Tragwiderstand eines Stahl-Kastenträgers nach SIA 263

Weist einen einzelligen Stahl-Kastenträger in den Schnitten mit maximalem positivem und negativem Moment nach SIA 263:2013 mit EN 1993-1-5 nach: Biegung mit Normalkraft am wirksamen Querschnitt, Querkraft und Torsion in den Stegen sowie Kippen. Jeder Schritt zeigt seine Formel und die Ziffer der Norm, aus der er stammt.

Basic SIA 263:2013

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Über diesen Nachweis

Ziffern, Berechnungsbeispiel und Fragen

Was nachgewiesen wird

Bruttoquerschnitt, Mittellinienmodell: A, z_G, I_y, I_z, die eingeschlossene Fläche A_m, das Torsionsträgheitsmoment K = 4 · A_m²/Σ(s/t) entlang der geschlossenen Zelle und die Stegneigung φ.
Gedrücktes Flanschblech: das breiteste Feld b_p, σ_cr,p mit k_σ = 4 (EN 1993-1-5 §4.4), λ_p = √(f_y,k/σ_cr,p) und ρ = 1.05 · (1/λ_p − 0.26/λ_p²) ≤ 1 oberhalb von λ_p = 0.55, die Abminderung für eine gleichmässig gedrückte Platte. Die Formulierung für Stege wird zum Vergleich angegeben. Die Flanschauskragungen werden als einseitig gestützte Querschnittsteile abgemindert, ρ_c.
Steifen als Druckstäbe: jede Steife mit einer mitwirkenden Blechbreite von ρ · b/(n_s + 1), knickend zwischen den Quersteifen, λ̄_c = (a/i_sl)/λ_E, α_e = 0.34 für eine geschlossene Trapezsteife oder 0.49 für eine offene Steife, zuzüglich 0.09/(i_sl/e) (EN 1993-1-5 §4.5.3), und χ_c aus der Knickspannungskurve (Ziffer 4.5.1).
Schubverzerrung: L_e (EN 1993-1-5 §3.2.1) und β^κ für jeden Flansch (§3.3). Die wirksame Breite für die globale Tragwerksanalyse, min(b₀, L_e/8), wird angegeben.
Biegung und Normalkraft: Abminderung der Stege ρ_w (§4.4), A_eff, I_eff, W_eff,o, W_eff,u und die Spannungen in den Randfasern, |σ| ≤ f_y,k/γ_M1 (Ziffer 4.1.3).
Querkraft in den Stegen: τ_cr = 0.9 · k_τ · E · (t_w/h_w)², V_R = min(τ_cr, τ_y,k) · h_w · t_w; je Steg V_Ed/(2 · cos φ), zuzüglich T_Ed · h_w/(2 · A_m) im stärker beanspruchten Steg, verglichen mit V_R/γ_M1 (Ziffer 4.1.3). Die Interaktion mit der Biegung folgt EN 1993-1-5 §7.1: keine, solange η̄₃ ≤ 0.5 oder M_Ed ≤ M_f,Rd.
Kippen, Ziffer 4.5.2: M_cr = (π/L_D) · √(E · I_z · G · K), λ̄_D, χ_D auf der Kurve für geschweisste Querschnitte (α = 0.49), M_Ed ≤ χ_D · W_eff · f_y,k/γ_M1.

Was Sie eingeben und was Sie erhalten

Sie geben ein: f_y,k (Tabelle 1), E (Ziffer 3.2.2.1), γ_M1 (Ziffer 4.1.3); die Höhe h, t_w, für jeden Flansch die Breite zwischen den Stegachsen, die Dicke und die Auskragung sowie seine Längssteifen (keine, Flach- oder Trapezsteifen, mit Anzahl und Abmessungen); den Abstand a der Quersteifen oder keine zwischen den Auflagerschotten; die Art des Feldes, L und L₂; die seitlichen Halterungen; N_Ed, T_Ed sowie M_Ed mit V_Ed in jedem Schnitt.

Sie erhalten die Querschnittswerte, den wirksamen Querschnitt und die Spannungen in jedem Schnitt, die Querkraft in den Stegen und jede Ausnutzung mit der Angabe erfüllt oder nicht erfüllt. Mit dem Basic-Abonnement lässt sich die Berechnung als A4-Berechnungsbericht drucken.

