Vedr.: Jernbanebroen over Limfjorden – udskiftning af broklapValidering af projektNotat nr. 2Svar og bemærkninger fra Niras er angivet med blå skift.Svar og kommentarer fra anden runde validering fra 3D Structural Design med mørk orange skrift.Undertegnede har, på foranledning af Banedanmark, gennemgået følgende materiale:•Materiale stillet til rådighed via Niras´s FTP server fra den 06.07.2012, som følger:-Beregnings-, Belastnings- og Dimensioneringsgrundlag for sporbærende broer, version 5, dat.29.06.2012.-Beregningsdokumentation, version 1, dat. 29.06.2012.-Bro-21214-2012 tegn. 001, 010, 014 – 021, version 1.00.-Bro-21214-2012 tegn. 010, 016, version 1.01.-Bro-21214-2012 tegn. 050 – 058, version 1.00.•Projekteringsgrundlag, (PG), inkl. konsekvensskema fremsendt via mail fra Banedanmark, den23.07.2012.På grund af tidspres og opgavens faglige karakter, er gennemgangen sket i nært samarbejde med fa.3D Structural Design ApS, ved Knud H. Nielsen, Hjørring.1.1.INDLEDNINGProjektet omhandler udskiftning af broklap på jernbanebroen over Limfjorden. Der er afNiras A/S udført beregningsdokumentation samt tilhørende beregnings-, belastnings- ogdimensioneringsgrundlag.

Svar:Der er fremsendt revideret tegninger, som viser at er ikke er mulighed for ophobning affugt (vand) i samlingerne.Anden valideringskommentar:OK - med hensyn til vand/fugt ophobning idet der er blevet tilføjet 5 mm lukningspladeroveralt ved disse typer samlinger.De valgte samlingsmetoder må stadigvæk konkluderes at vanskeliggøre inspektions-, kon-trol- og reparationsmulighederne – Dette blev der i svaret på første valideringsnotat ikkekommenteret på.Yderligere har det på grund af manglende produktionstegninger stadigvæk ikke været mu-ligt at kontrollere/kommentere på svejsbarheden af de illustrerede samlinger.1.3.2.Opdeling af FE-modellerTårn og bro er skilt ad i FE-modeller, hvilket har haft følgende konsekvenser:-Ikke faktiske understøtningsbetingelser.-Kræfter i tandkrans og maskineri kan ikke fastlæges, se evt. pkt. 1.3.4.-Lejekræfter kan ikke fastlægges, se evt. pkt. 1.3.5.-I sammenhæng med den overvurderede egenvægt af ballasten angivet i pkt. 1.4.2, er detoverset at der ikke er ligevægt mellem bro og ballast.-Forkert statisk model ift. dynamiske beregninger, se evt. pkt. 1.3.14.-Tårnet er beregnet i konsekvensklasse CC2 som en permanent konstruktion, mens broener beregnet iht. konsekvensklasse CC3 som en bro.Ville det ikke give et mere realistisk billede af kraftfordelingen at samle både tårn og bro ién FE model og er det korrekt at opdele den samlede konstruktion i forskellige konse-kvens-klasser?Svar:-Lejekræfter er blevet formidlet videre til underleverandører.-Der er ligevægt mellem bro og ballast i den beregningsrapport BR 2. Den mindre afvi-gelse der var før havde ingen betydning for design af bro elementerne.-NIRAS har yderligere lavet en statisk model der indeholder både klapfag og tårn. Afvi-gelserne fra den statiske model der kun indeholdte klapfaget var minimale.-Tårnet regnes nu i konsekvensklasse CC3 i BR2.

