Indhold. Projekt Fjordglimt. Institut for Byggeri og Anlæg - cand. scient. techn. - Byggeledelse 1.semester - Gruppe B

Transkript

1 Projekt Fjordglimt Nørresundby Appendiks Aalborg Universitet Institut for Byggeri og Anlæg - Cand. Scient. Techn. Byggeledelse 1.semester Gruppe B

2 Indhold A.2.0 Geoteknik... 2 A.2.1 Beregning af friktionsvinkel... 2 A.2.2 Bæreevne... 3 A.2.3 Sætninger... 7 A Last på punktfundament A Statiske beregninger A.4.0 Byggegruben A.4.1 Grundvandssænkning A.4.2 Byggegrubens sider A.4.3 Jordarbejde A.5.0 In situ beton A Beregning af formtryk A.5.2 Valg af forskalling A.5.3 Afforskallingstidspunkt A.5.4 Armeringsmængde A.5.6 Forskallingsmængde og tid A.5.7 Betonmængde og tid A.5.8 Writhsformel A.6.0 Byggepladsindretning A.6.1 Byggepladshegn A.6.2 Pris for udførelse af belysning og el A.6.3 Pris for kørearealer A.6.4 Pris for materiale- og arbejdspladser A 6.5 Pris for opstilling og nedtagning af skurvogne A.8.0 Økonomi Side 1 af 82

3 A.2.0 Geoteknik A.2.1 Beregning af friktionsvinkel Partialkoefficinter Ifølge den geotekniske rapport, er den karakteristiske friktionsvinkel for kalk, målt til 32. For at gøre værdien regningsmæssig, skal der anvendes denne formel: Partialkoefficienten 1 = 1,25 For at gøre forskydningsstyrken regningsmæssig, skal der anvendes denne formel: Partialkoefficienten 2 = 1,8 Da kalks styrke kan variere, regnes der med 95 % fraktil, af den gennemsnitlige målte c v værdi fra boreprofil 6: Gennemsnitlig c v : C v, 95 % fraktil: 1 (Eurocode 7 side 133) 2 (Eurocode 7 side 133) Side 2 af 82

4 Tabel 2.1: Boring 6, med valg af C Boring Målt c v [kn/m 2 ] Regnet c v [kn/m 2 ] C u [kn/m2] Forskydningsstyrke, ud fra de målte værdier i geoteknisk rapport, er fastlagt jf. tabel 2.1. Friktionsvinklen og den valgte C u - værdien skal bruges til videre beregning. A.2.2 Bæreevne I det følgende vil bæreevnen for jorden under et punktfundament på 6 x 6 m eftervises: Egenlast for punktfundamentet: Betons densitet 24 kn/m 3 Egenlast (G f ) 1, m 24 kn/m 3 = 1.019,52 kn Regningsmæssig lodret last: For brud regnes alle laster med, både lang- og korttidslaster. For laster henvises til lastberegning i (appendiks 2.2): Regningsmæssig lodret last, V d 4760 kn kn = 5780 kn Det antages at fundamentet kun udsættes for en centreret lodret last. Derfor er den effektive længde og bredde lig den aktuelle længde og bredde af fundamentet. Side 3 af 82

5 Drænet bæreevne Bæreevnen bestemmes ud fra formlen 3 : R = effektiv lodret bæreevne ved fundamentsunderkant (FUK) A = effektiv fundamentsareal b = γ = effektiv fundamentsbredde effektiv rumvægt under FUK q = effektiv lodret overlejringstryk ved siden af FUK s γ, s q : i γ, i q, d q, d c : N q, N y, N c formfaktorer hældningsfaktorer dybdefaktorer Bæreevnefaktorer Til beregningen af bæreevnefaktorerne benyttes den regningsmæssige friktionsvinkel. For drænet brud beregnes bæreevnefaktorerne ud fra følgende formler: 3 (Lærebog i Geoteknik formel 10.13) Side 4 af 82

6 Formfaktorerne beregnes ud fra følgende formler: s γ = 1-0,4 ; s γ = 1-0,4 = 0,6 s q = 1+0,2 ; s q = 1+ 0,2 Hældningsfaktorerne sættes til 1,0 når vandrette laster H=0 i γ = 1,0 i q = 1,0 Dybdefaktorerne sættes også til 1,0 da der regnes fra FUK d q = 1,0 d c =1,0 Overlejningstrykket q regnes som densiteten af jorden og konstruktionen fra fundamentsunderkant til oversiden af betondækket. Terrændækket opbygning er vist på figur 2.1. Figur 2.1: Terrændækket opbygning (bilag, udleverede tegninger) Tykkelsen på de forskellige lag ganget med materialets densitet: Side 5 af 82

7 Effektive overlejringstryk q, beregnes som følger: I vores tilfælde er q inde = q ude, q = q min Bæreevnen kan nu bestemmes ved hjælp af den generelle bæreevne formel for langtidstilstanden: R d = 13791,6 kn Vi antager, at kalken skal regnes som en kohæsionsjord og derfor sættet formlen,, ud og dermed gør hele leddet til 0., Derfor går det sidste led i Udrænet bæreevne Bæreevnen bestemmes ud fra: R = effektiv lodret bæreevne ved fundamentsunderkant (FUK) A = effektivt fundamentsareal q = effektiv lodret overlejringstryk ved siden af FUK Bæreevnefaktor for udrænet brud = 5,14 s c 0 : i c 0, c u formfaktor hældningsfaktor Udrænet forskydningsstyrke R = kn Side 6 af 82

8 A.2.3 Sætninger Ved sætningsberegning på et fundament, anses sne og vindlast som en korttidspåvirkning og derved bidrager de ikke til sætning. Disse faktorer indgår derfor ikke i sætningsberegning. Der regnes på: konsolideringssætninger, Initial sætninger, Der kan også regnes på krybningssætninger, de bliver formenligt nul i vores tilfælde. Vi har valgt at afgrænse os fra den beregning, ifølge aftale med vores geotekniske vejleder. Konsolideringssætninger, Sætningsgivende last: Belastninger på fundament 4760 kn kn = 5780 kn Vægt af bortgravet jord 36 m 2 4 m 18 kn/ m 3 = 2592 kn I alt kn = 3188 kn Spænding i jorden regnes som følger: γ m : Rumvægt af jord = γ m d: Rumvægt gange dybden giver totalspænding i jord. u = γ w d: Rumvægten af vand gange dybden giver neutralspænding i jord : Totalspænding minus neutral spænding giver den effektivspænding i jord, (rumvægten af jorden uden vand x dybden). w: Vandindholdet i prøven med kalkholdig jord. (Jf. geoteknisk rapport er vandindholdet 41 %). d: Dybden. Tillægsspændingen fra etablering af fundamentet regnes ud fra nedenstående formel ved en antagelse af en trykspredning på 1:2 4 4 (Lærebog i geoteknik formel 11.13) Side 7 af 82

9 z: Dybden under FUK B: Fundamentbredden L: Fundamentslængden p: Fundamentsbelastningen i kn Vi antager at jorden er forkonsolideret, da OSBL ligger som tertiære aflejringer, da isen tidligere har påvirket jorden med et stort tryk. Til beregning af sætninger anvendes konsolideringsmodulet (K). K en faktor for det tryk som jorden har været udsat for under istiden. Formlen for K er en skønsformel til brug for ler og ikke for kalk, som vi skal bruge i det her tilfælde. Derfor bruger vi den værdi, som vi kan aflæse i den geotekniske rapport: Konsolideringsmodulet (K) kpa. Værdien fra den geotekniske rapport, vil vi antage er meget lav. Derfor vil resultat af den totale sætning, formentlig blive væsentligt større end det virkelig tilfælde. Konsolideringssætninger, Der regnes ned til 12 meters dybde, da det er fundaments bredde + længde: 6+6=12 meter Sætning af fundament, med c u = 135 Effektive spændinger: = 75,46 kpa Side 8 af 82

