FUNDERING. JF Kennedy Arkaden
|
|
- Erik Carstensen
- 5 år siden
- Visninger:
Transkript
1 JF Kennedy Arkaden FUNDERING Funderingen i forbindelse med udførelsen af Arkaden er beskrevet i hovedrapportens kapitel 6 til 8. Bilaget her danner grundlag for enkelte områder i forbindelse med funderingen af Arkaden. Der behandles jordbundsforholdenes hydrauliske forhold, dimensionering af grundvandssænkningsanlæg, stabiliteten af jordskråninger, dimensionering af spunsvæg, samt dimensionering af en del af pæleværket. F 1. BESTEMMELSE AF RÆKKEVIDDE OG HYDRAULISK LEDNINGSEVNE BEREGNINGSFORUDSÆTNINGER HYDRAULISK LEDNINGSEVNE FOR SANDLAGET...13 F. DIMENSIONERING AF GRUNDVANDSSÆNKNINGSANLÆG BEREGNINGSFORUDSÆTNINGER DIMENSIONERING F 3. STABILITET AF BYGGEGRUBE FORUDSÆTNINGER BESTEMMELSE AF BRUDLINIE DEN KRITISKE SPIRAL FOR SKRÅNINGEN F 4. DIMENSIONERING AF SPUNSVÆGGE GENERELLE FORUDSÆTNINGER PRØVEBORING R SPUNSVÆG MED FOD I SAND SPUNSVÆG I LER TIL STOR DYBDE F 5. PÆLEFUNDERING MODELLERING AF LASTER BESTEMMELSE AF PÆLEBÆREEVNE TRYKBÆREEVNE BESTEMT UD FRA RAMMEMODSTAND TRÆKBÆREEVNEN AF PÆLENE BESTEMMELSE AF F NEG TIL BRUG I ANVENDELSESGRÆNSETILSTAND DIMENSIONERING AF PÆLEVÆRK...18 Side 17
2 F 1. Bestemmelse af rækkevidde og hydraulisk ledningsevne Side 18
3 JF Kennedy Arkaden F 1. Bestemmelse af rækkevidde og hydraulisk ledningsevne I det følgende bestemmes den hydrauliske ledningsevne og pumpningens ud fra rækkevidden af en grundvandssænkning foretaget ved en prøvepumpning. Når prøvepumpningen sættes i gang, måles vandstanden efter bestemte tidsintervaller ved de angivne boringer. Ud fra disse oplysninger kan rækkevidden af pumpningen, samt den hydrauliske ledningsevne for det vandførende lag bestemmes. Prøvepumpningen er foretaget ved brug af en nedgravet filterbrønd til det vandførende sandlag. Placering af prøvepumpningen og pejleboringerne fremgår af Figur 1.1. Ved prøvepumpningen pumpes der ca. 10 m 3 /h. Figur 1.1 Oversigt over boringerne og prøvepumpning Prøvepumpningsresultaterne fremgår af den geotekniske rapport, se Appendix, og er gengivet i Tabel 1.1. Det fremgår af tabellen, at der ikke er pejling af vandstanden ved prøvepumpningen, men kun ved boringerne. Dette bevirker, at filtertabet for prøvepumpningen ikke kan beregnes, men må fastsættes ud fra erfaring. Boring Tabel 1.1 Resultater fra prøvepumpningen Pumpe afstand, r i [m] Normalt GVS Kote [m] Middel GVS Kote [m] Sænket GVS Kote [m] R ,4 + 1,3 + 1,08 R ,3 + 1,3 + 0,9 B00 Nedre pejlerør 0 + 1,1 + 1,3 + 0,36 B , + 1,3 + 0,79 B0 Nedre pejlerør ,1 + 1,3 + 1,59 B03 Øvre pejlerør + 1, + 1,3 + 0,41 * Øvre og nedre værdi refererer til pejlerørenes placering ved pejlerør i boringen. Side 19
4 F 1. Bestemmelse af rækkevidde og hydraulisk ledningsevne 1.1. Beregningsforudsætninger Ved bestemmelse af den hydrauliske ledningsevne, k T, regnes sandlaget for værende et lukket vandførende lag, da der ligger et impermeabelt lag over og under det vandførende sandlag, jf. Appendix. Det vandførende jordlag betragtes som et vandret homogent jordlag af stor udstrækning. Det er valgt at midle grundvandsspejlet til kote + 1,3, da udsvingene ligger i intervallet kote +1,1 til kote +1,4, som angivet i Tabel 1.1. Gundvandssænkningens rækkevidde antages at følge en logaritmisk funktion i afstand r fra pumpen, og det forudsættes at grundvandsænkningen i alle retninger fra pumpen er ens Bestemmelse af rækkevidde Prøvepumpningsresultaterne er afbilledet i et enkeltlogaritmisk koordinatsystem, jf. Figur 1.. Herefter indlægges en lineær tendenslinie gennem punkterne. Skæringen mellem tendenslinien og GVS inden pumpningen, er pumpningens rækkevidde R. Kote, y [m] 1,5 1 0,5 0 Lukket vandførende lag B0 R101 B03 B00 B01 R100 y = 0,3953Ln(x) - 0,7061 R = 0,61 0, ,5-1 -1,5 - Gvs inden pumpning Gvs under pumpning Rækkevidde, r [m] Figur 1. Resultater af prøvepumpning Side 130
5 JF Kennedy Arkaden Ved boring B01 og boring B0 er der stor afvigelse af den målte vandstand i forhold til de resterende målinger. Ved boring B01 kan den eksisterende parkeringskælder have haft indflydelse på sænkningen af grundvandet, mens leroverfladen ved B0 ligger - 3,5 m højere end i boring B00 og boring B03. Dette antages at være grunden til, at regressionsfaktoren, R, for tendenslinien kun er 0,61 som det ses på Figur 1.. Det vælges derfor, at beregne rækkevidden og den hydrauliske ledningsevne uden brug af resultaterne fra boring B01 og B0. Kote, y [m] 1,5 1 0,5 0-0,5-1 -1,5 - -,5-3 Lukket vandførende lag R03 R00 y = 0,569Ln(x) - 1,3398 R = 0,99 0, Rækkevidde, r [m] R101 R100 Gvs inden pumpning Gvs under pumpning Figur 1.3 Resultater for boringerne På Figur 1.3 er de udvalgte boreresultater indtegnet og tendenslinie påført. Det fremgår af Figur 1.3, at regressionsfaktoren, R, bliver 0,99, hvilket betyder, at punkterne tilnærmelsesvis beskriver en ret linie. Ligningen for tendenslinien er, jf. Figur 1.3, bestemt til: Her er y = 0,569 ln( r) 1,3398 (1-1) y r koten [m] afstanden fra pumpen til det punkt hvor sænkningen undersøges [m] For at bestemme rækkevidden, R sættes y lig 1,3 i formel (1-1), da det er koten for det midlede grundvandsspejl. Side 131
6 F 1. Bestemmelse af rækkevidde og hydraulisk ledningsevne Rækkevidden R beregnes til: 1,3+ 1,3398 0,569 1,3 = 0,569 ln( R) 1,3398 R = e = 103m Rækkevidden for prøvepumpningen er hermed bestemt til 103 m. 1.. Hydraulisk ledningsevne for sandlaget På Figur 1.4 fremgår de parametre, der skal benyttes til beregning af den hydrauliske ledningsevne for det vandførende sandlag. Koter er påtegnet for boreprofilet B03, da det er den boring der tages udgangspunkt i det efterfølgende. Figur 1.4. Definition af parametre ved beregning af grundvandssænkningen Størrelsen, h w er afstanden fra det vandstandsende lag til grundvandsspejlet efter sænkningen inde ved sugespidsen. h 0 betegner afstanden fra det vandstandsende lag til det oprindelige grundvandsspejl. h betegner afstanden fra det sænkede GVS til det vandstandsende lag. Filtertabet for prøvepumpningen betegnes f. Boring B03 er benyttet til at beskrive laggrænserne. Side 13
7 JF Kennedy Arkaden Den hydrauliske ledningsevne, k t beregnes ved formel (1-) [Moust Jacobsen, 1971, s. 7,5]: Q h = π k t R ln t r (1-) Her er Q h t r den bortpumpede vandmængde [m 3 /s] forskellen mellem eksisterende vandspejl og det sænkede vandspejl [m] tykkelsen på det vandførende lag [m] afstand fra prøvepumpning til det sted, hvor beregning foretages [m] Den hydrauliske ledningsevne for sandlaget ved boring B03 bestemmes ved brug af formel (1-). Afstanden r B03, fra prøvepumpningen og til boring B03 er m jf. Tabel 1.1. Ved prøvepumpningen pumpes der 10 m 3 /h. Sænkningen af vandspejlet, h, er af Tabel 1.1 bestemt til 0,89 m. Den hydrauliske ledningsevne findes: k t = Qw R ln = π h t r 3 0,008m / s 103m ln = 1,46 10 π 0,89m 5,3m m 4 m / s (1-3) Den hydrauliske ledningsevne for det vandførende sandlag ved Boring B03 er 1, m/s. Resultaterne for de fire boringer kan ses i Tabel 1.. Tabel 1. Hydraulisk ledningsevne, k T, for de forskellige boringer Boring Q w [m 3 /s] h [m] t R r k t [m/s] [m] [m] [m] R100 0,008 0, 7, , R101 0,008 0,38 10, , B00 0,008 0,94 4, , B03 0,008 0,89 5, , Der er i Dimensionering af grundvandssænkningsanlægget, jf. Bilag F, valgt at regne videre med en k t på 1, m/s, da dette vil være på den sikre side. Side 133
8 F. Dimensionering af grundvandssænkningsanlæg F. Dimensionering af grundvandssænkningsanlæg Det er valgt at udføre et sugespidsanlæg til at sænke grundvandet fra kote +1,5 til kote -0,5 i hele byggegruben. Anlægget etableres før der bliver udgravet for at sikres en tør udgravning og byggegrube..1. Beregningsforudsætninger Det øverste lerlag bliver gravet væk ved dimensioneringen af kælderen, og derfor ændres beregningsforudsætningerne for dimensioneringen. Da det ovenliggende lerlag fjernes på den eneside af sugespidsen bliver strømningen en kombination af en lukket og åben strømning jf. Figur.. Ved beregning antages en åben strømning omkring sugespidsen. Det forudsættes yderligere, at stømningerne ikke ændres ved nedramning af spunsvæg. Det vandførende sandlag betragtes som et homogent, vandret jordlag, hvor den hydrauliske ledningsevne, k t konstant er 1, m/s, jf. Bilag F 1. Ligeledes betragtes en stationær tilstand, hvor den oppumpede vandmængde er konstant for alle sugespidserne. Der er udført pejlinger af GVS i forbindelse med de geotekniske boringer, jf. Appendix. Disse beskriver beliggenheden af GVS for den dato de er udført. Da der kan være årstidsvariationen eller andre periodesvingninger i GVS vælges det at fastsætte GVS som værende i kote +1,5 for at sikre at grundvandssænkningsanlægget selv i perioder med højt GVS kan sænke vandstanden til det nødvendige niveau. Miljøstyrelsen anbefaler, at der ikke suges med mere end 1 m 3 /h fra hver enkelt sugespids. Denne belastning anvendes derfor som maksimal kapacitet for hver enkelt sugespids i dimensionering af anlægget... Dimensionering Det er valgt at placere 9 sugespidser, med en indbyrdes afstand på 4,5 m, langs siden, der er 40 m, og 16 sugespidser, med en indbyrdes afstand på 3,5 m, langs siden der er 57 m, jf. Figur.1. Herved fås 50 sugespidser langs kælderen. Det undersøges i det følgende om anlægget har tilstrækkelig kapacitet. Side 134
9 JF Kennedy Arkaden Figur.1 Placering af de 50 sugespidser omkring kælderen samt undersøgte punkter1, og 3 Til beregning af nødvendige pumpemængde for de enkelte sugespidser, benyttes følgende formel for en åben strømning [Moust Jacobsen, 1971, s. 7,7]: n Q h0 h = n ln R ln ri π k T i= 1 (-1) Her er h 0 h Q n R r i afstanden fra vandspejl, før sænkning, til vandstandsende lag [m] afstanden fra vandspejl, efter sænkning, til vandstandsende lag [m] oppumpet vandmængde pr. sugespids [m 3 /s] antal sugespidser [stk] rækkevidden af grundvandssænkningen [m] afstanden fra sugespids i, til det punkt, hvor h findes [m] Alle benævnelser fremgår af Figur. Figur. Afstande ved beregning af nødvendig vandføring Side 135
