钢筋混凝土悬臂式挡墙

2024-06-13

钢筋混凝土悬臂式挡墙（精选3篇）

钢筋混凝土悬臂式挡墙篇1

0 引言

深圳市东部海堤位于台风多发区域, 现状海堤建设标准较低, 防潮能力较差, 尤其是2008 年受台风“黑格比”的影响, 海堤受损破坏严重。为保证海堤的安全性及防浪功能、保障周边居民生命财产安全和促进东部旅游业发展, 相关部门决定对上述海堤进行重建。

在原址重建海堤, 一般的设计思路是在海域一定范围内填筑止水围堰, 再行施工海堤。此方法对海域环境造成较大的破坏作用, 尤其是围堰填筑材料难以清理干净, 台风浪潮将余碴吹卷上岸, 破坏海堤设施。为此, 本工程采用水下蛙人清理海床, 固定拼装钢模, 水下混凝土浇灌, 解决了海域填筑材料清理的难题, 同时保证了工程质量。

1 工程慨况

深圳东部海堤重建工程 (一期) 项目位于深圳东部大鹏南澳街区月亮湾海域岸线, 紧临滨海大道。海堤重建工程总长1038.94m, 由两种不同结构型式组成:A段水产加工场和南澳观海广场岸线长378.26m, 以旧堤岸加固填补岸坡扭王字块体为主;B段水产码头至边防码头及月亮湾海域C、D段岸线长660.94m为重建段。见平面图1所示。

该海堤岸线由于处在大鹏湾东岸海域, 常年饱受风浪袭击, 台风季节, 海上波浪较大。该工程实施之前, 护堤曾由当地街区居民修建。但居民修建的海堤因结构型式简单, 设计标准较低, 岸堤建后不久, 全线多处被台风波浪冲毁, 出现了大范围坍塌滑移, 岸坡存在安全隐患, 须进行彻底的设计与施工重建。

从设计前进行的勘察得到的资料看, 该海堤岸线的地形、地质、海况如下:

①地形:紧靠街区滨海大道, 岸线狭小, 岸顶与坡脚高差6~7.5m, 陡坡较大。

②地质:上层土质为人工回填块石, 碎石杂土, 含石量70~100%不等, 层厚4.2~6.0m, 底标高-3.96~-4.63m, 填筑时间较长;下层为淤泥, 趋于流塑~软塑, 层厚9.2m~10.20m, 底标高-13.36m~14.34m;水产码头至边防码头范围块石层下均为中细砂层直至风化层。

③海况:近岸海域水深-0.5~-1.8m, 35m开外为-2~-3.6m。海面平时浪高0.35~0.85m, 台风季节强风浪高达1.2~1.6m以上, 月亮湾港区停泊较多渔船和执法公务船, 区域水浅船多, 不适合工程船机进入。

④海上区域受海洋部门管控, 新建海堤不得占用海域水线。

2 海堤护岸的设计型式

该项目近岸海域水浅工程船机无法进入, 如要进入须进行大面积航道疏浚, 增加相当大工程造价。附近岸线无场地, 同时海洋区域不得占用水域, 受到海洋管控约束。按现场情况, 海堤无法采用直立式方块结构、或扶壁式板桩结构、或斜坡式护岸结构等常规结构型式。

该海堤C、D段所处的地理位置工况较为特殊, 本文以C、D段为例, 对岸线、海况、地理、地质自然条件的分析, 特别对岸线海域水深、海上波浪, 自然环境复杂情况分析论证, 决定选用在旧护岸边线, 对原被台风波浪冲毁的坡脚, 采用深挖基槽浇筑水下混凝土重力式挡墙结构形式, 并在堤前用2 吨扭王字块和四脚空心块进行镇脚消浪, 以保证结构稳定与岸上游人安全, 海堤挡墙结构形式见图2 所示。

该工程海堤采用水下混凝土挡墙结构型式, 具有以下优点:

①结构简单, 整体性稳固, 耐久性优良, 抗风浪能力强;

②不需要预制大型构件, 不需大型预制场地, 避免水陆运输和船机调迁, 仅用陆上一般机械设备即可;

③不需要耗大量钢材;

④不需占用较大海上水域;

⑤海堤岸线为旅游景观项目, 建成后整体观感优越;