10 = 49,81 kpa = 26,35 kpa = 22,14 kpa Lodret tøjning: K = kpa = 0,44 % =0,0044 =0,29 % =0,0029 =0,16 % =0,0016 =0,13 % =0,0013 Sætningen i mm = 4,4 mm = 5,8 mm = 7,2 mm = 7,8 mm Sætning i alt Side 9 af 82

11 Initial sætninger, Der regnes ned til 12 meters dybde, da det er fundaments bredde + længde: 6+6=12 meter Omregning af punktfundament til cirkulært fundament. Diameter = 6,77 m Omregning til last pr. m 2 : Spændinger: og bliver aflæst i figur 11.6 i Lærebog i Geoteknik Tabel 2.2: Initialsætninger Lagtykkelse Lagmidte z/d m m % mm 1 0, ,95 0,65 0,3 26,58 0, ,9 0,35 0,01 0,34 30,12 0, Initialsætningen vil være 33 mm i 12 meters dybde(tabel 2.2) Samlet sætning i 12 meters dybe: 25, = 58,2 mm A Last på punktfundament Side 10 af 82

12 Beregningsgrundlag Lasterberegningen udføres jf. projektet afgrænset område, derved beregnes der kun for laster for dette område. Der regnes ikke med snesække/sneophobning. Nedenstående ses opsummeret resultatet af de karakteristiske laster. Egenlast Egenlast dæk over stuen, tagterrasse Egenlast dæk over kælder = 5,716kN/m² = 8,27 kn/m² Nyttelast Nyttelast fra tungt erhverv iht. [DS 410 Norm for last på konstruktioner] q = 5,0 kn/m² Snelast Den karakteristiske snelast S på et tag bestemmes af ( DS-EN Eurocode 1 Snelast) S = μi *Ce*Ct*Sk Formel (1) Hvor S = karakteristiske snelast μi = formfaktor for snelast Ce = beliggenhedsfaktor Ct = termisk faktor Sk = sneens karakteristiske terrænværdi S = 0,8 *1*1,0*0,9 = 0,72 kn/m² Vindlast Den karakteristiske vindlast V på et tag bestemmes af ( DS-EN Eurocode 1 Vindlast) Side 11 af 82

13 V= = -0,372 kn/m² Partielkoefficienter Lastkombinationer Ved beregningen er følgende 4 forskellige lastkombinationer undersøgt, jf. [Teknisk Ståbi, udgave 20 s. 141]. De beregnede lastkombinationer er vores regningsmæssige laster. Lastkombination 1 Nyttelast dominerende Egenlasten med partielkoefficienter + nyttelasten multipliceres med lastreduktionsfaktor + snelasten med partielkoefficienter + vindlasten med partielkoefficienter. Lastkombination 2 Snelast dominerende Egenlasten med partielkoefficienter + nyttelasten multipliceres med lastreduktionsfaktor + snelasten med partielkoefficienter + vindlasten med partielkoefficienter. Lastkombination 3 Vindlast dominerende Egenlasten med partielkoefficienter + nyttelasten multipliceres med lastreduktionsfaktor + vindlasten med partielkoefficienter. Lastkombination 3 Egenlast dominerende Egenlasten med partielkoefficienter Side 12 af 82

14 Lastopgørelse - Dæk over stue, tagterrasse Bjælken markeret med rødt, er den bjælke der beregnes i nedenstående eksemplet. Det gule markert areal er bjælkens lastopland. Figur 2.2:lastopland Side 13 af 82

15 Tabel 2.3: Egenlast for lastopland i område 1, jf. figur 2.2 laster Tykkelse i meter Densitet KN/m 2 Vægt KN/m 2 Terresse brædder 0,27 Terresse strøger 0,125 Tagpap 0, mm isolering 0,3 0,23 0,069 80mm beton lag 0, ,920 TT-60 bjælke 3,210 G egenlast, lastopland 1 5,716 Tabel 2.4: Egenvægt KBB bjælke i område 1 laster KBB 140/60 bjælke 16,99 Vægt KN/m Tabel 2.5: Linjelast for bjælke i område 1 Bredde i meter Vægt i KN/m KBB 140/60 16,99 Gegenlast x lastoplandsbredde 12 68,592 g, linjelaste for bjælke 85,582 Tabel 2.6: Nyttelast for arealer med borde osv. laster KN/m 2 gk, nyttelast 2,5 KN/m gk, nyttelast x lastoplandsbredde på 12 meter 30,0 Tabel 2.7: Snelast laster KN/m 2 S = μi *Ce*Ct*Sk (1) 0,72 KN/m S x lastoplandsbredde på 12 meter 8,64 Side 14 af 82

16 Tabel 2.8: Vindlast laster KN/m 2 v, vindlast -0,372 KN/m v x lastoplandsbredde på 12 meter -4,464 Her udregnes lastreduktionsfaktoren til brug i følgende lastkombinationer tabel n 1 (n 1) 0 n Formel 1 Hvor = lastreduktionsfaktor n = Antal etager over den belastede konstruktionsdel med last fra samme kategori. = Variable laster 1 (1 1)0,6 n 1 1 Tabel 2.9: Lastkombinatoner Last Kombination Permanente laster Nyttelaster Snelast Vindlast Ialt ugunstig Kategori 1 KN/m G kj, sup Q k1 s k v k Nyttelast 1,0x1,0x85,582 1,5x1x1,0x30 0,45x1,0x8,64 0,45x1,0x- 4,464 Snelast 1,0x1,0x85,582 1,5x0,6x1,0x30 1,5x1,0x8,64 0,45x1,0x- 4,464 Vindlast 1,0x1,0x85,582 1,5x0,6x1,0x30 0 1,5x1,0x- 4, , Egenlast 1,2x1,0x85, Side 15 af 82

17 Lastopgørelse - Dæk over kælder, butikscenter Bjælken markeret med rødt, er den bjælke der beregnes i nedenstående eksemplet. Det gule markert areal er bjælkens lastopland. Figur 2.3:lastopland Side 16 af 82

18 Tabel 2.10: Egenlast for lastopland i område 1, jf. figur 2.3 laster Tykkelse i meter Densitet KN/m 2 Vægt KN/m 2 4 mm gulvbelægning 0, mm betonspartel 0, , mm beton arm. m. Y8/150mm i b.r. 0,1 24 2, mm isolering 0,15 0,23 0, mm beton lag 0, ,880 TT-60 bjælke 3,210 G egenlast, lastopland 1 8,797 Tabel 2.11: Egenvægt KBB bjælke i område 2 laster KBB 140/60 bjælke 16,99 Vægt KN/m Tabel 2.12: Linjelast for bjælke i område 2 Bredde i meter Vægt i KN/m KBB 140/60 16,99 Gegenlast x lastoplandsbredde ,56 g, linjelaste for bjælke 122,55 Tabel 2.13: Nyttelast for arealer med borde osv. laster KN/m 2 gk, nyttelast 5,0 KN/m gk, nyttelast x lastoplandsbredde på 12 meter 60,0 Her udregnes lastreduktionsfaktoren til brug i følgende lastkombinationer tabel Side 17 af 82

