Bilags og Appendiksrapport

Transkript

1 Bilags og Appendiksrapport B-sektor 5. semester Gruppe C-104 Afleveringsdato: 22. december 2003

2 Indhold BILAG I Konstruktion K.A Lastanalyse 1 K.A.1 Egenlast K.A.2 Nyttelast K.A.3 Accelerationslaster fra kran K.A.4 Vindlast K.A.5 Snelast K.A.6 Vandret masselast K.A.7 Ulykkeslast K.A.8 Lastkombinationer K.A.9 Sikkerheds- og kontrolklasse K.B Valg af statisk system 19 K.B.1 Forslag til statiske system K.B.2 Laster K.B.3 Reaktioner K.B.4 Snitkræfter K.B.5 Opsummering K.C Dimensionering af ramme i anvendelsesgrænsetilstand 25 K.C.1 Anvendelsesgrænsetilstand K.D Dimensionering af ramme i brudgrænsetilstand 29 K.D.1 Tværsnitsklassificering og foldning K.D.2 Tværsnitsbæreevne K.D.3 Flangeindskydning K.D.4 Trykpåvirkede elementer K.D.5 Kipning K.E Samlinger 69 K.E.1 Sikkerheds- og kontrolklasser K.E.2 Samling mellem rammeben og konsol til kranbane K.E.3 Samling i rammehjørne K.E.4 Samling i kip K.E.5 Samling mellem rammeben og punktfundament K.F Dimensionering af vindgitter 97 K.F.1 Diagonaler

3 INDHOLD K.F.2 Normaler K.F.3 Konklusion K.G Murværk 103 K.G.1 Murværk K.G.2 Murværkskonstruktionens styrke K.G.3 Tværbæreevne K.G.4 Lodret Bæreevne K.G.5 Beregning af lodret bæreevne K.G.6 Konklusion K.H Rapporter fra Murværksprojektering 123 II Fundering 127 F.A Direkte fundering 131 F.A.1 Geologisk beskrivelse F.A.2 Boringer F.A.3 Styrkeparametre F.A.4 Stribefundamenter F.A.5 Punktfundament under facade F.A.6 Punktfundament under gavl F.A.7 Punktfundament under hjørne F.A.8 Armering F.A.9 Sætninger F.A.10Konklusion F.B Pælefundering 163 F.B.1 Geologisk beskrivelse F.B.2 Funderingforhold F.B.3 Laster F.B.4 Pælebæreevne F.B.5 Terrændæk F.B.6 Punktfundament F.B.7 Punktfundament F.B.8 Punktfundament F.B.9 Punktfundament F.B.10 Punktfundament F.B.11 Bestemmelse af rammeslag F.B.12 Konklusion III Indeklimatekniske installationer 195 I.A Ventilation 199 I.A.1 Basisventilation I.A.2 Nødvendig ventilation mht. kuldioxid forurening I.A.3 Nødvendig ventilation mht. sensorisk forurening I.A.4 Nødvendig ventilation

4 INDHOLD I.B Internt varmetilskud 209 I.B.1 Varmeafgivelse fra personer I.B.2 Varmeafgivelse fra belysning I.B.3 Varmeafgivelse fra el-apparater I.B.4 Opsummering I.C Eksternt varmetilskud 215 I.C.1 Direkte solindfald I.C.2 Diffust solindfald I.C.3 Reflekteret solindfald I.C.4 Dimensionerende varmebelastning I.D Infiltrationsstab 223 I.E Transmissionstab 225 I.E.1 Ydervægge I.E.2 Vinduer I.E.3 Tag I.E.4 Gulv I.E.5 Ydervægsfundamenter I.E.6 Transmissionstab I.F Myndighedskrav til varmeisolering 235 I.F.1 Myndighedskrav I.F.2 Administrationsbygning I.G Varmetilskud og varmebehov 241 I.G.1 Varmetilskud I.G.2 Varmebehov I.H Varmeflade 243 I.I Skitseprojekt - Ventilation 245 I.I.1 CADvent I.I.2 Kanalføring I.I.3 Konklusion I.J Termisk simulering af administrationsbygningen 259 I.J.1 Generelt om BSim I.J.2 SimDB I.J.3 SimView I.K Klima analyse 273 I.K.1 Kopirum I.K.2 Øvrige rum I.K.3 Vurdering af termisk komfort i mødelokalet I.K.4 Opsummering I.L Detaildimensionering af ventilationssystem 289 I.L.1 Krav til ventilationssystem I.L.2 Kanalføring

5 INDHOLD I.L.3 Lufthastigheder og støj i opholdszonen I.L.4 Placering og valg af armaturer I.L.5 Anlægstype I.L.6 Resultater fra CADvent I.M Dimensionering af aggregat 307 I.M.1 Centralaggregatet I.M.2 Alternativt anlæg I.M.3 Toiletudsugning I.M.4 Regulering I.N Radiatorstørrelse 325 I.N.1 Radiatorydelse I.N.2 Vandstrøm I.O Tryktabsberegning 331 I.O.1 Bestemmelse af tryktab i lige rør I.O.2 Bestemmelse af enkelttab i varmeanlægget I.P Radiatorventiler 339 I.Q Pumpe og varmeveksler 343 I.Q.1 Valg af reguleringsventil I.Q.2 Valg af pumpe I.Q.3 Varmeveksler I.R Bygningens energiforbrug 347 I.R.1 Graddøgnsmetoden I.R.2 Bestemmelse af energiforbrug til opvarmning af ventilationsluft I.R.3 Bygningens samlede energiforbrug I.R.4 Sammenligning med model udfra Bv I.R.5 Bestemmelse af el-forbrug og SEL-værdi for ventilatordrift I.R.6 Konklusion IV Appendiks i Straingages forsøg 1 i.1 Formål i.2 Materialebeskrivelse i.3 Forsøgsbeskrivelse i.4 Forsøgsresultater i.5 Linearitet i.6 Hovedspændinger og retninger i.7 Normal- og forskydningsspændinger i.8 Fejlkilder i.9 Konklusion ii Jords Styrke 15 ii.1 Skæreboksforsøg med sand ii.2 Skæreboksforsøg med ler

6 INDHOLD ii.3 Triaksial forsøg med sand ii.4 Fejlkilder iii Tryktab 29 iii.1 Armaturtab iii.2 Kanaltab iii.3 Enkelttab iii.4 Beregning af tryktab

