Thesis - Rikke og Jakob Hausgaard Lyngs

Titel: Ny ovnhal ved I/S Reno-Nord 

Tema: Modellernes virkelighed 

Projektperiode: 2. februar – 1. juni 2004 

Projektgruppe: BA / B121 

Deltagere: 

Allan Filskov Jørgensen 

Jakob Lyngs 

Jens Kresten Nørgaard Madsen 

Kenneth Daugård Terkelsen 

Martin Møller 

Per Kjærsgaard Andersen 

Rune Christensen 

Vejledere: 

Peter Ellegaard 

Pia Bøgelund 

Oplagstal: 15 

Sideantal: 98 

Bilagsantal og -art: 1 tegningsmappe 

Afsluttet den: 31. maj 2004 

Synopsis 

Det Teknisk-Naturvidenskabelige Basisår 

Byggeri og Anlæg 

Strandvejen 12-14 

9000 Aalborg 

Tlf. 96 35 97 33 

Fax 98 13 63 93 

www.but.auc.dk 

Denne rapport omhandler opførelsen af den 

nye 4. ovnlinie ved I/S Reno-Nord i Aalborg 

Øst. 

Beslutnings-, programmerings- og projekteringsfasen 

for dette byggeri bliver behandlet 

særskilt. Der redegøres i de to første faser 

for motivationen for opførelsen af den nye 

ovnlinie, de økonomiske aspekter, samt de 

løsninger som har været overvejet. 

I projekteringsafsnittet udformes og dimensioneres 

ovnhallen, som rummer den nye 

ovnlinie. 

Der beregnes spændinger i enkelte profiler 

ud fra to udvalgte lastkombinationer, hvilket 

danner grundlag for dimensioneringen. 

Herved er den maksimale spænding ved 

anvendelse af HEA600 profiler beregnet til 

116 MPa. Dette muliggør, i kraft af den regningsmæssige 

flydespænding for stål på 182 

MPa, en neddimensionering til HEA400 profiler, 

som giver en maksimal spænding på 

174 MPa. 

Endelig opstilles en tilsvarende konstruktion 

uden charniere i samlinger. Dette gøres 

med henblik på en sammenligning af spændingerne 

i ét udvalgt element for de to konstruktioner. 

I dette element er den maksimale 

spændingen, med anvendelse af 

HEA600 profilet, beregnet til over 250 MPa, 

hvilket overstiger grænsen for ståls flydespænding.

Forord 

2 

Forord 

Denne rapport er udarbejdet af gruppe B121 på Byggeri og Anlægs 2. semester, 

Aalborg Universitet, i perioden fra d. 2/2 2004 til d. 1/6 2004. Rapporten henvender 

sig til studerende på Aalborg Universitets Teknisk-Naturvidenskabelige Basisår. 

Det overordnede tema for projektperioden er ”Modellernes virkelighed”, og 

denne rapport omhandler opførelsen af en ny ovnhal ved I/S Reno-Nord. Rapporten 

er opbygget efter gangen i et byggeprojekt, dog kun de tre første faser: beslutnings-, 

programmerings- og projekteringsfasen. 

Til litteraturhenvisningerne er benyttet Harvard-metoden med enkelte modifikationer, 

idet udgivelsesstedet ikke er angivet i kildehenvisningen, da dette er 

skønnet unødvendigt (Curtin University, 2004). 

Vedlagt rapporten er en tegningsmappe, der indeholder tegninger af den af gruppen 

skitseprojekterede ovnhal fra forskellige vinkler, samt tegninger af, hvordan 

en ramme og gavlramme er opbygget. Der henvises til tegningerne i tegningsmappen 

som Tx, hvor x er tegningens nummer. 

Input-filer til beregninger udført i TrussLab er vedlagt på en CD-ROM. Her kan 

også findes gruppens eget program til at beregne reaktioner og snitkræfter i gitterrammen. 

Gennem projektperioden har der været taget kontakt til ingeniører fra Rambøll, 

og til ledelsen på I/S Reno-Nord. I den forbindelse vil gruppen gerne takke ingeniør 

Kristian Birch Sørensen fra Rambøll og driftsleder Henrik Skov fra I/S Reno-Nord 

for rundvisninger på I/S Reno-Nord, samt for materiale, som gruppen 

har modtaget til projektet. 

B121

Indholdsfortegnelse 


INDLEDNING ...............................................................................................................................................................5 

BESKRIVELSE OG VURDERING AF ANVENDTE METODER.....................................................................................................7 

KAPITEL 1. BESLUTNINGSFASEN............................................................................................................................7 

1.1 Teoretisk baggrund for beslutningsfasen.............................................................................................. 9 

1.2 Aktører omkring I/S Reno-Nord............................................................................................................10 

1.3 Forundersøgelser ....................................................................................................................................13 

1.3.1 Udvikling i kapacitetsbehov .............................................................................................................13 

1.3.2 Økonomisk motivation......................................................................................................................15 

1.3.3 Nu- og fremtidige miljøkrav..............................................................................................................17 

1.3.4 Opsummering.....................................................................................................................................18 

1.4 Løsningsmuligheder ...............................................................................................................................18 

1.4.1 Nul-alternativet...................................................................................................................................19 

1.4.2 Videreførelse af det eksisterende anlægskoncept.......................................................................19 

1.4.3 Referencealternativet: Renovering af ovn 1 og 2.........................................................................20 

1.4.4 Andre placeringer af anlægget........................................................................................................21 

1.4.5 Ny ovnlinie i eksisterende bygninger ..............................................................................................22 

1.4.6 Ny ovnlinie i ny bygning ....................................................................................................................22 

1.5 Løsningsvalg ............................................................................................................................................23 

KAPITEL 2. PROGRAMMERING............................................................................................................................ 15 

2.1 Teoretisk baggrund for programmering ..............................................................................................27 

2.2 I/S Reno-Nords programmering ...........................................................................................................28 

2.3 Sammenfatning og valg af fokus .........................................................................................................32 

KAPITEL 3. PROJEKTERING ................................................................................................................................35 

3.1 Teoretisk baggrund for projektering ....................................................................................................35 

3.2 Introduktion af ovnhallen ......................................................................................................................36 

3.2.1 Det virkelige projekt ..........................................................................................................................36 

3.2.2 Gruppens forslag til ovnhal ..............................................................................................................37 

3.3 Optagelse af laster .................................................................................................................................39 

3.3.1 Vindlast................................................................................................................................................39 

3.3.2 Snelast.................................................................................................................................................42 

3.4 Beregning af laster .................................................................................................................................42 

B121 3

4 


3.4.1 Egenlast...............................................................................................................................................42 

3.4.2 Vindlast................................................................................................................................................46 

3.4.3 Snelast.................................................................................................................................................53 

3.4.4 Kranlast...............................................................................................................................................55 

3.5 Lastkombinationer .................................................................................................................................57 

3.5.1 Lastkombination 1: anvendelsesgrænsetilstand .........................................................................58 

3.5.2 Lastkombination 2.1, brudgrænsetilstand....................................................................................60 

3.6 Beregningsmetoder for snitkræfter.....................................................................................................64 

3.6.1 Forudsætninger..................................................................................................................................65 

3.6.2 Håndberegninger ...............................................................................................................................66 

3.6.3 TrussLab..............................................................................................................................................67 

3.6.4 B121gittersnit ....................................................................................................................................68 

3.7 Dimensionering af enkeltdele ..............................................................................................................72 

3.7.1 Ståls egenskaber ...............................................................................................................................72 

3.7.2 Dimensionering..................................................................................................................................74 

3.8 Løsningsevaluering.................................................................................................................................77 

3.9 Momentstiv konstruktion ......................................................................................................................79 

KAPITEL 4. KONKLUSION ................................................................................................................................... 85 

KILDELISTE.............................................................................................................................................................. 85 

KILDEKRITIK ............................................................................................................................................................ 91 

APPENDIKS A VVM.......................................................................................................................................... 93 

A.1 Luft og støv ..............................................................................................................................................93 

A.2 Lugt ...........................................................................................................................................................93 

A.3 Støj ............................................................................................................................................................93 

A.4 Affald og restprodukter..........................................................................................................................94 

A.5 Samlede restproduktmængde..............................................................................................................94 

A.6 Trafik.........................................................................................................................................................95 

A.7 Landskabet ..............................................................................................................................................95 

APPENDIKS B B121GITTERSNIT ........................................................................................................................ 96 

B121

Indledning 

Indledning 

I/S Reno-Nord er et fælleskommunalt affaldsselskab, der ejes af 7 kommuner. 

Disse interessentkommuner er: Arden, Dronninglund, Hals, Sejlflod, Skørping, 

Aabybro og Aalborg. I/S Reno-Nords formål er at varetage interessentkommunernes 

forpligtelser og opgaver 

indenfor affaldsbehandling. Foruden 

dagrenovation fra de 7 

kommuner, modtages der industriaffald 

samt affald fra andre 

kommuner. 

Anlægget er beliggende i Aalborg 

Øst, som det er vist på figur 1, 

hvor der er gode tilkørselsmuligheder 

fra alle interessentkommunerne 

via motorvej E45. 

Aalborg 

Figur 1: Beliggenhed af I/S Reno-Nords anlæg 

I/S Reno-Nord beskæftiger sig med flere former for affaldsbehandling, eksempelvis 

deponering, betonknusning og behandling af elektronikskrot, men den primære 

beskæftigelse består i affaldsforbrænding, hvilket der vil blive fokuseret på 

i denne rapport. Dette skyldes, 

at stigningen i mængden 

af forbrændingsaffald har 

skabt et behov for en ny ovnhal 

(Rambøll, 1998). Samtidig 

er der udsigt til en skærpelse 

af miljøkravene, og regeringen 

har desuden et ønske 

om, at der skal udvindes 

så meget energi som muligt 

ved affaldsforbrænding. 

Figur 2: Anlægget med placering af den nye ovnlinie. 

B121 5

6 

Indledning 

På nuværende tidspunkt består forbrændingsanlægget på I/S Reno-Nord af tre 

ovnlinier. Placeringen af disse er skitseret på figur 2, hvor også placeringen af 

den nye ovnlinie er indtegnet. Ovnlinie 1 og 2 er opført i 1981 og har en forbrændingskapacitet 

på 8 ton/time. Disse ovnlinier er kun i stand til at producere varme 

og hver linie kan producere 84 GJ/time. Ovnlinie 3 er opført i 1991 og har en 

forbrændingskapacitet på 11 ton/time. Denne ovnlinie producerer både varme og 

elektricitet, og kan producere 115,5 GJ/time. 

Forundersøgelser foretaget for I/S Reno-Nord viser, at det er nødvendigt at udføre 

en forbedring af forbrændingsanlægget, så virksomheden kan opfylde de skærpede 

miljøkrav, samt forbrænde den stadig stigende affaldsmængde med størst 

muligt energiudbytte til følge. 

I/S Reno-Nord har i samarbejde med det rådgivende ingeniørfirma Rambøll vurderet, 

at den bedste løsning på problemet er at opføre en ny ovnlinie, således at 

virksomheden er i stand til at opfylde de ovenstående kriterier. 

Denne rapport har på baggrund heraf følgende initierende problem: 

Hvilke beslutningsgrundlag, argumenter og interesser ligger bag byggeriet af den 

nye ovnhal ved I/S Reno-Nord, og hvordan kan denne udformes og dimensione- 

res? 

Rapporten vil omhandle den valgte løsning, hvor der opføres en ny ovnlinie. Der 

vil indledningsvis være en beskrivelse af grundlaget for valget af løsningen, og 

problemstillingen vil således blive klargjort. Herefter opstilles de forskellige løsningsmuligheder, 

og deres fordele og ulemper vurderes, hvilket resulterer i valget 

af den nye ovnlinie. 

B121

Beskrivelse og vurdering af anvendte metoder 


Denne rapports opbygning følger den fasedelte struktur af et byggeprojekt. I beslutningsfasen 

analyseres behovet for et byggeri, og en eventuel beslutning om at 

igangsætte byggeprogrammering træffes. Dette vil i denne rapport fungere som 

det, der i gængs AAU-terminologi kaldes problemanalyse. 

I programmeringsfasen fastlægges krav til bygningen ud fra virksomhedens visioner 

og udefra kommende krav og ønsker. I rapporten findes dette som problemformulering 

og projektafgrænsning. 

I projekteringsfasen foretages de endelige valg med hensyn til bygningens udformning, 

og dimensionering udføres. Denne rapports projekteringsafsnit beskæftiger 

sig netop hermed. Det er valgt at arbejde med en anden udformning end det 

virkelige byggeri. 

Efter projekteringsfasen følger en opførelsesfase, en driftsfase og endelig en nedrivningsfase. 

Disse 3 faser vil ikke blive behandlet i rapporten. Valget af denne 

opbygning er sket på grundlag af ønsket om en logisk og relevant tilgang til teorien 

bag et byggeprojekt. Ved at implementere et byggeprojekts faser i de sædvanlige 

rapportafsnit: Problemanalyse, problemformulering og projektafgrænsning, 

tilstræbes, at læseren ikke mister overblikket over, hvilken del af teorien, 

der behandles, da rækkefølgen er identisk med kronologien i et typisk byggeprojekt. 

Som grundlag for dimensioneringen er der i denne rapport anvendt de danske 

standarder, som de er formuleret i DS-systemet. Enkelte steder dog forsimplet, 

grundet gruppens nuværende faglige stadie. I den sidste del af rapporten er der 

anvendt metoder, som ligger ud over undervisningens nuværende faglige niveau, 

da der bliver regnet på en momentstiv konstruktion ved hjælp af formler og hypoteser, 

som ikke er pensum på 2. semester. 

B121 7

8 


Udover at sikre fagligheden i projektet ved brugen af DS’s forskrifter for beregningerne, 

medfører metoden, at gruppen stifter bekendtskab med et hyppigt anvendt 

værktøj i ingeniørbranchen. Hvis der i stedet var blevet anvendt lærebogsmateriale 

baseret på DS, ville gruppen endnu ikke have prøvet at anvende 

de kompakte anvisninger i DS. Ulempen kan være, at overblikket over, hvad der 

bør medtages af beregninger, kan være svært at holde, idet DS henvender sig til 

erfarne fagkyndige, og forklarer således ikke altid direkte, hvad der kan udelukkes, 

og hvad der er essentielt. 

Afsnittet med beregninger på en momentstiv konstruktion, tjener til at perspektivere 

konsekvensen af valget af den konstruktion, som projektet hovedsageligt 

beskæftiger sig med. Denne er udført med charniere i alle knudepunkter. Dette 

gør, at teorien fra SE-kurset grundlæggende statik og styrkelære kan anvendes, 

da konstruktionen således er både ind- og udvendig statisk bestemt. Det virkelige 

projekt minder mere om den opstillede momentstive konstruktion, og således 

opnås, ved en sammenligning af resultaterne for de to konstruktioner, implicit en 

kvalitetsvurdering af forsimplingerne. 

Den nødvendige viden til dette projekt er primært hentet fra de kurser, som 

gruppen har deltaget i, samt fra faglitteratur. Dele af denne litteratur er hentet 

via Internettet. Yderligere har gruppen fået adgang til interne rapporter fra 

Rambøll. De menneskelige ressourcer, som gruppen har gjort brug af i relation til 

dette projekt, er kontakter på I/S Reno-Nord, Rambøll, forelæsere på PE-kurser, 

samt hoved- og bivejleder. Kontakten med Rambøll og I/S Reno-Nord har givet 

mulighed for to besøg på I/S Reno-Nords anlæg, samt interview med driftsleder 

Henrik Skov og ingeniør Kristian Birch Sørensen. 

Kontakten til involverede parter i byggeriet ved I/S Reno-Nord har givet gruppen 

adgang til materiale, som ellers ikke ville være tilgængeligt, da det er udgivet 

internt. På denne måde har gruppen kunnet tilegne sig viden om byggesagens 

forløb ud fra primærmateriale vedrørende det konkrete byggeprojekt, frem for at 

overføre generelle teorier på projektet. Ligeledes har interviewet med driftslederen 

på I/S Reno-Nord været en interessant kilde, da han har været direkte involveret 

i sagen, både før og ikke mindst efter afslutningen af projekteringsfasen. 

Ulempen ved interviews kan være, at ikke hele sagens bredde dækkes, da kun få 

repræsentanter har ageret primærkilder. Dog er valget af denne metode til tilegnelse 

af viden garant for, at informationerne rapporten er baseret på, er opdaterede. 

B121

Kapitel 1. Beslutningsfasen 


1.1 Teoretisk baggrund for beslutningsfasen 

Den første fase i et byggeri kaldes beslutningsfasen. Denne beskrives i det følgende 

først teoretisk, hvorefter der vil blive set nærmere på, hvilke beslutninger 

der har dannet grundlag for forløbet på I/S Reno-Nord. De vigtigste kilder til dette 

afsnit er (Jensen, 2002), (DTU, 1999) og (EBST, 2003). 

Beslutningsfasen, der også kaldes initiativfasen, er principielt den fase, der afsluttes 

med beslutningen om at igangsætte planlægningen af et byggeri. Fasen 

består af en række forundersøgelser, der finder sted på før-projektstadiet. Disse 

beskrives nærmere i det følgende afsnit. Undersøgelser igangsættes, når en virksomheds 

ledelse fornemmer, at den aktuelle ejendomssituation ikke svarer til 

behovet, eller hvis virksomheden udefra bliver pålagt krav, der ikke kan opfyldes 

indenfor de aktuelle fysiske rammer. Dette behov analyseres, og forskellige muligheder 

og ideer gennemgår en første afklaring, herunder de økonomiske og evt. 

politiske aspekter. Disse forundersøgelser standses dog ofte, når der foreligger et 

skøn over udgifterne til et eventuelt projekt. 

Forundersøgelser 

En grundlæggende forundersøgelse er en behovsog funktionsundersøgelse, der 

forsøger at klarlægge og formulere, hvad der ønskes opfyldt. Sammen med dette 

følger en rangordning af ønskerne således, at de der skal opfyldes, betragtes som 

ufravigelige. Af hensyn til fleksibilitet i planlægningen er det vigtigt, at kun behov, 

der er absolut nødvendige at få opfyldt, betegnes som ufravigelige. Behovsog 

funktionsundersøgelsen bør i første omgang ikke tage hensyn til de økonomiske 

muligheder. Dette følger senere i en totalvurdering af forskellige grader af 

behovsopfyldelse. 

Det skal undersøges, om en rationalisering af arbejdsgange kan mindske behovet 

for et byggeri, eller om behovet generelt kan løses på anden måde, samt om et 

B121 9

10 


eventuelt byggeri med fordel kan etapeopdeles, så udgifter fordeles over en årrække. 

Det undersøges også, hvilke lokaliseringsmuligheder der findes for et byggeri. 

Der kan være specielle forhold, der gør sig gældende, eksempelvis tilslutningsmuligheder 

til infrastruktur i bred forstand, eller en støjende produktion, der 

ikke må genere naboer. Når en egnet byggegrund findes, vil det ved nybyggeri 

typisk være nødvendigt med geotekniske undersøgelser, for at vurdere jordens 

bæreevne. 

Som konklusion på forundersøgelserne udarbejdes et overslag på de økonomiske 

konsekvenser ved et byggeri ved forskellige løsningsmuligheder. 

Scenarioplanlægning 

Et ofte anvendt værktøj i forbindelse med forundersøgelserne er scenarioplanlægning, 

der er en metode til at klarlægge konsekvenserne af forskellige udviklingsstrategier 

for en virksomhed. 

Ved udviklingen af scenarierne samarbejder nøglepersoner i virksomheden, med 

eksterne proceskonsulenter. Der udvikles i fællesskab typisk 2-4 forskellige scenarier 

for virksomhedens udvikling. Disse kan hjælpe virksomhedens ledelse 

med at fastlægge en langsigtet strategi, hvori byggeri kan være et vigtigt led. 

(Jensen, 2002, pp.58-60) 

Hvis topledelsen i virksomheden vælger at gå videre med undersøgelserne efter 

første overslag, udarbejdes et beslutningsgrundlag. Dette vil, som et minimum, 

beskrive konsekvenserne af to forskellige scenarier – dels at gennemføre en given 

ændring i ejendomssituationen, dels at undlade at gøre noget (Jensen, 2002, 

p.49). 

1.2 Aktører omkring I/S Reno-Nord 

Før det konkret beskrives, hvilke beslutninger der ligger bag opførelsen af en ny 

ovnlinie, vil der i det følgende først være en redegørelse for, hvem der har interesse 

i I/S Reno-Nord, og hvilke aktører der har indflydelse på processen omkring 

affaldsforbrænding. 

B121


De på figur 3 opstillede aktører vil i det følgende kort blive gennemgået. Der tages 

ikke højde for, hvorledes disse påvirker hinanden, men dette afsnit er blot en 

redegørelse for, hvilke grupper der kan påvirke, og have interesse i, driften af I/S 

Reno-Nord. 

Figur 3: Aktørerne omkring I/S Reno-Nord. 

Bestyrelse 

Som tidligere nævnt er I/S Reno-Nord et interessentskab. Bestyrelsen i I/S Reno- 

Nord er sammensat af medlemmer fra de 7 interessentkommuners kommunalbestyrelser. 

Der udpeges et bestyrelsesmedlem pr. påbegyndt 25.000 indbyggere i 

hver enkelt kommune. Dette betyder, at der pt. i bestyrelsen sidder 7 medlemmer 

fra Aalborg Kommune, og ét medlem fra hver af de andre 6 kommuner. Udover 

denne fordeling af bestyrelsesmedlemmerne er det fastsat, at bestyrelsesformanden 

skal findes og udpeges blandt medlemmerne fra Aalborg Kommune, mens 

næstformanden vælges blandt de andre kommuners medlemmer. 

Interessentkommunerne har ifølge Affaldsbekendtgørelsen pligt til at anvise 

bortskaffelsesmuligheder for den mængde affald, der produceres i den pågældende 

kommune (NJA, 2003). Kommunerne har på denne måde indflydelse på, hvor 

meget affald der bliver leveret til I/S Reno-Nord. Idet I/S Reno-Nord er beliggende 

i Aalborg Kommune, har Aalborg Kommune pligt til at føre tilsyn med virksomheden, 

for at kontrollere om denne overholder de kommunale krav mht. miljøforhold. 

Administrative aktører 

Af administrative aktører indgår hovedsagelig EU, regeringen, Nordjyllands 

Amt, interessentkommunerne samt brancheforeningen Affald Danmark. Som 

medlemsland af EU forpligter Danmark sig til at følge de direktiver, der udstedes 

herfra. Direktiverne behandles af ministerierne, og ratificeres i praksis af regeringen, 

som dermed fastsætter rammerne for de kommunale affaldsplaner. Helt 

konkret er det dog Miljø- og Energiministeriet, der i samarbejde med Energisty- 

B121 11

12 


relsen, fastlægger den overordnede strategi for bortskaffelse af affald. Affaldsstrategien 

praktiseres af de enkelte kommuner, som indenfor de fastsatte rammer 

vedtager specifikke ordninger for affaldshåndteringen i de kommunale regulativer. 

Som et led mellem kommunerne og regeringen sidder amtsrådet. Amtets 

opgave er at udarbejde retningslinier for beliggenheden og udformningen af affaldsbehandlingsanlæggene. 

I Regionplan 2001 gøres det klart, at Nordjyllands 

Amt ønsker at planlægge kapaciteten af affaldsbehandlingsanlæggene efter produktionen 

af affald inden for amtet. Desuden er det fra amtets side ikke ønskeligt 

at modtage affald til forbrænding fra andre lande eller landsdele, så Nordjyllands 

Amt på denne måde vil blive endestation for affald, der ikke er produceret i 

amtet (NJA 2003, p.13). 

Mellem de lovgivende myndigheder og I/S Reno-Nord opererer brancheforeningen 

Affald Danmark, der består af private, kommunale og fælleskommunale affaldsselskaber. 

Affald Danmark har til formål at varetage affaldsselskabernes interesser 

overfor myndigheder, og andre organisationer og foreninger. Herudover 

har Affald Danmark også til formål at fremme samarbejdet, herunder udvekslingen 

af viden, mellem medlemmerne (Affald Danmark, 2004). 

