Thesis - Rikke og Jakob Hausgaard Lyngs

Jern- og metalfabrikken
Fuglefløjt
Konstruktion
& Indeklima
Efterår 2005
B5 - Gruppe C123
Aalborg Universitet
Det teknisk-naturvidenskabelige fakultet

Titel: Jern- og metalfabrikken Fuglefløjt
Tema: Bygningen og dens klimatekniske installationer
Projektperiode: 5. semester, 2. sep. 2005 – 22. dec. 2005
Projektgruppe: C123
Deltagere:
________________ _______________
Casper Holmgaard Jensen Robert Stevens
________________ _______________
Anders Trondal Svendsen Martin Møller
________________ ________________
Jakob Lyngs Kenneth Simonsen
Vejledere:
Rune Brincker
Rasmus Lund Jensen
Anders Augustesen
Synopsis
Med udgangspunkt i et eksisterende byggeri er
der i denne rapport udarbejdet en række løsningsforslag
til dele af bygningens bærende
konstruktioner og dens klimatekniske installationer.
Der er detailprojekteret et varmeanlæg og et
ventilationsanlæg til administrationsbygningen.
For at dimensionere disse, er varmetabet
og de interne belastninger bestemt. Bygningens
energiramme er eftervist.
Produktionshallens bærende konstruktion af
stål er skitseprojekteret, og udvalgte dele af
det valgte løsningsforslag er detailprojekteret.
Administrationsbygningens murværk er
detailprojekteret.
Der er valgt fundamentstyper ud fra jordbundsforhold
og konstruktionens opbygning.
Der er dimensioneret udvalgte stribe-, punkt-
og pælefundamenter. De relevante styrkeparametre
er fastlagt ud fra laboratorieforsøg
og udleverede data.
Oplagstal: 10
Sideantal hovedrapport: 140
Sideantal bilagsrapport: 255
Vedlagt: Tegningsmappe og CD-ROM
Afsluttet den: 22. december 2005
Rapportens indhold er frit tilgængeligt, men offentliggørelse (med kildeangivelse) må kun ske efter aftale med forfatterne.

Forord
Forord
Denne rapport er udarbejdet af gruppe C123 på Konstruktion og Indeklima 5. semester, Aalborg
Universitet, i perioden fra d. 2. september til den 22. december 2005. Det overordnede tema for projektet
er ”Bygningen og dens klimatekniske installationer”.
Rapporten omhandler dimensionering af en produktionshal med tilhørende administrationsbygning.
Rapporten er opbygget i tre dele: Indeklima, konstruktion og fundering. Projektet er med vægtet
henholdsvis med 40 % indeklima, 60 % konstruktion og fundering. Projektmaterialet består af en
hovedrapport og en bilagsrapport, samt en tegningsmappe og en CD-ROM.
Hovedrapporten indeholder antagelser, forudsætninger, resultater og konklusioner på projektet. Bilagsrapporten
indeholder beregningerne, der ligger til grund for disse konklusioner.
På den vedlagte CD-ROM findes datafiler fra beregninger foretaget med edb-programmer. Derudover
findes tegningerne i AutoCAD-format, og PDF-filer af rapporterne på CD-ROMen.
Detailtegninger er vedlagt i tegningsmappen. Der henvises til tegningerne som Ax, Bx og Cx hvor
A, B og C er henholdsvis indeklima, konstruktion og fundering. x er tegningens nummer.
Kildelisten er placeret bagerst i hovedrapporten. Kildehenvisningerne er foretaget efter
Harvard-metoden: [Forfatteres efternavn udgivelsesår]. Dansk Standards normer er angivet med
nummer og årstal på følgende måde: [norm:udgivelsesår] for eksempel [DS 410:1998].
1

Indholdsfortegnelse
2

Indholdsfortegnelse
1 INDLEDNING................................................................ 7
2 INDEKLIMA ............................................................... 11
2.1 Rumbelastninger................................................................................. 11
2.2 Kravspecifikationer ............................................................................ 11
2.2.1 Atmosfæriske krav................................................................................... 12
2.2.2 Termiske krav.......................................................................................... 12
2.3 Klimateknisk analyse.......................................................................... 14
2.3.1 Atmosfæriske krav................................................................................... 14
2.3.2 Overholdelse af termiske krav................................................................. 17
2.3.3 Bestemmelse af dimensionsgivende varmetab ........................................ 20
2.4 Skitseprojektering af varmeanlæg ...................................................... 22
2.4.1 Forudsætninger........................................................................................ 23
2.4.2 Vurdering af anlægstyper ........................................................................ 24
2.4.3 Produktion ............................................................................................... 26
2.5 Detaildimensionering af varmeanlæg................................................. 27
2.6 Skitseprojektering af ventilationsanlæg ............................................. 30
2.6.1 Valg af indblæsningsarmaturer................................................................ 30
2.6.2 Valg af udsugningsarmaturer................................................................... 35
2.6.3 Rørføring ................................................................................................. 36
2.6.4 Valg af ventilationsforslag....................................................................... 41
2.6.5 Ventilation af produktion og koldlager.................................................... 44
2.7 Detailprojektering af ventilationsanlæg ............................................. 44
2.7.1 Optimering af anlæg ................................................................................ 44
2.7.2 Støj........................................................................................................... 45
2.7.3 Tilslutning til udeluft............................................................................... 46
2.7.4 Valg af centralaggregat............................................................................ 48
2.8 Energiramme ...................................................................................... 49
2.8.1 Input......................................................................................................... 50
2.8.2 Resultat af beregning............................................................................... 51
2.9 BSim................................................................................................... 53
2.9.1 Input til BSim .......................................................................................... 54
2.9.2 Resultater................................................................................................. 59
3

Indholdsfortegnelse
3 KONSTRUKTION ........................................................69
4
3.1 Skitseprojektering af bygningens udformning....................................69
3.2 Rumlig stabilitet..................................................................................71
3.3 Skitsering af samlinger .......................................................................74
3.3.1 Midtersamling i hovedramme ................................................................. 75
3.3.2 Fast indspænding af søjler....................................................................... 76
3.3.3 Samling mellem hovedramme og ås ....................................................... 77
3.3.4 Trækstang i vindgitter ............................................................................. 77
3.4 Statisk opbygning i STAAD.Pro.........................................................78
3.4.1 Modellering af rammer............................................................................ 78
3.4.2 Modellering af understøtninger............................................................... 80
3.4.3 Modellering af vindgitre.......................................................................... 80
3.4.4 Modellering af trykåse ............................................................................ 80
3.4.5 Modellering af gavlsøjler ........................................................................ 81
3.4.6 Modellering af laster ............................................................................... 81
3.5 Foreløbigt valg af profiler...................................................................82
3.6 Eftervisning af beregninger i STAAD.Pro..........................................84
3.7 Forskydningsbæreevne .......................................................................87
3.8 Udfligede tværsnit...............................................................................88
3.9 Beregning af søjlelængde ved Rayleighs metode ...............................94
3.10 Søjlebæreevne.....................................................................................97
3.10.1 Søjlebæreevne for trykås......................................................................... 97
3.10.2 Søjlebæreevne for gavlsøjle .................................................................... 98
3.10.3 Søjlebæreevne for udfliget søjle.............................................................. 99
3.11 Kipningsanalyse af overligger ..........................................................100
3.11.1 Indsættelse af kipningsafstivning .......................................................... 105
3.12 Kipsamling........................................................................................107
3.12.1 Bæreevne af svejsesøm ......................................................................... 109
3.12.2 Overklipnings- og trækbæreevne af bolte ............................................. 109
3.12.3 Trækbæreevne af endeplade ved pladebrud .......................................... 109
3.12.4 Hulrandsbæreevne................................................................................. 109
3.12.5 Resultater for kipsamling ...................................................................... 109
3.13 Murværk............................................................................................111
3.13.1 Valg af materialer.................................................................................. 111
3.13.2 Lastbestemmelse ................................................................................... 112
3.13.3 Tværbelastede vægfelter ....................................................................... 112
3.13.4 Stålsøjle som understøtning................................................................... 116
3.13.5 Stabiliserende vægge............................................................................. 116
3.13.6 Søjlevirkning af væg ............................................................................. 119

Indholdsfortegnelse
3.13.7 Teglbjælker............................................................................................ 120
4 FUNDERING............................................................. 123
4.1 Geologisk beskrivelse....................................................................... 123
4.1.1 Fundamentsplanlægning........................................................................ 125
4.2 Direkte fundering.............................................................................. 126
4.2.1 Dimensionering ..................................................................................... 127
4.3 Pælefundamenter .............................................................................. 131
4.3.1 Dimensionering af pælefundament........................................................ 131
KILDEFORTEGNELSE....................................................... 135
5

Indholdsfortegnelse
6

1 Indledning Rumbelastninger
1 INDLEDNING
Dette projekt omhandler projektering af en produktionshal med tilhørende administrationsbygning,
der planlægges opført i Aalborg Vestby. Placeringen af byggegrunden er vist på figur 1.
Figur 1: Placering af byggegrunden i Aalborg Vestby.
Byggegrunden er placeret i et nuværende kolonihaveområde. Der er således absolut ingen planlægningsmæssige
hensyn taget i dette projekt. Med hensyntagen til lokaliteten er det valgt at navngive
fabrikken Jern- og metalfabrikken Fuglefløjt.
En skitsemæssig plantegning af konstruktionen er vist på figur 2. Som det ses, er konstruktionen
opdelt i tre hoveddele: en administration, en produktion og et koldlager. Administrationen er opbygget
af murværk, mens produktionen og koldlageret er en stålkonstruktion.
7

1 Indledning Rumbelastninger
8
60 m
Produktion
Koldt lager
Figur 2: Oversigt over konstruktionen.
8,4 m
Administrationsbygningens består af to etager, hvor ruminddelingen er vist på figur 3. På 1. etage
findes et fitnessrum. Rummenes numre er angivet på figur 3.
Rapporten er opdelt i tre afsnit:
Klima
Der er detailprojekteret et varmeanlæg og et ventilationsanlæg til administrationsbygningen. For at
dimensionere disse, er varmetabet og de interne belastninger bestemt.
Konstruktion
Produktionshallens bærende konstruktion af stål er skitseprojekteret og udvalgte dele er detailprojekteret.
Administrationsbygningens murværk er detailprojekteret.
Fundering
Der er valgt fundamentstyper ud fra jordbundsforhold og konstruktionens opbygning. Der er dimensioneret
udvalgte stribe-, punkt- og pælefundamenter. De relevante parametre er fastlagt ud fra laboratorieforsøg
og udleverede data.
Administration
38,4 m
68 m
N

1 Indledning Rumbelastninger
Figur 3: Administrationsbygningens to etager.
9

1 Indledning Rumbelastninger
10

2 Indeklima Rumbelastninger
2 INDEKLIMA
Med henblik på at dimensionere varme- og ventilationsanlægget i bygningen, klassificeres bygningen
i en række afdelinger, karakteriseret ved deres brug. Desuden fastlægges hvilke belastningskilder
der eksisterer i disse områder. Bygningen er opdelt i følgende afdelinger:
• Administration
• Produktion
• Fitness
Afdelingerne er optegnet på figur 2, og her er ligeledes angivet rummenes anvendelse.
2.1 RUMBELASTNINGER
De termiske og atmosfæriske belastninger hidrørende fra interne belastningskilder, som elektriske
apparater, belysning og personer i bygningen, er vist i bilag A.1.
2.2 KRAVSPECIFIKATIONER
Kravet til det klimatekniske anlæg i bygningen opstilles ud fra tilfredskrav, der svarer til kategori B i
[DS 1752:1998]. Denne kategori indeholder, ud over generelle krav, også krav til lokale påvirkninger.
Ved lokale påvirkninger kan en større utilfredshed tillades, da opfyldelse af disse krav i praksis
vil blive for ressourcekrævende. For at opnå et fornuftigt tilfredshedsniveau med hensyntagen til
disse lokale påvirkninger, følges [DS 1752:1998] og [DS 474:1993].
Kravene kan udspecificeres i følgende områder:
11

2 Indeklima Kravspecifikationer
12
• Temperatur
• Luftfugtighed
• Lufthastighed
• Luftforurening
• Luftskifte
I det følgende opdeles kravene i termiske og atmosfæriske.
2.2.1 Atmosfæriske krav
Luftforurening
Kravene til luftforureningen indbefatter lugt og CO2. For CO2 betragtes henholdsvis normkrav og
vejledende værdier, for at synliggøre hvad opfyldelsen af disse har af konsekvenser for ventilationsraten.
Kravene ses i tabel 1.
Tabel 1: Krav til maksimalt CO2 indhold i rumluften. [Arbejdstilsynet 2005]
[DS 1752:1998].
Reference CO2-indhold [ppm] Bemærkning
AT-vejledning A.1.2
DS 1752:1998 kat. B
1000 Tilstræbes overholdt
AT-vejledning A.1.2 2000
Hvis denne overskrides er
ventilationen utilstrækkelig.
Lugtniveauet i bygningen opstilles som et tilfredskrav på maksimalt 20 % utilfredse, svarende til en
lugtforurening på 1,4 dp jf. bilag A.1. Dette opnås ved at sikre et fornuftigt luftskifte, som angivet i
[DS 1752:1998].
Luftfugtighed
I bygninger er det normalt at bestræbe sig på en relativ luftfugtighed på 30-60 %. I dette interval vil
fugtigheden ikke give anledning til gener.
Luftskifte
Det nødvendige luftskifte i bygningens rum findes ud fra de ovennævnte krav. Der kræves dog et
l
mindste luftskifte i toilet på 10 og i bad på 15 . [Bygningsreglementet 1995]
2.2.2 Termiske krav
l
s
s
Kravene til det termiske indeklima kan opdeles i en række områder, indenfor hvilken et krav til antal
utilfredse opsættes. Kravene opsættes ud fra ovennævnte kategori B i [DS 1752:1998].
Tabel 2: Termiske tilfredshedskrav til bygningen [DS 1752:1998]
PPD PMV Træk Temperaturdifferencer Varme/køleflader Stråling
10 % -0,5

2 Indeklima Kravspecifikationer
Tolerenaceoverskridelser
Af [DS 474:1993] er det specificeret, at for varme dage med let sommerbeklædning og stillesiddende
aktivitet, må den operative temperatur i opholdstiden højst overskride 26 °C i 100 timer og 27 °C
i 25 timer i løbet af et år.
Temperatur
Den operative temperatur i bygningen fastlægges ud fra komforttemperaturen. Der skelnes mellem
de forskellige brugsområder, jf. kapitel 0. For at behandle disse områder er det nødvendigt først at
fastsætte personernes aktivitet og deres beklædning i bygningen, da det er ud fra disse størrelser, at
komforten ønskes opnået. Den operative temperatur er fundet bilag A.1, og kan ses i tabel 3. Som
det ses af tabel 2, opstilles der desuden et krav til PMV, som er et udtryk for den forventede middelvotering.
Dette benyttes til at fastlægge hvilken temperaturvariation, der er tilladelig, for stadig at
opfylde det generelle krav til PPD, udtrykket for det forventede antal utilfredse, jf. bilag A.1 komfortkrav.
Tabel 3: Operativ temperatur i henholdsvis vinter- og sommersæson.
Rum Operativ temperatur [°C]
Vinter Sommer
Produktion 16 ±3 18 ±3
Fitness 23 ±1,5 23 ±1,5
Administration 22 ±2 24,5 ±1,5
Lufthastighed
Lufthastigheden i et rum vil, hvis denne bliver for høj, og luften for kold, skabe træk. Opfattelsen af
lufthastigheden vil være afhængig af personens aktivitet. En stillesiddende person vil føle større gene
ved varierende lufthastigheder end en person i bevægelse. Det fastsættes derfor, at det dimensionsgivende
tilfælde er en stillesiddende person. Størrelserne fastlægges ud fra [DS 1752:1998]. De maksimalt
acceptable lufthastigheder ses i tabel 4.
Tabel 4: Maksimale middellufthastigheder for rumtyper.
m
Rum
Middellufthastighed [ s ]
Vinter Sommer
Konference 0,18 0,22
Storrumskontor 0,18 0,22
Kontor med to personer 0,18 0,22
Fitness 0,18 0,22
Produktion 0,18 0,22
Gangarealer NA NA
Kantine 0,18 0,22
Det er umuligt at undgå lokale temperaturpåvirkninger som varmestråling og kuldenedfald i en bygning,
men for at sikre sig at disse ikke resulterer i for stor diskomfort, opstilles følgende krav i [DS
474:1993]:
13

2 Indeklima Klimateknisk analyse
14
• Forskellen i vertikal lufttemperatur mellem 1,1 m og 0,1 m over gulvet må ikke overstige
3 °C.
• Der må ikke forekomme strålingsasymmetri der overskrider 10 °C ved vinduer og andre
kolde vertikale overflader i forhold til en lille vertikal flade 0,6 m over gulvet.
• Strålingsasymmetrien på grund af et varmt loft i forhold til en lille horisontalflade 0,6 m
over gulvet må ikke overstige 5 °C.
• Overfladetemperaturen på gulvet skal ligge i området 19 °C til 26 °C.
Yderligere skal der i rum med 1-2 brugere være mulighed for at variere temperaturen lokalt. Dette
skal dog kun kunne forekomme i et omfang, så det ikke er til gene for andre, eller øger energiforbruget
væsentligt. I rum med mange personer ønskes temperaturen tilpasset for at tilfredsstille størstedelen
af personerne.
2.3 KLIMATEKNISK ANALYSE
For at undersøge om kravene til det termiske og det atmosfæriske klima er overholdt, og i hvilket
omfang ventilation er nødvendig, er der udarbejdet en klimateknisk analyse. Det vurderes, at CO2koncentrationen
og lugt er dimensionsgivende for de nødvendige luftskifter i rummene. Derfor er der
opstillet balancer for disse to til bestemmelse af det nødvendige luftskifte. Yderligere er der i den
klimatekniske analyse udarbejdet en periodestationær varmebalance for at vurdere rumtemperaturen
en varm sommerdag samt en varmetabsanalyse for en kold dag for at bestemme, hvor stort et energitilskud
der er krævet fra radiatorer og varmeflader i ventilationsanlægget. Der er yderligere opstillet
en fugtbalance for at vurdere effekten på den relative fugtighed i rummene ved forskellige udetilstande.
2.3.1 Atmosfæriske krav
CO2-balance
Ved ventilation opnås en fortynding af den forurenede indeluft med friskluft udefra. Da det i afsnit
2.2.1 er fastlagt, hvilken koncentration der maksimalt må være i rummene, er det ønskeligt at finde
det resulterende nødvendige luftskifte. Til dette bruges fortyndingsligningen, beskrevet i bilag A.2.
Der er i den klimatekniske analyse regnet med fortyndingsligningen i ligevægtstilstanden.
Den tilførte forurening stammer fra CO2-belastningen fra de personer, der opholder sig i rummet.
Afgivelsen af CO2 afhænger af personernes aktivitetsniveau, vist i bilag A.1. For at finde den samlede
belastning for hvert rum benyttes en tilstedeværelsesfaktor, der tager højde for, at personerne ikke
sidder i rummet en hel arbejdsdag.
Der er i udeluften en naturlig koncentration af CO2 på 350 ppm. Den gennemsnitlige rumhøjde er for
administration, koldlager og produktion henholdsvis 3 m, 7 m og 11 m. Med kendt rumvolumen og
de opstillede krav til CO2-koncentration i indeluften, vist i tabel 1, kan luftskiftet n bestemmes. Det
forudsættes ved beregningen, at der ikke sker eks- eller infiltration fra udeluften, samt at der ikke

2 Indeklima Klimateknisk analyse
sker en udligning af CO2-koncentration rummene imellem. Dette betyder, at det beregnede luftskifte
alene skal frembringes ved mekanisk ventilation. Indgangsparametre og det beregnede luftskifte for
rum med væsentlig CO2-belastning ses i tabel 5.
Tabel 5: Indgangsparametre og resultat af CO2-balance.
Rum
Rumvolumen
V [m3]
Belastning
VCO2
⎡ l
⎣
⎤ h⋅person ⎦
Antal
personer
Tilstedeværelsesfaktor
Luftskifte
n [h-1]
1.1 Konferencerum 168,9 20,4 20 0,9 3,3 1,5
1.2 Cellekontor 48 20,4 2 0,8 1,0 4,8
1.3 Cellekontor 61,8 20,4 1 0,8 0,4 12,3
1.4 Storkontor 195 20,4 9 0,8 1,2 4,3
1.7 Toilet 6,9 20,4 1 0,2 0,9 5,5
1.8 Toilet 6,9 20,4 1 0,2 0,9 5,5
1.10 Cellekontor 55,2 20,4 2 0,8 0,9 5,5
1.11 Kantine 87,6 20,4 24 0,8 6,9 0,7
1.12 Omklædning damer 41,4 20,4 3 0,4 0,9 5,5
1.13 Omklædning herrer 64,8 20,4 5 0,4 1,0 5,2
2.1 Storkontor 427,5 20,4 12 0,8 0,7 7,1
2.3 Toilet 6,9 20,4 1 0,2 0,9 5,5
2.4 Toilet 6,9 20,4 1 0,2 0,9 5,5
2.6 Omklædning 44,1 20,4 10 0,1 0,7 7,0
2.7 Omklædning 44,1 20,4 10 0,1 0,7 7,0
2.8 Fitness 254,4 102,0 10 0,9 5,6 0,9
3.1 Produktion 24057 33,0 25 0,9 0,05 105,3
For at vurdere, om der opstår ligevægtskoncentration i et rum, bestemmes den tid τs, det vil tage at
opnå tilnærmet ligevægt ved et givet luftskifte, jf. bilag A.2. Værdien ses i tabel 5, hvor det fremgår,
at der for produktionsafdelingen først sker ligevægt efter 105,3 timer, hvis belastningen i denne periode
er konstant. Da personbelastningen i produktionen jf. bilag A.1 ophører efter 8 timer, når koncentrationen
aldrig op på ligevægt, og luftskiftet kan i denne afdeling derfor sænkes (med hensyn til
CO2). Da det påkrævede luftskifte i forvejen er så lille at det vil kunne dækkes af infiltrationsluften,
vurderes det, at det med hensyn til CO2 ikke er nødvendigt med mekanisk ventilation. Det vises senere,
at lugt i denne afdeling er dimensionsgivende for luftskiftet. I administrationen er det kun i
cellekontor 1.3 hvor det kan overvejes at nedsætte luftskiftet, men også her vises at det er lugtbalancen
der er dimensionsgivende. Værdien af τs overstiger ikke brugstiden i de resterende rum.
Lugtbalance
For at overholde minimumskravene til lugtgener i de enkelte rum opstilles, som for CO2-forurening,
en lugtbalance. Kravene til lugtkoncentration er opstillet i afsnit 2.2.1, og belastningen fra personer,
byggematerialer og inventar findes i bilag A.1. Der er ved lugtbalancen ligeledes regnet med, at der
opstår ligevægtskoncentration i rummet.
Der regnes med at indblæsningsluften er ren, hvilket giver ci = 0. Det forudsættes, som ved CO2balancen,
at der ikke sker eks- eller infiltration rummene imellem eller til udeluften. Indgangsparametre
og det beregnede luftskifte for rummene er vist i tabel 6. Som angivet i afsnit 2.2.1 er kravet til
indeklimaet en belastning på maksimalt 1,4 dp for alle rum. Antallet af personer samt tilstedeværelsesfaktor
er identisk med disse for CO2-balancen.
τs [h]
15

2 Indeklima Klimateknisk analyse
16
Tabel 6: Indgangsparametre og resultat af lugtbalance.
Rum Gulvareal
[m 2 Belastning fra
]
olf udstyr ⎡ 2 ⎣
⎤
m ⎦
Belastning fra
olf
personer ⎡
⎣
⎤ person ⎦
Nødvendigt
luftskifte n [h -1 ]
1.1 Konference-rum 56,3 0,2 1 4,5 1,1
1.2 Cellekontor 16 0,2 1 2,6 1,9
1.3 Cellekontor 20,6 0,2 1 2,0 2,4
1.4 Storkontor 65 0,2 1 2,7 1,9
1.5 Teknikrum 7,4 0,4 1 3,4 1,5
1.6 Rengøringsrum 4 0,2 1 1,7 2,9
1.7 Toilet 2,3 0,2 1 2,5 2,0
1.8 Toilet 2,3 0,2 1 2,5 2,0
1.9 Arkiv 12,8 0,2 1 1,7 2,9
1.10 Cellekontor 18,4 0,2 1 2,5 2,0
1.11 Kantine 29,2 0,2 1 7,4 0,7
1.12 Omklædning damer 13,8 0,2 1 2,5 2,0
1.13 Omklædning herrer 21,6 0,2 1 2,5 2,0
2.1 Storkontor 142,5 0,2 1 2,3 2,2
2.2 Teknikrum 7,4 0,4 1 3,4 1,5
2.3 Toilet 2,3 0,2 1 2,5 2,0
2.4 Toilet 2,3 0,2 1 2,5 2,0
2.5 Hall 44,3 0,2 1 1,7 2,9
2.6 Omklædning 14,7 0,2 1 2,3 2,2
2.7 Omklædning 14,7 0,2 1 2,3 2,2
2.8 Fitness 84,8 0,2 10 8,4 0,6
3.1 Produktion 2187 0,3 4 0,8 6,3
3.2 Koldlager 1489 0,2 1 0,7 6,8
Som det fremgår af tabel 6, er den tid τs, det tager før ligevægtskoncentrationen indtræder i alle rum,
mindre end den tid rummene er i brug jf. bilag A.1. Dermed opnås ligevægt, og det nødvendige luftskifte
bestemmes ud fra en ligevægt.
Til den videre dimensionering af ventilationsanlægget skal det sikres, at både kravet til CO2koncentration
og lugt er overholdt. For toiletter og bad skal det ligeledes sikres, at kravet til volumenstrømmen
er overholdt, jf. afsnit 2.2.1. For omklædningsrum antages det, at der er to brusere,
hvilket svarer til et krav om dobbelt så stor volumenstrøm som kravet til bad, 30 l
s .
De luftskifter, der bliver brugt i den videre dimensionering, ses i tabel 7, hvor der ligeledes er angivet
de tilhørende volumenstrømme. Det ses, at for alle rum, bortset fra toiletterne, er kravet til lugt
dimensionsgivende. Ved toiletterne er luftskiftet bestemt af kravet til volumenstrømmen. Ved omklædningsrum
1.12, 1.13, 2.6 og 2.7 er volumenstrømmen tilnærmelsesvis overholdt ud fra ud fra
kravet til lugt.
τs [h]

2 Indeklima Klimateknisk analyse
Tabel 7: Dimensionsgivende luftskifter og volumenstrømme for samtlige rum i bygningen.
Rum Nødvendigt Nødvendigt
luftskifte
for CO2 [h-1]
luftskifte for
lugt [h -1 Dimensions-
]
givende
luftskifte [h -1 Dimensionsgivende
]
volumenstrøm [ ] l
s
1.1 Konference-rum 3,3 4,5 4,5 209,0
1.2 Cellekontor 1,0 2,6 2,6 34,3
1.3 Cellekontor 0,4 2,0 2,0 35,1
1.4 Storkontor 1,2 2,7 2,7 144,3
1.5 Teknikrum 0,0 3,4 3,4 21,1
1.6 Rengøringsrum 0,0 1,7 1,7 5,7
1.7 Toilet 0,9 2,5 5,3 10,2
1.8 Toilet 0,9 2,5 5,3 10,2
1.9 Arkiv 0,0 1,7 1,7 18,3
1.10 Cellekontor 0,9 2,5 2,5 37,7
1.11 Kantine 6,9 7,4 7,4 178,9
1.12 Omklædning damer 0,9 2,5 2,5 28,3
1.13 Omklædning herrer 1,0 2,5 2,5 45,1
2.1 Storkontor 0,7 2,3 2,3 272,1
2.2 Teknikrum 0,0 3,4 3,4 21,1
2.3 Toilet 0,9 2,5 5,3 10,2
2.4 Toilet 0,9 2,5 5,3 10,2
2.5 Hall - 1,7 1,7 63,3
2.6 Omklædning 0,7 2,3 2,3 28,1
2.7 Omklædning 0,7 2,3 2,3 28,1
2.8 Fitness 5,6 8,4 8,4 594,2
3.1 Produktion 0,05 0,8 0,8 5329,3
3.2 Koldlager 0,5 0,7 0,7 2127,1
Fugtbalance
Den relative fugtighed i bygningen ønskes holdt i intervallet 30-60 %. Det er derfor undersøgt, hvor
stor del af året dette er overholdt, med de i tabel 7 angivne luftskifter og den i bilag A.1 angivne
personbelastning. Som det er vist i bilag A.2, vil den relative fugtighed i bygningen være for høj i ca.
2 % af året, hvilket vurderes acceptabelt. Den relative fugtighed i bygningen vil yderligere være for
lav i ca. 14 % af året. Det vurderes derfor ikke nødvendigt at installere befugter i ventilationsanlægget.
2.3.2 Overholdelse af termiske krav
For at vurdere, hvorvidt de i afsnit 2.2.2 opstillede krav til det termiske indeklima er overholdt, er
der opstillet en periodestationær varmebalance. Denne forsimplede balanceligning kan benyttes, da
bygningen efter fem til seks dage vil nå en ligevægt, hvor den varme der akkumuleres i bygningen i
dagstimerne, svarer til den varme, der afgives om natten. Dette betegnes som en periodestationær
varmebalance. Der kan derfor ved periodestationær balance ses bort fra varmeakkumuleringen i
bygningen, når en middeltemperatur over døgnet findes. Det vurderes, at juni, juli og august er de
måneder der vil give de største indetemperaturer, da disse måneder har størst middeludetemperatur
og solbelastning.
17

