Notat om kompositkonstruktioner - Hjemmesider på ...

Ingeniørhøjskolen i Århus 

Bygningsteknik 

Bygningsdesign 

Notat om 

kompositkonstruktioner 

BK401 

Januar 2009 Peter Ehlers 

Lars German Hagsten

Indledning 

Eurocode 4, Kompositkonstruktioner, bygger videre på og henviser i stor udstrækning til 

Eurocode 2 og Eurocode 3. Der forudsættes i dette notat en vis fortrolighed med disse to 

normer. 

Ved udarbejdelse af notatet er der lånt figurer fra Gerd Wagenknecht: Composite Beams 

according to Eurocode 3 og fra det fælleseuropæiske ESDEP og SSEDTA-materiale. 

I det følgende anvendes generelt forkortelserne EC for Eurocode og NA for Nationalt 

Anneks. 

Introduktion 

Kompositkonstruktioner af stålbjælker og betondæk har i mange år været anvendt til 

brobygningskonstruktioner både i udlandet og i Danmark, med Øresundsbroen som et af de 

nyere eksempler herhjemme. 

I husbygningskonstruktioner er eksemplerne i Danmark endnu ret få, hvorimod princippet 

har haft stor udbredelse i udlandet i flere årtier. 

Kompositkonstruktioner kan inddeles i 3 grundelementer jf. figur 1 nedenfor. 

Figur 1. Kompositkonstruktioner, grundelementer. 

Valget af konstruktionstype – stål, beton eller komposit – afhænger af hvad der er mest 

fordelagtigt i den enkelte situation. Konstruktionerne kan blandes, fx således at kompositsøjler 

anvendes under en stålgitterkonstruktion, eller kompositbjælker anvendes oven på stål- 

eller betonsøjler. 

For at belyse fordelene ved kompositkonstruktioner er der i figur 2 vist en sammenligning 

mellem konstruktioner med hhv. uden kompositvirkning, altså med eller uden forskydningsforbindelse 

mellem stål- og betondel. 

1

Figur 2. Sammenligning af konstruktioner med hhv. uden kompositvirkning. 

Kompositvirkningen opnås, når stål og beton arbejder sammen. I en kompositsøjle kommer 

det ofte mere eller mindre af sig selv: Lasten fra den ovenliggende konstruktion fordeler sig 

på stål- og betondelen i forhold til deres bærevner ved en passende udformning af samlingsdetaljerne. 

For bjælker og dæk kræves der en effektiv forskydningsforbindelse – forskydningssamling - 

mellem stål og beton for at opnå kompositvirkning som illustreret i figur 3. 

Uden forskydningssamling er der ingen kompositvirkning, og pga. bjælkens nedbøjning vil 

oversiden af bjælken og undersiden af betonpladen blive forskudt i forhold til hinanden som 

vist til venstre på figuren. Dette fænomen kaldes endeglidning. 

Figur 3. Sammenhæng mellem forskydningssamling og tøjnings- og spændingsfordeling. 

2

Dimensioneringsgrundlag og materialer EC 4-1-1 kap. 2 og 3 

For beton, armering og stål korrigeres partialkoefficienten generelt med faktoren γ3 afhængig 

af kontrolklassen. Lempet kontrolklasse anvendes ikke. 

3.1 Beton 

Kontrolklasse: Normal Skærpet 

γ3 = 1,0 0,95 

Materialeparametre findes i EC 2-1-1 pkt. 3.1 (11.3 for letbeton) og NA. 

Partialkoefficienten på trykstyrken er γc = 1,45 γ3 

Ved undersøgelse af betonens trækstyrke tages udgangspunkt i middelværdien fctm 

Elasticitetstallet – sekantmodulet - bestemmes iht. NA til EC 2-1-1 som 

f ck 

Ecm = 0, 

7 ⋅ 51000 for korttidspåvirkninger 

f + 13 

ck 

Beton C 20/25 C25/30 C 30/37 C 35/45 C 40/50 C45/55 C 50/60 C60/75 

fck 20 25 30 35 40 45 50 60 

fctm 2,2 2,6 2,9 3,2 3,5 3,8 4,1 4,4 

Ecm 21636 23487 24907 26031 26943 27698 28333 29342 

Tabel 1. Materialeparametre for beton i MPa. 

3.2 Armering 

Der henvises igen til EC 2-1-1, hvor armeringsstål skal være ribbet og have karakteristisk 

flydespænding i intervallet 400 – 600 MPa. 

Armeringens karakteristiske flydespænding (0,2%-spænding) benævnes fsk i EC 4, og den 

regningsmæssige flydespænding er 

f 

sk 

fsd = 

γS 

hvor γS = 1,2 γ3 

Armeringens elasticitetsmodul benævnes Es i EC 4 og sættes til Es = 210000 MPa. 

3.3 Stål 

Stålets styrke- og stivhedstal fastlægges iht. EC 3-1-1. Beregningsreglerne i EC 4 gælder 

generelt for stål op til S355, og med enkelte tillægsregler, som ikke er medtaget i dette notat, 

op til S460. 

Stålets karakteristiske flydespænding benævnes fy i EC 4, og den regningsmæssige 

flydespænding er 

f 

y 

fyd = 

γM0 

hvor γM0 = 1,1 γ3 jf. NA til EC 3. 

3

For centralt påvirkede trykstænger jf. pkt. 6.7.3.5 benyttes dog 

f y 

fyd = fyd1 = 

γ 

M1 

hvor γM1 = 1,2 γ3 jf. NA til EC 3. 

Stålets elasticitetsmodul benævnes Ea i EC 4 og sættes til Ea = 210000 MPa. 

3.4.2 Forskydningsdyvler 

Forskydningssamlingen mellem stål og beton udføres stort set 

altid med påsvejste forskydningsdyvler med udformning som 

vist på figur 4, og reglerne i EC 4 gælder kun for denne 

type af forskydningssamling. 

Dyvlernes styrke angives ved brudspændingen, fu ≤ 500 MPa. 

Diameteren bør ligge i intervallet 16 mm ≤ d ≤ 25 mm. 

Partialkoefficienten for dyvlernes forskydningsbæreevne er 

γV = 1,35 γ3 jf. NA til EC 4. 

4 

Figur 4. 

Forskydningsdyvel. 

3.5. Profilerede stålplader til kompositdæk 

Der henvises til EC 3-1-3, pkt. 3.1 og 3.2, og eftervisning af stålpladerne følger generelt EC 

3-1-3. 

