3.6 Stålets miljö och ekonomipåverkan
3.6.1 Kostnader
Pris på höghållfast stål kan inte bestämmas exakt med tanke på att det inte är vanligt
förekommande på marknaden, men ett alternativ metod är prisuppskattning i form av pris per
Figur 29. Friends Arena nyttjade högre hållfast stål vid dimensionering av takets fackverkskonstruktioner. Från Sperle (2016). Återgiven med tillstånd.
38
kilogram. Priset kan delas in i olika delar: materialkostnader, blästring, sågning, svetsning, målning, och faktorer som påverkar prissättning är många bland annat profilers tillverknings- metoder. Det som gör att ju högre hållfasthet desto dyrare är mestadels formningen av profilerna (Zavalis & lagerstedt, 2013).
39
4
AKTUELL STUDIE
I detta kapitel redogörs hur arbetets intervjuer och beräkningar har genomförts, och bakom- liggande resonemang för dessa.
4.1
Utförda intervjuer
De genomförda intervjuerna redovisas fullständigt i Bilaga 1. Frågeställningarna framförs i tabellen nedan. I slutet av varje intervju har det sammanställts en översikt för hur konstruktören i fråga ser på ämnet i helhet.
Tabell 1. Frågeställningar till utförda intervjuer, med motiv bakom frågorna i sig.
Frågeställningar Vad frågeställningen förväntas ge
Hur länge har du arbetat som konstruktör? Detta ger en relativt god insyn över hur mycket erfarenheter konstruktören i fråga har, vilket i sin tur ökar förtroendet.
Ser du en förändring inom byggbranschen när det gäller andelen av stål med högre håll- fasthet under de senaste åren?
Frågeställningen ger en praktisk anknytning för hur yrkesverksamma konstruktörer upp- lever situationen i sig.
Vad krävs det från stålproducenterna och/eller beräkningssidan för att göra hög- hållfast stål mer aktuellt?
För att ge en jämförelse över vad, och vilka, som behöver prioriteras för studiens ända- mål.
Har branschen tillräckligt goda kunskaper när det gäller insatsen av höghållfast stål?
Konkret frågeställning angående den nu- varande kunskapsnivån för branschen i sig.
Använder du dig av hållfasthet över 355 MPa? Om inte, förklara gärna varför.
För att ge en praktisk bild över hur en konstruktör arbetar med höghållfast stål.
Ser du någon utmaning med att använda höghållfast stål? Fördelar och nackdelar?
Detta ger en konkret bild över vad faktiska konstruktörer ser för problem med höghåll- fast stål, och vad som bör prioriteras.
Höghållfast stål innebär slankare tvärsnitt, som leder till slankhetsproblem (buckling & nedböjning). Vilka användningsområden tror du är lämpligt för höghållfast stål?
Frågeställningen syftar till att ge en bild över vad höghållfast stål har för vederbörliga användningsområden som det ser ut i dag.
Svetsning är ett problem vid kallformade, höghållfasta stålprofiler. Vad ser du för lösningar till detta? Mer utbildning av korrekt svetsning för dessa ändamål? Undvika svetsning på byggarbetsplats, alltså mer i verkstad?
Då svetsning av höghållfast stål är ett av de större problemområden som finns, är det högaktuellt att ta reda på hur konstruktörer anser att problemet kan angripas.
40
4.2
Beräkningsgenomgång
Kontroller för beräkningar i höghållfast stål har utförts enligt handbok SSAB High Strength Structural Hollow Sections (2017), och för beräkningar i S355 har dessa utförts enligt Byggkonstruktion regel- och formelsamling (2017), som är baserad på följande litteratur:
• Eurokod 0, 1, 2, 3 och 5
• Boverkets konstruktionsregler EKS10 • Handboken bygg
Först beräknades takplåtens egentyngd och lasterna påliggande statiska laster, såsom vind- och snölaster. Snölasten beräknas nedan via,
𝑆 = µ𝑖 ∗ 𝐶𝑒∗ 𝐶𝑡∗ 𝑆𝑘[𝑘𝑁 𝑚⁄ 2]
Där 𝐶𝑒& 𝐶𝑡 på grund av topografin och energiförluster antas vara 1,0. Snözonen är belägen i Västerås, och ger upphov till 2 kN/m2. Formfaktorn µ𝑖 för sadeltak och med 0 grader taklutning blir formfaktorn µ𝑖 = 0,8.