Annahmen und Grenzen

Balkentheorie am wirksamen Querschnitt; die Querschnittsform wird durch die Querrahmen erhalten. Die Profilverformung zwischen den Querträgern wird nicht untersucht.
Das Modell des isolierten Druckstabs für einen ausgesteiften Flansch liegt auf der sicheren Seite: die Plattenwirkung zwischen den Stegen wird nicht angerechnet.
Das überkritische Zugfeld in den Stegen wird bewusst nicht angerechnet.
β^κ wird im Grenzzustand der Tragsicherheit verwendet. Die Schubverzerrung wirkt sich vor allem auf die Nachweise der Gebrauchstauglichkeit und der Ermüdung aus, die nicht behandelt werden.
Hier nicht bemessen: der Steg-Flansch-Knoten als Druckstab, die Kantenkräfte aus Torsion und die Quersteifen, die zusätzlich 1 % der Normalkraft jeder von ihnen gestützten Längssteife aufnehmen müssen.

Berechnungsbeispiel

Ein Kasten von 2’560 mm Höhe in f_y,k = 355 N/mm² mit 18 mm dicken Stegen, einem oberen Flansch 4’000 × 25 mm mit sechs Trapezsteifen, einem unteren Flansch 3’000 × 25 mm mit drei Flachsteifen und Quersteifen alle 3’000 mm, in einem Endfeld von 56 m neben einem Feld von 70 m, unter T_Ed = 2’000 kNm, 65’000 kNm mit 1’500 kN beim positiven Moment und 60’000 kNm mit 5’000 kN beim negativen Moment. Die folgenden Resultate sind jene des Moduls für sein Berechnungsbeispiel, berechnet beim Erstellen dieser Seite.

Eingaben
Eingabe	Wert	Ref.
Charakteristische Fliessgrenze f_y,k	355 N/mm²	§ t.1
Elastizitätsmodul E	210000 N/mm²	§ 3.2.2.1
Widerstandsbeiwert γ_M1	1.05	§ 4.1.3
Gesamthöhe des Kastens h	2560 mm
Stegdicke t_w	18 mm
Breite des oberen Flanschs zwischen den Stegachsen b_o	4000 mm
Dicke des oberen Flanschs t_f,o	25 mm
Auskragung des oberen Flanschs, ausserhalb jeder Stegachse c_o	1000 mm
Längssteifen des oberen Flanschs	Trogsteifen
Anzahl Steifen n_s	6
Breite der Trogsteife am Flansch a₁	300 mm
Breite der Trogsteife am Boden a₂	150 mm
Höhe der Trogsteife h_s	280 mm
Dicke der Trogsteife t_s	8 mm
Breite des unteren Flanschs zwischen den Stegachsen b_u	3000 mm
Dicke des unteren Flanschs t_f,u	25 mm
Auskragung des unteren Flanschs, ausserhalb jeder Stegachse c_u	0 mm
Längssteifen des unteren Flanschs	Flachsteifen
Anzahl Steifen n_s	3
Steifenhöhe h_s	300 mm
Steifendicke t_s	25 mm
Zwischenquersteifen und Querrahmen	In regelmässigem Abstand
Abstand zwischen ihnen a	3000 mm
Spannweite des Trägers	Randfeld eines Durchlaufträgers
Länge dieses Feldes L	56000 mm
Länge des angrenzenden Feldes, jenseits des nachgewiesenen Auflagers L₂	70000 mm
Seitliche Halterungen des Trägers	Nur an den Lagern: L_D = L
Schubverzerrung in den Flanschen	Nachgewiesen
Bemessungswert der Normalkraft N_Ed	0 kN
Bemessungstorsionsmoment T_Ed	2000 kN·m
Positives Moment (oberer Flansch gedrückt)	Nachgewiesen
Bemessungsmoment M_Ed	65000 kN·m
Gleichzeitig wirkende Bemessungsquerkraft V_Ed	1500 kN
Negatives Moment (unterer Flansch gedrückt)	Nachgewiesen
Bemessungsmoment, als Betrag M_Ed	60000 kN·m
Gleichzeitig wirkende Bemessungsquerkraft V_Ed	5000 kN

