IUTILITEITSBOUW I IPREFABRlCAGE .VOORGESPANNEN PREFABKERNEN IN GEBOUWENing.M.Ronde, Ingenieursburo Schiebroek - Struik, EindhovenMeestal worden stabiliteitskernen uitgevoerd in ter plaatse gestort beton,traditioneel gewapend. Het toepassen van geprefabriceerde kernen llletvoorspanning is een goed alternatiefen reeds enkele malen toegepast, onder llleer inhet Babylon-colllplex in Den Haag, de woontoren Westerhavenkade in Vlaardingenen het kantoorcolllplex De Brauweg in Schiedalll.In dit artikel wordt het kantoorcolllplex Drentestaete in Atnsterdalll beschreven,met voorspanstrengen en gelaste verbindingsllliddelen in de prefab kernen.Het kantoorgebouw Drente-staete, gesitueerd aande Dren-testraat te Amsterdam, bestaatuit 12 kantoorlagen met een totalevloeroppervlakte van 8580 m2? Onderhet maaiveld bevindt zich een parkeer-kelder in twee lagen met een capaciteitvan 170 auto's. Op de beganegrond naastde kantoortoren is de parkeerkelder be,"straat. De afmetingen van het gebouwzijn 37,6 x 34,9 m2, meteen totale hoog-te van 50,8 m.Het gebouw is onder de 7 m diepe kel-der gefundeerd op geprefabriceerdeheipalen. In verband met het grondwa-ter op circa 2 m onder maaiveld zijn on-der de keldervloer trekpalen toegepast.Om spanningsconcentraties door zet-tingsverschillen te voorkomen is de par-keerkelder naast de hoogbouw hiervanlosgehouden. De keldervloer is hier op3,8 m onder maaiveld uitgevoerd in 400mm hoge holle kanaalplaten met druk-laag en een overspanning van 16,75 m.Het kelderdek op de begane grond is inverband met de grote rustende belastingdoor grond, bestrating enverkeersklasse60 uitgevoerd met geprefabriceerdeZIP-liggers, eveneens met een over-spanning van 16,75 m.Onderhet kantoorgedeelte zijn de vloe-ren tot en met begane-grondniveau inter plaatse gestort beton uitgevoerd.De kelderwanden bestaan uit twee ge-prefabriceerdebetonplaten,door tralie-liggers op afstand gehouden. Na hetstellen hiervan en aanbrengen van dewapening is de ruimte tussen de platenvolgestort met beton.Vanafde begane grond is hetkantoorge-bouw nagenoeg geheel opgebouwd uit j----------------~---------~---~geprefabriceerde betonnen elementen, foto: Bob de Ruiter, BetonPrismaCement 1993 nr. 9 59IUTILITEITSBOUW IPREFABRICAGEl----'- 1120 N/m 2\1103 N/m2dwarskracht moment(kN) (kNm)Tabe11Dwarskrachten en tnOlnenten in hetgebouw voor verschillendewindrichtingen, zonder tweede-ordeeffect en veiligheidsfactorenPrefabVanwege de beoogde bouwsnelheid van??n bouwlaag per week en de beperkteruimte op de bouwplaats, werd gekozenvoor geprefabriceerde kernen. De inde-ling van de losse elementenis gebaseerdop eenmaximale hijsmassavan 12 tonenop de plaats waar minimale schuifspan-ningen door windbelasting optreden.De mogelijkheid tot het glijden van dekernen is wel overwogen, maar werdniet nader beschouwd vanwege hetruimtegebrek op de bouwplaats en ver-storing van het bouwproces gebaseerdop prefab montage van kolommen,bal-ken, vloeren en gevelelementen.v?rdeling van de windmomentenDe verdeling van de momenten endwarskrachten als gevolg Van de wind-belasting over de liftkern (A) en de drienoodtrapkernen (B, C, D) is gebaseerdop een model waarbij de vloeren in ho-rizontale zin zijn geschematiseerd tottwee elkaar loodrecht kruisende buig-stijve liggers, die verend worden ge-steund door de kernen (fig. 2). De veer-stijfheid van de kernen wordt bepaalddoor de eenheid van uitbuiging van deverend ingeklemde kern te beschou-wen, belast door een gelijkmatig ver~deelde belasting.De verende inklemmingis gebaseerd opde rotatie van het fundatiegedeelte on-der de kernen door het elastisch