⑥施工简易、工期短, 不受复杂环境限制, 与其他结构型式相比资金投入较少, 认为是最佳的方案。

3重力式挡墙的施工

3.1基础施工及计算

为保证护岸边坡稳定安全, 基础开挖采取分层分段逐一推进方法, 并控制开挖标高。当挖至软弱土层须采取边坡稳固措施, 如底部泥层采用抛石挤压排淤方法处理, 确保施工安全。基础开挖按30~36m为一段, 由于岸坡高差较大, 垂直挖深与岸坡可能存在滑坡危险。因此我们根据勘探资料, 依土力学理论的太沙基计算公式, 对岸坡基础土体进行深入分析, 原堤岸为较均匀的块石杂填料, 可按水上、水下, 两种土层用条体划分计算方法进行验算。验算结果如图3 及表1 所示。 (按无粘结土层计算)

3.2 水下基槽平整

该工程基础开挖是在深水位以下进行的, 基槽开挖后有凹凸不平的基面, 对高低不平的基床由专业潜水员在水下进行补填扫平, 陆上测量校对。

我们采用两道小钢轨0.5~2.0mm碎石极细平, 每边平出25~30㎝, 厚度15~20㎝。水下整平控制不得太厚, 并要有足够密实度, 保证基床坚实, 不出现松动。

3.3 模板设计、计算与制作

水下混凝土挡墙主要是靠水下模板的定位浇筑成型的。因基床面至高潮位水深已达到4.5m以上, 模板的安装定位无法按陆上一般工程的方法施工。为保证挡墙水下浇筑成型符合设计要求, 模板必须专门设计。我们采用整体定型钢模板, 并根据海堤工程量, 共制作5 套整体定型钢模, 其中一套为半弧形, 用于弧度段。每套钢模由4 片定型板组成无底箱体, 长度分为6.5m及7.5m两种, 纵向模板各端预留25㎝长度作过度段搭接之用, 宽度为5.9m, 高度为3.2m, 保证低潮位时露出水面有20~30㎝。

考虑到水下混凝土采用较大坍落度, 浇筑速度快, 流动性强, 大体积水下混凝土模板所承受的侧压力较大, 我们对模板的设计面板选用4㎜厚钢板;龙骨用L53×53×5角钢, 横竖向间格52×52㎝;外围加强杆件选用[12.6 槽钢, 横向水平间距104.9㎝, 纵向外层每间格127.5㎝拼排设2根, 两根之间预留6~8cm空间作对拉螺杆穿套管之用。外围加强杆件与龙骨杆件电焊成牢固整体。如图4、5所示。

箱体拼装后应设置3 层水平对拉螺杆, 横向间距104.9cm, 底层拉杆离箱底高25cm设一排, 中间设一排, 预留 Φ50 螺孔, 并计算选用螺杆直径, 采用 Φ50PVC塑料套管, 箱体拼装完成后拧紧, 以防钢模受力变形。顶层拉杆采用[16.5 槽钢两端焊 Φ32 螺丝, 架于模板顶上与竖向槽钢相扣连接。由于基槽岸侧与施工道路间相距狭小, 螺杆无法按整根安拆, 为便于拆模, 水下部分螺杆采用分套式连接杆, 分4 段, 每段按1.2~1.8m的不等形式特制加工, 现场拼模时接成一根, 穿于塑套管内, 拆模时逐段分离拆除。

由于水下混凝土采用较大坍落度, 浇筑速度快, 流动性强, 大体积水下混凝土对大型模板产生的侧压力较大。根据模板受力状况和钢结构体系要求, 模板各受力杆件须进行设计验算, 本文仅对钢模板的主要受力杆件验算如下:

①混凝土对钢模侧压力计算 (依水运工程混凝土施工规范要求, 采用导管法浇水下混凝土时, 不允许插入振捣, 其最大侧压力按港口工程混凝土施工规范公式P=14fv (k N/m2) 计算, 并增加用导管法倾倒混凝土所产生水平动力荷载2k N/m2计入为总侧压力, 计算如下:

P=14fv=14×3×1.5=63k N/m2

最大侧压力为:

Pmax=63.00+2=65k N/m2

式中:

Pmax——混凝土对模板侧压力 (k N/m2) ;f——混凝土坍落度18~22cm的时间;v——混凝土的浇筑速度 (k N/m2)

②混凝土侧压力对横向槽钢[12.6 水平受力强度验算 (计算简图如图6)

q=Pb=65×1.049=68.185k N/m

按四等跨连续梁计算最大弯矩, 查得

“结构静力计算表”系数KB==-0.107

查钢结构普通槽钢[12.6 截面抵抗矩Wx=6210cm, 计算槽钢抗弯强度:

式中:y为截面塑性发展系数

③挠度验算。

④螺杆受拉力计算与选用:

根据钢模侧压力的分布状况计得:

由公式计算螺杆直径;选用准325号钢即:

从有关资料中查得螺杆有效直径需dc=25mm才能满足, 但考虑到螺杆周转次数较多, 长时间受海水侵蚀, 实际施工中采用了准Φ30的螺杆。

根据计算结果加工制作的箱型钢模分片运至施工道路平台拼装, 箱体总重量约6.5~7 吨左右, 由35~50 吨起重机吊起, 测量放线定位吊入基槽, 就位校核无误, 再吊导管操作架。操作架为井型钢架, 架体采用 Φ50 钢管制成, 在一定高度设操作平台。

3.4 水下混凝土墙施工

该工程水下混凝土挡墙浇筑采用导管法。使用C35普通混凝土, 塌落度采用180~220mm, 根据水下箱体面积, 导管作用半径为3m, 选用 Φ250mm导管一根即可, 上管口设杯型漏斗一个, 形状为倒杯型, 直径为1.0m、高度为1.2m, 漏斗容量须保证导管下口初始浇筑时水不向管内倒灌及浇筑过程中管内混凝土易从管内流出为目的进行制作。依经验, 对一般浇筑水深在4.5m左右的箱体水下混凝土时, 管口初始埋入混凝土深约为80~120cm, 混凝土向下管口外扩展范围达到0.8m~1.2m, 漏斗与管内剩余混凝土量和连续浇灌的施工方法是能阻止下管口海水倒灌现象。但在准备工作和操作过程必须满足连续浇灌的要求。对于泵送混凝土在本工程施工实践中还未碰到意外情况, 按上述做法浇筑较为顺利。

导管长度及导向架制定:

高潮位时水面至基槽底水深4.5m, 导管分节采用法兰盘胶垫接法。根据导管至水底最小超压力P可从有关资料查得, P=0.1, 导管需要出水面高度按下式计算:

hi=40P-0.6h

H2=40P-0.6h2=40×0.1-0.6×4.5 (水深) =2.7m

即导管总长度为H=h1+h2=7.2m。按法兰盘接法加工成5 节, 水下节为2.8m, 其余按0.8~1.2m长度加工。

导管操作架高3.8m, 浇混凝土前导管可与操作架一起吊入箱体钢模顶于中心处, 置于槽钢对拉螺杆上。

混凝土浇筑采用泵送, 泵车位于岸上, 从岸顶直接泵入导管杯口, 导管提升或下插, 采用3.5~5 吨手拉葫芦, 随混凝土浇筑高度逐步提高拆除管节, 不间歇的浇筑至设计标高。

根据设计与施工工艺要求, 水下混凝土挡墙应以结构缝的型式进行划分, 结构变形缝6m一段, 采用间隔施工法。

按基槽延长线, 每浇两段间隔一段, 两间隔段浇筑完成, 拆模后补夹模浇中间空隔段, 如图7 所示。

水下混凝土挡墙浇筑完成后, 当施工上部挡墙结构时, 应先填筑墙后块石混凝土。上部挡墙混凝土浇筑, 仍采用整体组合钢模, 但模板安装完毕, 最好在低潮时浇筑, 确保上部混凝土与水下混凝土形成整体。

4 施工技术措施

本工程由于处在大鹏湾海域, 属跨年度的施工项目, 该区域季节性气候变化较大, 台风、波浪、海潮的影响是海堤施工的不利因素, 特别是水下混凝土挡墙基础开挖、平整、钢模板吊运安装, 水下混凝土浇筑是本工程主要环节。为避免上述情况对工程较大的影响和破坏, 在施工过程采取了以下技术措施:

①基础开挖、平整, 按分层分段方法施工, 以完成一段施工一段的方法逐步推进, 台风季节期间应避免大面积的长线开挖的施工做法。对已完成的基础应在台风到来之前将水下混凝土浇筑成型。

