟建场地中部土层。

④粉质粘土层,力学强度中等,厚度较薄,且分布不连续,故该层桩基工程地质性能差。

⑤中砂（含碎石）层,呈稍密至中密状,分布连续,具有一定力学强度,但厚度较薄,且变化大（薄者仅0.6米）,其下不均匀分布有高灵敏度软弱下卧层.⑥淤泥质土及⑦粉质粘土粉砂相对软弱下卧层,故⑤中砂（含碎石）层桩基工程地质性能差。

⑦粉质粘土至粉砂层,呈可塑或稍密状,强度较低,厚度普遍较薄,仅局部地段分布,桩基工程地质性能差.拟建场地下部地层中：

⑧角砾层,呈中密状,力学强度较高,但其厚度普遍较薄,综合分析整个场地该层的分布,其桩基性能一般。

⑨全风化凝灰熔岩层,力学强度虽较高,但厚度较薄,分布不连续,且仅在场地东侧有分布,故⑨层桩基工程地质性能久佳。

⑩11,强中风化凝灰岩层,其力学强度随深度增加逐渐增强。

　　综上所述，结合结构的荷重要求，拟建住宅楼无法采用天然浅基础方案，宜采用桩基方案，考虑到地下水对钻孔灌注桩的影响（地下水对泥浆的稀释作用，造成塌孔，缩径）因此选用预应力管桩。

　　三、楼盖设计

　　本工程选用的是主次梁楼盖，主次梁楼盖虽然存在着结构高度较大（与平板和双向密肋体系相比）和模板安装制作比较复杂（与平板和梁板体系相比）的问题，但却具有下例优势：

①楼盖砼折算厚度最小，自重最轻；②开间大，房间布局灵活③承载力大④对结构整体刚度的贡献（即约束框架转动的能力）比平板和双向密肋楼盖要大得多。

　　3.1板的设计

　　3.1.1板厚

　　现浇楼盖中，板的砼用量约占整个楼盖的50%-60%，板厚的取值对楼盖的经济性和自重的影响较大，在满足板的刚度和构造要求的前提下，应尽量采用较薄的板，双向板的最小板厚度为80mm，板的厚度与跨度的最小比值：

四边简支板为1/40，连续板为1/50。

本工程最大板跨为5m，其余板跨均小于4m，考虑到本工程为住宅楼，板内有埋机电暗管，因此小于4m的板跨板厚也取100mm，5m板跨板厚取140mm。

　　3.1.2板的配筋

　　板的配筋主要由PKCAD生成，然后对板中某些不合理的配筋进行调整，如本工程建筑图所示卫生间，阳台处，标高都为H-0.05m.PKCAD配筋时一般对负筋在板有高差情况下也通长配筋如图3所示,这其实是不合理的,我们应把负筋在此断开如图4所示。

另外在第一层板配筋图中可以看到A,B轴与⑧⑨⑩轴,所围的板块短边板跨都很小,只有1.2m,而相邻板跨有3.5m长,因此若按规范筋自梁边伸入板的尺寸按大跨短边的1/4来算有875mm.而AB轴与8,9,所夹的单向板负筋长度按1/5来算,伸入板内的长度为240mm,二者相加为1115mm,超过板梁边到梁边距离1000mm,因此考虑该处钢筋通长布置如二层结构平面配筋图A,B轴与8,9,10轴的板所示.另外此处通长布置还有另一方面的考虑.由于此处板跨与相邻板跨相差比较大,在荷载不利组合下,板跨中有可能不出现负弯矩,通常筋可以抗混凝土的收缩徐变作用,避免板面开裂.

　　3.1.3关于板构造支座负筋最小直径问题

　　对于本工程的设计，一般板厚都》=100mm。

根据简支板现行砼结构设计规范给出的最小构造支座负筋为φ8@200,这与旧规范所给的φ6@200合适,因为φ6@200的筋太软,钢筋架易被踩蹋,致使负筋的有效高度很低而发挥不了构造负筋的作用.现行所规定使用的φ8钢筋虽比φ6钢筋要好些,但如不采取其它措施,也同样易产生构造负筋变位.