2 Indeklima Klimateknisk analyse
For at undgå overtemperaturer, dvs. at temperaturen i rummet overskrider komforttemperaturen, kan
det være nødvendigt at ændre på de parametre, der har indflydelse herpå. Disse variable parametre er
i det følgende prioriteret i den rækkefølge, det økonomisk set er mest hensigtsmæssigt
1. Interne belastninger
2. Rumopbygning
3. Driftsform
4. Ydelser
5. Klimaanlæg
[Steen-Thøde 2005]
Det ses, at det prioriteres højest at ændre på områder, hvor ændringerne er en engangsudgift, som for
eksempel ved at vælge energisparende udstyr eller ændre på bygningens udformning ved typisk at
tilføje solafskærmning. Hvis dette ikke viser sig tilstrækkeligt, er det muligt at ændre på driftsformen
af ventilationsanlægget ved enten at etablere natkøling eller ved at øge luftskiftet i rummene. Begge
løsninger vil kræve mere energi til ventilationssystemet, hvorfor dette på længere sigt vil være en
dårligere løsning. Sidste indsatsområde for at sænke temperaturerne er at ændre på selve ventilationsanlægget
ved eksempelvis at tilføje en køleflade, hvilket er meget energikrævende.
Døgnmiddeltemperatur
Bestemmelsen af middelrumtemperaturen over månedens varmeste døgn, ses i bilag A.2. Middeltemperaturen
udregnes ved en forsimplet varmebalance, der udtrykker indetemperaturen som udetemperaturen
plus et bidrag som forholdet mellem det interne varmetilskud og varmetabet fra bygningen
over døgnet.
Der er i den periodestationære varmebalance regnet med transmissionstab gennem ydermuren, vinduer,
døre, porte, udmuringer, tag og terrændæk. Der er regnet med linietab ved udmuringerne samt
ved ydervægsfundamenter for administrationsbygningen, da der her er stribefundament. Der er regnet
med punkttab ved ydervægsfundamenter i produktionen og koldlageret, da der her er punktfundament.
Disse data er bestemt i bilag A.3.
Det vurderes, at temperaturforskellene mellem rummene er ubetydelige, hvorfor der ses bort fra
varmetransmission mellem rummene. Dette gælder også koldlageret, der på en sommerdag vil have
tilnærmelsesvis samme temperatur som udeluften.
Der regnes ikke med in- eller eksfiltration til naborum eller udeluften. Det specifikke ventilationstab
er bestemt ud fra det dimensionsgivende luftskifte. Bygningens retningsorientering er bestemt således,
at administrationens facade vender mod øst. Beregningen af døgnmiddeltemperaturen giver de i
tabel 8 viste temperaturer.
18

2 Indeklima Klimateknisk analyse
Tabel 8: Maksimale døgnmiddeltemperaturer i rummene en varm
sommerdag.
Juni Juli August
Rum
θi o
⎡
⎣ C⎤
⎦ θi o
⎡
⎣ C⎤
⎦ θi o
⎡
⎣ C⎤
⎦
1.1 Konference-rum 22,9 23,9 23,1
1.2 Cellekontor 23,6 24,6 24,1
1.3 Cellekontor 23,7 24,6 23,6
1.4 Storkontor 24,3 25,2 24,3
1.5 Teknikrum 30,6 31,6 31,1
1.6 Rengøringsrum 20,1 21,1 20,6
1.7 Toilet 20,7 21,7 21,2
1.8 Toilet 20,7 21,7 21,2
1.9 Arkiv 21,4 22,4 21,9
1.10 Cellekontor 24,3 25,2 24,3
1.11 Kantine 21,8 22,8 22,1
1.12 Omklædning damer 20,5 21,5 21,0
1.13 Omklædning herrer 20,5 21,5 21,0
2.1 Storkontor 23,0 24,0 23,1
2.2 Teknikrum 28,7 29,7 29,2
2.3 Toilet 20,7 21,7 21,2
2.4 Toilet 20,7 21,7 21,2
2.5 Hall 23,5 24,5 23,7
2.6 Omklædning 21,8 22,8 22,3
2.7 Omklædning 21,8 22,8 22,3
2.8 Fitness 21,5 22,5 21,9
3.1 Produktion 21,0 22,0 21,5
3.2 Koldlager 20,7 21,7 21,2
Det ses af tabel 8, at de højeste temperaturer i referenceåret vil forekomme i juli måned. Det er i
produktionen ikke muligt at holde temperaturen inden for komfortintervallet mellem 16,5 °C og 19,5
°C om sommeren ved at ventilere med udeluften. Dette skyldes at udetemperaturen er højere end
komforttemperaturen. Derfor vil det være nødvendigt at køle rummet, hvis komforttemperaturen skal
opretholdes. Der er ikke udarbejdet en løsning til dette problem.
Teknikrummene indeholder en stor mængde elektronisk udstyr i forholdt til rummenes størrelse.
Dette giver en høj middeltemperatur, men da der ikke sidder personer og arbejder i rummene permanent,
tillades den højere temperatur her.
Daglig maksimaltemperatur
For at undersøge, om den operative temperatur i administrationen overstiger komforttemperaturens
øverste grænse på 26 °C, er det nødvendigt at undersøge temperaturudsvingene, der kommer i løbet
af et døgn. Dette er beregnet i bilag A.2.
Ved beregning af temperatursvingningen over døgnet har bygningens varmeakkumuleringsevne
betydning. Det skyldes, at tunge bygninger har en større varmekapacitet end lette bygninger, hvilket
betyder at indetemperaturens udsving over døgnet bliver mindre. Bygningen er antaget til at være
middeltung med hensyn til varmekapacitet.
19

2 Indeklima Klimateknisk analyse
Det antages at temperaturen varierer symmetrisk om den fastlagte døgnmiddeltemperatur i rummene,
dvs. at temperaturen er 0,5 ⋅Δ θi
højere i den varmeste time og tilsvarende lavere i den koldeste time
i forhold til døgnmiddeltemperaturen. Udsvingene i indelufttemperaturen antages at komme fra forskellen
i den konvektive varmebelastning alene. Den daglige maksimaltemperatur er angivet i tabel
9.
20
Tabel 9: Daglige maksimaltemperaturer i rummene en varm sommerdag.
Juni Juli August
Rum
θimaks ,
o
⎡
⎣ C⎤
⎦ θimaks ,
o
⎡
⎣ C⎤
⎦ θimaks ,
o
⎡
⎣ C⎤
⎦
1.1 Konferencerum 25,7 26,6 25,6
1.2 Cellekontor 25,3 26,3 25,7
1.3 Cellekontor 25,6 26,6 25,3
1.4 Storkontor 26,6 27,5 26,4
1.5 Teknikrum 33,4 34,4 33,7
1.6 Rengøringsrum 21,0 22,0 21,4
1.7 Toilet 22,9 23,9 23,2
1.8 Toilet 22,9 23,9 23,2
1.9 Arkiv 22,5 23,5 22,9
1.10 Cellekontor 26,6 27,6 26,3
1.11 Kantine 26,1 27,0 26,0
1.12 Omklædning damer 22,0 23,0 22,4
1.13 Omklædning herrer 22,0 23,0 22,4
2.1 Storkontor 24,8 25,7 24,7
2.2 Teknikrum 31,1 32,1 31,5
2.3 Toilet 22,9 23,9 23,2
2.4 Toilet 22,9 23,9 23,2
2.5 Hall 25,0 25,9 25,0
2.6 Omklædning 23,2 24,2 23,6
2.7 Omklædning 23,2 24,2 23,6
2.8 Fitness 25,0 26,0 25,0
3.1 Produktion 22,5 23,5 22,8
3.2 Koldlager 21,6 22,6 22,1
Som det ses i tabel 9, er juli måned også dimensionsgivende for maksimaltemperaturen i rummene.
Der var i dette projekt først projekteret håndtørrer på alle toiletter og i alle omklædningsrum. Dette
er blevet udskiftet med papirservietter for at undgå temperaturer omkring 30 °C i disse rum. Der er
ligeledes valgt energisparepærer til skrivebordslamperne. Der er i beregningen af solindfaldets varmetilskud
regnet med en afskærmningsfaktor på 0,4, hvilket kan opretholdes ved en lys udvendig
markise. Som det fremgår af tabel 9 kan der i rum med vinduer som eksempelvis konferencerummet
og kontorerne i stueetagen forekomme overtemperaturer. For at dette ikke skal blive kritisk, kan der
gøres yderligere tiltag i forhold til solafskærmning i disse rum. Det er vurderet, at de relativt lave
overtemperaturer er acceptable, hvorfor der ikke gøres yderligere tiltag.
2.3.3 Bestemmelse af dimensionsgivende varmetab
I det følgende afsnit fastlægges det dimensionsgivende varmetab som bruges til bestemmelse af den
nødvendige effekt fra radiatorer og varmeflader i ventilationen.

2 Indeklima Klimateknisk analyse
Bestemmelse af nødvendig radiatoreffekt
Radiatorerne i bygningen skal dække det varmetab, der sker fra bygningen ved transmission og infiltration.
Dette skyldes, at ventilationsanlægget indblæser isotermt, hvorfor ventilationstabet dækkes
af centralaggregatet. Varmetabet ved ventilation bliver dækket af ventilationsanlægget. Det samlede
varmetab ved transmission og infiltration er beregnet i bilag A.2.
Der regnes ikke med varmebidrag fra interne kilder eller sol, da det dimensionsgivende varmetab
skal svare til det tilfælde hvor radiatorerne yder mest [DS 418:2002].
Der vil i en bygning altid være et luftskifte grundet infiltrationsluft fra udeluften. Denne infiltration
kan skyldes en forskel i indblæsnings- og udsugningsvolumenstrømmen, der vil skabe et over- eller
undertryk i bygningen. Der er i den aktuelle bygning ikke regnet med nogen forskel i volumenstrømmene,
og der vil derfor ikke være bidrag til infiltrationsluften fra ventilationsanlægget. Infiltration
kan også skyldes vind- og temperaturpåvirkninger. Infiltrationen fra disse ydre påvirkninger kan
fastlægges ud fra bygningens tæthed. Det er antaget, at bygningen er af normal standard og placering,
hvilket giver et infiltrationsluftskifte på ninf = 0,2 h -1 [DS 418:2002, p19].
Der er regnet med transmissionstab mellem administration, produktion og koldlager, da temperaturforskellen
imellem disse områder er større end 5 °C. Beregninger af de specifikke varmetab er foretaget
som beskrevet i bilag A.2.
De dimensionsgivende temperaturer er bestemt ud fra [DS 418:2002, p10], hvor der for produktionen
og koldlageret er valgt indetemperaturer svarende til den nedre værdi af komfortintervallet i
vinterhalvåret. Udetemperaturen og jordtemperaturen er henholdsvis θe = -12 °C og θjord = 10 °C. De
dimensionsgivende indetemperaturer ses i tabel 10, hvor resultatet af varmetab som skal dækkes af
radiatorer ligeledes er angivet.
21

2 Indeklima Skitseprojektering af varmeanlæg
22
Tabel 10: Dimensionsgivende indetemperaturer samt varmetab som skal dækkes af radiatorer og venti-
lation, jf. bilag A.2.
Rum Dimensionsgivende
indetemperatur θ i [°C]
Varmetab dækket af
radiator Φ W [W]
Varmetab dækket af
ventilation Φ V [W]
1.1 Konferencerum 20 1664 8099
1.2 Cellekontor 20 143 1329
1.3 Cellekontor 20 578 1362
1.4 Storkontor 20 1532 5591
1.5 Teknikrum 20 67 819
1.6 Rengøringsrum 20 37 221
1.7 Toilet 20 25 394
1.8 Toilet 20 17 394
1.9 Arkiv 20 113 709
1.10 Cellekontor 20 557 1462
1.11 Kantine 20 954 6931
1.12 Omklædning damer 20 120 1096
1.13 Omklædning herrer 20 189 1749
2.1 Storkontor 20 3188 10546
2.2 Teknikrum 20 89 819
2.3 Toilet 20 33 394
2.4 Toilet 20 24 394
2.5 Hall 20 809 2452
2.6 Omklædning 20 163 1091
2.7 Omklædning 20 163 1091
2.8 Fitness 20 1947 23028
3.1 Produktion 14,5 57245 171028
3.2 Koldlager 5 16015 43792
Bestemmelse af nødvendig varmefladeeffekt i ventilation
Da der i bygningen er mekanisk ind- og udsugning vil der ske et væsentligt varmetab ved ventilationen.
Varmetabet som skal dækkes af ventilationen, angivet i tabel 10, er ikke den krævede effekt fra
varmefladen, da varmetabet vil blive reduceret ved indsættelse af et genvindingsanlæg, hvilket der er
krav om i bygningsreglementet. Det er krævet, at varmegenvindingsgraden mindst er 0,65. [Bygningsreglementet
Tillæg 12 2005]
2.4 SKITSEPROJEKTERING AF VARMEANLÆG
Ovenfor er det dimensionsgivende varmetab ved transmission for hvert enkelt rum i administrationsbygningen
angivet i tabel 10. I dette afsnit præsenteres forskellige måder, hvorpå dette kan dækkes,
og anlægstypen vælges.

2 Indeklima Skitseprojektering af varmeanlæg
2.4.1 Forudsætninger
Det er, som nævnt ovenfor, valgt at dække transmissionstabet ved hjælp af radiatorer. Andre metoder
kunne være gulvvarme eller opvarmning ved hjælp af ventilationsanlægget. Radiatorer er valgt,
idet de giver hurtig reguleringsmulighed i forhold til gulvvarme. Derudover giver radiatorer mulighed
for at ventilationsanlægget kan slukkes om natten, hvilket ikke var muligt, hvis der blev varmet
ved hjælp af ventilationen. Dette er økonomisk, idet vand er en bedre energibærer end luft på grund
af den højere varmefylde.
Det er valgt at analysere to forskellige opbygninger af radiatoranlægget, forslag A og forslag B.
radiatorerne placeres som vist på figur 4 i begge skitseforslag, og forskellen er således udelukkende
systemet i rørføringen. Forslag A er et konventionelt to-strengs system, og forslag B er et to-strengs
system med vendt retur, som det er vist på tegning A1. Det er valgt ikke at placere radiatorer i rum
med lille varmebehov. Radiatorerne i naborummene er dimensioneret til at dække varmetabet fra
disse rum.
Det er udelukkende de to nævnte rørføringer, der er analyseret, og det er således valgt ikke at optimere
designet af varmeanlægget ud fra andre betragtninger. Det kunne eksempelvis være en mulighed
at lave en rørføring, hvor rørene kun blev ført rundt i stueetagen, og derfra lodret gennem etagedækket,
for at forsyne 1. etage. Denne løsning er fravalgt, da det vil betyde mange gennembrydninger
af det armerede betondæk, og dermed vanskelig udførsel. Temperaturen i systemet er fastholdt til
70°C i fremløb og 40°C i returløb, ligesom rørtypen er valgt til stålrør, og ikke eksempelvis bøjelige
PEX-rør. Alle radiatorer er fra Hudevad, af typen P5K [Hudevad 2005]. De har alle en højde på 300
mm, mens længden varierer, alt efter hvert enkelt rums varmebehov.
Årsagen til at disse muligheder ikke er vurderet er, at problemfeltet er nyt for gruppen, og den fornødne
ingeniørmæssige erfaring er derfor ikke til stede. Derfor er der udvalgt forskellige forslag der
gennemregnes.
23

2 Indeklima Skitseprojektering af varmeanlæg
24
Figur 4: Placering og nummerering af radiatorer.
2.4.2 Vurdering af anlægstyper
I det følgende vurderes de to anlægstyper, A og B, ud fra følgende kriterier:
• Tryktab
• Reguleringsmuligheder
• Antal af væggennemførsler
• Materialeforbrug
• Æstetik

2 Indeklima Skitseprojektering af varmeanlæg
Tryktab
I bilag A.4 er vist, hvorledes vandføringen, tryktabet over en radiator og en rørstrækning beregnes.
Dette er gjort for de dimensionsgivende vandføringer for både forslag A og B, og tabene er vist i
tabel 11. Det er væsentligt at bemærke, at beregninger er foretaget uden forindstilling af ventiler,
altså uden indregulering. Dermed vil tryktabene være væsentligt mindre end i det virkelige anlæg.
Som det ses i tabel 11, er tabene væsentligt mindre i forslag A. Den største modstand, som er dimensionsgivende
for pumpen er dobbelt så stor i forslag B som i forslag A.
Tabel 11: Tryktab over hver radiator, inkl. fordelingsledninger.
Forindstilling for ventiler er valgt fuldt åben. Placeringen af radiatorerne
er vist på figur 4. Største og mindste tryktab er markeret.
Radiator Tryktab, forslag A [kPa] Tryktab, forslag B [kPa]
1.1 0,4 3,1
1.2 0,4 3,9
1.3 2,0 4,9
1.4 1,8 5,0
1.5 2,2 5,3
1.6 2,4 5,3
1.7 2,4 5,1
1.8 2,6 5,0
1.9 2,6 4,6
2.1 0,8 3,8
2.2 0,8 3,9
2.3 2,3 5,5
2.4 2,3 5,7
2.5 2,5 5,8
2.6 2,9 6,0
2.7 3,0 5,9
2.8 3,0 5,6
Reguleringsmuligheder
Som det ses i tabel 11, er forholdet mellem største og mindste tryktab størst i forslag A, hvor forholdet
er en faktor 7. Forholdet i forslag B er en faktor 2. Dermed er forslag B, vendt retur, nemmere at
indregulere.
Væggennemførsler
Som det ses af tegning A.1, er der væsentligt færre væggennemførsler i forslag A end i forslag B.
Materialeforbrug
Forslag A består af ca. 225 m rør, og forslag B består af ca. 315 m rør.
Æstetik
Forslag A vurderes til at være mere æstetisk end forslag B, idet forslag B består af længere rør, der
mange steder ikke løber den direkte vej til en radiator, og hvor det hensigtsmæssige i rørets placering
derfor ikke er åbenlyst.
25

2 Indeklima Skitseprojektering af varmeanlæg
Valg af system
Ud fra de ovennævnte kriterier er det valgt at arbejde videre med forslag A, idet dets reguleringsmæssige
ulemper er mindre end fordelene.
26
2.4.3 Produktion
Der er i dette projekt ikke projekteret et varmeanlæg for produktionen. Dette areal vil have et separat
opvarmningssystem, således at dette er muligt at styre særskilt fra administrationsbygningen. Der er
flere muligheder for at opvarme dette areal, der er karakteriseret ved en stor rumhøjde:
• Strålevarme
• Ventilationsopvarmning
Strålevarme kan tilvejebringes enten ved et stråleloft, -væg, eller store radiatorer. Fordelen ved strålevarme
er at der skabes en meget ensartet temperatur i det høje rum, således at den lodrette temperaturgradient
bliver meget lille. Dermed vil temperaturen under loftet bliver forholdsvis lav, hvorfor
varmetabet mindskes. Ulempen ved strålevarme er en forholdsvis lang genopvarmningstid.
Genopvarmningstiden er kort, hvis produktionen opvarmes med luftvarme, dvs. ren konvektion. Her
er det muligt at konstruere et system, der kan give store mængder varm luft på kort tid. Dette vil
være en fordel, hvis der køres med natsænkning, eller hvis portene vil stå åbne i længere tid ad gangen.

2 Indeklima Detaildimensionering af varmeanlæg
2.5 DETAILDIMENSIONERING AF VARMEANLÆG
Den overordnede opbygning af det valgte varmeanlæg er skitseret på figur 5.
Radiator 1.2
Radiator 1.1
Radiator 1.3
Radiator 1.4
Radiator 1.9
Radiator 1.8
Radiator 1.7
Radiator 1.6
Radiator 1.5
Trykreguleringsventil
Kontraventil
ShuntReguleringventil
Fjernvarme
frem
Filter
Fjernvarme
retur
Shuntledning
Radiator 2.2
Radiator 2.1
Radiator 2.3
Radiator 2.4
Fremløb
Returløb
Radiator 2.8
Radiator 2.7
Radiator 2.6
Radiator 2.5
Figur 5: Oversigtsmæssig opbygning af det valgte varmeanlæg. Hovedstopventiler for fjernvarmefrem- og
returløb samt radiatorventiler er ikke indtegnet. Nummereringen af radiatorerne er foretaget jf. figur 4.
Ved detaildimensioneringen er følgende områder behandlet:
• Tilslutning til fjernvarmeanlæg
• Regulering af fremløbstemperatur
• Termostaternes autoritet
• Forindstilling af radiatorer
• Pumpetype
Tilslutning til fjernvarmeanlæg
Det er valgt at tilslutte systemet direkte til fjernvarmeforsyning, som det er vist på figur 5. Herved
forbedres effektiviteten i systemet, idet det undgås at placere en varmeveksler, over hvilken der både
vil ske tryk- og temperaturfald. Ydermere er det ikke nødvendigt at placere en ekspansionsbeholder i
systemet, idet fjernvarmeværkets sikkerhed mod ekspansion føres direkte ind i det lokale anlæg.
Ulempen ved direkte tilslutning er større konsekvenser ved et eventuelt brud på rør i anlægget. Derudover
vil der komme slam fra fjernvarmeledninger, der opfanges i et filter, jf. figur 5, og det statiske
tryk i rørene vil være det samme som i fjernvarmeværkets returløb. Dette tryk skal rørene dimensioneres
for.
27

2 Indeklima Detaildimensionering af varmeanlæg
Regulering af fremløbstemperatur
Den dimensionsgivende fremløbstemperatur er sat til fjernvarmeanlæggets fremløbstemperatur, 70
°C. Afkølingen skal være mindst 30 °C, og der er valgt en returtemperatur på 40 °C. [Bygningsreglementet
1995, 12.2.5] Da der ikke løber rør uden for bygningen, er der ikke medregnet temperaturfald
i rør, da disse vil bidrage til den almene bygningsopvarmning.
Der vil ikke være brug for den dimensionsgivende varmeydelse i størsteparten af driftstiden. For at
opretholde et passende flow i systemet er det valgt at regulere fremløbstemperaturen som funktion af
udetemperaturen. Dette gøres ved den på figur 5 skitserede shunt-ledning og -ventil, der som funktion
af fremløbstemperaturen og udetemperaturen regulerer mængden af returvand, der blandes med
fremløbsvandet.
For at sikre effektiviteten af shunt-ledningen er en trykreguleringsventil monteret på fremløbs- og
returledningen, som vist på figur 5. Denne sikrer, at tryktabet over systemet holdes konstant, lig med
tryktabet over shunt-ventilen.
Termostaternes autoritet
For at sikre et stift net, dvs. et system hvor radiatortermostater ikke påvirker hinanden væsentligt
indbyrdes, er følgende overvejet:
• Placering af strengreguleringsventiler
• Størrelse af rør
Som tommelfingerregel kan et net regnes for stift, hvis mindst halvdelen af trykfaldet over en radiatorstreng
sker ved selve radiatoren [Steen-Thøde 2005].
Placering af strengreguleringsventiler
Normalt placeres strengreguleringsventiler i et system for at regulere flowet strengene imellem. En
typisk placering for det aktuelle system er skitseret på figur 6.
28
Radiator 1.2
Radiator 1.1
Radiator 1.3
Radiator 1.4
Radiator 1.9
Radiator 1.8
Radiator 1.7
Radiator 1.6
Radiator 1.5
Radiator 2.2
Radiator 2.1
Figur 6: Mulig placering af strengreguleringsventiler.
Radiator 2.3
Radiator 2.4
Radiator 2.8
Radiator 2.7
Radiator 2.6
Radiator 2.5
Eventuel benyttelse af strengreguleringsventiler er vurderet ud fra Frese S1 + dynamiske strengreguleringsventiler.
Af hensyn til autoriteten, er det valgt at projektere anlægget uden strengreguleringsventiler,
idet trykfaldet over disse skal være mindst 10 kPa [Frese 2004]. Uden ventilerne er det
muligt at projektere anlægget med et samlet maksimalt tryktab omkring 11 kPa, hvoraf størsteparten

2 Indeklima Detaildimensionering af varmeanlæg
sker over radiatorerne, som det er vist i tabel 12. Det er vurderet, at dette er tilstrækkeligt til at sikre
radiatortermostaternes autoritet.
Derudover mindskes både drifts- og anlægsomkostningerne ved at projektere systemet uden ventilerne,
idet cirkulationspumpen skal levere et mindre drivtryk, og ventilerne ikke skal indkøbes.
Størrelse af rør
Radiatoranlægget er projekteret med ½’’ stålrør med gevind. En løsning, hvor disse erstattes af ⅜’’
stålrør er også vurderet. Uden forindstilling af radiatorerne er det største tryktab ved ½’’ rør ca. 3
kPa. For ⅜’’ rør er det tilsvarende tal ca. 11 kPa. For at give stor autoritet for hver enkel radiatortermostat
med en lille pumpeydelse, er ½’’ rør valgt.
Returløbs- og termostatventiler er som følge heraf valgt til henholdsvis Danfoss RLV 15 og RA-U
15, idet disses tilslutning er til ½’’ gevindrør.
Forindstilling af radiator
For at balancere systemet er der valgt forindstillinger for både returløbs- og termostatventiler, således
at tryktabene over hver enkel radiators streng er så ens som muligt. Forindstillinger og tryktabene
over radiatorstrengene er angivet i tabel 12. Som det ses, er enkelte radiatorers samlede tryktab
væsentligt lavere end de andre radiatorers. Dette skyldes, at den laveste forindstilling af returløbsventilen,
hvor producenten har opgivet en kv-værdi, er ¼ omdrejning fra fuldt lukket. I praksis
vil det være muligt at vælge en lavere forindstilling, hvis der forekommer problemer i anlægget.
Tabel 12: Tryktab for radiatorerne i administrationen. Placeringen af radiatorerne fremgår af figur 4. Tryktab
over radiator og kreds er defineret på figur 7. Det dimensionsgivende tryktab er markeret
Radiator Flow Forindstilling, Forindstilling, Tryktab over Tryktab over Samlet tab
l [ h ] termostatventil returløbsventil radiator [kPa] kreds [kPa] [kPa]
1.1 6 1 1/4 8,1 0,4 8,5
1.2 8 1,5 1/4 6,7 0,4 7,1
1.3 30 3,5 4 8,8 1,7 10,5
1.4 18 2,5 4 9,2 1,6 10,9
1.5 26 3,5 1/2 7,3 2,0 9,3
1.6 26 3,5 1/4 8,5 2,2 10,7
1.7 17 2,5 1/4 8,3 2,3 10,6
1.8 24 3,5 1/4 7,1 2,4 9,5
1.9 24 3,5 1/4 7,1 2,4 9,5
2.1 5 1 1/4 5,5 0,8 6,3
2.2 5 1 1/4 5,5 0,8 6,3
2.3 28 3,5 1/2 8,3 2,0 10,3
2.4 28 3,5 1/2 8,3 2,0 10,3
2.5 23 3,5 1/2 6,7 2,3 9,0
2.6 30 4,5 4 6,5 2,6 9,1
2.7 30 4 4 7,0 2,7 9,7
2.8 30 4 4 7,0 2,7 9,7
SUM 357
29

2 Indeklima Skitseprojektering af ventilationsanlæg
30
Radiatortab
Tab i alt
Figur 7: Det samlede tryktab er tabet over radiatoren adderet med tabet over kredsen
(som er fælles med andre radiatorer).
Pumpetype
Til anlægget er der, jf. bilag A.4 valgt en cirkulationspumpe fra Grundfos, type Alpha Pro 15-40
130. Den dimensionsgivende vandstrøm er 357 l , med et tryk på 10,9 kPa, jf. tabel 12. Placeringen
h
af pumpen fremgår af figur 5.
2.6 SKITSEPROJEKTERING AF VENTILATIONSANLÆG
Det er valgt at projektere administrationsbygningen med et mekanisk CAV-ventilationsanlæg. Det er
valgt at skitseprojektere to forslag. I det følgende vælges først indblæsnings- og udsugningsarmaturer,
hvorefter en af løsningerne vælges.
2.6.1 Valg af indblæsningsarmaturer
Der er foretaget en analyse af to forslag til ventilering af administrationsbygningen. Den ene metode,
forslag 1, er baseret på at alle ventilationskanaler føres langs den indervæg, der skiller administrationsbygningen
og produktionen, som vist på figur 8. Indblæsningen og udsugning sker gennem væggen
nær loftet. Fordelen ved denne metode er, at rummets højde ikke mindskes som følge af et sænket
loft, men i situationer hvor der indblæses med en undertemperatur kan der være problemer med
at opnå tilstrækkelig gennemskylning af lokalet.
Figur 8: Skitsemæssig placering af indblæsningsarmaturer ved indblæsning gennem væg, forslag 1. Udsugningskanaler
løber som indblæsningskanaler, blot i en lavere højde.