4.Anden valideringskommentar:Se pkt:1.3.3, 1.3.4 samt 1.3.5.1.3.3.FE model af hævet broBeregningsrapporten for den hævede model er ikke vedlagt dokumentationen, denne bedesfremsendt.Er der nogen grund til at en situation hvor broen lige netop er blevet hævet ikke er inklude-ret i beregningsdokumentationen?Svar:Den hævede model er inkluderet i BR2.Anden valideringskommentar:De påsatte vindlaster for både den netop åbnede og fuldt åbne bro er efter vores meningstadig undervurdere. Se afsnit 1.3.7.Desuden afspejler de viste understøtningsbetingelser efter vores mening ikke den faktiskevirkemåde af tandkransen, som så vidt vi ved kun er i stand til at optage tangentielle kræf-ter i eget plan. Se også afsnit 1.3.4 samt 1.3.5.1.3.4.Kræfter i tandkrans og maskineriSelvom dimensionering af tandkrans og maskineri ikke skal inkluderes i beregningsdoku-mentationen ville det vel stadig være nødvendigt at inkludere kræfter i disse, da disse skalkunne fremsendes til underleverandør?Svar:Belastning af tandkrans og maskineri er ikke en del af MTHs projekt.Kunne der være idé i at undersøge om lejet og maskineriet kan sættes i frigear, sådan at enudmattende last fra et passerende tog ikke vil stå og gnave i tandkransen?Tandkransen bliver undersøgt for skader. FORCE foretog denne undersøgelse og fandt in-gen skader på tandkransen. MTH renoverer tandkransen og indbygger den i klapbroen.Maskineriet er ikke en del af MTH entreprise.Anden valideringskommentar:Kræfter i tandkrans/maskineri bør fremgå af beregningsdokumentationen ide tandkransenanvendes som understøtning, se også 1.3.5.1.3.5.Lejer [Afstnit 4.5 i BBD]Selvom lejerne skal dimensioneres af underleverandør, burde der vel have været inkluderetlejekræfter som kan fremsendes underleverandøren?Svar:Lejekræfter er tidligere blevet fremsendt til MTH. Disse vedlægges.(i selvstændigt notat)Anden valideringskommentar:Vi savner et samlet overblik over fordeling af lodrette og vandrette kræfter i lejer og tand-kranse. Dette gælder for alle 3 tilfælde; lukket bro / netop åbnet + vind(x og y) / fuldt hæ-vet + vind(x og y).

5.1.3.6.Robusthed [Afstnit 4.5 i BBD]Hvis der er foretaget beregninger som danner grundlag for vurderingerne angivet i afsnittetbedes disse fremsendt.Svar:Der er ikke foretaget yderligere beregninger.Anden valideringskommentar:I henhold til BN1-59-4 skal der redegøres for robusthed iht. DS/EN 1990 NA Annex Esom i Punkt (4) dikterer at robustheden dokumenteres for konstruktioner i CC3. I forbin-delse med denne dokumentation foreskriver punkt (6) tre mulige scenarier hvormed mankan opfylde denne robusthedsdokumentation. I BBDv6 side 12 og 13 bliver der foretagetnogle robushedsvurderinger, men egentlige eftervisninger er ikke dokumenteret.1.3.7.Vindlast [Afstnit 5.2.5 i BBD]Vindlasten er i BBD beregnet efter den simplificerede metode angivet i 8.3.2 i DS/EN1991-1-4. Dette medfører iht. beregningsdokumentationen en vandret resultant på ca. 160kN totalt. I de kontrollerende beregninger fandtes i stedet en vandret resultant på ca. 440kN, kan dette skyldes at der ikke er benyttet korrekt referenceareal iht. 8.3.1 i DS/EN1991-1-4?For tilfælde hvor broen er hævet er der ikke medtaget tilfælde med vind på tværs af broen.Samtidig er der ikke taget højde for at vinden kan påvirke broen skævt, hvilket specielt ihævet tilstand vil medfører et vrid i lejerne. Er der nogen grund til at der er set bort fra dis-se lasttilfælde?Der ser ud til at der i regnet med samme karakteristisk hastighedstryk for både den hævedeog sænkede bro, bør dette ikke korrigeres for den øgede referencehøjde? Og evt. varieresover broens længde/højde?Er der nogen grænse for maksimal vindhastighed hvorved broen må hæves?Svar:Vindlasten er opdateret i BR2, både for lukket og åben bro.Broen bliver regnet for en basisvindhastighed på 24m/s2, både for lukket og åben bro.Anden valideringskommentar:Vindlasttilfældet for den lukkede bro er nu rettet til efter Afsnit 8.3 i DS/EN 1991-1-4.-OKFor den netop åbne og fuldt hævede bro har Niras valgt at skifte beregningsmetode fra me-tode 8.3 (broer) til afsnit 7.11 (gitterkonstruktioner) – Dette finder vi ikke korrekt.Metodeskiftet resulterer i at vindlasten på den fuldt hævede broklap og den lukkede brouden tog (samme geometri, men øget referencehøjde) har en resulterende vandret kraft pårespektive 158 kN og 374 kN,