19 n 1 (n 1) 0 n Formel X Hvor = last reduktion n = Antal etager over den belastede konstruktionsdel med last fra samme kategori. = Variable laster 1 (2 1)0,6 n 2 0,8 Tabel 2.14: Lastkombinationer Last kombination Permanente laster Nyttelaster I alt ugunstig Kategori 1 KN/m G kj, sup Q k1 Nyttelast 1,0*1,0x122,55 1,5x0,8x1,0x60 194,55 Egenlast 1,2x1,0x122, ,06 Tabel 2.15: Samlet punklast ført til fundament Laster KN/m m KN Nyttelast, dæk over stue ,99 Præfab. søjle, 600x600 mm., stueetage 15 4,5 67,5 Nyttelast, dæk over stue. 194, ,6 Præfab. Søjle 600x600 mm., kælder 15 2,5 37,5 Samlet punktlast Side 18 af 82

20 Beregningsgrundlag A Statiske beregninger Lasterberegningen udføres jf. et afgrænset område, derved beregnes der kun for laster for dette område. Der regnes ikke med snesække/sneophobning. Nedenstående ses opsummeret resultatet af de karakteristiske laster. Egenlast Egenlast dæk over stuen, tagterrasse = 5,716kN/m² Egenlast dæk over kælder = 8,27 kn/m² Nyttelast Nyttelast fra tungt erhverv bestemmes af( DS-EN Eurocode 1 nyttelast) q = 5,0 kn/m² Snelast Den karakteristiske snelast S på et tag bestemmes af ( DS-EN Eurocode 1 Snelast) S = μi *Ce*Ct*Sk Formel (1) Hvor S = karakteristiske snelast μi = formfaktor for snelast Ce = beliggenhedsfaktor Ct = termisk faktor Sk = sneens karakteristiske terrænværdi S = 0,8 *1*1,0*0,9 = 0,72 kn/m² Side 19 af 82

21 Vindlast Den karakteristiske vindlast V på et tag bestemmes af ( DS-EN Eurocode 1 Vindlast) V= -0,372 kn/m² Lastkombinationer Ved beregningen er følgende 4 forskellige lastkombinationer undersøgt, jf. [Teknisk Ståbi, udgave 20 s. 141]. De beregnede lastkombinationer er vores regningsmæssige laster. Lastkombination 1 Nyttelast dominerende Egenlasten med partielkoefficienter + nyttelasten multipliceres med lastreduktionsfaktor + snelasten med partielkoefficienter + vindlasten med partielkoefficienter. Lastkombination 2 Snelast dominerende Egenlasten med partielkoefficienter + nyttelasten multipliceres med lastreduktionsfaktor + snelasten med partielkoefficienter + vindlasten med partielkoefficienter. Lastkombination 3 Vindlast dominerende Egenlasten med partielkoefficienter + nyttelasten multipliceres med lastreduktionsfaktor + vindlasten med partielkoefficienter. Lastkombination 3 Egenlast dominerende Egenlasten med partielkoefficienter Lastopgørelse - Dæk over stue, tagterresse Bjælken markeret med rødt, er den bjælke der beregnes i nedenstående eksemplet. Det gule markert areal er bjælkens lastopland. Side 20 af 82

22 Figur 3.1: Lastopgørelse - Dæk over stue, tagterrasse Tabel 3.1: Egenlast for lastopland i område 1, jf. figur 3.1 laster Tykkelse i meter Densitet KN/m 2 Vægt KN/m 2 Terresse brædder 0,27 Terresse strøger 0,125 Tagpap 0, mm isolering 0,3 0,23 0,069 80mm beton lag 0, ,920 TT-60 bjælke 3,210 G egenlast, lastopland 1 5,716 Side 21 af 82

23 Tabel 3.2: Egenvægt KBB bjælke i område 1 Laster KBB 140/60 bjælke 16,99 Vægt KN/m Tabel 3.3: Linjelast for bjælke i område 1 Bredde i meter Vægt i KN/m KBB 140/60 16,99 Gegenlast x lastoplandsbredde 12 68,592 g, linjelaste for bjælke 85,582 Tabel 3.4: Nyttelast for arealer med borde osv. Laster KN/m 2 gk, nyttelast 2,5 KN/m gk, nyttelast x lastoplandsbredde på 12 meter 30,0 Tabel 3.5: Snelast Laster KN/m 2 S = μi *Ce*Ct*Sk (1) 0,72 KN/m S x lastoplandsbredde på 12 meter 8,64 Vindlast For beregning af vindlast anvendes følgende beregningsmåde, DS410, Kap 4,1 DS/EN :2007. Projektet er beliggende i Nørresundby i et område med tæt lav bebyggelse. Basisvindhastighed. Side 22 af 82

24 Hvor er basishastigheden defineret som en funktion af vindretning og årstiden i 10 m højde over terræn af kategori III Er årtidsfaktor for vindhastighed. = 1 for permanente bygninger. Er grundværdig for basis vindhastigheden. Er retningsfaktoren Middelvind Højdevariation Middelvindhastigheden basisvindhastigheden i en højde z over terræn afhænger af terrænet ruhed og orografi og af og bestemmes af ligningen Hvor er ruhedsfaktoren er orografifaktoren, regnet som 1,0. Terrænets ruhed. Ruhedsfaktoren tager højde for middelvindhastighedens variation på byggepladsen som følge af; Højden over terræn Ruhed af terræn 0,3048 Hvor er ruhedslængden er terrænfaktor afhængigt af ruhedslængden beregnet af Side 23 af 82

25 Hvor = 0,03 m. (terrænkatergori III, Eurocode tabel) er minimumshøjden (defineret Eurocode tabel) skal regnes til 200 m. Tabel 3.6: Terrænkategori Vindens turbulens Turbointensiteten i højden defineres som spredningen på turbulensen divideret med middelvindhastigheden. Peakhastighedstryk Peakhastighedstrykket i højden z. luftens densitet ved Peakhastighedstryk 532,31/1000=0,532kN/m 2 Side 24 af 82

26 Vindtryk. Vindtrykket beregnes ud fra formfaktoren, i dette afgrænsede tilfælde H, hvilket multipliceres med peakhastighedstrykket. beregnede vindtryk for det afgrænsede område Peakhastigheden Cpe10 Formfaktoren for det udvendig tryk, jf. aflæses i tabel 3.7 Figur 3.2 Arealkategori Side 25 af 82

27 Tabel 3.7 Formfaktor for udvendige tryk på flade tage Laster KN/m 2 v, vindlast -0,372 KN/m v x lastoplandsbredde på 12 meter -4,464 Her udregnes lastreduktionsfaktoren til brug i følgende lastkombinationer tabel n 1 (n 1) 0 n Formel (2) Side 26 af 82

28 Hvor = lastreduktionsfaktor n = Antal etager over den belastede konstruktionsdel med last fra samme kategori. = Variable laster 1 (1 1)0,6 n 1 1 Tabel 3.8: Lastkombinationer Last Kombination Permanente laster Nyttelaster Snelast Vindlast Ialt ugunstig Kategori 1 KN/m G kj, sup Q k1 s k v k Nyttelast 1,0x1,0x68,592 1,5x1x1,0x30 0,45x1,0x8,64 0,45x1,0x- 4,464 Snelast 1,0x1,0x68,592 1,5x0,6x1,0x30 1,5x1,0x8,64 0,45x1,0x- 4,464 Vindlast 1,0x1,0x68,592 1,5x0,6x1,0x30 0 1,5x1,0x- 4, ,49 110,56 97,60 Egenlast 1,2x1,0x68, Tabel 3.9: Max moment M max = 1/8*q*L 2 knm M max = 1/8*119,49KN/m*12m ,82 Side 27 af 82

29 Figur 3.3: Øverst beregningsmodel, midterst Q-kurve, nederst M-kurve. Side 28 af 82

30 Lastopgørelse - Dæk over kælder, butikscenter Bjælken markeret med rødt, er den bjælke der beregnes i nedenstående eksemplet. Det gule markert areal er bjælkens lastopland. Figur 3.4: Lastopgørelse - Dæk over kælder, butikscenter Side 29 af 82