Analyse af konstruktioner EC 4-1-1 kap. 5 

Kapitel 5 indeholder en række anvisninger på, hvilke beregningsprincipper der kan bruges i 

forbindelse med kompositkonstruktioner, herunder bl.a.: 

5.1.3: klassifikation af samlinger som simple (charnier), kontinuerte (stive) eller semikontinuerte 

(halvstive), med henvisning til klassifikationen i EC 3-1-8 

5.2.1: Grænse for hvornår der skal regnes med 2.-ordenseffekt i rammer, jf. EC 3-1-1 

5.3.2: Hensyntagen til imperfektioner i bygninger, med henvisning til EC 3-1-1, punkt 5.3.2 

og 5.3.4 

5.4.1.2 Effektiv bredde af betonflange 

Den effektive bredde af en betonflange er begrænset af fænomenet "shear lag", som populært 

sagt betyder, at der er grænser for hvor hurtigt kraften fra forskydningsdyvlerne spreder sig 

ud i pladen. Derfor vil betonpladens effektive bredde være mindst i nærheden af understøtningerne 

og størst midt i fagene, se nedenstående figur 2, som svarer til figur 5.1 side 31 i 

EC 4. 

For beregning af en simpelt understøttet bjælke er det nok at bestemme beff midt i faget: 

beff = b0 + 2 bei = b0 + 2 ( L/8) = b0 + L/4 

dog beff ≤ b1 + b0 + b2 

jf. nedenstående figur. 

≥1,5 d 

d 

h

Figur 5. Ækvivalente spændvidder og effektive bredder for kontinuert bjælke. 

5.4.2.2. Virkningen af krybning og svind 

Ved elasticitetsteoretiske beregninger er stivhedsforholdet mellem stål og beton givet ved: 

hvor 

nL = n0 (1 + ψLφt ) 

n0 = Ea /Ecm er stivhedsforholdet for korttidslast 

ψL er en krybningsfaktor, som afhænger af belastningstypen 

φt er en krybningskoefficient (tidsafhængig), se EC 2-1-1 pkt. 3.1.3 

5.5 Tværsnitsklassifikation og beregningsmetode 

Der gælder samme regler for sammenhængen mellem tværsnitsklassifikation og beregningsprincipper 

som for stålkonstruktioner. Som udgangspunkt gælder også de samme grænser for 

tværsnitsklasserne som i EC 3, men den afstivende virkning af en betonudstøbning kan dog 

tages i regning, forudsat at der er god sammenhæng mellem beton og stål, se punkt 5.5.3. 

Brudgrænsetilstand, plastisk beregning EC 4-1-1 kap. 6 

Generelt 

For komposittværsnit i tværsnitsklasse 1 og 2 (og det er langt de fleste) kan regnes med 

plastisk spændingsfordeling. 

Som udgangspunkt forudsættes: 

- fuld samvirken mellem stål, beton og armering, dvs. fuld forskydningsforbindelse 

- plastisk spændingsfordeling i stålbjælke, med regningsmæssig flydespænding fyd 

i hhv. træk- og trykside 

- i tryksiden er betonspændingen 0,85 fcd og der ses bort fra armeringen. 

- i træksiden er betonspændingen 0 

- for negativt moment regnes med regningsmæssig flydespænding fsd i armeringen. 

Det er muligt at fravige den første forudsætning, fuld forskydningsforbindelse. Det bliver 

belyst sidst i dette afsnit. 

5

6.1.2 Effektive bredder 

Der forudsættes effektive bredder af betonflangen jf figur 5 ovenfor. Dog kan det foreklet 

antages, at der er en konstant effektiv bredde beff,1 (beff,3) for hele området med positivt 

moment, og konstant bredde beff,2 (beff,4) for hele området med negativt moment. 

Figur 6. 

Betegnelser på kompositbjælke. 

6.2.2 Lodret forskydningsbæreevne 

Forskydningsbæreevnen Vpl,Rd ved understøtninger m.m. bestemmes normalt på basis af 

stålbjælken alene ud fra beregningsreglerne i EC 3 pkt. 6.2.6. Betonpladens bidrag til 

forskydningsbæreevnen kan evt. medtages, men der gives ingen beregningsvejledning til 

dette. 

Kontrol for forskydningsfoldning kan undlades hvis kroppen overholder følgende krav: 

c / tw ≤ 70 ε uden betonomstøbning 

c / tw ≤ 124 ε med effektiv betonomstøbning 

Hvis dette ikke er opfyldt bestemmes bæreevnen mht. forskydningsfoldning Vb,Rd iht. 

EC 3-1-5 afsnit 5. 

6.2.2.4 Bøjning og forskydning 

Hvis den lodrette forskydningspåvirkning VEd er under halvdelen af forskydningsbæreevnen 

VRd kan der regnes med fuld udnyttelse af ståltværsnittet ved beregning af momentbæreevnen, 

svarende til ρ = 0 i de efterfølgende figurer. 

Når VEd > ½ VRd bestemmes ρ af: 

2 

⎛ 2VEd 

⎞ 

ρ = ⎜ − 1 

V ⎟ 

⎝ Rd ⎠ 

og der regnes med en reduceret spænding (1 - ρ) fyd i forskydningsarealet. 

6.2.1.2 Momentbæreevne ved fuld forskydningsforbindelse 

Nedenfor er vist eksempler på spændingsfordeling og beregning af momentbæreevnen ved 

forskellige placeringer af nullinien. I alle nedenstående spændingsfigurer forudsættes 

normalkraften N = 0. 

6 

tf 

beff 

ba 

tw 

hc 

hp 

r h 

ha

1. Nullinie i betonflangen 

Betonflangens trykbæreevne er større end stålbjælkens trækbæreevne. Der medregnes derfor 

kun arealet beff zc i betonflangen. 

Figur 7. Plastisk spændingsfordeling ved nullinie i betonflangen. Her er: 

Na = (Aa - ρ AV) fyd 

Nc,f = Na => zc = 

Mpl,Rd = Na z 

b 

eff 

Na 

0, 

85f 

cd 

≤ hc 

2. Nullinie i øverste bjælkeflange 

Betonflangens trykbæreevne er her lidt mindre end stålbjælkens trækbæreevne. Derfor 

medregnes en del af stålbjælkens trykflange til trykzonen. 

Momentbæreevnen bestemmes ud fra to kraftpar: Den trykpåvirkede del af overflangen 

danner et kraftpar sammen med den tilsvarende del af underflangen, og betonflangen danner 

et kraftpar med den resterende del af ståltværsnittet. 