2 Indeklima Skitseprojektering af ventilationsanlæg
Ved forslag 2 ventileres der ved indblæsning og udsugning i loftet jf. figur 9. Ved situationer, hvor
der indblæses med en undertemperatur giver denne metode stadig god mulighed for en grundig gennemskylning
af rummet, men der kræves et sænket loft.
Figur 9: Skitsemæssig opbygning af ventilationsanlæg ved indblæsning gennem loft, forslag 2.
For de to skitsemæssige udformninger af ventilationssystemet er der i bilag A.5 dimensioneret indblæsningsarmaturer.
Baggrunden for dimensioneringen er, at der ikke ønskes lufthastigheder i opholdszonen,
der overstiger 0,18 m/s om vinteren og 0,22 m/s om sommeren, jf. Bilag A.1. Der er i
dimensioneringen ikke skelnet mellem sommer og vinter. Der er derfor tilstræbt en maksimal lufthastighed
på 0,2 m/s, hvilket også er praktisk, da producenterne af indblæsningsarmaturer oftest angiver
kastelængden, l02.
Opholdszonen defineres som givet i figur 10. Generelt er afstanden mellem ydervægge og opholdszonen
0,6 m og 0,1 m ved indervægge. [DS 474:1993]
Indervæg
Loft
0,1 m 0,6 m
Opholdszone
Figur 10: Opholdszonen. [DS 474:1993]
For administrationsbygningens første sal er dimensioneringen foretaget ved håndberegninger og
tabelopslag. For stueetagen er indblæsningsarmaturerne fastsat ved programmet DIMcomfort. Begge
ventilationsmetoder baseres på opblandingsventilation og det er i beregningen antaget at der indblæses
isotermt. Konsekvensen af denne antagelse er vurderet i forhold til luftstrålens indtrængningslængde,
idet der indblæses med en undertemperatur. Som hovedregel er der balanceret ventilering,
hvilket betyder at der udsuges og indblæses lige store luftmængder i de enkelte rum. For at modvirke
1,8 m
Ydervæg
31

2 Indeklima Skitseprojektering af ventilationsanlæg
en luftstrøm fra forurenede områder, som toiletter, til kontorområder er dette princip fraveget en
smule. Derfor vil der ikke være indblæsning, men kun udsugning på toiletterne.
Der er ved DIMcomfort fastsat en række udsugningsarmaturer, der opfylder kravet om balanceret
udsugning. Fastlæggelsen af disse armaturer er udelukkende baseret på dette krav samt ønsket om et
støjniveau på maksimalt 35 dB(A).
Forslag 1: Indblæsning gennem væg
Ved indblæsning gennem væg er det valgt at anvende LindabComfort Bagkantindblæsning, som vist
i figur 11.
For de enkelte rum i administrationsbygningen er der foretaget en dimensionering, således at kravene
til den termiske komfort er overholdt. På baggrund af de dimensionsgivende luftskifter og volumenstrømme
for samtlige rum i bygningen jf. tabel 7, er der bestemt et antal indblæsningsarmaturer.
Resultatet af dimensioneringen i overetagen ses i tabel 13. Der vil som hovedregel blive indblæst
med en lille undertemperatur, idet der er en tendens til at kold luft virker mere frisk. På denne baggrund
er det vurderet, hvor stor en undertemperatur der kan tillades, såfremt der ikke ønskes luftha-
m
stigheder der overstiger 0,2 i opholdszonen. Beregningen er udført i bilag A.5, og resultatet er
s
givet i tabel 13.
Der indblæses ikke på toiletterne, rum 2.3 og 2.4, hvor den beregnede friskluftmængde er tillagt det
tilstødende rum, 2.5. Herfra vil luften strømme ind på toiletterne, hvor der udsuges. Dermed undgås
lufttransport fra mere forurenende rum til mindre forurenende rum
32
Figur 11: LindabComfort Bagkantindblæsning. [Lindab 1998]

2 Indeklima Skitseprojektering af ventilationsanlæg
Tabel 13: Data for forslag 1 for de enkelte rum i overetagen.
Rum 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5 2.6 2.7 2.8
Antal armaturer 5 1 - - 3 1 1 8
Metode for indblæsning
Fri Mod loft - - Fri Fri Fri Fri
Dimension af armaturer
[ mm×mm ]
500×250 200×100 - - 400×150 400×150 400×150 500×250
Flow pr. armatur [ ] l 54,4 21 - - 27,7 28 28 74
s
Ønsket
[m]
kastelængde 7,7 – 8,3 2,4 – 2,6 - - 7,7 – 8,3 5,7 – 6,0 5,7 – 6,0 7,7 – 8,3
Korrigeret l02 [m] 7,5 2,5 - - 8,4 6,5 6,5 8,6
Støjniveau pr. armatur
[dB(A)]
< 20 33 - - 24 24 24 22
Trykfald pr. armatur
[Pa]
12 85 - - 45 48 48 20
Maksimal tilladelig 0,9 20,4 0,7 1,2 1,2 1,6
undertemperatur [ºC]
Som det ses i tabel 13 er den maksimalt tilladelige undertemperatur generelt ikke stor. Dette vil bevirke
at på dage, hvor der er varmt i bygningen kan der forekomme lufthastigheder i opholdszonen
der overstiger
m 0,2 . s
I underetagen er der anvendt en anden type indblæsningsarmatur, idet ventilationssprogrammet
DIMcomfort ikke indeholder data for LindabComfort Bagkantindblæsning. Indblæsningen sker med
et lignende armatur, RVA bagkantarmatur jf. figur 12.
Figur 12: RVA bagkantarmatur. [Lindab 2005a]
Data for de valgte armaturer er givet i tabel 14.
Tabel 14: Data for forslag 1 for de enkelte rum i underetagen.
Rum 1.1 1.2 1.3 1.4 1.9 1.10 1.11 1.12 1.13
Antal armaturer 3 1 1 3 1 1 4 1 2
Dimension af tilslutning [ mm ] 200 125 125 200 80 125 160 100 100
Flow pr. armatur [ ] l
s 69,7 34,4 35,1 48,0 18,3 37,7 44,7 28,3 22,6
33

2 Indeklima Skitseprojektering af ventilationsanlæg
Forslag 2: Indblæsning under loft
Ved indblæsning under loft er det valgt at anvende LindabComfort loftdiffusor LCA, som vist i figur
13.
34
Figur 13: LindabComfort loftdiffusor, LCA [Lindab 1998].
Ved denne metode er der ligeledes valgt armaturer der overholder de stillede komfortkrav. Resultatet
af dimensioneringen i overetagen er vist i tabel 15.
Tabel 15: Data for forslag 2 i de enkelte rum.
Rum 2.1 2.2 2.5 2.6 2.7 2.8
Armaturtype LCA LCA LCA LCA LCA RKD
Antal armaturer 7 1 2 1 1 4
Diameter af armaturer [mm] 160 100 125 125 125 600
Flow pr. armatur [ ] l
s 38,9 21 41,5 28 28 148,5
Ønsket kastelængde [m] 2,1 – 2,8 1,5 – 2,0 2,55 – 2,8 4,28 – 5,7 4,28 – 5,7 2,2 – 2,8
Korrigeret l 02 [m] 2,2 1,7 2,7 5,2 5,2 2,8
Støjniveau pr. armatur [dB(A)] 25 26 32 36 36 35
Trykfald pr. armatur [Pa] 50 30 50 40 40 35
Maksimal undertemperatur [ºC] 0,5 0,4 0,5 0,1 0,1 0,1
På grund af et stort nødvendigt flow i fitnessrummet er der anvendt en anden type indblæsningsarmatur.
Der indblæses med RKD+MTB-1 600, vist i figur 14. Dette armatur er anvendt hvor der ønskes
et stort flow uden at kastelængden bliver alt for lang.
Figur 14: LindabComfort rotationsdiffusor RKD
[Lindab 1998]

2 Indeklima Skitseprojektering af ventilationsanlæg
Som ved forslag 1 er der fastsat en række armaturer i underetagen til den videre dimensionering af
kanalsystemet. Data for de valgte armaturer er angivet i tabel 16.
Tabel 16: Data for forslag 2 for de enkelte rum i underetagen.
Rum 1.1 1.2 1.3 1.4 1.9 1.10 1.11 1.12 1.13
Armaturtype LCA LCA LCA LCA LCA LCA LCA LCA LCA
Antal armaturer 4 1 1 4 1 1 3 1 2
Dimension af tilslutning [ mm ] 200 160 160 200 125 160 250 125 160
Flow pr. armatur [ ] l
52,3 34,4 35,1 36,1 18,3 37,7 59,6 28,3 22,6
s
2.6.2 Valg af udsugningsarmaturer
Den vigtigste parameter for udsugningsarmaturer er støjniveauet, hvorfor dette er lagt til grund for
valget af disse. CADvent, et dimensioneringsprogram fra Lindab, opgiver støjen for den valgte luftmængde,
og et samlet støjniveau på maksimalt 35 dB(A) er valgt som kriterium.
Ved forslag 1 er forskellige størrelser af standardrist F20, vist på figur 15, benyttet. Til udsugning på
toiletter er CRL loftdiffusor, vist på figur 16, dog brugt for både forslag 1 og 2.
Figur 15: F20 Standardrist. [Lindab 1998]
Figur 16: CRL loftdiffusor. [Lindab 1998]
Til forslag 2 er LCA loftdiffusor, vist på figur 17, anvendt generelt. Denne er den samme som er
anvendt til indblæsning. Til udsugning i fitnessrummet er RKA rotationsarmatur vist i figur 18 anvendt,
da det ligner RKD indblæsningsarmaturet. At det samme armatur ikke er valgt, skyldes at
RKA har et lavere støjniveau.
Figur 17: LCA loftdiffusor. [Lindab 1998]
Figur 18: RKA rotationsarmatur. [Lindab 1998]
35

2 Indeklima Skitseprojektering af ventilationsanlæg
36
2.6.3 Rørføring
I det følgende beskrives, hvorledes det er muligt at udføre de ovenfor beskrevne forslag 1 og 2. Begge
forslag er skitseprojekteret ved hjælp af CADvent.
Forudsætninger
Alle rør er valgt til Lindab Safe, vist på figur 19. Disse spiralfalsede, cirkulære rør er valgt frem for
rektangulære, idet de er billigere, tættere og enkle at montere. Ulempen er et større pladsbehov. Størrelsen
af alle kanalerne er valgt ud fra et maksimalt ønskeligt tryktab på 1,2 Pa . Enkelte steder er
m
dette fraveget på grund af pladshensyn.
Figur 19: Lindab Safe komponenter. [Lindab 2005c]
Det er valgt ikke at isolere kanalerne. Eventuelt kunne det vælges at isolere indblæsningskanalerne,
idet indblæsningens temperatur om sommeren vil blive højere end udeluftens, da luften opvarmes i
kanalerne. Derved mindskes køleeffekten i de enkelte rum, hvor der indblæses. Det vurderes dog, at
dette ikke vil have større betydning i det aktuelle tilfælde.
Frihøjden af hver etage er sat til 3000 mm. Et eventuelt nedhængt loft vil mindske denne højde.
Teknikrummets placering er fastholdt i projekteringen.
Forslag 1
På figur 20 er forslag 1 vist. Som det er beskrevet ovenfor, er dette forslag baseret på, at kanalerne
hovedsageligt føres på væggen i produktionen, som det ses på figur 21.

2 Indeklima Skitseprojektering af ventilationsanlæg
Figur 20: Forslag 1. Til venstre stueetagen, til højre 1. etage. Snit AA er vist på figur 24, Snit BB er
vist på figur 22.
Figur 21: Forslag 1 set fra produktion, jf. figur 20.
37

2 Indeklima Skitseprojektering af ventilationsanlæg
Indblæsningen sker med de i afsnit 2.6.1 valgte armaturer. Hvor der ventileres fra kanaler i produktionen,
sker indblæsningen og udsugningen i to forskellige niveauer under loftet, som det er vist på
figur 22. Indblæsningen og udsugningens placering i rummet er vist på figur 23.
38
3000 mm
2500 mm
2100 mm
Figur 22: Snit BB på figur 20. Ventilation i konferencerummet,
rum 1.1. Højderne er angivet over
gulvniveau.
Figur 23: Indblæsningen og udsugning i konferencerummet,
rum 1.1 set fra rummet.
Idet ikke alle rum i administrationsbygningen har en væg til fælles med produktionen, er det nødvendigt
at føre kanaler ind i bygningen. For at betjene rum 1.10, 1.11, 1.12 og 1.13 er der ført kanaler
under et nedhængt loft i gangarealet, som vist på figur 24. Det er nødvendigt at acceptere en
loftshøjde på 2200 mm, for at stikledningerne kan krydse under fordelingskanalerne. Som det ses på
figur 24 sker indblæsningen her i samme højde som udsugningen.
Rum 1.4 og 1.9 ventileres efter princippet med nedhængt loft, som det er skitseret på figur 24. I disse
rum er loftet dog kun nedhængt i den del af rummet, hvor der føres ventilationskanaler. I resten af
rummet udnyttes den fulde rumhøjde på 3000 mm.
3000 mm
2400 mm
2200 mm
Figur 24: Snit AA på figur 20. Det er kun medtaget 2,5 m i dybden. Ventilationskanalerne
over gangarealet i stueetagen. Højderne er angivet over gulvniveau.
På figur 25 er vist, hvorledes centralaggregatet tilsluttes de to etager samt indsugning og afkast på
taget.

2 Indeklima Skitseprojektering af ventilationsanlæg
Figur 25: Fordelingen mellem stuen og 1. etage for forslag 1 i isometrisk afbildning.
Forslag 2
På figur 26 er forslag 2 vist. Som det er beskrevet ovenfor, er dette karakteriseret ved, at indblæsning
og udsugning sker fra et nedhængt loft. Som det er vist på figur 26, er dette forslag muligt at udføre,
uden at ventilationskanalerne krydses over det nedhængte loft. Loftshøjden i hele bygningen kan
dermed holdes på 2,50 m. Rørføringen er anderledes end skitseret i figur 9 side 31, for at undgå disse
krydsninger.
39

2 Indeklima Skitseprojektering af ventilationsanlæg
40
Figur 26: Forslag 2. Til venstre stueetagen, til højre 1. etage.
På figur 27 er i perspektiv vist, hvorledes rørføringen forløber over kantinen, rum 1.11.

2 Indeklima Skitseprojektering af ventilationsanlæg
Figur 27: Ventilationsanlægget over kantinen, rum 1.11, set nederst fra højre, jf. figur 26. Anlægget over kantinen
er fremhævet.
Fordelingen fra centralaggregatet til de to etager er udført efter samme princip som forslag 1, og er
vist på figur 28.
Figur 28: Fordelingen mellem stuen og 1. etage for forslag 2 i isometrisk afbildning.
2.6.4 Valg af ventilationsforslag
For at træffe et kvalificeret valg mellem de to opstillede forslag til ventilation af administrationsbygningen,
er disse vurderet ud fra følgende kriterier:
41

2 Indeklima Skitseprojektering af ventilationsanlæg
42
• Tryktab
• Støj
• Følsomhed for undertemperatur
• Rumhøjde
• Synlige rør
• Pris
• Udførelse
Tryktab
Tryktabet over indblæsningen og udsugningen er for de to forslag beregnet med CADvent, og vist i
tabel 17. Yderligere er det angivet, hvor mange ekstra indreguleringsspjæld det er nødvendigt at
indsætte, ud over trykfordelingsboksenes spjæld.
Tabel 17: Tryktab for de to skitseforslag.
Tryktab [Pa] Antal ekstra spjæld
Forslag 1 – indblæsning 114 1
Forslag 2 – indblæsning 136 1
Forslag 1 - udsugning 214 3
Forslag 2 - udsugning 219 7
Som det ses, kan forslag 1 projekteres med et mindre tryktab og et mindre antal indreguleringsspjæld.
Forskellen på de to forslag er dog ikke markant.
Støj
Ved hjælp af CADvent er den resulterende støj fra såvel armaturerne som centralaggregatet, beregnet
for alle armaturer i de to forslag. Den gennemsnitlige A-vægtede støj er angivet i tabel 18.
Tabel 18: Gennemsnitlig støj for de to skitseforslag.
Middelstøj [dB(A)]
Forslag 1 – indblæsning 60,8
Forslag 2 – indblæsning 54,7
Forslag 1 - udsugning 59,3
Forslag 2 - udsugning 47,4
Som det ses, er støjen meget kraftig. Dette skyldes, at der ikke er indsat lyddæmpere på ventilationskanalerne.
Det ses dog tydeligt, at forslag 2 giver en væsentlig mindre middelstøj, hvorfor den nødvendige
dæmpning er mindre for dette forslag.
Følsomhed for undertemperatur
Som det er beskrevet i afsnit 2.6.1 er forslag 1 væsentlig mere følsom overfor indblæsning med undertemperaturer,
idet indblæsningsarmaturerne i dette forslag er placeret ved den samme væg. Forslag
2 er mindre følsom, idet armaturernes placering fordelt i rummet stadig giver mulighed for opblanding
i hele rummet, selvom indtrængningslængden skulle mindskes. For forslag 2 halveres den
nødvendige kastelængde dermed i rum med én række armaturer, og i rum med to rækker armaturer
reduceres den til en fjerdedel.

2 Indeklima Skitseprojektering af ventilationsanlæg
Rumhøjde
Som det er beskrevet ovenfor, giver forslag 1 mulighed for de fleste steder i bygningen at have en
rumhøjde på 3 m. I modsætning hertil er det kun muligt at have en rumhøjde på 2,5 m i hele bygningen,
hvis forslag 2 vælges.
Synlige rør
I forslag 1 vil der være mange synlige rør uden på administrationsbygningen, ind mod produktionen,
jf. figur 21 på side 37. Disse reduceres til et minimum i forslag 2.
Pris
Et prisoverslag for de to forslag er angivet i tabel 19.
Tabel 19: Overslag for de to forslags materiale, ekskl. moms, fragt og centralaggregat.
[Lindab 2005b]
Armaturer og trykfordelingsbokse [DKK] Rør, bøjninger osv. [DKK] Totalbeløb [DKK]
Forslag 1 107.000 81.000 188.000
Forslag 2 110.000 94.000 204.000
Som det ses, er forslag 2 knap 10 % dyrere end forslag 1. Ydermere vil forslag 2 medføre udgifter til
sænkning af lofter.
Udførelse
Et mål for, hvor enkelt systemet er at udføre i praksis, er antallet af bøjninger og det samlede antal
komponenter i systemet. Dette er angivet i tabel 20
Tabel 20: Antal komponenter i ventilationsforslagene.
Antal bøjninger Totalt antal komponenter
Forslag 1 55 382
Forslag 2 57 452
Da forslag 1 indeholder færre komponenter end forslag 2, antages det at dette forslag er hurtigere, og
dermed billigere, at montere.
Valg
På basis af de ovennævnte informationer om de to anlæg er tabel 21 opstillet.
Tabel 21: Oversigt over fordele og ulemper for de to forslag. Vægtning
af de forskellige parametre er udtrykt ved antallet af plustegn.
Forslag 1 Forslag 2
Tryktab ++
Støj +++
Følsomhed for undertemperatur +++
Rumhøjde +
Synlige rør +
Pris ++
Udførelse +
43

2 Indeklima Detailprojektering af ventilationsanlæg
Det er valgt at arbejde videre med forslag 2, idet følsomheden over for undertemperaturer og den
mindre støj vurderes at veje tungere end de andre faktorer.
44
2.6.5 Ventilation af produktion og koldlager
Der er i dette projekt ikke projekteret et ventilationsanlæg for produktionen og koldlageret. De lave
luftskifter på 0,8 h -1 og 0,7 h -1 for henholdsvis produktionen og koldlageret jf. tabel 7 på side 17 gør,
at der ved valg af opblandingsventilation må benyttes dyser med lang kastelængde til indblæsning,
for at sikre tilstrækkelig opblanding. Alternativt er det en mulighed at benytte fortrængningsventilation,
hvis der ikke findes processer i rummene, der vil bidrage til en utilsigtet opblanding af luften.
2.7 DETAILPROJEKTERING AF VENTILATIONSANLÆG
I det følgende er gennemgået, hvorledes det valgte ventilationsanlæg, forslag 2, er detaildimensioneret.
Ved dimensioneringen er CADvent anvendt, da det i bilag A.6 er vist, at CADvents beregninger
stemmer overens med håndberegninger.
2.7.1 Optimering af anlæg
Det er undersøgt, hvorvidt en yderligere optimering af forslag 2 er mulig. Optimeringen er foretaget
ved, at den dimensionsgivende strækning for indblæsningen og udsugningen er fundet. Derefter er
det undersøgt, om en forøgelse af kanaldimension eller ændring af kanalføring vil give en væsentlig
formindskelse af tryktabet. Optimeringen er stoppet, når placeringen af det dimensionsgivende armatur
ved små ændringer skifter, således at tryktabet vil være tilnærmelsesvis det samme i systemets
forskellige yderpunkter.
Der er eksempelvis ændret på dimensionen af bøjningen omkring centralaggregatets tilslutning til
udsugningen, jf. figur 29. Diameteren er ændret fra 400 mm til 630 mm. Der er også ændret på størrelsen
af indblæsningskanalerne vist på figur 30. Her er diameteren ændret fra 315 mm til 450 mm.

2 Indeklima Detailprojektering af ventilationsanlæg
Figur 29: Tilslutning til centralaggregatets udsugning før og efter optimeringen,
henholdsvis til venstre og til højre.
Figur 30: Forløb af indblæsningens tilslutningsledning på 1. etage før og efter optimeringen,
henholdsvis til venstre og til højre.
Efter optimeringen er de dimensionsgivende tryktab for centralaggregatet fundet. Disse er vist i tabel
22 sammen med tryktabene for det oprindelige forslag 2. Som det ses, er det lykkedes at sænke tryktabet
væsentligt, hvilket vil sænke såvel støjniveau som energiforbrug.
Tabel 22: Tryktab for skitseforslaget og det optimerede system.
Skitseprojekteret forslag Optimeret system
Tryktab indblæsning [Pa] 136 106
Tryktab udsugning [Pa] 219 138
De største ændringer i tryktabet sker omkring detaljer med stort flow, eksempelvis som vist på figur
29, hvor den totale luftmængde passerer i en bøjning, hvis dimension var valgt for lille. Det projekterede
anlæg er vist på tegning A2 og tegning A3. En stykliste og indreguleringsliste er vedlagt i bilag
A.8 og A.9.
2.7.2 Støj
Der er ikke indsat støjdæmpere i det projekterede anlæg. Der vil dog være behov for at indsætte
dæmpere mellem centralaggregatet og armaturerne, idet centralaggregatet genererer støj, som kan
45

2 Indeklima Detailprojektering af ventilationsanlæg
transporteres i ventilationskanalerne. På figur 31 er vist nogle muligheder for, hvorledes støjdæmpere
kunne placeres ved centralaggregatet.
46
2.7.3 Tilslutning til udeluft
Støjdæmper
Figur 31: Mulige placeringer af støjdæmpere ved
centralaggregatet.
Centralaggregatet tilsluttes ventilationsanlægget i teknikrummet, som vist på figur 28. Friskluftindtaget
og ventilationsafkastet er placeret på taget og føres til centralaggregatet via lodrette kanaler,
som det er vist på figur 32.

2 Indeklima Detailprojektering af ventilationsanlæg
Figur 32: Skitse af ventilationsanlægget set fra produktionen. Afkast og indsug er
placeret på taget.
Det er valgt at tilslutte afkastet til en jethætte, vist på figur 33. Denne sikrer, at nedbør ikke når centralaggregatet,
samtidig med at kastelængden bliver tilstrækkelig stor til at undgå kortslutning
[Stampe 2000, p135]. Indtaget tilsluttes til en ventilationshætte, vist på figur 33.
Figur 33: Til venstre Lindab HF Jethætte, til højre Lindab VHP ventilationshætte.
[Lindab 2005c]
Den nøjagtige placering af indtag og afkast på taget er ikke bestemt i dette projekt. Ved placeringen
skal der tages højde for, at kastelængden for afkastet skal være lang nok til, at forureningen ikke
bliver fanget i recirkulationszoner på taget og efter bygningen. Det er vurderet, at såvel indtag som
afkast skal placeres på taget. Dette skyldes at bygningen er placeret i bymæssig bebyggelse, hvor det
må forventes at luften er mindre forurenet i syv meters højde, samt at det ikke vil være hensigtsmæssigt
at sende forurenet luft ud ved jordoverfladen.
47

2 Indeklima Detailprojektering af ventilationsanlæg
48
2.7.4 Valg af centralaggregat
Dimensioneringskriterier
Da tryktabene for tilslutninger til udeluften nu kan beregnes, kan de dimensionsgivende krav til centralaggregatet
opstilles. Disse er vist i tabel 23.
Tabel 23: Dimensionsgivende luftstrømme og tryktab for centralaggregatet.
Indblæsning Udsugning
3
m
Luftmængde ⎡
⎣
⎤ s ⎦ 1,80 1,80
Tryktab indtil centralaggregatet [Pa] 13 138
Tryktab fra centralaggregatet [Pa] 106 75
Det dimensionsgivende varmetab, som varmeflade og genvindingsaggregat tilsammen skal dække,
er angivet i tabel 10 side 22.
Opbygning
For at kunne vælge et centralaggregat er den ønskede, principielle opbygning skitseret i figur 34.
Indtag
Afkast
Ur
Spjæld
Spjæld
Grovfilter
Finfilter
Ventilator
Figur 34: Principskitse af centralaggregatet.
Regulering
ReguleringVarmeflade
Roterende
varmeveksler
Finfilter
Ventilator
Indblæsning
Udsug
Spjældene er nødvendige for at kunne lukke anlægget om natten, således at kold luft ikke trækker
ind i bygningen. Finfiltrene er nødvendige for at beskytte varmeveksler og varmeflade mod tilstopning.
Varmeveksleren er valgt til en roterende veksler med trinløs omdrejningsregulering, for at
opnå stor varmegenvindingsgrad og lille tryktab i forhold til en krydsvarmeveksler. Varmefladen er
til fjernvarme, og ventilatorerne driver luften rundt i systemet.
Regulering
Reguleringen af anlægget er skitseret på figur 34. Varmefladen reguleres af temperaturen efter varmefladen,
dog således at lufttemperaturen i lokalerne ikke bliver for høj. Varmeveksleren er reguleret
efter temperaturen før og efter genvinding, idet veksleren kan standses eller omdrejningstallet kan

2 Indeklima Energiramme
ændres, hvis temperaturdifferencen bliver for lille, eller temperaturen efter genvinding eller i lokalerne
bliver for høj. Der er mulighed for at slukke for anlægget om natten
Frostsikring
Der kan forekomme tilisning af varmeveksleren, hvis udsugningsluften kondenserer, hvorefter vandet
fryses af kold udeluft. For at undgå at dette skader veksleren, påsættes der trykmålere på hver
side. Hvis reguleringen registrerer en trykdifferensstigning over den roterende varmeveksler på
grund af isdannelse, nedsættes omdrejningstallet til 0,5 min -1 , indtil isen er smeltet. [Stampe 2000,
p179]
Valg af centralaggregat
De opstillede krav kan opfyldes af et YORK NOVENCO ZCN-13/6 centralaggregat, hvorfor dette er
J
valgt. Det har et specifikt elforbrug til lufttransport (SEL) på 1962 3 , og den roterende varmeveks-
m
ler har en varmegenvindingsgrad på 0,76.
Centralaggregatets placering i teknikrummet er vist på tegning A3.
2.8 ENERGIRAMME
Ifølge [Bygningsreglementet tillæg 12 2005] er der krav om, hvor meget energi der må bruges til
driften af en bygning. Energi til driften af en bygning indebærer tilført energi til opvarmning, ventilation,
køling, varmt brugsvand og belysning.
Energirammen for det aktuelle projekt er givet ved
⎛ 2200 ⎞kWh
⎜95 + ⎟ pr.år
2
⎝ A ⎠ m
hvor
A er det opvarmede etageareal [m 2 ]
[Bygningsreglementet tillæg 12 2005, kapitel 8.3.2 stk. 1]
Det kræves, at overholdelse af energirammen eftervises med den i edb-programmet Be06 integrerede
beregningskerne. Be06 beregner bygningens energibehov på månedsbasis, og viser, om energirammen
er overholdt.
49

2 Indeklima Energiramme
50
2.8.1 Input
Ved inddatering i Be06 er følgende parametre angivet:
• Bygningstype
• Opvarmet etageareal, samt arealer af de enkelte rum
• Normal brugstid
• Bygningens varmekapacitet
• Varmeforsyning
• Transmissionskoefficienter og linietab for mure, gulve, fundamenter og tag
• Vinduer, yderdøre og porte med glasandel
• Ventilationsbehov, inkl. varmegenvindingsgrad og infiltration
• Specifikt elforbrug til lufttransport (SEL)
• Internt varmetilskud fra personer og apparatur
• Belysning, herunder energiforbrug af armaturer, dagslysfaktorer, styring og samtidighedsfaktorer
• Pumpe til varmefordelingsanlæg
• Varmtvandsforbrug, herunder data for varmtvandsbeholder og varmetab fra denne
Nogle af de vigtigste input, ved beregning af energibehovet i Be06, er angivet i tabel 24

2 Indeklima Energiramme
Tabel 24: Input til Be06.
Brugstid Brugstiden er sat til at være 8-17 man-fre (45 timer om ugen), jf. [SBI 213:2005].
Varmekapacitet Wh
Bygningen er kategoriseret som mellemtung, hvilket giver en varmekapacitet på 120 2
Km .
Varmeforsyning Bygningen opvarmes ved fjernvarme.
Koldlager Koldlageret regnes opvarmet, trods der blot ønskes at holde en temperatur på min. 5˚C.
Vinduer og døre Der er for vinduer og døre en solafskærmningsfaktor på 0,4, jf. afsnit 0.
Da terrænet omkring bygningen ikke er kendt, anvendes standardskemaet for skygger.
Ventilation Indblæsningstemperaturen er sat til 18˚C, jf. [SBI 213:2005].
l
Infiltrationen sættes til 0,13 2
sm ⋅ i brugstiden og 0,09 l
2 udenfor brugstiden jf. [SBI
sm ⋅
213:2005].
kJ
Specifikt elforbrug til lufttransport (SEL) er 1,96 3 jf. afsnit 2.7.4
m
Internt varmetilskud W
Det interne varmetilskud er sat til 4 2
m for personer og 6 W
2 for apparatur jf. [SBI
m
213:2005]. Internt varmetilskud udenfor brugstiden sat til nul.
Belysning W
Installeret effekt til almenbelysning er sat til henholdsvis 8,5 2
m og 5 W
2 for rum med
m
W
belysningsniveau på 200 og 100 lux. Mindste effekten herfor er sat til 3 2 , der regnes at
m
dække elforbruget når lysanlægget er helt nedreguleret.
Der er antaget en kontinuert automatisk regulering af belysningen.
Dagslysfaktoren er for alle rum sat til 2 %, da dette er vejledende mindstekrav jf. [Bygningsreglementet
tillæg 12 2005] kapitel 4.4.2 stk. 5.
Benyttelsesfaktorerne er sat til 1,0 og 0,8 for henholdsvis rum der regnes anvendt hele
tiden, og rum der ikke anvendes hele tiden. [SBI 213:2005]
W
Effekten til arbejdslamper i brugstiden er sat til 1 2 jf. [SBI 213:2005]
m
Lysanlægget antages slukket udenfor brugstiden, og stand by effekten er derfor sat til
W 0 2
m .
Andet elforbrug Der er antaget en dagslysstyret udebelysning på 500 W, til at oplyse adgangsveje med
mere.
Varmefordelingsanlæg Ifølge afsnit 2.5 anvendes der en pumpe af typen Grundfoss Alpha Pro 15-40 130 med en
nominel effekt på 25 W og en reduktionsfaktor på 0,3.
Der er ikke varmerør udenfor bygningen, og varmetabet fra rørføringen antages minimalt.
Det varmetab, der vil komme, vil blot være en utilsigtet opvarmning andetsteds i bygningen,
og ikke et reelt tab ud af bygningen. Der er derfor ikke regnet på varmetab fra rør.
Varmt brugsvand l
Varmtvandsforbruget er sat til 100 2 pr. år, jf. [SBI 213:2005].
m
Beholdervolumen er sat til 500 liter, med et varmetab på 1,23 W
K , jf. [DS 452:1999].
Udover værdierne i tabel 24, er de resterende input såsom transmissionskoefficienter, arealer og
linietab angivet i bilag A.2 og bilag A.3.
2.8.2 Resultat af beregning
Efter inddatering i Be06, ses at energirammen er opfyldt, jf. tabel 25.
Tabel 25: Energiramme og
energibehov.
⎡ kWh ⎤ 2 ⎣ m ⋅ år⎦
Energibehov 89,2
Energiramme 95,5
Nærmere oplysninger om, hvad energibehovet indeholder, er anført i tabel 26.
51

2 Indeklima Energiramme
52
Tabel 26: Energibehov på månedsbasis. Ved samlet energibehov multipliceres elbehovet med en faktor 2,5.
Andet elbehov angiver elbehovet til apparatur og udebelysning, der ikke regnes med i energirammen. Alle
værdier er angivet i ⎡kWh 2 ⎣
⎤
m ⎦ .
Jan
Feb
Mar
Apr
Maj
Jun
Varmebehov 6,1 5,8 5,4 3,6 1,5 0,6 0,5 0,5 1,2 2,3 3,8 5,2 36,5
Elbehov 2,1 1,7 1,7 1,5 1,6 1,5 1,6 1,6 1,6 1,9 2,0 2,2 21,1
- heraf
belysning
0,79 0,71 0,79 0,76 0,79 0,76 0,79 0,79 0,76 0,79 0,76 0,79 9,3
- heraf
ventilation
1,36 1,00 0,89 0,78 0,80 0,77 0,80 0,80 0,82 1,07 1,27 1,42 11,8
Samlet
energibehov
11,5 10,1 9,6 7,5 5,4 4,4 4,4 4,4 5,2 7,0 8,9 10,8 89,2
Andet
elbehov
1,2 1,1 1,2 1,2 1,2 1,2 1,2 1,2 1,2 1,2 1,2 1,3 14,5
Bygningens varmebehov er dækket af fjernvarme, mens elbehovet dækkes af en ekstern elforsyning.
Det ses af tabel 26, at elbehovet ikke varierer væsentligt over året, mens der er en markant forskel i
varmebehovet fra sommer til vinter. Ydermere kan det ses, at elbehovet til belysning ikke varierer
nævneværdigt fra sommerhalvåret til vinterhalvåret.
Alternative beregninger af energibehov
Der er udført to andre beregninger af energibehovet, hvor energirammen ikke er opfyldt. Ved disse
beregninger er gjort andre antagelser, der har givet store udsving i udregningen af energibehovet.
Forskellen i de to alternative udregninger og den ovenstående er angivet i tabel 27, sammen med
energibehovet for disse.
Tabel 27: Antagelser, energiramme og udregnet energibehov for de 2 alternativer.
Energiramme
Forskel i forhold til de i tabel 24 angivne antagelser
⎡ kWh ⎤ 2 ⎣ m ⋅ år⎦
Alternativ 1
Alternativ 2
Jul
Aug
Koldlageret er regnet som uopvarmet rum, dvs. arealet
herfra ikke medregnes som opvarmet etageareal.
Der er foretaget en vurdering af det interne varmetilskud,
jf. bilag A.1.
Der er foretaget en vurdering af det interne varmetilskud,
jf. bilag A.1.
Sep
Okt
Nov
Dec
Året
Energibehov
⎡ kWh ⎤ 2 ⎣m ⋅ år⎦
95,8 118,1
95,5 103,5
Vurdering af resultater
Det ses ud fra tabel 27, at ved at inkludere koldlageret i beregningen, og ved at anvende de i [SBI
213:2005] angivne værdier for internt varmetilskud, giver det en forskel i energibehovet på næsten
kWh 30 2
m
pr. år, i forhold til resultatet af energirammeberegningen angivet i tabel 25.
Idet [SBI 213:2005, p26] angiver, at ”Rum opvarmet til mellem 5 og 15 ˚C kan enten betragtes som
uopvarmet eller som opvarmet til 20˚C”, er det i orden at regne koldlageret som opvarmet.