Leverandører 

Da forbrændingen på I/S Reno-Nord udelukkende baseres på affald, har leverandørerne 

heraf naturligvis en betydning for virksomheden. Leverandørerne udgøres 

af virksomheder og private i de 7 interessentkommuner. Den producerede 

affaldsmængde har betydning for, hvor meget el og varme, der produceres på I/S 

Reno-Nord. Hver dansker producerer pt. ca. 7 kg affald hver dag (I/S Reno-Nord, 

2004a). 

Aftagere 

I/S Reno-Nord producerer både el og varme ved forbrænding af affald, som bliver 

solgt til hhv. Aalborg Kommunale Elforsyning og Fjernvarmeforsyning, der videresælger 

energien til forbrugerne. 

Medarbejdere og direktion 

De ansatte på I/S Reno-Nord har indflydelse på virksomhedens daglige drift og 

har derved også haft indflydelse på udformningen af den nye ovnhal. For at sikre 

de bedst mulige arbejdsvilkår for de ansatte, har direktionen på I/S Reno-Nord 

konsulteret medarbejderne: ”Det er jo dem der ved, hvordan arbejdet kan gøres 

nemmere” (I/S Reno-Nord, 2004a). 

B121

1.3 Forundersøgelser 


Baggrunden for beslutningen om at opføre en ny ovnlinie med dertilhørende ovnhal 

udmunder sig i tre forundersøgelser: 

• Udvikling i kapacitetsbehov 

• Fremtidig økonomi 

• Nu- og fremtidige miljøkrav 

I det følgende vil essensen og konsekvenserne af de tre forundersøgelser blive 

beskrevet. 

1.3.1 Udvikling i kapacitetsbehov 

Som et led i undersøgelsen af, om der er behov for en renovering af I/S Reno- 

Nords forbrændingsanlæg, sammenholdes kapaciteten med den forventede ændring 

i fremtidig affaldsmængde. 

Den nationale udvikling 

Der er i Danmark sket en stigning i landets samlede affaldsproduktion fra 1995- 

2000 på 14 %. Denne tendens ser ud til at fortsætte, da der ud fra fremskrivningsmodeller 

forudses, at den samlede produktion i perioden 2000-2020 vil stige 

med 27 %, svarende til en stigning fra 13 mio. ton i 2000 til 16,5 mio. ton i år 

2020 (Miljøstyrelsen, 2003). Dette er sket på trods af regeringens mål om at nedsætte 

mængden af affald, beskrevet i affaldsplanen Affald 21 (NJA, 2001). 

Regeringen vedtog i 1997 et forbud mod at deponere brændbart affald. Det vil 

sige, at en del af den mængde affald, der førhen blev deponeret, nu brændes. Miljøstyrelsen 

forudser tillige en større stigning i mængden af brændbart og ikke 

brændbart affald, end i mængden af genanvendeligt affald. Mængden af det 

brændbare affald forventes således at stige fra at udgøre 24 % af den samlede 

mængde affald i 2000, til at udgøre 26,4 % i år 2020 (Miljøstyrelsen, 2003). 

Den største stigning vurderes altså til at ske i brændbart affald, hvilket kræver 

en tilsvarende stigning i kapaciteten på landets forbrændingsanlæg. Da stigningen 

er forløbet jævnt over de seneste år, er kapacitetsbehov løbende blevet imødekommet 

af kapacitetsforøgelser. På landsplan har dette resulteret i en kapacitetsforøgelse 

for forbrændingsanlæggene på 10 %, hvilket svarer til 253.000 

ton/år fra 1996 til 1999, fordelt på 31 anlæg (Miljøstyrelsen, 2003, p.59). Der er 

dog stadig brug for yderligere forøgelser, hvis anlæggene skal kunne følge med 

udviklingen i affaldsmængden. 

B121 13

Brændværdi 

14 


Sammen med stigningen i affaldsproduktionen forventes der en stigning i 

brændværdien fra ca. 10 GJ/ton til 12 GJ/ton, da der forventes en øget udsortering 

af organisk husholdningsaffald, der har en lav brændværdi. Derfor tager det 

længere tid at forbrænde et ton affald, og dermed stilles der yderligere krav til 

forbrændingsanlæggenes kapacitet (Rambøll, 2001). 

Udbygning eller flere anlæg? 

På trods af behovet for kapacitetsforøgelser anses det af amtsrådet ikke for en 

nødvendighed, at opføre nye affaldsbehandlingsanlæg i Nordjylland de næste 12 

år. Det er kun nødvendigt at udbygge de eksisterende anlæg, heriblandt I/S Reno-Nord. 

Denne beslutning er taget på baggrund af Nordjyllands Amts holdning 

om, at kapaciteten skal tilpasses den samlede mængde affald, der produceres i 

Nordjylland, som tidligere nævnt på side 12 (NJA, 2001, retningslinie 3.7.15 og 

3.7.16). 

Desuden ønsker amtet også, at energien, der fremkommer ved forbrænding af 

affald, udnyttes bedst muligt. Dette kan dog modarbejde et andet ønske fra amtets 

side, nemlig at det tilstræbes, at transportafstanden til de forskellige affaldsbehandlingsanlæg 

minimeres. Dette problematiserer en centralisering af 

anlæggene, som, pga. deres størrelse, må forventes, at kunne udnytte energien 

bedre end små, decentraliserede enheder. 

Den aktuelle situation 

På I/S Reno-Nord blev der i 2002 indvejet 137.254 ton affald til forbrænding. Det 

brændbare affald er kategoriseret som dagrenovation, industriaffald og storskrald. 

Af denne mængde stammer ca. 127.000 ton fra de 7 interessentkommuner, 

og resten fra andre kommuner i Nordjyllands Amt. I/S Reno-Nord har pt. en 

nominel forbrændingskapacitet på 125.000 ton/år, men grundet en aktuel lav 

brændværdi, er det muligt at forbrænde op til 139.000 ton/år (NJA, 2003). Der er 

fra 1995 til 1999 sket en stigning i den tilførte affaldsmængde til forbrænding, 

fra 110.000 ton/år til 135.000 ton/år. Årene efter var der et lille fald i affaldsmængden; 

”Dette kan skyldes den lavkonjunktur, vi har oplevet de sidste par år” 

(I/S Reno-Nord, 2004a). Fra 2001 til 2002 skete der igen en forøgelse i affaldsmængden 

til forbrænding med ca. 2 % (I/S Reno-Nord, 2003). Denne udvikling er 

illustreret på figur 4. 

B121

Scenarioplanlægning på I/S Reno-Nord 

På I/S Reno-Nord har 

man forholdt sig til det 

ovennævnte og derefter 

brugt scenarioplanlægning 

til at vurdere, hvordan 

udviklingen i affaldsmængden 

vil forløbe 

over en årrække for anlægget. 


I/S Reno-Nord tager ud- Figur 4. Udvikling i affaldsmængden til I/S Reno-Nord fra de 7 

gangspunkt i et pessimi- interessentkommuner (Rambøll, 2001), (NJA, 2003), (I/S Reno- 

Nord, 2003) 

stisk og et optimistisk 

scenario, der består af scenarierne i hhv. Miljøstyrelsens Miljøprojekt 469: En 

scenariemodel for produktionen af affald og regeringens affaldsplan: Affald 21. 

Der er et stort spænd mellem disse to scenariers udvikling, idet Miljøprojekt 469 

følger den økonomiske udvikling, og dermed forventer en stigning i affaldsmængden 

i hele planperioden, 2001-2012. Dette resulterer i en affaldsmængde på 

170.000 ton/år i 2012. I modsætning hertil regnes der i Affald 21 med, at udviklingen 

i affaldsmængden kan gøres uafhængig af den økonomiske udvikling ved 

en række initiativer, f.eks. øget kildesortering. Der forventes som konsekvens 

heraf en stigning i affaldsmængden frem til 2004, hvorefter der vil ske et fald, og 

mængden vil stagnere omkring 135.000 ton/år. Som udgangspunkt regner I/S 

Reno-Nord med, at den faktiske udvikling vil komme til at ligge mellem de to 

scenarier, ca. 160.000 ton/år (Rambøll, 2001, bilag 5). 

1.3.2 Økonomisk motivation 

affaldsmængde (1000 ton) 

140 

120 

100 

80 

60 

40 

20 

0 

1993 1994 1995 1996 1997 1998 1999 2000 2001 2002 

år 

Som en del af overvejelserne i forbindelse med eventuel opførelse af en fjerde ovnlinie, 

er det nødvendigt at lave en oversigt over omkostningerne ved byggeriet, og 

ikke mindst hvilke økonomiske konsekvenser, en ny ovn vil medføre. Årsregnskabet 

for I/S Reno-Nord har til formål at gå i nul, og det vil derfor være nødvendigt 

at forøge indtægterne, eller spare flere steder på årsbasis, for at kunne tilbagebetale 

investeringen på ca. 670 mio. kr., som er nødvendig for at opføre ovnlinie 

4 (Aalborg Byråd, 2001, p.25). En ny ovnlinie vil kunne forøge forbrændingskapaciteten 

og derved øge indtjeningen. 

B121 15

16 


Den forøgede kapacitet vil give mulighed for at betjene flere affaldsproducenter, 

hvorfor I/S Reno-Nord har en målsætning om, at man i fremtiden skal kunne afbrænde 

eksempelvis sygehusaffald, som stiller en række skærpede krav til forbrændingsanlægget 

(I/S Reno-Nord, 2004a). Den forventede årlige forbrænding af 

hospitalsaffald skønnes at blive ca. 1000 ton, så der er her gode muligheder for at 

øge omsætningen (Aalborg Kommune, 2000). 

Af I/S Reno-Nords budget fremgår, at der i 2004 forventes en indtægt på ca. 18,5 

mio. kr. på salg af fjernvarme og ca. 12 mio. kr. på salg af el. Disse tal er beregnet 

ud fra, at salgsprisen på fjernvarme er 22,5 kr./GJ og salgsprisen på el er 350 

kr./MWh inkl. CO2-tillæg (I/S Reno-Nord, 2004b). Når den nye ovnlinie sættes i 

drift, vil der være større mulighed for at regulere produktionen mellem el og 

fjernvarme, hvilket vil medføre større indtjening i kraft af, at indtægten for elektricitet 

er større end for fjernvarme. Som det ses i tabel 1 forventes en indtægtsforøgelse 

på el på ca. 12 mio. kr. på årsbasis, mod et fald på ca. 1 mio. kr. i salg af 

fjernvarme. 

Tabel 1: Overslag over økonomiske konsekvenser ved opførelse af ovnlinie 4. Referencen er beskrevet 

i afsnit 1.4.3 side 20 (Rambøll, 2001). 

Selskabsøkonomi. Inkl. CO2-tilskud Reference Ny ovnlinie 

Årligt driftsbudget (Gennemsnit, faste priser) mio. kr. mio. kr. 

Drift- og vedligeholdelsesomkostninger 

-47,9 

-39,3 

Kapitalomkostninger 

-31,2 

-37,7 

Varmeindtægt 

25,6 

27,2 

Elindtægt 

23,4 

35,4 

CO2-tilskud 

5,0 

7,8 

Gennemsnitlig behandlingspris (kr./ton) 219 127 

Ud fra tabel 1 ses bl.a., at der på årsbasis forventes en besparelse på drift og vedligeholdelse 

på 8,6 mio. kr., hvilket er et resultat af, at man investerer i nyere 

teknik, og at man slipper for yderligere at reparere på ovn 1 og 2. Samlet anslås, 

at der gennemsnitligt kan spares 92 kr./ton på det affald, der indgår til forbrænding. 

Posterne i overslaget påvirkes af elog varmeprisen, renten, samt af affaldsmængden. 

For at sikre, at svingninger i disse faktorer ikke ufordelagtiggør investeringen 

ved en ny ovnhal, har I/S Reno-Nord fået foretaget undersøgelser omkring 

følsomheden overfor faktorerne. Disse undersøgelser konkluderer, at uanset 

hvilke svingninger der sker, vil behandlingsprisen for det nye anlæg være 

meget lavere, end for referenceanlægget (Rambøll, 2001, pp.25-27). 

B121

1.3.3 Nu- og fremtidige miljøkrav 


Gennem de seneste år er EU’s miljø- og naturbeskyttelsespolitik blevet strammet 

væsentligt op. Den mere bevidste holdning, der i dag præger EU-landene omkring 

hverdagens virkninger på miljøet, har resulteret i flere miljøaftaler indenfor 

EU. Her kan nævnes Amsterdam-traktaten, EU’s grundlov fra 1997, der bl.a. 

indeholder hensigtserklæringer omkring bæredygtig udvikling. Herudover findes 

også Kyoto-aftalen, som blev vedtaget af FN’s klimakonference i 1997, og underskrevet 

af Danmark året efter, der hermed forpligtede sig til at nedsætte det 

samlede CO2-udslip med 21% fra 2008 til 2012 i forhold til 1990-niveauet (Energistyrelsen, 

2002). 

Disse aftaler er kun en del af de mange tiltag i EU indenfor miljøforbedring, hvor 

specielt forebyggelse er kommet på dagsordenen (Revsbech, 2002). De mange 

stramninger påvirker også områder indenfor afbrænding og ikke mindst genbrug 

af affald. Der forskes intenst indenfor dette område, hvor f.eks. spørgsmålet om, 

hvorvidt genbrug skal prioriteres, frem for at afbrænde affaldet for at producere 

el og fjernvarme, diskuteres. I fremtiden vil der blive stillet større krav til affaldsforbrændingsanlæg, 

i form af krav til reduktion af emissioner, samt krav til 

udnyttelse af den energi, der er i det affald, der sendes til forbrænding. 

I dag stilles der ikke direkte krav om, hvorvidt et forbrændingsanlæg både skal 

kunne producere varme og elektricitet af alt det affald, der køres til forbrænding. 

En opgørelse fra 1999 viser, at 64 % af den forbrændte mængde affald blev forbrændt 

på kraftvarmeproducerende anlæg, og 36 % på varmtvandsproducerende 

anlæg. Som led i regeringens energipolitiske målsætning skal den samlede 

mængde affald, der i dag sendes til forbrænding, reguleres således, at alt affald 

fremover vil blive behandlet på kraftvarmeproducerende anlæg frem for anlæg, 

der kun er varmtvandsproducerende (Regeringen, 2003, p.132). 

Netop forventningen om, at forbrændingsanlæg skal være både elog varmeproducerende, 

rammer I/S Reno-Nord. Det skyldes, som nævnt i indledningen, at 

kun ovnlinie 3 er i stand til at producere begge dele. Det er således ikke fra politisk 

side ønskeligt at fortsætte drifter af ovnlinie 1 og 2. Alene af denne grund vil 

I/S Reno-Nord blive nødt til at foretage renovering eller udskiftning af ovn 1 og 2. 

Ydermere vil enkelte af de nye, skærpede EU-krav til emissionskoncentrationen i 

røggassen ikke kunne overholdes af ovn 1, 2 og 3. Her kan nævnes en tidligere 

grænseværdi for hydrogenklorid på 65 mg/Nm 3 (milligram pr. kubikmeter røggas 

B121 17

18 


ved normalt tryk), som efter de skærpede krav vil blive sat ned til 10 mg/Nm 3 . Da 

ovn 1 og 2 overholder en værdi på 30 mg/Nm 3 og ovn 3 en værdi på 20 mg/Nm 3 , vil 

det, hvis disse krav vedtages, også være nødvendigt at foretage mindre renoveringer 

på ovn 3 (NJA, 2003, p.40). 

1.3.4 Opsummering 

Som det fremgår af det ovenstående, er der pt. en række motiverende faktorer 

for, at I/S Reno-Nord skal forbedre det nuværende forbrændingsanlæg. Denne 

motivation bliver yderligere forstærket af de fremtidige miljøkrav, der vil blive 

stillet af EU og regeringen. Kravene omfatter reducering af CO2 -udslippet og at 

alt forbrændingsaffald skal føres til kraftvarmeproducerende anlæg. Desuden 

ønskes også, at der udvindes mere energi ved forbrændingen. Der er således behov 

for enten at renovere ovnlinie 1 og 2, så disse også kan producere elektricitet, 

eller opføre en ny ovnlinie, som er kraftvarmeproducerende. 

En yderligere motiverende faktor for at forbedre anlægget er det kapacitetsproblem, 

som I/S Reno-Nord vil opleve. Problemet er allerede begyndt at vise sig, 

idet anlægget på nuværende tidspunkt har svært ved at følge med de stigende 

affaldsmængder. Ifølge fremskrivningsmodeller forventes denne stigning at fortsætte 

i fremtiden. 

Foruden lovmæssige krav og stigende affaldsmængder er der også en økonomisk 

motivation for at forbedre I/S Reno-Nord. Der kan i kraft af en større kapacitet 

modtages mere affald, samt andre typer affald, som f.eks. hospitalsaffald, hvilket 

medfører en større omsætning. Samtidigt kan der også leveres mere energi til elog 

varmeforsyningen i Aalborg Kommune, hvilket vil øge virksomhedens omsætning. 

1.4 Løsningsmuligheder 

På nuværende tidspunkt er det på I/S Reno-Nord kun muligt at have to ovnlinier 

i drift samtidig. Dette skyldes, at ovnlinie 1 og 2 deler et røggasrensningsanlæg, 

og at dette ikke er designet til, at begge linier anvender anlægget samtidig. Hvis 

begge linier skal være i drift samtidig, skal en af linierne kobles på ovnlinie 3’s 

røggasrensningsanlæg. Da der også kun kan være én ovnlinie tilsluttet dette ad 

gangen, og da det er påkrævet, at røgen renses, vil ovnlinie 3 dermed blive sat ud 

af drift. Dette er ikke ønskeligt, da den i forvejen trængte kapacitet således ikke 

B121


udnyttes optimalt. Der er yderligere bedre økonomi i at ovn 3 er tilsluttet, da 

denne er kraftvarmeproducerende. 

I det følgende vil der blive beskrevet forskellige løsningsmuligheder for de nødvendige 

forbedringer på I/S Reno-Nord, og der vil blive beskrevet fordele og 

ulemper ved hver løsning. Den væsentligste kilde til dette afsnit er beslutningsoplægget 

fra Rambøll, (Rambøll, 1998). De beskrevne løsningsmodeller er: 

• Nul-alternativet 

• Videreførelse af det eksisterende anlægskoncept 

• Referencealternativet: Renovering af ovn 1 og 2 

• Andre placeringer af anlægget 

• Ny ovnlinie i eksisterende bygninger 

• Ny ovnlinie i ny bygning 

1.4.1 Nul-alternativet 

En uændret produktionsform på I/S Reno-Nord er vurderet som udelukket, idet 

prognoser peger på, at anlægget herved ikke vil kunne opfylde de kommende leverancer 

af affald fra interessentkommunerne, samt politiske krav, jf. afsnit 1.3.1 

side 13 (NJA, 2003 p.52). 

1.4.2 Videreførelse af det eksisterende anlægskoncept 

Denne mulighed indebærer, at ovnlinie 2 renoveres, mens ovnlinie 1 blot anvendes 

som backup. Under de givne forudsætninger vil dette kun give mulighed for 

behandling af ca. 120.000 ton affald pr. år i fremtiden, og da I/S Reno-Nord forventer 

en fremtidig affaldsmængde på 160.000 ton pr. år, må der regnes med 

eksport af ca. 40.000 ton pr. år. Yderligere må der kalkuleres med en investering 

i det eksisterende røggasrensningsanlæg for at kunne overholde de kommende 

EU-krav. 

Da ovnlinie 2 på beslutningstidspunktet har en alder på 22 år, skønnes den efter 

renoveringen at have en restlevetid på 8 år. Herefter anses ovnen for at være 

nedslidt, og investering i en ny ovn vil blive en nødvendighed. Ovnlinie 3 tænkes 

at skulle gennemgå en omfattende renovering efter 15 års levetid. På grund af 

ovnliniernes alder forventes en årlig stigning i vedligeholdelsesudgifter på 4 %. 

Samlet set medfører dette økonomiske ulemper, idet behandlingsprisen vil stige 

betydeligt. Derved kan omkostningerne forbundet med en sådan renovering kun 

B121 19

20 


tilbagebetales inden for restlevetiden, såfremt salgspriserne for værkets elektricitet 

og fjernvarme hæves betydeligt. Dette gør på lang sigt, og i samspil med den 

uønskede, men nødvendige, eksport af affald, denne mulighed til en uhensigtsmæssig 

løsning for I/S Reno-Nord . 

1.4.3 Referencealternativet: Renovering af ovn 1 og 2 

Det har været overvejet, om en løsning kunne være at renovere de eksisterende 

ovne 1 og 2, og lade dem være i drift samtidigt i deres restlevetid. På denne måde 

opnås en forøget kapacitet, uden at I/S Reno-Nord skal investere i en ny ovn. 

Forslaget forudsætter, at ovn 3 ligeledes indgår fast i produktionen. Denne løsning 

estimeres til at kunne fungere i ca. 8 år fra 2003, hvilket som nævnt, er den 

beregnede restlevetid for ovnene 1 og 2. Løsningsmodellen forudsætter desuden, 

at der etableres et nyt, selvstændigt røggasrensningsanlæg, så alle tre ovnlinier 

har deres eget rensningssystem, og at de eksisterende anlæg renoveres. Dette 

kræver en investering på ca. 160 mio. kr. 

Når ovn 1 og 2 ikke længere kan indgå i driften om ca. 8 år, skal der etableres en 

ny ovnlinie til erstatning for disse. Denne vil, med en forbrændingskapacitet på 

13 ton/time, kunne opfylde I/S Reno-Nords fremtidige forbrændingsbehov i samspil 

med ovn 3. Dette kræver en yderligere investering på ca. 360 mio. kr. 

Der er flere aspekter, der taler mod denne løsning: 

• Behandlingsprisen for affaldet vil være væsentlig højere ved renovering af 

de eksisterende ovne, end ved opførelse af en ny ovnlinie (215 kr./ton kontra 

118 kr./ton). 

• I/S Reno-Nord vil ikke kunne omstille forbrændingen til at producere både 

fjernvarme og elektricitet på hele anlægget før om 8 år, hvilket strider mod 

regeringens energipolitiske målsætning. 

• De eksisterende ovnlinier kan ikke producere energi af så høj værdi, som 

en ny kraftvarmeproducerende ovnlinie. Dette skyldes, at el har en højere 

markedspris end varme. 

• De variable driftsomkostninger, der omfatter udgifter til kemikalier, deponering 

af restprodukter samt el, ventes højere ved renovering af de eksisterende 

ovnlinier, end ved f.eks. en ny ovnlinie. De variable driftsomkostninger 

forventes således at være ca. 100 kr./ton for de eksisterende ovnlinier, 

mens de vil være ca. 90 kr./ton for en ny ovnlinie (Rambøll, 2001). 

B121


Hvis denne løsning virkeliggøres, vil der desuden kunne opstå problemer med 

tilstrækkelig forbrændingskapacitet i de perioder, hvor ovnlinierne renoveres. 

Dette vil således også medføre en yderligere økonomisk omkostning. 

1.4.4 Andre placeringer af anlægget 

Det har været overvejet, hvorvidt en flytning af I/S Reno-Nord i forbindelse med 

værkets fornyelse, vil være hensigtsmæssig. Grundlæggende er der knyttet en 

række krav til værkets placering: 

Værket bør ligge centralt i det område, fra hvilket I/S Reno-Nord modtager affald 

til forbrænding, hvilket sikrer en minimering af transport. Dette har især haft 

indflydelse i forbindelse med overvejelser omkring placering ved Nordjyllandsværket 

i Stae ved Nørresundby. En sådan placering vil medføre yderligere belastning 

på limfjordsforbindelserne. En beregning, som I/S Reno-Nord har foretaget, 

viser, at en placering ved Nordjyllandsværket vil medføre et øget transportbehov 

i størrelsesordenen 1 mio. km/år. 

En fordel ved placering ved Nordjyllandsværket kunne være, at man herved samler 

elproduktionen for hele Aalborg-Nørresundbyområdet. Herudover er området 

i forvejen præget af dominerende bebyggelser, hvorfor en flytning af I/S Reno- 

Nord ikke vil medføre væsentlig gene for området. 