Därefter beräknas den karakteristiska vindlasten för taket, via nedanstående formel, med terrängtyp II, vindhastighet 24 meter per sekund, och 𝑐𝑝𝑒 = 10:
𝑤𝑒 = 𝑞𝑝(𝑧𝑒) ∙ 𝑐𝑝𝑒 = [𝑘𝑁 𝑚⁄ 2]
Sedan nyttjas lastkombinationer enbart med snölasten som dimensionerade variabel last, med snölasten fördelat över spännvidden 0,85 meter, och takets egentyngd. För att få fram den dimensionerade lasten 𝑞𝑑 beräknas via lastkombination 6.10a och 6.10b
6.10𝑎) 𝑞𝑑 = [𝛾𝑑(1,35 𝐺𝑘+ 1,5 𝜓0𝑄𝑘)] 6.10𝑏) 𝑞𝑑 = [𝛾𝑑(1,2 𝐺𝑘+ 1,5 𝑄𝑘)]
Där 𝛾𝑑 valdes lika med 1,0 för säkerhetsklass 3, 𝜓0 = 0,7, 𝐺𝑘är karakteristiska värde för takets egentyngd och 𝑄𝑘 är karakteristiskt värde för snölasten.
Kontroller har därefter utförts för beräkningar gällande stång 15 och 16, övre ramen (stång 1), en av pelarna, samt ett svetsförband. Kontrollerna har utförts för båda stålkvaliteter, där jämförelse sker i form av handberäkningar samt med hjälp av beräkningsverktyget Frame Analysis, och EKS 10. Bestämning av tvärsnittsklasser sker med hjälv av Byggkonstruktion regel- och formelsamling (2017) för både S355 och S700.
Strävorna som påverkas av enbart tryck kontrolleras enligt Tvärsnittsklass 1: 𝑐 𝑡⁄ ≤ 33 𝜀
41 Tvärsnittsklass 2: 𝑐 𝑡⁄ ≤ 38 𝜀
Strävorna som påverkas av tryck och böjning kontrolleras enligt nedan Tvärsnittsklass 1: För 𝛼 > 0,5 skall 𝑐 𝑡 ⁄ ≤ 396𝜀 13𝛼 − 1 Och för 𝛼 ≤ 0,5 skall 𝑐 𝑡 ⁄ ≤ 36𝜀 𝛼 Tvärsnittsklass 2: För 𝛼 > 0,5 skall 𝑐 𝑡 ⁄ ≤ 456𝜀 13𝛼 − 1 Och för 𝛼 ≤ 0,5 skall 𝑐 𝑡⁄ ≤41,5𝜀 𝛼
I detta fall är 𝛼 = 0,8, och 𝑐 och 𝑡 är olika för olika strävor. Dessa beräknas enligt Figur 8 och Figur 9.
4.2.1 Beräkningsgenomgång för stålkvalitet S355
4.2.1.1. Kontroll av Stång 16
Med lasterna färdigställda skall stång 16 dimensioneras för fackverket, stång 16 är av dimension KKR 80x80x3, och är en tryckt sträva, se Figur 86 i Bilaga 3. Lasterna som påverkar stången framställs vis av Frame Analysis.
