Här publiceras frågor och svar som ska vara till hjälp för dig som arbetar med tillämpningen av standarden.

SS-EN 1993-2 Vindlast på tak med lutning större än 75 °

Fråga publicerad 2022-03-14.

Fråga: Om man använder tabellerna 7.2N och 7.3N under kapitel 7.3.3 för att kontrollera sprickor huvudsakligen orsakade av last så ska man ju räkna fram stålspänningen för stadium II och gå in med den i någon av dessa tabeller. Ska man även beräkna minimarmeringen enl. 7.3.2 ekv 7.1 med den spänningen också?

Om man exempelvis har en platta på mark och använder bilagorna i SS-EN 1992-3 för att kontrollera sprickvidden. Borde inte tvångsfaktorn påverkas av vad man gjuter mot? Bör konstruktören själv ta hänsyn till underlaget och eventuell öka/minska faktorn?

Svar:

SS-EN 1993-1-3 Skjuvstyvhet i trapetsplåt

Fråga publicerad 2021-09-03.

Fråga: Med ekvation (10.1b) kan en trapetsplåts skjuvstyvhet beräknas. I den ekvationen ingår trapetsplåtens profilhöjd h_w som term i nämnaren. Det vill säga att skjuvstyvheten avtar vid en större profilhöjd och ökar vid en lägre profil.  Hur kommer det sig att ekvationen ger en styvare plåt vid val av en lägre profilhöjd? Rent intuitivt borde det väl vara tvärtom?

Svar: Formeln ger skjuvstyvheten i plåtens plan. Plåtens tvärsnitt deformeras då i ändarna enligt figur (7). En hög plåt deformeras då mera än en låg. Denna deformation har störst inverkan på skjuvdeformationen. Övriga bidrag kommer från deformationer i skruvförband i sidöverlapp, anslutning till kantbalkar och gavelbalkar. Det minsta bidraget kommer från skjuvdeformation i själva plåten.

Deformationen i plåtändarna kan minskas genom s.k. ändförband enligt figur (9).

SS-EN 1993-6 Lokala spänningar från hjullast

Fråga publicerad 2021-09-02.

Fråga: I avsnitt 5.8 beskrivs hur man beräknar lokala spänningar i underflänsen under ett telferhjul. Formlerna 5.5 och 5.6 verkar inte vara korrekta. Skall det inte vara "σ_xi,Ed =c_xi∙F_z,Ed... osv."? Vad är tillåten spänning? Borde inte denna lokala spänning vägas samman med global böjspänning i balktvärsnittet? Så gör man i avsnitt 6.7, formel 6.2, men med lokala spänningar i flänsen beräknade med en enklare metod. 

Svar: I avsnitt 5.8 ges formler för att bestämma lokala spänningar från hjullast där koefficienterna c_x och c_y i ekvationerna 5.5 och 5.6 helt riktigt hämtas från tabell 5.2. Indexet ”i” avser spänningar vid olika lägen längs flänsen, se figur 5.6.Dessa lokala spänningar bör kombineras med spänningar från global analys i bruksgränstillstånd och det bör säkerställas att plasticering inte sker i den mest belastade punkten. I avsnitt 6.7 anges regler för en liknande kontroll, men i brottgränstillstånd. Oftast är kontrollen i bruksgränstillstånd avgörande.

SS-EN 1993-1-2 Bärförmåga i rumstemperatur

Fråga publicerad 2021-03-01.

Fråga: Vid beräkning av kritisk temperatur enligt 1993-1-2 kap 4.2.4 finner jag under punkt (3) att utnyttjandegraden ska beräknas som µ₀= E_fi,d/R_fi,d,0. Därunder anges att bärfömågan R_fi,d,0 avser värdet på R_fi,d,t vid tiden t=0. Betyder detta att det är bärförmågan i rumstemperatur som avses? Ska E_fi,d bestämmas enligt ekvation 2.4, dvs som E_fi,d = η_fi E_d.

Svar: Frågeställarens tolkning är delvis korrekt. I detta fall avser dock R_fi,d,t bärförmågan i rumstemperatur beräknad enligt EN 1993-1-2, 4.2.3. Notera att denna kan skilja sig från bärförmågan R_d enligt EN 1993-1-1 för dimensionering i brottgränstillstånd vid rumstemperatur.

SS-EN 1993-1-1 & SS-EN 1993-1-10 Egenskaper i tjockleksriktningen

Fråga publicerad 2021-02-03.

Fråga: Drag i tjockleksriktningen behandlas i SS-EN 1993-1-1 (eller SS-EN 1993-2) samt SS-EN 1993-1-10. I Sverige ska Z35-plåt användas om Z_Ed > 10. Z_Ed är det fodrade dimensionerande Z-värdet beroende på storleken på töjningar under svetssträngarna av förhindrad krympning i svetsmetallen. I ett aktuellt fall blir Z_Ed = 6, vilket enligt SS-EN 1993-1-1, tabell 3.2 medför att ingen Z-plåt krävs. Dock påverkas min konstruktionsdetalj av en väsentlig dragkraft i tjockleksriktningen där η_ULS > 0.8. Ska Eurokoderna tolkas som att förekomsten eller storleken av yttre krafter (dragkraften i detta fall) inte har någon påverkan på om Z-plåt ska föreskrivas?

Svar: Metoden om val av material med hänsyn till egenskaper i tjockleksriktningen i SS-EN 1993-1-10, avsnitt 3, är ingen exakt vetenskap, men det är det bästa vi har för bedömning av risken för skiktbristning vid belastning i tjockleksriktningen.

Metoden i SS-EN 1993-1-10, avsnitt 3, kan sägas koppla detaljens utformning till risken för skiktbristning vid en belastning i tjockleksriktningen motsvarande fullt utnyttjande av det belastade stålet. Svaret på frågan blir nog ja, eftersom metoden förutsätter ett fullt utnyttjande i tjockleksriktningen.

SS-EN 1993-1-8 Korrigering i formel 5.1(b)

Fråga publicerad 2020-12-15.

Fråga: Ekvation i kapitel 5.1.5 i EN 1993-1-8 verkar vara fel i svensk översättning, intervallet i brittiska versionen går från -0,55 till +0,25, dvs, att excentriciteten kan vara större "inåt" än "utåt" i knutpunkten och ändå kunna bortses från. Rent matematiskt blir den svenska formeln fel då intervallet inte kan vara skrivet så då 0,55 aldrig kan vara mindre än 0,25.

Svar:

SS-EN 1993-1-2 Dimensionering med metod baserad på provning

Fråga publicerad 2020-12-15.

Fråga: I ett projekt har ett utländskt företag/stålkonstruktör dimensionerat stålkopplingar för brand och lutat sig mot en studie som visar att bultade kopplingars bärförmåga inte påverkas av att underlåta att måla bultskallarna annat än för själva bultarna där man räknar hem bultarna i brandlastfall för en högre temperatur. Artikeln/studien de hänvisar till redovisar resultat från 10 brandtestade bultkopplingar och presenterar en förenklad dimensioneringsmetod för att räkna på bulten som man menar är den enda kopplingsdelen som får en förhöjd temperatur. För övriga ståldelar dimensioneras brandfärgen som om hela kopplingen var täckt. Artikeln heter: "A Simple Method to Predict Temperatures in Steel Joints with Partial Intumescent Coating Fire Protection". January 2009. Wang, Bailey. Är det tillåtet att luta sig mot denna studie och använda sig av denna beräkningsmetod i Sverige?

Svar: Den beräkningsmetod frågeställaren hänvisar till kan tolkas som baserad på provningar. Källan frågeställaren hänvisar till verkar vara seriös, såväl tidskriften som forskaren.

Enligt SS-EN 1993-1-2, 2.4.1(4) får brandteknisk dimensionering baseras på brandförsök: "Som ett alternativ till dimensionering genom beräkning, får brandteknisk dimensionering baseras på resultat från brandförsök, alternativt brandförsök i kombination med beräkningar."

I SS-EN 1993-1-2, 43.4.3(1) specificeras vad som gäller för testmetoder för brandskyddsisolering:

"Egenskaper och prestanda för brandskyddsisolering som används för dimensionering bör vara bedömda med tillämpliga testmetoder i ENV 13381-1, ENV 13381-2 eller ENV 13381-4."

I SS-EN 1990, 5.1/5.2 och bilaga D finns generella regler om dimensionering genom provning (se även EKS11, Avd. A, 24 § och Avd. B, Kap. 0, 11 §).

Enligt SS-EN 1993-1-2, SS-EN 1990 och EKS11 är det alltså generellt möjligt och tillåtet att basera dimensionering på resultat från provningar. Att svara på frågan om den specifika beräkningsmetod frågeställaren hänvisar till är utvärderad enligt de krav som ställs för dimensionering genom provning kräver dock en större utredning. Frågan om metoden kan tillämpas i ett specifikt byggprojekt bör besvaras av kontrollansvarig för projektet eller någon annan med ansvar att kontrollera om byggprojektet uppfyller samhällets krav på bland annat tillförlitlighet.

SS-EN 1993-1-2 Temperatur i stålet

Fråga publicerad 2020-12-11.

Fråga: Vid beräkning av den dimensionerade bärförmågan för knäckning används formel 4.5 i SS-EN 1993-1-2:2005. Formeln inkluderar k_y,θ som är baserad på tabell 3.1 i (SS-EN 1993-1-2:2005) där det framgår klart och tydligt hur stor faktorn ska vara utifrån ståltemperaturen. Hur räknar jag ut θ_a, det vill säga vilken temperatur stålet har vid brand? Är det så enkelt att ståltemperaturen motsvarar temperaturen utifrån standardbrandkurvan alternativt brandkurvan för utvändig brand. Stålet kommer ju till slut att bli lika varmt som elden. SS-EN1991-1-2:2002 kapitel 3 beskriver temperaturpåverkan vid temperaturanalys vilket påminner om detta, men är det tillämpligt?

Svar: Att anta att stålet har samma temperatur som gaserna enligt standardbrandkurvan ger resultat på säker sida, men kan vara alltför konservativt. Ståltemperaturen följer en likadan utveckling som standardbrandkurvan men med en viss tidsfördröjning som är gynnsam när det gäller att uppnå en given brandklass, det vill säga tillräcklig kapacitet efter en given tid, till exempel R30.

Temperaturutvecklingen i ett ståltvärsnitt bestäms enligt avsnitt 4.2.5 i SS-EN 1993-1-2:2005 där värmeflödet bestäms enligt avsnitt 3 i SS-EN 1991-1-2:2002 för det relevanta brandförloppet, till exempel standardbrandkurvan.

SS-EN 1993-1-1 Tvärsnittsklass för plattstål

Fråga publicerad 2020-12-09.

Fråga: Är det något av de tvärsnitt som redovisas i tabell 5.2 som kan tillämpas för ett plattstål som utsätts för böjning i veka eller styva riktningen?

Svar: Slankhetsgränserna för indelning av tvärsnittsklasser i SS-EN 1993-1-1, tabell 5.2, förutsätter att tvärsnittsdelarna är upplagda längs båda kanterna (inre tryckta delar) eller den ena kanten (fläns med fri kant) i belastningsriktningen.

Ett enskilt plattstål utsatt för böjning i veka eller styva riktningen har inte upplag längs någon kant i belastningsriktningen och har därigenom randvillkor som avviker från randvillkoren för de bucklings- och knäckningsmodeller som ligger bakom gränsvärdena i tabell 5.2. Svaret på frågan blir därför nej.

Hur det aktuella lastfallet bör hanteras är nog snarare en allmän "konstruktionsfråga" än en fråga om tolkning av reglerna i SS-EN 1993. Eftersom ett plattstål inte kan buckla är tvärsnittsklassen = 1. Dock kan man behöva kontrollera vippning vid böjning i den styva riktningen.

SS-EN 1993-1-1 Andra ordningens effekter vid stabilitetskontroll

Fråga publicerad 2020-12-08.

Fråga: Enligt 5.3.4 så är initialkrokigheter beaktade vid kontroll av stabilitet enligt 6.3. Detta kan tolkas som att interaktionskoefficienterna k beaktar inverkan av andra ordningens effekter. Dessa ligger dock endast på momentet i ekvationerna 6.61 och 6.62. Om man endast har en normalkraft, är då andra ordningens effekter beaktade i ekvationerna 6.61 och 6.62 och i så fall på vilket sätt?

Svar: Som frågeställaren anger är initialimperfektioner beaktade i uttrycket för instabilitet enligt EN 1993-1-1, avsnitt 6.3. Till exempel i ekvation (6.46), där N_b,Rd beräknas enligt (6.47)/(6.48) och initialimperfektioner är beaktade genom reduktionsfaktorn χ för relevant instabilitetsmod.

Frågan tolkas här som att den berör interaktionsformlerna (6.61)(/6.62) och vad som gäller om den aktuella komponenten är belastad med en normalkraft, N_Ed, medan M_y,Ed = M_z,Ed = 0 i (6.61)/(6.62).

Om man endast har N_Ed är det endast uttrycket längst till vänster i (6.61)/(6.62) som är aktuellt, och det är lika med ekvation (6.46) – (6.48), om än något omformulerat.

SS-EN 1993-1-1 Bakgrundsdokument till ENV 1993-1-1

Fråga publicerad 2020-12-08.

Fråga: I ENV-versionen av SS-EN 1993-1-1 fanns en hel del information av handbokskaraktär som nu har samlats under benämningen Complimentary information to eurocodes (NCCI). De har utvecklats i Access steel-projektet och omfattar • Knäckningslängd för pelare • Elastiskt kritiskt vippningsmoment (bl a datorprogrammer LTBeam) • Vippning av konsolbalkar • Vridknäckning och böjvridknäckning av tryckta stänger • Stabilitet för enkelsymmetriska balkar • Vridning • Vägledning för val av pelare. Var exakt kan man komma åt dessa dokument och är de kostnadsfria? Svara gärna med en direktlänk.

Svar: Lite efterforskningar visade att de efterfrågade dokumenten av någon anledning numera tillhandahålls via CEN TC250/SCI:s hemsida.

CEN TC250/SCI:s hemsida nås via https://portal.steel-sci.com/

Man ska registrera sig ("register" högst upp till höger) för att få tillgång till dokumenten. Registreringen är gratis. När man är registrerad kan man logga in och söka dokument under "Steelbiz". Tidigare NCCI-dokument ska vara tillgängliga medan andra från CEN TC250/SCI:s är låsta och kräver medlemskap för att kunna läsas.

SS-EN 1993 och SS-EN 1999 Partialkoefficienterna för bärförmåga _γM0, _γM1 och _γM2

Fråga publicerad 2020-07-01.

Fråga: När används partialkoefficienterna för bärförmåga _γM0, _γM1 och _γM2? I SS-EN 1993-1-1 används _γM0 tillsammans med sträckgränsen f_y i olika formler och i SS-EN 1999-1-1 används _γM1 tillsammans med sträckgränsen f₀. I SS-EN 1999-1-1 finns inte _γM0 och ersätts av _γM1. Däremot används _γM2 tillsammans med brottgränsen f_u i båda standarderna. Varför finns dessa skillnader? Svar:

Svar: De två partialkoefficienterna _γM0, och _γM1 har ställt till mycket huvudbry om vilken som ska användas. Både _γM0, och _γM1 används tillsammans med sträckgränsen f_y. De skapar ibland ett hopp i bärförmågan. Till exempel baseras bärförmågan vid böjning utan risk för vippning på _γM0 men när vippning inverkar ska _γM1 användas, ett hopp som inte finns i verkligheten. Därför valde den europeiska tekniska kommittén för EN 1999 (CEN/TC 250/SC 9) att inte ta med _γM0. Så här i efterhand kan konstateras att det var ett bra val. Partialkoefficienterna har inte diskuterats i kommittén CEN/TC 250/SC 9 (EN 1999) men däremot ibland inom kommittén CEN/TC 250/SC 3 (EN 1993).