Værkets produktion af fjernvarme som produkt af affaldsforbrændingen fordrer, 

at værket ligger placeret så tæt på fjernvarmeforbrugerne som muligt. Herved 

sikres, at energiforbruget til pumpning af fjernvarme i nettet mindskes, sammen 

med energitabet under transporten til forbrugerne. Hvis I/S Reno-Nord blev flyttet, 

ville det være nødvendigt at forstærke varmecentralerne i Aalborg Øst, og da 

en alternativ placering ved Nordjyllandsværket ikke skønnes at medføre bedre 

energiudbytte, kan udgifterne til sådanne forstærkninger ikke retfærdiggøres. 

Det vurderes i øvrigt, at en opdeling af anlægget på to forskellige adresser vil være 

en klart uhensigtsmæssig løsning (NJA, 2003). 

Endelig er det naturligvis et krav, at et anlæg af en sådan størrelse og med tilkørsel 

af tunge køretøjer, skal ligge i et infrastrukturelt stærkt område. Dette er 

opfyldt for både den nuværende placering og den tænkte ved Nordjyllandsværket. 

B121 21

22 


Samlet er det vurderet, at den bedste løsning opnås ved en bibeholdelse af den 

nuværende placering i Aalborg Øst. 

1.4.5 Ny ovnlinie i eksisterende bygninger 

Et alternativ kunne også være en ny ovnlinie på 13 ton/time, anbragt i de eksisterende 

bygninger, som erstatning for ovnlinie 1 og 2. Til den nye ovnlinie vil 

høre et turbine- og generatoranlæg samt et røggasrensningsanlæg, der kan overholde 

de kommende EU-krav for røggasemissioner. Ovnlinien tænkes anbragt, 

hvor ovnlinie 1 er placeret, som vist på figur 2 side 5, mens ovnlinie 2 bibeholdes 

som backup, indtil det nye anlæg tages i drift. 

Da denne nye ovnlinie ikke har tilstrækkelig kapacitet til at kunne behandle den 

formodede affaldsmængde på 160.000 ton/år, skal ovnlinie 3 være i drift samtidig. 

Alternativet hertil kunne være en 20 ton/time ovnlinie, men dette er ikke 

muligt i de eksisterende bygninger. Da ovnlinie 3 skal køre samtidig med den nye 

13 ton/time ovnlinie, vil den samlede behandlingspris blive højere, end hvis der 

kunne anvendes en 20 ton/time ovnlinie i de eksisterende bygninger. Behandlingsprisen 

vil blive 153 kr./ton med en forventet anlægsinvestering på 390 mio. 

kr. 

1.4.6 Ny ovnlinie i ny bygning 

En løsning kunne være, at opføre en ny ovnlinie i en ny bygning, som erstatning 

for de eksisterende. Der er blevet udarbejdet tre forskellige løsninger for en sådan 

ny ovnlinie. Ved samtlige løsninger påregnes det, at ovnlinie 3 bevares. De 

tre løsningsforslag er som følger: 

• 13 ton/time ovnlinie med ovn 3 i drift. 

• 20 ton/time ovnlinie med ovn 3 som backup 

• 20 ton/time ovnlinie med affaldsimport og ovn 3 i drift. 

Opførelse af en 13 ton/time ovnlinie vil kræve en investering på ca. 380 mio. kr., 

og medføre en behandlingspris på 147 kr./ton. Hvis der derimod opføres en 20 

ton/time ovnlinie kræver dette en investering på ca. 480 mio. kr., men behandlingsprisen 

vil falde til 118 kr./ton. Hvis det sidste løsningsforslag praktiseres, er 

det muligt at nedbringe behandlingsprisen til 87 kr./ton, ved at importere ca. 

50.000 ton affald fra andre kommuner, og forbrænde dette på ovnlinie 3. 

B121


Opførelse af en 20 ton/time ovnlinie er den bedste tekniske og selskabsøkonomiske 

løsning. Det skyldes, at denne model overholder miljøkravene og er en langsigtet 

løsning, som ikke vil kræve yderligere investeringer indenfor planperioden. 

Denne løsning vil kunne producere 336 (435) GWh varme pr. år, og 118 (152) 

GWh el pr. år; tallene i parentes er for, hvis der importeres 50.000 ton affald til 

ovnlinie 3. Til sammenligning kan ovnlinien på 13 ton/time i sammenspil med 

den eksisterende ovnlinie 3 kun producere 329 GWh varme pr. år, og 115 GWh el 

pr. år. 

Af de nævnte muligheder, er det den sidste løsning med en 20 ton/time ovnlinie 

med mulighed for import af affald, som økonomisk vil egne sig bedst for I/S Reno- 

Nord. Ovnlinien, med en kapacitet på 13 ton/time, vil være uhensigtsmæssig, da 

dette ikke er tilstrækkeligt til at behandle den krævede affaldsmængde, og nødvendiggør 

således, at ovnlinie 3 er i drift sideløbende. Dette er uhensigtsmæssigt, 

da drifts- og personaleudgifter er større, hvis der er flere ovne i drift. 

Problemet med en 20 ton/time ovnlinie med import er, som nævnt på side 12, at 

denne modstrider det politiske ønske om at begrænse import af affald, da der vil 

opstå en unødvendig miljøpåvirkning i kraft af, at affaldet skal transporteres 

længere for at blive forbrændt. Derfor vil den bedste løsning af de ovenstående 

være, at opføre en ny ovnlinie i nye bygninger med en kapacitet på 20 ton/time, 

og hvor den eksisterende ovnlinie 3 anvendes som backup og støtte under perioder 

med store affaldsmængder. 

1.5 Løsningsvalg 

Det projektforslag, der er blevet valgt som fremtidig løsning for I/S Reno-Nord, er 

den 2. mulighed beskrevet i afsnit 1.4.6: En ny ovnlinie i en ny bygning. Denne er 

tiltænkt at kunne håndtere hele den forventede fremtidige affaldsmængde på 

160.000 ton/år. Da de rent varmtvandsproducerende ovne 1 og 2 lukkes ned ved 

den valgte løsning, vil I/S Reno-Nord i fremtiden udelukkende råde over kraftvarmeproducerende 

ovne. 

Tekniske specifikationer 

Den nye ovnlinie designes for en kapacitet på 20 ton affald i timen ved en brændværdi 

for affaldet på 12 MJ/kg. Sammenlignet med de nuværende ovne er dette 

en kapacitetsforøgelse, idet ovn 1 og 2, som ikke er i drift samtidig, har en kapacitet 

på 8 ton/time ved en brændværdi på 10,5 MJ/kg. Ovn 3 kan forbrænde 

B121 23

24 


11 ton/time, ligeledes ved en brændværdi på 10,5 MJ/kg. Ovn 4 vil blive udstyret 

med en røggaskondensator, som kondenserer røggassens indhold af damp og 

overfører kondensationsenergien til fjernvarmevandet (I/S Reno-Nord, 2004a). 

I hovedparten af tiden, hvor ovn 4 vil være i drift alene, vil varmeproduktionen 

ligge på ca. 47 MJ/s. Den nuværende varmeproduktion er ca. 38 MJ/s. I de særtilfælde, 

hvor både ovn 3 og 4 er i drift, vil værket kunne levere en varmeproduktion 

på ca. 60 MJ/s. Den årligt producerede varmemængde vil, som følge af de stigende 

affaldsmængder, vokse fra ca. 980 TJ/år til ca. 1300 TJ/år. Den nye ovn 

planlægges at skulle være i drift 8000 timer om året, og vil således kun være ude 

af drift i sammenlagt 4,5 uger om året (Rambøll, 2001, p.11). 

El-effekten er, som det fremgår af tabel 2, væsentligt højere ved det nye anlæg 

end for det eksisterende anlæg. Dette skyldes til dels, at alt affaldet i fremtiden 

vil blive forbrændt med kraftvarmeproducerende ovne. 

Tabel 2. Tekniske specifikationer (Rambøll, 2001 pp.6-14). 

Emne Enhed 

Anlæg efter 

Etablering af ovn 4 Referenceanlæg 

Kapacitet Ton affald /time 20 2 x 8 + 11 

Brændværdi MJ/kg 12 10,5 

Antal nominelle 

driftstimer pr. år 

Timer 8000 7500 

Energivirkningsgrad % 85 76-80 

Andel af el- i forhold til 

varmeproduktion 

El-effekt ved nominel 

drift 

- 0,39 0,36 (2) 

MW 15,9 6,8 (2) 

Årlig elproduktion GWh/år 127 51 (1) 

Varmeeffekt ved 

nominel drift 

MJ/s 42 54 (2) 

Årlig varmeproduktion TJ/s 1300 1400 (2) 

1. Kun ovn 3 er kraftvarmeproducerende. 

2. Varmeffekten er beregnet ved samtidig drift af alle 3 ovne. 

Som det er tilfældet med det nuværende system, vil I/S Reno-Nord også i fremtiden 

kun i ringe grad være i stand til at planlægge energiproduktionen, eftersom 

det indkommende affald ønskes forbrændt hurtigst muligt efter ankomst. Det 

B121


ville ellers være hensigtsmæssigt, hvis værket kunne bistå fjernvarmeefterspørgslen 

i vinterperioden i højere grad, mod en reduktion i sommerperioden. 

Dog vil I/S Reno-Nord tilstræbe, at en samtidig drift af ovn 3 og 4 vil ske i perioder 

med et stort varmebehov, så andre producenter af overskudsvarme ikke får 

problemer med at afsætte fjernvarmen. Dette kan i praksis tænkes imødekommet 

ved f.eks. at planlægge tidspunkterne for modtagelse af eksternt affald fra andre 

affaldsforbrændingsværker, f.eks. i forbindelse med vedligeholdelse og reparation 

på disse. 

Tilknyttede projekter 

Den eksisterende affaldssilo, der fungerer som opbevaringssted, inden affaldet 

føres mod ovnlinierne, udvides. Dette sker som en konsekvens af de stigende affaldsmængder. 

Siloens placering bibeholdes, og det er således muligt at bevare 

tilgangsforholdene. 

Anlægget bliver udstyret med en såkaldt støttefyring, som skal sikre, at temperaturen 

under forbrændingen altid er så høj, at alle skadelige partikler forbrændes 

komplet. Anlægget er dog konstrueret, så det i sig selv vil kunne opretholde 

en sådan temperatur. Støttefyringen, som er oliedrevet, fungerer således kun 

som nødløsning, og til opstart (I/S Reno-Nord, 2004a). 

B121 25

26 


B121

Kapitel 2. Programmering 


Efter beslutningen er taget om at igangsætte et byggeprojekt, starter programmeringsfasen. 

Denne er den mest afgørende fase i planlægningen af et byggeri, 

idet mange muligheder står åbne, og det er programmeringens opgave at afgøre 

hvilke, der skal satses på. Navnet ’programmering’ må ikke forveksles med programmering 

indenfor edb. Essensen i denne programmering er, at definere hvilke 

behov det nye byggeri skal opfylde (Jensen, 2002, p.40). 

I dette kapitel vil teorien bag programmering først blive gennemgået, hvorefter 

der redegøres for I/S Reno-Nords byggeprogrammering. Til sidst ’programmeres’ 

denne rapport, dvs. det videre forløb i rapporten formuleres og afgrænses. 

2.1 Teoretisk baggrund for programmering 

Programmeringen forestås af bygherren. Til at bistå bygherren er der brug for 

visionære personer med et indgående kendskab til virksomheden, samt erfarne 

professionelle rådgivere. Hele processen har til opgave, at hjælpe bygherren med 

at finde ud af, hvad det helt præcist er, han ønsker (Jensen, 2002, p.40). En vigtig 

del af den indledende programmering vil også være, at bygherren tager kontakt 

til pengeinstitutter, moderselskaber, eller i I/S Reno-Nords tilfælde det kommunale 

bagland, for at muliggøre finansiering af byggeriet (Fonseca et al., 1995). 

Traditionel byggeprogrammering baseres på, at det der kræves af nybyggeriet 

kan defineres ud fra iagttagelser af de eksisterende arbejdsgange i virksomheden, 

samt samtaler med ansatte og ledere. På grund af fasens store vigtighed 

indledes stadig flere projekter med en såkaldt strategisk programmering. Denne 

går ud på at definere virksomhedens visioner og overordnede intentioner med 

byggeriet. Den strategiske programmering forsøger at fremtidssikre bygninger, 

der projekteres til at kunne stå i 50-100 år. Ved traditionel programmering risikeres, 

at en bygning er forældet den dag, den står færdig, da programmeringen 

kun tager højde for virksomhedens behov på planlægningstidspunktet (Jensen, 

2002, p.65). 

B121 27

Byggeprogram 

28 


Produktet af programmeringen er et byggeprogram, der detaljeret beskriver de 

krav og ønsker, der findes til byggeriet, herunder: 

• Byggeriets organisation 

• Forudsætninger 

• Krav og ønsker til funktion, arkitektur, drift og vedligeholdelse 

• Kvalitet og miljø 

• Økonomiske forudsætninger 

• Tid 

Disse behandles således, at de ikke modstrider hinanden, gældende love eller fysiske 

forhold. Byggeprogrammet er et vitalt grundlag for projektering og udbud 

(EBST, 2003, p.91), (DTU, 1999). 

Byggeprogrammets formål er ikke at beskrive specifikke byggetekniske løsninger, 

men at levere en fuldt dækkende kravsspecifikation for hele byggeriet. Som i 

beslutningsfasen prioriteres de forskellige krav til bygningen efter hvilke, der 

skal overholdes, og hvilke det er ønskeligt også at tilgodese (EBST, 2003, p.93), 

(HFB 24, 1984, p.867). 

2.2 I/S Reno-Nords programmering 

I forbindelse med byggeriet af ovnlinie 4 på I/S Reno-Nord, er der udarbejdet et 

byggeprogram, der ligger til grund for projektforslaget, (Rambøll, 2001), for hvilket 

der vil blive redegjort i det følgende. Den metodiske gennemgang følger punkterne 

fra det foregående afsnit og uddyber de forskellige aspekter, der er taget 

højde for, inden projekteringsfasens igangsættelse. Herved søges at introducere 

det overordnede formål, og de krav der er til det nye byggeri. 

Byggesagens organisation 

Bygherren for den nye ovnlinie er I/S Reno-Nord, der som hovedrådgiver har 

valgt ingeniørfirmaet Rambøll. C. F. Møllers tegnestue er arkitekt, ovnlinien leveres 

af det danske firma Babcock & Wilcox Vølund ApS og det franske firma 

LAB S.A., mens det tyske firma B+V Industritechnik GmbH leverer turbineanlægget 

(I/S Reno-Nord, 2002). Det er ligeledes Vølund, der er ansvarlig for ståldimensioneringen, 

mens Rambøll står for betonfundamentet (Rambøll, 2004). 

B121

Forudsætninger 

I/S Reno-Nords eksisterende anlæg 

ligger ved industriområdet i Aalborg 

Øst, og arealet er afgrænset af 

Humlebakken mod syd, Troensevej 

mod vest og jernbanelinien ud til 

Grønlandshaven mod øst. Der er 

store boligområder ved henholdsvis 

Hvidkildevej og Fyrkildevej, beliggende 

ca. 500 m fra anlægget. Området, 

hvori anlægget bliver etableret, 

er beliggende i byzone, og er 

vist på figur 5: 


Det er kommunernes pligt at udarbejde 

en lokalplan, når der skal 

gennemføres større bygge- og anlægsarbejder, 

som etableringen af 

ovnlinie 4 må betegnes at være. 

Der var for området i forvejen en gældende lokalplan, lokalplan 08-030, bekendtgjort 

den 29.04.89. Denne er nu ophævet i sin helhed ved bekendtgørelse den 

19.03.03 af lokalplan 08-053, hvis gyldighedsområde er vist på figur 5. Som det 

ses, er området splittet op i to dele. Et område A, som er det område, hvor I/S 

Reno-Nord har tilladelse til at udvide, og et område B, der er afsat til rekreativt 

område. Det øvrige, omkringliggende område er byzone udlagt til erhvervsområde. 

En væsentlig ændring i den nye lokalplan er, at der gives tilladelse til højere 

byggeri. Den nye ovn kræver en bygning, der er 45-50 m høj, hvilket er 20 m højere 

end det eksisterende anlæg og højere end det tidligere tilladte på 30 m. 

Figur 5: Anlæggets beliggenhed. Den prikkede linie 

viser lokalplan 08-053’s gyldighedsområde (Aalborg 

Kommune, 2003b). 

I bestemmelsesdelen af lokalplanen fremlægges planens formål, som er: 

• at I/S Reno-Nord får mulighed for at udvide. 

• at anlægget afskærmes mod omgivelserne med voldanlæg og beplantningsbælter. 

• at området nord for I/S Reno-Nord fastlægges til grønt område, hvor der 

kan foregå rekreative aktiviteter, der ikke er forureningsfølsomme. 

(Aalborg Kommune, 2003b, pp.16) 

B121 29

30 


For at overholde rammeprincippet har det været nødvendigt for Aalborg Kommune 

at udfærdige et kommuneplantillæg. I rammerne for den gamle kommuneplan 

var der, ligesom i lokalplanen, kun tilladelse til byggeri op til 30 meters højde. 

Dette er i kommuneplantillæg 5.28 ændret til 50 m (Aalborg Kommune, 

2003a). Der har i offentlighedsperioden op til vedtagelsen af denne og lokalplanen 

ikke været nogen indsigelser fra private, men kun fra Enhedslisten, der kom 

med forslag til den fremtidige affaldsbehandling, og Forsyningsvirksomhederne, 

der satte krav til det nye anlægs afledning af spildevand samt kloakering (Aalborg 

Byråd, 2003). 

Da hele formålet med den nye ovnlinie er at producere fjernvarme og elektricitet, 

er der taget kontakt til Forsyningsvirksomhederne for at sikre, at tilslutningsmulighederne 

til elog fjernvarmenettet vil være tilstrækkelige ved driftsstart. 

Da den nye ovnlinie tænktes udstyret med støttebrændere, drevet af naturgas, 

blev der ligeledes taget kontakt til Naturgas Midt-Nord for etablering af gasledning 

(Rambøll, 2001, pp.4-8). Tilslutningen til naturgasnettet er dog ikke blevet 

realiseret, idet I/S Reno-Nord ville blive anbragt i kundegruppen ’afbrydelige 

kunder’, hvilket ikke var acceptabelt. I stedet vil støttebrænderne blive oliedrevne 

(I/S Reno-Nord, 2004a). 

Ved etableringen af det eksisterende anlæg blev der af Geodan A/S i 1978 udarbejdet 

en geoteknisk rapport, der beskriver jordens bæreevne på byggegrunden. 

Da jordbundsforhold normalt ikke ændrer sig nævneværdigt i det forløbne tidsrum, 

vil denne rapport blive brugt ved projekteringen af ovnlinie 4 (Rambøll, 

2001, p.8). Der er dog lavet yderlige boringer for at supplere den gamle rapport 

(Rambøll, 2004). 

Krav og ønsker til funktion, arkitektur, drift og vedligeholdelse 

Den nye ovnlinie etableres som en ny bygning, men bliver bygget sammen med 

det eksisterende anlæg, som det ses på figur 2 på side 5. Den nye bygning bliver 

ca. 94 m lang, 25 m bred og 43 m høj. Det er ca. 15 m højere end den eksisterende 

bygning, hvilket skyldes, at tekniske analyser har vist, at det er fordelagtigt med 

en høj ovn, da dette sikrer en optimal forbrænding af skadelige stoffer, samt en 

højere energiudnyttelse. Længden af bygningen bestemmes tillige af de øvrige 

installationer, herunder anlæg til rensning af røggasser og spildevand (Rambøll, 

1998). 

B121


Foruden den nye bygning vil der ske ændringer omkring anlægget. For at få 

plads til det nye anlæg, vil det nuværende slaggeanlæg blive flyttet. Der etableres 

en ny 75 m høj skorsten, og den nuværende skorsten på 100 m, vil blive fjernet, 

når ovn 1-2 bliver nedlagt (NJA, 2001, p.25). Den eksisterende silo udvides, 

som tidligere nævnt, mod øst, således at den eksisterende aflæssehal bevares. 

Der skal altså ikke etableres nye tilkørselsveje. 

Den nye bygning vil fremstå som et meget markant 

landskabselement i det flade landskab omkring 

Humlebakken, som vist på figur 6. På baggrund 

af dette udskrev I/S Reno-Nord, som nævnt 

i Appendiks A, en arkitektkonkurrence for at opnå 

en optimal arkitektonisk løsning. Vinder af 

konkurrencen blev, som ovenfor nævnt, C. F. Møllers 

tegnestue. 

Kvalitet og miljø 

Den nye ovnlinie skal produceres i en kvalitet, der muliggør en oppetid af anlægget 

på omkring 8000 timer/år. Ved driftstop grundet tekniske problemer eller 

planlagt revision af ovnlinien, omlægges driften til ovn 3. Da denne ikke har 

samme kapacitet som ovn 4, vil specielt I/S Nordjyllandsværket og Aalborg Portland 

kunne kompensere herfor, da disse er de største fjernvarmeproducenter. 

Således vil forbrugerne ikke blive generet af forsyningsproblemer (Rambøll, 2001, 

p.19). 

Da den nye ovnlinie, jf. Miljøministeriets bekendtgørelse nr. 807 af 25. oktober 

1999, er omfattet af Miljøbeskyttelseslovens liste over særligt forurenende virksomheder, 

er der søgt om miljøgodkendelse, samt godkendelse af støjniveau. 

Yderligere er Nordjyllands Amt blevet kontaktet angående udarbejdelse af regionplantillæg 

med tilhørende VVM-redegørelse, i henhold til samlebekendtgørelsens 

kapitel 2, §3 (Miljø- og Energiministeriet, 1999). Som resultat af dette, har 

Nordjyllands Amt udarbejdet og godkendt Regionplantillæg nr. 75. Nærmere beskrivelse 

af dette findes i Appendiks A. 

Økonomiske forudsætninger 

Figur 6: Den nye ovnhal på I/S Reno-Nord 

set fra vest, med Humlebakken 

i forgrunden. 

Ved projektets start var I/S Reno-Nord gældfri, idet et lån optaget i 1989 til etablering 

af ovnlinie 3 var betalt ud. Den samlede investering for ovnlinie 4 er 668 

B121 31

32 


mio. kr., hvor 38 mio. kr. dækkes af I/S Reno-Nord umiddelbart, mens resten 

dækkes vha. lånoptagning (Aalborg Byråd, 2001). 

Tid 

Byggeriet af den nye ovnlinie påbegyndtes foråret 2003 og skal efter planen stå 

færdig til ibrugtagning ultimo 2005. Status pt. er, at tidsplanen holder (Rambøll, 

2004). 

2.3 Sammenfatning og valg af fokus 

Med udgangspunkt i programmeringsfasen 

og det øvrige analysearbejde kan 

projektering af bygningsværket igangsættes, 

som det ses af figur 7, der viser, 

hvilke aspekter denne rapport 

omhandler. 

I beslutningsfasen blev behovet for 

forbedring af ovnlinierne på I/S Reno- 

Nord undersøgt, herunder fremtidige 

miljøkrav, udvikling i kapacitetsbe- 

Figur 7: Byggeriets igangsættende faser. 

hov, samt en potentiel økonomisk gevinst. 

Det blev konkluderet, at en proces 

skulle igangsættes for at imødekomme udviklingen. Forskellige løsningsmodeller 

blev overvejet, og det blev valgt at nedlægge ovn 1 og 2, for i stedet at opføre 

en ny ovnlinie 4, med ovn 3 som reserve. 

I programmeringsfasen blev specifikke krav og ønsker til bygningen formuleret, 

offentligheden informeret, tilladelse fra kommune og amt indhentet, og projektets 

tidsmæssige og økonomiske rammer formuleret. Dette blev, med mere, samlet 

til et byggeprogram, der ligger til grund for projekteringen. 