För tryckta element i tvärsnittsklass 1–3 skall dimensionerade normalkraft 𝑁𝐸𝑑 i varje snitt uppfylla
𝑁𝑐,𝑅𝑑 ≥ 𝑁𝐸𝑑
42 𝑁𝑐,𝑅𝑑 =
𝑓𝑦 ∗ 𝐴 𝛾𝑀0
Bärförmåga vid knäckning för stänger i tvärsnittsklass 1–3 ges av
𝑁𝑏,𝑅𝑑 =𝜒𝑦∗ 𝑓𝑦 ∗ 𝐴 𝛾𝑀0 Kontroll av utnyttjandegrad utförs via
𝑁𝐸𝑑 𝜒𝑦∗ 𝑁𝑅𝑘 𝛾𝑀1 Där 𝜒𝑦 är 𝜒𝑦 = 1 𝜙 + √𝜙2− 𝜆̅2 Och 𝜙 är 𝜙 = 0,5(1 + 𝛼(𝜆̅ − 0,2) + 𝜆̅2) Baserat slankhetsparametern 𝜆̅ som beräknas enligt
𝜆̅ = 𝐿𝑐𝑟 𝑖 ∗ 𝜋∗ √
𝑓𝑦 𝐸
Stångens knäckningslängd blir alltså 𝐿𝑐𝑟 = 𝛽𝐿; 𝛽 = 1,0, ty stången är ledad i båda ändar. Tröghetsradien 𝑖 beräknas därefter enligt
𝑖 = √𝐼 𝐴
Böjknäckningen beräknas slutligen via nedanstående villkor. Se Figur 45 i Bilaga 3. 𝑁𝐸𝑑
𝜒𝑦∗ 𝑁𝑅𝑘 𝛾𝑀1
43 4.2.1.2. Kontroll av Stång 15
Stång 15 är av dimension KKR 50x50x4, se Figur 84 i Bilaga 3, och är en dragen sträva. Lasterna som påverkar stången är framställda via Frame Analysis.
För draget element skall den dimensionerade normalkraften 𝑁𝐸𝑑 i varje snitt uppfylla 𝑁𝑡,𝑅𝑑 ≥ 𝑁𝐸𝑑
Där dragkraftskapaciteten 𝑁𝑡,𝑅𝑑 räknas enligt
𝑁𝑡,𝑅𝑑 = 𝑓𝑦∗ 𝐴 𝛾𝑀0
4.2.1.3. Kontroll av Stång 1 (övre ramen)
Stång 1 är av dimension KKR180x180x6,3, se Bilaga 3 Figur 87, och är en tryckt sträva som påverkas av tryckkraft och böjmoment. Lasterna som påverkar övre ramen tas fram med hjälp av Frame Analysis. Stången är stagad i veka riktningen i takplan. Enligt EKS 10 bör stänger i tvärsnittsklasser 1–3 som påverkas av böjning och normalkraft uppfylla villkoren
𝑁𝐸𝑑 𝜒𝑦∗ 𝑁𝑅𝑘 𝛾𝑀 + 𝑘𝑦𝑦 𝑀𝐸𝑑 𝜒𝐿𝑇∗ 𝑀𝑦,𝑅𝑘 𝛾𝑀 ≤ 1,0
Där ingående värden utgörs av
• 𝑁𝐸𝑑 och 𝑀𝐸𝑑 maximala dimensionerande normalkraft och böjmoment som tas fram från programmet Frame analysis i detta tillfälle.
• 𝜒𝑦 reduktionsfaktor på grund av böjknäckning
• 𝜒𝐿𝑇 reduktionsfaktor på grund av vridknäckning och böjvridknäckning • 𝑘𝑦𝑦 interaktionsfaktor Där 𝜒𝑦 räknas enligt 𝜒𝑦 = 1 𝜙 + √𝜙2− 𝜆̅2 𝜙 framställs via 𝜙 = 0,5(1 + 𝛼(𝜆̅ − 0,2) + 𝜆̅2) Där slankhetsparametern 𝜆̅ beräknas enligt
44 𝜆̅ = 𝐿𝑐𝑟
𝑖 ∗ 𝜋∗ √ 𝑓𝑦
𝐸
Stångens knäckningslängd blir alltså 𝐿𝑐𝑟 = 𝛽𝐿; 𝛽 = 1,0, ty stången är ledad i båda ändar. Där tröghetsradien 𝑖 är
