KONEKTOR GESER TERUS MENERUS

IN BRIDGE KONSTRUKSI

Oliver Hechler

ArcelorMittal , Bagian Umum, Penasehat Teknis

Esch - sur - Alzette , Luksemburg

oliver.hechler @ arcelormittal.com

Wojciech Lorenc

Wrocław University of Technology , Fakultas Teknik Sipil

Wrocław , Polandia

wojciech.lorenc @ pwr.wroc.pl

Günter Seidl , Eva Viefhues SSF Ingenieure GmbH

Munich, Jerman

gseidl@ssf-ing.de , eviefhues@ssf-ing.de

Penggunaan konektor geser terus menerus merupakan solusi mendatang di balok komposit . Mereka ditandai dengan kekakuan awal yang tinggi , kapasitas dan daktilitas bantalan . Dengan penggunaan , konstruksi baru dan ekonomi telah diciptakan, misalnya pembangunan VFT - WIB . Metode konstruksi ini didasarkan pada balok baja gulungan dipotong secara longitudinal , dengan bentuk khusus , dalam dua T - bagian dan akord atas beton konkrit. Bentuk semacam ini memungkinkan untuk transmisi geser di sendi geser . Secara umum elemen jembatan pra - fabrikasi diproduksi yang diselesaikan di tempat. Mereka ditempatkan pada abutment dan suprastruktur residual dilengkapi. Makalah ini memperkenalkan desain statis dan kelelahan koneksi geser terus menerus digunakan untuk metode konstruksi VFT - WIB ; namun fokusnya adalah pada desain baja .

PENDAHULUAN

Prefabrikasi komposit jembatan secara teratur digunakan di Jerman sejak 7 tahun dan

didirikan sebagai solusi standar saat ini [ Schmitt dan Seidl 2001 ] . Solusi jembatan ini

didasarkan pada gelagar komposit prefabrikasi ( VFT ® - girder ) sebagai elemen bantalan utama

suprastruktur . Ini terdiri dari balok baja dengan flens beton precasted bawah kompresi ,

lihat gambar 1 . Sebuah flange beton prefabrikasi memiliki banyak keuntungan . Flens beton

menstabilkan girder selama transportasi dan dalam tahap konstruksi . Kawat gigi tidak lagi

dibutuhkan untuk pengecoran sisa piring in-situ . Perancah untuk pelat beton tidak diperlukan . Pengaku biasanya tidak diperlukan karena pusat gravitasi yang tinggi .

Dalam kombinasi ini tuntutan metode konstruksi modern bertemu dengan direncanakan dengan baik

dan penggunaan ekonomi baja dan beton bahan . Namun isu-isu kunci bagi keberhasilan

metode ini di pasar Jerman dicapai oleh tingkat tinggi prefabrikasi dan

desain sistem struktur baru . Karena tingkat tinggi prefabrikasi selesai di situs

oleh kontraktor baja menjadi berlebihan . Semua elemen diproduksi di bawah baik

kondisi di bengkel , sehingga kualitas struktur meningkat secara substansial . itu

gelagar yang disampaikan sepenuhnya dirakit di tempat dan dapat diangkat dan ditempatkan dengan cahaya -

derek berat dibandingkan dengan beban berat pra - menekankan girder beton misalnya dilakukan

untuk jembatan Horlofftal ( D ) , lihat gambar 2 . The flange beton terhubung ke baja

girder dari awal yang berarti , bahwa tindakan komposit sudah ada selama

Seluruh masa konstruksi . Sistem balok menerus dan frame dicapai dengan menghubungkan

substruktur dengan penguatan dan kancing saja. Dengan demikian sistem struktur baru dirancang ,

terutama dari frame dengan dimensi baru dalam kelangsingan menjadi mungkin . Bahkan frame 1 -bay

dapat mengganti 2 - bay balok terus menerus dengan rentang total yang sama tetapi tanpa dukungan media

[ Schmitt et . al . 2005].

