Kvalitetskontroll av CobeSt

Transkript

1 Statens vegvesen Vegdirektoratet av CobeSt Versjon PC 95/1 Revisjon okt. 1998

2 Statens vegvesen Vegdirektoratet FORORD Sommeren 1998 fikk sisteårsstudent Sumita Dey ved NTNU i oppgave å teste CobeSt. Arbeidet hun utførte ved dannet grunnlag for å foreta en endelig testing av programmet. Denne ble utført av Haug og Blom-Bakke høsten Den avsluttende rapporten er presentert her. Sumita Deys rapport er tilgjengelig ved henvendelse til., februar 2000

3 Rapport Tittel: CobeSt Versjon PC-95/1 Oppdragsgiver: Vegdirektoratets bruavdeling Rapport nr. Oppdrag nr. Dato: Antall sider: Antall vedlegg Behandlet av: Signatur: Kontrollert av: Sammendrag: Knut Gjerding-Smith Lars Blom-Bakke Signatur: Brubjelkeprogrammet COBEST, (Continous Beam Steel), versjon PC-95/1 er gjennomgått for kartlegging av feil og mangler. Rapporten gjennomgår og drøfter det som er funnet. Samtlige funne feil og mangler oppsummeres og et prioritert forslag til retting og revisjon gis. Rapporten reiser videre en del prinsipielle spørsmål i forbindelse med kontroll og dimensjonering av stålplatebærere iht. NS3472 som bør avklares. Stikkord: EDB-program, bjelkeberegning, dimensjonering

4 2 Keywords:

5 3 INNHOLDSFORTEGNELSE 1 INNLEDNING NOEN PRINSIPIELLE BETRAKTNINGER Bruk av kombinasjonsformelen Kontroll for aksialkraft RAPPORTEN KONTROLL OG UTVIKLING AV COBEST Noen kommentarer til rapporten Noen kommentarer til regnearket NOEN GENERELLE KOMMENTARER TIL COBEST Bjelkeform Trafikklast GJENNOMGANG AV COBEST VERSJON PC-95/ Statikkdelen Kapasitetsberegninger Spenningsberegninger UTESTÅENDE KONTROLLER KONKLUSJONER OG FORSLAG TIL TILTAK Hovedkonklusjon Oppsummering og forslag til tiltak REFERANSER VEDLEGG... 17

6 4 1 INNLEDNING COBEST er et plant bjelkeprogram som er skreddersydd for brubjelker med stålplatebærere som bjelkeelement. Programmet ble utviklet av Taugbøl og Øverland i 1974, men har etter den tid gjennomgått flere revisjoner. Den versjonen som er testet her er en PC-versjon der også dimensjoneringsbestemmelsene fra NS7472, 2. utgave 1984, /6/, skal være implementert. Programmet ble sommeren 1998 testet på og en rapport fra dette arbeidet, /1/, har ligget til grunn for det videre kontrollarbeidet. Haug og Blom-Bakke A/S har hatt programmet til uttesting høsten Programmet har blitt kjørt på en PC med Pentium II 266 MHz prosessor og 64 MB RAM. Vår kontroll av dimensjoneringen har basert seg på 3. utgave av NS3472, /7/. Forskjellen på 2. og 3. utgave når det gjelder knekkingsberegninger er uten praktisk betydning. Innledningsvis tar vi opp noen mer prinsipielle spørsmål som knytter seg til bruken av NS3472. Deretter gjennomgås den allerede eksisterende rapporten hvoretter programmet drøftes i detalj. Avslutningsvis oppsummeres mangler og feil og vi foreslår en prioritering når det gjelder evt. oppretting.