2 Indeklima BSim
Ligeledes angiver [SBI 213:2005], at hvis det interne varmetilskud fra personer og apparatur afviger
W
væsentligt fra de anviste værdier på henholdsvis 4 2
m og 6 W
2 , kan det gennemsnitlige interne var-
m
metilskud i brugstiden bestemmes. Der foreligger altså ikke noget krav omkring bestemmelse af det
interne varmetilskud, og det må derfor anses i orden blot at antage de ovenstående værdier.
kWh
Dette betyder at energibehovet på 89,2 2
m
alternativer.
pr. år er i orden, selvom denne afviger kraftigt fra de to
Der gøres opmærksom på, at programmet Be06 er på et beta-stadie og under løbende udvikling. Der
er til udregningerne i dette projekt anvendt version 1.5.10.24. Det kan således ikke garanteres, at en
gennemregning vil give de samme værdier ved anvendelse af en nyere version.
De tre udregnede energibehov er at finde på vedlagte cd-rom som henholdsvis c123projekt.xml,
c123alternativ1.xml og c123alternativ2.xml. Ydermere er vedlagt de af Be06 genererede rapporter:
Model dokumentation som c123projekt.pdf og resultat rapport som c123projekt_res.xml.
2.9 BSIM
BSim er et simuleringsprogram til at lave dynamiske beregninger af indeklimaet i hele bygninger
eller i enkelte rum. Formålet med at benytte BSim i dette projekt er, at få et fornuftigt estimat af det
termiske indeklima, samt mulighed for at sammenligne en række statiske beregninger fra afsnit 2.3
med en dynamisk beregning. På grund af omfanget af inddateringen i BSim er det valgt kun at udføre
en dynamisk beregning for storkontoret på 1. sal, rum 2.1. Dette lokale er valgt på grund af dets
størrelse og dets omfang af interne og eksterne belastninger. Kilde til dette afsnit er [Statens Byggeforskningsinstitut
2005].
Programmet er bygget op omkring en række underprogrammer. Følgende underprogrammer benyttes
til simuleringen i dette projekt
• SimView
• SimDB
• SimLight
• tsbi5
SimView
Det mest centrale underprogram er SimView. SimView gør det muligt at opbygge en model af den
konstruktion, der ønskes beregnet. Programdelen består dels af et grafisk interface, hvor det er muligt
at se en rumlig grafisk fremstilling af sin model, og dels af en træstruktur, hvor alle rum, de enkelte
elementer i rummene samt systemerne, der påvirker rummene, er repræsenteret. Et eksempel på
programmets opbygning er vist på figur 35. For at simuleringsprogrammet senere kan vide, hvilke
rum der skal simuleres, skal dette angives i træstrukturen som en termisk zone. Hvis det ønskes at
have naborum til den termiske zone, såkaldte fiktive zoner, angives disse også her. Disse kan enten
53

2 Indeklima BSim
sættes til at følge forholdene i den termiske zone, eller der kan defineres en maksimum- og minimumtemperatur
over året samt en døgnvariation.
Figur 35: Eksempel på programmets opbygning. Til venstre ses træstrukturen og til højre det grafiske output af
modellen.
SimDB
Dette underprogram er en database med alle de elementer og materialer, som bygningen eller rummet
kan opbygges af. Databasen indeholder på forhånd data for en lang række af de mest brugte
byggematerialer, men det er også muligt selv at definere bygningselementer eller materialer.
SimLight
SimLight er et underprogram, der gør det muligt at beregne dagslyset i et bestemt punkt eller plan i
rummet.
tsbi5
Simuleringen i de termiske zoner foretages af underprogrammet tsbi5. Underprogrammet tager alle
informationer, der er defineret i de øvrige underprogrammer, og lader disse indvirke på hinanden.
Resultaterne af simuleringen logges, hvorefter det er muligt at se de forskellige værdier i en grafisk
fremstilling eller på tabelform.
54
2.9.1 Input til BSim
Der skal ved en BSim-beregning fastlægges en række inputs til programmet, før en dynamisk beregning
af indeklimaet kan udføres. I det følgende gennemgås de forskellige inputs.

2 Indeklima BSim
Zoner
For at programmet kan udføre en beregning af storkontoret, skal rummets geometri samt de elementer
rummet er opbygget af defineres. Rummets geometri er angivet på figur 36 og figur 37. Elementernes
opbygning er givet i bilag A.3.
Gang
(Fiktiv zone)
Toilet
(Fiktiv zone)
Teknikrum
(Fiktiv zone)
Storkontor 2
Termisk zone1
Storkontor1
Termisk zone1
2100 V V V 2100 V V V 2100 V V V 1952
5400 1900 3000 14242
Figur 36: Skitse med mål til BSimmodel. V er vinduesbredden på 1210 mm. Alle mål er i mm.
5400
N
Figur 37: Skitse af østvendt facade med mål .Alle mål er i mm.
Produktion
(Fiktiv zone)
For at få den bedste simulering af indeklimaet i rummet tilføjes de tilstødende lokaler som fiktive
zoner, der har et givet temperaturforløb. Temperaturforløbet for de fiktive zoner er angivet i tabel 28.
Der regnes ikke med døgnvariation i de fiktive zoner, men kun en svingning over året med maksimum
d. 21. juni.
19142
700 V V V V V V 453
10000
1000 1210 1790
2883
5900
4670
55

2 Indeklima BSim
56
Tabel 28: Temperaturintervaller for de
fiktive zoner omkring storkontoret.
Zone Temperatur [°C]
Hall, 2.5 22-26
Produktion, 3.1 13-21
Teknikrum, 2.2 25-30
Toilet, 2.3/2.4 22-26
Stueetage som termisk zone
Da BSim kun kan regne på rum, hvor alle flader kan ”se” hinanden, modelleres storkontoret som to
rum med en stor åbning imellem. Disse to rum udgør tilsammen den termiske zone.
For at programmet kan regne på ydre belastninger, tilføjes der en klimafil, en såkaldt site, der er en
fil indeholdende statistisk repræsentativt vejrdata, for det geografiske område bygningen befinder sig
i. I dette projekt er benyttet filen danmark.dry, der bygger på måledata indsamlet i Danmark i perioden
1975-1989.
Systemer
Alle faktorer, udover vejret, der påvirker bygningen angives i programmet som et system. For alle
systemer angives belastningen fra komponenten, en regulering af komponenten samt en tidsplan for
hvornår komponenten er aktiv og med hvilken regulering. I tabel 29 er angivet inputdata for de systemer,
der påvirker storkontoret. Forudsætningerne for de enkelte systemer gennemgås i det følgende.

2 Indeklima BSim
Tabel 29: Inputdata for systemerne der påvirker den termiske zone.
System Beskrivelse Regulering Tidsplan
Personlast 12 personer
Tilstedeværelsesfaktor
0,8 (udenfor frokost)
0,25 (under frokost)
Udstyr 12 Pc’er 300 W, luftandel: 0,9
12 fladskærme 300 W, luftandel: 0,9
Standby om natten: 25 % af dag
Infiltration Infiltrationsluftskifte: 0,12 i brugstiden og
0,08 udenfor brugstiden.
TmpFactor: 0 TmpPover: 0 Windfactor: 0
Belysning Loftsbelysning (almenbelysning): 1,1 kW
(200 lux) Lysstofrør
Til udsugning: 0
Solar Limit: 2 kW
Skrivebordslamper (særlys): 0,17 kW
Opvarmning Max power: 3,2 kW
Fixed part: 0,01
Part to air: 0,6
Ventilation Input:
3
m
Tilført: 0,27 s
Tryktab: 700 Pa
Total Eff. 0,7
Part to air: 0,9
Output:
Udsugning: 0,27
Tryktab: 700 Pa
Total Eff: 0,7
Part to air: 0
3
m
s
Genvinding:
Max varme genv: 0,76
Min varme genv: 0
Max cool: 0,76
Min cool: 0
Varmeflade:
Max power: 5,0 kW
8-16 (man-tors)
8-15 (fre)
8-16 (man-tors)
8-15 (fre)
Nat
Infiltration Altid
Lys-reg
Desired lightlevel: 200
lux
Kontinuert
Rad-dag
Rad-nat
Factor: 1,0
Set point dag: 22,0 °C
Set point nat: 19-22 °C
Design temp. -12 °C
Min Power: 0,25 kW
Te min: 18,0 °C
Indblæsningsregulering
Part of nom. Flow: 1,0
Point 1 Te1: -12
Tinl1 on line: 20,0
Point 2 Te2: 15,0
Tinl2 on line: 18,0
Slope before 1: 0
Slope after 2: 0
Pers-tid-man-tors
Pers-tid-fre
Pers-tid-man-tors
Pers-tid-fre
Altid
Pers-tid-man-tors
Pers-tid-fre
6-16-man-tors (sepapr)
6-15-tid-fre (sep-apr)
Altid (sep-apr)
7-17-man-tors
7-16-tid-fre
Personlast
Storkontoret dimensioneres efter at skulle rumme 12 arbejdspladser. Som angivet i bilag A.2 regnes
med en samtidighedsfaktor på 0,80 for personerne i rummet. På den sikre side regnes med, at konto-
57

2 Indeklima BSim
ret ikke er tomt i frokostpausen. Tidsplanen for personbelastningen i rummet er fastlagt ud fra følgende:
58
• Arbejdsuge
Mandag-torsdag: 8-16
Fredag: 8-15
• Ferier
Sommerferie: uge 27-29
Juleferie: 52-53
Udstyr
Det forventes, at hver arbejdsplads tilknyttes en stationær pc’er og tilhørende fladskærm. Uden for
arbejdstiden regnes med et standby-forbrug på 25 % af effekten i arbejdstiden, hvilket vurderes at
være på den sikre side i forhold til overtemperaturundersøgelsen. Energiforbruget om natten har
betydning for, hvor meget der skal opvarmes. Er forbruget mindre end 25 % af dagsintensiteten skal
det manglende varmetilskud blot tilføres af varmeanlægget.
Infiltration
l
Jævnfør [SBI 213 2005] skal der, i alle rum i alle bygninger, regnes med en infiltration på 0,13 2
sek⋅m l
i brugstiden og 0,09 2 udenfor brugstiden. Dette svarer i storkontoret til en infiltration på hen-
sek⋅m holdsvis 0,12 h -1 og 0,08 h -1 . Der ses bort fra infiltrationens afhængighed af vindhastigheder og temperaturer.
Belysning
Der er to slags kunstig belysning i kontoret: Loftsbelysningen, som genereres af lysstofrør og arbejdspladsbelysning
fra skrivebordslamper. Loftsbelysningen styres efter belysningsstyrken i et plan
i rummet svarende til arbejdshøjden på 0,85 m over gulvet. Belysningsstyrken ønskes som beskrevet
i bilag A.1 til 200 lux. Der er valgt en kontinuert kontrolform, hvilket vil sige, at lyset reguleres
kontinuert modsat en trinvis regulering, hvor der enten skal slukkes helt eller halvt.
Opvarmning
Opvarmningssystemet består af en række radiatorer, der samlet kan tilføre rummet en effekt på 3,2
kW, jf. afsnit 2.3.3. Som det fremgår af tabel 29 under fixed part antages, at kun 1 % af den tilrådeværende
effekt tilføres rummet ved rørtab og lignende, der ikke er regulerbart. Part to air er en parameter
for radiatorerne, der angiver hvor stor en del af den tilførte energi, der tilføres rummet ved
konvektion. Reguleringen af anlægget foregår retliniet mellem de to yderpunkter, der er givet ved
P1(max power, design temperatur) og P2(min. power, Te Min), hvor Te Min er udetemperaturen,
hvor den tilrådighed værende effekt i radiatoren når sin mindste værdi. Der er angivet værdier svarende
til, at systemet kører med natsænkning. I afsnit 2.9.2 undersøges, om dette er optimalt. Anlægget
regnes slukket fra maj til august. Sensoren regnes at være placeret i den termiske zone.
Ventilation
For ventilationssystemet skal både et indblæsningsanlæg med tilhørende varmeflade og et udsugningsanlæg
med tilhørende varmeveksler defineres. Som vist i tabel 7 på side 17 skal rummet venti-

2 Indeklima BSim
3
m
leres med en volumenstrøm på 0,27 . Der regnes med balanceret ventilation, hvor indblæsning og
sek
udsugning er ens. Den totale effekt for ventilatoren samt tryktabet for anlægget bruger programmet
til at bestemme energiforbruget af anlægget. Tryktabet er antaget, idet det aktuelle tryktab ikke er
kendt på beregningstidspunktet. Part to air angiver den del af ventilatoreffekten, der afgives til luften,
og derved øger temperaturen af indblæsningsluften. Denne er sat til 0 for udblæsningsventilatoren,
da denne er placeret efter genvindingsaggregatet, og derfor ikke bidrager til systemet. Det er
valgt at benytte en roterende varmeveksler med en maksimal temperaturvirkningsgrad på 76 % og
trinløs regulering, jf. afsnit 2.7.4.
I reguleringen defineres med hvilken temperatur, der indblæses med. Det er valgt at indblæse med en
svag undertemperatur svarende til 20 °C i vinterhalvåret ved en udetemperatur på -12 °C og minimum
18 °C i sommerhalvåret ved en udetemperatur på 15 °C. Temperaturen varierer retliniet mellem
disse punkter i forhold til udetemperaturen. Ved udetemperaturer mellem 15 °C og 18 °C varmer
anlægget luften op til 18 °C. Kommer udetemperaturen over 18 °C, indblæses der direkte med
udetemperaturen.
Ventilationsanlægget startes en time før normal arbejdstid og slutter en time efter. Dette gøres for at
sikre frisk luft når folk møder, og for at tage højde for, at der kan være folk i lokalet kort tid efter
normal arbejdstids ophør.
2.9.2 Resultater
Efter simulering samles alle resultater i resultatloggen. Ud fra dette er det muligt at vurdere om kravene
fra bygningsreglementet, udtrykt ved [DS 474:1993], kan overholdes. Følgende er foretaget:
• Sammenligning af maksimaltemperatur med resultatet fra den stationære beregning
• Sammenligning af middeltemperatur et maksdøgn med resultatet fra den stationære beregning
• Energimæssig vurdering af fordele og ulemper ved natsænkning
• Undersøgelse af overholdelse af tolerancekrav
• Undersøgelse af hvor stor en del af arbejdstiden der vil forekomme overtemperaturer
• Vurdering af den relative fugtighed i bygningen
• Vurdering af energiforbruget i bygningen
Maksimaltemperatur
Som vist i afsnit 2.3.2 er maksimaltemperaturen et maksimumdøgn ved en periodestationær varmebalance
bestemt til 25,7 °C. Den maksimale operative middeltemperatur for rummet bestemt i BSim
er 28,6 °C. Forudsætningerne for beregningen i afsnit 2.3.2 er, at lyset i rummet er slukket på det
tidspunkt den maksimale temperatur opnås og at ventilationsanlægget kører hele døgnet. Dette undersøges
i BSim-beregningen ved at udelade belysningseffekten ved inddatering i BSim, og kontrollere
om maksimaltemperaturen ændrer sig efter denne simulering. Dette giver en maksimaltemperatur
på 27,9 °C. Det ses altså, at programmet ikke slukker alt lyset i rummet på dage med fuld sol,
hvilket resulterer i en uhensigtsmæssig ekstra opvarmning på næsten 1 °C. Dette skyldes, at bygningen
ikke tillader tilstrækkeligt solindfald til at dække de 200 lux, der er krævet.
59

2 Indeklima BSim
Ved at lade ventilationsanlægget køre hele døgnet falder den maksimale temperatur til 27,4 °C. Udelades
lyset samtidig, bliver makstemperaturen 27,1 °C. Det ses altså, at den periodestationære beregning
giver makstemperaturer på den usikre side.
Som vist i afsnit 2.3.2 forekommer den maksimale temperatur for den periodestationære beregning
en dag i juli. Den maksimale temperatur i BSim forekommer den 11. juni. Dette skyldes, at programmet
denne dag regner med en maksimal udetemperatur på 29 °C, hvor der i den periodestationære
beregning er regnet med en maksimal udetemperatur på 26 °C i juni måned.
Ved at køre programmet SimLight kan det konstateres, at det ikke er muligt at opretholde en total
sollysfaktor på 2,0 % flere steder i rummet som krævet i [Arbejdstilsynet 2004]. For at opnå dette
kræves, at der indsættes flere vinduer, eller at der benyttes andre ruder med større lystransmittans.
Den totale sollysfordeling og dagslysfaktor i storkontor 1 er vist på figur 38. Det ses, at det er i
rummets sydlige ende, der er problemer med at opretholde kravet til dagslysfaktoren. Figuren indikerer
også, at det kan være et problem at overholde kravet i den anden del af lokalet, storkontor 2
angivet på figur 36, der af programtekniske årsager ikke er medregnet.
60
Figur 38: Det totale lysindfald og dagslysfaktor i storkontor 1. Da programmet ikke kan regne med soludveksling
mellem rum er kun den store del af kontoret medtaget. Sollysfaktorerne der benyttes til simuleringsberegningerne,
er bestemt ud fra punktet vist øverst i venstre hjørne.
Maksimal døgnmiddeltemperatur
I afsnit 2.3.2 er der ved en periodestationærstationær beregning bestemt en middeltemperatur for
årets varmeste måneder. Det er konstateret i den stationære beregning, at juli måned vil give den
højeste døgnmiddeltemperatur i rummet på 24,0 °C. En simulering ud fra samme forudsætninger i
BSim giver temperaturerne vist i tabel 30. Juli måned er i simuleringen i BSim også den måned, der
giver den højeste middeltemperatur, trods bygningen ikke regnes at have interne belastninger i uge
27-29 pga. ferie. Det ses, at dette kun er gældende hvis forudsætningerne fra den periodestationære
beregning er gældende. I det virkelige projekt vil ventilationsanlægget kun køre som angivet i tabel
29, hvilket ses at give væsentligt højere døgnmiddelværdier, da ventilationstabet over døgnet er væsentligt
mindre her. Det ses også her, at den periodestationære varmebalance giver værdier på den
usikre side.
N

2 Indeklima BSim
Tabel 30: Døgnmiddeltemperaturer for sommermånederne bestemt i BSim.
Juni [°C] Juli [°C] August [°C]
Med lys og ventilation virkende i brugstid 27,1 27,0 27,2
Uden lys og med ventilation virkende hele døgnet 25,8 26,7 25,5
Natsænkning
Det ønskes at spare på energien til opvarmning. Derfor undersøges det, hvor stor betydning det vil
have, at lade anlægget køre med natsænkning. Energiforbruget til opvarmning ved forskellige setpunktstemperaturer
udenfor opholdstiden er undersøgt. Resultatet er givet ved summen af energiforbruget
til radiatorer og varmeflade i ventilationsanlægget, og fremgår af tabel 31.
Tabel 31: Energiforbrug ved forskellige setpunktstemperaturer
om natten ved natsænkning. Setpunktstemperaturen
på 22 °C svarer til, at der ikke køres med natsænkning.
Setpunktstemperatur kWh
Energiforbrug [ år ]
19 4070
20 4463
21 5016
22 5593
Som det fremgår af tabel 31, er der potentiale for en stor besparelse på opvarmningsanlægget. Det er
undersøgt, at der ved en setpunktstemperatur på 19 °C ved normal mødetid på kolde morgener ikke
vil være 20 °C. Dette problem kunne løses ved eksempelvis at skrue op for radiatorerne tidligere
eller installere større radiatorer.
Dette undersøges ikke nærmere, og det vurderes derfor optimalt at lade opvarmningsanlægget køre
med natsænkning med en setpunktstemperatur på 20 °C. Besparelsen på energiforbruget til opvarmning
er da ca. 20 % i forhold til ikke at køre med natsænkning. Der regnes i det følgende med denne
natsænkning.
Ved natsænkning kan der om vinteren, når anlægget sætter setpunktstemperaturen op, ske en hurtig
overførsel af varme til indeluften i forhold til overfladerne. Den operative temperatur er den temperatur,
der opleves i rummet, og beregnes som en middelværdi af strålingstemperaturen og lufttemperaturen.
Det er derfor ikke tilstrækkeligt at have en tilfredsstillende operativ temperatur, hvis det
skyldes en meget høj lufttemperatur og en lav strålingstemperatur, da dette vil være til ubehag for
mange. Som det fremgår af sumkurven på figur 39, bliver forskellen mellem indelufttemperaturen og
den operative temperatur ikke på noget tidspunkt over 1 °C, hvilket vurderes tilfredsstillende.
61

2 Indeklima BSim
62
Temperaturforskel [°C]
1,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
0
0 2000 4000 6000 8000 10000
Timer over
Figur 39: Sumkurve for forskellen mellem den operative temperatur og indelufttemperaturen
Jævnfør afsnit 2.2.2 forekommer der ikke problemer med strålingsasymmetri mellem vertikale flader,
hvis forskellen mellem overfladetemperaturerne ikke overstiger 10 °C. Dette kan, som vist på
figur 40, ikke overholdes for denne model, da vinduerne om morgenen er kolde i forhold til den
varme væg mellem teknikrum og storkontor 1. Som det ses på figur 41, er dette hovedsageligt et
problem om morgenen, da solen endnu ikke har opvarmet ruderne. Det ses at overfladetemperaturen
på indersiden af ruden stiger om dagen, mens overfladetemperaturen for teknikrummet er næsten
konstant. Dette skyldes, at teknikrummet er modeleret til at have en relativ høj temperatur hele året,
jf. tabel 28, da det indeholder en del teknik i forhold til dets størrelse. Da en del af denne teknik er
slukket om natten, vil temperaturen i rummet ligge i bunden af intervallet og måske lidt under det,
der er modeleret i programmet. Dette sammenholdt med at størstedelen af timerne hvor temperaturforskellen
er over 10 °C vil forekomme om natten gør, at det vurderes, at strålingsasymmetrien ikke
er et problem.

2 Indeklima BSim
30
25
20
15
10
5
0
Temperaturforskel [°C]
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
0 2000 4000 6000 8000
Timer over
Figur 40: Sumkurve for strålingstemperaturforskellen mellem væggen til teknikrummet og
vinduet overfor.
0 1 2 3 4 5
Vindue 1
Kontor-teknik
Figur 41: Overfladetemperaturer for væg til teknikrum og vinduet overfor. Perioden for dataserien er 18/3 -22/3
2002, der er ugen med den største temperaturforskel i året.
Det ses af figur 42, at der ikke forekommer strålingsasymmetri mellem gulv og loft, da temperaturforskellen
langtfra overstiger de maksimale 10 °C.
63

2 Indeklima BSim
64
Temperaturforskel [°C]
1,6
1,4
1,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
0
0 2000 4000 6000 8000
Timer over
Figur 42: Sumkurve for temperaturforskellen mellem gulv og loft i storkontor 1.
Som det fremgår af figur 43, er kravet til en gulvtemperatur mellem 19 og 26 °C ikke overholdt. Ved
kontrol af eksakte værdier i BSim kan det konstateres, at temperaturen kommer over 26 °C i 76 timer
af opholdstiden om året, hvilket vurderes acceptabelt.
o ⎡
⎣ C⎤
⎦28
27
26
25
24
23
22
21
SurfTmp1(gulv kontor2)°C
SurfTmp1(gulv storkontor)°C
20
0 500 1000
Antal Hours timer above over
1500 2000
Figur 43: Sumkurve for gulvets overfladetemperatur i de to rum.
Tolerance
Ved simuleringen med natsænkningen er det beregnet, at den operative temperatur i rummet hele
året vil ligge i intervallet 20,3-28,7 °C, hvilket ikke er det ønskede komfortområde. Jævnfør afsnit
2.2.2 skal temperaturen om vinteren ligge i intervallet 20-24 °C og om sommeren i intervallet 23-26
°C. Det vil altså kræve forbedringer af enten bygningen eller af ventilationsanlægget for at holde
temperaturen i rummet under 26 °C. Det kan jf. [DS 474:1993] tillades, at temperaturen længerevarende
overskrider komfortkravene i perioder, hvor bygningen udsættes for ekstreme forhold. Dette
kan for eksempel være, hvis der i en kort periode af året er flere personer i bygningen end den er
dimensioneret for, eller hvis udetemperaturerne afviger fra dimensioneringstemperaturen.