SS-EN 1993-1-1 Statiskt och kvasistatiskt belastade konstruktioner.

Fråga publicerad 2020-06-22.

Fråga: Angående val av utförandeklass för byggnader, boverket har uttalat sig om att högre utförandeklass än EXC3 inte behöver väljas för statiskt och kvasistatiskt belastade konstruktioner, även för konsekvensklass 3 eller säkerhetsklass 3. Detta förtydligas nu även i EKS 11, 19 § i Avd E, Kap. 3.1.1 Det jag är ute efter är vägledning i att tolka statiskt och kvasistatiskt belastade konstruktioner. Min tolkning är att det gäller stålkonstruktioner i byggnader i allmänhet och möjligen att vindförband kan/bör ses som dynamiskt belastade, och i så fall, alltid eller vid t.ex. växlande kraftriktningar i förband. Är det så?

Svar: Med statiskt och kvasistatiskt belastade konstruktioner menas i praktiken konstruktioner som inte behöver dimensioneras för utmattning. För byggnader brukar nyttig last, snö- och vindlast normalt betraktas som statiska laster vid dimensionering.

Man kan ha ett begränsat antal växlande kraftriktningar i ett förband utan att det behöver dimensioneras för utmattning. I vissa fall, till exempel för skorstenar, kan dock vinden generera s k virvelavlösning som leder till utmattningsbelastning.

Generellt beror bärförmågan för utmattning av förbandsklass och antal lastcykler, men för värsta fallet ger dimensioneringsreglerna för utmattning i SS-EN 1993-1-9 att man ligger under S-N kurvan (ingen utmattning) om spänningsvidden Δσ< 26 MPa. Alternativt kan man uttrycka det som att utmattning inte är ett problem om antalet lastcykler N < 2x10⁶(Δσ_c/γ_mfΔσ_Ed)³.

I Tabell C.1, Val av utförandeklass, i SS-EN 1993-1-1:2005/A1:2014 skiljer man endast på statisk/kvasistatisk last respektive utmattning. Detta kan tolkas som att så fort man har utmattningsbelastning ska man välja EXC efter denna kolumn, vilket kanske är onödigt strikt. Till exempel har vi i SBI:s travershandbok lagt in att EXC2 rekommenderas för kranar i driftklass upp till S₃ om utnyttjandegraden för utmattning är <70 %.

SS-EN 1993-1-6 Höjd och förstyvningsringar

Fråga publicerad 2019-09-04.

Fråga: I SS-EN 1993-1-6:2007 Annex D Ekvation (D.29) definierar parameter k_w för beräkning av ekvivalent jämnt fördelat vindtryck. I detta uttryck ingår " ω" som beror av "l". "l" definieras som "cylinder length between defined boundaries". När detta appliceras på cisterner är frågan om "l" utgör hela cisternens höjd eller höjden mellan närmaste förstyvningsringar? Detta påverkar resultatet avsevärt. Likande formler finns i SS-EN 1993-4-2 (11.29) och SS-EN 1993-4-1; avsnitt 5.3.2.5(8) Ekvation (5.39). Här definieras "l" tydligare och höjden mellan förstyvningsringar nämns. Så det ligger ju nära till hands att göra den tolkningen även för SS-EN 1993-1-6. Men det som känns konstigt är att vindens inverkan ska styras så påtagligt av förstyvningsringarna, som ju dess utom oftast är dolda under isolering.

Svar: Frågan är kopplad till avsnitt D.1.3 i SS-EN 1993-1-6 som behandlar tryck i ringled, och särskilt avsnitt D.1.3.2 som behandlar bucklingsparametrar för tryck i ringled. I detta sammanhang är min tolkning att "l" (som i D.1.1 definieras som cylinderlängd mellan ränder och i 1.4(9) som skalsegments längd) ska betraktas som avståndet mellan randvillkoren ("ränderna") för bucklingsanalysen. Se t e x Figur 8.1 och randvillkor BC2f. Om ringavstyvningarna är tillräckligt styva för att utgöra randvillkor för bucklingsanalysen blir "l" lika med avståndet mellan ringavstyvningarna. Om man hade avsett hela cisternens höjd, oberoende av eventuella ringavstyvningar, borde man ha använt "L", som i avsnitt 1.4(9) definieras som total skallängd.

Som parentes har jag tittat i förslaget till ny SS-EN 1993-1-6, och där har man ändrat en hel i D.1.3.2 och avseende hantering av ojämn fördelning av vindtryck. Den arbetsgrupp som svarar för SS-EN 1993-1-6 har alltså kommit fram till att det finns ett behov av förbättring av dessa regler.

SS-EN 1993-1-1 Val av utförandeklass

Fråga publicerad 2019-09-04.

Fråga: Jag har en fundering på hur man ska tolka val av utförandeklass nu när 1090-2:1018 har trätt i kraft. När man ska välja utförandeklass i 1993-1-1 i Tabell C.1 bör detta baseras på konsekvensklass (CC) samt säkerhetsklass (RC). CC & RC bör baseras på SS-EN 1990 bilaga B. I enlighet med EKS 10 kap.0 2§ får inte detta denna bilaga tillämpas utan man hänvisar till avdelning A, 7–14 §§ och enligt 4–10 §§ Tolkar jag detta rätt genom att säga att utförandeklassen enbart bestäms utav säkerhetsklassen för konstruktionen och för statiskt och kvasistatiskt belastade konstruktioner behöver inte högre utförandeklass än EXC2 väljas, även om konstruktionen i sig hänförs till säkerhetsklass 3?

Svar: Ja, bilaga B i SS-EN 1090-2:2008+A1:2011 har tagits bort vid revideringen till SS-EN 1090-2:2018. Istället hänvisar SS-EN 1090-2:2018 till SS-EN 1993-1-1:2005/A1:2014, bilaga C för val av utförandeklass.

I denna bilaga C finns några nationella val som kan göras. Enligt EKS10, Avd E, Kap. 3.1.1, 19 §, bör val av EXC baseras på konsekvensklass enligt tabell C.1, samt på aktuell säkerhetsklass. Många har upplevt denna formulering som lite otydlig eftersom man hänvisar till både konsekvensklass och säkerhetsklass.

Beträffande konsekvensklasser kan man ur EKS10, Avd A, 7 §, avd B, 2 §, och Avd C, Kap. 1.1.7, 5 §, dra slutsatsen att det i första hand är konsekvensklasser som ska styra val av EXC och för val av konsekvensklass kan man tillämpa tabell A1 i SS-EN 1991-1-7, bilaga A.

Boverket har senare, våren 2017, lagt ut en vägledningstext på PBL Kunskapsbanken som ska tolkas som att med avseende på tillförlitligheten räcker EXC2 för statiskt/kvasistatiskt belastade konstruktioner även i konsekvensklass/säkerhetsklass 3.

I kommande EKS11 (planerad publicering 2019-07-01) kommer Boverket att förtydliga ännu ett steg genom att i Avd A, 27 §, allmänt råd, skriva att för stålkonstruktioner är utförandekontrollen beroende av aktuell utförandeklass samt att regler om val av utförandeklass i 19 § i Avd E, Kap. 3.1.1, bör tillämpas.

I Avd E, Kap. 3.1.1, 19 §, lägger man in ett allmänt råd som säger att för statiskt och kvasistatiskt belastade konstruktioner behöver inte högre utförandeklass än EXC2 väljas även om konstruktionen i sig hänförs till säkerhetsklass 3 eller konsekvensklass 3 enligt tabell C.1 i eurokoden SS-EN 1993-1-1:2005/A1:2014.

Min slutsats: Ja, regelverket stöder din tolkning att för statiskt/kvasistatiskt belastade stålkonstruktioner räcker EXC2 även för säkerhetsklass/konsekvensklass 3. Däremot tycker jag inte det finns stöd i regelverket för din tolkning om att EXC enbart bestäms av säkerhetsklassen.

SS-EN 1993-1-6 - Bucklingspänning

Fråga publicerad 2019-03-13.

Fråga: I avsnitt D.2 finns metod för att beräkna buckling av cylindrisk mantel med varierande plåttjocklek. Man tar fram en fiktiv cylinder med tjocklek "t_a" och längd "l_eff" (D.61). För denna fastställs kritisk bucklingsspänning "sig_teat.Rcr.eff" (D.1.31). Med denna kritiska spänning fastställs kritisk bucklingsspänning för varje svep "sig_teat.Rcr.j" (D.62). Denna formel innehåller tjockleken för respektive svep "t_j" i nämnaren. Följaktligen blir den kritiska bucklingsspänningen lägre för svep med större plåttjocklek. Detta är för mig ologiskt. Det leder i förlängningen till att tillåten spänning blir högre för slankare konstruktioner, vilket inte stämmer överens med övriga delar av standarden och andra beräkningsmetoder. Tacksam för en förklaring till detta eller korrigering om jag har feltolkat något.

Svar: Det stämmer att denna metod kan upplevas lite udda. Det erkänns också av de som svarat för innehållet i SS-EN 1993-1-6 genom den ANM. som återfinns efter ekvation (D.62) där metodens utformning förklaras med att detta angreppssätt gör att hänsyn kan tas till att hela cylindern bucklar vid ett visst kritiskt yttre tryck och uttryck D.62 ger membranspänningarna i varje sarg vid det tillfället.

Hela eurokodpaketet är för närvarande under revidering. Denna revideringsprocess kommer att pågå under några år till och de nya versionerna av eurokoderna kommer att publiceras bortåt 2022/23 eller så. I maj 2018 kom ett "first draft" för en reviderad SS-EN 1993-1-6 från den arbetsgrupp inom CEN som jobbar med just denna standard. Jag har tittat i denna "first draft" och där har man under D.2.3.1 (som ändrats till D.2.4.1) lagt in följande kommentar:

EDITORIAL NOTE THE FOLLOWING TREATMENT IS COMPLICATED AND RELIES ON DATA READ FROM CHARTS (FIGURE D.6). IT SHOULD BE REPLACED BY THE WEIGHTED SMEARED METHOD, AND POSSIBLY MOVED TO THE TANKS STANDARD EN 1993-4-2.

Jag tolkar det som ett erkännande från arbetsgruppen att metoden är besvärlig att tillämpa och att den kommer att ersättas med en annan metod under den fortsatta revideringen av SS-EN 1993-1-6.

Försök till teknisk förklaring av metoden:

Det finns bara en lägsta knäckningslast för skalet. Man kan kanske uttrycka det så att den tunnare delen skjuter på den tjockare och vice versa så att knäckningslasten blir densamma. För denna last är kritisk spänning mindre i ett tjockt skalsvep än i en tunt. Men det gäller även spänningen av den påförda lasten. Vilket svep som blir dimensionerande beror på reduktionsfaktorn, så utnyttjandet blir olika och ett svep blir avgörande.

SS-EN 1993-1-9 – Efterbehandling av svetsar

Fråga publicerad 2019-03-11

Fråga: I SS-EN 1993-2 kap 9.7 står det att olika typer av efterbehandlingar av svetsar typ slipning, TIG-behandling, hamring och kulbästring kan användas för att förbättra förbandets utmattningshållfasthet. I SS-EN 1993-1-9 kap 1.1 (6) står det att andra behandlingar efter tillverkning för att förbättra utmattningshållfastheten än avspänningsglödning behandlas inte i denna del. Min fråga är om man kan tillämpa metoder omnämnda i SS-EN 1993-2 kap 9.7 för att beräkningsmässigt öka förbandsklasserna för svetsade förband som beskrivs i SS-EN 1993-1-9 tabell 8.1 tom 8.10? Och i så fall hur går man tillväga beräkningsmässigt för att tillgodoräkna sig efterbehandling av svetsar?

Svar: Det stämmer att SS-EN 1993-1-9, 1.1(6), endast hänvisar till avspänningsglödning.

Till SS-EN 1993-2, 9.7(1), finns det ett nationellt val som säger att den nationella bilagan kan ge regler för efterbehandling av svetsar. Denna möjlighet till nationellt val verkar inte ha utnyttjats i varken TRVFS 2011:12 eller i den remissversion av Transportstyrelsens "EKS" som skickades ut våren 2017. Jag tolkar detta som att Trafikverket/Transportstyrelsen valt att inte utnyttja den möjlighet att förbättra utmattningshållfastheten som SS-EN 1993-2, 9.7(1), öppnar för. Det kan dock vara så att Trafikverket ändå kan tillåta detta i ensklida projekt, men den frågan måste Trafikverket besvara.

Man får nog gå till forskarvärlden om man söker kunskap om hur man beräkningsmässigt kan tillgodoräkna sig efterbehandling av svetsar. Viss forskning har utförts på Chalmers. Utanför Sverige är professor Ulrike Kuhlmann i Stuttgart en ledande auktoritet inom detta område.

SS-EN 1993 – Rostskyddssystem

Fråga: Vad heter den nya standard, enligt eurokod, som redovisar vilka rostskyddssystem som krävs på bärande stålkonstruktioner. Den gamla enligt BKR hette BSK 07.

Svar: För utförande av stålkonstruktioner gäller SS-EN 1090-2 Utförande av stål- och aluminiumkonstruktioner – Del 2: Stålkonstruktioner. I den finns hänvisningar till andra standarder för olika rostskyddssystem.

Fråga: Jag såg att Boverkets BSK 07 inte gäller längre och att de istället ersatts av eurokoder. Vi har tidigare använt BSK som bas för en del av våra beräkningar. Vi bygger inte byggnader utan industripressar och använder ASME och Pressure Equipment Directive för tryckkärldimensioneringen. Men för saker som inte direkt berör tryckkärlet använder vi som sagt BSK 07.

Undrar vad ni rekommenderar att vi idag bör använda. Är eurokoder det som ligger närmast till hands? När jag söker på SIS Abonnemang ser SS-EN 1993 ut vara det som ligger närmast till hands, men som sagt, det berör först och främst byggnader. SS-EN 1993 ger många träffar, SS-EN 1993-1 till SS-EN 1993-6. Vilka av dessa som är relevanta är inte helt uppenbart för mig.

Svar: 1) Vilka är Boverkets regler för industripressar?
Kontakta Boverket, www.boverket.se för mer information.

2) Vilka eurokoddelar är relevanta för dimensionering av industripressar?

Med tanke på att BSK är under utfasning och eurokoderna är gemensamma för hela Europa och betydligt mer heltäckande än BSK, är det klokt att gå över till dessa dimensioneringsregler med nationella val enligtBFS 2011:8 (oberoende om dem formellt gäller eller inte) så tidigt som möjligt.

Av eurokoderna är det i första hand dessa delar du behöver:
• SS-EN 1990 Allmänna grunder
• SS-EN 1991-1-1 Egentyngd och nyttig last (eventuellt)
• SS-EN 1993-1-1 Stålkonstruktioner. Allmänna regler
• SS-EN 1993-1-8 Stålkonstruktioner. Knutpunkter och förband
• SS-EN 1090-2 Utförande av stålkonstruktioner

Det kan hända att du behöver flera beroende på hur dina konstruktioner ser ut. SS-EN 1993 har 20 delar.

SS EN 1993 – Bärverksdelar

Fråga: Jag jobbar med certifiering av byggprodukter och får frågor om detta från våra kunder. Vi har dessutom en del typgodkännanden som kan bli berörda när övergångstiden för SS-EN 1090-1 går ut. Jag har varit i kontakt med kontrollorgan och tillverkare och det verkar finnas en del osäkerhet i tolkningarna.
Hur är det tänkt att man ska tolka ordet ”bärverksdelar”? Måste dessa ingå i som den bärande konstruktionen eller kan de vara även vara mer eller mindre fristående, men ändå vara avsedda att ta upp laster?
Jag förstår att t.ex. fackverksbalkar, bärande takplåt, reglar och pelare mm. omfattas, men hur ser man på t.ex stålfundament till plank, stolpar och mindre byggnader, ståltrappor, gallerdurk mm?

