Top bar effect in SCC -...

Top – bar effect in zelfverdichtend beton

Koen Martens

Promotoren: prof. dr. ir. Luc Taerwe, prof. dr. ir. Geert De Schutter Begeleider: ir. Pieter Desnerck

Masterproef ingediend tot het behalen van de academische graad van Master in de ingenieurswetenschappen: bouwkunde

Vakgroep Bouwkundige constructies Voorzitter: prof. dr. ir. Luc Taerwe Faculteit ingenieurswetenschappen Academiejaar 2009 – 2010

i

Voorwoord

Bij de verwezenlijking van deze masterproef wens ik prof. dr. ir. L. Taerwe en prof. dr. ir. G.

De Schutter te danken voor het ter beschikking stellen van het materiaal, de apparatuur en

het personeel in het laboratorium.

Tevens wens ik uitvoerig mijn dankbaarheid te betuigen aan ir. Pieter Desnerck voor zijn

begeleiding en hulp bij de verwerking van de proeven. Hij stond steeds paraat om al mijn

vragen en mails met de glimlach te beantwoorden.

Mijn dank gaat eveneens uit naar de heren Stefan De Bock, Nathan Lampens, Tom

Stulemeijer en Peter Van Den Bussche voor hun hulp bij het opstellen en uitvoeren van de

proeven.

Ik wil ook mijn vriendin Jamie bedanken voor haar steun tijdens de momenten waarop ik er

even geen zin meer in had. Ook hield ze me regelmatig gezelschap tijdens de soms toch wel

langdurige, eentonige pull-out proeven.

Tenslotte wil ik ook mijn ouders bedanken voor de kans die ze mij gegeven hebben om deze

studie aan te vatten. Zonder hen zou ik nooit geraakt zijn waar ik nu sta. Zij hebben mij

steeds gesteund in alles wat ik deed en dat zal ik nooit vergeten. Daarom wil ik hen vooral

bedanken omdat ze altijd al een fantastische mama en papa geweest zijn voor mij.

Mei 2010,

Koen Martens

Toelating tot bruikleen

"De auteur geeft de toelating deze masterproef voor consultatie beschikbaar te stellen en

delen van de masterproef te kopiëren voor persoonlijk gebruik. Elk ander gebruik valt onder

de beperkingen van het auteursrecht, in het bijzonder met betrekking tot de verplichting de

bron uitdrukkelijk te vermelden bij het aanhalen van resultaten uit deze masterproef."

ii

Overzicht

Top-bar effect in zelfverdichtend beton

door Koen Martens

Masterproef ingediend tot het behalen van de academische graad van Master in de

ingenieurswetenschappen: bouwkunde

Academiejaar 2009-2010

Promotoren: prof. dr. ir. Luc Taerwe, prof. dr. ir. Geert De Schutter

Begeleider: ir. Pieter Desnerck

Faculteit Ingenieurswetenschappen Universiteit Gent

Vakgroep Bouwkundige Constructies

Laboratorium Magnel voor betononderzoek

Voorzitter: Prof. dr. ir. L. Taerwe

Samenvatting

Ten gevolge van bleeding en zettingen kan er een holte ontstaan onder horizontale

wapeningsstaven waardoor er plaatselijk geen contact meer bestaat tussen de staaf en het

omliggende beton. Dit effect neemt toe met toenemende hoogte van betonnen elementen.

Daaruit volgt dat de hechtsterkte van de bovenste wapeningsstaven beduidend lager kan zijn

dan van de onderste. Dit wordt het top-bar effect genoemd. Tijdens het ontwerp kan hiermee

rekening gehouden worden door de verankeringslengte te verhogen.

In deze masterproef werden in een eerste fase negen betonnen kolommen vervaardigd.

Hiervoor werden drie verschillende betonmengsels gebruikt waarvan twee zelfverdichtende

en een traditioneel verdicht beton. Elke kolom bevatte tien wapeningsstaven met een

diameter van 10 mm, 12 mm of 16 mm die onderworpen werden aan pull-out proeven. In een

tweede fase werd een wand vervaardigd uit zelfverdichtend beton waarbij de bekisting langs

onder gevuld werd. Deze wand bevatte twintig wapeningsstaven met diameter 16 mm.

Over het algemeen bleek de maximale hechtsterkte af te nemen met het gebruik van een

toenemende wapeningsdiameter van 12 mm naar 16 mm. Bij het gebruik van een

wapeningsdiameter van 10 mm was de hechtsterkte de ene keer hoger en de andere keer

lager in vergelijking met de andere diameters.

De maximale hechtsterkte bij de zelfverdichtende betonmengsels bleek ook toe te nemen

wanneer een hogere sterkteklasse werd gebruikt. Dit geldt voor wapeningsdiameters 12 mm

iii

en 16 mm. Het traditionele beton leverde de ene keer hogere en de andere keer lagere

hechtsterkten in vergelijking met de zelfverdichtende betonsoorten.

Verder vertonen de twee zelfverdichtende betonmengsels geen significant verschil in

genormaliseerde hechtspanningen terwijl dit voor de maximale hechtspanningen wel het

geval was. Dit verschijnsel is des te duidelijker bij toenemende wapeningsdiameter.

Tenslotte is ook zeer duidelijk dat het verloop van de hechtspanningen in functie van de

hoogte veel geleidelijker is voor de zelfverdichtende betonsoorten dan voor het traditionele

beton. Zelfverdichtend beton is aldus homogener dan traditioneel beton.

Ook werd de druksterkte vergeleken met de hechtsterkte in functie van de hoogte in de

kolommen met wapeningsdiameters van 12 mm. Hieruit bleek dat voor twee van de drie

kolommen, de druksterkte een gelijkaardig verloop kende als de hechtsterkte.

Het top-bar effect was het grootst voor het traditionele beton en dit effect neemt toe met

toenemende wapeningsdiameter. De ACI Code 318 en Eurocode 2 stellen een toename van

de verankeringslengte voor, met respectievelijk 30% en 40% wanneer de staaf zich op een

hoogte van respectievelijk minstens 300 mm en 250 mm bevindt. Dit was volgens de

proefresultaten voldoende voor het traditionele beton met wapeningsdiameters 10 mm en 12

mm, voor 16 mm waren deze percentages te laag. Bij de zelfverdichtende betonsoorten had

de wapeningsdiameter bijna geen invloed op het top-bar effect.

De drie zelfverdichtende betonmengsels met wapeningsdiameters van 16 mm hadden alle

drie een verschillende sterkteklasse en leverden toch ongeveer dezelfde casting position

factors die beduidend lager waren dan die van het traditionele beton. De sterkteklasse geeft

voor de zelfverdichtende betonsoorten aldus geen significant verschil in de waarden van de

casting position factors.