Berechnung: Gemeinsame Werte — Bruttoquerschnitt
Schritt	Wert	Ref.
Woher der Widerstand kommtDer Biegewiderstand eines Kastens hängt IM WESENTLICHEN vom gedrückten Flansch ab — die Stege tragen nur einen kleinen Anteil bei. Das ist das Gegenteil eines I-Trägers, und es ist der Grund, warum Längssteifen an einem Kasten-FLANSCH ihre Kosten wert sind, während sie es an einem Steg meist nicht sind.	– = Im Wesentlichen der gedrückte Flansch
QuerschnittsflächeMittellinienmodell: Flansche, Kragarme, Stege und Steifen.	A = 374’628 mm²
Schwerpunkt über der Unterseite	z_G = 1’568.9 mm
Trägheitsmoment, horizontale Achse	I_y = 447’826’947’888 mm⁴
Trägheitsmoment, vertikale Achse	I_z = 832’369’573’281 mm⁴
Von den Mittellinien umschlossene Fläche(b_o + b_u)/2 × 2’535 mm zwischen den Flanschmittelebenen.	A_m = 8’872’500 mm²
Torsionsträgheitsmoment4·A_m²/Σ(s/t) über den Umfang der geschlossenen Zelle (Bredt).	K = 555’261’464’004 mm⁴
Neigung der Stege gegenüber der Vertikalen	φ = 11.16 °

Berechnung: Gemeinsame Werte — des oberen Flanschs, falls gedrückt
Schritt	Wert	Ref.
Breitestes PlattenfeldDer grössere Wert aus der Trogöffnung a₁ und dem Blech zwischen zwei Trogsteifen.	b_p = 421 mm
Kritische Beulspannungk_σ·π²·E/(12(1 − ν²))·(t_f/b_p)², k_σ = 4.	σ_cr,p = 2’671.7 N/mm²	EN 1993-1-5 §4.4
Bezogene Beulschlankheit√(f_y,k/σ_cr,p).	λ_p = 0.365
Abminderungsfaktor, FAULKNER1,05·(1/λ_p − 0,26/λ_p²) ≤ 1, oberhalb λ_p = 0,55. Winter wird hier NICHT verwendet: Die anfänglichen Verformungen und die Eigenspannungen aus dem Schweissen der Steifen wirken sich STÄRKER aus bei einer GLEICHMÄSSIG gedrückten Platte — einem Kastenflansch — als bei einer Platte mit einem SPANNUNGSGRADIENTEN, wie bei einem Steg.	ρ = 1.0000
Was Winter ergeben hätteDie für Stege verwendete Formulierung. Faulkner ist 0.0 % grosszügiger hier. Die beiden Kurven schneiden sich bei etwa λ_p ≈ 1,1: Faulkner ist im praktisch üblichen mittleren Bereich die strengere und geringfügig die mildere bei sehr grosser Schlankheit.die Formulierung für Stege	ρ = 1.0000
Ersatzstab: Steife mit ρ·b/(n_s + 1) Blech	A_sl = 20’124 mm²
Trägheitsradius des Ersatzstabs	i_sl = 96.1 mm
Bezogene Schlankheit des Ersatzstabs(a/i_sl)/λ_E, Knicken zwischen den Quersteifen.	λ̄_c = 0.408
Imperfektionsbeiwert des Druckstabs0,34 (geschlossene Trogsteife) + 0,09/(i_sl/e), e = 128.7 mm — der grössere Abstand vom Schwerpunkt des Ersatzstabs zum Blech oder zur Steife.	α_e = 0.460	EN 1993-1-5 §4.5.3
Abminderungsfaktor für Knicken des ErsatzstabsAus der Knickspannungskurve mit α_e. Der Flansch zählt mit ρ·χ_c seines Blechs und χ_c seiner Steifen: das Modell des isolierten Druckstabs, KONSERVATIV, da das plattenartige Verhalten zwischen den Stegen nicht angerechnet wird.	χ_c = 0.8985	§ 4.5.1
Auskragung, Abminderung als einseitig gestütztes Querschnittsteilλ_p = (c/t_f)/(28,4·ε·√0,43) = 2.640; der wirksame Teil liegt neben dem Steg.	ρ_c = 0.3518	EN 1993-1-5 §4.4