10 F. Dimensionering af grundvandssænkningsanlæg For at finde den dimensionerende vandpumpemængde bestemmes den største værdi af 50 i= 1 ln( r ). Denne er fundet tre steder i byggegruben, se Figur.1. Sumationen for de 3 punkter i ses i Tabel.1. Tabel.1 Sumationen af ln(r i ) for de 3 undersøgte punkter Punkt 50 i= 1 ln( r ) [m] 1 169,3 17, 3 166,7 i Dette bevirker, at punkt er dimensionerende for anlægget. Længderne r i er fundet ud fra Figur.1. h 0 og h findes ud fra Figur 1.4 til hhv. 6, m og 4, m. Ud fra formel (-1) findes den nødvendige pumpemængde, Q: 6, 4, Q =,09 10 Q = π 1, m 3 / 4 ( 50 ln(103) 17,) 3 ( s stk ) Q = 0,75m /( h stk ) Dette giver en nødvendig pumpemængde på 0,75 m 3 /h. Kravet om pumpemængden er dermed overholdt for alle pumperne. Herefter undersøges det, hvor langt sugespidserne skal spules ned i jorden, for at de kan sænke grundvandet tilstrækkeligt i byggegruben. Dette gøres ud fra den mindste værdi af 50 i= 1 ln( r ), da dette vil resulterer i den maksimale værdi af h. Af Tabel.1 ses det, at det er ved i 50 punkt 3 at ln( r i ) antager den mindste værdi. Som det også ses, er der kun en lille variation i= 1 i summationen, og det antages derfor at punkt 3 repræsenterer den mindste værdi af alle punkter under kælderen. Højden h bestemmes vha. af formel (-1): 4, , h = 4 π 1,90 10 h = 3,96m ( 50 ln(103) 166,7) Side 136
11 JF Kennedy Arkaden h er i dette tilfælde den beregnede afstand fra det vandstandsende lag under det vandførende lag og til vandstanden i sugespidsen. Den beregnede værdi tager dog ikke højde for filtertabet og tolerancer, samt den geometriske udformning af sugespidsen. Filtertabet og placeringstolerancen sættes begge til 0,5 m i samråd med vejleder, og den geometriske højde sættes til 0,75 m, jf. Figur.3. Dette betyder, at der fra den beregnede værdi skal fratrækkes summen af filtertabet, tolerancen og den geometriske højde for at få den korrekte værdi af h. Denne bliver da: h = 3,96m (0,5 + 0,5 + 0,75) m =, 1m Bunden af sugespidsen skal maksimalt placeres,1 m over det vandstandsende lag. Koten bliver her: -4,7 m +,1 m = -,49, svarende til 6,69 m under JOF. jf. Figur.3. Det vurderes, at denne dybde under JOF er mulig at nå, uden at skulle udgrave gruber til evt. pumpestationer. Placering af sugespids efter udgravning af byggegrube fremgår af Figur.3. Figur.3 Snit af byggegrube med placering af sugespids Figur.3 viser, at sugespidsen efter udgravning er placeret i afgravningsskråningen. Den valgte løsning stiller krav til gravearbejdet, da der skal tages hensyn til sugespidserne. Et alternativ til denne løsning er at flytte sugespidserne længere væk. Dette bevirker et større antal sugespidser. Derudover flyttes sugespidserne tættere mod Jyllandsgade, hvilket medfører at risikoen for sænkning af GVS under de eksisterende bygninger øges. Side 137
12 F. Dimensionering af grundvandssænkningsanlæg Det valgte sugespidsanlæg undersøges for en driftstilstand, hvor 5 sugespidser er sat ud af funktion. Dette gøres ved det punkt med den højeste værdi af ln( n i= 1 r i ), når de 5 pumper, der ligger tættes på det undersøgte punkt, regnes at være defekte. Resultaterne kan ses i Tabel.. Tabel. Sumationen af ln(r i ) for de 3 undersøgte punkter Punkt 45 i= 1 ln( r ) [m] 1 153,6 163, 3 158,3 i Vandføringen beregnes for punkt, med 5 defekte pumper ved indsættelse i formel (-1): 6, 4, Q =,74 10 Q = π 1, m 3 4 ( 45 ln(103) 163,) / s stk Q = 0,98m 3 / h stk Herved er det eftervist, at anlægget er dimensioneret til, at der maksimalt er 5 sugespidser der er defekte, hvis vandstanden skal forblive i kote 0,5. Vandføringen er ved 5 defekte pumper bestemt til 0,98 m 3 / (h. stk) hvilket overholder den anbefalede værdi fra miljøstyrelsen på 1 m 3 / (h. stk). Side 138
13 JF Kennedy Arkaden F 3. Stabilitet af byggegrube Ved udgravningen af byggegruben skal der foretages stabiliserende foranstaltninger af byggegrubens sider. Langs den syd- og østlige side etableres der spunsvægge, grundet anlæggelsen af transportveje tæt på byggegruben. Ved de resterende sider anlægges afgravningsskråninger. Placeringen af spunsvægge og anlægsskråninger kan ses på Figur 3.1. Figur 3.1 Placeringen af spuns og anlæg I der følgende undersøges stabiliteten af skråningen 3.1. Forudsætninger Skråningerne regnes som et homogent sandlag ( c= 0). Dette er på den sikre side, da skråningen indeholder lerlag, der virker stabiliserende for skråningen, jf. formel (3-1) og Figur 3.[Geoteknik, 1999, s. 10.4]. τ = σ tan ϕ + c (3-1) Her er τ σ c forskydningsspændingerne i brudlinien normalspændingerne i brudlinien kohæsionen i jordlaget Side 139
14 F 3. Stabilitet af byggegrube Der regnes ikke med GVS, da skråningen anlægges i perioden med grundvandssænkning. Skråningen udgraves med et anlæg på 1,5. Dybden af byggegruben er 4,7 m. I det følgende undersøges skråningen stabilitetsbrud og placeringen af et eventuelt brud bestemmes. Brudlinien i jordmassen beregnes vha. ekstremmetoden. Det forudsættes, at brudlinien danner et A-brud, der går gennem skråningens fodpunkt, se Figur 3.. Figur 3. Princip for A-brud 3.. Bestemmelse af brudlinie Liniebruddet tilnærmes med en logaritmisk spiral med en stigningsvinkel lig jordens friktionsvinkel. Spiralen ligning er vist i formel (3-) [Geoteknik, 1999, s. 10.3]: r Her er θ tan( ϕd ) = r0 e (3-) r 0 spiralens startpunkt, sættes til 5 φ d sandets friktionsvinkel, er 30,, se Appendix θ vinklen fra vandret til tangenten af brudlinien Denne spiral indtegnes så en lodret linie fra polen, skærer midtpunktet af skråningen. Den lodrette linie opdeler den bevægelige jordmasse i en drivende (G d ) og stabiliserende del (G s ), se Figur 3.3. Figur 3.3 Skråning med logaritmisk spiral anvendt som brudlinie Side 140
15 JF Kennedy Arkaden For hver jordmasse bestemmes det areal, der kan medregnes i forhold til den optegnede spiral, og den resulterende kraft bestemmes. Der tages moment om spiralens pol for at bestemme det drivende og det stabiliserende moment. Ud fra formel (3-3) er princippet, at momentet af alle de stabiliserende kræfter skal være større end det tilsvarende moment af alle de drivende kræfter. Dette udtrykkes ved at beregne stabilitetsforholdet [Geoteknik, 1999, s. 10.5]: f M s Gs = = (3-3) M d M M Gd + M p Her er M s M d M Gs M Gd M p momentet af de stabiliserende kræfter [knm] momentet af de drivende kræfter [knm] stabiliserende moment, se Figur 3.3 [knm] drivende moment, se Figur 3.3 [knm] momentet fra nyttelasten [knm] For at skråningen kan anses at være stabil, skal stabilitetsforholdet, f være større end 1. Hvis dette ikke er tilfældet er skråningen ikke stabil og der skal vælges et større anlæg for skråningen. Til bestemmelse af den mest sandsynlige brudlinie for skråningen, skal værdien for f være tættest på 1. For at finde denne værdi, flyttes spiralens pol, indtil man har fundet det punkt, der giver det mindste stabilitetsforhold over 1. Denne spiral benævnes den kritiske spiral, og her er der størst sandsynlighed for at brudlinien vil forekomme Den kritiske spiral for skråningen Nyttelasten på skråningen er sat til 10 kn/m, sandets rumvægt er 19 kn/m 3. Momenterne er fundet ved at dele jordmasserne op i firkanter, trekanter og cirkelafsnit og derefter finde arealer og tyngdepunkter for dem. Der er lavet flere forskellige analyser for at finde placeringen af den kritiske spiral, og momenterne for denne kan ses i Tabel 3.1. Tabel 3.1 Momenter for jordmasserne og nyttelasten Moment [knm] M Gs 170,6 M Gd 119,8 M p 7,5 Side 141
16 F 3. Stabilitet af byggegrube f findes herefter til: 170,6kNm f = = 1,16 (3-4) 119,8kNm + 7,5kNm Da f er tæt på 1, bestemmes denne spiral til at være den kritiske. Brudlinien, som den kritiske spiral danner, kan ses på Figur 3.4. Figur 3.4 Skitse af skråning med den kritiske spiral Der er hermed eftervist at skråningen med anlæg 1,5 er stabil, med de fastlagte styrkeparametre. Side 14
17 JF Kennedy Arkaden F 4. Dimensionering af spunsvægge Som beskrevet i tidligere afsnit, er det nødvendigt ved udførelsen af kælderen, med en spunsvæg i den syd- østlige del af byggefeltet, se Figur 4.1. Figur 4.1 Byggegrube med placering anlæg og spuns, samt prøveboringer Dimensioneringen af spunsvæggen findes ved først at bestemme jordtrykket på bagside og forside af spunsvæggen, og opstille ligevægt for at finde det maksimale moment. Dernæst findes nedramningsdybden, ved at opstille momentligevægt i det punkt, hvor det maksimale moment opstår, herefter bestemme afstanden til fodpunktet af spunsvæggen. Alle beregninger vises for en spunsvæg nedrammet i et jordprofil svarende til boreprofil R101, se Appendix. Dernæst gennemføres alle beregninger igen, for et jordprofil, med ler til stor dybde, svarende til boreprofil B00. I beregningerne anvendes ikke styrkeparametrene fra prøveboring B00, der anvendes kun den geometriske opbygning af jordprofilet, dette betyder at der findes ler til stor dybde. Disse beregninger udføres både i kort- og langtidstilstanden, til bestemmelse af hvilken tilstand, der er farligst. Der vises beregninger for R101, beregningsmetoden for B00 er tilsvarende, med andre styrkeparametre. Der vises kun resultater og væsentlige værdier for disse vægge. Det antages, at de to boreprofiler B00 og R101, beskriver strækningen for spunsvæggen, og dermed kan den største af de fundne spunsvægge med tilhørende rammedybde, anvendes uden sikkerheds- eller stabilitetsproblemer. Side 143
18 F 4. Dimensionering af spunsvægge 4.1. Generelle forudsætninger Spunsvæggen udføres som en fri stålspunsvæg med glat overflade. Denne antagelse giver større spændinger og dermed større momenter, end hvis der var regnet med ru overflade, dette er på den sikre side. Alle beregninger udføres efter fagbøgerne Geoteknik og Geoteknik, samt DS 415. Spunvægsberegningen udføres i normal sikkerhedsklasse, hvor tangens til friktionsvinklen har partialkoefficienten γ φ = 1, og hvor partialkoefficienten til kohæsionen er γ c = 1,5 for stabilitet og jordtryk [DS 415, 1998]. 4.. Prøveboring R101 Som det ses på Figur 4., er jordbundsforholdene ved prøveboring R101 hovedsageligt bestående af fyld, ler og sand. Figur 4. Snit A-A på Figur 4.1, som viser lagdelingen for boring R101 med koter, snit A-A I en nærmere beskrivelse af boringen R101, jf. i Appendix, ses det, at lerlaget består af gytje og tørv, samt et fyldlag bestående af sand og muld. Ved spændingsberegninger simplificeres jordprofilet til lagene som vist på Figur 4., hvor kun lerlaget og sandlaget gives styrkeegenskaber hhv. c v og φ. Dette er på den sikre side ved jordtryksberegningerne, da disse bliver større, end hvis andre lag gives styrkeegenskaber. Dette skyldes, at jordtyper med høje styrkeegenskaber giver anledning til et stort passivt jordtryk og et lille aktivt jordtryk, og omvendt for jordtyper med små styrkeegenskaber. Styrkeegenskaberne og beregningsparametre for jordlagene er opgivet i Tabel 4.1. Side 144