Uit de beperkte proefresultaten is het onmogelijk om aangepaste rekenregels voorop te

stellen voor het bepalen van de verankeringslengte van wapeningsstaven in zelfverdichtend

beton. Het enige wat wel met zekerheid kan besloten worden is dat de verankeringslengte in

zelfverdichtend beton niet zoveel zal moeten toenemen in functie van de hoogte als in

traditioneel beton. Als er toch een waarde moet gegeven worden, kan men onder

voorbehoud besluiten dat de verankeringslengte in zelfverdichtend beton moet toenemen

met 20% (±10%) vanaf een hoogte van 850 mm ofwel vanaf de bovenste helft van het

proefstuk. Meerdere proeven met verschillende betonsoorten en met wapeningstaven op

verschillende hoogten zijn absoluut noodzakelijk om tot een betrouwbare waarde te komen.

Trefwoorden: hechtsterkte, top-bar effect, zelfverdichtend beton, segregatie, bleeding

iv

Top-Bar Effect In Self-Compacting Concrete

Koen Martens

Supervisor(s): Prof. dr. ir. L. Taerwe, Prof. dr. ir. G. De Schutter, ir. Pieter Desnerck

Abstract – This paper describes the results of a study carried out to assess the impact of the use of self-

compacting concrete (SCC) on bond properties around steel reinforcement and the top-bar effect in columns and

wall elements. Pull-out tests were carried out to determine bond strength between reinforcing steel bars and

concrete. Two optimized SCC mixtures with slump flow values greater than 700 mm and a control concrete with a

slump of 20-30 mm were investigated. The results showed that the maximum bond strength not always

decreased when the diameter of the steel bar increased from 10 to 12 to 16 mm or when a lower strength class

was used. The top-bar effect is clearly greatest in the control column while the bond strengths in the SCC

mixtures show little variations along the height of the column or wall. The anchorage length of reinforcement bars

should be increased with 20% (±10%) in the case of self-compacting concrete.

Keywords: bond strength; top-bar effect; self-consolidating concrete; settlement; bleeding; segregation

1. INTRODUCTION

Settlement and bleeding of fresh concrete cause the formation of a void under horizontal reinforcement bars and reduce steel-concrete bond. The reduction in bond with horizontally embedded bars located in the upper sections of structural elements as opposed to those located near the bottom is known as the “top-bar effect”. It is caused by several factors including the properties of the concrete, the position and the shape of the bars, the methods of concrete placement, and the type of formwork [1]. Some design codes introduce the top-bar effect by applying a reduction factor that increases the anchorage length whenever the concrete depth under the horizontal reinforcement exceeds a certain limit [3,4].

2. EXPERIMENTAL PROGRAM

2.1. Materials

The concrete mixtures used for the columns are two different self-compacting concretes SCC1 and SCC2 and one traditional concrete TB1. The first SCC1 mixture has the same water-cement ratio than the control concrete, the second SCC2 mixture belongs to the same strength class as the control concrete.

The concrete mixture for the wall element also is a self-compacting concrete and belongs to the strength class C30/37. All the mix proportions are given in Table 1.

2.2. Experimental procedures

There were nine columns with dimensions 450 mm x 200 mm x 1700 mm cast from above (Figure 1). Each column had 10 ribbed reinforcement bars that were placed horizontally by two at a height of

150 mm, 350 mm, 850 mm, 1350 mm and 1550 mm. The nine columns were made of TB1, SCC1 or SCC2 in combination with a bar diameter of 10 mm, 12 mm or 16 mm.

The wall with dimensions 4000 mm x 200 mm x 2000 mm was cast from below with a pump (Figure 2). This wall contained 20 ribbed reinforcement bars with a diameter of 16 mm, positioned in four series of five bars. The height of the bars was the same as in the columns. The horizontal distance between the injection pump and the four series of bars was respectively 600 mm, 1700 mm, 2350 mm and 3450 mm.

The bond strength between reinforcing steel and the concrete was determined by pull-out tests carried out after 28 days of curing for the columns, 15 days for the wall. The anchorage length was three times the bar diameter for all bars. The pull-out load was applied progressively up to bond failure and the deformation of the bar was measured using LVDT. The test was terminated when pull-out failure occurred, that was always the case when the bond was lost between reinforcement bar and concrete.

Table 1: Mix proportions and basic properties

Materials TB1 SCC1 SCC2 Wall

sand 0/4 [kg/m³] 640 853 853 805

gravel 2/8 [kg/m³] 462 263 263

gravel 8/16 [kg/m³] 762 434 434

gravel 2/7 [kg/m³]

450

gravel 7/14 [kg/m³]

265

CEM I 52,5N [kg/m³] 360 360 300 100

CEM III/A42,5LA[kg/m²]

265

water [kg/m³] 165 165 165 193

limestone [kg/m³] 0 240 300 235

glenium 51 [l/m³] 0 3,81 3,15

glenium 27 [l/m³]

7,2

VMA [l/m³]

0,5

W/C [-] 0,46 0,46 0,55 0,53

W/P [-] 0,46 0,28 0,28 0,32

C/P [-] 1 0,6 0,5 0,61

strength class C45/55 C53/67 C45/55 C30/37

v

3. TESTS RESULTS & DISCUSSION

3.1. Bond strength

3.1.1. Columns

In Table 2 the average values of the two maximum bond strengths at each height are displayed for the nine columns. As shown, the bond strength decreases with increasing height in the columns and the self-compacting concretes are much more homogeneous than the traditional concrete.

Table 2: Mean bond strength on every height (N/mm²)

height TB1 SCC1 SCC2

mm 10 12 16 10 12 16 10 12 16

1550 28 19 20 31 32 29 25 28 26

1350 40 28 28 29 33 31 31 29 27

850 42 32 30 24 32 29 25 31 28

350 39 28 40 34 35 34 30 31 30

150 32 26 41 26 38 32 27 30 30

The bond strength between the embedded reinforcement bar and concrete depends on the diameter of the bar, as well as the strength of the concrete.

For TB1 the greatest bond strength occurs with a bar diameter of 10 mm, while the bond strengths with 12 mm and 16 mm are lower but approximately similar to each other. Except for the bottom two bars where the bond strength is higher for 16 mm diameter. This is probably due to a poor compaction in the bottom part of the columns with bar diameter of 10 mm and 12 mm. For SCC1 the bond strength decreases a little when the bar diameter increases from 12 mm to 16 mm, but the lowest values appear with a bar diameter of 10 mm. For SCC2 the same can be observed as for SCC1.