Gambar . 1 - Khas penampang VFT ® Fig . 2 - VFT ® - solusi dengan balok baja canai

Selanjutnya , sejak tahun 1997 penyelidikan di konektor geser terus menerus dibuat oleh potongan tunggal telah dilakukan ( misalnya [ Wurzer 1997 ] , [ P486 2000], [ P612 2007 ] . Investigasi ini telah didasarkan pada pengelasan strip baja diprofilkan pada flens atas dari balok baja untuk mencapai transfer geser pada sendi antara balok baja dan beton chord balok komposit . mekanisme geser bantalan setara dengan batang kayu komposit .

Akibatnya potensi menggabungkan penggunaan ini konektor geser terus menerus dan teknik - konstruksi ® VFT telah diidentifikasi dan konstruksi baru , inovatif dan ekonomi telah ditemukan , metode konstruksi VFT - WIB [ Seidl 2005 ] .

Metode ini didasarkan pada balok baja gulungan dipotong longitudinal dalam dua T - bagian . Selanjutnya akord atas beton ditambahkan , terdiri dari bagian prefabrikasi dan bagian yang kemudian ditambahkan di situs untuk mencapai penampang akhir . Metode ini merupakan solusi yang sangat fleksibel menawarkan beragam kemungkinan cross section sesuai dengan persyaratan desain , lihat gambar 3 .

Gambar . 3 - Proposal untuk VFT - WIB lintas-bagian untuk jembatan dengan menerapkan pena komposit

Garis pemotongan balok digulung memiliki bentuk khusus dan menciptakan pena komposit

identik dengan konektor geser terus menerus disebutkan sebelumnya . Pada gambar 4 potong balok yang sudah

berkumpul untuk pasangan yang ditampilkan selama alat perlindungan korosi . Pada langkah berikutnya

penguatan bar ditempatkan melalui bentuk pemotongan ( gambar 5 ) dan akord atas beton

konkrit untuk menghasilkan elemen jembatan prefabrikasi . Bentuk dipotong dengan ini memungkinkan untuk

transmisi geser pada sendi geser sudah dalam tahap konstruksi mirip dengan

VFT ® - konstruksi . Selanjutnya elemen jembatan prefabrikasi diangkut ke situs

( gambar 6 ) , ditempatkan pada abutment (gambar 7 ) dan , akhirnya, chord beton sisa ditambahkan

[ Schmitt et . al . 2004 ] .

Gambar . 4 - Rolled girder setelah memotong dan pelapisan Gambar . 5 - Penguatan untuk prefabrikasi

di toko plat beton

Gambar . 6 - Transportasi dari gelagar VFT - WIB dari Gambar . 7 - Menempatkan dari girder VFT - WIB

pabrik beton ke lokasi pembangunan dengan 32.50 [ m ] panjang

Sebagai konstruksi VFT - hasil WIB , dengan menggunakan state of the art tentang teknologi pena beton dan mengintegrasikan keuntungan dari VFT ® - konstruksi , yang memenuhi target berikut untuk konstruksi yang kompetitif dan berkelanjutan :

- Standar keamanan tinggi untuk dampak kendaraan , terutama untuk jembatan dengan hanya dua balok ( shock) ,

- Pengurangan permukaan lapisan ,

- Koneksi Shear tanpa masalah kelelahan ,

- Konstruksi baja Dasar hampir tanpa pengelasan ,

- Jarang pemeliharaan dan pemantauan mudah .

Dalam berikut rincian lebih lanjut dari penyelidikan eksperimental dan konsep desain untuk VFT - WIB konstruksi , terutama pada bagian baja dari pena beton , disajikan .

KRITERIA KEGAGALAN pena BETON

Kapasitas daya dukung dari batang kayu komposit dibatasi oleh baja atau beton kegagalan . Dalam desain yang baik kedua kegagalan dari batang kayu beton seimbang sampai dengan beban maksimum .

Kegagalan baja terbatas dalam keadaan batas ultimate oleh a) tahanan geser , b ) menghasilkan karena lentur batang kayu dan di negara limit kelelahan oleh retakan c ) kelelahan akibat pembebanan dinamis , lihat gambar 8 .

a) b ) c )

Gambar . 8 - mode Kegagalan untuk baja

Kegagalan Beton ditandai dengan beberapa mode kegagalan . Modus yang akhirnya terjadi tergantung

pada kondisi batas seperti geometri , kelas beton , desain penulangan , penambahan

serat dll Untuk informasi lebih lanjut tentang referensi kegagalan beton diberikan kepada [ preco - Beam ] .