19 JF Kennedy Arkaden Tabel 4.1 Styrke og materialeparametre for jordlagene Φ d c v c vd [ ] [kn/m ] [kn/m ] [kn/m 3 ] [kn/m 3 ] [m] Asfalt, sten, sand , Fyld ,5 Ler ,4 Sand 30, til stor dybde! γ γ red Lagtykkelse Som det ses af tabellen, er det ikke opgivet en γ red for asfalt og fyldlaget. Det skyldes, at der ikke regnes med at GVS stiger op over lerlaget Spunsvæg med fod i sand I det følgende beskrives højre side af spunsvæggen som bagside og venstre side som forside, se Figur 4.. Når jordtrykkene bestemmes, sker det ud fra definitionen, at der sker en negativ rotation når bagsiden af spunsvæggen betragtes. Omvendt sker der en positiv rotation når forsiden af spunsvæggen betragtes. Dette skal tages i betragtning når jordtrykskoefficienterne K γ x, K p x og K c x bestemmes ud fra diagrammer i Geoteknik [Geoteknik, 1999, s. 11.6]. I denne bestemmelse sættes ρ = 0, svarende til at omdrejningspunktet erfaringsmæssigt ligger tæt på spunsvæggens fodpunkt. Denne antagelse fastsætter dermed det geometriske forhold, ξ, som er lig ρ og dermed ξ = 0. I beregningen af jordtrykkene, antages det også, at der ikke sker trykspring i bestemmelse af det maksimale moment, hvorfor der kun forekommer jordtryk af formen e x. Beregningen af jordtrykkenes påvirkning på spunsvæggen, foretages ud fra følgende formler, som omformer de lodrette laster til vandrette spændinger [Geoteknik, 1999, 11.]: e e x y x x x ( d ) K + p K p + c K c y y y ( d ) K + p K + c K = γ ' γ (4-1) = γ ' γ p c (4-) Her er γ Den effektive rumvægt af jordlaget [kn/m 3 ] d Tykkelsen af jordlaget [m] x K γ og y K γ Jordtrykskoefficienter mht. rumvægt p Den jævnt fordelte last på overflader [kn/m ] K og x p K y p Jordtrykskoefficienter mht. den jævn fordelte last c Kohæsionen for lerlag [kn/m ] x Kc og y K c Jordtrykskoefficienter mht. kohæsionen Side 145
20 F 4. Dimensionering af spunsvægge Det statiske system for jordtryksberegningen ses på Figur 4.3. Figur 4.3 Statisk system for jordtryksberegning ved R101. Mål i mm Her ses det, at den jævnt fordelte last, som belaster jordoverfladen på bagsiden af spunsvæggen, er sat til p 1 = 10 kn/m, svarende til tung trafik. Den anden påførte jævn fordelte last p stammer fra det kapilære vandspejls tyngde. Når lasten påføres i lerlagets overside, skyldes det, at vandsøjlen, hænger i oversiden af lerlaget pga. kapillærerne i lerlaget. Lasten p kap beregnes som: p kap = γ h (4-3) w c Her er γ w er vandets rumvægt [kn/m 3 ] h c højden fra GVS til KVS [m] Lasten p kap bliver: kn kn p kap = 10 m = 0 m m Som følge af den kapilære stighøjde, regnes med γ red for alle lag under kote +1,5, se Figur 4.3. Side 146
21 JF Kennedy Arkaden Afstanden z på Figur 4.3 starter fra oversiden af sandlaget og er afstanden nedtil hvor der opstår maksimalt moment. Denne afstand bestemmes ud fra ligevægtsbetingelser, når jordtrykkene er fundet på begge sider af spunsvæggen. Til beregning af jordtrykkene aflæses først jordtrykskoefficienterne K γ x, K p x og K c x på diagrammer i [Geoteknik, 1999], for hvert lag, hvor φ sættes lig nul for lerlaget og lig 30,3 for sandlaget. Jordtrykskoefficienterne for jordlagene er fundet og gengivet i Tabel 4. Jordtrykkoefficienter til beregning af jordtryk. Tabel 4. Jordtrykkoefficienter til beregning af jordtryk Neg. Rot (Bagside) Pos. Rot (Forside) K γ x K p x K c x K γ x K p x K c x Asfalt Fyld Ler 1 1 -,0 1 - Sand 0,34 0, Som det fremgår af Tabel 4.1, antager K c x en værdi ved overgangen mellem fyld- og lerlaget, og derfor bestemmes spændingen i overgangen mellem de to lag, for både K c x = 0 og K c x = -,0. Dermed opstår der et vandret trykspring Bagside af spunsvæg Jordtrykket på bagsiden af spunsvæggen kan nu bestemmes ved inddeling af jordprofilet som vist i Figur 4.3, hvor der forudsættes at det maksimale moment findes i sandlaget. Spændingerne findes, med baggrund i Tabel 4., i over- og undersiden af det pågældende lag. På bagsiden af spunsvæggen regnes med negativ rotation og fuldstændig glat væg. ved indsættelse i formel (4-1) og (4-) fås: Asfalt: e x over 10kN m = kn m 1, = / 1 10 / e x under ( = m 3 1, = kn / m 0,m ) kn / m 1 14,4kN / Fyld: e e 14 kn m x x, over = 1, under =,4 / e x under ( kn m m kn m m kn m = kn m 3 3, = / 0, + 16 /,5 ) / 1 54,4 / Side 147
22 F 4. Dimensionering af spunsvægge Ler: 3 3 e x 3, over = kn / m 0,m + 16kN / m,5m) 1+ (10 + 0) kn / m 1+ 50kN / m = 5,6kN / e x 3, under ( m = (kn / m 3 = 11,kN / m 0,m + 16kN / m 3,5m + 6kN / m 3 0,4m) 1+ (10 + 0) kn / m 1+ 50kN / m Sand: e x 4, over e x 4, over = (kn / m 3 = 9,9kN / m = (kn / m = 3,06 z kn / m 3 0,m + 16kN / m 0,m + 16kN / m 3 + 9,9kN / m 3 3,5m + 6kN / m,5m + 6kN / m 3 3,4m) 0,34 + (10 + 0) kn / m,4m + 9kN / m 3 0,33 z) 0,34 + (10 + 0) kn / m 0,33 Dette er funktionen for spændingens variation ned gennem sandlaget på bagsiden af spunsvæggen, som en funktion af z Forside af spunsvæg Ler: e x over 50kN m = kn m 1, = / 100 / e x under ( = m 1 = 6kN / m 0,4m) 1+ 50kN / m 10,4kN / Sand: 3, = 6kN / m 0,4m) 3 7,kN / e x over ( = m e x under = (6kN / m 0,4 + 9kN / m z) 3 = 7 z kn / m 7,kN / m, + Dette er funktionen for spændingens variation ned gennem sandlaget på forsiden af spunsvæggen. Spændingerne er optegnet på Figur 4.4. Når disse bestemmes medregnes den negative værdi af spændingen på bagsiden ikke, da denne virker stabiliserende. Det vil være på den usikre side at tage denne med, da jorden ikke kan optage trækkræfter. Spændingskurven deles op i kvadrater og trekanter og arealerne findes. De spændinger, som afhænger af z, udtrykkes ved z, og ved opstilling af ligevægt mellem for- og bagside findes z. Side 148
23 JF Kennedy Arkaden Figur 4.4 Spændingfordeling gennem jordprofil som funktion af koten Bestemmelse af z Afstanden z bestemmes ved opstilling af horisontal ligevægt. Bagside: (10 0,) 1+ (0,5 0, 4,4) 1+ (14,4,5) 1+ (0,5 (54,4 14,4),5) 1+ (9,9 z) + (0,5 z 3,06 z) = 1,53 z + 9,9 z + 88,44 Forside: (100 0,4) 1+ (0,5 (10,4 100) 1+ (7, z ) 1+ (0,5 z 7 z) 1 = 13,5 z + 7, z + 41, Spændingsfuntionen for forsiden sættes lig spændingsfunktionen for bagsiden, og z findes: 1,53 z c z = 3,15m + 9,9 z + 88,44 = 13,5 z + 7, z + 41, Det vil sige at i afstanden 3,15 m under kote -0,9, svarende til kote -4,0 findes det maksimale moment M. Side 149
24 F 4. Dimensionering af spunsvægge Beregning af maksimalt moment Momentet, som spændingerne giver anledning til, kan nu findes ved at gange spændingsarealet med afstanden fra spændingsarealets tyngdepunkt til punktet M. Spændingsarealerne ses på Figur 4.5, og armene samt momentet for bagsiden af spunsvæggen ses i Tabel 4.3. Figur 4.5 De enkelte arealer samt beliggenheden af M. Arealer ikke i mål Ved beregningen af momentet, beskrives det moment som spændingerne fra bagsiden af spunsvæggen giver anledning til som positiv omkring M. Tabel 4.3 Beregning af moment i punktet M fra spændinger fra bagside Område Spændingsareal [knm/m] Arm [m] Moment [knm/m] 1,00 8,15 16,30 0,44 8,1 3, ,00 6,80 44, ,00 6,38 319, ,74,03 190, ,38 1,35 0,49 M 795,01 Side 150
25 JF Kennedy Arkaden Tabel 4.4 Beregning af moment i punktet M fra spændinger fra forside Område Spændingsareal [kn/m] arm [m] Moment [knm/m] 1 40,00 3,85 154,00 0,48 4,18,01 3 4,6,03 45, ,3 1,35 180,84 M 38,77 Det dimensionerende moment for spunsvæggen bliver derfor: M dim =(795,01-38,77)kNm/m 41kNm/m Spunsvægsprofilet dimensioneres senere i bilagt Indspændingsmoment Det undersøges, hvor langt ned spunsvægge skal rammes. Den nedre del af væggen, dvs. under punktet M, gives nu højden h, således at momentet kan optages ved en indspænding i jorden. Trykfordelingen simplificeres så de svarer til differensenhedstryk af størrelsen [Geoteknik, 1999, s. 1.5]: x x x e = e e1 (4-4) y y y e = e1 e (4-5) Alle afstande og størrelser kan ses på Figur 4.6. Af Figur 4.4 findes e 1 x og e x. e x bestemmes nu til: e x = = ( 9,3 39,5) kn / m 5,8kN / m Side 151
26 F 4. Dimensionering af spunsvægge Figur 4.6 Tilnærmet spædingsfordeling for fri spunsvæg.[geoteknik, 1999, s. 1.5] For at kunne bestemme e y skal e y 1 og e y bestemmes. Dette gøres ud fra den antagelse af e y 1 og e y har samme beliggenhed som punktet M. Jordtrykskoefficienterne K γ y, K p y og K c y er angivet i Tabel 4.5. Tabel 4.5 Jordtrykkoefficienter til bestemmelse af e y 1 og e y. [Geoteknik, 1999, s.11.6] y K γ y y K p K c Bagside, neg. rot Forside, pos. rot. 0, e y 1 og e y bestemmes af (4-): e y ( = kn m 1 = 0, + 16,5 + 6, ,15) 7 + (10 0) 7 80,1 / e y ( = kn m = 6 0, ,15) 0,155 4,8 / e y = = ( 80,1 4,8) kn / m 815,3kN / m Side 15
27 JF Kennedy Arkaden Sammenhængen mellem omdrejningspunktet, i afstanden z r fra fodpunktet, og beliggenheden af trykspringet findes af følgende formel [Geoteknik, 1999, s. 1.5]: z j, i z r ξ tanδ C1 = = 1 + 0,1 m tanϕ = (4-6) ρ tanϕ C Her er ξ den relative afstand fra fodpunktet til trykspringet ρ den relative afstand fra fodpunktet til omdrejningspunktet φ den regningsmæssige friktionsvinkel z j,i og z r vist på Figur 4.6 Hvor fortegnet (-) gælder for negativ rotation (C 1 ), mens fortegnet (+) gælder for positiv rotation (C ). I disse beregninger sættes ρ = 0 og δ = 0, ρ sættes lig nul når rotationspunktet ligger tæt på fodpunktet, mens δ sættes lig = 0 for fuldstændig glat væg. Dette medfører at udtrykket reduceres til: z z j,1 j, C1 = 1,0 m tan( ϕ d ) = (4-7) C Konstanterne C 1 og C bestemmes: ( 30,3) 0, 4 ( 30,3) 1, 58 C 1 = 1,0 tan = C = 1,0 + tan = h kan nu findes af formel (4-8) [Geoteknik, 1999, s. 1.6]: h = y e M C C 1 C C 1 e + e y x e + e y x 1 (4-8) Her er M det numerisk største moment, der opstår i punktet M Side 153
28 F 4. Dimensionering af spunsvægge Ved indsættelse i formel (4-8) fås: 1,58 815,3 + 0,4 5,7 h = = 4, 1m 815,3 1,58 815, ,4 58 Undersiden af spændingerne e y 1 og e y ligger i afstanden 4,1 m under M, hvilket giver at, spændingen ligger i kote: (-0,9-3,15-4,1) = -8,17. Dette betyder, at spunsvæggen skal rammes fra kote +4, til kote -8,, hvilket svarer til 1,4 m under terræn. Kontrol af indspændingsmoment: Nu kan z j.i findes som en funktion af r z, og C 1 og C ved vandret ligevægt ved punktet M: z j,1 = C 1 z r = 0,4 z r z j, = C z r = 1,58 z r H = 0 z 0,4 z c z j,1 r e r y = 0,51m = ( h z ) e j, 815,3 = (4,1 1,58 z x r ) 5,7 Afstandene z j,1 og z j, bestemmes: z j,1 = 0,4 0,51 = 0,1 m z j, = 1,58 0,51 = 0,81 m Side 154
