Bouwputten met permanente geprefabriceerde betonnen stempelramen

Bouwputten met permanente geprefabriceerde betonnen stempelramen

Eindrapportage afstudeerwerk Faculteit Civiele Techniek en Geowetenschappen TU Delft J. Rindertsma 1092235

December 2008

Afstudeercommissie Prof.dipl.-ing. J.N.J.A. Vamberský (voorzitter) Prof.dr.ir. J.C. Walraven Ing. H.J. Everts Ir. C.A.J. Sterken

Building Engineering TU Delft Betonconstructies TU Delft Geo-engineering TU Delft BAM Advies & Engineering

Stufib-commissie Ir. C.A.J. Sterken (voorzitter) Prof. dipl.-ing. J.N.J.A. Vamberský Prof.dr.ir. J.C. Walraven Ing. H.J. Everts Dr.ir. H. Bongers Ing. F. Schaap Ir. R. van Vught Ing. R. Klein-Holte Ir. W.J.M. Peperkamp J. Rindertsma BSc (secretaris)

BAM Advies & Engineering Building Engineering TU Delft Betonconstructies TU Delft Geo-engineering TU Delft Betonson B.V. BAM Advies & Engineering Ballast Nedam Infra Consult + Engineering VBI BV Betonconstructies TU Delft TU Delft

2/107


Woord vooraf Dit eindrapport is de verslaglegging van mijn afstudeerwerk, het afsluitende onderdeel van de studie Civiele Techniek aan de Technische Universiteit Delft (vakcode CT5060 Master Thesis). Binnen de afstudeerrichting Building Engineering heb ik gezocht naar een onderwerp dat mijn interessegebieden utiliteitsbouw, betonconstructies en uitvoeringsaspecten samenbracht. Via verantwoordelijk professor J.N.J.A. Vamberský ben ik in contact gekomen met de heer C.A.J. Sterken, hoofd afdeling Constructie bij BAM Advies & Engineering. Binnen dit bedrijf was in samenwerking met anderen al een eerste onderzoek gedaan naar de mogelijk- en moeilijkheden van permanente geprefabriceerde betonnen stempelramen. Het afstudeerwerk maakt deel uit van een Stufib–studiecel. De Stufib (Studievereniging fib Nederland) is onderdeel van ‘fédération internationale du béton’ (fib) en is aangesloten bij de Betonvereniging in Nederland. Het hoofddoel van de Stufib is de ontwikkeling van constructief beton op theoretisch en praktisch gebied te bevorderen en de kennis daarover te verspreiden. De organisatie stimuleert samenwerking tussen bedrijven, ondanks de heersende concurrentie in de wereld van de betonbouw. De Stufib-commissie Prefabricage richt zich op het volgen van de ontwikkelingen in het toepassingsgebied van prefabricage en wil ervoor zorgen dat de aandacht daarvoor behouden blijft. Het onderzoek naar bouwputten met permanente geprefabriceerde betonnen stempelramen is ondergebracht in Stufib-studiecel 13. Als secretaris van de studiecel en uitvoerder van het onderzoek heb ik ondersteuning gekregen van een ervaren klankbordgroep. Na afronding van het afstudeerproject zal van de studiecel een Stufib-rapport verschijnen. Gedurende mijn afstudeertijd heb ik zowel op de universiteit als op het kantoor van BAM Advies & Engineering in Bunnik gewerkt. Deze combinatie is mij zeer goed bevallen en mijn dank gaat uit naar René Sterken en Freek Schaap voor het bieden van deze mogelijkheid en de motiverende begeleiding, evenals naar de overige commissieleden die mij met raad en daad hebben bijgestaan. J. Rindertsma Delft, december 2008


3/107

Samenvatting Ondergronds bouwen is in opkomst en zal in de toekomst steeds vaker worden toegepast in Nederland. Voor het uitvoeren van ondergrondse constructies moet met behulp van een damwandconstructie een bouwput worden gemaakt om de ontgraving stabiel te houden. De meest gebruikelijke manier in Nederland om een damwandconstructie te ondersteunen is, naast het gebruik van ankers, de toepassing van een tijdelijk stalen stempelraam. Een andere interessante wijze om de damwand te steunen is om een deel van de uiteindelijke vloerconstructie tijdens de bouw te gebruiken in een stempelraam. Een dergelijk permanent betonnen stempelraam is enkele malen toegepast in de Nederlandse bouwpraktijk met behulp van in-stu beton, zoals bij de uitvoering van Rotterdam Plaza. Omdat de vloerconstructie van ondergrondse constructies steeds vaker wordt opgebouwd uit geprefabriceerde elementen, is de vraag ontstaan of het ook mogelijk is om prefab vloersystemen op een dergelijke manier te gebruiken.

Figuur 1: De lay-out van het stempelraam van Rotterdam Plaza en een blik vanuit de bouwkuip

De doelstelling van dit onderzoek is het onderzoeken van de belangrijkste functionele en constructieve aandachtspunten en de noodzakelijke constructieve maatregelen bij het benutten van geprefabriceerde betonnen vloerconstructies of delen daarvan als permanente stempelconstructie. Eerst is een uitgebreide literatuurstudie ondernomen om de huidige kennis en ervaring met het onderwerp en relevante bouwmethoden te inventariseren. Daarna zijn berekeningen uitgevoerd met het programma MSheet om de stempelbelastingen te onderzoeken die bij bouwen in de Nederlandse ondergrond verwacht kunnen worden en waar een permanent geprefabriceerd betonnen stempelraam op gedimensioneerd dient te worden. Het onderzoek is verder afgebakend door een specifiek fictief project te kiezen en daarvoor een prefab betonnen stempelraam verder uit te werken. Eisen en wensen uit de uitvoering leiden tot een lay-out van het stempelraam. In de literatuurstudie is gebleken dat betonnen stempelramen doorgaans worden toegepast vanwege de stijfheid, de eenvoudige natte verbindingen, de geringe voorbereidingstijd en de mogelijkheden voor integratie in de definitieve constructie en voor top-down bouwen. In de Nederlandse bouwpraktijk is het gebruikelijk om eerst een bouwput te realiseren en dan de ondergrondse constructie van onderaf (bottom-up) op te bouwen. Bij top-down bouwen wordt van boven naar beneden gebouwd. In een keer wordt dan nagenoeg de gehele vloerconstructie op een niveau aangelegd. Onder de vloer wordt daarna verder ontgraven en gebouwd. Afvoer van grond en aanvoer van materiaal geschiedt door kleine openingen in de vloer. Om de mogelijkheden en aandachtspunten van permanente geprefabriceerde betonnen stempelramen te onderzoeken is een permanent stempelraam ontworpen op -2 niveau van een drielaagse ondergrondse parkeergarage van 32 bij 97,5 m2 met vlakke parkeervloeren (geen split-level), die wordt uitgevoerd in het centrum van Rotterdam volgens het polderprincipe 4/107


met permanente stalen damwanden. Voornamelijk is gekeken naar een garage met overspanningen van 16 m. De vloerconstructie is daarbij opgebouwd uit kanaalplaten HVP320 opgelegd op de gording en de middenbalk. De uitvoering stelt eisen aan de minimale openingen in het stempelraam. In verband met ontgraven, het hijsen van materiaal, materieel en van de prefab platen is onderstaande lay-out van het stempelraam gekozen. Ongeveer een derde van het totaal aantal kanaalplaten is verwerkt in het stempelraam, dat een stempelbreedte heeft van 2,4 m (twee platen) en openingen van 4,8 m.

Figuur 2: Bovenaanzicht lay-out betonnen stempelraam (maten in mm)

De lay-out van het stempelraam laat zien dat op enkele plaatsen moet worden afgeweken van het hoofdsysteem van het stempelraam. Voor de kopse kanten van de bouwput moet een andere constructie worden ontworpen. Het toepassen van een horizontale wandligger door meerdere kanaalplaten naast elkaar te leggen en samen te laten werken met in-situ beton is een reële optie om de krachten op te nemen. Daarnaast voor de hellingbanen een grote opening in de uiteindelijke vloer nodig. Tijdens de bouw kunnen kleine tijdelijke stalen elementen worden gebruikt om de stempelbelasting in de opening over te brengen. In de uiteindelijke situatie zal de gehele vloer als een schijf werken en de horizontale belasting om de sparing heen leiden. Hoofdsysteem Omdat kanaalplaten slank zijn moet goed worden gekeken naar de knikstabiliteit bij toepassing van de grote axiale drukkracht. Uit de berekeningen blijkt dat de toepassing van knikverkorters tijdens de bouwfase noodzakelijk is om de standaard kanaalplaten te kunnen gebruiken in het stempelraam op niveau -2. De ondersteuning van de platen moet van bovenaf komen; in verband met de logistiek van de prefab elementen kunnen geen hulppalen worden gebruikt. De kanaalplaten kunnen door-en-door verbonden worden, bijvoorbeeld met behulp van aangepast schroefstempels, om zo gesteund te worden door de stijvere elementen van het stempelraam op het niveau van de begane grondvloer.

Figuur 3: Platen op niveau -1 en -2 steunen af op de stijvere liggers van de begane grondvloer


5/107

Naast reguliere belastingen op de vloerconstructie tijdens de gebruiksfase en belastingen door grond en calamiteiten tijdens de bouwfase werken op een stempelplaat ook buigende momenten vanwege de excentriciteit van de stempelkracht. De zeeg van een plaat en excentrische aangrijping van de stempelkracht bij de oplegging op de gording (door verdraaiing van de damwand) zorgen samen met vervormingen ten gevolge van de verticale belasting voor excentriciteit van de stempelkracht en daarmee voor een extra eerste- en tweede-orde belasting. De spanningen die kunnen optreden in de stempelplaten zijn gecontroleerd aan de hand van de eisen die worden gesteld in de NEN6720. Hieruit blijkt dat de scheurwijdte-eis die vaak belangrijk is bij kanaalplaatvloeren in dit geval niet maatgevend is. De kanaalplaten HVP320 met een lengte van 15,0 m kunnen worden toegepast in het stempelraam op niveau -2 mits tijdens de bouwfase knikverkorters worden toegepast. Ook is de berekening uitgevoerd voor andere typen kanaalplaten van zowel 15 m lang als 7,0 m lang. De kanaalplaten bezwijken in de uiterste grenstoestand door de negatieve momenten die tijdens de bouwfase kunnen ontstaan (kleinere profielen met lengte 7,0 m) of door positieve momenten tijdens de bouw- of de gebruiksfase (grotere profielen van 15,0 m). De resultaten van de berekeningen zijn hoopgevend voor de mogelijkheden van permanente geprefabriceerde betonnen stempelramen. In onderstaande tabel zijn de maximaal toelaatbare stempelbelastingen weergegeven per plaat met bijbehorende lengte. Tabel 1: Indicatie maximaal toelaatbare stempelbelasting qst;rep in kN/m1 Lente plaat l = 7,0 m l = 15,0 m Type plaat HVP200 HVP260 HVP320 HVP400 Zonder knikverkorters 345 180 350 Met knikverkorters 380 555 945

Een indicatieve vergelijking van de bouwtijd en –kosten van uitvoering met behulp van permanente geprefabriceerde betonnen stempelramen en uitvoering volgens de bottom-up methode met een tijdelijk stalen stempelraam toont dat de toepassing van de betonnen stempelramen levensvatbaar is. In het algemeen zal bouwen met de betonnen stempelramen waarschijnlijk niet duurder zijn dan bouwen met een tijdelijk stalen stempelraam. In het specifieke geval van de drielaagse ondergrondse parkeergarage is zelfs een kleine winst te boeken in zowel bouwkosten als bouwtijd (beide ca 5%). Aan het eind van het onderzoek is geconcludeerd dat permanente geprefabriceerde betonnen stempelramen voldoende mogelijkheden hebben om toegepast te worden bij de uitvoering van ondergrondse bouwprojecten tot vier a vijf lagen. Aanbevolen wordt om een fysisch nietlineaire berekening uit te voeren voor de stempelplaten om nog beter inzicht te krijgen in de sterkte en stijfheid van de platen en de krachtswerking rond de opleggingen.

6/107


Inhoudsopgave Inleiding .................................................................................................................................9 Ondergronds bouwen.......................................................................................................9 Probleemstelling ............................................................................................................10 Doelstelling ..........................................................................................................11 Verloop onderzoek ........................................................................................................11 1.

Verslag Literatuurstudie.................................................................................................12 1.1. Diepe kelderconstructies.......................................................................................12 1.2. Top-down.............................................................................................................13 1.2.1. Algemeen................................................................................................13 1.2.2. Voorbeelden top-down............................................................................15 1.2.2.1. Buitenland ..............................................................................................15 1.2.2.2. Nederland ...............................................................................................17 1.2.3. Innovaties en variaties.............................................................................19 1.2.4. Wanden-dak methode .............................................................................19 1.3. Stempelramen.......................................................................................................20 1.3.1. Permanente stempeling ...........................................................................21 1.4. Beton in het stempelraam in Nederland.................................................................22 1.4.1. Tijdelijke betonnen stempelramen...........................................................23 1.4.2. Permanente in-situ betonnen stempelramen.............................................24 1.4.3. Permanente prefab betonnen stempelramen.............................................26 1.5. Prefabricage .........................................................................................................29

2.

Bepaling stempelkrachten..............................................................................................31 2.1. Uitgangspunten.....................................................................................................31 2.2. Resultaten.............................................................................................................33

3.

Uitgangspunten onderzoek.............................................................................................35 3.1. Uitgangspunten betreffende de omgeving .............................................................35 3.2. Uitgangspunten betreffende de functionaliteit .......................................................35 3.3. Opbouw constructie en uitvoering ........................................................................37 3.3.1. Globale fasering uitvoering .....................................................................39 3.4. Lay-out algemeen hoofdsysteem stempelraam ......................................................39 3.5. Keuze kanaalplaten...............................................................................................41 3.5.1. Kanaalplaten Betonson............................................................................42 3.6. Stempelbelasting ..................................................................................................43

4.

Algemeen hoofdsysteem stempelraam ...........................................................................44 4.1. Belastingen...........................................................................................................44 4.2. Globaal ontwerp algemene doorsnede stempelraam ..............................................45 4.2.1. Gording ..................................................................................................45 4.2.2. Middenbalk.............................................................................................47 4.3. Fasering uitvoering vloerconstructie .....................................................................49 4.4. Kanaalplaten.........................................................................................................50 4.4.1. Knik........................................................................................................50 4.4.2. Ontwerpknikberekening ..........................................................................52 4.4.3. Toepassing knikverkorters ......................................................................53 4.4.3.1. Controle sterkte en stijfheid kniksteunen.................................................54


7/107

4.5. Specifieke belastingsaspecten ...............................................................................57 4.5.1. Dwarskrachtcapaciteit kelkvoeg..............................................................57 4.5.2. Kruip ......................................................................................................59 4.5.2.1. Herverdeling stempelkracht ....................................................................61 4.5.3. Afname voorspanning ten gevolge van stempelbelasting .........................65 4.5.4. Excentriciteiten stempelkracht ................................................................66 4.5.4.1. Zeeg........................................................................................................66 4.5.4.2. Rotatie oplegging....................................................................................67 4.6. Toetsen kanaalplaten ............................................................................................73 4.6.1. Belastingen .............................................................................................73 4.6.1.1. Interne belastingen..................................................................................73 4.6.1.2. Externe belastingen.................................................................................74 4.6.1.3. Stempelbelasting.....................................................................................75 4.6.1.4. Belastingcombinaties ..............................................................................76 4.6.2. Met knikverkorter ...................................................................................77 4.6.3. Eisen.......................................................................................................78 4.6.4. Controle..................................................................................................80 4.7. Beschouwing en conclusies ..................................................................................81 4.7.1. Resultaten ...............................................................................................83 4.7.2. Conclusies ..............................................................................................84 5.

Overige aspecten ...........................................................................................................86 5.1. Kopse kant bouwput .............................................................................................86 5.1.1. Oplossing met prefab beton.....................................................................86 5.1.2. Stijfheid opleggingen ..............................................................................88 5.1.3. Aandachtspunten voor functionaliteit ......................................................91 5.1.4. Uitvoeringsaspecten................................................................................92 5.2. Sparingen .............................................................................................................93 5.3. Kolommen............................................................................................................95

6.

Vergelijking bouwkosten en -tijd ...................................................................................97 6.1. Kostenvergelijking ...............................................................................................97 6.1.1. Uitgangspunten en aannames ..................................................................97 6.1.2. Resultaten ...............................................................................................99 6.2. Vergelijking bouwtijd.........................................................................................101

7.

Conclusies en aanbevelingen .......................................................................................103 7.1. Conclusies ..........................................................................................................103 7.2. Aanbevelingen....................................................................................................104

8/107


Inleiding Wegens het gebrek aan ruimte voor nieuwe ontwikkelingen wordt meervoudig ruimtegebruik steeds belangrijker en populairder. Bij de aanleg van een of meerdere verdiepingen beneden maaiveld wordt gesproken van ondergronds bouwen. Naast de aanleg van infrastructuur en bijbehorende stations beneden maaiveld, behelst ondergronds bouwen in de utiliteitsbouw vaak het realiseren van ondergrondse parkeergarages, de ontwikkeling van nieuwe winkelcentra of theater- en concertzalen in stedelijke omgeving.

Figuur 1: De Beurstraverse in Rotterdam; voorbeeld van meervoudig ruimtegebruik

Ondergronds bouwen Bij het ondergronds bouwen speelt vanzelfsprekend de ondergrond een belangrijke rol. De makkelijkste manier om een bouwput te realiseren is een open bouwput met talud. Een stabiel talud zorgt ervoor dat keerconstructies niet nodig zijn om de bouwput in stand te houden. Om het grondwater uit de bouwput te houden kan een plaatselijke bronbemaling worden toegepast, waarmee het grondwaterniveau lokaal wordt verlaagd. Vaak is echter onvoldoende ruimte beschikbaar om taluds aan te leggen of is het niet toegestaan om bemaling te gebruiken en wordt een damwandconstructie toegepast. Bij het realiseren van de bouwput worden gronddrukken geactiveerd, simpelweg doordat de grond ter plaatse van een dergelijke bouwput is afgegraven en de horizontale ondersteuning hierdoor ontbreekt. Al bij een ontgraving van enkele meters kunnen flinke horizontale grond- en waterdrukken ontstaan die vervormingen van de wand veroorzaken. Er zijn enkele methoden om de bouwput bij verder ontgraven stabiel te houden. Ankers Vaak worden hiervoor ankers gebruikt. De damwand wordt dan verankerd in het achterliggende grondmassief. Deze oplossing is ideaal om een bouwput te verkrijgen zonder obstakels die bouwen hijsactiviteiten zouden kunnen belemmeren. Het gebruik van ankers kan, afhankelijk van de vorm van de bouwput en de aanwezigheid van een ondiepe zandlaag voor de verankering, een relatief dure oplossing zijn. Daarnaast is in een dichtbebouwde omgeving door belendingen of in de nabije ondergrond aanwezige Bouwputten met permanente geprefabriceerde betonnen stempelramen

9/107

constructies het toepassen van ankers vaak niet mogelijk of niet toegestaan. De stabiliteit van de bouwput moet dan binnen de randen van de bouwput worden gerealiseerd. Dit kan worden gedaan door middel van stempelramen. Stempelramen Het toepassen van tijdelijke stalen stempels geldt als de standaardoplossing in Nederland. Een groot nadeel van het gebruik van stempels is de hinder die tijdens het bouwproces wordt ondervonden doordat de stempels in de weg zitten, daar zij zich in de bouwput bevinden. Daarnaast kost zowel het aan- en afvoeren als de installatie en ontmanteling van de tijdelijke stempels veel tijd. Betonnen stempelramen Bij de realisatie van stempelramen wordt vanwege gebrek aan ervaring en andere praktische redenen nog weinig gebruik gemaakt van het materiaal beton. In Nederland zijn enkele keren betonnen stempelramen toegepast. In de meeste gevallen betrof het een tijdelijke en in het werk gestort stempelraam. Ook in het buitenland, zowel in Europa als daarbuiten, is in de afgelopen decennia wel eens gebruik gemaakt van betonnen stempels, die soms ook zijn opgenomen in de definitieve constructie. Het lijkt erop dat er sinds 2004 geen (openbare) aandacht is geweest voor het gebruik van beton in stempelramen. Voor die tijd zijn in Nederland een aantal relevante projecten uitgevoerd. Bij de bouw van het hoofdkantoor van Robeco in Rotterdam rond 1990 is een tijdelijk tweelaags in-situ betonnen stempelraam toegepast; de bouwput van Rotterdam Plaza bevatte een permanent in-situ betonnen stempelraam ter hoogte van vloer -1. Ook de Millenniumtoren in Rotterdam is gebouwd met een tijdelijk in het werk gestort betonnen stempelraam; en ten slotte is de Kalvertoren in Amsterdam gerealiseerd met behulp van een stempelraam waarin het gebruik van zowel staal als (permanent) beton is gecombineerd (voor uitgebreide informatie betreffende de projecten zie volgend hoofdstuk). Binnen BAM Advies & Engineering is in 2004/2005 al enig onderzoek gedaan op het gebied van permanente betonnen stempelramen. Dit was een zeer praktisch gericht onderzoek waarin werd getracht een standaard ontwerpen bouwmethode te ontwikkelen voor prefab tweelaagse ondergrondse parkeergarages. Naast de enkele uitgevoerde projecten met tijdelijke of permanente betonnen stempelramen en de volbrachte studies is het onderzoeksgebied vrij onontgonnen.

Probleemstelling De bouwpraktijk is te allen tijde op zoek naar het verbeteren en versnellen van het bouwproces. De constructie van de bouwput en de fundering neemt veel tijd en geld in beslag en kan bij bouwen in stedelijke omgeving voor veel overlast zorgen. In het verleden is al bewezen dat door toepassing van permanente stempelramen de bouwtijd kan worden verkort en de bouwkosten significant kunnen worden verlaagd. Maar door het beperkte aantal studies en uitgevoerde projecten is de kennis op dit gebied nog relatief gering. Een van de vragen is of de voordelen van prefabricage ook kunnen worden benut bij de aanleg van ondergrondse verdiepingen. Is de toepassing van permanente geprefabriceerde betonnen stempelramen constructief mogelijk op een manier die bouwtijd en -kosten reduceert en tot hoever kan men gaan?

10/107


Doelstelling Het doel van het afstudeeronderzoek was het onderzoeken van de belangrijkste functionele en constructieve aandachtspunten en de noodzakelijke constructieve maatregelen bij het benutten van geprefabriceerde betonnen vloerconstructies of delen daarvan als permanente stempelconstructie. Het onderzoek richtte zich op de volgende hoofdpunten: •

Het in kaart brengen van relevante gerealiseerde onderzoeken en projecten en bijbehorende beweegredenen en ervaringen.

•

Het formuleren van de belangrijkste aandachtspunten en functionele en constructieve eisen aan een (prefab) vloersysteem bij gebruik als stempelraam.

•

Het aanvoeren van mogelijke oplossingen voor het afstempelen van de kopse kanten van de bouwput en het inpassen van eventuele hellingbanen of andere grote openingen in de vloerconstructie.

Verloop onderzoek Een uitgebreide literatuurstudie is verricht om het onderwerp te plaatsen in een theoretisch kader en ervaringen en gebruiken bij ondergrondse utiliteitsbouw in Nederland en daarbuiten te onderzoeken. Aan de hand van de in West-Nederland voorkomende grondpaketten is met behulp van het programma MSheet een inventarisatie gedaan van de horizontale belasting die in Nederland op een stempelraam kan werken. Daarna zijn de uitgangspunten voor het verdere onderzoek vastgesteld. Het doel hiervan was om het afstudeerwerk voldoende af te bakenen en het onderzoek te illustreren met een algemeen en realistisch fictief project. Gebaseerd op de uitgangspunten is een permanent geprefabriceerd betonnen stempelraam verder uitgewerkt. Ten eerste is het in-situ deel van het stempelraam globaal gedimensioneerd. Daarna zijn de invloeden van speciale belastingsgevallen op de algemene hoofddoorsnede van het stempelraam geïnventariseerd en beoordeeld. Deze zijn verwerkt in de controle van de geprefabriceerde vloerelementen aan de hand van de werkende belastingen in de gekozen case. Tot slot is getracht te bepalen wat de uiterste mogelijkheden en aandachtspunten zijn van prefab vloerplaten bij gebruik in een dergelijk stempelraam. Het hoofdsysteem van het stempelraam wordt op enkele plaatsen onderbroken. Voor de kopse kanten van de bouwput en de locaties van hellingbanen en andere sparingen in de vloerconstructie zijn aparte oplossingen ontwikkeld. In het hele proces is ook aandacht besteed aan de uitvoeringsaspecten, een essentieel onderdeel van het onderwerp. Aan het einde van het onderzoek is getracht de haalbaarheid en relevantie van prefab vloeren met extra stempelfunctie te bepalen door de verkregen resultaten te vergelijken met de gebruikelijke stempelmethoden.


11/107

1.

Verslag Literatuurstudie

In verband met het ruimtegebrek in de steden wordt steeds vaker naar de mogelijkheden van ondergronds bouwen gekeken. In de context van meervoudig ruimtegebruik en duurzaamheid wordt verwacht dat men in de toekomst vaker en diepere kelderconstructies zal willen realiseren. Voornamelijk als een diepe kelder wordt gebouwd volgens het polderprincipe, zouden deze technisch en financieel haalbaar moeten kunnen zijn. Daarnaast worden steeds meer eisen gesteld aan de overlast die de uitvoering veroorzaakt, met als gevolge een hang naar specialere uitvoeringsmethoden als de wanden-dak methode. Naast de relevante technieken voor ondergronds bouwen en funderingstechniek in Nederland zijn de gebruikelijke bouwmethoden buiten de landsgrenzen ook interessant. Wat betreft de industrie van prefabricage is Nederland een voorloper op het wereldtoneel maar toepassing van bijvoorbeeld de interessante top-down bouwmethode komt zelden voor. Er bestaat genoeg documentatie over ondergronds bouwen, zowel in het Nederlands als Engels. Voor uitgebreide informatie wordt in eerste instantie verwezen naar de twee delen van het Handboek Ondergronds Bouwen opgesteld door het Centrum Ondergronds Bouwen [Ar 1997 en Adm 2000]. Dit handboek behandelt uitgebreid de technieken, ervaringen, gebruiken en aandachtspunten van ondergronds bouwen in Nederland.

1.1.

Diepe kelderconstructies

In 1994 zijn de bevindingen gepubliceerd van de Werkgroep Kelderconstructies [KivI 1994 en Huls 1995]. Binnen de Afdeling voor Tunneltechniek en Ondergrondse Werken van het KIvI Niria is onderzocht of de ontwerpen uitvoeringstechnieken voor het bouwen van infrastructurele civieltechnische constructies ook zijn te gebruiken bij het realiseren van diepe kelders onder gebouwen. Het rapport bevat ook voor de makers opvallende conclusies. Door het opstellen van een aantal studiemodellen is binnen bepaalde randvoorwaarden geprobeerd de relatie aan te geven tussen ontwerp, uitvoeringstechnieken en kosten van meerlaagse kelderconstructies in een dichtbebouwde stedelijke omgeving. In het onderzoek is onderscheid gemaakt tussen twee verschillende grondprofielen: Amsterdam (slecht doorlatende grondlagen aanwezig) en Utrecht (slecht doorlatende lagen afwezig). De studiemodellen onderscheiden zich door de uitvoeringsmethode, die weer een relatie heeft met de fundering en de kelderwanden. De methoden zijn vergeleken op technische haalbaarheid, bouwtijd en -kosten bij een verschillend aantal kelderlagen, met als doel het geven van een indicatie van de kosten als functie van het aantal kelderverdiepingen. De conclusies worden uiteraard gedeeltelijk bepaald door de uitgangspunten die in de studie zijn gehanteerd. “Algemeen kan worden geconcludeerd dat het imago van ‘duur en niet interessant’ dat gekoppeld wordt aan de toepassing van kelders met meer dan twee lagen niet gerechtvaardigd lijkt. In Amsterdam liggen de kosten per laag bij traditionele bouw tot vijf lagen in dezelfde ordegrootte; in Utrecht is dat het geval tot drie lagen. Diepe kelders behoeven dan ook geen toekomstmuziek meer te zijn. In het algemeen dienen geen belemmeringen te worden opgeworpen aan de realisatie van projecten.”

12/107


Figuur 2: Grafische weergave resultaten Werkgroep Kelderconstructies

Ook bij Gemeentewerken Rotterdam [Gem 2008] ziet men mogelijkheden voor diepe kelderconstructies. Aan de hand van drie diepe ondergrondse parkeergarages in Rotterdam (De Veranda, Museumplein en Terwenakker) wordt duidelijk gemaakt: “Wie in Rotterdam een kuil graaft ... moet dieper graven”. Dit wordt vooral gebaseerd op de uitnutting van de dure diepwanden door middel van een permanent polderprincipe met de wand tot in de diepe kleilaag (laag van Kedichem). Op deze manier zouden betaalbare ondergrondse garages van zes of zeven lagen moeten kunnen worden gerealiseerd. Professor Van Tol (Geo-Engineering TU Delft) heeft in vakblad Geotechniek zijn verwachtingen opgeschreven over de verschillende bouwwijzen van de toekomst [Tol 2005]. Onder andere door het drukker worden van binnensteden verwacht hij dat steeds meer gewenst en geëist zal worden van bouwwerkzaamheden. Hij noemt de wanden-dak methode als een oplossing die zo min mogelijk overlast voor de omgeving veroorzaakt.

1.2. 1.2.1.

Top-down Algemeen

Bij het bouwen van diepe kelderconstructies is het nuttig om de top-down bouwmethode te overwegen. In Nederland zijn nog relatief weinig projecten volgens deze bouwwijze uitgevoerd maar op andere plekken in de wereld is de methode populair of zelfs de standaard voor het uitvoeren van diepe kelders. Voornamelijk in de Verenigde Staten en in Oost-Azië (Seoul, Hong Kong, Singapore) wordt top-down bouwen veel toegepast. De top-down bouwwijze is ontstaan in de jaren ’60 en ging hand in hand met de ontwikkeling van de diepwand. Hieronder worden enkele top-down projecten besproken. Om verwarring te voorkomen wordt echter eerst de terminologie van relevante bouwmethodes kort besproken. De meest gebruikelijke uitvoeringsmethode bij ondergronds bouwen is de bottom-up methode. Eerst wordt een (tijdelijke) bouwput gerealiseerd tot aan het funderingsniveau,


13/107

eventueel met behulp van verankering of stempeling. Daarna wordt vanaf de fundering het gehele gebouw omhoog opgebouwd. Gebruik van onderwaterbeton is ideaal voor bottom-up bouwen. Bij top-down wordt de ondergrondse constructie vanaf maaiveld naar beneden gebouwd; de vloeren worden bijna geheel gemaakt en alleen kleine sparingen worden gelaten voor het verticale transport van grond, materieel en materiaal. Door het realiseren vanaf maaiveld van een permanente wandconstructie en funderingspalen kan tegelijkertijd met de uitvoering van de ondergrondse constructie al begonnen worden met de uitvoering van een eventuele bovenbouw. In de internationale literatuur wordt hiervoor vaak de term up-down bouwen gebruikt. Het is gebleken dat in de Nederlandse bouwpraktijk de term up-down, hoewel een logische naamgeving, niet is ingeburgerd. Men gebruikt hiervoor ook de benaming top-down. De term up-down wordt in het volgende niet meer gebruikt. Indien een constructie top-down wordt uitgevoerd en er geen sprake is van een bovenbouw, bezigt men doorgaans de term wanden-dak methode (Engels: cut-and-cover). Deze methode wordt regelmatig toegepast bij aanleg van ondergrondse infrastructurele werken maar komt ook voor bij ondergrondse utiliteitsbouw. De voornaamste beweegreden voor de wandendakmethode is het minimaliseren van de overlast op het maaiveld (zie verderop voor een voorbeeldproject). De top-down bouwmethode heeft verscheidene voordelen. De vloerconstructies van de ondergrondse lagen worden als permanente stempeling van de wand gebruikt; tijdelijke stempels zijn dus niet meer nodig. De methode kan prima worden toegepast bij krappe bouwplaatsen en de vloeren fungeren als zeer stijve stempels zodat weinig vervormingen optreden in de omgeving. Ook kan al met de bovenbouw worden begonnen voordat de kelderlagen voltooid zijn. Dit kan een flinke afname van de bouwtijd betekenen. Door tegelijkertijd omhoog en omlaag te bouwen kan ook het gewicht van het al aanwezige deel van het gebouw worden gebruikt om de opwaartse waterdruk op de funderingsvloer te weerstaan. Bij top-down bouwen moeten een aantal aspecten goed worden overdacht: •

Planning. Indien tegelijkertijd omhoog en omlaag wordt gebouwd, worden hoge eisen gesteld aan de logistiek en planning van de verschillende bouwdelen.

