Rapportage
Code: 14213K 22 juli 2015
Hoofdtribune Rat Verlegh stadion Breda analyse langsstabiliteit, tribune liggers/elementen, nok TL
Datum: 22 juli 2015
Referentie: hls
Projectgegevens
Project
Hoofdtribune Rat Verlegh stadion Breda
Onderdeel
Analyse langsstabiliteit, tribune liggers/elementen, nok TL
Code
14213K
Datum
22 juli 2015
Samengesteld door
ing. M.M. (Matthijs) van der Hulst PMSE ing. O. (Ostar) Joostensz ing. J.A.M. van Vliet RO
Projectleider Adviseur Opdrachtgever Projectmanagement Ism
Gemeente Breda Gemeente Breda Den Boer CCI bv, Groot-Ammers
Eindverantwoording
ABT bv Arnhemsestraatweg 358 Velp Postbus 82 6800 AB Arnhem
Geautoriseerd door
ing. J.A.M. van Vliet RO
Paraaf
Code: 14213K
Blad: 2/37
Datum: 22 juli 2015
Referentie: hls
Code: 14213K
Blad: 3/37
Inhoudsopgave 1 1.1 1.2
Inleiding Rekenprogramma Versie
4 4 4
2 2.1 2.2 2.3
Conclusie Deel analyse van de langsstabiliteit Deel analyse krachtsafdracht tribune elementen Deel analyse nok 202x400 aan TL liggers
5 5 5 6
3 3.1 3.2 3.3 3.4 3.5 3.6 3.6.1 3.6.2 3.7
Analyse van de langsstabiliteit Toelichting rekenmodel, basis Kenmerken Validatie rekenmodel Toelichting rekenmodel, incl stalen spant 2009 Analyse krachtswerking Resultaten Reactiekracht op nok 2e verdieping as 3 Buigende momenten in KW-kolomwanden Conclusie
7 7 8 9 11 12 12 12 13 14
4 4.1 4.2 4.3 4.4 4.5 4.5
Deel analyse krachtsafdracht tribune elementen Kenmerken rekenmodel Toelichting op bouwfase en gebruiksfase Model controle DIANA, staged calculation Resultaten analyse oplegreacties Resultaten per element type Resultaten per element type
15 15 17 18 19 20 21
5 5.1 5.2 5.3 5.4 5.5 5.6 5.7 5.7.1 5.7.2 5.7.3 5.8
Berekening capaciteit nok 202x400 (TL liggers) Belastingen Materialen Toelichting gebruik DIANA EEM software Rekenmodel Verificatie rekenmodel ECOV safety format Rekenresultaten Lastzakkingdiagram Last-stappen Detaillering wapening Conclusie
22 23 23 23 24 24 26 27 27 28 31 31
bijlage A bijlage B
Handberekening windbelasting Variantenstudie oplegreactie tribune elementen
32 34
Datum: 22 juli 2015
1.
Referentie: hls
Code: 14213K
Blad: 4/37
Inleiding In samenwerking met Den Boer CCI is in opdracht van de gemeente Breda een onderzoek gestart naar de geconstateerde schade in het Rat Verlegh stadion te Breda. Voor het plan van aanpak wordt verwezen naar Den Boer CCI document ‘PVA-00303(V4)’. In voorliggend rapport zijn analyses van de volgende onderdelen van de hoofdtribune uitgewerkt: Hoofdstuk 3:deel analyse van de langsstabiliteit: hierin opgenomen de berekening van de oplegreactie op de nok 2 e verdieping as 3 en de herbeschouwing van de stabiliteit in langsrichting van de hoofdtribune van as 3 t/m 19 inclusief het gebouw onder de tribune. Hoofdstuk 4:deel analyse van de krachtsafdracht, of werking, van de TR, TE en BT1 tribune elementen welke zijn opgelegd op de TL tribuneliggers, Hoofdstuk 5:deel analyse van de nok 202x400mm aan de TL liggers waarop de BT1 balken zijn opgelegd. Diverse analyses zijn uitgevoerd welke als basis dienen voor het op te stellen herstelplan. In dit herstelplan zullen de diverse te nemen constructieve maatregelen nader worden uitgewerkt.
1.1.
rekenprogramma Voor in dit rapport opgenomen analyses is gebruik gemaakt de volgende rekenprogramma’s: Scia Engineer 2014 versie 14.0.1043, Technosoft MNk versie V5, DIANA versie 9.6.
1.2.
versie 22 juli 2015: definitief.
Datum: 22 juli 2015
Referentie: hls
Code: 14213K
Blad: 5/37
2.
Samenvatting en aanbevelingen
2.1
deel analyse van de langsstabiliteit Indien in ogenschouw wordt genomen dat bij de uitvoering van het stalen spant de oplegvoorzieningen maar beperkte draagkracht hebben, wordt geadviseerd voor de nok 202x400 (2e verdieping as 3) op 297kN UGT-rekenwaarde te dimensioneren. De langsstabiliteit is in het oorspronkelijke ontwerp uit 1995 afdoende onderzocht en berekend. Het samenstel van alle in het ontwerp opgenomen constructieve elementen hebben voldoende capaciteit voor het opnemen van hierbij behorende stabiliteitskrachten. Het in 2009 aangebrachte stalen spant (ter vervanging van de gesloopte betonnen stabiliteitswand as 7-8) heeft door zijn detaillering een beperkte functie in de langsstabiliteit. Onderzoek wijst uit dat in het uiterste geval alle stabiliteit opgenomen kan worden door de KW-wanden. Voor deze wanden is vastgesteld dat deze in dwarsrichting voldoende capaciteit hebben om buigende momenten op te nemen. ABT adviseert echter de bestaande situatie te handhaven en de functie van het stalen spant niet uit te schakelen.
Nok 2e verdieping as 3
As 14: dilatatie
Stalen spant 2009
KW-wanden
Bij de bepaling van horizontale belastingen is rekening gehouden met een gesloten kopgevel welke volledig belast wordt door wind. Op moment van opstellen van dit rapport is van volledige belasting door wind geen sprake daar beide kopgevels worden afgeschermd door de ‘torens’ in de hoeken van het stadion. Er wordt geadviseerd om bij volgende grote verbouwingen de langsstabiliteit, en daarmee de windbelasting, nadrukkelijk te blijven beschouwen. 2.2
deel analyse krachtsafdracht tribune elementen Uit voorliggende analysen blijkt dat sommige individuele tribune elementen aanzienlijk hoger belast kunnen worden dan in de berekening uit 1995 is voorzien. Dit betreft individuele elementen van typen TE1, TE2 en TR. Balk BT1 heeft voldoende sterkte, is echter wel gevoelig voor scheurvorming. De waargenomen scheurvorming is te verklaren door de constatering dat vrijwel alle elementen kunnen scheuren onder een belasting die vrijwel gelijk is aan het eigengewicht van de elementen.