Berechnung: Gemeinsame Werte — des unteren Flanschs, falls gedrückt
Schritt	Wert	Ref.
Breitestes Plattenfeldb/(n_s + 1), zwischen den Steifenachsen.	b_p = 750 mm
Kritische Beulspannungk_σ·π²·E/(12(1 − ν²))·(t_f/b_p)², k_σ = 4.	σ_cr,p = 843.6 N/mm²	EN 1993-1-5 §4.4
Bezogene Beulschlankheit√(f_y,k/σ_cr,p).	λ_p = 0.649
Abminderungsfaktor, FAULKNER1,05·(1/λ_p − 0,26/λ_p²) ≤ 1, oberhalb λ_p = 0,55. Winter wird hier NICHT verwendet: Die anfänglichen Verformungen und die Eigenspannungen aus dem Schweissen der Steifen wirken sich STÄRKER aus bei einer GLEICHMÄSSIG gedrückten Platte — einem Kastenflansch — als bei einer Platte mit einem SPANNUNGSGRADIENTEN, wie bei einem Steg.	ρ = 0.9699
Was Winter ergeben hätteDie für Stege verwendete Formulierung. Faulkner ist 3.0 % STRENGER hier. Die beiden Kurven schneiden sich bei etwa λ_p ≈ 1,1: Faulkner ist im praktisch üblichen mittleren Bereich die strengere und geringfügig die mildere bei sehr grosser Schlankheit.die Formulierung für Stege	ρ = 1.0000
Ersatzstab: Steife mit ρ·b/(n_s + 1) Blech	A_sl = 25’685 mm²
Trägheitsradius des Ersatzstabs	i_sl = 87.7 mm
Bezogene Schlankheit des Ersatzstabs(a/i_sl)/λ_E, Knicken zwischen den Quersteifen.	λ̄_c = 0.448
Imperfektionsbeiwert des Druckstabs0,49 (offene Steife) + 0,09/(i_sl/e), e = 115.1 mm — der grössere Abstand vom Schwerpunkt des Ersatzstabs zum Blech oder zur Steife.	α_e = 0.608	EN 1993-1-5 §4.5.3
Abminderungsfaktor für Knicken des ErsatzstabsAus der Knickspannungskurve mit α_e. Der Flansch zählt mit ρ·χ_c seines Blechs und χ_c seiner Steifen: das Modell des isolierten Druckstabs, KONSERVATIV, da das plattenartige Verhalten zwischen den Stegen nicht angerechnet wird.	χ_c = 0.8464	§ 4.5.1

Berechnung: Gemeinsame Werte — Stege unter Querkraft
Schritt	Wert	Ref.
Lichte Steghöhe entlang der Neigung	h_w = 2’558 mm
Kritische Schubspannungτ_cr = 0,9·k_τ·E·(t_w/h_w)², k_τ = 8.25 bei α = a/h_w = 1.17.	τ_cr = 77.2 N/mm²
Querkraftwiderstand eines StegsV_R = min(τ_cr, τ_y,k)·h_w·t_w. Der überkritische Anteil (Basler) ist NICHT enthalten: Bei einem I-Träger bilden die KOMPAKTEN Flansche eine genügend steife Lagerung, damit der Steg das diagonale Zugband verankern kann, aber bei einem Kasten mit SCHLANKEN, mehrfach ausgesteiften Flanschen ist das weniger günstig — es ist daher vorzuziehen, überhaupt nicht auf das Zugband zu zählen.	V_R = 3’554.0 kN
Was Basler ergeben hätteDiese konservative Annahme kostet 48 % des Querkraftwiderstands in diesem Fall. Das ist eine bewusste Entscheidung, keine Unterlassung. Beim Modell CARDIFF besteht das Gegenstück darin, die plastischen Verankerungslängen s_c und s_t null zu setzen.was die Vorsicht kostet	V_R = 6’860.7 kN
Bemessungswert des Querkraftwiderstands eines Stegs	V_R/γ_M1 = 3’384.8 kN	§ 4.1.3