altså en reduktion på 216 kN på grund af at broen hæves

[BD2 side 14 og 122].1.3.8.Påsejlingslast [Afsnit 5.3.3 i BBD]Hvordan skal følgende forstås?- ’ Iht. Banedanmarks Konsekvensskema designes broklappen ikke så den kan klare enpåsejling af et skib på 970 NRT ’

6.samt,-’Der regnes med skibsstød i ulykkestilfælde for selv broklappen og dens understøtnin-ger. Disse dimensioneres således at broen ikke kan optage et skibsstød på 970 NRT ’Svar:Er uddybet i BBD version 6.Anden valideringskommentar:OK1.3.9.Vandret masselast [Afsnit 5.3.4 i BBD]Vandret masselast er ikke medtaget som en ulykkeslast, hvad skyldes dette?I forbindelse med dimensionering af kontravægttårnet, kunne det overvejes at øge den pro-centdel af kontravægtsmassen som medtages i beregning af vandret masselast? Konstrukti-onen har trods alt en stor masse placeret i toppen, når broen er sænket. Som eksempel reg-nes der for tribuner, iht. DS/EN 1990, med 15 % af den samlede lodrette last som vandretmasselast blandt andet af samme grund.Svar:Vandret masselast er mindre end vindlasten for broklappen og derfor ikke relevant.For Tårnet er vandret masselast medtaget i alle lastkombinationer med 1,5 %.Anden valideringskommentar:OK for broklap – 1,5 % synes stadig lavt.1.3.10. Understøtningsforhold i FE-model [Bilag A.2 i BD]Hvor styres understøtningerne i den ende af broen som hæves? Er de modelleret korrekt iFE modellen? For at vise hvad der menes, er den påtalte ende markeret med rødt på illu-stration på næste side.

7.Svar:Understøtningerne er modelleret korrekt.Der er lavet en samlet model – denne viser minimale afvigelser fra de to separate modeller.Anden valideringskommentar:Se punkterne 1.3.3 til 1.3.51.3.11. Lastpåsættelse i FE-model [Bilag A.2 i BD]Ved lasttilfælde med vind på tog, er vinden påsat begge skinner. Ville det ikke være merereelt at vindlasten kun blev påsat læsidens skinne, samtidig med et tilhørende moment somvil forsøge at løfte toget i luvsiden samt give ekstra nedadrettede kræfter på læsiden?For at illustrere denne problematik, er der herunder vist hvordan vinden tænkes at angribemed røde pile, mens de resulterende kræfter i skinnerne er vist med røde pile.

8.Anden valideringskommentar:Ud fra lastkombinationsskemet [BD2 s 50 til 53] ser det ud til at 6.10b (4); Sidestød domi-nerende stadigvæk er udeladt.Desuden fremgår det af skemaet at der anvendes negative lastfaktorer, hvilket i tilfælde afat Robot anvender superposition af resulter fra basislasttilfælde for at generere lastkombi-nationers resultater, kan vække bekymring på grund af den ikke lineære analyse.Yderligere er der i BD2 angivet en række lastkombinationer som tvær- og skinnedrageredimensioneres efter, mens resten dimensioneres efter et andet sæt kombinationer - umid-delbart kan disse kombinationer bare ikke findes i det førnævnte skema.1.3.13. Beregning iht. SLS [Bilag A.2 i BD]Der er kun foretaget beregninger iht. SLS for ét sæt lastkombinationer, dvs. 6.14b (1).Hvordan kan det være at følgende sæt lastkombinationer er undladt?-6.14b (4)-6.14b (8): Sidestød (Nosing) dominerende: Vindlast dominerende