②模板钢箱和吊运安装选在低潮时进行, 高潮时浇筑混凝土, 尽量推算至最低潮位时混凝土能露出水面20~30cm, 并进行修整。

③当遇海面较大风浪或有强台风到来之前, 应尽快组织力量对已施工的段落设法施工成整体。并在周围用现成块石进行压坡保护。

④为保证水下混凝土浇筑不被一般浪潮冲击, 混凝土浇筑之前可在施工道路面上加堆块石高度, 块石从完成段的路基上取用, 这样能起到阻挡一般风浪和海潮冲刷。

⑤对于海上工程水下混凝土, 一般浇筑完成可在24~30h拆模, 但在本时间内为避免混凝土表面不被浪潮冲刷, 导管架吊离后箱顶可用其他周转钢模进行临时覆盖, 既能起到镇压箱体稳定又能阻挡潮流冲击作用。

5 有关问题的处理

①该工程水下混凝土挡墙浇筑是采用无底箱型钢模, 施工过程随着混凝土浇筑高度上升, 基床与模板周边压力随之增大, 流动性较强的混凝土因模板周边碎石松动或存有缝隙而跑浆。我们对出现这种情况, 一般在混凝土浇筑前应对模板周边进行检查, 最好办法由潜水员对边脚内侧铺筑一层厚5~10cm瓜米石将缝隙填平, 使周边模板脚有12~15cm埋于碎石以下, 可阻止混凝土浆外流。

②在水下混凝土浇筑过程, 曾经出现过因模板内侧力和混凝土浇筑上升的侧反力致钢模整体上浮走动。在解决此问题时, 我们采取了两种办法:一种在钢模顶进行均匀的加载施压;另一种即在模板外围采用填一定量块石镇压模板边脚的方法处理, 拆除模前清理为护脚块石。

③为了降低水下混凝土挡墙造价, 我们建议较大体积的无筋水下混凝土构筑物, 当混凝土浇筑达到1.2m高度时, 可采用导向溜槽方法, 适当掺入15~20%块石。由于水下混凝土流动性较强, 块石比重大于水下混凝土比重, 这样随着混凝土的浇筑高度, 所掺入块石会被混凝土覆盖, 不但不会破坏水下混凝土浇筑质量, 还能增加水下混凝土的整体结构强度。

6 结语

对于重力式海堤护岸挡墙, 采用水下混凝土浇筑结构型式进行设计施工, 这种结构形式的案例较为少见, 但我们在该工程中, 进行了大胆的创新。

该重力式海堤工程建成后防风浪结构稳固坚实, 岸线景观优美, 具有施工快, 工期短, 造价低的优点。该工程竣工后于2014 年12 月被评为优质工程。

从该工程的设计与施工结果看:对于一般近岸海况较复杂, 岸坡狭小, 海域施工条件受限制情况下, 采用岸坡挖基槽浇水下混凝土挡墙结构的方法设计施工较为合理。

通过围堰填海方式与本工程方案对比, 工程造价节约18%, 施工时间缩短12%, 重要是避免了对施工海堤海域的填筑破坏, 保持原有海上景观。

摘要：在自然条件复杂、海况变化大、地理环境差等情况下, 我们对近岸防浪海堤挡墙, 采用水下混凝土重力式结构型式进行设计与施工。本文介绍其设计型式、施工计算、工艺措施及取得的效果。

关键词：海堤护岸,重力式挡墙,水下混凝土,岸坡稳定,设计型式,施工技术

参考文献

[1]陈万佳.港口水工建筑物[M].北京:人民交通出版社, 1989.

[2]交通部第一航务工程局设计研究院.海港码头结构设计手册[M].北京:人民交通出版社, 1975.

[3]中交水运规划设计院.中华人民共和国行业标准港口及航道护岸工程设计与施工规范JTJ300-2000[S].北京:人民交通出版社, 2000.

[4]交通部第一航务工程局.港口工程施工手册[M].北京:人民交通出版社, 1996.

[5]中交天津港湾工程研究院有限公司.中华人民共和国行业标准水运工程混凝土施工规范JTS202-2011[S].北京:人民交通出版社, 2011.