2 Indeklima BSim
Det er valgt at følge vejledningen i [DS 474:1993, p15], hvor der tillades en temperatur over 26 °C i
100 timer af opholdstiden og over 27 °C i 25 timer af opholdstiden. Som illustreret på figur 44 vil
temperaturen i rummet være over 26 °C i ca. 96 timer af opholdstiden og over 27 °C i ca. 20 timer af
opholdstiden. Rummet ligger altså inden for tolerancekravene for overtemperaturer. Forudsætningen
for dette er en solafskærmning på 0,4. Virkningen af denne undersøges ved at køre en simulering
uden solafskærmning. Resultatet af dette er ca. 130 timer over 26 °C og ca. 38 timer over 27 °C.
Yderligere øges den maksimale temperatur til 30,2 °C, hvilket ikke er acceptabelt. Det ses altså, at
det er nødvendigt med denne afskærmning.
o
⎡ C
29
⎣
⎤
⎦
28
27
26
25
24
23
22
21
20
0 500 1000 1500 2000
Antal timer over
Figur 44: Sumkurve for den operative temperatur i rummet i arbejdstiden.
Relativ fugtighed
Resultatet af en undersøgelse af den relative fugtighed i rummet er vist på figur 45. Som det ses, er
der ifølge BSim beregningen ikke problemer med, at overholde det i afsnit 2.3.1 opstillede krav om
en maksimal relativ fugtighed på 60 %. Det ses at ca. 700 timer af året vil den relative fugtighed
være under 30 % i arbejdstiden, hvilket er problematisk. En overskridelse af kravet i denne størrelsesorden
vil normalt ikke være acceptabel. For at overholde kravet vil det være nødvendigt at installere
en befugter i ventilationsanlægget. Sammenlignet med den stationære beregning i bilag A.2 ses
det, at BSim beregner en væsentligt lavere relativ fugtighed. Dette kan skyldes, at der i den stationære
beregning blot blev undersøgt hvor mange timer om året den relative fugtighed ville komme under
30 % ved en rumtemperatur på 20 °C. BSim tager i beregningen højde for, at rumtemperaturen til en
given udetemperatur altid ligger over de 20 °C, som er kriteriet i den stationære beregning, hvorfor
den relative fugtighed bliver lavere.
65

2 Indeklima BSim
66
o
⎣
⎡ C⎦
⎤60
55
50
45
40
35
30
25
20
15
10
RelHumid(Storrumskontor)%
0 500 1000 1500 2000
Antal timer over
Figur 45: Sumkurve for den relative fugtighed i rummet i arbejdstiden.
Energiforbrug
Energiforbruget i storrumskontoret pr. måned er givet i tabel 32. Ved at sammenligne med tabel 26
ses, at energiforbruget til belysning pr. kvadratmeter for kontoret ligger en smule over det generelle
forbrug i bygningen. Dette kan skyldes, at der i Be06 regnes med en daglysfaktor på 2 % i hele bygningen,
hvor BSim beregner denne.
skyldes at der ud over den almene belysning i rummet, også er installeret 12 arbejdslamper der skal
sikre god belysning ved arbejdspladsen. Dette er ikke tilfældet i alle bygningens rum, hvorfor forbruget
ligger højere.
Energiforbruget til ventilatoren ligger, jf. tabel 32 lavt, sammenlignet med beregningen for hele
bygningen. Dette skyldes, at der i BSim ikke angives specifikke ventilatoreffekter. Programmet beregner
selv hvor meget energi, der skal til at forsyne rummet ud fra ventilationsstrømmen og trykta-
kJ
bet i kanalsystemet. Som vist i bilag A.7 regner programmet med en SEL-værdi på1, 99 3 . Som
kJ
angivet i afsnit 2.7.4 er SEL-værdien for ventilatoren i det valgte system 1,96 3 . Afvigelsen mellem
m
de to skyldes, at tryktabet i ventilationssystemet er en skønnet værdi på 700 Pa, mens det i det rigtige
system kun er 106 Pa, jf. tabel 23 på side 48. Det ses at det overestimerede tryktab ikke har stor betydning
for bygningens samlede energibehov.
Ved sammenligning af varmebehovet ved BSim og Be06 ses det, at beregningerne afviger. I BSim
beregningen er der slukket for varmeanlægget i sommermånederne, hvilket ikke er muligt i Be06.
Som det fremgår af tabel 26, er varmebehovet i disse måneder minimalt. Be06 foretager beregninger
efter månedsmiddelværdier, mens BSim regner med timemiddelværdier. For at sammenligne energibehovet
udregnet ved BSim med Be06, skal det totale energiforbrug til belysning og ventilator mul-
kWh
tipliceres med en faktor 2,5. Det giver et samlet energibehov på 99,6 2 , hvilket ligger tæt på det
m
udregnede energibehov i Be06, jf. afsnit 2.8.2.
m

2 Indeklima BSim
Forskellen kan blandt andet skyldes, at BSim regner med transmissionstab til de tilstødende rum,
hvor Be06 kun regner med transmissionstab ud af bygningen. En metode til at reducere energiforbruget
kan eksempelvis være at øge sollysindfaldet, så energiforbruget til belysning reduceres.
Tabel 32: Energibehov for storkontoret. Værdierne er angivet i ⎡ kWh
2 ⎣
⎤
m ⎦
Jan
Feb
Mar
Apr
Maj
Jun
Energiforbrug til
belysning 1,64 1,40 1,44 1,49 1,54 1,36 0,55 1,51 1,44 1,62 1,48 1,07 16,55
Energiforbrug til
ventilator 0,88 0,77 0,80 0,85 0,88 0,77 0,31 0,84 0,81 0,88 0,80 0,58 9,16
Energiforbrug til
opvarmning 8,66 6,92 4,28 1,68 0,00 0,00 0,00 0,00 0,19 1,68 4,53 7,13 35,08
Konklusion
Indeklimaet i storkontoret vurderes at blive tilfredsstillende ud fra de givne parametre i BSimsimuleringen.
Simuleringen giver maksimal- og middeltemperaturer der er væsentligt højere end de
samme bestemt ved en periodestationærberegning.
Som vist holder bygningen sig inden for de vejledende tolerancer for overtemperaturer angivet i [DS
474:1993]. Undersøgelsen viser, at det er nødvendigt med solafskærmning for at overholde denne
tolerance. Yderligere konstateres det, at temperaturen i rummet kortvarigt vil blive over 30 °C, hvis
der ikke er solafskærmning.
Som vist på figur 45 vil der være stor risiko for, at der en stor del af året, bliver for tørt i bygningen.
Dette problem kan reduceres ved at installere en befugter i ventilationsanlægget.
Energiforbruget til opvarmning af rummet kunne reduceres betydeligt ved at lade varmeanlægget
køre med natsænkning. En setpunktstemperatur på 20 °C om natten er vurderet som bedste løsning,
da der ellers kan være for koldt på kontoret ved arbejdstidens begyndelse. Besparelsen ved at lade
anlægget køre med natsænkning er ca. 20 %. Denne besparelse vurderes at kunne overføres til det
generelle varmeforbrug i hele bygningen ved at køre med natsænkning. En undersøgelse af det totale
energibehov viser, at dette ligger tæt på det i Be06 beregnede energibehov. Beregningen kan ikke
bruges som dokumentation for energirammen, men viser udelukkende at der er et rimeligt energiforbrug
i rummet.
Jul
Aug
Sep
Okt
Nov
Dec
Total
67

2 Indeklima BSim
68

3 Konstruktion Skitseprojektering af bygningens udformning
3 KONSTRUKTION
Konstruktionsdelen af denne rapport omhandler projektering af et fabriksbyggeri bestående af en
produktionshal med tilhørende administrationsbygning. Produktionshallens bærende konstruktion er
en rammekonstruktion af stål, mens administrationsbygningen konstrueres af murværk.
Der er foretaget en skitseprojektering af stålkonstruktionen for at fastlægge den overordnede geometriske
udformning. Videre er væsentlige dele af den bærende stålkonstruktion detaildimensioneret.
Der er ligeledes foretaget en dimensionering af centrale elementer af murværket i administrationsbygningen.
3.1 SKITSEPROJEKTERING AF BYGNINGENS UDFORMNING
I skitseprojekteringen undersøges forskellige valg af rammekonstruktionen. Den oprindelige rammekonstruktion
ses i figur 46A. For at skabe et større frirum i bygningen undersøges konsekvensen af
at fjerne en af de to søjlerækker. De tre udformninger ses på figur 46.
69

3 Konstruktion Skitseprojektering af bygningens udformning
70
A
B
C
q
Figur 46: De tre undersøgte rammekonstruktioner. Målene er kun angivet for den del af rammen
der bliver varieret.
Sammenligningen bygger på at finde en sandsynlig øvreværdi for hver konstruktionsudformning, og
sammenligne de resulterende grænsemomenter. Der påføres en konstant linielast q på hele det undersøgte
stykke af rammekonstruktionen, jf. figur 46. Beregningerne er udført ved brug af virtuelt arbejdes
princip og kan ses i bilag B.2. Resultatet af beregningerne ses i tabel 33.
Tabel 33: Grænsemoment svarende til hver rammekonstruktion.
Ramme A B C
Grænsemoment M g
2
q⋅L 64
v
L
2
2
q⋅L 16
2
L ⋅ q
8⋅tan( v) ⋅L
16 +
h
Det ses, at det mindste grænsemoment er i konstruktion A, hvor der stadig er en søjle midt i den
betragtede del. Ved at fjerne denne søjle bliver grænsemomenter fire gange større, som det ses i
konstruktion B. Ved at ændre fladt tag til tag med hældning bliver grænsemomentet mindre, som det
ses ved konstruktion C, hvor grænsemomenter falder med stigende taghældning v.
Da det ønskes at skabe mere frirum i bygningen og samtidig mindske momenterne og derved materialeforbruget,
er der ud fra ovenstående betragtninger valgt at bruge rammekonstruktion C. Ved dette
valg er søjlen i midten fjernet, hvilket sikrer et større frirum. Taghældningen gør, at momentet samtidig
begrænses.
Taghældningen vælges til v = 20˚. Denne taghældning vælges for at undgå en for stor højde af bygningen,
med hensynstagen til vindbelastningen. Ved denne taghældning bliver højden ved kip ca.
dobbelt så stor, som ved den flade del af taget, jf. figur 47.
L
2
h

3 Konstruktion Rumlig stabilitet
h ≈ 7,5 m
20°
Figur 47: Skitse af højdeforholdet ved en taghældning på 20°.
≈ 2h
L≈40m Skitseprojekteringen er foretaget på baggrund af skitsemæssige beregninger. Der er derved ikke
taget højde for andre faktorer, som vil have indflydelse på spændingsfordelingen i rammen. Dette er
for eksempel øget vindlast grundet ekstra højde, øget længde af spær ved taghældning, samt bidrag
til spændinger fra normal- og forskydningskraft.
3.2 RUMLIG STABILITET
Formålet med at analysere bygningens rumlige stabilitet er, at give et billede af, hvorledes denne
tænkes at optage de vandrette belastninger, der ikke er gjort rede for ved skitseprojekteringen.
Figur 48: Lastsituation til redegørelse af bygningens rumlige stabilitet. Bygningen består af ni stålrammer,
hvoraf kun tre er vist i denne skitse.
Gavl
Facade
Lastsituationen er, som vist i figur 48, en fladelast vinkelret på stålrammernes plan. Denne situation
kunne eksempelvis være vindtryk på en gavl. I det følgende opstilles tre forskellige forslag til udformning
af det statiske system, således at den påsatte belastning hensigtsmæssigt ledes til fundamentet.
1. Trykstive tagåse fordeler den vandrette last i hele konstruktionen. Det statiske system er
skitseret i figur 49.
71

3 Konstruktion Rumlig stabilitet
Figur 49: Forslag til statisk system for rammekonstruktionen. Understøtningerne viser at rammebenene er fast
indspændt ud af rammernes plan.
72
Ved denne udformning optages hele belastningen ved bøjning af søjlerne, ud af rammens plan.
Dette forudsætter at alle fundamenter kan optage momentbelastninger. Da den ene række af
rammeben, i henhold til afsnit 4.1.1 side 125, skal funderes på blødbund, er pælefundering her
nødvendig. Da der kræves mindst tre pæle pr. understøtning for at optage bøjning ud af rammens
plan, er der tale om et omfattende piloteringsarbejde.
2. For ikke at optage hele den vandrette belastning ved bøjning i rammebenene og momentbelastning
i fundamentet indlægges vindkryds i hele konstruktionen, som vist i figur 50.
Figur 50: Forslag til statisk system for rammekonstruktionen. Vindkryds i hele konstruktionen modvirker momentbelastninger
i fundamenterne. Venstre række af rammeben er simpelt understøttet vinkelret på rammens plan, ved
pælefundering.
Herved føres den påsatte belastning til fundamentet hovedsagligt ved tryk i tagåsene og træk i vindkrydsene.
Sidstnævnte vil, af hensyn til længden, ikke regnes at kunne optage trykkræfter. Ved dette
statiske system minimeres pælearbejdet under en række rammeben, vist til venstre i figur 50, idet
fundamenterne blot skal optage lodrette og vandrette laster.
3. En udvikling af det statiske system der er opstillet under punkt 2 er, at de vandrette laster
fordeles på blot to rammer. Dette kan gøres ved at begrænse vindkrydsene til de to første
rammer som vist i figur 51.

3 Konstruktion Rumlig stabilitet
Figur 51: Forslag til statisk system for rammekonstruktionen. Ved at begrænse vindkrydsene til de to første rammer
er det kun nødvendigt at dimensionere de midterste pælefunderede rammeben til at optage normalkræfter.
Ved at lade disse to rammer optage den vandrette belastning vinkelret på rammernes plan, kan pælearbejdet
mindskes yderligere, da fundamenterne i de midterste rammer blot skal dimensioneres til
at optage lodrette belastninger. Med denne begrundelse anvendes den i figur 51 viste statiske virkemåde
i hele konstruktionen.
Med dette valg kan det nødvendige antal pæle under den ene række rammeben minimeres. I det følgende
skitseres hvorledes dette er muligt. Generelt er det nødvendigt med minimum tre pæle pr.
understøtning, for at sikre at fundamentet ikke er bevægeligt. Dette er en naturlig følge af kravet om
momentligevægt for ethvert punkt, som ikke er opfyldt for et fundament med to pæle, når et moment
påføres ved skæringspunktet for disses systemlinier. Det betyder derfor, at hvis der ønskes en understøtning,
der kan modelleres som fast indspændt er der minimum brug for tre pæle, som vist til venstre
i figur 52.
Figur 52: Skitsering af pælefundamenternes understøtningsformer. Fundamenterne kan ved den viste udformning
optage de belastninger der er givet i figuren. Fra venstre: Fast indspændt, simpelt understøttet, simpelt bevægelig.
Hvis der ønskes en understøtning, der kan optage lodrette og vandrette laster, kan der nøjes med to
pæle pr. fundament, såfremt det kan dokumenteres, at lasterne angriber netop i skæringspunktet for
pælenes systemlinier, som vist i midten af figur 52. Dette kan sikres ved at udføre samlingen mellem
fundamentet og rammebenet som et charnier.
73

3 Konstruktion Skitsering af samlinger
Med samme argument kan et fundament med blot én pæl modelleres som en simpelt bevægelig understøtning.
Det er klart at disse fundamenter teoretisk set bliver ustabile ved blot en lille momentbelastning,
eller hvis kræfterne ikke angriber helt præcist i pælenes systemlinier. Dette sker idet det
antages at pælene ikke kan optage tværlast. Da pælene i praksis kan optage små tværlaster, som
normalvis ikke medregnes ved dimensioneringen, vil små momentbelastninger og mindre excentriciteter
ikke gøre fundamentet bevægeligt.
Vandret last på tværs af bygningen
Bygningens stabilitet er undersøgt med hensyn til lodret last og vandret last på gavlen. Tilbage står
blot at kontrollere, at det anvendte statiske system kan optage de vandrette laster, der påsættes bygningens
side, som vist i figur 53. Dette kunne eksempelvis være vindtryk på en facade.
Figur 53: Lastsituation ved vindtryk på facade.
Som skitseprojekteringen af stålrammerne i afsnit 3.1 viser, er understøtningsformen i dette plan fast
indspændt. Den vandrette last vil således fordeles over alle understøtningerne, der vil have reaktioner,
som er bestemt af de forskellige elementers stivheder.
74
3.3 SKITSERING AF SAMLINGER
I dette afsnit skitseres og forklares hvordan udvalgte samlinger i konstruktionen kan tænkes udført.
Figurer skal læses som forklarende skitser, og er derfor ikke målfaste.
Der er skitseret fire elementer i konstruktionen:

3 Konstruktion Skitsering af samlinger
• Midtersamling i hovedramme
• Fast indspænding af søjler
• Samling mellem hovedramme og ås
• Trækstang i vindgitter
3.3.1 Midtersamling i hovedramme
Der er udtænkt to forslag til udførelse af midtersamlingen i hovedrammen, jf. figur 54 og figur 55.
Begge forslag bygger på det princip, at de udfligede I-bjælker svejses sammen, og den vandrette Ibjælke
boltes på med en dorn/friktionssamling. På figur 54 ses samlingen med en påsvejset plade
mellem de to udfligede I-bjælker til forebyggelse af vridning i samlingen. Ligeledes ses samlingen
uden forstærkning mod vridning på figur 55. Begge samlinger regnes at kunne overføre normalkræfter,
forskydningskræfter og moment.
Figur 54: Midtersamling i hovedramme med påsvejset plade til styrke mod
vridende kræfter.
75

3 Konstruktion Skitsering af samlinger
76
Figur 55: Midtersamling i hovedramme uden påsvejset plade.
3.3.2 Fast indspænding af søjler
Der er for den faste indspænding af søjler udtænkt to forslag. Ved første forslag påsvejses en plade
ved søjlens bund, og denne boltes fast i fundamentet med nogle indstøbte gevindstænger, som vist på
figur 56. Samlingen regnes at kunne overføre normalkræfter, forskydningskræfter og moment.
Figur 56: Indspænding af søjle med gevindstænger.
Det andet forslag tænkes udført således, at søjlen nedsænkes i sokkelen i et forstøbt fundament, som
efterfølgende fyldes med beton, jf. figur 57. Samlingen regnes at kunne overføre moment, normal-
og forskydningskræfter.

3 Konstruktion Skitsering af samlinger
Figur 57: Nedsænkning af søjle i forstøbt fundament.
3.3.3 Samling mellem hovedramme og ås
Samlingen mellem hovedrammer og åse udføres som en simpel boltesamling med to diagonalt placerede
bolte gennem flangerne, jf. figur 58. Samlingen regnes at kunne overføre normal- og forskydningskræfter.
Figur 58: Simpel boltesamling mellem hovedramme og ås.
3.3.4 Trækstang i vindgitter
Trækstænger mellem fag til optagelse af vindpåvirkning på konstruktionen påsvejses kroppen af
søjlerne, jf. figur 59. Samlingen regnes at kunne optage normalkræfter.
77

3 Konstruktion Statisk opbygning i STAAD.Pro
78
Figur 59: Samling mellem trækstang og søjle.
3.4 STATISK OPBYGNING I STAAD.PRO
Til at modellere det valgte statiske system, er det valgt at anvende finite element programmet
STAAD.Pro. Ved hjælp af dette program er det muligt at vælge de profilstørrelser der skal til, for at
tilfredsstille de sikkerheds- og anvendelsesmæssige krav, der er til bygningen. Det er tillige muligt at
kontrollere, at det valgte statiske system er hensigtsmæssigt i forhold til den rumlige stabilitet.
Der er valgt at anvende STAAD.Pro til disse udregninger af flere årsager:
• Der kan udføres komplicerede beregninger på statisk ubestemte konstruktioner, der vil
tage lang tid at udføre manuelt
• Iterative processer er nemmere at gennemføre, da en ændring i data automatisk justeres i
alle beregninger
• Programmet giver en god visualisering af bygningens tredimensionelle opbygning
• Undersøgelse for forskellige lastkombinationer er hurtigt gennemført
• Giver kendskab til den type værktøj der benyttes i praksis
3.4.1 Modellering af rammer
Der er to forskellige rammer i konstruktionen, jf. figur 60 og figur 61. Rammerne er opbygget med
momentstive samlinger.

3 Konstruktion Statisk opbygning i STAAD.Pro
6,50m
Figur 60: Hovedramme i bygningen.
7,50 m
28,8 m 19,2 m 19,2 m
6,50m
28,8 m
o
20
Figur 61: Gavlramme ved velfærdsdel.
Det statiske system for hele bygningen opstillet således, at den rumlige stabilitet sikres, jf. figur 62.
Som det ses af denne, indgår der i det statiske system, foruden hovedrammerne, følgende elementer:
• Trykåse til overførelse af vindkræfter fra gavlene
• Gavlsøjler til overførelse af vindkræfter fra gavlene
• Vindgitre til overførelse af vindkræfter fra gavlene
Vindgitre
Trykåse
7,50 m
6,99 m
7,50 m
Gavlsøjler til optagelse
af vindlast
Figur 62: Opbygning af konstruktionen. Bygningen er modelleret med 3 forskellige understøtninger: fast indspændt,
simpelt understøttet og en simpel understøtning, der er fast indspændt i gavlens plan.
Konstruktionen antages at optage al vindlast på gavlene igennem vindgitrene, og de 4 midterste hovedrammer
bliver derfor kun belastet i deres eget plan. Der er ikke taget højde for tagpladernes evne
til at overføre vandrette kræfter ved skivevirkning. Det er forudsat, at vindgitrene er tilstrækkelig
stive til, at de vandrette laster på gavlen ikke overføres gennem tagpladerne til midterrammerne.
79

3 Konstruktion Statisk opbygning i STAAD.Pro
80
3.4.2 Modellering af understøtninger
Der er, jf. afsnit 3.2, anvendt tre forskellige type understøtninger i konstruktion. Disse er illustreret
på figur 63 og givet ved:
1. Fast indspændt understøtning, hvor der er placeret direkte funderede punktfundamenter,
samt hvor der er pælefunderet herfor.
2. En simpel understøtning, hvor der er pælefunderet på blødbund, således at denne ikke
kan overføre momentkræfter.
3. En simpel understøtning der kan optage moment om én akse. Disse understøtninger findes
i de to yderrammer i begge ender af bygningen, på den side der funderes på blødbund.
De funderes kun til at kunne optage moment om én akse, da vindgitteret optager
momentkræfter om den anden akse.
1.)
2.)
3.)
Figur 63: De tre forskellige understøtninger er vist til
venstre. Pilene til højre viser, hvilke kræfter understøtningerne
kan optage. Akserne stemmer overens
med de globale akser på figur 62.
Fastgørelser til fundamentet ved disse understøtninger udformes således, at de kan videreføre de
kræfter, som fundamentet dimensioneres til at optage.
3.4.3 Modellering af vindgitre
Vindgitrene er i STAAD.Pro modelleret som ”cables”. Det vil sige at de regnes havende slappe diagonaler.
Der regnes ikke med forspænding af vindgitrene.
3.4.4 Modellering af trykåse
Da trykåsene regnes blot at skulle overføre tryk imellem rammerne, og videre ud i vindgitrene, er det
valgt at disse blot fastgøres med en simpel boltesamling. For at modellere dette i STAAD.Pro er der
for alle trykåse angivet, at de er fastgjort med charnier.
y
y
y
x
z
x
z
x
z

3 Konstruktion Statisk opbygning i STAAD.Pro
3.4.5 Modellering af gavlsøjler
Gavlsøjlernes formål er at overføre vindkræfter fra gavlen, henholdsvis direkte til fundamentet og
igennem hovedrammen. Gavlsøjlerne monteres med boltesamlinger på hovedrammen, der virker
som charniers, for ikke at skabe vridning i hovedrammen. Gavlsøjlerne er fast indspændte ved fundamentet.
3.4.6 Modellering af laster
Vind- og snelaster er udregnet i bilag B.3 og disse er regnet fordelt på hovedrammer og gavlsøjler
som linielaster efter lastopland, jf. figur 64. Tagpladerne er regnet simpelt understøttede fra fag til
fag. Ved ikke-rektangulære flader er vindlasten fordelt således at fladelasten fordeles ligeligt til understøtningerne
som en linielast, givet ved
hvor
q
vind , linie
kN
q vind , linie er lasten på understøtningen m
qvind, flade ⋅ A
= (3.1)
O
⎡⎣ ⎤⎦
qvnd,flade er den samlede last på fladen ⎡ kN ⎤ 2 ⎣ m ⎦
A er arealet af fladen [m 2 ]
O er den samlede længde af understøtning på fladen [m]
Figur 64: Påførelse af linielaster efter lastopland, her vist for én ud af 8 snelastkombinationer. De stiplede
linier angiver grænserne mellem de forskellige lastoplande for snelast.
Vindlasten er påført for nordlig, østlig sydlig og vestlig retning, og snelast er påført for otte forskellige
lasttilfælde, jf. bilag B.3. Desuden er egenlasten for profilerne påført. Denne udregnes automatisk
i STAAD.Pro efter profilstørrelser og materialetype.
81

3 Konstruktion Foreløbigt valg af profiler
Derved er der opstillet 64 lastkombinationer for konstruktionen, for henholdsvis vindlast og snelast
som dominerende, jf. lastkombination 2.1 i [DS 409:1998]. Det er vurderet, at en af disse lastkombinationer
er dimensionsgivende. På figur 65 er vist, hvordan de forskellige lastkombinationer fremkommer.
82
Snelast dominerende Vindlast dominerende
1 egenlasttilfælde
8 snelasttilfælde
4 vindlasttilfælde
Figur 65: Sammensætningen af de 64 lastkombinationer.
3.5 FORELØBIGT VALG AF PROFILER
1 egenlasttilfælde
8 snelasttilfælde
4 vindlasttilfælde
I dette afsnit er de forskellige profiler i den overordnede stålkonstruktion valgt ved brug af
STAAD.Pro. De i dette afsnit valgte profiler bliver senere efterbehandlet, for at undersøge om der
ved andre udformninger, kan optimeres yderligere og for at sikre, at der ikke sker instabilitet.
Forudsætninger for profilvalg
Ved valg af profiler regnes med samtlige lastkombinationer, som beskrevet i afsnit 3.4.6, hvor den
statiske opbygning ligeledes ses.
Det vælges at bruge seks forskellige profiltyper i konstruktionen for at gøre bygningen så ensartet
som muligt uden at få for mange overdimensionerede elementer. De forskellige profiltyper er som
følger:
1. Alle vandrette overliggere i rammekonstruktionen er ens
2. Alle skrå overliggere i rammekonstruktionen er ens
3. Alle trykåse mellem rammerne er ens
4. Alle søjler i rammerne er ens
5. Alle gavlsøjler er ens
6. Alle vindgitre er ens
Krav til profilerne
Profilerne er blevet optimeret ud fra et krav til maksimale normalspændinger og maksimal udbøjning.
Det er i bilag B.5 vist, at der kan ses bort fra forskydningsspændinger.

3 Konstruktion Foreløbigt valg af profiler
Der bruges S275 stål til alle profilerne. Den regningsmæssige flydespænding er fundet i bilag B.1.
Profilerne optimeres således, at de maksimale normalspændinger ikke overstiger stålets flydespænding.
Kravet til de maksimale udbøjninger af profilerne vælges til
l
u =
200
for samtlige bjælker i konstruktionen
h
u =
150
for samtlige søjler i konstruktionen
hvor
u er udbøjningen [mm]
l er spændvidden mellem understøtningerne [mm]
h er højden af søjlen [mm]
[DS 412:1998]
Der er som værdi for udbøjning valgt den maksimale værdi af vandret og lodret udbøjning. Der er
ikke regnet med krav om maksimal nedbøjning for vindgitteret.
Foreløbigt profilvalg
Ud fra ovenstående forudsætninger og krav er følgende profiler valgt, jf. tabel 34.
Tabel 34: Resultat af foreløbig profilvalg. d er diameteren og e er godstykkelsen.
Profiltype Profilvalg
Regningsmæssig
flydespænding
[MPa]
Maksimal
trykspænding
[MPa]
Maksimal
trækspænding
[MPa]
1 (vandrette overliggere) HE450A 226 200 192
2 (skrå overliggere) HE450B 226 201 180
3 (trykåse) IPE80 235 106 130
4 (rammesøjler) IPE600 226 226 200
5 (gavlsøjler) HE200M 226 212 200
6 (vindgitre)
Rør med d = 4
cm og e = 1 cm
Maksimal
udbøjning
u [mm]
235 133 126 0
Ved profil 3 og 4 når hverken spændingen eller udbøjningen op på et kritisk niveau, hvorfor der er
valgt minimale profiltyper.
l
220
l
335
l
366
h
553
h
212
83

3 Konstruktion Eftervisning af beregninger i STAAD.Pro
84
3.6 EFTERVISNING AF BEREGNINGER I STAAD.PRO
For at sandsynliggøre, at snitkræfterne og spændingerne i STAAD.Pro er beregnet korrekt, er der i
det følgende foretaget en kontrol af ligevægt ved et knudepunkt i konstruktionen og beregning af
spændingerne i et profil ud fra elasticitetsteorien, vist på figur 66. Beregningerne foretages for lasttilfælde
10 i STAAD.Pro, som er et tilfælde, hvor der kun er regnet med snelast. Der er således ikke
regnet med egenlast, for at gøre tilfældet simpelt.
Ligevægtsberegning
Figur 66: Betragtet knudepunkt og profil der benyttes til eftervisning af STAAD.Pro.
Spændingsberegning
Ligevægtsberegning
Der er valgt at se på knudepunktet markeret på figur 66. I bilag B.4 er der foretaget ligevægtsberegning
for lodret -, vandret - og momentligevægt. Resultatet af beregningen ses i tabel 35.
Tabel 35: Resultat af snitkraftligevægt. Afvigelsen er, for lodret og vandret ligevægt, angivet i
forhold til den maksimale normal- og forskydningskraft og for momentligevægt i forhold til
det maksimale moment.
Lodret ligevægt, ↑ + Vandret ligevægt, → +
Momentligevægt +
Ligevægt -0,01 kN 0,07 kN 0,10 kNm
Afvigelse 0,07 ‰ 0,36 ‰ 0,24 ‰
Det ses, at der ifølge beregningen ikke er fuldstændig ligevægt i knuden. Denne afvigelse skyldes, at
STAAD.Pro er et finite element program, hvilket betyder, at beregningen bygger på, at bjælkeelementerne
deles op i et endeligt antal stykker. Dette gør, at der altid vil være en unøjagtighed af beregningerne,
hvilket ses af tabel 35 at være af en lille størrelsesorden og derfor acceptabel.

3 Konstruktion Eftervisning af beregninger i STAAD.Pro
Spændingsberegning
For at eftervise hvorvidt STAAD.Pro beregner spændingerne korrekt efter elasticitetsteorien beregnes
disse i to snit i bjælken vist på figur 66. Det er muligt via STAAD.Pro at få optegnet moment- og
normalkraftkurver for de statisk ubestemte snitkraftberegninger. Ved at benytte resultaterne herfra
kan spændingerne beregnes, og sammenholdes med resultaterne fra STAAD.Pro. De benyttede kurver
ses på figur 67.
[kNm] [kN]
Snit 1
Figur 67: Moment- og normalkraftkurver.
Normalkraft
Moment
Ud fra værdierne fra kurverne beregnes spændingerne i de to snit vist på figuren. Resultaterne af
beregningerne sammenholdes med resultaterne fra STAAD.Pro, og er opstillet i tabel 36.
Snit 2
Tabel 36: Oversigt over beregnede maksimalspændinger sammenholdt med de tilsvarende fra
STAAD.Pro.
Beregnet træk Træk ved STAAD.Pro Beregnet tryk Tryk ved STAAD.Pro
Snit
[ MPa ]
[ MPa ]
[ MPa ]
[ MPa ]
1 35,28 35,21 25,56 25,32
2 92,35 92,43 104,27 104,36
Den største forskel i resultaterne er 0,94 %. Årsagen til afvigelserne vil som førnævnt være forbundet
med beregning efter finite element metoden. Afvigelser af denne størrelsesorden må kunne forventes
og er acceptable.
Flytningsberegning
For at sandsynliggøre hvorvidt de flytninger, der er beregnet i STAAD.Pro, er korrekte, er der foretaget
en flytningsberegning i hånden for et enkelt element. Det betragtede elements placering i konstruktionen
fremgår af figur 68.
[m]
85

3 Konstruktion Eftervisning af beregninger i STAAD.Pro
86
HE450A
Figur 68: Det betragtede elements placering i konstruktionen.
Elementets flytning er undersøgt ved en lastkombination, hvor vind er dominerende, og der derved
opstår sug på bygningens side. Da elementet samtidig er lodret belastet af sne giver denne lastkombination
anledning til en belastning, der ikke er parallel med profilets hovedakser, skæv bøjning. For
den anvendte lastkombination angiver STAAD.Pro flytninger og snitkræfter som vist i tabel 37.
Tabel 37: Randbetingelser til opstilling af bjælkens differentialligning. Et indeks 1 refererer til bjælkens
venstre ende og et indeks 2 til den højre i figur 68. Flytningerne i y- og z-aksens retning er betegnet henholdsvis
uy og u z.
Fy,1 F z,1 M y,1 M z,1 u y,1 u z,1
-18.884 N 19.678 N -1 Nm -3807 Nm -0,024 mm -2,818 mm
F y,2 F z,2 M y,2 M z,2 u y,2 u z,2
-27.430 N 30.680 N 79.295 Nm 65.378 Nm 0,119 mm -13,142 mm
Disse værdier anvendes som randbetingelser, idet bjælkens differentialligning opstilles. I bilag B.4
er bjælkens differentialligning opstillet, og udbøjningen på midten er beregnet i henholdsvis z- og yaksens
retning. Resultatet er vist i tabel 38.
Tabel 38: Sammenligning af bjælkens flytning beregnet ved bjælkens differentialligning
og fundet ved STAAD.Pro.
L
L
u ( ) [mm] u ( ) [mm]
rel, z 2
rel, y 2
Flytning ved STAAD.Pro -47,5 6,9
Flytning ved bjælkens differentialligning
-48,1 7,0

3 Konstruktion Forskydningsbæreevne
Som det ses, er de flytninger der er fundet ved håndberegninger en smule større end dem, der er
bestemt ved STAAD.Pro. Begrundelsen for dette kan være, at der ved det betragtede lasttilfælde er
en mindre trekantsformet linielast, der ved håndberegningerne er set bort fra. Ydermere kan der
forventes afrundingsfejl. Da afvigelsen blot er af størrelsesordnen 1 % er STAAD.Pros flytningsberegning
acceptabel.
3.7 FORSKYDNINGSBÆREEVNE
Eftersom STAAD.Pro ikke opgiver forskydningsspændingerne for profilerne, beregnes disse manuelt.
I tabel 39 er de maksimale forskydningskræfter for de enkelte profiler i den lokale y- og zretning
vist. Der ses bort fra forskydningskræfterne i vindgitrene.
Tabel 39: Den numerisk største
forskydningskraft for de benyttede
profiler. y-aksen er den stærke
akse.
Element Fy [kN] Fz [kN]
IPE600 181 29
HE450B 142 21
IPE80 0 0
HE200M 63 1
HE450A 117 32
Forskydningsspændingerne beregnes elastisk, eftersom STAAD.Pro beregner normalspændingerne
elastisk. Det viser sig, at det udelukkende er nødvendigt at beregne forskydningsspændingerne for
Fy-kræfterne, jf. tabel 39, da disse er dominerende, og resulterer i de største spændinger. Beregningen
er foretaget i bilag B.5.
De maksimale forskydningsspændinger er vist i tabel 40.
Tabel 40: Maksimale forskydningsspændinger
for
profilerne, sammenholdt
med forskydningsbæreevnen.
Element τs ⎡ N
2 ⎣
⎤
mm ⎦
IPE600 27,65
HE450B 24,51
IPE80 0
HE200M 21,96
HE450A 24,71
87

3 Konstruktion Udfligede tværsnit
N
Den regningsmæssige bæreevne for forskydningspåvirkede profiler er beregnet til 136 2 for t < 16
mm
N
mm og 130 2 for 16 mm < t < 40 mm, hvor t er materialetykkelsen. Det ses at bæreevnen for alle
mm
profiler er tilstrækkelig.
Af [DS 412:1998, p43] fremgår det, at hvis forskydningskraften overstiger halvdelen af forskydningsbæreevnen,
skal der regnes med en reduceret bæreevne. Ingen profilers forskydningsspændinger
overstiger dog halvdelen af den tilsvarende forskydningsbæreevne, og der skal derfor ikke regnes
med en reduceret moment- og normalkraftbæreevne.
88
3.8 UDFLIGEDE TVÆRSNIT
Som udgangspunkt er de benyttede profiler dimensioneret ved hjælp af STAAD.Pro, jf. afsnit 3.5.
Ved dimensioneringen er der valgt bjælker, som ikke vil få den samme udnyttelsesgrad over hele
længden, da dimensionen er fastlagt ud fra det kritiske snit. Derfor vælges det at udflige overliggerne
i konstruktionen, for på den måde at sikre en bedre materialeudnyttelsesgrad og dermed minimere
materialeforbruget.
Konstruktionsdelen hvor en løsning med udfligede profiler undersøges, er fremhævet på figur 69.
Denne løsning vil benyttes til de midterste rammer, som ikke er forbundet af vindkryds. De yderste
rammer vil være udsat for en anden belastningssituation og løsningen kan derfor ikke anvendes på
disse.

