Sandergraven. Vejle Bygning 10

Sandergraven. Vejle Bygning 10 Side : 1 af 52 Indhold Indhold for tabeller 2 Indhold for figur 3 A2.1 Statiske beregninger bygværk Længe 1 4 1. Beregning af kvasistatisk vindlast. 4 1.1 Forudsætninger: 4 1.2 Bygningens geometri 4 1.3 Vind på facaden 6 1.4 Vind på gavlen 7 1.5 Vind på tag 8 1.5.1 Vindretning vinkelret på facade 9 1.5.2 Vindretning vinkelret på gavle 10 1.5.3 Vind på cirkulær cylinder (pylon) 11 1.6 Masselast for forbindelsesgang 12 2. Hovedstatik for bygværket 13 2.1 Hovedstatik for skråstags-forbindelsesgangen 13 2.1.1 Statisk system for skråstags-forbindelsesgangen 14 2.1.2 Bestemmelse af laster til brug i Staad Pro 19 2.1.3 Bestemmelse af ækvivalente elasticitetsmodul for skråstagskabel: 22 2.1.4 Dimensionering af skråstags kabel: 26 2.2 Hovedstatik for Bjælke-forbindelsesgangen 27 2.2.1 Statisk system for bjælke-forbindelsesgangen 28 2.2.2 Bestemmelse af laster til brug i Staad Pro 29 2.2.3 Bestemmelse af reaktioner til dimensionering af konstruktions dele 30 3. Lodret last nedføring. 35 3.1 Lastnedføring i snittet I modullinje Ø1 35 4. Stabilitet længe 1 39 4.1 Fordeling af vindlas til dækskiver / tagskiver 39 4.2 Fordeling af last fra dæk til de enkelte Vægelementer 41 4.2.1 Vandrette laster til vægelementer på 1 sal Service bygningen 42 4.2.2 Vandrette laster til vægelementer på stueetage Service 43 4.2.3 Vandrette laster til vægelementer på 1 sal Boenhed A 46 4.2.4 Vandrette laster til vægelementer på stueetage Boenhed B 49 5. Konklusion 52

Side : 2 af 52 Indhold for tabeller Tabel 1: Vandret masselast i tagskiven... 12 Tabel 2: Vandret maselast i gulvkonstruktionen... 12 Tabel 3: Vind på langs stabiliserende vægge i stueplan Service bygningen... 44 Tabel 4: Vind på tværs stabiliserende vægge i stueplan Service bygning... 45 Tabel 5: Vind på langs stabiliserende vægge i stueplan Boenh. A og B... 50 Tabel 6: Vind på tværs stabiliserende vægge i stueplan Boenh. A og B... 51

Side : 3 af 52 Indhold for figur Figur 1: Bygnings geometri... 4 Figur 2: Bygningens placering... 5 Figur 3: Skråstags-forbindelsesgang i isometri... 13 Figur 4: Lodret Nedbøjning, som forekommer fra dominerende Nyttelast (På 36 mm) 13 Figur 5: Statisk system af skråstags-forbindelsesgangen... 14 Figur 6: Nedbøj. for lodret last, som forekommer fra Domi. Nyttelast (På 35,4 mm).. 27 Figur 7: Bjælke-forbindelsesgang i isometri... 27 Figur 8: Statisk system af bjælke-forbindelsesgangen.... 28 Figur 9: Geometri af boenhed A og B samt af service bygningen... 39