　　图3卫生间处错误配筋图图4卫生间处正确配筋图

　　四、梁设计

　　随着我国城市经济的迅速发展,大量建筑的兴建,建筑人员根据建筑功能和环境条件有目的的选择主次梁楼（层）盖的设计方案也随之增多,同时也出现在主次梁楼盖设计中应怎样合理布置柱网的综合效益最好?

究竟应该选择短跨为主梁还是选择长跨为主梁?

在框架梁的弹性受力分析和承载力计算时,是否应该考虑现浇板的共同工作效应?

如何有意识地对端跨进行调整会更有利?

下面结合本工程从概念设计的角度作粗浅的探讨,以利于本工程的优化设计和为将来设计积累经验.

　　4.1主次梁与柱网的合理布局

　　主次梁体系的传力途径从广义讲是楼面荷载通过板传给次梁,再由次梁通过受弯传给主梁,最后由主梁传给柱子.在支承和传递荷载的过程中,主次梁的变曲变形,△I均与它们各自承担的弯矩Mi及其自身跨度的平方成正比,而与弹性模量E和弯曲平面内截面惯性矩Ii成正比,另一方面,从设计要求来分析,建筑功能要求主次梁所占的结构空间高度越小越好.这就意味着要合理调整主次梁跨度.但结构性能要求主梁的弯曲变形除满足砼规范中表3.3.2受弯构件的挠度限值外,还应该控制在次梁弯曲变形的1/2-1/3范围内最为理想,同时还应具备足够的抗扭刚度,特别是边跨主梁.

　　因此，本工程做主次梁楼盖的柱网布置时考虑上述影响优先选择的柱网是矩形（除建筑有功能要求的以外）以短跨为主梁,长跨为次梁,而且短跨与长跨的比例应小于0.75比较经济,本工程一般比较常取0.65-0.7,这样设计出来的主次梁截面高度能协调一致,从而保证楼盖的结构高度最小.另一方面,从本工程的使用功能和建筑美学方面考虑,主梁的布置是依据房间布局而定的.关于厅的楼盖,虽然其开间和进深尺寸都相对较大,由于考虑到厅的净高和空间美感,厅里的楼盖就做成大板而不是设置次梁来降低其板厚.因此,本工程主次梁布局主要是依据墙下有梁的方案来定的.这里就取一个本人在实习期间所做的一个简单的实际工程来为主次梁的合理布置做一概念性的比较。

例如图5所示为福州东区自来水厂加料间加建工程,柱网布置如图5所示,

　　图5东区自来水厂加料间加建工程短跨为主梁的设计方案

　　以短跨主梁截面尺寸为300mm×600mm,次梁截面尺寸为200×300现浇板厚为90mm,在正常使用荷载作用下,（载按2.0KN/M2,恒荷按4KN/M2,梁间荷载不考虑）,主次梁的跨中弯矩Mi,Li,Ii和△i的比值如表4-1

　　东区自来水厂加料间加建工程主次梁不同布局的各项指数比值表4-1

　　原设计

　　比较方案

　　主梁—短跨,次梁—长跨

　　主梁—长跨.次梁—短跨

　　Mg/Mj

　　Lg2/Lj2

　　MgLg2/MjLj2

　　Ig/Ij

　　△g/△j

　　1.486

　　0.44

　　0.66

　　1.967

　　1/2.98

　　5.047

　　2.25

　　11.356

　　12.861

　　1/1.13

　　注:

下角号g代表主梁,j代表次梁.

　　表1原设计的各项指数比值可清楚说明,尽管该主梁承受了由次梁传来的很大集中荷载,但其所承担的弯曲效应却从其自身相对较短的跨距中得到缓解,其最大弯矩值仅比次梁弯矩大了约1.5倍,而挠度却只有次梁的1/3左右,这样设计者即创造了一个较小的楼盖结构高度,又为较大跨度的次梁提供了一个抗弯和抗扭刚度都比较理想的支座.

