Ontwerp van gebalanceerde cantileverbruggen (met diagram)

Na het lezen van dit artikel leert u over het ontwerp van gebalanceerde cantileverbruggen.

Introductie van gebalanceerde cantileverbruggen:

Gebalanceerde cantilever-bruggen worden gebruikt voor relatief langere overspanningen, waarbij eenvoudig ondersteunde, continue of starre bovenbouwen van het frametype ongeschikt worden bevonden. Eenvoudig ondersteunde dekken van elk type met een overspanning van meer dan 20 tot 25 m. vereisen een relatief grotere diepte en worden daarom oneconomisch.

Anderzijds moeten ononderbroken of starre bruggen van het frametype, hoewel goedkoper, op onbuigzame fundamenten worden gebaseerd, omdat anders ongelijke regeling van de funderingen schadelijke spanningen kan veroorzaken en daardoor scheuren in de leden kunnen ontstaan. Gebalanceerde cantilever-bruggen zijn een combinatie van de eenvoudig ondersteunde en ononderbroken structuren.

Ze hebben de voordelen van zowel eenvoudig ondersteunde als continue structuren, tw:

(1) De structuren zijn statisch bepaald en de momenten, scharen enz. Kunnen worden gevonden door de basisregels van statica en

(2) De mogelijkheid van scheuren als gevolg van ongelijke regeling van de funderingen is geëlimineerd.

(3) Dit type structuur is ook in zekere mate vergelijkbaar met ononderbroken constructies aangezien het vrije positieve moment bij mid-spanwijdte gedeeltelijk wordt gecompenseerd door het negatieve moment veroorzaakt door de cantilever en daardoor leidt tot economie in materialen.

(4) Gebalanceerde cantilever-bruggen vereisen ook één lijn van lagers over de pijlers, vergelijkbaar met ononderbroken bruggen.

Voor het overbruggen van kleinere kanalen, wordt gewoonlijk één centrale langere overspanning met twee kortere eindbreedtes van de typen zoals getoond in Fig. 4.4a en 4.4b overgenomen, maar waar de bruglengte meer is, wordt herhaling van het type spanwijdte geïllustreerd in Fig. 11.2 gebruikt naar.

Typen bovenbouw:

De bovenbouw kan van een massieve plaat, T-balk en plaat, holle kokerligger enz. Zijn. Foto 3 toont één gebalanceerde cantileverbrug met holle doos.

Proportionering van leden:

Om het meest economische ontwerp te krijgen, moet de proportie van de elementen zodanig zijn dat de secties halverwege de overspanning en bij de ondersteuning voldoen aan zowel de structurele als architecturale vereisten en tegelijkertijd een minimale hoeveelheid materialen vereisen.

Om dit te bereiken worden de vrijdragende lengten gewoonlijk gemaakt van 0, 20 tot 0, 30 van de hoofdoverspanning. Deze verhouding hangt af van de lengte van de hoofdoverspanning en het type zwevende overspanning dat de cantilever moet ondersteunen, evenals het aantal uitkragingen (enkel of dubbel) dat beschikbaar is voor het uitbalanceren van het positieve middenmoment, enz.

Voor constructies met slechts één cantilever, moeten de vrijdragende lengtes relatief klein worden gemaakt, anders kan er een mogelijkheid zijn om te worden opgeheven aan het andere uiteinde.

De auteur had de economische aspecten van solide plaatgebalanceerde cantileverbruggen in grote details bestudeerd en toonde aan dat voor economisch ontwerp van massieve plaatgebalanceerde cantilever-bruggen met dubbele cantilevers (dwz voor bruggen met meerdere overspanningen) de verhouding van cantilever tot hoofdoverspanning tussen 0, 30 ligt. tot 0, 35 voor dekken met parabolische binnenwelving met variabele diepte en 0, 175 voor dekken met uniforme diepte.

Er is waargenomen dat het moment bij ondersteuning groter is dan dat bij mid-span en daarom is de diepte die nodig is bij het ondersteunen meer dan hetzelfde bij mid-spanwijdte. De extra diepte bij de ondersteuning wordt bereikt door bij de steunen rechte of gesegmenteerde consoles aan te brengen. Soms wordt de volledige overspanning afgedekt door het parabolische binnenwelvingprofiel zoals weergegeven in figuur 11.2.