3 Konstruktion Udfligede tværsnit
3
3
1
3
3
Figur 69: Udvalgt konstruktionsdel hvor profilerne udfliges. Snit A-A angiver udsnittet for figur 70. 2 angiver de to
skrå bjælkeoverliggere der behandles som en enkelt, mens 1 angiver den vandrette bjælke.
Beregningsmetode
På figur 70 ses, hvorledes momentet stiger betydeligt i bjælkeenderne, mens der ellers forekommer
forholdsvis små udsving. Dermed er det muligt at vælge et enkelt standardprofil til hele midterstykket,
uden at dette overdimensioneres væsentligt. Det vælges, at både bjælke 1 og 2 udfliges ens i
begge ender. Dermed er dimensionen for udfligningen i den kritiske bjælkeende den samme i begge
ender. Dette begrundes også af, at overliggernes snitkræfter har tilnærmelsesvis samme ekstremaer
og forløb, og at denne løsning vil være at foretrække af rent praktiske grunde.
Den midterste del af profilet som ikke udfliges er dimensioneret for det maksimale moment, adderet
med den største normalkraft over profildelen. Disse to maksimalværdier opstår ikke nødvendigvis
ved samme lastkombination, eller det samme sted i profilet.
A
A
2
89

3 Konstruktion Udfligede tværsnit
[ kNm]
[ kN]
90
P
Momentkurve for bjælke
Normalkraftkurve for bjælke
Momentbæreevne af udfliget tværsnit
Momentbæreevne af midterprofil
Figur 70: Maksimale snitkræfter og bæreevner for snit AA, vist på figur 69. Tangeringen mellem momentbæreevnen
af det udfligede tværsnit og momentkurven er benævnt P.
Optimeringen er illustreret på figur 70. Princippet bygger på den konstatering, at hvis kurven for
momentbæreevnen af det udfligede tværsnit tangerer momentkurven i et punkt P, vil bæreevnen ikke
blive mindre end snitmomentet. Brug af denne metode vil betyde, at uanset i hvilket punkt P bæreevnekurven
skærer snitmomentkurven, vil bæreevnen være tilstrækkelig. Valget af selve udfligningens
geometri bygger derfor på en minimering af materialeforbruget. Forløbet af momentbæreevnen
for det udfligede tværsnit vil være afhængig af starthøjden og længden af udfligningen, vist på figur
71. Det er valgt, at endehøjden af udfligningen skal svare til højden af midterprofilet, og at krops- og
flangetykkelsen ligeledes svarer til dette profil.
x

3 Konstruktion Udfligede tværsnit
Starthøjde
Figur 71: Udfligning.
Længde af udfligning
Beregningerne kan ses i bilag B.6.
Resultater for bjælke 2
For at vælge den endelige starthøjde og længden af udfligningen, er sammenhængen mellem materialeforbruget
og længden x optegnet. Længden x er afstanden fra bjælkeenden til punktet P, som vist
på figur 70. Materialeforbruget afhænger af starthøjden og længden af udfligningen, og kan optegnes
som funktion af x som vist på figur 72.
Materialeforbrug [10 6 mm 3 ]
40,5
40
39,5
39
38,5
38
37,5
37
36,5
36
35,5
0 500 1000 1500 2000
x [mm]
2500 3000 3500 4000
Figur 72: Sammenhæng mellem materialeforbrug og bæreevnekurvens skæring med snitmomentet for den
skrå overligger.
Det viser sig, at materialeforbruget er tilnærmelsesvist ligefremt proportionalt med længden af udfligningen,
mens materialeforbruget som funktion af starthøjden er som vist på figur 73.
t
t
Højde af midterprofil
91

3 Konstruktion Udfligede tværsnit
92
Materialeforbrug [10 6 mm^3]
53
52
51
50
49
48
47
46
830 840 850 860 870 880 890 900 910
Starthøjde af udfligning [mm]
Figur 73: Materialeforbrug som funktion af starthøjden.
Det vælges at fastlægge dimensionerne ud fra det minimale materialeforbrug, som vist på figur 72.
Variationen i materialeforbrug omkring grafens minimum er dog meget lille, og der kan derfor argumenteres
for, at udfligningen kunne udføres med en mindre starthøjde end minimumet for materialeforbruget
ville berettige. En mindre starthøjde vil reducere eventuelle instabilitetsproblemer i
kroppen af profilet. Forskellen er dog her minimal, da ændringen i starthøjde vil være af størrelsesordenen
30 mm, og set ud fra et økonomisk synspunkt vil det derved sparede materiale kunne benyttes
til kropafstivning.
Som beskrevet under forrige afsnit, vil bæreevnen være tilstrækkelig, uanset hvilken værdi x antager
i det viste interval på figur 72. x vælges derfor som nævnt for et minimalt materialeforbrug. Starthøjden
og længden over hvilken udfligningen foretages, er en funktion af den valgte x-værdi. Ud fra den
valgte optimale x-værdi er den tilhørende starthøjde og længde angivet i tabel 41.
Tabel 41: Starthøjde, længde af udfligning og sluthøjden.
X-værdi [mm] Starthøjde [mm] Sluthøjde (IPE 450) Længde af udfligning [mm]
3400 885 450 3916
Den pågældende udfligning får udseende som vist på figur 74.

3 Konstruktion Udfligede tværsnit
Figur 74: Udfliget tværsnit for den skrå overligger.
Resultater for bjælke 1
På tilsvarende vis som for den skrå overligger, vælges starthøjden og længden af udfligning ud fra
den x-værdi der resulterer i det minimale materialeforbrug. Sammenhængen ses på figur 75.
Materialeforbrug [10 6 mm 3 ]
28,5
28
27,5
27
26,5
26
25,5
0 500 1000 1500
x [mm]
2000 2500 3000
Figur 75: Sammenhæng mellem materialeforbrug og bæreevnekurvens skæring med snitmomentet for den vandrette
overligger.
x-værdien og den tilhørende starthøjde og længde er opstillet i tabel 42.
Tabel 42: Starthøjde og længde af udfligning som funktion af x.
x-værdi [mm] Starthøjde [mm] Sluthøjde [mm] Længde af udfligning [mm]
2600 740 450 3024
93

3 Konstruktion Beregning af søjlelængde ved Rayleighs metode
94
3.9 BEREGNING AF SØJLELÆNGDE VED RAYLEIGHS
METODE
Idet bæreevnen for søjlen vist på figur 76 ønskes beregnet, er det nødvendigt at fastlægge den teoretiske
søjlelængde, da bæreevnen beregnes efter fremgangsmåden i [DS 412:1998].
Figur 76: Søjle for hvilken den teoretiske søjlelængde ønskes beregnet.
Forudsætninger
Til beregning af søjlelængden benyttes Rayleighs metode. Rayleighs metode bygger på, at den totale
potentielle energi i et givet system vil svare til forøgelsen af indre energi, der fremkommer ved at
søjlen bøjer, minus tabet i potentiel energi forårsaget af, at den påførte belastning vil bevæge sig
grundet udbøjningen. For at opstille energien i systemet er det derfor nødvendigt at have kendskab til
udbøjningen i systemet. For at sikre nøjagtigheden må udbøjningsfigurerne tilnærmes så præcist som
muligt. Rayleighs metode benyttes i dette afsnit til at fastlægge de nødvendige faktorer der indgår i
søjlens udbøjningsfigur. [Williams og Todd 2000, p334]
Da det ønskes at udflige søjlen af hensyn til den resulterende materialebesparelse, fastlægges en
midlertidig udfligning af søjlen ved brug af beregningsprincippet i bilag B.6. Det bemærkes dog, at
der for denne udfligning ingen hensyntagen er til søjlevirkning, så de valgte dimensioner er derfor
ikke nødvendigvis gældende for den endelige søjle. Dette valg er derfor forbundet med en vis usikkerhed
ved beregning af udbøjningsfiguren. At benytte disse værdier for udfligningen forventes dog

3 Konstruktion Beregning af søjlelængde ved Rayleighs metode
at give en større præcision, i beregningen da dette vil være tættere på den endelige tilstand sammenlignet
med en søjle uden udfligning.
Beregning af søjlelængde
Tilfældet for hvilken den teoretiske søjlelængde ønskes bestemt er vist på figur 77, som er søjlen
markeret på figur 76 og den tilknyttede overligger. Der vælges kun at betragte denne del af konstruktionen,
ved at antage at overliggeren har et fastholdt knudepunkt, hvor denne er samlet med den
tilstødende ramme og midtersøjlen, jf. figur 76. Denne antagelse er ikke helt korrekt, eftersom samlingen
med midtersøjlen og den tilstødende overligger ikke vil være helt fastholdt. Lasten der påføres
rammen er hidrørende fra det lasttilfælde, der giver det største moment i søjlen, og består af snelast
på bjælken, vindlast på søjlen og egenlaster med de respektive lastfaktorer. Snelasten regnes
dominerende. Overliggeren regnes i dette afsnit med konstant tværsnit af hensyn til beregningernes
omfang.
Vindlast
Snelast
Figur 77: Opstilling for hvilken den teoretiske søjlelængde ønskes beregnet. Størrelsesforholdene
er ikke korrekte.
Som nævnt er brugen af Rayleighs metode tilknyttet udbøjningsfigurerne for systemet. Udbøjningsfiguren
for søjlen vælges at antage en form, der tilnærmes med en sinuskurve. Problemet ved at benytte
en udbøjningsfigur af denne type er, at randbetingelsen i toppen af søjlen ikke kan bestemmes
eksplicit, idet udbøjningen i søjlens top vil være afhængig af overliggeren, og denne sammenhæng
kan ikke opstilles direkte. Dette giver en unøjagtighed i beregningen.
Det vælges at benytte bjælkens differentialligning for overliggeren, hvor randbetingelser er nødvendige
til fastlæggelse af udbøjningsfunktionen. Her er det muligt at beskrive sammenhængen mellem
overliggeren og søjlen i form af randbetingelser, da søjlens udbøjningsform nu er antaget kendt.
Opstilling af randbetingelser og de to udbøjningsfigurer kan ses i bilag B.7. Heraf fremgår det også,
hvilke faktorer i søjlens udbøjningsform der ønskes bestemt ved brug af Rayleighs metode. Udbøjningsfiguren
for opstillingen antages at få udseeende som vist på figur 78.
95

3 Konstruktion Beregning af søjlelængde ved Rayleighs metode
96
Figur 78: Udbøjningsfiguren for den betragtede rammedel.
Når udbøjningsfigurerne er opstillet, er det muligt at anvende Rayleighs energibetragtning. For at
bestemme de to ukendte faktorer i søjlens udbøjningsfigur betragtes det tilfælde, hvor ændringen i
den potentielle energi som funktion af de antagede udbøjningsformer er nul, og det undersøges om
konstruktionen dermed er i en stabil ligevægtsposition. Dette er gjort i bilag B.7.
Søjlelængden findes ud fra udbøjningsformen. Udbøjningen af søjlen er optegnet på figur 79.
Søjlelængden findes til
hvor
Udbøjning [mm]
Figur 79: Udbøjning af udfliget søjle.
x [mm]
L = 3.87h
s

3 Konstruktion Søjlebæreevne
Ls er den teoretiske søjlelængde [mm]
h er søjlehøjden [mm]
3.10 SØJLEBÆREEVNE
Der er dette afsnit beregnet søjlebæreevner for åse, gavlsøjler samt en udfliget rammesøjle. Der er i
alle tre tilfælde brugt snitkræfter beregnet i STAAD.Pro for de oprindeligt valgte profiler i afsnit 3.5.
Dermed er der ikke taget højde for, at en eventuel ændring af et profils tyngde og stivhed vil resultere
i en ændret snitkraftfordeling, hvilket kræver en ekstra iteration med de nye snitkræfter.
3.10.1 Søjlebæreevne for trykås
Der kan i konstruktionens åse opstå tryk, hvilket derfor kræver en analyse af disses søjlebæreevne.
Den hårdest trykbelastede ås er angivet i figur 80. Denne ås har samtidig størst længde, hvilket gør
denne ås til den mest kritiske overfor instabilitet.
Figur 80: Den betragtede trykås til beregning af søjlebæreevne.
Trykåsen er simpelt understøttet i begge ender, hvilket gør, at der ikke er endemomenter. Da der
samtidig ikke regnes med at åsen påføres last og dermed moment fra den overliggende tagplade, vil
det eneste moment i åsen stamme fra egenvægten af åsen, hvor der i denne beregning er regnet med
egenvægten af det profil, der undersøges bæreevne for. Fremgangsmåden følger [DS 412:1998].
Søjlebæreevnen er beregnet i bilag B.8. Søjlebæreevnen for det i afsnit 3.5 valgte profil er beregnet.
Resultatet ses i tabel 43. Der regnes ikke med, at de overliggende tagplader sikrer profilet mod udbøjning
om den svage akse, da tagpladerne er udformet som trapezplader med ringe stivhed i trykå-
97

3 Konstruktion Søjlebæreevne
sens svage retning. Det ses, at STAAD.Pro ikke kontrollerer for instabilitet, da det viser sig, at der
ved brug af IPE80 vil forekomme instabilitet.
For at sikre, at der ikke sker instabilitet i trykåsen, vælges at bruge et standard kvadratisk rørprofil
med en bredde på b = 100 mm og en godstykkelse på e = 8 mm. Ved brug af et kvadratisk profil
sikres, at styrken om begge akser er lige stor. Udnyttelsen ved dette profil ses af tabel 43.
Tabel 43: Udnyttelsesgrad ved søjlebæreevne for oprindeligt valgt profil og endeligt valgt profil for ås. For det
kvadratiske rør betegner b og e henholdsvis bredden og godstykkelsen.
Udnyttelsesgrad om stærk Udnyttelsesgrad om svag Udnyttelsesgrad når moment-
akse når centralt belastet akse når centralt belastet påvirket om stærk akse
IPE80 3,58 32,61 32,76
Kvadratisk rør, b =
100 mm og e = 8 mm
0,72 0,72 0,85
98
3.10.2 Søjlebæreevne for gavlsøjle
Gavlsøjlerne er udsat for vandret vindlast som skaber moment i søjlen. Da alle gavlsøjler udføres af
samme profil, vil de længste søjler have den laveste kritiske last. Den gavlsøjle der undersøges, ses
på figur 81. Denne gavlsøjle er den mest kritiske overfor instabilitetsproblemer, da den er en af de
længste og samtidig udsat for fuld vindlast i modsætning til gavlsøjlen i modsatte ende, der til dels
står i læ bag administrationsbygningen. Gavlsøjlen regnes fast indspændt ved fundamentet og simpelt
understøttet ved kip.
Figur 81: Betragtede gavlsøjle til beregning af søjlebæreevne.
Den lastkombination, der giver den største udnyttelse af søjlebæreevnen er, hvor vindlasten er dominerende
og kommer fra nord. Til bestemmelse af bæreevneudnyttelsen er der brugt den maksimale
værdi for normalkraften i profilet ved ovenstående lastkombination. Den maksimale værdi for nor-

3 Konstruktion Søjlebæreevne
malkraften forekommer ved bunden af søjlen, men det antages, at bæreevneudnyttelsen ikke bliver
væsentligt forøget ved brug af denne værdi.
Beregningen af gavlsøjlens bæreevne er beregnet i bilag B.8. Ved beregning af søjlens bæreevne er
det forudsat, at søjlen er fastholdt mod udbøjning om den svage akse, idet søjlen i denne retning er
understøttet af vægplader med en forudsat tilstrækkelig stivhed. En nærmere analyse af vægpladernes
stivhed er ikke foretaget i denne rapport. En skitse af den betragtede gavlsøjle ses i figur 82.
Vindlast
Lodret last
svag akse
stærk akse
Figur 82: Skitse af gavlsøjle med laster og afstivning.
Afstivende pladebeklædning
Der er foretaget en beregning af det i afsnit 3.5 valgte profil. Af tabel 44 ses, at der vil opstå instabilitet
i søjlen. For at undgå instabilitet kan i stedet vælges et HE240B profil, idet søjlebæreevnen ved
dette profil er overholdt, jf. tabel 44.
Tabel 44: Udnyttelsesgrad ved søjlebæreevne for oprindeligt valgt
profil og endeligt valgt profil for gavlsøjle.
Udnyttelsesgrad om stærk akse
når centralt belastet
Udnyttelsesgrad når
momentpåvirket
HE200B 0,16 1,61
HE240B 0,09 0,92
3.10.3 Søjlebæreevne for udfliget søjle
Beregning af dimensionerne for den udfligede søjle vist på figur 76, gøres ved at sikre søjlebæreevnen
og kipningsmodstanden i alle snit i søjlen. Beregningerne er foretaget i bilag B.8. Søjlen er momentstift
forbundet med den vandrette overligger, og fastgjort med charnier i bunden.
99

3 Konstruktion Kipningsanalyse af overligger
100
Figur 83: Placering af udfliget søjle i konstruktionen.
Det er i dette tilfælde nødvendigt at beregne søjlebæreevnen for en række snit i søjlen for at tage
højde for, at tværsnittet er varierende. Ved at tilpasse søjlens start- og sluthøjde så bæreevnen og
kipningsmodstanden er opfyldt i alle snit, findes søjlens dimensioner som angivet i figur 76. Bredde,
krops- og flangetykkelse er valgt på forhånd.
Tabel 45: Søjledimensioner for rammesøjle.
Starthøjde [mm] Sluthøjde [mm] Bredde [mm] Kropstykkelse [mm] Flangetykkelse [mm]
80 810 240 10 17
3.11 KIPNINGSANALYSE AF OVERLIGGER
Et velkendt fænomen i store stålrammer er stabilitetsproblemer i form af kipning. Der er foretaget en
analyse af en del af en stålramme i konstruktionen med henblik på at eftervise, at kipbæreevnen
overstiger de regningsmæssige laster.

3 Konstruktion Kipningsanalyse af overligger
Figur 84: Det betragtede elements placering i konstruktionen.
HE450A
Placeringen af det betragtede element ses i figur 84. Analysen er baseret på Rayleighs energimetode,
der angiver, at hvis den totale potentielle energi varierer med en parameter φ, er systemet stabilt når
men ustabilt hvis
hvor
2
dV
2
dϕ 0
2
dV
2
dϕ 0
> 0 ,
< 0
(3.2)
V er systemets totale potentielle energi
er en parameter hvormed V varierer, eksempelvis en flytning
φ0
For det betragtede element kan den totale potentielle energi opstilles ved en antaget flytning, der
alene er afhængig af vridningsvinklen i kiptilstanden. Flytningen der antages skal overholde de
randbetingelser, der er givet ved understøtningerne for det betragtede element. I figur 85 er skitseret,
hvorledes elementet antages understøttet mod kipning.
101

3 Konstruktion Kipningsanalyse af overligger
102
z
Figur 85: Simpel vridningsunderstøtning i elementets ender.
Foruden en simpel gaffellejring udgør tagbeklædningen en stivhed mod overflangens udbøjning i zaksens
retning. Stabilitetssvigt for et profil med en sådan type understøtning betegnes bunden kipning.
Da elementet jf. figur 84 er en del af en ramme, kan der forventes en indspænding i enderne.
Hvorledes denne indspændingsgrad modelleres har stor indflydelse på kipningsanalysen, og er derfor
behandlet i det følgende.
Grænsetilfældene er at modellere elementet som fast indspændt eller simpelt understøttet. Da den
øverste flange er fastholdt mod udbøjning, er den farligste situation når underflangen er i tryk. Dette
sker kun såfremt elementet er påvirket med en ydre last, der genererer et negativt snitmoment.
For det tilfælde hvor elementet modelleres som fast indspændt er det dimensionsgivende lasttilfælde
en stor negativ lodret last jf. figur 86A. Dette er givet ved en lastkombination, hvor sne er dominerende.
I figur 86B er momentkurven for det viste statiske system opstillet, og det ses, at der skabes
store negative momenter omkring understøtningerne. Der er ved denne lastkombination set bort fra
en mindre trekantformet linielast som følge af nedskridning af sne.
y
x

3 Konstruktion Kipningsanalyse af overligger
A y
B
M z
1
M z =− ql
12
2
1
M z =− ql
12
Figur 86: Dimensionsgivende lastkombination hvor elementet modelleres som
fast indspændt.
For det tilfælde hvor bjælken modelleres som simpelt understøttet, kan der kun skabes tryk i underflangen,
såfremt der er en ydre positiv lodret last. Dette sker eksempelvis ved sug på taget. I figur
87A er angivet en lastsammensætning, hvor vindlasten er dominerende. På den tilhørende momentkurve
i figur 87B ses det, at der opstår et stort negativt moment på midten af profilet, og dermed tryk
i underflangen.
A
B
0 kNm
y
M z
1
M z = ql
8
2
0 kNm
Figur 87: Dimensionsgivende lastkombination hvor elementet modelleres som
simpelt understøttet.
Da Rayleighs metode baseres på en antaget flytningstilstand, er profilets vridningsvinkel som funktion
af x jf. figur 88 gættet til
2
x
x
x
x
103

3 Konstruktion Kipningsanalyse af overligger
hvor
104
( ) 0 sin
⎛π⋅x⎞ ϕ x = ϕ ⋅ ⎜ ⎟
⎝ L ⎠
φ er vridningsvinklen [-]
L er bjælkens længde [m]
er amplituden og udbøjningen ved x = 0,5L
φ0
Udeformeret
Rotationsakse
Denne form overholder randbetingelserne, φ(0) = φ(L) = 0. Den totale potentielle energi for systemet
i kiptilstanden er beregnet i bilag B.10, hvor der er medtaget følgende bidrag:
1. Vridningsenergi fra St. Venants vridning
2. Hvælvningsenergi fra Vlasovsk vridning
3. Bøjningsenergi fra bøjning om profilets svage akse
Der er således set bort fra bøjningsenergi fra bøjning omkring profilets stærke akse, samt energi fra
normalkræfter og forskydningskræfters flytninger. Det antages at disse bidrag er minimale, da de
tilhørende deformationer er små, relativt til dem der opstår ved instabilitet. Den kritiske last qcr findes
som den last der netop gør systemet ustabilt jf. (3.2) ved at sætte
2
dV
2
dϕ 0
Kiptilstand
Figur 88: Flytningen for profilet i kiptilstanden
udtrykkes ved vridningsvinklen φ.
= 0
(3.3)
For de to grænsetilfælde findes en negativ og en positiv kritisk last, henholdsvis qcr- og qcr+, givet i
tabel 46.
ϕ

3 Konstruktion Kipningsanalyse af overligger
Tabel 46: Kritiske linielaster ved henholdsvis fast indspændt og
simpelt understøttet.
Fast indspændt Simpelt understøttet
N
N
qcr- = − 6627
qcr+ = 3161
m
Disse kritiske laster svarer ikke til elementets kipbæreevne, men kan nærmere ses som en art stivhed
mod kipning, analogt med Eulerlasten ved det almindelige søjletilfælde. Ved den kritiske last har
systemet ingen stivhed tilbage, og for at finde kipbæreevnen må denne last korrigeres. Dette er gjort
ved [DS 412:1998], der angiver en metode til bestemmelse af kipbæreevnen, når den kritiske last er
bestemt ved elasticitetsteorien. Denne reduktion er foretaget i bilag B.10, hvor en kipbæreevne er
fundet for de to grænsetilfælde. Bæreevnen, givet i tabel 47, ved henholdsvis fast indspændt og simpelt
understøttet benævnes qb,R- og qb,R+.
Tabel 47: Kipbæreevnen ved henholdsvis fast indspændt og simpelt
understøttet.
Fast indspændt Simpelt understøttet
N
N
qb,R- = − 4941
qb,R+ = 2591
m
De tilsvarende regningsmæssige laster qd- og qd+ er fundet ved to lastkombinationer, hvor henholdsvis
sne og vind er dominerende. Lastsammensætningen ved disse kombinationer er vist i bilag B.10,
og den samlede lodrette linielast er givet i tabel 48.
Tabel 48: Regningsmæssige laster på det betragtede element.
Fast indspændt Simpelt understøttet
N
qd- = − 7170
N
qd+ = 6475
Ved sammenligning mellem regningsmæssige laster og bæreevner kan det ses at systemet ikke er
stabilt
q < q og q < q
bR , − d− bR , + d+
3.11.1 Indsættelse af kipningsafstivning
m
Da systemet ikke er stabilt er det nødvendigt at indføre en form for kipningsafstivning. En mulighed
er at fastgøre profilets underflange med en række wirer, som vist i figur 89.
m
m
m
105

3 Konstruktion Kipningsanalyse af overligger
Figur 89: Kipningsafstivning. Profilernes underflange fastgøres ved en række wirer, der fæstnes ved kryds som vist
i figuren.
I kiptilstanden tvinger disse wirer profilets vridningsvinkel til φ = 0, og kan derfor opfattes som
almindelige gaffellejringer midt på profilet. Kipbæreevnen er naturligvis afhængig af antallet af
wirer, og deres placering. I bilag B.10 er kipbæreevnen beregnet ved et forskelligt antal wirer, der
deler elementet i lige store dele. Ved beregningen er der antaget en vridningsvinkel af formen
hvor
106
( x)
ϕ ϕ
( 1)
⎛ n+ ⋅π⋅x⎞ = 0 ⋅sin ⎜ ⎟
⎝ L ⎠
Wire
Wire
n er antallet af symmetrisk placerede kipningsunderstøtninger, foruden endeunderstøtninger
Beregningen giver en kipbæreevne ved henholdsvis fast indspændt og simpelt understøttet overligger
jf. tabel 49 og tabel 50.
Tabel 49: Regningsmæssig kipbæreevne ved fast
indspændt overligger. n angiver antallet af kipningsunderstøtninger.
n = 0 n = 1
N
qb,R- [ m ] -4941 -9357
Tabel 50: Regningsmæssig kipbæreevne ved simpelt understøttet overligger. n angiver
antallet af kipningsunderstøtninger.
n = 0 n = 2 n = 4 n = 7 n = 8
N
qb,R+ [ m ] 2591 5114 6098 6453 6659
Beregningen viser, at forskellen på at modellere det betragtede bjælkeelement som fast indspændt og
simpelt understøttet er meget stor. Såfremt elementet modelleres som fast indspændt, er systemet
stabilt ved blot en enkelt kipningsunderstøtning på midten. Modelleres elementet derimod som sim-

3 Konstruktion Kipsamling
pelt understøttet, er der behov for hele otte understøtninger for at opnå et stabilt system. Virkeligheden
befinder sig mellem disse to grænsetilfælde, men da arbejdet og det øgede materialeforbrug er
minimalt ved at montere otte wirer i underflangen, er dette valgt som løsning på kipningsproblemet.
A
B
Figur 90: Stive søjler som vist i A giver fast indspænding i overliggeren som vist i B.
Ønskes det at undgå disse wirer under loftet, må der sørges for, at de i figur 90A markerede søjler og
elementets endesamlinger har så stor stivhed, at det betragtede bjælkeelement kan modelleres som
fast indspændt, som vist i figur 90B. Materialeforbruget ved denne løsning formodes at ville overstige
materialeforbruget ved den anvendte løsning, og er derfor ikke nærmere behandlet i dette projekt.
3.12 KIPSAMLING
I dette afsnit beregnes dimensionerne for kipsamlingen ved den udfligede hovedramme i produktionshallen,
vist på figur 91, idet denne samles som vist på figur 92, hvor de to IPE450 profiler har
påsvejsede endeplader, der boltes sammen i en dornsamling.
107