29 JF Kennedy Arkaden At de fundne afstande er korrekte, verificeres ved at opstille momentligevægt om punkt M for den nederste del af spunsvæggen. Momentet skal svare til det maksimale moment fundet for den øvre del af spunsvæggen: e y z z j ( h ( h z ),1 x j, j, 1 ) e ( h z j, = ) 406kNm / m Hermed konstateres, at de fundne afstande og momenter er korrekte, da momentet fundet ved momentligevægt, næsten er lig med det dimensionsgivende moment for spunsvæggen, der er på 41 knm/m. Spunsvægsprofil Ved opslag i Teknisk Ståbi findes profiltypen Corus LX16 med udseende og tværsnitsdata som angivet på Figur 4.7 og i Tabel 4.6 Figur 4.7 Udformning af spunsjern Tabel 4.6 Tværsnitsdata for spunsjern af typen af LX16[Teknisk Ståbi, 00] b [mm] h [mm] d [mm] t [mm] f [mm] Væg [cm /m] Vægt [kg pr lb.m] Væg [kg/m ] W pl [cm 3 /m] LX , ,1 13, Spunsvægsstålet findes med en flydespænding på f y = 70 N/mm, og der anvendes partialkoefficienter 1,17, svarende normal materialekontrol- og sikkerhedsklasse. Det undersøges nu om profilet har tilstrækkelig momentkapacitet: Side 155
30 F 4. Dimensionering af spunsvægge Det regningsmæssige moment for det valgte profil findes af: M Her er = W f R, d pl yd (4-9) W pl f yd det plastiske modstandsmoment den regningsmæssige flydespænding 3 3 mm 70 MPa knm M R, d = = 47 (4-10) m 1,17 m Det er hermed eftervist, at det fundne spunsvægsprofil, kan optage det påførte moment, idet det maksimalt opståede moment er 41 knm Spunsvæg i ler til stor dybde Ved beregning af spunsvægge i ler, skal beregningen udføres i både kort- og langtidstilstanden, da det ikke på forhånd kan bestemmes, hvilken tilstand der er dimensionerende. Lagdelingen ses på Figur 4.8. Figur 4.8 Snit B-B på Figur 4.1 som viser lagdelingen for B00 Side 156
31 JF Kennedy Arkaden Spunsvæggen dimensioneres først i korttidstilstanden, hvor der udføres en φ-0 analyse, hvor leret kun gives kohæssionen som styrkeparameter. Dernæst i langtidstilstanden, hvor leret gives en friktionsvinkel på φ d = 5, og samtidig en kohæssion på 10% af kohæssionen i korttidstilstanden, hvilket svarer til c v = 5 kn/m [Willy Lund]. I det følgende vises kun relevante resultaterne af disse beregninger, da fremgangsmetoden er den samme som i det ovenstående Korttidstilstanden Af Figur 4.9 ses det statiske system anvendt til beregningerne foretaget i korttidstilstanden. Figur 4.9 Statisk system for beregning i korttidstilstanden I de følgende grafer og tabeller vises resultater for spændingsanalysen og dimensioneringen af spunsvæggen for denne opstilling. I Tabel 4.7 ses de anvendte parametre til spændingsberegningerne. Ved bestemmelsen af afstanden z, tages udgangspunkt i kote +1,5, som er oversiden af lerlaget. Tabel 4.7 Parametre og styreegenskaber for jordlag ved φ-0 analyse γ d [kn/m 3 ] [m] c v [kn/m ] Asfalt 0, - 0 Fyld 16,5-0 Ler 6 - til stor dybde 50 0 φ Side 157
32 F 4. Dimensionering af spunsvægge Tabel 4.8 Jordtrykskoefficiente ved φ-0 analyse. [Geoteknik, 1999, s. 11.6ff] Negativ rotation Positiv rotation K γ x K γ y K p x K p y K c x K c y K γ x K γ y K p x K p y K c x K c y Asfalt Fyld Ler ,0 3, ,0-3,4 På Figur 4.10 ses de beregnede spændinger. Figur 4.10 Spændinger i korttidstilstanden Bestemmelsen af z foregår på samme måde som i sand. Afstanden z bestemmes til z = 3,4 m, svarende til kote -1,9 Det maksimale moment i z findes nu vha. de i Tabel 4.9 beskrevne værdier. Som før regnes de negative værdier for spændingen på bagsiden af spunsvæggen ikke med. Armen er afstanden fra de enkelte arealers tyngdepunkt til kote -1,9. Tabel 4.9 Momentberegning for spunsvæg i ler i korttidstilstanden Bagside Forside Areal nr Spændingsareal Arm Momomt Spændingsareal Arm Moment [kn/m ] [m] [knm/m] [kn/m ] [m] [knm/m] 1 6,00 1, ,70 98,00 0,44 5,97,63 5,88 0,47, ,65 167, ,3 11,67 M 393,7 100,7 Side 158
33 JF Kennedy Arkaden Det dimensionerende moment findes af Tabel 4.9 som differensen mellem de summerede momenter. Momentet bestemmes til 93 knm/m. Der anvendes en jernspunsvæg af typen Corus LX1, hvis dimensioner ses i Tabel Tabel 4.10 Dimensioner for spunsvæg af typen LX1[Teknisk Ståbi, 00] b h d t f Væg kg pr. Væg [mm] [mm] [mm] [mm] [mm] [cm /m] [lb.m] [kg/m ] W pl [cm 3 /m] LX ,7 8, ,9 106, Denne spunsvæg har et brudmoment på: N / mm / m 1, M R, d = 1345cm 10 = 310kNm / Da dette moment er større end det påførte, er momentbæreevnekravet tilstrækkelig. Dybden, som spunsvæggen skal rammes ned, bestemmes af følgende parametre: m Tabel 4.11 Spændinger over M e 1 x [kn/m ] -5, e x [kn/m ] 108,4 e x [kn/m ] 113,6 Tabel 4.1 Spændinger under M e 1 y [kn/m ] 69,8 e y [kn/m ] -161,6 e y [kn/m ] 431,4 I dette tilfælde, hvor φ = 0, sættes konstanterne C 1 = C = 1, og afstanden h beregnes for dette tilfælde af [Geoteknik, 1999, s.1.6]: h = y e M x y e 1 + (4-11) e kn knm 431,4 93 h = 1 + m m =, 55m kn kn 113,6 113,6 m m Side 159
34 F 4. Dimensionering af spunsvægge Den nødvendige rammedybde findes som afstanden fra JOF til punktet z plus h, se Figur 4.9: (0, +,5 + 3,4 +,55)m = 8,65 m.u.t. svarende til kote -4,45. Der er udført kontrol ved vandret ligevægt, svarende til kontrollen i afsnit Resultaterne af kontrollen ses i Tabel Tabel 4.13 Kontrol af afstande ved momentligevægt om M Moment fundet for øverste del Moment for nederste del [knm/m] [knm/m] Kontrollen viser, at afvigelsen er 0,01%, beregningerne af afstandene er dermed korrekte Langtidstilstanden På Figur 4.9 ses det statiske system anvendt til beregningerne foretaget i langtidstilstanden. Figur 4.11 Statisk system for beregning i langtidstilstanden I de følgende grafer og tabeller vises resultater for spændingsanalysen og dimensioneringen af spunsvæggen for denne opstilling. I Tabel 4.14 ses de anvendte parametre til spændingsberegningerne. Ved bestemmelsen af afstanden z, tages udgangspunkt i kote +1,5, som er oversiden af lerlaget. Side 160
35 JF Kennedy Arkaden Tabel 4.14 Parametre og styreegenskaber for jordlag γ d [kn/m 3 ] [m] c v [kn/m ] Asfalt 0, - 0 Fyld 16,5-0 Ler 6 -til stor dybde 5 5 φ Tabel 4.15 Jordtrykskoefficiente for ved φ-0 analyse. [Geoteknik, 1999, s. 11.6ff] Negativ rotation Positiv rotation K γ x K γ y K p x K p y K c x K c y K γ x K γ y K p x K p y K c x K c y Asfalt Fyld Ler 0,41 5 0,41 4,5-1,3 7,8,5 0, - - 3,15 - På Figur 4.10 ses de beregnede spændinger. Figur 4.1 Spændinger i langtidstilstanden Bestemmelsen af z foregår på samme måde som i de foregående tilfælde. Afstanden z findes til: z = 6,93 m, svarende til kote -5,43. Side 161
36 F 4. Dimensionering af spunsvægge Momentet i z findes nu vha. de i Tabel 4.9 angivne værdier. Som før regnes de negative værdier for spændingen på bagsiden af spunsvæggen ikke med. Armen er afstanden fra de enkelte arealers tyngdepunkt til kote -5,43. Tabel 4.16 Momentberegning for spunsvæg Bagside Forside Areal nr Areal Arm Moment Areal Arm Moment [kn/m ] [m] [knm/m] [kn/m ] [m] [knm/m] 1,00 9,53 19,06 77,65,47 191,40 0,44 9,50 4,18 18,9 1,64 99, ,00 8,18 94, ,00 7,76 388, ,66 3,47 76,47 6 7,48,31 63,48 M 1695,80 491,96 Det dimensionerende moment findes af Tabel 4.9 som differensen mellem de summerede momenter. Momentet bestemmes til 1005 knm/m. Der anvendes en stålspunsvæg af typen Corus LX38, hvis udformning ses på Figur 4.13 og dimensioner ses i Tabel Figur 4.13 Udformning af Corus spunsvægge Tabel 4.17 Dimensioner for spunsvæg af typen LX38[Teknisk Ståbi, 00] b h d t f Væg Vægt Væg [mm] [mm] [mm] [mm] [mm] [m /m] [kg pr lb.m] [kg/m ] W pl [cm 3 /m] LX ,5 14, ,4 34, Side 16
37 JF Kennedy Arkaden Denne spunsvæg har et brudmoment på: N / mm 6 R, = 4370cm / m 10 = 1008kNm / m 1,17 M d Da dette moment er større end det påførte, er der tilstrækkelig bæreevne. Dybden som spunsvæggen skal nedrammes, bestemmes af følgende parametre: Tabel 4.18 Spændinger over M e 1 x [kn/m ] 89,7 e x [kn/m ] 41,4 e x [kn/m ] 48,3 Tabel 4.19 Spændinger under M e 1 y [kn/m ] 603,9 e y [kn/m ] -3,5 e y [kn/m ] 607,4 I dette tilfælde, hvor φ = 5, bliver konstanterne: C 1 = 0,53 C = 1,47 Afstanden h bestemmes af formel (4-8) til 6,75 m. Den nødvendige rammedybde bestemmes som afstanden fra JOF til punktet z plus h, Figur 4.11: (0, +,5 + 6,93 + 6,75) m = 16,4 under terræn, svarende til kote -1, Der er udført kontrol, svarende til kontrollen i afsnit Resultaterne af kontrollen ses i Tabel 4.0. Momentberegningen for en nederste del af spunsvæggen baseres på afstandende z r, z j,1 og z j,, som bestemmes til: z r = 0,85 z j,1 = 0,44m z j, = 1, Side 163
38 F 4. Dimensionering af spunsvægge Tabel 4.0 Kontrol af afstande ved momentligevægt om M Moment fundet for øverste del Moment for nederste del [knm/m] [knm/m] Kontrollen viser, at afvigelsen er på 0,01 %, beregningerne af afstandene antages derfor korrekte Vurdering Som det ses af de tre beregninger er der stor forskel på det dimensionsgivende moment, og dermed dimensionen af spunsvæggen, samt rammedybden. Figur 4.14 Sammenligning af spunsvæggenes rammedybde og påførte moment Ved anvendelsen af den i langtidstilstanden dimensionerede spunsvæg, vil det være på den sikre side at anvende spunsvæggen, da denne har de største dimensioner, og den største rammedybde. Dog vil dette også være den dyreste løsning pga. netop dimensioner og rammedybde. For at opnå en mindre dimension af spunsvæggen, i denne tilstand, er der mulighed for, at foretage flere boringer i området, til nærmere undersøgelse af lerens styrkeegenskaber. Dette kan give en højere kohæsionsværdi og dermed mindre rammedybde og dimensioner. Besparelserne i rammedybde og dimensioner, skal opvejes mod udgifterne til boringerne. Side 164
39 JF Kennedy Arkaden Den beregnede spunsvæg for lerprofilet i korttidstilstand, giver anledning til den mindste rammedybde og moment. Denne løsning vil være på den usikre side, da det ikke er sikkert at den høje kohæsionsværdi vil forekomme under hele anlæggelsen af kælderen. Varierer jordprofilet, vil spunsvæggen kunne blive instabil og dermed være til fare for arbejdererne i byggegruben. Det vælges derfor at opføre spunsvæggen af LX 38 profiler i en nedramningsdybde til kote - 1,. Placeringen af spunsvæggen i forhold til afgravningsskråningen og sugespidsanlægget, er vist på Figur For en nærmere placering henvises til Tegning 30. Figur 4.15 Placering af spunsvæg i forhold til afgravningsskråning og sugespidsanlæg Side 165