In dergelijke gevallen, hoewel de diepte op het midden van de overspanning die wordt vereist uit ontwerpoverwegingen meer moet zijn dan aan de uiteinden van de hangende overspanning of in de buurt van de kwart overspanning, wordt hetzelfde parabolische binnenwelvingprofiel behouden vanuit architecturale overwegingen. Het parabolische binnenwelvingprofiel heeft in het algemeen de voorkeur boven rechte of segmentachtige consoles vanuit esthetisch oogpunt.

Om aan de ontwerpvereisten te voldoen, moet de diepte in het midden van de overspanning tussen eenentwintig en een dertigste van de overspanning liggen. De diepte op steun is normaal gesproken 2 tot 3 keer de diepte in het midden van de overspanning.

Ontwerp Overwegingen:

De opgeschorte spanwijdte is een eenvoudig ondersteunde structuur en kan daarom worden ontworpen. De momenten en scharen voor de vrijdragende armen moeten worden bepaald met belastingen op de cantilever alleen of op de vrijdragende arm en de hangende overspanning.

De invloedslijndiagrammen voor moment en schuifkracht voor vrijdragende sectie nabij steun zijn aangegeven in figuur 11.3 waaruit de laadpositie voor maximaal moment of afschuiving kan worden gevonden. Bij het ontwerpen van de vrijdragende secties moeten zowel de doden als de live belastingsmomenten of de schaar worden bij elkaar worden opgeteld om de ontwerpmomenten en scharen te krijgen.

Het is interessant op te merken uit de invloedslijndiagrammen voor vrijdragende armen dat de belasting op de hoofdoverspanning geen effect heeft op het moment of op de afschuiving van de vrijdragende sectie. Hoewel de dead- en live-loadmomenten en -scharen additief zijn bij het ontwerpen van de vrijdragende secties, moet het ontwerp van de hoofdoverspanningsecties echter zorgvuldig worden onderzocht bij het aankomen op de ontwerpmomenten en -scharen.

Op sommige delen van de hoofdoverspanning in de buurt van de middenoverspanning, kan het moment waarop de lading wordt belast, van tegenovergestelde aard zijn ten opzichte van de dead load-momenten.

In dergelijke gevallen volstaat het niet om alleen te ontwerpen voor de gecombineerde dode en live-belastingmomenten omdat de secties mogelijk niet veilig zijn om te voorzien in het extra live-lastmoment dat wordt veroorzaakt door een mogelijke overbelasting en als zodanig is er mogelijk geen sprake van blijf op deze secties enige veiligheidsfactor behouden die anders in alle andere delen van de structuur wordt bewaard.

Daarom is de regel dat voor secties waar de dode en levende belastingsmomenten een tegengesteld teken kunnen zijn, het dode lastmoment gedeeld moet worden door de factor van veiligheid zeg 2 voordat het wordt toegevoegd aan het live laadmoment. Deze verklaring wordt verder toegelicht in de volgende paragraaf.

Laat het laad- en belastingsmoment op het mid spandeel respectievelijk (+) 1200 KNm en (-) 700 KNm zijn. Het netto ontwerpmoment is daarom, (+) 500 KNm, wat minder is dan de DLM van (+) 1200 KNm waarvoor de sectie wordt gecontroleerd en de versterking wordt aan de onderkant van de sectie voor + ve moment gegeven.

Als het livebelastingsmoment met 100% wordt verhoogd vanwege ongewone omstandigheden, zal het ontwerpmoment voor de abnormale situatie (+1200 -1400) = (-) 200 KNm zijn, maar de sectie is niet gecontroleerd voor dit moment en bovendien er is geen staal aangebracht aan de bovenkant van het gedeelte om rekening te houden met het negatieve moment, waardoor de sectie geen versterking heeft tegen mogelijke overbelasting.

Aan de andere kant, als het dode lastmoment wordt verminderd met een veiligheidsfactor 2, wordt het ontwerpmoment (+) 1200/2 - 700 = (-) 100 KNm en als zodanig is de sectie bestand tegen een moment van (-) 200 KNm in geval van mogelijke overbelasting, aangezien de toegestane spanningen ook in dat geval kunnen worden verdubbeld om de ultieme sterkte van de versteviging te bereiken die is voorzien om een ​​moment van (-) 100 KNm te weerstaan.