3 Konstruktion Kipsamling
108
Figur 91: Placering af den betragtede kipsamling i konstruktionen. Denne er markeret med fed.
IPE450 IPE450
Figur 92: Kipsamling i udfliget hovedramme med påsvejsede endeplader og dornsamling.
Samlingen er dimensioneret for den kombination af snitkræfter, der er vurderet mest kritisk, dvs.
maksimalt moment, maksimal træknormalkraft og maksimal forskydningskraft. Kræfterne er fundet
ud fra STAAD.Pro, som angiver de maksimale værdier. Der er ikke taget hensyn til hvorvidt disse
optræder samtidigt. De anvendte laster jf. tabel 51 er derfor på den sikre side.
For disse kræfter er følgende undersøgt:
Tabel 51: Snitkræfter til beregning af
kipsamling.
Moment M [kNm] 77,5
Normalkraft N [kN] -21,4
Forskydningskraft V [kN] -46,9

3 Konstruktion Kipsamling
• Bæreevne af svejsesøm
• Overklipnings- og trækbæreevne af bolte
• Trækbæreevne af endeplade ved pladebrud
• Hulrandsbæreevne af endeplade
3.12.1 Bæreevne af svejsesøm
Ved at antage en plastisk fordeling af snitkræfterne, således at svejsesømmene i kroppen optager
normal- og forskydningskræfter, og at svejsesømmene i flangerne optager momentet, findes de minimale
sømtykkelser for henholdsvis krop og flanger, jf. bilag B.11 til henholdsvis 0,33 og 2,34 mm.
Da den minimale sømtykkelse for både krop og flanger er under 3 mm, anvendes en svejsesøm med
en sømtykkelse på 3 mm, da dette er minimumskravet for kantsømme, jf. [DS 412:1998].
3.12.2 Overklipnings- og trækbæreevne af bolte
Ved en plastisk fordeling af lasterne, vælges det nederste sæt bolte til at optage forskydningskraften.
Disse undersøges derfor for overklipning. Ligeledes undersøges de øverste to sæt bolte for trækbrud.
Boltene dimensioneres efterfølgende for den kritiske af de to brudformer. Det er valgt at anvende i
styrkeklasse 8.8.
Overklipningsbæreevne af bolte
Overklipningsbæreevnen givet ved [DS 412:1998] opstilles og spændingsarealet optimeres til at
kunne optage forkydningskraften. Hermed fås, at boltene skal have et spændingsareal på minimum
55 mm 2 pr. bolt, jf. bilag B.11.
Trækbæreevne af bolte
Trækbæreevnen givet ved [DS 412:1998] opstilles og spændingsarealet optimeres til at kunne optage
den resulterende træknormalkraft hidrørende fra normalkraft og moment i samlingen. Hermed fås, at
boltene skal have et spændingsareal på minimum 92 mm 2 pr. bolt, jf. bilag B.11.
3.12.3 Trækbæreevne af endeplade ved pladebrud
Ved at anvende det virtuelle arbejdes princip opstilles en brudfigur for endepladen jf. bilag B.11,
hvorefter det indre arbejde sættes lig det ydre. Herefter findes den minimale tykkelse af endepladen
til 9,5 mm.
3.12.4 Hulrandsbæreevne
Hulrandsbæreevnen er givet ved [DS 412:1998]. Ved at se bort fra, at profilet er svejset fast på endepladen,
opstilles et udtryk for hulrandsbæreevnen af endepladen, og den minimale tykkelse af
endepladen findes til 1,83 mm.
3.12.5 Resultater for kipsamling
Svejsesømmen udføres i sømklasse II med en sømtykkelse a på 3 mm.
109

3 Konstruktion Kipsamling
Der vælges en endeplade med en tykkelse på 10 mm ud fra trækbæreevnen beregnet ved virtuelt
arbejdes princip.
Der anvendes M16-bolte til samlingen, selvom M14-bolte har tilstrækkeligt spændingsareal til at
klare de beregnede laster. Dette valg er gjort, fordi der for M14-bolte er et krav om, at overklipningsbæreevnen
skal være større end hulrandsbæreevnen, hvilket ikke er tilfældet her. [DS
412:1998, p62]
Der er ikke regnet igennem for M16-bolte, idet overklipnings- og trækbæreevnerne vil blive større.
Pladetykkelsen ved undersøgelse af pladebrud giver ligeledes 9,5 mm for M16-bolte. Hulrandsbæreevnen
vil muligvis mindskes marginalt, idet de optimale minimumsafstande muligvis ikke vil være
overholdt. Dog er hulrandsbæreevnen ca. 5 gange højere end lasten ved M14-bolte, og denne mulige
mindskning anses herfor ubetydelig.
Til kipsamlingen anvendes derfor følgende komponenter:
• To plader i S275 stål med dimensionerne 600x230x10 mm
• 6 stk. M16 bolte i styrkeklasse 8.8 med tilhørende skiver og møtrikker
Samlingen er vedlagt som tegning B2.
110

3 Konstruktion Murværk
3.13 MURVÆRK
Administrationsbygningen i projektet udføres i murværk, og dette regnes derfor separat fra stålkonstruktionen
i produktionshallen. I dette afsnit beskrives følgende dele af murværkskonstruktionen:
• Valg af materialer
• Lastbestemmelse
• Tværbelastede vægfelter
• Stålsøjle som understøtning
• Stabiliserende vægge
• Søjlevirkning af væg
• Teglbjælker
3.13.1 Valg af materialer
Murværket i administrationsbygningen opbygges som en hul mur med trådbindere, hvortil der er
valgt to forskellige sten, én til formur, og én til bagmur, samt en mørtel, der anvendes på både for-
og bagmur.
Til bagmuren er valgt maskinsten i normalformat med specifikationer som angivet i tabel 52.
Tabel 52: Valg af sten til bagmur
[Randers Tegl 2005a].
fbn,bagmur ≥ 30 MPa
Miljøklasse Aggressiv
Minutsugning kg ≤ 2,5 2
m
Bruttodensitet kg
1940 – 2000 3
m
Til formuren er valgt en blødstrøgen, rød sten med specifikationer som angivet i tabel 53.
Tabel 53: Valg af sten til formur
[Randers Tegl 2005b].
fbn,formur ≥ 15 MPa
Miljøklasse Aggressiv
Minutsugning kg ≤ 2,3 2
m
Bruttodensitet kg
1800 – 1900 3
m
Der er valgt en funktionsmørtel med specifikationer som angivet i tabel 54.
111

3 Konstruktion Murværk
112
Tabel 54: Valg af mørtel til
for og bagmur [Maxit
2005].
fmor,c 4 MPa
fmor,t 1,5 MPa
0,25 MPa
fmor,tlk
De karakteristiske parametre for murværket er udregnet i bilag B.12, og opstillet i tabel 55.
Tabel 55: Karakteristiske parametre for murværket.
Formur Bagmur
Karakteristisk trykstyrke fcnk [MPa] 5,6 9,0
Karakteristisk trykelasticitetsmodul E0k [MPa] 5600 9000
Basisbøjningstrækstyrke ftlk [MPa] 0,19 0,24
Basisbøjningstrækstyrke ftsk [MPa] 0,47 0,68
Kohæsion ck [MPa] 0,19 0,24
3.13.2 Lastbestemmelse
Murværket undersøges for to grænsetilfælde:
1. Maksimal vindlast og maksimal lodret last
2. Maksimal vindlast og minimal lodret last
Lasterne er fundet ud fra lastkombination 2.1 jf. [DS 409:1998], hvor vindlasten regnes som den
dominerende last. De to grænsetilfælde er udregnet i bilag B.12, og opstillet i tabel 56.
Tabel 56: Regningsmæssige laster øverst på murværk.
Kombination Lodret last Vindlast
1. Maksimal vindlast og maksimal lodret last q kN = 5, 2 q kN = 1, 0 2
2. Maksimal vindlast og minimal lodret last
lodret , maks
m
kN
lodret ,min m
vindlast, maks m
kN
q = 0 q = 1, 0 2
vindlast, maks m
De regningsmæssige laster angivet i tabel 56 er udregnet for vindlast, snelast med nedskridning,
samt egenlast af tagkonstruktionen.
3.13.3 Tværbelastede vægfelter
Til dimensionering af de enkelte pladefelter i murværket benyttes computerprogrammet Murværksprojektering
version 3.0 fra Teknologisk Institut. Programmet arbejder ud fra pladeteoriens øvreværdimetode
dvs. at programmet ud fra 200 iterationsprocesser fastlægger det brudliniemønstre der
giver den mindste kapacitet. For at tage højde for at der er lodret last på konstruktionen benyttes
funktionen: ”Tværbelastet rektangulær væg”.
Etageadskillelses i administrationen består af et armeret betondæk. Det vurderes at dette har tilstrækkelig
stivhed til kunne overføre kræfter fra facaden ved hjælp af skivevirkning hvorfor dette
modelleres som en indspænding. Facaden er da delt op i to pladefelter svarende til stueetagens højde
og 1. etagens højde. Da der ikke forekommer indvendige stabiliserende vægge i bygningen, skal der
for at reducere det vandrette spænd af pladerne indsættes stålsøjler i konstruktionen, der understøtter

3 Konstruktion Murværk
murværket. Stålsøjlernes implementering i murværket ses på figur 93. Søjlernes placering er angivet
på tegning B6.
Trådbinder HE140M
Trykfast isolering
Formur
Bagmur
Figur 93: Søjle implementeret i murværket. Det ses at der for at undgå kuldebroeffekt
placeres trykfast isolering på begge sider af søjlen. Trådbindere
gøres fast på bagkanten af søjlen for at tillade differensbevægelse.
Pga. tagets svage hældning er pladefelterne på 1. etagen ikke rektangulære. Der regnes derfor på den
sikre side med at pladen over hele spændet har en højde svarende til pladefeltets højeste punkt.
For hvert pladeelement inddateres følgende
• Feltets geometri
• Placering af muråbninger
• Karakteristiske styrkeparametre
• Regningsmæssige laster
• Understøtningsforhold
Felternes geometri samt placering af muråbninger er givet på tegning B6. Karakteristiske styrkeparametre
samt de regningsmæssige laster der påvirker facademuren er bestemt i bilag B.12. Da murværkets
styrke øges ved lodret belastning skal alle felter undersøges for følgende to lasttilfælde
• maksimal vandret belastning samt maksimal lodret belastning
• maksimal vandret belastning samt minimal vandret belastning
Jævnfør bilag B.12 er den vandrette belastning på murværket fordelt efter for- og bagmurens stiv-
kN
hedsforhold. Belastningen er jf. dette 0,38 2
m på formuren og kN 0,62 2 på bagmuren. Den lodrette
m
belastning hidrørende fra sne samt egenlast fra taget sættes maksimalt til 5,2 kN og minimalt til
m
0 kN svarende til ingen sne og sug på taget. Tagkonstruktionen forankres med trækbånd til fundamen-
m
tet hvorfor der ikke kan forekomme negativ lodret last.
I følge [Teknologisk Institut 2005b, p56] holder bindere på med en diameter på 4 mm normalt i almindelige
murværkskonstruktioner. Konstruktionen udføres derfor med 4 mm bindere og der afgrænses
fra at beregne styrken af disse.
113

3 Konstruktion Murværk
Det ønskes at opnå følgende for hvert pladeelement
hvor
114
qu ≥ w
(3.4)
qu er den regningsmæssige tværbæreevne for pladeelementet ⎡ kN ⎤ 2 ⎣ m ⎦
w er den regningsmæssige tværlast ⎡ kN ⎤ 2 ⎣ m ⎦
Den eneste tværlast der regnes at påvirke bygningen er vindlasten hvorfor (3.4) ser ud som følgende
qu ≥ 0,38
Understøtningsforholdene afhænger af understøtningsformen samt afstanden fra denne til evt. muråbninger.
Stålsøjlerne uden dilatationsfuger kan normalt overføre momenter fra et pladefelt til et
andet hvorfor dette må modelleres som en indspænding hvilket svarer til en indspændingsgrad på 1.
I tilfælde hvor der forekommer store åbninger i nærheden af søjlen skal indspændingsgraden reduceres
da væggens modstand mod drejning her vil være reduceret. Som vist i bilag B.12 kan alle søjleunderstøtninger
i dette projekt undtagen ved pladefelt s.4, modelleres som fuldt indspændte. Pladefelt
s.4 behandles senere.
Felterne i konstruktionen, der i den ene ende understøttes af gavlskiverne, modelleres som værende
simpelt understøttet her, da hjørnerne jf. [DS 414:2005, p31] ikke må kunne overføre momenter.
Tagkonstruktionen antages at have stivhed nok til at kunne overføre vandrette kræfter fra pladeelementerne
men ingen stivhed til at overføre moment. Felterne på første salen regnes derfor simpelt
understøttet langs denne kant.
Input for hvert pladefelt samt beregningsresultaterne er vist i tabel 57. Et eksempel på angivelse af
længder og understøtninger er vist på figur 94. Alle vinduesåbninger er placeret 1 m over gulvet.
Døråbningerne kan af programtekniske årsager ikke modelleres helt til feltets kant. Dette vil give for
store værdier af brudstyrken hvilket det er vigtigt at være opmærksom på ved vurdering af programmets
output.
kN
2
m

3 Konstruktion Murværk
i
x = 0,53
x = 2,74
i
s
x = 6,71m
i
y = 1, 0 m
y = 0,3m
y = 3,5m
Figur 94: Eksempel på angivelse af geometri og understøtninger. Den viste skitse svarer til pladefelt
s.4. Bogstaverne i cirklerne refererer til indspændingen, hvor i står for indspændt og s står for simpelt
understøttet. I tabel 57 navngives med uret startende fra venstre lodrette side.
Tabel 57: Input og outputdata fra Murværks Projektering. I felt s.4 indgår både en dør og et vindue hvorfor der er
to værdier for afstandene til åbninger. Understøtninger er vist på figur 94. Da gavlfelterne er symmetriske er der
kun vist et felt for stueetagen og et felt for 1. etagen.
Højde
[m]
Bredde
[m]
x [m] y [m] Understøtning qu, formur ⎡ kN
⎣
⎤
m2
⎦ qu, bagmur ⎡ kN
⎣
⎤
m2
⎦
s.1 3,5 3,89 0,83 0,30 s/i/i/s 0,61 0,80
s.2 3,5 5,35 0,50 1,00 i/i/i/s 0,61 0,82
s.3 3,5 5,33 0,80 1,00 i/i/i/s 0,62 0,82
s.4 3,5 6,71 0,53
2,74
0,30
1,00
i/i/i/s
(s/i/i/s)
0,44
(0,36 for simpel
understøtning
langs venstre
lodrettekant)
0,58
(0,47 for simpel
understøtning
langs venstre
lodrette kant)
s.5 3,5 4,89 0,43 1,00 i/i/i/s 0,69 0,91
s.6 3,5 6,62 0,96 1,00 i/i/i/s 0,50 0,65
s.7 3,5 5,70 0,88 1,00 i/i/s/s 0,46 0,60
s.8 3,5 4,41 0,41 1,00 s/s/i/i 0,59 0,79
1.1 3,91 4,65 0,37 1,00 s/s/i/i 0,46 0,64
1.2 4,07 4,58 0,50 1,00 i/s/i/i 0,60 0,83
1.3 4,25 5,33 0,84 1,00 i/s/i/i 0,47 0,65
1.4 4,41 6,71 0,80 1,00 i/s/i/i 0,36 0,49
1.5 4,34 4,89 0,34 1,00 i/s/i/i 0,53 0,73
1.6 4,17 6,62 0,92 1,00 i/s/i/i 0,37 0,51
1.7 3,95 5,70 0,80 1,00 i/s/s/i 0,36 0,49
1.8 3,5 4,41 0,41 1,00 s/s/i/i 0,51 0,81
Som det fremgår af tabel 57 er (3.4) ikke overholdt for samtlige pladefelter. Pladefelt 1.4, 1.6 og 1.7
ligger lige under kravet til tværbæreevne. Dette problem løses ved at påføre de enkelte pladefelter en
kN
lodret efterspænding på 2 2 . Alle værdierne svarer til lasttilfældet med maksimal vind på facaden
m
115

3 Konstruktion Murværk
og ingen lodret last, hvilket i alle tilfælde er dimensionsgivende. Det ses af tabellen, at bagmuren har
et betydeligt større brudmoment end formuren.
Det ses yderligere at pladefelt s.4, der som vist i bilag B.12 har en døråbning for tæt på søjleunderstøtningen,
ikke holder ved simpel understøtning langs venstrekanten. Som vist i bilaget er indspæn-
kN
dingsgraden i = 0,6, hvilket vil sige at den rigtige værdi af qu vil være ca. qu= 0,41 2 hvilket op-
m
fylder (3.4). Til dette skal yderligere tages højde for døren, der i virkeligheden gennembryder den
nedre rand af feltet men af programtekniske årsager er modeleret til at starte 0,3 m over den nedre
pladerand. Det vurderes at denne modelleringsfejl ikke reducerer tværbæreevnen væsentligt, men på
den sikre side kan pladefeltet efterspændes hvilket øger tværbæreevnen.
116
3.13.4 Stålsøjle som understøtning
Da der bruges stålsøjler som understøtninger af det tværbelastede murværk, skal det sikres at stålsøjlerne
har tilstrækkelig stivhed, således at udbøjningen i stålsøjlen, ved det dimensionsgivende lasttilfælde,
er mindre end den udbøjning, der vil forårsage vandrette revner i murværket. [DS 414:2005]
Kravet er opfyldt, hvis følgende stålsøjlens udbøjning er mindre, end den udbøjning, der vil forårsage
revner i murværket. [Teknologisk Institut 2005b]
Udbøjningen af murværket, for hvilken der sker revnedannelse, er undersøgt for både for- og bagmur,
og den mindste er brugt som det dimensionsgivende mål. Den dimensionsgivende udbøjning
for murværket er således fundet til 1,30 mm.
Ved at bestemme den last, som den understøttende stålsøjle skal optage, er den maksimale udbøjning
af den understøttende stålsøjle fundet. Det er vist i bilag B.12, at for et HE140M profil i S275 stål er
ovenstående krav overholdt, da udbøjningen af søjlen her bliver 1,18 mm.
Valget af et HE140M profil er gjort under den forudsætning, at der skal være plads til minimum 15
mm trykfast isolering på både for- og bagside af profilet, og det derfor maksimalt må have en profilhøjde
på 170 mm. Under denne forudsætning er HE140M profilet det mindste standardprofil, der
overholder kravet om udbøjning.
3.13.5 Stabiliserende vægge
Ved kraftig vindlast på facaden kan der opstå problemer med væltning og glidning af murværket,
hvorfor de stabiliserende vægge er undersøgt for disse problemer. På figur 95 er vist, hvordan de
stabiliserende vægge er placeret. Vindlasten fra facaden regnes overført igennem henholdsvis etagedækket,
tagkonstruktionen samt hjørnerne mellem facade og stabiliserende vægge.

3 Konstruktion Murværk
7,5 m
8,4 m
A
8,17 m
39,22 m
FACADE
Figur 95: Stabiliserende vægge (skiver) til optagelse af vindlast på facaden.
8,4 m
Den maksimale vindlast på facaden er i bilag B.12 fundet til 307 kN. Denne last optages i de to stabiliserende
vægge A og B, efter deres relative stivheder, og er derfor fordelt som indført i tabel 58.
Ligeledes er egenlasten fundet for de to vægge og indført i tabel 58.
Tabel 58: Facadelasten fordelt på stabiliserende
vægge efter relativ stivhed.
Væg A Væg B
Relativ stivhed [-] 0,593 0,407
Vandret last [kN] 182 125
Egenlast [kN] 250 180
Forskellen i den relative stivhed, og dermed den optagne last, for de to vægge skyldes, at væg B har
flere vinduesåbninger, der bidrager til at reducere dennes stivhed, hvorimod væg A er ubrudt. Det
samme gør sig gældende for forskellen i egenlast af de to vægge.
Undersøgelse af væltning
Ved at opstille en ligevægtsbetragtning ud fra figur 96 er afstanden z, der angiver det punkt, hvor
den lodrette reaktion virker, fundet i bilag B.12. Væltningsproblem vil forekomme hvis z beregningsmæssigt
er negativ. Ud fra tabel 59 ses det, at der ikke er problemer med væltning for hverken
væg A eller væg B.
B
7,5 m
117

3 Konstruktion Murværk
118
Qvindlast
VÆG
Qegen
RV
Figur 96: Principskitse til undersøgelse af væltning.
Undersøgelse af glidning
Der er undersøgt for glidning, hvor det følgende kriterium skal være overholdt, for at der ikke vil
forekomme glidningsproblemer
L d , fugtspærre V
Hvor
RL er den lodrette reaktion [kN]
μd,fugtspærre er friktionskoeffecienten over fugtspærren [-]
RV er den vandrette reaktion [kN]
[Teknologisk Institut 2005b]
RL
R ⋅μ≥ R
(3.5)
For både væg A og væg B er det fundet, at dette kriterium ikke er overholdt.
Det er herefter undersøgt, om der vil opstå problemer med glidning, ved anvendelse af glidningssikring.
Glidningssikring består i, at der i fundamentet indstøbes nogle L-profiler, der så føres op i nederste
skifte i muren. Således er nederste skifte fastholdt mod glidning og glidningen tvinges hermed
at foregå igennem liggefugen, der har bedre modstand overfor glidning.
Kriteriet givet ved (3.5) erstattes dermed med følgende kriterium, ved anvendelse af glidningssikring
Hvor
R ⋅ μ + c ⋅A ≥ R
(3.6)
L d , liggefuge d C V
μd,liggefuge er friktionskoeffecienten i liggefugen [-]
cd er kohæsionen [MPa]
er arealet i liggefugen, hvor der ikke forekommer trækspændinger [mm 2 ]
AC
Tabel 59: Den lodrette reaktions
angrebspunkt
Væg A Væg B
z [m] 1,65 1,77
z
O

3 Konstruktion Murværk
[Teknologisk Institut 2005b]
Der anvendes nu friktionen i liggefugen i stedet for friktionen over fugtspærren. Ydermere giver
kohæsionen et bidrag, der afhænger af det areal Ac i liggefugen, hvor der ikke forekommer træknormalspændinger.
Det vises herefter i bilag B.12, at ved anvendelse af glidningssikring er kriteriet givet i (3.6) overholdt,
jf. tabel 60.
Tabel 60: Undersøgelse af glidning ved anvendelse
af glidningssikring.
Væg A Væg B
Rv [kN] 182 125
R ⋅ μ + c ⋅ A [kN] 278 246
L d , liggefuge d C
Grundet facadens store udstrækning i forhold til gavlen, er det vurderet, at der for vindlast på gavlen
ikke vil forekomme problemer med væltning og glidning.
3.13.6 Søjlevirkning af væg
Når murværket påvirkes af en lodret trykkende kraft i eget plan, kan dette blive udsat for en søjlevirkning,
der reducerer murværkets bæreevne. Denne reduktion af murværkets bæreevne ved tryk
som søjlevirkning er foretaget på vægfelt s.4, vist på tegning B6, der er vurderet som det kritiske
vægfelt.
I vægfeltet undersøges vægdel, der løber imellem dør- og vinduesåbningerne. Denne regnes som
delvist 2-, 3- og 4-sidet understøttet, jf. figur 97.
Dør
Vægdel
Vindue
Figur 97: Vægdel i vægfelt s.4 delvist 2-, 3- og 4-sidet understøttet.
4-sidet
3-sidet
2-sidet
3-sidet
Ved at undersøge søjlelængden af de enkelte delstykker af vægdel for henholdsvis 2-, 3- og 4-sidet
understøttet, er søjlelængden fundet til 3212 mm, mod en aktuel højde på 3625 mm.
Murværket er udsat for en lodret belastning på 39 kN . Vægdelen regnes at tage halvdelen af lasten fra
m
henholdsvis dør- og vinduesåbningen, hvilket giver en last på 303 kN . Denne last deles op på for- og
m
119

3 Konstruktion Murværk
bagmur, idet etagedækket regnes blot at lægge af på bagmuren, hvorfor denne optager en væsentligt
større last end formuren. Bagmuren optager 215 kN
kN
, hvor formuren blot optager 88 , jf. bilag B.12.
m m
Herefter er undersøgt excentriciteter for lastpåvirkningen, da disse bidrager til at reducere bæreevnen
af vægdelen. Excentriciteterne for henholdsvis for- og bagmur er angivet i tabel 61.
120
Tabel 61: Excentriciteter til udregning
af søjlebæreevne.
Excentricitet [mm]
Formur 15
Bagmur 21,1
Efter excentriciteterne er udregnet, er bæreevnen for henholdsvis for- og bagmur fundet til ikke at
være tilstrækkelige, da bæreevnen i begge tilfælde er mindre end den påførte last.
Ovenstående er herefter gennemregnet for vægfelt s.4, idet det er fjernet et modul fra vinduesåbningen.
Dette resulterer i, at vægdelen, vist på figur 97, bliver 1210 mm bredere. Det findes herefter, at
bæreevnen da er tilstrækkelig for vægfeltet, jf. Tabel 62, da den regningsmæssige bæreevne er større
end den regningsmæssige last, Rsd > Nd, som beregnet i bilag B.12.
Tabel 62: Bæreevne for vægfelt s.4
ved reduceret vinduesåbning.
Bagmur Formur
Rsd [kN] 130 126
Nd [kN] 64 26
Der er i projektet set bort fra eftervisning af bæreevne ved søjlevirkning for de resterende felter.
3.13.7 Teglbjælker
Der lægges teglbjælker henover alle større åbninger i murværket, som vinduer og døre. Figur 98
viser et eksempel på, hvordan en teglbjælke er opbygget.
Den største åbning, og dermed den dimensionsgivende er over vinduesåbningerne på 3,63 m. Lasten
på teglbjælken er herefter udregnet med bidrag fra henholdsvis snelast, egenlaster og nyttelast af tag
til 45,2 kN . Herefter er teglbjælken dimensioneret for både forskydningsbæreevne og momentbære-
m
evne.

3 Konstruktion Murværk
Figur 98: Eksempel på opbbygning af telbjælke. Nederst ses tegloverliggeren,
hvori der fræses to render og ilægges armeringsjern.
[Johansen et al 2005]
Eftervisning af forskydningsbæreevne
For at teglbjælken skal kunne holde overfor de forskydningskræfter den bliver udsat for, skal forskydningsspændingen
ved en plastisk fordeling, være mindre end den regningsmæssige forskydningsbæreevne.
[Teknologisk Institut 2005b]
Forskydningsspændingen er fundet til 0,29 MPa, og den regningsmæssige forskydningsbæreevne er
fundet til 0,33 MPa. Det ses således, at forskydningsbæreevnen er tilstrækkelig.
Eftervisning af momentbæreevne
Det maksimale moment er fundet til 89 kNm. Til udregning af momentbæreevnen bruges den samme
fremgangsmåde, som anvendes for armerede betonbjælker.
Der opstilles vandret ligevægt for bjælken, således at trækkræften i armeringen er lige så stor som
trykkraften i murværket. Herefter tages moment om armeringen og momentbæreevnen for teglbjælken
findes til 119 kNm. Det ses heraf, at momentbæreevnen er større end det maksimalt forekommende
moment i teglbjælken, og bæreevnen er tilstrækkelig. Det er undersøgt at ovenstående fremgangsmåde
er i orden, da denne antager at armeringen flyder. Det ses i bilag B.12 at stålet opnår en
tøjning på 15‰, hvilket ligger over flydetøjningen, og under brudtøjningen. Ovenstående fremgangsmåde
er således i orden.
Teglbjælken er armeres med 2 stk. Ø16 Fe 403 (St 44) armeringsjern, for hvilke ovenstående udregning
er foretaget.
121

3 Konstruktion Murværk
122

4 Fundering Geologisk beskrivelse
4 FUNDERING
I det følgende er funderingen af produktionshallen og administrationsbygningen behandlet. Der er
foretaget to prøveboringer, der viser meget forskellige billeder af underbunden. Dette giver anledning
til en løsning der indebærer både direkte fundamenter og pælefundamenter.
4.1 GEOLOGISK BESKRIVELSE
Den aktuelle projektlokalitet er en grund i Aalborg Vest, som vist i figur 99.
B
A
Figur 99: Aalborg Vestby. Grunden for byggeriet er benævnt A, og det gamle kridtbrud B.
Stenalderhavet og Yoldiahavet har ligget henholdsvis i kote +7 og kote +20 i og omkring Aalborg
[Thorsen og Jacobsen 1984]. Da jordoverfladen på den aktuelle grund befinder sig i kote +2,5 har
området været dækket af både Stenalderhavet og Yoldiahavet. På denne baggrund kan der indled-
123

4 Fundering Geologisk beskrivelse
ningsvis nævnes, at der i undergrunden kan forventes aflejringer fra disse have. På geologiske oversigtskort
over Danmarks dybgrund ses, at øvre kridtaflejringer danner underlag for de kvartære aflejringer
i området [Thorsen og Jacobsen 1984]. Kridtets overflade befinder sig ca. i kote -10, hvilket
afspejler sig i, at et gammelt kridtbrud er beliggende i nærheden [Berthelsen 1987].
Gennemgang af boreprofiler og geotekniske parametre
På byggegrunden er der foretaget to boringer, der i det følgende er henvist til som boring A og B.
Placeringen af boringerne på byggegrunden ses på figur 100. De tilhørende boreprofiler er vedlagt i
bilag C.6. I det følgende foretages en kort gennemgang af de to boringer, hvor de enkelte karakteristika
fremhæves. Ydermere tjener afsnittet til at klarlægge, hvilke forudsætninger der ligger til grund
for fastsættelsen af de enkelte jordlags geotekniske parametre. Til bestemmelse af de geotekniske
parametre er [DS 415:1984] benyttet samt geotekniske klassifikationsforsøg. Denne gamle norm
benyttes udelukkende til bestemmelse af disse parametre, og ikke til brug ved dimensioneringen,
hvor den gældende norm [DS 415:1998] er benyttet. Parametrene er bestemt i bilag C.2. Da boreprofilerne
ikke indeholder information om grundvandsspejlets beliggenhed, er den mest ugunstige placering
anvendt ved fastlæggelsen af de geotekniske parametre. Dette betyder at vandspejlet i nogle
beregninger er antaget at ligge i stor dybde, og i andre ved jordoverfladen. Et uddrag af de to boreprofiler
er gengivet i tabel 63 og tabel 64.
Tabel 63: Geotekniske parametre og karakteristika for boring A. Styrke- og deformationsparametrene er bestemt i
bilag C.1 og bilag C.2.
Kote Jordart Alder Skønnet
rumvægt
⎡kN 3 ⎣
⎤
m ⎦
+1 ; -2 Sand m.
enkelte
planterester
124
Relevant styrke- og
deformationsparameter
Postglacial 20 φpl = 40,6º
K = 30.000 kPa
-2 ; -4 Silt Senglacial 20 φpl =32,5º
K = 30.000 kPa
-4 ; -7 Ler Senglacialt 21 kN
cu = 120 2
m
kN K= 21.800 2
m
-7 ; -10 Sand Glacial 20 φpl = 41º
K = 30.000 kPa
-10 ; Kalk Kridt 22 kN
Φpl =35º ; cu = 2
m
Metode til bestemmelse af styrke-
og deformationsparameter
Styrkeparameter bestemt ved
CPT. Deformationsparameter er
skønnet ved [DS 415:1984]
Styrkeparameter er bestemt ved
sigteanalyse og efterfølgende
skønsformel. Deformationsparameter
er skønnet ved [DS
415:1984]
Styrkeparameter bestemt ved
vingeforsøg. Den udrænede forskydningsstyrke
sættes til cu =cv.
Deformationsparameter er skønnet
ved [DS 415:1984]
Antages ens med sand i boring B.
300 Bestemt ud fra [Geoteknisk Institut
1992]

4 Fundering Geologisk beskrivelse
Tabel 64: Geotekniske parametre og karakteristika for boring B.
Kote
+1,5 ; -
2
Jordart Alder Skønnet
densitet
Gytje Postglacial 15 kN
cu = 24 2
m
Relevant styrke- og
deformationsparameter
Q =14,6 %
-2 ; Sand Senglacial 20 φpl = 41º
K = 30.000 kPa
Metode til bestemmelse af styrkeparameter
Styrkeparameter bestemt ved
vingeforsøg. Deformationsparameter
bestemt ved skønsformel i [DS
415:1984]
Styrkeparameter er skønnet ud fra
sigteanalyse og poretal.
Som det ses, er de to boreprofiler meget forskellige, hvilket giver anledning til forskellige løsningsforslag
til fundering af bygningen. Normalvis ville yderlige boringer eller sonderinger på byggegrunden
være påkrævet for at fastsætte jordbundsforholdene for hele grunden.
4.1.1 Fundamentsplanlægning
En overslagsmæssig sætningsberegning af et direkte funderet punktfundament, ved bundforhold som
beskrevet i tabel 64, er foretaget i Bilag C.3. Denne beregning viser at sætningerne overstiger de 20
til 40 mm, som er foreskrevet i [DS 415:1998]. Der er derfor valgt at pælefundere de steder hvor
bundforholdene er som beskrevet i tabel 64. På steder hvor bundforholdene er som beskrevet i tabel
65, er direkte fundering anvendt. Det fastsættes, at jordbundsforholdene for grunden opdeles groft
for de to profiler som optegnet på figur 100.
Ved produktionen og koldlageret vælges det at punktfundere de stålrammer der understøtter taget, og
som fungerer som søjler for vægmontering. Det er nødvendigt at udføre et stribefundament ved administrationsbygningen,
da denne opbygges af murværk, og stribefundamentet dermed sikrer den
nødvendige understøtning. For bygningsdelen, der er placeret i området, hvor jordbundsforholdene
fra boring A gør sig gældende, benyttes punktfundering, og for boring B er det nødvendigt at pælefundere,
jf. figur 100. Fundamenterne der dimensioneres er markeret på figur 100.
125

4 Fundering Direkte fundering
126
Boreprofil A
Boreprofil B
Produktion
Koldlager
Administration
Stribefundering
Punktfundering
Pælefundering
Figur 100: Principskitse af bygningens fundering. De dimensionerede fundamenter er markerede.
4.2 DIREKTE FUNDERING
Det er valgt at dimensionere ét stribefundament og punktfundament ved direkte fundering. Disse er
markeret på figur 100. Lasterne benyttet til dimensionering af punktfundamentet er fundet af
STAAD.Pro for den lastkombination hvor den horisontale belastning er størst, da denne vurderes at
være kritisk. For stribefundamentet beregnes de regningsmæssige laster fra administrationsbygningen
ud fra LK 2.3 hvor egenlasten er dominerende [DS 409:1998]. Lasterne virkende på punkt- og
stribefundamentet er angivet i henholdsvis figur 101 og figur 102.