7 INDHOLD

8 Bilag I Konstruktion

9

10 Indholdsfortegnelse K.A Lastanalyse 1 K.A.1 Egenlast K.A.2 Nyttelast K.A.3 Accelerationslaster fra kran K.A.4 Vindlast K.A.5 Snelast K.A.6 Vandret masselast K.A.7 Ulykkeslast K.A.8 Lastkombinationer K.A.9 Sikkerheds- og kontrolklasse K.B Valg af statisk system 19 K.B.1 Forslag til statiske system K.B.2 Laster K.B.3 Reaktioner K.B.4 Snitkræfter K.B.5 Opsummering K.C Dimensionering af ramme i anvendelsesgrænsetilstand 25 K.C.1 Anvendelsesgrænsetilstand K.D Dimensionering af ramme i brudgrænsetilstand 29 K.D.1 Tværsnitsklassificering og foldning K.D.2 Tværsnitsbæreevne K.D.3 Flangeindskydning K.D.4 Trykpåvirkede elementer K.D.5 Kipning K.E Samlinger 67 K.E.1 Sikkerheds- og kontrolklasser K.E.2 Samling mellem rammeben og konsol til kranbane K.E.3 Samling i rammehjørne K.E.4 Samling i kip K.E.5 Samling mellem rammeben og punktfundament K.F Dimensionering af vindgitter 95 K.F.1 Diagonaler K.F.2 Normaler K.F.3 Konklusion K.G Murværk 101

11 INDHOLDSFORTEGNELSE K.G.1 Murværk K.G.2 Murværkskonstruktionens styrke K.G.3 Tværbæreevne K.G.4 Lodret Bæreevne K.G.5 Beregning af lodret bæreevne K.G.6 Konklusion K.H Rapporter fra Murværksprojektering 121

12 K.A Lastanalyse Indholdsfortegnelse K.A.1 Egenlast K.A.2 Nyttelast K.A.3 Accelerationslaster fra kran K.A.4 Vindlast K.A.4.1 Vind på tag K.A.4.2 Vind på ydervægge K.A.4.3 Indvendig vindlast K.A.4.4 Vindlastkombinationer for produktionshal K.A.4.5 Vindlast på gavl i produktionshal K.A.5 Snelast K.A.5.1 Snelast på adminstrationsbygning K.A.5.2 Snelast på produktionshal K.A.6 Vandret masselast K.A.7 Ulykkeslast K.A.8 Lastkombinationer K.A.8.1 Lastkombinationer for administrationsbygning K.A.8.2 Lastkombinationer for kran K.A.8.3 Lastkombinationer for produktionshal K.A.9 Sikkerheds- og kontrolklasse I dette bilag redegøres der for hvilke laster, der påvirker konstruktionen. Dog bruges ikke alle lasterne i dimensioneringen, og derfor forekommer der kun en beskrivelse af nogle af lasterne. Ved beregning af vind- og snelast på adminstrationsbygningen bruges programmet Murværksprojektering. Det bruges ikke til beregning af andre laster, da det i programmet kun er muligt at modellere bygningens ydre udformning nøjagtigt. I produktionshallen beregnes lasten på én ramme, når det forudsættes at én ramme maksimalt optager laster fra 6,00 m af konstruktionen, 3,00 m på hver side af rammen. På figur K.A.1 ses den model af rammen hvorpå lasterne påføres, hvor den maksimale højde (h) er 8,90 m, bredden (b) af rammen er 31,20 m og bredden af ovenlysvinduerne (b 0 ) er 1,95 m. 1

13 2 Bilag K.A: Lastanalyse Figur K.A.1: Model af ramme hvorpå der påføres laster. K.A.1 Egenlast Udfra beskrivelsen af bygningen beregnes egenlasterne af de enkelte konstruktionsdele. Dog beregnes egenlasten fra rammerne og fundamenterne ikke, da egenlasten af disse først fastlægges ved dimensioneringen. Egenlast fra tagkonstruktion Egenlast fra tagkonstruktionen uden ovenlysvindue fremgår af tabel K.A.1. På de dele af taget hvor der er ovenlysvinduer virker lasten fra vinduerne som punktlaster i samlingen mellem tagkonstruktionen og vinduerne. På figur K.A.2 og K.A.3 ses egenlasten fra tagkonstruktionen hhv. med og uden ovenlysvinduer. Materiale Type Tykkelse Specifik tyngde [mm] [kn/m 2 ] Øverste lag tagpap Icopal Top 500 P 4,7 0,05 Nederste lag tagpap Icopal Base 511 PG 2,9 0,03 Isolering Rockwool Hardrock 141 0,16 Selvbærende stålplader Plannja ,5 0,29 0,53 Ovenlysvinduer 0,49 kn/m Tabel K.A.1: Egenlast fra tagkonstruktion. Figur K.A.2: Last på én ramme fra tagkonstruktionen med ovenlys. Figur K.A.3: Last på én ramme fra tagkonstruktion uden ovenlys.

14 Afsnit K.A.1: Egenlast 3 Egenlast fra ydervægge Egenlasten fra ydervæggene i adminstrationsbygningen er den samme over det hele. Dvs. at skillevæggen mellem adminstrationsbygningen og produktionshallen har den samme egenlast som ydervæggene i adminstrationsbygningen. Egenlasten af ydervæggene i adminstrationsbygningen beregnes uden fradrag for vindues- og døråbninger, og fremgår af tabel K.A.2. Materiale Type Tykkelse Specifik tyngde mm [kn/m 2 ] Formur Rødgule blødstrøgne sten 108 1,88 Isolering Klasse R ,16 Bagmur Massiv maskinsten 108 1,95 4,04 Tabel K.A.2: Egenlast fra ydervægge i adminstrationsbygning. Egenlasten i produktionshallen beregnes ligeledes uden fradrag fra vinduer, og her tages der heller ikke hensyn til portene. I tabel K.A.2 ses egenlasten fra ydervæggene og skillevæggen i produktionshallen. Tykkelse Specifik tyngde Materiale Type mm [kn/m 2 ] Sandwichvæg Monowall st/st 120 0,17 Tabel K.A.3: Egenlast fra ydervægge og skillevæg i produktionshal. Egenlast fra skillevægge Egenlasten for skillevægge i adminstrationsbygningen fremgår af tabel K.A.4. Tykkelse Specifik tyngde Materiale Type [mm] [kn/m 2 ] Betonelement BIH helvægge 100 0,93 Tabel K.A.4: Egenlast fra skillevægge i adminstrationsbygning. Egenlast fra dækkonstruktioner Af tabel K.A.5 fremgår egenlasten af etageadskillelsen i adminstrationsbygningen. Tykkelse Specifik tyngde Materiale Type [mm] [kn/m 2 ] Huldæk PX 18/ ,04 Tabel K.A.5: Egenlast fra etageadskillelse i adminstrationsbygning.