Het is onnodig om te vermelden dat de omkering van de aard van momenten in de buurt van de middenoverspanning ook in ononderbroken structuren kan voorkomen en dat goede zorg tegen deze mogelijkheden moet worden genomen. De invloedslijndiagrammen voor moment en afschuiving voor het middengedeelte van de hoofdoverspanning worden geïllustreerd in Fig. 11.4.

De maximale + ve en -ve live-belastingsmomenten en -scheerbeurten kunnen worden geëvalueerd door de live ladingen op geschikte wijze op de invloedslijndiagrammen te plaatsen voor het verkrijgen van maximale waarden.

Bij het berekenen van afschuifkrachten op verschillende secties, is het noodzakelijk om rekening te houden met de correctie als gevolg van consoles. De consolecorrectie die voor dit doel nodig is, kan worden gegeven door de volgende vergelijking:

V '= V ± M / d tan β (11.1)

Waarbij V '= gecorreleerde afschuiving

V = Schijnloze correlatie

M = Buigmoment bij de te onderzoeken sectie vanwege belastingen die overeenkomen met afschuifkracht V

D = effectieve diepte

β = de hoek tussen de boven- en onderkant van de balk in die sectie.

Het positieve teken is van toepassing wanneer het buigingsmoment afneemt met de toename in "d" (bijv. De consoles van eenvoudig ondersteunde liggers). Het negatieve teken is van toepassing wanneer het buigmoment toeneemt met de toename in "d" (zoals bij hurken in de buurt van de interne steunen van continue of gebalanceerde cantileverstructuren).

Ontwerpprocedure:

1. Bepaal spanlengtes en neem ruwe delen van de hoofdliggers op bij belangrijke delen zoals eindsteun, tussensteun, middenspanwijdte, etc.

2. Selecteer geschikt profiel van de binnenwelving van de liggers en vind de diepten op verschillende delen van de liggers.

3. Neem secties van dwarsligger en dikte van het dek en de soffietplaat.

4. Bereken het buigingsmoment voor dode belasting op verschillende secties.

5. Teken het beïnvloedingslijndiagram voor momenten voor verschillende secties.

6. Train livebelastingsmomenten op verschillende secties.

7. Controleer de geschiktheid van de secties met betrekking tot betonspanningen en bereken de trekwapening van de ontwerpmomenten die worden verkregen door de dode belastingmomenten te combineren met de live belastingsmomenten, waar nodig, om maximale waarden te verkrijgen voor het gehele dek .

8. Zoek, net als bij momenten, de dead load en live load shears op verschillende secties en controleer de concrete spanningen. Voorzie, indien nodig, dwarskrachtwapening.

9. Rangschik de wapening op de juiste manier om de maximale uitslag te krijgen.

Voorbeeld 1:

Een holle, gebalanceerde cantilever liggerbrug met 7, 5 m. rijbaan en 1, 5 m. voetpad aan beide zijden met overspanningen zoals weergegeven in Fig. 11.5 moet worden ontworpen voor een rijstrook van IRC Klasse 70-R of 2 rijstroken van IRC Klasse A-belasting. Geef korte contouren voor het berekenen van de buigmomenten en schuifkrachten en teken het buigmoment en dwarskracht diagrammen.

Oplossing:

De diepten van de hoofdliggers ten opzichte van abutments en pier worden voorlopig verondersteld zoals getoond in Fig. 11.6. De diepten in andere secties zijn mogelijk bekend als de variatie van de bovenste en onderste profielen bekend is.

Top profiel:

a) Ankerwijdte met cantilever:

Rechte lijn profiel met graad 1 in 70. Vergelijking van het profiel wordt gegeven door,

y = mx = x / 70

ie y = 0.0143 x (oorsprong op A) (11.2)

b) Opgeschort bereik:

De vorm van het bovenste profiel is parabolisch.

De vergelijking van de parabool kan in de vorm worden geschreven:

y = kx 2 (11.3)

De oorsprong van de curve is bij D en k is een constante waarvan de waarde op de volgende manier kan worden bepaald:

Differentiatievergelijking 11.3, dy / dx = 2kx (11.4)

Op C, x = 10, 5 m. en helling, dy / dx = 1/70

Uit vergelijking 11.4, k = 1 / (70 x 2 x 10, 5) = 0, 00068

Daarom komt vergelijking 11.3 tot y = 0.00068 x 2 (oorsprong op D)

. . . Val van C van D = 0, 00068 (10, 5) 2 = 0, 075 m.