7 5 2 NOEN PRINSIPIELLE BETRAKTNINGER 2.1 Bruk av kombinasjonsformelen I så vel Cobest som i regnearkene er kombinasjonsformelen i NS3472, pkt benyttet for å kontrollere bjelken når det er utsatt for både moment, skjærkraft og aksiallast. Dette er gjort både i bruddgrensetilstanden og bruksgrensetilstanden: N/N kd + (M/M kd ) 2 + (V/V kd ) 2 1 I standarden er bruken av kombinasjonsformelen egentlig begrenset til bruddgrensetilstanden og for rektangulære tverrsnitt. Dvs. det står ingen steder eksplisitt at den ikke kan brukes i andre tilfeller, men det kan da være usikkert om den er konservativ eller ikke. Dersom man for eksempel benytter kombinasjonsformelen for kapasitetskontroll av rektangulære tverrsnitt i bruksgrensetilstand basert på elastisitetsteori og tillatte spenninger og utsatt for moment og skjærkraft får man helt meningsløse resultater. I dette tilfellet kan man utnytte skjærkraftkapasitet og momentkapasitet fullt ut samtidig fordi maksimalspenningene oppstår på ulike steder. Kombinasjonsformelen gir derfor i dette tilfelle 100% overskridelse av kapasiteten: (0/1) + (1/1) 2 + (1/1) 2 = 2 > 1 Formelens galhet minker ved innføring av aksiallast. Forholdene er tilsvarende for H-profiler, men ikke fullt så galt da overgangen steg/flens ofte vil være der jevnføringspenningen blir høyest slik at en kombinasjon mellom moment og skjærkraft blir dimensjonerende. For typisk H-bjelke vil kombinasjonsformelen gi en tilsynelatende overskridelse på omkring 50%. På bakgrunn av dette, mener vi at bruk av kombinasjonsformelen i bruksgrensetilstanden bør sløyfes. Det betyr at kontroll for moment/aksialkraft etter kurve G, pkt og for skjærkraft etter pkt kan skje uavhengig av hverandre. Begrunnelsen er at maksimalspenningene opptrer på ulike steder. 2.2 Kontroll for aksialkraft I knekkingskontrollen i Cobest foretas det en kontroll for aksialkraftutnyttelse, P/Pkd, enda bjelken ikke er utsatt for slike krefter. Nå viser det seg at det ikke er ordinær aksialkraft det kontrolleres for, men den aksialspenning som oppstår pga. de vertikalt rettede lastene som livplaten utsettes for, (vekt av dekke, jevnlast og hjultrykk). Kapasiteten det kontrolleres mot er, så langt vi har funnet ut, kapasiteten P d for lokal knekking av steget under en punktlast gitt i NS3472, pkt Påkjenningen beregnes kun i snitt med positivt moment, (feltmomenter). Dette er naturlig da det kun er her at denne lasten bæres av livplatas trykksone. I denne kapasitetskontrollen inkluderes også jevnlasten på tross av at standarden angir at denne bare gjelder punktlaster. Det er også tvilsomt om denne lokale påkjenningen skal inngå i kombinasjonsformelen i pkt Det er riktignok åpnet for toaksialt trykk her, se nederst i punktet, men her er det nok ikke tenkt på lokal knekking under en punktlast. Standarden sier ingen ting om at man skal ta hensyn til denne effekten og verken Dey eller vi har gjort det i våre beregninger. Problemet er at det ikke gis noen god måte for beregning av trykkapasiteten N kyd i dette tilfellet. Det er for øvrig heller ikke så rart i og med at det ikke er mulig å eksperimentelt isolere dette lasttilfellet uten samtidig å pådra seg både momenter og skjærkrefter. Det blir dermed umulig å bestemme en relevant k-verdi som gir λ p iht. pkt som igjen kan gi f kp i figur Det er imidlertid innlysende at en livplate som, i tillegg til moment og skjærkraft, må bære denne vertikalkraften direkte ned i den trykkpåkjente delen av livplata, er mer påkjent enn en som ikke er utsatt for dette. Vi har imidlertid ikke funnet noen god måte å beregne denne kapasiteten på. Det eneste vi kan konstatere er at den valgte metode gir en svært god knekkapasitet med f kp langt over flytespenning. Metoden gir derfor ikke noen plagsom reduksjon av tverrsnittets totale kapasitet.

8 6 Spørsmålet er om denne reduksjonen egentlig er nødvendig. Vi heller vel mot den oppfatning at en separat knekkontroll for P etter standardens pkt og en spenningskontroll for alle laster etter pkt hver for seg er tilstrekkelig. Dette er ivaretatt i dag. Programmet varsler dersom kravene her ikke er oppfylt.