40 F 5. Pælefundering F 5. Pælefundering Det er valgt at begrænse undersøgelserne til kun at omfatte fundering af vægprofil 8, som ses på Figur 5.1. Figur 5.1 Vægprofil 8's placering i funderingsplanen. Vægprofil 8 er placeret i området, der ud fra de geotekniske forundersøgelser vurderes til at skulle pælefunderes jf. kapitel 6 i hovedrapporten. Der er foretaget tre geotekniske boringer i området, som skal pælefunderes jf Figur 5.. Da boring R10 ligger tættest på vægprofil 8 anvendes dennes resultater til dimensionering af pæleværket. Side 166
41 JF Kennedy Arkaden Figur 5. Placering af boringer samt markering af området, der skal pælefunderes På Figur 5.3 ses boreprofilet for boring R10. For at minimere differenssætninger af bygningen, funderes de direkte fundamenter på en sandpude og pælene med spidsen i sand. Pælene skal derfor rammes ca. 1 meter under terræn pga. laggrænsevariationer. På Figur 5.3 er boreprofilet for boringen R10 vist. Figur 5.3 Boreprofil for R10 Det fremgår af Figur 5.1 og Figur 5., at vægprofilet er opbygget af tre vægge, der skal optage vandret, lodret og momentbelastning. Udover disse vægge består vægprofilet desuden af en væg til optagelse af lodretbelastning. Hele profilet er vist på Figur 5.4. Side 167
42 F 5. Pælefundering Figur 5.4 Dimensioner på vægprofil 8 samt valgte nummerering af siderne Vægprofilet fungerer som en trappeskakt for 6 etager. Mellem hver etage er der i trappeskakten monteret trapperne og et plateau. Trapperne er simpel understøttes på væg II og III. Placering samt forankringen af plateauet er skitseret på Figur 5.5. Væg III er opført udelukkende for at forankre trapperne. Figur 5.5 Vægprofil 8set fra jyllandsgade. Herudover er det angivet, hvor egen- og nyttelast fra trapper tænkes at blive optaget på fundamentet Udover lasten hidrørende fra trappen er der last fra etagedæk. På væg II er dækelementer simpelt understøttet som vist på Figur 5.6. Side 168
43 JF Kennedy Arkaden Figur 5.6 Spændretninger af etagedæk Dækelementerne består af 5 PX3/10 fra Spæncom med en modulbredde på 100 mm og spændvidde på 1 m. På dækkene er der nyttelast hidrørende kontor og let erhverv. Lasterne er fundet i DS 410, hvor de er opgivet til: Nyttelast hidrørende kontor og erhverv: Snelast, jf. Bilag K1: q nytte = 3kN m q sne = 0,7 kn m Snelasten forudsættes at være den eneste last virkende på taget. Nytte- og snelasten regnes med en lastkombinationsfaktor på 0,5. Tagelementerne forudsættes simpelt understøttet mellem vægprofilerne I og bestå af 1 stk. PX18/10 fra Spæncom med en modulbredde på 100 mm og 1 stk. PX180 fra Spæncom med en spændvidde på 6 meter. Tabel 5.1 Element samt egenlast Elementer Egenlast Px3/10 4,36 kn/m Px18/180 4,56 kn/m Px18/10 3,04 kn/m Vægelement* 4,95 kn/m *Tykkelse på væggen er 5 mm Side 169
44 F 5. Pælefundering På Figur 5.7 er profilets laster vist. Figur 5.7 Opbygning af trappeskakten Pæleværket dimensioneres i brudgrænsetilstand.1 og følgende lastkombinationer er vurderet til størst ugunst for pæleværket. Lastkombination.1a (nyttelast) Lastkombination.1b (vindlast) 1,0 G + 1,3 N + 0,5 q + 0, 5 S k k nytte nytte natur 1,0 G + 0,5 N + 1,5 q + 0, 5 S natur sne sne Det er vurderet, at snelasten er til mindst ugunst af lasterne, og er derfor kun med taget med lastkombinationsfaktoren 0,5. I det følgende beskrives modelleringen af optagelsen af lasterne hvorefter lasterne på væg I beregnes. Side 170
45 JF Kennedy Arkaden 5.1. Modellering af laster På Figur 5.1 er vægprofilets fundament- og vægdimensioner vist. I beregning af laster antages det, at vægprofilernes fundamenter optager laster hidrørende fra en væg placeret i centerlinien. Der medtages derfor en større last til hvert fundament da samlinger mellem væggene medtages to gange. I beregningerne tages der ikke hensyn til den lille excentricitet hidrørende fra at væggen ikke er placeret i fundamentets tyngdepunkt. Lasterne forudsættes derfor at virke i fundamentets tyngdepunkt. Figur 5.8 Opbygning af vægprofil 8set fra oven. Mål i mm Alle fundamenterne udføres med en bredde på 600 mm og en højde på 900 mm. Det er kun fundament I og II, der optager vindbelastning jf. forudsætninger i spændingsanalysen af bygningen. Disse spændinger er beregnet i Bilag K og er vist på Figur 5.9 og Figur Figur 5.9 Normalspændinger for vind fra øst og nord i kpa Side 171
46 F 5. Pælefundering Figur 5.10 Forskydningsspændinger for vind fra øst og vest i kpa Det afgrænses til lasttilfældet med vind fra øst, da det er her, der opstår de største spændinger ved fundamentet. Desuden forenkles spændingerne til at være symmetrisk om vægprofilets symmetrilinie som vist på Figur Figur 5.11 Antaget normal- og forskydningsspændinger hidrørende vind fra øst i kpa Det vurderes, at den vandrette masselast ikke vil være dimensionsgivende for pæleværket, og der ses derfor bort fra denne. I det følgende beregnes størrelserne af kræfter virkende på fundamentet for fundament I. Det antages at kræfterne virker i fundamentets tyngdepunkt. Da beregningsfremgangen er ens for de to lastkombinationer, tages der udgangspunkt i lastkombination.1a. Side 17
47 JF Kennedy Arkaden Laster på væg I På Figur 5.1 er vægprofil I samt dets fundament vist. Figur 5.1 Dimensioner for fundament og væg set fra oven. Mål i mm Egenvægten, G af vægprofilerne pr. m er i Bilag K1 fundet til 4,95kN/m. Egenvægten, G af vægprofil I, der er meter højt og 3 meter bredt bliver: G I, væg = 3 m m 4,95 kn/m = 37 kn Fundamentet har en længde,850 m og en bredde på 0,6 m. Herved beregnes egenlasten af fundamentet, idet der anvendes en beton med en rumvægt på 3 kn/m 3 til: G I,fund = 3kN/m 3 0,9m,850m 0,6m = 35,4kN Den totale egenlast er beregnet til 36 kn. Kraften angriber midt på fundamentet som forudsat i det foregående afsnit. Lasten hidrørende vinden bestemmes ud fra de resulterende spændinger ved fundamentets overkant jf. Figur I det følgende bestemmes først kraftpåvirkningen hidrørende normalspændingen. På Figur 5.13 er normalspændingen samt den resulterende kraft hidrørende de to spændingsretninger vist. Side 173
48 F 5. Pælefundering Figur 5.13 Normalspændinger for element I hidrørende vind. Mål i mm Herved fås den resulterende kraft i tyngdepunktet ved en lastkombinationsfaktor på 0,5 (positiv kraft virker ned mod jorden): V = 0,5 (185600Pa,5m 0,5 0,5m 61300Pa 0,75m 0,5) = 18, 3kN Det karakteristiske resulterende moment bestemmes (regnes positiv i urets omløbsretning): M = 0,5 (47kN 0,75m + 5,kN 1,5m) = 0, 9kNm Laster er virkende i fundamentets tyngdepunkt jf. afsnit om modellering af kræfter. På Figur 5.14 er forskydningsspændingen hidrørende vindlasten vist. Arealet af forskydningsspændingerne er fremkommet af en summation af en parabel og en retliniet fordeling. Der afgrænses til at regne fordelingen værende retlinet som vist på Figur Side 174
49 JF Kennedy Arkaden Figur 5.14 Forskydningsspændingen hidrørende vindlast på vægprofil I Herved bestemmes den horisontale last, H til: H = 0,5 (9000Pa 0,5 3m 0,5m) = 1, 5kN Med fremgangsmåden som vist ovenfor er kræfterne bestemt for de øvrige profiler jf. Tabel 5. og Tabel 5.3. Egenvægten af fundamentet bestemmes ud fra en rumvægt af betonen på 3 kn/m 3. Vægprofil Tabel 5. Laster hidrørende vindlast for vægprofilerne Vertikallast [kn] Horisontallast [kn] Moment [knm] I 36,6 3,0 41,8 II 8,8 15,8 0,0 III 0,0 0,0 0,0 Vægprofil Tabel 5.3 Øvrige laster for vægprofilerne Permanentlast [kn] Nyttelast [kn] Tagdæk [kn] Snelast [kn] I 364,8 5, 71,1 13,0 II 1681,3 673, 0,0 0,0 III 167,4 4,3 0,0 0,0 For lastkombination.1a og.1b fremgår resultaterne af Tabel Tabel 5.6. Side 175
50 F 5. Pælefundering Tabel 5.4 Laster på væg I Lastkomb. ΣV ΣH ΣM e [kn] [kn] [knm] [m].1a 496,1 1,5,3 0,04.1b 517,6 4,5 66,8 0,13 Tabel 5.5 Laster på væg II Lastkomb. ΣV ΣH ΣM e [kn] [kn] [knm] [m].1a 597,9 7,9 7,1 0.1b 14,1 3,7 1,3 0 Tabel 5.6 Laster på væg III Lastkomb. ΣV ΣH ΣM e [kn] [kn] [knm] [m].1a b 179, Bestemmelse af pælebæreevne For at formindske risikoen for differenssætninger funderes hele bygningen på sand. Bæreevnen af pælene bestemmes ved prøveramninger med betonpæle for forskellige pælebredder og længder da spidsen skal stå i sand. Dimensionerne af prøvepælene er vist i Tabel 5.7 og placeringen af prøveramningerne, B01, R10 og R101 er vist på Figur Tabel 5.7 Prøveramning af pæle Ved boring Pæleængde [m] Pælebredde [m] B ,5 11 0,30 R10 1 0,5 1 0,30 R ,5 11 0,30 Side 176
FUNDERING. 6 Analyse af byggefelt. 6.1 Bygningens udformning
6. Analyse af byggefelt FUNDERING I dette kapitel behandles funderingen af Arkaden. Til bestemmelse af hvilken funderingsmetode, der skal anvendes, er der først lavet en jordbundsanalyse af byggefeltet
Læs mereGeoteknisk Forundersøgelse
Entreprise Geoteknisk Forundersøgelse Denne del dækker over de geotekniske forhold ved Kennedy Arkaden. Herunder behandlingen af den geotekniske rapport og den foreliggende geotekniske rapport. I afsnittet
Læs mereF1.1 Geoteknisk rapport 1, Kampsax Geodan
Fundering I funderings kapitlet beskrives de geotekniske forhold, på baggrund to udleverede geotekniske rapporter. Endvidere dimensioneres et grundvandssænkningsanlæg samt en byggegrube indfatning. I slutningen
Læs mere1 Geotekniske forhold
1 Geotekniske forhold Den geotekniske del i denne projektrapport omhandler udformning af byggegrube og grundvandssænkningsanlæg samt fundering af bygværket. Formålet med afsnittet er at bestemme en fornuftig
Læs mereBilag A: Dimensionering af spunsvæg
Diensionering af spunsvæg Bilag A: Diensionering af spunsvæg I dette bilag vil de spunsvægge, der skal anvendes ved etablering af byggegruben blive diensioneret. Der er valgt at anvende frie spunsvægge
Læs mereI dette kapitel behandles udvalgte dele af bygningens bærende konstruktioner. Følgende emner behandles
2. Skitseprojektering af bygningens statiske system KONSTRUKTION I dette kapitel behandles udvalgte dele af bygningens bærende konstruktioner. Følgende emner behandles : Totalstabilitet af bygningen i
Læs mereEftervisning af bygningens stabilitet
Bilag A Eftervisning af bygningens stabilitet I det følgende afsnit eftervises, hvorvidt bygningens bærende konstruktioner har tilstrækkelig stabilitet til at optage de laster, der påvirker bygningen.