Side : 4 af 52 A2.1 Statiske beregninger bygværk Længe 1 1. Beregning af kvasistatisk vindlast. 1.1 Forudsætninger: DS/EN1991-1-4 og EN 1991-1-4 DK inkl. Gældende tillæg og rettelsesblade Lasten forudsættes at virke vinkelret på fladen af den vindpåvirkede konstruktionsdel. Indvendige formfaktorer c pi og lokale formfaktor c pe,1 beregnes senere, når det er nødvendigt på aktuelt projekt. For konstruktioner, der er følsomme for vridning, skal påvirkningen forårsaget af vridningseffekter tages i regning. Se DS/EN1991-1-4, pkt. 7.1.2 1.2 Bygningens geometri Bygningens højde over terræn, z: z = 8,8 m Bygningens største sidelængde, b (facade): b = 66,7 m Bygningens mindste sidelængde d, (gavl): d = 20,5 m Figur 1: Bygnings geometri Årstidsfaktor og basisvindhastighed (jf. pkt. 4.2) Betragtet årstid: Måned= Hele året Årstidsfaktorens kvadrat c 2 season beregnet : c 2 season = 1,0 Luftens densitet ρ = 1,25 kg/m 3 Basisvindhastighedens grundværdi, v b,0 : v b,0 = 24,0 m/s

Side : 5 af 52 Bygningens orientering og omkring liggende terræn Der er taget hensyn til bygningens orientering Figur 2: Bygningens placering Facade Facade Gavl Gavl Vindretning [benævnelse] NORD SYD ØST VEST Retningsfaktorens kvadrat c dir 2 : c dir 2 = 0,8 0,8 0,8 1,0 Basisvindhastighed, v b : v b = 21,5 m/s 21,5 m/s 21,5 m/s 24,0 m/s Basishastighedstryk, q b : q b = 0,29 kn/m² 0,29 kn/m² 0,29 kn/m² 0,36 kn/m² Bygningens terænkategori Kategori 1 1 1 1 Ruhedslængde, z 0 : z 0 [m]= 0,010 m 0,010 m 0,010 m 0,010 m Minimumshøjde, z min : z min [m]= 1,0 m 1,0 m 1,0 m 1,0 m Maximumshøjde, z max : z max [m]= 200,0 m 200,0 m 200,0 m 200,0 m Turbulence faktor, k I : k I = 1,0 1,0 1,0 1,0 Ruhedsfaktor, c r (z) : c r (z) = 1,151 1,151 1,151 1,151 Orografifaktor c o (z s ) : c o (z s ) = 1,00 1,00 1,00 1,00 Middelvindhastighed, 10 min: v m (z) = 24,71 m/s 24,71 m/s 24,71 m/s 27,62 m/s Turbulensintensitet, I v (z) : I v (z) = 0,147 0,147 0,147 0,147 Max hastighedstryk, Eksl. c o (z s ): q p (z) q p (z) = 0,78 kn/m² 0,78 kn/m² 0,78 kn/m² 0,97 kn/m² Konstruktionsfaktor, c s c d (jf. pkt. 6.2 & 6.3.1) Der er ikke taget hensyn til konstruktionsfaktor, der regnes derfor på gavlen med c s c d = 1,00 Der er ikke taget hensyn til konstruktionsfaktor, der regnes derfor på facaden med c s c d = 1,00

Side : 6 af 52 1.3 Vind på facaden Maximalt hastighedstryk, q p (z): q p (z) = 0,78 kn/m 2 Forekommer ved vind fra SYD Konstruktionsfaktor c s c d : c s c d = 1,00 Max hastighedstryk inkl. c s c d : c s c d *q p (z) = 0,78 kn/m 2 Vindlast og formfaktorer for ydervægge (jf. pkt. 7.2.2) Vindretning vinkelret på facade Bygningens totale højde, h: h= 8,80 m Bredde, b: b= 66,7 m Dybde, d: d= 20,5 m Længde, e (Den mindste af b eller 2h): e= 17,6 m Forholdet h/d: h/d= 0,43 m Reduktionsfaktor i zonerne D & E: red. faktor= 0,85 Reduktionsfaktoren kan anvendes ved beregning af hovedstabilitet, hvor vinden i zone D og E anvendes samtidig. Faktoren anvendes ved at gange den på de karakteristiske hastighedstryk i de 2 zoner beregnet herunder. Mangel på korrelation af vindlast på hhv. vind- og læsiden kan tages i regning ved forholdet h/d. For bygninger, hvor h/d 5, multipliceres den resulterende kraft med 1. For bygninger, hvor h/d 1, multipliceres den resulterende kraft med 0,85. For mellemliggende værdier af h/d kan der interpoleres lineært 1. w k = c pe,10 * c s c d *q p (z) D (ekskl. red.): c pe,10 = (1 0,43) 0,8 (0,8 0, 7) = 0, 72 (1 0, 25) w k = c pe,10 * q p (z) 0,72 0,78 = 0,56kN/m 2 E (ekskl. red.): c pe,10 = (1 0,43) 0,5 ( 0,5 + 0,3) = 0,35 (1 0, 25) w k = c pe,10 * q p (z) 0,35 0,78 = 0,27kN/m 2 1 Ds-en 1991-1-4.pdf - Eurocode 1_-Last på bærende konstruktioner - vindlast pkt. 7.2.3