I projekteringsfasen, som kapitel 3 omhandler, vil de fysiske rammer for projektet 

blive endeligt fastlagt. Fasen ligger umiddelbart før opførelsen, og produktet 

er derfor færdige tekniske tegninger, som der kan bygges efter. 

B121


Denne rapport vil videre omhandle selve bygningen, herunder beregning af laster 

og dimensionering af selve den nye ovnhal, og fokus vil således ikke ligge på hallens 

installationer. 

Det der projekteres, er ikke det virkelige projekt, men derimod gruppens eget 

forslag. Dette skyldes, at gruppen derved har større mulighed for egenhændigt at 

træffe valg, og således ikke kopiere et eksisterende projekt. Desuden er det med 

den tilegnede viden fra kurset Grundlæggende statik og styrkelære ikke muligt 

at regne på den aktuelle løsning. Der er således valgt en forsimpling af denne 

løsning, hvor bygningen betragtes som kasseformet, med lige store rammer gennem 

hele bygningen. Rammerne, der udgør skelettet af bygningen, vælges til at 

være gitterrammer, med charniere i alle knudepunkter. Desuden regnes der med, 

at de forskellige typer af laster kun angriber i knudepunkterne. Ud fra disse forsimplinger 

beregnes snitkræfterne efter metoden løsskæring af knuder. 

Det vil blive undersøgt, hvordan de forskellige kræfter, der påvirker konstruktionen, 

bevæger sig igennem denne. 

Beregningerne af lasternes størrelse, vil først blive gennemgået for hele bygningen. 

Der fokuseres på naturlasterne fra vind og sne, egenlasten, samt nyttelasten 

fra den kran, der opererer inde i bygningen. Netop disse laster er valgt, da de 

vurderes til at have den største indflydelse på den samlede last på konstruktionen. 

Der ses således bort fra indvendig vindlast og diverse typer af ulykkeslast. 

Vind- og snelast beregnes ud fra DS 410. Kranlasten beskrives ud fra et afgangsprojekt 

(Poulsen et al., 2004), som omhandler opførelsen af den nye ovnhal ved 

I/S Reno-Nord. Ved beregning af egenlast ses der bort fra vægten af skruer, beslag 

mm. 

Efter de forskellige laster er udregnet, vil der blive opstillet en række scenarier, 

hvor de forskellige laster bliver kombineret, for på denne måde at finde de scenarier, 

der har den største lastpåvirkning på bygningen. Der vil både blive undersøgt 

for anvendelsesgrænsetilstand og brudgrænsetilstand. Ud fra disse kan bygningen 

dimensioneres. I denne rapport vil hele bygningen ikke blive dimensioneret, 

men kun en enkelt ramme. 

Det vil blive vist, hvorledes det er muligt, at beregne snitkræfter i hånden, men 

for nemmere at kunne variere på lasterne, vil computerprogrammet TrussLab 

blive anvendt til beregningerne. Ydermere vil der blive gennemgået et computerprogram, 

gruppen selv har programmeret, der ligeledes kan bestemme normal- 

B121 33

34 


kræfterne i statisk bestemte konstruktioner. Desuden er det muligt vha. TrussLab 

at bestemme snitkræfterne for konstruktionen, hvis den er statisk ubestemt. 

Dette er en mere sandsynlig måde at opføre bygningen på, da der således 

ikke er charniere i alle knudepunkter. Disse beregningsresultater vil derfor også 

blive fremlagt og sammenlignet med resultaterne for den statisk bestemte ramme. 

Rapporten omhandler således følgende: 

• Beskrivelse af bygningen 

• Kræfternes bevægelse igennem konstruktionen 

• Beregning af laster for konstruktionen 

• Opstilling af lastkombinationer 

• Beregning af laster for en enkelt, statisk bestemt ramme 

• Beregning af snitkræfter i rammen 

• Dimensionering af rammen 

• Vurdering af den valgte dimensionering 

• Beregninger af snitkræfter i en momentstiv, statisk ubestemt ramme 

• Dimensionering af den statisk ubestemte ramme 

• Sammenligning af de to løsninger 

B121

Kapitel 3. Projektering 

3.1 Teoretisk baggrund for projektering 


Når beslutningsfasen og programmeringsfasen er overstået, dvs. når bygherren 

har fået klarhed over byggeriets omfang og indhold, fortsættes, som tidligere 

nævnt, til projekteringsfasen. I denne fase klarlægges så mange detaljer omkring 

byggeriet, at det kan indstilles til myndighedsbehandling og udbydes til entreprenører. 

Den primære kilde til dette afsnit er (Fonseca et al., 1995). 

Projekteringsfasen opdeles i to underfaser, hhv. forprojektet og hovedprojektet. 

Forprojektets er en skitseprojektering af bygningen, og består både af et grafisk 

materiale og en kvalitativ, evt. også kvantitativ beskrivelse. Det grafiske materiale 

i forprojektet består af: 

• Tegninger af plan, snit, facader og beliggenhed, som opfylder myndighedernes 

krav til ansøgning om byggetilladelse. 

• En beskrivelse af bygningsdele, således at der opnås overblik over materialevalget 

til bygningen. 

• En ajourført tidsplan for både projektering og byggeri. 

Forprojektet udføres først og fremmest med henblik på myndighedernes behandling, 

således at krav fra disse sikres opfyldt. Forprojektet udgør grundlaget for 

den følgende hovedprojektfase. 

Hovedprojektet skal have et så detaljeret og endeligt indhold, at det kan tjene 

som grundlag for afgivelse af tilbud. Desuden tjener hovedprojektet som en del af 

kontraktmaterialet og er grundlag for hele opførelsen af byggeriet. Grundlaget 

for hovedprojektet er således lastbestemmelse og efterfølgende detaildimensionering 

af alle dele i bygningen. 

B121 35

36 


Hovedprojektet består normalt af følgende: 

• Oversigtstegninger, som redegør for bygningsdelenes placering 

• Bygningsdelstegninger 

• De nødvendige detailtegninger 

• Tegninger af de enkelte rum, der viser inventar og installationsplaceringer 

samt materialevalg 

Hovedprojektet kan også indeholde en mængdebeskrivelse, en såkaldt kvantitativ 

beskrivelse, så entreprenøren ikke skal bruge tid på at opmåle de nødvendige 

mængder i forbindelse med tilbudsgivning. 

3.2 Introduktion af ovnhallen 

Før en bygning dimensioneres er det nødvendigt at skitseprojektere denne ud fra 

ønsker og krav formuleret i programmeringsfasen. I I/S Reno-Nords tilfælde er 

der krav til de indre dimensioner, da bygningen skal indeholde ovnlinie 4. Skitseprojekteringen 

danner et samlet overblik over konstruktionen. Dette gør det 

bl.a. muligt at anslå, hvilke profiler der kan benyttes i de enkelte dele af konstruktionen. 

3.2.1 Det virkelige projekt 

I dette afsnit vil der kort blive beskrevet, hvordan det igangværende byggeri er 

projekteret. C. F. Møllers tegnestue har tegnet bygningen med ’vinger’, som det 

ses på figur 9. Disse vinger gør, at konstruktionens rammer ikke har ens bredde 

gennem hele bygningen. Vingerne strækker sig op til 2,9 m ud fra bygningen, og 

vil indeholde forskellige installationer, f.eks. ventilation og trapper. 

Det igangværende byggeri 

bliver, hvis der ses bort 

fra vingerne, ca. 25x94 m 

og får en højde på 43 m. 

Enkelte steder er bygningen 

dog helt op til 50 m 

høj, eksempelvis ved et 

elevatortårn. 

Figur 9: Til venstre ovnhal 4 skitseret i forhold til det eksisterende 

byggeri, og til højre skitse af gitterkonstruktionen (Poulsen 

et al., 2004). 

B121

3.2.2 Gruppens forslag til ovnhal 


Som nævnt i afsnit 2.3 beskæftiger denne rapport sig ikke yderligere med det 

virkelige projekt, men derimod med gruppens eget forslag. Projektforslaget er 

bygget op omkring en gitterramme, som benyttes hele vejen gennem konstruktionen. 

Rammen er bygget op efter råd fra vejleder samt ud fra studier af faglitteratur, 

(Thomsen, 1971). De indre dimensioner er tilnærmet det virkelige projekt, 

hvilket gør, at hallen kan rumme ovnen samt de tilhørende installationer. 

Rammen: 

De 19 rammer som udgør ovnhallen, er opbygget 

ud fra en forudsætning om, at der er 

charniere i alle samlinger. Herved vil rammen, 

som ses på figur 10, være indvendig statisk 

bestemt, og dermed vil håndberegninger 

på rammen kunne udføres. Rammen er en 

såkaldt tre-charnieres ramme, og er dermed 

også udvendig statisk bestemt. Rammens 

overligger er lavet med en hældning på 2º, 

således at regnvand vil kunne løbe af. Et plot 

af rammen findes som tegning T1 i tegningsmappen. 

Bygningen set oppefra 

Figur 10: Skitse af gruppens 

ramme. 

Bygningen er 90,3 m lang, og har en bredde på 25,36 m. Figur 11 viser bygningen 

set oppefra. Som det ses, er der vindkryds i begge ender samt i midten af bygningen. 

Figuren findes yderligere som tegning T4 i tegningsmappen. 

Figur 11: Bygningen set oppefra med langsgående profiler, rammer og vindkryds. 

B121 37

38 


Figur 12: Skitse over placering af langsgående profiler, rigler og åse. 

Åsene, som er placeret for hver meter på den øverste del af rammen, holder tagbeklædningen. 

For at sikre bygningen mod kollaps og udbøjninger i længderetningen, 

er der imellem rammerne placeret tværgående profiler. Figur 12 viser, 

hvorledes disse profiler er placeret i rammerne. 

Bygningen set fra siden 

Grundlæggende er bygningens sider opbygget efter samme princip som taget. For 

at vindkrydsene i taget skal have en effekt, videreføres disse ned i facaden. De 

langsgående profiler i taget findes ligeledes i facaden, for at sikre stabilitet i 

længderetning, som det er vist på figur 12 og figur 13. Disses præcise placering er 

markeret på tegning T1 som cirkler i knudepunkterne. Til at bære facadebe- 

Figur 13: Bygningen set fra siden, med vindkryds, rammer og langsgående profiler. 

klædningen, er der på facaden monteret rigler, som vist på figur 12. Figur 13 

findes som tegning T4 i tegningsmappen. 

B121

3.3 Optagelse af laster 


En bygning vil løbende blive udsat for en række lastpåvirkninger. Dette afsnit 

omhandler vind- og snelast og beskriver, hvorledes disse optages igennem konstruktionen. 

På skitserne i afsnittet er der ikke indtegnet charniere i knudepunkterne, 

for billedligt at simplificere kraftfordelingen. 

3.3.1 Vindlast 

Vinden angriber ovnhallens gavle, facader og tag. På skitserne er vindlasten indtegnet 

vinkelret på disse flader, men den angriber oftest flere flader ad gangen. 

For ikke at miste overblikket over kræfternes vej gennem bygningen, beskrives 

vindlast på gavl og facade hver for sig. Når vinden angriber gavl og facade, vil 

der oftest ske et sug på taget. Dette virker modsat en snelast, der beskrives i afsnit 

3.3.2, og vil derfor ikke yderligere blive behandlet. 

For god ordens skyld skal her nævnes, at der visse steder på taget kan opstå 

tryk. Ligeså vil der ske et sug på den modsatte gavl og facade, som virker modsat 

vindtrykket på de førstnævnte flader. Dette vil blive gennemgået i afsnit 3.4.2 på 

side 46 

Vindlast på gavl 

Når vinden blæser ind 

på ovnhallens gavl, som 

figur 14 viser, sker der 

et tryk på hele gavlfladen 

grundet rammens 

udvendige beklædning. 

Via beklædningen føres 

trykket fra vindlasten 

til gavlsøjlerne og gavlrammerne, 

som vist på 

figur 15. 

Figur 14: Vindlast på ovnhallens 

gavl (beklædningen). 


gavl. Last føres til 

gavlsøjler og gavlrammen. 

Pga. lasten vil søjlerne bøje ud, og kræfterne føres til top og bund af gavlsøjlerne, 

som vist i figur 17. De kræfter der føres til bunden, optages i fundamentet, mens 

kræfterne i rammens top føres til vindkrydsene i taget. Lasterne på gavlrammens 

sider føres til facadevindkrydsene. 

B121 39

40 


Dette resulterer i tryk og træk i tag- og facadevindkrydsene, 

så kræfterne 

føres ned til fundamentet, 

hvilket ses på figur 16. 

Som det fremgår af figur 

18, sker der i vindkrydsene 

tryk i øverste stang, hvilket 

vil gøre den diagonale 

stang længere, dvs. den 

undergår træk. Således 

deformerer vindkrydsene 

og fører kræfterne ned i 

fundamentet. 

Vindlast på facade 

Når vinden blæser på 

ovnhallens facade, som 

figur 19 viser, sker der 

et tryk på hele facaden 

grundet den udvendige 

beklædning. 


gavl. Last føres til 

bunden og toppen af gavlsøjlerne 

og – rammerne. 

Figur 18: Deformation af 

vindkryds ved vindlast på 

gavl. 

Via beklædningen og profilerne på langs af ovnhallen 

føres trykket fra vindlasten til rammerne, som vist på 

figur 20. 

Når vinden blæser på ovnhallens facade, vil rammen bøje indad, hvorved lasten 

fordeler sig både op og ned i rammerne. En del af kræfterne føres direkte ned i 

fundamentet af den ramme, 

hvorpå vinden angriber, 

mens en anden del føres 

op i rammen og videre 

over i modsatte rammesøjle, 

for at blive optaget i 

dennes fundament. 


facade (beklædningen). 

B121 


gavl. Last føres gennem 

vindkrydsene og ned i fundamentet. 

Pilene i figurens 

bund er reaktionerne i fundamentet. 

Figur 20: Vindlast på 

ovnhallens facade. Last 

føres til rammerne.

Kraftfordelingen er skitseret på 

figur 21, der baserer sig på beregninger 

foretaget i Trusslab (se afsnit 

3.6.3 side 67). Som det ses, 

sker der tryk i venstre yderflange 

og træk i inderflangen, hvilket 

forårsager en udbøjning af rammen 

mod højre. Hele rammen vil 

deformere mod højre, og der vil 

således pga. de momentstive 

rammehjørner ske hhv. tryk og 

træk i overliggerens øvre og nedre 

flange til venstre for charnieret. 


Grundet charnieret og momentstivhed i højre rammehjørne 

vender kraftfordelingen til højre for charnieret. 

Således sker der hhv. tryk og træk i inder– og yderflangen 

af højre søjle (på nær i yderflangens nederste 

stang), hvorved kræfterne føres ned i fundamentet. 

Idet venstre rammesøjle på figur 21 bøjer ind i ovnhallen, 

vil kræfterne som førnævnt fordele sig både op og 

ned i rammesøjlen. Det ses, da tryk– og trækfordelingen 

i gitterstængerne mellem inder– og yderflangerne 

vender omkring knudepunkt 16, som vist på figur 22. 

Således fordeler kræfterne sig ned i fundamentet samt 

videre op i rammen og over i modsatte fundament. 

Figur 23 illustrerer reaktionerne i de to fundamenter. 

På angrebsfladen vil rammen forsøge at løsrive sig fra 

fundamentet, og der vil derfor være en reaktion ned i 

fundamentet, samt modsatrettet vindretningen. I 

modsatte side trykkes rammen ned i fundamentet, så 

reaktionen bliver op mod rammen og modsat vindretningen. 

Figur 21: Kraftfordeling i ovnhallens rammeflanger 

ved vindlast på facaden. 

Figur 22: Udsnittet er 

markeret på figur 21. 

Kraftfordeling i et udvalgt 

stykke af venstre 

rammesøjle ved vindlast 

på facaden. 

Figur 23: Reaktioner i venstre 

og højre rammesøjle 

ved vindlast på facaden. 

B121 41

3.3.2 Snelast 

Snelasten angriber kun ovnhallens 

tag. Som figur 25 viser, vil 

taget bøje nedad. Eftersom rammehjørnerne 

er momentstive, vil 

der ske en udbøjning af rammesøjlerne. 

På figur 24 ses, at der sker 

hhv. træk og tryk i rammesøjlernes 

yder– og inderflanger, 

hvilket stemmer overens med 

deformationen i figur 25 (på 

nær yderflangens to nederste 

stænger). 

42 


Kraftfordelingen sker ved, at 

lasten forplanter sig ud til de 

to rammesøjler via træk og tryk i gitterstængerne. Herfra føres kræfterne ned 

gennem de to rammer og i fundamentet, hvori de optages. Reaktionerne ses på 

figur 26. 

3.4 Beregning af laster 

For at sikre bygningen mod de lastpåvirkninger, hvis vej gennem konstruktionen 

er blevet gennemgået ovenfor, er det nødvendigt at udregne størrelsen af disse, 

for herved at kunne dimensionere bygningen. Der vil i det følgende blive udregnet 

egenlast, nyttelast fra den kran, der opererer gennem hele bygningen og naturlaster 

fra vind og sne. 

3.4.1 Egenlast 

Figur 25: Deformation 

ved snelast. 

Figur 26: Reaktioner i venstre 

og højre rammesøjle 

ved snelast på taget. 

Der vil i det følgende afsnit blive beregnet, hvor stor egenlasten for én ramme er. 

Der medtages vægten af beklædningen og vægten af selve gitterrammen. Der 

regnes ikke på vægten af hver enkelt bolt og møtrik, men kun på vægten af de 

store elementer. Valget af beklædning er foretaget ud fra et skøn. 

B121 

Figur 24: Kraftfordeling i 

ovnhallens rammeflanger 

ved snelast på taget.

Egenvægt af bygningens beklædning 

I det nedenstående følger en beskrivelse 

af, hvordan beklædningen på bygningen 

er opbygget. Der anvendes forskellig type 

beklædning på facaden og taget. For facadebeklædningen 

vil der, for at lette 

håndberegningerne, blive beregnet, hvor 

stor en kraft beklædningen påfører hvert 

af de ydre knudepunkter i gitterkonstruktionen. 

Lasten for tagbeklædningen 

udregnes pr. meter ramme, for senere i 

rapporten at kunne adderes til snelasten 

i beregningsprogrammet TrussLab. 

Facadebeklædning 

Facadebeklædningen er monteret på den 

yderste flange. I tabel 3 ses, hvilke materialer 

der er brugt og egenvægten af disse. 

På figur 27 ses opbygningen af 

facadebeklædningen. Dampspærren 

er en 0,15 mm plasticdug. 

Vægten af denne er ubetydelig 

og derfor ikke medtaget i 

beregningerne. Udenpå isoleringen 

er 2 lag vindpap. Yderst 

er der valgt trapezplader af stål 

som klimaskærm. 


Ud fra denne opbygning kan facadebeklædningens egenvægt pr. m2 udregnes. 

Indledningsvis ses der bort fra rigler og langsgående stålprofiler. Denne korrigerede 

egenvægt pr. m2 kan således beregnes ved at addere egenvægten af de enkelte 

materialer: 

δ + δ + 2⋅ δ + δ = δ ' 

(3.1) 

inderplade isolering vindpap yderplade facade 

5,9 + 6,0 + 2⋅ 0,65 + 6,0 = 19,2 

(3.2) 

kg kg kg kg kg 

2 

m 

2 

m 

2 

m 

2 

m 

2 

m 

Rigler 

Indvendig beklædning 

Dampspærre 

Isolering 

Vindtæt lag 

Udvendig beklædning 

Rigler 

Figur 27: Facadebeklædningens opbygning. 

Tabel 3: Egenvægten for materialerne til facaden. 

kg 

Materiale Egenvægt 2 

m 

5 mm, perforeret stålplade 5,9 

200 mm Rockwool Flexi A-Batt 6,0 

Vindpap 0,65 

0,6 mm trapezplader 6,0 

B121 43

44 


For at finde belastningen i ét knudepunkt bestemmes, hvor mange kvadratmeter 

beklædning der belaster hvert knudepunkt. Da rammerne står med 5 m mellemrum, 

og der er 3,97 m mellem hvert knudepunkt på den yderste flange, er det 

samlede antal m2 , der angriber hvert knudepunkt, 19,85 m2 . 

Som det ses på tegning T1 er der i alt 10 langsgående profiler i et rammeben. For 

at simplificere de videre beregninger sættes vægten af profilerne til at virke i 

knuderne i yderflangen, hvilket svarer til et profil pr. knude. Riglerne går på 

langs ad bygningen, og der er tre mellem hvert ydre knudepunkt. Vægten af de 

langsgående profiler og rigler ses i tabel 4. 

Tabel 4: Egenvægten for langsgående profiler og rigler. 

Materiale Egenvægt 

Langsgående profiler - 139,7 mm cirkulære stålrør 13,0 

Rigler - 100 x 200 mm træ 12,0 

Den samlede kraft i hvert knudepunkt, som følge af facadebeklædningen, hvor 

der tages hensyn til lægter og rigler, er således: 

2 

kg kg 

( δ'facade 19,85m 3 ( δrigler m 5m) ( δlangsgående 

profil m 5m)) g F/knudepunkt 

Tagbeklædning 

⋅ + ⋅ ⋅ + ⋅ ⋅ = (3.3) 

(19, 2 ⋅ 19,85m + 3 ⋅(12,0 ⋅ 5m) + (13 ⋅5m)) ⋅ 9,82 = 6,1 

(3.4) 

kg 2 kg kg 

m kN 

2 2 

m m m 

s 

knudepunkt 

Tagbeklædningen sidder ovenpå de øverste profiler af rammerne og minder meget 

om facadebeklædningen. Materialerne til tagbeklædningen og deres egenvægt 

er angivet i tabel 5, og opbygningen er skitseret på figur 28. 

Tabel 5: Materialer til tagbeklædning og disses egenvægt. 

Materialer Egenvægt 

kg 

2 

m 

Som facadens rigler, går tagåsene 

på langs af bygningen, 

4 mm masonitplade 4,1 

men er på taget placeret med 

200 mm Rockwool Flexi A-Batt 6,0 kun én meters mellemrum. 

0,6 mm trapezplader 6,0 

Dimensionerne af åsene og rigler 

er ens, og data findes i tabel 

4. Der er valgt masonitplader som undertag, da dette som sagt er placeret ovenpå 

rammerne og derfor ikke vil få den store æstetiske betydning, i modsætning til 

facaden, hvor der er valgt pænere, perforerede stålplader. 

B121 

kg 

m


Tagbeklædningens egenvægt og 

last beregnes som facadebeklædningen. 

Vægten af dampspærren 

medtages ikke i beregningerne. I 

tagkonstruktionen er der, som i 

facaden, langsgående profiler, 

der går igennem knuderne. Disse 

indgår også i beregningen af Figur 28: Skitse over tagbeklædning. 

vægten af tagbeklædningen. Der er i alt 9 af disse profiler i tagkonstruktionen, 

og der regnes med, at de ligger jævnt fordelt. Den præcise placering kan ses på 

tegning T3. 

Da lasten udregnes som en linielast, vil egenlasten af tagbeklædningen her blive 

beregnet som last pr. m ramme. Først beregnes egenvægten pr. m2 : 

δundertag + δtagåse + δisolering + δlangsgående profiler + δovertag = δtagbeklædning 

(3.5) 

4,1 + 12,0 + 6,0 + 13 ⋅ (9 / 25,36m) + 6,0 = 32,71 (3.6) 

kg kg kg kg kg kg 

2 

m m 2 

m m 

2 

m 

2 

m 

Ud fra dette kan tagbeklædningens egenlast pr. meter ramme beregnes til: 

Egenvægt af en ramme 

δtagbeklædning ⋅5m ⋅ g = F /m 

(3.7) 

32,71 ⋅5m⋅ 9,82 = 1,61 

(3.8) 

kg m 

kN 

2 

m 

2 

s 

m 

Gitterrammen består, som det er angivet på tegning T1, af flanger af HEA600 

profiler, mens kroppen imellem disse udgøres af 100x100 mm kvadratiske rør. 