15 4 Bilag K.A: Lastanalyse Gulvkonstruktionerne i adminstrationsbygningen er opbygget ens, dog med den forskel at der ø- verst i administrationsbygningen enten ligger klinker eller parketgulv, mens der i produktionshallen ligger asfaltbeton. I tabel K.A.6 ses egenlasten fra gulvkonstruktionen i produktionshallen. Materiale Type Tykkelse Specifik tyngde [mm] [kn/m 2 ] Asfaltbeton 20 0,48 Betondæk 139 3,48 Isolering 220 0,33 Letklinker 200 1,00 5,29 Tabel K.A.6: Egenlast fra gulvkonstruktion i produktionshal. Egenlast fra kran Egenlasten fra kranen deles op i tre dele: egenlasten fra løbevognen, traversen og kranbanerne som kranen kører på. På figur K.A.4 ses kranens placering når den står ud for en ramme. Længderne angiver hhv. den højde hvori lasterne fra kranen påvirker rammen (h k ), bredden som kranen spænder over (b k ), som for beregninger på den sikre side sættes lig 30,00 m da denne bredde ikke kendes før rammens tværsnit er fastlagt, og den mindste afstand mellem løbevognen og rammen (b k,s ), som er en sikkerhedsafstand. h k = 5,63m b k = 30,00m b k,s = 1,09m Figur K.A.4: Placering af kran på ramme. Af tabel K.A.7 fremgår egenlasterne fra kranens tre dele. Materiale Type Specifik tyngde [kn/m] Løbevogn Munck ,83 kn Travers 3,09 Kranbane HEA-profil 240 0,59 Tabel K.A.7: Egenlast fra kran. K.A.2 Nyttelast Nyttelasten fra personer, møbler og inventar regnes ækvivalente med følgende laster [DS , s. 11]:

16 Afsnit K.A.3: Accelerationslaster fra kran 5 En lodret jævnt fordelt fladelast (q). En lodret punktlast (Q), der regnes fordelt over et areal på højst 0,1m x 0,1m. Det vurderes dog at fladelasten i de fleste tilfælde er farligst, og derfor bruges disse primært ved dimensioneringen. Nyttelast på tagkonstruktion Nyttelasten for tagflader, der antages ikke at blive benyttet til ophold for personer, sættes lig en punktlast [DS , s. 14]. Q = 1,5kN ψ = 0 (K.A.1) Der ses dog bort fra denne, da tage ikke skal regnes påvirket af nyttelast samtidig med snelast og vindlast. Nyttelast i administrationsbygning I administrationsbygningen skal der regnes med nyttelast på begge etager. Halvdelen af nyttelasten kan regnes som bunden last, mens resten skal regnes som fri last [DS , s. 12]. Nyttelast i produktionshal q = 3,0kN/m 2 ψ = 0,5 (K.A.2) Q = 2,0kN ψ = 0 (K.A.3) For produktionslokaler til lettere industri skal nyttelasten mindst sættes lig [DS , s. 13]: Nyttelast fra kran q = 6,0kN/m 2 ψ = 1,0 (K.A.4) Q = 7,0kN ψ = 0 (K.A.5) Nyttelasten fra kranen består af tyngden fra den byrde der løftes, som maksimalt er 5 ton. Q = ,81 = 49,1kN ψ = 1,0 (K.A.6) K.A.3 Accelerationslaster fra kran Accelerationer fra bevægelse af kranen giver tillæg til både egen- og nyttelasten, men giver også andre laster som følge af start- og bremselaster. I de følgende afsnit beregnes køretillæg, hejsetillæg og start- og bremselaster, mens der ses bort fra centrifugallaster, last fra påkørsel af buffer, last fra skævkørsel og ulykkeslaster. Køretillæg Egenlasterne fra løbevognen og traversen skal påføres et køretillæg fra den lodrette accelerationslast, der opstår som følge af stødpåvirkning i lodret retning fra kranens vandrette bevægelser. Køretillægget (φ k ) sættes for kørehastigheder under 60 m/min til 10 % af egenlasten [DS , s. 16]. I tabel K.A.8 ses køretillægget beregnet på grundlag af tabel K.A.7. Lastkombinationsfaktoren for køretillægget er 1.

17 6 Bilag K.A: Lastanalyse Materiale Type Last [kn/m] Løbevogn Munck ,38 kn Travers 0,31 Tabel K.A.8: Køretillæg fra kran. Hejsetillæg Lasten fra byrden skal påføres et hejsetillæg, der tager hensyn til accelerationslast fra ophejsning af denne. For kraner i hejseklasse H3 beregnes hejsetillægget (φ h ) udfra følgende formel [DS , s. 17]: Hvor: φ h = 0,3+0,0066 v h dog højst 0,9 (K.A.7) v h er hastigheden hvormed kranen kan løfte byrden, som maksimalt er 4,88 m/min. Hejsetillægget er derfor: φ h = 0,3+0,0066 4,88 = 0,33 (K.A.8) Q = 49,1 0,33 = 16,2kN ψ = 1,0 (K.A.9) Start- og bremselast Start- og bremselaster stammer fra løbevognen og traversen og bestemmes ud fra den mindste sum af samtidige hjultryk for de drevne hjul. I hjultrykkene skal ikke medtages last fra byrde og lodrette accelerationslaster [DS , s. 17]. Først beregnes start- og bremselasten fra løbevognen, hvor det minimale hjultryk på et hjul (F h ) sættes lig en fjerdedel af løbevognens egenlast og beregnes i formel K.A.10. F h = 1 3,83 = 0,96kN 4 (K.A.10) Figur K.A.5: Hjultryk og start- og bremselast fra løbekran [DS , Figur V s. 18]. Figur K.A.6: Hjultryk og start- og bremselast fra travers [DS , Figur V s. 18]. Af figur K.A.5 fremgår hjultrykkene på traversen fra løbevognen og start- og bremselasten fra denne. Herudfra beregnes start- og bremselasten (F b ) som i formel K.A.11 [DS , s. 18].

18 Afsnit K.A.4: Vindlast 7 F b = 0,3 (2 F h ) = 0,3 (2 0,96) = 0,29kN (K.A.11) Derefter beregnes start- og bremselasten fra traversen på samme måde idet det mindste hjultryk beregnes udfra formel K.A.12. F h = 1 3,83+3,09 30 = 88,76kN 4 (K.A.12) På figur K.A.6 ses de mindste hjultryk og start- og bremselasten fra traversen og på baggrund af figuren beregnes start- og bremselasten i formel K.A.13. F b = 0,3 (2 88,76) = 53,26kN (K.A.13) K.A.4 Vindlast I dette afsnit gøres der først rede for hvilke forudsætninger og beregningsprincipper, der bruges ved beregning af vindlasten, og derefter bestemmes formfaktorer og der opstilles vindlasttilfælde. For at simplificere beregningerne antages det at konstruktionens højde er den samme overalt ved beregning af den karakteristiske vindlast. Vindlasten regnes som bunden, variabel last med en lastkombinationsfaktor (ψ) på 0,5. Vindlasten på en konstruktion beregnes kvasistatisk, når konstruktionen ikke sættes i betydelige svingninger af vinden. Ifølge Norm for last på konstruktioner kan kvasistatisk respons anvendes når [DS , s. 31]: Konstruktionens højde er mindre end 15 m. Konstruktionen ikke er usædvanligt vindudsat. Konstruktionen er relativt stiv, dvs. udbøjningen for den karakteristiske kvasistatiske vindlast er mindre end 1/500 af konstruktionens højde. Til bestemmelse af den kvasistatiske vindlast bruges tabel V 6 i Norm for last på konstruktioner, hvor vindlasten beregnes udfra 10 punkter [DS , s. 31]: 1. Basisvindhastigheden (v b ): Hvor: v b = c års v b,0 (K.A.14) c års er en årstidsfaktor for vindhastigheden. For permanente konstruktioner sættes den lig 1 [-]. v b,0 er grundværdien for basisvindhastigheden, som sættes til 27 [m/s]. v b = 27m/s (K.A.15) 2. Basishastighedstrykket (q b ): q b = 1 2 ρ v2 b (K.A.16) Hvor:

19 8 Bilag K.A: Lastanalyse ρ er luftens densitet, som sættes til 1,25 [kg/m 3 ]. q b = 1 2 1, = 455,63N/m 2 (K.A.17) 3. Referencehøjden (z), som er konstruktionens maksimale højde over terræn. z = h = 8,90m (K.A.18) 4. Terrænkategori, hvor udfra ruhedslængde (z 0 ), terrænfaktor (k t ) og minimumhøjde (z min ) fastsættes. Udfra tabel i Norm for last på konstruktioner placeres konstruktionen i terrænkategori III, hvilket giver følgende terrænparametre [DS , s. 35]: z 0 = 0,3m (K.A.19) k t = 0,22 (K.A.20) z min = 8m (K.A.21) 5. Ruhedsfaktoren (c r ): ( ) ( ) z 8,90 c r = k t ln = 0,22 ln = 0,75 z z min (K.A.22) z 0 0, minutters middelhastighedstrykket (q m ): q m = c 2 r q b = 0, ,63 = 253,43N/m 2 (K.A.23) 7. Turbulensintensiteten (I v ): I v = 1 ln( z z 0 ) = ln 1 ( 8,90 0,3 ) = 0,29 z z min (K.A.24) 8. Karakteristisk maksimalt hastighedstryk (q max ): q max = (1+7I v ) q m = (1+7 0,29) 253,43 = 776,73N/m 2 (K.A.25) 9. Formfaktoren (c) og arealet (A). Formfaktoren afhænger af om det er udvendig eller indvendig vindlast, mens arealet er det areal hvorpå vinden virker. 10. Kvasistatisk vindlast (F w ): F w = q max c A (K.A.26)

20 Afsnit K.A.4: Vindlast 9 K.A.4.1 Vind på tag Vindlast på tagkonstruktion i adminstrationsbygning Vindlasten på taget i adminstrationsbygningen beregnes vha. programmet Murværksprojektering. Programmet tager hensyn til indvendig vindlast, idet det antages at bygningen er uden dominerende åbninger, og til at der virker forskellige formfaktorer på forskellige dele af taget, og beregner vindlasten for hhv. tryk og sug og vind på facade og gavl. Det tager dog ikke hensyn til at adminstrationsbygningen kun er en lille del af en større konstruktion, og formfaktorerne og deres belastningsområder er anderledes hvis der ses på vind på hele konstruktionen. Dette ses der dog bort fra og i formel K.A.27 til K.A.30 angives vindlasten på taget for vind virkende på ydervæggen i gavlen i administrationsbygningen. F w,gt = 0,78kN/m (Vind på gavl, tryk) (K.A.27) F w,gs = 1,99kN/m (Vind på gavl, sug) (K.A.28) F w,ft = 0,68kN/m (Vind på facade, tryk) (K.A.29) F w,fs = 1,97kN/m (Vind på facade, sug) (K.A.30) Vindlast på tagkonstruktion i produktionshal For at simplicifere beregningerne ses der bort fra eventuel turbulens omkring ovenlysvinduer i produktionshallen, og vindlasten der virker på ovenlysvinduerne overføres som en punktlast i samlingen mellem vinduerne og tagkonstruktionen. Da tagets hældning i produktionshallen er lille, kun 2,5 anvendes formfaktorer for huse med vandret tag. e = den mindste af b eller 2h = 2 8,90 = 17,80m (K.A.31) x = e 10 = 17,80 = 1,78m (K.A.32) 10 y = e 4 = 17,80 4 z = e 2 = 17,80 2 = 4,45m (K.A.33) = 8,90m (K.A.34) Figur K.A.7: Belastningsområder for formfaktorer på vandret tag gældende både for vind på facade og gavl [DS , s. 54]. På figur K.A.7 ses belastningsområder for vindlast på taget og af tabel K.A.9 fremgår formfaktorerne for disse. Positive værdier angiver tryk mens negative værdier angiver sug. Formfaktorerne kombineres ved at anvende enten de minimale eller maksimale formfaktorer for alle områder. Belastningsområde F G H I Min -1,8-1,3-0,7-0,5 Max ,2 Tabel K.A.9: Formfaktorer for vandret tag [DS , s. 54].

21 10 Bilag K.A: Lastanalyse Da den yderste ramme i konstruktionen kun påvirkes af lasten fra 3,00 m af taget, ses der bort fra lokale forøgelser af vindlasten i belastningsområderne F og G ved vind på gavl og F ved vind på facade. K.A.4.2 Vind på ydervægge Vindlast på ydervægge i adminstrationsbygning Ved hjælp af Murværksprojektering beregnes den samlede vindlast der virker på ydervæggene i adminstrationsbygningen. Da der ved dimensionering i Murværksprojektering ikke tages hensyn til om tværlasten virker som tryk eller sug, beregnes den resulterende horisontale vindlast udfra programmet. Resultaterne fremgår af lastkombinationerne der bruges i dimensioneringen af ydervæggene i adminstrationsbygningen. Vindlast på ydervægge i produktionshal Formfaktorer for udvendig vindlast på et hus (c pe,10 ) fremgår af figur K.A.8 og K.A.9. Længderne b og e er defineret på figur K.A.7. Figur K.A.8: Formfaktorer for ydervægge for vind på facade [DS , s. 46]. Figur K.A.9: Formfaktorer for ydervægge for vind på gavl [DS , s. 46]. K.A.4.3 Indvendig vindlast Indvendig vindlast i adminstrationsbygning Når det indvendige vindtryk i en konstruktion ikke styres af en dominerende åbning sættes hhv. den minimale og maksimale værdi af formfaktoren for vindlast (c pi ) til -0,3 og 0,2 [DS , s. 56]. En åbning betragtes som dominerende, hvis forholdet mellem dens areal og de øvrige betydende åbningers areal er større end 10, og hvis åbningens areal er større end 1 % af det totale vægareal. Da der i administrationsbygningen ikke er en dominerende åbning benyttes ovenstående formfaktorer til beregning af den indvendige vindlast i denne. Indvendig vindlast i produktionshal Portene i produktionshallen er dominerende åbninger, da de opfylder ovenstående betingelser, hvilket ifølge Norm for last på konstruktioner betyder at det indvendige tryk er lig med det udvendige tryk ved den dominerende åbning [DS , s. 55]. Derfor benyttes de samme formfaktorer