Figur 8. Plastisk spændingsfordeling ved nullinie i øverste flange. Her er: 

Nc,f = beff hc 0,85 fcd 

Na = Nc,f 

ba 

beff 

Nf = zf ba fyd 

beff 

hc 

hp 

ha 

Mpl,Rd = Na z + Nf (ha - zf) 

hc 

hp 

ha 

zc 

zpl zf 

fyd 

0,85 fcd 

7 

fyd 

fyd 

0,85 fcd 

= 

(1-ρ) fyd 

z 

Nc,f 

(1-ρ) fyd 

Na 

z 

Nc,f 

+ 

Nf 

Na ha - zf 

Nf

3. Nullinie i bjælkekrop 

Betonflangens trykbæreevne er her noget mindre end profilets trækbæreevne, og hele 

overflange og en del af kroppen medregnes derfor til trykzonen. 

Lige som i tilfælde 2 ovenfor bestemmes momentbæreevnen i to trin. Betonflangens danner 

et kraftpar sammen med en del af kroppen med højden h0, og den resterende del af 

ståltværsnittet bidrager med et moment M1som markeret på figuren. 

Figur 9. Plastisk spændingsfordeling ved nullinie i bjælkekrop. Her er: 

Nc,f = beff hc 0,85 fcd 

Na = Nc,f => h0 = 

MRd = Na z + M1 

t 

w 

Na 

( 1− 

ρ) 

f 

yd 

≤ hw 

4. Negativt moment, nullinie i øverste bjælkeflange 

For negativt moment regnes betonflangen revnet, og kun armeringens trækbæreevne As fsd 

medregnes. 

Figur 10. Plastisk spændingsfordeling for negativt moment ved nullinie i øverste flange. 

Her er: 

Ns = As fsd 

Na = Ns 

tw 

beff 

ba 

beff 

ba 

tw 


hc 

hc 

hp 

ha 

hp 

ha 


zpl 

zpl 

fsd 

(1-ρ) fyd 

fyd 

0,85 fcd 

8 

zs 

zf 

fyd 

fyd 

(1-ρ) fyd 

= z + 

h0 

Ns 

z 

Nc,f 

Na 

= + 

Na 

M1 

Nf 

ha - zf 

Nf

5. Negativt moment, nullinie i bjælkekrop 

Beregningsprincippet minder meget om tilfælde 3. Armeringen danner et kraftpar med en del 

af bjælkekroppen, og den resterende del af bjælketværsnittet bidrager med et moment M1. 

Figur 11. Plastisk spændingsfordeling for negativt moment ved nullinie i bjælkekrop. Her er: 

Ns = As fsd 

Na = Ns => h0 = 

Mpl,Rd = Na z + M1 

t 

w 

Na 

( 1− 

ρ) 

f 

yd 

≤ hw 

Momentbæreevne ved delvis forskydningssamling 

For positivt moment er det tilladt at udføre bjælker med delvis forskydningssamling. Det vil 

sige at forskydningsdyvlernes bæreevne er mindre end betonflangens trykbæreevne – eller 

bjælkens trækbæreevne, hvis den er mindre. 

Derfor udnyttes kun en del af den maksimalt opnåelige trykkraft Nc,f. Trykkraften bliver så 

Nc = η Nc,f, hvor η angiver graden af forskydningssamling. 

Ved beregning af momentbæreevnen regnes Nc at ligge i den øverste del af betontværsnittet 

over højden zc = η zc,f, hvor zc,f angiver trykzonehøjden hørende til Nc,f. 

Tilfælde 1 ovenfor kan kun opnås med fuld forskydningssamling. 

For tilfælde 2 og 3 derimod fås en lidt anden spændingsfigur ved delvis forskydningssamling, 

se nedenfor. 

2a. Delvis forskydningssamling, nullinie i øverste bjælkeflange 

tf 

ba 

beff 

beff 

ba 

tw 

tw 

hc 

hp 

hc 

hp 

ha 

ha 

zpl 

zc 

Figur 12. Plastisk spændingsfordeling ved delvis forskydningssamling ved nullinie i 

øverste flange. Her er: 

Nc = beff zc 0,85 fcd hvor zc = η hc 

fsd 

(1-ρ) fyd 

zpl zf 

9 

zs 

fyd 

0,85 fcd 

fyd 

fyd 

= 

(1-ρ) fyd 

h0 

Ns 

z 

z 

Na 

Nc 

= + 

Na 

+ 

M1 

Nf 

ha - zf 

Nf

Na = Nc 



3a. Delvis forskydningssamling, nullinie i bjælkekrop 

beff 

ba 

tw 

Figur 13. Plastisk spændingsfordeling ved delvis forskydningssamling og nullinie i 

bjælkekrop. Her er 

Nc = beff zc 0,85 fcd , hvor zc = η hc 

Na = Nc => h0 = 

Mpl,Rd = Na z + M1 

t 

w 

Na 

( 1− 

ρ) 

f 

yd 

≤ hw 

6.2.1.5 Brudgrænsetilstand, elastisk beregning 

Hvis den plastiske bæreevne ikke kan udnyttes, fordi (de trykkede dele af) ståltværsnittet 

ligger i tværsnitsklasse 3 eller 4, anvendes en elastisk spændingsfordeling ud fra følgende 

forudsætninger: 

- største betontrykspænding σc ≤ fcd. Der regnes ikke med trækspændinger i beton. 

- største spænding i stålbjælken σa ≤ fyd 

hc 

hp 

ha 

zc 

zpl 

fyd 

0,85 fcd Nc 

- største spænding i armeringen σs ≤ fsd (trykpåvirket armering kan ignoreres) 

- elasticitetstallet for beton fastlægges ud fra lastvarigheden som angivet i pkt. 5.4.2.2. 

Beregningsmetoden er iøvrigt den samme som for anvendelsesgrænsetilstand, se nedenfor. 

10 

fyd 

= 

(1-ρ) fyd 

h0 

z 

Na 

+ 

M1

Anvendelsesgrænsetilstand EC 4-1-1 kap. 7 

Beregningen baseres på en elastisk spændingsfordeling. Det forudsættes, at betonpladen og 

stålbjælkerne er fuldt samvirkende. Denne samvirken sikres af forskydningselementerne, 

som behandles i næste afsnit i nærværende notat. 

Der ses i det følgende på et symmetrisk tværsnit som vist i nedenstående figur. 

nullinie 

Figur 14. Kompositbjælke. 