Berechnung: Nachweis 1 — Biegung und Normalkraft, positives Moment
Schritt	Wert	Ref.
Abstand der Momentennullpunkte0,85·L in einem Endfeld.	L_e = 47’600 mm	EN 1993-1-5 §3.2.1
Schubverzerrung des oberen Flanschs zwischen den Stegenκ = α₀·b₀/L_e = 0.0488, β = 0.9850 (positives Moment), im Grenzzustand der Tragsicherheit mit κ potenziert. b₀ = b/2.	β^κ = 0.9993	EN 1993-1-5 §3.3
Schubverzerrung des unteren Flanschs zwischen den Stegenκ = α₀·b₀/L_e = 0.0359, β = 0.9918 (positives Moment), im Grenzzustand der Tragsicherheit mit κ potenziert. b₀ = b/2.	β^κ = 0.9997	EN 1993-1-5 §3.3
Wirksame Breite für die GLOBALE BerechnungFür die elastische Berechnung der Schnittkräfte eines DURCHLAUFENDEN Kastens ist die mitwirkende Breite des Flanschs der kleinere Wert von b₀ und L_e/8. Hier ist b₀ massgebend, also keine Abminderung: Die Spannweite ist im Verhältnis zur Breite lang genug.für die Tragwerksanalyse	min(b_0, L_e/8) = 2’000.0 mm
Gedrückter FlanschAus den Spannungen am Bruttoquerschnitt.	– = Oben
Steg, Abminderungsfaktorψ = -1.278, k_σ = 31.04, λ_p = 1.104; ein Streifen von 193 mm jedes Stegs wird nicht angerechnet.	ρ_w = 0.8281	EN 1993-1-5 §4.4
Wirksame Fläche	A_eff = 321’452 mm²
Wirksames Trägheitsmoment	I_eff = 395’658’458’487 mm⁴
Schwerpunkt des wirksamen Querschnitts über der Unterseite	z_G,eff = 1’419.5 mm
Wirksames Widerstandsmoment, obere Faser	W_eff,o = 346’920’441 mm³
Wirksames Widerstandsmoment, untere Faser	W_eff,u = 278’728’426 mm³
Spannung, obere Randfaser−N_Ed/A_eff ∓ (M_Ed + N_Ed·e_N)/W_eff; Zug positiv.	σ_o = -187.4 N/mm²
Spannung, untere Randfaser	σ_u = 233.2 N/mm²
Biegewiderstand dieses wirksamen QuerschnittsW_eff,min·f_y,k/γ_M1, ohne Normalkraft.zum Vergleich	M_Rd = 94’237 kN·m
Biegung und Normalkraft, positives Moment\|σ\| ≤ f_y,k/γ_M1	η = 0.690 · erfüllt69 % des Tragwiderstands ausgenutzt	§ 4.1.3

Berechnung: Nachweis 2 — Querkraft in den Stegen, positives Moment
Schritt	Wert	Ref.
Querkraft in einem Steg aus V_Ed	V_Ed/(2·cos φ) = 764.4 kN
Zusatz aus dem Torsionsmoment im stärker beanspruchten StegSchubfluss q = T_Ed/(2·A_m) = 112.7 N/mm entlang des Stegs.	T_Ed·h_w/(2·A_m) = 291.2 kN
Querkraftwiderstand des Stegs, positives MomentV_Ed,w ≤ V_R/γ_M1	η = 0.312 · erfüllt31 % des Tragwiderstands ausgenutzt	§ 4.1.3
Biegung und Querkraft zusammenη̄₃ = 0.312; M_f,Rd = 80’951 kN·m. Oberhalb von η̄₃ = 0,5 gilt: Die Querkraft reduziert das Moment, das die Stege aufnehmen können, sofern nicht die Flansche allein M_Ed aufnehmen.	– = Keine Interaktion: η̄₃ ≤ 0,5	EN 1993-1-5 §7.1

Berechnung: Nachweis 3 — Biegung und Normalkraft, negatives Moment
Schritt	Wert	Ref.
Abstand der Momentennullpunkte0,25·(L + L₂) über dem Auflager.	L_e = 31’500 mm	EN 1993-1-5 §3.2.1
Schubverzerrung des oberen Flanschs zwischen den Stegenκ = α₀·b₀/L_e = 0.0738, β = 0.7048 (negatives Moment), im Grenzzustand der Tragsicherheit mit κ potenziert. b₀ = b/2.	β^κ = 0.9745	EN 1993-1-5 §3.3
Schubverzerrung des unteren Flanschs zwischen den Stegenκ = α₀·b₀/L_e = 0.0543, β = 0.7774 (negatives Moment), im Grenzzustand der Tragsicherheit mit κ potenziert. b₀ = b/2.	β^κ = 0.9864	EN 1993-1-5 §3.3
Wirksame Breite für die GLOBALE BerechnungFür die elastische Berechnung der Schnittkräfte eines DURCHLAUFENDEN Kastens ist die mitwirkende Breite des Flanschs der kleinere Wert von b₀ und L_e/8. Hier ist b₀ massgebend, also keine Abminderung: Die Spannweite ist im Verhältnis zur Breite lang genug.für die Tragwerksanalyse	min(b_0, L_e/8) = 2’000.0 mm
Gedrückter FlanschAus den Spannungen am Bruttoquerschnitt.	– = Unten
Steg, Abminderungsfaktorψ = -0.557, k_σ = 14.35, λ_p = 1.624; ein Streifen von 715 mm jedes Stegs wird nicht angerechnet.	ρ_w = 0.5649	EN 1993-1-5 §4.4
Wirksame Fläche	A_eff = 327’289 mm²
Wirksames Trägheitsmoment	I_eff = 377’795’647’995 mm⁴
Schwerpunkt des wirksamen Querschnitts über der Unterseite	z_G,eff = 1’707.5 mm
Wirksames Widerstandsmoment, obere Faser	W_eff,o = 443’170’935 mm³
Wirksames Widerstandsmoment, untere Faser	W_eff,u = 221’254’387 mm³
Spannung, obere Randfaser−N_Ed/A_eff ∓ (M_Ed + N_Ed·e_N)/W_eff; Zug positiv.	σ_o = 135.4 N/mm²
Spannung, untere Randfaser	σ_u = -271.2 N/mm²
Biegewiderstand dieses wirksamen QuerschnittsW_eff,min·f_y,k/γ_M1, ohne Normalkraft.zum Vergleich	M_Rd = 74’805 kN·m
Biegung und Normalkraft, negatives Moment\|σ\| ≤ f_y,k/γ_M1	η = 0.802 · erfüllt80 % des Tragwiderstands ausgenutzt	§ 4.1.3