OPTIMASI DARI BETON DOWEL BY EKSPERIMENTAL PEMERIKSAAN

Tes statis maupun siklik pada bervariasi bentuk konektor geser terus menerus menggunakan

Pendekatan dowel beton telah dilakukan dalam beberapa tahun terakhir . Pertama , tes telah

dilakukan pada strip Perfobond , ditandai dengan cut- out di strip baja yang digunakan untuk geser

koneksi , yang mengarah ke [ DIBT 1991 ] . Kemudian , tes berfokus pada pena komposit terutama

dirancang untuk aplikasi di VFT - WIB konstruksi telah dilakukan [ Schmitt et . al .

2004 ] . Tes Standard Push- out ( POST ) sesuai dengan EC4 (gambar 9 ) dan balok tes memiliki

telah dilakukan . Dalam tes kegagalan beton serta kegagalan baja telah diamati . memiliki

telah menyimpulkan , bahwa perlawanan ULS baja hampir independen dari bentuk

dowel . Namun retakan kelelahan menurut angka 8 c ) telah diamati dalam POST

setelah 2 juta siklus beban [ P612 2007 ] ; mereka telah disebabkan oleh tingkat yang sangat tinggi stres

amplitudo dalam tes . Celah-celah kelelahan diamati memiliki propagasi terbatas karena fakta

bahwa bagian baja dikompresi dalam POST ( setara dengan negatif daerah momen lentur ) ;

demikian ULS - tes berikutnya mengakibatkan tidak ada penurunan yang signifikan dari kekuatan sisa .

Oleh karena desain keadaan batas ultimate tampaknya tidak begitu penting untuk sambungan geser di VFT - WIB jembatan dibandingkan dengan keadaan batas kelelahan .

Akibatnya program uji tambahan telah dibentuk dalam lingkup [ preco - Beam ] untuk menyelidiki sebagai berikut :

- Pengaruh bentuk dowel pada profil tekanan yang datang dari beton ke baja dowel

untuk memperkirakan pembebanan pada setiap dowel ;

- Ketergantungan perlawanan dukung dan ketahanan lelah baja pada

bentuk dari dowel berkaitan dengan menurunkan model mekanik dan persamaan untuk desain ;

- Pengaruh bentuk dowel , memperkuat dan geometri dari elemen komposit pada

Kegagalan beton pada keadaan batas ultimate .

Salah satu aspek penting , terutama untuk verifikasi kelelahan pena baja , adalah superposisi

tegangan akibat geser dalam sendi lentur dan global komposit balok (normal

menekankan di web ) . Dalam kasus batang kayu beton yang terletak di zona ketegangan web , kelelahan

retak akan merambat melalui web dan mungkin ke dalam flange yang menyebabkan tidak hanya kegagalan koneksi geser tetapi runtuhnya balok komposit . Spesimen POST maka baru ( NPot ) harus dikembangkan untuk mensimulasikan perilaku konektor geser terletak di zona ketegangan [ preco - Beam ] , lihat gambar 10 , dan tes kelelahan telah dilakukan pada tiga bentuk yang berbeda dari konektor geser , lihat tabel 1 .

Gambar . 9 - POST Fig . 10 - NPot

Seperti yang diharapkan satu celah dalam bentuk PZ bisa diproduksi dengan tes kelelahan NPot sesuai dengan gambar 8 c ) dan , sesuai dengan harapan , retak disebarkan melalui seluruh web . Namun, hanya satu dari spesimen dipamerkan kegagalan kelelahan .

Tabel 1 - Perbandingan bentuk dengan hasil dari tes kelelahan NPot [ preco - Beam ]

PZ SA CL

bentuk

Sebagai kesimpulan dari seri tes bentuk teka-teki ( PZ ) telah dipilih untuk menjadi bentuk yang paling menjanjikan mengingat aspek fabrikasi , kapasitas dan kelelahan bantalan .