31 Tabel 3.10: Egenlast for lastopland i område 1, jf. figur 3.4 laster Tykkelse i meter Densitet KN/m 2 Vægt KN/m 2 4 mm gulvbelægning 0, mm betonspartel 0, , mm beton arm. m. Y8/150mm i b.r. 0,1 24 2, mm isolering 0,15 0,23 0, mm beton lag 0, ,880 TT-60 bjælke 3,210 G egenlast, lastopland 1 8,797 Tabel 3.11: Egenvægt KBB bjælke i område 2 laster KBB 140/60 bjælke 16,99 Vægt KN/m Tabel 1: Linjelast for bjælke i område 2 Bredde i meter Vægt i KN/m KBB 140/60 16,99 Gegenlast x lastoplandsbredde ,56 g, linjelaste for bjælke 122,55 Tabel 3.13: Nyttelast for arealer med borde osv. laster KN/m 2 gk, nyttelast 5,0 KN/m gk, nyttelast x lastoplandsbredde på 12 meter 60,0 Her udregnes lastreduktionsfaktoren til brug i følgende lastkombinationer tabel n 1 (n 1) 0 n Formel ( Side 30 af 82

32 Hvor = last reduktion n = Antal etager over den belastede konstruktionsdel med last fra samme kategori. = Variable laster 1 (2 1)0,6 n 2 0,8 Tabel 3.14: Lastkombinationer Last kombination Permanente laster Nyttelaster I alt ugunstig Kategori 1 KN/m G kj, sup Q k1 Nyttelast 1,0*1,0x105,56 1,5x0,8x1,0x60 177,56 Egenlast 1,2x1,0x105, ,67 Tabel 3.15: Max moment M max = 1/8*q*L 2 knm M max = 1/8*177,56KN/m*12m Side 31 af 82

33 Figur 3.5: Øverst beregningsmodel, midterst Q-kurve, nederst M-kurve. Dimensionering Der dimensioneres en alternativ bjælke i materialerne stål, komposit og beton. Det er valgt at dimensionere på bjælken markeret med rødt i figur 1, dæk over stue tagterresse. Stål bjælke I følgende afsnit dimensioneres en HE..B. bjælke som et alternativ til bygningens KBB beton bjælke. Bestemmelse af et passende profil nr. Side 32 af 82

34 Der ønskes anvendt et HE- serie B profil, og materialet vælges at være konstruktionsstål S235. I tabel 5.1, materialeparametre for konstruktionsstål jf. Statik og styrkelære, s. 231 vælges et materiale i S235, t (mm), f y 225 MPa Der anvendes dimensioneringsformel: W M Ed MO f yd Formel (3) Hvor 16 t 40 W = Tværsnittes modstandsmoment i mm 3 M Ed = Det regningsmæssige største moment i Nmm MO = Partialkoefficient, som er lig med 1,1 ved normal kontrolklasse. f yd = Konstuktionsmaterialets flydespænding i MPa W 2150,82Nmm ,1 225 MPa 1,1 W 10515, I profiltabel 2, varmtvalsede H profiler (DIN 1025), jf. Statik og styrkelære, s. 262 findes HE..B.profil nr med W N 12890mm ,63mm Styrkeundersøgelse af det valgte profil nr., ved anvendelse af styrkebetingelsen: M Ed W f y MO Formel (4) 2150, , Det konstateres hermed at styrkebetingelsen er opfyldt, da den regningsmæssige belastning er mindre end tværsnittesbæreevne. Side 33 af 82

35 Nedbøjning af stål bjælke Tabel 3.16: Lastkombinationer for anvendelsesgrænsetilstand Last Kombination Permanente laster Snelast Vindlast Ialt ugunstig KN/m G kj, sup s k v k Nyttelast 68,59 8,64 0,3x0 77,28 Snelast 68,59 0 0,3x8,64 68,59 Laster Vægt i KN/m HE..B profil 3,14 Den største laste kombination 77,28 Samlede laster 80,42 U max q l4 E I Formel (5) Hvor q l E er de samlede laster er bjælkens spændlængde er I er 4 U max ,42 KN /m 12000mm 0, N /mm mm 4 U max= 16,04mm Anvendelsesgrænsetilstand Side 34 af 82

36 Bjælkens nedbøjningen er beregnes både som en bjælke i en etageadskillelse og som en tagbjælke. Vejledende krav til nedbøjning (u) for bjælker i etageadskillelser u l / 400 tagbjælker u l / 200 hvor l er bjælkens spændlængde For bjælker i etage adskillelse: U til 12000mm 400 Formel(6) U til = 30mm U max 16,04mm U til 30mm For tagbjælker: U til 12000mm 200 Formel(7) U til = 60mm U max 16,04mm U til 60mm Bjælkens nedbøjningen overholdte begge anvendelsestilstande. Komposit bjælke Det ønskes ligeledes at bestemme et alternativt konstruktionsprofil i et fiber komposit materiale. Beregningen er udført inde på i deres beregningsprogram, se appendiks bilag. Der dimensioneres på deres største I-profil 360 X 180/18/18 mm med en længde på 12 meter. Jf. bilag belastningsdokumentation kan det konkluderes at konstruktionen belaster den valgte profil for meget. Bæreevnen for normal og forskydningsspænding kunne ikke overholdes. Der blev forgæves søgt efter alternative profiler. Side 35 af 82

37 Beton bjælke I følgende afsnit dimensioneres en (insitu støbt) beton bjælke som et alternativ til bygningens KBB beton bjælke. Det ønskes at bestemme om en beton bjælke med nedenstående antagelser kan bære. Nedenståendet antages: Rektangulært tværsnit med bredde b = 600 mm Højde h = 1400mm Beton 20MPa, støbt på stedet Normalkontrolklasse Armering med f yk = 550 MPa Passivt miljø Tolerance 10 mm Max tilslag d g = 32 Regningsmæssigt bøjningsmoment fra last M Ed = 2150,82 knm Ønskes: Bjælken ønskes armeret for bøjning. f cd 20,7MPa min 0,030, se teknisk ståbi s. 176 (tabel 5.14, styrke- og stivhedstal for beton) f yd 550 1,2 458MPa yd f yd ,29 10 E s 2 10 Formel (8) Formel (9) cu 3 bal cu 3 yd bal 0,8 3,5 3,5 2,29 0,484 f yd max 0,044 f yd Formel(10) Formel(11) Side 36 af 82

38 458 max 0,044 1,0 20,7 0,974 bal Skøn: d= 0,9 x h d = 0,9 x 1400mm = 1260 mm M Ed bd 2 f cd Formel(12) 2150, ,7 0, ,109 0,116 A s bd f cd f yd Formel(13) Formel(14) A s 0, , mm 2 Der vælges 9 armeringsstænger ø 25 = 4420 mm 2, se teknisk ståbi -s.170 (tabel 5.6, bjælkearmering ) Antal armeringsstænger i et lag: 10 stk., se teknisk ståbi -s.173 (tabel 5.8, antal armeringsstænger i et lag ) C = = 20 mm., se teknisk ståbi -s.170 (formel 5.24, dæklag og armeringsafstande ) c 1 c + ø t = = 26 mm c 1 ø + 10 = = 35 mm a = ø = 25 a = d g + 5 = = 37 mm a = 20 mm c s2 = a + ø c s2 = = 62 mm Side 37 af 82