Val van B vanaf C = 12, 0 / 70 = 0, 17 m; Val van A vanaf B = 30.0 / 70 = 0.43.

Onderste profiel:

a) Ankeroverspanning

Vergelijking van de parabool, y = kx 2

Wanneer x = 30, 0 m, y = 1, 82 m. . . . k = y / x 2 = 1, 82 / (30) 2 = 0, 002

. . . De vergelijking van het onderste profiel wordt, y = 0, 002 x 2 ... (oorsprong bij E)

b) Cantilever en de zwevende overspanning

Vergelijking van de parabool, y = kx 2

Wanneer x = 22, 5 m, y = 2, 70 m. . . . k = y / x 2 = 2, 70 / (22, 5) 2 = 0, 00533

. . . De vergelijking wordt, y = 0, 00533 x 2 ... (oorsprong bij F)

De diepte in verschillende secties kan worden gevonden uit de bovenstaande vergelijkingen, de diepte in het middengedeelte van de ankerafstand kan bijvoorbeeld worden gegeven door D = 2, 0 + y 1 + y 2

= 2, 0 + 0, 0143x + 0, 002 x 2

= 2, 0 + 0, 0143 x 15, 0 + 0, 002 (15, 0) 2

= 2, 0 + 0, 2145 + 0, 45 = 2, 6645 m.

Dead Load-berekening:

De udl vanwege dekplaat, soffietplaat, slijtlaag, wielbescherming, balustrades en relingpalen enz. Het gewicht van de langsliggers mag worden verondersteld te werken als udl tussen twee secties (zeg 3 m uit elkaar) waarbij de udl wordt berekend met de gemiddelde diepte en dikte van de rib tussen de beschouwde delen. De dwarsbalk of de belasting van het membraan moet worden genomen als geconcentreerde belasting. Deze belastingen worden getoond in Fig. 11.7.

De dode belastingsmomenten op verschillende secties worden berekend met de belastingen getoond in Fig. 11.7 en de waarden getoond in tabel 11.2.

De momenten voor de ankerwijdte en de cantilever zijn uitgewerkt voor twee condities:

Case I:

Werkomstandigheden met de hangende overspanning over de vrijdragende arm.

Case II:

Voorwaarde tijdens bouwperiode zonder de opgeschorte spanwijdte. Deze situatie kan zich ook voordoen als de opgeschorte overspanning om een ​​of andere reden tijdens de serviceperiode van zijn plaats is verjaagd. Onder deze omstandigheden zal er geen live belasting op de brug werken.

Live-belasting momenten:

De live belastingsmomenten (zowel positief als negatief) op verschillende secties kunnen worden uitgewerkt door de live belastingen op de respectieve invloedslijndiagrammen te plaatsen. Bij de evaluatie van de livebelastingsmomenten moet ook een passende impacttoeslag worden gemaakt.

Aan deze waarden moeten ook de momenten worden toegevoegd die te wijten zijn aan het laden van voetpaden. De ontwerpmomenten worden verkregen door het optellen van zowel de dode als de actieve belastingsmomenten inclusief die momenten als gevolg van het laden van het voetpad.

De evaluatie van het live-lastmoment in het midden van de ankerwijdte wordt hieronder getoond als illustratie. De momenten voor andere secties moeten op dezelfde manier worden berekend. Voor maximaal positief en negatief moment in het middelste deel van de ankerwijdte, is de positie van één rijstrook van Klasse A-belasting zoals weergegeven in Fig. 11.8. Klasse 70-R belasting zal geen slechter effect veroorzaken. Voor de afstand tussen belastingen, zie Fig. 5.2.

Bij het berekenen van het positieve moment op middengedeelte van ankeroverspanning als gevolg van voetpadbelasting, wordt verondersteld dat alleen de ankeroverspanning wordt geladen met voetpadbelasting. Aan de andere kant worden de cantilever en de hangende overspanning voor het negatieve moment op de sectie geladen.

Van de diag van de invloedslijn. (Fig. 11.8)

Positief moment = diagram van de invloedslijn van de lijn x intensiteit van de belasting

= ½ x 30.0 x 7.5 x 900 = 1.01.000 Kgm = 101 tm

Negatief moment = ½ 12, 0 x 6, 0 x 1140 + ½ x 21, 0 x 6, 0 x 1020.