•

Ontgraving. Omdat de vloerconstructie de wand ondersteunt wil men tijdens de bouw zo klein mogelijke openingen in de vloer hebben. Dit belemmert echter het ontgravingsproces. Hierdoor is horizontaal transport van grond nodig met kleine werkhoogte onder de bovenliggende vloer. Bijvoorbeeld bobcats verplaatsen de grond tot aan een opening in de vloer. Het verticaal transport geschiedt door deze kleine openingen met behulp van graafmachines of een kraan. Ook zijn andere systemen bedacht en toegepast, zoals een automatisch liftsysteem (‘bucket elevation system’, zie verderop).

•

Palen/kolommen. Goed moet worden nagedacht over de uitvoering van de permanente kolommen. Het is mogelijk om eerst tijdelijke palen te realiseren en de definitieve palen tussen de vloeren te plaatsen als de gehele ondergrondse constructie op diepte is. Dit verhindert echter de mogelijkheid om eerder met de eventuele bovenbouw te beginnen. Indien dit wel gewenst is kan gekozen worden om boorpalen (diepwandpalen) te gebruiken als definitieve kolommen. Vaak is het echter niet wenselijk om boorpalen met grote afmetingen in de definitieve kelderconstructie te hebben. Dan kan men voor ontgraven van de bouwkuip de definitieve stalen of prefab betonnen kolommen in een gat met steunvloeistof laten zakken, bovenop of

14/107


gedeeltelijk in de boorpalen. De toleranties van de definitieve kolommen zijn echter klein en het nauwkeurig stellen van de kolommen kan problematisch zijn. 1.2.2.

Voorbeelden top-down

1.2.2.1.

Buitenland

De uitvoering rond 1972 van een ondergrondse parkeergarage voor House of Commons in Londen, vlak naast Westminister Hall en Big Ben, is een belangrijk project geweest. Het artikel over dit project in The Structural Engineer [Bur 1977] is een standaardwerk met betrekking tot de vervormingen van een diepwand bij top-down bouwen. Er is gekozen voor de top-down methode vanwege de grote stijfheid die de vloeren als stempel hebben, niet direct vanwege de mogelijk grotere bouwsnelheid. De historisch zeer waardevolle belendingen stelden zeer strenge vervormingseisen. Monitoring van de vervormingen van de bouwkuip was intensief gedaan, waardoor veel informatie is verzameld, vooral met betrekking tot het gedrag van een diepwand.

Figuur 3: Fasering parkeerkelder House of Commons, Londen

[Tom 1995] beschrijft een kelderconstructie van vijf lagen in Zürich in de jaren ‘70, waar de permanente vloeren ook tijdens de bouw de diepwand ondersteunden. Elke vloer is gestort in bekisting afgesteund op de grond. In elke vloer zijn opvallend grote openingen gelaten voor ontgraving onder de vloeren en verticaal transport van materiaal. De vloerconstructies werden ondersteund door permanente stalen buispalen die ook de kelder tegen opdrijven verankerden.


15/107

Figuur 4: Top-down in Zürich

Begin jaren tachtig is in Brussel voor ASLK een computercentrum gerealiseerd [Dep 1984]. Dit grootschalige project – het complex behelst vier ondergrondse en zes bovengrondse lagen – is via de top-down methode gebouwd. De diepte van de bouwkuip was ongeveer 20 m. Er zijn 200 tijdelijke stalen palen gebruikt ter ondersteuning van de vloerdelen die de diepwand stutten. De vloerplaat -1 lag op een steunplaat die op de palen was gelast; vloer -2 en -3 werden via deuvels verbonden met de palen. Na het realiseren van de fundering en de definitieve kolommen konden de tijdelijke palen door middel van snijbranders worden weggenomen; ontstane openingen werden met beton gedicht. De definitieve kolommen bestaan uit een staalprofiel omhuld door gewapend beton. De stalen kolommen die over meerdere verdiepingen lopen werden door gaten in de vloerconstructie ingehesen. Deze gaten waren gemaakt door polystyreenblokken in de vloeren in te storten en deze later weg te smelten. [Arz 1989] beschrijft de uitvoering van de Kö-Galerie in het centrum van Düsseldorf tussen 1985 en 1987 volgens het permanente polderprincipe. Het complex bestaat uit vijf ondergrondse parkeerlagen en zes bovengrondse verdiepingen. De bouwkuip, met een diepte van ongeveer 18 m, werd zo dicht mogelijk langs bestaande bebouwing geplaatst. Vanwege de eis om tussentijds de bovenste parkeerlagen, de begane grond en de eerste verdieping op te leveren is voor de top-down bouwmethode gekozen. Deze methode zorgde ook voor minimale vervorming en zetting van de grond rondom de bouwput. De staal-beton kolommen van de ondergrondse lagen vereisten speciale aandacht. De composiete kolommen (zie figuur hieronder) zijn geheel geprefabriceerd in de fabriek. Onderaan de 14 m lange stalen kolommen werd een wapeningskorf van 8 m lang bevestigd. Dit geheel werd aangebracht in boorgaten gesteund met bentoniet. Het onderste gedeelte is gebetonneerd en over de resterende hoogte is het bentoniet vervangen door grond. Een van de grootste problemen was de nauwkeurigheid van de plaatsing van de permanente kolommen; de totale afwijking mocht slechts 25 mm zijn. Hiertoe is een speciale geleidingsconstructie ontworpen die met hydraulische vijzels de kolommen tot halverwege het boorgat kon begeleiden en bijstellen.

16/107


Figuur 5: Doorsnede composiete kolommen, des geleidingsconstructie en het bucket elevation system

Na ontgraving tot onder elk vloerniveau zijn de vloeren top-down uitgevoerd. Het verticale transport van grond werd verzorgd door een ‘bucket elevation system’. De grond werd met speciaal materieel bij kleine werkhoogte losgemaakt en naar de continue opererende emmerlift gebracht. Grote sparingen in de vloer werden daarmee vermeden. Vanwege de zeer strakke planning werd ervoor gekozen de vloeren te storten op een werkvloer van lichtgewicht beton. Bij verder ontgraven kon deze laag gemakkelijk loskomen van de vloerconstructie en worden verwijderd. De vloeren werden met bouten aan de diepwand en met stalen consoles aan de kolommen verbonden. Naar schatting is in dit project volgens deze werkwijze negen maanden tijdwinst geboekt ten opzichte van uitvoering volgens de bottom-up methode. 1.2.2.2.

Nederland

Zoals vermeld is top-down bouwen in Nederland nog vrij onontgonnen. Maar er zijn wel projecten waarin dit is toegepast, bijvoorbeeld het complex Pieter Vreedeplein in Tilburg en de parkeergarage De Veranda in Rotterdam. Het eerste project maakt gebruik van vloeren uitgevoerd in-situ beton en wordt hieronder besproken. De Veranda wordt verderop in beschreven. Tijdens de herontwikkeling van het Pieter Vreedeplein in Tilburg (95 bij 195 m2) is onder andere een drielaagse ondergrondse constructie gebouwd, waarvan twee lagen worden gebruikt als parkeergarage. [Ver 2006] en [Win 2006] beschrijven dat voor de uitvoering van dit werk verschillende methoden zijn overwogen. Vele daarvan konden niet worden uitgevoerd door de aanwezigheid van bebouwing op korte afstand, de aanwezigheid van vervuild grondwater en de afwezigheid van een ondiepe natuurlijke ondoorlatende laag. Ook het toepassen van onderwaterbeton werd niet mogelijk geacht vanwege de logistiek in het stadscentrum. Een waterdichte bouwkuip was echter essentieel en in eerste instantie is gedacht aan de top-down constructiemethode met een chemische injectielaag. Deze dure oplossing zou veel van de problemen oplossen maar de gemeente stond het aanleggen van de chemische injectielaag niet toe. Uiteindelijk is gekozen voor het toepassen van een waterdichte cement-bentonietwand tot in de laag van Kedichem op 40 m diepte, met daarin afgehangen een 18 m lange voorgespannen betonnen damwand voor de stabiliteit van de bouwput. De fasering van het werk is aangegeven in onderstaand figuur.


17/107

Figuur 6: Fasering uitvoering Pieter Vreedeplein

Het was alleen noodzakelijk om de bouwkuip zelf te ontwateren. Door gelijkertijd naar boven en naar beneden te bouwen had de constructie voldoende gewicht om de opwaartse waterdruk te weerstaan. De ondergrondse verdiepingen werden tijdens de bouw en in de permanente situatie door Tubex-palen ondersteund. Deze speciale toepassing van de palen is tot nu toe uniek gebleken. Om voldoende sterkte en stijfheid te hebben voor het dragen van de bovenliggende verdiepingen zijn de Tubex-palen verstijfd na uitvoering van het resterende deel van de fundering.

Figuur 7: Ontgraven onder -1 vloer en later verstijving Tubex-palen

18/107


1.2.3.

Innovaties en variaties

Onderzoekers en aannemers blijven bezig met het verbeteren en optimaliseren van de topdown bouwmethode. In Korea is bijvoorbeeld een systeem bedacht voor de uitvoering van de keldervloeren met ongestempelde bekisting [Lee 1999]. De belangrijkste reden is tijdwinst. In plaats van het storten van de vloeren op de ondergrond of in bekisting die is afgestempeld op de ondergrond, worden de vloeren gemaakt in bekisting die aan de begane grondvloer hangt. Hierdoor kan het ontgraven continu plaatsvinden en hoeft niet te worden gewacht tot een vloer is verhard voordat met de ontgraving verder kan worden gegaan. Bij toepassing op een project in Seoul werd bepaald dat de bouwtijd met 80 dagen kan worden verkort vergeleken met de gebruikelijke top-down methode. Ook werden de bouwkosten met ruim 12% verlaagd. Er zijn ook enkele inventieve variaties op de top-down bouwmethode gerealiseerd. Bij de aanleg van een vijflaagse ondergrondse parkeergarage bij het burgerziekenhuis in Bazel is de zogenaamde ‘Senkdecken’-methode toegepast [Wal 1976]. Na het realiseren van de diepwand en stalen buispalen zijn de vier tussenvloeren (dikte 300 mm) van de parkeerkelder op het geëgaliseerde bouwterrein direct na elkaar gestort met een Etoco-spray als scheidingslaag. De vloeren werden aan de 1,0 m dikke dekvloer opgehangen en na voldoende ontgraving is het geheel met behulp van vijzels een niveau omlaag gebracht. De noodzakelijk nauwgezette maatvoering bij het plaatsen van de kolommen (maximaal 5 mm afwijking in alle richtingen) in de 20 m diepe ontoegankelijke boorgaten werd als zeer gecompliceerd ervaren. Dit is opgelost door de kolommen op te hangen in een ring, voorzien van hydraulische vijzels, waarmee een correcte centrering kon worden verkregen.

Figuur 8: Bouwfasering Senkdecken

1.2.4.

Wanden-dak methode

De wanden-dak methode ontstond ongeveer gelijkertijd met de top-down methode en is in feite dezelfde manier van bouwen, echter zonder toepassing van een bovenbouw. Al in de jaren zeventig en tachtig is de wanden-dakmethode in Nederland gebruikt bij de uitvoering van een groot utiliteitsbouwproject: De Maasparking [Kle 1981]. Deze parkeerkelder in het


19/107

centrum van Maastricht is voltooid in 1977. Door het maken van diepwanden en boorpalen tot in de zeer slecht waterdoorlatende mergellaag werd een permanent polderprincipe verkregen. Vanwege de locatie naast de oude stadsmuur mocht geen verankering en bemaling toegepast worden en moest de bouw trillingsvrij zijn.

Figuur 9: Uitvoering van een tunnel met de wanden-dak methode

1.3.

Stempelramen

Een stempelraam is een belangrijk maar klein, standaard en relatief simpel onderdeel van een bouwput. Literatuur speciaal over het ontwerp en de uitvoering van stempelramen is niet gevonden. Het uitwerken van stempels beperkt zich doorgaans tot het berekenen van de stempelkrachten, het bepalen van de lay-out van het stempelraam en het dimensioneren van de tijdelijke stalen buizen die als stempels dienen.

Figuur 10: Zware damwandconstructie met tijdelijk stalen stempelraam [Wik 2008]

Naast de axiale stempelkracht worden stempels ook belast op buiging. Het eigen gewicht en een laag grond dat tijdens het ontgraven op de stempel blijft liggen zorgen tijdens de bouw voor verticale belasting. Temperatuurverschillen veroorzaakt door beschijning door de zon zorgen voor rek in de bovenkant van de stempel. Buiging van een stempel zorgt voor tweede orde momenten en vervormingen. Over stempelconstructies is weinig literatuur verschenen. In handboeken wordt hieraan doorgaans niet meer dan enkele pagina’s gewijd. De American Society for Civil Engineers

20/107


heeft een publicatie [ASCE 1997] over de praktische aandachtspunten van verankerde en gestempelde bouwkuipen. Het betreft geen standaardwerk omdat over enkele punten discussie is blijven bestaan. Het boekje behandelt alleen tijdelijke stalen stempelramen; de onderdelen hiervan, zoals installatie en eventuele voorspanning, worden kort besproken. Permanente en/of betonnen stempelramen worden niet behandeld. 1.3.1.

Permanente stempeling

Tijdelijke stempels doen alleen tijdens de bouw dienst en kunnen daarna worden verwijderd. Als de stempels die worden gebruikt tijdens de bouwfase worden opgenomen in de definitieve constructie spreekt men van permanente stempeling. Het belangrijkste voordeel hiervan is de tijdwinst die wordt verkregen doordat de verwijdering van tijdelijke stempels niet nodig is. Bij het toepassen van de top-down bouwmethode is de stempeling door de (betonnen) vloerconstructies altijd permanent. Het toepassen van een permanent stalen stempelraam is vrij uniek. Er zijn twee studies naar permanente stempelramen gevonden; één met staal en één met beton. Voor zijn afstuderen aan de TU Delft in 2002 onderzocht M.A. Sijpestein mogelijke permanente stempeling bij een vijflaagse parkeergarage onder het Koningin Julianaplein in Den Haag [Sijp 2002]. Bij een van deze alternatieven voor de bouwmethode, genaamd “nat ontgraven met afgezonken stempelramen”, laat men het grondwater staan tot een dichte kuip is gemaakt met onderwaterbeton, die daarna droog gezet wordt. De wanden worden tegen elkaar afgesteund middels stempels. De stempelramen bevinden zich op de vloerniveaus zodat ze gebruikt kunnen worden als draagconstructie voor de vloeren van de parkeergarage. Vanwege onbekendheid met deze methode is voor de risico's een kostenpost van 40% aangenomen waardoor deze methode onaantrekkelijk werd. De bevindingen van het onderzoek waren als volgt. Door toepassing van vijf stempellagen kan met een eenvoudige, korte wand volstaan worden. De stempelramen worden zowel op buiging als op normaalkracht belast. De kolommen van de parkeergarage dienen als knikverkorters voor de stempelramen. De gordingen worden middels groutvijzels tegen de wand afgesteund. De methode is snel, wat voordelen heeft voor de omgeving en het terugverdienen van de investering. De methode is het beste toepasbaar bij een grote te keren hoogte, hoge grondwaterstand en een klein raster van kolommen. De variant is gevoelig voor storingen in het ontwerp van het raster van de stempelramen, omdat de horizontale belasting uit de wanden door de stempelramen gaat. In 2004 onderzocht M. Schol ‘Permanente stempeling als alternatief voor tijdelijke stempeling’ voor een metrostation van de Noord-Zuidlijn in Amsterdam [Scho 2004]. In de nieuwe metrolijn is een diep station gepland (en inmiddels in uitvoering) onder het Rokin in de Amsterdamse binnenstad. De ruimte tussen het station en het maaiveld wordt benut voor de aanleg van een vijflaagse parkeergarage. Het doel van het afstudeerwerk was het onderzoeken van de mogelijkheid de nadelen van de tijdelijke stempels die benodigd zijn bij de bottom-up bouwwijze weg te nemen of te verkleinen door een top-down bouwwijze toe te passen waar bij tijdens het ontgraven direct permanente stempels geplaatst worden (ter hoogte van toekomstige vloervelden, volledig geïntegreerd in de definitieve constructie zodat het functionele ontwerp niet wijzigt).


21/107

Vanwege de binnenstedelijke bouwput, de grote stempelkrachten, de complexe stempelaansluitingen en de mogelijkheid tot integratie met de definitieve constructie werd verwacht dat een in-situ betonnen stempelraam een goed alternatief was. De bouwmethode is verder uitgewerkt. De vloeren moesten tijdens het ontgraven direct als in het werk gestorte betonnen platen van wand tot wand momentvast aangebracht worden. Het tijdelijke middensteunpunt dat in het vigerend ontwerp toegepast wordt is in het nieuwe ontwerp niet nodig. De tijdelijke stempeling aan de kopse kanten van het station blijft gehandhaafd door het ontbreken van vloeren en andere constructie-elementen in deze gebieden. Deze openingen worden voor verticaal transport gebruikt. Ook het onderste tijdelijke stempelniveau blijft gehandhaafd. De diepwand blijkt namelijk niet de krachten die optreden als gevolg van de grote ontgravingsstap van de onderste parkeergaragevloer naar de stationsvloer op te kunnen nemen. Bij vergelijking met het vigerend ontwerp bleek dat 4,2 miljoen euro kan worden bespaard. De totale bouwtijd kan 43 werkweken korter, hoewel het 38 weken langer duurt voor het station gereed is voor de passage van de tunnelboormachine.

1.4.

Beton in het stempelraam in Nederland

Het toepassen van beton in een stempelraam wordt wel eens gedaan maar is niet gebruikelijk in Nederland. Bij zowel een tijdelijk als een permanent stempelraam kan dit echter behoorlijke voordelen opleveren, onder andere door de eenvoudige natte verbindingen, eenvoudige aansluiting op de wand, geringe gevoeligheid voor temperatuur en de mogelijkheden voor integratie in de definitieve constructie. Permanent stempeling wordt nog weinig toegepast en er bestaan geen standaards voor. Betonnen stempelramen kunnen wordt onderverdeeld in tijdelijk betonnen stempelraam, permanent in-situ betonnen stempelraam en permanent prefab betonnen stempelraam. Aan de hand van een viertal bijzondere utiliteitsbouwprojecten (Robeco-toren in Rotterdam, Milleniumtoren in Rotterdam, Rotterdam Plaza en de Kalvertoren in Amsterdam) vat [Ster 2004] de ervaringen met betonnen stempelramen samen. Hierin worden de volgende voordelen van beton in het stempelraam genoemd: • Eenvoudige natte verbindingen • Eenvoudige aansluiting op de wand • Grote maaswijdte van de stempels wat resulteert in grote hijsopeningen, eenvoudiger ontgraven en minder hulppalen ter ondersteuning van het stempelraam • Geringere gevoeligheid voor temperatuur door groter accumulerend vermogen • Gunstige bouwlogistieke aspecten door ontbreken van de noodzaak om grote elementen te transporteren • Geringe voorbereidingstijd • Minder afhankelijk van de markt: de aannemer maakt het stempelraam zelf • Mogelijkheden voor integratie in de definitieve constructie • Mogelijkheden voor top-down bouwen • Onder bepaalde omstandigheden financieel aantrekkelijk

22/107


Figuur 11: Tunnelboormachine in startschacht Sophiaspoortunnel met tijdelijk betonnen stempelraam

1.4.1.

Tijdelijke betonnen stempelramen

Hoofdkantoor Robeco Voor het realiseren van de bouwput van het hoofdkantoor van Robeco-groep in Rotterdam is in 1989 een tijdelijk tweelaags betonnen stempelraam gebruikt [Nijs 1990]. Zover bekend was het de eerste keer dat in Nederland voor een dergelijke constructie beton is toegepast. De bouwput voor de twee ondergrondse parkeerlagen werd gevormd door een zware tijdelijke stalen damwand (Larssen 430) van 23,5 m tot in de natuurlijk waterremmende laag in combinatie met spanningsbemaling. Het maximale ontgravingsniveau was 9,0 tot 11,0 m. In eerste instantie waren stalen stempelramen ontworpen maar een betonnen stempelraam bleek veel financiele voordelen te bieden.

Figuur 12: De stalen variant (links) en gerealiseerde betonnen variant (rechts)

Het bovenste vlak van het betonnen stempelraam werd gevormd door stempels van 600 bij 600 mm2 en een gording van 1200 bij 600 mm2 in B25. Het onderraam had als afmetingen 800 bij 800 mm2 en een gording van 1600 bij 800 mm2 in B35. Vooral door de lastige vorm van de bouwput en de gevoeligheid van belendingen voor vervormingen van de ondergrond was bij dit project een in-situ betonnen stempelraam voordelig. De mogelijkheid om een betonnen stempelraam op te nemen in de definitieve vloerconstructie is overwogen maar viel af omdat niet alle keldervloeren in één vlak liggen.


23/107

Figuur 13: Tweelaags betonnen stempelraam bij Robeco en het stempelraam van de Millenniumtoren

Millenniumtoren Eind 1998 is een tijdelijk betonnen stempelraam toegepast in de bouwput van de Millenniumtoren in Rotterdam [Ster 1999]. Voornamelijk de wens om snel te gaan bouwen en de stijgende staalprijs heeft hier geleid tot de toepassing van een betonnen stempelraam in plaats van een stalen variant. De stempels hadden de afmetingen 600 bij 600 mm2 en de gording was 600 bij 1200 mm2 groot. Het geheel werd uitgevoerd in B45. De maaswijdte van het stempelraam was in langsrichting 6,0 m en in dwarsrichting 8,5 tot 10,5 m. Een deel van de definitieve prefab funderingspalen van hoogbouw werd doorgetrokken om als hulppaal het stempelraam te ondersteunen. Centraal station Noord-Zuidlijn Voor het centraal station van de Noord-Zuidlijn in Amsterdam is een bouwput ontworpen met een betonnen stempelraam van ca 75 bij 85 m, beschreven in [Scho 2004]. In plaats van vijf lagen tijdelijke stalen stempels is gekozen voor een tijdelijke betonnen stempellaag. Door het stempelraam met vijzels voor te spannen kan de vervorming van de wand voldoende worden tegengegaan. Daarnaast kunnen maatafwijkingen van de diepwand makkelijk in het in-situ uitgevoerde stempelraam worden opgevangen. Een andere reden om voor een betonnen stempelraam te kiezen is de afwijkende driehoekige vorm van de bouwput die zorgt voor complexe knopen. Er is overwogen een combinatie toe te passen van prefab en in het werk gestort beton. Na het ontgraven tot een stempelniveau worden dan op het zand prefab liggers gelegd die worden verbonden door natte knopen. Met een relatief eenvoudige bekisting en stekeinden uit de prefab liggers kunnen de verbindingen snel gerealiseerd worden. Dit systeem is niet gekozen omdat het aanvoeren van de grote prefab elementen niet goed mogelijk was door de vele aanwezige reizigers, door de hoogspanningeleidingen van de tram en door de kleine beschikbare aanvoeropening in het dak van 6x6 m2 . 1.4.2.

Permanente in-situ betonnen stempelramen

Rotterdam Plaza Bij de bouw van de twee ondergrondse lagen van het complex Rotterdam Plaza is voor het eerst in Nederland een permanent betonnen stempelraam toegepast [Hav 1990]. Financieel bleek dit aantrekkelijker dan toepassing van groutankers of een tijdelijk stempelraam.

24/107


Het stempelrooster ter hoogte van de middelste keldervloer bestond uit platte balken van 330 mm dik en 2000 mm breed. De openingen tussen de stroken waren 5,2 bij 5,2 m groot. Het stempelraam werd ondersteund door geheide funderingspalen tot niveau -1 door te trekken. De bekisting van het stempelraam rustte op de grondslag en is traditioneel opgebouwd. Na realisatie van alle permanente construtiedelen onder niveau -1 zijn de openingen met breedplaten dichtgelegd en is het geheel voorzien van een gewapende druklaag variërend in dikte. De bouwput is uitgevoerd als tijdelijke polder met een dubbele L430 damwand van ongeveer 23 m. Bij het kiezen van de fasering stond de veiligheid tegen opbarsten centraal. De opwaartse waterdruk onder de afsluitende laag moet te allen tijde worden tegengewerkt door het gewicht van de grond en de constructie. Het trekken van de damwand en daarmee opheffen van de tijdelijke polder moest gebeuren op een moment dat de constructie nog niet zwaar genoeg was om de waterdruk tegen de onderkant van de kelder te weerstaan. Een oplossing was om verticale ankers toe te passen in de fundatie of om de onderste kelderlaag tijdelijk onder water te zetten.

Figuur 14: De lay-out van het stempelraam van Rotterdam Plaza en een blik vanuit de bouwkuip

Kalvertoren In het drukke centrum van Amsterdam is rond 2001 de Kalvertoren gerealiseerd [Tiel 2001]. Vanwege de lastige randvoorwaarden is een unieke oplossing bedacht voor de uitvoering met een stempelraam dat uit zowel beton als staal bestond. Een op palen gefundeerde en in-situ gestorte betonnen ring rondom het midden van de bouwplaats vormt het belangrijkste onderdeel van het stempelraam. De schijf is aangelegd op het niveau van de begane grondvloer en had een dikte van 280 mm en was gemiddeld 10 m breed. Op deze manier is een geïntegreerde constructie ontstaan voor stempelraam, bouwweg en definitieve vloerconstructie. Ook de gording (2000 bij 750 mm2) is uitgevoerd met in het werk gestort beton. Tussen de betongording en de betonnen schijf zijn stalen buisstempels aangebracht met onderlinge afstand van 7,50 tot 9,50 m. Op deze manier was de bouwput toegankelijk voor het ontgraven.

Figuur 15: De lay-out van het stempelraam van De Kalvertoren en een blik vanuit de bouwkuip


25/107

1.4.3.

Permanente prefab betonnen stempelramen

Het prefab aspect van permanente geprefabriceerde betonnen stempelramen is het meest vooruitstrevende onderdeel van het aankomende onderzoek. Ondergrondse constructies met prefab vloersystemen die in de gebruiksfase een stempelfunctie hebben zijn legio. Er is slechts één project gevonden waarin een prefab betonnen vloer ook tijdens de bouw als stempelraam fungeert, en wel samen met een top-down bouwwijze. De Veranda Tussen 2003 en 2005 is De Veranda in Rotterdam gerealiseerd met behulp van een permanent geprefabriceerd betonnen stempelraam [Smie 2004 en Bouw 2008]. De Veranda is een parkeergebouw met een oppervlakte van ongeveer 54 bij 48 m2. Tussen de vier bovengrondse en de vier ondergrondse lagen bevindt zich de begane grond met winkels en horecavoorzieningen. In het midden van het gebouw is een vide gesitueerd van 16 bij 22 m2 groot wat zorgt voor intrede van daglicht tot op de onderste kelderlaag. Voor de uitvoering van de kelder is het permanente polderprincipe toegepast. Een permanente stalen damwand van ca. 32 m tot in de laag van Kedichem wordt in de bouwfase en in de permanente situatie ondersteund door de verdiepingsvloeren. De maximale diepte van de ontgraving is 13,5 m. De -4 vloer is uitgevoerd met klinkerbestrating met daaronder een zandlaag met drainagesysteem. Er zijn een viertal ontlastbronnen geïnstalleerd in het Pleistoceen zand onder de kelder om opbarsten te voorkomen. De parkeervloeren zijn opgebouwd uit prefab kanaalplaten met een lengte tot ca. 15 m en een dikte van 320 mm. De kanaalplaten zijn voorzien van een in-situ gewapende druklaag van 70 mm en een randstrook langs de damwand. Dit is een economisch aantrekkelijke oplossing gebleken waarmee bovendien een optimale bouwtijd is te realiseren. De kanaalplaten zijn enerzijds opgelegd op de gemonteerde hoeklijnen op de damwand. Anderzijds vond de oplegging plaats op stalen hoedliggers. Deze liggers zijn geplaatst op consoles die aan tijdelijke stalen kolommen HE320B zijn bevestigd. Op deze wijze is een vlakke vloer verkregen waarmee de verdiepingshoogte en dus de ontgravingsdiepte beperkt bleven (ca 400 mm minder per verdieping). De fasering van de ondergrondse lagen was als volgt: • Obstakelvrij maken bouwterrein en ca. 2 m ontgraven • Aanbrengen damwand • Verder ontgraven tot onderkant vloer -1 • Heiwerk alle vibro-combinatiepalen • Aanbrengen vloer -1 • Ontgraven tot 0,5 m beneden vloer -2 • Aanbrengen vloer -2 • Ontgraven tot 0,5 m beneden vloer -3 • Aanbrengen vloer -3 • Integraal ontgraven tot onderzijde klinkerbestrating vloer -4 • Ontgraven in stroken in de dwarsrichting van de damwand en aanbrengen pakket drainagezand boven een laagscheidend, waterdoorlatend geotextiel • Plaatselijke ontgraven ten behoeve van poeren, pomp- en liftputten • Realisatie poeren en putten • Aanbrengen definitieve drainagesysteem • Maken definitieve betonnen kolommen • Verwijderen stalen hulpkolommen

26/107


De gekozen uitvoeringsmethode had veel voordelen. Door de aanwezigheid van de vide is een tijdelijke uitsparing in de vloerconstructie ten behoeve van ontgraving niet nodig. Daarnaast kan een relatief stijve ondersteuning van de wand worden gerealiseerd zodat de vervormingen worden beperkt. De onderste vloer kan worden uitgevoerd in een klinkerbestrating in plaats van een constructieve keldervloer. Door toepassing van een drainagesysteem ondervindt de onderste keldervloer geen opwaartse waterdruk zodat geen trekelementen nodig zijn. De bouwtijd is relatief kort. En de grondwaterstand in de omgeving wordt nagenoeg niet beïnvloed. De grondwaterstand binnen de bouwput is wel verlaagd door middel van horizontale drainage. Ook waren er enige aandachtspunten. De stalen damwand (AZ48 met staalkwaliteit S355) is direct de definitieve kelderwand en een goede maatvoering is dus belangrijk. Er was een stortstrook nodig om de vloeren goed aan te laten sluiten op de damwand. De damwand moest voldoende dicht zijn, hiervoor zijn extra maatregelen getroffen (onder andere in het werk dichtlassen van de heisloten); bij lekkage werd bodeminjectie toegepast. Door de lange damwandenplanken zijn bij de uitvoering problemen ontstaan met de waterdichtheid van de permanente wand. Een funderingsvloer met bijbehorende verticale ankers wordt aangelegd, waarmee men afstapt van het permanente polderprincipe. De resultaten van damwandberekeningen uitgevoerd met MSheet zijn hieronder zichtbaar. Tabel 1: Krachten en vervormingen uit het MSheet-model Bodemprofiel A B C Maximaal buigend moment [kNm/m1]* 1435 1230 1170 Maximale dwarskracht [kN/m1]* 705 585 655 Maximale stempelkracht [kN/m1]* Begane grondvloer Vloer -1 835 775 700 Vloer -2 705 580 655 Vloer -3 970 715 920 Maximale uitbuiging [mm]** 108 77 80 * rekenwaarde ** representatieve waarde

Figuur 16: Foto’s van de uitvoering van De Veranda


27/107

Standaard prefab ondergrondse parkeergarage Binnen BAM Advies & Engineering is in samenwerking met een prefab-leverancier getracht een standaardsysteem voor ondergrondse parkeergarages in prefab beton te ontwikkelen, waarbij permanente vloerelementen ook tijdens de bouwfase als stempel fungeren. Enkele uitgangspunten waren: • Tweelaagse ondergrondse parkeergarage met vlakke vloeren • Bouwen met open bouwkuip (bottom-up; ontgraven vanaf maaiveld) • Stramienmaat en overspanning vloeren 16 m • Prefab: vloerelementen, permanente betonnen damwand, heipalen, liggers en kolommen • In-situ: deksloof, gording, funderingsvloer en druklagen verdiepingsvloer en dekvloer Er is onderzoek gedaan naar de mogelijke uitvoeringsmethoden. De ontwikkelde varianten bestonden uit bouwen met polderprincipe/bemaling of onderwaterbeton en stempeling op niveau 0 en/of -1. Bouwen volgens top-down is niet meegenomen. De variant van een tweelaagse ondergrondse parkeergarage gebouwd door middel van droog ontgraven met stempeling op niveau -1 is verder uitgewerkt. Het stempelraam bestaat hierbij uit kanaalplaten van 1,2 m breed om de 6,0 m (opening voor ontgraving: 4,8 m). Aan de hand van MSheet-modellen met de schematische opbouw van vier verschillende grondprofielen (Amsterdam, Rotterdam, Groningen, Arnhem) is geïnventariseerd welke stempelkrachten in de constructie voor kunnen komen. Daarna zijn een aantal berekeningen uitgevoerd met betrekking tot de knik van de 16 m lange kanaalplaten van 320 mm dik (kniklengte 0,8*l, knikfactor 5). Daarbij is uitgegaan van een mogelijke stempelkracht van 100, 200 en 300 kN/m1. Ook is gedacht aan toepassing van ‘massieve kanaalplaten’ (massieve prefab platen met gelijke afmetingen als kanaalplaten) om voldoende stijfheid te krijgen. Bij een stempelbelasting van 200 of 300 kN/m1 bleek echter ook dan onvoldoende veiligheid tegen knik te bestaan. Om dit op te lossen is het mogelijk om óf het profiel van de plaat te vergroten óf een hulppaal te slaan om de kniklengte te verkorten. De overige onderdelen van het stempelraam (balken, kolommen, deksloof en gording) zijn globaal gedimensioneerd. Vanwege tijdgebrek is het onderzoek niet destijds voortgezet.