Undlades de ovenstående sæt lastkombinationer tages der vel ikke højde for vandrette de-formationer?Svar:Nævnte lastkombinationer er inkluderet i BR2.Anden valideringskommentar:OK1.3.14. Dynamik [Bilag A.3 i BD]Er den dynamiske beregning tilstrækkelig? Ved gennemgang af denne er følgende noteret:-Forsimplet statisk model er benyttet.-Forkerte understøtningsforhold, reelt set vil kontravægten deltage i bevægelsen og ikkefungere som en fast understøtning?-Ikke korrigeret egenvægt af ballast, således der er balance mellem bro og kontravægt,370 tons i stedet for 350 tons.-Der ses bort fra påsat gangbro på siden.-Eftervisning af maksimale accelerationshastigheder er undladt.Iht. FE-model udført af 3D Structural Design ApS er følgende egenfrekvenser beregnet.Herunder er de fire første og væsentligste egenfrekvenser listet:-1. Egenfrekvens-2. Egenfrekvens-3. Egenfrekvens-4. Egenfrekvens= 2.59 Hz – medfører rms. acc. på 1.38 m/s2>1.0 m/s2!= 2.79 Hz= 6.54 Hz= 8.09 Hz

Svar:NIRAS finder laveste egenfrekvens til 2.60Hz (som i øvrigt stort set er den samme for bro-klap i separat model som i en samlet model af både broklap og tårn). Egenfrekvensen ermeget tæt på det nedre krav for dynamisk analyse. NIRAS vurderer, at egenfrekvensen ik-ke giver anledning til nævneværdige større stødpåvirkninger eller accelerationer i broen ogforøgede statiske ækvivalente laster og forringede komfort. Denne vurdering er foretagetpå baggrund af en beregning, hvor broen betragtes som en ækvivalent bjælke, der overkø-res af en horisontal last. Analysen er lavet for to forskellige egenfrekvenser af broen hhv.2.6 og 2.8 Hz og der er konservativt set bort fra broens dæmpning. Nedenstående tabel vi-ser forholdet mellem de beregnede stødfaktorer samt accelerationer for de to forskelligebrokonfigurationer. Ved beregning af de toginduceret accelerationer er der antaget enstrukturel dæmpning på 3% logaritmisk dekrement.

Iht. 3D Structural Design ApS kan vi se bort fra deres beregnet bro acceleration på 1.38m/s2.Det skal ydermere påpeges, at de maksimale accelerationer for den første bøjningsfrekvensikke vil være i selve broen men ved kontravægten.Anden valideringskommentar:I BD2 fremgår kun, at den lille forskel på den for broen beregnede egenfrekvens, og ned-reværdien for hvornår dynamisk analyse ikke er nødvendig, ikke har nogen betydning forkonstruktionen.Der bør nok foreligge en lidt uddybende version af ovenstående argumentation om hvorforde dynamiske påvirkninger ikke har nogen betydning for konstruktionen, når det ønskes atomgå normkravet om dynamisk analyse.F.eks. er det for os ikke klart om forholdet 1.102 på accelerationen ved en hastighed på 40km/t forøger spændingerne i forhold til den statiske analyse incl. dynamiske lastfaktorer?