My 

beff 

C 

L 

Tværsnitskonstanter 

For My > 0 er hele tværsnittet aktivt. For My < 0 kan betonens bidrag medtages under 

forudsætning af at den maksimale trækspænding i betonen er mindre end 2 gange den 

enaksede karakteristiske trækstyrke fctm . Er dette ikke opfyldt skal nye tværsnitskonstanter 

for det transformerede tværsnit bestemmes, således at bidragene fra områder med større 

trækspændinger end 2 gange den enaksede trækstyrke ikke medtages, jf. nederste eksempel i 

figur 15. 

Bestemmelse af tværsnitskonstanter svarer principielt til bestemmelse af transformerede 

tværsnitskonstanter for armerede betonbjælker, dvs at der skal tages hensyn til forskellene i 

elasticitetsmodulet for stål hhv. beton. Elasicitetsmodulet for beton afhænger tillige af 

belastningens varighed, idet der opereres med hhv korttidslast og langtidslast (kvasipermanent 

last). Denne forskel skyldes krybning i betonen. Krybning i betonen medfører at 

tøjningen vokser som funktion af tiden for fastholdt lastpåvirkning. 

Forholdet mellem elasticitetsmodulerne for stål og for beton benævnes som tidligere nævnt 

nL, se EC 4-1-1 pkt. 5.4.2.2. 

For korttidslast er nL = n0 = Ea/Ecm 

For langtidslast er nL = n0(1 + ψL φt) 

hvor ψL er krybningsfaktoren, ψL = 1,1 for permanent (og kvasipermanent) last 

φt er krybningskoefficienten, φt = φ(∞,t0) fra EC 2-1-1 afsnit 3.1.4 

Tværsnitskonstanterne bestemmes med elasticitetsmodulet for stål som referenceelasticitetsmodul. 

Det statiske moment for det transformerede tværsnit om oversiden af betonpladen er givet 

ved: 

Str = 1/nL · beff · ½ · hc 2 + As · zs + Aa · (hc + ½ ha) 

hvor As er armeringens areal og Aa er stålprofilets areal. For at medtage armeringen 

forudsættes det at denne er forankret. 

11 

zy 

hc 

ha 

h 

zs

Arealet af det transformerede tværsnit: 

Atr = 1/nL · beff · hc + As + Aa 

Nulliniens placering i forhold til betonpladens overside for det transformerede tværsnit 

er givet ved: 

zy = Str/Atr 

Inertimomentet for det transformerede tværsnit er givet ved: 

Itr = 1/nL · 1/12 · beff · hc 3 + 1/nL · beff · hc (zy – hc/2) 2 + As(zy - zs) 2 + Ia + Aa (hc + ½ha - zy) 2 

hvor Ia er stålprofilets eget inertimoment. 

I figuren nedenfor er tøjninger og spændinger over tværsnittet vist. 

nullinie 

My 

C 

L 

Træk regnes positivt 

nullinie 

My 

C 

L 

Figur 15. Elastisk spændingsfordeling ved positivt og negativt moment. 

+ 

tøjning 

+ 

_ 

12 

+ 

- 

spænding 

tøjning 

spænding 

For My < 0 og maksimal trækspænding i beton mindre end 2 x fctk. Må ikke anvendes 

ved tværsnitsundersøgelse i brudgrænsetilstanden 

nullinie 

My 

C 

L 

+ 

_ 

_ 

tøjning 

+ 

_ 

σc,o= - 1/nL · My/Itr · zy 

_ 

σc = 0 

spænding 

For My < 0 og maksimal trækspænding i beton ved første beregning større end 2 x fctk, samt i 

brudgrænsetilstanden ved elastisk spændingsfordeling 

+ 

σs = - My/Itr · (zy - zs) 

σc,o= - 1/nL · My/Itr · zy 

σc,u = -1/nL · My/Itr · (zy-hc) 

σa,o = - My/Itr · (zy-hc) 

σa,u = My/Itr · (hc+ha-zy) 

σc,u = -1/nL · My/Itr · (zy-hc) 





σa,u = My/Itr · (hc+ha-zy) 

σa,u = My/Itr · (hc+ha-zy)

Bemærk, at der skal bestemmes nye tværsnitskonstanter når bidraget fra betondelen ved 

negativt moment ikke må medregnes, svarende til den nederste af ovenstående figurer. Dvs. 

at betonarealet udgår i ovennævnte udtryk for areal, statisk moment og inertimoment. 

Desuden afhænger deformationerne af svind i betonen. Ligeledes afhænger snitkraftfordelingen 

i statisk ubestemte konstruktioner af svind i betonen såfremt snitkraftfordelingen 

bestemmes på basis af elasticitetsteorien. Dette emne behandles i et efterfølgende afsnit. 

Eksempel. 

Bestemmelse af tværsnitskonstanter og udbøjning for korttidslast hhv. langtidslast. 

Der betragtes et tværsnit som vist i nedenståede figur, med beff = 2 m. Armeringen regnes at 

ligge ca. midt i pladen. 

Tværsnittet regnes urevnet, dvs. at betondelen regnes aktiv, hvorved de ovenfor opskrevne 

udtryk for areal, statisk moment og inertimoment direkte kan anvendes. 

Momentet fra korttidslast: My,kort = 100 kNm 

Momentet fra langtidslast: My,lang = 300 kNm 

nullinie 

Figur 16. Kompositbjælke, eksempel. 

Profil: (HE300B) 

ha = 300 mm 

Aa = 14900 mm 2 

Ia = 251,7 · 10 6 mm 4 

Ea = 210000 MPa 

Armering: (Y10/150) 

As = π/4 · 10 2 · 2000/150 = 1047 mm 2 

zs = 65 mm 

Es = 210000 MPa 

Beton: 

beff = 2000 mm 

hc = 125 mm 

Ac = 2000 · 125 = 250000 mm 2 

My 

Ic = 1/12 · 2000 · 125 3 = 326 · 10 6 mm 4 

fck = 35 MPa 

beff = 2000 

Korttids stivhedsforhold n0 = Ea /Ecm = 210000/26031 = 8,07 

Krybetallet er bestemt til φt = 3,0 

Langtids stivhedsforhold nL = n0(l + ψL φt) = 8,07(1 + 1,1 · 3) = 34,7 

C 

L 

13 

Y10/150 

z 

zy 

hc=125 

ha=300 

zs = 65 

h = 425

Transformerede tværsnitskonstanter for korttidslast: 

Atr = 1/8,07 · 2000 · 125 + 1047 + 14900 = 46926 mm 2 

Str = 1/8,07 · 2000 · ½ · 125 2 + 1047 · 65 + 14900 · (125 + ½ · 300) = 6102 · 10 3 mm 3 

zy = Str/Atr = 6102 · 10 3 /46926 = 130 mm 

Itr = 1/8,07 · 1/12 · 2000 · 125 3 + 1/8,07 · 2000 · 125 (130 – 125/2) 2 + 1047 (130 - 65) 2 + 

251,7 · 10 6 + 14900 (125 + ½ · 300 - 130) 2 = 751 · 10 6 mm 4 

Spændinger bestemmes af Mkort/(Itr · n0) · z for beton og Mkort/Itr · z for stål. 