= 41.000 + 64.000 = 1.05.000 Kgm = 105 tm

Totaal positief levend load-moment = 620, 2 + 101 = 721, 2 tm

Totaal negatief levend laadmoment = 566, 1 + 105 = 671, 1 tm

Dead Load Shear:

Tekenconventie:

Naar links en naar beneden rechts van sectie = + afschuiving en omgekeerd.

De schuifkrachten voor de belasting van de dode lading op verschillende secties worden berekend met de belastingen en reacties weergegeven in Fig. 11.7.

De boven- en onderkant van de liggers zijn voorzien van gebogen profielen en daarom is console-instelling noodzakelijk. De hierboven verkregen scharen zijn niet-gecorrigeerde scharen en moeten daarom worden gecorrigeerd. De methode voor afschuifberekening wordt hieronder geïllustreerd voor sectie 2 (links).

Niet-gecorrigeerde afschuiving bij sectie 2 (links) = 145, 25 - 14, 5 - (10, 7 - 4, 03) x 5, 0 = 57, 1 t

Gecorrigeerde afschuiving wordt gegeven door vergelijking 11.1 die dat is

V '= V ± M / d tan β, M = 502, 6 tm, d = 2, 05 m

tan ( 1 = 1/70 = 0, 0143. . . β = 0 ° - 49 '- 0 "

tan β = dy / dx = 2kx = 2 x 0, 002 x 16, 67 = 0, 0667. . . β 2 = 1 ° - 10 '- 0 "

of tan β = tan (β 1 - β 2 ) = tan (0 ° - 49 '- 0 "+ 1 ° - 10' - 0") = tan 1 ° - 59 '- 0 "= 0.0347

. . . V '= 57, 1 - (502, 6) / (2, 05) x 0, 0347 = 48, 59 t

Live Load Shear:

De spanning van de live belasting op een sectie kan worden geëvalueerd door geschikte live belastingen op het diagram van de dwarskrachtinvloedlijn te plaatsen. Omdat console-correctie in de live belasting afschuifwaarden noodzakelijk is vanwege de aanwezigheid van de bovenste en onderste gekromde profielen, is het wenselijk dat het diagram van de dwarskrachtinvloedlijn wordt gecorrigeerd voor het bovenstaande.

In dit proces is M van de uitdrukking M / d tan β het live belastingsmoment bij de sectie voor de eenheidslast op die locatie waarop de ordinaat voor afschuifinvloedlijndiagram moet worden getekend.

Zoals eerder, laten we de live load gecorrigeerde shear bekijken in Paragraaf 2 (links).

Invloed lijn ordinaat (niet gecorrigeerd) Sectie 2 (links) = 0.8333.

M = ab / L = (5, 0 x25, 0) / 30, 0 = 4, 17 tm

. . . Gecorrigeerde ordinaat, V '= V - M / d tan β = 0.8333 - (4.17 / 2.05) x 0.0347 = 0.7627

2 rijstroken van Klasse A-belasting produceren maximale afschuiving.

Maximale positieve schuifspanning bij lading van enkele rijstrook (Fig. 11.10)

De live lastschaar voor andere secties kan ook op de bovenstaande manier worden verkregen. De typische aard van het schuifkrachtdiagram voor dode belasting, spanning onder spanning enz. Wordt getoond in Fig. 11.11.

Ontwerp van articulatie:

Het scharnieren van een vrijdragende brug is het meest kwetsbare deel van de constructie en daarom moet speciale aandacht worden besteed aan zowel het ontwerp als de constructie van dit belangrijke onderdeel.

De articulatie is onderworpen aan de volgende krachten:

i) Verticale reactie "R" uit de hangende overspanning als gevolg van dode en actieve belastingreacties, inclusief de veranderingen in de reactie als gevolg van remmen, wind of seismische krachten.

ii) Horizontale kracht "H" door remmen, seismisch, temperatuur enz.

Het gecombineerde effect van de bovengenoemde krachten maakt dat het vlak van maximale buigspanning onder een hoek θ helt met de verticaal in plaats van er evenwijdig aan te zijn.

Het ontwerp van de articulatie moet rekening houden met het volgende:

i) Er moet voldoende treksterkte worden geleverd om zowel de buiging als de directe trekspanning bij het hellende vlak (dwz vlak van maximale spanning) te weerstaan,

ii) Het verticale vlak bij de nek moet ook goed worden versterkt om rekening te houden met de trekspanning als gevolg van zowel buiging als directe spanning.

iii) Noodzakelijke dwarskrachtwapening op zowel het verticale vlak als het hellende vlak (dwz het vlak van maximale afschuiving) moet worden verstrekt.