Egenvægten af en ramme kan beregnes således: 

δ ⋅ ∑ + δ ⋅∑ = (3.9) 

HEA600 længde stænger længde Egenvægt 

De kvadratiske rør har ens længde i facaden, men varierer i længde i taget. I 

hvert rammeben er der 19 stænger, som alle er 2,44 m. På taget er der 24 stænger 

af varierende længde fra 1,91 m til 2,81 m. Den samlede længde af rørene er 

143,4 m. Der er ligeledes i alt 198 m HEA600 profil i en ramme. Herved kan 

egenvægten af en ramme bestemmes: 

178 ⋅ 198m + 22,6 ⋅ 143, 4m = 38.485 kg 

(3.10) 

kg kg 

m m 

B121 45

Egenvægt af en ramme med beklædning 

46 


Den samlede egenvægt af en ramme med beklædning bliver derfor: 

kg kg 

ydre knudepunkt ydre knudepunkter 

2 

m 

m facade + mtag + mramme = egenvægt 

(3.11) 

( ) 

620,94 ⋅ 10 + 32,71 ⋅ 5m⋅ 25,36m + 38.485 kg = 48.842 kg (3.12) 

En ramme inkl. beklædning vejer således ca. 48,8 ton. 

3.4.2 Vindlast 

I dette afsnit beregnes vindlasten på gruppens løsningsforslag med udgangspunkt 

i lastnormen DS 410. Der vil blive gået systematisk frem efter anvisningerne 

fra DS 410 for beregning af kvasistatisk vindlast, som er en forsimplet metode 

til bestemmelse af vindlast. Der vil ikke blive set nærmere på baggrunden 

for, og sammenspillet imellem, de beregninger og størrelser der indgår. Der er 

altså kun tale om en anvendelse af DS 410. 

Beregningerne følger principielt to trin. Først bestemmes det karakteristiske 

maksimale hastighedstryk q max , som beskriver den maksimale vindlast pr. m2 facade, uden hensyntagen til bygningens påvirkning af vindtrykket i form af turbulens 

mv. Dette tages der i trin to højde for, i form af de såkaldte formfaktorer, 

som multipliceres på q max , hvorefter den kvasistatiske vindlast Fw bestemmes. 

Terrænkategori 

En væsentlig faktor for beregningen af vindlaster er det terræn, der omgiver 

konstruktionen. Der opereres i DS 410 med fire terrænkategorier, hvor kategori I 

er åbent landskab, og kategori IV er byområder med tætstående bygninger. På 

den vest-nordvestlige side af I/S Reno-Nord er der boligbyggeri og industri, som 

svarer til kategori III, mens der på den østlige side er landbrugsland med spredte 

læhegn svarende til kategori II. Da der i tilfælde af blandet terræn altid skal 

vælges den mest ugunstige terrænkategori, vil der i det følgende blive regnet 

med, at bygningen ligger i terrænkategori II. 

B121

Beregning af den kvasistatiske vindlast Fw 


Vind er en dynamisk last. For at vindtrykket, 

ifølge normen, kan beregnes kvasistatisk, 

kræves bl.a. et vist forhold mellem 

en bygnings højde og bredde. Hvis 

bygningen er for høj i forhold til bredden, 

er der risiko for, at vindlast kan bringe 

bygningen i ukontrollable svingninger, og 

vindlasten på bygningen skal derfor regnes 

dynamisk. Forholdet er illustreret på 

figur 29, hvor det ses, at kravet tilnær- Figur 29: De fede kurver for stål og beton 

melsesvis er opfyldt for gruppens projekt- angiver skillelinien for, hvornår en vindlast 

regnes kvasistatisk. Ovnhallens størrelse er 

forslag. Da kurven er tegnet for terræn- markeret (DS 410, 1998, p.45). 

kategori I er værdierne lavt sat, og der 

regnes derfor med denne forsimplede model. Til beregning af den kvasistatiske 

vindlast følges beregningsgangen angivet i tabel 6: 

Tabel 6: Bestemmelse af den kvasistatiske vindlast Fw (DS 410, 1998, p. 31). 

Der bestemmes: 

1. Basisvindhastigheden b dir års b,0 

v = c ⋅c ⋅ v , cårs = 1 for permanente konstruktioner 

2. 

1 2 

Basishastighedstrykket qb = ρVb 

2 

3. Referencehøjden z = konstruktionens højde over terræn 

4. Ruhedslængde z0, terrænfaktor kt og minimumshøjde zmin ud fra terrænkategori 

5. Ruhedsfaktoren 

c k 

z 

r = tln( ) ; z ≥ zmin 

z0 

6. 10-minutters middelhastighedstrykket 

7. Turbulensintensiteten 

I 

1 1 

( ) ln( ) 

v z ctz z0 

q = c c q 

2 2 

m r t b 

= ⋅ ; z ≥ zmin; ct er topografifaktoren 

8. Karakteristisk maksimalt hastighedstryk: qmax = (1+ 2 k I ) q ; kp = 3,5 

9. Formfaktoren c og arealet A 

F = q cA 

10. Kvasistatisk vindlast: max 

w 

p v m 

Den kvasistatiske vindlast er, som nævnt, den beregningsmæssige maksimale 

vindlast på bygninger, idet den tager hensyn til turbulens mv., undersøgt ved 

vindtunnelforsøg i laboratorier. Disse undersøgelser ligger til grund for formfak- 

B121 47

48 


torerne. Modellens sikkerhed er baseret på en 98 % fraktil af den årlige maksimale 

vindlast. 

1. Basisvindhastighed vb 

Basisvindhastigheden v b er defineret som vindens middelhastighed i 10minutters 

intervaller, målt i 10 meters højde over fladt terræn svarende til terrænkategori 

II: 

Hvor 

v = c ⋅c ⋅v 

b dir års b,0 

B121 

(3.13) 

c dir er retningsfaktor for vindhastigheden, hvor der for at være på 

den sikre side benyttes c dir = 1, 

c års er årstidsfaktor, der sættes til 1 for permanente konstruktioner, 

v b,0 

er grundværdi for basisvindhastigheden. Da I/S Reno-Nord ligger 

mere end 25 km fra Vesterhavet og Ringkøbing fjord, sættes denne 

til 

m 24 s . 

2. Basishastighedstryket qb 

v = 1⋅1⋅ 24 = v = 24 

(3.14) 

m m 

b s b, o s 

Basishastighedstrykket beregnes vha. formlen 

Hvor 

kg 

2 

m 

Q = ⋅ρ⋅ v 

(3.15) 

1 2 

b 2 b 

ρ = 1, 25 er luftens densitet, svarende til normal barometerstand på 

3. Referencehøjden z 

101,3 kPa og temperaturen 10 °C 

q = ⋅1, 25 ⋅ (24 ) = 360 

(3.16) 

b 

1 kg m 2 N 

2 3 

m s 

2 

m 

Referencehøjden z, som er 40,54 m, er konstruktionens højde over terræn.

4. Størrelser for terrænkategori II 


Fra tabel 6.1.2.1 i DS 410 følger parametre for terrænkategori II: 

5. Ruhedsfaktor cr 

z = 0,05 m 

er ruhedslængden 

0 

k = 0,19 

er terrænfaktor 

t 

z = 4m 

er minimumhøjde 

min 

Ud fra ovenstående parametre defineres ruhedsfaktoren som følgende: 

c = k 

ln( ) 

r t 

z 

z0 

6. 10-minutters middelhastighedstrykket qm 

40,54 m 

0,05 m 

Middelhastighedstrykket regnes ud fra formlen: 

Hvor 

(3.17) 

c = 0,19⋅ ln( ) = 1, 28 

(3.18) 

r 

q = c c q 

2 2 

m r t b 

2 2 N N 

2 

m 

2 

m 

(3.19) 

q = 1, 28 ⋅1⋅ 360 = 590,0 

(3.20) 

m 

c = 1 er topografifaktoren for fladt terræn 

t 

7. Turbulensintensiteten Iv 

Turbulensintensiteten er et udtryk for den turbulens, der kan opstå som følge af 

nærliggende bygninger og bakker, og udregnes for z ≥ zmin 

, hvilket er opfyldt. 

I 

1 1 

= ⋅ 

( ) ln( ) 

v z ctz z0 

40,5 m 

0,05 m 

(3.21) 

1 1 

I v = ⋅ = 0,15 

(3.22) 

1 ln( ) 

B121 49

50 


8. Karakteristisk maksimalt hastighedstryk qmax 

q max findes ved følgende formel: 

Hvor 

9. Formfaktoren c 

qmax = (1+ 2 kpIv) qm 

(3.23) 

q = (1+ 7⋅0,15) ⋅ 590 = 1209,5 

(3.24) 

N N 

max 2 

m 

2 

m 

k p er peakfaktoren, som sættes til 3,5 

Der regnes efter formfaktorerne c pe,10 

, da arealet af de belastede flader på konstruktionen 

er større end 10 m2 . 

10. Kvasistatisk vindlast Fw 

Den kvasistatiske vindlast beregnes som: 

Hvor 

A er arealet på den vindpåvirkede flade 

F = q cA 

(3.25) 

w 

max 

c er den relevante formfaktor 

I det følgende opgives værdierne for den kvasistatiske vindlast som N/m2 . Således 

multipliceres arealet af fladerne ikke på q max , men blot de pågældende formfaktorer 

cpe,10. Senere ønskes linielasterne på en enkelt ramme bestemt, hvorfor 

længden mellem rammerne i bygningen multipliceres på udtrykket (DS 410, 

1998, pp.30-45). 

Vindlast på ydervægge ved vindretning mod facade 

Figur 30 angiver vindlasten på bygningens ydervægge, når vinden blæser på facaden. 

Tekstboksene angiver de i DS 410 angivne formfaktorer for de forskellige 

vægarealer samt tilhørende vindlaster. 

B121

Cpe,10 = 0,9 

Fw = 1089 N/m2 Kapitel 3. Projektering 

Vindlast på ydervægge ved vindretning mod gavl 

Figur 31 angiver områder for ydervæggenes belastning af vindlast, når vinden 

blæser på bygningens gavl. 

Cpe,10 = 0,3 

Fw = 363 N/m 2 

Cpe,10 = 0,5 

Fw = 605 N/m 2 

Cpe,10 = 0,5 

Fw = 605 N/m 2 

Vind 

Ovnhal 

Cpe,10 = 0,3 

Fw = 363 N/m2 90,30 m 

90,30 m 

Ovnhal 

Cpe,10 = 0,7 

Fw = 847 N/m2 Cpe,10 = 0,7 

Fw = 847 N/m 2 

64,94 m 25,36 m 

Cpe,10 = 0,9 

Fw = 1089 N/m2 Cpe,10 = 0,9 

Fw = 1089 N/m 2 

Cpe,10 = 0,9 

25,36 m 

Fw = 1089 N/m 2 

25,36 m 

Figur 30: Bygningen set fra oven. Belastningsområder for vindlast på ydervægge, med 

vindretning på facade. 

Vind 

Figur 31: Bygningen set fra oven. Belastningsområder for vindlast på ydervægge, 

med vindretning på gavl. 

B121 51

52 


Vindlast på tag ved vindretning mod facade samt gavl 

I dette afsnit angives vindlasten på taget af bygningen som følge af vind på hhv. 

facade og gavl. Der regnes med, at bygningen har fladt tag, da vinklen på to grader 

er ubetydelig (DS 410, 1998, p.48). Tabel 7 indeholder lasterne for begge 

vindretninger, hvor områderne F, G, H og I refererer til figur 32 og figur 33. Ved 

vindlast på tag undersøges for to sæt af formfaktorer, med værdier hhv. større og 

mindre end nul. Fw kan derfor være både positiv og negativ, og således kan der 

opstå både sug og tryk på taget. 

Tabel 7: Største og mindste værdier af formfaktorer for tag, samt tilhørende vindlast for omr. F, 

G, H og I. 

Formfaktorer Cpe,10 

N 

Fw 2 

m 

Belastningsområde F G H I 

25,36m 

Mindste værdi -1,8 -1,3 -0,7 -0,5 

Største værdi 0 0 0 0,2 

Mindste værdi -2177 -1572 -847 -605 

Største værdi 0 0 0 242 

6,34 m 

Vind 

77,62 m 6,34 m 

F G 

F 

H 

Ovnhal 

90,3 m 

I 12,68 m 

B121 

2,53 m 

10,14 m 

Figur 32: Belastningsområder for vindlast på tag med vindretning mod facade.

25,36 m 

3.4.3 Snelast 

Ovnhal 

I 

77,62 m 

90,3 m 


2,53 m 

Grundlaget for beregning af snelasten er sneens 

terrænværdi, som uddybes nedenfor. Ved beregningen 

tages der hensyn til både den jævnt fordelte 

sne, der ophobes under rolige vejrforhold, samt 

de snemønstre, der opstår på en bygning som følge 

af vind. Dette opnås ved hjælp af formfaktorer. Der 

regnes med, at der ikke er monteret snefangere på 

taget, ligesom der ikke regnes med yderligere forhindringer 

på taget, hvor sneen kan ophobes. 

H 

10,14 m 

G 

6,34 m 

12,68 m 

6,34 m 

Figur 33: Belastningsområder for vindlast på tag med vindretning mod gavl. 

F 

F 

Sne 

Vind 

Ovnhal 

Figur 34: Snelast på ovnhallen 

B121 53

Sneens karakteristiske terrænværdi 

54 


Sneens karakteristiske terrænværdi er et udtryk for lasten af den akkumulerede 

snemængde på en uforstyrret del af terrænet. Sneens karakteristiske terrænværdi 

kan beregnes ved følgende formel: 

Hvor 

sk 

cårs 

sk,0 

Formfaktorer for snelast 

sk = cårs⋅ sk,0 

(3.26) 

s = 10,9 ⋅ = 0,9 

(3.27) 

k 

kN kN 

2 

m 

2 

m 

er snelast i terrænniveau, der overskrides med en årlig sandsynlighed 

på 0,02, 

er årstidsfaktor for sneens terrænværdi, der for at være sikker 

sættes til faktor 1, 

kN 

er grundværdi for sneens terrænværdi = 0,9 2 

m . 

I beregning af den karakteristiske snelast herunder, anvendes formfaktoren 

c = 0,8 , da tagets hældning er mindre end 15 ° , og det 3. af nedenstående lastar- 

i 

rangementer kan udelukkes, da der ikke er nogen del af bygningen, der er placeret 

højere end taget. Denne værdi gælder for både c1 og c2 (DS 410, p.80). 

• c1 gælder for lastarrangementer, der stammer fra et jævnt fordelt snelag 

over hele taget, hvilket forekommer ved meget lidt vind. 

• c2 gælder for lastarrangementer, der stammer fra et i udgangssituationen 

ujævnt fordelt snelag, fra lokal fygning ved forhindringer eller fra om- 

fordeling af sne, der påvirker lastfordelingen på hele taget. Sidstnævn- 

te kan skyldes fygning, der flytter sne fra vindsiden på et sadeltag til 

læsiden. 

• c3 gælder for lastarrangementer, der stammer fra omfordeling af sne fra 

den højere beliggende del af bygningen på grund af nedskridning. 

B121

Karakteristisk snelast på tag 


Den karakteristiske snelast bestemmes ud fra: 

Hvor 

ci 

Ce 

Ct 

sk 

3.4.4 Kranlast 

s = ci⋅Ce⋅Ct⋅ sk 

(3.28) 

er formfaktor for snelast, der som beskrevet ovenfor sættes til 0,8, 

er beliggenhedsfaktoren. Der kan på den sikre side benyttes Ce =1, 

er termisk faktor. Der kan på den sikre side benyttes Ct =1, 

sneens karakteristiske terrænværdi som bestemt ovenfor. 

I toppen af I/S Reno-Nords nye bygning 

vil der blive monteret en servicekran, 

der kan løfte op til ca. 3 

ton. Udseendet af kranen er illustreret 

på figur 35 og figur 37. Den vil 

være til rådighed i hele bygningen 

ved hjælp af en kranbane, som monteres 

i toppen af bygningen mellem 

knude 19 i venstre side og knude 47 i 

højre, som det er vist på figur 38. 

Der regnes med, at kranlasten angriber 

i disse to knuder, og der ses 

således bort fra den arm, hvormed de 

virker. 

Der er blevet undersøgt for belastningerne 

ved to forskellige placeringer 

af kranen i forhold til hallens 

rammer. Ved første placering bliver 

kranen anbragt centralt ud for en 

rammesøjle, og ved anden placering 

bliver kranen anbragt således, at det 

ene hjul er ud for rammesøjlen, som 

det ses på figur 37. 

s = 0,8⋅1⋅1⋅ 0,9 = 0,72 = 720 

(3.29) 

kN kN N 

2 

m 

2 

m 

2 

m 

Løbevogn 

Skinne 

21,4 m 

Figur 35: Kranen og dens ophæng set oppefra. 

Figur 36: Lignende kransystem. 

4 m 

B121 55

Figur 37: De to forskellige placeringer af kranen. 

56 


Ved beregninger, som ikke behandles her, kan det bestemmes, hvilke af de to 

placeringer, der forårsager den største belastning. I tabel 8 ses belastningerne for 

de givne placeringer (Poulsen et al., 2004). 

Tabel 8: Kranens laster på rammesøjlerne ved central og forskudt placering. 

Figur 38: Kranens laster på en ramme. De lodrette 

laster vil altid forekomme, da de skyldes egenvægten, 

hvorimod de vandrette kun optræder, når løbevognen 

bevæger sig fra side til side. 

Placering af kran Central placering Forskudt placering 

Belastning 

Maksimal 

belastning 

Minimal 

belastning 

Maksimal 

belastning 

Minimal 

belastning 

Last på knudepunkt 

[kN] 

70,5 34,3 59,7 29,1 

Som det ses, belaster kranen rammesøjlerne mest, når den er placeret centralt ud 

for en sådan. Der findes en maksimal og en minimal belastning, som kranen i 

denne tilstand påfører ophængene, dvs. knude 19 og 47. Hvilken knude der belastes 

med hvilken last, afhænger af løbevognens placering. De to laster gælder for 

placeringer af løbevognen helt ude ved en af søjlerne. 

I de følgende beregninger af lastkombinationer regnes, som vist på figur 38, med 

en placering ved venstre søjle og centralt for søjlen. Herudover kan løbevognen 

skabe vandrette bremse- og accelerationslaster, når den er i brug. Det er disse 

laster, som i figur 38 er påført, sammen med førnævnte lodrette laster (Poulsen 

et al., 2004). 

B121

3.5 Lastkombinationer 


I dette afsnit bestemmes laster på 2. ramme i 

bygningen, for senere at kunne dimensionere 

denne. Rammen er fremhævet på figur 39. Valget 

af netop 2. ramme skyldes, at det er denne, 

der typisk belastes mest af vinden, jf. formfaktorerne 

for vindlast angivet i DS 410. Herved 

sikres, at også de resterende rammer vil få tilstrækkelige 

dimensioner. Som tidligere nævnt 

er der i bygningen vindkryds mellem 1. og 2. 

ramme, som optager vindlast fra gavlen. Der 

ses bort fra de kræfter, som disse vindkryds 

påvirker rammen med. 

Forud for beregningerne på de af lastkombinationerne i DS 409, der behandles i 

denne rapport, opstilles for hver af disse et antal lastscenarier. Lastscenarierne 

beskriver, hvilke laster der virker, og hvor de virker. 

Formålet med lastscenarierne er at finde frem til de mest ugunstige belastninger 

af bygningen, for senere at kunne kontrollere stabiliteten af denne vha. de forskellige 

lastkombinationer. Det er f.eks. ikke hensigtsmæssigt at opstille et lastscenario, 

hvor der er snelast på taget samtidig med at vinden forårsager sug, da 

disse laster er modsatrettede. Dermed virker de til gunst på hinanden, hvilket 

naturligvis ikke er hensigtsmæssigt, når en bygnings stabilitet under ekstreme 

påvirkninger ønskes undersøgt. 

Introduktion til undersøgte lastkombinationer 

Figur 39: Der dimensioneres efter 

lasterne på 2. ramme, regnet fra gavl. 

I DS 409 er angivet en hel række lastkombinationer, som benyttes til at teste 

stabiliteten af en konstruktion under forskellige forudsætninger. I denne rapport 

afgrænses undersøgelserne til at basere sig på lastkombination 1: anvendelsesgrænsetilstand, 

samt lastkombination 2.1, som er en del af brudgrænsetilstanden. 

Lastkombination 1: anvendelsesgrænsetilstand, skal undersøges for at sikre acceptable 

tilstande under normal brug. Der kan f.eks. være tale om forhold som 

tæthed, korrosion, hygiejne, udseende og komfort, der påvirkes af deformationer, 

B121 57

58 


revnedannelser og svingninger. Anvendelsesgrænsetilstanden har altså ikke direkte 

noget med sikkerhed at gøre. 

Under lastkombination 2: brudgrænsetilstand, findes i DS 409 flere underkombinationer 

med forskellige partialkoefficienter for de enkelte laster. I denne rapport 

undersøges kun for lastkombination 2.1, som giver tilstrækkelig sikkerhed 

mod brud, når den variable last ved fågangspåvirkning er væsentlig i forhold til 

den permanente last. Ved fågangspåvirkning menes ekstreme, sjældne tilfælde af 

belastning, altså ikke cykliske laster. Der ses også bort fra lastkombinationerne 

vedrørende ulykke. 

3.5.1 Lastkombination 1: anvendelsesgrænsetilstand 

Lastkombination 1 undersøges i denne rapport for at afgøre, om konstruktionens 

udbøjning som følge af egenlast samt én variabel last er acceptabel. I stålnormen 

DS 412 er angivet flere kategorier af konstruktioner med tilhørende tilladte værdier 

for udbøjning. Her beregnes søjlernes udbøjning, hvis tolerance findes under 

kategorien ”søjler i en-etages skeletbygninger”. Dette betyder en maksimal acceptabel 

udbøjning ved søjletoppene på 

Hvor 

h er søjlens højde (DS 412, 1998, p.24) 

h 

300 

(3.30) 

Udbøjningerne bestemmes vha. programmet TrussLab, der præsenteres i afsnit 

3.6.3 på side 67. Der undersøges for anvendelsesgrænsetilstanden med kun én 

variabel last virkende ad gangen, og denne multipliceres ligesom de permanente 

laster med partialkoefficienten 1,0 (DS 412, 1998, p. 24). 

Det må forventes, at den største udbøjning af søjletoppene 

opstår ved vind på facaden, som forårsager tryk på den ene 

søjles yderflange og sug på den anden. Herved ”presses” bygningen 

mod siden, hvorved søjletoppene må forventes udbøjet, 

som det er skitseret på figur 40. 

Tabel 9 og figur 41 angiver lasterne for dette scenario. Egenlasten 

er på figur 41 og de efterfølgende figurer symboliseret 

ved boksen i midten. 

B121 

Figur 40: Udbøjning ved 

anvendelsesgrænsetilstanden.


Tabel 9: Laster for 1. lastscenario i anvendelsesgrænsetilstand 

Nr. Beskrivelse Last 

1 

2 

3 

4 

Vind på tag (sug) 

(Virker 2,54 m) 





Vind 

(tryk) 

på søjle 

Partialkoefficient 

Regningsmæssig 

værdi 

9.867 N/m 1,0 9.867 N/m 

4.024 N/m 1,0 4.024 N/m 

2.874 N/m 1,0 2.874 N/m 

4.022 N/m 1,0 4.022 N/m 

5 Vind på søjle (sug) 1.724 N/m 1,0 1.724 N/m 

6 

7 

Lodret kranlast i 

kn. 19 

Lodret kranlast i 

kn. 47 

70.500 N 1,0 70.500 N 

34.300 N 1,0 34.300 N 

8 Egenlast 1 479.628 N 1,0 479.628 N 

1: se afsnit 3.4.1 

Da bygningens højde er 40,54 m, og den maksimalt acceptable udbøjning ved søjletoppene 

som nævnt er h / 300, skal udbøjningen altså holde sig inden for 

Dvs. 

40540mm 

300 

= 135mm 

(3.31) 

udbøjning ≤ 135mm 

(3.32) 

Da det er søjletoppene, der skal opfylde dette krav, skal dataene fra knude 21 og 

22 (venstre søjle) samt knude 44 og 45 (højre søjle) 

kontrolleres. Knudenumrene er vist på tegning T5. 