Datum: 22 juli 2015
Referentie: hls
Code: 14213K
Blad: 6/37
ABT is van mening dat de in 1995 gehanteerde rekenmethoden voor bepaling van de krachtswerking in de elementen, op basis van de huidige rekenmethoden, onvoldoende is om een meer-trede, L- en T-vormige elementen te beschouwen. Gelet op de toegepaste (beperkte) wapening en reeds aanwezige scheurvorming wordt hiervoor een volledige driedimensionale volume berekening geadviseerd. Hiermee wordt inzage gegeven in het werkelijke restdraagvermogen rekening houdend met (aanwezige) scheurvorming. Overall conclusie betreffende de (inwendige) krachtsafdracht van de tribune elementen is dat ABT adviseert TR, TE en BT elementen individueel en in samengestelde toestand (gerealiseerde fase) verder te analyseren alvorens over te gaan tot herstel. 2.3
deel analyse nok 202x400 aan TL liggers De rekenkundige bezwijklast van de nok bedraagt Rd=74kN. Dit is lager dan de in 1995 aangehouden ontwerp belasting van Rd=92,7kN. Dit verschil is te verklaren door de wijze waarop de wapening gedetailleerd is: positie en zwaarte van beugels en buig-trek wapening zijn niet goed op elkaar afgestemd. Dit tot gevolg hebbende dat de nok minder capaciteit heeft dan waarvoor deze ontworpen is. Hierbij opgemerkt: zoals ook in hoofdstuk 4.5 vermeld de in 1995 berekende oplegreactie uit de BT1 balken (92.7kN) een veilige bovengrens is. De gegeven bezwijklast moet worden geïnterpreteerd als een waarde waarbij de nok volledig plastisch bezweken is. Er is na dit punt rekenkundig geen reserve meer aantoonbaar.
Datum: 22 juli 2015
3.
Referentie: hls
Code: 14213K
Blad: 7/37
Analyse van de langsstabiliteit Deze analyse van de langsstabiliteit moet inzage geven in twee punten die tijdens het schadeonderzoek naar voren zijn gekomen: belasting op de beton-nok 2e verdieping, as 3. Dit in verband met herstel van deze nok en/of het aanwezige oplegmateriaal. Het betreft hier bestaande schade waarvoor reeds tijdelijke opvangconstructies zijn geplaatst, globale stabiliteit van de hoofdtribune. Dit betreft een her-beschouwing van de stabiliteit met in achtneming van de verbouwing in 2009. Tijdens deze verbouwing is een betonnen stabiliteitswand tussen as 7 en 8 vervangen door een stalen spant tussen as 3 en 7. Om deze twee punten te kunnen analyseren is een aantal rekenmodellen opgesteld waarin alle voor de stabiliteit in langsrichting relevante onderdelen van de hoofddraagconstructie zijn opgenomen. Alvorens conclusies te trekken worden in paragrafen 3.1 t/m 3.4 de rekenmodellen toegelicht. In paragraaf 3.6 worden resultaten gepresenteerd en conclusies getrokken. Voor deze analyse is ook inzicht gekregen in de ontwerp documenten uit 1995 en 2009 waarin de uitgangspunten voor het bestaande ontwerp zijn vastgelegd.
3.1
Toelichting rekenmodel, basis Onderstaande afbeelding geeft een overzicht van het ‘basis’ rekenmodel, gevolgd door een toelichting op de belangrijkste kenmerken. Dit basis model geldt als nulstand om de stand huidige constructie te kunnen benaderen en komt overeen met de situatie van voor 2009.
KW-kolomwanden as A/B Balken BA1, BA2 en BB2 AW-achterwanden en dak
As 3
Betonnen stabiliteitswanden
Funderingsconstructie
As 14 Dilatatie
Datum: 22 juli 2015
3.2
Referentie: hls
Code: 14213K
Blad: 8/37
kenmerken De voor het rekenmodel meest belangrijke kenmerken zijn: Stramien en maatvoering van de elementen is conform tekeningen afkomstig uit het archief. In het model zijn elementen tussen as 3 en 14(dilatatie) opgenomen. Voor inhoudelijke controle van het rekenmodel is een digitale versie beschikbaar. Alle betonnen stabiliteitswanden zijn gemodelleerd als 2D elementen waarbij de koppelingen naar aansluitende elementen is gemodelleerd met 1D elementen (staven) waarbij detaillering, afmeting en positie is gebaseerd op de uitvoeringstekeningen uit 1995. Onderstaande afbeelding geeft een details uit het rekenmodel.
KW-kolomwanden 3200x400(beton)
2D elementen (grijs) zijnde stabiliteitswanden
Doken/gains moment-vast gekoppeld aan balken. Balken BA/BB (beton) Scharnierend opgelegd
-
-
Kolomwanden (KW elementen 3200x400mm) en balken zijn gemodelleerd als 1D elementen (staven), gelet op de uitvoeringsberekening zijn deze elementen over de gehele hoogte doorgaand gemodelleerd. Aansluiting van stabiliteitswanden op kolommen is gemodelleerd conform onderstaande detaillering: lasplaten. Zie archief no.320: Boorsma 95096 III-7-3 dd.8-9-95:
Datum: 22 juli 2015
Code: 14213K
Blad: 9/37
-
De stabiliteitswanden tussen de stalen spanten van het dak zijn aan 1 zijde schuivend, aan 1 zijde vast gemodelleerd. Dit overeenkomstig berekening Ballast Nedam pag.0.1 7/8/95.
-
Funderingsconstructie conform tekening Hexaconsult 204022-WT-C-D-1011-0 dd.02-08-95. De resultaten zijn gebaseerd op een fysisch lineair, geometrisch niet-lineair (2 e orde) rekenmodel.