10.Og har dette forhold noget at sige med hensyn til udmattelsesberegningerne?I denne forbindelse bør normal praksis og accept fra Banedanmark vurderes.1.3.15. Åben bro [Bilag A.9 i BD]Den betragtede statiske model er ikke korrekt, se evt. pkt. 1.3.2. Understøtningsforhold erikke korrekte, mens egenvægten af ballasten ikke er medtaget i beregningerne – det burdeden vel have været?Da der ikke er vedlagt nogen form for beregninger på hvordan momentet, Megenvægt, frem-kommer ønskes dette belyst.Der er i den beregningsdokumentation som er modtaget ikke vedhæftet momentberegningsom danner grundlag for validering af nedbremsningskræfter ved strømsvigt. Er det muligtat få fremsendt følgende?-’Memo Limfjordsbroen – Kulturbroen, Maskineri, beregningseftervisning af kapacitet,COWI, rev 3 23.09.2011’Svar:Beregninger for åben bro er opdateret i BR2.Anden valideringskommentar:Som nævnt tidligere bevirker pseudo understøtningerne i tandkransen nogle fejlbehæftederesultater, især i forbindelse med vindpåvirkning. Se punkterne 1.3.3 til 1.3.51.3.16. Udmattelse [Bilag C i BD]Ved udmattelsesberegninger er der ikke medtaget dynamisk forøgelsesfaktor,Φ2, samtskadesækvivalent faktor,λ.Medfører udeladelse af disse ikke usikre beregninger?Svar:Φ2ogΦ3er medtaget, se venligst rapport.λanvendes ikke idet der foretages en delskadeanalyse (metode 2). Beregnesλfindes det endvidere at denne er mindre end 1.0.Anden valideringskommentar:OKVed beregning af udmattelsen i samlingerne er der ikke sammenhæng mellem grafer, dia-grammer og tabeller. Diagrammer viser kun halvdelen af den spændingsvidde som grafengør, mens det er forskelligt om der i tabellen er skrevet en hel eller en halv spændingsviddesom karakteristisk værdi. Der bedes for dokumentationens læsbarhed og overskuelighedskyld om en forklaring på sammenhæng mellem grafer, diagrammer og tabeller.Svar:Se venligst opdateret rapport.Anden valideringskommentar:OKSamlingen C2, dvs. samlingen på midten af en tværdrager, er forkert klassificeret. Ville detikke være mere oplagt at klassificere samlingen her som opsvejsninger mellem flanger og

11.krop, til forskel for et egentlig endestød? På underlagsmaterialet fremgår det ikke at der ertale om et endestød. En anden ting som kunne understrege vigtigheden af et udmattelses-tjek i samlinger mellem flange og krop er at der i PG, afsnit 5.3, er anført at der på detgamle brofag er fundet revner i netop denne samling.Svar:Se venligst opdateret rapport.Anden valideringskommentar:OKSkal der ikke tages højde for at broen skal åbnes 5000 gange årligt i udmattelsesberegnin-gerne? Dette kan vel føre til udmattelse andre steder end i lejesamlinger mellem bro ogtårn?Svar:Se venligst opdateret rapport.Anden valideringskommentar:OKBør følgende samlinger ikke medtages i udmattelsesberegninger?-Samling A:-Samling B:-Samling C:Opsvejsning mellem flange og krop på tværdrager.Mellem skrå diagonaler og knudeplader.Samling mellem langsgående profiler i brodæk og udfligede profiler.