I tabel 10 findes udbøjningen ved rammens søjletoppe for 

de undersøgte laster, fundet vha. TrussLab, der præsenteres 

senere i afsnit 3.6.3 på side 67. Inputfilen findes på 

vedlagte CD-ROM som anvendelse.m. 

Tabel 10: Udbøjninger 

for knudepunkterne 

ved søjletoppene. 

Som det ses, overskrides tolerancen for udbøjning betragteligt. Dette betyder, at 

den valgte dimensionering af bygningen ikke er realistisk. Et andet valg af profiler 

foretages efter brudgrænsetilstanden er undersøgt. 

4 

Knude Udbøjning 

21 563 mm 

22 562 mm 

44 559 mm 

45 561 mm 

B121 59 

1 

2 

6 7 

8 

Figur 41: Lastscenario for 

anvendelsesgrænsetilstand. 

3 

5

60 


3.5.2 Lastkombination 2.1, brudgrænsetilstand 

I dette afsnit beregnes laster i lastkombination 2.1, som undersøger for sikkerhed 

mod brud, når de variable laster er væsentlige ved fågangspåvirkning i forhold til 

de permanente laster. Der undersøges for 4 lastscenarier, som beskrives i 

tabel 11 nedenfor. Da disse er valgt efter ønsket om en ugunstig belastning af 

bygningen, er de velegnede til, i samspil med brugen af partialkoefficienterne i 

lastkombination 2.1, at sikre bygningen mod brud under alle tænkelige forhold. 

Under brudgrænsetilstanden opstilles forskellige lastscenarier med dominerende 

og ikke-dominerende variable laster, dvs. natur- og nyttelaster. Dette reguleres 

vha. de i DS 409 angivne partialkoefficienter for brudgrænsetilstand 2.1. Her vil 

den dominerende last blive multipliceret med en partialkoefficient på 1,3 eller 1,5 

for hhv. nytte- og naturlaster. De ikke-dominerende laster multipliceres med partialkoefficienten 

0,5. 

Dette system sikrer, at der ikke dimensioneres for laster af en størrelse, som aldrig 

vil forekomme i virkeligheden. Ganske vist medfører partialkoefficienten for 

den dominerende last, at konstruktionen reelt overdimensioneres, hvilket tjener 

sikkerheden, men ved samtidig nedskalering af de ikke-dominerende variable 

laster i det pågældende lastscenario, undgås unødige udgifter til overdimensionering. 

F.eks. vil et tykt snelag på taget ikke forekomme samtidig med maksimal 

vindlast, da sneen her vil blæse af. Laster som følge af tyngde af konstruktionsdele, 

dvs. egenlast af ramme og kran, multipliceres med partialkoefficienten 1,0 i 

alle tilfælde (DS 412, 1998, p.27). 

B121


De 4 opstillede lastscenarier for brudgrænsetilstand er: 

Tabel 11: Beskrivelse af de fire valgte lastscenarier for lastkombination 2.1. 

Lastscenario 

Egenlast Vindlast Snelast Kranlast 

1 

2 

3 

4 

Medregnes jf. angi- Vind på facade dominerende. 

velserne afsnit 3.4.1 Mindste formfaktorer for tag 

Medregnes jf. angi- Vind på gavl dominerende. 


Medregnes jf. angi- Vind på gavl 

velserne afsnit 3.4.1 Største formfaktorer for tag 1 

Medregnes jf. angi- Vind på facade 


Ingen 

Ingen 

Dominerende 

Ingen 

Lodret enkeltlast 

i knude 19 og 47 







Vandret bremseogaccelerationslast 

dominerende 

1: Det antages her, at vinden blæser på gavlen i modsatte ende af bygningen i forhold til den 

ramme, der regnes på, dvs. 2. ramme. Dette antages for at opnå et tryk på taget fra vindlasten i 

tilgift til trykket fra snelasten. Dette sker jf. figur 33 på side 53 kun i område I, som ligger ved 

modsatte gavl i forhold til vindretningen. Bemærk at det kun er ved anvendelse af de største 

formfaktorer for tag, at det udelukkende er område I, der belastes. 

Herefter følger resultaterne for hvert af de 4 opstillede lastscenarier for brudgrænsetilstanden. 

B121 61

1. lastscenario for lastkombination 2.1 

62 


Tabel 12 og figur 42 angiver lasterne for 1. lastscenario undersøgt for lastkombination 

2.1. 

Tabel 12: Laster for 1. lastscenario i brudgrænsetilstand. 


1 

2 

3 







Partialkoefficient 

B121 


værdi 

9.867 N/m 1,5 14.800 N/m 

4.024 N/m 1,5 6.036 N/m 

2.874 N/m 1,5 4.311 N/m 

4 Vind søjle (tryk) 4.022 N/m 1,5 6.032 N/m 

5 Vind søjle (sug) 1.724 N/m 1,5 2.585 N/m 

6 

7 

Kranlast (lodret) 

kn. 19 

Kranlast (lodret) 

kn. 47 

70.500 N 1,0 70.500 N 

34.300 N 1,0 34.300 N 

8 Egenlast 1 479.628 N 1,0 479.628 N 


4 

1 

2 

6 7 

Figur 42: 1. lastscenario 

for brudgrænsetilstand. 

8 

3 

5




2.1. 



1 


(Virker 2 x 6,34 m) 

4.237 N/m 1,5 6.356 N/m 

2 


(Virker 12,68 m ) 

4.138 N/m 1,5 6.208 N/m 

3 

Vind på 

(sug) 

søjlerne 

5.171 N/m 1,5 7.756 N/m 

4 

Kranlast 

kn. 19 

(lodret), 

70.500 N 1,0 70.500 N 

5 

Kranlast 

kn. 47 

(lodret), 

34.300 N 1,0 34.300 N 

6 Egenlast 


1 479.628 N 1,0 479.628 N 



2.1. 

Tabel 14: Laster for 3. lastscenario i brudgrænsetilstand 




værdi 

1 Sne (tryk) 3.420 N/m 1,5 5.130 N/m 

2 Vind på tag (tryk). 1.150 N/m 0,5 575 N/m 

3 

Vind 

(sug) 

på søjlerne 

2.873 N/m 0,5 1.436 N/m 

4 

Kranlast 

kn. 19 

(lodret), 

70.500 N 1,0 70.500 N 

5 

Kranlast 

kn. 47 

(lodret) 

34.300 N 1,0 34.300 N 

6 Egenlast1 479.628 N 1,0 479.628 N 




værdi 





B121 63


64 


Tabel 15 og Figur 45 angiver lasterne for 4. lastscenario undersøgt for lastkombination 

2.1. 



1 

3 

4 

2 







Vind på søjle 

(tryk) 

Partialkoefficient 

B121 


værdi 

9.867 N/m 0,5 4.933 N/m 

4.024 N/m 0,5 2.012 N/m 

2.874 N/m 0,5 1.437 N/m 

4.022 N/m 0,5 2.011 N/m 

5 Vind på søjle (sug) 1.724 N/m 0,5 862 N/m 

6 

6 

7 

7 

Kranlast (lodret), 

kn. 19 

Kranlast 

(vandret), kn. 19 

Kranlast (lodret), 

kn. 47 

Kranlast 

(vandret), kn. 47 

70.500 N 1,0 70.500 N 

9.000 N 1,3 11.700 N 

34.300 N 1,0 34.300 N 

4.800 N 1,3 6.240 N 

8 Egenlast 1 479.628 N 1,0 479.628 N 


Disse 4 lastscenarier for brudgrænsetilstanden danner, sammen med scenariet 

for anvendelsesgrænsetilstanden, baggrunden for dimensioneringen af gitterrammen, 

der foretages i afsnit 3.7. 

3.6 Beregningsmetoder for snitkræfter 

I dette afsnit vil der blive gennemgået forskellige metoder til at beregne snitkræfter 

i denne projektrapports gitterramme, som den er beskrevet i afsnit 3.2.2. 

Der vil blive gennemgået tre forskellige metoder: 

• Håndberegninger 

• Programmet TrussLab 

• Gruppens eget program, B121gittersnit, baseret på MatLab 


for brudgrænsetilstand.

3.6.1 Forudsætninger 


De forskellige beregningsmetoder tager udgangspunkt 

i samme forudsætninger, som her gennemgås 

kort. 

Som tidligere nævnt er alle samlinger udført med 

charniere, og derved er gitterrammen indvendig statisk 

bestemt. Senere i afsnit 3.8 vil snitkræfterne for 

denne ramme blive sammenlignet med en ramme, 

der har momentstive samlinger. Forudsætninger i 

dette afsnit gælder ikke for denne momentstive ramme. 

Af programmeringstekniske årsager nummereres 

knudepunkterne, som det er vist på figur 

46 og tegning T5, således at knude 1 og knude 

2 er understøtningspunkterne, som har lodrette 

og vandrette reaktioner. Ellers er nummereringen 

fortløbende hele vejen rundt. 

Lastfordelingen 

På konstruktionen virker mange forskellige 

laster, der ækvivaleres, som det ses på figur 

47, til enkeltkræfter, der angriber i knudepunkterne. 

Dette betyder, at der udelukkende 

vil optræde normalkræfter i elementerne; 

hverken moment- eller forskydningskræfter. 

Dette er nødvendigt for, at de beregningsmetoder 

gruppen er i besiddelse af, kan benyttes. 

Egenlasten for hvert enkelt element sættes til 

at angribe i det øvre knudepunkt. Dette gælder 

også for facadelasten. 

Figur 46: Nummereringen af 

knudepunkterne. 

Figur 47: Lasterne angriber i knuderne. 

Egenlasten for et element angriber i den 

øverste knude (eks. Egen1). Facadens 

egenlast angriber i de ydre knuder (eks. 

EgenF). 

B121 65

3.6.2 Håndberegninger 

66 


I dette afsnit demonstreres, hvorledes stangkræfterne 

i gitterkonstruktionen kan bestemmes 

manuelt. Stangkræfterne vil blive bestemt 

ved hjælp af metoden ’løsskæring af knuder’. 

Metodens navn kommer af, at man forestiller 

sig, at de elementer, der samles i den enkelte 

knude, skæres over et vilkårligt sted. Derefter 

sættes normalkræfterne i elementerne til at 

virke væk fra knuden, som det ses på figur 48, 

hvor knude 1 er løsskåret. 

Da konstruktionen skal være statisk, dvs. i ligevægt, er det muligt at opstille ligevægtsligninger 

i vandret og lodret retning for hvert knudepunkt, altså: 

Fx 

∑ = 0 

(3.33) 

∑ = 0 

(3.34) 

Ud fra disse to simple ligevægtsligninger kan normalkræfterne i de enkelte elementer 

beregnes. For kun at have én ubekendt i ligningen er det nødvendigt at 

starte med at udregne vandret ligevægt for knude 1, vha. formel (3.33). 

Fy 

½ Fvind +R vH +sin( θ) ⋅ N1=0 

(3.35) 

Værdierne for de kræfter der påvirker konstruktionen ses i tabel 16, og som det 

 

kan ses på figur 48 er vinklen θ = 34,85 . Indsættes disse i (3.35), er det kun N1, 

der er ubekendt. Når denne er bestemt, kan der opstilles lodret ligevægt, hvor N2 

er den eneste ubekendte. På denne måde kan normalkræfterne i samtlige elementer 

i konstruktionen bestemmes. For at tydeliggøre beregningsgangen vil 

normalkræfterne for element 1-5, der ses på figur 47, i det følgende blive gennemregnet. 

Tabel 16: Værdier for de kræfter der påvirker konstruktionen. Reaktionskræfterne er beregnet i 

TrussLab, der bliver præsenteret i afsnit 3.6.3 (RvH = Reaktion venstre Horisontalt osv.). Egen 

lodret og Egen skrå angiver egenlasten for hhv. de lodrette og de skrå elementer. EgenF er egenlasten 

for den del af facaden, der virker i hver af knuderne i yderflangen, beregnet i afsnit 3.4.1. 

Vindlasten (Fvind) er ligeledes angivet som den del af vindlasten der virker i en knude i yderflangen. 

Lasttype vV R R vH Egen lodret Egen skrå EgenF Fvind 

Lastpåvirkning [N] 109.196 -108.552 540 6.988 3.910 15.992 

B121 

2 

½ Vind 

1 

N2 

θ=34,85° 

RvH 

RvV 

N1 

Figur 48: Løsskæring af knude 1. 

1


Som nævnt indsættes værdierne fra tabel 16 i (3.35). 

Den lodrette ligevægtsligning for knude 1 opstilles 

(3.36) 

(3.37) 

Det er nu muligt at gå videre til knude 3 og opstille ligevægt for denne. For at 

bestemme N3 opstilles først for vandret retning 

Og dernæst for lodret 

N5 bestemmes ved at opstille vandret ligevægt for knude 4 

Og N6 bestemmes ved lodret ligevægt 

Til sidst skæres knude 5 løs, og N7 bestemmes ved vandret ligevægt 

N8 bestemmes, som N2, N4 og N6, ved lodret ligevægt 

(3.38) 

(3.39) 

(3.40) 

(3.41) 

(3.42) 

(3.43) 

Det er på denne måde muligt at bestemme normalkræfterne i samtlige elementer 

af rammekonstruktionen. Disse resultater vil ikke ligge til grund for den videre 

dimensionering af ovnhallen, men beregningsmetoden er baggrunden for de beregninger, 

som gruppens eget beregningsprogram foretager. Dette program gennemgås 

i afsnit 3.6.4 på side 68. 

3.6.3 TrussLab 

TrussLab er et program, udviklet i MatLab, til at beregne snitkraftfordelinger og 

flytninger i konstruktioner. Programmet er i stand til at regne på statisk ubestemte 

konstruktioner, og har mange muligheder for tilpasning. En stor styrke 

ved programmet er endvidere et grafisk output, der viser konstruktionen med 

knudenumre, laster, reaktioner, deformationer og snitkræfter. Dette gør inputfejl 

nemmere at opdage. 

B121 67

Input 

68 


Trusslabs input skrives i en m-fil, der kalder underprogrammerne, som udfører 

beregningerne og plotter resultaterne. De krævede input er: 

• Hvordan elementerne er forbundet til knuderne, og om samlingen er udført 

med charniere eller ej. 

• Hvilke typer profiler der er tale om, og hvilke parametre de valgte materialer 

har. 

• Knudernes koordinater. 

• Hvilke understøtninger der er. 

• Hvilke laster der virker; programmet understøtter både enkeltkræfter og 

linielaster. 

Output 

På figur 49 ses en del af det grafiske output 

fra Trusslab, der viser deformationerne, 

reaktionerne og lasterne. Udover 

det grafiske skriver Trusslab alle snitkræfter 

ud i kommandovinduet. 

Ved at taste kommandoen ’showdof(u)’ Figur 49: En del af det grafiske output fra 

Trusslab. 

fås alle flytninger i millimeter. Dette er 

muligt for programmet at beregne, da man i inputfilen som nævnt specificerer, 

hvilke profiler konstruktionen indeholder, og hvad materialeparametrene er. En 

anden nyttig kommando er ’qe’, der snitter hvert enkelt element 6 steder, og giver 

snitkræfterne i disse snit. 

På den vedlagte cd findes flere trusslab-inputfiler. 

3.6.4 B121gittersnit 

Det er muligt at konstruere et program, der ligesom TrussLab udregner snitkræfterne 

i en statisk bestemt gitterkonstruktion. Et sådant program har gruppen 

produceret. Programmeringssproget er valgt til MatLab, idet gruppen har 

deltaget i et PE-kursus, der netop tog udgangspunkt i dette program. 

I det følgende vil der blive gjort rede for hovedtrækkene i beregningsgangen i dette 

program. For overskuelighedens skyld bliver der ikke gjort rede for alle programmeringstekniske 

detaljer. Udvalgte dele af programmet er indsat herunder, 

B121


mens den fulde programtekst er placeret i Appendiks B, og findes ydermere på 

den vedlagte cd, som b121gittersnit.m (MatLab) og b121gittersnit.txt (tekstfil). 

Strategi 

Programmet tager udgangspunkt i den 

meget simple gitterkonstruktion vist på 

figur 50. Rammen består af tre knudepunkter, 

der forbindes med to stangelementer. 

Rammen er fast understøttet i 

knude 1 og knude 2, og i knude 3 belaster 

en kendt enkeltkraft konstruktionen. 

Hvis programmet til at udregne snitkræfterne 

og reaktionerne for denne simple 

konstruktion skrives tilstrækkeligt generelt, 

vil dette program også være i stand til 

RvV 

RhV 

at regne på denne projektrapports gitterramme, som den er beskrevet i afsnit 

3.2.2 side 37. 

Det ses, at der er seks ubekendte faktorer i konstruktionen: de fire reaktioner, 

RvH, RvV, RhH og RhV samt de to normalkræfter i elementerne, N1 og N2. Der optræder 

hverken moment- eller forskydningskræfter i elementerne, som det er beskrevet 

i afsnittet om forudsætninger på side 65. 

Såfremt konstruktionen er statisk bestemt, som det allerede er forudsat i det foregående, 

kan der opstilles seks ligevægtsligninger, der bestemmer de seks ubekendte. 

Det ses, at dette er muligt, idet der for hver knudepunkt kan opstilles 

lodret og vandret ligevægt, således: 

( θ1,1 

) 

( θ1,1 

) 

( θ2,2) 

( θ2,2) 

( θ1,3 ) ( θ2,3) 

( θ ) ( θ ) 

Knude 1: Lodret ligevægt: RvV + N1⋅ sin = 0 

Vandret ligevægt: RvH + N1⋅ cos = 0 

Knude 2: Lodret ligevægt: RhV + N2⋅ sin = 0 

Vandret ligevægt: RhH + N2⋅ cos = 0 

2,2 

RvH 1,1 

RhH 

Knude 3: Lodret ligevægt: N1⋅ sin + N2⋅ sin + F = 0 

Vandret ligevægt: N1⋅ cos + N2⋅ cos + F = 0 

1,3 2,3 h 

B121 69 

v 

(3.44) 

Strategien i dette program vil være at opstille disse seks ligninger i en matrice, 

hvorefter MatLabs styrke til at arbejde med sådanne matricer vil blive udnyttet 

1 

1 

θ 

F 

3 

θ1,3 

θ2,3 

2 

θ 

2 

Figur 50: En meget simpel gitterkonstruktion.

70 


til nemt at bestemme reaktioner og normalkræfter. Denne matrice ser, for det 

ovennævnte eksempel, således ud: 

Input 

B121 

(3.45) 

Først skal programmet 

’fodres’ 

% x y Last horisontalt Last vertikalt 

Knudekoordinat=[ 0 0 0 0 %knude 1 

med ind-data. 

10 0 0 0 %knude 2 

5 5 0 -10 ];%knude 3 

Der laves en ma- % Startknude Slutknude 

trice, hvor knudekoordinater 

og 

Element=[ 1 3 %element 1 

3 2 ]; %element 2 

laster indtastes. Koordinaterne til knuderne er valgt tilfældigt ud fra figur 50. 

Bemærk, at lasterne indtastes i forhold til de normale, globale x- og y-akser. Placeringen 

af elementerne angives med start- og slutknude. Det er i dette program 

et krav, at venstre understøtning er i knude 1, samt at højre understøtning er i 

knude 2. Motivationen for dette følger senere. Koordinaterne angives i meter og 

belastningen i Newton. 

Optælling 

Til brug for den videre beregningsgang, laves der 

en optælling af antallet af knuder og elementer. 

Dette gøres ved først at spørge om matricens størrelse, 

hvorefter antallet af knuder eller elementer 

er antallet af rækker. 

Tilhørsforhold 

Programmet sættes nu til 

at gennemløbe for-løkker, 

der laver størstedelen af 

de beregninger der er 

nødvendige for at bestemme 

reaktioner og 

for i=1:NKnuder 

lokaltnummer=0; 

%j=globalt elementnummer 

N=size(Knudekoordinat); 

NKnuder=N(1); 

N=size(Element); 

NElementer=N(1); 

for j=1:NElementer 

if Startknude(j)==i 

lokaltnummer=lokaltnummer+1; 

stang(i,lokaltnummer)=j; 

%stang(knudenr,lokalt elementnummer)= globalt elementnummer

normalkræfter. 


Der er 2 løkker, den ene indeni den anden. Den ydre løkke sørger for, at programmet 

gennemløber alle N knuder. Den indre løkke søger igennem alle elementer, 

og undersøger, hvorvidt disse ’sidder fast’ i den aktuelle knude. I programstumpen 

i boksen søges efter, om startknuden er lig den aktuelle knude. En 

tilsvarende if-kommando findes senere for slutknuden. Hvert element, der findes 

i knuden, tildeles et lokalt elementnummer, og sammenhængen lagres i matricen 

’stang’. 

Vinkler 

Efter elementet er blevet tildelt et lokalt nummer, beregnes 

den vinkel, som elementet danner med x-aksen. En 

vigtig pointe er her, at vinklen regnes med fortegn, således 

som det er vist på figur 51. Alt afhængig af, om vinklen 

findes i start- eller slutknuden, giver dette altså to 

forskellige vinkler. Dette har stor betydning, når programmet 

lidt senere opstiller ligevægtsligningerne for 

knudepunkterne; her 

bliver normalkræften 

således retningsbestemt 

i forhold til den positive 

x- og y-akse. 

Opstilling af den ønskede matrice 

Nu er det muligt at opstille 

en generel version af matricen 

(3.45), og denne kaldes 

A. De to øverste linier i programstumpen 

indsætter 

vinklen på det rigtige sted i 

matricen og tager enten cosinus 

eller sinus til denne, 

afhængig af, om det er lodret 

eller vandret ligevægt. 

180+θ 

%Vinklerne for elementerne med fortegn i forhold til x-aksen findes: 

Vinkler(i,lokaltnummer)=atan2(Knudekoordinat(Slutknude(j),2)- 

Knudekoordinat(Startknude(j),2),Knudekoordinat(Slutknude(j),1)- 

Knudekoordinat(Startknude(j),1)); 

%atan2 bestemmer vinklen med fortegn. Syntaks: atan2(dy,dx) 

Da understøtningerne netop blev defineret til at være i knude 1 og 2, kan reaktionerne 

lægges til matricen A, som det er vist. Belastningerne lægges ind i vekto- 

θ 

B121 71 

x 

Figur 51: To forskellige vinkler 

for det samme element. 

A(2*i-1,j+4)=sin(Vinkler(i,lokaltnummer)); %lodret ligevægt 

A(2*i,j+4)=cos(Vinkler(i,lokaltnummer)); %vandret ligevægt 

%Reaktionerne lægges ind i løsningsmatricen A: 

A(1,1)=1; 

A(2,2)=1; 

A(3,3)=1; 

A(4,4)=1; 

%b-vektoren er det kendte=belastningen (negativt, da den er 

trukket over på den anden side af lighedstegnet: 


b(2*i-1,1)=-Knudekoordinat(i,4); 

b(2*i,1)=-Knudekoordinat(i,3); 

end 

x

72 


ren b ved hjælp af en for-løkke, der gennemløber alle knuderne, og lægger den 

lodrette og vandrette komposant af belastningen ind efter tur. 

Løsning af systemet 

Nu løses ligningssystemet enkelt. Det der skal udregnes for at finde vektoren indeholdende 

alle de ubekendte (x), er, som det ses i formel (3.46), den inverse til A 

ganget på b. 

Denne udregning foretages let i Matlab. 

A A A A A 

Resten af programmet sørger for at give et 

output i MatLabs kommandovindue. Outputtet 

for det simple eksempel er reaktioner med 

numeriske værdier på 5 N, og normalkræfter 

der viser et tryk i begge stænger på omkring 7 

N. 

−1 −1 −1 

x= b⇔ x= b⇔ x= b (3.46) 

Programmet er kontrolleret med forskellige 

konstruktioner, inklusive denne projektrap- 

Stangkr = 

ports store gitterramme, og regner normal- -7.0711 -7.0711 

kræfter og reaktioner helt ens med Trusslab. Programmets resultater stemmer 

ligeledes overens med håndberegningerne ovenfor. 