22 Afsnit K.A.4: Vindlast 11 for indvendig vindlast i produktionshallen som formfaktorerne på ydervæggene ved de respektive åbninger. Det skal dog nævnes at ved forskel i formfaktorerne ved åbningerne benyttes den største værdi. K.A.4.4 Vindlastkombinationer for produktionshal Ved at kombinere formfaktorerne for den indvendige vindlast med formfaktorerne for udvendig vindlast på taget og ydervæggene, kan der opstilles adskillige vindlastkombinationer. Disse vindlastkombinationer afhænger af vindretningen, og derfor ses der på vind på begge gavlene, mens der kun ses på vind på en af facaderne, da de samme formfaktorer er gældende for vind på begge facader. På figur K.A.10 ses formfaktorerne for vindlast på ydervæggene, formfaktorerne for det hhv. største tryk og sug ved indvendig vindlast og de belastningsområder hvorpå formfaktorerne for vindlast på taget og ydervægge virker ved vind på gavl i administrationsbygningen. Figur K.A.10: Samlet vindlast fra vind på gavl i administrationsbygningen. Tal i parentes angiver formfaktorer for indvendig vindlast.) På figur K.A.11 ses formfaktorerne vindlast på ydervæggene, formfaktorerne for det hhv. største tryk og sug ved indvendig vindlast og de belastningsområder hvorpå formfaktorerne for vindlast på taget virker ved vind på gavl i produktionshallen. Figur K.A.11: Samlet vindlast fra vind på gavl i produktionshallen. Tal i parentes angiver formfaktorer for indvendig vindlast. Figur K.A.12 viser ligesom figur K.A.10 og K.A.11 formfaktorerne for vindlast på ydervæggene, formfaktorerne for det hhv. største tryk og sug ved indvendig vindlast og de belastningsområder hvorpå formfaktorerne for vindlast på taget virker, dog med den forskel at der her er vind på en af facaderne. Det skal dog bemærkes at vind på taget i dette tilfælde kan give større sug end ved vind på gavlene, da belastningsområde G også medtages her. På baggrund af figur K.A.10, K.A.11 og K.A.12 opstilles der fire vindlastkombinationer som udfra formfaktorerne vurderes at være kritiske. Disse kombinationer opstilles ved at kombinere de hhv. største formfaktorer for den indvendige vindlast med de mindste formfaktorer for udvendige vindlaster og omvendt. Vindlastkombinationerne angiver vindlasten fra seks meter af bygningen på én ramme. Det skal dog bemærkes at vindlastkombination 1-3 forekommer i begge dele af produktionshallen, mens vindlastkombination 4 kun forekommer i den del af produktionshallen, der ligger længst væk fra administrationsbygningen.

23 12 Bilag K.A: Lastanalyse Figur K.A.12: Samlet vindlast fra vind på facade. Tal i parentes angiver formfaktorer for indvendig vindlast. Vindlastkombination 1, figur K.A.13, forekommer ved vind på en af facaderne. Dette giver tryk på den ene side af bygningen og sug på den anden. Dette kombineres med det største indvendige sug og det største tryk på taget. Figur K.A.13: Vindlastkombination 1 (F w,v 1 ). Vindlastkombination 2, figur K.A.14, forekommer ligesom vindlastkombination 1 ved vind på facade. Her kombineres de udvendige laster på facaderne dog med det største indvendige overtryk og det største sug på taget. Figur K.A.14: Vindlastkombination 2 (F w,v 2 ). Vindlastkombination 3, figur K.A.15, forekommer kun ved vind på gavl i administrationsbygningen, hvilket giver sug på begge udvendige sider af facaden. Det mindste udvendige sug på facaderne kombineres med det største indvendige sug og det største tryk på taget. Figur K.A.15: Vindlastkombination 3 (F w,v 3 ).

24 Afsnit K.A.5: Snelast 13 Vindlastkombination 4, figur K.A.16, forekommer kun ved vind på gavlen i produktionshallen, hvilket ligesom i vindlastkombination 3 giver sug på begge sider af facaden. Her kombineres det største udvendige sug på facaden dog med det største indvendige tryk og det største sug på taget. Figur K.A.16: Vindlastkombination 4 (F w,v 4 ). K.A.4.5 Vindlast på gavl i produktionshal Vindlasten på gavlen bruges ved dimensioneringen af vindgitter og fundamenter under gavlen. Det hhv. største sug og tryk på gavlen bestemmes på baggrund af figur K.A.12 og K.A.10, idet det antages at vindlasten fordeles således at en del af vindlasten optages i rammen (V1 og V2), og en del optages i fundamentet (V3), se figur K.A.17. Figur K.A.17: Fordeling af vind på gavl. Beregningen af vindlasten på gavlen vises dog ikke her, men ved dimensioneringen af vindgitter og fundamenter under gavlen angives resultatet af beregningerne, og dermed den last der dimensioneres for. K.A.5 Snelast Snelasten regnes som bunden, variabel last med en lastkombinationsfaktor (ψ) på 0,5, og den karakteristiske snelast på et tag beregnes udfra formel K.A.35 [DS , s. 79]. s = c i C e C t s k (K.A.35) Hvor: c i er formfaktoren for snelast, der ifølge tabel V i Norm for last på konstruktioner sættes lig 0,8 for taghældninger mellem 0 og 15, hvilket er gældende for hele bygningen [DS , s. 81]. C e er beliggenhedsfaktoren, der for beregninger på den sikre side sættes lig 1 [-]. C t er en termisk faktor, der for beregninger på den sikre side sættes lig 1 [-]. s k er sneens karakteristiske terrænværdi, som beregnes udfra formel K.A.36 [-].