Figuur 17: Ontgraving tot onder funderingsniveau met stempelraam op -1 niveau (concept, stempels lopen bijvoorbeeld vooraan bij de locatie van de hellingbanen niet door)

28/107


1.5.

Prefabricage

Nederland neemt een vooraanstaande positie in als het gaat om geprefabriceerd beton. Vanwege de snelheid, kwaliteit en esthetiek wordt vaak gekozen voor het gebruik van geprefabriceerde elementen. Museumplein Amsterdam De ondergrondse tweelaagse parkeergarage onder het Museumplein in Amsterdam heeft een onregelmatige, bijna driehoekige plattegrond [Lin 1999 en Wit 2000]. Kanaalplaten zijn opgelegd op de permanente stalen damwand en prefab betonnen verzwaarde stroken en kolommen (h.o.h. 7,50 m). Het geheel is voorzien van in-situ druklaag en aansluitingen op de damwand. De constructie van het dek is zwaarder uitgevoerd in verband met de permanente belasting door 0,5 m gronddekking en een veranderlijke belasting van 10 kN/m2 (verkeersklasse 30). Het permanente polderprincipe is toegepast. De tweede waterremmende laag op NAP -16 m vormt de afsluiting aan de onderzijde, met een gedeelte gedicht met behulp van jetgrouten. Tijdens de bouw was de damwand verankerd met groutankers, in de eindsituatie hebben de vloeren de stempelfunctie overgenomen.

Figuur 18: Het museumplein in Amsterdam met verzwaarde stroken op niveau -1

Ossenmarkt Deze ondergrondse parkeergarage Ossenmarkt in Groningen is ‘wokkelvormig’ en draait geleidelijk in vijf omwentelingen naar een diepte van 15 m onder maaiveld [Kos 2000 en Bton 2007]. De garage heeft een diameter van 56 m met in de binnenste 24 m een vide van 10 m doorsnede met daaromheen de retourrijstrook (om de parkeergarage uit te rijden). Aan de buitenkant bevindt zich de constant hellende parkeervloer van 16 m breed met aan weerszijden van de rijbaan schuine parkeerplaatsen. De buitenwand wordt gevormd door een ronde diepwand van 1,0 m dik. Alle horizontale gronddrukken worden opgevangen door ringkrachten in de diepwand dus stempeling of verankering tijdens de bouw was niet nodig. De diepwand heeft een lengte van 25 m waardoor de aanwezige laag potklei als ondoorlatende laag van de bouwput kan worden gebruikt en een permanente polder ontstaat. De rest van de garage is in prefab uitgevoerd met wigvormige getordeerde TT-platen van 16 m lang. Aan de binnenzijde rusten deze op taps toelopende kolommen, aan de buitenzijde op in het werk gestorte nokken aan de diepwand. Als dak dienen voorgespannen railbalken met daartussen breedplaatvloeren, opgestort met een druklaag.


29/107

Om het opzwellen van de potklei als gevolg van de 15 m diepe ontgraving op te kunnen vangen moest er een aflaat-vijzelsysteem worden toegepast.

Figuur 19: Het interieur van de Ossenmarkt garage in Groningen

30/107


2.

Bepaling stempelkrachten

Om inzicht te krijgen in de stempelkrachten die men kan verwachten bij ondergronds bouwen in Nederland, zijn berekeningen gemaakt met behulp van het computerprogramma MSheet. Dit programma is opgezet volgens de [CUR166] en alle geldende normen zoals beschreven in [NEN6702] en [NEN6740] zijn in acht genomen. Aan het eind van dit onderdeel is een range van de stempelkrachten verkregen, waarop een permanent geprefabriceerd betonnen stempelraam kan worden gedimensioneerd. In het volgende wordt een korte samenvatting gegeven van de studie. Voor een volledig verslag wordt verwezen naar Bijlage 1.

2.1.

Uitgangspunten

Twee tot vijf ondergrondse lagen In Nederland zijn nog relatief weinig grote utiliteitsbouwprojecten gerealiseerd met meer dan twee of drie ondergrondse lagen, maar de verwachting is dat het in de nabije toekomst vaker zal gebeuren. Bouwputten met meer dan vijf ondergrondse lagen zullen de komende jaren zeer zelden worden gerealiseerd vanwege de moeilijke technische uitvoerbaarheid en bijbehorende hoge kosten en grote risico’s. Daarom is het onderzoeksgebied beperkt tot bouwprojecten met twee tot vijf ondergrondse lagen. Grondprofielen De stempelkrachten zijn afhankelijk van de stijfheid van de grondkering, de stijfheid van de stempels, de bouwfasering, de uitwendige belastingen op de grondkeringen en de bodemopbouw. Er is voor gekozen drie grondprofielen te gebruiken: Amsterdam, Rotterdam en Utrecht. De opbouw van de ondergrond in Amsterdam en Rotterdam is min of meer vergelijkbaar. Het belangrijkste verschil tussen de grondprofielen van Amsterdam en Rotterdam is dat in het Rotterdamse grondpakket de Pleistocene zandlaag dikker is en dieper zit dan in Amsterdam (ofwel: de lagen met Holocene afzettingen zijn in Rotterdam dikker). De grondopbouw van Utrecht kan worden beschouwd als representatief voor een zandige bodem zonder ondiepe natuurlijke ondoorlatende lagen. Ook de ondergrond van bijvoorbeeld Den Haag wordt gekenmerkt door een grondprofiel dat veel zand bevat. De opbouw van de ondergrond bepaalt in belangrijke mate de keuze voor een uitvoeringsmethode van een ondergrondse constructie. Onderstaande tabel geeft per locatie en afhankelijk van het aantal ondergrondse lagen de bouwwijzen die normaal gesproken de meest economische alternatieven geven. De tabel is opgesteld aan de hand van beschikbare ervaring en de in de literatuurstudie bekeken casestudies. Tabel 2: Gebruikelijke bouwmethoden in Nederland per locatie Aantal ondergrondse lagen Amsterdam Rotterdam 2 Bemaling / polder Bemaling / polder 3 Polder / onderwaterbeton Polder / onderwaterbeton 4 Polder / onderwaterbeton Polder / onderwaterbeton 5 Polder / onderwaterbeton Polder / onderwaterbeton

Utrecht Onderwaterbeton Onderwaterbeton Onderwaterbeton Onderwaterbeton

Zoals in de tabel te zien is, zijn er twee belangrijke bouwmethodes: het polderprincipe en het toepassen van aan trekpalen verankerde onderwaterbetonvloeren (owb). Deze twee bouwmethodes hebben een verschillende fasering en er moeten daarom aparte modellen voor worden gemaakt in MSheet. De uitkomsten voor bouwen met onderwaterbeton zijn minder Bouwputten met permanente geprefabriceerde betonnen stempelramen

31/107

relevant voor dit onderzoek omdat hierbij niet meerdere stempellagen worden toegepast en worden daarom hier niet vermeld. De ondergrond in Utrecht is minder geschikt voor toepassing van permanente betonnen stempelramen zoals in het verdere rapport te sprake zullen komen. Onder de noemer polder valt een aantal verschillende uitvoeringswijzen. De modellering van de uitvoering volgens het polderprincipe, tijdelijk en permanent, is voor zowel bottom-up als top-down hetzelfde. Opbouw constructie De constructie van een kelder hangt logischerwijs af van het aantal ondergrondse lagen, maar er zijn een aantal uitgangspunten gedaan met betrekking tot de niveau’s ten opzichte van maaiveld. Onder een grondlaag van 500 mm bevindt zich de begane grondvloer met een hoogte van 700 mm. De vrije hoogte vanaf de onderkant van de vloerconstructie tot de bovenkant van de -1 vloer is 2600 mm. Elke volgende verdieping heeft een verdiepingshoogte van 3,0 m waarvan 400 mm constructie. Hieronder is een schets gegeven van de opbouw van de constructie.

Figuur 20: Principeschets opbouw constructie (maten in mm)

Fasering Uitgangspunt is dat voor het aanleggen van een stempelraam 500 mm ruimte moet worden vrijgelaten onder de onderkant van de betreffende vloer. Het waterpeil in de bouwput wordt daarbij verlaagd tot 200 mm onder het oppervlak van de ontgraving. Hieronder is een voorbeeld gegeven van de fasering zoals gebruikt in MSheet van een ondergrondse constructie van drie lagen. Fase 1 • Inbrengen permanente damwand • Ontgraven tot -1,70 m tov mv Fase 2 • Heien (hulp)palen • Realiseren stempelraam begane grond op -0,85 m tov mv 32/107


• Fase 3 • • Fase 4 • • Fase 5 •

Ontgraven tot -4,70 m tov mv Realiseren stempelraam niveau -1 op -4,00 m tov mv Ontgraven tot -7,70 m tov mv Realiseren stempelraam niveau -2 op -7,00 m tov mv Ontgraven tot -11,0 m tov mv Realiseren fundering en -3 vloer

Bij het invoeren van de gegevens in MSheet zijn enkele aannames gedaan. Zo is gekozen voor een stijfheid van de stempels die overeenkomt met een derde van de doorsnede van een kanaalplaat van 320 mm dik en een lengte van zestien meter. Om de damwandconstructies te kunnen beoordelen is uitgegaan van een vervormingseis van 50 mm bij twee of drie lagen en van 90 mm bij vier of vijf lagen. Per geval zijn de modellen globaal geoptimaliseerd wat betreft wandprofiel. Ook is de veiligheid tegen opbarsten in elk model gewaarborgd. In elk model is een bovenbelasting toegepast van 15 kN/m2.

2.2.

Resultaten

In onderstaande tabellen zijn de resultaten weergegeven voor de te verwachten maximale stempelbelasting in Amsterdam en Rotterdam per stempelniveau in kN per strekkende meter van de wand, bij toepassing van een stempelraam op elk vloerniveau. Tabel 3: Maximale stempelbelasting voor het Amsterdamse grondprofiel Maximale stempelbelasting qst;max (kN/m1) Wand Mmax;d (kNm) Aantal lagen St bg St -1 St -2 St -3 St -4 2 160 350 AZ26 445 3 155 305 455 AZ36 575 4 155 305 405 670 AZ36 740 5 155 305 405 600 785 AZ36 890 Tabel 4: Maximale stempelbelasting voor het Rotterdamse grondprofiel Maximale stempelbelasting qst;max (kN/m1) Wand Mmax;d (kNm) Aantal lagen St bg St -1 St -2 St -3 St -4 2 235 400 AZ48 890 3 240 345 450 AZ48 915 4 240 345 400 645 AZ48 890 5 240 345 400 580 890 AZ48 950

umax (mm) 50 46 53 57 umax (mm) 70 69 72 71

Ook is onderzocht wat de gevolgen zijn voor de stempelbelasting bij overslaan van stempelniveaus. De resulterende stempelkrachten staan in de tabellen hieronder. De benodigde wandprofielen zijn in dit geval aanzienlijk zwaarder in verband met de grotere buigende momenten door de grotere verticale afstand tussen de stempelramen. Bij ondersteuning van de wand op elk niveau is de vervormingseis over het algemeen maatgevend voor de keuze van het damwandprofiel.


33/107

Tabel 5: Maximale stempelbelasting voor het Amsterdamse grondprofiel Maximale stempelbelasting qst;max (kN/m1) Wand Mmax;d (kNm) Aantal lagen St bg St -1 St -2 St -3 St -4 2 300 AZ36 870 3 270 475 AZ36 810 4 265 895 L430 1365 5 265 850 770 L430 1295 Tabel 6: Maximale stempelbelasting voor het Rotterdamse grondprofiel Maximale stempelbelasting qst;max (kN/m1) Wand Mmax;d (kNm) Aantal lagen St bg St -1 St -2 St -3 St -4 2 430 L430 1715 3 350 410 L430 1415 4 350 895 L430 1640 5 350 845 850 L430 1590

34/107


umax (mm) 70 69 56 54 umax (mm) 78 63 78 76

3.

Uitgangspunten onderzoek

Om de mogelijkheden van permanente geprefabriceerde stempelramen goed te kunnen onderzoeken, is gekozen voor het uitwerken van een algemeen toepasbare case. Om tot een goede afbakening te komen zijn verschillende aannames en uitgangspunten vastgesteld; in dit hoofdstuk worden deze behandeld. De uitgangspunten dienen het onderzoeksgebied af te bakenen maar het toepassingsgebied niet te beperken.

3.1. •

Uitgangspunten betreffende de omgeving Stedelijke omgeving met bijbehorende strenge vervormingseisen

Meervoudig ruimtegebruik is een relatief dure manier van bouwen en wordt alleen toegepast indien het onmogelijk is een gebouw met dezelfde kwaliteit bovengronds te realiseren. Ondergronds bouwen wordt dus vrijwel altijd binnen stedelijke omgeving gerealiseerd. Dit brengt eisen met zich mee wat betreft de gevolgen van de bouwactiviteiten voor de omgeving. Bij bouwen dichtbij belendingen, zeker indien het een oud stadscentrum betreft, vormen de vervormingen die worden veroorzaakt door de bouwactiviteiten een belangrijk aandachtspunt. Te grote ongelijke zakkingen en rotaties kunnen belendingen schaden. Het kwantificeren van de vervormingseisen is afhankelijk van vele aspecten en per individueel project verschillend. Bij bepaling van de horizontale grondbelasting op de constructie is uitgegaan van een maximale vervorming van 80 mm. Hierin is de vervorming van het stempelraam door verkorting van de prefab stempels reeds meegenomen. Grote extra vervormingen van het systeem worden niet verwacht. •

Geen toepassing ankers

Een logisch uitgangspunt voor het onderzoek is het feit dat toepassing van verankering van de wand niet mogelijk of minder aantrekkelijk is dan het gebruik van een stempelraam. Dit komt voor in situaties met bebouwing dicht langs de rand van de bouwput, of wanneer de vorm van de bouwkuip het toepassen van ankers minder economisch maakt. Daarnaast is voor eenvoudige toepassing van ankers een ondiepe zandlaag noodzakelijk.

3.2. •

Uitgangspunten betreffende de functionaliteit Ondergrondse parkeergarage van drie lagen

De meest voorkomende vorm van utiliteitsbouw beneden maaiveld is de aanleg van ondergrondse parkeergarages. Zoals in de literatuurstudie is gebleken bestaan er nog weinig garages met meer dan twee ondergrondse lagen. De verwachting is dat dit in de toekomst zal veranderen en men diepere garages zal ontwerpen en realiseren. Toepassing van prefab is doorgaans voordelig bij veel repetitie en dus bij grote oppervlaktes en meerdere verdiepingen. Geprefabriceerde betonnen stempelramen kunnen lucratief zijn bij diepe kelders, indien ze over voldoende capaciteit beschikken. De verwachting is echter dat er veel kelders van vier of vijf lagen worden gebouwd met onderwaterbeton, en dus zonder stempelraam op elk niveau. Daarom wordt voor dit onderzoek uitgegaan van een garage met drie ondergrondse lagen. •

Parkeergarage met vlakke vloer


35/107

Er bestaan verschillende types parkeergarage (vlak, hellend, split-level). Welk type wordt toegepast hangt af van het gebruikerstype (openbaar, winkelpubliek, stallingsgarage, enz.). Een parkeergarage met vlakke vloer is voor elk gebruikerstype redelijk tot goed toepasbaar volgens [Rins 2007]. •

Stramienen 7,5 bij 8,0 of 7,5 bij16 m

De eisen aan de functionele indeling van een garage staan beschreven in [NEN2443]. Parkeervakken voor auto’s hebben een lengte van 5,0 m en een breedte van 2,5 m. Een kolom of wand aan de langszijde van een parkeervak moet tussen 0,50 m en 1,50 m vanaf de rijbaan staan in verband met inparkeren en het openen van de portieren. Een rijbaan voor tweerichtingsverkeer dient 6,0 m breed te zijn. Bij haaks parkeren en een rijbaan met twee richtingsverkeer komt men dan op een breedte van een parkeerbeuk van 16 m. Als men schuin parkeert (bijvoorbeeld onder een hoek van 70 graden) en een weg met eenrichtingsverkeer toepast kan de breedte worden gereduceerd tot 14 of 15 m. Het onderzoek is toegespitst op een parkeergarage met breedte van 32 m. Dit zijn twee parkeerbeuken met een relatief luxe breedte. Figuur 21: Functionele indeling parkeervloer voor stramienen van 8,0 m en 16 m

Voor het gehele systeem wordt rekening gehouden met twee stramienmaten: 7,5 bij 8,0 m en 7,5 bij 16 m. Parkeergarages met overspanning van de vloerconstructie van 8,0 m zijn standaard en doorgaans financieel aantrekkelijker dan de constructie met dubbele overspanning. Steeds vaker willen opdrachtgevers echter een kolomvrije parkeerbeuk en dus een overspanning van 16 m. Bij toepassing van een bovenbouw is de optie van een overspanning van 16 m meestal constructief geen haalbaar in verband met de grote verticale belasting die door de garage naar de fundering moet worden geleid. De afstand van de kolommen in lengterichting van de garage is gekozen op 7,5 m, de breedte van drie parkeervakken. Dit is een gebruikelijke keuze hoewel men ook kan kiezen voor een kleinere afstand. Bij een overspanning van 16 m komen de kolommen aan de uiteinden van de parkeerplaatsen en is er meer vrijheid voor de locatiekeuze. Vrij gemakkelijk kunnen dan extra kolommen worden geplaatst indien dit voordelig is. •

Rechthoekig oppervlak 32 bij 97,5 m

De lengte van de rechthoekige parkeergarage lijkt minder belangrijk dan de breedte en is vastgesteld op 97,5 m; ofwel dertien stramienen van 7,5 m. Er wordt uitgegaan van een rechthoekige plattegrond en bouwput. Naar verwachting is het prefab-systeem minder geschikt voor bouwputten met ingewikkelde vormen, daar de lijnvormige elementen het beste in een rechthoekig systeem passen. Voor afwijkende vormen van de bouwput zou in-situ beton vanwege de flexibiliteit waarschijnlijk meer geschikt zijn. In de vloeren komen sparingen ten behoeve van de hellingbanen van de parkeergarage. De exacte locatie kan van verschillende aspecten afhangen, vooral van de randvoorwaarden die worden gesteld door de bovengrondse omgeving. Voor dit onderzoek worden de hellingbanen niet langs de wand gesitueerd maar in het midden van de parkeervloeren. De sparing voor de hellingbanen is 22,5 m lang en twee maal 3,5 m breed. De bovenstaande uitgangspunten leiden tot een functionele indeling van de parkeervloer zoals weergegeven in onderstaande figuur.

36/107


Figuur 22: Plattegrond parkeervloer

•

Verdiepingshoogte 3,0 m

Er zijn duidelijke eisen wat betreft de vrije verdiepingshoogte van parkeergarages. Incidenteel mag bij rijdend verkeer een vrije hoogte van 2,10 m worden toegepast, bij voetgangerspaden is dit 2,30 m. Bij lineaire constructieonderdelen zoals balken moet de vrije hoogte 2,20 m zijn; onder leidingen of voorwerpen zoals wegbewijzering is 2,10 m toegestaan. Kanalen voor ventilatie kunnen 400 mm hoog zijn. Met een constructiehoogte van de vloer van 400 mm volgt een verdiepingshoogte van 3,0 m (ook een uitgangspunt voor het bepalen van de stempelbelasting). Voor een overspanning van 16 m is een vloerdikte van 400 mm gebruikelijk; bij een overspanning van 8,0 m is dit erg veel. In parkeergarages met kortere overspanningen is de vloerconstructie, en daarmee de verdiepingshoogte, doorgaans minder dik. De totale ontgraving neemt af evenals de horizontale grond- en waterdruk op de wand en de stempelramen. Op de krachten op de wand heeft dit relatief weinig invloed en dit aspect wordt daarom niet in dit onderzoek meegenomen.

3.3. •

Opbouw constructie en uitvoering Geen bovenbouw

Het onderzoek wordt beperkt tot de uitwerking van een ondergrondse parkeergarage zonder bovenbouw. Een eventuele bovenbouw zou het geheel onnodig complex maken wat betreft verticale krachtsafdracht en uitvoering. De ondergrondse parkeergarage wordt afgedekt met een laag grond. Daarboven kan bijvoorbeeld een plein of een weg worden gelegen. Vanwege deze zware verticale belasting zal voor de dekvloer een andere constructie noodzakelijk zijn dan voor de parkeerlagen. Er zijn verscheidene soorten prefab liggers en platen beschikbaar, zoals Lambda-maxi liggers, I-liggers, omgekeerde T-, brug- of zogenaamde volstortliggers. De keuze en uitwerking hiervan behoort niet tot het kader van deze case.


37/107

Figuur 23: Schets opbouw parkeergebouw met 16 m stramien

•

Permanente wand

De toe te passen damwand is permanent. Dat wil zeggen dat de wand tijdens de bouwfase en ook tijdens de gebruiksfase als verticale grond- en waterscheiding fungeert. Omdat het stempelraam permanent is en overal verbonden zal zijn met de wand is het lastig om de damwandplanken na voltooiing van het ondergrondse werk te trekken. Het is echter wel mogelijk; zoals bewezen bij het project Rotterdam Plaza (zie hoofdstuk 1). Een stalen damwand heeft normaliter voldoende capaciteit om aan de eisen met betrekking tot sterkte en stijfheid te voldoen. Gedurende de gehele levensduur van het gebouw moeten deze eigenschappen worden gegarandeerd. In verband met de duurzaamheid dient eventueel een iets groter profiel te worden genomen dan voor de krachtsafdracht strikt noodzakelijk. Daarnaast wordt de wand aan de binnenzijde afgewerkt met een beschermende coating. In soortgelijke projecten wordt ook wel eens een diepwand toegepast. Dit is een dure en tijdrovende oplossing, die eerder rendabel zal zijn als de functie van funderingselement belangrijker is, bijvoorbeeld bij een project met zware bovenbouw, of als de gehele wand qua sterkte en stijfheid kan worden uitgenut zoals bij een diepere kelder. Het is wel belangrijk om te realiseren dat een permanente stalen damwand een relatief dure oplossing is. Zeker bij toepassing van een zwaar damwandprofiel met lange planken blijft een grote hoeveelheid staal permanent in de constructie en kan het niet meer worden hergebruikt. •

Uitvoering volgens het polderprincipe

Zoals ook aangenomen in het vorige hoofdstuk wordt de kelder uitgevoerd volgens het polderprincipe. In het geval van een tijdelijk polderprincipe wordt ook een dikke funderingsvloer gestort, bij de eventuele toepassing van het permanente polderprincipe kan worden volstaan met een drainage en klinkerbestrating. In het eerste geval kan de funderingsvloer in de loop van de tijd een klein deel van de stempelbelasting aantrekken vanwege zijn stijfheid en door de kruipvervorming van andere stempellagen. In deze lagen neemt de stempelbelasting dan iets af. Eventuele keuzes die hiervoor gemaakt kunnen worden hebben geen invloed op dit onderzoek; de maximale stempelbelasting in de stempelramen blijft gelijk. Bij uitvoering met onderwaterbeton wordt normaliter maar één stempelraam gebruikt, ongeveer op het niveau van de begane grondvloer of mogelijk nog hoger. De krachten hierin kunnen wel vrij groot worden. De begane grondvloer wordt echter met een ander (prefab) vloersysteem uitgevoerd dan de parkeerlagen. Vanwege de verticale belastingen is de begane grondvloer zwaarder en stijver dan de parkeervloeren en zal (een deel van) de vloer de functie

38/107


als stempelraam probleemloos kunnen vervullen. Toepassing van onderwaterbeton wordt derhalve verder niet interessant geacht. 3.3.1.

Globale fasering uitvoering

Hieronder is de globale fasering weergegeven van de uitvoering van de drielaagse ondergrondse parkeergarage. Uitgangspunt is (evenals bij het bepalen van de stempelbelasting, zie hoofdstuk 2) dat voor het aanleggen van een stempelraam 500 mm ruimte moet worden vrijgelaten onder de onderkant van de betreffende vloer. Het waterpeil in de bouwput wordt daarbij verlaagd tot 200 mm onder het oppervlak van de ontgraving. Fase 1 • Inbrengen permanente damwand • Ontgraven tot -1,70 m tov mv Fase 2 • Heien (hulp)palen • Realiseren stempelraam begane grond op -0,85 m tov mv • Ontgraven tot -4,70 m tov mv Fase 3 • Realiseren stempelraam niveau -1 op -4,00 m tov mv • Ontgraven tot -7,70 m tov mv Fase 4 • Realiseren stempelraam niveau -2 op -7,00 m tov mv • Ontgraven tot -11,0 m tov mv Fase 5 • Realiseren fundering, -3 vloer en afbouw -3 Fase 6 • Dichtleggen -2 vloer en afbouw -2 Fase 7 • Dichtleggen -1 vloer en afbouw -1 Fase 8 • Dichtleggen begane grondvloer en afbouw

3.4.

Lay-out algemeen hoofdsysteem stempelraam

Nu bepaald is hoe de constructie eruit ziet en hoe deze globaal wordt uitgevoerd, kan worden ingezoomd op het onderdeel waar het uiteindelijk om draait: het stempelraam. Zoals ook bij tijdelijke stalen stempelramen stelt de uitvoering enkele wensen en eisen aan het stempelraam. •

Openingen in het stempelraam van 4,80 m breed

Een algemene wens van de aannemer is de aanwezigheid van openingen in het stempelraam van tenminste 3,0 m maar liefst 5,0 m breed. Bij kleinere openingen vormt het stempelraam een te grote belemmering voor het ontgravingsproces. Als gebruik wordt gemaakt van een grotere opening zal dit gevolgen hebben voor de afmetingen van de gording die de verdeelde stempelbelasting uit de wand via buiging naar de stempels moet overdragen. Omdat de breedte van een geprefabriceerd vloerelement vaak een veelheid van 1,20 m is (kanaalplaat: 1,20 m, TT-plaat: 2,40 m) kan worden gekozen voor een breedte van de openingen van 4,80 m tussen de stempels.


39/107

•

Breedte stempels maximaal 2,40 m

De toepassing van geprefabriceerde elementen in de ondergrondse constructie levert enkele logistieke randvoorwaarden op. Normaal gesproken worden prefab vloerplaten ingehesen aan hijsogen, hijssleutels of met behulp van een makelaar met klemmen. Dit is echter niet mogelijk als er op een bovenliggend vloerniveau al een stempelraam aanwezig is. De platen zullen dus over een kleine afstand horizontal moeten worden bewogen. Om gording en middenbalk te passeren zal het element ook enigszins schuin gehesen moeten worden. Met behulp van een speciale makelaar kan dit gerealiseerd worden (zie figuur hieronder). Het aantal platen dat naast elkaar ligt en samen een stempel vormt kan echter niet groot zijn. De horizontale afstand waarover de platen moeten worden gehesen wordt dan te groot. Daarnaast heeft de breedte van de stempel ook invloed op het ontgravingsproces. De werkruimte onder de platen is beperkt en moet zo smal mogelijk blijven. Als uitgangspunt voor de rest van het onderzoek is gekozen voor een breedte van de stempels van 2,40 m.

Figuur 24: Hijsen van een kanaalplaat zoals gebruikelijk met klemmen en zoals vereist in een prefab stempelconstructie

Bovenstaande twee aannames leveren bij een overspanning van de vloer van 16 m een principe lay-out van een stempelraam zoals hieronder weergegeven. Van de totale hoeveelheid kanaalplaten wordt tijdens de bouw dus ongeveer een derde deel gebruikt in een stempelraam. Deze platen worden hierna aangeduid als ‘stempelplaat’. De overige platen, die na voltooiing van de ontgraving en aanleg van eventuele ondergelegen vloeren de gaten van 4,80 m zullen vullen, zijn de ‘inlegplaten’ of ‘buurmannen’.

Figuur 25: Bovenaanzicht principe lay-out stempelraam met overspanning van 16 m (maten in mm)

40/107


3.5.

Keuze kanaalplaten

In Nederland worden meerdere varianten van geprefabriceerde vloerelementen aangeboden. Bij de realisatie van parkeergarages, zowel bovengronds als ondergronds, is de toepassing van kanaalplaatvloeren wijd verspreid. Ook dubbel T-platen vormen een groot deel van de markt. TT-platen zijn zeer geschikt voor grote verticale belasting en daarnaast zijn ze flexibel qua afmetingen. De verschillende diktes van flens en ribben kunnen worden gevarieerd. Ook kan een deel van de flenzen worden afgehaald zodat de platen (met twee ribben) minder breed zijn en de vloer dus meer ribben kan bevatten waardoor deze een groter oppervlak en groter traagheidsmoment heeft. Eventueel kan worden nagedacht over toepassing van andere systeemvloeren als de polyplaatvloer, Airdeck of Bubbledeck. Dit zijn in principe grote breedplaten met gewichtsbesparende elementen erop geplaatst; het resterende beton van de constructieve vloer moet nog in het werk worden gestort. Voor het gebruik in een stempelraam zijn deze systemen minder geschikt. Voor het verdere onderzoek is gekozen zich te concentreren op toepassing van kanaalplaten. In de praktijk wordt vaak om esthetische redenen voor dit systeem gekozen, met name de vlakke onderkant van de vloer die automatisch wordt verkregen. Daarnaast liggen de kosten van kanaalplaatvloeren doorgaans lager dan die van dubbel T-platen. Ook zijn TT-platen twee maal zo breed (2,4 m in plaats van 1,2 m). Dit maakt dat ze veel zwaarder zijn dan kanaalplaten en lastiger in te hijsen onder krappe omstandigheden. De uitgangspunten leiden tot de onderstaande stempelramen voor de verschillende straminematen.

Figuur 26: Bovenaanzicht lay-out stempelraam bij stramienmaat 16 m (maten in mm)


41/107

Figuur 27: Bovenaanzicht lay-out stempelraam bij stramienmaat 8,0 (maten in mm)

3.5.1.

Kanaalplaten Betonson

In het onderzoek is gebruik gemaakt van de kanaalplaten van Betonson. Het betreft de standaard kanaalplaten zoals ze geproduceerd zouden worden voor een kanaalplaatvloer in een parkeergarage. In onderstaande tabel zijn alle relevante gegevens weergegeven van de kanaalplaten HVP200, HVP260, HVP320 en HVP400. Voorspanning en drukpunt zijn opgegeven door [Betonson].