When the different concrete mixtures are compared with each other by the same bar diameter, then can be seen that for a bar diameter of 10 mm TB1 delivers higher bond strengths than SCC1 en SCC2. For a bar diameter of 12 mm SCC1 delivers the highest values, followed by SCC2 and TB1. For a bar diameter of 16 mm the greatest bond strengths at the bottom bars are given by TB1, but at the top bars TB1 gives the lowest values. The bond strengths of SCC1 are again a little higher than that of SCC2 for this bar diameter.

3.1.2. Wall

In table 3 the maximum and average bond strengths are given for the 20 reinforcement bars in the wall element. These values were obtained 15 days after casting. The bond strength generally increases from top to bottom in the wall. The two values in red are not taken into account in the calculation of the average bond strengths because they are unrealistic

low. Horizontally there is no general trend in bond strength when looking at the length along the wall.

Table 3: Max and average bond strength

ττττmax (MPa) ττττgem σσσσ

height (mm) 600 1700 2350 3450 (MPa) (MPa)

1550 19 16 17 22 18,5 2,5

1350 15 18 21 23 20,8 2,4

850 21 23 22 23 22,3 0,9

350 20 23 22 20 21,2 1,4

150 22 24 14 20 22,1 2,0

3.2. Top-bar effect

3.2.1. Columns

In Table 4 the casting position factors (ratios of bottom-to-top τmax values) are shown at every height in the column. These are the values that the anchorage length should be multiplied by to obtain a constant bond strength as a function of height

As seen in Table 4, the traditional concrete TB1 clearly shows the largest top-bar effect and this effect increases significantly with increasing reinforcement diameter. For SCC1 there is no top-bar effect when bar diameter 10 mm is used. When using bar diameters of 12 mm and 16 mm, the casting position factors for SCC1 and SCC2 are equal to 1,1–1,2.

Table 4: Casting position factor on every height for the columns

height TB1 SCC1 SCC2

mm 10 12 16 10 12 16 10 12 16

1550 1,1 1,4 2,1 0,9 1,2 1,1 1,1 1,1 1,2

1350 0,8 0,9 1,4 0,9 1,1 1,0 0,9 1,0 1,1

850 0,8 0,8 1,4 1,1 1,2 1,1 1,2 1,0 1,1

350 0,9 0,9 1,0 0,8 1,1 0,9 0,9 1,0 1,0

150 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0

3.2.2. Wall

In table 5 the casting position factors are shown for each reinforcement bar in the wall. The red values in table 3 were not taken into account. The highest casting position factors are found in the middle of the wall at a height of 1550 mm. The values of 1,5 and 1,3 are really high compared with the highest value in the columns made of SCC (1,2). The average value at 1550 mm height is equal to 1,2 and it decreases with decreasing height.

Table 5: Casting position factor for the wall

height (mm) 600 1700 2350 3450 average σσσσ

1550 1,2 1,5 1,3 0,9 1,2 0,2

1350

1,3 1,1 0,9 1,1 0,2

850 1,0 1,1 1,0 0,9 1,0 0,1

350 1,1 1,1 1,0 1,0 1,0 0,0

150 1,0 1,0

1,0 1,0 0,0

4. CONCLUSIONS

The ACI Code [2] and Eurocode [3] require to increase the anchorage lengths by 30 and 40 %, respectively, for reinforcement bars whenever the bottom cover is larger than 300 and 250 mm respectively. Given the values of the casting position factors in Table 4 and 5, it seems appropriate to apply the rules of the Eurocode for the traditional concrete TB1. Especially for bar diameters of 12 mm and 16 mm. For the selfmixtures it seems sufficientanchorage lengths by 20%should be noted that this value is based on a little number of pull-out tests. It is necessary to do much more tests to obtain a more reliable value.

Figure 1: Concrete column measuring 1700 mm in height with 10 reinforcement bars (

Figure 2: Concrete wall measuring 2000 mm in height with 20 reinforcement bars (

The ACI Code [2] and Eurocode [3] require to increase the anchorage lengths by 30 and 40 %, respectively, for reinforcement bars whenever the bottom cover is larger than 300 and 250 mm

alues of the casting position factors in Table 4 and 5, it seems appropriate to apply the rules of the Eurocode for the traditional concrete TB1. Especially for bar diameters of 12 mm and 16 mm. For the self-compacting concrete mixtures it seems sufficient to increase the anchorage lengths by 20% (±10%). However, it should be noted that this value is based on a little

out tests. It is necessary to do much more tests to obtain a more reliable value.

5. REFERENCES [1] Söylev, R. A., & François, Rplacement conditions on steelstructures. [2] ACI 318. (2002). Building code requirements for structural concrete (ACI 318318R-02). In ACI Committee 318 Structural Building Code

(p. 445). American concrete institute.[3] Eurocode 2. (2001). Design of concrete Structures Part 1: General rules and rules for buildings.

: Concrete column measuring 1700 mm in height with 10 reinforcement bars (

: Concrete wall measuring 2000 mm in height with 20 reinforcement bars (

vi

REFERENCES

Söylev, R. A., & François, R. (2006). Effects of bar-placement conditions on steel-concrete bond. Materials and

ACI 318. (2002). Building code requirements for structural concrete (ACI 318-02) and commentary (ACI

ACI Committee 318 Structural Building Code (p. 445). American concrete institute.

Eurocode 2. (2001). Design of concrete Structures - Part 1: General rules and rules for buildings.

: Concrete column measuring 1700 mm in height with 10 reinforcement bars (φφφφ10)

: Concrete wall measuring 2000 mm in height with 20 reinforcement bars (φφφφ16)

vii

Inhoudstafel

Voorwoord ............................................................................................................................... i

Overzicht ................................................................................................................................ ii

Extended abstract ................................................................................................................ iiv

Inhoudstafel ......................................................................................................................... vii

Tabel van afkortingen en symbolen ...................................................................................... xii

Hoofdstuk 1: Inleiding .......................................................................................................... 1

Hoofdstuk 2: Zelfverdichtend beton ................................................................................... 2

2.1. Definitie en samenstelling ............................................................................................ 2

2.2. Basiseisen ................................................................................................................... 4

2.3. Proefmethoden ............................................................................................................ 6

2.3.1. Slump-Flow ................................................................................................... 6

2.3.2. V-funnel ......................................................................................................... 7

2.3.3. L-box ............................................................................................................. 8

2.3.4. Zeefstabiliteit ................................................................................................. 9

2.3.5. Volumemassa ................................................................................................ 9

2.3.6. Luchtgehalte ................................................................................................ 10

2.4. Hulpstoffen ................................................................................................................ 10

2.4.1. (Super)plastificeerders ................................................................................. 10

2.4.2. Viscositeitsverhogende hulpstoffen.............................................................. 12

2.5. Gedrag verhard ZVB .................................................................................................. 12

2.6. Voor- en nadelen ....................................................................................................... 13

Hoofdstuk 3: Hechting ....................................................................................................... 15