3.3
Referentie: hls
validatie rekenmodel Om een vergelijk te kunnen maken met het oorspronkelijke ontwerp is het oorspronkelijke ontwerp van het gebouw gemodelleerd: het basis model. De uitkomsten van dit basis model zijn op hoofdlijnen vergeleken met de uitvoeringsberekening uit 1995: Grootte van de belasting in het model aanwezig, Grootte van de momenten in de (zwakke richting) van de KW-wanden. In bijlage A is een grove handmatige berekening gegeven waarin de horizontale belastingen in langsrichting opnieuw zijn berekend. De uitkomst hiervan is vergeleken met de belasting bepaald in de uitvoeringsberekeningen uit 1995: Berekening 1995: 887kN (archief no. 73 (Hexacon deel 5)), Handberekening windbelasting bijlage A: 864kN, In basis rekenmodel aanwezig: 824kN.
Datum: 22 juli 2015
Referentie: hls
Code: 14213K
Blad: 10/37
Onderstaande afbeeldingen: Fragment Archief no.122, Boorsma 95096 III-3-1: Mzd=205kNm
-
Uitkomst Md Scia model: Md=218kNm
Bovenstaande toont aan dat de berekende belastingen en momenten in het nieuwe rekenmodel overeenkomen met de oorspronkelijke berekening.
Datum: 22 juli 2015
3.4
Referentie: hls
Code: 14213K
Blad: 11/37
Toelichting rekenmodel, incl stalen spant 2009 Het stalen spant op de 2e verdieping as 3-7 is gemodelleerd conform afmetingen en detaillering van tekening Bartels 2009142.1 Z1A dd.28-07-2009. Onderstaande afbeelding geeft een overzicht van het stalen spant zoals deze aan het basis rekenmodel is toegevoegd. Boutverbinding 2e verdieping 6M20, 3e verdieping 4M20, ankers type Hilti HST
Oplegging bovenrand stalen spant 3e verdieping as 3 Knoop 1 HEA400
As 3
HEA180 Knoop 2
As 7
HEA300 Knoop 3 Betonbalk 600x700
Oplegging onderrand stalen spant 2e verdieping as 3
Verbinding 16x2 stuks Type Hilti HVA M24
Nok 2e verdieping as 3
Bepalende factoren voor de werking van het stalen spant zijn: De ankers (16x2 stuks) zijn gepositioneerd na opname ter plaatse, waarbij opgemerkt dat de huidige positie en afmeting van de ankers afwijkt van die zoals op tekening aangegeven. De invloed hiervan op de werking van totale stabiliteit wordt als minimaal beoordeeld. Boutverbindingen (Hilti ankers) waarmee het spant is bevestigd aan de aansluitende betonnen onderdelen. Dit is in het rekenmodel verwerkt door 1D elementen op te nemen met overeenkomstige stijfheid. Staven 4ø25 waarmee de prefab BA, BB balken, vloeren en KW-wanden gekoppeld zijn (zie tekeningen Haitsma 1517-BD3 en BD4 15-09-1995). De werking van deze stekken is in het rekenmodel verwerkt door de balk 600x700 trek en drukkrachten op te laten nemen richting as 14. Hierbij opgemerkt dat uit het archief (no.294/295) niet met 100% zekerheid kan worden gesteld of deze stekken op as 7 aanwezig zijn. Vloerwapening op kanaalplaten. Gelet op de beperkte hoeveelheid wapening is deze buiten beschouwing gelaten.
Datum: 22 juli 2015
Referentie: hls
Code: 14213K
Blad: 12/37
3.5
Analyse krachtswerking Door onduidelijkheden in de archiefstukken ontstaat geen eenduidig beeld van de technische uitwerking van het stalen spant en zijn aansluitingen. Om alle mogelijke varianten in krachtswerking te onderzoeken is een boven/ondergrens analyse opgesteld op basis van modellen zoals toegelicht in bijlage A.
3.6
Resultaten De krachtswerking in de voor de langsrichting bepalende onderdelen is in onderstaande tabel samengevat voor drie gevallen. Toelichting vier gevallen: Geval 1: UGT, beton- en stalen nok onderrand spant op as 3 dragen belasting af, Geval 2: UGT, beton- en stalen nok onderrand spant op as 3 dragen belasting af, hierbij is de stijfheid gebaseerd op de toegepaste staal en betonconstructies, Geval 3: Calamiteit, 50% van de belasting wordt afgedragen door de betonnen nok, de overige 50% wordt verdeeld over beide stalen oplegnokken van het stalen spant. Knoop 1 2 3
Geval 1 UGT Rd [kN] 0% 0 100% 208 100% 208
Geval 2 UGT Rd [kN] 0% 0 80% 119 100% 297
Geval 3 Calamiteit R [kN] 50% 85 50% 85 100% 170 Veiligheid calamiteit γ=1,1
Toelichting: Bovenstaande percentages betreffen de draagkracht per punt, Knoop 1 heeft, zoals uit de inventarisatie blijkt, geen draagkracht gelet op de uitvoering. In geval van calamiteit worden grote vervormingen in staal en betonconstructies geaccepteerd en zou knoop 1 weer kunnen functioneren. 3.6.1
Reactiekracht op nok 2e verdieping as 3 Geadviseerd wordt om de betonnen nok (knoop 3) te dimensioneren op: UGT: 297kN (rekenwaarde). Calamiteit: 170kN
Datum: 22 juli 2015
3.6.2
Referentie: hls
Code: 14213K
Blad: 13/37
Buigende momenten in KW-kolomwanden Initieel in model 0 (bijlage A) bedraagt de grootte van het berekende moment 218kNm, dit komt voldoende overeen met de in de uitvoeringsberekening aangehouden waarden van 205/201kNm (Boorsma 95096 III-3-1 dd.24-08-95 / Hexaconsult deel 5 blad 75/76 (archief no.73)). Maximaal berekende moment bedraagt 617kNm. Met deze waarde is een doorsnedetoets uitgevoerd, met als uitgangspunt de belastingopgave uit de uitvoeringsberekening (Boorsma 95096 III-3-1 dd.24-08-95). Onderstaande afbeeldingen: Fragment tekening uitvoering wapening Haitsma 1517-KW-W2 dd.20-09-95 (archief no.122) Uitkomst doorsnede toets. conclusie Doorsnedetoets toont aan dat de doorneden van de KW-waden voldoende capaciteit hebben. Hierbij opgemerkt dat de windbelasting op de hoofdtribune door afscherming van de hoek-torens circa 50% lager kan zijn dan hier aangehouden, wat resulteert in een buigend moment van 310kNm.