𝑖 = √𝐼 𝐴
Och tryckkraftskapaciteten 𝑁𝑐,𝑅𝑑 för tvärsnittsklass 1,2 och 3 ges av
𝑁𝑐,𝑅𝑑 =
𝑓𝑦 ∗ 𝐴 𝛾𝑀0
Där den dimensionerade momentkapaciteten för bruttotvärsnittet (plastiskt) 𝑀𝑐,𝑅𝑑 för tvär- snittsklass 1 och 2 ges av
𝑀𝑐,𝑅𝑑 =
𝑓𝑦 ∗ 𝑊𝑝𝑙 𝛾𝑀0
För böjknäckning av stången beräknas interaktionsfaktorn 𝑘𝑦𝑦 enligt
𝑘𝑦𝑦 = 𝐶𝑚𝑦
(1 − 𝜒𝑦𝑁𝑁𝐸𝑑
𝑐𝑟,𝑦) ∗ 𝐶𝑦𝑦
Där 𝐶𝑚𝑦 är korrektionsfaktor som beaktar momentfördelningens form
𝐶𝑚𝑦 = 1 + (𝜋 2∗ 𝐸 ∗ 𝐼 𝑦∗ |𝛿𝑋| 𝑙2∗ 𝑀 𝐸𝑑 − 1) 𝑁𝐸𝑑 𝑁𝑐𝑟,𝑦 Kritiska Eulerknäcklasten beräknas därefter via
𝑁𝑐𝑟,𝑦 =
𝜋2∗ 𝐸 ∗ 𝐼 𝐿2𝑐𝑟
𝐶𝑦𝑦 är korrektionsfaktor som beaktar inverkan av plastisk respons i tvärsnittsklass 1 och 2 enligt nedan 𝐶𝑦𝑦 = 1 + (𝑤𝑦− 1) [(2 − 1,6 𝑤𝑦 ∗ 𝐶𝑚𝑦2 ∗ 𝜆̅(1 + 𝜆̅))] 𝑁𝐸𝑑 ∗ 𝛾𝑀 𝑁𝑅𝑘 ≥ 𝑊𝑒𝑙,𝑦 𝑊𝑝𝑙,𝑦 Där 𝑤𝑦 = 𝑊𝑝𝑙,𝑦
45
Därpå beräknas utnyttjandegraden för övre ramen enligt villkoret 𝑁𝐸𝑑 𝜒𝑦∗ 𝑁𝑅𝑘 𝛾𝑀 + 𝑘𝑦𝑦 𝑀𝐸𝑑 𝜒𝐿𝑇∗ 𝑀𝑦,𝑅𝑘 𝛾𝑀 ≤ 1,0
Där reduktionsfaktorn på grund av lateral vridning är lika med 1,0 på grund av att det är en sluten profil. Kontroll av tvärkraftskapacitet 𝑉𝑐,𝑅𝑑 skall i varje tvärsnitt uppfylla
𝑉𝑐,𝑅𝑑 ≥ 𝑉𝐸𝑑 Vid plastisk dimensionering bestäms 𝑉𝑐,𝑅𝑑 enligt
𝑉𝑝𝑙,𝑅𝑑 =
𝑓𝑦 ∗ 𝐴𝑣 𝛾𝑀0∗ √3
Där skjuvarean 𝐴𝑣 för kallformade rörprofiler är 𝐴𝑣 = (ℎ − 2 ∗ 𝑟) ∗ 2 ∗ 𝑡 • ℎ är totala höjden
• 𝑡 är profilens tjocklek • 𝑓𝑦 stålets sträckgräns
4.2.1.4. Kontroll av Pelare 13
Med lasterna färdigställda skall pelare dimensioneras för fackverket. Pelare 13 av dimension KKR 140X140X6 påverkas av tryckkraft och böjmoment. Lasterna som påverkar pelare är enligt Frame Analysis. Kontroll av tvärkraftskapacitet 𝑉𝑐,𝑅𝑑 skall i varje tvärsnitt uppfylla
𝑉𝑅𝑑 ≥ 𝑉𝐸𝑑 Vid plastisk dimensionering bestäms 𝑉𝑐,𝑅𝑑 enligt
46 𝑉𝑝𝑙,𝑅𝑑 =
𝑓𝑦 ∗ 𝐴𝑣 𝛾𝑀0∗ √3
Enligt EKS 10 bör stänger i tvärsnittsklasser 1–3 som påverkas av böjning och normalkraft uppfylla villkoren 𝑁𝐸𝑑 𝜒𝑦∗ 𝑁𝑅𝑘 𝛾𝑀 + 𝑘𝑦𝑦 𝑀𝐸𝑑 𝜒𝐿𝑇∗ 𝑀𝑦,𝑅𝑘 𝛾𝑀 ≤ 1,0
Där ingående parametrar utgörs av
• 𝑁𝐸𝑑 och 𝑀𝐸𝑑 maximala dimensionerande normalkraft och böjmoment som tas fram från programmet Frame Analysis.