25 14 Bilag K.A: Lastanalyse Hvor: s k = c års s k,0 (K.A.36) c års er en årstidsfaktor for sneens karakteristiske terrænværdi, der for beregninger på den sikre side sættes lig 1 [-]. s k,0 er grundværdien for sneens terrænværdi, som sættes lig 0,9 [kn/m 2 ]. s = 0, ,9 = 0,72kN/m 2 (K.A.37) K.A.5.1 Snelast på adminstrationsbygning Snelasten på adminstrationsbygningen beregnes vha. programmet Murværksprojektering på baggrund af den karakteristiske vindlast. K.A.5.2 Snelast på produktionshal Snelasten på produktionshallen beregnes ligesom snelasten på adminstrationsbygningen på baggrund af den karakteristiske snelast, hvorved snelasten der påvirker én ramme kan beregnes: s = 0,72 6,00 = 4,32kN/m (K.A.38) I dele af tagkonstruktionen i produktionshallen er der indsat ovenlysvinduer, der virker som lægivere, hvilket betyder at formfaktoren (c i ) skal beregnes udfra formel K.A.39 [DS , s. 86]. Hvor: c i = c 1 + c s (K.A.39) c 1 er formfaktoren for snelast uden lægiver [-]. c s er formfaktoren for sneophobning ved lægiveren, og beregnes udfra formel K.A.40 [-]. Hvor: c s = γ h s k c s 1,2 (K.A.40) γ er sneens specifikke tyngde, som sættes til 2 [kn/m 3 ]. h er lægiverens højde, som sættes til 0,51 [m]. Herved bliver formfaktoren for sneophobning ved lægiveren: c s = 2 0,51 1 0,9 Snelasten på én ramme ved lægiveren beregnes derefter: = 1,13 (K.A.41) s = (0,8+1,13) 0,9 6,00 = 10,44kN/m (K.A.42)

26 Afsnit K.A.6: Vandret masselast 15 Højden af snedriven aftager jævnt over længden af snedriven ( l s ) og beregnes udfra formel K.A.43. l s = 2h 5m l s 15m (K.A.43) Længden af snedriven bliver derfor 5 m, og på figur K.A.18 og K.A.19 ses snelasten på taget hhv. uden ovenlysvinduer og snelasten fra sneophobning ved tagkonstruktion med ovenlysvinduer, dvs. lægiver. Figur K.A.18: Snelast på én ramme ved tagkonstruktion uden ovenlys. Figur K.A.19: Snelast på én ramme fra sneophobning ved lægiver. Som det fremgår af figur K.A.20, hvor snelasten på én ramme ved tagkonstruktion med ovenlys ses, overføres snelasten på ovenlysvinduerne ligesom vindlasten som en punktlast i samlingerne mellem vinduet og tagkonstruktionen. Figur K.A.20: Snelast på én ramme ved tagkonstruktion med ovenlys. K.A.6 Vandret masselast Vandret masselast er en lastpåvirkning enhver lodret last kan give anledning til, og dækker blandt andet virkningen af konstruktioner ude af lod og excentrisk placerede konstruktionsdele. I beregningerne ses der bort fra denne. K.A.7 Ulykkeslast Ulykkeslast kan deles op i to hovedområder. Brand og påkørsel, eksplosion og nedstyrtning. I kapitel 3 redegøres der for hvilke brandtekniske foranstaltninger der skal foretages. Der ses bort fra eksplosion og nedstyrtning, og for at forhindre påkørsel af bygningens bærende dele, som i dette tilfælde er rammerne, skal der udføres passende foranstaltninger således at dette ikke er muligt. K.A.8 Lastkombinationer I dette afsnit redegøres der for, hvilke lastkombinationer der er aktuelle at undersøge ved dimensionering af hhv. adminstrationsbygningen og produktionshallen. Da lasterne for administra-

27 16 Bilag K.A: Lastanalyse tionshallen og produktionshallen er forskellige opstilles der separate lastkombinationer for hver af disse. K.A.8.1 Lastkombinationer for administrationsbygning Af tabel K.A.10 fremgår de lastkombinationer administrationsbygningen undersøges for. Adminstrationsbygningen undersøges kun for lastkombination 2.1 og 2.2 (brud) [DS , s. 27]. Lastkombination Egenlast Vindlast Snelast Nyttelast 1 (2.1) = 1,0 g + 1,5 F w,gt + 0,5 s + 0,5 q 2 (2.1) = 1,0 g + 0,5 F w,gt + 0,5 s + 1,3 q 3 (2.1) = 1,0 g + 0,5 F w,gt + 1,5 s + 0,5 q 4 (2.1) = 1,0 g + 1,5 F w,ft + 0,5 s + 0,5 q 5 (2.1) = 1,0 g + 0,5 F w,ft + 0,5 s + 1,3 q 6 (2.1) = 1,0 g + 0,5 F w,ft + 1,5 s + 0,5 q 7 (2.2) = 0,8 g + 1,5 F w,gs 8 (2.2) = 0,8 g + 1,5 F w,fs 9 (2.1) = 1,0 g + 0,5 s + 1,3 q 10 (2.1) = 1,0 g + 1,5 s + 0,5 q Tabel K.A.10: Lastkombinationer for adminstrationsbygning. K.A.8.2 Lastkombinationer for kran Tilstedeværelsen af kranen undersøges kun i lastkombination 2.1 (brud), da der ved dimensionering af rammerne i lastkombination 2.2 (brud), hvor der er reduceret egenvægt, ses bort fra kranen, da der ikke er kran i hele produktionshallen. Af tabel K.A.11 fremgår de lastkombinationer der er aktuelle at undersøge for kranen [DS , s. 26]. På baggrund af partialkoefficienterne og lasternes størrelse vurderes det dog at lastkombination 1 er farligst, og derfor bruges denne i den videre dimensionering. Ved dimensioneringen placeres lasten fra byrden så tæt som muligt på det ene rammeben, og det antages derfor at hele lasten fra denne virker i dette rammeben. Byrden placeres ved det rammeben hvorpå den største horisontale vindlast virker. K.A.8.3 Lastkombinationer for produktionshal Af tabel K.A.11 fremgår de lastkombinationer produktionshallen undersøges for. Disse lastkombinationer opstilles ved at kombinere lastkombination 1 fra kranen, se tabel K.A.11, med de generelle lastkombinationer der er gældende for en bygning, og som også bruges for administrationsbygningen. Produktionshallen undersøges ligesom administrationshallen for lastkombination 2.1 og 2.2 (brud) men derudover også for lastkombination 1 (anvendelse) [DS , s. 27]. Nyttelasten (Q) er ved dimensionering af rammerne lig nyttelasten fra kranen, mens den ved dimensioneringen af bygningens fundering er lig nyttelasten på terrændækket.