verkor-ten van de palen en het zakken van depaalpunt [1].KernenIn eerste instantie waren de kernen ont-worpen in ter plaatse gestort beton, tra-ditioneel gewapend. De noodzaak tothet voorspannen van de kernen is ont~staan uit de doelstelling een zo grootmogelijk netto vloeroppervlak te ver-krijgen uit de min ofmeer door de loca-tie opgelegde vorm van de vloer. Doorvoor te spannen werd het mogelijk ommet minimale kernafmetingen te wer-ken, met een totaal oppervlakvan onge-veer 107 m2per laag tegen 147 m2metniet-voorgespannen kernen. Het brutovloeroppervlak van de eerste 8 lagen isongeveer 792 m2per laag. Het nettovloeroppervlak nam door de keuze vande voorgespannen kernen toe Van 81 tot86%. Met een totaal vloeroppervlak vanverdiepingsvloeren Van 8580 m2bete-kentditongeveer430 m2meer teverhu~ren oppervlakte.De buigstijfheid van de kernen is inver-band met de verticale voorspanning ge-baseerdop de ongescheurde betondoor-snede, waarbij een elasticiteitsmodulusvan 15 000 N/mm2is aangehouden.Voor de liftkern (fig. 3)is voor de stijfste..- 710,Nlm 2Verloop van de stuwdrukSchuine windZoalsnogzalblijkenis het nietvoldoen-de om alleen de wind loodrecht op hetgebouw te beschouwen, maar dient ookde wind onder een hoek in de bereke-ning te worden meegenomen. Voor eengebouw met een vierkante doorsnedeen een eveneens vierkante kern, kanworden aangetoond dat de spanningendoor wind loodrecht op de diagonaalvan de gebouwdoorsnede, 37,5% hogerzijn dan die bij wind loodrechtop de ge-vel. Hierbij is uitgegaan van de wind-co?ffici?nten zoals voorgeschreven mNEN 3850.Om een indruk te krijgen van de totalewindkrachten zijn voor enkele wind-richtingen de waarden weergegeven intabel 1. Hierbij blijkt dat de ontbondenwindmomenten door de schuine windcirca70%vandeloodrechtewindbedra-gen. De momenten en dwarskrachtenuit tabel 1 moeten volgens een verdeel-sleutel over de vier kernen worden ver-deeld.wind loodrechtletter-as 1558 36608wind onder 45? 1081 25504met de assen 1736 43459(samengesteld)1358 35188wind loodrechtcijfer-as 1989 516711WindbelastingDe grootte van de windbelasting op hetgebouw is bepaald volgens NEN 3850.De grootste gemiddelde dwarsafmetingvan het gebouw loodrecht op de wind-richting is B = 37,6 m, respectievelijk B= 34,9 m, waardoor een RIB-verhou-ding van 1,5 wordt gevonden. Aange-zien H < 60 men H/B < 5, hoeft niet teworden gerekend met de vergrotings-factor CPl waarmee de dynamische in-vloed van de windbelasting in rekeningwordtgebracht. Voor de stuwdruk kun-nen daarom de waarden uit NEN 3850,tabel 6 worden aangehouden, resulte-rend in een grootste waarde van 1,1 kNlm2op 50,8 m hoogte.Het verloop Van de stuwdruk is aange~geven in figuur 1 en is ter wille van hetrekenwerk rechtlijnig aangenomenvanaf een hoogte van 7 m. De vereen-voudiging ten opzichte van de waardenin tabel 6 heeft een te verwaarlozen on-derschatting van dwarskracht en mo~ment tot gevolg van 4%.Op een drietal hoogten (50,8 - 46,8 en29,3 m) zijn de bijbehorende dwars-krachten en momenten aan de voet vande kern bepaald per m breedte. Dezewaarden zijn in een spreadsheet ge-bruikt om in combinatie met de hoogteen de breedte Van de gevelstroken en dewindco?ffici?nten de totale krachts-werking aan de voet van het gebouw tebepalen.Voor andere windrichtingen zyndwarskracht en moment eenvoudig tebepalen door m het spreadsheetpro-gramma alleen de windco?ffici?ntenaan te passen.bestaande uit kolommen over twee ver-diepingen, voorgespannen balken, hollekanaalplaten met druklaag en gevelele-menten.Destabiliteitvanhetgebouwwordtver-zorgd door drie noodtrapkernen en eenliftkern. In