Datum: 22 juli 2015
3.7
Referentie: hls
Code: 14213K
Blad: 14/37
Conclusie Indien in ogenschouw wordt genomen dat bij de uitvoering van het stalen spant de oplegvoorzieningen maar beperkte draagkracht hebben, wordt geadviseerd voor de nok 202x400 (2e verdieping as 3) op 297kN UGT-rekenwaarde te dimensioneren. De langsstabiliteit is in het oorspronkelijke ontwerp uit 1995 afdoende onderzocht en berekend. Het samenstel van alle in het ontwerp opgenomen constructieve elementen hebben voldoende capaciteit voor het opnemen van hierbij behorende stabiliteitskrachten. Het in 2009 aangebrachte stalen spant (ter vervanging van de gesloopte betonnen stabiliteitswand as 7-8) heeft door zijn detaillering een beperkte functie in de langsstabiliteit. Onderzoek wijst uit dat in het uiterste geval alle stabiliteit opgenomen kan worden door de KW-wanden. Voor deze wanden is vastgesteld dat deze in dwarsrichting voldoende capaciteit hebben om buigende momenten op te nemen. ABT adviseert echter de bestaande situatie te handhaven en de functie van het stalen spant niet uit te schakelen. Bij de bepaling van horizontale belastingen is rekening gehouden met een gesloten kopgevel welke volledig belast wordt door wind. Op moment van opstellen van dit rapport is van volledige belasting door wind geen sprake daar beide kopgevels worden afgeschermd door de ‘torens’ in de hoeken van het stadion. Er wordt geadviseerd om bij volgende grote verbouwingen de langsstabiliteit, en daarmee de windbelasting, nadrukkelijk te blijven beschouwen.
Datum: 22 juli 2015
4.
Referentie: hls
Code: 14213K
Blad: 15/37
Deel analyse krachtsafdracht tribune elementen Deze analyse richt zich primair op het gedrag van de gehele tribune wat secundair een indicatie is voor de krachtswerking in individuele tribune elementen. Centrale vraagstelling is of de gehele tribune zich gedraagt zoals in de uitvoeringsberekeningen in 1995 is aangenomen in de diverse deelberekeningen. Inzage wordt verkregen door in een variantenstudie de (onderlinge) stijfheid van elementen en randvoorwaarden te variëren. Door te variëren met deze parameters wordt de krachtsafdracht in de tribune gewijzigd. De oplegreactie van de BT1 balk, TR en TE elementen worden hierbij gebruikt als indicator om veranderingen in krachtafdracht waar te nemen. Voor de analyse is een driedimensionaal rekenmodel in Scia Engineer opgebouwd. In dit model is de geometrie en randvoorwaarden van de tribune benaderd aansluitend op de uitvoeringstekeningen uit 1995. Resultaten zijn gebaseerd op een fysisch lineair, geometrisch niet-lineair (2e orde) rekenmodel. De analyse richt zich op het gedrag door eigengewicht en veranderlijke belasting, aansluitend op de uitvoeringsberekeningen uit 1995. Bouwkundige afwerking (plafonds, stoelen of leuningen) en installaties kunnen worden verrekend door de uitkomsten van de veranderlijke belasting te extrapoleren (γG=1,2).
4.1
Kenmerken rekenmodel De voor het rekenmodel meest belangrijke kenmerken zijn: Stramien en maatvoering van de elementen is conform tekeningen afkomstig uit het archief, uitvoeringstekeningen uit 1995. In het model zijn elementen van een volledige gesloten tribunevlak opgenomen. Voor inhoudelijke controle van het rekenmodel is een digitale versie beschikbaar. buitenzijde binnenzijde buitenzijde
Oplegging TL tribune ligger
Tribune vlak: TR, TE elementen
Oplegging
10.8m Nok 202x400 BT1 balk
Datum: 22 juli 2015
-
Referentie: hls
Code: 14213K
Blad: 16/37
De TL tribune ligger, BT1, TR en TE-elementen zijn gemodelleerd als 2D elementen waarbij de koppelingen naar aansluitende elementen is gemodelleerd met 1D elementen (staven) waarbij detaillering, afmeting en positie is gebaseerd op de uitvoeringstekeningen uit 1995.
Koppeling tussen tribune elementen en TL ligger
-
-
Om de stijfheid van het beton zo goed als mogelijk te benaderen is gebruik gemaakt quasi niet-lineair materiaalgedrag. Gebaseerd op het buigend moment in de elementen is een fictieve E-modulus toegekend aan model onderdelen. Om grote verschillen in stijfheid tussen eindopleggingen en het midden van de overspanning is de tribune is drie vakken verdeeld: 2x buitenzijde (eindoplegging) en 1x binnenzijde (midden overspanning): zie afbeelding. Koppelingen tussen tribune liggers en elementen zijn gemodelleerd als 1D elementen (staven). De lengte van deze fictieve element vangt tussen elementen op. Hier de praktijk zit hier een betonnen nok welke opgenomen is in de vorm van TL liggers. Aan de bovenzijde (onderzijde tribune elementen) is een scharnier gemodelleerd. Dit aansluitend op de toepassing van ongewapende elastomeren (zie uitvoeringstekeningen 1995).
Datum: 22 juli 2015
-
Referentie: hls
Code: 14213K
Blad: 17/37
Het model kent de mogelijkheid aan 1 zijde de eindoplegging horizontaal glijdend of vast te modelleren: dit conform de aanwezige dook aan 1 zijde van de tribune elementen. De onderlinge koppelingen tussen de tribune elementen is gerealiseerd door toepassing van 7 doken per element. Hiervoor is een dook ø12 toegepast welke lokaal is aangevuld met mortel.
Doken ø12
glijoplegging
4.2
Toelichting op bouwfase en gebruiksfase De bouwfase van de tribune is een essentiële fase gelet op de krachtswerking die hier uit voortkomt. Dit richt zich primair op de werking van de doken. Om deze fase zo goed als mogelijk mee te nemen in de analysen is het volgende principe voor bepaling van de krachtwerking gehanteerd: Krachtswerking volgend uit het eigengewicht van de tribune volgt uit een berekening waarbij de doken alleen druk dracht kunnen opnemen. Dit volgt uit de fasering dat de doken niet onmiddellijk na plaatsing van het element zijn aangegoten en volledige strekte hebben. Krachtswerking volgend uit de veranderlijke belasting (toeschouwers) volgt uit een berekening waarbij de doken zowel trek als druk kunnen opnemen. In de variantenstudie zijn de volgende eigenschappen van het model gevarieerd: Stijfheid van de buitenzijde en binnenzijde, Onderlinge stijfheid van de BT1, TR en TE-elementen, Stijfheid van de TL tribune liggers, Stijfheid van de doken ø12, simulerend de mogelijkheid dat een enkele dook niet optimaal werkt, Randvoorwaarden oplegging 1 zijde.