Figuur 28: Dwarsdoorsneden HVP’s Tabel 7: Overzicht gegevens HVP’s HVP200

HVP260

HVP320

HVP400

lengte l hoogte h breedte b

7,0 200 1200

7,0 260 1200

15 320 1200

15 400 1200

m mm mm

Oppervlakte Ab Traagheidsmoment I Weerstandsmoment Wb Weerstandsmoment Wo Eigen gewicht qeg

143519 0,66 6,41 6,81 3,67

181241 1,45 11,0 11,3 4,53

192400 2,39 15,0 14,8 4,59

221714 4,47 22,1 22,6 5,46

mm2 ∙109 mm4 ∙106 mm3 ∙106 mm3 kN/m1

Fpi Fpw drukpunt zwaartepunt excentriciteit ep Aantal strengen onder Ø12,5 Aantal strengen boven Ø9,3 Ap zeeg e0

457 406 35 97 62 4 0 372 5

649 577 88 128 40 4 3 528 0

1629 1413 76 161 85 13 3 1365 12

1426 1258 87 198 111 11 3 1179 5

kN kN mm mm mm

42/107


mm2 mm

De voorspanning is ontworpen met de volgende uitgangspunten: • Druklaag 80 mm in C28/35 • Parkeerbelasting 2,0 kN/m2 • Rustende belasting 0,50 kN/m2 • Milieuklasse XC4 (onderzijde kanaalplaat) • Brandwerendheid 90 min Voor de vier platen met bijbehorende lengtes wordt de capaciteit bepaald. Het uitwerken van een speciaal aspect zal doorgaans worden gedaan voor een HVP320. De enorme slankheid van deze plaat zal de aandachtspunten van kanaalplaten in een stempelraam duidelijk weergeven.

3.6. •

Stempelbelasting Rotterdams grondprofiel

In voorgaand hoofdstuk zijn de te verwachten stempelbelastingen gegeven van verschillende locaties in Nederland. Van de onderzochte grondprofielen ontstonden in het Rotterdamse profiel de grootste horizontale gronddrukken tegen de wand. Deze krachten zijn in het verdere onderzoek gebruikt voor het dimensioneren en toetsen van het stempelraam. In onderstaande tabel zijn de representatieve en maximale waarden van de stempelbelasting weergegeven. Tabel 8: Overzicht stempelbelasting stempelniveau qst [kN/m1] bg -1 qst;rep qst;max qst;rep qst;max fase 1 fase 2 240 240 fase 3 95 140 320 345 fase 4 en verder 80 130 235 235

-2 qst;rep 360

qst;max 450

Gezien de gekozen lay-out van het stempelraam worden twee kanaalplaten geplaatst over een lengte van de wand van 7,2 meter. Zodoende wordt de stempelkracht in een afzonderlijke plaat bepaald volgens: Fst = q st ⋅ 3,6 Om de rekenwaarden te verkrijgen van door de stempelbelasting veroorzaakte krachten en momenten in de doorsnede moeten de volgende formules worden gebruikt volgens [CUR166]. Voor stempelkrachten geldt: Fs ; A;st ;d = 1, 25Fst ;max Voor momenten geldt:

M s ; A; st ;d = 1,1M st ;max

Voor dwarskrachten geldt:

Vs ; A;st ;d = 1,1Vst ;max


43/107

4. Algemeen hoofdsysteem stempelraam In dit deel van het rapport zal worden ingezoomd op de vloerconstructie en het stempelraam op niveau -2. In eerste instantie worden alle belastingen besproken die op het gehele systeem werken. Aan de ene kant zijn dit de bekende belastingen die voor elke vloerconstructie in een parkeergarage gelden, aan de andere kant betreft het de extra krachten en momenten die worden veroorzaakt door de stempelfunctie van de vloerconstructie, tijdens de bouw en tijdens de gebruiksfase. Met behulp van de belastingen worden de globale afmetingen bepaald van de gordingen en middenbalken. Wanneer deze afmetingen van de constructie beter bekend zijn, kan worden onderzocht wat de invloed is van de speciale belastingen die de kanaalplaten ondervinden door de stempelfunctie. Uiteindelijk wordt aangegeven wat de mogelijkheden, de onmogelijkheden en de aandachtspunten zijn bij het gebruik van de standaard kanaalplaten in een stempelraam.

4.1.

Belastingen

De belastingen die werken op een ondergrondse parkeervloer zijn bekend en niet nieuw, zowel de verticale als de horizontale belastingen. Slechts het feit dat een deel van de permanente vloerconstructie de horizontale belasting uit de grond- en waterdruk al tijdens de uitvoering moet opvangen vormt een nieuw aspect. Hierdoor ontstaan nieuwe maatgevende belastingsgevallen en –combinaties voor de prefab-elementen. Verderop wordt hier verder over uitgeweid. Hieronder volgen eerst alle verticale belastingen die van belang zijn voor het maken van de gewichtsberekening. Eigen gewicht kanaalplaten In Hoofdstuk 3 is van elke HVP al opgegeven hoe groot het eigen gewicht. Eigen gewicht druklaag De maximale dikte van de druklaag is 80 mm, maar door de zeeg die een kanaalplaat heeft na installatie is de druklaag in het midden minder dik. De belasting van de druklaag pdrukl kan daarom worden gereduceerd door uit te gaan van een dikte van 70 mm in plaats van 80 mm: pdrukl = 0, 070 ⋅ 25 = 1, 75 kN/m2 Afwerking en installaties Na verharden van de druklaag wordt de vloer afgewerkt en kunnen de installaties worden opgehangen. Dit geeft een rustende belasting van: 2 pafw = 0,5 kN/m

Gebruiksbelasting De variabele gebruiksbelasting die rust op de kanaalplaatvloer tijdens de gebruiksfase is vastgelegd: pvar = 2, 0 kN/m2

44/107


4.2.

Globaal ontwerp algemene doorsnede stempelraam

De in-situ delen van het permanente betonnen stempelraam zijn uitgewerkt. Door deze globaal te dimensioneren wordt is een beeld verkregen van de benodigde afmetingen. De gording wordt gedimensioneerd op de stempelbelasting, de middenbalken worden gedimensioneerd op de verticale belasting. Bij verticale belastingen is de overspanning van 16 m maatgevend. De oplegreacties van de platen en daarmee de belastingen op de gordingen en middenbalken zijn bij een kleinere overspanning logischerwijs kleiner. 4.2.1.

Gording

De gordingen hebben als belangrijkste functie de horizontale krachten van het grondpakket uit de wand door middel van buiging over te brengen naar de stempels. Voor het dimensioneren van een gording op horizontale stempelbelasting is de overspanning van kanaalplaten niet van belang. Slechts de gekozen lay-out van het systeem met bijbehorende overspanning door de gording is van belang voor de krachtsverdeling over de lengte van de gording. Op de gording wordt een HVP320 opgelegd. In eerste instantie is uitgegaan van een gording van 520 bij 800 mm2 exclusief de oplegnok van 200 bij 200 mm2. Zo komt de bovenkant van de gording overeen met de bovenkant van de plaat. De stempelplaten van het stempelraam vormen de opleggingen van de gording. De ondersteuningen zijn gekozen op 2,0 m van elkaar, dus 200 mm vanaf de zijkant van de platen (zie onderstaand figuur).

Figuur 29: Bovenaanzicht ondersteuning gording (maten in mm)

Ontwerp op buiging Een deel van de 97,5 m lange gording is ingevoerd in Technosoft Raamwerken. Zoals bepaald met MSheet is de maximale stempelbelasting qst;max = 450 kN/m1. De belasting kan worden geschematiseerd als een uniforme verdeelde belasting. Dit is een gebruikelijke manier om een gording te ontwerpen, hoewel de belasting in werkelijkheid niet exact uniform zal zijn. Door de vervorming van de wand ontstaan actieve en passieve gronddrukken waardoor de belasting enigszins ongelijkmatig verdeeld zal zijn over de lengte van de gording. In onderstaand figuur is de schematisering van de gording gegeven evenals de resulterende momenten- en dwarskrachtenlijnen.


45/107

2 5,2

898

781 -703

899

-732

774 -734

1168

1137

-1203

774

-1172

-734

1170 -1170

774

1170 -1170

774 -734

-732

1170 -1170

898

781 -703

1203

1172 -1168

-1137

-899

Figuur 30: Mechanicaschema van de gording met bijbehorende M- en V-lijn

Voor momenten ten gevolge van de stempelbelasting geldt volgens [CUR166]: M s ; A; st ;d = 1,1M st ; max Het veldmoment en het steunpuntsmoment zijn nagenoeg gelijk. De wapening in de gording dient daarom te worden ontworpen op de volgende rekenwaarde van het buigende moment: M s ; A; st ;d = 850 kNm

De globale benodigde hoeveelheid trekwapening in de gording is: As =

Md 850 ⋅ 106 = = 3050 mm2 df y 0,8 ⋅ 800 ⋅ 435

Wapening van 4Ø32 geeft As = 3217 mm2. In onderstaand figuur is een principe doorsnede van de gording getoond.

Figuur 31: Principe doorsnede gording met wapening

Controle dwarskracht Voor dwarskrachten geldt volgens [CUR166]: Vs ; A;st ;d = 1,1Vst ;max De rekenwaarde voor de dwarskracht in de gording wordt: Vs ; A; st ;d = 1290 kN Dit levert een schuifspanning van:

46/107


τd =

Vd 1290 ⋅103 = = 3,1 N/mm2 bd 520 ⋅ 800

Dit is een forse spanning maar kan worden opgenomen door toepassing van voldoende beugels (4Ø12-150 geeft As = 3000 mm2/m1, voldoende voor 1300 kN aan dwarskracht). 4.2.2.

Middenbalk

In de lengterichting van de bouwput bevinden zich een of meerdere middenbalken. Bij een overspanning van 16 m is dit er een, bij een overspanning van 8,0 m zijn dit er vier. De middenbalken worden ondersteund door kolommen hart op hart 7,5 m. In onderstaande tabel zijn alle verticale belastingen op de middenbalk weergegeven per eenheid van lengte van de balk. De middenbalk voor het stramien van 16 m kan globaal ontworpen worden op een maximale belasting van qtot = 186 kN/m1. In onderstaande figuur is het mechanicaschema weergegeven en bijbehorende momenten- en dwarskrachtlijn. 7,500

1105

-355 -456

-813 845 -550

889

809

658 -737

873

-425 -432

708

-687

867

695

-700

873

-430 -430

698

-697

871

697

-698

697

-698

700 -695

809

1105

-456 -355

-432 -425

698

-697

889

867

687

-708

-813

737

-658

550

-845

Figuur 32: Mechanicaschema en de M- en V-lijn bij een stramien van 16 m

De middenbalk moet worden gedimensioneerd op een steunpuntsmoment van: M s ; A; st ;d = 960 kNm

Het veldmoment is ongeveer de helft hiervan: M s ; A; st ;d = 470 kNm

Als men kiest voor een balk van 1200x720 mm2 is bij het steunpunt nodig aan wapening: As =

Md 960 ⋅ 106 = = 3830 mm2 df y 0,8 ⋅ 720 ⋅ 435

Toepassing van wapening 8Ø25 geeft een oppervlak van 3929 mm2. In het eerste veld en bij het eerste steunpunt zal extra bijlegwapening nodig zijn. Hieronder is een schets gegeven van de doorsnede van de middenbalk.


47/107

Figuur 33: Principe-doorsnede van een middenbalk in een stramien van 7,5 bij 16 m

De middenbalken eindigen op de kopse kanten van de bouwput. Hier moeten ook horizontale krachten worden opgenomen. De aandachtspunten en mogelijkheden hiervan worden in Hoofdstuk 5 besproken. Een eventuele drukkracht in de middenbalken zou over het algemeen voordelig zijn voor de buigtrekspanningen. Het kan werken als een gratis voorspanning wat gunstig werkt voor de hoeveelheid toe te passen buigwapening.

48/107


4.3.

Fasering uitvoering vloerconstructie

In deze paragraaf wordt de fasering van de uitvoering van de vloerconstructie besproken. Hierbij worden de overige constructie-elementen voor het gemak even buiten beschouwing gelaten. De gefaseerde aanleg van de vloerconstructie zorgt voor enkele specifieke belastingsaspecten die in paragraaf 4.5 in detail worden uitgezocht. Tijdens het ontgravingsproces wordt een deel van de constructie van de -2 vloer aangelegd als stempelraam. Weken later worden de resterende prefab platen geplaatst en wordt de vloerconstructie voltooid en afgewerkt. De uitvoering van de vloerconstructie kan worden opgedeeld in vier fases. •

Fase 1: Na ontgraving tot 500 mm onder de onderkant van het stempelraam wordt de gording aan de wand gestort en wordt de middenbalk uitgevoerd.

•

Fase 2: De stempelplaten, ongeveer een derde van het totaal aantal vloerplaten, worden ingehesen en gemonteerd op de oplegnokken van de gording en de middenbalk. De ruimtes tussen de koppen van de platen en de in-situ balk en gording worden aangevuld met mortel (de kanalen in de platen zijn afgesloten met plastic doppen). Bij de installatie van de platen worden de gording en de wand belast door het gewicht van de kanaalplaten; de wand kan enigszins gaan roteren. Dit heeft geen invloed op de krachtverdeling in de plaat. Eventuele kniksteunen voltooien het stempelraam.

•

Fase 3: Dan kan het ontgravingsproces worden gecontinueerd. Hierdoor gaat de wand verder vervormen en ontstaat een ‘buik’ in de wand onder het stempelraam. Ter plaatste van het stempelraam ondergaat de wand en de star verbonden gording daardoor een kleine hoekverdraaiing. Deze is tegengesteld aan de rotatie die is opgetreden door het gewicht van de kanaalplaten op de constructie. Doordat de kanaalplaat op de gording ligt ondervindt ook het prefab element de gevolgen van de vervorming van de damwand.

•

Fase 4: Als het ontgravingsproces is voltooid en de onderliggende funderingsvloer is uitgevoerd kan de vloerconstructie op niveau -2 worden gecompleteerd. De overige kanaalplaten worden ingehesen en geïnstalleerd. Dan worden de langsvoegen tussen de platen gevuld. Als kniksteunen zijn toegepast kunnen deze na het voegen van de platen worden verwijderd. Ten slotte wordt de druklaag over de gehele vloer gestort. Het gewicht van het prefab en in-situ beton zorgt voor een buigend moment in de wand die daardoor weer gedeeltelijk terugdraait.

Figuur 34: De vier fases van uitvoering van de -2 vloer

Zoals beschreven en geïllustreerd zorgt de fasering voor wisselende verdraaiing van de wand en gording, en daarmee ook de kanaalplaat. Welke invloed dit heeft op de krachtwerking van de stempelbelasting op de plaat wordt besproken in paragraaf 4.5.4. Bouwputten met permanente geprefabriceerde betonnen stempelramen

49/107

4.4.

Kanaalplaten

De kanaalplaatvloer is een van de meest gebruikte prefab vloersystemen voor verdiepingsvloeren in de utiliteitsbouw. Daarnaast is het gebruik in ondergrondse vloerconstructies het laatste decennium ook flink gestegen. Er bestaan dus al meerdere ondergrondse utiliteitsbouwprojecten waarin kanaalplaatvloeren onderhevig zijn aan horizontale belasting afkomstig uit het grondpakket. Omdat de vloeren echter vaak in zijn geheel kunnen worden uitgevoerd, inclusief eventuele druklaag, is het meestal geen probleem om de krachten te weerstaan. De oppervlakte van de doorsnede en de stijfheid van de samengestelde vloer zijn groot genoeg. Dit verandert als slechts een deel van de vloerconstructie de belasting moet weerstaan, zoals het geval is in een betonnen stempelraam. Door de gekozen lay-out van het stempelraam moet één kanaalplaat tijdens de bouwfase een grote axiale drukkracht opnemen. In de rest van dit hoofdstuk wordt uitgezocht in welke mate dit mogelijk is. Deze paragraaf behandelt de aspecten met betrekking tot de knikstabiliteit van een kanaalplaat. 4.4.1.

Knik

Figuur 35: Mechanicamodel verend ingeklemde knikstaaf

Hierboven is het mechanicaschema van een verend ingeklemde ligger weergegeven. Elke ligger of staaf heeft een theoretische Eulerse kniklast, afhankelijk van de stijfheid van het materiaal, het traagheidsmoment en de lengte van de ligger en de configuratie van de oplegging. De Eulerse kniklast voor een ligger met gelijke veerstijfheden r kan als volgt worden bepaald: FE =

(5 + 2 ρ ) 2 π 2 EI rl met ρ = 2 2 EI (5 + ρ ) l

waarin: FE [kN] E [N/mm2] I [m4] l [m]

Eulerse kniklast E-modulus materiaal ligger traagheidsmoment ligger lengte van de ligger

De kniklengte van de plaat moet worden bepaald aan de hand van de lengte van de plaat en de veerstijfheden van de opleggingen. De kniklengte van een verend ingeklemde ligger ligt tussen die van een volledig ingeklemde ligger (r=∞) en een vrij opgelegde ligger (r=0): 0,5 ⋅ l ≤ lbuc ≤ 1, 0 ⋅ l Doorgaans wordt voor een verend ingeklemde ligger de kniklengte van lbuc = 0,8 ⋅ l gebruikt. De oplegging van een kanaalplaat kan een veerstijfheid hebben maar deze is niet eenvoudig te bepalen. In het volgende wordt daarom gerekend met een kniklengte gelijk aan de lengte van de kanaalplaat wat een conservatieve benadering is. Tweede orde effect 50/107


Indien het element dat op druk wordt belast perfect gevormd is en alleen zou worden belast met een centrische drukkracht, zou de staaf plotseling uitknikken als de drukkracht evengroot wordt als de Eulerse kniklast. Een bouwelement is echter nooit volledig recht, maar mag binnen gestelde toleranties afwijken. Naast geometrische afwijkingen is het materiaal waaruit het element bestaat nooit volledig homogeen. Ook zal de axiale belasting nooit exact in het middelpunt van de doorsnede aangrijpen maar altijd een zekere excentriciteit hebben. De Eulerse kniklast is daarom een theoretische waarde die nooit zal worden bereikt. Bij de bepaling van de invloed van ‘afwijkingen’ kan gebruik worden gemaakt van de mechanica met het tweede-orde effect ten gevolge van een initiële imperfectie of andere excentriciteit van de belasting. Doordat het element in het beginstadium al een vervorming kan hebben, kan deze sneller bezwijken door knikinstabiliteit. Uiteindelijk kan de plaat bezwijken op instabiliteit door knik, of als de maximale spanningen in de doorsnede worden overschreden. Vanwege de excentrische voorspanning hebben de meeste kanaalplaten een zeeg (toog, opbuiging, opbolling) van een vijf- of tiental millimeters. Dit veroorzaakt een excentriciteit van de stempelkracht Fst en een bijbehorend eerst orde moment: M 0 = Fst ⋅ e0 Daarnaast kan de axiale stempelkracht extra momenten veroorzaken door zijn eigen excentrische aangrijping en door vervormingen van de plaat ten gevolge van verticale belastingen tijdens de bouwfase of in de gebruiksfase. Vanwege de vervorming van de plaat ten gevolge van de momenten, wordt de excentriciteit groter en wil de plaat nog verder vervormen. Dit tweede-orde effect kan in rekening worden gebracht met de vergrotingsfactor: n F waarbij n = E n −1 Fst ;d De vergrotingsfactor moet worden toegepast op de doorbuiging u om de uiteindelijke doorbuiging te krijgen en op het totale buigend moment om de rekenwaarde voor het moment Md te verkrijgen. Bij scharnierend opgelegde elementen is de vergrotingsfactor een exacte weergave van het tweede-orde effect. Bij verend ingeklemde elementen wordt de exacte vergrotingsfactor gegeven door [Hart 2005]: 1 − cos 1 2 α l α l 2 cos 1 α l 2

met α l =

Fl 2 EI

Indien Fst ;d ≤ 0,9 FE kan bovenstaande uitdrukking ook prima worden benaderd met

n . n −1

Alleen de uitwendige belastingen veroorzaken een tweede-orde effect, de voorspanning niet. De voorspanning is inwendig en de excentriciteit ervan ten opzichte van de zwaartelijn van de doorsnede blijft altijd gelijk, ongeacht de vervormingen of krommingen van de plaat. Doorgaans wordt gesteld voor de knikfactor n: • n<2 instabiel • 210 stabiel De doorsnede dient te worden gecontroleerd op overschrijding van de maximale spanningen. Om een gedetailleerde controle uit te kunnen voeren met betrekking tot de spanningen in de Bouwputten met permanente geprefabriceerde betonnen stempelramen

51/107

doorsneden is informatie nodig over de belastingen en de aangrijpingspunten ervan. In paragraaf 4.5.4 wordt verder ingegaan op de gevolgen van de excentriciteiten en de kwantificering hiervan ten behoeve van de bepaling van de spanningen in de doorsnede van de kanaalplaten. 4.4.2.

Ontwerpknikberekening

Ter eerste indicatie van de mogelijkheden van de kanaalplaten in het stempelraam kan een ontwerpberekening voor knik worden uitgevoerd. De doorsnede van een kanaalplaat bepaalt de theoretische maximale kniklast. Via de knikfactor kan men de maximale belasting in de plaat bepalen en daarmee de maximale stempelbelasting per meter damwand. De volgende uitgangspunten kunnen worden gevolgd. De Eulerse knikveiligheid n, de verhouding tussen de kniklast en de axiale belasting, die uiteindelijk bepalend is voor de tweede orde momenten en vervormingen, is gekozen op 5. •

n=

FE ≥5 Fst ;d

De Eulerse kniklast volgt uit: •

π 2 EI FE = lbuc 2

De relatie tussen de rekenwaarde van de stempelkracht Fst;d en de representatieve waarde van de stempelbelasting qst;rep is als volgt: Fst ;d = 3, 6qst ;d = 3, 6 ⋅1, 25 ⋅ qst ;max = 3, 6 ⋅1, 252 ⋅ qst ;rep = 5, 6qst ;rep • De kniklengte van de plaat (vrij opgelegd): •

zonder knikverkorter: lbuc = l

•

met knikverkorter: lbuc = 0, 5 ⋅ l

Voor de lengtes van de verschillende platen bij verschillende stramienmaten is genomen: 7,0 m en 15,0 m. Voor de lange-duur E-modulus van het beton is genomen: Ed = 20000 N/mm2. De uitkomsten van de ontwerpberekening zijn in onderstaande tabel weergegeven. Tabel 9: Representatieve waarden van de maximaal opneembare stempelbelasting qst;rep in kN/m1, afgerond op 5 kN/m1 Lengte plaat l=7,0 m l=15,0 m Type plaat HVP200 HVP260 HVP320 HVP400 Zonder kniksteun [kN/m1] 95 210 75 140 Met kniksteun [kN/m1] 380 830 300 555

De globale ontwerpberekening met een knikveiligheid van 5 (ofwel knikfactor van 0,2) laat zien dat beschikbare kanaalplaten in de gekozen configuratie over een redelijke capaciteit beschikken voor het opnemen van stempelbelasting. De stempelbelasting die werkt op een stempelraam op vloerniveau -2 (qst;rep = 360 kN/m1) is echter groter dan de capaciteit van de kanaalplaten HVP320. In de rest van dit hoofdstuk wordt de berekening gedetailleerd en uitgezocht wat de precieze mogelijkheden zijn van de kanaalplaten.

52/107


4.4.3.

Toepassing knikverkorters

In het theoretische model kunnen eenvoudig knikverkorters worden toegevoegd. Hoe dit uiteindelijk in de praktijk gerealiseerd moet worden is een stuk ingewikkelder. Zoals in de literatuurstudie (zie Hoofdstuk 1) is ondervonden past men bij betonnen stempelramen extra hulppalen toe die het stempelraam ondersteunen en ook de functie van knikverkorters kunnen invullen. Dit is onder andere gedaan bij Rotterdam Plaza en ook in het eerdere onderzoek binnen BAM Advies & Engineering. In beide gevallen was echter sprake van slechts één stempelraam op niveau -1. Zoals in onderstaand figuur is geschetst, is het niet mogelijk om hulppalen te gebruiken bij meerdere prefab stempelramen. In het geval van in-situ beton, zoals vaak bij top-down bouwen het geval is, kan de vloerconstructie rond de palen worden gestort, bij prefab elementen zitten de palen in de weg.

Figuur 36: Hulppalen belemmeren installatie platen

Ondersteuning tegen knik van de kanaalplaten in het stempelraam op niveau -2 zal vanaf de bovenkant van de constructie moeten komen. Daarbij kan handig gebruik worden gemaakt van de relatief stijve liggers die worden gebruikt in de begane grondvloer en het stempelraam op dat niveau. De begane grondvloer wordt stijver uitgevoerd dan de parkeervloeren in verband met de grote verticale belasting (grondpakket en variabele verkeersbelasting). De stempelramen op niveau -1 en -2 moeten onderling worden verbonden en vanaf boven worden gesteund door de stijve liggers op het niveau van de begane grondvloer.

Figuur 37: Platen op niveau -1 en -2 steunen af op de stijvere liggers van de begane grondvloer

Om de verbinding tussen de horizontale elementen te bewerkstelligen kan worden gedacht aan het gebruik van schroefstempels. Na installatie van de prefab platen kunnen deze tussen de platen worden aangebracht. Normaal gesproken worden schroefstempels gebruik ter tijdelijke ondersteuning van vloerbekistingen, vloeren en wanden tijdens het verharden van


53/107

in-situ beton. De schroefstempels zullen enigszins moeten worden aangepast om te kunnen worden gebruikt. Ze dienen door-en-door verbonden te worden met de prefab-elementen zodat zowel trek- als drukkrachten opgenomen kunnen worden.

Figuur 38: Standaard schroefstempel

Aan het personeel in de uitvoering zal duidelijk moeten worden gemaakt dat schroefstempels die dienen als knikverkorters een andere functie hebben dan gebruikelijk. Uiteraard moet worden voorkomen dat de knikverkorters te vroeg worden verwijderd. 4.4.3.1.

Controle sterkte en stijfheid kniksteunen

Onderzocht moet worden of de ondersteuning van de kanaalplaten met aangepaste schroefstempels sterk en stijf genoeg is. In dat geval geldt dat de knikverkorters als starre ondersteuning mogen worden beschouwd en is de kniklengte van de platen gemakkelijk te bepalen. Als dit niet zo is wordt de kniklengte groter en daarmee de Eulerse kniklast en het tweede-orde effect.

Figuur 39: Schematisering van de kniksteun als veer of als starre steun

In hoofdstuk 12 van de Staalnorm [NEN 6771] staan de eisen waaraan de sterkte en stijfheid van knikverkorters moeten voldoen. Om de stijfheid van de starre ondersteuning te garanderen tot op het moment van bezwijken van de centrisch belaste, ondersteunde staaf, moet de ondersteuning een kracht Nst;s;d kunnen weerstaan, zonder dat daarbij de stijfheid kcr;d nadelig wordt beïnvloed. Verend gesteunde staven mogen worden beschouwd als star gesteunde staven als de steun voldoende sterkte (12.1.4.1) en voldoende stijfheid (12.4.1.2) heeft. Indien hier niet aan wordt voldaan geldt 10.3.3 van NEN 6771. Hiermee kan dan de kniklengte worden bepaald. Starre steunen wil zeggen dat in het mechanicaschema de veren kunnen worden vervangen door scharnieropleggingen. Indien de veren niet sterk of stijf genoeg zijn moet een lastigere berekening worden gemaakt en wordt de kniklengte groter en de knikkracht dus kleiner. Sterkte kniksteun De sterkte van starre steunen moet voldoen aan: N st ; s ;d N st ;u ;d

≤1

waarin: Nst;s;d [kN] is de rekenwaarde van de kracht in een starre steun Nst;u;d [kN] is de rekenwaarde van de kracht met betrekking tot de capaciteit van een starre steun in de uiterste grenstoestand De zogenaamde 1%-regel uit [NEN6771] geeft aan dat starre steunen moeten een kracht kunnen weerstaan van:

54/107


N st ;s ;d = 0,01 ⋅ Fbuc ;d waarin: Fbuc;d is de knikkracht van de te steunen staaf Starre steunen voor meer dan één op druk belaste staaf moeten en een kracht kunnen weerstaan van: n st

N st ;s ;d = 0,01 ⋅ k 2 ∑ Fbuc ;i ;d i =1

waarin: Nst;s;d [kN] de rekenwaarde van de kracht in een starre steun Fbuc;i;d [kN] is de knikkracht van de te steunen staaf i nst [-] is het aantal gesteunde staven dat op druk is belast k2 [-] is de factor die het aantal op druk of druk en buiging belaste te steunen staven in rekening brengt k2=1, tenzij is aangetoond dat de bouwwijze met zich meebrengt dat mag worden verwacht dat de imperfecties van de te steunen kolommen willekeurig gericht zijn, dan geldt: k 2 = 0,5 +

1 nk

met altijd: k 2 ≤ 1

met: nk

[-] het aantal belaste platen waarin een kracht heerst van tenminste 50% van de gemiddelde normaalkracht in de platen in het beschouwde vlak.

Er wordt uitgegaan van k2=1. De maximale kracht bovenin de schroefstempel wordt dan: N st ; s ; d = 0,01 ⋅ 2 ⋅ Fbuc ;i ; d = 40 kN

Dit is ongeveer gelijk aan de maximale capaciteit van een schroefstempel van 2,7 m lang. Stijfheid kniksteun De stijfhied van starre steunen moet voldoen aan: kcr ; d k st

<1

waarin: kcr;d [N/m] de benodigde kritische stijfheid kst [N/m] de stijfheid van de steun Een steun voor meer dan één op druk belaste staaf is een starre steun indien de stijfheid van die steun voldoet aan de volgende eis: ns

∑k i =1

cr ;i ; d

k st

≤1

waarin: kcr;i;d [N/m] de rekenwaarde van de kritieke stijfheid van een steun benodigd voor plaat i ns [-] het aantal platen dat op druk is belast en dat wordt gesteund


55/107

De benodigde kritische stijfheid kcr;d is bepaald voor het speficieke geval. kcr ;d =

Af y ;d 2,5 = 5,76 ⋅ 106 N/m ast ξ λrel 2

De kanaalplaten moeten tijdens de bouwfase worden ondersteund door het deel van de begane grondvloer dat al is gerealiseerd. De stijfheid hiervan is te bepalen via een vergeet-me-nietje: Fl 3 u= 48 EI

à

k st =

F 48 EI = 3 u l

Als men bijvoorbeeld een Lambda-maxi ligger van Betonson kiest voor de begane grond volgt daaruit een stijfheid van: kst = 1760 N/mm = 1,76 ⋅106 N/m

Uit een simpele unity-check blijkt dat de stijfheid niet voldoende is. k cr ;d k st

5,76 ⋅10 6 = = 3,27 > 1 1,76 ⋅ 10 6

Het is echter eenvoudig om een stijvere ligger te kiezen voor het dek of om al een deel van het in-situ beton op de liggers te storten. Met een van deze maatregelen is het geen probleem om voldoende stijfheid te verkrijgen. De kniksteunen kunnen dus worden geschematiseerd als starre steunen.

56/107


4.5. 4.5.1.