39 c s 5 c s1 3 (c s1 c s2 ) 8 c s Nyttehøjde d = h c s (48 62) 8 71 mm d = 1400mm 71mm =1329 mm A f s yd b d f cd Formel(15) ,7 0,123 For den valgte armering er min bal = 0,117, se teknisk ståbi -s.178 (tabel 5.20, sammenhæng mellem nogle dimensionsløse størrelser ved bøjningsberegninger i brudtilstanden ) M Rd b d 2 f cd Formel(16) M 0,117 x 600mm x1329mm 2 x 20,7 x 10-6 Rd = 2566,6kNm M Rd 2566,6 knm M Ed = 2150,82 knm Bjælken er efter vist, da bæreevnen er større end det maksimale moment Prisberegning Af de valgte materialer kunne komposit bjælken ikke holde, derfor er det beton og stål der beregnes pris på. Priserne er jf. V&S husbygning-brutto Priserne er kun vejledende, da der er en vis usikkerhed forbundet ved at benytte V&S priser, herunder er beton bjælkerne beregnet ud fra en enhedsmængde pris af 50 stk. mens stål er beregnet ud fra en enhedsmængde pris af 1 stk. Derudover var det ikke muligt at vælge bjælkerne i den rigtige størrelser, men det er forsøgt at benyttet bjælker i mål der er tilnærmelsesvis. Tabel 3.17:Beregning af prisoverslag for bjælke i forskelligt materiale. Kode Tekst Mængde Enhed Enhedspris I alt kr Stålkonstruktioner at levere og anbringe, Stål S235JRG2/ DS/EN Side 38 af 82

40 Stålprofiler med lille forarbejdning. Egenvlgt af stålprofiler , kg/lbm 314x12m kg , Bjælker af beton at forskalle, armere, udstøbe og afforskalle, 20 MPa pssiv Synligoverflade, struktur , x 600 x mm 8,64 M , Præfabrikerede bjælker i forspændt beton at levere, oplægge og faststøbe, 40 MPa passiv Lige bjælker , x 750 x mm 8,64 M ,00 Tabel 3.18: Fordele og ulemper for bjælke udført i forskelligt materiale. Materiale Fordele Ulemper Pris i kr. Antaget tid Stålbjælke Komposit bjælke Insitu støbt beton bjælke Kan klare belastningen den udsættes for. Bjælkens lave egenvægt gør den nem og enkel at håndtere og montere. Kan klare belastningen. Formbar i forhold til pladsen der er til rådighed i opbygningen Bærende konstruktioner i stål skal brandbestyttes, hvilket er relativt dyrt. Kan ikke klare belastningen den udsættes for Sænker byggeprocessen med den lange opførelses tid ,00 (uden brandbeskyttelse) 1 dag + 5 til brandsikring ikke relevant at beregne da bjælken ikke kan holde til den belastning den udsættes for ,00 21 dage + en hærdningsperioden på 28 dage Præfabrikerede Hurtig Udformningen er ,00 6 dage Side 39 af 82

41 beton bjælke montering, kan klare belastningen. ikke særlig fleksibel Konklusion Jf. tabel 3.18, omhandlende fordele og ulemper for en bjælke kan det konkluderes at den mest fordelagtige bjælke type til anvendelse til omhandlende projekt er en præfabrikerede beton bjælken. A.4.0 Byggegruben A.4.1 Grundvandssænkning I forbindelse med etableringen af byggegruben er det nødvendigt at sænke eksisterende grundvandskote. Da vi ønsker at dimensionere anlægget med en overkapacitet, i tilfælde af drift stop regnes byggegruben som rektangulært med målene For sænkning af grundvandet er følgende gjort gældende - Eksisterende grundvandskote + - Tilstræbt grundvandskote - Hydraulisk ledningsevne - Dybeste liggende fundament For udregning er anvendt eksempel samt formler fra Eksempelsamling til anlægsteknik, Polyteknisk Forlag For beregning af underkant filterbrøndsboring anvendes følgende udregning. Herefter beregnes FU, underkant filterboring, ved følgende formel 5 Det vil her være rimeligt at have min. 2,5 m. fra pumpehoved til vandspejl i brønden samt 2 m. fra bund af brønd til pumpehoved. 6 Det antages ligeledes at filterbrønden vil have en effektiv radius af 0,1 m jf. figur S. 158, Eksempelsamling til anlægsteknik, Anlægsteknikerforeningen i Danmark, Polyteknisk Forlag Side 40 af 82

42 Figur 4.1 Tværsnit af filterboring med filterkast (Anlægsteknik 1 S. 336) Figur 4.2 Tværsnit af byggegrube for illustration af sænkningstragt 6 S. 158, Eksempelsamling til anlægsteknik, Anlægsteknikerforeningen i Danmark, Polyteknisk Forlag Side 41 af 82

43 Ved dimensionering af grundvandssænkning er følgende gjort gældende. Det teoretiske udtryk for oppumpede grundvand,, og sænkningstragten udregnes ud fra følgende formel jf. figur 4.3. Figur 4.3 Grundvandssænkning (Eksempelsamling til anlægsteknik S. 158) Følgende betydninger, opgjort i m. gør sig gældende. Den hydrauliske ledningsevne eller permeabiliteten, k, regnes som værst tænkelige da faktoren 7 angiver et spænd mellem. For udregningen er forudsat homogen jord og stationære forhold. For K gælder K H = oprindelig vandspejlskote FU = 0, = 14,78 m. Således kan udregnes mængden af oppumpet vand. Dette er ud fra betragtningen at filterbrøndsplaceringen er centreret i byggegruben. I praksis vil vi gerne fordele den beregnede mængde grundvand over flere boringer placeret omkring byggegruben. Q udregnes af følgende 7 S.66, Lærebog i Geoteknik, Polyteknisk Forlag 2009 Side 42 af 82

44 Således skal der beregnes afstand mellem boringerne ud fra følgende Hvor X er afstanden fra boring til center af byggegruben. Som værdi for k er Z regnes som højdeforskellen mellem tilstræbt vandspejlskote i midten af byggegruben og koten FU for filterboringen, jf. figur 4.2. Følgende antagelser er gjort for udregning af sænkningen. Rækkeviden, R, for sænkningsradius af brønden, regnes ud fra følgende formel Hvor y er kote for grundvandsspejl tilstræbt vandspejlskote. X som tidligere er angivet som afstand fra midt byggegrube til filterboringerne omkring gruben defineres således Derefter udregnes vandtilstrømningen for hver filterboring: Kote givet udfra DVR er regningsmæssigt, hævet med , som en nødvendighed for udregningen. Således gives relative koter følgende regningsmæssige værdier; FU H Z R X Hver brønd kan maksimalt trække følgende mængde grundvand til sig; Side 43 af 82

45 Udregnet med værdier fås derfor For antal af filterboringer er givet Hvor n er antal filterboringer Dette oprundes til 21 i alt. Fordelingen af brønde sker med en ligeligt fordelt afstand. Betingelse for dette er dog af brøndafstand er Således fås Kalk er kompleks at beregne på, grundet opbygning i lag, hvor det ofte vil have en meget tæt struktur. Dette er antaget i ovenstående beregning. Der kan dog være sprækker i kalk som gør at forholdene omkring grundvandssænkning ændre sig. Ved installation af filterboringer kan det derfor både opleves som at der intet vand kommer til filterboringen grundet kalkens lave permeabilitet eller at det fosser til, grundet sprækker i jordens opbygning. Derfor vil forundersøgelse af de faktiske forhold altid anbefales. A.4.2 Byggegrubens sider Der skal i alt udføres spunsarbejde på 3 sider af byggegruben. Mod Vesterbrogade ligger side a samt b og mod Sundby brygge lige side c, jf. figur 4.4 Side 44 af 82