Datum: 22 juli 2015
4.3
Referentie: hls
Code: 14213K
Blad: 18/37
Model controle DIANA, staged calculation Om het Scia Engineer rekenmodel en het gehanteerde principe voor de bepaling van de krachtswerking te verifiëren is in DIANA een ‘staged calculation’ opgesteld. Hierin zijn stap voor stap alle stages van de bouwfase doorgerekend. Verschil met Scia Engineer is dat na elke rekenstap (montage van 1 nieuw element) de vervormde toestand geld als beginpunt voor de volgende stap. Resultaten zijn gebaseerd op een fysisch lineair, geometrisch lineair rekenmodel.
Belangrijkste conclusies uit dit DIANA model zijn: De oplegreactie van balk BT1 neemt toe van 15 naar 20kN bij plaatsing van 1 TR element. De oplegreactie van balk BT1 veranderd maar beperkt bij plaatsing van het tweede element. De grootte van de toename is orde grootte gelijk aan die in Scia Engineer. Daarmee is het Scia Engineer model als voldoende nauwkeurig beoordeeld. De oplegreacties van T-vormige nemen toe bij plaatsing van L-vormige elementen.
Datum: 22 juli 2015
4.4
Referentie: hls
Code: 14213K
Blad: 19/37
Resultaten analyse oplegreacties In onderstaande tabel zijn de uitkomsten van de variantenstudie samengevat. Voor de volledige tabel wordt verwezen naar bijlage B: variantenstudie oplegreactie tribune elementen. In de tabel is per element type achtereenvolgens aangegeven: ‘Rd ontwerp (Boorsma…)’. Dit betreft de rekenwaarde van de oplegreactie zoals berekend in de uitvoeringsberekeningen uit 1995, ‘Rd 4kN/m2’ betreft de in voorliggende variantenstudie bepaalde maximaal omhullende waarde van de oplegreactie (rekenwaarden) bij een veranderlijke belasting van 4kN/m2, ‘Rd 2kN/m2’ betreft de in voorliggende variantenstudie bepaalde maximaal omhullende waarde van de oplegreactie (rekenwaarden) bij een veranderlijke belasting van 2kN/m2, ‘Rrep 2kN/m2’ betreft de in voorliggende variantenstudie bepaalde maximaal omhullende waarde van de oplegreactie (representatieve waarden) bij een veranderlijke belasting van 2kN/m 2, ‘1.35G’ betreft de in voorliggende variantenstudie bepaalde maximaal omhullende waarde van de oplegreactie (representatieve waarden) voor 1,35 maal het eigengewicht van de tribune elementen.
Datum: 22 juli 2015
4.5
Referentie: hls
Code: 14213K
Blad: 20/37
Resultaten per element type BT1 balk: De in 1995 berekende oplegreactie van 92.7kN is een veilige bovengrens. Gebleken is dat door een ruim gekozen belastingbreedte van 600mm een veilige aanname is ontstaan. Uit voorliggende analyse volgt een maximale oplegreactie van 85.2kN. Staged calculation in DIANA bevestigd de invloed van de wijze van monteren versus krachtswerking in rekenmodellen. De momentcapaciteit bedraagt circa 367kNm, dwarskracht capaciteit circa 130kN. Uitgaande van een MN-kappa diagram gebaseerd op de betonsterkte zoals op uitvoeringstekeningen uit 1995 aangegeven is het mogelijk dat elementen scheuren onder een belasting die vrijwel gelijk is aan het eigengewicht van de elementen, TE1 en TE2 elementen: De in 1995 berekende oplegreactie van 115.3kN is geen veilige aanname. Uit voorliggende analyse volgt een maximale oplegreacties van 203.8kN resp 128.9kN. Dit laat zich verklaren door de geometrie van het TE2-element: dit element is hoger (daardoor stijver) dan TR en TE1 elementen. Daardoor zal dit element als een ‘drempel’ in het tribunevlak gaan werken. Dit beeld wordt ook bevestigd door metingen uitgevoerd door Den Boer CCI in 2015. TR1 elementen: De in 1995 berekende oplegreactie van 128.5kN is geen veilige aanname. Uit voorliggende analyse volgt een maximale oplegreactie van 151.3kN. Voor alle elementtypen wordt opgemerkt dat: Geconstateerde scheurvorming reeds kan zijn ontstaan tijdens ontkisten, transport en/of montage. E.a. is sterk afhankelijk van de stekte van het beton welke de elementen op dit moment hadden. Alle T- en L-vormige tribune elementen zijn in de uitvoeringsberekening uit 1995 uitgerekend als ‘liggers op 2 steunpunten’ met een sterk vereenvoudigde doorsnede. Dit betreft primair buiging op ‘sterke as’ van het element. Uit de archiefstukken niet duidelijk te herleiden of buiging om de ‘zwakke as’ van het element voldoende is beschouwd. Dit gelet op de waargenomen scheurvorming en ook uit tekening afgeleide beperkte hoeveelheid langswapening in de horizontale benen van de TR en TE elementen (enkele staven ø6). Dit geldt ook voor de beschouwing van dwarskracht, wringing en krimp in de horizontale benen.
Datum: 22 juli 2015
4.6
Referentie: hls
Code: 14213K
Blad: 21/37
Conclusies Uit voorliggende analysen blijkt dat sommige individuele tribune elementen aanzienlijk hoger belast kunnen worden dan in de berekening uit 1995 is voorzien. Dit betreft individuele elementen van typen TE1, TE2 en TR. Balk BT1 heeft voldoende sterkte, is echter wel gevoelig voor scheurvorming. De waargenomen scheurvorming is te verklaren door de constatering dat vrijwel alle elementen kunnen scheuren onder een belasting die vrijwel gelijk is aan het eigengewicht van de elementen. ABT is van mening dat de in 1995 gehanteerde rekenmethoden voor bepaling van de krachtswerking in de elementen, op basis van de huidige rekenmethoden, onvoldoende is om een meer-trede, L- en T-vormige elementen te beschouwen. Gelet op de toegepaste (beperkte) wapening en reeds aanwezige scheurvorming wordt hiervoor een volledige driedimensionale volume berekening geadviseerd. Hiermee wordt inzage gegeven in het werkelijke restdraagvermogen rekening houdend met (aanwezige) scheurvorming. Overall conclusie betreffende de (inwendige) krachtsafdracht tribune elementen is dat ABT adviseert TR, TE en BT elementen individueel en in samengestelde toestand (gerealiseerde fase) verder te analyseren alvorens over te gaan tot herstel.