Specifieke belastingsaspecten Dwarskrachtcapaciteit kelkvoeg

Tijdelijke kniksteunen die de kanaalplaten als stempel ondersteunen tijdens de bouw worden verwijderd nadat de resterende vloerplaten van een vloerniveau zijn geplaatst en gevoegd. De horizontale stempelkracht die in de stempelplaat heerst, is in de onderste stempellaag nog maximaal en kan in bovenliggende lagen nog steeds aanzienlijk zijn. De gevolgen van het verwijderen van de kniksteunen moeten kunnen worden opgevangen door de vloerconstructie. De kelkvoegen van de kanaalplaten moeten dezelfde kracht kunnen opvangen als de kniksteunen (1% van de stempelkracht). Nadat alle platen van een vloerconstructie ingehesen zijn wordt de druklaag aangebracht. De overdracht van verticale belasting tussen de prefab platen wordt verzorgd door drukdiagonalen in de kelkvoeg. De capaciteit van de voeg om de dwarskracht over te brengen hangt af van de eigenschappen van de voeg maar ook van de prefab platen. In de provisionele Europese productstandaard voor kanaalplaten [NEN 1168] wordt in paragraaf 4.3.3.2.3 een berekeningsmethode aangereikt om de dwarskrachtcapaciteit van een kelkvoeg te bepalen. De dwarskrachtcapaciteit vRdj in N/mm en uitgedrukt als een lineaire verdeelde weerstand wordt gegeven door de kleinste waarde van: v Rdj = 0,25 f ctd Σh f en v Rdj = 0,15( f ctdj h j + f ctdt ht ) met: fctd [N/mm2] de rekenwaarde van de treksterkte van het beton in de elementen fctdj [N/mm2] de rekenwaarde van de treksterkte van het beton in de voeg 2 fctdt [N/mm ] de rekenwaarde van de treksterkte van het beton van de druklaag Σhf [mm] de som van de kleinste diktes van de boven- en onderflens en de geschaalde dikte van de druklaag (zie figuur hieronder): Σh f = h f 1 + h f 2 + hj ht

ht f ctdt f ctd

[mm] de hoogte van de voeg [mm] de dikte van de druklaag

Figuur 40: Dwarskracht over een kelkvoeg


57/107

Door het kiezen van de kleinste van de waardes die volgt uit de twee formules voor vRdj wordt de maatgevende doorsnede bepaald: de voeg of de doorsnede over de kanaalplaat. De dwarskrachtcapaciteit VRdj uitgedrukt als geconcentreerde last wordt als volgt bepaald: VRdj = v Rdj (a + h j + ht + 2a s ) met: a as

[mm] de lengte van de belasting parallel aan de voeg [mm] de afstand tussen het aangrijpingspunt van de belasting en midden van de voeg

Deze formule wordt niet nader toegelicht in de productstandaard maar zeer waarschijnlijk slaat het op de afdracht van de lijnbelasting (met lengte a) onder een hoek van 45° richting de kelkvoeg, door de eventuele druklaag en voeg tot in het midden van de doorsnede (zie figuur hieronder).

Figuur 41: Bovenaanzicht en doorsnede lastafdracht

Ter illustratie wordt de formule toegepast op een HVP320. De relevante afmetingen van de HVP320 en de bijbehorende voeg zijn: •

diktes flenzen: hf =40 mm, dus Σh f = h f 1 + h f 2 = 40 + 40 = 80 mm

• •

geen druklaag: ht=0 mm hoogte voeg: hj =300 mm

Invullen in de uitdrukkingen voor vRdj geeft: v Rdj = 0, 25 f ctd Σh f = 0,25 ⋅ 2,15 ⋅ 80 = 43 N/mm v Rdj = 0,15 f ctdj h j = 0,15 ⋅ 1,15 ⋅ 300 = 52 N/mm

58/107


Kies bijvoorbeeld v Rdj = 40 N/mm. Dit betekent een dwarskrachtcapaciteit van 40 kN/m1. De maximale stempelkracht in een plaat is bij een stempelbelasting van qst=450 kN/m1 is: Fst ;d = 2025 kN De maximale kracht in de kniksteun (‘vasthoudkracht’) is dan: F = 0,01Fst ;d = 20 kN Dit is minder dan de weerstand van 40 kN die een kelkvoeg per eenheid van lengte van de plaat kan leveren. Eén kelkvoeg heeft dus ruim voldoende dwarskrachtcapaciteit. De plaat die naast een stempelplaat wordt gelegd kan de ondersteunende functie van de kniksteun probleemloos overnemen. 4.5.2.

Kruip

In de ontwerpberekening is gerekend met een geschatte waarde van de E-modulus Ed=20000 N/mm2. Omdat in principe over de gehele doorsnede van de kanaalplaten een drukkracht aanwezig is, kan worden gerekend met ongescheurd beton. De grootste onzekerheid die bestaat, is de tijdsafhankelijke vervorming van het beton. Kruip en relaxatie zijn verschijningsvormen van eenzelfde fysisch fenomeen. Onder kruip verstaat men de toename van de vervorming in de tijd, onder constante spanning. Onder relaxatie verstaan we de afname van de spanning in de tijd bij een constante vervorming. Afgeleid uit de theorie over kruip uit [Rein 2004] volgt een wetenschappelijke (praktische) benadering voor de invloeden van kruip/relaxatie: ψ (t ,τ ) = waarin: ψ [-] t [dagen ] τ [dagen] χ [-]

σ (t ) 1 − φ (t ,τ )(1 − χ ) = 1 + χφ (t ,τ ) σ0 relaxatiecoëfficiënt belastingsduur moment van belasten (ouderdom van het beton) in dagen verouderingscoëfficiënt (0,5 tot 1,0 afhankelijk van de belastingduur t)

Voor kruip en tà∞ geldt: χ = 1 , ofwel: σ (t ) 1 = σ 0 1 + φ (t , τ ) Dit is een officiële weergave van de bepaling van de stijfheid van beton inclusief het verschijnsel kruip. NB: volgens [Rein 2004] geldt voor relaxatie bij tà∞: χ = 0,8 a 0,9 . De [NEN6720] geeft in paragraaf 6.1.5 de formule voor bepaling van de elasticiteitsmodulus E’b van beton. De elasticiteitsmodulus van ongescheurd beton wordt als volgt bepaald: E 'b = (22250 + 250 f ' ck ) Voor C53/65 (f’ck=65 N/mm2) geeft dit: E 'b = 38500 N/mm2. Door middel van de kruipfactor kan het fenomeen kruip worden meegenomen in de bepaling van de vervormingen van de betonconstructie, zie hieronder. Naast kruip is er ook de tijdsafhankelijke vervorming ten gevolge van verschillende soorten van krimp van het beton. Omdat het de kanaalplaten geprefabriceerd zijn, zal een flink deel Bouwputten met permanente geprefabriceerde betonnen stempelramen

59/107

van de krimp al zijn opgetreden voor installatie. Daarom wordt voor nu aangenomen dat dit geen grote problemen zal veroorzaken. Ofwel: εs = 0 Kruipfactor Het verschijnsel kruip wordt meegenomen in de bepaling van de lange-duur E-modulus van beton. In paragraaf 6.1.5 van [NEN6720] wordt de E-modulus van beton inclusief kruip gegeven door onderstaande formule. Ed =

E'b 1+ φ

waarin: φ is de kruipcoëfficiënt, (de verhouding tussen de kruipvervorming en de elastische vervorming) te bepalen volgens: φ = k c k d k b k h k t ≤ φ max met: kc kd kb kh kt φ max

is de factor afhankelijk van de relatieve vochtigheid is de factor van de ouderdom tc van het beton op het tijdstip van belasten en van de sterkteklasse van het cement is de factor afhankelijk van de kubusdruksterkte is de factor afhankelijk van de fictieve dikte hm van de betondoorsnede is de factor, afhankelijk van de belastingstijd t is de maximaal aan te houden rekenwaarde van de kruipcoëfficiënt, afhankelijk van de kubusdruksterkte en van de relatieve vochtigheid

Bij de specifieke situatie – buitenlucht, betonkwaliteit C53/65, geometrie van de kanaalplaat HVP320 en permanente belasting dus t=∞ – wordt een kruipcoëfficiënt φ gevonden van: φ = kc kd kb k h kt = 1,9 ⋅ 0, 7 ⋅ 0, 7 ⋅ 0,95 ⋅1, 0 = 0,88 Daarbij hoort een elasticiteitsmodulus van: Ed =

E 'b 38500 = = 20430 N/mm2 1 + φ 1 + 0,88

Deze waarde voor de E-modulus is nagenoeg gelijk aan de waarde gebruikt in de ontwerpknikberekening. Om een gevoel te krijgen voor in de invloed van de duur van de belasting op de hoeveelheid kruipvervorming van het beton is een inventarisatie gedaan. In onderstaande tabel wordt de kt gegeven afhankelijk van de belastingduur t in dagen. Hieruit wordt de kruipcoëfficiënt berekend (waarbij de andere k-factoren gelijk blijven) en de resulterende E-modulus. Tabel 10: De kruipcoëfficiënt en E-modulus afhankelijk van de belastingsduur t t (in dagen) 0 30 60 90 120 150 180 210 kt 0,34 0,50 0,60 0,67 0,72 0,75 0,78 0,0 0,30 0,45 0,53 0,59 0,63 0,67 0,69 φ

240 0,80 0,71

Ed (N/mm2) 38500 29680 26650 25110 24180 23560 23120 22790 22530

60/107


∞ 1,0 0,88 20430

Hieruit blijkt dat een groot deel van de kruipvervorming al in de eerste maanden optreedt. Na 120 dagen (vier maanden) heeft tweederde van de vervorming al plaatsgevonden. 4.5.2.1.

Herverdeling stempelkracht

Door de fasering van het bouwproces en het gebruik van een deel van de vloerconstructie in het stempelraam heeft de tijdsafhankelijke kruipvervorming invloed in de krachtsverdeling in de constructie. De stempelplaten in het stempelraam worden onderworpen aan een grote axiale belasting en zullen daardoor gaan vervormen. Er kan onderscheid worden gemaakt tussen de elastische vervorming en de vervorming door kruip. De elastische vervorming treedt direct op na introductie van de kracht. Daarna begint het beton te kruipen; dit proces duurt in principe jaren. Nadat verder is ontgraven en eventuele onderliggende vloeren zijn voltooid wordt de vloer op een stempelniveau dichtgelegd. De platen worden constructief verbonden en ook wordt een druklaag toegepast. Daarna zal nog steeds kruipvervorming optreden van de stempelplaat. Echter, dit wordt verhinderd door de naastliggende kanaalplaten, die met de stempelplaat verbonden zijn via de langsvoegen en de druklaag. Een interessante vraag is hoe groot deel van de horizontale kracht in de stempelplaat wordt overgenomen door naastliggende platen door de kruipvervorming van de stempelplaat. Om de vervorming ten gevolge van kruip te kunnen beoordelen is het handig om een uitdrukking te hebben voor de kruiprek. De vervorming ten gevolge van een spanning volgt uit de wet van Hooke: ε=

σ E

Met substitutie van σ = ε =

F geeft dit: A

F AE

De rek kan worden onderverdeeld in elastische rek en rek ten gevolge van kruip van het beton: ε tot = ε E + ε kr Samen met E d = ε tot =

E'b geeft dit voor de totale rek εtot: 1+ φ

F (1 + φ ) F Fφ = + = ε E + ε kr AE 'b AE 'b AE 'b

De elastische rek en de rek ten gevolge van kruip kunnen expliciet worden geschreven: εE =

F Fφ en ε kr = AE 'b AE 'b

Zoals in de uitdrukking hierboven duidelijk te zien is, is de kruipfactor φ per definitie de verhouding van de kruipvervorming en de elastische vervorming: φ=

ε kr εE


61/107

De kruipvervorming kan worden onderverdeeld in de kruip die al is opgetreden voor het dichtleggen van de vloer εkr;1 en de kruipvervorming die nog moet optreden na het dichtleggen van de vloer εkr;2. ε kr ;2 = ε tot − ε E − ε kr ;1 =

F (1 + φ ) F Fφ1 Fφ2 − − = AE 'b AE 'b AE 'b AE 'b

Herverdeling niveau -2 De hoeveelheid vervorming die door de samenwerking van de platen wordt verhinderd hangt af van de tijdsduur van de verschillende fases van de bouw. Er kunnen tijdstippen worden toegekend aan de verschillende globale bouwfases van de onderhavige case van drie ondergrondse parkeerlagen, zie de tabel hieronder. Onderstaande waarden voor de tijdsduur van de fases zijn vrij conservatieve aannames. Dat wil zeggen: ze zijn relatief kort gekozen, zodat de kruipvervorming die nog moet optreden en invloed kan uitoefenen op de krachtsverdeling relatief groot is. Tabel 11: Schatting tijdsduur verschillende bouwfases Fase Benaming Tijdsduur Relatief tijdstip begin fase in dagen (t) 2 Maken stempelraam -1 30 dagen 0 3 Maken stempelraam -2 30 dagen 30 4 Maken fundering en vloer -3 90 dagen 60 5 Dichtleggen vloer -2 30 dagen 150 6 Dichtleggen vloer -1 30 dagen 180 ∞

Gebruiksfase

∞

210

Voor het onderste stempelniveau ter hoogte van de -2 vloer is de maximale stempelbelasting permanent (t=∞). Daarnaast zit er voor deze vloer de minste tijd tussen het aanleggen van het stempelraam en het voltooien van de gehele vloerconstructie. Ook voor hoger gelegen stempelramen is kruip van belang, maar slechts een derde tot de helft van de kruipvervorming ten gevolge van de maximale belasting treedt op (één a twee maanden). Daarna neemt de belasting af vanwege het ontgravingsproces. Van de totale hoeveelheid kruipvervorming is het merendeel al opgetreden voor voltooiing van de gehele vloer. Voor de -2 vloer is het tijdsbestek tussen (neerleggen van de stempelplaat en) het inleiden van de stempelkracht en het dichtleggen en voegen van de vloerconstructie geschat op drie maanden (90 dagen). Zoals in de tabel te zien is, is 60% van de kruipvervorming reeds opgetreden als de vloer wordt dichtgelegd; 40% van de totale kruipvervorming moet dan nog optreden. De kruipvervorming die nog moet optreden na het dichtleggen van de vloer εkr;2 komt overeen met kruipfactor φ 2: φ2 = φ − φ1 = 0,88 − 0,53 = 0,35 Deze vervorming wordt echter tegengewerkt door de buurman, wat spanningen geeft in de langsvoegen (verhinderde kruipvervorming of relaxatie). Het zorgt ervoor dat een deel van de stempelkracht zal worden overgedragen aan de naastliggende platen. De totale rek van de plaat ten gevolge van de stempelkracht Fst (zonder herverdeling) is: ε tot =

F F (1 + φ ) 1295 ⋅103 (1 + 0,88) = = = 3,3 ⋅10−4 = 0,33 mm/m1 of ‰ AEd AE 'b 192400 ⋅ 38500

De totale verkorting van een 15 m lange plaat is op t=∞:

62/107


∆l = ε tot l =

Fl = 3, 3 ⋅10−4 ⋅15000 = 5, 0 mm AEd

De kruiprek die nog op moet treden na dichtleggen van de vloer: ε kr ;2 = Dit is

Fφ2 1295 ⋅103 ⋅ 0,35 = = 6,1 ⋅10−5 = 0, 061 ‰ AE 'b 192400 ⋅ 38500

0,35 0,35 ⋅100% = 40% van de totale kruiprek en ⋅100% = 19% van de totale rek. 0,88 1,88

Van de totale verkorting van de plaat moet 19% nog optreden. Dus de maximale kracht die nog kan worden herverdeeld is 19% van de totale kracht in de plaat: F = 0,19 ⋅ Fst = 0,19 ⋅ 1295 = 250 kN Omdat een derde van het totaal aantal platen in het stempelraam is gebruikt, kan deze kracht worden verdeeld over drie kanaalplaten (de stempelplaat en twee buurmannen). Indien men aanneemt dat de langsvoegen oneindig stijf zijn, moeten de stempelplaat en zijn buurmannen dezelfde vervorming ondergaan. De drie platen zijn identiek dus de twee derde van de nog te verdelen kracht wordt via de langsvoeg overgebracht op de naastliggende platen: F = 0, 67 ⋅ 0,19 ⋅ Fst = 165 kN De herverdeling zorgt voor een lagere stempelkracht in de stempelplaat: 1295-165=1130 kN. Dit is 87% van de stempelkracht aan het begin. Hierdoor is de uiteindelijke vervorming na jaren kleiner dan de berekende 0,33 ‰. ε tot

F F (1 + φ ) 1130 ⋅103 (1 + 0,88) = = = = 0, 287 ‰ AEd AEd 192400 ⋅ 38500

Op het moment van voltooiing van de vloerconstructie is al 60% van de uiteindelijke vervorming opgetreden. Bij het dichtleggen van de vloer is opgetreden aan totale vervorming: F F (1 + φ1 ) 1295 ⋅103 (1 + 0, 53) ε E + ε kr ;1 = = = = 0, 267 ‰ AEd AE 'b 192400 ⋅ 38500 De overige vervorming van de stempelplaat die dan, na herverdeling, nog moet optreden is: ε = 0, 287 − 0, 267 = 0, 020 ‰ De totale vervorming van buurmannen op t=∞ is: ε tot

F F (1 + φ ) 83 ⋅103 (1 + 0,88) = = = = 0, 021 ‰ AEd AEd 192400 ⋅ 38500

Deze waarde is bij benadering gelijk aan de nog op te treden vervorming van de stempelplaat. Dit evenwicht treedt echter pas op na jaren (t=∞). De herverdeling van de drukkracht zal geleidelijk optreden. De beschrijving van dit proces kan worden verkregen door het opstellen van een differentiaalvergelijking maar wordt hier niet verder op ingegaan. De prefab kanaalplaten worden na dichtleggen van de vloer bedekt met een druklaag. Door het kruipen van de stempelplaat kan de druklaag ook nog deel van de herverdeelkracht voor zijn rekening krijgen. De druklaag zelf krimp echter tijdens verharden waardoor weer wat meer druk in de platen ontstaat. De hoeveelheid stempelbelasting die in de tijd weglekt naar de druklaag is derhalve lastig te bepalen.


63/107

Kist-effect Bovenstaande is voornamelijk gebaseerd op de bepaling van de lange-duur stijfheid van het beton (E-modulus inclusief kruipfactor) en de aanname dat de hoeveelheid kruipvervorming dat nog moet optreden na dichtleggen van de vloer overeenkomt met de her te verdelen stempelkracht. In paragraaf 7.3.7 van de VBC [NEN6720] wordt ingegaan op herverderling. Bij wijzigingen in het statisch systeem van statisch bepaald naar statisch onbepaald (of hogere graad van statisch onbepaaldheid) moet de krachtsverdeling van voor de herverdeling worden vermenigvuldigd met de factor e −φ en de krachtsverdeling van na de herverdeling met 1 − e −φ . Voor de gegeven ϕ 2 = 0,35 volgt: e −φ = 0,70 en 1 − e −φ = 0,30 De bovenstaande bepaling van de herverdeling door kruip van het beton is gebaseerd op het zogenaamde ‘Kist-effect’ [Dic 1980]. Deze methode geeft dus aan dat 30% van de totale stempelkracht wordt herverdeeld over alle kanaalplaten. Bij verwaarlozing van herverdeling naar de druklaag houdt de stempelplaat op t=∞ dus 70%+10%=80% van de initiële stempelkracht over. In het voorgaande werd een waarde van 87% gevonden. Overdracht via de voeg Bij de berekening werd aangenomen dat de platen vanaf t=90 dagen evenveel moeten rekken. Gecontroleerd moet worden of de kelkvoeg tussen de platen sterk genoeg is om dit mogelijk te maken. De herverdeelkracht veroorzaakt door de (gedeeltelijk) verhinderde rek van de stempelplaat zorgt voor een schuifspanning in de langsvoeg. Deze kan worden bepaald door de kracht te delen door de kleinste doorsnede van de voeg parallel aan de richting van de horizontale kracht. Voor een plaat van 320 mm is de hoogte van de voeg 300 mm en de lengte 15,0 m. Hieronder is de schuifspanning in de voeg bepaald. Hierbij is aangenomen dat de spanning uniform is over de lengte van de voeg, maar in werkelijk zal bij de oplegging op de gording de schuifspanning groter zijn dan richting het midden van het vloerveld. τ=

165 ⋅ 103 F = = 0, 036 N/mm2 A 300 ⋅15000

De schuifspanning in een voeg moet lager zijn dan 0,10 N/mm2. Dit levert dus geen probleem op. Aangenomen kan worden dat de voeg deze kracht kan overbrengen. De verkorting van de kanaalplaat heeft invloed op de voorspanning in de plaat. Verkorting van het beton betekent relaxatie van de voorspanning in de voorspanstrengen. Bij het bepalen van de spanningen in de doorsnede moet hiermee rekening worden gehouden (zie paragraaf 4.5.3). Conclusie De invloed van kruip van het prefab beton op de krachtverdeling in de vloer tijdens de gebruiksfase is hierboven kwalitatief en kwantitatief beschouwd. Geconcludeerd kan worden dat herverdeling van de stempelkracht in de stempelplaat kan zorgen voor een afname van ongeveer 20% van de initiële stempelkracht in deze plaat. De precieze herverdeling is lastig te bepalen. Daarom wordt er in het volgende van uitgegaan dat geen herverdeling van de stempelbelasting optreedt, hoewel dit vrij conservatief is.

64/107


4.5.3.

Afname voorspanning ten gevolge van stempelbelasting

Doordat een extra axiale drukkracht Fst wordt toegepast op een kanaalplaat zal de voorspanning Fp afnemen. De afname van de spanning in de voorspanstrengen kan worden bepaald door de rek van de strengen gelijk te stellen aan de rek van de gehele doorsnede ten gevolge van de stempelbelasting: ∆ε s = ∆ε b Met ε =

σ F en σ = volgt dan: E A

∆ε s = ∆ε b =

∆σ b F = st Eb Eb Ab

De afname van de voorspankracht ten gevolge van de stempelkracht kan als volgt worden bepaald: ∆Fp = ∆σ s As = ∆ε s Es As =

Es As Fst Eb Ab

Bij invullen van de speficieke E-moduli en oppervlakten van de doorsneden volgt voor een HVP320: ∆Fp =

Es As 210 ⋅1472 Fst = Fst = 0, 080 Fst Eb Ab 20 ⋅192400

Om een indruk te krijgen van de hoeveelheid voorspanning dat dissipeert door het aanbrengen van de stempelkracht wordt een voorbeeld gegeven. Voor een HVP320 (Fpw=1413 kN) en een stempelbelasting van qst;rep=360 kN/m1 (bruikbaarheidsgrenstoestand; Fst;rep=1295 kN) volgt: ∆Fp Fpw

⋅ 100% =

0, 080 ⋅1295 ⋅ 100% = 7,3 % 1413

De afname van de voorspankracht in de kanaalplaat HVP320 ten gevolge van de stempelkracht is ca. 7 %. Dit ligt in dezelfde orde van grootte als de tijdsafhankelijke verliezen, die in dit specifieke geval 13 % bedragen. Omdat een afname van de voorspanning nadelig is voor de sterkte en stijfheid van een kanaalplaat moet dit verlies in de berekening worden meegenomen. Door de aanwezigheid van de stempelkracht neemt de axiale druk in de doorsnede per saldo natuurlijk wel toe.


65/107

4.5.4.

Excentriciteiten stempelkracht

Eerder is al gerefereerd aan de excentriciteiten die de stempelkracht kan hebben. De excentriciteiten worden veroorzaakt door de zeeg die aanwezig is in de plaat, door de verdraaiingen van de oplegging van de plaat en door verticale belasting die op de plaat werkt. Iedere excentriciteit veroorzaakt een eerste orde moment en een tweede orde moment. In deze paragraaf wordt bepaald met welke excentriciteiten rekening moet worden gehouden en wordt getracht deze te kwatificeren. Ook als een element in theorie volledig axiaal wordt belast moet rekening worden gehouden met een toevallig buigend moment in de doorsnede. In paragraaf 8.1.1 van [NEN6720] wordt hiervoor gegeven: M d ;min = 0,1⋅ h ⋅ N 'd waarin: Md;min [kNm] de minimale rekenwaarde van het maximale buigend moment h [m] de totale hoogte van de beschouwde doorsnede N’d [kN] de rekenwaarde van de normaaldrukkracht exclusief de voorspankracht De minimale excentriciteit van de axiale belasting die moet worden meegenomen is dus gelijk aan een tiende van de hoogte van het profiel. In het wijzigingenblad A2 van de norm wordt aangevuld dat in geval van een beginexcentriciteit e0 een extra excentriciteit moet worden meegenomen van een twintigste van de hoogte van het profiel: e = 0, 05 ⋅ h + e0 Deze extra excentriciteit levert een buigend moment van: M extra = 0, 05 ⋅ h ⋅ N 'd waarin: Md;extra [kNm] de minimale rekenwaarde van het maximale buigend moment In het volgende wordt uitgezocht of de minimale excentriciteiten die worden voorgeschreven door de norm moeten worden toegepast op de stempelplaten die axiaal op druk worden belast. 4.5.4.1.

Zeeg

De zeeg e0 die een kanaalplaat bezit wordt veroorzaakt door de voorspanning die excentrisch onderin de kanaalplaat aanwezig is. De mate van opbuiging is naast vaste factoren als de kruip en krimp van het beton, afhankelijk van de wapening, de plaatdoorsnede (eigen gewicht) en de plaatlengte. In theorie heeft een plaat altijd een zeeg van enkele millimeters. Echter moet rekening worden gehouden met een afwijking van de zeeg. In de praktijk worden verschillende richtlijnen gehanteerd voor het bepalen van de te verwachten zeeg en de maximale afwijking op de berekende waarde. De [NEN2889] schrijft een maximale toelaatbare maatafwijking voor betreffende de opbuiging van voorgespannen vloerplaten van 2,0 mm/m op de berekende waarde. Voor een plaat van 15 m is dit dus een afwijking van 30 mm. De totale opbolling die kan optreden kan dan oplopen tot meer dan 40 mm. Het handboek Handboek Plaatvloeren van [VBI] geeft richtlijnen voor de bepaling van de zeeg van een kanaalplaat en de mogelijke maatafwijking waarmee rekening moet worden

66/107


gehouden. Voor kanaalplaten (lichte wapening) kan de gemiddelde opbuiging worden bepaald via: e0 = l /1000 ≤ d / 40 waarin: l [mm] lengte van de plaat d [mm] dikte van de plaat De tolerantie op de plaat is 10 + l /1000 . In onderstaande tabel is weergegeven wat dit betekent voor de opbuiging van de verschillende platen. Tabel 12: Gemiddelde zeeg en afwijking volgens [VBI] d (mm) 200 260 zeeg e0 (mm) 5 7 zeeg + max afwijking (mm) 22 24

320 8 33

400 10 35

De leverancier van de kanaalplaten heeft de optredende zeeg van elke plaat in de gegeven situatie opgegeven, zie de tabel hieronder. Als richtlijn voor de maximale maatafwijking van de opbolling wordt l /1000 gehanteerd. Tabel 13: Zeeg en afwijking volgens [Betonson] zeeg e0 (mm) zeeg + max afwijking (mm) zeeg - max afwijking (mm)

HVP200 5 12 -2

HVP260 0 7 -7

HVP320 12 27 -3

HVP400 5 20 -10

Het optreden van een zeeg van meer dan 20 mm bij een plaat met een lengte van 7,0 m en 30 mm bij een plaat van 15,0 m wordt niet waarschijnlijk geacht. Deze waarden zijn in de berekeningen aangehouden als maximale opbolling van de platen. Daarnaast wordt ervan uitgegaan dat een negatieve zeeg (of doorbuiging) van de kanaalplaat ook niet zal voorkomen. 4.5.4.2.

Rotatie oplegging

Het doel van dit onderdeel is om de eventuele excentriciteit van de aangrijping van de stempelkracht op de kanaalplaat te bepalen. De uitvoering van de oplegging van de kanaalplaten op de gording kan het best zo simpel mogelijk worden gehouden. De platen kunnen worden opgelegd op een elastomere oplegstrip. De ruimte tussen de kanaalplaat en de gording kan volledig worden volgegoten met mortel. Hierbij blijven de kanalen van de plaat gesloten en wordt er dus niet gekozen om een wapeningsstaaf in een of meerdere kanalen te leggen om een sterkere verbinding te krijgen. De horizontale kracht die de grond via de wand op de gording uitoefent, loopt via de gording naar de kanaalplaten die de stempelbelasting naar de overkant van de bouwput leiden. Dit resulteert in principe in een puntvormige ondersteuning van de gording. Hierbij ligt de middellijn van de kanaalplaat hoger dan die van de gording. In de verticale doorsnede ontstaat een koppel / een extra moment op de wand. De gording en daarmee de wand gaan daardoor roteren.


67/107

Figuur 42: Excentriciteit oplegging, resulterende rotatie van de wand en gording en verschuiving aangrijping Fst

Beredeneerd kan worden dat door de rotatie van de gording, de inleiding van de stempelkracht meer richting de onderflens van de kanaalplaat trekt, waardoor het koppel weer afneemt. In de uiteindelijke evenwichtssituatie is de weerstand tegen de gording (door de wand/grond) te schematiseren als een (niet-uniforme) lineaire verdeelde belasting waarvan de resultante gelijk is aan de stempelkracht in een plaat. De belasting is niet constant in de tijd. Door het ontgraven onder het stempelraam komt er een steeds grotere stempelkracht in het stempelraam, en daardoor wordt ook het koppel steeds groter. In het volgende wordt op verschillende manieren geprobeerd om de invloed van dit fenomeen te inventariseren. Elastostatica

Figuur 43: Verend ondersteunde ligger belast met puntlast en moment

De damwand met daarachter een elastisch grondpakket kan worden geschematiseerd als een verend ondersteunde ligger. De belasting op de wand ten gevolge van de puntvormige ondersteuning door de kanaalplaat kan worden vereenvoudigd tot een puntlast en een moment. De puntlast is al in de damwandberekeningen in MSheet meegenomen, dus alleen het effect van het moment is extra. Dit is te bepalen aan de hand van de volgende algemene differentiaalvergelijking voor de verend ondersteunde buigligger: EI

d 4w + kw = q dx 4

De algemene oplossing voor de gereduceerde differentiaalvergelijking (q=0) is: w = e βx (C1 cos β x + C 2 sin β x ) + e − βx (C 3 cos β x + C 4 sin β x ) ϕ =−

dw dx

M = EI

dϕ dx

D=

dM dx

Het zogenaamde vierde basisgeval komt overeen met de betreffende situatie: een oneindige verend ondersteunde ligger belast met een moment. Hierbij horen de volgende oplossingen voor de verplaatsing en hoekverdraaiing:

68/107


w=−

2β 2 T − βx e (sin β x ) k

ϕ =−

dw 2 2Tβ 3 − βx 3 =− e sin( βx + π ) dx k 4

De uitdrukking voor de hoekverdraaiing is officieel zoals hierboven met minteken maar die wordt hierna weggelaten omdat de richting van de verdraaiing bekend is. De factor bèta wordt verkregen met: β =4

k 4EI

Om de gevolgen van het moment te kunnen beoordelen zijn de volgende waarden ingevuld: EI=0,243∙106 kNm2 (AZ48) k=500 kN/m3 (veen) Met deze waarden wordt de meest ongunstige bèta verkregen. β =4

500 k =4 = 0,15 4 EI 4 ⋅ 0,243 ⋅ 10 6

Bij invullen van k=5000 kN/m3 (zand)en EI=0,188 10∙6 kNm2 (AZ36) volgt: beta=0,3. Het moment waarmee de wand wordt belast wordt gevormd door de stempelkracht en de excentriciteit van de gording. De afmetingen van de gording zijn aangenomen op: 600 bij 1000 mm2. Bij toepassing van een kanaalplaat met een hoogte van 320 mm wordt een excentriciteit verkregen van: e=

hgording − hplaat 2

=

600 − 320 = 140 mm 2

Dit geeft een representatieve waarde van het moment van: M = Fst ⋅ e = 360 ⋅ 0,14 = 50 kNm In de berekening wordt een koppel T gebruikt half zo groot als het moment: T=

50 = 25 kNm 2

De rotatie is maximaal op x=0: ϕ (0) =

2Tβ 3 2 ⋅ 25 ⋅ 0,15 3 = = 0,34 ⋅ 10 −3 rad k 500

Omdat voor de breedte van de gording 1000 mm is gekozen volgt dat de verplaatsing van de oplegging (en daarmee een kleine vergroting van de excentriciteit) 0,34 mm is. Dit is verwaarloosbaar klein. De theorie geeft ook een methode om het invloedsgebied van het moment te bepalen. Het minimale invloedsgebied (beta zo groot mogelijk) is: 6⋅

π π = 6⋅ = 15,7 m 4β 4 ⋅ 0,3


69/107

Het werkt dus door in het geheel van de wand en maakt dat de extra hoekverdraaiingen niet expliciet kunnen worden ‘afgelezen’ door superpositie van meerdere extra momenten. Tegengesteld koppel Het eigen gewicht van de kanaalplaten die rusten op de gording veroorzaken een koppel in tegengestelde richting als bovengenoemd moment. De oplegreactie ten gevolge van het eigen gewicht van een HVP 320 is 35 kN. Door deze kracht te vermenigvuldigen met de arm tussen de oplegging en de wand (lengte van de gording) vind men het moment dat in de wand ontstaat. Om het moment op de wand per eenheid van lengte van de wand te krijgen moet nog worden gedeeld door 3,6 omdat maar een plaat aanwezig is per 3,6 m wand. Dan volgt een moment van 8 kNm/m1. De invloed is dus erg klein. Benadering met MSheet Ook is geprobeerd om met behulp van MSheet de invloed van een extra moment op de wand te onderzoeken. Het vergt enige iteratie: door het moment bij de aangrijping van de stempel wordt de bijbehorende stempelkracht iets kleiner, waardoor ook het moment kleiner wordt. Hieronder volgt een schematische samenvatting van de iteratie. Op alle stempelniveaus is een moment toegevoegd die correspondeert met de specifieke fase en het stempelniveau. Alles is in bruikbaarheidsgrenstoestand gedaan. Tabel 14: Representatieve waarden van de extra momenten in kNm/m1 voor 1e iteratie (omhoog afgerond op geheel aantal kNm) bg -1 -2 fase 1 fase 2 40 fase 3 20 45 fase 4 17 33 50

De resulterende representatieve waarden van de stempelkrachten Fst in kN/m1 veranderen al bijna niet meer. De maximale toename van de stempelbelasting op niveau -2 (9 kN/m1) is nog geen 3%. Geconcludeerd kan worden dat de invloed van het extra moment in de damwand op de stempelkracht te verwaarlozen is. Rotatie / hoekverdraaiing Uit de verplaatsing in het laatste MSheet-model is geprobeerd de rotatie van de wand te verkrijgen. Dit is geen reguliere uitvoer van het programma dus moest het op een ietwat creatieve manier. De rotatie is verkregen door de uitwijking van de wand over een klein stukje te delen door bijbehorende lengte van het stukje. De maximale extra rotatie berekend in het Rotterdamse profiel met MSheet is 0,7∙10-3 rad. Indien de hoek α klein is en uitgedrukt in radialen kan men stellen: sin(α ) ≈ α . Ofwel: de opwaartse verplaatsing van de oplegging ten gevolge van de excentrische aangrijping is 0,7 mm. Verschil met de theorie De theorie van een enkel moment op een verende ondersteuning geeft een extra rotatie ca twee keer zo groot als met MSheet. Oorzaken: • Met theorie berekend volgens meest ongunstige omstandigheden (T, EI en vooral k). In MSheet is een heterogeen grondpakket gebruikt. • In MSheet zijn op drie niveaus de momenten toegevoegd. Die kunnen elkaar enigszins tegenwerken (de extra rotatie in fase 4 is ook al een stuk minder).