46 Figur 4.4 Skitse for byggegrube sider I alt a. b. c. Der er dog regnet med et overlæg på 1m til afskærmning af byggegruben. Den faktiske mængde spuns der skal installeres er derfor følgende I alt d. e. f. Udfra erfarings tal fra opførelsen af Friis, kan der dagligt installeres spuns pr. dag. Således fås Side 45 af 82

47 Fordelt på 3 mand ud fra en gennemsnits arbejdsdag på 7,5 timer A.4.3 Jordarbejde For jordarbejdet er givet at der skal udgraves og flyttes følgende mængde, jf. figur 4.5 For beregning af jordarbejdet er følgende gældende Samlet bebygget areal inkl. opkørselsrampe samt teknikrum i alt Byggegrubens planum (B.P) kote Laveste terrænkote kote Afstand fra center byggegruben til tip beliggende byggefelt G ca. 850m. Al jord deponeres eller anvendes til opfyld. Den samlede mængde jord beregnes af 2 omgange. Udgravning af punktfundamenter, i alt 19 stk. Følgende er antaget for beregningen Overkant (O.K.) punktfundament kote - Underkant (U.K.) punktfundament kote Udgravning af linjefundament, 293 Følgende er antaget for beregningen Overkant (O.K.) linjefundament kote - Underkant (U.K.) punktfundament kote Side 46 af 82

48 Afgravning af fri byggegrubesider i hældning 1:1 Bredde af afgravningssider (Nordvest) Terræn kote Nordligste hjørne Terræn kote Vestligste hjørne Byggegrube planum kote Areal af opgravningsside Afgravningsside gennemsnitshøjde Samlet mængde Længde af afgravningssider (Sydvest) Terræn kote Vestligste hjørne Terræn kote Sydlige hjørne Areal af opgravningsside Byggegrube planum kote Afgravningsside gennemsnitshøjde Samlet mængde Arbejdslag Udføres knust beton hvor følgende mængde skal anvendes Areal Tykkelse Side 47 af 82

49 Figur 4.5 Terrænkote, (Geoteknisk rapport Niras) Valg af Hydraulisk gravemaskine Kriterierne for valg af gravemaskine er størst mulig skovl til opgravning. Ud fra dette skal der vælges en egnet til selve udførelsen. Der sammenlignes 2 modeller fra producenten O&K. Begge er larvebåndsmaskine og vores valg baseres på ydelse kontra maskine leje. Ved at vælge Model RH20, udfra tabel 4.1, vil vi for en merudgift på 21 % opnå en øget effektivitet på 50 % hvilket ses rentabelt for opgaven. Standardskovlen har en størrelse af. Til at beregne selve opgravningen skal vi kende læssefaktoren. Side 48 af 82

50 Ved tilstandsformen løs øges rumfanget med 20 % 8. Da arealet hvor vi ønsker at opgrave jorden er af blandet tilstand ønsker vi at kende tungeste opgravede skovl indhold. Iht. Geoteknisk rapport er massefylden for kalk sat til 1850kg. I løs tilstand betragtes således Fasttilstand, Løs tilstand Ved at sidestille kalk med leret sand 9 opnås en læssefaktor for gravemaskiner på 1,1 Skovleffektiviteten bliver derfor Da mængden af jord der skal flyttes, som nævnt tidligere, er af blandet karakter hvor kalken vil være største belastning. Den hydrauliske gravemaskine har en samlet løfte evne på 7,49 t. eller 5,3 inkl. standardskovl. Det antages derfor at den er egnet til opgaven. Tabel 4.1 Datablad for O&K gravemaskiner (Anlægsteknik S. 177) Datablad O&K - RH16 O&K RH20 Effekt i KW RH Makskinevægt inkl. Standard skovl i t. Bom underdel Mellemdel/overdel i m Bom underdel/mellemdel/overde l i Kg. Skovl størrelse CECE m 3 /Vægt i kg/bredde i m ,5 6,2 2, , ,63 6,4 2, , ,80 Radialkræft i kn Løsningskræft i kn Rækkevidde i m. 10,2 10,8 Gravedybde i m. 6,3 6,8 8 S.108, Anlægsteknik 1, Anlægsteknikerforeningen i Danmark, Polyteknisk Forlag, s.149, Anlægsteknik 1, Anlægsteknikerforeningen i Danmark, Polyteknisk Forlag, 2009 Side 49 af 82

51 Bæreevne (m. standardskovl) i t. ^ m. larvebånd Larvebånd Længde/bredde/afstand i m. Leje pr. time (antaget) i kr. inkl. Driftsmiddel 3,16 7,16 5,18 0,60 3,00 3,94 7,49 5,44 0,60 3, Levering/afhentning i kr Effektivitetsforskel Prisforskel % Udførelses tid. For at kunne beregne den samlede udførelses tid for jordarbejdet ønske at kende den teoretiske og praktisk tid for udførelse. Dette gøres ud fra Anlægsteknik 1, s For at kende den samlede omløbstid, beregnes tiden det tager at løsne, læsse og transportere jorden fra gruben til tippen og dette kan betragtes ud fra Hvor følgende er gældende Antal læs pr. time, 352 Fast omløbstid, transporttiden samt kørehastighed 0,17 Der anvendes samme rute frem og tilbage til byggegruben. Da afstanden er kort med relativt mange sving sættes gennemsnitsfarten til Afstanden til tippen antages til gennemsnitligt at være For transport frem og tilbage anvendes samme rute. Hvorved Side 50 af 82

52 For at kende den teoretiske produktion for gravemaskine i kubikmeter pr. time antages følgende Hvor V er volumen der flyttes pr. cyklus og kan angives i tilstand som løst eller fast. Anvendes løst mål svare det til hvad indehold en gravemaskine, lastbil eller dumper kan håndtere. Den matematiske måde at angiver indholdet i fastform er indhold svarende til maksimalt væskeindhold. Faktoren er herefter defineret som Hvor er aktuelt indhold i for løst mål og udregnes som følgende Hvor sættes til 0,83 10 Hvor V er skovlvolumen svarende til i væske form Herved kendes teoretisk produktions pr. time. Den effektive produktionsformel svare til 100 % effektivitet hvilket ikke er det praktiske tilfælde. Der spiller faktorer ind som hvem der udfører arbejdet, vejret etc. Dette fås ved C er effektivitetsfaktoren sammensat af flere af flere faktorer. Disse faktorer er følgende, Personfaktoren er en faktor der dækker og ting som små pauser og præcisions niveau. Dette antager man gælder for 50 min. effektivitet for 60 min. arbejdsgang. Dette giver en effektivitet på Da vores arbejde afhænger af både en gravemaskinefører og en chauffør for dumperen sættes den personlig faktor for begge. Kvalifikationsfaktoren er en tal faktor for førerens dygtighed, jf. tabel 4.2, der her sættes til 1,0 ud fra betragtningen af at føreren er almindelig. 10 S.109, Anlægsteknik 1, Anlægsteknikforeningen i Danmark Polytekniskforlag Side 51 af 82

53 Tabel 4.2 Kvalifikationsfaktoren (Anlægsteknik 1 S. 150) Sigtbarhedsfaktoren kan ved sne, tåge eller skumring sættes til 0,8. Koblingsfaktoren 0,9 anvendes ved samarbejde mellem flere maskine som i vores tilfælde. Denne sættes til Arbejdet artfaktor Faktor for om gravemaskinen kan operere frit inden for samme område gennem længere tid. Den anslås til at være 0,8, jf. tabel 4.3 Tabel 4.3 Arbejdets art (Anlægsteknik 1 S. 151) Maskinfaktor anvendes som sikkerhed i forbindelse med arbejder, med en varighed over 3 uger. Denne faktor anvendes i forbindelse med maskineskader. Læsseeffektivitetsfaktor jorden., jf. tabel 4.4,er faktoren der giver udtryk for hvor let det er at komme af med Side 52 af 82