3.1. Hechtingsmechanisme .............................................................................................. 15

3.2. Hechtingsvoorwaarden .............................................................................................. 16

3.3. Grenskleefspanning ................................................................................................... 17

viii

3.4. Basisverankeringslengte ............................................................................................ 18

3.5. Hechtspanning-slip model .......................................................................................... 19

3.6. Invloedsfactoren ........................................................................................................ 20

3.6.1. Wapeningsdiameter & sterkteklasse ............................................................ 20

3.6.2. Effect richting pull-out proef voor verticale wapeningsstaven ....................... 21

3.6.3. Besluit ......................................................................................................... 22

Hoofdstuk 4: Top-bar effect ............................................................................................... 23

4.1. Oorzaken ................................................................................................................... 23

4.2. Effect toevoeging VMA .............................................................................................. 24

4.3. Effect oppervlaktezettingen ........................................................................................ 25

4.4. Effect hoogte wapeningsstaaf in proefstuk ................................................................. 26

4.5. Effect type van verdichting ......................................................................................... 27

4.6. Contactoppervlak wapeningsstaal – beton ................................................................. 28

4.6.1. Openingen onder wapeningsstaven ............................................................. 28

4.6.2. Elasticiteitsmodulus en microhardheid ......................................................... 30

4.7. Effect porositeit .......................................................................................................... 31

4.8. Effect druksterkte ....................................................................................................... 32

4.8.1. Invloed hoogte in proefstuk .......................................................................... 32

4.8.2. Invloed type betonmengsel .......................................................................... 32

4.8.3. Invloed verhardingscondities ....................................................................... 32

4.9. Besluit ........................................................................................................................ 33

Hoofdstuk 5: Experimenteel programma: kolommen ...................................................... 35

5.1. Opstelling .................................................................................................................. 35

5.2. Materialen .................................................................................................................. 37

5.2.1. Beton ........................................................................................................... 37

5.2.2. Staal ............................................................................................................ 38

5.3. Test programma ........................................................................................................ 39

ix

5.3.1. Proeven vers traditioneel beton: TB1 ........................................................... 39

5.3.1.1. Slump-test .............................................................................................. 39

5.3.1.2. Schoktafel ............................................................................................... 40

5.3.2. Proeven vers zelfverdichtend beton: SCC1 en SCC2 .................................. 40

5.3.3. Proeven verhard beton ................................................................................ 40

5.3.3.1. Druksterkte ............................................................................................. 40

5.3.3.2. Pull-out test ............................................................................................. 41

5.4. Resultaten ................................................................................................................. 43

5.4.1. Vers beton ................................................................................................... 43

5.4.2. Verhard beton .............................................................................................. 44

5.4.3. Netto slip ..................................................................................................... 45

5.4.4. Hechtspanning ............................................................................................ 46

5.4.4.1. TB1 ......................................................................................................... 47

5.4.4.2. SCC1 ...................................................................................................... 48

5.4.4.3. SCC2 ...................................................................................................... 50

5.4.4.4. Wapeningsdiameter 10 mm .................................................................... 52



5.4.5. Trekspanning ............................................................................................... 55

5.4.6. Top-bar effect .............................................................................................. 56

5.4.6.1. Bij constante slip ..................................................................................... 56

5.4.6.2. Bij maximale hechtsterkte ....................................................................... 61

5.4.7. Druksterktes i.f.v. hoogte ............................................................................. 62

5.5. Conclusie ................................................................................................................... 65

Hoofdstuk 6: Experimenteel programma: wand ............................................................... 67

6.1. Opstelling .................................................................................................................. 67

6.2. Materialen .................................................................................................................. 69

6.3. Test programma ........................................................................................................ 70

x

6.4. Resultaten ................................................................................................................. 71

6.4.1. Vers beton ................................................................................................... 71

6.4.2. Verhard beton .............................................................................................. 72

6.4.3. Slip .............................................................................................................. 73

6.4.4. Hechtspanning ............................................................................................ 73

6.4.4.1. In functie van de hoogte .......................................................................... 73

6.4.4.2. In functie van de lengte ........................................................................... 76

6.4.5. Trekspanning ............................................................................................... 77

6.4.6. Vertikaal top-bar effect ................................................................................. 78

6.4.6.1. Bij constante slip ..................................................................................... 78

6.4.6.2. Bij maximale hechtsterkte ....................................................................... 79

6.4.7. Horizontaal “top-bar effect” .......................................................................... 80

6.5. Conclusie ................................................................................................................... 82

Hoofdstuk 7: Voorstel casting position factor ................................................................. 83

7.1. ACI Code 318 & Eurocode 2 ...................................................................................... 83

7.2. Belgische norm NBN B 15-002 .................................................................................. 84

7.3. Conclusie ................................................................................................................... 85

Bijlagen ............................................................................................................................... 86

Bijlage A: Korrelverdelingsdiagram ....................................................................................... 87

Bijlage B: Mengverhoudingen en eigenschappen beton ....................................................... 88

Bijlage C: Kracht-vervorming & Spanning-vervorming diagram wapeningsstaven ................ 89

Bijlage D: Trekkracht – netto slip diagram ............................................................................ 90

Bijlage E: Hechtsterkte ......................................................................................................... 94

Bijlage F: Hechtspanning...................................................................................................... 95

Bijlage G: Genormaliseerde hechtspanning ......................................................................... 96

Bijlage H: Maximale & genormaliseerde hechtspanning i.f.v. hoogte .................................... 97

Bijlage I: Trekspanning in wapeningsstaven ....................................................................... 103

xi

Bijlage J: Hechtsterkte en casting position factor bij constante slip ..................................... 104

Bijlage K: Casting position factor (1) ................................................................................... 105

Bijlage L: Casting position factor (2) ................................................................................... 107

Bijlage M: Hechtsterkte en druksterkte i.f.v. hoogte ............................................................ 108

Bijlage N: Trekkracht – netto slip diagram WAND .............................................................. 110

Bijlage O: Maximale hechtsterkte wapeningsstaven WAND ............................................... 111

Bijlage P: Hechtspanning i.f.v. hoogte en lengte in de WAND ............................................ 112

Bijlage Q: Hechtsterkte en casting position factor WAND bij constante slip ....................... 114

Bijlage R: Casting position factor WAND ............................................................................ 115

Bijlage S: Casting position factor i.f.v. hoogte ..................................................................... 116

Referenties........................................................................................................................ 118

Lijst van figuren ............................................................................................................... 121

Lijst van tabellen .............................................................................................................. 123

xii

Tabel van afkortingen en symbolen

C/P Cement/poederfactor

PR Passing ratio

SCC1-10 Kolom uit zelfverdichtend beton 1 met wapening φ 10 mm




SCC2-10* Kolom uit zelfverdichtend beton 2 met wapening φ 10 mm die omvergevallen is.