9 7 3 RAPPORTEN KONTROLL OG UTVIKLING AV COBEST 3.1 Noen kommentarer til rapporten Viser til Kontroll og utvikling av Cobest 1 som er skrevet av Sumita Dey, /1/. Dokumentet undersøker beregningen av livplateknekking i Cobest og kontrollerer samtidig to enkle statiske systemer: System A som er en bjelke som er fast innspent i begge ender og system B som er en fritt opplagt bjelke, se vedlegg (1). Knekkingskontrollen er utført vha. et egenutviklet regneark, /2/. Vi har foretatt en grundig gjennomlesning av rapporten samtidig som vi har kontrollert regnearket. Rapporten og regnearket har vært et svært nyttig grunnlag for videre kontroll av Cobest. Den er systematisk og peker på en god del feil og unøyaktigheter i programmet. Vi har ellers følgende kommentarer og rettelser: De påviste unøyaktighetene i de statiske beregningene er så bagatellmessige at de kan sees bort fra, (ca 0,1%). I statisk system B benytter Dey vertikalstivere med avstand 3,75 m. I Cobest kan man ikke definere vertikalstivere. Vertikalstiverne alene uten horisontalstivere gir ca 20% øket skjærkapasitet i bruksgrensetilstand og 7% i bruddgrensetilstand. I kombinasjon med horisontalstivere blir økningen mye mindre, (8% og 1,5%). Dette forklarer noe av avviket hun konstaterer i forhold til Cobest. I kap angis det at programmet ikke tillater brukeren å plassere stiveren manuelt. Dette er imidlertid ikke riktig. Dey har plassert stiveren relativt desimalt som for eksempel b 1 =0.33. Plasseringen må imidlertid gis i prosent med tallverdi 33. Dette er noe selvmotsigende forklart i manualen. Til slutt noen mindre skrivefeil som ikke desto mindre voldte oss en del bry: Side 6, pkt. 5.1, 3. linje ovenifra: Flensbredden er 800 mm. Side 6, pkt. 5.2: Det står ingenting om materialkvalitet i dette punktet. Man forledes da til å tro at den er den samme som i system A, men det er den ikke. For system B er f y = 235 MPa og γm = 1.1. Nyttelasten på bjelkene skal for øvrig være 48 kn/m, (ikke kn/m 2 ). 3.2 Noen kommentarer til regnearket Vi har kontrollert regnearket vha. et egenutviklet regneark for platebærere, /3/, som riktignok bare gir muligheten for innsetting av en horisontalstiver. Kontrollen viser en nesten forbløffende grad av samstemmighet mellom de to verktøyene som er utviklet helt uavhengig av hverandre. Vi har likevel noen kommentarer: Det er litt tungvint å måtte lese inn platespenningene i ark nr. 3, disse kunne regnearket ha beregnet selv. I beregningen av skjærkapasiteten i bruksgrensetilstand summeres bidragene fra hver enkelt platedel uten hensyntagen til virkelig spenningsfordeling over tverrsnittet: V d = Σ τ k A i I elastisitetsteorien, som skal benyttes i bruksgrensetilstand, er imidlertid skjærkapasiteten gitt ved: V d = (τ k t I)/S der t er stegtykkelsen, I er treghetsmomentet og S er det statiske moment. Ugunstigste platefelt må velges. Dette er for øvrig også påpekt av Larsen i hans notat av 17/2-93, /8/. Det ser ut som om Cobest gjør samme feil. Ved beregning av momentkapasitet i bruksgrensetilstand er det konsekvent benyttet tverrsnittsmodul på trykksiden uten å kontrollere om tverrsnittet faktisk flyter på strekksiden før knekkspenning oppnås på 1 Denne rapporten kan gjøres tilgjengelig for spesielt interesserte/knut Axel Aarnes,

10 8 trykksiden. Det gjør det når knekkspenningen er høy fordi stiverne løfter nøytralaksen, hvilket vil si at momentkapasiteten i bruksgrensetilstand beregnes for høy. Vi har rettet opp denne feilen før vi benyttet regnearket til egen kontroll. Grunnlaget for beregning av medvirkende platebredder i bruddgrensetilstanden skjer utelukkende ut fra en betraktning av platas slankhet og spenningsforhold, (aksialspenning, bøyespenning eller kombinasjon), uten å ta hensyn til virkelig spenningsnivå. Dette er korrekt iht. standarden, men det betyr at ved beregning av momentkapasitet i bruddgrensetilstanden blir også medvirkende livplate under stiver redusert selv om virkelig spenning her aldri kan komme i nærheten av knekkspenningen. Dette er en unødvendig konservativ betraktning, men har i praksis liten betydning da momentarmen til den fjernede del av livplata her er liten. Vi har i vår beregning sett bort fra denne reduksjonen.