54 Tabel 4.4 Læsseeffektivitetsfaktor (Anlægsteknik 1 - S. 152) Til udgravning af byggegruben vælger vi at udføre arbejdet således at gravemaskinen placeres over byggegrubens planum. Dette giver os den størst mulig effektivitet. For disse værdier fås således C ud fra følgende Hvilket giver For den praktiske effektivitet udregnet pr. time giver dette således Hvilket giver en samlet praktisk produktion Derefter skal vi kende den teoretiske ydeevne for gravemaskinen. Dette påvirkes at gravedybden som gravemaskine skal arbejde i samt hvilken vinkel der er mellem udgravningsstedet og dumperen jf. figur Byggegruben afgraves fra terræn og til ca. 20cm. over ønskede planum. Da højeste kote anses som værende og ønskede dybde er giver dette en maksimal dybde på 3,72m. Side 53 af 82

55 Tabel 4.5 Korrektionsfaktor for gravedybde og svingningsvinkel (Anlægsteknik 1 S. 176) Ud fra tabel 4.5 aflæses herefter og Herefter fås den teoretiske ydeevne ved følgende Ud fra dette kendes forventede ydelse pr. minut for gravemaskinen. Det anses ikke som muligt at opnå en så stor ydelse. Derfor laves beregning hvor der, jf. tabel antages at gravemaskinen kan yde en teoretisk mængde på med identisk skovl størrelse. Ud fra tabel tabel 4.6 for vi således at den maksimale ydeevne bliver 11 S. 178, Anlægsteknik 1, Anlægsforeningen i Danmark, Polyteknisk Forlag 2009 Side 54 af 82

56 Tabel 4.6 Teoretisk ydeevne for hydraulisk gravemaskine med 2,7mᶟ standardskovl (Anlægsteknik S. 176) Ud fra dette fås ydelse pr. minut for gravemaskinen. For opgravningen af byggegruben betragtes dette som sandsynligt. Således kendes den daglig produktion For afretning og udgravning af rende- og stribefundamenter ændres forholdene da gravemaskinen bliver placeret i planum. Skovlstørrelse ændres til en planeringsskovl med en ydelse på. Således at den teoretiske produktion kan betragtes til jf. figur 4.7 Side 55 af 82

57 Figur 4.7 Teoretisk ydeevne for hydraulisk gravemaskine med 2,7mᶟ standardskovl (Anlægsteknik S. 176) Således bliver ydelsen, jf. tabel 4.8 at Den daglige produktion bliver derefter som følgende Side 56 af 82

58 Tabel 4.8 Korrektionsfaktor for gravedybde og svingningsvinkel (Anlægsteknik 1 S. 176) Ved udgravning af byggegruben ønskes der kun i første omgang at der opgraves til 20cm. over planum. Derfor flyttes fra udregning af byggegruben. Den udregning mængde jord udgraves i forbindelse med linje og punktfundamenter. Tabel 4.9 Oversigt over jordmængder i forbindelse med opgravning. Emne Mængde Samlet Byggegruben Udgraves fra terræn Afretning af planum Rende- og punktfundamenter Udgravningssider Udgraves fra byggegruben Samlet mængde jord at bortkøre For udgravning af selve byggegruben, jf. tabel 4.9, kan derfor sættes samlet arbejdstid For udgravning af linje og punktfundamenterne fås samlet arbejdstid For udlægning af arbejdslaget, på for jordarbejder på, antages det at tage 3 dage. Hvilket giver os en samlet arbejdstid Side 57 af 82

59 Økonomi i kr. pr. dag Udnyttelses-grad i % udnyttelsesgrad i % Skovl antal Lasteevne i Lasteevne i t. Projekt Fjordglimt Vi har valgt at analysere følgende type Dumpere, jf. tabel 4.9. Tabel 4.9 Datablad ydeevne for dumpere (Anlægsteknik S. 194) Model D 300 E 4 / 5 91 / / D 400 E 5 / 6 90 / / Valget er en D400E med en læsseudnyttelse på 108 % ved 6 skovl læs. Det antages at det beregnede overlæs sikre optimal udnyttelse. Da overlæsset kun er af volumen karakter og dumperen kun udnyttes med ca. 75 % af den vægtkapacitet anses det ikke som problematisk. Hver dumper kan håndtere jord pr. kørsel. Udfra dette kendes samlet antal kørsler i forbindelse med udgravning af byggegruben. For at kunne betjene gavemaskinen kontinuerligt for optimal udnyttelse ønskes at kende den samlede tid for kørsel og aflæsning. Læsning af dumperen kendes fra tidligere ved Kørsels tid til tippen fås udfra Da afstanden er relativt kort, og vi derfor ikke for et realistisk tal, for selve kørslen inkl. Start/stop skønnes dette til at være 5 Aflæsning jf. tabel 4.10 kan aflæsning ske på 1,4 min ved bagudtømning af en dumper. Side 58 af 82

60 Tabel 4.10 Aflæsningstider (Anlægsteknik 1 S. 192) Tidligere beregnet skal der afhentes at kører tur/retur til tippen. i timen. Ovenfor har vi vist at det tager Såfremt opgaven kan løses ved at indsætte 2 dumpere kan arbejdsgangen betragtes således Ovenstående beregning viser et behøv for at indsætte 3 dumper, fordi kørselstiden er større end læsningstiden, hvorfor der må beregnes en spildtid. Den samlede spildtid fås ved Da den samlede tur tager 11,4 minutter betyder det at der skal 3 dumpere til at udføre arbejdet. A.5.0 In situ beton A Beregning af formtryk Der benyttes følgende forudsætninger til beregning af formtrykket ved udstøbningen: En stighastighed på 2,0 m/h En betontemperatur på 25 C, jf. A Afforskallingstidspunkt Et sætmål på 80 mm, svarende til en plastisk konsistens som er velegnet til at komprimere. Side 59 af 82

61 Ved udstøbning udøver betonen et tryk på vægformen. Det tryk er dimensionsgivende for hvordan forskallingen skal udformes. Det skønnes, at støbehastighed (stighøjden) ikke overstiger 2,0 m/h, da der støbes over et stort areal. Trykket afhænger af en række faktorer, her iblandt stigehøjden, form, faldhøjde og temperaturen. Til bestemmelse af det maksimale formtryk, er der udviklet 3 almindelige kendte metoder, der tager hensyn til en række faktorer. Metoderne kan beregnes hver for sig, men det sikreste er at beregnes alle 3 metoder. Vi beregner derfor dem alle, og benytter den med det maksimale formtryk for ydervæggen. 12 Metode 1 P MAX D (C 1 v C 2 K H C 1 v) Formel (1) hvor D er betonens specifikke tyngde i KN/m 3 V Vertikal støbehastighed i m/h K er en temperaturkoefficient (beton temperaturen, som er sat til 25 C ) H C 1 er formhøjden i m er størrelse og formparameter som sættes til 1,0 for vægge Temperaturkoefficienten bestemmes ved følgende formel 2 36 K= T 16 Hvor T er betontemperaturen 2 36 K= = 0,77 Det maksimale P MAX bestemmes ved indsættelse i formel P MAX 24 (1,0 2,0 0,45 0,77 3,6 1,0 2,0) =44,46 KN/m 2 12 (anlægsteknik 1, s ) Side 60 af 82