SF Slump flow

TB1-10 Kolom uit traditioneel verdicht beton met wapening φ 10 mm



TVB Traditioneel verdicht beton

VMA Viscosity-Modifying Admixture (viscositeitsverhogende hulpstof)

W/C Water/cementfactor

W/P Water/poederfactor

ZVB Zelfverdichtend beton

__________________________________________________________________________ Top-bar effect in zelfverdichtend beton 1

Hoofdstuk 1

Inleiding

Zelfverdichtend beton (SCC) is één van de meest succesvolle recente innovaties in de

betonwereld. Het is een betonsoort die uiterst vloeibaar is en geen bijkomende vibratie-

energie nodig heeft om verdicht te worden. Dit maakt het een ideaal materiaal voor de

prefab-industrie en het storten van betonnen elementen met complexe vormen en

wapeningsschikkingen.

De hechting van wapeningsstaven met het omliggende beton is de belangrijkste factor die

bijdraagt tot de krachtoverdracht tussen beide materialen. In het verleden is dan ook heel

wat onderzoek uitgevoerd naar de belangrijkste parameters die de hechting beïnvloeden. De

hechting van wapeningsstaven in SCC is internationaal nog maar beperkt bestudeerd. Bij het

ontwerp van nieuwe constructies in zelfverdichtend beton wordt nog steeds gebruik gemaakt

van rekenmodellen voor traditioneel beton, hoewel de samenstelling en microstructuur van

SCC vaak sterk afwijkt van deze van traditioneel beton.

Uit recent onderzoek aan het Laboratorium Magnel voor Betononderzoek blijkt dat de

hechtsterkte van zelfverdichtend beton hoger ligt dan deze van traditioneel beton. Het

verschil bedraagt tot 30% voor kleinere staafdiameters maar is nagenoeg verdwenen bij de

grotere staafdiameters (32 mm en meer).

De doelstelling is dat het top-bar effect wordt nagegaan bij wapeningsstaven in

zelfverdichtend beton. Bij traditioneel beton zijn minder goede hechtingsvoorwaarden

vastgesteld voor bovenwapening omwille van wateraccumulatie bij plastische krimp en een

verminderde plaatselijke verdichting. Dit leidt tot een reductie van 30% van de hechtsterkte

voor bovenwapening in de rekenregels. Daar zelfverdichtend beton geen bijkomende

vibratie-energie nodig heeft, lijkt het voor de hand te liggen dat het top-bar effect verminderd

zal worden. Dit wordt experimenteel nagegaan door het storten van kolommen en wanden in

traditioneel en zelfverdichtend beton met, op verschillende hoogtes, ingebedde

wapeningsstaven. De wapeningsdiameters die in deze masterproef gebruikt worden, zijn 10

mm, 12 mm en 16 mm. Vervolgens worden uittrekproeven (pull-out test) uitgevoerd om dit

effect na te gaan. Mogelijk kunnen er, uitgaande van de proefresultaten, aangepaste

rekenregels opgesteld worden voor het ontwerp van betonelementen in zelfverdichtend

beton.


Hoofdstuk 2

Zelfverdichtend beton

2.1. Definitie en samenstelling

Zelfverdichtend beton is voor het eerst verschenen op de Japanse markt eind jaren tachtig.

Sindsdien is het overal in Europa steeds meer in gebruik geraakt. Door zijn vele voordelen

heeft zelfverdichtend beton de toekomst voor zich. Het biedt immers een breed spectrum

aan toepassingen, zowel binnen het domein van de prefab betonindustrie, als dat van in situ

gestort beton.

« Zelfverdichtend beton (ZVB) is beton dat in verse toestand een dusdanige vloeibaarheid

vertoont dat het louter onder invloed van het eigengewicht en dus zonder bijkomende

verdichtingsenergie in staat is doorheen een dicht wapeningsnet of in aanwezigheid van

andere hindernissen de bekistingsvorm volledig te vullen, terwijl het een voldoende stabiliteit

vertoont tegen segregatie en dus homogeen blijft gedurende transport, verpompen en

verwerken. » (G. De Schutter, 2000)

ZVB bestaat uit een groot volume pasta (cement + toevoegsel + water + lucht),

superplastificeerders en een beperkt volume granulaten. De wrijving tussen de granulaten

beperkt immers het uitvloeien en de vulcapaciteit van de betonspecie. De toegelaten

hoeveelheid granulaten in de specie moet dus beperkt worden (meestal ligt de

massaverhouding granulaat/zand van ZVB rond 1). De Dmax van de granulaten ligt tussen 10

en 20 mm. Vooral bij zwaar gewapende constructies verhoogt het risico van blokkeren van

de specie tussen de wapeningsstaven naarmate de Dmax toeneemt. Het mengsel moet

voldoende vloeibaar zijn, maar ook zonder gevaar voor bleeding en segregatie. Een ZVB is

daarom samengesteld uit een hoog volume fijn materiaal en een relatief kleine hoeveelheid

water (water/cementfactor zelden groter dan 0,55 of zelfs 0,50). De gewenste vloeibaarheid

van het mengsel wordt bekomen door het toevoegen van superplastificeerders.

Het gebruikte cement is meestal portlandcement of hoogovencement. Er wordt vliegas of

kalksteenfiller aan toegevoegd. Voor de zelfverdichtende betonmengsels in deze thesis werd

kalksteenfiller gebruikt. De te gebruiken toevoegsels en hun hoeveelheden hangen af van de

druksterkte- en duurzaamheidseisen van het beton die opgelegd zijn in de normen.


In sommige gevallen worden hulpstoffen toegevoegd die de viscositeit van het mengsel

vergroten. Meestal worden hiervoor cellulosederivaten, polysacchariden of colloïdale

oplossingen gebruikt. De belangrijkste functie van deze hulpstoffen is, net als de fijne

vulstoffen, bleeding te voorkomen en de kans op ontmenging van het mengsel te beperken

door de betonpasta ‘dikker’ te maken.

Door de dosering van het aanmaakwater en de aard van het bindmiddel te wijzigen, kan ZVB

verkregen worden met een even breed spectrum aan sterktes als conventioneel beton. Er

moet wel rekening worden gehouden met het feit dat de sterkte van ZVB op jonge leeftijd

negatief beïnvloed wordt door hoge gehaltes aan toevoegsels of superplastificeerder.