11 9 4 NOEN GENERELLE KOMMENTARER TIL COBEST 4.1 Bjelkeform Selv om Cobest er skreddersydd for kontroll og dimensjonering av platebærere med en eller to stegplater, så kan man i de statiske beregningene benytte et vilkårlig tverrsnitt eller en vilkårlig bjelke med varierende tverrsnitt. Dette er en stor fordel og gjør den statiske delen av programmet veldig generell og anvendelig uavhengig av brutype. Den delen av programmet som foretar spenningsberegning av tverrsnittet og kontrollerer for knekking av steget, begrenser seg imidlertid til dobbelt symmetriske tverrsnitt. Riktignok kan man variere steghøyde og flensstørrelse, men over- og underflens må være like store. Det betyr at man ikke for eksempel kan simulere et samvirketverrsnitt med programmet. Dette synes å være en unødvendig begrensning som bør lukes ut. Denne begrensningen gjelder alle versjoner av programmet 4.2 Trafikklast Programmet foretar selv en plassering av trafikklasten på influenslinjen for å finne maksimums- og minimumskrefter. Programmet er imidlertid ikke i stand til å variere akselavstandene slik som Lastforskriftene, /4/, foreskriver i pkt Feilen er uten betydning for beregning av feltmomenter og skjærkrefter, men gir feil til usikker side ved beregning av støttemomenter. Dersom spennvidden er over 32 m, vil feilen på knivlastandelen være på mindre enn 5%, men øker raskt for minkende spennvidder.

12 10 5 GJENNOMGANG AV COBEST VERSJON PC-95/1 5.1 Statikkdelen Vi har kjørt en bjelke i 3 spenn, spenninndeling 10, 20, 10 m, og konstant tverrsnitt med samme last og bjelketverrsnitt som benyttet i statisk system B, tverrsnitt 1 i /1/. Følgende varianter er undersøkt: Kontinuerlig bjelke Ledd over indre støtte Ledd i felt Elastisk understøttelse med fjær Setning av understøttelse Følgende feil ble funnet: Ved kontinuerlige bjelker blir spissmomentet over støtte redusert avhengig av bjelkehøyden. Dette skjer også dersom det legges ledd over indre støtte, dvs. når momentet egentlig skal være null blir det korrigert så vi får moment på feil side. Ved ledd i felt og ved elastisk understøttelse med fjær, (dvs. i = 0 i datalinje KNUTE), går programmet i loop og må avbrytes under spenningsberegningen, (datalinje BER). Man får da naturligvis heller ikke beregnet knekking av plater, (datalinje KNE). Dette skjer også når j = 1 i datalinje KNUTE, dvs. ved fast innspenning av knutepunktet. Definerer man fast innspent knutepunkt uten understøttelse, dvs. i = 0 og j = 1 i datalinje KNUTE, neglisjeres dette og bjelken beregnes med ordinært opplegg, (i=1, j=0). Som en ekstra kontroll ble det kjørt en sammenlignende beregning på programmet Statikkbjelke versjon fra GBS-data. Den ga følgende resultat: Cobest Statikkbj. diff. Feltmoment felt 1 og % Støttemoment % Feltmoment felt % Opplagerkraft støtte % Opplagerkraft støtte % Skjærkraft felt 1 venstre % Skjærkraft felt 1 høyre % Skjærkraft felt 2 venstre % Differansene er som man kan se uten enhver praktisk betydning.