• 𝜒𝑦 reduktionsfaktor på grund av böjknäckning
• 𝜒𝐿𝑇 reduktionsfaktor på grund av vridknäckning och böjvridknäckning • 𝑘𝑦𝑦 interaktionsfaktor • 𝑘𝑦𝑦 interaktionsfaktor Där 𝜒𝑦 räknas enligt 𝜒𝑦 = 1 𝜙 + √𝜙2− 𝜆̅2 𝜙 framställs via 𝜙 = 0,5(1 + 𝛼(𝜆̅ − 0,2) + 𝜆̅2) Där slankhetsparametern 𝜆̅ beräknas enligt
𝜆̅ = 𝐿𝑐𝑟 𝑖 ∗ 𝜋∗ √
𝑓𝑦 𝐸
Stångens knäckningslängd blir alltså 𝐿𝑐𝑟 = 𝛽𝐿; 𝛽 = 1,0, ty stången är ledad i båda ändar. Där tröghetsradien 𝑖 är
𝑖 = √𝐼 𝐴
Och tryckkraftskapaciteten 𝑁𝑐,𝑅𝑑 för tvärsnittsklass 1,2 och 3 ges av
𝑁𝑐,𝑅𝑑 =𝑓𝑦 ∗ 𝐴 𝛾𝑀0
47
Där den dimensionerade momentkapaciteten för bruttotvärsnittet (plastiskt) 𝑀𝑐,𝑅𝑑 för tvär- snittsklass 1 och 2 ges av
𝑀𝑐,𝑅𝑑 =𝑓𝑦 ∗ 𝑊𝑝𝑙 𝛾𝑀0
För böjknäckning av stången beräknas interaktionsfaktorn 𝑘𝑦𝑦 enligt
𝑘𝑦𝑦 = 𝐶𝑚𝑦
(1 − 𝜒𝑦𝑁𝑁𝐸𝑑
𝑐𝑟,𝑦) ∗ 𝐶𝑦𝑦
Där 𝐶𝑚𝑦 är korrektionsfaktor som beaktar momentfördelningens form via
𝐶𝑚𝑦 = 1 + 0,03 ∗ 𝑁𝐸𝑑 𝑁𝑐𝑟,𝑦 Den kritiska Eulerknäcklasten bestäms därefter via
𝑁𝑐𝑟,𝑦 = 𝜋
2∗ 𝐸 ∗ 𝐼 𝐿2𝑐𝑟
𝐶𝑦𝑦 är korrektionsfaktor som beaktar inverkan av plastisk respons i tvärsnittsklass 1 och 2 enligt nedan 𝐶𝑦𝑦 = 1 + (𝑤𝑦− 1) [(2 −1,6 𝑤𝑦 ∗ 𝐶𝑚𝑦 2 ∗ 𝜆̅(1 + 𝜆̅))]𝑁𝐸𝑑 ∗ 𝛾𝑀 𝑁𝑅𝑘 ≥ 𝑊𝑒𝑙,𝑦 𝑊𝑝𝑙,𝑦 Där 𝑤𝑦 = 𝑊𝑝𝑙,𝑦
𝑊𝑒𝑙,𝑦 ≤ 1,5 är förhållande mellan plastiskt och elastiskt böjmotstånd Slutligen beräknades utnyttjandegraden för övre ramen via villkoret
𝑁𝐸𝑑 𝜒𝑦∗ 𝑁𝑅𝑘 𝛾𝑀 + 𝑘𝑦𝑦 𝑀𝐸𝑑 𝜒𝐿𝑇∗ 𝑀𝑦,𝑅𝑘 𝛾𝑀 ≤ 1,0 4.2.1.5. Kontroll av svetsförband
I detta delavsnitt skall kontroll av svetsförbandet utföras. Villkoret skall vara uppfyllt i varje punkt längs svetsen och gäller för resultaten till alla krafter per längdenhet.