Figur 17. 

Spændinger for 

korttidslast. 

Tilsvarende for langtidslast: 

nL = 34,7 

Transformerede tværsnitskonstanter for langtidslast: 

Atr = 1/34,7 · 2000 · 125 + 1047 + 14900 = 23152 mm 2 

Str = 1/34,7 · 2000 · ½ · 125 2 + 1047 · 65 + 14900 · (125 + ½ · 300) = 4616 · 10 3 mm 3 

zy = Str/Atr = 4616 · 10 3 /23152 = 199 mm 

Itr = 1/34,7 · 1/12 · 2000 · 125 3 + 1/34,7 · 2000 · 125 (199 – 125/2) 2 + 1047 (199 - 65) 2 + 

251,7 · 10 6 + 14900 (125 + ½ · 300 - 199) 2 = 500 · 10 6 mm 4 

Spændinger bestemmes af Mlang/(Itr · nL) · z for beton og Mlang/Itr · z for stål. 

Figur 18. 

Spændinger for 

langtidslast. 

+ 

tøjning 

+ 

tøjning 

_ 

Til disse spændinger lægges evt. bidrag fra svind ved superposition. 

_ 

14 

+ 

- 

spænding 

+ 

- 

spænding 

σc,o= - 2,14 MPa 

σs = - 8,65 MPa 

σc,u = - 0,08 MPa 

σa,o = - 0,67 MPa 

σa,u = 39,3 MPa 

σc,o= - 3,44 MPa 

σs = - 80,4 MPa 

σc,u = - 1,28 MPa 

σa,o = - 44,4 MPa 

σa,u = 136 MPa

Svind 

I de første par år efter støbningen opstår der et lille svind i betonen. Når betonen trækker sig 

sammen pga. dette svind, vil stålprofilet forsøge at hindre sammentrækningen. Det medfører 

en bøjningspåvirkning i konstruktionen med tilhørende bøjningsspændinger. 

I EC 4-1-1 pkt. 3.1(4) angives det, at det er tilladt at se bort fra virkningen af svind, også ved 

beregning af udbøjninger. 

Hvis virkningen af svind alligevel ønskes vurderet, anføres det i noten nedenunder, at 

værdierne for svind, beregnet efter EC 2, ofte vil være for store, og det anbefales at anvende 

værdien angivet i EC 4 Anneks C. 

Spændinger og deformationer 

Vi betragter i første omgang den tænkte situation at sammentrækningen af beton som følge 

af svind kan foregå frit, dvs. vi tænker os sammenhængen mellem betonplade og stålprofil 

brudt. Sammentrækningen er givet ved: Δl = εsvind · bjælkens længde, se figuren nedenfor, 

som viser et snit parallelt med stålprofilet. 

½Δl 

Figur 19. Frit svind i betonflange. 

Vi påsætter herefter en fiktiv ydre kraft af en sådan størrelse at forlængelsen herved lige 

netop svarer til sammentrækningen fra svindet. Størrelsen på denne fiktive kraft er: 

NEd = εsvind · Ec · Ac 

hvor Ec = Ecm /(l + ψL φt) er elasticitetsmodulet for langtidslast. 

εsvind findes i EC 4-1-1 Anneks C. For almindelig beton regnes med εsvind = 325 · 10 -6 . 

Samvirkningen mellem beton og stål tænkes nu genetableret, og betonen vil på grund af 

svindet yde et tryk på den sammensatte konstruktion af størrelse NEd. 

Denne kraft virker i betonen tyngdepunktslinie og kan ækvivaleres med et moment og en 

normalkraft placeret i nullinien, se figuren nedenfor. 

nullinie 

Figur 20. Snitkræfter pga. svind. 

N Ed 

≈ 

a c 

15 

NEd 

½Δl 

M Ed = a c N Ed

Eksempel 

Beregning af spændinger og nedbøjning på grund af svind 

Bjælken fra ovenstående eksempel betragtes igen: 

εsvind = 325 · 10 -6 

Ec = Ecm /(l + ψL φt) = 26031/(1 + 1,1 · 3) = 6054 MPa 

Indsat fås: 

NEd = 325 · 10 -6 · 6054 · 250000 · 10 -3 = 492 kN 

MEd = NEd · ac = 492 · (199-65) · 10 -3 = 65,9 kNm (konstant moment i hele bjælkens længde) 

Nedbøjningen fra svind kan bestemmes af: 

usvind = 1/8 · MEd · L 2 /(Ea · Itr) 

hvor L er bjælkens længde. 

For en bjælke med længden 8 m haves: 

usvind = 1/8 · 65,9 ·10 6 · 8000 2 /(210000 · 500 · 10 6 ) = 5,0 mm 

Tøjninger og spændinger er vist i figuren nedenfor. 

nullinie 

tøjninger εM εN εsvind 

nullinie 

Figur 21. Tøjninger og spændinger som følge af svind. 

+ 

+ 

- 0,76 MPa 

- 17,7 MPa 

- 0,28 MPa 

- 9,75 MPa 

29,8 MPa 

spændinger σM σN σsvind 

_ 

16 

_ 

_ 

- 0,61 MPa 1,97 MPa 

- 21,3 MPa 

- 21,3 MPa 

+ 

+ 

+ 

_ 

Σσ 

0,60 MPa 

- 39,0 MPa 

1,08 MPa 

- 31,1 MPa 

8,5 MPa

Forskydningssamling EC 4-1-1 afsn. 6.6 

Forskydningssamling med dyvler 

Som tidligere nævnt udføres forskydningssamlingen mellem beton og stålprofil i langt de 

fleste tilfælde ved hjælp af påsvejste forskydningsdyvler, se figur 4 s. 4, og EC 4-1-1 angiver 

kun bæreevner for denne type af forskydningssamlinger. 