62 Metode 2 P = 7, *v/t+17,78 for v < 2 m/h Formel (2) hvor p er det maksimale tryk i KN/m 2 v t er stigehastigheden [m/h] er beton temperaturen, som er sat til 25 C Det maksimale P bestemmes ved indsættelse i formel P = 7, *2,0/25+17,78 = 49,03KN/m 2 Metode 3 P = 150 (v/30) 0,320+0,0042*t * (0,75+s/600) Formel (3) hvor s t sætmålet for betonen [mm] er betons udstøbningstemperatur, som er sat til 25 C Det maksimale P bestemmes ved indsættelse i formel P = 150 (2,0/30) 0,320+0,0042*25 (0,75+80/600) = 10,61KN/m 2 Det ses af det ovenstående, at det maksimale betontryk fås ved anvendelse af metode 2 A.5.2 Valg af forskalling For at kunne bestemme hvilken forskallingstype, der vil være den mest optimale under opførelsen af kælderkonstruktionen, vurderes det, hvorvidt der skal anvendes traditionel forskalling eller systemforskalling. De to forskallingsmetoder sammenlignes på baggrund af økonomiske overvejelser. Vurderingen foretages yderligere på baggrund af et samlet vægforskallingsareal på 2041 m 2. Priser er beregnet ud fra ydelsesdata fra V&S husbygning Side 61 af 82

63 Kode Tekst Mængde Enhed Enhedspris I alt kr Forskalling med træforme at opstille og nedtage ,01 Synlig overflade, struktur 1014 M ,01 Ikke synlig overflade 1027 M Systemforskalling til vægge og dæk at opstille og nedtage ,01 Vægge 2041 M Det vurderes ud fra beregningen at systemforskalling er at fortrække, da traditionel forskalling er 3 gange så dyr. A.5.3 Afforskallingstidspunkt Betonens mindste alder er et udtryk for hvornår afforskallingen tidligst kan ske. Bøjningspåvirkede konstruktioner kan afforskalles når betonen overalt i overfladen har en trykstyrke på mindst 10 MPa, mens ikke-bøjningspåvirkede konstruktioner kan afforskalles når overfladen har en trykstyrke på mindst 5 MPa. I vores tilfælde er det afforskallings tidspunktet for kældervæggen vi ønsker at finde, og da det er en ikkebøjningspåvirkede konstruktion, skal betonen have opnået en styrkeudvikling på mindst 5 Mpa. Den relative hærdningshastighed H(0) sættes i dag i forhold til den hastighed, hvorved cement og vand reagerer ved 20. Man har følgende erfaringsformel, 0 er betonens temperatur 13 H(0) = hastighedved0 C hastighedved20 C 0 20 C exp 4030 H (Anlægsteknik s. 470) Side 62 af 82

64 Formel(4) 0 20 C H 0exp Formel (5) Hvor H(0) exp er betonens relative hærdningshastighed. er en multiplikationsfaktor. Formel(4) er anvendt til at finde beton relative hærdningshastighed, ved en betontemperatur større end 2 0. Temperatur Formel (4) 25 exp exp exp Relative hærdningshastighed 1,26 1,57 1,954 Formel(5) er anvendt til at finde beton relative hærdningshastighed, ved en betontemperatur mindre end 20. Side 63 af 82

65 Temperatur Formel (5) exp exp exp Relative hærdningshastighed 0,001 0,0001 0,0014 Betonens modenhed bestemmes tilnærmelsesvis ved: M t 0 H 0 dt H 0 i t i i 1 Formel (6) Hvor n M er betonensmodenhed H(0 i ) er den relative hærdingshastighed t i er et bestemt tidsinterval Formel(6) er anvendt til at finde betonens modenhed, der indsættes følgende tider: 25 timer, 20 timer, 15 timer og 10 timer. Formel(7) ,954 dt Betonensmodenhed 19,54 Side 64 af 82

66 15 0 1,954 dt ,954 dt ,954 dt ,954 dt Formel(7) ,26 dt 29,31 39,08 48,85 58,62 Betonensmodenhed 12, ,26 dt 18, ,26 dt 25, ,26 dt 31, ,26 dt 37,8 Formel (7) anvendes til bestemmelse af betonens styrkeudvikling: exp T e M Formel(7) 14 hvor M er betonens potentielle slutstyrke (MPa) for M er betonens styrke (MPa) Betonens modenhed (M) 14 (anlægsteknik 1 s.472.) Side 65 af 82

67 T e er en karakteristisk tidskonstant (h) er en krumningsparameter Tabel 5.1: Styrkeparameter 28 T MN(m 2 ) ,46 0,44 0,42 0,41 0,40 0,38 0,37 0,35 0,34 0, Almindeligvis anvendes en betonstyrke bestemt 28 dage efter støbning som grundlag for dimensionering af betonkonstruktioner. Styrken vil normalt øges lidt derefter som følge af øget modenhed, således at styrken ved opførelsen har været lidt lavere. Det ændrer ikke ved, at betonen i dag kan antages, at have den fornødne styrke. 15 Betonen som anvendes er aggressiv beton som efter 28 dage har opnået en styrke på 35 MPa. Derved kan Krumningsparametere, den karakteristisk tidskonstant og den potentielle slutstyrke aflæses jf. tabel 01 til parametrene markeret med rødt. Herved kan de aflæste parameter og betonens modenhed indsættes i formel 1, så betonens styrke i MPa kan bestemmes. 15 ( jhuse_i_r dovre_1_.pdf ) Side 66 af 82

68 Formel (7) betonens styrke (MPa) 6 5MPa 63MPa exp ,54 5MPa 63MPa exp ,31 0,38 5MPa 63MPa exp ,08 5MPa 63MPa exp ,85 0,38 8,4 0, , MPa 63MPa exp 185 0,38 13,40 58,62 Formel (7) betonens styrke (MPa) 3,92 63MPa exp ,6 63MPa exp ,9 0,38 5MPa 63MPa exp ,2 5MPa 63MPa exp ,5 0,38 5,8 0,38 7,5 0,38 8,9 5MPa 63MPa exp 185 0,38 10,12 37,8 Ved at sikre, at betonen har en gennemsnitlig betonetemperatur på 25 C, er det muligt at afforskalle efter 15 timer. Det er i dette tilfælde muligt, at afforskalle den efterfølgende arbejdsdag. Side 67 af 82

69 Side 68 af 82

70 Højde Brede(tykkelse) Længde Antal(enheder) Areal (Afgrænsning) Armeringsnet Y12 Ringbøjler Y12 pr. 100 mm Y10 pr. 200 mm Y10 pr. 150mm Y8 Bøjle pr. 300mm Projekt Fjordglimt A.5.4 Armeringsmængde Tegnings nr. Bygningsinformationer Fjordglimt Vestergade Nørresundby Pos nr. AFGRÆNSET OMRÅDE m m m stk. m 2 Stk. kg kg kg kg kg Fundamenter Nedre del Linjefundament 0,50 2,5 292, 3 Øvre del Linjefundament 0,30 0,4 292, 3 punktfundament 0,88 6,0 6,0 17,0 0 1,00 730, ,12 384,8 6 1,0 87, ,61 612, , ,68 Terrændæk 0, ,0 4997,9 0 Pr. felt 0, ,6 4 6,0 6,0 1,0 36, ,96 Kælderydervæg 3,52 0,4 292, 1, , ,0 384,8 Side 69 af 82

71 Pr. sektion 3,52 0,4 73 1,00 29, ,0 2 *Bilag Lemvigh-møller, tabel for beregning af vægt for armering. A.5.5 Armeringstid: Pos nr. AFGRÆNSET OMRÅDE Fundamenter Mængde Faktor* Mandetimer t m 2 kg/m 2 mh/t mh Nedre del Øvre del Linjefundament 12,98 730,75 17, ,76 Linjefundament 0,99 116,92 8, ,8 Side 70 af 82