Læs mereDGF - Dimensioneringshåndbog
DGF - Dimensioneringshåndbog Jordtryk Spunsvægge og støttemure Torben Thorsen, GEO trt@geo.dk DGF - Dimensioneringshåndbog Dimensioneringshåndbog bliver en håndbog for dimensionering af geotekniske konstruktioner
Læs mereSynopsis: Alex Jirathanaphan Jørgensen. Christian Bendix Nielsen. Flemming Højbjerre Sørensen. Frederik Hald. Kris Wessel Sørensen.
Titel: CWO Company House Tema: Projektering af en bygge- og anlægskonstruktioner Projektperiode: B6K, forårssemesteret 2010 Projektgruppe: A213 Deltagere: Det Ingeniør-, Natur- og Sundhedsvidenskabelige
Læs mereEntreprise 4. Byggegrube
Entreprise Byggegrube Denne entreprise dækker over etableringen af en byggegrube og dens fysiske afgrænsninger. I entreprisen er de indledende overvejelser og detailprojekteringen af byggegruben beskrevet,
Læs mereDimensionering af samling
Bilag A Dimensionering af samling I det efterfølgende afsnit redegøres for dimensioneringen af en lodret støbeskelssamling mellem to betonelementer i tværvæggen. På nedenstående gur ses, hvorledes tværvæggene
Læs mereVertigo i Tivoli. Lindita Kellezi. 3D Finit Element Modellering af Fundament. Nordeuropas vildeste og hurtigste interaktive forlystelse
Vertigo i Tivoli 3D Finit Element Modellering af Fundament Nordeuropas vildeste og hurtigste interaktive forlystelse Lindita Kellezi Vertigo - svimmelhed Dynamisk højde 40 m Max hastighed 100 km/t Platform
Læs mereTUNGE SKILLEVÆGGE PÅ TRYKFAST ISOLERING BEREGNINGSMODELLER
pdc/sol TUNGE SKILLEVÆGGE PÅ TRYKFAST ISOLERING BEREGNINGSMODELLER Indledning Teknologisk Institut, byggeri har for EPS sektionen under Plastindustrien udført dette projekt vedrørende anvendelse af trykfast
Læs mereK.I.I Forudsætning for kvasistatisk respons
Kontrol af forudsætning for kvasistatisk vindlast K.I Kontrol af forudsætning for kvasistatisk vindlast I det følgende er det eftervist, at forudsætningen, om at regne med kvasistatisk vindlast på bygningen,
Læs mereRedegørelse for den statiske dokumentation Nedrivning af bærende væg - Ole Jørgensens Gade 14 st. th.
Redegørelse for den statiske dokumentation Nedrivning af bærende væg - Ole Jørgensens Gade 14 st. th. Dato: 19. juli 2017 Sags nr.: 17-0678 Byggepladsens adresse: Ole Jørgensens Gade 14 st. th. 2200 København
Læs mereBetonkonstruktioner, 3 (Dimensionering af bjælker)
Betonkonstruktioner, 3 (Dimensionering af bjælker) Bøjningsdimensionering af bjælker - Statisk bestemte bjælker - Forankrings og stødlængder - Forankring af endearmering - Statisk ubestemte bjælker Forskydningsdimensionering
Læs mereAalborg Universitet Det teknisk-naturvidenskabelige fakultet Institut for bygningsteknik
Titelblad Aalborg Universitet Det teknisk-naturvidenskabelige fakultet Institut for bygningsteknik Titel: Kennedy Arkaden Tema: Projektering og udførelse af bygge- og anlægskonstruktioner Projektperiode:
Læs mereVandtryk bag indfatningsvægge
Vandtryk bag indfatningsvægge gge Søren Gundorph Geo Kompagniet Geo Kompagniet 1 Indhold og formål 1. Vandfyldte trækrevner bag indfatningsvægge gge - 9.6 (5)P Formålet er at præcisere, hvornår r og hvorledes
Læs mereLaster. A.1 Brohuset. Nyttelast (N) Snelast (S) Bilag A. 18. marts 2004 Gr.A-104 A. Laster
Bilag A Laster Følgende er en gennemgang af de laster, som konstruktionen påvirkes af. Disse bestemmes i henhold til DS 410: Norm for last på konstruktioner, hvor de konkrete laster er: Nyttelast (N) Snelast
Læs mereGeoteknisk last vs. konstruktionslast, Note 2 (fortsat fra PBHs indlæg)
DGF høring af Dim.håndbogens baggrundsartikel for Nyt DK NA til EC7-1 Disposition Geoteknisk last vs. konstruktionslast, Note 2 (fortsat fra PBHs indlæg) Eksempler: (ingen tal, kun principper) - Støttekonstruktion
Læs mereA2.05/A2.06 Stabiliserende vægge
A2.05/A2.06 Stabiliserende vægge Anvendelsesområde Denne håndbog gælder både for A2.05win og A2.06win. Med A2.05win beregner man kun system af enkelte separate vægge. Man får som resultat horisontalkraftsfordelingen
Læs mereStatik og styrkelære
Bukserobot Statik og styrkelære Refleksioner over hvilke styrkemæssige udfordringer en given last har på den valgte konstruktion. Hvilke ydre kræfter påvirker konstruktionen og hvor er de placeret Materialer
Læs mereIndholdsfortegnelse. Resendalvej - Skitseprojekt. Silkeborg Kommune. Grundvandsmodel for infiltrationsområde ved Resendalvej.
Silkeborg Kommune Resendalvej - Skitseprojekt Grundvandsmodel for infiltrationsområde ved Resendalvej COWI A/S Parallelvej 2 2800 Kongens Lyngby Telefon 45 97 22 11 Telefax 45 97 22 12 wwwcowidk Indholdsfortegnelse
Læs mereModulet beregner en trådbinders tryk- og trækbæreevne under hensyntagen til:
Binder Modulet beregner en trådbinders tryk- og trækbæreevne under hensyntagen til: Differensbevægelse (0,21 mm/m målt fra estimeret tyngdepunkt ved sokkel til fjerneste binder) Forhåndskrumning (Sættes
Læs mereMURVÆRKSPROJEKTERING VER. 4.0 SBI - MUC DOKUMENTATION Side 1
DOKUMENTATION Side 1 Modulet Kombinationsvægge Indledning Modulet arbejder på et vægfelt uden åbninger, og modulets opgave er At fordele vandret last samt topmomenter mellem bagvæg og formur At bestemme
Læs mereStabilitet - Programdokumentation
Make IT simple 1 Stabilitet - Programdokumentation Anvendte betegnelser Vægskive Et rektangulært vægstykke/vægelement i den enkelte etage, som indgår i det lodret bærende og stabiliserende system af vægge
Læs mereKipning, momentpåvirket søjle og rammehjørne
Kipning, momentpåvirket søjle og rammehjørne april 05, LC Den viste halbygning er opbygget af en række stålrammer med en koorogeret stålplade som tegdækning. Stålpladen fungerer som stiv skive i tagkonstruktionen.
Læs mereINSTRUKTION: ANVENDELSE AF STÅLFUNDAMENTER
DOKUMENTNR. UDARBEJDET GODKENDT ENHED [ESDH-dok.nummer] [Initialer] [Dato] [Initialer] [Dato] [ANL-xxx] GYLDIGHEDSOMRÅDE [Hvor gælder dokumentet] MÅLGRUPPE [For hvem gælder dokumentet] INSTRUKTION: ANVENDELSE
Læs mereOm sikkerheden af højhuse i Rødovre
Om sikkerheden af højhuse i Rødovre Jørgen Munch-Andersen og Jørgen Nielsen SBi, Aalborg Universitet Sammenfatning 1 Revurdering af tidligere prøvning af betonstyrken i de primære konstruktioner viser
Læs mereBetonkonstruktioner, 1 (Formgivning af trykpåvirkede betonkonstruktioner) Hvad er beton?, kemiske og mekaniske egenskaber
Betonkonstruktioner, 1 (Formgivning af trykpåvirkede betonkonstruktioner) Hvad er beton?, kemiske og mekaniske egenskaber Materialeparametre ved dimensionering Lidt historie Jernbeton (kort introduktion)
Læs mereVEJDIREKTORATET FLYTBAR MAST TIL MONTAGE AF KAMERA
VEJDIREKTORATET FLYTBAR MAST TIL MONTAGE AF KAMERA TL-Engineering oktober 2009 Indholdsfortegnelse 1. Generelt... 3 2. Grundlag... 3 2.1. Standarder... 3 3. Vindlast... 3 4. Flytbar mast... 4 5. Fodplade...
Læs mereRedegørelse for den statiske dokumentation Nedrivning af bærende væg - Lysbrovej 13
Redegørelse for den statiske dokumentation Nedrivning af bærende væg - Lysbrovej 13 Dato: 22. Januar 2015 Byggepladsens adresse: Lysbrovej 13 Matr. nr. 6af AB Clausen A/S STATISK DUMENTATION Adresse: Lysbrovej
Læs mereTUNGE SKILLEVÆGGE PÅ FLERE LAG TRYKFAST ISOLERING. Input Betondæk Her angives tykkelsen på dækket samt den aktuelle karakteristiske trykstyrke.
pdc/jnk/sol TUNGE SKILLEVÆGGE PÅ FLERE LAG TRYKFAST ISOLERING Indledning Teknologisk Institut, byggeri har for Plastindustrien i Danmark udført dette projekt vedrørende bestemmelse af bæreevne for tunge
Læs mereRedegørelse for den statiske dokumentation
Redegørelse for den statiske dokumentation Udvidelse af 3stk. dørhuller - Frederiksberg Allé Byggepladsens adresse: Frederiksberg Allé 1820 Matrikelnr.: 25ed AB Clausen A/S side 2 af 15 INDHOLD side A1
Læs mereRedegørelse for den statiske dokumentation
KART Rådgivende Ingeniører ApS Korskildelund 6 2670 Greve Redegørelse for den statiske dokumentation Privatejendom Dybbølsgade 27. 4th. 1760 København V Matr. nr. 1211 Side 2 INDHOLD Contents A1 Projektgrundlag...