钢筋混凝土悬臂式挡墙篇2

为保证基槽边坡稳定及施工安全，应控制放坡系数，如无法放坡时应采用沟壁支撑加固边坡，复查核对基础地质条件，地基承载力，基础埋置深度等，确保符合设计要求，基底处理应严格按照设计要求施工，

基底检验内容主要包括：基底平面位置、尺寸、基底标高;基底的地质情况和承载力是否与设计资料相符;基底处理和排水情况是否符合规范要求。

浅论钢筋混凝土悬臂式挡土墙计算篇3

在城市道路与公路桥梁引道处往往设置挡土墙, 挡土墙型式一般有重力式、钢筋混凝土悬臂式及扶壁式挡土墙三种, 其中重力式挡土墙截面面积大, 自重大, 对基础承载力要求较高, 其在石料丰富、基础条件较好的地方较为常用。如在软土或者一般土质地基情况下, 钢筋混凝土挡土墙因其施工质量相对砌石的重力式挡土墙有保证, 使用寿命更高而选用较多。一般情况下, 悬臂式挡土墙适用于墙高6米计以下的情形, 而扶壁式一般用于当墙高大于6米的情形。

2 正文

2.1 概况

本项目于K3+074.5段新建跨流溪河的流溪河大桥, 跨径组合及结构型式为:9*20m (预应力小箱梁) + (48+70+48) 现浇连续梁+3*31m (小箱梁) +6*20m (预应力小箱梁) =559m。桥梁引道桩号范围为K2+600~K2+792.75和K3+356.25~K3+510, 其中K2+600~K2+792.75段位于主线半径为700m的圆曲线上, A辅道挡土墙处曲线半径为716.5m, B辅道处挡土墙处曲线半径683.5m。该处纵断面坡度3%, 道路横坡2%, 主线断面为0.5m (护栏) +15m (行车道) +2.0m (中分带) +15m (行车道) +0.5m (护栏) =33m。

本次设计考虑结构的耐久性拟采用钢筋混凝土悬臂式挡土墙, 最大墙高4.513m, 最小墙高1.0m。虽然挡土墙位于曲线上, 但是考虑分段长度采用10m时, 其弦长与弧长之差极小, 如半径为683.5m时, 弦长10m, 弧长约10.000089m, 可忽略不计, 故本次设计计算按直线悬臂式挡土墙考虑。

钢筋混凝土悬臂式挡土墙设计计算分为以下四部分: (1) 土压力计算; (2) 挡土墙墙身尺寸计算; (3) 挡土墙抗倾覆和抗滑移稳定计算 (4) 挡土墙强身配筋计算及裂缝宽度验算。本文中例题按挡墙最高处进行设计和验算, 考虑篇幅原因, 裂缝宽度验算仅介绍计算依据, 不做具体计算。

2.2 结构计算参数

台后填土为碎石土, 填土表面水平, 即β=0, 内摩擦角取350, 基底位于地下水位以上, 不考虑水的渗透压力作用, 挡土墙分段长度为10m。

2.3 土压力计算

悬臂式挡土墙在土压力计算时根据拟定挡土墙的结构尺寸, 如图1所示:

2.3.1 汽车荷载换算

2.3.2 土压力

台背填土水平, β=0

墙顶內缘与墙踵连线倾角tanα=245/450, 故α=28°33'57″

α1=0.5 (90°-φ) -0.5 (ε-β) =27.5°α1<α, 出现第二破裂面, 按朗金理论计算土压力。

墙踵上部的土重及荷载重为:G=γ[S]=18.5×10.114=187.109KN。

当计算墙立板和踵板时, 需将土压力E按BD, DC面分开计。

2.4 墙身尺寸计算

2.4.1 踵板及趾板长度

(1) 踵板长度B3

因本项目挡土墙为路肩墙, 墙顶有均布荷载h0, 立壁面坡1∶0,

Kc—滑动稳定系数, 取1.3;f—基底摩擦系数;γ—填土容重, KN/m3;h0—活载换算土层高, m;μ—容重修正系数;m—挡土墙面坡坡度;Ex—水平向的土压力。设计采用B3=2.45m。

(2) 本项目挡土墙不属于高墙, 趾板长度B1按基底应力或偏心距控制

式中σ0=γh0K=18.5×1.08×0.271=5.414kpa;σH=γHK=18.5×4.5×0.271=22.56kpa, 取挂车-120验算荷载, h0=2.08m, 经过计算, B1=0.184m

结论:经过计算, 趾板长度取0.20m, 即可满足基底应力要求, 但是从施工角度出发, 趾板太短, 不利于钢筋骨架的施工以及混凝土的浇筑, 同时, 适当增加趾板长度, 增加的结构以及台前填土自重对结构的抗滑移有利, 如当取趾板长度0.20m时, 抗滑移稳定系数为1.286, 不满足抗滑移稳定系数应大于1.3的要求, 取趾板长度0.50m时, 抗滑移稳定系数为1.316, 可参照下文中“2.5稳定计算”中的过程进行试算, 故本次设计取B1=0.80m。