4 Fundering Direkte fundering
634 kNm
214 kN
181 kN
Figur 101: Dimensionsgivende lastsammensætning
for konstruktionens direkte funderede
punktfundamenter. Figuren er ikke målfast.
kN 71,2 m
4.2.1 Dimensionering
156,8 kNm
89,6 kN
Figur 102: Dimensionsgivende lastsammensætning
for konstruktionens direkte funderede
stribefundamenter. Figuren er ikke målfast.
Brudgrænsetilstand
En dimensionering af fundamenterne i brudgrænsetilstanden skal i henhold til [DS 415:1998] indeholde
en analyse af følgende brudformer:
1. Svigt af totalstabilitet
2. Bæreevnebrud
3. Glidningsbrud
4. Kombineret brud i jord og konstruktion
Funderingen fastlægges som værende i normal sikkerheds- og funderingsklasse.
Svigt af totalstabilitet
Svigt af totalstabilitet forekommer hovedsagligt ved eller på naturlige skråninger, opfyldninger,
udgravninger, støttekonstruktioner, kaviteter, underjordiske konstruktioner eller ved vanddækkede
127

4 Fundering Direkte fundering
områder [DS 415:1998]. Da der for den aktuelle konstruktion ikke er tale om nogen af disse tilfælde
er der ingen problemer med svigt af totalstabilitet.
Bæreevnebrud
Undersøgelsen af bæreevnebrud falder for det aktuelle fundament i tre dele.
128
1. Traditionelt bæreevnebrud, figur 103. Denne brudform er dimensionsgivende.
B
Fundament
Belastning
B
Figur 103: Traditionelt bæreevnebrud.
2. Lokalt bæreevnebrud under fundamentet, hovedsagligt for stærkt excentriske fundamenter
figur 104. Excentriciteten for punktfundamentet og stribefundamentet overstiger ikke 0,3
gange bredden og et brud under fundamentet undersøges derfor ikke.
Excentrisk belastning
>0,3B
B
Fundament
JOF
Figur 104: Lokalt bæreevnebrud under fundamentet, ved
excentrisk belastning med excentricitet større end 0,3B.
3. Gennemlokning. Dette sker hovedsagligt ved forhold hvor et blødere lag er overlejret af et
stivere/stærkere lag, jf. figur 105. Dette er ikke undersøgt nærmere.
JOF

4 Fundering Direkte fundering
Laggrænse
1:4
Blødt lag
Fundament
Stift lag
1:4
JOF
Figur 105: Brud i form af gennemlokning.
Glidningsbrud
Der er undersøgt for glidningsbrud, for at sikre at fundamentet ikke bevæger sig i vandret retning.
Fundamentet kan optage de vandrette kræfter ved forskydningsmodstanden mellem fundamentsfladen
og jorden. Der skal tages hensyn til, at jorden omkring fundamentet kan fjernes, enten ved udgravning
eller erosion, hvilket betyder en væsentlig reduktion i den vandrette modstand. Dette er
tilfældet for punktfundamentet, hvor det må kunne forventes at jorden fjernes i forbindelse med en
eventuel udvidelse af produktionshallen.
Kombineret brud i jord og konstruktion
Et kombineret brud i jord og konstruktion opstår hvis f.eks. fundamentet bryder, grundet påvirkning
fra jorden. Det skal derfor sikres, at fundamentet er tilstrækkeligt armeret. Desuden vil et kombineret
brud opstå, hvis der forekommer et stabilitetssvigt så kræfterne i punktfundamenterne omlejres
grundet et søjlebrud i den overliggende konstruktion. Dette brudtilfælde er ikke behandlet i denne
rapport.
Beregningsmetode
Til beregning af den lodrette bæreevne af punktfundamenterne, benyttes den generelle bæreevneformel,
givet ved
hvor
Rd
´ 1
= γ´´
bNγsi γ γ + qN ´ qsi q q+ cd´ Nsi c c c
(4.1)
A´
2
Rd´ er den regningsmæssige bæreevne [kN]
A´ er det effektive areal [m 2 ]
γ´ er den effektive rumvægt ⎡ kN ⎤ 3 ⎣ m ⎦
b´ er den effektive bredde [m]
Nγ er en bæreevnefaktor [-]
sγ er en formfaktor [-]
iγ er en hældningsfaktor [-]
q´ er den lodrette effektive spænding ⎡ kN ⎤ 2 ⎣ m ⎦
Nq
sq
iq
er en bæreevnefaktor [-]
er en formfaktor [-]
er en hældningsfaktor [-]
129

4 Fundering Direkte fundering
130
cd´ er den regningsmæssige forskydningsstyrke ⎡ kN ⎤ 3 ⎣ m ⎦
Nc
sc
ic
[DS 415:1998]
er en bæreevnefaktor [-]
er en formfaktor [-]
er en hældningsfaktor [-]
En forudsætning for gyldigheden af (4.1), er at det bæredygtige lag findes i en størrelse, hvis nedre
begrænsning antages at ligge i en stor dybde under fundamentsfladen. Det har betydning for hvilken
effektiv rumvægt og styrkeparameter, der gør sig gældende i beregningen. Hvis der opstår et tilfælde
hvor bruddet overskrider en laggrænse, bliver det nødvendigt at foretage en vurdering af brugen af
resultaterne fra (4.1). For direkte fundering på den aktuelle lokalitet, hvor undergrunden er som ved
boring A, findes en laggrænse 4,5 m under terræn. Ved de beregnede dimensioner af punkfundamenterne
betyder dette, at brudlinierne for et eventuelt bæreevnebrud vil krydse en laggrænse, som vist i
figur 106.
Sand
Silt
B
Fundament
Belastning
Figur 106: Brudlinierne for det dimensionerede fundament krydser en
laggrænse.
Da (4.1) ikke tager højde for forhold som disse, er dimensioneringen gennemført ved at lade den
farligste af følgende to situationer være dimensionsgivende:
1. Der anvendes udelukkende styrkeparameteren og den effektive rumvægt for sandlaget.
2. Der anvendes udelukkende styrkeparameteren og den effektive rumvægt for siltlaget.
Af tabel 63 ses det, at styrkeparameteren for silt er mindre end for sand, og derfor bliver tilfælde 2
dimensionsgivende da rumvægtene er ens.
De dimensioner der gør, at fundamenterne opfylder bæreevnekravene til bæreevnebrud og glidning,
er opstillet for stribe- og punktfundamentet i henholdsvis tabel 65 og tabel 66. Dimensionerne er
fastlagt i bilag C.4.
JOF

4 Fundering Pælefundamenter
Tabel 65: Dimensioner af stribefundament.
Dimension [mm]
Bredde af fundament 1050
Højde af fundament 642
Bredde af konsol 408
Højde af konsol 758
Længde af fundament 38.400
Tabel 66: Størrelse af punktfundament.
lfundament [mm] hfundament [mm] bfundament [mm]
5000 1500 3750
Anvendelsesgrænsetilstand
Der er ikke beregnet sætninger for de dimensionerede direkte fundamenter, da disse er funderet på
sand og silt, hvor sætningerne regnes at ske som initialsætninger under byggefasen. Ved boring B er
det undersøgt om det er muligt at direkte fundere ved at antage at gytjen har en nedre begrænsning
dybt under fundamentsfladen. Herved kan den generelle bæreevneformel benyttes, hvor det for gytje
udelukkende er kohæsionsleddet der medtages. Det viser sig at det ikke er muligt at benytte et direkte
funderet punktfundament i området hvor boring B er gældende, da der ikke kan mobiliseres en
tilstrækkelig bæreevne. Ligeledes kan det vises, ved at foretage en simpel sætningsberegning jf.
bilag C.3, at sætningerne for et direkte punktfundament ved boring B overstiger de vejledende værdier
i [DS 415:1998].
4.3 PÆLEFUNDAMENTER
I dette afsnit angives resultaterne af dimensioneringen af det pælefundamentet på blødbund, som er
angivet i figur 100. Der er undersøgt brudgrænse- og anvendelsesgrænsetilstanden for de fire lastkombinationer,
der er antaget mest kritiske. De undersøgte lastkombinationer ses i tabel 67.
Tabel 67: Undersøgte lastkombinationer.
Lastkombination A B C D
Last
Størst negativ
moment
Størst positiv
moment
Størst lodret
last
Mindst lodret
last
Det skal bemærkes at det dimensionerede pælefundament ikke kan anvendes alle steder hvor der
planlægges pælefundamenter, idet der optræder forskellige laster på de forskellige fundamenter. En
dimensionering af de resterende pælefundamenter er ikke behandlet nærmere.
4.3.1 Dimensionering af pælefundament
Hvor der anvendes pælefundering, er der i forbindelse med et piloteringsarbejde udarbejdet en rammejournal,
der ses i bilag C.7. Denne journal indeholder blandt andet indramningsresultater og en
CAPWAP analyse for en række pæle. Disse resultater er anvendt til bestemmelse af pælenes bæreevne
i den videre dimensionering. Der er udvalgt én pæl som værende repræsentativ for bæreevnen
131

4 Fundering Pælefundamenter
af de pæle, der anvendes i det aktuelle projekt. Bæreevnen findes ud fra dynamisk prøvebelastninger
ved brug af CAPWAP.
CAPWAP-målinger foretages ved at sende en lydbølge igennem pælen, og ved at måle bølgeudbredelsen
er det muligt at omsætte denne til en spidsmodstand og overflademodstand. Under målingen
registreres løbende kræfterne ved pæletop, og der er dermed fuldt kendskab til belastningen gennem
hele forsøget. CAPWAP vurderes derfor som en af de mest præcise metoder til bestemmelse af en
pæls bæreevne.
Ved en optegning af pælenes bæreevne som funktion af dybden, ved anvendelse af indramningsresultaterne
og Den Danske Rammeformel, er det vurderet, at pæl 9 og 14 bedst repræsenterer boreprofilet
fra området, jf. bilag C.5 og bilag C.6. Der anvendes bæreevnen bestemt ved pæl 14, da
denne giver den laveste bæreevne for pælen, og dermed er på den sikre side. Bæreevnen for pæl 14
er givet i tabel 68, hvor trækbæreevnen er bestemt som 70 % af pælens overflademodstand bestemt
ved CAPWAP. Pælene er kvadratiske med en sidelængde på 25 cm.
132
Tabel 68: Målt, karakteristisk og regningsmæssig tryk og trækbæreevne.
Målt bæreevne
[kN]
Karakteristisk bæreevne
[kN]
Regningsmæssig
bæreevne [kN]
Trykbæreevne 850 567 436
Trækbæreevne 266 177 136
Brudgrænsetilstand
Det undersøgte pælefundament skal, udover normalkraft, kunne optage forskydningskraft og moment.
Det er derfor nødvendigt at udføre fundamentet som et pæleværk med mindst tre pæle, for at
pæleværket skal kunne optage de nævnte kræfter. Et pæleværk af denne type modelleres som en fast
indspænding for moment om den ene akse, og simpelt understøtte for moment om den anden akse.
Placeringen af det betragtede pælefundament er angivet i figur 100. Bæreevnen af pæleværket er
beregnet tilstrækkelig til overholdelse af brudgrænsetilstanden ved anvendelse af fire pæle. Lasterne
er fundet for de fire lastkombinationer som angivet i tabel 67. Pæleværket er opbygget som vist i
figur 107 og figur 108.
1:3 1:3
0,5 m
1 m
Figur 107: Dimensioneret pæleværk set fra siden
pælenes tykkelse er ikke medteget.

4 Fundering Pælefundamenter
0,5
0,5
2,0
0,75
2,0
0,5 0,75 2, 25 0,75
0,5
0,25
0,5
0,25
Figur 108: Dimensioneret pæleværk set fra oven. Pælenes indikeret med kryds
er angivet med korrekt tykkelse. Alle mål i m.
Fundamentsoklen er udformet ud fra, at den øverste del af fundamentet, konsollen, skal kunne understøtte
det ovenfor stående profil, mens den nedre del af fundamentsoklen skal fordele lasten ud på
de fire pæle. Der er ikke dimensioneret armering i fundamentet.
Der er valgt at placere pælene væk fra midten for bedre at kunne skabe en reaktion mod momentbelastning.
Grundet en tolerance i placeringen under udførelsesfasen på ± 10 cm, [DS 415:1998, p49]
er det samtidig valgt at placere pælene med minimum 3 gange pælens bredde for at sikre, at pælene
ikke rammes uhensigtsmæssigt tæt på hinanden, og dermed får mindre bæreevne. I [Dansk Geoteknisk
Forening, p42] er det angivet, at den ønskede minimumsafstand mellem pælene er fem gange
pælens bredde, hvilket kun er overholdt mellem de vertikale pæle. Den anbefalede afstand på fem
gange pælebredden er for afstanden mellem de skrå og de vertikale pæle opnået i en dybde af ca. 1,5
m under fundamentets underkant, hvilket er vurderet at være tilstrækkeligt.
Der er valgt fire pæle til pæleværket, da der herved opnås tilstrækkelig bæreevne til at optage de
givne laster i pæleværkets plan. Grundet laster fra vindgitter kan der opstå en vandret tværlast på
maksimalt 40 kN ud af pæleværkets plan, som ligeledes skal kunne optages af pæleværket. Der gælder,
at en pæl kan regnes at optage 10 kN i tværlast, hvorfor der med fire pæle opnås en bæreevne
overfor tværlast på 40 kN, hvilket er tilstrækkeligt [Sørensen 2005].
Ved valg af mindre end fire pæle i pæleværkets plan, er det derfor nødvendigt med mindst en ekstra
pæl ud af pæleværkets plan for at opnå tilstrækkelig bæreevne overfor tværlast. En pæl ud af pæleværkets
plan kan, med de givne metoder, ikke regnes at bidrage til bæreevnen i pæleværkets plan,
hvorfor det under alle omstændighed er nødvendigt at anvende mindst fire pæle for at opnå tilstrækkelig
bæreevne i begge retninger. Ved at placere pælene i samme plan er det et statisk ubestemt plant
pæleværk, for hvilket bæreevnen kan beregnes ved brug af Vandepitte’s metode.
Vandepitte’s metode bygger på, at der gættes på en kinematisk mulig brudmåde for pæleværket,
hvorefter det kontrolleres om brudmåden samtidig er statisk mulig. Hvis brudmåden både er kinematisk
og statisk mulig, er brudmåden korrekt. Hvis der for den korrekte brudmåde kan opnås tilstrækkelig
bæreevne mod momentet fra lasten, er bæreevnen for pæleværket tilstrækkelig.
Resultatet af brudgrænseanalysen ses i tabel 69, og er eftervist i bilag C.5. De laster som pælene er
beregnet at skulle optage, er angivet i tabel 70.
133

4 Fundering Pælefundamenter
134
Tabel 69: Resulterende pælekræfter ved de undersøgte lastkombinationer.
Lastkombination Pæl 1 [kN] Pæl 2 [kN] Pæl 3 [kN] Pæl 4 [kN]
A 357 184 -136 -136
B -136 -136 93 211
C 322 -136 261 -136
D -136 -136 96 187
Tabel 70: Laster optaget af pæleværket. Komposanter
og excentricitet er angivet positiv nedad og
mod venstre.
Lastkombination e [m] P x [kN] P y [kN]
A 2,71 258 156
B -11,93 28 -110
C 2,00 301 145
D -33,79 8 -102
Der er ved dimensioneringen taget højde for en eventuel ekstra excentrisk belastning på grund af en
afgravning på den side af fundamentet, som virker til mest ugunst.
Anvendelsesgrænsetilstand
Pæleværket er kontrolleret for tilstrækkelig bæreevne i anvendelsesgrænsetilstanden. Det er i bilag
C.5 eftervist, at pæleværket har en større trykbæreevne i anvendelsesgrænsetilstanden end i brudgrænsetilstanden.
Da lasterne i anvendelsesgrænsetilstanden er mindre end i brudgrænsetilstanden,
vil trykbæreevnen i denne tilstand derfor altid være tilstrækkelig for de to undersøgte lastkombinationer,
og en nærmere analyse er ikke nødvendig. Der er ikke foretaget en nærmere analyse af trækpæle
i anvendelsesgrænsetilstanden, da negativ adhæsion her vil virke til gunst for pælen.

Kildefortegnelse
KILDEFORTEGNELSE
[Arbejdstilsynet 2004]: A.1.11 Arbejdsstedets indretning
Arbejdstilsynet 2004
http://www.at.dk/graphics/at/04-Regler/05-At-vejledninger/A-1-11-Arbejdsrum-paa-fastearbejdssteder/Arbejdsrum-paa-faste-arbejdssteder.pdf
Hentet d. 14/12/2205
[Arbejdstilsynet 2005]: At 1.2 Vejledning om de hyppigste årsager til Indeklimagener samt mulige løsninger
Arbejdstilsynet 1996
Hentet d. 22/9/2005
[Berthelsen 1987]: Geologi i Aalborgområdet
Ole Berthelsen 1987
Danmarks Geologiske Undersøgelse
ISBN 87-421-0752-0
[Bonnerup og Jensen 2002]: Stålkonstruktioner efter DS 412
Bent Bonnerup, B.C. Jensen 2002
Ingeniøren/Bøger
ISBN 87-571-2400-0
1. udgave
[Brohus 2005]: Slides fra undervisning
Henrik Brohus 2005
Hentet d. 19/9/2005
[Bygningsreglementet 1995]: Bygningsreglement 1995 m. tillæg
By- og Boligministeriet 1995
http://www.rockwool.dk/sw51374.asp
Hentet d. 9/11/2005
[Bygningsreglementet tillæg 12 2005]: Tillæg 12 til Bygningsreglement i 1995
By- og Boligministeriet 2005
http://www.retsinfo.dk/DELFIN/HTML/B2005/0948305.htm
Hentet d. 7/12/2005
[Danfoss 1997]: Databladssamling til undervisningsbrug, Selvvirkende
Danfoss 1997
VD.33.L2.01
135

Kildefortegnelse
[Dansk Geoteknisk Forening 2005]: Funderingshåndbogen
Dansk Geoteknisk Forening 2005
Dansk Geoteknisk Forening
ISBN 87-89833-16-3
[DIN 18800:2002]: Udførelse af stålkonstruktioner
E&S 2002
John Wiley and Sons Ltd
Del 2
Udrag: Afsnit 1.3 og 3.4.2.2
[DS 1752:1998]: Ventilation for buildings - Design criteria for the indoor enviroment
Europæiske komité for standardisering 1998
[DS 409:1998]: Norm for sikkerhedsbestemmelser for konstruktioner
Dansk Standard 1998
DS-tryk
ICS 91.080.01
2. udgave
[DS 410:1998]: Norm for last på konstruktioner
Dansk Standard 1998
DS-tryk
ICS 91.080.01
4. udgave
[DS 412:1998]: Norm for stålkonstruktioner
Dansk Standard 1998
ICS 91.080.10
3. udgave
[DS 414:2005]: Norm for murværkskonstruktioner
Dansk Standard 2005
DS-tryk
ICS 91.080.30
[DS 415:1984]: Norm for fundering
Dansk Ingeniørforening 1984
ISBN 87-571-0765-3
[DS 415:1998]: Norm for fundering
Dansk Standard 1998
DS-tryk
ICS 93.020
[DS 418/Ret.1:2003]: Beregning af bygningers varmetab, rettelsesblad
Dansk Standard 2003
DS-tryk
ICS 91.120.10
136

Kildefortegnelse
[DS 418:2002]: Beregning af bygningers varmetab
Dansk Standard 2002
DS-tryk
ICS 91.120.10
6. udgave
[DS 452:1999]: Termisk isolering af tekniske installationer
Dansk Standard 1999
Dansk Standard
2. udgave
[DS 474:1993]: Norm for specifikationer af termisk indeklima
Dansk Standard 1993
DS-tryk
ISBN 87-571-1676-8
[DS 700:2005]: Kunstig belysning i arbejdslokaler
Dansk Standard 2005
DS-tryk
ICS 91.160.10
[Frese 2004]: Frese Tech Note, Frese S1+ - Dynamisk strengreguleringsventil
Frese A/S 2004
[Geoteknisk Institut 1992]: Fundering på og i kalk
Geoteknisk Institut 1992
[Grundfos 2005]: Datahæfte, Grundfos Alpha Pro cirkulationspumper
Grundfos 2005
http://net.grundfos.com/Appl/WebCAPS/LiteratureDetail?documentid=2055&litlanguage=DAN&typecode
=ALPFAM&appcode=null&pdfid=5357&language=DAN
Hentet d. 25/11/2005
[Gwizdala og Jacobsen 1992]: Bearing capacity and settlements of piles
K. Gwizdala, H. Moust Jacobsen 1992
Aalborg Universitet
ISBN 87-88787-10-9
[Harremoës et al. 1984]: Lærebog i geoteknik
P. Harremoës, H. Moust Jacobsen og N. Krebs Ovesen 1984
Polyteknisk Forlag
ISBN 87-502-0577-3
[HFB 30 2003]: Håndbog for bygningsindustrien
Byggeindustrien 2003
ISBN 87-17-03701-8
30. udgave
[Hudevad 2005]: Datablad for P5 og P5K
Hudevad Radiatorfabrik A/S 2005
http://www.hudevad.dk/dk/pdf/p5/p5%20afs.pdf
Hentet d. 24/11/2005
137

Kildefortegnelse
[Hust Augustesen 2005]: Undervisningsmateriale fra B5
Anders Hust Augustesen 2005
[Hyldgård et al. 1997]: Grundlæggende Klimateknik og Bygningsfysik
C.E. Hyldgård, M Steen-Thøde, E.J. Funch 1997
Aalborg Universitet
ISSN 1395-8232 U9714
[Industrikomfort 2005]: Powerdoor 601
Industrikomfort 2005
http://www.industrikomfort.dk/products/3/6
Hentet d. 8/12/2005
[Johansen et al. 2005]: Murerbogen 3. udgave
Steen Johansen, Søren Ebdrup, Hans Ulrik Møller 2005
Ervhervskolernes Forlag
87-7881-563-0
[Lindab 1998]: Comfort 98 - Ventilation
Lindab 1998
[Lindab 2005a]: RVA Bagkantarmatur
Lindab 2005
http://www.lindab.dk/cat_explorer/dk/productlinks/RVA%201.pdf
Hentet d. 2/12/2005
[Lindab 2005b]: Prisoverslag af ventilationsskitseprojekter
Henrik Duve, Lindab 2005
[Lindab 2005c]: On-line katalog
Lindab 2005
http://www.lindab.dk
Hentet d. 8/12/2005
[Maxit 2005]: Deklarationsblad: FM 5 Funktionsmørtel
Maxit A/S 2005
http://www.maxit.dk/downloads/2413/Deklarationsblad.doc
Hentet d. 24/11/2005
[Paroc 2005]: Paroc Panel Original System
Paroc Group 2005
http://www.paroc.dk/Channels/dk/panel+system/products/original+system.asp
Hentet d. 28/10/2005
[Randers Tegl 2005a]: RT 305 Røde dybpræg maskinsten
Randers Tegl 2005
http://www.randerstegl.dk/da/RT305/0513/tech/
Hentet d. 24/11/2005
[Randers Tegl 2005b]: RT 448 Gammelrød Siena blødstrøgne
Randers Tegl 2005
http://www.randerstegl.dk/da/RT448/0513/tech/
Hentet d. 24/11/2005
138

Kildefortegnelse
[SBI 175:2000]: Varmeanlæg med vand som medium
Kaj Ovesen 2000
Statens Byggeforskningsinstitut
ISBN 87-563-1058-7
[SBI 196:2000]: Indeklimahåndbogen
Ole Valbjørn, Susse Laustsen, John Høwisch, Ove Nielsen, Peter A. Nielsen 2000
Statens Byggeforskningsinstitut
ISBN 87-563-1041-2
2. udgave
[SBI 202:2002]: Naturlig ventilation i erhvervsbygninger
Karl Terpager Andersen; Per Heiselberg; Søren Aggerholm 2002
Statens Byggeforskningsinstitut
ISBN 87-563-1128-1
1. udgave
[SBI 213:2005]: Sbi anvisning 213: Bygningers energibehov - Beregningsvejledning
Søren Aggerholm, Karl Grau 2005
Udkast, 24-10-05 udgave
[Stampe 2000]: Danvak - Varme og Klimateknik.
Ole B. Stampe 2000
Danvak ApS
ISBN 87-987995-0-9
1. udgave
[Stampe et al. 1988]: Varme- og klimateknik: Grundbog
Ole B. Stampe, H. E. Hansen, P. Kjerulf-Jensen 1988
Teknisk Forlag A/S København
ISBN 87-982652-1-0
1. udgave
[Stampe et al. 1997]: Varme- og klimateknik: Grundbog
Ole B. Stampe, H. E. Hansen, P. Kjerulf-Jensen 1997
Danvak ApS
ISBN 87-982652-8-8
2. udgave
[Statens Byggeforskningsinstitut 2005]: Brugervejledning version 5.5.5.17
Hjælpefunktion til Bsim 0
[Steen-Thøde 2005]: Undervisningsmateriale fra B5 og vejledning
Mogens Steen-Thøde 2005
[Sørensen 2005]: Gæsteforelæsning
Carsten Sørensen 2005
[Teknisk Ståbi 2003]: Teknisk Ståbi
Ingeniøren/Bøger
ISBN 87-571-2134-6
18. udgave
139

Kildefortegnelse
[Teknologisk Institut 2005a]: Materialer - Murværk - Styrke - Friktion ved fugtspærre
Teknologisk Institut 2005
http://www.mur-tag.dk/muc/materialer/friktion.htm
Hentet d. 28/11/2005
[Teknologisk Institut 2005b]: Beregning af vandret- og lodret belastede, murede vægfelter med åbninger
Teknologisk Institut, Murværk 2005
http://www.mur-tag.dk/muc/laerebog/intro.htm
Hentet d. 28/11/2005
[Thelandersson 1987]: Analysis of thin-walled elastic beams
Sven Thelandersson 1987
[Thorsen og Jacobsen 1984]: Lærebog i fundering
Grete Thorsen, H. Moust Jacobsen 1984
[Varme Ståbi 2000]: Varme Ståbi
Ingeniøren/Bøger
ISBN 87-571-2135-4
3. udgave
[Williams og Todd 2000]: Structures - theory and analysis
M. S. Williams & J. D. Todd 2000
Palgrave Macmillan
ISBN 0-333-67760-9
140