13 Kapasitetsberegninger I kontrollen av kapasitetsberegningene har vi tatt utgangspunkt i det som allerede er gjort i /1/. Vi har forsøkt å gå litt dypere og bredere i dette materialet samtidig som vi har forsøkt å begrense antall ulike tverrsnitt. Når det gjelder det arbeidet som er gjort, så kan det oppsummeres kort i følgende punkter 2 : Statisk system A: Momentkapasitet bruddgrense, kurve F: OK Momentkapasitet bruksgrense, kurve G: For lav Skjærkapasitet bruddgrense: OK hvis myk endestiver benyttet Skjærkapasitet bruksgrense: For lav Aksialkraftkapasitet: Det ble ikke funnet begrunnelse for denne Statisk system B Tverrsnitt 1: Som system A NB: Dey angir her i /1/ at skjærkapasiteten i bruddgrensetilstand avviker sterkt fra håndberegningene. Dette er imidlertid feil, da det her er satt inn feil tall i tabellen i appendiks 2.2. Avviket er moderat. Statisk system B Tverrsnitt 2: Stiverplasseringen, (¼ dels punktet), i B2 lar seg ikke utføre i Cobest, så dette systemet utgår. Statisk system B Tverrsnitt 3: Som system A, men Cobest er mer konservativ Statisk system B Tverrsnitt 4: Som system A Vi har prøvd å trenge litt dypere inn i hva ulikhetene består i. Det er imidlertid umulig å finne ut eksakt hvordan Cobest regner uten å gå inn i kildekoden. Vi mener imidlertid bestemt at det ikke har noen betydning hvilket statisk system som velges. Ved spennings- og knekkingskontrollen betrakter Cobest kun tverrsnittet utsatt for krefter beregnet i den statiske analysen for gjeldende snitt. For enkelthets skyld har vi derfor beregnet kapasitet direkte i stedet for å sammenligne utnyttelsesgraden for ulike steder på bjelken. For å finne hvilken kapasitet Cobest egentlig beregner, har vi tatt lastvirkning og dividert på utnyttelsesgrad som gir samme resultat uavhengig av beregningssnitt. Dette fordi bjelkene i våre eksempler har konstant tverrsnitt i hele lengden. Vi har videre konsentrert oss om samme bjelke som benyttet i tverrsnitt 2, 3 og 4: Uten stiver, med en stiver, (i 1/3 dels punktet) og to stivere, (på midten og i 1/4 dels punktet). Beregningene utføres uten vertikalstivere. Vi har også sett bort fra aksialkraftandelen, se for øvrig drøftingen av denne i pkt. 0 ovenfor og kommentarene til datalinje PAR i pkt. 0 nedenfor. 2 For definisjon av statisk system og tverrsnittstyper, se vedlegg (1)

14 12 Vi fikk følgende resultat for moment og skjærkapasitet: Stiverplassering Haug og Blom- Bakke Lastvirkning Cobest Sumita Dey Diff. Diff (1) (2) [(1)-(2)]/(2) (3) [(1)-(3)]/(3) 0-0 M d -bruk % % V d -bruk % % M d -brudd % % V d -brudd % % 33-0 M d -bruk % % V d -bruk % % M d -brudd % % V d -brudd % % M d -bruk % % Vi har følgende kommentarer til tabellen: V d -bruk % ik. ber. M d -brudd % % V d -brudd % ik. ber. Når det gjelder momentberegningen, så er det svært godt samsvar mellom Cobest og regnearkene. I Sumita Deys regneark er stiverne medtatt mens verken vi eller Cobest tar hensyn til disse noe som viser at dette bidraget i praksis trygt kan neglisjeres. Forskjellen på de to regnearkene ligger i litt ulike måter å beregne kapasiteten på. Når det gjelder skjærkapasitetsberegningene, så er imidlertid ulikhetene mye større. Hvordan Cobest egentlig gjør dette er vanskelig å tolke ut fra resultatene. Forskjellen på Sumita Deys regneark og vårt skyldes følgende: I bruksgrensetilstand er årsaken at vi benytter prinsippene fra elastisitetsteorien ved beregning av Vd, mens Dey og Cobest multipliserer knekkspenningen(e) med hele stegarealet. Se også kommentar i pkt. 0. I bruddgrensetilstanden er årsaken at de førstnevnte benytter kapasitet for såkalt myk endestiver. Vi mener imidlertid at dette er unødig konservativt. For brukonstruksjoner vil det aldri være aktuelt å utføre en platebærer uten stiv endestiver så det bør være standard etter vår oppfatning. Valget har kun betydning for plater med større slankhet enn 1,6, det vil i dette tilfellet si tverrsnitt uten horisontalstiver. Konklusjonen må være at Cobest regner korrekt når det gjelder momentkapasitet, men at skjærkapasitetsberegningen bør revideres. I tillegg til den kontrollen som ble utført i /1/, har vi foretatt en kontroll av tverrsnitt der også flensene er så slanke at overkritisk område utnyttes i bruddgrensetilstanden. Vi tok utgangspunkt i Tverrsnitt 2, men reduserte flenstykkelsen til 10 mm. Resultatet viste at Cobest beregner korrekt medvirkende bredde av trykkflensen, men tar ikke hensyn til dette ved beregning av momentkapasiteten. Denne overvurderes da i dette tilfellet med 22%. 5.3 Spenningsberegninger Datalinjen PAR gir en del grunnlagsdata for spennings- og knekkingsberegninger og fortjener innledningsvis en del kommentarer. Definisjonen av og hensikten med lastene g, q og P virker uklar all den tid disse lastene allerede er definert som hhv. egenlaster og nyttelaster i programmet. Lastene har for eksempel ingen innflytelse på spenningsberegningene i utskriftstabellen fra BER bortsett fra at livplata kontrolleres for lokal knekking under punktlasten P iht NS3472 pkt Programmet benytter imidlertid disse lastene til å beregne trykkraft i livplata. Settes disse lik 0 fås nemlig ingen aksialkraftandel i knekkutskriften fra datalinje KNE, se for øvrig drøfting av denne aksialkraften i pkt. 0 foran.