Side : 7 af 52 Påvirkningen på gavlen fra vind på facaden: w k = c pe,10 * c s c d *q p (z) A: c pe,10 = -1,20 w k = -1,20* 0,78 = -0,93 kn/m 2 B c pe,10 = -0,80 w k = -0,80* 0,78 =-0,62 kn/m 2 Længde, e: e = 17,6 m Længde, e/5: e/5= 3,52 m Længde, 4/5e: 4/5e= 14,08 m Længde, d-e: d-e = 2,90 m 1.4 Vind på gavlen Maximalt hastighedstryk, q p (z): q p (z) = 0,97 kn/m 2 Formfaktor ved vind fra VEST Konstruktionsfaktor c s c d : c s c d = 1,00 Max hastighedstryk inkl. c s c d : c s c d *q p (z) = 0,97 kn/m 2 Vindlast og formfaktorer for ydervægge (jf. pkt. 7.2.2) Bredde, b: b = d 20,5 m Dybde, d: d = b 66,7 m Længde, e (Den mindste af b eller 2h): e = 17,6 m Forholdet h/d: h/d= 0,13 m Reduktionsfaktor i zonerne D & E: red. Faktor= 0,85 For bygninger, hvor h/d 1, multipliceres den resulterende kraft med 0,85. Faktoren anvendes ved at gange den på de karakteristiske hastighedstryk i de 2 zoner beregnet herunder.

Side : 8 af 52 Påvirkningen på gavlen fra vind på gavlen på henholdsvis tryk og sug siden: D (ekskl. red.): c pe,10 = 0,70 w k = 0,68 kn/m 2 E (ekskl. red.): c pe,10 = -0,30 w k = -0,29 kn/m 2 Påvirkning på facade fra vind på gavlen: A: c pe,10 = -1,20 w k = -1,16 kn/m 2 B: c pe,10 = -0,80 w k = -0,78 kn/m 2 C: c pe,10 = -0,50 w k = -0,48 kn/m 2 Længde, e: e= 17,60 m Længde, e/5: e/5 3,52 m Længde, 4/5e: 4/5e= 14,08 m Længde, d-e: d-e= 49,10 m 1.5 Vind på tag Tagtype: Pulttag Maksimalt karakteristisk hastighedstryk, q p (z) Facade Gavle Høj tagkant Forekommer ved vind fra: Nord Vest Konstruktionsfaktor c s c d : c s c d = 1,00 1,00 Max hastighedstryk inkl. c s c d : c s c d *q p (z) = 0,78 kn/m 2 0,79 kn/m 2

Side : 9 af 52 Vindlast og formfaktorer for pulttag (hældning > 5 grader) (jf. pkt. 7.2.4) Bygningens totale højde, h : h= 8,8 m Bygningens største sidelængde, b (facade): b= 66,7 m Bygningens mindste sidelængde, d (gavl): d= 20,5 m Taghældning, ɑ : ɑ = 5,00 Grader 1.5.1 Vindretning vinkelret på facade Lav kant Θ = 0 Bredde, b 2 : b= 66,7 m Dybde, d: d= 20,5 m Længde, e: e= 17,6 m Formfaktor for tag er beregnet vha. ret lineært interpolation. Sug Tryk Zone F: c pe,10,f = -1,70 0,00 w k,f = -1,32 kn/m 2 0,00 kn/m 2 Zone G: c pe,10,g = -1,20 0,00 w k,g = -0,93 kn/m 2 0,00 kn/m 2 Zone H: c pe,10,h = -0,60 0,00 w k,h = -0,47 kn/m 2 0,00 kn/m 2 Længde af zoner e/10 = 1,76 m e/4 = 4,40 m 2 Længden b betegner sider længden vinkelret på vindens retning