　　若换一种方案,将其布局改为长跨为主梁,短跨为次梁,则主次梁布置如图6,为了便于比较,次梁之间的单向板跨长与原设计保持不变,取L=2.4m,则厚仍为90mm;并根据比较方案中的主,次梁总挠度及其主梁的最大弯曲拉应力应的原设计的主,次梁总挠度及主要弯曲应力相同的原则（即△g2+△j2=△g1+△j2,误差不大于5%）来确定所需主,次梁截面尺寸,则主梁为300×800,次梁为200×400表1还给出了图2以长跨为主梁,短跨为次梁的楼盖结构,在与原设计相同的荷截作用下.从表中不难看出,当把长跨作为主梁时,尽管主梁承受着较方案1更为有利的两跨等间距集中荷载,但其实际上则需承担的弯曲效应却被其自身相对较长的跨距所加大,其最大弯距值约为次梁弯矩的5倍,而与弯曲变形成正比的Mi2值竟比次梁大出11倍之多.

　　通过东区自来水厂加料间加建工程本人总结出以长跨为主梁的主次梁楼盖存在如下值得注意的问题:

（1）主,次梁截面高度相差悬殊,楼盖的结构高度大,增加了层高及总建筑高度;

（2）主梁的相应挠度大,作为次梁支座的刚性与稳定性相对较差;（3）楼盖的砼平均折算厚度较大,材料用量与结构自重M应增大;（4）不经济.

　　图6东区自来水厂加料间加建工程长跨为主梁的设计方案

　　4.2现浇板共同工作的考虑

　　长乐下朱村村建工程的框架结构都采用梁板整体现浇,在水平荷载作用下,通过框架梁和现浇板的共同受弯来约束柱顶的转动,使柱子产生自上而下的反弯曲,从而形成楼架作用.由于梁板的共同作用,不仅提高了框架梁的截面刚度,还提高了梁端负弯矩承载能力.因此设计本工程时特别注意了下列问题:

（1）框架弹性受力分析时框架梁的合理截面形式

　　在进行整体现浇梁板分析时,本人为计算方便,把框架梁简化为矩形截面（与无楼板或预制楼板的空框架一样计算,很显然这与现浇梁板框架结构的实际性能不符.若在进行整体现浇梁板的框架分析时,框架梁的线刚度仅取矩形截面IR值，计算得出的自振周期明显偏大,而实际上框架位移值要比计算值小,则该框架结构实际承受的地震作用及其效应都将比计算值大.在垂直荷载作用下的梁端负弯矩计算值偏大,而跨中正弯矩值却偏小等.所以,设计时根据整体现浇梁板共同工作的特性和原理,按规范规定的有效翼缘宽度,将现浇板作为框梁架的翼缘,共同参与弹性受力分析.

（2）梁端负弯矩钢筋的合理分布范围

　　对作为框架梁翼缘的现浇板内与架肋平行的钢筋参与梁端正截面抗弯承载力工作的问题,在《砼结构设计规范》（GB50010—2002）和《建筑抗震规范》（GB50011—2001）中都未很明确的规定.所以,设计时按矩形截面进行极限承载力计算所需的梁端负弯矩钢筋与无现浇板的空框架梁一样布置在梁筋顶部的宽度范围之内,而翼缘板内平行于梁肋的钢筋则按现浇板的受力或构造要求设计布置,这无形之中增加了梁支座处负弯矩钢筋的配筋量,导致负屈服弯矩的相应提高,由于作为梁翼缘板内平行梁肋的钢筋参与梁端抗弯承载力的工作,支座处的负屈服弯矩明显要比无翼缘矩形梁的负屈服弯矩提高.这时裂缝可能不会出现在框架梁上,而先在柱上出现塑性铰，形成强梁弱柱现象。

　　为实现“强柱弱梁”的设计目的，保证在罕遇地震时，能很快地在梁端附近出现塑性铰线，形成具有延性的结构体系。

应将按设计荷载，地震作用计算所需的梁端弯矩钢筋合理地分布在梁肋及其有效的翼缘宽度范围之内。

　　至于多少有效翼缘宽度内的钢筋可以被考虑，共同参加梁支座正截面的抗弯工作也暂时没有定论。

根据经验取每一梁侧的6倍的板厚范围内的板上，下钢筋参与共同抗弯。

　　在本工程设计时为保证以上

（1），

（2）两点的共同作用，梁端弯矩在SATWE程序的调整信息下进行调整，梁端弯矩的调幅系数取0.8-1.0.