verband met de toegang totde parkeerkelder is ??n noodtrapkernop een 1,5 m dikke betonplaat op bega-ne-grondniveau ingeklemd. De plaatoverspant de8 m brede toegang tot deparkeerkelder. De overige kernen gaandoor de keldervloeren heen en zijn in deop palen gefundeerde vloer ingeklemd.De geprefabriceerde kernen zijn verti-caal voorgespannen. De vloeren zijnvoorzienvaneen druklaag, zodat deze tezamen met doorgaande koppelwape-ning ter plaatse van de gevel, fungerenals hoge liggers. Hierdoor is een goedebelastingsafdracht naar de kernen mo-gelijk.De buitenkant van het gebouw is be-kleed met granieten platen met openvoegen.60 Cement 1993 nr. 9Tabel 2Verdeling van het windmoment over de vier kernen, uitgedrukt in procenten,voor windbelasting op respectievelijk lange (a) en korte gevel (b)kern oorspronkelijk ruimtelijk model al ofniet verend afgesteund op de keldetvloerenmodelvariant 1 variant 2 variant 3 variant 41 - - -'VVV'J -'V'i~- - -'VVV'J -'V'i~D~ b.0 0,8 0 0 091,1 8,9 85,4 8,6 73,1 14,4 79,2 11,5 81,1 11,8[52a 0 5,1 12,5 9,3 7,213,4 9,8 11,1 10,0 6,668,8 0 73,0 5,7 59,1 11,9 60,7 11,8 69,3 9,0b 17,8 11,5 18,0 17,6 15,1Inklemming in kelderdekIn het kader van een door de auteur ge-houden voordracht op de TU Eindho-ven, is de verdeling van de windbelas-ting over de kernen verder onderzochtmet het eindige-elementenpakketLUSAS.Hiertoe is het gebouw geschematiseerdtot het model volgens figuur 4. In hetmodel zijn de kernen verend inge-klemd. De buigstijfheden van kern envloeren zijn overeenkomstig de waar-den volgens de hiervoor aangegeven be-schouwing, evenals de elasticiteits-modulus en de windbelasting. De resul-taten van de verdeling van de momen-ten op begane-grondniveau zijn in tabel2 weergegeven.De oorspronkelijke percentages zijnvergeleken met vier varianten. In vari-ant 1loopt dekernvrij door de twee kel-derdekken. In variant 2 zijn de kernenverend afgesteund op de kelderdekken.In variant 3 is de translatiestijfheid dub-bel ZO groot genomen. Als translatie~2Plattegrond kantoorgebouwenmodel voor de verdeling van dewind over de kernenkern 0kern C4 Driedimens?onaal model metvervorming door wind op de langegevelkern 0'l'~f5800richting een equivalente buigstijfheidberekend in verband met de aanwe-zigheid van vrij grote sparingen. Doorr----r--~~--...J -----J"F!la..-......:;;=~l:;C:c:......__... 1 de uitbuiging te berekenen vaneen totkern Aportaal geschematiseerde constructieendeze gelijk te stellen aan de uitbuigingVaneengelijkmatigverdeeld belaste uit-kragende ligger, is een equivalent kwa-dratisch oppervlaktemoment gevondenvan ongeveer 60% van dat van de volle-dige doorsnede.300?o3 Doorsnede over de liftkern met deverticale voegen en de plaats vande voorspanningCement 1993 nr. 9 61IUTILITEITSBOUW IPREFABRICAGEkern A kern B kern A kern Bkern C kern Ckern 0 kern 05 Verloop van momenten en dwarskrachten in de kernen door wind op delange gevel volgens het driedimensionale modelE elasticiteitsmodulus van het be-ton;I stijfheid van de ongescheurdekern;hoogte van de verendingeklemdekern;Q = totale verticale belasting op de be-schouwde kern;door de eerste-orde momenten te ver-menigvuldigen met de vergrotingsfac-tor n/(n-l). De hoeveelheid verticalevoorspanning in de kernen is zodanigontworpen, dat er in het gebruiksstadi~urn geen trekspanningen in de kernenoptreden. In het bezwijkstadium blijvende trekspanningen beperkt tot de toe-laatbare waarde. De grootte van de ver-grotingsfactor n wordt bepaald uit:n1-+1-n] 11zwaann:(4)AM?SL=IDoor het toepassen van voorspanningblijft de vergrotingsfactor, dankzij deongescheurde kerndoorsnede, beperkttot 