Zoals gewoon beton, kan ZVB van bovenaf in de bekisting gestort worden, hetzij met een

stortgoot, hetzij met een verzonken stortbuis. Door een stortbuis in plaats van een stortgoot

te gebruiken wordt alvast vermeden dat het beton vrij in de bekisting valt. Zelfverdichtend

beton kan ook via een mof onderaan in de bekisting geïnjecteerd worden. Deze techniek

verkleint het risico op luchtbellen. Beide principes van storten komen aan bod in deze thesis

met betrekking tot de hechtsterkte van de wapeningsstaven. Los van de gekozen

stortmethode is het aan te raden de horizontale weg die het beton in de bekisting aflegt, zo

kort mogelijk te houden, om de kans op dynamische ontmenging te verkleinen. Stortbuizen

of injectiemoffen liggen dus best niet verder dan 7 meter uit elkaar.

Aan de bescherming van vers gestort beton tegen uitdroging moet bijzonder veel aandacht

besteed worden. ZVB is immers zeer gevoelig aan plastische krimp. Het is dus aangewezen

het beton onmiddellijk na het verwerken met een nabehandelingsproduct tegen uitdroging te

beschermen (Ployaert, augustus 2005).

Voorlopig is er nog geen sprake van een verregaande marktpenetratie van ZVB. Dit kan

voornamelijk toegeschreven worden aan :

– de hogere kostprijs van het mengsel zelf

– het ontbreken van gepaste genormaliseerde proeven

– het gebrek aan ervaring bij de aannemers.

In tegenstelling tot de kostprijs en de ervaring, die in zekere zin marktgebonden zijn, zou

men op het gebied van de normalisatie en de aanvaardingscriteria aanbevelingen moeten

opstellen, die op eenduidige wijze vastleggen hoe zelfverdichtend beton moet worden

voorgeschreven. Een eerste voorwaarde om de correcte toepassing ervan te waarborgen,


ligt namelijk in de controle van de karakteristieken van het verse beton op de bouwplaats. De

belangrijkste kenmerken situeren zich immers bij het beton in verse toestand en kunnen

beschreven worden met termen zoals vloeibaarheid, viscositeit, risico tot blokkering en

segregatie.

2.2. Basiseisen

ZVB is in de eerste plaats een beton, maar het wijkt in vele opzichten af van traditioneel

beton. ZVB moet voldoen aan alle vereisten die aan traditioneel beton gesteld worden zoals

het cementgehalte, de water/cementfactor, het luchtgehalte, de sterkteontwikkeling, de

poriënstructuur, de duurzaamheid, enz. Het grootste verschil tussen ZVB en traditioneel

beton is terug te vinden in de eigenschappen in verse toestand.

De specifieke eigenschappen van ZVB in verse toestand kunnen gekarakteriseerd worden

aan de hand van reologische eigenschappen. Dit zijn kenmerken die betrekking hebben op

vervorming en rekening houden met vloeien. Het reologisch gedrag van beton wordt meestal

gedefinieerd aan de hand van het Bingham-model. Dit model maakt gebruik van de

vloeigrens en de plastische viscositeit.

Figuur 1: Definitiegebied ZVB (Bingham-model)

Om een beton als zelfverdichtend te kunnen beschouwen, moet het een hoge vloeibaarheid

combineren met voldoende viscositeit. De vloeigrens moet dus laag gehouden worden terwijl

de plastische viscositeit hoog moet blijven. Dit zijn op zich tegenstrijdige vereisten. Een te

hoge plastische vloeidrempel leidt tot een te stijf materiaal dat onder invloed van het

eigengewicht niet begint te vloeien. Een te lage viscositeit van de cementpasta geeft

aanleiding tot een hoger risico op segregatie van de granulaten en dus tot ontmenging van


het beton. Deze segregatie kan dan leiden tot het blokkeren van de betonstroom ter plaatse

van nauwe openingen en dichte wapeningskorven. Een lage plastische vloeidrempel in

combinatie met een voldoende hoge viscositeit vormt dus de basis voor een goed

zelfverdichtend beton. (De Schutter, Poppe, Audenaert, & Boel, 2003)

Anderzijds mag de viscositeit van de pasta niet te hoog oplopen, aangezien het storten van

het ZVB dan te traag verloopt. De beweging van de betonstroom kan dan eventueel zelfs

stilvallen. De plastische vloeidrempel van de pasta mag ook niet te laag zijn. Dit zou het

gevaar op segregatie gevoelig verhogen.

Aldus bekomt men een definitiegebied zoals aangeduid in Figuur 1 met een minimum- en

een maximumwaarde voor de plastische vloeidrempel en viscositeit. Deze waarden dienen

gerespecteerd te worden om een volwaardig zelfverdichtend beton te bekomen.

In de praktijk is het echter niet mogelijk om die onderen bovengrens exact te bepalen.

Daarom is het nodig om het definitiegebied van ZVB in termen van viscositeit en plastische

vloeibaarheid om te zetten in resultaten van een aantal gebruiksvriendelijke

verwerkbaarheidsproeven die in een volgende paragraaf aan bod komen. Deze proeven

geven informatie over de volgende belangrijke eigenschappen:

– Vulcapaciteit (“filling ability”)

– Capaciteit om door nauwe openingen te gaan (“passing ability”)

– Segregatieweerstand (“Stability”)

De vulcapaciteit is een maat voor het gemak waarmee het ZVB kan vloeien onder zijn eigen

gewicht. Een controle gebeurt door middel van de traditionele Abramskegel.

Het beton moet ook in staat zijn om de bekisting te vullen, zonder te blokkeren, bij het

vloeien door nauwe openingen en dichte wapeningsnetten. Om door een opening te kunnen

vloeien, moeten de granulaten in de buurt van de opening hun vloeirichting veranderen. Dit

resulteert in een kleinere onderlinge afstand tussen de granulaatkorrels en dus een

verhoogde kans op contact tussen de korrels. Dit leidt tot een verhoogd risico dat de korrels

een stabiele boog vormen voor de opening en het verder vloeien van het verse beton

onmogelijk maken. Zie Figuur 2. Om dit te vermijden, moet de onderlinge afstand tussen de

korrels zo groot mogelijk genomen worden. Dit wordt gedaan door het granulaatgehalte te

beperken wat resulteert in een groot volume pasta. De mogelijkheid van een beton om zijn

vloeirichting te wijzigen en door een smalle doorgang te vloeien zonder de stroom te

blokkeren, wordt beoordeeld met behulp van de V-trechter. Het stromen tussen

wapeningsstaven wordt geëvalueerd aan de hand van een L-box.


Figuur 2: Mechanisme van blokkeren

Segregatie van vers beton betekent dat de zwaardere granulaten zinken waardoor er een

niet homogene verdeling ontstaat van de materialen in de betonspecie. Dit leidt tot een niet

homogene verdeling van de eigenschappen van het verharde beton in de constructie. Om dit

te vermijden, dient er een geschikte pastafase gerealiseerd te worden met een beperkt

gehalte aan vrij water, de aanwending van een geschikte vulstof (bv. vliegas of kalkfiller) en

de eventuele toevoeging van een viscositeitsverhogende hulpstof. Om de segregatie van

ZVB te beoordelen, bestaat er nog geen algemeen aanvaarde proefmethode. In het

Laboratorium Magnel voor Betononderzoek hanteert men een proefmethode die gebaseerd

is op een natte zeving van het verse beton, nadat het beton de mogelijkheid gehad heeft om

eventueel te segregeren (De Schutter, Poppe, Audenaert, & Boel, 2003).