　　（3）梁跨中弯矩增大

　　在本工程（即长乐市下朱村村建）的设计过程中未考虑活荷载的不利分布,而仅按满布计算,考虑该工程层数只有6.5层，可通过调整信息下的跨中弯矩增大系数来加大梁的跨中弯矩,以达到考虑活荷载不利分布影响的目的,弯矩增大系数的取值范围为1.0-1.3.对于考虑活荷载不利分布的各层,此系数不起作用.

　　（4）梁扭矩折减

　　本工程的现浇楼板采用刚性楼板假定。

这时宜考虑楼板对梁抗扭的作用而对梁的扭矩进行折减,折减系数一般为0.4-1.0.对于本工程折减系数取0.4。

若考虑楼板的弹性变形,梁的扭矩不应折减.

　　（5）梁刚度增大

　　主要考虑现浇楼板对数值的作用,楼板和梁连成一体按照”T”形截面梁工作,而计算时梁截面取矩形,因此可将现浇楼面中梁的刚度放大,通常现浇楼面的边框梁取1.5,中间框架梁取2.0.

　　4.3次梁和次梁间的相互作用

（1）关于次梁受力

　　本工程所用的设计软件PK引入了构件的内力大小与其刚度成正比,并由变形协调条件确定.根据空间三维分析,次梁不再像平面框架分析方法中那样作为荷载加到主梁上,而是与主梁共同作用.如L1和L2交叉梁系（图7）,P点为L1和L2的交点,设L1和L2在P点是分开的,并未连在一起,那么,经过精确的计算,L1刚度比L2大,在P点处L1的变形比L2小,根据变形协调条件,,它们是作为一个整体共同作用的,而不能彼此分开单独考虑.

　　其次从结构图中可以看出,局布结构布置较复杂,主次梁有时很难确定,梁的支座和跨长也就很难确定,只能根据刚度条件来计算其实际受力状况,不过,大多数情况下,对于框架梁,一般以柱间距为一跨这与平面框架分析是一致的,但对于非框架梁（即习惯上的“次梁”），应该一榀框架梁到另一榀框架梁之间为一跨。

　　图7主次梁共同作用的交叉梁系

（2）关于铰接问题

　　在工程设计中，经常会遇到二级（或三级）次梁压在一级或（二级）次梁上的情况。

如图8为本次实习期间所做的练习之一（福州中茵花城1号的局部结构图），

　　图8中茵花城1号楼局部结构图

　　一般认为L2，L3只是将板面荷载化为集中荷载作用在L1上，而不起别的作用。

事实上并非如此，如图8中L2和L3作为弯折构件（即CABD）也在起着支撑L1的作用，L1和L2，L3是相互支撑，共同作用的，因此，L2和L3的下部钢筋必须锚入L1内La，而不是Las。

这一点应值得注意，否则不能发挥L2和L3的共同支承作用。

AB段受扭，要配抗扭钢筋，在很多情况下，AB段的扭矩很大的，往往造成配筋困难甚至超筋，在这种情况下，为了避免AB段受扭，只需在L2的A端和L3的B端做成铰接即可。

铰接之后，L2与L3将分别支承在L1上，L1的配筋明显加大，AB段的扭减为零，L2，L3配筋减小，这是一种人为调整后的计算结果。

对应这结果，L2与L3的下部钢筋锚入L1内的长度可以为Las。

配筋与软件计算模型一致才能保证结构安全。

　　4．4主次梁相交在主梁中引起的扭矩

　　主次梁相交时，当主梁两侧的次梁跨度相差过大而在主梁中引起的扭矩以及次梁边跨与主梁相交在主梁中引起的扭矩往往容易被忽视，其后果将导致建筑结构的可靠程度降低，留下事故隐患，甚至诱发安全事故。