Datum: 22 juli 2015
5.
Referentie: hls
Code: 14213K
Blad: 22/37
Berekening capaciteit nok 202x400 (TL liggers) Om het gedrag van de nok 202x400mm aan de TL-liggers nauwkeurig te kunnen onderzoeken, wordt een aantal zeer geavanceerde berekeningen uitgevoerd in het eindige elementen programma DIANA. Het gaat hierbij om fysisch niet-lineaire, volledig driedimensionale berekeningen met volume elementen. Doel hiervan is om een beter inzicht te krijgen in het gedrag van de betreffende nok. De TL- tribuneligger dient als constructieve ondersteuning van de tribune elementen. Onderstaand figuur toont een aanzicht van de tribune ligger met daarop de L- en Tvormige tribune elementen en de positie van de te onderzoeken nok.
Tribune element: L-vormig
Tribune element: T-vormig
tribuneligger Te onderzoeken detail zij-aanzicht tribuneligger met tribune elementen De oplegnok bevindt zich onderaan de tribuneligger. Hierop liggen prefab betonnen balken BT1. Figuur geeft een vooraanzicht van een dergelijke oplegnok. Uit de figuur is op te maken dat de breedte van de tribuneligger gelijk is aan 400 mm. Aan weerszijden worden tribune elementen opgelegd. Het oplegvlak bestaat uit een rubber element met een afmeting van 100x100 mm.
vooraanzicht oplegnok tribuneligger met tribune elementen
Tribune element
Rubber opleggi
tribuneligger
Datum: 22 juli 2015
Referentie: hls
Code: 14213K
Blad: 23/37
5.1
Belastingen Voor de dimensioneringsberekeningen is enkel gerekend met de bovenbelasting uit de randbalk. Het betreft hierbij twee puntlasten gepositioneerd conform details uit 1995.
5.2
Materialen De gebruikte materialen voor de tribune ligger zijn als volgt: · Beton: klasse C45/55 · Staal: klasse FeB500 Onderstaande afbeelding geeft een fragment van de wapeningstekening uit 1995. Deze wapening is 1:1 overgenomen in het rekenmodel.
Wapening conform tekening Haitsma 1517-TL-W2 dd.08-09-95
5.3
Toelichting gebruik DIANA EEM software Om rekening te kunnen houden met de werkelijke afmetingen is gebruik gemaakt van 3D volume elementen. Dit in tegenstelling tot plaat elementen, waarbij de doorsnede als het ware wordt platgeslagen tot een 2D vlak. Een tweede voordeel van het gebruik van DIANA is dat elke wapeningsstaaf afzonderlijk kan worden ingevoerd. Om het werkelijke gedrag nog beter te kunnen benaderen, is hierbij gebruik gemaakt van ‘bar-in-solid’ wapeningselementen. Dit betekent dat de eigenschappen van de aanhechting van de staven in het beton kunnen worden meegenomen in de berekening. Een derde voordeel is dat de belasting kan worden aangebracht als gelijkmatig verdeelde belasting, conform de werkelijkheid. Aan het beton zijn eigenschappen toegekend waarin ook het scheurgedrag is meegenomen, conform de NEN6720. De gebruikte elementtypen: kwadratische elementen type CHX60. DIANA is ontwikkeld door TNO, en zowel op basis van full-scale proefbelastingen als door gerenommeerde bureaus gevalideerd. Verdere achtergronden zijn te vinden in: Vakblad Cement uitgaven 4/2012 en 3/2014, RTD (Rijkswaterstaat ) ‘Guidelines for Nonlinear Finite Element Analysis of Concrete Structures’.
Datum: 22 juli 2015
5.4
Referentie: hls
Code: 14213K
Blad: 24/37
Rekenmodel Onderstaand figuur toont de invoer van het rekenmodel.
Volledig ingeklemd
644 mm 333 mm
Beugels Ø10-200 Haarspelden 4Ø10 Oplegvlak met gelijkmatig verdeelde Diana rekenmodel De totale lengte van het rekenmodel is gelijk aan 977 mm. De oplegnok onder beschouwing heeft een lengte van 333 mm. De maatgevende snede bevindt zich op de overgang tussen de oplegnok en de rest van de tribune ligger. De aanwezige wapening ter plaatse betreft vier haarspelden met diameter 10 mm. De afstand van het hart van de opleggingen tot de maatgevende snede is gelijk aan 150 mm. 5.5
Verificatie berekening Er is een fysisch niet-lineaire berekening uitgevoerd, om de capaciteit van de oplegnok te kunnen bepalen. Voor de rekenprocedure is het van belang, dat bezwijken alleen optreedt ter plaatse van de maatgevende doorsnede. Dit betekent dat het maximale moment ook dient op te treden ter plaatse van deze snede. Figuur 4 toont een zijaanzicht van het rekenmodel. Het weerstandsmoment van de doorsnede wordt bepaald door de hoogte van de doorsnede in het kwadraat. De momentcapaciteit van de oplegnok is 3.73 maal lager dat verdikte gedeelte. Om geen voortijdige scheurvorming in het verdikte gedeelte te krijgen, dient deze maximaal 410 mm lang te zijn (559 mm-150 mm). Er is voor gekozen om het verdikte deel over een lengte van 350 mm te voorzien van niet-lineaire materiaal eigenschappen.
Datum: 22 juli 2015
Referentie: hls
Code: 14213K
Blad: 25/37
350 mm
150 mm 188 mm Lineair Elastisch
202 mm
Maatgevende snede maatgevende snede rekenmodel MNk-diagram Om de momentcapaciteit van deze snede te kunnen bepalen is een M-kappa berekening uitgevoerd. Op basis van een handberekening zijn het scheurmoment en het uiterst opneembare moment bepaald met de bijbehorende krommingen. Voor de waarde van de kappa bij het scheurmoment is uitgegaan van een elasticiteitsmodulus van 36 GPa. Figuur 5 toont de vergelijking van de handberekening met de fysisch niet-lineaire Diana berekening. Uit de figuur blijkt dat exact dezelfde waarden gevonden worden voor zowel het scheur-, als het uiterst opneembare moment. Voor de verandering van de hoekverdraaiing (kappa) geldt hetzelfde.