Side : 10 af 52 Høj kant Θ = 180 Formfaktor for tag er beregnet vha. ret lineært interpolation. Sug Tryk Zone F: c pe,10,f = -2,30 0,00 w k,f = -1,78 kn/m 2 0,00 kn/m 2 Zone G: c pe,10,g = -1,20 0,00 w k,g = -1,01 kn/m 2 0,00 kn/m 2 Zone H: c pe,10,h = -0,80 0,00 w k,h = -0,62 kn/m 2 0,00 kn/m 2 1.5.2 Vindretning vinkelret på gavle Θ = 180 Formfaktor for tag er beregnet vha. ret lineært interpolation. Zone F: c pe,10,f = -2,10 w k,f = -2,04 kn/m 2 Zone G: c pe,10,g = -1,80 w k,g = -1,74 kn/m 2 Zone H: c pe,10,h = -0,60 w k,h = -0,58 kn/m 2 Zone I: c pe,10,i = -0,50 w k,i = -0,48 kn/m 2 Længde af zoner b= 20,5 m d= 66,7 m e/2 = 8,80 m e/4= 4,40 m e/10= 1,76 m

Side : 11 af 52 1.5.3 Vind på cirkulær cylinder (pylon) Formfaktor for udvendige vindtryk cpe c = c ψ λ f f,0 på cirkulære cylindre bestemmes. c f,0 Formfaktor for udvendige vindtryk uden fri omstrømninger omkring enderne ψ λ Endeomstrømningsfaktoren Formfaktor for vindtrykket for tværsnittet afhænger af Reynolds tal Re R b ν e b v( ze) = ν Diamenter 6 2 Luftens kinematiske viskositet = 15 10 m / s V(z e ) Peakhastigheden For snoede kabler er c f,0 lig med 1,2 for alle værdier af Reynolds tal Re (dette gælder både for skråkabler) Endeomstrømningsfaktoren ψ λ bestemmes: For cirkulære cylindre sættes værdien λ = 70, hvor ψ λ bestemmes til A ϕ = Tæthedsforholdet Ac 5,76 ϕ = = 0,23 24,68 DS/EN 1991-1-1-1: 2007 Figur 7.36 Vindtrykket på cylinder w = q = 0,91 (1,2 0,99) = 1,1 kn/m 2 k ( ) p z c f

Side : 12 af 52 Vandret masselast. 1.6 Masselast for forbindelsesgang Ved bestemmelse af den vandrette masselast for forbindelsesgangen, fortages her blot masselast for bjælke-forbindelsesgangen. Denne værdi anvendes også til skråstags- samt for gitter-forbindelsesgangen. Tabel 1: Vandret masselast i tagskiven Tabel 2: Vandret maselast i gulvkonstruktionen

Side : 13 af 52 2. Hovedstatik for bygværket 2.1 Hovedstatik for skråstags-forbindelsesgangen Figur 3: Skråstags-forbindelsesgang i isometri I dette afsnit ønskes at beskrive laster, snitkræfter og reaktioner i konstruktionen, at de kan benyttes i konstruktionsafsnittet. Der skal dog gøres opmærksom på, at der ikke fortages detajl projektering af denne type gangbro. Til bestemmelse af dimensioner i programmet Staad pro er dimensionerne valgt fra et ønske om at reducere den lodrette nedbøjning til ca. 35 mm (l/400) på grund af have forholdsvis kompakte profiler og samtidig er forbindelsesgangen synlig ved passage under den. Figur 4: Lodret Nedbøjning, som forekommer fra dominerende Nyttelast (På 36 mm)