　　如图9所示的主次梁组成在长乐下朱村村建中不少见，现在就以这种主次梁布置对扭矩产生的原因，变化规律及其对梁的影响作一番探讨。

假设LB上均布荷载qB，支承于主梁LA上而形成主次梁相交。

　　图9

　　LB到LA上下支座的距离分别为L3，L4。

根据变形协调条件可求得LA梁中L3段内的扭矩T3,

注：

式中GIT为扭转刚度。

　　从式（A）可看出，随着次梁跨度L2，荷载qB的增加以及主梁跨度L1，次梁到主梁支座的距离L3的减小（即主梁LA对次梁LB的嵌固作用增强），T3迅速增加，反之迅速减少。

变化幅度从零到次梁LB固端弯矩之间，因而有可能在主梁LA中形成较大的扭矩而对主梁产生较大的影响，甚至因扭矩过大而出现主梁LA的抗扭截面尺寸不够，从而出现抗扭超筋现象。

　　因此在长乐下朱村村建的结构设计中慎重考虑主次梁相交在主梁中引起扭矩的作用。

根据扭矩的大小采取构造抗扭措施，或通过计算来进行梁的抗扭设计，而不要随意把次梁两端假定为铰支来考虑忽视扭矩的作用。

这样做提高了建筑结构的可靠度，消除了事故隐患，尤其要尽量避免主次梁相交时次梁靠近主梁支座这种情况，以免在主梁中产生过大的扭矩而使梁的抗扭截面尺寸不够，产生抗扭超筋现象。

　　4．5箍筋加密

　　本工程为三级抗震设计，框架梁的梁端1.5h-2h（h为梁高）范围内箍筋需要加密,这是为了使梁端可能产生塑性铰的区域有较好的延性,这是抗震设计的构造要求.显然,构件除了要满足抗震构造要求外,还需保证在受力状态下的安全,如梁还应满足竖向荷载作用（或与水平荷载组合作用）下抗剪承载力的要求,以此确定抗剪箍筋的数量.但本工程所用的PK软件只输出框架梁端（节点）处的剪力和箍筋面积,梁其余部分的剪力和箍筋面积的变化情况不得而知,导致用程序计算时在加密区1.5h-2h长度内满足梁端部受力和构造要求（如箍筋间距为100）,而在非加密区（1.5h-2h以外）范围内的箍筋数量则按加密区数量50%（如间距200）配置,个人认为这是不安全的.图10为一框架梁的剪力示意图,在竖向均布荷载作用下,剪力图反对称（图10a）,若中间的箍筋数量按加密区数量的50%配置,则加密区的长度至少需要L/4（L为梁长）.在一般情况下,梁高h小于L/8,则L/4就大于2h,加密区长度取2h就满足不了抗剪的要求.在水平荷载为主要荷载的情况下,剪力图偏于一边（图10b）中间部位的剪力一般情况下只比端部最大剪力小20%-30%,有时甚至与端部剪力基本一致,此时梁全长都需要按端部剪力配置箍筋.

　　因此,做设计时应重视这一现象,最好由端部剪力和梁上荷载计算出中间部分的剪力进行配置箍筋,如果设计时间不允许,为安全起见,结合有经验工程师的经验,在梁全长范围内都按端部最大剪力配置箍筋,最大间距为100mm（一,二级抗震）或150mm（三,四级抗震）,这在水平荷载较大时也不会浪费多少钢筋.

图10剪力示意图

　　五、柱设计

　　本工程框架柱设计的一个突出问题就是钢筋砼柱的轴压比问题.在设计中经常出现,框架柱的断面由轴压比限值确定.这往往使柱子断面很大,一方面,这样大的柱子,很容易使柱的剪跨比（L=H/2h）大于2而形成短柱;另一方面,由于柱断面很大,占去了许多建筑空间,建筑师们不易接受,同时,由于自重增大,引起地震反应增大,造成恶性循环.