Læs mereBEREGNING AF U-TVÆRSNIT SOM ET KOMPLEKST TVÆRSNIT
Indledning BEREGNING AF U-TVÆRSNIT SOM ET KOMPLEKST TVÆRSNIT Teknologiparken Kongsvang Allé 29 8000 Aarhus C 72 20 20 00 info@teknologisk.dk www.teknologisk.dk I dette notat gennemregnes som eksempel et
Læs mereEn sædvanlig hulmur som angivet i figur 1 betragtes. Kun bagmuren gennemregnes.
Tværbelastet rektangulær væg En sædvanlig hulmur som angivet i figur 1 betragtes. Kun bagmuren gennemregnes. Den samlede vindlast er 1,20 kn/m 2. Formuren regnes udnyttet 100 % og optager 0,3 kn/m 2. Bagmuren
Læs mereFroland kommune. Froland Idrettspark. Statisk projektgrundlag. Februar 2009
Froland kommune Froland Idrettspark Statisk projektgrundlag Februar 2009 COWI A/S Jens Chr Skous Vej 9 8000 Århus C Telefon 87 39 66 00 Telefax 87 39 66 60 wwwcowidk Froland kommune Froland Idrettspark
Læs mereNOTAT BEREGNING AF JORDTRYK VHA EC6DESIGN.COM. ÆKVIVALENT ENSFORDELT LAST
pdc/sol NOTAT BEREGNING AF JORDTRYK VHA EC6DESIGN.COM. ÆKVIVALENT ENSFORDELT LAST Teknologiparken Kongsvang Allé 29 8000 Aarhus C 72 20 20 00 info@teknologisk.dk www.teknologisk.dk Indledning I dette notat
Læs mereSag nr.: 12-0600. Matrikel nr.: Udført af: Renovering 2013-02-15
STATISKE BEREGNINGER R RENOVERING AF SVALEGANG Maglegårds Allé 65 - Buddinge Sag nr.: Matrikel nr.: Udført af: 12-0600 2d Buddinge Jesper Sørensen : JSO Kontrolleret af: Finn Nielsen : FNI Renovering 2013-02-15
Læs mereProgramdokumentation - Skivemodel
Make IT simple 1 Programdokumentation - Skivemodel Anvendte betegnelser Vægskive Et rektangulært vægstykke/vægelement i den enkelte etage, som indgår i det lodret bærende og stabiliserende system af vægge
Læs mere4 HOVEDSTABILITET 1. 4.1 Generelt 2
4 HOVEDSTABILITET 4 HOVEDSTABILITET 1 4.1 Generelt 2 4.2 Vandret lastfordeling 4 4.2.1.1 Eksempel - Hal efter kassesystemet 7 4.2.2 Lokale vindkræfter 10 4.2.2.1 Eksempel Hal efter skeletsystemet 11 4.2.2.2
Læs mereGeostatisk pæleberegning
Geostatisk pæleberegning Anvendelsesområde Programmet beregner træk- og trykbelastede pæle i henholdsvis brudgrænse- og ækvivalent brudgrænsetilstand i vilkårlig lagdelt jord. Derved kan hensyn tages til
Læs mereDansk Konstruktions- og Beton Institut. Udformning og beregning af samlinger mellem betonelementer. 3 Beregning og udformning af støbeskel
Udformning og beregning af samlinger mellem betonelementer 3 Beregning og udformning af støbeskel Kursusmateriale Januar 2010 Indholdsfortegnelse 3 Beregning og udformning af støbeskel 1 31 Indledning
Læs mereDIPLOM PROJEKT AF KASPER NIELSEN
DIPLOM PROJEKT AF KASPER NIELSEN Titelblad Tema: Afgangsprojekt. Projektperiode: 27/10 2008-8/1 2009. Studerende: Fagvejleder: Kasper Nielsen. Sven Krabbenhøft. Kasper Nielsen Synopsis Dette projekt omhandler
Læs mereSituationsplan. OBS Ryttervænget 32 er delt mellem nr. 30 og nr. 34. Ryttervænget 34 har herefter fået nummeret 32.
Situationsplan OBS Ryttervænget 32 er delt mellem nr. 30 og nr. 34. Ryttervænget 34 har herefter fået nummeret 32. Oversigtskort Jordbundsundersøgelser for Ryttervænget 65 Da jordbundsundersøgelsen blev
Læs mereGEOTEKNIKERENS HVERDAG 16 MARTS 2006
GEOTEKNIKERENS HVERDAG 16 MARTS 2006 Vi er i Hillerød Gallerierne Om vand Præsenteret af Claus Gormsen NIRAS Leder af Geoteknik og Offshore clg@niras.dk 1 Om vand i det hele taget: "Udvikling og innovation
Læs mereLøsning, Bygningskonstruktion og Arkitektur, opgave 6
Løsning, Bygningskonstruktion og Arkitektur, opgave 6 For en excentrisk og tværbelastet søjle skal det vises, at normalkraften i søjlen er under den kritiske værdi mht. søjlevirkning og at momentet i søjlen
Læs mereBEREGNING AF O-TVÆRSNIT SOM ET KOMPLEKST TVÆRSNIT
Indledning BEREGNING AF O-TVÆRSNIT SOM ET KOMPLEKST TVÆRSNIT Teknologiparken Kongsvang Allé 29 8000 Aarhus C 72 20 20 00 info@teknologisk.dk www.teknologisk.dk I dette notat gennemregnes som eksempel et
Læs mereStatiske beregninger. Børnehaven Troldebo
Statiske beregninger Børnehaven Troldebo Juni 2011 Bygherre: Byggeplads: Projekterende: Byggesag: Silkeborg kommune, Søvej 3, 8600 Silkeborg Engesvangvej 38, Kragelund, 8600 Silkeborg KLH Architects, Valdemar
Læs mereRedegørelse for den statiske dokumentation Nedrivning af bærende væg - Tullinsgade 6 3.th
Redegørelse for den statiske dokumentation Nedrivning af bærende væg - Tullinsgade 6 3.th Dato: 10. april 2014 Byggepladsens adresse: Tullinsgade 6, 3.th 1618 København V. Matr. nr. 667 AB Clausen A/S
Læs mereBeregningsopgave 2 om bærende konstruktioner
OPGAVEEKSEMPEL Beregningsopgave 2 om bærende konstruktioner Indledning: Familien Jensen har netop købt nyt hus. Huset skal moderniseres, og familien ønsker i den forbindelse at ændre på nogle af de bærende
Læs mereBilag A: Beregning af lodret last
Bilag : Beregning af lodret last dette bilag vil de lodrette laster, der virker på de respektive etagers bærende vægge, blive bestemt. De lodrette laster hidrører fra etagedækkernes egenvægt, de bærende
Læs mereSituationsplan. OBS Ryttervænget 32 er delt mellem nr. 30 og nr. 34. Ryttervænget 34 har herefter fået nummeret 32.
Situationsplan OBS Ryttervænget 32 er delt mellem nr. 30 og nr. 34. Ryttervænget 34 har herefter fået nummeret 32. Oversigtskort JORDBUNDSUNDERSØGELSE FOR PARCELHUS TOFTLUND, RYTTERVÆNGET 26 GEOTEKNISK
Læs mereEn stærk dansk betonløsning. ParkLine Støttemur. - når arkitektur, miljø og naturmaterialer forenes
En stærk dansk betonløsning ParkLine Støttemur - når arkitektur, miljø og naturmaterialer forenes Produkt IBF ParkLine Støttemur er et spændende støttemurselement, der giver et minimalistisk udseende.
Læs mereNemStatik. Stabilitet - Programdokumentation. Anvendte betegnelser. Beregningsmodel. Make IT simple
Stabilitet - Programdokumentation Anvendte betegnelser Vægskive Et rektangulært vægstykke/vægelement i den enkelte etage, som indgår i det lodret bærende og stabiliserende system af vægge N Ed M Ed e l
Læs mereA.1 PROJEKTGRUNDLAG. Vodskovvej 110, Vodskov Ny bolig og maskinhus. Sag nr: Udarbejdet af. Per Bonde
A.1 PROJEKTGRUNDLAG Vodskovvej 110, Vodskov Ny bolig og maskinhus Sag nr: 16.11.205 Udarbejdet af Per Bonde Randers d. 09/06-2017 Indholdsfortegnelse A1 Projektgrundlag... 2 A1.1 Bygværket... 2 A1.1.1
Læs mereStatikrapport. Projektnavn: Kildeagervænget 182 Klasse: 13BK1C Gruppe nr. 2 Dato: 11.10.2013
Statikrapport Projektnavn: Kildeagervænget 182 Klasse: 13BK1C Gruppe nr. 2 Dato: 11.10.2013 Simon Hansen, Mikkel Busk, Esben Hansen & Simon Enevoldsen Udarbejdet af: Kontrolleret af: Godkendt af: Indholdsfortegnelse
Læs mereSpidsbæreevne af indfatningsvægge - baseret på litteratursøgning
Spidsbæreevne af indfatningsvægge - baseret på litteratursøgning Søren Gundorph Geo Kompagniet 11-02-2010 Geo Kompagniet 1 Indhold 1. Hvad siger EC7-1:2007 om lodret bæreevne af støttevægge (spunsvægge,
Læs mereSætninger kan opstå ved tillægsbelastning på sætningsgivende aflejringer.
07/12/2018 KONSTRUKTIONSEKSEMPEL Sætninger kan opstå ved tillægsbelastning på sætningsgivende aflejringer. Udskiftning af eksisterende jord med Leca letklinker betyder, at tillægsbelastningen kan reduceres
Læs mereKonstruktion IIIb, gang 9 (Formgivning af trykpåvirkede betonkonstruktioner)
Konstruktion IIIb, gang 9 (Formgivning af trykpåvirkede betonkonstruktioner) Hvad er beton?, kemiske og mekaniske egenskaber Materialeparametre ved dimensionering Lidt historie Jernbeton (kort introduktion)
Læs mereLodret belastet muret væg efter EC6
Notat Lodret belastet muret væg efter EC6 EC6 er den europæiske murværksnorm også benævnt DS/EN 1996-1-1:006 Programmodulet "Lodret belastet muret væg efter EC6" kan beregne en bærende væg som enten kan
Læs mereA1. Projektgrundlag A2.2 Statiske beregninger -konstruktionsafsnit
A1. Projektgrundlag A2.2 Statiske beregninger -konstruktionsafsnit Erhvervsakademiet, Århus Bygningskonstruktøruddannelsen, 3. semester Projektnavn: Multihal Trige Klasse: 13bk2d Gruppe nr.: Gruppe 25
Læs mereA.1 PROJEKTGRUNDLAG. Gennem Bakkerne 52, Vodskov Nyt maskinhus og stald. Sag nr: Udarbejdet af. Per Bonde
A.1 PROJEKTGRUNDLAG Gennem Bakkerne 52, Vodskov Nyt maskinhus og stald Sag nr: 17.01.011 Udarbejdet af Per Bonde Randers d. 13/06-2017 Indholdsfortegnelse A1 Projektgrundlag... 2 A1.1 Bygværket... 2 A1.1.1
Læs mereBeregningsopgave om bærende konstruktioner
OPGAVEEKSEMPEL Indledning: Beregningsopgave om bærende konstruktioner Et mindre advokatfirma, Juhl & Partner, ønsker at gennemføre ændringer i de bærende konstruktioner i forbindelse med indretningen af
Læs mereBygningskonstruktion og arkitektur
Bygningskonstruktion og arkitektur Program lektion 1 8.30-9.15 Rep. Partialkoefficientmetoden, Sikkerhedsklasser. Laster og lastkombinationer. Stålmateriale. 9.15 9.30 Pause 9.30 10.15 Tværsnitsklasser.