Hvis dyvlerne overholder følgende betingelser: 

fu ≤ 500 MPa. 

16 mm ≤ d ≤ 25 mm. 

h ≥ 4 d 

- kan de regnes at være duktile (deformerbare, seje), og forskydningskraften mellem 

betonplade og profil kan under visse betingelser, se nedenfor, regnes jævnt fordelt på 

dyvlerne over en delstrækning l. Forskydningskraften over en delstrækning - VL1 over 

strækningen l1, hhv. VL2 over strækningen l2 på figur 22 - bestemmes som summen af de 

kræfter, der virker på betondelen som markeret på figuren. 

Figur 22. 

Delstrækninger og 

langsgående 

forskydningskraft. 

Dyvler, som opfylder ovenstående betingelser, kan regnes at være duktile ved fuld 

forskydningssamling, samt ved delvis forskydningssamling inden for følgende grænser, se 

EC 4 pkt. 6.6.1.2(1) og 6.6.1.3: 

- Bjælkerne tilhører tværsnitsklasse 1 eller 2. 

- Komposittværsnittets plastiske bæreevne Mpl,Rd ≤ 2,5 Mpl,a,Rd, 

hvor Mpl,a,Rd er stålprofilets egen momentbæreevne 

For stålbjælker med ens flanger: 

Le ≤ 25 m: η ≥ 1 - (355/fy)(0,75 - 0,03 Le) η ≥ 0,4 

Le > 25 m: η ≥ 1 

hvor Le er afstanden mellem momentnulpunkter, se figur 3 ovenfor og figur 5.1 i EC 4. 

η er graden af forskydningssamling. 

Desuden angives der grænser gældende for stålbjælker med ulige store flanger og en 

interpolationsregel, samt regler for lidt afvigende geometrier, se pkt. 6.6.1.2(3). 

Hvis ovenstående betingelser er opfyldt, kan forskydningselementerne (dyvlerne) regnes at 

være duktile, og de kan derfor fordeles jævnt over strækningen l1 hhv. l2. 

Hvis forskydningselementerne ikke kan regnes at være duktile, dimensioneres de for den 

aktuelle forskydningskraft i hvert snit, dvs. at tætheden af forskydningselementer følger 

forskydningskraftkurven. 

l 1 

A B 

17 

MB 

VL1 

Nc 

Nc 

VL2 

l 1 

l 2 

l 2 

Ns

hf 

hf 

6.6.3.1 Regningsmæssig bæreevne af dyvler 

Bæreevnen PRd pr. dyvel i massiv beton regnes at være den mindste værdi af 

og 

hvor 

PRd = 

PRd = 

0, 

8 f 

γ 

u 

v 

π d 

4 

0, 

29α 

d 

2 

γ 

2 

v 

f 

ck 

E 

cm 

(forskydningsbrud i dyvel) 

(brud i beton) 

α = 0,2 (hsc /d + 1) for 3 ≤ hsc /d ≤ 4, α = 1 for hsc /d > 4 

γv er partialkoefficienten, γv = 1,35 γ3 jf. NA 

hsc er dyvlens højde 

d er dyvlens skaftediameter, 16mm ≤ d ≤ 25 mm 

fu er dyvlens trækstyrke, fu ≤ 500 Mpa 

fck er betonens trykstyrke 

6.6.4.1 og 6.6.4.2 Dyvler i dæk med profilerede stålplader 

Der angives i disse to punkter reduktionsfaktorer for dyvlernes bæreevne i de tilfælde, hvor 

dyvlerne monteres i bunden af ribberne i et dæk udstøbt på profilerede stålplader. 

6.6.6 Langsgående forskydning i betonpladen. 

Ud over beregning af det nødvendige antal dyvler skal det også kontrolleres, at betonpladens 

forskydningsbæreevne er tilstrækkelig. 

EC 4 angiver hvilke snit der skal undersøges, jf. figur 23, men henviser iøvrigt til EC 2-1-1 

pkt 6.2.4 mht. beregning af forskydningsbæreevnen. 

b b 

c b b c 

a 

a 

a 

a 

c b b c 

(b))(b) 

Figur 23. Potentielle snitflader til forskydningsundersøgelse, jf. EC 4-1-1 fig. 6.15 og 6.16. 

Bæreevneeftervisningen baseres iht. EC 2-1-1 pkt 6.2.4 på en beregningsmodel, hvor flangen 

betragtes som en række skrå trykdiagonaler, og armeringen optager de udadrettede kræfter 

fra trykdiagonalerne. 

Forskydningskraften VEd i et givet snit kan iht. EC 4-1-1 pkt 6.6.6.1(4) regnes jævnt fordelt 

over den aktuelle delstrækning ∆x, hvor ∆x svarer til strækning l1 hhv. l2 på figur 22 

ovenfor. Herudfra bestemmes forskydningsspændingen νEd, og styrken kontrolleres. 

18 

a 

a 

a 

a 

d d 

c b b c 

a 

a 

a 

a 

hf 

hf

EC 2-1-1 pkt 6.2.1(4) – notation tilpasset EC 4: 

Nødvendig tværarmering pr. længdeenhed Asf /sf [mm 2 /mm]: 

A 

s 

sf 

f 

f 

sd 

υEd 

h 

≥ 

cot θ 

f 

f 

⇔ 

A 

s 

sf 

f 

υEd 

h f ≥ 

cot θ f 

Kontrol af forskydningsspændingen for at forhindre trykbrud i trykstænger: 

νEd = 

VEd 

≤ ν fcd sin θf cos θf 

h ∆x 

f 

hvor 1 ≤ cot θf ≤ 2 for trykflanger, 1 ≤ cot θf ≤ 1,25 for trækflanger 

f ck 

ν = νv = 0, 

7 − ≥ 0, 

45 , 

200 

ν er en effektivitetsfaktor jf. NA til EC 2-1-1 

hf er længden (bredden) af den betragtede snitflade. 

f 

sd 

For snit rundt om forskydningsdyvlerne, snit b-b, c-c og d-d på figur 23, er hf lig med 

længden af snittet, og ved bestemmelse af Asf /sf tæller armeringen dobbelt, fordi der er to 

snit gennem stængerne. Men der medregnes kun den armering som passerer gennem snittet, 

se også tabellerne i EC 4-1-1 figur 6.15 og 6.16. 

Hvis der anvendes kompositdæk med spændretning på tværs af den betragtede bjælke, kan 

den profilerede stålplade medregnes i armeringsarealet, se EC 4-1-1 pkt. 6.6.6.4(4). 