Svar: Som namnet antyder är en bärverksdel en del i ett bärverk och därför bör rimligen alla uppräknade komponenter kunna betraktas som bärverksdelar (tidigare ”konstruktionsdel”).

SS EN 1993 – Vippning

Fråga: En fråga som berör vippning (Lateral Torsional buckling) av stålbalkar. I avsnitt 6.3.2.2, för beräkning av λLT dividerar man moment med kritiskt vippningsmoment Mcr Uttrycket för M_cr innehåller i sin tur en del variabler.
Dock så kan jag inte hitta uttrycket för M_cr i denna norm, och det borde finnas med. Jämför med motsvarande uttryck i BSK 07, sid 78 ekv. 6:2442f samt sid 77ekv 6:2442e. Vart finns M_cr och de involverade variablerna i uttrycket att hitta i EC? Går det att använda uttrycket för BSK och tillämpa det i EC ? Antar att man inte får blanda normer?

Svar: M_cr är det kritiska momentet enligt elasticitetsteori och är i princip väldefinierat utan knytning till normregler. Man kan alltså ta det från handböcker t.ex. StBK-K2, där det finns ett antal lösningar samlade.

SS EN 1993 – Interaktionsformler

Fråga: En fråga kring stålnormen SS-EN 1993 och gällande kontroll enligt interaktionsformlerna 6.61 och 6.62 på sid 65. När det gäller snittkrafterna står det “..are the design values of the compression force and maximummoments along the member”. Vissa har tolkat det som att man skall ta maxvärdet för M_y och maxvärdet för M_z och kombinera dessa, även om de inte ligger i samma snitt. I princip kan då M_y ha sitt max i vänstra änden och vara noll i den högra, medan M_z är noll i vänstra änden och har sitt max i den högra, och ändå kombineras maxvärdena. Detta känns inte helt rätt, eller kompenseras detta av faktorerna k_yy, k_yz etc?
Vi har inte till 100 % gått in i bakgrunden för dessas ganska komplicerade beräkning. Är intressant att få en åsikt om detta.

Svar: Som storheterna är definierade är det klart att man menar att maximala moment ska användas oavsett var de uppträder. Delvis kompenseras det genom koefficienterna C_m* för ekvivalent moment som ingår -faktorerna, men för det nämnda exemplet bör det bli rätt mycket på säkra sidan. Det är dock en ovanlig situation, som jag tror vi får leva med. Vill man ha ett bättre resultat går det alltid att göra en andra ordningens beräkning.

SS EN 1993 – Skjuvkapacitet

Fråga: En fråga gällande beräkning av skjuvkapacitet enligt SS-EN 1993-1-1 6.2.6. På sidan 51 räknas upp hur skjuvarean A_v skall beräknas. Det finns dock ingen information om hur A_v beräknas för fallet valsad Isektion med last parallellt med flänsarna. Men däremot för hur man gör för svetsade I-sektioner i detta fall. Det verkar som ett misstag, för visst bör man kunna beräkna en skjuvarea A_v även för det aktuella fallet med valsad I-sektion?

Svar: Ja, det verkar vara ett misstag. Skillnaden mellan envalsad och en svetsad I-sektion är att den första har mer material i hålkälarna. Vilken nytta det gör för bärförmågan för tvärkraft i flänsarnas plan vet jag inte ,och jag betvivlar att det finns några försöksresultat. Detär möjligt att man kan använda samma formel som fören svetsad balk, men jag föreslår att använda A_v = 2bt_f . Det är antagligen på säkra sidan, men det måste vara mycket ovanligt att man utnyttjar bärfömågan förskjuvning i detta fall.

SS EN 1993 – Materialegenskaper

Fråga: En fråga gällande SS-EN 1993-1, tabell 3.1. Finns det angivet något för stänger som har större diameter än 80 mm? Jag tänker på stålkärnepålar som brukar vara upp till 220 mm. Tabellen visar bara upp till 80 mm.

Svar: Enligt NA till SS-EN 1993-1-1 ska man använda materialegenskaper enligt materialstandarderna. Dessa går upp till större tjocklekar, och att tabell 3.1 slutar vid 80mm är inte att se som en begränsning av tillåten tjocklek.

SS EN 1993 Normalkraft och samtidigt verkande böjmoment

Fråga 1: Normalkraft och samtidigt verkande böjmoment Faktorerna X och XLTför knäckning respektive vippning är framlyfta ur kapacitetsformeln förde fall där de ska beaktas.

Snittkontroll

Böjvridknäckning
Styva leden

Veka leden

Fråga 2: Tolkar jag interaktionsformlerna 6.61 och 6.62 från SS-EN1993-1-1:2005 rätt? Jag har plockat bort, i likhet med BSK, vissa termer och faktorn XLT för att det ska stämma med gemene uppfattning om böjknäckning och böjvridknäckning, men då får man ingen användning till k_yz faktorn. För vilket praktiskt fall kan Χ_y och Χ_LT förekomma i samma formel? Är det tolkat rätt, eller är det så att oavsett vilket praktiskt fall man har så löser man det med 6.61 och 6.62?

Svar: Logiken i att kombinera böjknäckning i styva riktningen med vippning är svår att se, men texten i SS-EN 1993-11 ger inte utrymme för tolkningen som presenteras ovan. Vi måste leva med dem så länge det står kvar oförändrat i EN-standarden.

SS EN 1993 – Interaktions- och korrektionsfaktorer

Fråga:
1. Vad står index för i interaktionsfaktorn k_yy k_yz  k_zy  

2. Vad står index för i korrektionsfaktorn C_yy C_yz 

3. Är faktorn för momentfördelning C_mi, ₀ lika med C_my resp. C_mz 

4. Uttrycket för momentfördelning C_m finns i flera former C_my  C_my,0  C_mLT 
Vad uttrycker de olika index kan det vara lika? 
Se fråga 3

5. Ska korrektionsfaktorn C_yy  C_yy  C_yz  C_zy korrigeras i så fall hur?

6. Ska korrektionsfaktorn C_yy  C_yz  C_zy sättas värdet 1.0 om vi har elastiska förhållanden d.v.s. tk3 eller tk4?

Svar:
1. I och j finns bara som index i rubrikerna i tabellerna. De står där för y eller z.
2. Det är antagligen y eller z.
3. Ja och även LT.
4. C_mi,0 är ett utgångsvärde, som sedan modifieras till C_mi där i står för x, y eller LT.
5. Nej, varför det. Det är slutna formler
6. De behöver inte sättas till något alls, eftersom det är separata formler klass 3 och 4 där de inte ingår.

SS EN 1993 – Sidoknäckning och vippning

Fråga: Fråga 1 om SS-EN 1993-1-1, 6.3.4 Allmän metod för sidoknäckning och vippning av bärverksdelar.
I 6.3.4 redovisas en metod som kan användas då beräkningsmodellerna i 6.3.1, 6.3.2 och 6.3.3 inte är tillämpliga.

I EKS 6 kompletteras denna metod en nationell rekommendation, om hur man skall använda denna metod genom att utföra en interpolation som ger ett värde 

Svar: Beräkningsexempel vore naturligtvis värdefullt, men det är inte en uppgift för SIS att ta fram sådana.

SS EN 1993 – Rostskydd

Fråga: Var hittar vi det som idag står i BSK, bilaga 4, om rostskydd? Vi har Stål del 1-1, 1-2 och 1-8, och hittar inte något om detta där. Var finns det i eurokod?

Svar: Utföranderegler/anvisningar finns i SS-EN 1090-1och -2. SBI har gett ut en handbok ”Tillverkning, montering och kontroll av stålkonstruktioner - Handbok för tillämpning av SS-EN 1090-2”.

SS EN 1993 – Utmattning av lådbalk

Fråga: Jag dimensionerar en lådbalk i tvärsnittsklass 4 mot böjningsutmattning, och beräknar spänningsamplituden i den tryckbelastade flänsen. Skall jag då använda bruttotvärsnittet eller det reducerade tvärsnittet enligt SS-EN 1993-1-1, 6.2.2.5?
Tolkar SS-EN 1993-1-5, avsnittet 3.1 (2) så att man i “ultimate limit state”, skall räkna med en kombination av buckling och “shear lag” (där sådan är aktuell). Men att man i utmattningsfallet inte tar hänsyn till bucklingen. Är detta rimligt?
Om utmattningsspänningsamplituden verkar i en plåt vars medeltryckspänning ligger nära bucklingsspänningen, då kommer den överlagrade utmattningsspänningen att omfördelas från flänsens hela bredd till dess yttre delar närmast liven. Därmed blir spänningsamplituden nära svetsarna mot liven att bli högre än om man räknar med bruttotvärsnittet.

Svar: I SS-EN 1993-1-9 står det att man ska räkna med elastisk analys och spänningar som i bruksgränstillstånd enligt 5(1). I 5(2) hänvisas till SS-EN 1993-1-5 förtvärsnitt i klass 4. I SS-EN 1993-1-5 finns en förenkling i 2.3(2), som innebär att endast shear lag behöver beaktas om villkoret i 2.2(5) är uppfyllt. Detta villkor säger att brutto arean får användas om den effektiva arean i brottgränstillståndet är större än halva bruttoarean i det aktuella fallet för tryckflänsens. Vad man ska göra om detta villkor inte är uppfyllt sägs inte, man bör försöka uppskatta spänningsfördelningen för det aktuella spänningstillståndet. Det är då på säkra sidan att räkna med effektiv bredd för den lägre aktuella spänningsnivån enligt SS-EN 1995-1-5, 4.4(4).

SS EN 1993 – Lyftöra

Fråga: Jag jobbar för tillfället med beräkningar för att kunna CE-märka ett lyftverktyg, och har laster enligt lyftok i SS-EN 13155. Min fråga gäller bultar, som används med ett lyftöra bultat till en fläns. Jag vill kategorisera örat enligt kategori B i kap 3.4.1 SS-EN 1993-1-8 : 2005 d.v.s. slip resistant at serviceability limit state. Att uppfylla slip resistance enligt kap 3.9 är inga problem, men vid ultimate limit state har jag dock lite problem med att tolka SS-EN 1993-1-8. Det står i 3.4.1 b) att ultimate load ej får överskrida shear resistance (kap 3.6),eller bearing resistance (kap 3.6- 3.7). Längst ner i tabell 3.2 står det också att bultar utsatt för skjuv och dragkrafter ska uppfylla krav i Tabell 3.4.

I och med att jag får glidning i förbandet vid ultimat estate, så kommer jag ha både skjuv och draglaster (preload, prying) i bulten och alltså borde jag ta hänsyn till kravet för kombinerat skjuv och drag. Jag har dock ingen yttre pålagd last i drag och i kap 3.9.2 står det att F_t , E_d är definierad som en yttre pålagd draglast. Således:
• Hur ska man tolka F_t , E_d? Som en yttre last eller som kraft som verkar i bulten?
• Måste jag uppfylla kraven för kombinerat skjuv och drag enligt tabell 3.4 eller är det kraven för kategori B i tabell 3.2 som gäller i mitt fall?

Svar: F_t , E_d är en yttre kraft och inte förspänningskraften. Man behöver därför inte räkna med kombinerat skjuv och drag.

SS EN 1993 – Materialkvalitet

Fråga: Vi konstruerar stålramper och ska leverera till Danmark, Gedser. Dessa ska klassas enligt EN med DK Annex.
Vi har svårighet med att välja materialkvaliteter.
De byggs i stål med sträckgräns 355 N mm2 (S355) SS-EN 1993-1-10 Table 2.1 ger materialval för olika temperaturer (reference temperatur).

Vi planerar att använda S355-J2 i huvudsak -20 C 27 joule.
Frågan är om vi behöver använda bättre material, så som 355-K2 eller 355-ML/NL för tjockare plåtar?
Formel enligt SS-EN 1993-1-10 sid 9 (2.2) anger

T_Ed = T_md + ∆T_r + ∆T_σ + ∆T_R + ∆T_& + ∆T_εcf

Vi har svårighet med att få fram värden på respektive komponenter 

T_md = T_min med (minimum shade air temperature).
Enligt SS-EN 1991-1-5 Dk Na så är T_min = -31°C + ∆T_σ  värde?
Kan ni hjälpa oss med tolkning av dessa regler?

Svar: Denna svenska helpdesk kan inte uttala sig om danska NA. Den svenska nationella bilagan säger att rekommendationerna kan användas. Det innebär att man kan gå in tabell 2.1 med T_min  och välja erforderlig seghetsklass. Standarden ger möjlighet till nationellt val av ∆T_R och om danskarna har givit något annat än 0 så ska det läggas till. Vidare finns möjlighet att begränsa tillämpligheten av tabell 2.1. Korrigeringen ∆T_σ är inbakad i tabell 2.1, där det ges värden för tre olika spänningsnivåer. Om stötbelastning förekommer kan den beaktas med formel (2.3) och kallformning med formel (2.4).

SS EN 1993 – γ-faktorer för utmattning -faktorer för utmattning

Fråga: Frågan gäller faktorerna γMf och γFf . I avsnitt 3(7) a) “damage tolerant method” anges fyra krav för att man anses ha använt “damage tolerant method” för att säkerställa tillförlitligheten i utmattningshänseende. Skall samtliga krav vara uppfyllda, eller etteller två av dem?
Nästa fråga gäller γFf. Jag kan inte hitta någon anvisning i SS-EN 1993-1-9 om hur denna faktor skall väljas.

Uppföljningsfråga:
Tack för det svar på min fråga som jag fick häromdagen. Det har dock insmugit sig ett missförstånd. Min fråga gällde hur man väljer faktorn γFf som återfinns bland annat i 8.2 i SS-EN 1993-1-9. Ert svar gällde γMf.

Svar: De fyra kraven är alternativa krav, d.v.s det räcker att ettav dem är uppfyllt.
Värden på γMf finns i Bilaga NA i slutet på SS-EN1993-1-9. De finns också i Boverkets BFS 2010:28, som kan laddas ned från Boverkets hemsida.

Svar på uppföljningsfrågan: γFf anges i SS-EN 1993-2, 9.3.

SS EN 1993 – Hot Spot metoden

Fråga: Har tittat i bilaga B till SS-EN 1993-1-9 och undratöver vad begreppet “hot spot” betyder. Är det en metodsom används i kombination med en FEM-beräkning? Kan ni enkelt förklara detta för mig, eller hänvisa till litteratur i ämnet?
Undrar hur jag ska tolka resultaten av mina FEM beräkningar med tetraedriska solidelement. I ett skarpt konkavt hörn blir spänningarna oändliga omman gör elementindelningen tillräckligt fin. Hur tolkar man ett sådant beräkningsresultat kombinerat med detypfall som finns i tabellerna 8.1 till 8.10? Anledningen till att jag fastnat i begreppet “hot spot ” är att jag fått för mig att detta har något att göra med mina svårigheter att tolka FEM-plottarna, men jag kanske har missförstått detta?

Svar: Metoden är avsedd för FEM-beräkning och modellen ska spegla geometrin exklusive svetsar. Det som söks ärspänningen där svetsens fattningskant skulle ha varit imodellen. Det betyder att spänningen inte blir oändlig,men den påverkas av elementindelningen. Det finnsgott om litteratur.
Det förbandsklasser som finns i bilaga B avser svetsenseffekt på utmattningshållfasthet. De är experimentelltbestämda och man har mätt spänningen vid försöket i ettantal punkter före svetsen, och sedan extrapollerat framen spänning vid svetsens fattningskant. Den går inte attmäta direkt eftersom givarna har en viss storlek. Hurpass precist detta blir kan man undra.
Metoden och den fungerar bra med solidelement. Detfinns en rapport från ABB Corporate Research CRC/KBA/TR-92/001E/Rev 2. Den beskriver metoden ochföreslår att man sedan använder detalj kategoriC=71, 90, 100, beroende på svetskvalitén WC, WB, WA.