3.7 Dimensionering af enkeltdele 

Det blev i afsnit 3.5.1 på side 58 konstateret, at den valgte dimensionering ikke 

var tilstrækkelig i forhold til anvendelsesgrænsetilstandens krav for udbøjning. 

Dermed er der behov for at vælge andre profiler. I dette afsnit beregnes spændinger 

i profilerne ved brudgrænsetilstanden, for på denne måde i afsnit 3.8 at kunne 

foretage passende valg af nye profiler. 

3.7.1 Ståls egenskaber 

Før den valgte ramme kan dimensioneres er det nødvendigt at bestemme, hvilke 

materialer denne skal udføres i. En ramme af denne type vil oftest blive konstrueret 

af standard stålprofiler, hvilket også bliver tilfældet her. Stål er, grundet 

sine materialeegenskaber, ideelt til konstruktioner som denne, der skal kunne 

B121 

%Udregningen af løsningen foretages: 

x=inv(A)*b; 

>> Reaktionen til venstre er vertikalt 

RvV = 

5 

Reaktionen til venstre er horisontalt 

RvH = 

5.0000 

Reaktionen til højre er vertikalt 

RhV = 

5 

Reaktionen til højre er horisontalt 

RhH = 

-5.0000


modstå store tryk- og trækpåvirkninger, hvilket vil blive anskueliggjort i det følgende. 

Stålprofilers egenskaber afhænger i høj grad af den måde, som de er bearbejdet 

på under og efter valsning, ligesom kvaliteten af det stål der valses har betydning. 

I denne rapport anvendes almindeligt varmvalset konstruktionsstål af typen 

S235, der opfylder kravene i DS/EN 10025 eller tilsvarende, svarende til materialegruppe 

I, angivet i DS 412. Desuden er stålet normaliseret, hvilket betyder, 

at stålet har fået en særlig varmebehandling, der giver en højere styrke og 

bedre sejhed (Bonnerup et al., 2003). 

Stål er generelt et meget sejt 

materiale. Dette kan ses på 

arbejdskurven på figur 52, 

som er meget lang, dvs. der 

opnås store deformationer før 

der sker brud i elementet. 

Fordelen ved dette er, at der 

ikke, modsat f.eks. træ og beton, 

der er sprøde materialer, 

sker et uvarslet brud i konstruktionen; 

der vil ske betydelige 

deformationer først. 

Figur 52: Typisk arbejdskurve for stål (tøjning som funktion af 

spænding). fy angiver flydespændingen og fu trækstyrken, altså 

det tidspunkt hvor tøjningen bliver så stor, at elementet bryder 

(Bonnerup et al., 2003, p.18). 

Indtil stål når flydespændingen er det lineært elastisk, hvilket betyder, at stålet 

antager sin oprindelig længde efter en belastning fjernes. Når det gælder tryk, er 

egenskaberne meget lig dem for træk, så længe søjlen ikke bøjer ud. Trykflydespændingen 

sættes normalt til det samme som trækflydespændingen, og disse 

benævnes derfor blot som flydespændingen. 

Modsat træ er stål et meget homogent materiale, hvilket gør, at materialeegenskaberne 

ikke varierer nævneværdigt. Træ har forskellige egenskaber alt efter 

sort, og er f.eks. også følsomt overfor antallet af knaster. De små svingninger i 

ståls styrke gør, at der ikke kræves så store partialkoefficienter for stål, som for 

f.eks. træ. 

B121 73

For at få førstehåndserfaring 

med ståls 

egenskaber, har gruppen 

i et laboratorieforsøg 

bestemt elasticitsmodulet 

og flydespændingen 

for en stålstang. 

Arbejdskurven 

for stålstangen i forsøget 

kan ses på figur 53. 

Som det ses, er denne 

meget lig den generelle 

kurve på figur 52. Elasticitetsmodulet 

blev 

ved forsøget bestemt til ca. 

74 


6 

0, 21⋅ 10 MPa hvilket stemmer overens med de opgiv- 

ne værdier i Teknisk Ståbi, som kan ses i tabel 17. Flydespændingen ligger, som 

det ses på figur 53, omkring 350 MPa, men da forsøget blev udført med en anden 

ståltype end S235, der benyttes til rapportens gitterramme, er værdierne ikke 

ens. Egenskaberne for type S235 er illustreret i tabel 17. 

Tabel 17: Egenskaber for stål, type S235. Flydespændingen er afhængig 

af tykkelsen t (Teknisk Ståbi, 1999, pp.188-190). 

Materialekonstant Symbol Størrelse 

t ≤ 16mm 235 MPa 

Flydespænding fy 

16mm < t ≤ 40mm 225 MPa 

Trækstyrke fu 340 MPa 

Elasticitetsmodul E 0,21·10 6 MPa 

Densitet ρ 7850 kg/m 3 

3.7.2 Dimensionering 

Figur 53: Arbejdskurve for stålstang fra gruppens laboratorieforsøg. 

For at kunne dimensionere de enkelte stålprofiler i gitterrammen, er det nødvendigt 

at beregne styrken af de valgte profiler. Denne sammenholdes med de kræfter, 

som påvirker gitterrammen, og skaber spændinger i stålet. Beregningerne 

foregår efter metoden angivet i DS 412. 

B121


Fra TrussLab er normalkraften i de enkelte profiler beregnet. Ud fra disse normalkræfter 

vil profilerne blive dimensioneret. For at bestemme, om profilerne 

kan holde til de spændinger, der opstår, anvendes Naviers formel: 

Hvor 

σ er spændingen i stålet 

N er normalkraften 

A er tværsnitsareal 

M er momentet 

Iz 

N M 

σ = − ⋅ y 

(3.47) 

A I 

er inertimoment omkring z-aksen 

y er højden over z-aksen 

Da der er regnet med charniere i alle knudepunkter, er der, som tidligere nævnt, 

intet moment i stålprofilerne, og formlen kan således reduceres til følgende: 

z 

N 

σ = (3.48) 

A 

For at bestemme de regningsmæssige spændinger, skal der anvendes partialkoefficienter 

for både spændinger og stålets styrke (Bonnerup et. al., 2003, p.25). Der 

regnes med, at konstruktionen skal dimensioneres mht. fågangspåvirkning, og da 

de regningsmæssige spændinger ikke må overskride de regningsmæssige styrker, 

kan der opstilles følgende udtryk efter DS 412: 

Hvor 

σv 

f y 

σ v ≤ (3.49) 

γ 

er den størst forekommende spænding 

f y er stålets flydespænding 

γ er partialkoefficienten med hensyn til flydespændingen 

m 

Hvis formel (3.49) gælder, kan de valgte profiler anvendes, da de med stor sikkerhed 

kan modstå de spændinger, der vil opstå i konstruktionen. 

Den aktuelle konstruktion bliver opført i skærpet sikkerhedsklasse, hvilket har 

indflydelse på partialkoefficienten γ . Der regnes med normal materialekontrol- 

m 

klasse. 

m 

B121 75

76 


Da der vil blive dimensioneret for flydespænding, kan den samlede partialkoefficient 

γ for stålet bestemmes således: 

m 

γ = 1,17 ⋅γ ⋅ γ 

(3.50) 

m 0 5 

Hvor 

γ 0 tager hensyn til sikkerhedsklassen, og sættes til 1,1 

γ 5 tager hensyn til materialekontrolklassen, og sættes til 1,0 

Dette giver, at partialkoefficienten γ for stålet er: 

m 

γ = 1,17 ⋅1,1⋅ 1, 0 = 1, 29 

(3.51) 

m 

Herved kan den regningsmæssige værdi af stålets flydespænding findes: 

Hvor 

f yd er den regningsmæssige flydespænding 

235 MPa 

f yd = = 182 MPa 

(3.52) 

1, 29 

I afsnit 3.5 om lastkombinationer blev der taget hensyn til partialkoefficienterne 

på lasterne, så værdierne for normalkræfterne i TrussLab er medregnet i disse. 

Ud fra de forskellige lastkombinationer er de største normalkræfter i HEA600 

profilet og de kvadratiske gitterstænger fundet til at være hhv. et træk på 2.626 

kN mellem knudepunkt 19 og 21, og et træk på 2.990 kN mellem knudepunkt 21 

og 22, begge for lastscenarie 1, jvf. afsnit 3.5.2. Knudepunkternes placering er, 

som tidligere nævnt, vist på tegning T5. Inputfilerne til TrussLab for de fire lastscenarier 

er vedlagt på CD-ROM som hhv. brud1.m, brud2.m, brud3.m og 

brud4.m. 

Profilernes tværsnitsareal er 22,6⋅ 103 mm2 for HEA600 profilet og 2,88⋅ 103 mm2 for de kvadratiske stænger (Teknisk Ståbi, 1999). Spændingerne σv i de to profiler 

kan nu findes vha. formel (3.48): 

σ 

σ 

⋅ 

= = 116 MPa 

22,6 ⋅10 

mm 

vHEA , 

3 

2.626 10 N 

3 2 

⋅ 

= = 1038 MPa 

2,88⋅10 mm 

vrør , 

3 

2.990 10 N 

3 2 

B121 

(3.53) 

(3.54)


Herfra ses det, at HEA profilerne holder til den maksimale belastning, hvorimod 

de kvadratiske rør klart er underdimensioneret med ca. en faktor 6, da spændingen 

ikke må overskride 182 MPa. 

3.8 Løsningsevaluering 

Som det fremgik af afsnittet ovenfor, kan det konkluderes, at den valgte størrelse 

af HEA profilerne er mere end tilstrækkelig til at modstå de maksimale spændinger 

i profilet, mens de kvadratiske gitterstænger er underdimensioneret i det 

størst belastede element. Ved at isolere arealet i Naviers formel og indsætte den 

maksimalt tilladte spænding, kan det mindst tilladte tværsnitsareal for gitterstængerne 

og HEA profilerne bestemmes. 

Arør 

AHEA 

3 

2.990⋅10 N 3 2 

= = 16, 41⋅ 10 mm 

(3.55) 

182,17MPa 

3 

2.626⋅10 N 3 2 

= = 14,41⋅ 10 mm 

(3.56) 

182,17MPa 

Ud fra Teknisk Ståbi ses det, at de mindste, kvadratiske rør, der kan anvendes 

til gitterstængerne, er 400x400 mm rør, med en godstykkelse på 20 mm. Disse 

har dog et tværsnitsareal på 30,0⋅ 103 mm2 , men da der ikke findes et profil i 

Teknisk Ståbi imellem dette og et 300x300 mm kvadratisk rør, som ikke er tilstrækkeligt, 

er denne overdimensionering en nødvendighed, hvis der skal anvendes 

standardiserede rørstørrelser. Hvis der i stedet vælges et cirkulært rør, findes 

et profil med en diameter på 508 mm og godstykkelsen 11 mm, hvilket giver 

et tværsnitsareal på 17,2⋅ 103 mm2 . 

Det er muligt at anvende profiler med en mindre diameter ved at øge godstykkelsen, 

men da der ikke findes standardprofiler med disse dimensioner, vælges de 

nye gitterstænger til at være 400x400 mm kvadratiske rør. De cirkulære rør vælges 

fra, da det her tilstræbes, at rørene fylder mindst muligt. Der er derfor ikke 

taget hensyn til den øgede stålmængde. 

Det skal bemærkes, at da godstykkelsen er 20 mm for disse profiler, ændres stålets 

flydespænding. Som det ses på tabel 17 på side 74 gælder der for stål af typen 

S235, med en tykkelse på over 16 mm, at flydespændingen er 225 MPa. Anvendes 

partialkoefficienten fra formel (3.51) for stålet her, bliver den regningsmæssige 

værdi af stålets flydespænding 174 MPa. Dette medfører, at profilet 

mindst skal have et tværsnitsareal på 17,14⋅ 103 mm2 . Dette har dog ingen ind- 

B121 77

78 


flydelse på profilvalget, da tværsnitsarealet af det valgte profil stadig er over 

denne størrelse. 

De netop valgte kvadratiske rørprofiler er ikke nødvendige i hele konstruktionen, 

og ved at regne på snitkræfterne i hele rammen kan en optimal løsning findes. 

Dette resulterer i, at der skal anvendes mange forskellige profilstørrelser, hvilket 

vanskeliggør konstruktionen på byggepladsen. 

HEA profilerne kan gøres mindre, da de er overdimensioneret. HEA profilerne 

kan således vælges til at have et tværsnit på minimum 14,41⋅ 103 mm2 . Ved opslag 

i Teknisk Ståbi ses det, at det mindste profil, der kan vælges, er et HEA400 

med et tværsnitsareal på 15,9⋅ 103 mm2 . 

Nye beregninger 

Som følge af disse ændringer i profilvalget vil egenvægten også ændres. Denne 

ændring skal indgå i de nye beregninger af normalkræfterne. Ved at indtaste data 

for de nye profiler i TrussLab kan de tilsvarende normalkræfter beregnes. Inputfilen 

til TrussLab for lastscenario 1 er vedlagt på CD-ROM som nybrud1.m 

Som følge af ændringen i egenvægten ændres fordelingen af lasterne også. Resultaterne 

viser da, at de største normalkræfter forekommer i det modsatte hjørne 

af gitterrammen, i forhold til de oprindelige profiler. Yderligere viser beregningerne, 

at de maksimale normalkræfter i HEA400 profilerne og de 400x400 mm 

kvadratiske rør bliver hhv. -2.467 kN imellem knudepunkt 44 og 47, og -2.894 kN 

mellem knudepunkt 44 og 45. 

Ved igen at anvende Naviers formel, kan de nye spændinger findes: 

σ HEA 

σ gitter 

3 

−2.467⋅10 N 

= = −155 

MPa 

3 2 

15,9 ⋅10 

mm 

3 

−2.894⋅10 N 

= = −96 

MPa 

3 2 

30⋅10 mm 

B121 

(3.57) 

(3.58) 

Spændingerne for begge profiler er under de maksimalt tilladte nominelle værdier 

på 182 MPa og 174 MPa for hhv. HEA profilerne og de kvadratiske rør. Spændingerne 

i de kvadratiske rør er langt under det maksimalt tilladte, hvilket skyldes, 

at tværsnitsarealet som nævnt er væsentligt større end det nødvendige.


Tilsvarende kan der for anvendelsesgrænsetilstanden udføres beregninger, vha. 

TrussLab, for bygningens udbøjning med de valgte profiler. Inputfilen er vedlagt 

på CD-ROM som nyanvendelse.m. Disse resultater er vist i tabel 18. 

Som det ses, er hallens udbøjninger ved søjletoppene 

stadig væsentligt større end den vejledende værdi på 

maksimalt 135 mm. Men da konstruktionen lever op til 

kravene fra brudgrænsetilstanden med de nye profiler, 

og der derfor ikke er fare for, at konstruktionen vil bryde 

sammen, må det være en vurderingssag, om disse udbøjninger 

kan accepteres. 

Tabel 18: Udbøjninger 

for knudepunkterne ved 

søjletoppene. 

Knude Udbøjning 

Da der ikke foregår nogen egentlig aktivitet i hallens øvre del, vil udbøjningerne 

formentlig ikke medføre gener. Havde der i stedet været tale om en kontorbygning 

eller lignende, ville det givetvis have forringet komforten mærkbart. Det 

kan dog bemærkes, at der kun yderst sjældent vil forekomme udbøjninger af 

denne størrelse, idet anvendelsesgrænsetilstanden undersøger for en vindhastighed 

på 24 m/s. 

3.9 Momentstiv konstruktion 

Konstruktionen, der er regnet på i det ovenstående, er som nævnt med charniere 

i alle knudepunkter, hvilket er en usandsynlig måde at 

opføre en bygning på. Dette er illustreret på figur 54, 

hvor det ses, at HEA profilet ”deles” ved hvert knudepunkt, 

hvilket medfører, at profilerne kun skal være ca. 

4 m lange. På denne måde laves 

der mange flere samlinger 

end nødvendigt, hvilket er 

tidskrævende. 

Det vil således, i dette tilfælde, 

være mere praktisk at udføre 

konstruktionen med momentstive 

samlinger, da profilerne 

på denne måde ikke bliver delt 

for hvert knudepunkt. En typisk 

samling i en sådan kon- 

Figur 55. Momentstiv samling. 

21 462 mm 

22 463 mm 

44 461 mm 

45 463 mm 

Figur 54: Charnieresamling 

mellem to HEA profiler 

og to tværstænger. 

B121 79

80 


struktionstype er vist på figur 55. Det er muligt at lave flangerne i et stykke, og 

tværstængerne med charniere, men eksemplet i det følgende er for fuldstændigt 

momentstive samlinger. 

At samlingerne er udført på denne måde betyder, at der ikke kun opstår normalkræfter 

i elementerne, men også forskydningskræfter og moment. En typisk 

spændingsfordeling er illustreret på figur 56. 

Z 

Y 

Vs 

Ms 

Figur 56: Generelle spændinger i et profil. σ og N σ er normalspændinger 

M 

fra hhv. normalkraft og moment, τ er forskydningsspænding. 

For at kontrollere, om profilerne kan holde til spændingerne, anvendes Truss- 

Lab, som kan regne med jævnt fordelte laster. Således kan vind- og snelast modelleres 

bedre, end hvis de blev ækvivaleret i hvert knudepunkt som enkeltkræfter. 

Der vil kun blive beregnet på HEA600 profilet, da beregningsmetoden er tilnærmelsesvis 

den samme for de kvadratiske rør. Da det tidligere viste sig, at de største 

normalkræfter forekommer i gitterrammens hjørner, vælges der at regne på 

det samme hjørne, som i de ovenstående beregninger for HEA600 profilet i afsnit 

3.7.2 på side 74. Elementet ligger altså mellem knude 19 og 21, vist på tegning 

T5. Det er dog ikke sikkert, at de største spændinger opstår her, da det er en anden 

konstruktion. Det giver dog en mulighed for at sammenligne spændingerne i 

de to konstruktioner, hvorfor der også vil blive regnet for det samme lastscenario: 

Lastscenario 1 for lastkombination 2.1: brudgrænsetilstand. 

Fra TrussLab fås størrelsen af normal- og forskydningskræfter samt moment ved 

lastscenariet. Det skal bemærkes, at størrelsen af momentet varierer gennem 

hele det profil, der regnes på, mens normal- og forskydningskræfterne er konstante. 

Derfor er elementet vha. TrussLab snittet seks steder langs længdeaksen, 

for at få en tilnærmelse af det største moment. Det er denne størrelse, der anvendes 

i nedenstående beregninger. 

Ns 

B121 

σ N σ M τ


Herefter kan normalspændingen i profilet findes ved hjælp af Naviers formel, 

(3.47). Forskydningsspændingen kan findes ved hjælp af Grashofs formel: 

Hvor 

V ⋅ S 

τ =− 

I ⋅b 

τ er forskydningsspændingen 

V er forskydningskraften 

Sη er det statiske moment 

Iz er inertimomentet 

b er bredden 

z 

η 

(3.59) 

Naviers formel og Grashofs formel kan kombineres ved hjælp af von Mises brudhypotese, 

som giver et udtryk for, hvor store de samlede spændinger i stålet er: 

f σ τ 

Sættes værdierne for normal- og forskydningskræfter 

samt moment ind i de ovenstående 

formler, kan spændingerne i stålet 

udregnes. Da summen af spændingerne ikke 

vil være den samme gennem hele profilets 

tværsnit, kan der udregnes spændinger 

i forskellige snit, for således at bestemme 

de største spændinger. Der vil i rapporten 

kun blive gennemgået beregninger på ét 

snit i profilets tyngdepunktslinie. Beregninger 

på snit andre steder i profilet udføres på 

samme måde. Der kan typisk regnes på 

punkterne, som er markeret på figur 57. De 

følgende beregninger tager udgangspunkt i 

øverste halvdel af profilet fra snit1. 

2 2 

yd ≥ + 3 

(3.60) 

12,5 mm 

Snit 2 

z 

300 mm 

HEA600 

y 

Snit 1 

25 mm 

13 mm 

Figur 57: HEA600 profil med 2 snit. 

590 mm 

B121 81

Tyngdepunkt og statisk moment 

82 


Inden ovenstående formler kan benyttes, skal udsnittets tyngdepunkt og statiske 

moment først defineres. Tyngdepunktet af den øvre del fra snit 1 kan findes ved 

at dele udsnittet op i rektangler, og derefter finde disses statiske moment i forhold 

til z-aksen, som er den globale tyngdepunktsakse for hele profilet. Disse statiske 

momenter adderes, og divideres med det samlede areal af udsnittet: 

y 

tyngde 

Sz 

(25mm⋅300mm) ⋅ 282,5mm + (13mm ⋅270mm) ⋅135mm 

= = = 235,5 mm 

A 

((25mm⋅ 300mm) + (13mm ⋅270mm) 

B121 

(3.61) 

Det samlede tyngdepunkt af udsnittet ligger altså 235,5 mm over z-aksen, som er 

profilets globale tyngdepunktsakse. 

Desuden skal det statiske moment af hele udsnittet bestemmes. Dette er givet 

ved arealet af det, der ligger over snittet, multipliceret med armen fra udsnittets 

tyngdepunkt til profilets globale tyngdepunkt. 

Spændinger 

(3.62) 

Da alle faktorerne i Grashofs formel, (3.59), nu er defineret, kan forskydningsspændingen 

i snit 1 bestemmes. 

3 6 3 

181, 44⋅10 N⋅2,59⋅10 mm 

τ =− =−25,6 

MPa 

6 4 

1.412⋅10 mm ⋅13 

mm 

(3.63) 

Herefter udregnes normalspændingerne ved hjælp af Naviers formel. Momentet 

er givet fra TrussLab, hvor der er valgt den højeste værdi. Inputfilen er vedlagt 

på CD-ROM som momentstiv1.m. 

σ 

3 6 

1.857⋅10 N 831⋅10 Nmm 

NM , = − ⋅ 0mm= 82,2MPa 

3 2 6 4 

22,6 ⋅10 mm 1.412⋅10 mm 

(3.64) 

De ovenstående resultater anvendes i von Mises brudhypotese, og dette resulterer 

i følgende: 

2 2 

f yd ≥ (82,2MPa) + 3 ⋅( − 25,6MPa) = 93,4MPa (3.65) 

Det ses, at spændingerne i stålet i snit 1 er langt mindre end stålets regningsmæssige 

flydespænding på 182 MPa.

Snit 2 


Spændingerne i snit 2 kan udregnes på samme vis. Resultaterne fra beregningerne 

for de to snit vist på figur 57, er angivet i tabel 19. 

Tabel 19: Spændinger i de to snit. 

Normalspænding σ Forskydningsspænding τ Samlet spænding 

Snit 1 82,2 MPa -25,6 MPa 93,4 MPa 

Snit 2 -84,0 MPa -0,5 MPa 84,0 MPa 

Af tabel 19 ses, at spændingerne ikke overgår de maksimalt tilladte på 182 MPa i 

de to punkter. 

Figur 58: Forskydningsspændinger 

i snit 1 og 2. 

82,2 MPa -173,6 MPa -91,6 MPa 

+ = 

173,6 MPa 255,8 MPa 

Figur 59: Ud fra Naviers formel findes normalspændinger 

langs y-aksen. 

Forskydningsspændingerne for snit 1 og 2 er illustreret på figur 58. De fundne 

forskydningsspændinger er negative og derfor modsatrettet x-aksen. 

Hvis formel (3.64) optegnes som funktion af y, kan fordelingen af normalspændingerne 

fra normalkraften og momentet langs y-aksen findes. Denne er illustreret 

på figur 59. Det ses, at den største normalspænding findes i bunden af profilet, 

hvor den antager en værdi på 255,8 MPa. 

Selvom forskydningsspænding ikke beregnes, ses det, at spændingerne i bunden 

af HEA600 profilet er større end den regningsmæssige flydespænding på 182 

MPa. Dermed kan det ses, at et HEA600 profil ikke er tilstrækkeligt i den momentstive 

konstruktion. 