Læs mereA. Konstruktionsdokumentation
A. Konstruktionsdokumentation A.. Statiske Beregninger-konstruktionsafsnit, Betonelementer Juni 018 : 01.06.016 A.. Statiske Beregninger-konstruktionsafsnit, Betonelementer Rev. : 0.06.018 Side /13 SBi
Læs mereDS/EN DK NA:2013
Nationalt anneks til Præfabrikerede armerede komponenter af autoklaveret porebeton Forord Dette nationale anneks (NA) er en revision af EN 12602 DK NA:2008 og erstatter dette fra 2013-09-01. Der er foretaget
Læs mereKonstruktion IIIb, gang 13 (Jernbetonplader)
Christian Frier Aalborg Universitet 003 Konstrktion IIIb, gang 13 (Jernbetonplader) Virkemåde / dformninger / nderstøtninger Overslagsregler fra Teknisk Ståbi Enkeltspændte plader Dobbeltspændte plader
Læs mereDATO DOKUMENT SAGSBEHANDLER MAIL TELEFON. 10. juli 2014 Hans-Åge Cordua
DATO DOKUMENT SAGSBEHANDLER MAIL TELEFON 10. juli 2014 Hans-Åge Cordua haco@vd.dk 7244 7501 Til samtlige modtagere af udbudsmateriale vedrørende nedenstående udbud: Mønbroen, Entreprise E2, Hovedistandsættelse
Læs mereSikkerheden ved beregning af rammede betonpæles bæreevne i dansk moræneler.
Sikkerheden ved beregning af rammede betonpæles bæreevne i dansk moræneler. Poul Larsen GEO - Danish Geotechnical Institute, pol@geo.dk Ulla Schiellerup GEO - Danish Geotechnical Institute, uls@geo.dk
Læs mereGrindsted. Kornelparken Udstykning af grunde Vurdering af ekstraomkostninger til fundering
Grindsted. Kornelparken 190-206 Udstykning af grunde Vurdering af ekstraomkostninger til fundering Geo projekt nr. 201635 Rapport 2, 2017-09-26 Sammenfatning Aalborg Kommune påtænker at sælge 9 grunde
Læs mereSTATISK DOKUMENTATION
STATISK DOKUMENTATION A. KONSTRUKTIONSDOKUMENTATION A1 A2 A3 Projektgrundlag Statiske beregninger Konstruktionsskitser Sagsnavn Sorrentovej 28, 2300 Klient Adresse Søs Petterson Sorrentovej 28 2300 København
Læs mere1 Indledning. Projektet er delt i 3 hovedemner:
Indholdsfortegnelse Indholdsfortegnelse...3 1 Indledning...5 2 Analyse af projektmateriale...7 2.1 Funktionelle krav...7 2.2 Geometriske krav...8 2.3 Rumlig stabilitet...8 2.4 Opbygning af enkelte elementer...10
Læs mereBetonkonstruktioner, 5 (Jernbetonplader)
Christian Frier Aalborg Universitet 006 Betonkonstrktioner, 5 (Jernbetonplader) Virkemåde / dformninger / nderstøtninger Enkeltspændte plader Dobbeltspændte plader Deformationsberegninger 1 Christian Frier
Læs mereForspændt bjælke. A.1 Anvendelsesgrænsetilstanden. Bilag A. 14. april 2004 Gr.A-104 A. Forspændt bjælke
Bilag A Forspændt bjælke I dette afsnit vil bjælken placeret under facadevæggen (modullinie D) blive dimensioneret, se gur A.1. Figur A.1 Placering af bjælkei kælder. Bjælken dimensioneres ud fra, at den
Læs mereFundamentsvælger Rette produkt Til rette opgave
Fundamentsvælger Rette produkt Til rette opgave 14/05/2018 Vejledning Danintra Fundamentsvælgeren er et simpelt redskab, som giver overblik over Danintras prefabrikerede beton og stål fundamenters hold
Læs mereMurprojekteringsrapport
Side 1 af 6 Dato: Specifikke forudsætninger Væggen er udført af: Murværk Væggens (regningsmæssige) dimensioner: Længde = 6,000 m Højde = 2,800 m Tykkelse = 108 mm Understøtningsforhold og evt. randmomenter
Læs mereMURVÆRKSPROJEKTERING VER. 4.0 SBI - MUC 01.10.06 DOKUMENTATION Side 1
DOKUMENTATION Side 1 Beregning af murbuer Indledning. Dette notat beskriver den numeriske model til beregning af stik og skjulte buer. Indhold Forkortelser Definitioner Forudsætninger Beregningsforløb
Læs mereJordtryk på gravitationsstøttemure
Jordtryk på gravitationsstøttemure Anette Krogsbøll, DTU Byg DGF-møde, Odense, 12. marts 2009 Oplæg til diskussion Definition gravitationsmur Krav til jordtryksberegning i henhold til Eurocode 7 Brudgrænsetilstanden
Læs mereErfaringer fra projektering og udførelse af stor byggegrube i Aalborg centrum.
Erfaringer fra projektering og udførelse af stor byggegrube i Aalborg centrum. Carsten S. Sørensen COWI, Danmark, css@cowi.dk Rene Mølgaard Jensen Aarsleff, Danmark, rmj@aarsleff.com Indledning I Aalborg,
Læs mereBer egningstabel Juni 2017
Beregningstabel Juni 2017 Beregningstabeller Alle tabeller er vejledende overslagsdimensionering uden ansvar og kan ikke anvendes som evt. myndighedsberegninger, som dog kan tilkøbes. Beregningsforudsætninger:
Læs mereUnder opførslen af pumpestationen vil grundvandet midlertidigt skulle sænkes for at kunne etablere byggegruben.
Teknisk notat Granskoven 8 2600 Glostrup Danmark T +45 4348 6060 F +45 4348 6660 www.grontmij.dk CVR-nr. 48233511 Pumpestation Linderupvej Påvirkning af strandeng ved midlertidig grundvandssænkning under
Læs mereBygningskonstruktøruddannelsen Gruppe Semester Forprojekt 15bk1dk Statikrapport Afleveringsdato: 08/04/16 Revideret: 20/06/16
Indholdsfortegnelse A1. Projektgrundlag... 3 Bygværket... 3 Grundlag... 3 Normer mv.... 3 Litteratur... 3 Andet... 3 Forundersøgelser... 4 Konstruktioner... 5 Det bærende system... 5 Det afstivende system...
Læs mereEksempel på inddatering i Dæk.
Brugervejledning til programmerne Dæk&Bjælker samt Stabilitet Nærværende brugervejledning er udarbejdet i forbindelse med et konkret projekt, og gennemgår således ikke alle muligheder i programmerne; men
Læs mereBetonkonstruktioner, 4 (Deformationsberegninger og søjler)
Christian Frier Aalborg Universitet 006 Betonkonstruktioner, 4 (Deformationsberegninger og søjler) Deformationsberegning af bjælker - Urevnet tværsnit - Revnet tværsnit - Deformationsberegninger i praksis
Læs mereBilag A. Tegninger af vægge V1-V5 og NØ
SCC-Konsortiet P33 Formfyldning i DR Byen Bilag A Tegninger af vægge V1-V5 og NØ SCC-Konsortiet P33 Formfyldning i DR Byen Bilag B Støbeforløb for V1-V5 og NØ Figur B-1 viser et eksempel på temperaturudviklingen
Læs mereGeoteknisk placeringsundersøgelse på J. Weinkouffsvej 5, Hirtshals.
J. Weinkouffsvej 5, Hirtshals Side 1 Geoteknisk placeringsundersøgelse på J. Weinkouffsvej 5, Hirtshals. Indholdsfortegnelse 1. Projekt...2 2. Mark- og laboratoriearbejde...2 3. Jordbunds- og vandspejlsforhold...2
Læs mereMurskive. En stabiliserende muret væg har dimensionerne: H: 2,8 m. L: 3,5 m. t: 108 mm. og er påvirket af en vandret og lodret last på.
Murskive En stabiliserende muret væg har dimensionerne: H: 2,8 m L: 3,5 m t: 108 mm og er påvirket af en vandret og lodret last på P v: 22 kn P L: 0 kn Figur 1. Illustration af stabiliserende skive 1 Bemærk,
Læs mereSammenligning af normer for betonkonstruktioner 1949 og 2006
Notat Sammenligning af normer for betonkonstruktioner 1949 og 006 Jørgen Munch-Andersen og Jørgen Nielsen, SBi, 007-01-1 Formål Dette notat beskriver og sammenligner normkravene til betonkonstruktioner
Læs meredgf, 12/ Jordtryk, parameterfastlæggelse og lodret ligevægt
dgf, 12/3 2009 Jordtryk, parameterfastlæggelse og lodret ligevægt Indledning, 1/2 Er det et problem, at beregningsmodellen bliver en konkurrenceparameter? NEJ, uenighed er sundt så lang tid ansvaret er
Læs mereSituationsplan. OBS Ryttervænget 32 er delt mellem nr. 30 og nr. 34. Ryttervænget 34 har herefter fået nummeret 32.
Situationsplan OBS Ryttervænget 32 er delt mellem nr. 30 og nr. 34. Ryttervænget 34 har herefter fået nummeret 32. Oversigtskort Jordbundsundersøgelser for Ryttervænget 45 Da jordbundsundersøgelsen blev
Læs mereEtablering af spunsvæg ved høfdedepot på Harboøre Tange
Ringkjøbing Amt, Teknik og Miljø Etablering af spunsvæg ved høfdedepot på Harboøre Tange Vurdering af Stenbeskyttelse Marts 2005 Udkast 16 marts 2005 Ringkjøbing Amt, Teknik og Miljø Etablering af spunsvæg
Læs mereSTATISK DOKUMENTATION
STATISK DOKUMENTATION for Ombygning Cæciliavej 22, 2500 Valby Matrikelnummer: 1766 Beregninger udført af Lars Holm Regnestuen Rådgivende Ingeniører Oversigt Nærværende statiske dokumentation indeholder:
Læs mereFor en grundlæggende teoretisk beskrivelse af metoden henvises bl.a. til M.P. Nielsen [69.1] og [99.3].
A Stringermetoden A1 A2 A3 A4 A5 A6 A7 A8 A2 Indholdsfortegnelse Generelt Beregningsmodel Statisk ubestemthed Beregningsprocedure Bestemmelse af kræfter, spændinger og reaktioner Specialtilfælde Armeringsregler
Læs mereBygningskonstruktion og arkitektur
Bygningskonstruktion og arkitektur Program lektion 1 8.30-9.15 Rep. Partialkoefficientmetoden, Sikkerhedsklasser. Laster og lastkombinationer. Stålmateriale. 9.15 9.30 Pause 9.30 10.15 Tværsnitsklasser.
Læs mereJOHN E. PEDERSEN. Rådgivende Ingeniørfirma ApS FRI. Nørreport 14. 6200 Aabenraa
Aabenraa den 02.09.2014 Side 1 af 16 Bygherre: Byggesag: Arkitekt: Emne: Forudsætninger: Tønder Kommune Løgumkloster Distriktsskole Grønnevej 1, 6240 Løgumkloster Telefon 74 92 83 10 Løgumkloster Distriktsskole
Læs mereNæstved. Omfartsvej Nord. Sorøvej Permanent tørholdelse af Bro nr Prøvepumpning. GEO projekt nr Rapport 15,
Næstved. Omfartsvej Nord. Sorøvej Permanent tørholdelse af Bro nr. 21199 Prøvepumpning GEO projekt nr. 36046 Rapport 15, 2013-04-18 Sammenfatning I forlængelse af de indledende vurderinger af den nødvendige
Læs mereNærværende anvisning er pr 28. august foreløbig, idet afsnittet om varsling er under bearbejdning
Nærværende anvisning er pr 28. august foreløbig, idet afsnittet om varsling er under bearbejdning AUGUST 2008 Anvisning for montageafstivning af lodretstående betonelementer alene for vindlast. BEMÆRK:
Læs mereProjektering og udførelse Kældervægge af Ytong
Projektering og udførelse Kældervægge af Ytong kældervægge af ytong - projektering og udførelse I dette hæfte beskrives vigtige parametre for projektering af kældervægge med Ytong samt generelle monteringsanvisninger.
Læs mere