SS EN 1993 – Formel i 1993-1-9

Fråga: Vad fyller formel A.3 i SS-EN 1993-1-9 för funktion? Vad jag kan se minskar tillåtet värde på ekvivalent spänningsvidd ∆σ_E,2 då delskaden D_d minskar. ∆σ_E,2 och tredje roten ur D_d samvarierar väl på så sätt att vänsteroch höger led alltid blir lika? Eller finns det lägen dådenna formel resulterar i lägre tillåten utmattningsspänning än formel A.2?

Svar: Det är något fel på formeln eller åtminstone oklart. Vänster och höger led blir alltid lika. Gruppen för rättelser av eurokoder bör redan vara informerade om detta.

SS-EN 1993 - Dragkraft vinkelrätt mot underfläns

Fråga: Jag håller på med en stålkonstruktion med dragkraft vinkelrätt mot en underfläns på en stålbalk. Tabell 2.1 på (sid 12) – SS-EN 1993-1-10:2005 (Sv) är lite oklar för mig. Skall jag välja t.ex. σ_Ed = 0.75 f_y (t) p.g.a. en utmattningssituation direkt (varför har vi annars 3 tabeller 0.75, 0.50, 0.25). Har en traversbalksinfästning på undersidan?

Svar: Tabell 2.1 avser val av seghetsklass för stålet. De spänningar som används är dragspänningar i längsriktningen beräknade med lastkombinationsfaktorer på alla laster (temperaturen betraktas som huvudlast). Detta har inget med utmattning att göra och inte heller drag i tjockleksriktningen.

Det finns andra regler för att förhindra skiktbristning i SS-EN 1993-1-10. Man räknar ut en parameter Z och om den är större än 10 ska man använda stål Z35.

 

SS-EN 1993 - Sammavägning av spänningar

Fråga: Hur skall man väga samman spänningar utefter olika riktningar i en komplex konstruktion?

I mitt fall är inte formel 8.3 SS-EN 1993-1-9 till någon större hjälp. Jag har normalspänningsamplituder i tre riktningar x, y och z, samt skjuvspänningar i planen X_y,Y_z och Z_x som resultatutskrift från FEM-beräkningen. Dessa samvarierar dessutom inte i tiden, men det är ett annat problem.

I och för sig kan jag lägga koordinatsystemet på en yta så att jag begränsar spänningarna till att verka i riktingarna x och y samt i planet X_y. Inte ens det fallet täcks av formel 8.3. I BSK 07 fanns åtminstone formel 6:512c som klarade detta fall. Att vrida koordinatsystemet x-y, så att koordinataxlarna sammanfaller med huvudspänningsriktningarna (och τ_xy blir noll) hjälper inte heller eftersom huvudspänningsriktningarna varierar med tiden.

Alltså, jag har sex uppsättningar spänningskollektiv (normalspänningar x, y och z, och skjuvspänningar X_y,Y_z och Z_x). Spänningarna samvarierar inte, utan man kan anta att de varierar oberoende av varandra. Kan ni tipsa mig om hur man kan utvärdera dessa spänningar enligt anvisningarna i SS-EN 1993-1-9?

Svar: Som du redan har noterat så täcks inte ditt problem av SS-EN 1993-1-9. Den enda metod i eurokodsystemet som är tillämplig är dimensionering genom provning. Reglerna för utmattning är helt empiriska, även de tidigare reglerna i BSK. Formel 6:512c bör vara på säkra sidan men det finns inte mycket till empirisk verifikation.

Om provning inte är ett realistiskt alternativ kan man titta på hur huvudragspänningen verkar i förhållande till förekommande anvisningar och försöka bedöma hur den kan bidra till spricktillväxt.

 

SS-EN 1993 - Svets och drag i tjockleksriktningen

Fråga:

1) Om jag räknar en svets enligt SS-EN 1993-1-1 och sen vill kontrollera om det behöver göras någon oförstörande provning på den så tittar jag i SS-EN 1090-2. I Tabell 24 under Kap 12.4.2.2 tolkar jag det som att min svets, som är en kälsvets med a-måttet 5 mm som svetsar ihop två plåtar med godstjocklekarna 10 mm i EXC2 (relativt sett en "vanlig" svets), ska prövas med omfattningen 0 %. Rätt? För i så fall har alltså gränsen för oförstörande provning höjts från BSK (Boverkets handbok om stålkonstruktioner) med 70 % till 100 % enligt EN 1090-2 i detta exempel. Stämmer det?

2) Drag i tjockleksriktningen behandlas i SS-EN 1993-1-10. I Kap 3.2 kan man läsa att skiktbristning kan försummas om Z_ed är mindre eller lika med Z_rd. I Sverige ska vi bara använda Z35-plåt (ej Z15 eller Z25) som jag förstått det. Då har man värdet 35 att utgå från i sin beräkning av Z_ed. Drar man sedan av poäng för poäng enligt tabell 3.2 och har poäng kvar när tabellen är slut så… kan alltså skiktbristning försummas. Eller? Det är nämligen inte svårt att hamna under 35 poäng. I detta fall så har alltså tillåten utnyttjandegrad gått från BSK med 20 % till hisnande 100 %. Stämmer det?

Svar:

1) Ja, det är rätt uppfattat.

2) Nej, här har du missuppfattat men jag håller med om att det är lite dåligt uttryckt. Regeln är att om Z_ed>10 så skall Z 35 användas. Här är 35 inte lika med Z_rd. Formel (3.1) i SS-EN 1993-1-10 är missvisande och borde inte ha varit med. Det är bättre formulerat i tabell 3.2 i SS-EN 1993-1-1, men även där kunde det ha varit tydligare.

 

SS-EN 1993 - Deformation av vridning

Fråga: Kan någon hjälpa mig med ett förtydligande av det som står i Kap 6.2.7.1 (3) i SS-EN 1993-1-1?

Hur menar eurokoden att man får avgöra om tvärsnittsdelarnas deformation av vridning är försumbara eller inte i t.ex. en stållåda med betongfarbana? Jag tycker inte att skrivningen är helt solklar?

Svar: Stycket är olyckligt formulerat. Trafikverkets tolkning är att spänningarna som uppkommer av tvärsnittdeformation vid vridning får försummas om de understiger 10 % av böjspänningarna. Eurokoden ger inga direktiv på hur dessa spänningar ska uppskattas utan det är upp till konstruktören att kontrollera detta med en förenklad metod som överskattar spänningarna.

 

SS-EN 1993 - Skjuvdeformation i tryckta stänger

Fråga: Hur skall skjuvdeformationen beaktas för tryckta stänger i tvärsnittsklass 4?

Enligt SS-EN 1993-1-1, 6.2.4 skall man räkna med A_eff . Och enligt SS-EN 1993-1-1 Kap 6.2.2.3 skall skjuvdeformationen beaktas vid bestämmande av b_eff som i sin tur styr A_eff 

. Man blir hänvisad till SS-EN 1993-1-5. Enligt 1993-1-5, beteckningsnummer 3.3, skall man använda formeln under ANM 3. Den hänvisar till tabell 3.1. Tabell 3.1 och Figur 3.2 är inte direkt anpassad för tryckta stänger utan för kontinuerliga momentbelastade balkar

Skall jag använda beräkningsmodellen för positivt böjmoment i Tabell 3.1 och räkna med β₁?

Svar: Skjuvdeformationer uppkommer av skjuvkraft. Vid centriskt tryckta stänger finns ingen skjuvkraft. Därför bestäms den effektiva bredden vid tvärsnittsklass 4 av buckling dvs man skall räkna med A_eff  enligt SS-EN 1993-1-1 avsnitt 6.2.4 med effektiv bredd enligt SS-EN 1993-1-5 avsnitt 4.4.

 

SS-EN 1993 - Konstanten C1

Fråga: I Bilaga A, tabell A.1 i SS-EN 1993-1-1 nämns en konstant C₁. Var får man tag i värdet på denna konstant?

Denna konstant C₁ nämns även i bilaga BB sid 86. Där står att den kan hämtas ur litteratur, men vilken litteratur?

Svar: C₁ är en faktor som tar hänsyn till momentfördelningen, upplagsvillkoren och tvärsnittsformen vid beräkning av vippningsmomentet. Den finns i rapporter utarbetade av ECCS (Europeiska stålbyggnadskonventionen).

I ENV-versionen av SS-EN 1993-1-1 fanns en hel del information av handbokskaraktär som nu har samlats under benämningen Complimentary information to eurocodes (NCCI). De har utvecklats i Access steel-projektet och omfattar

• Knäckningslängd för pelare
• Elastiskt kritiskt vippningsmoment (bl a datorprogrammer LTBeam)
• Vippning av konsolbalkar
• Vridknäckning och böjvridknäckning av tryckta stänger
• Stabilitet för enkelsymmetriska balkar
• Vridning
• Vägledning för val av pelare

Se www.cticm.com (Franska stålbyggnadsinstitutet). Man kan också komma åt dem via Stålbyggnadsinstitutets hemsida.

Tabeller för C₁ mm finns även i en bilaga till SS-EN 1999-1-1 (Aluminium).

 

SS-EN 1993 - Bultförsänkning

Fråga: SS-EN 1993-1-8, Tabell 3.4, Draghållfasthet, "Tension resistance".

I formeln för F_t,Rd ingår faktorn k₂.

För countersunk bolt är k₂ = 0,63. Detta måste väl gälla för konisk försänkning? Det är väl inte rimligt att en vanlig sexkantskruv blir svagare av en vanlig plan försänkning?

Svar: Ja, det är rätt uppfattat att regeln gäller en konisk försänkning. Om du gör en plan försänkning är enda effekten att du reducerar godstjockleken, vilket naturligtvis ska beaktas.

 

SS-EN 1993 - Svetsning av gallerdurk

Fråga: Jag funderar på hur man tillämpar paragraf 4.14 i SS-EN 1993-1-8.
Tänkte försöka använda rektangulära KKR-rör för att sätta ihop ramar för gallerdurk, att sedan lägga på upplag i olika former.

Såg dock att svetsning i kallformade zoner inte alltid verkar tillåtas. De godstjocklekar jag har tänkt använda är 4 - 10 mm. Tittar man på de ytterradier (1,6 - 2,0 mm) som presenteras av t ex Tibnor, lyckas jag inte uppfylla kraven gällande r/t. Man bör väl utgå från de minsta radierna?

Ex. för innerradie: (1,6•t) - t = (1,6•4) – 4 = 2,4

r/t blir då för den godstjockleken: 2,4/4 = 0,6

0,6 < 1,0 alltså ej tillåtet att svetsa i kallformad zon. (se tabell etc. nedan). Jag har räknat på t mellan 4 och 10 mm och hamnat på r/t mellan 0,6 och 1,0.

Ytterradierna måste ligga på mellan 2,1•t till 2,5•t för att villkoret skall uppfyllas och det kan man ju inte garanteras från tillverkningen av balkarna.

Alltså; vill man svetsa tätt mellan önskade KKR-balkar så går det inte pga. denna regel. Har jag inte uppfattat detta rätt? Hur gör andra som vill svetsa ramar i rektangulära KKR-profiler?

Svar: Reglerna är nog rätt uppfattade, men gäller kraftbärande konstruktioner som t ex takfackverk med samma bredd på diagonalstänger och ramstänger. Ramar för gallerdurk borde kunna utformas så att svetsarna inte är kraftbärande, i varje fall så att eventuella sprickor i anslutning av hörnen inte påverkar bärförmågan. Eventuella sprickor blir sannolikt inte genomgående eftersom egenspänningarna på insidan är tryckspänningar.

 

SS-EN 1993 - Beräkningsregler för vindkraftverk

Fråga: Jag undrar vilken Eurokodstandard som gäller vid dimensionering av vindkraftverk?

Har hittat SS-EN 1993-1-9:2005 Utmattning, SS-EN 1993-1-1:2005 Allmänna regler och regler för byggande och SS-EN 1993-3-1:2006 Torn och master. Kan det vara dessa standarder som gäller vindkraftverk?

Önskar också en standard som anger kraven vid svetsning, svetskontroll, svetslicensbehörighet?

Har också hittat, IEC Wind Turbine Classes, som specificerar olika klasser för vindberäkningar,

Class Ia, IIa, IIIa och IVa. Gäller den också gällande vindkraftverkens torn?

Svar: Det finns ingen del inom SS-EN 1993 specifikt för vindkraftverk men de som nämns i frågan är relevanta bland flera andra. Man kan lägga till SS-EN 1993-1-8 som gäller för dimensionering av svetsar och skruvar och SS-EN 1993-1-10 som ger krav på material avseende seghet och egenskaper i tjockleksriktningen. SS-EN 1993-3-1 gäller för torn och master utförda som fackverk. Den vanligare utformningen som koniskt skal behandlas i SS-EN 1993-3-2.

När det gäller utförande och kontroll av t ex svetsar gäller SS-EN 1090-2. SS-EN 1090-1 är också värd att nämna där det finns krav som ska uppfyllas för CE-märkning, vilket blir nödvändigt från och med den 1 juli 2014.

IEC Wind Turbine Classes känner jag inte till men om den innehåller användbar information som inte strider mot eurokoderna kan den användas.

 

SS-EN 1993 - Svetsspänningar

Fråga: I would be very happy if you could help us in answering a difficult question regarding welding. The attached document is a page from SS-EN 1993-1-8 Eurocode 3: Design of steel structures Part 1-8: Design of joints English version of SS-EN 1993-1-8 and in that page the question is, regarding expression 4.1, under point 6:

Should we look at the local value the stresses of (4.1) in the red area in fig 4.5? Or should we look at some 'average' value of the stresses in the red area, as explained below? I 'think' (?) the history is as follows: that many years ago something like (4.1) was used but in the following way:

(eval_1): - first calculate the resultant forces on the red plane (area A) in fig 4.5, FN (perpendicular to plane), F2 and F1 (both in the plane) and after that calculate 

σ_⊢= F_N/A, τ_⊢= F₁/A, τ_⊢= F₂/A. We put the result in (4.1)

So I think the original evaluation comes from (eval_1) and then some years later

An expression like (4.1) was put in the Eurocode document. So should we do like we did before (eval_1) or should we look at (4.1) and look at local values in the red plane which all should satisfy (4.1)?

I mean if NOW start looking at local values (instead of average values) we will get much bigger welds, than before if have the same weld and the same stress field. (Because now it is the MAXIMUM stress < strength and before it was AVERAGE stress < strength).

Svar: Well, the rules do not state whether a mean force or a maximum force should be used. It is stated that a uniform distribution of stress over the throat section may be assumed. I understand that to apply to a short length of weld, the length of which is not defined in the standard. If the stresses transverse to the weld vary linearly along the weld, say caused by a moment with vector perpendicular to the weld you cannot use the average stress because the deformation capacity of the weld is very limited. For such a case the maximum stress is normally used although one could count on a small redistribution.

SS-EN 1993-1-8 does not say anything about using the maximum stress and the previous Swedish rules did not say whether average or maximum stresses should be used. It is a question that has to be left to engineering judgment.

 

SS-EN 1993 - Rostmån

Fråga: Var finns det föreskrifter om rostmån i Eurokoderna? Motsvarande Kap 8:74 i BSK 07.

Svar: Det enda jag känner till är de regler som finns i SS-EN 1993-5 Kap 4.4. De avser stålpålar och sponter men kan vara till hjälp även för annat.

I SS-EN 1993-1-1 anges i 4(5)P, att ”Bärverk som inte kan inspekteras ska inkludera en lämplig rostmån.”
I SS-EN 1993-1-1 anges i 4(2)P, att ”Korrosionsskydd ska utföras i enlighet med EN 1090.”

Vad som avses med lämplig rostmån framgår inte av SS-EN 1993-1-1 eller hur hastigheten på avfrätning ska beräknas för olika miljöer.

Inte heller i SS-EN 1090-2 framgår vad lämplig rostmån är. Där anges bara att det är möjligt att dimensionera rostskyddet utifrån principen om rostmån.
”Med hänsyn till bärförmågan finns inte behov av rostskydd om konstruktionen har en kort användningstid, om den är i en miljö med försumbar korrosivitet (t.ex. korrosivitetsklass C1 eller om målningen endast har estetiskt syfte) eller om den har dimensionerats med rostmån.”