Berechnung: Nachweis 4 — Querkraft in den Stegen, negatives Moment
Schritt	Wert	Ref.
Querkraft in einem Steg aus V_Ed	V_Ed/(2·cos φ) = 2’548.2 kN
Zusatz aus dem Torsionsmoment im stärker beanspruchten StegSchubfluss q = T_Ed/(2·A_m) = 112.7 N/mm entlang des Stegs.	T_Ed·h_w/(2·A_m) = 291.2 kN
Querkraftwiderstand des Stegs, negatives MomentV_Ed,w ≤ V_R/γ_M1	η = 0.839 · erfüllt84 % des Tragwiderstands ausgenutzt	§ 4.1.3
Biegung und Querkraft zusammenη̄₃ = 0.839; M_f,Rd = 66’199 kN·m. Oberhalb von η̄₃ = 0,5 gilt: Die Querkraft reduziert das Moment, das die Stege aufnehmen können, sofern nicht die Flansche allein M_Ed aufnehmen.	– = Keine Interaktion: M_Ed ≤ M_f,Rd	EN 1993-1-5 §7.1

Berechnung: Nachweis 5 — Kippen
Schritt	Wert	Ref.
Ideales Kippmoment(π/L_D)·√(E·I_z·G·K), L_D = 56’000 mm: nur Saint-Venant’sche Torsion — eine geschlossene Zelle trägt die Torsion über Schubfluss ab, und die Verwölbung ist vernachlässigbar.	M_cr = 4’974’173 kN·m
Bezogene Schlankheit√(W_eff·f_y,k/M_cr), mit dem kleineren W_eff, für negatives Moment.	λ̄_D = 0.1257
AbminderungsbeiwertKnickspannungskurve für geschweisste Profile, α = 0,49.	χ_D = 1.0000	§ 4.5.2
KippenM_Ed ≤ χ_D·W_eff·f_y,k/γ_M1	η = 0.802 · erfüllt80 % des Tragwiderstands ausgenutzt	§ 4.5.2

Wie dieses Modul geprüft wird

Vor der Veröffentlichung Ziffer für Ziffer anhand der SIA 263:2013 sowie mit unabhängigen, in realen Projekten verwendeten Berechnungen geprüft.

Fragen

Warum wird das Zugfeld in den Stegen nicht angerechnet?

Ein schlanker, mehrfach ausgesteifter Kastenflansch verankert das diagonale Zugband weniger gut als der kompakte Flansch eines I-Trägers. Der Widerstand mit Zugband wird zum Vergleich angegeben; im Berechnungsbeispiel kostet diese Wahl 48 %.

Warum ist Kippen selten massgebend?

Eine geschlossene Zelle ist sehr torsionssteif. Kippen kann bei einem schmalen, hohen Kasten über eine grosse ungehaltene Länge oder während der Montage von Bedeutung sein.

Welches Abonnement enthält dieses Modul?

Das Basic-Abonnement, mit seinem Berechnungsbericht.

Siehe auch

Norm: SIA 263:2013 · Seite aktualisiert: 27. Oktober 2026