Veronderstellend "B" als breedte van de geleding, en verwijzend naar Fig. 11.12.

Die de helling van het vlak van maximale buigspanning geeft.

Door de bovenstaande waarde van θ in vergelijking 11.5 en 11.6 te gebruiken, kunnen de waarden van directe trekkracht en moment op het vlak van de slechtste spanning worden verkregen. Het staal dat nodig is om te voorzien in zowel de directe trek als het moment kan worden bepaald aan de hand van een van de beschikbare ontwerpgrafieken.

Evenzo wordt het kritieke vlak voor afschuiving als volgt bepaald:

Laat Φ de hoek van het kritieke vlak met de verticaal zijn.

De noodzakelijke dwarskrachtwapening kan worden verschaft in het vlak van maximale schuifspanning, dat kan worden uitgewerkt uit vergelijking 11.10 en 11.11.

Voorbeeld 2:

De verticale en horizontale belastingen op een articulatie zijn respectievelijk 850 KN en 100 KN. Ontwerp de wapening en toon de details van de wapening voor de articulatie wanneer D = 120 cm., A = 40 cm. en B = 75 cm.

Oplossing:

Hellende sectie:

Met een directe trekkracht van 501.37 KN en een moment van 68.450 KN cm. in de sectie wordt het percentage staal gevonden, uit grafiek 68 van "Design Aids to IS: 456-1978" als volgt:

Veronderstellingen:

i) Rechthoekig gedeelte met wapening gelijk verdeeld aan twee zijden.

ii) Dek 30 mm af.

iii) d '/ D = 30/1200 = 0, 025

iv) Graad beton M20.

v) Staalkwaliteit = S415.

vi) Gefactoriseerde pull = 1, 75 x 501, 37 = 878 KN

vii) Factored moment = 1, 75 x 68, 450 = 1, 19, 800 KN cm.

Aangezien wapening wordt verschaft onder een hoek van 45 graden, is het gebied van staal vereist om een ​​effectief oppervlak van 8100 mm2 staal te geven, zoals hieronder:

Afschuiving in hellende vlakte:

Dit overschrijdt de toelaatbare limiet van schuifspanning zonder dwarskrachtwapening (tabel 5.12), dat wil zeggen 0, 34 MPa. Daarom is dwarskrachtwapening vereist. Als 2 nos. 32 Φ opgerichte balken zijn aanwezig, afschuifweerstand = 2 x 804 x 200 sin (45 ° - 3 ° - 21 ') = 2 x 804 x 200 x 0.6646 = 213.700 N = 213, 7 KN

Weegschaal = 854.32 - 213.7 = 640.62 KN

Met 12 Φ 6-pootige beugels met een tussenruimte van 150 mm, weerstand tegen afschuiving door beugels = 6x 113x200x 1100/150 = 994.400 N = 994, 4 KN

Dit is meer dan balansschuiving van 640, 62 KN; dus veilig.

Moment en scheerbeurt in verticaal vlak:

De directe trekkracht en het moment kunnen worden verkregen in het verticale vlak waarbij de waarde van θ gelijk is aan nul in vergelijking 11.5 en 11.6. Het gebied dat op 45 ° moet worden geplaatst om het effectieve stalen oppervlak voldoende te krijgen om weerstand te bieden aan de bovengenoemde trek en moment, kan op dezelfde manier worden gevonden als gedetailleerd in geval van een hellend gedeelte. Het staal dat hiervoor nodig is, is minder dan dat voor het hellende vlak, dwz het vlak van maximale spanning.

Voorbij de nek zijn de hellende staven aangebracht om weerstand te bieden aan de trek en het moment zal niet effectief zijn en daarom moeten extra staven worden voorzien. Indien berekend op basis van de vorige basis, komt het wapeningsgebied dat nodig is voor het doel op 5000 mm 2 en voor deze 7 nos. 32 Φ balken zijn noodzakelijk.

De afschuiving in het verticale vlak zal minder zijn dan voorheen en de versterking die al is voorzien voor het vlak van maximale spanning zal voldoende zijn.

De details van de wapening in de articulatie zijn aangegeven in Fig. 11.13.