2.3. Proefmethoden

Er wordt reeds sinds het begin van de jaren negentig onderzoek uitgevoerd op ZVB wat

heeft geleid tot de ontwikkeling en aanpassing van proefmethoden voor de bepaling van

specifieke karakteristieken. De methoden die ook op Europees niveau in aanmerking blijken

te komen voor normalisatie zijn:

2.3.1. Slump-Flow

De slump-flow test bestaat uit de meting van de gemiddelde diameter van de betonspecie op

het einde van de test. Deze test beoordeelt de capaciteit van het beton om te vervormen

onder invloed van zijn eigengewicht. De slump-flow test voor ZVB werd ontwikkeld uit de

slump test voor TVB. Een Abramskegel wordt centraal op een vloeitafel van 1000 x 1000

mm² geplaatst en tot bovenaan gevuld met betonspecie. Het inwendige van de kegelmantel

en het bovenblad van de vloeitafel zijn bevochtigd. Vervolgens wordt de kegel in een

vloeiende beweging opgetrokken waardoor de betonspecie uitvloeit over de tafel. De

vloeimaat wordt verkregen als rekenkundig gemiddelde van de twee grootste loodrecht op

elkaar staande diameters van de speciekoek. Dit is enkel geldig wanneer beide diameters

minder dan 50 mm van elkaar verschillen. Indien dit niet het geval is, moet de slump-flow test

opnieuw gedaan worden.


�� =� + ��

2

Hoe hoger de slump-flow, hoe beter de vulcapaciteit en verwerkbaarheid van het verse

beton. De meeste ZVB-mengsels vereisen een slump-flow van minimaal 600 mm om een

voldoende vulcapaciteit te garanderen. (De Schutter, Bartos, Domone, & Gibbs, 2008)

Figuur 3: Slump-flow test

2.3.2. V-funnel

Met behulp van de V-funnel wordt de gemiddelde doorstroomtijd van het beton bepaald. Dit

is een maat voor de viscositeit en de mate van samenhang van de betonspecie. Hoe

viskeuzer de betonspecie, hoe groter de doorstroomtijd. De V-funnel kan dus gebruikt

worden om de stabiliteit van de betonspecie te beoordelen.

De V-funnel wordt onderaan gesloten en bovenaan gevuld met betonspecie. Het inwendige

van de V-funnel is bevochtigd. Men laat de trechter leeglopen en meet de tijd tussen het

openen van de V-trechter en het zichtbaar worden van licht door de uitstroomopening. Voor

ZVB ligt deze tijd tussen 9 en 25 seconden. Boven de 10 seconden blijkt het beton

voldoende weerstand te hebben tegen segregatie. (Safawi, Iwaki, & Miura, 2003)

Figuur 4: V-funnel


2.3.3. L-box

Met behulp van de L-box kan het risico op blokkeren van ZVB bepaald worden. Hiermee kan

worden nagegaan of de granulaten al dan niet ingeklemd geraken tussen wapeningsstaven.

De L-box bestaat uit een verticale holle kolom met onderaan een opening die afgesloten

wordt door een schuifklep. Net achter deze schuifklep bevinden zich drie wapeningsstaven.

Vooraleer de proef te starten dient de L-box op een vaste stabiele ondergrond te staan.

Eveneens moet de binnenkant bevochtigd worden. Vervolgens wordt de verse betonspecie

in de verticale kolom gestort terwijl het schuifdeurtje gesloten is. Als de kolom volledig gevuld

is, wordt het schuifdeurtje in een vloeiende beweging opengedaan en stroomt de

betonspecie tussen de wapeningsstaven in het horizontale compartiment van de L-box.

Wanneer de betonspecie stopt met stromen, wordt de hoogte ervan opgemeten in de

verticale kolom (H1) en aan het uiteinde van het horizontale compartiment (H2). De

verhouding van deze twee hoogten wordt de passing ratio (PR) genoemd.

�� =��

�

Figuur 5: L-box

Meestal zal de passing ratio kleiner zijn dan één. De betonspecie bevindt zich in dit geval op

een hoger peil in de verticale kolom dan aan het horizontale uiteinde. In zeldzame gevallen

kan de passing ratio toch lichtjes groter worden dan één. Dit wijst erop dat het betonmengsel

helemaal geen risico heeft op blokkeren en dat het een hoge vulcapaciteit bezit. Dit is te


wijten aan een lage viscositeit en een hoge tixotropie1. Tijdens het stromen van de

betonspecie na het openen van het schuifdeurtje verwerft de specie in dit geval een

voldoende stuwkracht waardoor ze opgestuwd wordt tegen het uiteinde van het horizontale

compartiment. Dankzij de hoge tixotropie zal de viscositeit van de specie snel toenemen

wanneer de specie tot rust komt. Hierdoor zal de specie op een hoger peil blijven staan aan

het uiteinde van het horizontale compartiment. (De Schutter, Bartos, Domone, & Gibbs,

2008)

2.3.4. Zeefstabiliteit

De zeefstabiliteit wordt bepaald om de weerstand van ZVB tegen statische segregatie of

ontmenging te bekijken. De test berust op het principe van hoeveel afscheiding er optreedt

tussen de grove granulaten en de cementpasta in een betonmengsel.

Om de zeefstabiliteit te bepalen, plaatst men ongeveer 5 kg betonspecie in een zeef. De fijne

deeltjes vallen doorheen de zeefopeningen en na 2 minuten wordt de zeefrest afgewogen.

De verhouding van de massa van de zeefrest tot de oorspronkelijke massa van de

betonspecie is de zeefstabiliteit en deze wordt uitgedrukt in procent. Voor ZVB dient de

zeefstabiliteit kleiner te zijn dan 20%. (Ployaert, augustus 2005)

Figuur 6: Sieve stability

2.3.5. Volumemassa

De volumemassa van de betonspecie wordt bepaald door een volume van 8 liter af te

wegen.

�� =��

8∙

�� =

��0,008

∙��³�

1 Eigenschap van een niet-newtoniaanse vloeistof, waarbij de viscositeit bij een constante schuifspanning door de tijd afneemt. Na het opheffen van de schuifspanning keert de beginviscositeit weer terug. De afname van viscositeit wordt veroorzaakt doordat de samenstellende deeltjes zich evenwijdig aan de opgelegde afschuifspanning gaan oriënteren.