ANALISIS LOADING PADA BAJA DOWEL

Selain tes kelelahan sebuah NPot statis pada konektor bentuk CL telah dilakukan dengan sejumlah besar pengukur regangan pada dowel baja untuk menganalisis tekanan dan untuk kalibrasi FE analisis dilakukan bersamaan dengan tes . Hasil tes telah sesuai dengan hasil numerik dan model numerik telah dimodifikasi untuk referensi bentuk PZ diberikan dalam makalah ini , lihat Gambar 11 .

Pada langkah pertama model analitik untuk perilaku lokal konektor geser telah diperkenalkan . Berikut geometri puzzle telah difokuskan . Namun adalah mungkin untuk mentransfer pendekatan geometri apapun untuk setiap penemu bentuk baru .

Pendekatan lokal ini didasarkan pada pengenalan beban pada gigi tunggal . Dengan ini S merupakan pusat daerah proyeksi Ap arah geser ; hs adalah jarak dari pusat ke dasar konektor geser . Pada gambar 11 misalnya , sebagai daerah proyeksi hanya daerah konstriksi blok beton di depan dowel harus dipertimbangkan .

Gaya pada setiap gigi baja disusun oleh gaya geser dalam komposit bersama Pτ dan distribusi tegangan akibat beban global yang tergantung pada geometri dari penampang komposit ; Pup bagi pasukan menggembirakan karena lokasi sendi geser dalam terhadap sumbu netral penampang dan σen untuk efek bentukan dari stres nominal bagian baja , lihat gambar 12 .

+

Pτ dan Pup σne

Gambar . 11 - Geometri puzzle gigi ( PZ ) Gambar . 12 - Angkatan pada dowel baja (bentuk PZ )

Untuk penentuan Pτ diasumsikan secara konservatif bahwa distribusi beban sepanjang ketinggian dowel adalah konstan dan karena itu Pτ terletak di hs .

Kekuatan semangat Pup yang dihasilkan dari eksentrisitas h ' dari sendi geser ke pusat kompresi chord komposit , lihat gambar 13 . Lintasan ini menghasilkan kekuatan semangat pada dowel baja yang akan didorong keluar dari bagian beton jika bentuk dari dowel baja tidak mengandung melemahkan . Oleh karena itu melemahkan dari dowel baja mengimplementasikan dua fungsi ; pertama, menghasilkan keadaan stres 3D untuk kernel dari batang kayu beton dan kedua , mengunci sambungan geser terhadap pengangkatan dalam arah vertikal .

Gambar . 13 - Mengangkat kekuatan karena eksentrisitas sendi geser ke sumbu netral pada dukungan

Gambar . 14 - Penentuan h'i untuk ULS dan SLS

Penentuan kekuatan semangat didasarkan pada h'i tergantung pada distribusi tegangan dari bagian komposit , lihat gambar 14 . Dalam sambungan geser penuh berikut ini diasumsikan . Hal ini diperlukan untuk membedakan antara ULS dan SLS masing-masing desain kelelahan . Selanjutnya tahap konstruksi harus dipertimbangkan .

Pup Generalised karena itu dihitung menurut angka 13 sebagai :

Pup =

h

Pτ ⋅ 'e x

[ kN ] Eq . 1

dengan h ' < ex lain Pup = Pτ .

Σne adalah efek bentukan pada tekanan yang normal dalam web dari gelagar baja karena bentuk batang kayu . Peningkatan stres dengan ini tergantung pada geometri dari batang kayu .

Atas dasar penyuluh lapangan (gambar 15 ) telah menyimpulkan , σne yang tergantung langsung pada rasio panjang konektor dengan radius yang memotong ( b1 / R ) , tapi tidak lama dan radius secara terpisah . Selain itu , tinggi h dari dowel tidak penting untuk efek bentukan .