70/107


Geconcludeerd kan worden dat het moment ten gevolge van de excentrische oplegging van de kanaalplaat op de gording verwaarloosbaar is. Verdraaiingen van de damwand door ontgravingsproces Door het ontgravingsproces blijft dat wand niet volledig recht en treden translaties en rotaties op. Dit heeft gevolgen voor de aan de wand bevestigde gording en de daarop opgelegde kanaalplaten. De hoekverdraaiingen van de verschillende stempelramen ten gevolge van ontgraving ten opzichte van fase van uitvoering van de gording zijn bepaald. Tabel 15: Hoekverdraaiing φ (representatief, in 10-3 rad) bg -1 -2 fase 1 0 fase 2 +9,7 0 fase 3 +10,0 +2,7 0 fase 4 +9,4 +2,9 +3,3

Het blijkt dat de verdraaiing van de wand vanwege de normale fasering en krachtswerking na het storten van de gording veel belangrijker is dan de verdraaiing van de wand en gording ten gevolge van de excentrische oplegging. Een hoekverdraaiing van 4 mm zorgt bij een gording van 1000 mm voor een opwaartse verplaatsing van 4 mm van de oplegging van de kanaalplaat. Moment in plaat door hoekverdraaiing wand en gording De hoekverdraaiingen zoals bepaald via MSheet (BGT) voor stempelniveau -2 is 3,3∙10-3 rad. Voor de ligger kan via een vergeet-me-nietje bepaald worden welke belasting bij een bepaalde hoekverdraaiing hoort. Hierbij wordt gebruik gemaakt van de E-modulus en het traagheidsmoment I van de kanaalplaat, en wordt aangenomen dat de verbinding tussen de gording en de kanaalplaat het volledige moment overdraagt, en dat beide dus een gelijke hoekverdraaiing ondergaan. In werkelijkheid zal dit niet het geval zijn, zullen de spanningen in de verbinding veranderen en zal de plaat minder verdraaien dan de wand en de gording. Met deze berekening wordt een grove conservatieve waarde gevonden voor de hoekverdraaiing van de uiteinde van de plaat. De verschuiving van het aangrijpingspunt van de stempelkracht die uit het moment volgt is daarom ook conservatief.

Figuur 44: Vergeet-me-nietje

Bij bovenstaand vergeet-me-nietje hoort de formule: θ=

1 TL 3 EI

Dit kan men omschrijven om het koppel T uit te rekenen en na invullen van de hoekverdraaiing en de gegevens van een HVP320 vindt men: 3EIθ 3 ⋅ 20 ⋅103 ⋅ 2, 4 ⋅ 0, 004 T= = = 40 kNm l 15 Dit moment kan een verschuiving veroorzaken van het aangrijpingspunt van de stempelkracht van:


71/107

e=

M 40 ⋅103 = = 32 mm F 1295

Het aangrijpingspunt valt binnen de kern van de doorsnede, waarvan de maximale excentriciteit gegeven wordt door: e=

h 320 = = 53 mm 6 6

Er ontstaat dus geen extra trekspanning bovenin de kanaalplaat. Eenzelfde berekening voor een plaatlengte van 7,0 m met een HVP200 geeft: T=

3EIθ 3 ⋅ 20 ⋅103 ⋅ 0, 66 ⋅ 0, 004 = = 23 kNm l 7

M 23 ⋅103 e= = = 17 mm Fst 1295 Het aangrijpingspunt valt binnen de kern van de doorsnede, waarvan de maximale excentriciteit gegeven wordt door: e=

h 200 = = 33 mm 6 6

Voor het berekenen van de spanningen in de kanaalplaten zal in het vervolg een mogelijke excentriciteit worden meegenomen van maximaal 50 of 30 mm voor de lange respectievelijk korte overspanning. Wel wordt voldaan aan de eis van een minimale excentriciteit van de axiale belasting, zoals beschreven aan het begin van paragraaf 4.5.4. De waarden zijn wel enigszins arbitrair en vrij conservatief. In onderstaand figuur is weergegeven dat de voeg tussen de kop van een kanaalplaat en de gording een tegenwerkend moment ontstaat doordat door de hoekverdraaiing het aangrijpingspunt van de stempelkracht verschuift.

Figuur 45: Verschuiving aangrijpingspunt stempelkracht werkt hoekverdraaiing van de plaat tegen

De gording en kanaalplaat zijn niet geheel star verbonden. Bij een rotatie van de plaat zoals hierboven is aangegeven komt er in de voeg tussen de plaat en de gording meer drukspanning bovenin de voeg te zitten. Men kan ook zeggen dat het aangrijpingspunt van de stempelkracht naar boven verschuift. Door de vervorming van de verbinding tussen de kanaalplaat en de gording verschuift het aangrijpingspunt van de stempelkracht altijd richting de trekzone van de doorsnede. Dit tweede orde effect zorgt zodoende voor tegenwerking van de vervorming. Het is echter lastig te kwantificeren en wordt in het volgende niet meegenomen. Omdat de hoekverdraaiingen bij kanaalplaten doorgaans vrij klein zijn, zal de veerstijfheid van de oplegging ook niet heel groot zijn.

72/107


4.6.

Toetsen kanaalplaten

In deze paragraaf worden de spanningen in de doorsnede van de kanaalplaten ten gevolge van alle belastingen berekend. Door dit in de verschillende fases te doen kan worden uitgezocht welke fases en belastingcombinaties maatgevend zijn voor de capaciteit van de platen. De specifieke belastingsaspecten die in paragraaf 4.5 behandeld zijn, zijn in de berekeningen verwerkt. Eerst zullen alle belastingen worden behandeld die werken op de constructie van kanaalplaten en het deel ervan dat tijdens de bouwfase wordt gebruikt. Naast de gebruikelijke interne en externe belastingen worden de gevolgen van de horizontale stempelbelasting uitgebreid behandeld. Aan de hand van de eisen die worden gesteld in de Nederlandse normen wordt bepaald of de stamdaard HVP320 kanaalplaten gebruikt kunnen worden in het stempelraam op niveau -2. Ook wordt getracht een indicatie te geven van de maximaal toelaatbare stempelbelasting is die de platen bij gegeven voorspanning en in de gekozen lay-out van het stempelraam kunnen opnemen. 4.6.1.

Belastingen

4.6.1.1.

Interne belastingen

•

Eigen gewicht

Het eigen gewicht van een kanaalplaat is eenvoudig te bepalen. Een HVP320 heeft een eigen gewicht van qeg = 4,59 kN/m1. •

Voorspanning

De voorspanstrengen in de kanaalplaat zorgen voor een axiale drukspanning en een moment. De uniforme drukspanning kan worden verkregen door de totale voorspankracht te delen door oppervlakte van de doorsnede van het beton: σp =

Fp Ab

Zoals in paragraaf 4.5.3 is bepaald, kan de voorspankracht, inclusief afname ten gevolge van de stempelkracht in de plaat, worden bepaald met de uitdrukking: Fp = Fpw − Fst

E p Ap Eb Ab

Over de gehele lengte van de kanaalplaat heeft de voorspanning een constante excentriciteit ten opzichte van de middellijn van het profiel. Voor een HVP320 waarmee wordt gerekend geldt ep = 85 mm. Het moment ten gevolge van de excentrische ligging van de voorspanning is constant over de lengte van de plaat en wordt gegeven door: M p = Fp ⋅ e p


73/107

4.6.1.2.

Externe belastingen

Aan het begin van het hoofdstuk (paragraaf 4.1) is een overzicht gegeven van de verticale belastingen tijdens de gebruiksfase van de vloerconstructie. Ook tijdens de bouwfase kan een kanaalplaat in het stempelraam door een verticale belasting worden onderworpen. Dit kan komen door grond die tijdens het ontgraven op de plaat terecht komt of door een calamiteitsbelasting. Grondbelasting Het is mogelijk dat tijdens het ontgraven een hoeveelheid grond bovenop een stempelplaat terecht komt en een tijdje blijft liggen. Er wordt aangenomen dat een dergelijke laag grond 10 cm dik kan zijn. De soortelijke massa van grond is maximaal γm = 20 kN/m3 (nat zand). Daarom is voor de grondbelasting tijdens de bouwfase aangenomen: pgr ;rep = 0,10 ⋅ 20 = 2, 0 kN/m2 Als in het onderzoek blijkt dat deze belasting maatgevend is, kan worden besloten om het personeel te instrueren een te grote hoeveelheid grond op een plaat onmiddellijk te verwijderen. In dat geval kan worden gerekend met een minder grote belasting door grond. Calamiteitsbelasting Tijdens de uitvoering kan per ongeluk een kanaalplaat worden aangestoten. Dit kan bijvoorbeeld gebeuren tijdens het hijsen van een prefab element of ander materiaal of door een graafmachine. Dit kan zowel vanaf onder als vanaf boven gebeuren en op elke plek van de plaat. Daarom kan deze puntlast altijd ongunstig werken en moet hij bij elk belastingsgeval tijdens de bouw worden meegenomen in de berekening. De incidentele puntlast ten gevolge van een calamiteit is vastgesteld op Fcal = 10 kN. Tijdens de bouwfase kan de belasting door grond en door een calamiteit een positief en negatief buigend moment in de plaat veroorzaken, zoals hieronder weergegeven.

Figuur 46: Maximale neerwaartse en opwaartse belasting op de plaat tijdens de bouwfase

In de tabel hieronder is een overzicht gegeven van de externe verticale belastingen die in de verschillende fases op de stempelplaat kunnen werken. De belastingen zijn per eenheid van breedte van een kanaalplaat. Tabel 16: Mogelijke verticale belastingen op een kanaalplaat HVP320 (representatieve waarden) Fase Belastingsgeval Grootte Bouwfase Bouwfase Gebruiksfase Gebruiksfase Gebruiksfase

Grond Calamiteit Druklaag Afwerking Gebruiksbel

qgr Fcal qdrukl qafw qvar

2,4 kN/m1 10 kN 2,1 kN/m1 0,60 kN/m1 2,4 kN/m1

Fasering Na ingebruikname van de ondergrondse parkeergarage wordt de vloerconstructie pas belast door de variabele gebruiksbelasting. Voor het weerstaan hiervan krijgt de kanaalplaat hulp

74/107


van de druklaag. In de kanaalplaat zijn alle spanningen aanwezig ten gevolge van de permanente belasting; de druklaag is dan spanningsloos (op eventueel enige spanningen ten gevolge van krimp van de druklaag en kruip van de prefab plaat na). Het traagheidsmoment van het nieuwe samengestelde profiel I* is ruim twee maal zo groot als zonder druklaag. De weerstandsmomenten zijn ook groter dan voorheen. De nieuwe W*o is bijna 1,5 maal zo groot als Wo. Daarom kunnen de spanningen in de ondervezel van de plaat die worden veroorzaakt door de variabele belasting tijdens de gebruiksfase met eenzelfde factor worden verkleind. Dit is verwerkt in de bijbehorende belastingsfactoren. 4.6.1.3.

Stempelbelasting

De stempelkracht die in een stempelplaat aanwezig is, veroorzaakt of beïnvloedt verschillende elementen die van belang zijn voor de controle van de spanningen in de plaat. In de vorige paragrafen zijn deze elementen reeds naar voren gekomen. Hieronder wordt een overzicht gegeven van de invloed van de stempelbelasting. • Uniforme drukspanning De uniforme drukspanning die de stempelkracht veroorzaakt is eenvoudig te bepalen via: σ st = •

Fst Ab

Eerste-orde moment ten gevolge van zeeg: M0

Doordat de as van de kanaalplaat niet meer geheel recht loopt, heeft de stempelkracht een excentriciteit wat een moment oplevert. Het moment ten gevolge van de zeeg is niet constant over de lengte van de plaat omdat de zeeg niet constant is. Aangenomen wordt dat de zeeg niet negatief kan zijn, ofwel dat de vervorming van de plaat ten gevolge van het eigen gewicht en de voorspanning voor een doorbuiging zorgt. De minimale zeeg is voor elke plaat dus nul. Uit e0 = 0 mm volgt vanzelfsprekend dat M 0 = 0 . Het moment M0 ten gevolge van de zeeg e0 wordt niet veroorzaakt door een verticale verdeelde belasting, maar het verloop over de lengte van de plaat is wel parabolisch vanwege het verloop van de zeeg in x-richting. Het moment dat ontstaat door de excentriciteit van de stempelkracht ten gevolge van de zeeg kan worden meegenomen door toepassing van een verdeelde verticale belasting q0 die hetzelfde momentverloop genereert. Op deze manier is het eenvoudiger om in te voeren in een rekenprogramma. De grootte van q0 kan volgens onderstaande formule worden bepaald: 1 M 0 = Fst ⋅ e0 = q0l 2 8

à q0 =

8Fst e0 l2

NB: het toepassen van de q0 zorgt voor equivalent momentverloop, maar er ontstaat een foutief dwarskrachtenverloop. Het moment M0 veroorzaakt geen extra dwarskracht. • Eerste-orde moment ten gevolge van excentrische aangrijping: Mst Het moment Mst dat wordt veroorzaakt door de excentrische aangrijping van de stempelkracht is constant over de lengte van de plaat. De excentriciteit kan zowel naar boven of naar beneden zijn ten opzichte van de middellijn van het profiel. Daarom kan er altijd een moment Mst zijn dat ongunstig werkt. Het moment wordt gegeven door: M st = Fst ⋅ est


75/107

In paragraaf 4.5.4 is geconcludeerd dat voor een HVP320 rekening moet worden gehouden met een excentriciteit est = 50 mm. • Tweede-orde effect De verticale belastingen op een plaat zorgen voor doorbuiging of opbolling. Samen met de bovengenoemde excentriciteiten e0 en est zorgt dit ervoor dat de stempelkracht niet in het zwaartepunt van de doorsnede werkt. Dit geeft een eerste-orde moment die kan worden bepaald door de totale excentriciteit te vermenigvuldigen door met de stempelkracht. Dit moment zorgt echter weer voor extra uitbuiging van de plaat en daarmee een nog grotere excentriciteit van de stempelkracht: het tweede-orde effect. In paragraaf 4.4.1 is reeds getoond dat het tweede-orde effect kan worden meegenomen in de berekening van de spanningen door toepassing van de vergrotingsfactor op de momenten ten gevolge van de belasting: M 2e orde =

n Me n − 1 1 orde

De factor n wordt verkregen door de Eulerse kniklast van een enkele plaat te delen door de stempelkracht in de plaat. Alleen de belastingen ten gevolge van het eigen gewicht van de plaat en ten gevolge van de voorspanning leveren geen tweede-orde effect op. De excentriciteit van de voorspanning verandert niet bij buiging van de plaat omdat deze intern met de plaat meebuigt. Het eigen gewicht geeft in principe wel een tweede-orde effect maar dit werkt door in de zeeg en bijbehorend moment M0. Voor de berekening van het tweede-orde effect in de gebruiksfase moeten verschillende vergrotingsfactoren worden toegepast. Alle momenten die voor het storten van de druklaag al op de kanaalplaat werken worden vermenigvuldigd met de vergrotingsfactor. Voordat de druklaag wordt gestort, worden de voegen in het hele veld met kanaalplaten gevuld. De stempelplaat wordt vanaf dan gesteund door twee buurmannen en kan niet meer alleen uitknikken. Er is een driemaal zo groter kracht nodig om de drie platen als geheel uit te laten knikken. Het extra moment ten gevolge van het gewicht van de druklaag wordt dus 3n verkregen door de extra excentriciteit te vermenigvuldigen met de vergrotingsfactor . 3n − 1 Na verharding van de druklaag is de stijfheid van het geheel nog groter geworden en moet de vergrotingsfactor worden bepaald met het traagheidsmoment I* van de samengestelde n* doorsnede. De vergrotingsfactor kan dan worden geschreven als: . n * −1 • Afname voorspanning Als laatste veroorzaakt de stempelkracht in de plaat een afname van de voorspanning. Dit aspect is reeds hierboven besproken. 4.6.1.4.

Belastingcombinaties

Belastingcombinaties worden gevormd door tegelijk optreden van verschillende van de hiervoor besproken belastingsgevallen. Afhankelijk van de soort belasting en de grenstoestand waarin wordt gerekend worden belastingfactoren toegepast. De belastingfactoren γ’s voor permanente belastingen in de uiterste grenstoestand zijn 0,9 en 1,2 (behalve bij de voorspanning: altijd 1,0) en voor variabele belastingen 0,0 en 1,5.

76/107


Voor de berekeningen is het handig om een ook belastingfactor te hebben voor de stempelkracht in de plaat. De belastingfactor voor de stempelkracht in de plaat wordt bepaald conform [CUR166] (stap 9.3 van het stappenplan): Fs ; A;st ;d = 1, 25Fst ;max waarin: Fs;A;st;d [kN] Fst;max [kN]

is de rekenwaarde van de stempelkracht is de maximale stempelkracht berekend in stap 6 of 9.1 van [CUR166]

Voor het onderhavige geval geldt dat de verhouding tussen de maximale stempelkracht (1620 kN) en de representatieve waarde van de stempelkracht verkregen met MSheet (1295 kN) gelijk is aan 1,25. Daardoor volgt: γ =

Fs ; A; st ;d Fst ;rep

=

1, 25Fst ; max Fst ;rep

= 1,25 ⋅

1620 = 1,25 2 = 1,56 1295

De volgende belastingcombinaties worden onderscheiden: • BC1: BGT, tijdens bouwfase • BC2: BGT, tijdens gebruiksfase • BC3: UGT, tijdens bouwfase, zeeg maximaal • BC4: UGT, tijdens bouwfase, zeeg minimaal • BC5: UGT, tijdens bouwfase, alleen permanente belasting • BC6: UGT, tijdens gebruiksfase, alleen permanente belasting • BC7: UGT, tijdens gebruiksfase, zeeg maximaal • BC8: UGT, tijdens gebruiksfase, zeeg minimaal • BC9: UGT, tijdens gebruiksfase, zeeg maximaal, geen stempelkracht • BC10: UGT, tijdens gebruiksfase, zeeg minimaal, geen stempelkracht De verschillende belastingcombinaties leveren onderstaande tabel op met alle bijbehorende belastingsfactoren. Verscheidene belastingcombinaties zijn niet van belang omdat ze nooit maatgevend zullen worden maar voor de volledigheid zijn ze in de lijst opgenomen. Tabel 17: Belastingsfactoren per belastingsgeval voor elke belastingcombinatie Bel. geval Gedrag M in x BC1 BC2 BC3 BC4 BC5 BC6 BC7 BC8

BC9

BC10

Meg Mgr Mcal Mdrukl Mafw Mvar Mp M0 Mst

0,9 0,9 0,9 0,0 1,0 -

1,2 1,2 1,2 1,5 1,0 -

4.6.2.

parabolisch parabolisch bi-lineair parabolisch parabolisch parabolisch constant parabolisch constant

1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0

1,0 1,0 0,67 0,67 1,0 0,0 1,0

0,9 0,0 -1,5 1,0 1,56 1,56

1,2 1,5 1,5 1,0 0,0 1,56

1,35 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 1,0 1,69 1,69

1,35 0,0 0,0 1,35 1,35 0,0 1,0 0,0 1,69

0,9 0,9 0,9 0,0 1,0 1,56 1,56

1,2 1,2 1,2 1,5 1,0 0,0 1,56

Met knikverkorter

Bij toepassing van knikverkorters tijdens de bouwfase kan een kanaalplaat binnen de gestelde eisen een grotere stempelbelasting opnemen. De toepassing brengt wel enkele nieuwe situaties met zich mee. De knikverkorters worden aangebracht als de kanaalplaten die als stempel fungeren juist zijn geïnstalleerd. Op deze manier wordt een extra steunpunt gecreëerd


77/107

en is de plaat te schematiseren als een statisch onbepaalde ligger over drie steunpunten. De vervormingen ten gevolge van het eigen gewicht en de voorspanning zijn dan al opgetreden. Van de verticale belasting kan alleen de variabele belasting ten gevolge van grond of ten gevolge van een calamiteit voor een steunpuntsmoment zorgen. Nadat de gehele vloer is dichtgelegd en gevoegd en voordat de druklaag wordt uitgevoerd, worden de knikverkorters gedemonteerd.

Figuur 47: Uitknikvorm kanaalplaat met knikverkorter

Als een ligger in het midden vast wordt gehouden dan is de uitknikvorm zoals in het figuur hierboven. Op de plaatsen met de grootste uitwijking (op een kwart van de lengte) en bij het steunpunt moeten de momenten worden gemaximaliseerd. Dit kan worden gedaan met de belastingcombinaties zoals afgebeeld in onderstaand figuur.

Figuur 48: Belastingcombinaties voor verkrijgen van maximaal positief veldmoment, maximaal steunpuntsmoment respectievelijk maximaal negatief veldmoment

Bij aanwezigheid van een zeeg, wat zeer waarschijnlijk is in de bouwfase als alleen de kanaalplaat ligt, ontstaat een moment M0. Net als de zeeg verloopt deze ongeveer parabolisch over de lengte x van de plaat. In het geval dat een andere belasting aanwezig is zal de plaat na installatie van de knikverkorting en introductie van de stempelkracht Fst vanwege de excentriciteit verder willen opbollen. Zonder knikverkorter zou de plaat steeds verder naar boven uitbuigen. De knikverkorter in het midden van de overspanning voorkomt echter de uitbuiging ten gevolge van M0 en het bijbehorende tweede-orde effect. De maximale momenten in BGT en UGT op de kanaalplaat HVP320 ten gevolge van de grondbelasting en de calamiteitspuntlast worden in onderstaande tabel getoond. Tabel 18: Maximale momenten ten gevolge van de externe verticale belastingen in de bouwfase zonder en met knikverkorter; waarden in kNm Zonder knikverkorter Met knikverkorter BGT UGT BGT UGT Mstpt -25 -38 Mmin -38 -57 -20 -30 Mmax 105 158 30 45

De momenten op de plaat met knikverkorter zijn in vergelijking met bouwen zonder knikverkorter aanzienlijk minder. Dit is het directe gevolg van de knikverkorter die als extra steunpunt fungeert. 4.6.3.

Eisen

De kanaalplaten moeten zowel in gebruiksgrenstoestand (BGT) als in de uiterste grenstoestand (UGT) worden gecontroleerd. In de gebruiksgrenstoestand gelden eisen met betrekking tot scheurvorming en doorbuiging. In de uiterste grenstoestand (UGT) mag de contructie niet bezwijken onder de totale maximale belasting inclusief belastingfactoren.

78/107


Scheurvorming kan in de gebruiksfase ontstaan aan de onderzijde van de plaat. De verticale belasting op de kanaalplaat kan ook tijdens de bouwfase al scheuren veroorzaken. De onderzijde van het element moet dus worden getoetst aan de bijbehorende eis voor scheurvorming in zowel de bouw- als de gebruiksfase. Volgens de norm [NEN6720] mag in dit geval de scheurwijdte niet groter zijn dan 0,2 mm (milieuklasse 2 / XC4). Tijdens de bouwfase kan ook een negatief moment in de plaat ontstaan vanwege de opwaartse puntlast ten gevolge van een calamiteit. Bovenin een kanaalplaat zit veel minder voorspanstaal dan onderin; de voorspanning werkt dan eigenlijk ongunstig. Dit betekent dat de plaat bij een veel kleiner buigend moment al niet meer voldoet aan de eisen. Om verschillende redenen is het echter niet erg als de bovenzijde van de plaat scheurt. Ten eerste is de belasting zeer kortstondig en zal het negatieve moment snel weer verdwijnen. Daarnaast zal de bovenzijde van de kanaalplaat later in tijdens de uitvoering worden bedekt met een druklaag. Scheurtjes die zijn ontstaan worden dan gevuld en dichtgedrukt. Het is daarom niet nodig om de bovenzijde van de kanaalplaat tijdens de bouw te toetsen op scheurvorming. Wel moet uiteraard de controle in de uiterste grenstoestand worden uitgevoerd. De verschillende eisen die worden gesteld aan betonelementen en –constructies staan in de [NEN6720]. Omdat geldt: ka =

Ap Ap + As

=1

kan worden volstaan met een toetsing door midden van betontrekspanningen. De spanningen moeten voldoen aan onderstaande vergelijking. σ b ≤ ke k4 (1,5 + σ 'bm − ∆σ 'bm )(1,5 − 0,5k a )(1 − k a (1 − ξ )) ≥ k5 fbm Omdat ka = 1 kan dit worden vereenvoudigd tot: σ b ≤ ke k4 (1,5 + σ 'bm − ∆σ 'bm ) ξ ≥ k5 fbm Milieuklasse 2 / XC4 levert k4 = 0,9, k5 = 0,6, k6 = 0,3 en k7 = 0,3. De manier van voorspannen geeft ξ = 0, 75 . Na invullen van deze factoren in bovenstaande uitdrukking kan de scheurwijdte-eis grofweg worden vereenvoudigd tot: σ b ≤ 0,65(1, 5 + σ 'bm ) De σ‘bm in bovenstaande uitdrukking is de drukspanning die in het profiel heerst ten gevolge van de voorspanning en de stempelkracht. Deze spanning kan als volgt worden bepaald:

σ 'bm =

Fpw − ∆Fp + Fst Ab

Fpw + Fst (1 − =

E p Ap ) Eb Ab

Ab

Controle UGT Controle in de uiterste grenstoestand worden uitgevoerd volgens paragraaf 8.1 van [NEN6720]. Hierin wordt het breukmoment Mu van de doorsnede bepaald. M u = ( N ' pd + N 'd )( zb − y ) + Σ∆N p (d p − y ))

waarin: N’pd [kN] N’d [kN]

de rekenwaarde van de voorspankracht de rekenwaarde van de normaaldrukkracht exclusief voorspanning


79/107

ΔNp

[kN]

de toename van de kracht in het voorspanstaal ten opzichte van de werkvoorspankracht. Deze toename wordt bepaald met:

∆N p = Ap ∆σ pu = Ap (0,9 f pu − σ pw )

y zb dp

[mm] de afstand tussen de drukresultante en de meest gedrukte rand [mm] de afstand tussen de elastische zwaartelijn en de meest gedrukte rand [mm] de afstand tussen het voorspanstaal en de meest gedrukte rand

In onderstaand figuur is de doorsnedeberekening verbeeld.

Figuur 49: Doorsnedeberekening ter bepaling van Mu

Te allen tijde moet gelden dat de rekenwaarde van het moment Md ten gevolge van totale belasting (inclusief moment ten gevolge van de voorspanning) kleiner is dan het breukmoment van de doorsnede Mu: Md ≤ Mu

Als een axiale kracht wordt toegevoegd aan de doorsnede verandert ook het breukmoment Mu. De toepassing van de axiale stempelbelasting heeft uiteraard ook invloed op Md. In de volgende paragraaf 4.6.4 wordt onderzocht of de kanaalplaat HVP320 voldoende sterkte en stijfheid heeft om toegepast te worden in het stempelraam op niveau -2. Bij de controle in bezwijktoestand moet in principe rekening worden gehouden met de reductie van de stijfheid van de doorsnede van de kanaalplaat ten gevolge van scheurvorming. De invloed hiervan is naar verwachting echter gering omdat uit de controles (zie verderop) blijkt dat de uiterste grenstoestand ruimschoots maatgevend is ten opzichte van de scheurwijdte-eis. De scheurvorming zal daarom nog niet of nauwelijks opgetreden zijn en de stijfheid van de plaat zal niet veel zijn afgenomen. Voor verder onderzoek is aan te bevelen de gevolgen van scheurvorming wel te controleren. 4.6.4.

Controle

Uit de controle aan de hand van de scheurwijdte-eis met gegeven stempelbelasting qst;rep = 360 kN/m1 blijkt dat de trekspanning in de onderste vezel van de middendoorsnede tijdens de bouwfase zonder knikverkorters te groot is en de maximale scheurwijdte dan wordt overschreden. De representatieve waarde van de maximaal toelaatbare stempelbelasting die op een kanaalplaat HVP320 kan werken waarbij nog wordt voldaan aan de eisen in BGT is qst;rep = 275 kN/m1.

80/107


De controles in de bezwijktoestand geven echter een nog lagere maximaal toelaatbare stempelbelasting. Zonder toepassing van knikverkorters tijdens de bouwfase voldoet de doorsnede niet bij het maximale positieve buigend moment ten gevolge van de totale belasting als de stempelbelasting groter is dan qst;rep = 180 kN/m1. Indien wel knikverkorters worden toegepast tijdens de bouw dan voldoet de kanaalplaat in alle fases aan alle eisen in zowel BGT als UGT. Conclusie Het is mogelijk om de HVP320 platen toe te passen in het stempelraam op niveau -2 met bijbehorende stempelbelasting. Wel is het daarvoor noodzakelijk om knikverkorters toe te passen. De voornaamste reden dat die nodig zijn, is dat de plaat erg slank is en daardoor gevoelig voor knikinstabiliteit. Het tweede-orde effect loopt voor de HVP320 erg snel op omdat de plaat bij een kniklengte lbuc = 15 m een vrij lage Eulerse kniklast heeft (FE = 2095 kN).

4.7.