𝐹𝑤,𝑅𝑑 ≥ 𝐹𝑤,𝐸𝑑 Där följande parametrar ingår
48
• 𝐹𝑤,𝐸𝑑: dimensionerande värde av kraften på svetsen per längdenhet • 𝐹𝑤,𝑅𝑑 = 𝑓𝑣𝑤,𝑑∗ 𝑎: svetsens dimensionerande bärförmåga per längdenhet • 𝑓𝑣𝑤,𝑑 =
𝑓𝑢
𝛽𝑤∗𝛾𝑀2∗√3∶ dimensionerande skjuvhållfasthet för svetsen
• 𝑓𝑢: nominell brottgräns för den svagare delen av de förbundna konstruktionsdelarna • 𝛽𝑤: kofficent hämtad från tabell 4.1 från SS-EN 1993-1-8:2005
• 𝑙𝑒𝑓𝑓: effektiv längd, svetsens omkrets Svetsen påverkas av dragkraft vid stång 15 via
𝐹𝑤,𝑅𝑑 = 𝑓𝑣𝑤,𝑑∗ 𝑎 ∗ 𝑙𝑒𝑓𝑓
Den långa sidan av tvärsnittet som svetsas blir alltså 𝑥 = 70 𝑚𝑚
𝐹𝑣,𝑅𝑑 = 𝑓𝑣𝑤,𝑑∗ 𝑎 ∗ 𝑙𝑒𝑓𝑓 ≥ 𝐹𝐸𝑑 ⇾ 𝑎 =
𝐹𝐸𝑑 𝑓𝑣𝑤,𝑑∗ 𝑙𝑒𝑓𝑓
4.2.2 Beräkningsgenomgång för stålkvalitet S700
Gällande beräkningar i höghållfast stål används SSAB High Strength Structural Hollow Sections (2017), och Eurokod 3 del 1–12. Beräkningsgång är generellt identisk gentemot S355, men eftersom stålet har högre hållfasthet minskas dimensioner på elements tvärsnitt. För att kunna jämföra mellan S355 och S700 eftersträvas så jämlika utnyttjandegrader som möjligt via Frame Analysis.
Det som skiljer höghållfast stål från S355 är 𝑓𝑦 = 700 [𝑀𝑃𝑎], 𝑓𝑢 = 750 [𝑀𝑃𝑎], 𝛾𝑀2 = 1,25
och βw = 1,0. Dessutom påverkas kontrollen av svetsförbandet, då värdet på βwökas. Med ökande hållfasthet ökar värdet på denna koefficient. Slutligen skall enligt SSAB High Strength Structural Hollow Sections a-måttet för svetsförbandet som påverkas av dragkraften bestämmas enligt
49 𝑎 ≥ 2 ∗𝛽𝑤 √2∗ 𝛾𝑀2 𝛾𝑀0 ∗𝑓𝑦 𝑓𝑢 ∗ 𝑡 𝑎 ≥ 1,65 𝑡
50
5
RESULTAT
I detta kapitel redogörs för de ingående problemområden som anbelangar höghållfasta stål- konstruktioner, indelade i separata delkapitel. Resultaten i sig baseras på den ämnesmässiga referensramen, intervjuer, och utförda beräkningar på en fackverkskonstruktion.
5.1
Svets
För att motverka en svetssträngs ogynnsamma effekt hos bärförmågan för en konstruktionsdel, bör denna enligt 3.4.2.1 placeras där spänningskoncentrationerna på grund av yttre verkande laster är minimala. På höghållfast stål kan svets utföras i två steg enligt 3.4.2.2, där ett tillsats- material med lägre hållfasthet än grundmaterialet appliceras innan en fyllnadssvets tilläggs. Fyllnadssvetsen skall hålla samma hållfasthet som grundmaterialet. Svetsbarheten hos det höghållfasta stålet fordrar en kolekvivalent om minst 0,41, givet att förvärmning av grund- materialet inte genomförts dessförinnan. Yttermera är förvärmning en gynnsam metod för att förhindra hydrogensprickor, då närvaro av väte föreligger vid nedkylning av svetssträngen. Elektronstrålesvetsning ger en mindre värmepåverkad zon, som ter sig vara lämplig vid svetsning av höghållfast stål, då detta i lägre grad påverkar stålet med traditionella egenspänningar. Metoden bygger på förvärmning av grundmaterialet, och studier visar enligt 3.4.2.3 att elektronstrålesvetsning kan tillämpas vid byggnadskonstruktioner. Därtill ger metoden god slagseghet, som vid tester visat uppnå 40 joule vid -40 ℃ för stålkvaliteter S690QL och S960QL.