Gambar . 15 - Model FE untuk analisis Gambar . 16 - distribusi Stres karena kedudukan

efek

Berdasarkan suatu studi parametrik dengan menggunakan metode FE tekanan bentukan memiliki

telah diturunkan untuk

σ

ne

= β ⋅ σ [ N/mm2 ] Eq . 2

N N

dengan faktor takik

⎡

2⎛ b ⎞ ⎛ b ⎞ ⎤1 1

βN = ⎢ 1,192 + 0,1029 ⋅ ⎜ ⎟ -0,0022 ⋅ ⎜ ⎟ ⎥ ⋅ f ( α ) [ - ] Eq . 3

⎣ ⎝ R ⎠ ⎝ R ⎠ ⎦dimana f ( α ) mengungkapkan penurunan amplitudo sepanjang cut out

2

f ( α ) = 0,9077 + 0,0104 α - 0,0005 α [ - ] Eq . 4

Semakin tinggi rasio b1 / R gigi , semakin tinggi adalah efek bentukan dinyatakan dengan faktor βN . Jadi, tidak hanya ketajaman kedudukan itu sendiri tetapi juga peningkatan kekakuan tergantung pada panjang batang kayu yang mempengaruhi efek takik , yang sesuai dengan pengaruh pengaku memanjang .

ANALISIS TEGANGAN PADA BAJA DOWEL

Untuk validasi pembebanan pada batang kayu baja dan Hasil dari paket tersebut menekankan modifikasi FE -

analisis dengan bentuk PZ telah berkonsultasi . Untuk efek lokal karena geser longitudinal, yang

Model yang disajikan dalam [ preco - Beam ] telah dimodifikasi untuk model ( M3 ) menurut

[ Lorenc et . al . 2007 ] . Tegangan karena efek bentukan dari tekanan nominal di web

dan kekuatan uplift telah dihitung mengingat hanya bagian baja dalam model ( M2 ) . itu

sifat geometris dari batang kayu telah dipilih untuk b2 = 125mm , h = 100mm ; ketebalan web dari balok baja telah tw = 10.2mm .

Pada gambar 17 pengaruh pembebanan pada tekanan teka-teki gigi tunggal telah dievaluasi sepanjang dipotong . Untuk tujuan ini , perhitungan terpisah telah dilakukan untuk Pτ = 50kN , pup = 50kN dan tekanan global dalam web σN = 50N/mm2 .

Akibatnya pengaruh setiap parameter loading pada distribusi tegangan sepanjang panjang busur telah dibandingkan dengan setiap kasus G , L dan U (gambar 17 ) dan model analitik telah diturunkan untuk ULS dan desain kelelahan dari dowel baja .

500

400

σG

300

200 M2

100

0

0 10 L : dihitung dengan P.

σN = 50 MPa

G

σ g , m kapak

P

20 s [ mm ] 30

P = 50 kN

Stres vs s P =

naik

σu , max

U

L

σu , max

σU

σL σl , m kapak

M3 M2

∫

A

p

u

pu

U : dihitung dengan Pup = P. tw = 10,2 mm ukuran Mesh : 1mm

Gambar . 17 - Menekankan dalam dowel baja sepanjang panjang busur dari tindakan spesifik :

σne ( σg , G ) , Pτ ( L ) dan Pup ( U )

BATAS ULTIMATE DESIGN NEGARA DARI BAJA DOWEL

Dalam [ P621 2007 ] konektor geser terus menerus telah diselidiki secara eksperimental . dengan ini

retakan di strip baja telah diamati sedangkan matriks beton belum

secara signifikan rusak (gambar 18 ) . Dalam referensi untuk modus kegagalan ini kriteria kegagalan baja memiliki

telah diturunkan .

Untuk aplikasi untuk VFT - WIB jembatan formula ini harus dimodifikasi untuk menutupi kekuatan semangat tambahan dari geometri global bagian lintas , lihat gambar 19 . Namun asumsi keseluruhan , bahwa maksimum setara tekanan Von Mises yang dihasilkan tidak melebihi yield strength disimpan sebagai dasar desain .

Akibatnya ketahanan bantalan gigi baja tunggal PRD ditentukan ketergantungan beban yang ditentukan dan sesuai dengan [ P621 2007 ] . Dengan ini pengaruh peningkatan tekanan nominal dari bagian baja karena geometri dowel telah diabaikan karena tidak signifikan dalam desain plastik .