28 Lastkombination Egenlast Egenlast Vindlast Snelast Nyttelast Køretillæg Hejsetillæg Start- og fra kran bremselast Kran 1 (2.1) = 1,0 g k + 1,3 Q + 1,0 φ k + 1,0 φ h + 1,0 F b 2 (2.1) = 1,0 g k + 1,0 Q + 1,3 φ k + 1,0 φ h + 1,0 F b 3 (2.1) = 1,0 g k + 1,0 Q + 1,0 φ k + 1,3 φ h + 1,0 F b 4 (2.1) = 1,0 g k + 1,0 Q + 1,0 φ k + 1,0 φ h + 1,3 F b Produktionshal 1 (1) = 1,0 g + 1,0 g k + 1,0 F w,v1 2 (1) = 1,0 g + 1,0 g k + 1,0 F w,v3 3 (1) = 1,0 g + 1,0 g k + 1,0 s 4 (2.1) = 1,0 g + 1,0 g k + 1,5 F w,v1 + 0,5 s + 1,0 Q + 1,0 φ k + 1,0 φ h + 1,0 F b 5 (2.1) = 1,0 g + 1,0 g k + 1,5 F w,v3 + 0,5 s + 1,0 Q + 1,0 φ k + 1,0 φ h + 1,0 F b 6 (2.1) = 1,0 g + 1,0 g k + 0,5 F w,v1 + 1,5 s + 1,0 Q + 1,0 φ k + 1,0 φ h + 1,0 F b 7 (2.1) = 1,0 g + 1,0 g k + 0,5 F w,v3 + 1,5 s + 1,0 Q + 1,0 φ k + 1,0 φ h + 1,0 F b 8 (2.1) = 1,0 g + 1,0 g k + 0,5 F w,v1 + 0,5 s + 1,3 Q + 1,0 φ k + 1,0 φ h + 1,0 F b 9 (2.1) = 1,0 g + 1,0 g k + 0,5 F w,v3 + 0,5 s + 1,3 Q + 1,0 φ k + 1,0 φ h + 1,0 F b 10 (2.2) = 0,8 g + 1,5 F w,v2 11 (2.2) = 0,8 g + 1,5 F w,v4 Tabel K.A.11: Lastkombinationer for kran og produktionshal. Afsnit K.A.8: Lastkombinationer 17

29 18 Bilag K.A: Lastanalyse K.A.9 Sikkerheds- og kontrolklasse Hele rammekonstruktionen vurderes at være i normal sikkerheds- og kontrolklasse. Derfor sættes partialkoefficienten γ m, i brudgrænsetilstand, til 1,17 og i anvendelsesgrænsetilstand til 1 [DS , s. 26]. Stålet der anvendes til rammen er S275, som har forskellige styrker der afhænger af tykkelsen af stålet, se tabel K.A.12. S275 t 16mm 16mm < t 40mm 40mm < t 63mm [MPa] [MPa] [MPa] f y f yd f u 410 f ud 278 E E d G d Tabel K.A.12: Styrkeparametre for stål i stålklasse S275 [Teknisk Ståbi 2002, s. 188].

30 K.B Valg af statisk system Indholdsfortegnelse K.B.1 Forslag til statiske system K.B.2 Laster K.B.3 Reaktioner K.B.4 Snitkræfter K.B.4.1 Deformationer K.B.5 Opsummering I dette bilag opstilles tre forslag til rammekonstruktionens statiske system. Forslagenes snitkræfter og deformationer undersøges mhp. at belyse hvilket system, der er mest fordelagtigt. Dette skaber grundlag for at vælge et statisk system og konstruktionsudformning til videre dimensionering. Der tages i skitseprojekteringen ikke højde for den ekstra last, kranbanen påfører konstruktionen. I henhold til Studieordningen udføres alle løsningsforslag i stål, og derfor undersøges det ikke om andre materialer er at foretrække. K.B.1 Forslag til statiske system Der opstilles tre forslag til rammekonstruktionens statiske system, jf. figur K.B.1. Med henblik på at belyse, hvilket statisk system der er mest fordelagtigt påføres den karakteristiske last, hvorefter forslagenes snitkraftkurver og deformationer undersøges. Løsningsforslag 1 er en 2-charnieres ramme, jf. figur K.B.1, der er simpelt understøttet. Rammekonstruktionen er én gang statisk ubestemt. Løsningsforslag 2 er en 3-charnieres ramme der er simpel understøttet. Rammekonstruktionen er derved statisk bestemt, og fremgår af figur K.B.1. Løsningsforslag 3 er en 2-charnieres ramme, jf. figur K.B.1, der er fast indspændt i fundamentet. Konstruktionen er én gang statisk ubestemt. 19

31 20 Bilag K.B: Valg af statisk system Figur K.B.1: Løsningsforslag til statisk system. K.B.2 Laster Snitkraftkurvene for de tre forslag er beregnet med det statiske beregningsprogram STAAD.Pro I beregningsmodellen består rammebenene af HE400A profiler og riglen af HE500A profiler, der er ikke regnet med rammens egenlast. Den fiktive last der påføres rammen, er summen af alle de karakteriske laster, se kapitel K.A. Dermed er der opnået en vis proportionalitet mellem de påførte laster og de laster der påvirker den endelige konstruktion. Hvilket medfører at undersøgelsen er en god tilnærmelse af virkeligheden. Den lodrette last fremgår af formel K.B.1. F lodret = F sne + F vind + F egenlast tag + F egenlast rigel F lodret = 4,32+4,66+3,18+1,52 = 13,68kN/m (K.B.1) Den vandrette last består kun af vindlasten. Det ene rammeben påføres tryk der svarer til 70% af vindlasten, og det andet påføres sug der svarer til 30% af vindlasten. De vandrette laster fremgår af formel K.B.2 og K.B.3 for hhv. tryk- og træksiden. F tryk = 0,7 4,66 = 3,26kN/m F sug = 0,3 4,66 = 1,40kN/m (K.B.2) (K.B.3) Skitseforslagene påføres de fiktive laster der fremgår af figur K.B.2. K.B.3 Reaktioner De tre løsningsforslags reaktioner for de påførte laster fremgår af tabel K.B.1 og deres fortegn fremgår af figur K.B.3. Af tabellen fremgår det at, skitseforslag 3 har de mindste horisontale reaktioner. Forslaget har dog den ulempe, at der i understøtningerne er store indspændingsmomenter. Disse forekommer ikke

32 Afsnit K.B.4: Snitkræfter 21 Figur K.B.2: Laster der påføres rammekonstruktionen. Figur K.B.3: Fortegn for reaktioner. i skitseforslag 1 og 2, da begge er simpelt understøttet. Derimod er de horisontale reaktioner noget større i skitseforslag 1 og 2. Skitseforslag Horisontal reaktion F x Vertikal reaktion F y Moment M A [kn] B [kn] A [kn] B [kn] A [knm] B [knm] 1 90,52-125,42 209,42 217, ,69-217,59 209,42 217, ,90-39,80 213,61 213,61-128,12 258,83 Tabel K.B.1: Reaktioner fra løsningsforslag. K.B.4 Snitkræfter Snitkræfterne i rammen undersøges for at bestemme hvilket løsningsforslag der har de mest hensigtsmæssige snitkraftkurver. Forskydningskraftkurver Konstruktionens forskydningskraftkurver ved de påførte laster fremgår af figur K.B.4. Som det fremgår af figuren forekommer de største forskydningskræfter i skitseforslag 2, mens forslag 3 har de mindste forskydningskræfter. Den maksimale forskydning i riglen er i alle tre tilfælde tilnærmelsesvis den samme. Forskellen på forskydningskræfterne er tydeligst i søjlerne, hvor forslag 3 har væsentligt mindre forskydningskræfter end de to andre forslag.