Beschouwing en conclusies

Zoals in de vorige paragraaf voor de opgegeven kanaalplaat HVP320 met bijbehorende interne en externe belastingen is gecontroleerd of het mogelijk is de plaat in een stempelraam op niveau -2 te gebruiken, zo kan dat ook gedaan worden voor andere kanaalplaten. Indien uit de controle komt dat de belasting geen probleem vormt, kan worden uitgezocht wat de stempelbelasting is die de plaat nog extra kan opnemen voordat niet meer aan de gestelde eisen wordt voldaan. In onderstaande twee tabellen zijn de momenten weergegeven die tijdens de bouwfase en tijdens de gebruiksfase op de kanaalplaten werken. De momenten zijn alleen afhankelijk van de lengte van de plaat, niet van het type plaat. Tabel 19: Maximale momenten ten gevolge van de externe belasting op de kanaalplaten tijdens de bouwfase in kNm Zonder knikverkorter 7,0 m 15 m BGT UGT BGT UGT Mmin -18 -27 -38 -57 Mmax 32 48 105 158 Met knikverkorter 7,0 m BGT UGT Mstpt -7 -11 Mmin -8 -12 Mmax 10 15

15 m BGT UGT -25 -38 -20 -30 30 45

Tabel 20: Maximale momenten ten gevolge van de externe verticale belastingen in de gebruiksfase, waarden in kNm l = 7,0 m l = 15 m BGT UGT BGT UGT Totaal 31 42 143 192

Op eenzelfde manier als voor de HVP320 is voor de overige drie kanaalplaten de maximale stempelbelasting bepaald. In onderstaande tabellen is weergegeven welke maximaal toelaatbare stempelbelastingen resulteren uit de gestelde eisen in bezwijkstadium. De Bouwputten met permanente geprefabriceerde betonnen stempelramen

81/107

bovenste tabel geeft de resultaten voor de positieve momenten, de onderste tabel geeft de resultaten voor de negatieve momenten. Tabel 21: Maximaal toelaatbare stempelbelasting qst;rep in kN/m1 in UGT voor de positieve momenten Lengte plaat l = 7,0 m l = 15 m Type plaat HVP200 HVP260 HVP320 HVP400 Zonder knikverkorters 145 460 405 180 Met knikverkorters 555 540 835 >1000 Gebruiksfase 545 775 610 945 Tabel 22: Maximaal toelaatbare stempelbelasting qst;rep in kN/m1 in UGT voor de negatieve momenten Lengte plaat l = 7,0 m l = 15 m Type plaat HVP200 HVP260 HVP320 HVP400 Zonder knikverkorters 210 410 345 Met knikverkorters veld 405 635 >1000 Met knikverkorters stpt 605 >1000 380

Het scheurwijdte-criterium levert de onderstaande maximaal toelaatbare stempelbelastingen op. Tabel 23: Maximaal toelaatbare stempelbelasting qst;rep in kN/m1 volgens scheurwijdte-eis Lengte plaat l = 7,0 m l = 15 m Type plaat HVP200 HVP260 HVP320 HVP400 Zonder knikverkorters 390 >1000 275 670 Met knikverkorters Allen >1000 Gebruiksfase Allen >1000

Opgemerkt moet worden dat bij sommige maximaal toelaatbare stempelbelastingen de Eulerse knikveiligheid n zeer klein wordt (n gaat richting 1). Dit is niet te tolereren omdat de constructie dan overgevoelig is voor onvolkomenheden en extra belastingen en vervormingen. De vergrotingsfactor van het tweede-orde effect n/(n-1) wordt veel te groot. Er moet dus een eis worden gesteld voor de minimale knikveiligheid van de kanaalplaten. In paragraaf 4.4.1 is gesteld dat bij een knikveiligheid n < 2 de constructie niet meer stabiel is. Een hogere n is de constructie nog wel stabiel maar moet het goed worden gecontroleerd. Dit is hierboven gedaan en daarom wordt geacht dat de knikveiligheid van de platen ten minste 2 moet zijn. De bijbehorende vergrotingsfactor voor onvoorziene belastingen en vervormingen blijft daarmee onder de 2. In onderstaande tabel zijn de waarden van de maximaal toelaatbare stempelbelasting gegeven die horen bij de gestelde eis voor knikveiligheid. Tabel 24: Maximaal toelaatbare stempelbelasting qst;rep in kN/m1 als n=2 Lengte plaat l = 7,0 m l = 15 m Type plaat HVP200 HVP260 HVP320 HVP400 Zonder knikverkorters (n=2) 235 520 185 350 Met knikverkorters (3n=2) 705 >1000 >1000 555

De verhouding tussen de maximaal toelaatbare stempelbelasting zonder en met knikverkorters is drie. Als in de bouwfase knikverkorters worden toegepast wordt de kniklengte gehalveerd en de Eulerse kniklast verviervoudigd. Qua knikinstabiliteit wordt dan de fase na verwijderen van de knikverkorters – als drie kanaalplaten elkaar ondersteunen – maatgevend boven de eerdere fase.

82/107


4.7.1.

Resultaten

Uit de bovenstaande vier tabellen kunnen de maatgevende belastingsgevallen worden gedestilleerd en de daarbij behorende maximaal toelaatbare stempelbelastingen die horen bij de standaard kanaalplaten met gegeven configuratie van de voorspanning en bij de gekozen lay-out van het prefab betonnen stempelraam. Onderstaande tabel geeft een overzicht van de resultaten. Tabel 25: Overzicht resultaten Lengte plaat Type plaat

l = 7,0 m HVP200 HVP260

l = 15 m HVP320

HVP400

Zonder knikverkorters Max toelaatbare stempelbelasting Knikveiligheid n Maatgevende belasting -

345 kN/m1 180 kN/m1 350 kN/m1 3,0 2,1 2 UGT bouwfase UGT bouwfase knikstabiliteit

Met knikverkorters Max toelaatbare stempelbelasting Knikveiligheid n Maatgevende belasting -

380 kN/m1 555 kN/m1 4,2 2 UGT bouwfase knikstabiliteit

945 kN/m1 2,2 UGT gebruiksfase

De kleinere profielen HVP200 en HVP260 hebben beperkte capaciteit; die van de HVP200 is zelfs niet relevant voor de werkende belastingen. Dit komt voornamelijk doordat deze kanaalplaten geen grote negatieve momenten kunnen opnemen die tijdens de bouwfase kunnen ontstaan. Volgens de bovenstaande resultaten zouden platen HVP260 wel kunnen worden toegepast in een stempelraam op niveau -2 van het gekozen parkeergebouw; de maximaal toelaatbare stempelbelasting qst;rep = 380 kN/m1 is groter dan de optredende qst;rep = 360 kN/m1. De grotere profielen met een plaatlengte van 15 m leveren wel aanzienlijke mogelijkheden voor toepassing in een stempelraam. Uit de tabel blijkt ook duidelijk dat het gebruik van knikverkorters in de bouwfase een zeer positieve invloed hebben op de capaciteit. In onderstaande tabel zijn de representatieve waarden weergegeven van de maximale stempelbelasting die kan optreden in het Rotterdamse grondprofiel bij verschillend aantal ondergrondse lagen, zoals bepaald in Hoofdstuk 2. Als men deze vergelijkt met de resultaten van de controles kan worden geconcludeerd dat de kanaalplaten ook in kelders met meer dan drie ondergrondse lagen kunnen worden toegepast. De HVP320 heeft voldoende capaciteit om oook in een stempelraam (met gegeven lay-out) op niveau -3 te worden gebruikt. Bij gebruik van kanaalplaten HVP400 kan men nog een laag dieper gaan. Tabel 26: Maximale stempelbelasting qst;rep voor het Rotterdamse grondprofiel in kN/m1 Stempelniveau Aantal lagen bg -1 -2 -3 -4 2 190 320 3 190 275 360 4 190 275 320 520 5 190 275 320 465 720

Een kanttekening die moet worden gemaakt is het feit dat de berekeningen van de afzonderlijke platen zijn gedaan volgens de rekenmethodiek die is opgesteld voor het stempelraam op niveau -2. Het is de vraag hoe een aantal specifieke aspecten in andere situaties functioneren. De excentrische aangrijping van de stempelkracht est is onder andere


83/107

bepaald door de hoekverdraaiing van de damwand bij verder ontgraven te berekenen. Op een ander stempelniveau en in een ander grondpakket kan dit verschillen. Daarnaast is bijvoorbeeld gerekend met een belastingfactor voor de stempelkracht van 1,56 (1,252). De representatieve en de maximale waarde voor de stempelbelasting zoals is bepaald met behulp van MSheet hebben lang niet altijd de verhouding 1,25. Daarom wordt benadrukt dat de uitkomsten van de berekening slechts een indicatie vormen voor de mogelijkheden van de toepassing van de kanaalplaten. Wel geven ze aan wat de aandachtspunten zijn wat betreft de constructieve sterkte en stijfheid bij het gebruik van kanaalplaten in permanente geprefabriceerde betonnen stempelramen. 4.7.2.

Conclusies

In onderstaande tabel zijn nogmaals de resultaten weergegeven van de berekeningen van de standaard kanaalplaten volgens gekozen lay-out van het stempelraam. Het is een indicatie; in de berekening zijn vele aannames en vereenvoudigingen gedaan. Tabel 27: Maximaal toelaatbare stempelbelasting qst;rep in kN/m1 Lente plaat l = 7,0 m l = 15 m Type plaat HVP200 HVP260 HVP320 HVP400 Zonder knikverkorters 345 180 350 Met knikverkorters 380 555 945

Het scheurwijdte-criterium voor de onderzijde van de platen is in geen van de gevallen maatgevend gebleken, het is elke keer een bezwijkstadium dat strengere eisen stelt. Sommige kanaalplaten (HVP260) bezwijken tijdens de bouw op het negatieve veldmoment of het steunpuntsmoment ter plaatse van de knikverkorter. De momentcapaciteit van de kanaalplaten bij dergelijke belasting is klein. Het kan worden aanbevolen om bovenin de plaat (meer) strengen aan te brengen om de momentcapaciteit te vergroten ten opzichte van kanaalplaten met standaard configuratie van de voorspanning.

Figuur 50: Belastingschema voor maximaal steunpuntsmoment tijdens de bouwfase

In andere gevallen is het maatgevende belastingsgeval het optredende positieve moment in het midden van de plaat tijdens bouwen zonder knikverkorters (HVP320) of in gebruiksfase (HVP400). Het vergroten van de voorspanning onderin de plaat zou in deze gevallen juist zorgen voor een grotere capaciteit voor het opnemen van stempelbelasting. De schematisering van de oplegging heeft grote invloed op het krachtenverloop in en de capaciteit van de platen. Het werkt door in de excentriciteit est van de aangrijping van de stempelkracht en in het tweede-orde effect (via de kniklengte in de Eulerse kniklast). Met een eindige-elementen programma kan een fysisch niet-lineaire berekening worden gemaakt waarin dit kan worden aangetoond. De capaciteit van kanaalplaten is waarschijnlijk groter en daarmee hangt samen dat de kniksteunen minder snel toegepast hoeven te worden. De toegepaste grondbelasting op de stempelplaat tijdens de bouwfase pgr;rep is 2,0 kN/m2. Samen met de calamiteitsbelasting kan de grondbelasting een behoorlijk belasting zijn en veroorzaakt zowel positieve als negatieve momenten. Als in de uitvoering het personeel goed kan worden gestuurd om eventueel grond op een stempelplaat snel te verwijderen dan zal de meegenomen belasting door grond nooit voorkomen. De platen worden dan tijdens de

84/107


bouwfase minder zwaar belast en hebben een grotere capaciteit voor het opnemen van stempelbelasting. Door het kiezen van een andere lay-out van het stempelraam kan de capaciteit van het stempelraam logischerwijs worden vergroot. Hoewel dit consequenties heeft voor de uitvoerbaarheid, kan worden gekozen om de openingen in het stempelraam te beperken tot 3,6 m in plaats van 4,8 m. De stempelkracht die dan in een stempelplaat terecht komt wordt dan gereduceerd met een zesde deel (17%). In dat geval zou bijvoorbeeld een HVP400 met lengte van 15 m in het stempelraam op niveau -2 kunnen worden toegepast zonder dat er knikverkorters nodig zijn tijdens de bouwfase.


85/107

5. Overige aspecten Het hoofdsysteem van het permanente geprefabriceerde betonnen stempelraam is in het voorgaande uitgebreid onderzocht. Echter kan niet de gehele bouwput kunnen worden uitgevoerd volgens dit systeem. Op drie plekken zal hiervan moeten worden afgeweken: aan de twee kopse kanten van de bouwput en ter plaatse van de sparing in de vloerconstructie ten behoeve van de hellingbanen van de parkeergarage. Om de horizontale belasting bij deze plekken door de vloer te leiden zijn extra maatregelen noodzakelijk. In dit hoofdstuk wordt achtereenvolgens besproken wat de mogelijkheden zijn bij de kopse kant van de bouwput en de implicaties die dit heeft voor de functionaliteit van de parkeergarage. Ook de krachtsafdracht rond een sparing in de vloerconstructie komt aan bod. Daarna wordt nog de uitvoering van de kolommen van de ondergrondse parkeergarage uitgelicht.

5.1.

Kopse kant bouwput

Anders dan aan de lange zijde van de bouwput staat de belasting uit de kopse kant loodrecht op de richting van het hoofdsysteem. In een stalen stempelraam kan door het toepassen van diagonale stempels de belasting uit de kopse kant worden afgedragen aan de gordingen aan de langszijde. Door het lijnvormige karakter van kanaalplaten en prefab beton kunnen diagonalen lastig worden gerealiseerd in een permanente geprefabriceerd stempelraam. Er moet dus een andere oplossing worden gevonden voor de afdracht van de stempelbelasting uit de kopse kanten van de bouwput. Het is een goede optie om op de kopse kant van de bouwput een hoge balk of wandligger te ontwerpen. Op deze manier kunnen de krachten efficiënt door middel van boogwerking naar enkele opleggingen worden gevoerd. Naast het grote optredende moment speelt de dwarskracht en de daaruit resulterende schuifspanningen een belangrijke rol. Vanwege de grote belasting is het niet realistisch de totale breedte van 32 m in een keer overspannen. De middenbalken zullen gebruikt moeten worden om een economische oplossing te krijgen. Uitvoering met een dikke gording van in-situ beton is technisch mogelijk maar minder elegant in een prefab stempelraam en daarom niet interessant om hier te bespreken. Het kan echter wel een financieel aantrekkelijke optie zijn. Qua krachtwerking worden voor de in-situ variant geen problemen voorzien. Er zijn wel enkele andere aandachtspunten. Met in-situ beton is een overspanning van 8,0 m geen probleem, met of zonder breedplaat. Het is daarentegen niet mogelijk om op dezelfde wijze een overspanning van 16,0 m te realiseren. Een extra kolom zal dus nodig zijn ter ondersteuning van de vloer. Dit kan door bij de kopse kanten een ondersteuning te gebruiken zoals bij een overspanning van acht meter. 5.1.1.

Oplossing met prefab beton

Het geniet de voorkeur om het vloersysteem van de parkeerverdiepingen door te laten lopen over het gehele oppervlak, dus ook bij de kopse kanten. Dit zorgt echter wel voor enkele noodzakelijke aanpassingen in het ontwerp en de uitvoering hiervan. Aan de hand van eenvoudige mechanica en resulterende spanningen in het beton kan worden bepaald wat de mogelijkheden zijn van een dergelijke oplossing. De dikke gording wordt beschouwd als een statisch onbepaalde ligger met de langsgordingen en middenbalken als steunpunten. Bij een stramienmaat van 8,0 m heeft de constructie veel 86/107


meer steunpunten en zal de krachtsverdeling gunstig zijn. Bij een overspanning van 16 m is dit niet het geval. Omdat de gordingen brede constructies zijn, zijn de eindopleggingen van de balk in het midden van de gording gekozen, 0,50 m vanaf de stramienlijn. De overspanning wordt daardoor beperkt tot 15 m. De eindopleggingen zijn geschematiseerd als scharnieren, hoewel ze in werkelijkheid enige veerstijfheid zullen hebben. De ligger wordt belast met de maximale stempelbelasting: qst;max = 450 kN/m1.

16,000

16,000

13514

-7594

-7594 4359

-2616

2616

-4359

Figuur 51: Mechanicamodel van de kopse kant met de resulterende momenten- en dwarskrachtenlijn

De momenten en de dwarskracht moeten worden opgenomen door de wandligger. De ligger bestaat voornamelijk de prefab kanaalplaten maar ook uit in-situ beton. Naast de druklaag van 80 mm wordt een in-situ ‘opsluitband’ van 400x400 mm2 ingepast aan beide kanten van de prefab elementen. Er wordt een profiel gekozen voor de horizontale diepe balk van 400 bij 6800 mm2. Dit is de totale breedte van vijf kanaalplaten en de twee opsluitbanden.

Figuur 52: Bovenaanzicht stempelraam bij kopse kant van de bouwput

Voor momenten geldt volgens [CUR166]: M st ;d = 1,1M st ;max

Na afsnuiten van het steunpuntsmoment tot Mst;max = 12000 kNm wordt de rekenwaarde van het buigend moment bepaald: M st ;d = 13200 kNm

Volgens paragraaf 8.1.4 van [NEN6720] moeten liggers waarvoor geldt: l ov ≤ 2,0 h waarin:


87/107

lov h

[m] [m]

de afstand tussen de momentnulpunten van het veldmoment de hoogte van de ligger

als een gedrongen ligger worden beschouwd. De wandligger met een hoogte van 6,8 m voldoet hieraan (lov = 11,6 m). De inwendige hefboomsarm z van een statisch onbepaalde gedrongen ligger volgt uit: z = 0,3l o + 0,3h ≤ 0,75l o Afhankelijk van een veldmoment of steunpuntsmoment moet worden gekozen voor: l o = l ov of l o = 1,5l os waarin: lov [m] los [m]

de afstand tussen de momentnulpunten van het veldmoment de afstand tussen de momentnulpunten van het steunpuntsmoment

Voor bovenstaande ligger is de hefboomsarm bij beide momenten: z = 5,6 m

De benodigde hoeveelheid trekwapening in de opsluitstrook langs de wand is: As =

M st ; d zf y

=

13200 ⋅ 103 = 5420 mm2 5,6 ⋅ 435

Met wapening van 4Ø32 en 2Ø40 ontstaat een As van 5730 mm2. In onderstaande figuur is een globale doorsnede gegeven over de ontworpen constructie voor de kopse kant van de bouwput.

Figuur 53: Verticale doorsnede over de kopse kant van de bouwput

5.1.2.

Stijfheid opleggingen

De gordingen en de middenbalk van het stempelraam fungeren als opleggingen voor de diepe balk bij de kopse kant. De maximale oplegreactie bij de middenbalk is Fst;max = 8720 kN (Fst;rep = 6975 kN), de gordingen krijgen elk Fst;max = 2615 kN. Er moet worden geïnventariseerd wat de gevolgen zijn van de grote axiale drukkracht in de balken. Met name de middenbalk wordt flink belast. Knikinstabiliteit of tweede-orde effecten zijn geen probleem. De Eulerse kniklast, bepaald met kniklengte lbuc = 7,5 m, is bijna tien maal zo groot als de axiale drukkracht in de middenbalk: n=

FE 83519 = = 9,6 Fst 8720

De totale verkorting van de middenbalk ten gevolge van de stempelbelasting is:

88/107


∆l = εl =

Fst ; rep l EA

=

6975 ⋅ 10 3 ⋅ 50 ⋅ 10 3 = 29,5 mm 20 ⋅ 592 ⋅ 10 6

Dit is significant. Een van de uitgangspunten van het onderzoek was dat de maximale doorbuiging van de damwandconstructie onder de 90 mm moest blijven (zie Hoofdstuk 2). Bij statisch onbepaalde gedrongen liggers is de krachtsverdeling sterk afhankelijk van de stijfheid van de steunpunten. Bij verende tussensteunpunten kan het steunpuntsmoment gedeeltelijk of geheel verdwijnen. De buigende momenten blijven dan over een veel grotere lengte positief. Dit heeft invloed op de inwendige hefboomsarm z. De stijfheid van een de gording en middenbalk wat betreft axiale belasting zijn respectievelijk: k=

EA 20000 ⋅ 656000 = = 262400 kN/m l/2 50000

k=

EA 20000 ⋅ 592000 = = 236800 kN/m l/2 50000

Als men de veerstijfheden van de opleggingen meeneemt ontstaat onderstaande momentenlijn. Duidelijk is te zien dat de middenbalk erg veel vervormt en niet meer als volledig steunpunt werkt. Het negatieve steunpuntsmoment is verdwenen en het maximale veldmoment is aanzienlijk groter geworden.

16,000

-18609

16,000

-9381

-18609

4093

2882

-4093

-2882

Figuur 54: Momentenlijn van de diepe balk op de kopse kant van de bouwput bij inachtneming van de veerstijfheden van de opleggingen

Dit veldmoment zou een dusdanige hoeveelheid wapening vereisen dat dit niet meer in de gekozen opsluitband van 400 bij 400 mm2 past. De opsluitband kan worden vergroot of men kan zoeken naar een andere oplossing. Een manier om de axiale kracht in de middenbalk te verkleinen is om de verhouding van de stijfheden van de gordingen en de middenbalk te verbeteren. Een stijvere gording trekt meer kracht naar zich toe. Stel dat de middenbalk 600 mm breder wordt gemaakt. De nieuwe oppervlakte van de doorsnede van de balk is dan: A = 1024000 mm2. Daarbij hoort de volgende stijfheid van de middenbalk:


89/107

k=

EA = 409600 kN/m l/2

Invoering van de nieuwe stijfheid levert onderstaande momenten- en dwarskrachtenlijn. 1511 -12769

-12769 3585

-3390

3390

-3585

Figuur 55: Momenten- en dwarskrachtenlijn behorende bij bredere middenbalk

Het krachtsverloop is haast identiek aan die van twee vrij opgelegde liggers. De veldmomenten zijn nu weer onder controle en vergelijkbaar met het maximale moment dat is bepaald bij aanname van starre opleggingen van de wandligger. Ook verandert de afstand tussen de momentnulpunten van het veldmoment lov in positieve zin, waardoor de inwendige hefboomsarms z groter wordt (geen gedrongen ligger meer). Daarnaast is de axiale kracht in de middenbalk kleiner dan in eerste instantie aangenomen: Fst;max = 7170 kN. De representatieve waarde hiervan is Fst;rep = 5735 kN. De verkorting van de middenbalk wordt daarom beperkt tot: ∆l = 14,0 mm De gordingen zijn star verbonden met de damwand. Daarom is het twijfelachtig in hoeverre de gordingen als verende ondersteuning zullen werken. De grote horizontale kracht in de lengterichting van de gording wordt geleidelijk aan de wand afgegeven. Dit maakt de gordingen ten opzichte van de middenbalk relatief dus nog stijver, wat nadelig is voor de krachtswerking; het veldmoment zal groter worden. Een klein voordeel voor de middenbalk dat nog niet is genoemd is dat deze enigszins wordt ‘voorgespannen’ door de horizontale stempelbelasting die de grond uitoefent op de kopse kant van de bouwkuip. Deze axiale kracht zal de benodigde buigwapening in de middenbalk iets reduceren. Opname dwarskracht Het samengestelde profiel is niet homogeen en bestaat uit beton van verschillende betonkwaliteiten. Voor de bepaling van de dwarskrachtcapaciteit is aangenomen dat al het beton de kwaliteit heeft van de druklaag: C28/35. Dit is een conservatieve aanname. De maximaal op te nemen schuifspanningen in het beton is: τ 2 = 0, 2 f 'b = 4, 2 N/mm2 De maximale dwarskracht Vst;max = 3585 kN. De rekenwaarde van de dwarskracht Vd volgens [CUR166] volgt uit: Vd = 1,1V st ;max = 3945 kN De minimale betondoorsnede die de kracht kan opnemen is 160 bij 6800 mm2. De hoogte van 160 mm bestaat uit de druklaag van 80 mm en de twee flenzen van 40 mm van een kanaalplaat. Omdat volgens paragraaf 8.2.2 van [NEN6720] voor gedrongen liggers geldt dat d=h volgt voor de schuifspanning ten gevolge van de dwarskracht:

90/107


τd =

Vd 3945 ⋅ 103 = = 3,6 N/mm2 bd 160 ⋅ 6800

De rekenwaarde van de schuifspanning komt in de buurt van het maximum τ2 zoals geldt voor C28/35 maar zal voldoen. De τ2 hoort bij de betonkwaliteit van de druklaag terwijl de prefab plaat van hogere kwaliteit beton is vervaardigd. Aan dwarskrachtwapening is ongeveer nodig: As =

Vd 3945 ⋅ 103 = = 1485 mm2/m f y 0,9d 435 ⋅ 0,9 ⋅ 6,8

Een dwarskrachtwapening in de druklaag van Ø12-75 (of Ø16-150) levert ca 1510 mm2/m en voldoet ruim. De wapening in de druklaag moet constructief worden gekoppeld aan de wapening in de opsluitbanden. Ook moeten voorzieningen worden getroffen zodat de schuifkracht in de middenbalk wordt geleid. Dit kan door haarspelden in te storten in de insitu middenbalk. Conclusie Bij de berekening van de momenten en dwarskrachten bij de kopse kant van de bouwput moet rekening worden gehouden met de stijfheid van de opleggingen. Dit levert doorgaans grotere veldmomenten waarop de wapening moet worden gedimensioneerd. De stijfheid van de middenbalk mag niet te klein zijn. De rek ten gevolge van de axiale stempelkracht is maatgevend voor de afmetingen van de balk en niet de verticale belasting zoals gebruikelijk. Omdat de trekwapening en de dwarskrachtwapening behoorlijk zwaar zijn is het aan te raden om een extra zesde kanaalplaat toe te voegen aan het geheel en daarmee het betonoppervlak en de inwendige hefboomsarm te vergroten. 5.1.3.

Aandachtspunten voor functionaliteit

De trappenhuizen en liften worden vaak geplaatst in de hoeken van ondergrondse parkeergarages. Ze hebben de afmetingen 3,0 bij 5,0 m en nemen zo de plaats in van twee parkeerplaatsen. Voor de constructieve oplossing van de kopse kanten wil men ze niet vlak bij de kopse kant hebben, maar minimaal een stramien naar het midden. Om te voorkomen dat dan een donkere onoverzichtelijke hoek ontstaat, moet het trappenhuis nog een stramien worden opgeschoven. Conform de norm [NEN 2443] mag de afstand tot vluchtwegen maximaal 30 m bedragen. In onderstaande figuur is inzichtelijk gemaakt dat dit ook mogelijk is als een trappenhuis 15 m uit de kopse kant wordt geplaatst. Het voordeligste geval is indien de trappenhuizen in het midden van de parkeergarage worden geplaatst, maar ook bij plaatsing langs de wand is de maximale vluchtweg van 30 m geen probleem.


91/107

Figuur 56: Maximale afstand naar vluchtwegen

5.1.4.

Uitvoeringsaspecten

Evenals bij het leggen van de reguliere stempelplaten wordt bij de kopse kanten van de bouwput gewerkt onder een reeds gerealiseerd stempelraam. Hier is echter een volledig vlak van bijna 7,0 m dichtgelegd. Daarom is het onmogelijk om van buiten de bouwput de kanaalplaten voor het volgende stempelraam op zijn plaats te krijgen. Er moet een voorziening worden getroffen om de platen horizontaal te kunnen transporteren naar de juiste locatie. Een speciaal karretje kan worden ontwikkeld dat de kanaalplaten over een korte afstand horizontaal kan vervoeren en neerleggen op de bestemde plaats. Ook bij het project De Veranda in Rotterdam is speciaal materieel ontwikkeld, een kleine kraan (verrijker) die de kanaalplaten vanuit de bodem van de bouwput onder beperkte werkhoogte op de plek kon hijsen (zie figuur hieronder). Van het stempelraam dat is uitgewerkt moet twaalf procent van het totaal aantal platen moeten worden gelegd met behulp van het karretje. Bij een groot project vallen de kosten voor een dergelijke stuk materieel vrijwel weg in de marge van de grote hoeveelheden.

Figuur 57: Materieel gebruikt bij De Veranda ter installatie van kanaalplaten onder een andere vloer

Tijdens de uitvoering van de Veranda kon handig gebruikt worden gemaakt van de grote vide midden in het ondergrondse gebouw. Als deze niet aanwezig is moet een wagen worden gebruikt die volledig onder de bovenliggende vloer kan opereren, zoals hieronder geschetst.

92/107


Figuur 58: Horizontaal transport van kanaalplaten met speciaal materieel

Omdat de bodem van bouwputten in West-Nederland vaak niet erg draagkrachtig is (klei of veen) moeten voorzieningen worden getroffen voor het bewegen van het materieel. Hiervoor kan gebruik worden gemaakt van rijplaten. Een andere mogelijkheid om horizontaal transport van kanaalplaten te faciliteren is om een hijs-systeem te ontwerpen dat onderaan het bovenliggende kan worden bevestigd. Na de plaat horizontaal te hebben vervoerd kan deze op zijn plaats worden gelegd.

5.2.

Sparingen

De standaard indeling van de parkeervloer wordt op sommige plaatsen onderbroken. Elke garage heeft sparingen in de vloer ten behoeve van hellingbanen, trappenhuizen, liftschachten en ventilatieopeningen. De locatie van hellingbanen en vooral inritten worden door de bovengrondse randvoorwaarden bepaald. Deze zijn zeer divers en de mogelijkheden hiervan moeten niet worden beperkt in dit onderzoek. De hellingbanen worden gesitueerd in het middendeel van de plattegrond zodat men geen grote sparingen heeft vlak naast de wanden. In onderstaande doorsnedetekening is te zien dat de hellingbanen over drie stramienen lopen en dus (in bovenaanzicht) 22,5 m lang zijn (hellingspercentage 13,3%).

Figuur 59: Verticale doorsnede over hellingbanen

De afmetingen van de sparing in vloerconstructie voor de hellingbaan zijn: • Horizontale lengte hellingbaan: 22,5 m • Breedte hellingbaan: 0,25+3+0,25=3,5 m (toepassing van twee hellingbanen naast elkaar bespaart een rand van 0,25 m à breedte 6,75 m, maar uitgaan van 7,0 m)


93/107

In onderstaande figuur is een algemene lay-out weergegeven van een ondergrondse verdiepingsvloer met sparing voor hellingbanen, liftschachten, trappenhuizen en ventilatiekanalen.

Figuur 60: Plattegrond parkeervloer inclusief sparingen

Tijdens de gebruiksfase, als de vloer geheel gereed is zal de opening vrij moeten zijn. De kanaalplaten en de druklaag kunnen de krachten via boogwerking om de openingen leiden. Tijdens de bouw is dit niet nodig. Tijdelijke (stalen) stempels kunnen in de sparing worden geplaatst om de horizontale stempelkrachten uit de stempelplaten naar de overkant te leiden. Bij stramienen van 16 m moeten extra balken en kolommen worden ingevoegd ter ondersteuning van de hellingbanen en de kanaalplaten daar omheen. De middenbalk kan gewoon doorlopen tussen de hellingbanen door. Ook zijn op elke stramienlijn extra kolommen nodig onder de balken, in totaal acht stuks. Bij een stramienmaat van 8,0 m zijn in longitudinale richting geen extra balken en kolommen nodig; de middelste middenbalken kunnen deze functie op zich nemen. Schematisatie Het geheel kan worden geschematiseerd als een eenvoudige statische bepaalde ligger. Het is echter duidelijk dat dit een zeer conservatieve aanname is. De vloerdelen rondom de sparing zullen meewerken aan het overbrengen van de krachten en in de schematisatie zou eigenlijk de inklemmende werking mee moeten worden genomen. Onderstaande berekeningen zijn echter zeer globaal om een idee te krijgen van de mogelijkheden en knelpunten van de oplossing dus wordt hiermee volstaan.

Figuur 61: Boogwerking en trekband bij een sparing

Analoog aan de berekening in paragraaf 5.1 van de krachtswerking in de kopse kant van de bouwput wordt de trekwapening globaal gedimensioneerd en wordt ontredende schuifspanning gecontroleerd. De lengte van de sparing l = 22,5 m en de maximale stempelbelasting qst = 450 kN/m1 geven een rekenwaarde voor het buigend moment: M d = 28500 kNm

Voor het opnemen hiervan is ca As = 5000 mm2 trekwapening nodig. Toepassing van 6Ø32 levert een oppervlakte van As = 4800 mm2 ; dit moet voldoende zijn; de bepaling van het 94/107


moment is erg conservatief. Deze hoeveelheid wapening kan in worden gepast in de in-situ balken rond de hellingbanen. Ook moet enige trekwapening worden opgenomen in de gordingen vanwege het ontstaan van negatieve momenten bij de randen van de sparing. De schuifspanning die ontstaat ten gevolge van de dwarskracht is: τd =

Vd 11,5 ⋅ 450 ⋅ 103 = = 2,5 N/mm2 bd 160 ⋅ 12500

Globaal zal dwarskrachtwapening Ø8-150 in de druklaag voldoen om de schuifspanning op te nemen.

5.3.