Gambar . 18 - ULS - kegagalan [ P621 2007 ] Gambar . 19 - Angkatan dan tekanan di bagian kritis di ULS

Dengan demikian , kriteria desain berikut berasal :

2

fy ⋅ ⋅ t w ib

PRK =⎛ h ' ( b

[ kN ] Eq . 5

2

+ b ) ⎞

i 2 3 2

4 ⋅ h +3 + ⋅ b ⎜ ⎝

s , i

e x

⎟ i⎠

dengan Yield fy baja kekuatan [ N/mm2 ] ,

hs , i Jarak dari pusat gravitasi untuk

critical section

= Hs - ( 1 - cos α ) ⋅ R [ mm ] ,

h'i = h' - ( 1 - cosα ) ⋅ R ,

sudut α bersama cutting edge , ara . 11 ,

tw ketebalan pelat dari web [ mm ] ,

Lebar bi di bagian kritis

= B1 - 2 ⋅ sin α ⋅ R [ mm ] ,

jarak antara ex konektor , ara . 13 .

Untuk bentuk puzzle tekanan setara maksimum diturunkan dari persamaan 5 telah ditemukan berada di α = 70 ° untuk POST yang sesuai dengan tes , lihat gambar 18 .

KELELAHAN KETAHANAN A EDGE GAS CUT

Desain kelelahan bagian baja dibagi menjadi dua bagian . Salah satu bagian yang didedikasikan untuk desain kelelahan dari web mengambil peningkatan stres karena efek bentukan gigi baja ke rekening. Bagian kedua memperlakukan estimasi tekanan kelelahan sepanjang tepi gas dipotong dari batang kayu itu sendiri , mengingat efek dari tegangan geser serta tegangan nominal di bagian baja dan verifikasi mereka .

Namun pada awalnya, ketahanan lelah gas dipotong tepi harus ditentukan . Menurut

Eurocode [ EC3 -1- 9] kategori kelelahan gas memotong tepi adalah 140 ketika ganti berikutnya adalah

diterapkan . Dengan ini semua tanda-tanda tepi diskontinuitas harus dihapus . Daerah cut adalah

untuk menjadi mesin atau tanah dan semua Gerinda untuk dihapus . Setiap goresan mesin , misalnya

dari penggilingan operasi , hanya dapat sejajar dengan tekanan . Jika dipotong memiliki dangkal dan teratur

baris tarik dengan kualitas dipotong II sesuai dengan EN 1090 ( untuk rel kereta api jembatan memotong kualitas I [ DIN FB 103 ] )

kategori kelelahan berkurang menjadi 125 . Untuk kedua kategori perbaikan dengan isi ulang las tidak diperbolehkan .

Sudut kembali peserta harus ditingkatkan dengan menggiling faktor konsentrasi tegangan yang sesuai .

Oleh karena kekasaran dan pemotongan toleransi dari proses oxy - pemotongan telah diukur dalam ketergantungan dengan kecepatan potong . Hasilnya ditunjukkan dalam tabel 2 . Penyimpangan kecil dan semua permukaan pemotongan kelas I.

Tabel 2 - Kekasaran dalam ketergantungan kecepatan potong

Cutting speed v permukaan Medium kekasaran Rz Toleransi rectangularity dan kemiringan

350 [ mm / min] 43-63 [ pM ] 0.10 [ mm ]

500 [ mm / min] 20-74 [ pM ] 0,40 [ mm ]

650 [ mm / min] 40-62 [ pM ] 0,25 [ mm ]

Dalam pengetahuan tambahan pada ketahanan lelah ditemukan dalam proyek penelitian [ P185 ] . dalam hal ini

memproyeksikan pengaruh kualitas pemotongan pada desain kelelahan terbuat dari baja halus -butiran

( menurut dari hari ini EN10025 - 4 ) telah diteliti . Telah dicatat , bahwa retak awal

terjadi dari permukaan meledak di zona terpengaruh panas ( HAZ ) dari pemotongan . Namun ia memiliki

telah menyadari bahwa berhenti pendek dari pemotong api mengurangi kekuatan kelelahan sampai 60 % . ini

Hasil dari perubahan inisiasi kegagalan untuk memotong tepi . Selanjutnya telah diamati bahwa

memalu ( efek yang mungkin terjadi karena palu dari konektor geser terus menerus dalam

kesenjangan yang plastified beton mungkin telah menghilang ) , kecepatan potong , pemanasan sebelum

memotong dan kekuatan material hampir tidak berpengaruh pada kekuatan kelelahan .