　　5.1轴压比限值的实质

　　规范通过限制轴压比,主要是希望柱发生延性好的大偏心受压破坏,从而保证框架柱有足够的变形能力在高轴压比情况下V-△滞回环骨架曲线的下降段比较陡,滞回环的丰满程度差,在循环次数不多的情况下,框架柱丧失的承载力较大,耗能的能力较差,在低轴压比情况下V-△滞回环骨架曲线下降段比较平缓,框架柱承受变形能力较大,而承载力降低不明显,对轴压比加以限制,即要求在满足一定层间变形时（层间位角为1/50）,在反复荷载作用下滞回曲线在第三个循环抗力下降量不超过前一个循环抗力下降量,保证在大变形下,仍有稳定的承载能力,从而保证框架柱“大震不倒”.

　　5.2本工程关于轴压比限值影响因素的考虑

（1）框架柱截面形状的影响

　　框架柱的断面形状将直接影响着柱截面界限破坏时钢筋和砼内应变,应力的分布和砼受压边缘的极限应变,从而影响到不同的截面形式的框架柱,反映出的强度变形特性是不一样的,在相同条件下,圆形柱的轴压比限值可提高10%左右.但本工程为住宅建筑，考虑房间布局的因素，只选用矩形截面的柱而不考虑选择圆柱。

（2）框架柱剪跨比（入=H/2h0）的影响

　　建立在截面界限破坏基础上的轴压比公式中,未考虑剪应力的影响,没有体现出剪跨比的影响,事实上,剪跨比能够大体反映截面上弯曲正应力与剪切应力的比例关系,因而是框架柱破坏形式的主导因素.通常认为框架柱的剪跨比越大,延性越好.在一般配筋条件下,当入>2时,框架柱在横向水平剪力作用下,一般都会发生延性好的弯曲破坏;当入≤2时,框架柱就变成了短柱,在横向水平剪力作用下,一般发生延性差的剪切破坏.这种情况在本工程中出现在与楼梯休息平台相连的框架柱和墙有大开窗处的框架柱。

对与短柱本工程采取全长加密，取ф8@100。

　　（3）箍筋的形式与含量

　　在利用界限破坏条件推导框架柱的轴压比限值时,并没有考虑箍筋约束的有利影响,箍筋能改善砼的受力性能,特别是能提高砼受压边缘的最大压应变

　　（4）砼的强度等级（fc）的影响

　　本工程不考虑采用高强砼,因为高强砼虽可以减小轴压比,但是砼的强度等级不一样,fc和不一样,一般情况下,随着砼强度等级的提高,变形能力变差.

　　总之，柱子设计关键是控制轴压比。

本工程为三级抗震，根据规范轴压比限值取0.9。

另外一个关键问题就是短柱现象，千万不要忽略了。

　　六、电算过程要注意的几个问题

　　6.1计算过程的控制

（1）由于本工程在19轴与20轴之间设有伸缩缝.这个伸缩缝把上部结构分成独立的两块,所以1-19轴与20-38轴宜按2个独立工程分别输入计算机进行计算若将其合并成一个工程运用SATWE程序进行整体分析时,程序无法考虑分缝的影响.把两块当成整体共同受力,不能反映真实的情况。

内力,配筋的计算结果与分开计算有较大误差.其次，该工程建筑设计中1-19轴与20-38轴是对称的。

所以本工程建模只建1-19轴的结构。

而20-38轴的梁、板、柱布置与配筋均跟1-19轴同。

（2）底层计算层高应算至底层柱的嵌固点,即基础顶面,有些设计人员忽视这一点,仅将底层层高作为计算层高输入,造成底层计算刚度大于实际值,不安全.本工程底层层高为3.8m。

考虑至基础顶面距离为0.5m，这样底层计算高度取4.3m。

　　（3）为了减少麻烦,加快计算速度常不执行“特殊梁框定义”菜单,殊不知,在此菜单中可进行角柱,框支柱这些程序无法自行判断的构件定义。

角柱,框支柱很重要,规范对其内力均有放大系数,其构造也与其它柱有区别,应该对它们作出定义.另外,执行本菜单还可以检查框架,连续梁