Ur utmattningssynpunkt bör svetsen optimeras genom att, om möjligt, placeras vid det neutrala lagret för ett konstruktionselement. För stumsvetsar bör roten för dessa appliceras i en tryck zon, för att öka utmattningshållfastheten. Kälsvetsar bör undvikas vid hörn och kanter, som kan förbättras vidare med bockade kanter. För höghållfasta stålkonstruktioner kan utmattnings- hållfastheten hos svetsar ökas via HiFIT, som komprimerar egenspänningar.
För att göra svetsning på höghållfast stål mer aktuellt bör, enligt L. Cederfeldt och T. Storm i Bilaga 1, utbildning av verksamma svetsare utföras i högre grad, för att väcka kunskap om, och lära ut hur, mer lämpliga svetsmetoder kan tillämpas för höghållfast stål. Detta är förhållandevis kostsamt och tidskrävande, och bör därmed utgöra fokus för att implementering skall ske i rimlig mån. En lösning i dagsläget på detta är att konstruktörer i fråga värdesätter betydelsen för svetsförband kontra skruvförband.
51
5.2
Instabilitetsproblem
Vid slankare tvärsnitt ökar benägenhet för ett konstruktionselement att buckla eller knäckas, vilket gör att den eftertraktade höga hållfastheten blir outnyttjad. För att motverka detta kan balk- och pelarprofiler avstyvas för att stabilisera plana plåtytor mot buckling. Som Kap. 3.3.2 anger är relevanta tillvägagångssätt för avstyvning att förse denna tvärs över plåtfältet, eller att svetsa en plåt längst med plåtfältet. Alternativt kan plåten rullformas med veck eller rillor. Bucklingsspänningen skall dimensioneras enskilda plåtfält för sig, där dessa skall kategoriseras som inspända. Denna hänsyn till lokal buckling skall beaktas vid dimensionering av balkar och pelare, med fokus på liv och flänsar som är belagda där spänningskoncentrationerna är som störst.
Enligt L. Cederfeldt i Bilaga 1 uppkommer inte instabilitetsproblem vid projektering av i högre grad dragna konstruktioner, såsom fackverkskonstruktioner. Dessa kan även enligt A. Elofsson ge konstruktörer fler valmöjligheter över utformningen i sig, som kan vara tillämpbart för högre hållfast stål, till skillnad från standardiserade konstruktionselement såsom H- och I-profiler. I dagsläget föreligger det även vara aktuellt att nyttja höghållfast stål vid pelare med lägre knäck- längder, då dessa besitter mindre risk att buckla eller böjvridknäckas.
5.3
Brandpåverkan
Vid högre hållfasthet, och därav slankare konstruktioner i förhållande till lasterna, ökar sektionsfaktorn för tvärsnittet, som leder till högre uppvärmningshastighet och därmed fordrar ett större behov av brandskydd. Detta ställer högre krav vid utformning av brandskydd, som kan utföras via standardiserade former av isolering, men även via legering av stålet. Utförda studier har genomförts som konstaterat att höghållfast stål har, på grund av specifika legerings- ämnen, bättre presterande egenskaper vid temperaturer över 400 ℃ i förhållande till lägre håll- fasthet.
5.4
Utmattning
Kap. 3.5 belyser den otillbörliga kombinationen av anvisningar och höga spänningar för konstruktionselement. Vid lägre hållfasthetsklasser är detta generellt ett problem som ej fordrar beaktning vid främst statiskt belastade konstruktioner. Däremot bör utmattningshållfastheten tagas hänsyn till vid högre hållfasthetsklasser, då dessa blir mer sprickbenägna vid zoner med hög spänningskoncentration, på grund av att de skall uthärda högre spänningar överlag. Detta kan hanteras via bockning av kanter enligt Figur 27, samt mer precisa metoder vid kapning av
52
kanter, såsom gas-, plasma-, eller laserskurna kanter och polerade ytbeskaffenheter. För utmattningshållfasthet vid svetsförband se Kap. 5.1.