Oleh karena itu retak awal terjadi pada HAZ sepanjang memotong. Nilai desain konservatif karena itu diturunkan untuk ΔσC = 125 N/mm2 . Jika berhenti dari pemotong api tidak dapat dihindari harus mengambil tempat di lokasi yang tidak relevan dalam hal kelelahan .

KELELAHAN DESAIN WEB STEEL

Karena efek kedudukan gigi baja tekanan web sepanjang tepi potongan meningkat . Pengurangan karena geometri sebanding dengan efek oleh pengaku memanjang , namun hanya efek geometris harus dianggap sebagai kedudukan materi akibat pengelasan inexistent . Oleh karena itu verifikasi kelelahan harus dilakukan dengan kategori kelelahan gas potongan pinggirnya ΔσC = 125 N/mm2 menurut [ - EC3 1-9 ] dan :

Δσ E , 2 = Δσ N , w ⋅ βN [ N/mm2 ] Eq . 6

dengan : Δσ N , w tegangan longitudinal yang relevan di web sepanjang garis bawah konektor ,

βN menurut persamaan 3 .

KELELAHAN DESAIN DARI CONNECTOR STEEL

Kelelahan retak inisiasi dan propagasi tergantung pada tekanan prinsip sepanjang pemotongan

tepi . Untuk mendapatkan model desain analitik untuk kelelahan verifikasi tekanan prinsip memiliki

akibatnya harus dipertimbangkan , yang seharusnya tegak lurus dengan jari-jari (gambar 20 ) .

Gambar . 20 - Model Analytic untuk tegangan prinsip ( pada Gambar 21 - . Lintasan stres utama dalam

ketergantungan α sudut ) dowel ( PRD dan Pup ≠ 0 dan σN pengaruh )

Dengan loading ditetapkan sebelumnya dan ketergantungan dari α , kelelahan resistansi beban berikut telah diturunkan :

AP

FAT

= ( ΔσC - βN ⋅ Δσ ) ⋅N , w

b

t⎛⋅ cos α + 6h +

2

b ⋅ w r

[ kN ] Eq . 7

3h 'i ( b 2 + b3 ) ⎞⋅ α sin

r ⎜ si 2 ⋅ e ⎟ ⎝ x ⎠

dengan ΔσC

Kekuatan kelelahan gas memotong tepi [ N/mm2 ] ,

panjang br busur di bagian kritis⎛ 1 ⎞

hs , i , tw , h'i , ex , α lihat persamaan 5 ,

Δσ , β melihat persamaan 6 ,

=

π ( 90 - α ) ⎜ b1 - sinα ⋅ R ⎟⎝ ⎠ 2

[ mm ] .

90 ⋅ cosα

N , N w

Untuk geometri puzzle menyelidiki tekanan prinsip maksimum sepanjang tepi potongan, telah menurunkan pada α = sudut 20 ° .

RINGKASAN

Dalam tulisan ini , teknik konstruksi VFT - WIB dan keuntungan mereka disajikan . Selanjutnya masalah utama untuk konstruksi ini dalam desain telah diidentifikasi berdasarkan hasil eksperimen dari tahun-tahun sebelumnya dan hasil tes sendiri . Terutama desain kelelahan tooths baja penghubung geser terus menerus di sini untuk diperhatikan .

Akibatnya konsep desain untuk bagian baja penghubung geser terus menerus diterapkan dalam VFT - WIB konstruksi telah diturunkan . Fokus utama telah diletakkan pada pendekatan analitik untuk perhitungan tangan dan validasi oleh hasil eksperimen dan FEA .

Namun hal ini juga memungkinkan untuk menghitung Von Mises dan tekanan yang dihasilkan dari prinsip

pemuatan lokal dengan FEA dan untuk mendapatkan fungsi bentuk untuk setiap konektor . Faktor-faktor ini , Ael , L

dan Ael , U tertanam dalam persamaan 8 untuk desain akhir dengan pembebanan global yang [ preco - Beam ] .