6.6.6.3 Minimumsarmering 

Der henvises til EC 2-1-1 pkt. 9.2.2(5), som egentlig handler om bøjlearmering i bjælker. 

Med notation tilpasset EC 4 og for armering vinkelret på bjælken (sin α = 1) er kravet: 

A 

s 

ρ 

0, 

063 

sf 

ck 

≥ w, 

min = 

(dimensionsløs) 

f hf 

fsk 

Værdien af ρw,min er angivet i NA til EC 2-1-1. 

f 

19

Søjler og trykpåvirkede elementer EC 4-1-1 afsn. 6.7 

Beregningsreglerne for søjler gælder for en række forskellige komposittværsnit som angivet 

på figur 24 herunder. 

y 

d 

y 

cy 

a 

bc 

b 

z 

b 

z 

tw 

Figur 24. Typiske kompositsøjler. 

6.7.1 Generelt 

Reglerne gælder for stålkvaliteter fra S235 til S460 og for beton i styrkeklasser fra C20/25 til 

C50/60. 

Stålets bidrag til den plastiske bæreevne δ bør være mellem 20% og 90%: 

A a f yd 

0,2 ≤ δ ≤ 0,9, hvor δ = jf. pkt. 6.7.3.3(1) 

Hvis følgende betingelser er opfyldt: 

t 

cy 

tf 

t 

cz 

h hc 

cz 

h 

N 

pl, 

Rd 

- for cirkulære rørprofiler (e og f): d/t ≤ 

- for rektangulære rør (d): h/t ≤52 

y 

y 

t 

e 

b 

b = bc 

20 

235 

90 

f y 

235 

f y 

- for delvis indstøbte stålprofiler (b og c): b/tf ≤ 44 

235 

f y 

- kan der ses bort fra lokal foldning af ståltværsnittet ved bæreevneberegningen. 

z 

d 

z 

h = hc 

6.7.2 Generel dimensioneringsmetode 

Kompositsøjler kan – lige som stålsøjler – eftervises med en beregningsmodel, som 

medtager alle imperfektioner og alle relevante andenordensvirkninger samt svind og 

krybning. Det medfører i praksis en eller anden form for FEM–modellering og bliver altså 

ret beregningstungt. 

tf 

y 

y 

t 

f 

c 

b = bc 

tw tw 

b 

d 

z 

z 

tf 

h = hc

6.7.3 Forenklet dimensioneringsmetode 

Den forenklede metode er et noget simplere alternativ til den generelle metode, som til 

gengæld har et mere begrænset gyldighedsområde. 

Metoden forudsætter, at tværsnittet er dobbeltsymmetrisk og med konstant tværsnit, og at 

slankhedstallet opfylder betingelsen: 

λ ≤ 2, 

0 

For fuldt indstøbte tværsnit jf. figur 24 (a) kan der højst medregnes et betondæklag på 

cz ≤ 0,3 h og cy ≤ 0,4 h 

Der kan højst medregnes længdearmering svarende til 6% af betonarealet. 

6.7.3.2 Tværsnittets bæreevne 

Bæreevnen for centralt tryk (uden søjlevirkning) beregnes som: 

Npl,Rd = Aa fyd + 0,85 Ac fcd + As fsd 

for indstøbte og delvis indstøbte ståltværsnit, jf. figur 24 a-c, og 

Npl,Rd = Aa fyd + Ac fcd + As fsd 

for betonfyldte tværsnit, jf. figur 24 d-f. 

I pkt 6.7.3.2(6) gives der mulighed for at hæve betonens trykstyrke yderligere for cirkulære 

betonfyldte tværsnit. 

6.7.3.3 Effektiv bøjningsstivhed og relativ slankhed 

Den relative slankhed for trykstænger er givet ved: 

λ = 

N 

pl, 

Rk 

N 

cr 

hvor Npl,Rk = Aa fy + 0,85 Ac fck + As fsk for indstøbte tværsnit 

Npl,Rk = Aa fy + 1,0 Ac fck + As fsk for udstøbte tværsnit (rør) 

π ( EI) 

L 

2 

N cr = 2 

eff er den kritiske normalkraft (Eulerkraften) 

Til beregning af Ncr benyttes den effektive bøjningsstivhed for komposittværsnittet: 

(EI)eff = Ea Ia + Es Is + Ke Ec,eff Ic 

hvor Ke = 0,6 er en korrektionsfaktor 

Ic bestemmes for det ikke-revnede betontværsnit 

Ec,eff er betonens effektive bøjningsstivhed under hensyntagen til lastvarigheden. 

Betonens effektive bøjningsstivhed Ec,eff bestemmes af: 

Ec,eff = Ecm 

1+ 

( N 

1 

/ N ) φ 

G, 

Ed 

hvor Ecm er korttids-elasticitetstallet for beton, se tabel 1 s. 3. 

Ed 

NG,Ed /NEd er forholdet mellem permanent last og total last 

φt er krybningskoefficienten iht. EC 2-1-1 

t 

21

6.7.3.5 Bæreevne for aksialt tryk, forenklet beregning 

Bæreevnen for en centalt påvirket trykstang kan bestemmes som 

Nb,Rd = χ Npl,Rd 

hvor χ er søjlereduktionsfaktoren bestemt ud fra λ ovenfor og søjlekurverne i EC 3-1-1, 

idet søjlekurven vælges ud fra EC 4-1-1 tabel 6.5 

Npl,Rd = Aa fyd1 + 0,85 Ac fcd + As fsd for indstøbte tværsnit og 

Npl,Rd = Aa fyd1 + 1,0 Ac fcd + As fsd 

Bemærk at der i dette specielle tilfælde benyttes flydespændingen fyd1 for ståldelen. 

6.7.3.4 Beregningsmetoder og elementimperfektioner 

Som alternativ til ovenstående, og for alle trykstænger hvor der også optræder momenter, 

tages der hensyn til andenordensvirkninger ud fra en effektiv bøjningsstivhed 

(EI)eff,II = K0 (Ea Ia + Es Is + Ke,II Ec,eff Ic ) 

hvor Ke,II = 0,5 er en korrektionsfaktor 

K0 = 0,9 er en kalibreringsfaktor 

I henhold til EC 4-1-1 pkt. 5.2.1(3) kan der ses bort fra andenordensvirkninger, hvis 

Ncr,eff ≥ 10 NEd. 