1,11 inhetgebruiksstadiumen 1,21 inhet bezwijkstadium.waarin:AM = momentenverschil waaroverde schuifkracht wordt be-schouwd;S statisch moment afgeschovendeel;I kwadratisch oppervlakte-moment totale doorsnede.C rotatiestijfheid van de verend in-geklemde kern.Schuifkrachten in de verbindingenDe schuifkrachten in de verticale voe-gen van de kernen worden veroorzaaktdoor de rustendeen deveranderlijke be-lasting uit de vloeren die op de kern rus-ten, door de verticale voorspanning endoor de windbelasting. Het eigen ge~wicht van de kern veroorzaakt geenschuifkrachten. De schuifkrachten doorde wind zijn eenvoudig te bepalen uit:(3)(1)(2)7,83 EIQ/Z2CIn =]Het verloop van momenten en dwars-krachten in de vier kernen is voor vari-ant 2 in figuur 5 weergegeven. Zoals teverwachten, en ook uitvoerig onder-zocht in onder meer [2], nemen dedwarskrachten in de kernen onder debegane-grondvloer aanzienlijk toe. Inhet ontwerp van het gebouw is hierinvoorzien door de noodtrapkernen te in-tegreren in de kelderwanden, zodat dedwarskrachten zich gunstig kunnenverdelen. De liftkern is daartoe onder debegane-grondvloer uitgerust met uit-gebouwde wanden.Tweede-orde iffectAls de betontrekspanningen onder detoelaatbare waarde blijven, kan de qua-si-lineair-elastische rekenwijze voor hetbepalen van het tweede-orde effectworden gebruikt. Het tweede-orde ef-fect wordt dan in rekening gebrachtstijfheid is voor variant 2 voor de bega-ne-grondvloer 3 . 106kN/m genomenen voor de tussenvloer 4 . 106[2]. In va-riant 4 is de kern star op de keldervloerafgesteund. Uitde tabel blijktde invloedvan de horizontale verende afsteuningop de keldervloeren ten aanzien van demomentenverdeling.62 Cement 1993 nt. 9!;jeu1-Fwap//III//rotatiecentrum\\\\\\\\~~: lF!;jeu [IX___~~ap _t~.'f-..1:F..%be""to_n~__!;j_e_u_-:...\~+- --.7 Theoretisch model van de kokerverbindingFrJeu- -~Fwap ) -f-L---+"""'"'::::'~r-:Jc-r--r--r-:l----_---JFbeton\ \\\"\\\"\"-b '\"-\C \\\a2 l-_E--~..... / / .....1.....----.,------/(\\\a,~Fp~ ~~ ~~ ~qx~ ~~ .~~ ~~ ~t ~tp~~ ~6 Schematisch verloop van de schuifkrachten in de kernal voorspanning op bovenste laaga~ voorspanning op tweede verdiepingb rustende en veranderlijke belastingc windbelastingd som van de schuifspanningenBij een gegeven inklemmingsmomentis AMin geval van een parabolisch ver-lopende momentenlijn te bepalen uit:waann:M = inklemmingsmoment;H totale hoogte van de kern;11,12 = hoogten vanaf de top.De betrouwbaarheid van de resultatenneemt af naarmate in de kern grotereopeningen aanwezig zijn. Vlakke door-sneden blijven dan na buiging niet meervlak, zodat niet meer wordt voldaan aande uitgangspuntenvoorhetafleidenvande schuifkracht.Schuifkracht door de rustende en deveranderlijke belastingDe schuifkracht door de rustende en deveranderlijke belasting wordt per ver-dieping beschouwd. Dat wil zeggen datwordt aangenomen dat de schuifkrachtper verdieping via de verbindingsmid-delen moet worden overgedragen. Deredelijkheid van deze aannameblijktuitde onderzoeksresultaten [3] van de ver-deling van schuifkrachten in een kernals gevolg van verticale voorspanning.Uit deze resultaten blijkt dat de groottevan de schuifkracht over de hoogte ex-ponentieel uitdempt. De veronderstel-ling dat dit na ??n verdieping is gebeurdis dan eenveilige benadering. De uitein-delijke grootte van de schuifkrachtwordt bepaald met formule (4).Schuifkrachten door verticale voorspanningBij de bepalingvan de schuifkrachtdoorde verticale voorspanning is eveneensvan formule (4) gebruik gemaakt. Het isechter niet correct om te veronder-stellen dat deze schuifkrachtzich gelijk-matig