σ =

1

saya

⎡ S y ⎛ 1 tanα⎢ V ⋅ ⎜ +

t ⎜ A A

⎞ ⎤⎟ + M ⋅ ⋅ β z N , w ⎥ [ N/mm2 ] Eq . 8⎟

y ⎣ w ⎝ el , el L , U ⎠ ⎦dengan V , M kekuatan transversal global dan lentur

saat dalam balok , masing-masing ,

αu mengangkat sudut , lihat Gambar . 13 ,

jarak z dari garis dasar

baja dowel ke sumbu netral ,

tw ketebalan web ,

Iy , Sy momen kedua dari luas dan saat daerah bagian baja , masing-masing.

REFERENSI

Deutsches Institut für Bautechnik ( DIBT ) : Zulassungsbescheid Perfobondleiste ,

Zulassungsnummer Z - 26,1-23 , Berlin 1991/07/22

DIN - Fachbericht 103 : Stahlbrücken . Deutsches Institut für Normung e.V. ( DIN ) . 2003

Döinghaus , P. , Hegger , J. , Trumpf , H. , Sedlacek , G. : zur Untersuchungen Duktilität der

Verbundmittel bei Anwendung von hochfestem Stahl und hochfestem Beton . P486/25/99 / AIF -

Nr . 12124 N. Arbeitsgemeinschaft industrieller Forschungsvereinigungen eV ,

Studiengesellschaft Stahlanwendung e.V. 2000

EN 1090 : Pelaksanaan struktur baja . Komite Eropa untuk Standarisasi ( CEN ) . 2004

EN 10025-4 : produk canai panas baja struktural - Bagian 4 : kondisi pengiriman Teknis termomekanis digulung weldable butir baja struktural baik-baik saja . Komite Eropa untuk Standarisasi ( CEN ) . 2004

Eurocode 3 : Desain struktur baja - Bagian 1-9 : Kelelahan . Komite Eropa untuk

Standardisasi ( CEN ) . 2005

Eurocode 4 ( EC4 ) : Desain baja komposit dan struktur beton - Bagian 1-1 : Persyaratan umum dan aturan untuk bangunan . Komite Eropa untuk Standarisasi ( CEN ) . 2004

Feldmann M. , Hegger J. , Hechler O. , Rauscher S. : zum Untersuchungen Trag - und

Verformungsverhalten von Verbundmitteln ruhender unter und nicht ruhender Belastung bei

Verwendung hochfester Werkstoffe . AIF - Forschungsvorhaben P621 , AIF - Nr . 13.867 ,

Arbeitsgemeinschaft industrieller Forschungsvereinigungen eV , FOSTA 2007

Lorenc W. , Ignatowicz R. , E. Kubica , Seidl G. : Model numerik koneksi geser oleh pena beton . Perkembangan terbaru dalam Rekayasa Mekanika Struktural dan Komputasi , Millpress 2007 , Rotterdam , Belanda .

Preco - Beam : prefabrikasi abadi balok komposit berdasarkan transmisi geser inovatif . Dana Penelitian Laporan Teknis No 2 . Batubara dan Baja , Kontrak N ° RFSR - CT -

2006-00030 . 2006/01/07 - 30/06/2009 .

Schmitt V. , Seidl G. : Verbundfertigteil - Bauweise im Brückenbau . Beton- und Stahlbetonbau 70 , Heft 8 , 2001

Schmitt V. , Seidl G. , M. Hever , Zapfe C. : Verbundbrücke Pocking - Inovatif VFT - Träger mit Betondübeln . Stahlbau 73 , Heft 6 , 2004

Schmitt V. , Seidl G. , Vogel C. , B. Schülke , Koch E. : zum Untersuchungen verstärkten Einsatz von Stahlverbundkonstruktionen bei Brücken kleiner und Mittlerer Spannweiten . Laporan Akhir , Forschungsvorhaben P 621 , Forschungsvereinigung Stahlanwendung eV 2005

Seidl G. : VFT - WIB - Konstruksi Metode . Kompendium 5th Jepang -Jerman Simposium Bersama Composite Bridges , Munich 2005

Wurzer O. : Zur Tragfähigkeit von Betondübel , Disertasi am Institut für Konstruktiven Ingenieurbau , Universität der Bundeswehr , München , Juni 1997

VFT ® adalah merek dagang terdaftar dari SSF Ingenieure