Side : 14 af 52 Valgt dimensioner for skråstags-forbindelsesgangen Pylon: Stålrør Ø 273 mm Afstivningsdrager: IPE 270 Tværdrager: Stålrør Ø 114,3 mm Fastholdelseskabel: M50-Gevindrør Stål Ramme: 100x60x06 mm Stål Bjælker: IPE 100 Stål Søjler: IPE 100 Gulv plade: 10 mm stålplade Punkt fundament: 800x800x2000 mm 2.1.1 Statisk system for skråstags-forbindelsesgangen Figur 5: Statisk system af skråstags-forbindelsesgangen Det ydre statisk system består af pylon, afstivningsdrager og kabler. Afstivningsdragerne er statisk tilladelig (simpel understøttet bjælke), hvor den ene understøtning er simpel understøttet og den anden er simpel bevægelig understøttet i længde retning. Afstivningsdragerne er ikke udført med stort vridningsmoment, da kabelsystemet i konstruktionen hjælper afstivningsdrageren med at optage de ydre laster og fører dem til konstruktionens underside.

Side : 15 af 52 Afstivningsdrager: Forskydningskraft Maksimal forskydning forekommer fra LAK 6: BGT Dominerende nyttelast Afstivningsdrager: Moment Maksimalt moment forekommer fra LAK 13: BGT Dominerende nyttelast på ene side

Side : 16 af 52 Afstivningsdrager: Reaktioner Ovenstående figur viser maksimale lodrette reaktioner på understøtninger (fundamenter). Reaktionerne forekommer fra forskellige lastkombinationer. Maksimalt lodret belastning fra pylon forekommer fra lastkombination 6: Regningsmæssig dominerende nyttelast LAK 6 : 1,5 q + 1,0 G + 1,5 S 0 + 1.5 W ψ Maksimalt lodret belastning på understøtning ved Længe 1 forekommer fra lastkombi. 6: Regningsmæssig dominerende nyttelast LAK 6 : 1,5 q + 1,0 G + 1,5 S 0 + 1.5 W ψ Maksimalt lodret belastning på understøtning ved Længe 2 forekommer fra lastkombi. 13: Regningsmæssig. Dominerende nyttelast på den sidespænd-faget: LAK 13: 1,5 q + 1,0 G + 1,5 S 0 + 1.5 W ψ

Side : 17 af 52 SIDE 1 (PYLON: STATISK SYSTEM)

Side : 18 af 52 SIDE 2 (SNITKRÆFTER)

Side : 19 af 52 2.1.2 Bestemmelse af laster til brug i Staad Pro Snelast (skråstags-forbindelsesgang) SIDE 3

Side : 20 af 52 SIDE 4

Side : 22 af 52 2.1.3 Bestemmelse af ækvivalente elasticitetsmodul for skråstagskabel: Forudsætninger: Kabler som indgår i skråstagsbroer har ikke en lineær sammenhæng mellem kabelkraft og kabelforlængelse. Dette skyldes på grund af nedhængets virkning. Derfor er det kompliceret at bestemme den eksakte elasticitetskoefficient, for de metoder som anvendes til statiske ubestemte konstruktioner er baseret på at stålkonstruktionen påfører sig lineær elastisk. Der er indført en ækvivalent elasticitets koefficient for kabler som indgår i skråstagsbroer, som kan opnår en rimlige nøjagtighed. Ved bestemmelse af den ækvivalente Elasticitets modul for kablet, vil der fortages beregning for det værste belastede kabel SIDE 6 SKRÅSTAGBRO