Mu= 22,5 kNm
Mr= 10,5 kNm
Figuur 5: vergelijking M-kappa diagrammen Verschil tussen de Diana berekening en de hand-som is dat het M-kappa diagram van de handberekening slechts twee punten betreft, waartussen lineair geïnterpoleerd wordt. In de Diana berekening wordt de verdraaiing van de doorsnede in een honderdtal stapjes aangebracht. Hierdoor kan rekening worden gehouden met het trekaandeel van het beton, de tension stiffening van de wapening en het verschuiven van de neutrale lijn over de doorsnede.
Datum: 22 juli 2015
Referentie: hls
Code: 14213K
Blad: 26/37
Controle oplegreacties Voor stap 192 is de oplegreactie handmatig uitgelezen: invoer 85,96 (2*42,98) uitvoer 85,96 (0.8596E+05). STEP 192 TERMINATED TOTAL LOAD FACTOR: LOADING( 1) * 4.298E+00 PLASTICITY LOGGING SUMMARY GROUP NAME PLAST, PRV. PL, CRITIC, PLAST NEW, PRV.PL NEW, CRITIC NEW nok(2) 19 11 0 0 0 0 TOTAL MODEL 39 15 0 0 0 0 CRACKING LOGGING SUMMARY GROUP NAME CRACK, OPEN, CLOSED, ACTIVE, INACTI, ARISES, RE-OPENS, CLOSES TOTAL MODEL 11762 11729 33 8278 3484 27 0 0 CUMULATIVE REACTION: FORCE X FORCE Y FORCE Z 0.13006D-09 0.33538D-11 -0.85960D+05
5.6
ECOV safety format Voor niet-lineaire eindige elementenberekeningen (NL-EEM berekeningen) geldt dat een grote spreiding in de rekenresultaten kunnen ontstaan. Deze spreiding kan ontstaan door verschillende rekenprogrammatuur, modelleur, of materiaal eigenschappen. Om die reden heeft een NL-EEM-berekening alleen meerwaarde voor het aantonen van reserves als er een algemeen erkende veiligheidsbeschouwing wordt gehanteerd (‘Richtlijn NLEEM-berekeningen’, Cement 4-2012). De fib Model Code 2010 biedt drie formats voor een dergelijke veiligheidsbeschouwing. Voor onderhavige berekening wordt de zogenaamde ECOV-methode gebruikt: ‘estimation of coëfficiënt of variation’. Onderstaande tabel geeft weer op welke wijze deze benadering lijdt tot een bepaalde veiligheid. Tabel: ECOV safety format
Uit de tabel volgt dat twee NL-EEM-berekeningen nodig zijn voor het bepalen van de veiligheidsfactor, te weten een met gemiddelde materiaalsterktes en een met karakteristieke materiaalsterktes. Tabel 2 geeft de gehanteerde parameters weer voor de twee Diana berekeningen. Tabel: ingevoerde materiaaleigenschappen C45/55: NEN-EN 1992-1-1+C2:2011, tabel 3.1 FeB500: NEN 6008. Rekenmodel I II
Betondruksterkte (MPa) 53 (fcm) 45 (fck)
Betontreksterkte (MPa) 3,8 (fctm) 2,7 (fctk;0,05)
Vloeigrens staal (MPa) 550 (fym) 500 (fyk)
Datum: 22 juli 2015
Referentie: hls
Code: 14213K
Blad: 27/37
5.7
Rekenresultaten
5.7.1
Lastzakkingdiagram Figuur 6 geeft de lastzakkingdiagrammen weer van de twee uitgevoerde rekenmodellen van de nok. In de rode kleur de som met de gemiddelde waarden voor de materiaalsterkte, in de groene kleur de som met de karakteristieke waarden. Uit de figuur kan worden afgeleid dat het bezwijkgedrag in beide gevallen identiek is. Dit betekent dat door wijziging van de materiaal parameters geen ander bezwijkmechanisme optreedt. Voor de analyse van de resultaten wordt uitgegaan van de berekening met gemiddelde materiaalsterktes. Op basis van beide berekeningen kan de overall veiligheidsfactor bepaald worden (yRd*yR) (zie par.5.6: ECOV methode). In dit geval is deze gelijk aan 1,24. Door de oplegkracht bij gemiddelde materiaalsterktes te delen door deze veiligheidsfactor, kan de rekenwaarde voor de sterkte bepaald worden. In onderstaand figuur is te zien dat een rekenwaarde 74kN gehaald wordt.
Stap 135- Rm=92,2 kN
Stap 24- Rm=50,8 kN
Stap 367 Rm=86,8 kN
Stap 5- Rm=30 kN
lastzakkingdiagram nok Uit het lastzakkingdiagram voor de gemiddelde materiaalsterktes worden een aantal punten nader toegelicht met visuele uitvoer uit de berekening. De betreffende belastingstappen zijn in de grafiek weergegeven.
Datum: 22 juli 2015
5.7.2
Referentie: hls
Code: 14213K
Blad: 28/37
Last-stappen Stap 5 – Rm=30 kN Onderstaand figuur laat de hoofdtrekspanningen zien bij een totale oplegkracht van 30kN. Te zien is dat de gemiddelde treksterkte van 4,9 MPa niet wordt overschreden. Er treedt nog geen scheurvorming op. Hoofdtrekspanningen (MPa)
σmax = 3,29 MPa
Diana uitvoer - hoofdtrekspanningen (MPa) Stap 24 – Rm=50,8 kN Onderstaand figuur laat de scheurrekken zien bij een totale oplegkracht van 50,8 kN. Bij deze belastingstap wordt de trekzone volledig bepaald door de wapening. Het aandeel van het beton is niet meer aanwezig. scheurrichting
wmax = 0,12 mm
Scheurrekken (mm/mm’) Diana uitvoer - scheurrekken
Datum: 22 juli 2015
Referentie: hls
Code: 14213K
Blad: 29/37
Stap 135 – Rm=92,2 kN Onderstaand figuur laat de kracht zien in de wapeningsstaven bij een totale oplegkracht van 92,2 kN. Bij deze belastingstap is de dwarskracht capaciteit maximaal. Te zien is dat de staven rond 10 de maximaal opneembare spanning hebben bereikt.