15 13 Lastvekslingstallet N benyttes for beregning av utnyttelsesgrad for spenningsvidden i tabellen fra BER. Begrensningen på til N til hhv. 1, 6 og 20 x 10 5 er alt for snever etter dagens regler. Parameteren kan egentlig sløyfes. Brukeren bør selv manuelt vurdere hvilken utmattingskurve som skal benyttes i forhold til valgte detaljer og sammenholde denne med spenningsvidde og vekslingstall. Parameteren K angir hvilken knekkurve, F eller G, man vil benytte for plateknekkingsberegningene som angis i KNE. Dersom K = 1 gis kontroll i bruddgrensetilstanden etter kurve F og bruksgrensetilstanden etter kurve G. Dersom K = 0 gis kun kontroll i bruddgrensetilstanden etter kurve G, hvilket vel i praksis aldri er aktuelt. Parameteren t benyttes utelukkende til å beregne utbredelsen av punktlasten P ned i livplata. I datalinje BER bestilles spenningeberegninger. Denne linje gir også stiverplassering og er en forutsetning for beregning av kapasiteter. Spenningsberegningene tar ikke hensyn til reduksjon av tverrsnitt pga. livplate eller flens i overkritisk område. For hvert sted som er bestilt gis: Bjelkedimensjoner Absoluttverdien av maksimalspenninger ytterkant. Absoluttverdien av maksimalspenninger overgang steg/flens inkludert jevnføringsspenning. Normalspenningsvidde v/flens dersom trafikklast er definert i TRAF Utnyttelsesgrad i forhold til vekslingstall effektivt a-mål for sveis opp/nede for sveis steg/flens. Det er følgende å bemerke om disse beregningene: Beregningen av absoluttverdier for spenningene skjer på bakgrunn av brutto tverrsnitt uten bidrag fra evt. stivere og uten fratrekk fra overkritisk platefelt. Det er for så vidt naturlig, men ikke når spenningene baseres på bruddgrenselastene. Verdiene er dessuten for store, (4-5 %), uten at vi har klart å finne årsaken til dette. Samme bemerkning gjelder beregningen av normalspenningsvidden. Vi antar for øvrig at utnyttelsesgraden i denne versjonen er tallet σ/ f R, der σ er spenningsvidden og f R er utmattingsfasthet iht. fig a i /6/. Når N i datalinje PAR velges lik 1 x 10 5 ser det ut til at beregningen tilsvarer kurve G, velges N = 6 x 10 5 passer resultatet med kurve F2 og for N = 20 x 10 5 passer kurve F. Her er det noe som ikke stemmer. Normalt skal man for denne sveisedetaljen kunne benytte kurve E, se fig f i /6/. For selve kilsveisen gjelder imidlertid kurve W. I tillegg burde det derfor beregnes skjærspenningsvidde i sveisen, da dette kan være dimensjonerende. Se også vår kommentar til datalinje PAR foran. Beregningen av kilsveisen gir naturligvis samme verdi oppe og nede da tverrsnittet er dobbeltsymmetrisk samtidig som effekt av eventuelle stivere og overkritiske plateområder ikke tas hensyn til. Med disse begrensninger, ser det ut til at kilsveisen beregnes med korrekt dimensjon.