Eftersom det inte finns någon modell för avfrätning i eurokoderna för stål i atmosfär föreslår Boverket därför att modell enligt BSK 07, tillsammans med EN ISO 9223, används i avvaktan på att någon modell införs i eurokoderna eller i EKS, när rostmån används som ”korrosionsskydd”.

När det gäller korrosion i jord bör även EN ISO 12501 användas tillsammans med SS-EN 1993-5 eftersom Boverket ännu inte gjort några nationella val till denna eurokoddel.

 

SS-EN 1993-1-1 och formel 6.44

Fråga: Det verkar som om det finns ett fel i stålnormen SS-EN 1993-1-1. I kap 6.2.9 formel (6.44) står M_y, E_D + N_ED e_Ny och M_? E_d + N_Ed  e_Nz. Eftersom e_Ny är en förskjutning i y-led ger detta ett moment kring z-axeln d.v.s. ΔM_z och motsvarande för ΔM_y. Det borde alltså stå Mψ E_D + N_Ed  eNz och M_? E_D + N_Ed  e_Ny istället tycker jag.

Detta påverkar i så fall även SS-EN 1993-1-5 kap 4.6 formel (4.15).

Jag kollade upp detta fick nedanstående svar:

”Det är märkligt att ingen upptäckt detta tidigare, men förmodligen har formeln inte använts för klass 4 balkar (jag har inte gjort det) och de som skrivit böcker om detta har bara kopierat det som står. Visst är det fel och jag skall påpeka det i gruppen för tunnplåtsdelen 1-3 där det också står fel”

Svar: Vi är överens om hur formeln ska tolkas. I förklaringen står att eN är förskjutningen av tyngdpunkten mellan effektivt tvärsnitt och bruttotvärsnitt. Det är korrekt men tillägget av indexen y och z förvirrar. Det vore bättre att byta dem men framförallt borde de förklaras var och en som de ser ut i formeln.

 

SS-EN 1993 - Tvärsnittsklasser

Fråga: I Tabell 5.2, SS-EN 1993-1-1, för kontroll om ett L-tvärsnitt tillhör tvärsnittsklass 3 finns två formler; en där h/t <15ε och en där (b+h)/2t <11,5ε.

Gäller den första h/t för symetriska tvärsnitt och den andra för assymmetriska tvärsnitt? Om inte, så förstår jag inte varför den första formeln över huvud taget finns med. Den andra formeln ställer hårdare krav.

Vad menas med ”Gäller inte för vinkelstång som är kontinuerligt ansluten till annan del” i samma tabell?

Svar: Jag tolkar det så att för en liksidig vinkelstång så är gränsen för tillåtet förhållande mellan h och t 11,5ε. För en oliksidig vinkelstång får förhållandet mellan den bredare skänkeln, h, och t vara upp till 15ε om den andra formeln uppfylls.

Kommentaren om att formlerna inte gäller för stång som är kontinuerligt ansluten till annan del kan vara tillämplig på en vinkelstång i en nitad balk eller om man skulle få för sig att svetsa ihop två vinklar skänkel mot skänkel.

Villkor enligt båda formlerna ska uppfyllas för båda typerna (liksidiga och oliksidiga) av L-tvärsnitt för att stångelementet ska hänföras till tvärsnittsklass 3. För ett liksidigt tvärsnitt är naturligtvis villkor enligt den högra formeln alltid avgörande.

 

SS-EN 1993 - C_mi - faktorn 

Fråga: Framtagning av C_mi - faktorn för tre fall.

Se bilaga.

Svar: Efter att ha tittat på några exempel i Access Steel (www.access-steel.com) tror jag att lösningen är enligt bifogat dokument.

Cmy-värden för sidostagad H-pelare, metod A

För alla tre alternativen bör den allmänna formeln enligt Bilaga A, Tabell A.2 i SS-EN 1993-1-1 tillämpas. Vid alternativ 2 och 3 kan knäckningslängden vid beräkning av Ncr,y t ex bestämmas ur handboken Bygg och blir minst dubbla pelarhöjden.

FIGUR

där

FORMEL = maximal utböjning utefter pelaren. Vid alternativ 2 och 3 i pelartoppen

FORMEL = maximalt moment utefter pelaren. Vid alternativ 2 och 3 oftast vid pelarfoten.

FORMEL (tvärsnittsklass 1 eller 2)

FORMEL (tvärsnittsklass 1 eller 2)

Beteckningar i övrigt enligt eurokoder

Enligt nationellt val i EKS till beteckningsnummer 6.3.3(5), ANM. 2 bör metod 1, den metod som experten föreslår, användas.

 

SS-EN 1993 - Svetsklasser och kontroll

Fråga: Jag ska ange kvalitetsnivå för svetsning i ett projekt och hittar ingen koppling mellan utförandeklass och kvalitetsnivå för svetsning. Finns det någon sådan?

Svar: Om du tittar i SS-EN 1090-2 där utförandeklasserna definieras så finns det en hel del krav på svetsklasser och kontroll. Om det är fråga om en utmattningsbelastad konstruktion finns det även kvalitetskrav på svetsar för olika detaljkategorier i SS-EN 1993-1-9.

SS-EN 1993-1 - Knäckningslängd

Fråga: I SS-EN 1993-1 Kap 6.3.1.3 slankhetsparametrar för böjknäckning betyder ”knäckningslängden”, betecknad L_cr fri knäcklängd?

Jag känner inte igen termen ”knäckningslängd”. Knäcklängd eller förmodligen i detta fall fri knäcklängd är invanda termer. Enligt 1.6 beteckningar för kap 6, betyder L_c avstånd mellan stagpunkter. L_cr finns inte med i listan. Uttydningen av  L_cr är därmed något oklar.

Svar: Knäckningslängd är det samma som knäcklängd. I beteckningar för bilaga BB är L_cr definierad som knäckningslängd. Till skillnad från BSK så tas knäckningslängden som dess teoretiska värde i SS-EN 1993-1 d v s där N_cr är kritisk last för det aktuella fallet.

 

SS-EN 1993-1-8 - Icke förspända förband

Fråga: Jag har två frågor angående icke förspända förband:

1) I SS-EN 1993-1-8 finns vissa krav på kantavstånd för skruvförband. Kan man för lågt belastade förband minska dessa kantavstånd om man kan dokumentera att det inte är någon risk för brott med hjälp av FE-analyser?

2) I SS-EN 1993-1-8 finns vissa krav på hålstorleken (se definition i SS-EN 1090-2) för skruvförband. Kan man för lågt belastade förband öka storleken på rund och avlånga hål (jämfört med mått i tabell 11 SS-EN 1090-2) om man kan dokumentera att det inte är någon risk för brott med hjälp av FE-analyser?

Svar: Reglerna i SS-EN 1993-1-8 om kantavstånd och hålstorlek är råd. De behöver inte följas om man kan visa att något annat ger tillräcklig säkerhet. En FE-beräkning är ett sätt att påvisa detta så det är i princip godkänt. Det finns dock inga konkreta råd om hur en sådan beräkning bör utföras för förband. Det finns en del om dimensionering med FEM i bilaga C till SS-EN 1993-1-5 men dess huvudinriktning är instabilitetsproblem. I stället för skalelement bör man använda volymelement vid beräkning av förband. När det gäller den andra frågan om hålstorlek bör skruvarna också modelleras med volymelement och man bör också ta hänsyn till ogynnsam felplacering av hålen, vilket möjliggörs av större hålspel.

Eurokodens modeller måste ta hänsyn till att verkligheten är mer komplex. Det går inte att utan vidare anta att en numerisk modell bättre beskriver verkligheten. Ju mer komplex modell desto mer kunskap om det faktiska förhållandena är nödvändig. För ett förband finns ett antal toleranser som man ska hålla sig inom. En i teorin lågt belastad skruv kan i det verkliga förbandet bli högre belastad på grund av att den faktiska hålplaceringen skiljer sig från den teoretiska. Det är även möjligt att håltagningen har påverkat grundmaterialet så att det inte längre har de egenskaper som det hade innan denna.

Om en numerisk modell används är det nödvändigt att beakta alla sådana konsekvenser (alternativa placeringar av skruvar, eventuella initiala spänningar i materialen, hålstorlekar m.m.). Sedan gäller frågan vad som är en låg belastning. Handlar det om halva utnyttjandet av materialets hållfasthet? Om det i den numeriska modellen kan påvisas att materialpåkänningen med det mindre kantavståndet fortfarande är lägre än halva den dimensionerande spänningen kan förmodligen kantavståndet minskas till det i den numeriska modellen prövade.

En numerisk modell är inte generellt sätt en metod att påvisa att ett allmänt råd uppfylls. Det finns oftast alltför stora osäkerheter förknippade med indata för att i allmänhet kunna utgå från att en mer avancerad modell skulle ligga sanningen närmare jämfört med en ”grövre” modell.

I modellen, för det aktuella fallet, bör förbandet utformas utifrån de toleranser som det ställs krav på så att påkänningen närmast kant blir största tänkbara.

 

SS-EN 1993 – Skruvförband och förspänningskraft

Fråga: Jag räknar på skruvförband, enligt SS-EN 1993 och avsnitt 3.6.1, och har en fråga angående förspänningskraft.

Jag använder det kombinerade lastkravet för skjuv- och dragspänning i tabell 3.4 och undrar om förspänningskraften i skruvförbandet ska vara med i de dimensionerande skruvkrafterna (F_t,Ed, F_v,Ed)?

Svar: Nej, förspänningskraften ska inte vara med utan endast dragkraft av yttre last.

 

SS-EN 1993-1-3 – Konstruktionsstål och egenskaper

Fråga: För vanliga konstruktionsstål som används vid förhöjd temperatur, vilka är egenskaperna?

För kallformade profiler, SS-EN 1993-1-3, finns hänvisning (kap 3.2)till 1993-1-2, men vad gäller för annat än kallformade profiler?

Svar: Eurokoderna är skrivna för användning av stål vid rumstemperatur eller upp till 100 ⁰C. Dessutom behandlas förhållanden vid brand i SS-EN 1993-1-2 där man ger hållfasthetsvärden vid förhöjda temperaturer. Dessa värden är bestämda vid en töjning av 2 % och innefattar krypning under en kort tid som inte är definierad men säg ca 1 tim. Huruvida dessa värden kan användas vid andra tillämpningar måste bedömas med hänsyn till varaktigheten av den förhöjda temperaturen och lasten samt acceptabla töjningar. I Eurokoderna ges inga råd om hur detta ska göras.

 

SS-EN 1993 och rörupphängning

Fråga: Vad gäller för rörupphängningar i befintliga rörstråk, ofta byggs nytt sekundärsmide med fästen i byggstommen?

Svar: Eurokoderna är mera generella och behandlar inte så specifika frågor. Bärande konstruktioner ska dimensioneras för de laster de utsätts för och om nya laster tillkommer så bör de kontrollberäknas.

 

SS-EN 1993-1-8  - Svetsning 

Fråga: I SS-EN 1993-1-8 4.14  Svetsning i kallformad zon, finns villkor för när man får svetsa i kallformad zon. I tabell 4.2 finns en kolumn med rubriken, Fullt tätat aluminiumtätat stål (A_l >= 0,02 %).

Betyder det att i detta avseende är inte stål som nämns fullt tätat i standarden bra nog för att betraktas som fullt tätat och värde i den kolumnen få användas med ett mindre aluminium innehåll tex. Utan det måste ha A_l >= 0,02 %, för att de värdena skall få tillämpas?

Vidare som finns det en kommentar till tabellen som ser ut så här:

"NOTE Cold formed hollow sections according to EN 10219 which do not satisfy the limits given in Table 4.2 can be assumed to satisfy these limits if these sections have a thickness not exceeding 12,5 mm and are Al-killed with a quality J2H, K2H, MH, MLH, NH or NLH and further satisfy C<= 0,18%, P <= 0,020% and S <= 0,012%. In other cases welding is only permitted within  a distance of 5t from the corners if it can be shown by tests that welding is permitted for that particular application."

Uppfyller att vanligt kallformat kontraktionsrör KKR i S355J2H, dessa villkor? I standarden ser det inte ut som de gör det, hur beskriver man en sådan profil för att kunna beställa den? Det verkar inte finnas optioner i EN 10219 som medger att man ställer kraven i kommentaren.

Följdfråga: I SS-EN 1993-1-8 finns ingen kommentar som den angivna. Frågan är därför var den återfinns och vad den har för status?

Texten är hämtad ur SS-EN 1993-1-8:2005/AC:2009.

12) Modification to 4.14 Paragraph "(1)", "Table 4.2", add a "NOTE" to the table: osv står det. Dess status torde vara att den är en del av eurokoderna.

Då detta inte utgör något svenskt särkrav, verkar det inte utgöra något jätteproblem. Det verkar beaktas av tillverkare. Det går att få tag konstruktionsrör i S355JH som uppfyller kraven ställda i

SS-EN 1993-1-8:2005/AC:2009. Men kravet får ju ställas vid beställning etc.

Svar: I SS-EN 1993-1-8 finns ingen kommentar som den angivna. Frågan är därför var den återfinns och vad den har för status?

Inom ramen för det som står i SS-EN 1993-1-8 kan problemet lösas genom att man beställer normalisering efter kallformning men detta finns inte som en option i EN 10219-1 så det måste ske genom en särskild överenskommelse med leverantören.

Alternativen med beteckning N, NL, M eller ML ska vara finkornstål med A_l > 0,02 % enligt SS-EN 10219-1 så för dessa bör den vänstra kolumnen i tabell 4.2 i SS-EN 1993-1-8 vara tillämplig. Dessa stålsorter verkar dock inte vara lagerlagda så det fordrar att det är tillräckligt stora partier för att möjliggöra direktleverans från verk. Kvalitetsklassen J2H kan inte antas uppfylla kraven men man kan beställa en charge-analys enligt orption 1.1 i SS-EN 10219-1. Det finns dock inget krav på A_l-halten så man måste i så fall själv kolla att analysen uppfyller kraven. Erkänns att detta är ett exempel där standarderna kunde vara bättre samordnade men det finns alltid en lösning att välja VKR om godstjockleken blir för stor.

Svar på följdfråga: Jag noterar att kommentaren är en ändring av SS-EN 1993-1-8 som jag borde ha observerat. I övrigt ser jag inget att svara på utan endast upplysningar.

Enligt krav i SS-EN 10219 ska andelen aluminium vara minst 0,020 %, med toleransen – 0,005 %. Stålet skulle alltså kunna innehålla en halt ned till 0,015 % och ändå vara godkänt enligt SS-EN 10219.

Enligt SS-EN 10219 (se utdrag nedan) ska kvalitet J2 levereras med specifik kontroll, dvs. ett 3.1 intyg. Av 3.1 intyget ska andelen aluminium framgå. Så det bör vara fullt möjligt att be leverantören kontrollera detta och bara leverera stål som har ett aluminiuminnehåll på minst 0,020 %.

 

SS-EN 1993-6 - Flänsarea

Fråga: Jag har en fråga gällande formuleringen i EKS till SS-EN 1993-6, stycke 6.3.2.3(1). Där står att "flänsarna betraktas som stänger med area lika med flänsarean plus en tredjedel av tryckzonens area" Är detta riktigt? Eller bör arean vara: "flänsarean plus en tredjedel av tryckzonens area i livet" ?

Svar: Ja, det är korrekt. Det är slarvigt formulerat. Det ska vara en tredjedel av livets tryckzon.