over de hoogte van de kern zalverdelen. Uit berekeningen met de lift-kern, geschematiseerd als portaal inver-band met de deuropeningen, blijkt datde schuifkracht exponentieel verloopten naar de voet toe afneemt naar nul.Dit resultaat stemt overeen met de be-vindingen in [3], waarin het projectDrentestaete als case is gebruikt. Uit fi~guur 6, waarin het verloop van deschuifspanningen schematisch is weer-gegeven, blijkt dat de extreme waardenvan de sc~uifspanningenaan devoetvande kern voorkomen. Afhankelijk van degrootte en het aangrijpingspunt van devoorspanning ten opzichte van de verti-cale voeg, ontstaatechter aan de top ookeen extreme waarde. Op de niveauswaar de voorspanning wordt geredu-ceerd, kan ook een extreme waarde op-treden. Uiteindelijk is voor de liftkerneen grootste schuifkracht van 1200 kNover een verdiepingshoogte gevondenin de onderste laag.Keuze van de verbindingBij hetdetailerenvan de verbinding tus-sen de kernwanden is gebruik gemaaktvan ??n van de verbindingen die in hetkader van het onderzoek door CUR-commissie 46 werdenbeproefdentheo-retisch onderbouwd. In [4] is een com~purerprogramma beschreven, geba-seerd op een theoretisch model van deverbindingen (fig. 7). De resultaten vanhet programma geven een veilige bena-dering voor de bezwijkwaarde van debeproefde verbinding. Uit de proeven-serie bleek dat de verbindingen bezwe-ken door het stuiken van beton en hetvloeien van de wapening en niet doorhet vloeien van de lasverbinding.Gezien de belangrijkheid van de verbin-ding werd het noodzakelijk geacht delaslengte volgens NEN 3851 in overeen-stemming te brengen met de theoreti-sche bezwijkwaarde van de kokerver~binding. Hierdoor is de lengte van dekoker groter genomen dan in het oor-spronkelijke ontwerp. Tevens zijn dekokers uit praktische overwegingenrecht be?indigd in plaats van schuin lfig.8). Ondanks de hoge eisen die aan hetlaswerk van de verbinding werden ge-steld, kon de aannemer hieraan zonderbijzondere maatregelen voldoen. Uitcontrole van het laswerk bleek dat degestelde eisen werden gehaald.VoorspanningUit de spanningscontrole van de lift-kern blijkt dat de grootste trekspanning3,13 N/mm2bedraagt door eigen ge-wicht van de kern, rustende en veran-derlijke belasting en schuine wind. Devoorspanning van de liftkern is zodaniggekozen en verdeeld, dat de trekspan-ning wijzigt in een drukspanning van0,36 N/mm2? In de gebruikstoestandCement 1993 nr. 9 63IUTILITEITSBOUW IPREFABRICAGE8 Praktis?he uitvoering van dekokerverbinding1010 -----' 13 .~- 12- 11--'-- 10~ 9- 8~ 77co6LJ"l-17 ---' -.1"~ 5~ 4214 3~232 2--'n[ 10-----,Literatuur1. Van Weele, A., FUhderingen ten be-hoeve van hoogbouw.2. Cuppen, B.C.F.M., De kern inge-klemd in een kelderconstructie. Afstu-deerverslag TU Eindhoven, 1991.3. Kaalberg, Fl, Verticale voorspanningvan geprefabriceerde kernconstructies -Schuifspanningen in de verticale voe-gen. Afstudeerverslag TU Delft/TNOBouw, 1992.4. CUR-rapport 150, Gelaste verbin-dingen. CUR, Gouda, 1992.5. Stupr?-commissie 53,Verticalevoor-spanning Van ruimtelijke kern-elemen-teh. Rapport hf. 24,januari 1993.De capaciteit van veel ontworpen ver-bindihgsrniddelen is alleen op grondvan modellering bepaald. Dankzij on-derzoek van de CUR aan verbindings-middelen kon een verbinding wordentoegepast met voorspelbare en beproef-de capaciteiten.kentechniek, de verbindingen en over-schatting van de kosten. Het onvermij-delijke ingewikkelder rekenwerk tenaanzien van voorspanning en verbin-dihgen hoeft op zichzelfechter geenbe-lemmering te zijn.9 Overzicht van het verloop van deverticale voorspanning l11etspanpunten en doorkoppelingen, "...,.