(3) 立板根部厚度计算

fy—钢筋的设计抗拉强度, 选HRB400钢筋, 取值360 (N/mm2) ;

fc—混凝土设计抗压强度, 选C30砼, 取值14.3 (N/mm2) ;

其中: (1) M=墙后土压力EH1对立板根部的力矩, =γa×EH1×Z1=1.2×61.766×1.567=116.144KN·m; (2) 为混凝土结构安全系数, 取1.25。

[详见《公路路基设计手册》 (第二版) 795-796页或《桥规》第4.1.12条];

结论:经过计算, 立板根部厚度+钢筋保护层厚度=0.25+0.04=0.29m, 表示立板根部厚度0.29m可满足结构承载的要求, 但考虑施工、构造、结构安全等因素, 设计取0.475m, 满足要求。

(4) 墙体重量计算

2.5 稳定计算

(1) 各力对墙趾G点的力矩见下表所示:

(4) 地基应力计算

ΣV—竖向力之和283.406KN

B—挡土墙底板总宽度3.728m

e—力对底板中心的偏心距

竖向力作用点在底板中心左侧0.222m

2.6 配筋

2.6.1 立板强度校核

仅对立板根部做强度计算, 立板的受力图如右图2和图3所示:

(1) 主动土压力EH1:EH1=61.766KN, 力臂Z1=1.567m (距底板顶面)

力臂Za, 距板顶面0.233m;将EH1和Ea两者叠加后简化图见图2, 立板在计算时, 土压力乘以1.4的土压力分项系数, 则:B点支座反力

最大剪力发生在立板底部, Qmax=RB=54.58KN

最大弯矩位于立板底部:

根据《混凝土结构设计规范》 (GB50010-2010) 和《水工混凝土结构设计规范》 (DL/T5057-2009) , 进行单筋矩形截面抗弯承载力计算, 已知最大弯矩处截面厚度500mm, 截面宽度取1000mm, 钢筋保护层厚度取40mm。

γd—结构安全系数, 取1.25;M—计算弯矩;fc—混凝土轴心抗压强度, 14.3N/mm2。h0—截面有效高度, mm;

查表得ξ=0.0636

fy钢筋的抗拉强度设计值, 采用HRB400钢筋, 360N/mm2。

立板下部每1米宽竖向受力钢筋选用8φ16, 间距@=125mm, (为节约钢筋, 可以在在立板距离板顶1.5米高处每隔一根截断一根, 即间距@=250mm, 但考虑施工方便, 本次设计, 立板上部钢筋不做截断) 。

水平的分布钢筋选用10, 间距@=250mm。

(3) 底板强度校核

底板强度校核图示如图4所示:

②作用于后底板的力:自重:G=γ (V5+0.5×0.45×0.45+0.45×0.5) =25×1.226=30.65KN/m;平均厚度δ=1.226/2.45=0.50m;土重, 按平均厚度计算, h=4.5-0.5=4.0m;G土=γbh=22×2.45×4.0=215.60KN/m;反力:按基底最小应力考虑, Pmin=48.86KN/m。

③底板受力合计:各力相加后, 乘以分项系数, 土压力系数为1.4, 土重和墙重分项系数为1.2。

a.前底板最终荷载:q=1.4×103.18-1.2× (11.25+16.5) =111.15KN/m;

b.后底板最终荷载:q, =1.4×48.86-1.2× (30.65+215.6) =-227.10KN/m (往下, 上部受拉) ;

c.前底板强度计算:根据单跨悬臂梁内力计算, 前底板受矩形均布荷载作用。

d.前底板抗弯配筋计算

fy钢筋的抗拉强度设计值, 采用HRB400钢筋, 360N/mm2。

为减少钢筋的搭接, 前底板钢筋与立板钢筋一致;前底板钢筋上部每1米宽钢筋选用5φ8, 间距@=125mm;

水平的分布钢筋选用8, HRB335钢筋, 间距@=250mm。

后底板弯矩

查表得ξ=0.0726

fy钢筋的抗拉强度设计值, 采用HRB400钢筋, 360KN/mm2。

后底板上部每1米宽竖向受力钢筋选用8φ22, 面积A=3041mm2。间距@=125mm, 水平的分布钢筋选用8, 间距@=250mm。