 

SS-EN 1993 – Stålfackverk och vindsug

Fråga: Jag jobbar ibland med att beräkna stålfackverk i tak och har ett par frågor när underramen blir tryck vid t.ex. vindsug. När man ska räkna på sammansatta trycka bärverksdelar med konstant tvärsnitt enligt 6.4 och i synnerhet enl. 6,4,3,1 så räknar man ut en förhöjd last N_ch,Ed som tvärsnittet ska klara av att stå emot. Men vad har man på tillåten sida? Alltså hur räknar man ut N_b,R_d? Räknar man som en vanlig pelare enl 6,3,1,1? Vad ska man i så fall ha för knäckkurva för stålet och således alfa-faktor? Vi har L-stål i underramen ska man då använda alfa=0,34? och när man räknar ut M_Ed för N_ch,Ed enligt (6,69)  så är man ju beroende av en knäcklängd och en initialkrokighet. Ska man använda initialkrokigheten L/500 på hela fackverkts underram eller på den uträknade knäcklängden liknande figur 6.8. Detta påverkar ganska mycket. Vi har ju dock inget fackverk mellan L-stålen i underramen utan bara transversaler liknande fig 6.7 till höger.  Knäcklängden räknas ut med hänsyn till inspänning av överramen till takplåten för att få fram en fjäderkonstant för underramens utbjning.

Samt när man räknar ut effektivitetsfaktorn my enligt tabell 6.8. Ska man använda totala längden eller knäcklängden som L?

Följdfråga: När vi har en tryckt underram av två L-järn som är sammanbundna via transversaler i knutpunkterna så är det självklart att varje enskilt L-järn ska kollas för knäckning mellan knutpunkterna med de parametrar du angav i ditt svar. Men hur beaktas ett sammanbundet tvärsnitt? Tvärsnittet blir ju likt det i Figur 6.12 c och min fråga är om man när det är ett sammanbundet tvärsnitt ska följa knäckkurvan för de ingående materialens tvärsnitt eller om man behandlar det annorlunda eftersom vi har sammanbundet tvärsnitt. Frågan är inte bara fackverksspecifik utan även av generell karaktär. Jag förstår ditt svar men vill mest säkerställa att du förstod frågan.

Min andra fråga gäller vilken indata man ska använda när man räknar ut M_Ed och N_Ch,Ed.

Ex. Fackverket är 30 meter långt. C-c avstånd mellan knutpunkter (och transversaler) =2,5 m. Knäcklängd (uträknad med avseende på inspänningsmoment av överramen till takplåten)L_c= 10 m. Tillåten initialkrokighet på fackverket L/500. När man räknar ut M_Ed och N_{Ch, Ed} ska man då räkna med en initialkrokighet L/500 på hela fackverkets längd 30m eller på underramens knäcklängd 10 m? Ska jag tolka ditt svar i föregående mail att man ska räkna med den framräknade knäcklängden för underramen? Som sagt mitt följdfråga gäller mest ett förtydligande.

Svar: Svar på första frågan om bärförmåga är att den räknas som för knäckning mellan knutpunkterna. När det gäller vinkelstänger kan frågan om vilken axel den knäcker kring fordra en bedömning beroende av konstruktionsutformningen. Exemplet i figur 6.8 ger knäcklängder avsedda för knäckning kring den vekaste axeln. För vinkelstänger gäller kurva b för knäckning kring alla axlar.

Reglerna i 6.4 gäller för sammansatta stänger ledade i båda ändar. I anmärkning till 6.4.1(1) står att vid andra upplagsfärhållanden kan lämpliga förändringar göras. Det kan tolkas så att man i stället för totallängden L kan använda den aktuellla knäcklängden. Den har dock inget att göra med knäcklängden i figur 6.8 som avser knäckning mellan knutpunkter. Här handlar det om global knäckning av stången som helhet. Det bör gälla även när man räknar ut effektivitetsfaktorn.

Svar på följdfråga: Det sägs inget specifikt om vilken knäckningskurva som ska användas för sammansatta tvärsnitt, vilket jag tolkar så att man ska använda den som gäller för de ingående enskilda stängerna. Notera att figur 6.12 c avser vinklar som är mycket tätt förbundna med mellanläggsplåtar, vilket inte är tillämpligt för fackverk som de brukar göras i Sverige.

Det är en rimlig tolkning att det är knäckningslängden som ska användas.

 

SS -EN 1993-1-1 och SS-EN 1991-1-1– Dragstag av stål

Fråga 1: Första frågan är angående dragstag i stål. I våra limträstommar använder 8.8 stål i våra treledstakstolar och vindkryss. Vilken partialkoefficient är det man ska använda för dragna stänger? (γ_M0 eller γ_M2)

Fråga 2: Andra frågan gäller läktare. För nyttiglast står det i SS-EN 1991-1-1 att ståplatsläktare tillhör kategori C5, 5 kN/m². Sittplatsläktare finns inte nämnd i någon kategori, men om man läser vad det står i C2 så är det t.ex. teatrar, biografer och föreläsningssalar. Kan man tolka att sittplats ska vara i denna kategori? Lasten är då 3-4 kN/m² enligt tabell 5.2. Tittar man i EKS 9 är nationellt val gjort och lasten är 2,5 kN/m². På sidan18 längst ned står det också att Kategori C2 hänförs till kategori C5 om de fasta sittplatserna utan betydande svårighet kan avlägsnas och om utrymmet är av sådan art att stora folksamlingar kan förekomma. Sittplatserna kan vi föreskriva att de inte får tas bort, angående stora folksamlingar så kan dessa ske i trapporna upp på läktaren, men de är endast 1,2 meter breda. Av den anledningen skulle man vilja ha lite mer last än 2,5 kN/m². I dagsläget räknar vi alla läktare med 5 kN/m². Känns dock som att sittplats borde vara lägre. Kan du ge något svar på detta?

Svar 1: Fråga1 gällande eurokoden SS-EN 1993-1-1

För dragna ståltvärsnitt gäller γ_M2.

Först bör sägas att 8.8 inte är ett konstruktionsstål utan en hållfasthetsklass för skruvar. Om det är ett dragstag med gängade ändar så bör bärförmågan för de gängade ändarna verifieras som för en dragen skruv. Dessutom bör man verifiera flytning på bruttoarean d v s med 0,2-gränsen 640 MPa.

Svar 2: Fråga 2 gällande SS-EN 1991-1-1

Minimikravet är att sittplatsläktare med fasta (inte lätt borttagbara) sittplatser räknas som kategori C2. En trappa i anslutning till bjälklag i kategori C2 ska räknas som kategori C3 enligt EKS, Avd. C, kap 1.1.1, § 9, d.v.s. en utbredd last och punktlast på 3,0 kN/m²resp. kN.

Byggherren kan dock alltid kräva att enhögrekategori ska tillämpas, t.ex. om denne vill öppna för möjligheten att göra om sittplatsläktaren till en ståplatsläktare i framtiden utan att behöva förstärka.

I SS-EN1991-1-1 står det dessutom i kap 6.3.1.2(2) att värdena där så krävs bör ökas vid dimensioneringen (T.ex. för trappor och balkonger beroende på användningsområde och på dimensioner.)

 

SS-EN 1993-1-2 – Utnyttjandegraden vid brand

Fråga: Jag har en fråga angående utnyttjandegraden för stålpelare i brandlastfallet. Kan man sätta utnyttjandegradsfaktorn till ett visst värde för samtliga pelare i ett flerbostadshus, eller måste man räkna ut den för varje enskild pelare?

Svar: Utnyttjandegraden vid lastfallet brand beror på bl. a. utnyttjandegraden vid brottlastdimensionering. Låg utnyttjandegrad vid brottlastdimensionering medför motsvarande lägre utnyttjandegrad vid brandlastfallet. Men även vid 100 % utnyttjandegrad vid brottlastdimensionering blir utnyttjandegraden mindre än 100 % vid brandlastfallet. Detta hänger samman med att man vid brandlastfallet får räkna med mindre laster och lägre partialkoefficienter än vid brottlastdimensionering. Det finns dock inget entydigt samband mellan utnyttjandegraden vid brottlastdimensionering och brandlastfallet. Detta beroende på att reduktionen är olika för den permanentaQrespektive den variabla lastenQ.

I figuren nedan (Ur Bärande konstruktioner och brand/Brandskyddslaget) visas sambandet mellan utnyttjandegraden vid brandlastfallet och brottlastdimensioneringen. Nyttig last på bjälklag för bostäder är 2.0 kN/m². Antag ett betongbjälklag med egenvikt 4 kN/m². Detta gerG/Q= 2. Pelare tillhör alltid säkerhetsklass 3. Ur figuren kan då utläsas att relationen i utnyttjandegrad är 0.65. Av figuren framgår vidare att relationen blir högst 0.7. Detta värde anges också i Eurokoden som tillåtet värde om man inte känner till eller vill räkna ut utnyttjandegraden explicit i det enskilda fallet.

Slutsatsen är alltså att man kan använda värdet 0.7 som utnyttjandegrad vid brandlastfallet för pelare i bostadshus som ett generellt värde på säkra sidan. Om då utnyttjandegarden vid brottlastdimensionering enligt konstruktören är exempelvis 90 % medför detta att utnyttjandegraden vid brandlastfallet kan bestämmas till 0.9 x 0. 70 = 0.63.

Av figuren nedan framgår också att om man har ett lätt bjälklag exempelvis ett bjälklag som väger 1.0 kN/m²blir relationen i utnyttjandegrad (G/Q= 0.5) ca 0.5 i stället för 0.7.

(Figurerna i denna fråga är inte tillgängliga)

SS-EN 1993-1-5 – Bilaga E och D

Fråga: Då man läser EKS 9 - Tillämpning av SS-EN 1993-1-5 så står det i tabellen att bilaga E har blivit valt. Sedan när man läser texten under tabellen så står det att Bilaga D skall tillämpas. Vad är det som gäller?

Svar: Det måste vara ett skrivfel i tabellen. Där borde det ha stått bilaga D. Den är informativ och rådet är att den bör användas. Bilaga E är normativ och alltså inte valbar.

 

SS-EN 1993-1-8 – Reglering av intermittent svets av krankonstruktioner av stål

Fråga: Standarden jag hittat som reglerar intermittent svets i kran konstruktion av stål är SS-EN 1993 1-8:2005.

Jag har på uppdrag av kund en pågående utredning om deras kranar följer rådande standarder. En fråga rörande intermittent svets har fått mig att fastna. De sammanfogar två profiler en U och en I profil kant i kant. Där bildas varken kälfog eller stumsvets. Vad är det som gäller?

Jag har hittat följande men kan inte utläsa vad som gäller i det rådande fallet.

Intermittent svets styrs av SS-EN-1993-1-8.2005. Intermittent kälsvets behandlas i kap 4.3.2.2 men intermittent rotsvets ska inte användas enligt, SS-EN 1993-1-8:2005, kap 4.3.4 (3)

Svar: I kap 4.3.4 står onekligen att intermittent stumsvets inte bör användas och eftersom avsnittet behandlar såväl fullt genomsvetsade och partiella stumsvetsar måste rådet tolkas så att det gäller båda varianterna. Bakgrunden är obekant men det innebär att om flänsarna ligger i samma plan så blir det en otillåten partiell stumsvets i I-fog. En lösning är att göra svetsen kontinuerlig varvid inträngningen kan minskas. Om det är praktiskt möjligt kan man få en tillåten intermittent kälsvets genom att förskjuta profilerna i höjdled i förhållande till varandra.

 

SS-EN 1993-4-2 - Cisterner

Fråga: Vilket regelverk skall man följa om man projekterar och bygger en cistern för t.ex. vatten (cylindrisk, stål, ca 1000 m³). Är det valfritt att följa antingen EC med SS-EN 1993-4-2 eller SS-EN 14015. Vilken är det som gäller? Kommer SS-EN 14015 utgå och ersättas av SS-EN 1993 och i så fall när?

Svar: Boverket har angivit tillämpningsregler för SS-EN 1993-4-2 i EKS 9. Det innebär att den får användas. SS-EN 14015 är svensk standard men Boverket har inte officiellt uttalat sig om dess användning men har låtit utföra en jämförelse mellan de två standarderna. Frågan bör besvaras av Boverket.

Cisterner är byggnadsverk enligt plan- och bygglagen (2010:900), PBL. Det betyder att samhället ställer krav på bland annat cisterners bärförmåga (se 8 kap. 4 § i PBL). Boverkets författningssamling, BFS 2011:10, Boverkets föreskrifter och allmänna råd om tillämpning av europeiska konstruktionsstandarder (eurokoder), EKS, är tillämpningsföreskrifter till PBL. Tillämpningsområdet för EKS är byggnadsverk där brister i byggnadsverkens bärförmåga, stadga och beständighet kan förorsaka risk för oproportionerligt stora skador. Boverkets uppfattning är därför att kraven i EKS omfattar cisterners bärförmåga.

I BFS 2011:10 med ändringar t.o.m. BFS 2013:10, EKS 9, som trädde ikraft den 1 juli 2013, med övergångsbestämmelser till den 1 juli 2014, har Sverige (Boverket) införlivat SS-EN 1993-4-2 genom nationella val. Det innebär att efter övergångsperiodens slut är det SS-EN 1993-4-2, tillsammans med EKS och andra tillämpliga eurokoddelar, man har att följa vid dimensionering av cisterners bärförmåga om man inte visar att någon annan beräkningsmodell ger minst samma säkerhet mot brott.

Boverket har låtit utreda standarden, SS-EN 14015:2005. Utredningen visar att jämfört med de förenklade metoder som ges i eurokoderna är säkerheten mot brott väsentligt lägre om man dimensionerar cisterner enligt SS-EN 14015:2005. En analys av en numerisk beräkningsmodell (FE) visar att SS-EN 14015 inte heller jämfört med denna modell alltid kan förväntas ge resultat på säker sida, jämfört med kraven i EKS 9. Det är därför inte möjligt att utan ytterligare analyser avgöra när SS-EN 14015:2005 kan användas i stället för EKS 9 och eurokoderna.

Det går dock fortfarande bra att använda SS-EN 14015:2005 om man kan visa att kraven på bärförmåga enligt EKS 9 och eurokoderna uppfylls i det enskilda fallet. Man kan däremot inte generellt säga att SS-EN 14015:2005 alltid uppfyller kraven i EKS 9.

Även innan Sverige gjorde nationella val till SS-EN 1993-4-2 gällde kraven i PBL och i princip också kraven i EKS (och innan EKS motsvarande krav i Boverkets konstruktionsregler, BKR). Det fanns dock ingen realistisk möjlighet att jämföra olika säkerhetsnivåer hos beräkningsmodeller för cisterner s bärförmåga innan Sverige gjorde nationella val till SS-EN 1993-4-2.

 

SS-EN 1993-1-1 och SS-EN 1995-1-1 Stålförstärkta träbalkar

Fråga: För att beräkna (i mitt fall stålförstärkta träbalkar) m.h.t. kapitel 6.3.3 och ekvation 6.31 i SS-EN 1995-1-1 ska σ krit beräknas m.h.t. 5 % fraktiler för styvhetsvärden. Dock anges endast stålets styvhetsvärden i medelvärden.

Hur ska man handskas med denna problematik? Om standardavikelsen anges kan jag på egen hand räkna 5 % fraktilen vid normalfördelning, dock anges detta inte i SS-EN 1993. Går det att få reda på standardavikelsen för stålets E modul och G-modul eller helst 5 % fraktilen för dessa parametrar.

Svar: Frågan hur man ska göra med konstruktioner av blandade material behandlas inte i Eurokoderna utom i SS-EN 1994 som behandlar samverkan mellan stål och betong. En rimlig tolkning är att använda reglerna för det dominerande materialet. Här är det då fråga om att bedöma vilket av materialen som bidrar mest till den aktuella bärförmågan, vilket fordrar en viss insikt.

Om det är trä som bidrar mest så utgår man från SS-EN 1955-1-1 men den behandlar endast trä. För stålet bör man använda SS-EN 1933-1-1och dess definitioner av materialegenskaper som inte är definierade som fraktilvärden. Stålet räknas om till en ekvivalent träarea med faktornEstål/Eträ. E-modulen för stål varierar så lite att man alltid använder 210 GPa och det kan göras även i detta fall. När det gäller hållfastheten hos stål är de karakteristiska värdena ungefär 1 percentiler men använd dem i alla fall.