16 14 6 UTESTÅENDE KONTROLLER Vi har ikke utført noen detaljert kontroll av trafikklastgeneratoren. Dette bør kanskje gjøres og sammenlignes med et uavhengig program. Det er tidligere oppdaget en feil i tilhørende skjærkraft til maksimalmoment, se /9/. Vi har ikke hatt noen mulighet til å sjekke opp om dette er rettet opp da vi ikke har gjeldende datafil. Bjelke med varierende tverrsnittsmål er ikke kontrollert. Trafikklastvariasjon over gitte områder, datalinje TFORD, er ikke kontrollert Følgende datalinjer er heller ikke kontrollert: FELTK, ELEMTK, LAST2, TINF og TEGN.

17 15 7 KONKLUSJONER OG FORSLAG TIL TILTAK 7.1 Hovedkonklusjon Cobest er først og fremst et nyttig verktøy for statisk beregning av en kontinuerlig bjelke med varierende tverrsnitt og varierende opplagerbetingelser. Programmet er gammeldags, men enkelt i bruk og regner svært raskt på en moderne PC. I tillegg til den statiske beregningen, kan dobbeltsymmetriske platebærere kontrolleres mhp knekking av livplate. Knekkingskontrollen er korrekt for momentbelastning men ganske konservativ for skjærbelastning slik at det innebærer ingen fare å benytte programmet unntatt når trykkflensen er i overkritisk område. Vi er av den oppfatning at man ved å luke ut alle småfeilene pluss ved å rette opp skjærkapasitetsberegningen vil ha et svært nyttig verktøy for slike beregninger. Vi synes videre at programmet er så fornuftig og nyttig i bruk at det burde være nærliggende å koste på en litt mer omfattende oppgradering i tillegg. 7.2 Oppsummering og forslag til tiltak Nedenfor har vi listet opp alle funne feil og mangler. I tillegg har vi laget et forslag til prioritering for oppretting. Første prioritet har vi gitt feil som sannsynligvis er svært lett å rette opp eller som er svært viktige. Laveste prioritet er gitt til endringer som medfører en større grad av omarbeiding av hele programmet. Feil eller mangel Se pkt. Prioritet Støttemomentet reduseres også når ledd (dvs. moment =0) 0 1 Knutepunkt uten understøttelse eller m/fjær gir loop 0 1 Innspent knutepunkt uten understøttelse neglisjeres 0 2 Skjærkapasitetsberegningene er feil/ svært konservativ 0 1 Aksialkapasitetsberegningen er feil/unødvendig 0 2 Momentkapasitet feil når flensen er i overkritisk område 0 1 Stiverplassering skal gis i %, dvs 33, 20 osv. feil i manual 0 - Manglende mulighet for usymmetrisk bjelke 0 3 Akselavstand for trafikklasten varieres ikke 0 2 Spenningsberegningene gir for høye spenninger 0 1 Spenningsberegningene gjøres på brutto tverrsnitt i bruddgrensetilstand. Dette kan gi feil i sveisedimensjoneringen. 0 2 Lastvekslingstall begrenser seg til 1, 6 og sløyfes/rettes 0 1 Utnyttelsesgrad på utmatting feil/uklar 0 1

18 16 8 REFERANSER /1/ Kontroll og utvikling av Cobest, Sumita Dey, sommer 1998 /2/ Manual til regneark: Knekking av plater, Sumita Dey, sommer 1998 /3/ Regneark for platebærer, Haug og Blom-Bakke A/S, /4/ Håndbok 184, Lastforskrifter for bruer og ferjekaier i det offentlige vegnett, Statens vegvesen 1995 /5/ Håndbok 185, Prosjekteringsregler for bruer, Statens vegvesen 1996 /6/ NS 3472, Prosjektering av stålkonstruksjoner, 2. utg /7/ NS 3472, Prosjektering av stålkonstruksjoner, 3. utg /8/ Notat: Bemerkninger til Cobest, Odd Georg Larsen, 17/2-92 /9/ Notat: Kommentarer til Cobest versjon 94rl, Odd Georg Larsen, 23/1-95

19 17 9 VEDLEGG (1) Oversikt over statiske system og tverrsnitt

20

21