Side : 23 af 52 Side 7

Side : 26 af 52 2.1.4 Dimensionering af skråstags kabel: SIDE 10

Side : 27 af 52 2.2 Hovedstatik for Bjælke-forbindelsesgangen Som forgående afsnit blev omtalt, ønskes her at bestemme snitkræfter samt reaktioner, som kan anvendes til dimensionering af forskellige konstruktionsdele i konstruktionsafsnittet (A2.2). Til bestemmelse af dimensioner i programmet Staad pro er dimensionerne valgt fra et ønske om at reducere den lodrette nedbøjning til ca. 35 mm (l/400) på grund af have forholdsvis kompakte profiler og samtidig er forbindelsesgangen synlig ved passage under den. Figur 6: Nedbøj. for lodret last, som forekommer fra Domi. Nyttelast (På 35,4 mm) Der skal påpeges, at for at undgår samme lastbestemmelse igen og igen, anvendes her samme laster som blev anvendt under afsnittet skråstags-forbindelsesgangen. Lasterne er forholdsvis nogenlunde ens, for konstruktionen har samme geometri som skråstagsforbindelsesgangen. Figur 7: Bjælke-forbindelsesgang i isometri

Side : 28 af 52 2.2.1 Statisk system for bjælke-forbindelsesgangen Figur 8: Statisk system af bjælke-forbindelsesgangen. Forbindelsesgangen er udformet således, at den er uafhængig af to side bygninger. Ved stabilitet på langs er de to momentstive rammer, der optager vandrette belastninger som forekommer i tagkonstruktionen og fører lasterne ned til hoveddrager og videre til understøtninger. Ved stabilitet på tværs førers vandrette laster fra tagkonstruktionen til momentstive rammer, som førers ned til gulvkonstruktionen, hvor ved hjælp af gulvets skivefunktion fører lasterne til understøtningerne. Alle belastninger fra tag- og gulv konstruktions føres ned til hoveddrager, hvor herfra ved bjælke funktion føres lasterne til understøtningerne.

Side : 29 af 52 2.2.2 Bestemmelse af laster til brug i Staad Pro Snelast (Bjælke-forbindelsesgang) SIDE 11

Side : 30 af 52 2.2.3 Bestemmelse af reaktioner til dimensionering af konstruktions dele Her nedunder angives reaktioner samt laster, hvor forskellige konstruktionsdele skal dimensioners for. Disse reaktioner vil blive anvendt under konstruktions-afsnittet A2.2. Reaktioner til bjælke i modulline G3 i Tagkonstruktionen. Bilag 2 Maksimalt moment (1,97 kn/m) forekommer fra regningsmæssig dominerende snelast LAK 8 Bilag 2 Maksimal forskydning (3,74 kn) forekommer fra regningsmæssig dominerende snelast LAK 8 Bilag 2 Maksimal normal (0,42 kn) forekommer fra regningsmæssig dominerende nyttelast LAK 13 Ved dimensionering ses der bort fra normalkraften, for det er relativ lille last.

Side : 31 af 52 Reaktioner hoveddrager ved gulvniveauet: (BGT) Bilag 2 Maksimalt moment (M = 251 knm) forekommer fra LAK 13: BGT Dominerende nyttelast Bilag 2 Maksimal forskydning (V = 80 kn) forekommer fra LAK 13: BGT Dominerende nyttelast Bilag 2 Normalkraft (N = 11,0 kn) forekommer fra LAK 13: BGT Dominerende nyttelast

Side : 32 af 52 Reaktioner hoveddrager ved gulvniveauet: (AGT) Bilag 2 Maksimalt moment (M = 185 knm) forekommer fra LAK 12: AGT Dominerende nyttelast Bilag 2 Maksimal forskydning (V = 58 kn) forekommer fra LAK 12: AGT Dominerende nyttelast Bilag 2 Normalkraft (N = 7,4 kn) forekommer fra LAK 12: AGT Dominerende nyttelast

Side : 33 af 52 Reaktioner: Stål dækplade: (BGT) Ovenstående figur viser systemet af dækpladen, hvor tværafstivning er simpel understøttet fra hoveddrager til hoveddrager. Ovenstående figur viser opstalt af plade/hoveddrager med ensfordelt linjelast. Maksimalt positivt moment ca. (M = 0,3 knm) forekommer fra LAK: BGT Dominerende nyttelast Maks. negativt moment ca. (M = -0,42 knm) forekommer fra LAK: BGT Dominerende nyttelast Sidestående figur viser lokalt koordinatsystem for en pladekonstruktion. For My (lokal) betyder momentvektor om lokal x-akse. Lokal x-akse = Global z-akse.