33 22 Bilag K.B: Valg af statisk system Figur K.B.4: Løsningsforslagenes forskydningskraftskurver. Momentkurver Momentkurverne, der resulterer af den påførte last, fremgår af figur K.B.5. Som det fremgår af figuren er momentkurvene for de tre skitseforslag forskellige. Skitseforslag 2 har de største momenter i rammens hjørner. Disse aftager ned igennem rammebenene og mod midten af riglen. Skitseforslag 3 har derimod det største moment på midten af riglen, og det aftager mod rammehjørnene. Skitseforslag 1 er en mellemting, hvor der er rimelig balance mellem momenterne i rammens hjørner og på midten af riglen. K.B.4.1 Deformationer De beregnede deformationer for de tre løsningsforslag fremgår af figur K.B.6. Det fremgår klart af figuren at skitseforslag 2 og 3 har de største deformationer, og det ses endvidere at deformationen i riglen er mere end tre gange så stor som de i forslag 1. K.B.5 Opsummering Det statiske system der bruges i detaildimensionering af rammen, vælges på grundlag af de foregående undersøgelser. Det fremgår af undersøgelserne, at løsningsforslag 2, jf. tabel K.B.1 og figur K.B.4 - K.B.6, er værst påvirket af forskydning og moment, har de største reaktioner og udbøjninger, derfor fravælges løsningsforslaget.

34 Afsnit K.B.5: Opsummering 23 Figur K.B.5: Løsningsforslagenes momentkurver. Figur K.B.6: Løsningsforslagenes deformationer.

35 24 Bilag K.B: Valg af statisk system Dermed betragtes kun løsningsforslag 1 og 3, og i tabel K.B.2 opstilles de to løsningsforslag overfor hinanden. Skitseforslag 1 3 Reaktion F x [kn] 90,5 & -125,4 > 4,9 & -39,8 Reaktion F y [kn] 209,4 & 217,8 = 213,6 & 213,6 Reaktion M [knm] 0 & 0 < -128,1 & 258,8 Maksimal forskydning [kn] -213 = -212 Maksimal moment [knm] 900 < 1650 Maksimal deformation [mm] 346 < 943 Tabel K.B.2: Udvægelse af skitseforslag. Da det vurderes at momenterne og deformationerne er mest kritiske for konstruktionen, forkastes skitseforslag 3 på baggrund af de beregnede værdier i tabel K.B.2. Skitseforslag 1 benyttes derfor til den videre projektering, jf. figur K.B.7. Figur K.B.7: Statisk system for skitseforslag 1. Som fremgår af figur K.B.4 og K.B.5 varierer snitkræfternes størrelse i rammen signifikant. Derved resoneres det at en af de mest optimale konstruktionstyper til at optage disse varierende kræfter er en stålramme med varierende tværsnit. En anden mulighed er at benytte en ramme der enten delvis eller helt består af gitter. Da det er projektgruppens ønske at blive bedre kendt med de beregningsprincipper, der indgår i dimensionering af en stålramme med varierende tværsnit. Derfor vælges det at arbejde videre med en rigle med udfligede tværsnit, der udformes sådan at dens statiske system svarer til skitseforslag 1.

36 K.C Dimensionering af ramme i anvendelsesgrænsetilstand Indholdsfortegnelse K.C.1 Anvendelsesgrænsetilstand K.C.1.1 Krav til deformationer K.C.1.2 STAAD.Pro K.C.1.3 Deformationer I dette bilag dimensioneres rammekonstruktionen efter det i bilag K.B bestemte statiske system. Først undersøges konstruktionen for deformationer i anvendelsesgrænsetilstand og derefter eftervises bæreevnen i brudgrænsetilstand. I dimensioneringen tages der udgangspunkt i en ramme i produktionshallen med kranbane. Rammen, der dimensioneres, regnes ikke påvirket af vindgitter, og derudover antages det, at den ikke er placeret ved gavlen. Dette betyder at rammen ikke dimensioneres for de ekstra eller anderledes lastkombinationer, der kan fremkomme ved f.eks. rammen ved vindgitteret og gavlrammen. K.C.1 Anvendelsesgrænsetilstand I anvendelsesgrænsetilstand undersøges bygningen for den udbøjning der forekommer ved daglig brug. Der er i Norm for stålkonstruktioner og Norm for sikkerhedsbestemmelser for konstruktioner opstillet krav til hvilke lastkombinationer konstruktionen skal belastes med ved undersøgelse af deformationer. Disse laster og lastkombinationer beskrives i bilag K.A. K.C.1.1 Krav til deformationer Det vejledende krav til udbøjningen i lodret retning i riglen er l/200, men da der er kranbane i bygningen skærpes kravene til nedbøjningen. Det vurderes derfor at de vejledende krav til riglen øges til at være mindre end l/300 (104 mm i y-retningen). Dette er også vurderet i rammebenet, hvor det vejledende krav er l/150 (uden kranbane). Her mindskes udbøjningen ligeledes pga. kranbanen. Det fastsættes at udbøjningen i rammebenets vandrette retning ikke må være over l/300 (25 mm i x-retning), hvilket gælder for hjørnet af rammen og den største udbøjning på rammebenet. 25

37 26 Bilag K.C: Dimensionering af ramme i anvendelsesgrænsetilstand K.C.1.2 STAAD.Pro Ud fra ovenstående krav er der i computerprogrammet STAAD.Pro opstillet en model, se figur K.C.1. Modellen viser rammens systemlinie. Figur K.C.1: Model af rammekonstruktion som benyttes i STAAD.Pro. I STAAD.Pro er der gættet på hvordan udformningen af tværsnittet omkring systemlinerne skal se ud. Modellen er opstillet således, at konstruktionen udføres med udfligede tværsnit i rammehjørnerne og i kippen. Deformationerne overholdes ved alle lastkombinationer, når højden af det udfligede profil varierer fra 500 mm til 725 mm. Flange tykkelse, bredde og tykkelse af kroppen er ens i hele det udfligede profil, og hvor der ikke er udfligede profiler er der standard profiler, se figur K.C.2. Et andet krav til konstruktionen er, at den udfligede del af riglen imod rammehjørnet ikke overskrider 40 % af riglens samlede længde. STAAD.Pro giver resultater i form af deformationer, se STAAD.Pro rapport på Projekt CD en, og disse beregnes elastisk. Figur K.C.2: Rammekonstruktion med udfligede tværsnit, mål i mm. K.C.1.3 Deformationer I tabel K.C.1 er deformationerne udregnet i fem snit, og disse er opstillet for alle lastkombinationer.