~IIIJ ...... ~volgorde vanhetspannen, de benodigdevijzelkracht en de bijbehorende verlen-gingen zijn in een spanprotocol vastge-legd. Bij de gekozen spanvolgorde bleekhet mogelijk om direct de volledigevoorspanning aan te brengen. In combi-natie met het eigen gewicht vah de kernen de rustende belasting uit de vloerenwerd gedurehde het aanbrengen van devoorspanningsteeds druk in de kernge~houden.Het berekenenvan de spannin-gen tijdens het aanbrengenvan de voor-spannihg mag zeker niet ontbreken. Detijdens de uitvoering gevonden verlen-gingen van het voorspanstaal blekenoverhet algemeen zeer goed overeen testemmen met de waarden in het span-protocol.ConclusiesDoor het toepassen van voorgespannehkernen is het mogelijk om deze te mini-maliseren, met als gevolg een gunstigenetto vloeroppervlakte. De extra inves-tering in voorspanning wordt hierdoorgerechtvaardigd. De keuze om voor tespannen moet in het ontwerpstadiumworden gemaakt, opdatde kleinere ker-nen maximaal tot hun recht komen.Wellicht wordt voorspanning in gepre-fabiceerde kernen nog (te) beperkt toe-gepast door onbekendheid met de re-zonder windbelasting ligt de perma-nente drukspanning, afhankelijk van deplaats in de kern, tussen 5,00 en 5,82N/mm2?In de ontwerpfase was gekozenvoor na-spanning met behulp van voorspansta-ven met een kenrniddellijn van 36 mmenstaalsoortFeP 1230. De keuzewas ge-baseerd op plaatsingsmogelijkheid inverband met de minimale wanddiktevan 250 mm en de betrekkelijk eenvou~dige mamer om door middel van kop-pelbussen het voorspanstaal te verlen-gen. De kenmiddellijn was in overeen-stemming gebracht met het nodige enmogelijke aantal te plaatsen voorspan-staven. Per voorspanstaafwas na aftrekvan verliezen door krimp, kruip en re-laxatie (23%) een werkvoorspankrachtvan 720 kN aanwezig.In het offertestadium werd naast devoorspanstaven ook een variant metvoorspanstrengen aangevraagd. On-danks de ingewikkelder koppeling bijhet verlengen van de voorspanstrengen,bleek deze financieel aantrekkelijker.Het gunstige verloop van de voorspan-ning is hier mede debet aan. Doorde re-ductievandevoorspanningwashetaah-tal koppelingen beperkt tot 10 stuks inde liftkern en 3 x 4= 12 stuks in denoodtrapkernen.In de uitvoeringsfase zijn uiteindelijkvoorspanstrengen toegepast met alseenheid 5 0 15,2, FeP 1860. De werk-voorspankracht, na aftrek van verliezen(16%),bedroegongeveer 815kNpereeh-heid. Het lagere verliespercentage is toete schrijven aan de hogere spanning inhet voorspanstaal.SpannenIn figuur 9 is aahgegeven op welke ni-veaus moest worden gespannen. DeReducerenEen belangrijke besparing op de voor-spanning is het reduceren ervan naarboveh toe. Door dit reduceren wordtniet alleen bespaard op voorspanstaal,maar ook op injectiemortel, omhul-lingskokers en afdichtringen tijdens hetstellen. In de liftkern was een besparingvan 45% mogelijk. In de noodtrapker~nen is door het toepassen van vier voor-spaneenheden afgezien van reductie.BOEKBESPREKINGFracture and Damage ofConcreteand Rock (FDCR-2), Proceedings ofthe FDCR-2 Conference, Wenen, 9-13November 1993, edited by H.P. Ross-manith, Chapman & HalllE&FN Spon,London,673blz., 240x170 mm, prijscir-ca f 200,-.Het hier besproken boek omvat de bij-dragen aan het tweede internationalecongres met dezelfde titel dat doorDr.H.Rossmanith van de TU in Wenenin november 1992 werd georganiseerd.Het boek bevat 63 bijdragen, verdeeldover zeven hoofdthema's: (1) modelle-ren van breuk van beton, (2) breuk on-der gecombineerde trek en afschuiving,(3) vermoeiingsbreuk, (4) slopen van(vervolg op blz. 66)64 Cement 1993 hf. 9