B121 83

Opsummering 

84 


Som det fremgår af resultaterne, er de største spændinger i HEA600 elementet, 

imellem knudepunkt 19 og 21, større, hvis konstruktionen ikke har charniere i 

alle knudepunkter. Hvis der er charniere i knudepunkterne, er spændingerne på 

116 MPa, hvorimod de i den momentstive konstruktion er på over 250 MPa. Dette 

skyldes et meget stort moment i elementet, når der snittes tæt på hjørneknuden, 

knude 21. 

B121

Kapitel 4. Konklusion 


Målet med denne rapport er, på baggrund af det overordnede tema ”Modellernes 

virkelighed”, at undersøge baggrunden for opførelsen af den nye 4. ovnlinie ved 

I/S Reno-Nord, samt at udforme og dimensionere en hal, der vil kunne indeholde 

denne ovnlinie, som i øjeblikket opføres ved værket i Aalborg Øst. 

Fokus har i undersøgelsen af baggrunden for byggeprojektet været rettet mod I/S 

Reno-Nords fremtidige kapacitetsproblemer og økonomi, samt kommende krav til 

røggasemission. Ved hjælp af scenarioplanlægning, har I/S Reno-Nord vurderet, 

at den modtagne affaldsmængde vil stige frem til år 2012 og stagnere ved 

160.000 ton/år. Det nuværende anlæg har kun kapacitet til at forbrænde 125.000 

ton/år, og eftersom der allerede er ved at opstå problemer med at behandle den 

modtagne affaldsmængde, må der findes en løsning. 

Opførelsen af en ny 20 ton/time ovnlinie i en ny bygning er anslået til at koste 

668 mio. kr. Da den nye ovnlinie, som skal erstatte de varmeproducerende ovnlinier 

1 og 2, både kan producere varme og elektricitet, forventes en betydelig indtægtsforøgelse 

ved merproduktion af elektricitet. Samtidig forventes besparelser 

i forbindelse med drift og vedligeholdelse, samt en merindtægt på varmeproduktionen. 

I forhold til det nuværende anlæg, vil dette give en nettobesparelse på 92 

kr./ton forbrændt affald. 

I forbindelse med gruppens dimensionering af den nye ovnhal, er der ikke foretaget 

beregninger på den aktuelle bygning. I stedet har gruppen selv skitseprojekteret 

en ovnhal som en gitterkonstruktion af tilnærmelsesvis samme størrelse 

som den aktuelle ovnhal, og med charniere i alle knudepunkter. For at kunne 

bestemme, om de valgte profilstørrelser kan modstå de laster, som påvirker ovnhallen, 

er størrelsen af egen-, vind-, sne- og kranlast på hele bygningen først blevet 

fastlagt ud fra bestemmelserne i Dansk Standards normer. 

Da ovnhallens 2. ramme, regnet fra gavl, er hårdest belastet af vind, er netop 

denne dimensioneret. Herved sikres, at de resterende rammer ligeledes kan mod- 

B121 85

86 


stå lasterne. For at kunne dimensionere rammen for stabilitet under ugunstige 

forhold, er der opstillet en række lastscenarier for rammen, som anvendes i lastkombinationerne 

for anvendelsesgrænsetilstand og brudgrænsetilstand. Opfyldelse 

af disse sikrer acceptable udbøjninger under normale forhold, og sikkerhed 

mod brud under ekstreme lastpåvirkninger. 

Med udgangspunkt i de fundne laster, er der blevet beregnet snitkræfter i alle 

rammens elementer, såvel ved håndberegninger som vha. programmet Trusslab. 

Gruppen har desuden programmeret et program, b121gittersnit, i MatLab, som 

kan beregne normalkræfter i gitterrammens elementer, samt reaktioner. 

Ved hjælp af rammeelementernes normalkræfter er de hårdest belastede områder 

af rammen blevet bestemt. Spændingerne i disse elementer er blevet beregnet 

vha. Naviers formel. Dette har givet en spænding i HEA600 profilerne på 116 

MPa, hvormed den maksimale, regningsmæssige værdi for stålets flydespænding 

på 182 MPa overholdes. Derimod overstiger spændingen i gitterstængerne, der er 

kvadratiske rør, flydespændingen, idet spændingen her er beregnet til 1038 MPa. 

Udfra disse spændinger kan HEA600 profilerne erstattes af HEA400 profiler, 

mens dimensionen af de kvadratiske rør må øges fra 100x100 mm til 400x400 

mm, med godstykkelser på hhv. 8 mm og 20 mm. De nye spændinger er blevet 

beregnet til -155 MPa for HEA400 profilerne og -96 MPa for de kvadratiske 

rørprofiler. Da godstykkelsen af de kvadratiske rør er over 16 mm, ændres flydespændingen 

herfor, hvormed den regningsmæssige værdi for flydespændingen 

bliver 174 MPa. De nye profiler opfylder brudgrænsetilstanden, hvorimod kriterierne 

i anvendelsesgrænsetilstanden overskrides for begge profilvalg. Dette vurderes 

dog ikke som værende et større problem, da der ikke skal opholde sig mennesker 

i toppen af bygningen, hvor de største udsvingninger sker. 

Da det i praksis må anses for urealistisk at opføre en konstruktion af den type, 

rapporten omhandler, med charniere i alle knudepunkter, er der også udført beregninger 

på en tilsvarende konstruktion, men uden charniere i knudepunkterne. 

Beregningerne af kræfterne i denne er udelukkende udført vha. Trusslab, og der 

er kun blevet beregnet på den oprindelige konstruktion med HEA600 profiler. 

Der er undersøgt for det HEA600 element, der var mest belastet i den oprindelige 

konstruktion, og den største normalspænding er fundet til at være 256 MPa. Forskydningsspændingerne 

er ikke fundet i dette snit, da dette allerede overstiger 

den regningsmæssige flydespænding på 182 MPa. Spændingerne i elementet er 

B121


således større i den momentstive konstruktion, end i konstruktionen med charniere 

i alle knudepunkter. 

B121 87

Kildeliste 

88 

Kildeliste 

(Affald Danmark, 2004): Præsentation af Affald Danmark 

Folder om Affald Danmark 

http://www.affalddanmark.dk/affald%20danmark%20ny.pdf 

Hentet d. 19. marts 2004........................................................................................................................12 

(Bonnerup et. al., 2003): Stålkonstruktioner efter DS 412 

Bent Bonnerup og Bjarne Chr. Jensen 

Ingeniøren Bøger 2003, 1. udg., 2. oplag 

ISBN 87-571-2400-0 ...............................................................................................................................75 

(Curtin University, 2004): Harvard Referencing 2004 

Curtin University of Technology 

http://lisweb.curtin.edu.au/referencing/harvard.html#reflist 

Hentet d. 18. februar 2004 .......................................................................................................................2 

(DS 410, 1998): Norm for last på konstruktioner 

Dansk standard, 1998 4. udgave 

ICS 91.080.01........................................................................................................................47, 49, 50, 52 

(DS 412, 1998): Norm for stålkonstruktioner 

Dansk standard, 1998 

ICS 91.080.10..........................................................................................................................................58 

(DTU, 1999): En Byggesag 

Danmarks Tekniske Universitet, 1999 

http://www.adm.dtu.dk/tf/byggesag_d.htm 

Hentet d. 8/3 2004 ..............................................................................................................................9, 28 

(EBST, 2003): Bygherrevejledningen 2003 

Erhvervs- og boligstyrelsen 

ISBN 87-91143-53-5 

http://www.ebst.dk/file/663/Bygherrevejledning 

Hentet d. 14. april 2004 .....................................................................................................................9, 28 

(Energistyrelsen, 2002): Kort energihistorie 

http://www.ens.dk/sw1756.asp 

Hentet d. 24. maj 2004 ...........................................................................................................................17 

(Fonseca et al., 1995): Byggeprocessen 

Niels Fonseca og Ove Menne-Thomsen 

Erhvervsskolernes forlag, 1995 

ISBN 87-7510-598-5 .........................................................................................................................27, 35 

(HFB 24, 1984): Håndbog for bygningsindustrien 

Nyt Nordisk Forlag Arnold Busck A/S, 24. udgave 

ISBN 87-17-05248-3 ...............................................................................................................................28 

(I/S Reno-Nord, 2002): Pressemeddelelse, ny affaldsfyret ovnlinie på I/S Reno-Nord 

I/S Reno-Nord, 19. september 2002 

http://www.reno-nord.dk/media/pressemeddelelse_ny_ovnlinie.pdf 

Hentet d. 25/3-04 ....................................................................................................................................28 

B121

(I/S Reno-Nord, 2003): Årsrapport 2002 

Kildeliste 

http://www.renonord.dk/media/aarsrapport_2002_.pdf 

Hentet d. 18. maj 2004........................................................................................................................... 14 

(I/S Reno-Nord, 2004a) 

Virksomhedsbesøg d. 1.4.2004 v/ driftsleder Henrik Skov........................................................... passim 

(I/S Reno-Nord, 2004b): Budget 2004 

www.renonord.dk/media/budget_2004_.pdf 

Hentet d. 18. maj 2004........................................................................................................................... 16 

(Jensen, 2002): Byggeri - fra vision til virkelighed 

Per Anker Jensen 

Forlaget Tegl, 2002 

ISBN 87-88925-501 ...................................................................................................................... 9, 10, 27 

(Larsen, 2002): Byggeri og Energi - en procesbeskrivelse 

Jørgen Larsen 

Juridisk forlag, 2002 

ISBN 87 90222 04 0 ................................................................................................................................. 9 

(Miljø- og Energiministeriet, 1999): Bekendtgørelse om supplerende regler i medfør af lov om planlægning 

(samlebekendtgørelse) 

http://www.retsinfo.dk/_GETDOCM_/ACCN/B19990042805-REGL 

Hentet d. 25/3-04.................................................................................................................................... 31 

(Miljøstyrelsen, 2003): Orientering fra Miljøstyrelsen nr. 6, 2003: Affaldsstatistik 2002 

Miljøstyrelsen, Miljøministeriet 2003 

http://www.mst.dk/udgiv/publikationer/2003/87-7972-816-2/pdf/87-7972-817-0.pdf 

Hentet d. 2. marts 2004 ......................................................................................................................... 13 

(NJA, 2001): Regionplan 2001 

Nordjyllands Amt 2001 

http://www.nja.dk/Serviceomraader/Regionplan/Regionplan2001/Regionplan2001.htm 

Hentet d. 4. april 2004 ............................................................................................................... 13, 14, 31 

(NJA, 2003): Regionplantillæg nr 75 med VVM-redegørelse. 

Nordjyllands Amt, 2003 

J.nr. 8-50-12-21-851-0001-00......................................................................................................... passim 

(Poulsen et al., 2004): Ny forbrændingshal ved I/S Reno-Nord 

Allan Poulsen og Rasmus Kørner Nielsen. 

Afgangsprojekt, B-7 

Aalborg Universitet, Januar 2004................................................................................................... 33, 56 

(Rambøll, 1998): I/S Reno-Nord: Fremtidigt anlægskoncept 

Rambøll, november 1998 

J. nr.: Ha98.1460.................................................................................................................... 5, 19, 22, 30 

(Rambøll, 2001): I/S Reno-Nord: Projektforslag for etablering af ny ovnlinie 

Rambøll, juli 2001 

J.nr. 485-000131, 8. udgave........................................................................................................... passim 

(Rambøll, 2004) 

Byggepladsbesøg d. 17. maj 2004 v/ Ingeniør Kristian Birch Sørensen, Rambøll .................. 28, 30, 32 

(Regeringen, 2003): Affaldsstrategi 2005-2008 

Regeringen, 2003 

http://www.mst.dk/udgiv/publikationer/2003/87-7972-971-1/pdf/87-7972-973-8.pdf 

Hentet d. 4. marts 2004 

ISBN 87-7972-973-8............................................................................................................................... 17 

(Revsbech, 2002): Lærebog i miljøret 

Karsten Revsbech et al. 

Jurist- og økonomforbundets forlag, 2002 3. udg. 

ISBN 87-574-0694-4............................................................................................................................... 17 

B121 89

(Teknisk Ståbi, 1999): Teknisk Ståbi 

90 

Kildeliste 

C. G. Jensen et al. 

Teknisk Forlag 1999, 18 udgave 

ISBN 87-571-2134-6 ...............................................................................................................................76 

(Thomsen, 1971): Stålkonstruktioner - gitterdragere 

Kjeld Thomsen 

Polyteknisk Forlag, 1971 .......................................................................................................................37 

(Aalborg Byråd, 2001): Ref. af byrådsmøde 25. juni 2001 

http://www.aalborg.dk/byraad+og+politik/dagsordener+og+referater/byraad/arkiv/b250601.pdf 

Hentet d. 17. marts 2004..................................................................................................................15, 32 

(Aalborg Byråd, 2003): Referat fra møde i Teknisk udvalg 20.02.2003 

http://www.aalborg.dk/byraad+og+politik/dagsordener+og+referater/teknisk+udvalg/arkiv/tu200204 

.pdf#Punkt4 

Hentet d. 5. marts 2004..........................................................................................................................30 

(Aalborg Kommune, 2000): Debatoplæg til offentlig høring 

Aalborg Kommune/ Nordjyllands Amt 

Nordjyllands Amt, August 2000 ............................................................................................................16 

(Aalborg Kommune, 2003a): Kommuneplantillæg 5.28 

http://www.aalbkom.dk/serviceomraader/by+og+trafik/kommune-+og+lokalplaner/528lgr.pdf 

Hentet d. 13. marts 2004..................................................................................................................16, 30 

(Aalborg kommune, 2003b): Lokalplan 08-053 

Teknisk forvaltning 

http://www.aalbkom.dk/serviceomraader/by+og+trafik/kommune-+og+lokalplaner/08-053.pdf 

Hentet d. 26 maj 2004 ......................................................................................................................29, 95 

B121

Kildekritik 

Kildekritik 

I denne rapport er der blevet anvendt en række forskellige typer kilder. Overordnet 

set kan disse opdeles i fagtekniske udgivelser, lærebøger, Internet, tekniske 

rapporter, vejledere og eksterne kontakter. Disse typer af kilder er ikke alle lige 

pålidelige, da det f.eks. ikke kan forventes, at oplysninger fra visse kilder på Internettet 

kan være objektive. Dette må der derimod regnes med, at eksempelvis 

fagtekniske udgivelser er. 

Fagtekniske udgivelser 

Af denne type kan nævnes de standarder, som er brugt i rapporten, samt Teknisk 

Ståbi. Disse kilder må som nævnt betragtes som objektive, da der ikke er nogen 

gevinst for forfatteren ved at forholde sig subjektiv til emnet. 

Lærebøger 

Denne type kilde må også betragtes som pålidelige, da det må skønnes, at forfatteren 

har et tilstrækkeligt fagligt niveau til at udgive sådanne bøger. Dog skal 

det tages i betragtning hvor højt det faglige niveau i bøgerne er, da der kan indgå 

visse forsimplinger i bøger af et lavere fagligt niveau. 

Internet 

Der kan være stor forskel i pålideligheden af kilder fra Internettet, og det skal 

derfor altid undersøges, hvem der står bag kilden, og hvilke interesser disse personer 

evt. kunne have i at forholde sig subjektivt til et emne. Her er det oplagt at 

producenters hjemmesider kan være subjektive, da disse selvfølgelig er interesseret 

i at sælge deres produkt. Kilder fra diverse offentlige institutioner må dog 

betragtes som værende objektive i lighed med fagtekniske udgivelser. 

Tekniske rapporter 

Der er i rapporten blevet anvendt tekniske rapporter fra Rambøll og Nordjyllands 

Amt, samt en afgangsrapport fra Aalborg Universitet. Disse må betegnes 

B121 91

92 

Kildekritik 

som værende objektive, men da de ofte er skrevet under et vis tidspres, skal de 

undersøges for evt. fejl og mangler, som ikke er blevet opdaget af forfatterne. 

Vejledere 

Disse kilder må betragtes som objektive, da disse, ligesom de fagtekniske udgivelser, 

ikke får en gevinst ved at forholde sig subjektivt. Desuden må deres faglighed 

betragtes som værende på et højt niveau. 

Eksterne kontakter 

Gennem projektforløbet har der været taget kontakt til en række personer udenfor 

universitetet. Der har været taget kontakt til ingeniør Kristian Birch Sørensen 

fra Rambøll og Henrik Skov, driftsleder på I/S Reno-Nord. Disse anses som 

troværdige, idet de ingen interesse har i at komme med ukorrekte oplysninger. 

B121

Appendiks A VVM 

Appendiks A. VVM 

Inden opførelsen af den nye ovnlinie på I/S Reno-Nord skal der ifølge planloven 

udarbejdes en VVM-redegørelse. Denne er udgivet som (NJA, 2003), og er den 

væsentligste kilde til dette afsnit. 

VVM-redegørelsen konkluderer, at de væsentligste miljøpåvirkninger, den kommende 

ovnlinie producerer, vil være udledningen af forurenede stoffer fra forbrændingsprocessen 

til luften, samt udledningen af spildevand fra røggasrensningen. 

A.1 Luft og støv 

Emission fra I/S Reno-Nord sker næsten udelukkende gennem skorstenen. En 

mindre del sker også ved siloerne i forbindelse med påfyldning, men denne del er 

så lille, at der bliver set bort fra den. 

Der vil ske en væsentlig emissionsreduktion på det nye anlæg, heraf kan nævnes 

HCl, SO2, støv og kviksølv. Den forventede reduktion af disse emissioner anslås 

til 50% for støv- og kviksølvemissionerne og 75 % for HCl og SO2. Dette hænger 

sammen med etableringen af et forbedret røggasrensningssystem. Derudover vil 

der ske en optimering af røggasrensningen på ovn 3. 

A.2 Lugt 

De væsentligste kilder til lugtgener kommer fra affaldssiloen og aflæssehallen. 

Denne gene mindskes ved, at der suges primærluft til forbrænding under siloens 

loft, samt ved at aflæssehallen bliver forsynet med porte. 

A.3 Støj 

Støjbidraget til omgivelserne vil være minimalt, da anlægget placeres indendørs. 

Turbinen og generatoranlægget vil blive placeret på en særlig plade, som sikrer, 

B121 93

94 


at vibrationer fra anlægget ikke overføres til den øvrige bygningsstruktur og omgivelser. 

A.4 Affald og restprodukter 

Ved den årlige forbrænding på ca. 160.000 ton affald, vil den samlede restproduktmængde 

være: 

• 40.000 ton slagger om året, heraf 20 % jern, der vil blive udskilt separat. 

Slaggen er hidtil blevet brugt til vejbygningsmaterialer og lign. 

• Askemængden er blevet anslået til ca. 5.000 ton/år. 

• Gipsmængden er blevet anslået til ca. 800 ton/år. 

Slammet kan ikke genanvendes og vil blive deponeret efter Aalborg kommunes 

anvisning. Denne mængde svarer til 400-500 ton/år. Slammet kan bruges til at 

befugte asken, således at disse bliver deponeret sammen. 

A.5 Samlede restproduktmængde 

Hvis der ses bort fra slaggen, er den samlede restproduktmængde ca. 6000 

ton/år. Der er dog en del parametre, der skal tages højde for, f.eks. gips og slam. 

Dette svarer til ca. 3,8 % af affaldsmængden. Til sammenligning har dette tal de 

sidste år været på mellem 3,1 % og 3,7 %. 

Figur 60: Oversigt over restprodukterne fra det afbrændte affald i ovn 4 (NJA, 2003, p.39). 

Spildevand 

Som ses på figur 60, vil den kommende ovn 4 udlede 40.000 m3 spildevand pr. år 

fra røggasrensningen. 

B121

Grundvand 


Al til- og frakørsel af kemikalier vil ske på befæstede, kloakerede arealer. Udendørsspild 

af kemikalier vil blive fjernet ved opfejning, støvsugning eller spuling. 

Det vurderes, at der på baggrund af de foranstaltninger, der etableres i forbindelse 

med værkets drift, er yderst begrænset risiko for, at der kan ske forurening 

af grundvandet. 

A.6 Trafik 

Pga. stigende affaldsmængder vil transporten af affald og restprodukter til og fra 

anlægget blive forhøjet en anelse. Trafikken vil stadig blive afskærmet af de eksisterende 

støjvolde, hvorfor der ikke vil forekomme et øget støjbidrag fra kørsel 

på arealet. 

A.7 Landskabet 

Den nye bygning vil fremstå som et meget markant landskabselement i det flade 

landskab omkring Humlebakken. På baggrund af dette udskrev I/S Reno-Nord en 

arkitektkonkurrence for at opnå en arkitektonisk forsvarlig løsning som kompensation 

herfor. Samtidig vil der, for at mindske anlæggets visuelle påvirkning på 

de nærmeste omgivelser og tilstødende veje, blive anlagt tætte buske og træer, jf. 

(Aalborg kommune, 2003b, p.16). 

B121 95

Appendiks B B121gittersnit 

96 

Appendiks B. B121gittersnit 

%Dette program er udviklet af B121 på Aalborg Universitets 

%teknisk-naturvidenskabelige basisår, som led i et P2-projekt omhandlende 

%den nye ovnhal på I/S Reno-Nord. 

%Dette program beregner normalkræfterne i en statisk bestemt, 3-charniers gitterramme, 

%der belastes af enkeltkræfter, der angriber i 

%knuderne. 

%Først fortælles programmet hvilke elementer der indgår i konstruktionen, 

%og hvilke knuder de går fra, og til. 

%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%% 

clear; 

%Knudepunkternes koordinater indtastes: 

%Lasterne har globale akser! 

% x y Last horisontalt Last vertikalt 

Knudekoordinat=[ 0 0 0 0 %knude 1 

10 0 0 0 %knude 2 

5 5 0 -10 ];%knude 3 

%Elementerne knyttes til knuderne: 

% Startknude Slutknude 

Element=[ 1 3 %element 1 

3 2 ]; %element 2 

%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%% 

%Antallet af knuder findes: 

N=size(Knudekoordinat); 

NKnuder=N(1); 

Startknude=Element(:,1); 

Slutknude=Element(:,2); 

%Antallet af elementer findes 

N=size(Element); 

NElementer=N(1); 

if 2*NKnuder

end 

Appendiks B. B121gittersnit 

%Elementerne knyttes til knuderne ved at gennemsøge alle elementerne i hver 

%enkel knude. Vinklen findes og lægges ind i vinkelmatricen Vinkler. 

% i=knudenummeret 


lokaltnummer=0; 

%j=globalt elementnummer 

for j=1:NElementer 

if Startknude(j)==i 



%stang(knudenr,lokalt elementnummer)= globalt elementnummer 


Vinkler(i,lokaltnummer)=atan2(Knudekoordinat(Slutknude(j),2)- 

Knudekoordinat(Startknude(j),2),Knudekoordinat(Slutknude(j),1)- 

Knudekoordinat(Startknude(j),1)); 

%atan2 bestemmer vinklen med fortegn. Syntaks: atan2(dy,dx) 

%Nu opskrives løsningsmatricen A: 



end 

if Slutknude(j)==i 



%stang(knudenr,lokalt elementnummer)= globalt elementnummer 


Vinkler(i,lokaltnummer)=atan2(Knudekoordinat(Startknude(j),2)- 

Knudekoordinat(Slutknude(j),2),Knudekoordinat(Startknude(j),1)- 

Knudekoordinat(Slutknude(j),1)); 

%atan2 bestemmer vinklen med fortegn. Syntaks: atan2(-dy,-dx) 

end 

end 

%Nu opskrives løsningsmatricen A: 



end 

%Reaktionerne lægges ind i løsningsmatricen A: 

A(1,1)=1; 

A(2,2)=1; 

A(3,3)=1; 

A(4,4)=1; 

%b-vektoren er det kendte=belastningen (negativt, da den er trukket over på den 

anden side af lighedstegnet: 


b(2*i-1,1)=-Knudekoordinat(i,4); 

b(2*i,1)=-Knudekoordinat(i,3); 

end 

%Udregningen af løsningen foretages: 

x=inv(A)*b; 

B121 97

RvV=x(1); 

RvH=x(2); 

RhV=x(3); 

RhH=x(4); 

%Unøjagtigheder fjernes: 

if abs(RvV)

Thesis - Rikke og Jakob Hausgaard Lyngs

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

Delete template?

Save as template?