Side : 34 af 52 For at sammenligne momenter i pladen fra programmet Staad Pro med håndberegninger, anvendes her formler fra: Tekniskståbi (3.55) For kontinuerlig bjælke med ensfordelt lodret last q 1,5 + ( g + G ) 1,0 = 9,27 kn / m 2 Positivt moment mellem to tværafstivning: 2 2 M = 0,077 * q * L = 0,077*9,27*0,65 = 0,3 knm / m Negativt moment over understøtning: 2 2 M = 0,107 * q * L = 0,107*9,27*0,65 = 0,42 knm / m Reaktioner: Stål dækplade: (AGT) Maksimalt positivt moment ca. (M = 0,3 knm) forekommer fra LAK: AGT Dominerende nyttelast Maks. negativt moment ca. (M = -0,22 knm) forekommer fra LAK: AGT Dominerende nyttelast Der er efterfølgende regnet med ensfordelt last på hvert andet fag, men det blev ikke dimensionsgivende for pladen. Da ensfordelt last på samtlige pladedele er den værste kombination.

Side : 35 af 52 3. Lodret last nedføring. 3.1 Lastnedføring i snittet I modullinje Ø1

Side : 36 af 52 Lastkombination for regningsmæssige laster Egen-last virker til GUNST

Side : 37 af 52 Lastkombination for regningsmæssige laster Egen-last virker til UGUNST

Side : 38 af 52 3.2 Lastnedføring i snittet I modullinje Ø8 Service bygning Denne LAK afvendes til dimensionering af stribefundament under skillevæg i service.

Side : 39 af 52 4. Stabilitet længe 1 4.1 Fordeling af vindlas til dækskiver / tagskiver Figur 9: Geometri af boenhed A og B samt af service bygningen Bo enhed A og B Vindlast i tagskive i på tværs: Vindlast i dækskive over stue på tværs: wd = γ Q * KFI * qp( z) *( D + E) * Lopland w = γ * K * q ( ) *( D + E) * L d Q FI p z opland Afsnit 1.3 w = 1,5*1,0*0.78*(0,72 + 0,35) *2,26 w = 1,5*1,0*0.78*(0,72 + 0,35) *3,9 d d wd wd = 2,83 knm w = 4,88kNm = 2,83 47, 32 = 134 kn w = 4,88 47,32 = 231 kn d d

Side : 40 af 52 Vindlast i tagskive i på langs: Vindlast i dækskive over stue på langs: w = γ * K * q *( D + E) * L w = γ * K * q ( ) *( D + E) * L d Q FI p( z) opland d Q FI p z opland Afsnit 1.4 w = 1,5*1,0*0.97 *(0,70 + 0,30) *2,26 w = 1,5*1,0*0.97*(0,70 + 0,30) *3,9 d d wd wd = 3,45 knm w = 5,96 knm = 2,81 15, 69 = 54 kn w = 5,96 15,69 = 94 kn d d Service bygning Vindlast i tagskive på tværs: Vindlast i dækskive over stue på tværs: w = γ * K * q *( D + E) * L w = γ * K * q ( ) *( D + E) * L d Q FI p( z) opland d Q FI p z opland Afsnit 1.3 w = 1,5*1,0*0.78*(0,72 + 0,35) *2,9 w = 1,5*1,0*0.78*(0,72 + 0,35) *4,34 d d wd wd = 3,63 knm w = 5,43 knm = 3,63 17,1 = 62 kn w = 6,6 17,1 = 93 kn d d Vindlast i tagskive i på langs: Vindlast i dækskive over stue på langs: w = γ * K * q *( D + E) * L w = γ * K * q ( ) *( D + E) * L d Q FI p( z) opland d Q FI p z opland Afsnit 1.4 w = 1,5*1,0*0.97 *(0,70 + 0,30) *2,9 w = 1,5*1,0*0.97 *(0,70 + 0,30) *4,34 d d wd wd = 4,22 knm w = 6,31kNm = 4,22 15,96 = 67,3 kn w = 6,31 15,96 = 101 kn d d