12.Anden valideringskommentar:Umiddelbart er der stadigvæk samlinger som ikke er medtaget i udmattelsesberegningerne.F.eks samlingen mellem I-profil og kasseprofil i spærhoved. Detalje 15 i henhold til under-lag.Yderligere foreligger der ikke nogen dokumentation på udmattelse af montagestødene.1.3.17. Tårn – Design hovedelementer [Bilag D i BD]Ved gennemgang af beregningerne af tårnet er følgende noteret:-Forkerte understøtningsforhold, se evt. pkt. 1.3.2. At fastholde knuder som rent faktiskbevæger sig.-Tårnet er regnet som en permanent konstruktion og ikke som en bro, samt i lavere kon-sekvensklasse end resten af konstruktionen.-Hvis der ses bort fra egenvægten af ballasten, hvad stammer fladelasten på toppen afvippearmen så fra?-I øvrigt er fladelasten opgivet som 5 kN/m2, men påsat som 7,7 kN/m2.-Gennemgang af lasttilfælde er beskrevet meget sparsomt.-De anvendte lastkombinationer svarer ikke overens med lastkombinationer opskrevet iDS/EN 1990 – desuden ser det ud til at 45� vind, kombination af de to vindretningermed en faktor√2ikke har lastkombinationsfaktor 1,65?Svar:Vedr. understøtningsforhold så der blevet udarbejdet en samlet model (se 1.3.2). Dennemodel viser at ubetydelige forskelle på de to modeller.Konsekvensklassen for tårnet er ændret til CC3, BD2.Der er placeret gitteriste op toppe af tårnet, for at give adgang til vedligeholdelse af lejerne.Der er regnet med en nyttelast på 1,5 kN/m2.Vindlasten er revideret.Anden valideringskommentar:OK1.3.18. Samlinger [Bilag B i BD]Der er for en del af samlingsberegningerne angivet et (varierende) forhold for kraftfordelingenmellem længdesøm og tværsøm. Hvordan disse forhold beregnes fremgår ikke af dokumenta-tionen og stemmer ydermere ikke overens i forhold til lødig litteratur, f.eks. [Kjeld Thomsen,Stålkonstruktioner – Samlingsmetoder]. Kraftfordelingsforholdene i beregningsdokumentatio-nen er praktisk talt omvendte i forhold til litteraturen, hvorved det må forventes at de designedetværsømme er kraftigt overudnyttede. Dette er ikke nødvendigvis et problem i forhold til etsamlet brud af samlingen globalt, men i forbindelse med udmattelse må det forventes at giveanledning til revner i de enkelte tværsømme.Endeligt er det svært at kontrollere samlingsberegningerne da det kun nogle steder i sam-lingsdokumentationen fremgår fra hvilken model og lastkombination snitkræfterne er taget.1.4.1.4.1.KOMMENTARERDesignparametre [Afstnit 4.1 i BBD]Faktoren for toglast,α,er sat til 1.00 for udmattelseseberegninger i BBD, men 1.21 i PG.

13.Svar:α= 1,00 for delskade analyse med virkelige tog.Anden valideringskommentar:OK1.4.2.Egenlast af ballast [Afstnit 5.1 i BBD]Egenlasten af ballasten er sat til 370 tons i beregningerne, men burde have været ca 350tons ift. momentligevægtsbetragtningerne mellem bro og kontravægt.Svar:Der benyttes den fulde kontravægt (ballast) på 370 tons. Derudover bliver spidsen af broenballasteret så der opnås det præcise forventede tryk på vederlaget.Anden valideringskommentar:OK1.4.3.Lasttilfælde i FE model [Bilag A.2 i BD]Der mangler for lasttilfælde 23 i FEM modellen en illustration.Svar:Er implementeret i BR2.Anden valideringskommentar:OK1.4.4.Geometri i FE model [Bilag A.2 i BD]Profilerne 29 og 61 er modelleret som gennemgående, på trods af at burde være skilt afhhv. knude 57 og 58.Profilerne 170 og 210 er ændret på underlagstegningerne, hvilket gør at de ikke længere erkorrekte i den udførte FE model.Bar 29 og 61 bør være gennemgående.Profilerne 170 og 210 er gjort lidt større, hvilket giver mere kapacitet. Forskellen i snit-kræftfordelingen er negligeabelt.Anden valideringskommentar:Ingen kommentarer1.4.5.TværsnitsklasseI tilfældet hvor broen er i hævet tilstand forekommer der tryk i gitterfoden, hvilket medfø-rer at denne skal beregnes som tilhørende tværsnitsklasse 4 – hvorvidt dette er gjort videsikke da der ikke foreligger beregningsdokumentation for den hævede bro.Svar:Beregninger fra den hævede bro er opdateret i BR2. I øvrigt regnes den korrekte tværsnits-klasse ud i FEM programmet ROBOT.