 

SS-EN 1993-1-1 Momentdiagram och C1-faktor

Fråga: Jag arbetar med en implementation av stabilitetskontrollen 6.3.3 (4) metod 1 och är nästan klar men har en fråga om en tvetydlighet i dokumentet.

Tabell A.1 (forts.) beskriver hur C1-faktorn kontrolleras mot λ0 och då sätter Cmy, Cmz samt CmLT. Frågan är från vilket moment jag får C1-faktorn. En balk har två momentdiagram och det framgår inte från vilket jag räknar ut C1. En tanke jag haft var att jag måste ha två C1 eftersom jag har två momentdiagram (Y och Z), men eftersom C1 används för att modifiera både Cmy och Cmz faller den tanken, vilket leder till tvetydlighet om hur jag ska göra här.

Från vilket momentdiagram får jag C1? Y eller Z eller båda, och hur används dessa i kontrollen med λ0 i Tabell A.1 (forts.)?

Svar: Först bör noteras att C1 inte har definierats i bilaga A. Definitionen är att C1 är kvoten mellan kritiskt moment för det aktuella fallet och kritisk konstant moment för samma balk. C1 är alltså knuten till vippning av balken och det styrs av momentet i styva riktningen My. Det är alltså fördelningen av detta moment som ger C1. Här kan också tilläggas att detta följer av att balken inte kan vippa av böjning i veka riktningen.

SS-EN 1993-1-6 Spänningar i skalelement

Fråga: Vi försöker hitta stöd för hur man ska utvärdera spänningar i en FE-modell av en struktur bestående av balkar och plåtar. FE-modellen är byggd med skalelement. Tittar man i "EN 1993-1-6: Strength and Stability of Shell Structures" hittar man teorier och krav som beskriver hur man kan utvärdera spänningar i generella skal. Metoden liknar den för skal i "ASME III NF" men I standarden står att "EN 1993-1-6 gives basic design rules for plated steel structures that have the form of a shell of revolution.". Innebär det att normen ger designkrav för skal som har en radie?

Det står dock inte att det inte är tillåtet att applicera kraven på generella skal. Får denna del användas för att utvärdera skalmodeller generellt?

I SS-EN 1993-1-1 6.2.1 (5) ges ett von Mises flytvillkor som får användas för en kritisk punkt för att beräkna bärförmågan för tvärsnitt. Detta krav går att applicera på spänningar från en FE-beräkning med skalelement.

SS-EN 1993 är mycket otydlig beträffande linjär numerisk analys. Den hänvisar till SS-EN 1993-1-5 som har ett appendix C som heter "Analys med Finita Element-metoder", men den är inte speciellt grundlig och verkar inte tillåta linjärelastisk analys, vilket talar emot SS-EN 1993-1-1 och SS-EN 1993-1-6.

Svar: Reglerna i SS-EN 1993-1-6 bör om man så vill ses som tillämpliga även på plana element som ett specialfall av skal med mycket stor krökningsradie. Reglerna i bilaga C i SS-EN 1993-1-5 är skrivna för att beräkna en bärförmåga som kan användas vid dimensionering och som inkluderar att plastiska deformationer och instabilitet beaktas. Om en linjärelastisk analys ska användas förutsätts att instabilitet är utesluten eller beaktas på annat sätt.

Boverket har påpekat att CEN bör förtydliga vilka villkor som gäller för bedömning av resultat från FE-beräkningar eller andra typer numeriska beräkningar. Det är en sak att använda stång-, lin- och balkelement, men när man börjar attanvända solidmodeller måste det finnas någon forma av brottkriterium. Om brott antas uppkomma när en nod når flytspänningen har man inte så stor nytta av att göra mer avancerade numeriska modeller.

Eurokoderna och EKS tillåter att mer avancerade modeller används. Att eurokoderna inte innehåller mer information om kriterier för brott i detta sammanhang är en brist. Den som i slutänden avgör om verifieringen av bärförmågan är tillräcklig eller inte är byggnadsnämnden i den kommun där byggnadsverket uppförs.

 

SS-EN 1993 CE-märkning av byggnadskonstruktioner och mekanisk konstruktioner

Fråga: Jag jobbar som konstruktör åt ett företag som profilerat sig mot maskinteknik och tung industri och hamnar därför i gränslandet mellan maskin och byggnad och min fråga gäller främst gångplan.

Kan gångplanet dimensioneras mot maskindirektivet eller skall det konstrueras med eurokoderna?

Maskindirektivet säger följande:"Maskindirektivet anger vilka grundläggande hälso- och säkerhetskrav som gäller för alla maskiner som släpps ut på marknaden inom EU. Utifrån direktivets krav ska CE- märkning göras av de maskiner som släpps på den europeiska marknaden"

Är det någon skillnad då CE-märkning måste göras i både maskindirektivet och eurokoderna? Det ligger på anläggningsägarens lott att se till att CE-märkningen utförs? Därmed så bör detta ingå i beställningen till konsulten vare sig det är en byggnadskonstruktion eller mekanisk konstruktion? Krävs det något certifikat att man som konstruktör är behörig eller är certifieringen endast för de tillverkande verkstäderna?

Stålbyggnadsinstitutet meddelar följande:"Från 1 juli 2014 kommer i praktiken CE-märkning att vara obligatoriskt för alla bärverksdelar i stål som levereras till en byggarbetsplats i Sverige. Den som ansvarar för CE-märkningen måste ha ett certifikat i enlighet med SS-EN 1090-1."

Min egen slutsats är att tillverkas ett gångplan enligt maskindirektivet eller eurokoderna så skall CE-märkning göras i båda fallen. Antingen som maskin eller som byggnadsverk.

Stämmer detta? Eller SKALL den konstrueras som ett byggnadsverk och således skall eurokoderna användas?

Om ett gångplan kan tillverkas efter maskindirektivet så borde detta bli billigare då ingen certifiering krävs på verkstaden? stämmer detta?

Behöver vi konstruktörer någon certifiering för att beräkna enligt eurokoderna?

Finns det några exempel på konstruktioner som faller under maskindirektivet som är snarlika ett byggnadsverk?

Svar: Gränsdragning för vad som ska CE-märkas mot SS-EN 1090-1 är svår och jag har inga säkra svar. Angående ett gångplan i/på/vid en maskin tror jag att anmärkningen i omfattningen (scopet) i SS-EN 1090-1 är tillämplig. Det vill säga det finns en annan standard (SS-EN ISO 14122-2:2001) som står över SS-EN 1090-1.

Anmärkning i avsnitt 1 i SS-EN 1090-1:

NOTE For certain steel and aluminium components, particular specifications for performance and other requirements have been developed. The particular specifications may be issued as an EN or as Clauses within an EN. An example is given in EN 13084-7 for single wall steel chimneys and steel liners. Such particular specifications will take precedence in case of non-compliance with the requirements of this European Standard.

Omfattning (Scope) SS-EN ISO 14122-2:2001:

1 Scope

EN ISO 14122 defines the general requirements for safe access to machines mentioned in EN 292-2. Part 1 of EN ISO 14122 gives advice about the correct choice of access means when the necessary access to the machine is not possible directly from the ground level or from a floor. This part of EN ISO 14122 applies to all machinery (stationary and mobile) where fixed means of access are necessary. This part of EN ISO 14122 applies to working platforms and walkways which are a part of a machine. This part of EN ISO 14122 may also apply to working platforms and walkways to that part of the building where the machine is installed, providing the main function of that part of the building is to provide a means of access to the machine.

NOTE This part of EN ISO 14122 may be used also for means of access which are outside the scope of this standard. In those cases the possible relevant national or other regulations should be taken into account. This part of EN ISO 14122 applies also to working platforms and walkways specific to the machine which are not permanently fixed to the machine and which may be removed or moved to the side for some operations of the machine (e.g. changing tools in a large press). This part of EN ISO 14122 does not apply to lifts, to moveable elevating platforms or other devices specially designed to lift persons between two levels.

 

EN 1993-1-1 Stabilitetskontroll

Fråga: Jag arbetar med en implementation av stabilitetskontrollen 6.3.3 (4) metod 1 och är nästan klar men har en fråga om en tvetydlighet i dokumentet. Tabell A.1 (forts.) beskriver hurC₁-faktorn kontrolleras motλ₀och då sätterC_my,C_mzsamtC_mLT. Frågan är från vilket moment jag får C₁-faktorn. En balk har två momentdiagram och det framgår inte från vilket jag räknar utC₁. En tanke jag haft var att jag måste ha tvåC₁eftersom jag har två momentdiagram (Y och Z), men eftersom C₁används för att modifiera bådeC_myochC_mzfaller den tanken, vilket leder till tvetydlighet om hur jag ska göra här. Så: från vilket momentdiagram får jagC₁? Y eller Z eller båda, och hur används dessa i kontrollen medλ₀i tabell A.1 (forts.)?

Svar: Först bör noteras attC₁inte har definierats i bilaga A. Definitionen är attC₁är kvoten mellan kritiskt moment för det aktuella fallet och kritisk konstant moment för samma balk.C₁är alltså knuten till vippning av balken och det styrs av momentet i styva riktningenM_y. Det är alltså fördelningen av detta moment som gerC₁. Här kan också tilläggas att detta följer av att balken inte kan vippa av böjning i veka riktningen.

 

SS-EN 1993-1-1 Märkning av lyftöra

Fråga: Krävs det någon form av märkning/kodning på lyftöra, vars enda syfte är att fungera som lyftpunkt vid transport och hantering av ett ämne. I detta fall är ämnet ett stålrör med totalvikt av 34 ton?

Svar: Något krav på sådan märkning finns inte i SS-EN 1993 eller SS-EN 1090. Lyftöron av stål för engångsändamål bör dimensioneras enligt SS-EN 1993 ned beaktande av dynamiskt tillskott. En vägledning om dynamiskt lyfttillskott kan fås från SS-EN 1991-3.

 

SS-EN 1993-1-6 Utvärdering av spänningar i FE-modell

Fråga: Vi försöker hitta stöd för hur man ska utvärdera spänningar i en FE-modell av en struktur bestående av balkar och plåtar. FE-modellen är byggd med skalelement. Tittar man i SS-EN 1993-1-6 "Strength and Stability of Shell Structures” hittar man teorier och krav som, om än tämligen otydligt, beskriver hur man kan utvärdera spänningar i generella skal. Metoden liknar den för skal i ASME III NF, men i avsnitt 1 (Scope) står det:

”EN 1993-1-6 gives basic design rules for plated steel structures that have the form of a shell of revolution.”.

Alltså att normen ger designkrav för skal som har en radie? Det står å andra sidan inte att det inte är tillåtet att applicera kraven på generella skal. Får denna del användas för att utvärdera skalmodeller generellt?

I SS-EN 1993-1-1 avsnitt 6.2.1 (5) ges ett von Mises flytvillkor som får användas för en kritisk punkt för att beräkna bärförmågan för tvärsnitt. Detta krav går ju att applicera på spänningar från en FE-beräkning med skalelement. SS-EN 1993 är mycket otydlig beträffande linjär numerisk analys. Den hänvisar till SS-EN 1993-1-5 som har ett appendix C som heter ”Analys med Finita Element-metoder”, men den är inte speciellt grundlig och verkar inte tillåta linjärelastisk analys, vilket talar emot SS-EN 1993-1-1 och SS-EN 1993-1-6.

Svar: Reglerna i SS-EN 1993-1-6 bör om man så vill ses som tillämpliga även på plana element som ett specialfall av skal med mycket stor krökningsradie. Reglerna i bilaga C i SS-EN 1993-1-5 är skrivna för att beräkna en bärförmåga som kan användas vid dimensionering och som inkluderar att plastiska deformationer och instabilitet beaktas. Om en linjärelastisk analys ska användas förutsätts att instabilitet är utesluten eller beaktas på annat sätt.

Boverket har påpekat att CEN bör förtydliga vilka villkor som gäller för bedömning av resultat från FE-beräkningar eller andra typer numeriska beräkningar. Det är en sak att använda stång-, lin- och balkelement, men när man börjar använda solidmodeller måste det finnas någon forma av brottkriterium. Om brott antas uppkomma när en nod når flytspänningen har man inte så stor nytta av att göra mer avancerade numeriska modeller.

Eurokoderna och EKS tillåter att mer avancerade modeller används. Att eurokoderna inte innehåller mer information om kriterier för brott i detta sammanhang är en brist. Den som i slutänden avgör om verifieringen av bärförmågan är tillräcklig eller inte är byggnadsnämnden i den kommun där byggnadsverket uppförs.

 

SS-EN 1993-1-8 Beräkning av grundskruv med hänsyn till skjuvning avsnitt 6.2.2.

Fråga 1: Enligt SS-EN 1993-1-8, avsnitt 6.2.2(7) (och SS-EN 1993-1-8:2005/AC:2009) ska den dimensionerande bärförmågan med hänsyn till skjuvning för en grundskruv vara det minsta av:

 

Enligt tabell 3.4 i SS-EN 1993-1-8 så kan värdet för anta värdet 0,5 eller 0,6. Detta betyder att följande alltid gäller:

 α_v > α_bc

Det vill säga att F_2,vb,Rd alltid är dimensionerande. Är detta en korrekt tolkning av SS-EN 1993-1-8, avsnitt 6.2.2(7)?

 

Fråga 2: Enligt ett dokument skrivet av prof. J.W.B Stark vid universitetet i Delft, Nederländerna, så är dimensioneringsmetoden i SS-EN 1993-1-8 för grundskruvar baserat på försök vid universitetet i Delft. I det bifogade dokumentet finns en bild (fig. 10 i dokumentet) på ett försök med undergjuten fotplatta och grundskruvar. Stark hävdar att grundskruvarna inte endast undergår ren skjuvning utan också böjning. Denna böjning i grundskruvarna bör enligt mitt förmenande ha ett samband med undergjutningens tjocklek. Om undergjutning inte existerade utan fotplattan låt dikt an mot betongplattan så skulle man kunna anta att brottet i grundskruvarna skulle bli mer av ett rent skjuvbrott. Emellertid kommer aldrig undergjutningens tjocklek in i ekvationen för F_2,vb,Rd . Borde inte värdet för i någon form återspegla undergjutningens tjocklek?

Svar: Svaret på Fråga 1 är ja, det är rätt tolkat. Varför man har gett båda formlerna när den andra alltid är avgörande måste bero på något förbiseende. Man kan tillägga att den andra ekvationen inte innehåller alla parametrar som kan förväntas ha betydelse. En grundskruv utsatt för tvärkraft fungerar på ett liknande sätt som en svetsbult. Den utsätts för en kombination av skjuvning, böjning och dragning. Det återspeglas i reglerna för svetsbultar men inte i den för grundskruvar. Huruvida undergjutningens tjocklek ska vara med eller inte beror antagligen av flera faktorer som hållfasthet och vidhäftning mot betongen. Även utan undergjutning blir det ett likartat brott med böjning av skruven och krossning av betongen. Det finns utrymme för att förbättra reglerna men det här är inte rätt forum för att diskutera detta.

 

SS-EN 1993-1-8 Stånginfästning

Fråga: Jag håller på med en stånginfästning där ramstången är en HSQ-balk med bredden 200 mm och livstången en CHS-profil medd=194 mm. Har förstått att kvoten beta (b_i/b₀) ska vara inom intervallet [0,4;0,8] när livstången är cirkulär. Då funkar det inte med mitt val av profiler utan jag måste välja en bredare ramstång (alt. gå ner i diameter på livstången). Jag funderar på varför det är så? Känns ju som att det borde vara bra att bredden på livstång och ramstång är nära varandra även om en profil är cirkulär.