Kolommen

Het is prefereerbaar om de kolommen door te laten lopen over meerdere verdiepingen. Een calamiteitsbelasting zoals een aanrijding door een auto zou dan eenvoudig grote schade en misschien zelfs falen van de kolom kunnen betekenen. Bij bottom-up bouwen (met nat of droog ontgraven en een tijdelijk stalen stempelraam) kunnen gemakkelijk prefab betonnen kolommen worden toegepast die over meerdere verdiepingen doorlopen. Dit kan niet bij permanente betonnen stempelramen. Bij top-down bouwen komt hetzelfde ‘probleem’ naar voren en daarvoor zijn al enkele goede oplossingen bedacht. Vaak worden funderingspalen (boorpalen/diepwandpalen of stalen buispalen zoals Tubex-palen) geheel of gedeeldelijk ook als kolom in de ondergrondse constructie gebruikt. De Tubexpaal is een trilllingsvrije, grondverdringende betonpaal met permanente stalen buis die schroevend op diepte wordt gebracht. De paal bezit een groot draagvermogen. Eventueel kan met groutinjectie de draagkracht nog worden vergroot. De buispalen zijn verkrijgbaar in met een diameter tot 950 mm. De middenbalken kunnen constructief met de stalen buis worden verbonden met behulp van kransen en deuvels.

Figuur 62: De uitvoeringsmethode van Tubexpalen en een foto van de schroefpunt

Het zou ideaal zijn als de palen een dergelijke capaciteit hebben dat andere funderingselementen (poeren of palen) niet of nauwelijks nodig zijn. In een kolom onderin de kelderconstructie zit een belasting van ongeveer Fd = 6000 kN. Met Tubex-palen van 950 mm is het mogelijk deze kracht af te dragen aan de ondergrond. Bij opeenvolgende uitvoering van de keldervloeren en de graafwerkzaamheden komen de palen over een belangrijk deel van hun lengte vrij van de omringende grond. Dit betekent dat de afdracht van de belasting via paalpunt en mantel wijzigt naarmate de grondwerken vorderen.


95/107

Een belangrijk aandachtspunt voor het gebruik van deze funderingspalen als kolommen in een ondergrondse kelderconstructie is de maatvoering. Paalafwijkingen (misstand en scheefstand) moeten zoveel mogelijk worden gereduceerd en in elk geval worden beheerst. Het voorkomen van afwijkingen vraagt om zeer nauwkeurige installatie van de palen. Zowel de voorbereidingsfase als het uitvoeringsproces zijn erg belangrijk en moeten goed beheersbaar worden gemaakt om tot een zo goed mogelijk resultaat te komen. Bij het gebruik van Tubexpalen als kolom en funderingspaal bij de uitvoering van het Pieter Vreedeplein in Tilburg is dit proces niet optimaal uitgevoerd [Gijz].

96/107


6. Vergelijking bouwkosten en -tijd Nadat in het voorgaande het permanente geprefabriceerde betonnen stempelraam is uitgewerkt wat betreft de technische haalbaarheid en capaciteit van kanaalplaten is het van belang te weten of het toepassen ervan financieel aantrekkelijk is. In dit hoofdstuk wordt getracht om de globale kosten voor uitvoering van de drielaagse ondergrondse parkeergarage met permanente geprefabriceerde betonnen stempelramen te bepalen. Deze kosten worden vergeleken met de kosten voor uitvoering van dezelfde uiteindelijke constructie met behulp van een tijdelijk stalen stempelraam. Ook wordt een schatting gemaakt van de eventuele tijdwinst die de uitvoering met prefab betonnen stempelramen kan opleveren. De geschatte bouwkosten en –tijd kunnen niet los van elkaar worden gezien. Eventuele aanpassingen in de uitvoering van een van de varianten hebben zowel invloed op de bouwkosten als op de benodigde tijd voor de uitvoering. Omdat elk groot project in de utiliteitsbouw uniek is, kan de kostenvergelijking slechts een indicatief karakter hebben voor de algemene toepassing van prefab betonnen stempelramen. De specifieke randvoorwaarden van elk afzonderlijk project – zoals de omgeving, het grondpakket, de afmetingen van de bouwput en de eisen en wensen van de opdrachtgever – bepalen is grote mate de bouwmethodiek.

6.1.

Kostenvergelijking

In het onderstaande wordt een globale vergelijking gemaakt van de kosten van de uitvoering van een drielaagse ondergrondse parkeergarage met prefab betonnen stempelramen of met een tijdelijk stalen stempelraam. Het resultaat van beide varianten is gelijk: een drielaagse ondergrondse parkeer-garage met overspanningen van 16 m, permanente stalen damwand en gebouwd volgens het permanente polderprincipe (afsluitende laag op mv -36 m). Er zijn wel enkele verschillen in de constructie, namelijk de fundering, de kolommen en de middenbalken. Bij toepassing van de prefab betonnen stempelramen worden de funderingspalen en de kolommen gevormd door Tubex-palen. Deze palen zijn een stuk duurder dan de gebruikelijke prefab betonpalen maar er zijn ook minder van nodig. Bij bottom-up bouwen met een tijdelijk stalen stempelraam ligt het voor de hand om de constructie op te bouwen uit zoveel mogelijk prefab elementen. Dit is mogelijk voor de kolommen en de middenbalk (en uiteraard de vloerplaten) maar niet voor de gording aan de damwand; deze moet in-situ worden uitgevoerd. 6.1.1.

Uitgangspunten en aannames

Betonnen stempelramen Het permanente prefab betonnen stempelraam op niveau -2 dat in het voorgaande uitgebreid is behandeld is een van de drie stempelramen die in de bouwfase wordt aangelegd. Ook op de niveau’s van de begane grondvloer en de -1 vloer wordt een deel van de vloerconstructie op dezelfde wijze gebruikt om de damwand te ondersteunen als bij de -2 vloer. De bovenste twee vloeren zijn echter niet uitgewerkt. Daarom zijn enkele aannames gedaan om deze mee te kunnen nemen in de kostenvergelijking.


97/107

• •

•

De maximale stempelbelasting op de -1 vloer is bijna even groot als de maximale belasting op de -2 vloer. Daarom zijn de elementen van het stempelraam op niveau -1 gelijk gesteld aan de elementen van het stempelraam op niveau -2. Voor de constructie van de begane grondvloer is gekozen voor een vloerconstructie van Lambda-maxi liggers LX450 met hoogte van 450 mm met een druklaag van 150 mm dik. Ook op dit niveau wordt ongeveer een derde deel van het totaal aantal liggers gebruikt in het stempelraam. Tubex-palen zijn meegenomen als permanente kolommen en funderingspalen. Er is gekozen voor twaalf buispalen van rond 950 mm en acht palen rond 650 mm (bij de hellingbanen). De palen zijn ca 30 m lang.

Figuur 63: Bovenaanzicht lay-out betonnen stempelraam

Tijdelijk stalen stempelraam Het tijdelijke stalen stempelraam is globaal ontworpen met behulp van hetzelfde MSheetmodel als het betonnen stempelraam. Ook zijn dezelfde vervormingseisen gehanteerd. Hieronder volgt een opsomming van de belangrijkste uitgangspunten bij het ontwerp van de fasering. • Er wordt een bouwput met eenlaags stempelraam gebruikt. • De opbouw van de uiteindelijke vloerconstructies is gelijk als bij gebruik van betonnen stempelramen. De afmetingen van de kolommen zijn gekozen op 800 bij 500 mm2. • De maximale vervorming van de damwand moet voldoen aan de gestelde eis van 90 mm. Dit is dezelfde eis als gebruikt is voor het bepalen van de stempelkrachten voor de betonnen stempelramen en het benodigde damwandprofiel, zie Hoofdstuk 2. • Om het stempelraam aan te kunnen brengen moet worden ontgraven tot 500 mm onder de onderkant van de gording. Op deze manier is voldoende werkruimte om UNPprofielen aan de damwand te lassen waarop de gording komt te rusten. • Om genoeg werkruimte te hebben voor het maken van de druklaag van een vloerconstructie moet tenminste 400 mm ruimte aanwezig zijn tussen de onderkant van een stempel en de bovenkant van de vloer. De hoogte ten opzichte van maaiveld waarop het stalen stempelraam wordt aangebracht is met behulp van MSheet globaal geoptimaliseerd. Vervolgens zijn de onderdelen van het stempelraam gedimensioneerd op de gevonden stempelbelasting (qst;rep= 500 kN/m1, qst;max= 600 kN/m1). De gordingen en stempels hebben de volgende afmetingen: • Gordingen: rond hele bouwput een dubbele HEB900 met staalkwaliteit S275

98/107


•

Stempels: allen zijn ronde buizen met diameter d=1016 mm, wanddikte t=16 mm en staalkwaliteit S275, hart op hart afstand is 6,0 m, voorspanning 300 kN • elf rechte stempels met lengte 30,5 m • vier hoekstempels met lengte 6,0 m • vier hoekstempels met lengte 14,5 m

Figuur 64: Bovenaanzicht lay-out tijdelijk stalen stempelraam

De lay-out van het stalen stempelraam is in figuur hierboven in bovenaanzicht weergegeven. De globale fasering van de uitvoering van de ondergrondse garage met behulp van een tijdelijk stalen stempelraam is hieronder weergegeven: Fase 1 • Inbrengen permanente damwand L430 S355 • Ontgraven tot -2,70 m tov maaiveld Fase 2 • Heien prefab betonpalen met oplanger • Realiseren stempelraam op -1,80 m tov maaiveld • Ontgraven tot -10,3 m tov maaiveld Fase 3 • Realiseren fundering (poeren en -3 vloer) en afbouw -3 Fase 4 • Maken kolommen, randen middenbalken, -2 vloer en afbouw -2 Fase 5 • Maken kolommen, balken, -1 vloer en afbouw -1 Fase 6 • Verwijderen stalen stempelraam Fase 7 • Maken kolommen, deksloof en middenbalk, bg vloer en afbouw bg • Aanbrengen grondpakket en bovengrondse inrichting 6.1.2.

Resultaten

De voorzieningen die moeten worden getroffen voor de kelderconstructie om gebruik van een betonnen stempelraam mogelijk te maken en de gevolgen van de gefaseerde uitvoering van de vloeren zijn vergeleken met de kosten voor het installeren en ontmantelen van een tijdelijke stalen stempelraam. Er is een globale schatting gemaakt van de kosten van de uitvoering van de drielaagse ondergrondse parkeergarage [BAM 2008]. Voor het volledige overzicht van de globale kosten wordt verwezen naar Bijlage 2, prijspeil: november 2008. In het onderstaande worden de uitkomsten kort besproken en enkele details uitgelicht.


99/107

De kosten voor uitvoering van de parkeerkelder met behulp van permanente geprefabriceerde betonnen stempelramen zijn geschat op € 7.550.000,-. De kosten van uitvoering van de constructie met behulp van tijdelijke stalen stempels zijn geschat op € 7.950.000,-. Per vierkante meter bruto vloeroppervlakte (de kelder heeft in totaal 9360 m2 bvo) zijn de kosten ca € 810,- respectievelijk ca € 850,-. Zoals verwacht is de toepassing van een permanente damwand een grote kostenpost (ruim € 3.000.000,-). Bij een parkeergarage met drie ondergrondse lagen een strenge vervormingseisen is een stijf damwandprofiel nodig. Daarnaast vereist toepassing van het polderprincipe een grote lengte van de damwandplanken. De grote hoeveelheid staal blijft in de grond achter en kan niet weer worden hergebruikt voor andere bouwputten. Een belangrijk deel van het verschil in bouwkosten tussen de twee varianten ontstaat door het type damwand. De hoeveelheden staal van een AZ48 (betonnen stempelraam) en een Larssen 430 (stalen stempelraam) ontlopen elkaar weinig, maar het verschil (ruim € 200.000,-) ontstaat door de hogere staalkwaliteit die benodigd is voor de uitvoering met het stalen stempelraam. De aankoop en installatie van de Tubex-palen is aangenomen op ca € 120.000,- inclusief afwerking als permanente kolom. Dit is niet veel hoger dan de som van de kosten voor het gebruik van prefab betonpalen en -kolommen, die ongeveer € 95.000,- bedraagt; er zijn ruim twee keer zoveel prefab betonpalen benodigd in het conventionele funderingssysteem. Ook de totale kosten voor uitvoering van de prefab vloersystemen zijn nagenoeg gelijk: ca € 400.000,- voor een kanaalplaatvloer. De extra kosten voor het gefaseerd uitvoeren bij permanente betonnen stempelramen zijn ongeveer gelijk aan de som van de extra kosten van de middenbalk voor prefabricage en de extra kosten voor het uitvoeren van de randbalk met ondersteunde bekisting, zoals noodzakelijk bij bouwen met een stalen stempelraam. De kosten van het tijdelijke stalen stempelraam worden geschat op € 220.000,- inclusief installatie en verwijdering ervan. De extra kosten voor de ontgraving met belemmeringen is ca € 100.000,-. Er is gerekend met een gelijk risico voor beide uitvoeringsmethodieken. In de praktijk valt te verwachten dat bij de kostenbepaling van de uitvoering van de kelderconstructie met behulp van permanente geprefabriceerde betonnen stempelramen een groter risico wordt meegenomen omdat de bouwmethode minder gebruikelijk is dan bouwen met een tijdelijke stalen stempelraam in verband met de ervaring met de verschillende bouwwijzen. Het toepassen van het permanente polderprincipe brengt veel kosten met zich mee, vooral de kosten van de permanente damwand. Voor de volledigheid zou uitvoering van de drielaagse ondergrondse parkeergarage met behulp onderwaterbeton ook moeten worden meegenomen in de vergelijking. Hier is echter geen tijd voor geweest. Naar verwachting wordt het toepassen van het polderprincipe bij meerdere ondergrondse lagen relatief nog interessanter omdat de lange damwand beter wordt uitgenut. Conclusie Geconcludeerd wordt dat in algemene zin de toepassing van de parkeerkelder met permanente geprefabriceerde betonnen stempelramen waarschijnlijk niet duurder is dan uitvoering met een eenlaags tijdelijk stalen stempelraam en zelfs een kleine kostenbesparing (5%) kan opleveren.

100/107


6.2.

Vergelijking bouwtijd

De bouwkosten kunnen niet los worden gezien van de bijbehorende benodigde bouwtijd bij toepassing van de verschillende bouwmethodes en het eventuele verschil in tijd dat dit kan opleveren. In onderstaande tabel is voor beide uitvoeringsmethoden een schatting weergegeven van de benodigde tijd in werkbare weken voor de uitvoering van de verschillende bouwfases. Het betreft het interval wat nodig is om te kunnen beginnen met de volgende fase; vaak lopen de verschillende onderdelen tegelijkertijd. Tabel 28: Schatting tijdsduur bouwmethodes Beton Fase Activiteit Tijdsduur 1 Damwanden 4 weken 1 Grondwerk 2 weken 2 Heiwerk 1,5 weken 2 Stempelraam bg 3 weken 2 Grondwerk 1,5 weken 3 Stempelraam -1 3 weken 3 Grondwerk 1,5 weken 4 Stempelraam -2 3 weken 4 Grondwerk 1,5 weken 5 Fundering en vloer -3 5 weken 6 Voltooien vloer -2 1,5 weken 7 Voltooien vloer -1 1,5 weken 8 Voltooien vloer bg 1,5 weken Doorloop 1 week

Staal Fase 1 1 2 2 2 3 4 4 5 5 6 7 7

Totale tijdsduur

Totale tijdsduur

31,5 weken

Activiteit Damwanden Grondwerk Heiwerk Stempelraam Grondwerk Fundering en vloer -3 Balken, kolommen Vloer -2 Balken, kolommen Vloer -1 Verwijderen stempelr. Balken, kolommen Vloer bg Doorloop

Tijdsduur 4 weken 2 weken 2 weken 2 weken 4 weken 5 weken 2 weken 1,5 weken 2 weken 1,5 weken 1 week 2 weken 2 weken 2 weken 33 weken

De totale interval-tijd die extra benodigd is voor het grondwerk bij de betonnen stempelramen ten opzichte van het stalen stempelraam is klein, namelijk 0,5 weken. De totale tijd voor het grondwerk is bij de betonnen stempelramen wel groter dan bij het stalen stempelraam omdat de brede stempelramen het ontgraven belemmeren. Het interval van het grondwerk is echter niet aanzienlijk groter omdat al snel kan worden begonnen met de uitvoering van het volgende betonnen stempelraam. Als het stalen stempelraam eenmaal is uitgevoerd kan gedurende een interval van vier weken alleen maar worden ontgraven en kunnen geen andere werkzaamheden worden verricht. De in-situ delen van het betonnen stempelraam kunnen worden uitgevoerd op de grondslag onderin de bouwput. Bij bottom-up bouwen met een stalen stempelraam hoeft alleen de randbalk aan de damwand in het werk gestorte te worden; de middenbalk is prefab. De bekisting voor de randbalk moet echter wel ondersteund worden vanaf de onderliggende vloer, wat meer tijd kost dan storten op de grondslag. Het totale interval benodigd voor de gefaseerde aanleg van een vloerniveau is bij toepassing van betonnen stempelramen 4,5 weken. Bij bouwen met een stalen stempelraam is het interval voor de bouw van een gehele verdieping 3,5 weken. De installatie en het verwijderen van het stalen stempelraam kosten gezamelijk drie weken. De doorlooptijd voor de aanleg van de begane grondvloer is bij een tijdelijk stalen stempelraam een week langer omdat de gehele vloer in een keer moet worden aangelegd.


101/107

Conclusie Uit bovenstaande schattingen van de bouwtijd van de verschillende methodes blijkt dat de bouwtijden elkaar niet veel ontlopen en dat toepassing van permanente prefab betonnen stempelramen een kleine tijdwinst (5%) op zou kunnen leveren. Vanwege het indicatieve karakter van de tijdsduur van de verschillende fases kunnen geen harde conclusies worden getrokken, maar kan wel worden gesteld dat de toepassing levensvatbaar is. Om een gedetailleerder beeld te krijgen van zowel de bouwkosten als de bouwtijd van de verschillende bouwmethoden wordt aangeraden een uitgebreidere analyse te verrichten. Dit was niet mogelijk in het tijdsbestek van dit onderzoek.

102/107


7.

Conclusies en aanbevelingen

7.1. •

Conclusies Toepassing van kanaalplaten in een betonnen stempelraam is technisch mogelijk en de capaciteit van de platen is vrij groot, zeker als knikverkorters worden toegepast tijdens de bouwfase. Onderstaande tabel geeft een indicatie voor de representatieve waarde van de maximaal toelaatbare stempelbelasting qst;rep in kN/m1 bij verschillende plaatlengtes en -typen. Dit zijn de capaciteiten van de standaard kanaalplaten bij gegeven voorspanning en behorende bij de gekozen lay-out van het stempelraam, waarin een derde van het totale aantal prefab vloerplaten is opgenomen. De platen van 15 m lang kunnen worden toegepast in permanente stempelramen bij uitvoering van kelderconstructies tot vier a vijf ondergrondse lagen. Tabel 29: Indicatie maximaal toelaatbare stempelbelasting qst;rep in kN/m1 Lente plaat l = 7,0 m l = 15 m Type plaat HVP200 HVP260 HVP320 HVP400 Zonder knikverkorters 345 180 350 Met knikverkorters 380 555 945

•

De kosten van de uitvoering van een permanente damwandconstructie met permanente geprefabriceerde betonnen stempelramen bedragen ongeveer evenveel als bij bouwen met een tijdelijk stalen stempelraam. De extra kosten die de toepassing van de betonnen stempelramen met zich mee brengt worden teniet gedaan de duurdere permanente damwand en het stempelraam dan nodig is bij bottom-up bouwen. De kosten van de uitvoering van de gehele vloerconstructie is voor beide varianten vergelijkbaar, net als de som van de kosten van fundering en kolommen.

•

Ten opzichte van bottom-up bouwen in een bouwput met een tijdelijk stalen stempelraam kan enige tijdwinst (ca 5%) worden geboekt door uitvoering van een bouwwerk met behulp van permanente betonnen stempelramen. De totale intervaltijd voor het ontgraven – hoewel met belemmeringen – is niet veel langer dan bij een stalen stempelraam. Winst wordt behaald doordat de installatie en het verwijderen van het tijdelijke stempelraam niet nodig is en het feit dat de gording en middenbalk op grondslag kunnen worden gestort. De snelheid van bottom-up bouwen met een tijdelijk stalen stempelraam en prefab kolommen en balken wordt enigszins teniet gedaan door de in-situ uit te voeren betonnen randbalk aan de damwand.

•

Het systeem dat is onderzocht is beter geschikt bij een ondergrondse constructie met overspanning van 16 m dan bij 8,0 m. Ten eerste is de capaciteit van de kortere en dunnere platen beperkt. Daarnaast zijn in een bouwput van 32 m breed bij een overspanning van 8,0 m 250% meer prefab-elementen aanwezig dan bij een overspanning van 16,0 m en moeten dus aanzienlijk meer hijsbewegingen worden gemaakt voor het installeren van de platen. Ook is het zo dat de overspanning relatief eenvoudig met in-situ beton kan worden gerealiseerd; de gordingen en vier middenbalken moeten toch in het werk worden gemaakt om aan de damwand en de kolommen te worden bevestigd. Een bouwmethode zoals die bij Rotterdam Plaza is gevonden lijkt ideaal (hoewel dat een eenlaags stempelraam betrof). Het realiseren van de overspanning van 16 m kan alleen met behulp van prefab elementen.


103/107

•

De kopse kant van de bouwput vraagt om een efficiënte oplossing. Het is mogelijk om de krachten naar de gordingen en middenbalk te leiden met behulp van kanaalplaten. Echter is dit qua uitvoering niet eenvoudig en moet ook in-situ beton worden gebruikt. Het is verstandig om ook te overwegen om de wandligger bij de kopse kant van de bouwput geheel in het werk te betonneren en geen prefab elementen te gebruiken. Wel moeten dan enkele extra ondersteuningen worden gebruikt om de overspanning van 16 m te kunnen realiseren. Bij lange bouwputten zoals in de behandelde case moet de middenbalk zwaarder worden uitgevoerd dan vereist voor alleen de verticale belasting. Dit voorkomt dat de verkorting van de lange balk door de axiale stempelkracht afkomstig uit de kopse kant van de bouwput de algemene stijfheid van het stempelraam niet ondergraaft.

•

De kolommen in de kelderconstructie vergen extra aandacht. Het gebruik van funderingspalen (bijvoorbeeld Tubex-palen) ook als permanente kolommen, zoals bij top-down bouwen regelmatig wordt toegepast, kan een mooie oplossing vormen indien deze palen zonder grote afwijkingen kunnen worden geïnstalleerd en voldoende draagkracht bezitten.

7.2.

Aanbevelingen

•

Om een gedetailleerder beeld te krijgen van de mogelijkheden van de kanaalplaten in een stempelraam wordt het uitvoeren een fysisch niet-lineaire berekening aanbevolen. Een dergelijke berekening kan gedetailleerder aangeven vanaf welke stempelbelasting tijdens de bouwfase knikverkorters noodzakelijk zijn. In het onderzoek zijn verschillende aannames gedaan met betrekking tot de belastingen en ook met betrekking tot de sterkte en stijfheid (ontwikkeling van scheuren) van de prefab platen. Meer onderzoek kan worden verricht naar de krachtswerking rond de oplegging van de kanaalplaten, met name op de gording. Indien kan worden gerekend met een verende inklemming van de kanaalplaten kan de berekening van de spanningen in het beton verder worden gedetailleerd. Dit kan voordeel opleveren wat betreft de eventuele excentriciteit van de aangrijping van de stempelkracht. Daarnaast wordt de kniklengte van de kanaalplaat beperkt en daarmee het tweede orde effect.

•

De praktische uitwerking van de knikverkorters moet beter worden bekeken. In het onderzoek is het gebruik van schroefstempels als voorbeeld gegeven maar verbetering van dit idee is mogelijk.

•

De toepassing van funderingspalen zoals Tubex-palen als permanente kolommen in de parkeergarage verdient extra aandacht. Het is van belang om deze toepassing verder uit te werken en te bekijken welk effect het heeft op de benodigde overige funderingselementen.

•

Om de voordelen van permanente geprefabriceerde betonnen stempelramen qua kosten en bouwsnelheid beter in te kunnen schatten zullen deze onderdelen uitgebreider moeten worden onderzocht. Of het mogelijk is om in algemenere zin de exacte voordelen van de toepassing te kwantificeren valt te betwijfelen. De keuze voor een uitvoeringsmethode van ieder bouwproject met een vergelijkbare omvang als een meerlaagse ondergrondse parkeergarage wordt, zeker in stadscentra, voor een groot deel bepaald door de randvoorwaarden uit de omgeving.

104/107


Literatuur [Adm 2000]

Admiraal, B.J., Handboek ondergronds bouwen, deel 2: Bouwen vanaf het maaiveld, Balkema, Rotterdam (2000)

[Ar 1997]

Arends, G., Handboek ondergronds bouwen, deel 1: Ondergronds bouwen in breed perspectief, Balkema, Rotterdam (1997)

[Arz 1989]

Arz, P., Foundations of the ‘Kö-Galerie’ in Düsseldorf using top/down building technologies, Piling and deep foundations; proceedings of the International Conference on Piling and Deep Foundations, London, 15-18 May 1989, Vol. 1, p 185-192

[ASCE 1997] Guidelines of Engineering Practice for braced and tied-back excavations, Geotechnical special publication No. 74, ASCE, Reston (1997) [BAM 2008] De indicatieve kostenvergelijking is uitgevoerd door een bouwkostendeskundige van BAM Advies & Engineering in november 2008 [Betonson]

Algemene gegevens via de website 2008, http://www.betonson.com/ en specifieke gegevens verkregen via commissielid Hans Bongers

[Bouw 2008] Website Bouwwereld 03-2008, http://www.bouwwereld.nl/ [Bton 2007]

B:ton magazine, april 2007, p 49 (via website Haitsma Beton BV, http://www.haitsma.nl/)

[Bur 1977]

Burland, J.B. and Hancock, R.J.R., Underground car park at the House of Commons, London: Geotechnical aspects, The Structural Engineer 1977/2, p 87-100

[CUR 166]

CUR-publicatie 166, Handboek damwandconstructies, 4e druk, CUR, Gouda (2005)

[Dep 1984]

Depauw, V., Computercentrum van de ASLK te Brussel; uitvoering ondergrondse bouwdelen, Cement 1984/11, p 730-737

[Dic 1980]

Dicke, D., Vallen en opstaan bij kruipen en knikken, Cement 1980/10, p 622630

[Gijz 2006]

Gijzen, P., Paalmethodiek Pieter Vreedeplein: kinderziekte van een onbekende uitvoeringsmethodiek, Afstudeerscriptie Avans Hogeschool Tilburg, 2006

[Hart 2005]

Hartsuijker, C. en Welleman, J.W., Stabiliteit van het evenwicht, Diktaat behorende bij het college CT2031 Constructiemechanica 3, TU Delft (2005)

[Hav 1990]

Havermans, J.L.M. en Font Freide, J.J.M., Bouwput met permanent betonnen stempelraam, Cement 1990/12, p 66-71

[Huls 1995]

Hulsbergen, J.G. en Veen, H. van, Op naar de diepte, nieuw licht op diepe kelderconstructies, Cement 1995/3, p 27-31

[Gem 2008]

Presentatie Gemeentewerken Rotterdam, via website Geodelft, 03-2008, http://www.geodelft.nl/files/files_org/wie_in_rotterdam_een_kuil_graaft.pdf

[KIvI 1994]

Kelderconstructies; Op naar de diepte!, Eindrapportage Werkgroep Kelderconstructies TTOW-725/6, KIvI, 1994

[Kle 1981]

Kleinman, C.S., Ondergrondse parkeergarage te Maastricht, Cement 1981/4, p 253-257 Bouwputten met permanente geprefabriceerde betonnen stempelramen

105/107

[Kos 2000]

Koster, E., Geniale eenvoud, Parkeergarage Ossenmarkt Groningen, Cement 2000/6, p 8-11

[Lee 1999]

Lee, Hyun-Soo, Lee, Jae-Yong en Lee, Jae-Seob (1999), Nonshored formwork system for top-down construction, Journal of Construction Engineering and Management, ASCE, 125/6, p 392–399

[Lin 1999]

Lindhoud, A.C., Meervoudig ruimtegebruik op het Museumplein, Cement 1999/8, p 27-33

[NEN 1168]

Productstandaard NEN-EN 1168 (en): ‘Vooraf vervardigde betonrprodukten Kanaalplaten’, Nederlands Normalisatie Instituut, Delft (2005)

[NEN2443]

NEN 2443: Parkeren en stallen van personenauto’s op terreinen en in garages, Nederlands Normalisatie Instituut, Delft (2000)

[NEN2889]

NEN 2889: Betonelementen - Maximaal toelaatbare maatafwijkingen, Nederlands Normalisatie Instituut, Delft (2003)

[NEN6702]

NEN 6702: Technische grondslagen voor bouwconstructies - TGB 1990 Belastingen en vervormingen, Nederlands Normalisatie Instituut, Delft (2007)

[NEN6740]

NEN 6740: Geotechniek - TGB 1990 - Basiseisen en belastingen, Nederlands Normalisatie Instituut, Delft (2006)

[NEN6770]

NEN 6770: Staalconstructies - TGB 1990 - Basiseisen en basisrekenregels voor overwegend statisch belaste constructies, Nederlands Normalisatie Instituut, Delft (1997)

[Nijs 1990]

Nijsse, R. en Vollebregt, J.A.A.M., Bouwput met tijdelijke betonnen stempelramen: Hoofdkantoor Robeco-groep, Cement 1990/4, p 39-45

[Rein 2004]

Reinhardt, H.W., TU Delft Collegediktaat CT5101 Betonkunde, augustus 2004

[Rins 2007]

Rinsma, J. en Koens, B., Praktijkboek Parkeergarages; Ontwerp, beheer en onderhoud, Keypoint Parking, april 2007

[Scho 2004]

Schol, M., Stempeling metrostation Rokin; permanente stempeling als alternatief voor tijdelijke stempeling, Afstudeerrapport TU Delft, 2004

[Sijp 2002]

Sijpestein, M.A., Permanente stempeling, Afstudeerrapport TU Delft, 2002

[Smie 2004]

E. Smienk, Nieuwbouwgarage ‘De Veranda’ Rotterdam; een beschrijving van het ontwerp en de uitvoering van een bijzonder utiliteitsbouwproject, Geotechniek 2004/3, p 58-67

[Ster 1999]

Sterken, C.A.J., Beton-innovaties maken hoogbouw tot interessante uitdaging: Millenniumtoren Rotterdam, Cement 1999/8, p 34-39

[Ster 2004]

Sterken, C.A.J., Betonnen stempelramen voor bouwputten, Betonvereniging Nieuws 2004/1 (februari), p 1-5

[Tiel 2001]

Tieleman, J.H., Bouwput ‘Kalvertoren’ te Amsterdam, Cement 2001/3 p 51-54

[Tol 2005]

Tol, A.F. van, Bouwput van de toekomst, Geotechniek 2005/1, p 44-47

[Tom 1995]

Tomlinson, M.J., Foundation design and construction, 6th Edition, p 400, Longman, Harlow (1995)

[VBI]

Algemene gegevens via de website 2008, http://www.vbi.nl/ en specifieke gegevens verkregen via commissielid Ronald Klein-Holte

106/107


[Ver 2006]

Verweij, A., Redevelopment of Tilburg Pieter Vreede Square (The Netherlands) calls for innovative building techniques, Geotechniek Special Edition 2005, p 8-10

[Wal 1976]

Walther, R., Ondergrondse parkeergarage te Bazel; het omlaagvijzelen van verdiepingsvloeren, Cement 1976/3, p 95-99

[Wik 2008]

Wikipedia 03-2008, http://nl.wikipedia.org/wiki/Bouwkuip

[Win 2006]

Windt, J.P. van der, Bijzondere bouwput voor ondergrondse uitbreiding: Pieter Vreedeplein te Tilburg, Cement 2006/8, p 30-37

[Wit 2000]

Wittebol, G., Inventieve prefab oplossing maakt montage eenvoudiger: Parkeergarage Museumplein Amsterdam, Cement 2000/1, p 44-47


107/107

Bouwputten met permanente geprefabriceerde betonnen stempelramen

Recommend Documents