Normaalkracht wapening (N)
Fmax = 43,1 kN σmax = 550 MPa
Diana uitvoer – staafkrachten wapening Stap 367 – Rm=86,8 kN Vanaf belastingstap 135 neemt de capaciteit van de wapening niet meer toe. Het plastische traject van het wapeningsstaal is duidelijk te zien in het lastzakkingdiagram, tussen de beide belastingstappen. In dit traject neemt de rotatie van de doorsnede dusdanig toe, zodat de drukzone maximaal benut kan worden. Onderstaand figuur geeft de hoofddrukspanningen weer bij belastingstap 367. Duidelijk is te zien dat de drukzone nog niet volledig benut is. Er is een uiterst opneembare staalrek (εu) van 27,5‰ ingevoerd. Bezwijken van het rekenmodel treedt op door het bereiken van de uiterst opneembare rek in de wapening. Normaalkracht wapening (N)
Fmax = 43,1 kN σmax = 550 MPa staafkrachten wapening
Datum: 22 juli 2015
Referentie: hls
Code: 14213K
Blad: 30/37
Hoofddrukspanningen (MPa)
σmax = -48 MPa Diana uitvoer – hoofddrukspanningen Voor het volledige beeld is tenslotte nog een weergave gegeven van de scheurvorming bij het bezwijken van het model.
wmax = 10 mm
Scheurrekken (mm/mm’) Diana uitvoer – scheurrekken
Datum: 22 juli 2015
5.7.3
Referentie: hls
Code: 14213K
Blad: 31/37
detaillering wapening Zoals in hoofdstuk 5.5 (stap 367) vermeld bezwijkt voorliggend rekenmodel door bereiken van de uiterst opneembare rek in de wapening. Met andere woorden: de nok bezwijkt op moment. De verklaring hiervoor is tweeledig: De detaillering, zoals op tekeningen uit 1995 gegeven, laat zien dat er gekozen is de eerste beugel in het TL-liggerdeel van 390mm circa 150mm vanaf de rand geplaatst is.
150mm
Positie BT1
4ø10 Staven ø20 en ø25 Eerste beugel in deel 390mm
-
5.8
Ten gevolge van deze keuze kan de belasting afkomstig uit de nok 202x400 pas worden opgahangen 150mm na de overgang van de nok naar het liggerdeel met hoogte 390mm Door de grote afrondingsstraal van de staven ø20 en ø25 heeft het verticale deel van deze staven vrijwel geen invloed: belasting afkomstig uit de nok wordt hier vrijwel niet opgehangen. Deze vergroting van de inwendige hefboomsarm heeft het gevolg dat de gekozen wapening 4ø10 zwaarder belast wordt dan voorzien: 95096 IV-1-23 dd.3-7-95 (archief no.125): 208mm wordt 325mm. Een grotere hefboomsarm betekent een groter moment wat leidt tot grotere spanningen in de staven 4ø10.
conclusie De rekenkundige bezwijklast van de nok bedraagt Rd=74kN. Dit is lager dan de in 1995 aangehouden ontwerp belasting van Rd=92,7kN. Dit verschil is te verklaren door de wijze waarop de wapening gedetailleerd is: positie en zwaarte van beugels en buig-trek wapening zijn niet goed op elkaar afgestemd. Dit tot gevolg hebbende dat de nok minder capaciteit heeft dan waarvoor deze ontworpen is.
Datum: 22 juli 2015
Referentie: hls
Bijlage A Handberekening windbelasting
Code: 14213K
Blad: 32/37
Datum: 22 juli 2015
Referentie: hls
Code: 14213K
Blad: 33/37
De voor de variantenstudie opgestelde deel berekeningen: Model 1: toegevoegd het stalen spant 2009 met opleggingen op de 2 e verdieping die trek en druk kunnen opnemen. Model 2: toegevoegd het stalen spant 2009 met opleggingen op de 2 e verdieping die alleen druk kunnen opnemen. Model 3: toegevoegd het stalen spant 2009 met opleggingen op de 2 e verdieping die alleen druk kunnen opnemen. De trekcapaciteit van de verbinding op as 7, 3 e verdieping is gelimiteerd op 150kN. Deze waarde is gebaseerd op een indicatieve herberekening van de toegepaste ankers 4M20 Hilti HST. Model 3.1: als model 3, met toevoeging van een glijoplegging in balk 600x700 op as 7. Model 4.0: als model 3.0, met toevoeging van veerstijfheden voor nok as 3 2 e verdieping: k=200MN/m en bovenliggende stalen schoen k=80MN/m. Model 4.1: als model 4.0, met toevoeging van druk-staven tussen balk 600x700 en de onderregel van het spant, nabij as 3. Deze representeren de mogelijkheid dat drukkrachten via de vloer en balk naar de nok afgevoerd kunnen worden. Model 5.0: In geval het stalen spant volledig wordt ontkoppeld door bijvoorbeeld de boutverbindingen op as 7 los te draaien.
Nok 2e verdieping as 2 Steunpunt onderrand spant as 3, 2e verd. Boutverbinding as 7, bovenzijde stalen spant 4ø25, 2e verdieping Buigende momenten in KW-wanden, as 7/14
Basis 0 161kN druk 218kNm
Model 1 81kN druk 338kN druk 100kN trek 678kN trek 799kN druk 772kN trek 684kN druk 303kNm
Model 3.1 61kN druk 125kN druk -
Model 4.0 82kN druk 342kN druk 150kN trek 813kN druk
-
793kN trek 353kN druk 538kNm
610kNm
Model 2 81kN druk 338kN druk 0kN trek 586kN trek 799kN druk 772kN trek 582kN druk 400kNm
Model 4.1 297kN druk 119kN druk
Model 5.0
535kNm
617kNm
Model 3 81kN druk 338kN druk 0kN trek 150kN trek 796kN druk 151kN trek 796kN druk 542kNm
Datum: 22 juli 2015
Referentie: hls
Code: 14213K
Bijlage B: variantenstudie oplegreactie tribune elementen
Blad: 34/37
Datum: 22 juli 2015
Referentie: hls
Code: 14213K
Blad: 35/37
Datum: 22 juli 2015
Referentie: hls
Code: 14213K
Blad: 36/37