Svar: De begränsningar du nämner ges i tabell 7.8. Reglerna för knutpunkter är empiriska och en tänkbar anledning till dem är att försöksunderlag saknas. Ett alternativ till ett mindre runt rör är att välja ett fyrkantrör som diagonal för vilket enda begränsningen är att b_i/b₀gt; 0,35.

 

SS-EN 1993-1-8 Dimensionering av fot- och topplåt

Fråga: Är det första eller andra delen av ekvationen (6.63) från SS-EN-1992-1-1, avsnitt 6.7, man ska använda när man räknar ut  f_jd  i EN-1993-1-8 avsnitt 6.2.5? Då  f_jd  behövs för att räkna ut b_eff  och l_eff  kan man bara använda den andra delen av ekvationen, stämmer det?

Svar: Båda delarna av ekvationen måste beaktas; den högra delen ger en övre gräns för bärförmågan vid given area , eller en undre gräns för den area som behövs för given bärförmåga. Nödvändig area med hänsyn till präglingstryck i betongen kan erhållas genom kombination av olika ekvationer:

där A_c1är fördelningsarea enligt SS-EN 1992-1-1 avsnitt 6.7.

 

SS-EN 1993-1-8 Tryckbelastad ekvivalent T-stycke

Fråga: Jag har en fråga gällande avsnitt 6.25 tryckbelastat ekvivalent T-stycke. I ekvation (6.6) så räknas knutpunktens dimensionerande hållfasthet för kontakttryck ut.&  f_jd = β_jk_jf_cd  I ekvationen används en materialkoefficient βj. Enligt SS-EN 1993-1-8:2005 så kan denna sättas till 2/3 förutsatt att vissa villkor uppfylls. Finns det alternativ till detta eller måste man uppfylla villkoren och sätta βj till 2/3?

Svar: Reglerna är allmänna råd. Det betyder att de är ett sätt att uppfylla kraven i föreskrifterna. Inget hindrar att man väljer andra sätt men då måste man själv visa att metoden uppfyller kraven i föreskrifterna.

 

SS-EN 1993-1-8 Avsnitt 4.3.3 (1)

Fråga: "Fillet welds all round, comprising fillet welds in holes and elongated holes, may be used only to transmit shear or to prevent buckling or separation of lapped parts."

De som avses med "fillet welds all round (f_war)" i avsnitt 4.3.3 (1) verkar för mig vara en mycket avgränsat mängd av de svetsar som markeras med svets-runtom-symbolen på ritningar, se t ex SS-ISO 2553 7.1. Paragrafen verkar som den kan handla om yt- och överlappsförband. Stämmer min tanke eller är det så att det som avses med (f_war)" i avsnitt 4.3.3 (1) är detsamma som avses med svets-runtom-symbolen?

Svar: Ja, avsnittet handlar om svetsar i hål. Naturligtvis finns det många andra tillämpningar av svets runtom och det aktuella stycket gäller inte för dessa. Svetsymbolen för svets runtom kan användas för många andra fall. Frågan om att dra svetsar runt hörn kan besvaras så att det är vanligast att det ges i de allmänna föreskrifterna. Om det endast är ett fåtal ställen där det är aktuellt kan man göra det med svetssymboler.

 

SS-EN 1993-1-9 – Normal- och skjuvspänning

Fråga: I Bilaga A (A.5) anges hur skadan ska beräknas utifrån normalspänningar. Vad gäller om jag har både normal- och skjuvspänningar? SkaD_d_normalspänning <=1 ochD_d_skjuvspänning <=1 samtD_d_normalspänning +D_d_skjuvspänning <= 1?

Svar: Stycke A.5 avser att hantera varierande spänningskollektiv och regeln kan användas för såväl normalspänningar som skjuvspänningar. Om båda förekommer samtidigt blir det lite krångligare. Det finns en regel SS-EN 1993-1-9 8(3) som anger hur utmattning av samtidigt verkande normal- och skjuvspänningar ska hanteras. I denna formel är utmattningshållfastheter angivna för 2x106 cykler, se 7.1(2). För att det ska fungera måste spänningsvidderna av den aktuella lasten räknas om till ekvivalenta värden för 2x106 cykler d.v.s. så att den ekvivalenta lasten ger samma utmattningseffektmed som den verkliga lasten, se A.5 (2).

 

SS-EN 1993-1-8 – Avsnitt 1-8 tabell 3.2

Fråga: The question is regarding pretension bolted connections in tension, i.e. connection category E, ref SS--EN 1993 part 1-8 table 3.2. When calculating the bolt design force for a pretension connection, F_t,Ed, shall it be calculated as option 1, 2 or 3 below?

1) F_t,Ed= Pretension in bolt + part of external load transferred through the bolt.

2) F_t,Ed= Only part of external load transferred through the bolt. (No pretension force included).

3) F_t,Ed= Full external load. (Not considering that only a part of the applied external loads goes through the bolts and no pretension force included).

By “part of external load transferred through the bolt”, it is meant the part of the external load that is not transferred through the connection as decrease in compression between the bolted steel plates/flanges. This part of the external load is according to various references often around 10-20% of the total applied external load.

Svar: Option 3 shall be used. Before that the bolt breaks the compression between the connected plates has vanished and the bolt carries the full external load.

 

SS-EN 1993-1-6 – Utvärdering av spänningar

Fråga: Vi försöker hitta stöd för hur man ska utvärdera spänningar i en struktur bestående av balkar och plåtar. FE-modellen är byggd med skalelement.

Tittar man i “EN 1993-1-6: Strength and Stability of Shell Structures” hittar man teorier och krav som, om än tämligen otydligt, beskriver hur man kan utvärdera spänningar i generella skal. Metoden liknar den för skal i ASME III NF. Men i avsnitt 1 står det: ” 1.EN 1993-1-6 gives basic design rules for plated steel structures that have the form of a shell of revolution.”.

Alltså att normen ger designkrav för skal som har en radie. Det står å andra sidan inte att det inte är tillåtet att applicera kraven på generella skal. Får denna del användas för att utvärdera skalmodeller generellt?

I EN 1993-1-1 6.2.1 (5) ges ett von Mises flytvillkor som får användas för en kritisk punkt för att beräkna bärförmågan för tvärsnitt. Detta krav går ju att applicera på spänningar från en FE-beräkning med skalelement.

SS-EN 1993 är mycket otydlig beträffande linjär numerisk analys. Den hänvisar till 1993-1-5 som har ett appendix C som heter ”Analys med Finita Element-metoder”, men den är inte speciellt grundlig och verkar inte tillåta linjärelastisk analys, vilket talar emot 1993-1-1 och 1993-1-6.

Har ni möjlighet att hjälpa att besvara dessa frågor och funderingar eller vet ni vart man kan vända sig?

Svar: Det är rimligt att tolka skrivningen i SS-EN 1993-1-6 så att ett plant element är ett gränsfall av ett rotationssymmetriskt skal och att standarden kan användas.

Reglerna om FEM i SS-EN 1993-1-5 är avsedda att användas där buckling av plana plåtar har inverkan på bärförmågan. Om man med linjär numerisk analys menar att den inte innefattar beaktande av instabilitet i form av t ex buckling annat än som att man räknar fram en kritisk last så måste bärförmågan vid instabilitet beaktas på annat sätt. Bärförmågan kan vara så väl högre som lägre än den kritiska lasten. Den kritiska lasten kan användas för att beräkna en slankhetsparameter som sedan används för att beräkna en reduktionsfaktor för den plastiska bärförmågan. Det finns dock många sådana i SS-EN 1993 och gäller att välja rätt med hänsyn till instabilitetens karaktär.

 

SS-EN 1993-1-1 - Svetsklass

Fråga: Jag vet inte hur jag skall tolka vilken svetsklass man ska räknar på i SS-EN 1993-1-1 (Design of steel structures) och hittar ingen faktor som tar hänsyn till detta. Vilken svetsklass skall jag anta att jag räknar mot? Svetsklass C tillåter undermått på en viss del av svetsen enligt SS-EN ISO 5817.

Svar: Enligt SS-EN 1993-1-8 är den statiska bärförmågan för en svets inte beroende av svetsklassen men det förutsätts att svetsen uppfyller vissa minimikrav enligt SS-EN 1090-2. När det gäller utmattningshållfasthet ger SS-EN 1993-1-9 i många fall krav på svetsens geometri som förutsättningar för den aktuella utmattningshållfastheten.

 

SS-EN 1993-2 – Utmattning stålbroar

Fråga: Har en fråga om SS-EN 1993-2 9.5.2 (1), utmattning stålbroar, "skadeekvivalentfaktorn lambda för vägbroar upp till 80 m spännvidd bör tas som"

Detta kan man tolka som att lambda-metoden inte får tillämpas för broar med spännvidd > 80 m. I figur 9.5 redovisasλ₁-värden för spännviddL(m) upp till 80 m. Under punkt (2) anges:

"Vid bestämning avλ₁får den kritiska längden av influenslinjen sättas enligt följande:"

Det är alltså den längd som ligger till grund för beräkning avλ₁och som anges i figur 9.5, benämnd "SpännviddL(m)". Därefter följer ett flertal olika typfall där det beskrivs hur den kritiska längden bestäms. Här anges t.ex. för fritt upplagda broar och kontinuerliga broars fältområde attLskall sättas till spännvidden. I dessa fall sammanfaller alltså "den kritiska längden av influenslinjen" och det som normalt benämns spännvidd på en bro.

Längre ner i listan finns även bågbroar och här anges följande:

Båge:den kritiska längden av influenslinjen = Bågens halva spännvidd

Hängare: den kritiska längden av influenslinjen = Hängarens dubbla längd

Om man nu har en båge med spännvidden 100 m så blir den kritiska längden av influenslinjen = 50 m och ligger därmed under 80 m gränsen i figur 9.5. Likadant resonemang för hängare, tvärbalkar etc. D.v.s. man kan ha fallet där en bro (bågbro) har en spännvidd >80 m men där båge och övriga komponenter har en kritisk längd på influenslinjen < 80 m.

Undrar om skrivningen i (1) en felformulering och ska det stå "skadeekvivalentfaktorn lambda för vägbroar med den kritiska längden av influenslinjen upp till 80 m bör tas som"?

Att det står "spännvidd" av misstag skulle kunna bero på attLnormalt sammanfaller med brons spännvidd. Alltså att det är godkänt att använda lambda-metoden för vägbroar med spännvidd över 80 m så länge somLdefinierat i SS-EN 1993-2 9.5.2(2) kortare än 80 m?

Svar: Kalibreringen av lambdavärden gjordes 1995 och grundade sig på Monte Carlo simuleringar och WIM data (George Merzenich och Gerhard Sedlacek, Hintergrundbericht zum Eurocode 1- Teil 3.2: Verkehrslasten auf Straβenbrücken). För dessa kalibreringar användes balkmodeller för parameterstudier. För dessa balkmodeller, som var fritt upplagda eller kontinuerliga lika långa spann, varierades en rad parametrar bland dem spännvidden för att få fram lambdavärdet. Det alltså inte ett misstag att det är spännvidden som står angiven. Metoden bör inte användas utanför de gränser som står angivna utan vidare studier eller kalibrering.

 

SS-EN 1993-1-8 – Dimensionering av kälsvetsar och godstjocklek

Fråga: I avsnitt 4 "Svetsförband" i SS-EN 1993-1-8, står det att reglerna gäller om godstjockleken är minst 4 mm.

1. Vad är anledningen till detta?

2. Varför skulle man inte kunna använda komposantmetoden eller den förenklade metoden för att dimensionera kälsvetsar om godstjockleken är mindre än 4 mm? (Jag tänker både på dragbelastade kälsvetsar och överlappssvetsar)

Svar: Det är svårt att ge ett rakt svar på dessa frågor men det handlar sannolikt om författarnas bedömning av regelverkets giltighetsområde med hänsyn till det empiriska underlaget som är tillgängligt. För giltighetsområdet för SS-EN 1993-1-1 anges t ex 3 mm och varför man har valt 4 mm för svetsning enligt EN 1993-1-8 kan tyckas lite märkligt. Troligen är det fråga om olika bedömningar av möjligheten att få ett acceptabelt resultat med vanliga svetsmetoder och till viss del tillämpligheten av andra dimensioneringsmetoder. Vidare kan noteras att SS-EN 1993-1-3 ger regler för andra svetsmetoder avsedda för tunt gods.

Det kan också tilläggas att gränser av detta slag endast anger giltighetsområdet för regelverket. Det är inte förbjudet att göra något annat men man får då själv ta ansvar för resultatet.

 

SS-EN 1993-1-8 – Tabell 3.10

Fråga:Varför beräknas inte roten ur summan för uttryck för utvärdering av sprint/tapp/bult enl. tabell 3.10. (kombinerad skjuv- och böjningkapacitet). Utnyttjandegrad för respektive last kan bli högre än för det kombinerade fallet med ovanstående kombination. Finns det någon härledning som förklarar?

Svar: Man kunde ha dragit roten ur uttrycket men det ändrar inte att gränsen passeras. Inte heller att om en term är 1 så är den andra tvungen att vara 0 för att uppfylla kriteriet. Någon härledning är inte bekant. Om det är utnyttjandet som man är ute efter så bör man ta roten ur uttrycket.

Publicerad 2016-09-26

 

SS-EN 1993-1 – Nationella val för deformation i vägg

Fråga: För SS-EN 1993-1-1 7.2.1(1) finns det ett nationellt val både i EKS9/EKS10 som säger att deformationen i väggar max får vara 1/200. Detta stycke handlar ju om vertikala deformationer.

För mig känns det som EKS9/EK10 har förväxlat nationella valen angående horisontella och vertikala deformationer. Det finns väl knappast någon som anger vertikala deformationer på vägg och horisontella för tak.

Är det korrekt att vertikala deformationer skall gäller för tak och horisontella för väggar?

Svar: Här har det uppenbarligen blivit fel. Det som avses är för tunnplåtskonstruktioner en begränsning av vertikal deformation för tak och horisontal deformation för väggar.

Publicerad 2016-09-26

 

SS-EN 1993-1-8 -b_i/b_j

Fråga: Jag har en fråga om villkoret b_i/b_j < = 0,75 i tabell 7.8, 1993-1-8. Index i avser överlappande stång och index j överlappad stång. Uttrycken i SS-EN 1993-1-8 antar jag är hämtade från Wardeniers bok Hollow Section Joints. I den boken anges dock villkoret b_i/b_(ov) > = 0.75 där b_(ov) är överlappad stång, tvärtom mot vad som anges i SS-EN 1993-1-8. Uttrycket enligt Wardenier är det som känns rimligast – att bredden på den överlappande stången skall vara minst 75 % av den överlappade stången. Man bör även lägga till villkoret att bi inte ska vara större än b_j dvs 0.75<=b_i/b_jj<=1.

SS-EN 1993-1-8 anger en maxbredd på stångiförhållande till stångjoch låter inte rimligt.

Ovanstående bygger på att jag gjort rätt tolkning av överlappande och överlappad stång med tillhörande index.

Svar: I såväl det engelska originalet som den svenska översättningen står det i tabell 7.8.

Publicerad 2016-10-24

SS-EN 1993-1-8 Förstärkningsplåtar

Fråga: Min fråga gäller förstärkningsplåtar som beskrivs i avsnitt 6.2.4.3, med avsikt att stärka böjbelastad pelarfläns (visad i figur 6.3). Kan dessa plåtar ligga lösa i skruvförbandet eller skall dessa svetsas fast i flänsen? Finns några krav på detta med avseende på beräkningen i sig. Figuren visar inga svetsar och mitt antagande är att detta inte har någon påverkan.

Svar: I formeln i tabell 6.2 ingår fyra ggr flänsens momentbärförmåga men två ggr förstärkningsplåtens. Detta tyder på att flänsen räknas som kontinuerlig men plåten inte kontinuerlig och att de inte samverkar. Detta betyder att plåten inte behöver vara svetsad.

Publicerad 2017-10-19

Till toppen av sidan