Side : 41 af 52 4.2 Fordeling af last fra dæk til de enkelte Vægelementer Hvis materialer er plastiske, er det naturligt at anvende plasticitetsteorien, at der kan anvendes den plastiske fordeling af de vandrette kræfter. Ved fordeling af vandrette laster fra tagskiven til de enkelte vægelementer kan fordelingen fortages efter plasticitetsteorien, hvor fordelingen skal opfylde ligevægtsligningerne således, at fordelingen er statisk tilladelig fordeling. Men her anvendes den almindelige simpel fordeling, hvor hver vægelement modtager en lastopland. Ved fordeling af vandrette laster fra dækelementerne over stueetagen anvendes elasticitets metoden, hvor der forudsættes at dækskiven er uendelig stiv i deres plan og at de er understøttet på elastiske understøtninger. De kræfter der overføres fra dækskive til vægskiven er proportionale i vægskivens udbøjning i dens plan og flytningen af dækskiven opdeles i parallelforskydning og vridning. For denne bygning anvendes to forskellige metoder til fordeling af vandrette last fra dæk til vægskiver. Der er dog to krav der skal overholdes, dels skal tilstanden under konstruktions anvendelse være tilfredsstillende og dels skal brudsikkerheden være sikret. For udvælgelse af stabiliserende vægge, der kan indgår i beregningerne, er der ser bort fra vægge som indeholder dør og vinduer, da dette betyder store svækkelse i stivhederne. Ved bestemmelse af laster til fra dækelementer til enkelte vægskiver fortages her den forudsætning, at Længde 1 består af to forskellige separate bygninger, som spænder fra modullinje ØA- ØM og modulline ØN ØQ. Vægge som er nummeret med tal (Vy1) er stabiliserende vægge for vind på tværs af bygningen, hvor vægge med et bogstag (Vx1) er stabiliserende vægge for vandret vindlast på langs af bygningen Som relative stivheder anvendes værdier fra figur 4-27 i Betonelementbyggeriers statik.

Side : 42 af 52 4.2.1 Vandrette laster til vægelementer på 1 sal Service bygningen SIDE 1

Side : 43 af 52 4.2.2 Vandrette laster til vægelementer på stueetage Service Plan over det stabiliserende system i stueplan samt det indlagte koordinatsystem Koordinatsystem i forskydningscentrum

Side : 44 af 52 Tabel 3: Vind på langs stabiliserende vægge i stueplan Service bygningen

Side : 45 af 52 Tabel 4: Vind på tværs stabiliserende vægge i stueplan Service bygning

Side : 46 af 52 4.2.3 Vandrette laster til vægelementer på 1 sal Boenhed A

Side : 49 af 52 4.2.4 Vandrette laster til vægelementer på stueetage Boenhed B Plan over det stabiliserende system i stueplan samt det indlagte koordinatsystem Koordinatsystem i forskydningscentrum

Side : 50 af 52 Tabel 5: Vind på langs stabiliserende vægge i stueplan Boenh. A og B

Side : 51 af 52 Tabel 6: Vind på tværs stabiliserende vægge i stueplan Boenh. A og B

Side : 52 af 52 5. Konklusion Formålet med dette afsnit er at beregne laster og reaktioner i bygværket, så påvirkningerne på de enkelte konstruktionsafsnit fastlægges og kan benyttes i A2.2. Statiske beregningerkonstruktionsafsnit. Her er fortaget beregninger for fordeling af vandrette og lodrette laster for bygværket. Her er eftervist at reaktion fordeling er statisk tilladelig og der er ligevægt mellem laster og reaktioner.