Andenordensvirkninger tages i regning ved at bestemme snitkræfterne ud fra ækvivalente 

geometriske imperfektioner som angivet i EC 4-1-1 tabel 6.5 og derefter forøge det største 

regningsmæssige moment med faktoren k: 

β 

k = 

≥ 1 

1− 

N 

Ed 

/ N 

cr, 

eff 

hvor β er en ækvivalent momentfaktor jf. EC 4-1-1 tabel 6.4, 0,44 ≤ β ≤ 1,0 

2 

π ( EI) 

N cr, 

eff = 

L 

eff , II 

2 

6.7.3.6 Kombineret tryk og enakset bøjning 

Bæreevnen kontrolleres ud fra formlen 

M 

M 

Ed 

pl, 

N, 

Rd 

≤ αM 

⇔ MEd 

≤ αMM 

pl, 

N, 

Rd 

hvor MEd er det regningsmæssige moment incl. ækvivalente geometriske imperfektioner, 

og evt. forøget med faktoren k som angivet ovenfor. 

Mpl,N,Rd er den plastiske momentbæreevne bestemt ud fra betonens interaktionskurve 

(N-M-diagram) ved den samtidige normalkraft NEd, se EC 4-1-1 figur 6.18 og 6.19 

og nedenstående figurer 25 og 26. 

αM er en koefficient som sættes til 0,9 for S235 – S355, og 0,8 for S460. 

EC 4-1-1 angiver, at Mpl,N,Rd = µd Mpl,Rd og angiver interaktionskurven på dimensionsløs 

form, se figur 6.20, men ved praktisk beregning er det mere bekvemt at bestemme Mpl,N,Rd 

direkte og derefter kontrollere bæreevneudtrykket ovenfor. 

22

A 

B 

C 

D 

hn 

hn 

hn 

2hn 

2h n 

0,85f cd fyd fsd 

0,85fcd fyd fsd 

0,85f cd fyd fsd 

0,85fcd fyd fsd 

Figur 25. Spændingsfordeling for fire punkter i M-N-diagrammet. 

N 

Npl.Rd 

Npm.Rd 

0,5 Npm.Rd 

0 

A 

E 

23 

+ 

+ 

+ 

+ 

Bæreevne 

+ 

+ 

+ 

Tilnærmet bæreevne 

Mpl.Rd Mmax.Rd 

Mpl.Rd 

Npl.Rd 

Mmax.Rd 

Mpl.Rd 

Npm.Rd 

½ Npm.Rd 

Figur 26. Interaktionskurve. Hvis der er behov for det, kan et punkt E beregnes mellem A 

og C for at komme tættere på den korrekte bæreevne. 

B 

C 

D 

M

Bemærk at den ekstra momentbæreevne mellem punkt B og C kun må tages i regning, hvis 

MEd er direkte sammenhørende med NEd og altså ikke kan forekomme ved andre værdier af 

N. 

I modsat fald må Mpl,N,Rd ikke regnes større end Mpl,Rd svarende til punkt B hhv. C. 

Det er ikke nødvendigt at bestemme hele M-N-diagrammet, medmindre der skal eftervises 

en række forskellige lastkombinationer med meget forskellige værdier af NEd, og det er 

heller ikke væsentligt om man finder de præcise punkter A-E angivet ovenfor, 

Ved praktisk beregning af en enkelt lastkombination er det tilstrækkeligt at gætte et par 

nullinieplaceringer, som giver NRd lidt mindre hhv. lidt større end NEd, og kontrollere 

bæreevnen herudfra, jf. figur 27. 

Figur 27. Eksempel på bæreevnekontrol for en enkelt lastkombination. 

6.7.3.7 Tryk og toakset bøjning 

Følgende bæreevneudtryk kontrolleres: 

My,Ed ≤ αM Mpl,y,N,Rd 

Mz,Ed ≤ αM Mpl,z,N,Rd 

M 

M 

y, 

Ed 

pl, 

y, 

N, 

Rd 

M 

+ 

M 

z, 

Ed 

pl, 

z, 

N, 

Rd 

≤ 

1 

hvor My,Ed og Mz,Ed er de regningsmæssige bøjningsmomenter incl. imperfektioner og 

andenordensvirkninger om hhv. y-aksen og z-aksen. 

Mpl,y,N,Rd og Mpl,z,N,Rd er momentbæreevnerne om hhv. y-aksen og z-aksen ved den 

aktuelle normalkraft som beskrevet ovenfor. 

(I EC 4-1-1 angives Mpl,y,N,Rd som µdy Mpl,y,Rd og Mpl,z,N,Rd som µdz Mpl,z,Rd) 

Imperfektioner skal kun tages i regning i den retning, hvor brud forventes. I tvivlstilfælde 

undersøges begge udknækningsretninger, én ad gangen. 

24

6.7.4 Forskydningssamling og lastpåførsel 

Selv om lasten ikke fordeles jævnt ud over komposittværsnittet, men fx. kun angriber på en 

flange eller en rørvæg, er det ofte muligt at overføre kraften til betonen uden ekstra 

forskydningssamlinger. Det er tilladt at regne med en vis friktion i samlinger som vist på 

figur 28. 

Figur 28. Kraftoverførsel i en samling mellem kompositbjælker og en kompositsøjle. 

Over højden p kan der regnes med en forskydningsbæreevne som angivet nedenfor, forudsat 

at ståloverfladerne er er umalede, oliefri og uden løs rust eller glødeskal: 

Fuldt betonindstøbte ståldele τRd = 0,30 MPa 

Betonfylde cirkulære rør τRd = 0,55 MPa 

Betonfyldte rektangulære rør τRd = 0,40 MPa 

Flanger af delvist indstøbte dele τRd = 0,20 MPa 

Kroppe af delvist indstøbte dele τRd = 0 MPa 

Slår denne forskydningsbæreevne ikke til, kan kraften i stedet regnes overført af forskydningsdyvler 

som vist på figur 29 (jf. EC 4-1-1 figur 6.21). Ud over dyvlernes forskydningsbæreevne 

kan der pga. det skrå betontryk fra dyvlerne regnes med et ekstra friktionsbidrag 

fra flangerne som markeret på figuren. For umalet stål kan regnes med friktionskoefficienten 

µ = 0,5. 

Figur 29. Forskydningsdyvler og ekstra friktionsbidrag fra flanger. Hvis afstanden mellem 

flangerne overstiger 400 mm, tilføjes flere dyvler. 

25

Notat om kompositkonstruktioner - Hjemmesider på ...

You also want an ePaper? Increase the reach of your titles

Delete template?

Save as template?