2.3.6. Luchtgehalte

Het luchtgehalte van de betonspecie wordt bepaald volgens de norm NBN B 15-208

(methode bij constante druk). Dit gebeurt voor ZVB, in tegenstelling tot de norm, zonder

uitwendige verdichtingsenergie. De methode bestaat erin de verandering van het volume

vers beton waar te nemen, in functie van de daarop toegepaste druk.

Figuur 7: Luchtgehalte

2.4. Hulpstoffen

Zoals eerder vermeld is het combineren van een lage vloeidrempel met een hoge viscositeit

niet eenvoudig. Een lage vloeidrempel kan verkregen worden door een verhoging van het

watergehalte, maar dit zal eveneens de viscositeit verlagen en dus het risico op segregatie

verhogen. Een oplossing voor dit probleem kan gevonden worden in het gebruik van

superplastificeerders, gecombineerd met een uitgebalanceerde korrelverdeling van de grove

granulaten en het gebruik van grote hoeveelheden fijne vulstoffen. Aanvullend kan ook een

viscositeitsverhogende hulpstof gebruikt worden om de plastische viscositeit te controleren.

2.4.1. (Super)plastificeerders

Plastificeerders (PL) en superplastificeerders (SPL) zijn hulpstoffen die bij een gelijkblijvende

water/cementfactor de verwerkbaarheid van de betonspecie verhogen (zie “1” in Figuur 8) of

het mogelijk maken, met behoud van dezelfde verwerkbaarheid, beton te maken met een

lagere water/cementfactor (zie “2” in Figuur 8). Een combinatie van beide is ook mogelijk (zie

“3” in Figuur 8). Globaal kan men ervan uitgaan dat toevoegen van een plastificeerder de

verwerkbaarheid met één consistentiegebied verhoogt. Bij toevoeging van een

superplastificeerder zijn dit ten minste twee consistentiegebieden.


Figuur 8: Werking plastificeerder

Als cementdeeltjes met water gemengd worden, hebben ze de neiging om samen te

klonteren, dit noemt men flocculatie. De cementdeeltjes rijgen zich hierdoor aaneen tot lange

ketens en vormen een open netwerk (Figuur 9 links). In de holle ruimtes in het netwerk zit

het water letterlijk opgesloten. Het is niet beschikbaar om de pasta vloeibaarder te maken.

Figuur 9: Verdeling cementdeeltjes in water: samengeklonterd (links) – gelijkmatig verdeeld (rechts)

Door toepassing van een superplastificeerder stoten de cementdeeltjes elkaar af. Een ander

woord hiervoor is dispergeren. De cementdeeltjes worden gelijkmatiger in het water

verdeeld. Er ontstaat een optimaal contact tussen het water en de cementdeeltjes (Figuur 9

rechts). Het opgesloten water komt vrij en is beschikbaar als smeermiddel tussen de

cementdeeltjes. De cementpasta wordt hierdoor vloeibaarder (Betoniek, mei 1999).

Superplastificeerders zijn polymeren. Dit zijn lange molecuulketens. Deze ketens zijn niet

allemaal even lang. Er wordt daarom gesproken van een gemiddelde lengte van de keten.

De gemiddelde lengte van de keten is een maat voor de plastificerende werking. Hoe langer


de keten, hoe effectiever de superplastificeerder. Lange ketens dispergeren het cement

beter.

(Super)plastificeerders verbeteren aanzienlijk de eigenschappen van de betonspecie en

verhard beton:

– vloeibaar beton met lage water/cementfactor en hoge begin- en eindsterkte;

– vermindering van de nabehandelingcycli, in tijd of temperatuur;

– mogelijkheid om stoomcuring te verminderen;

– minder verdichting, zelfs bij dicht wapeningsnet;

– verbeterd betonoppervlak en uitzicht;

– waterdichtheid van beton

– door zijn lage W/C, verminderd risico op krimp en kruip;

– betere aanhechting aan wapening en voorspanstaal;

2.4.2. Viscositeitsverhogende hulpstoffen

De toevoeging van viscositeitsverhogende hulpstoffen (VMA) heeft een invloed op de

vloeibare fase van de cementpasta, doordat de in water oplosbare polymeren een deel van

het vrij water kunnen opslorpen in het systeem. Op deze manier wordt het vrij watergehalte

gereduceerd en de viscositeit verhoogd. Een toename van de hoeveelheid VMA verhoogt

aanzienlijk de viscositeit van de vloeibare fase en verhoogt de vloeigrens van de pasta.

Daarom is er een superplastificeerder nodig om een relatief lage vloeigrens in stand te

houden. Dus, een verlies aan vloeibaarheid kan herwonnen worden zonder aanzienlijk de

stabiliteit van het beton te reduceren. Men kan dan een zeer vloeibaar beton produceren om

een hoge vervormbaarheid en voldoende stabiliteit te verkrijgen. Op die manier kan het

storten en verdichten vergemakkelijkt worden op plaatsen met veel wapening (Khayat,

1998).

2.5. Gedrag verhard ZVB

Door het hoge gehalte aan fijne vulstoffen is het mogelijk dat de hydratatiereacties iets

sneller verlopen bij ZVB dan bij traditioneel beton. Dit leidt tot een iets versnelde

sterkteopbouw. Bovendien kunnen er licht gewijzigde reacties ontstaan met een licht

afwijkende materiaalstructuur tot gevolg. De grote dichtheid van ZVB levert hogere

uiteindelijke druksterktes dan bij normale betonsamenstellingen, zodat in het algemeen,

sterkteklassen hoger dan C20/25 gerealiseerd zullen worden. De elasticiteitsmodulus ligt

doorgaans iets lager dan bij traditioneel beton. Dit is vooral te wijten aan het lager gehalte

aan grove granulaten.


2.6. Voor- en nadelen

ZVB heeft talrijke voordelen ten opzichte van traditioneel verdicht beton (Ployaert, augustus

2005):

– op gebied van verwerking:

• mogelijkheid om hoge wanden in één bewerking te storten;

• lager energieverbruik aangezien er niet verdicht hoeft te worden;

• betere arbeidsomstandigheden: ook arbeiders die een lawaaierige werkomgeving

niet op prijs stellen, kunnen worden aangetrokken;

• verkorting van de storttijd;

• trillen overbodig: minder geluidsoverlast, minder slijtage van metalen mallen en

bekistingen;

• mogelijkheid om beton op moeilijk bereikbare plaatsen te storten;

– op gebied van betonkwaliteit:

• een hoge algehele betonkwaliteit in situ, die praktisch niet afhankelijk is van het

vakmanschap van de arbeiders, wat resulteert in een verhoogde duurzaamheid

van de bouwwerken.

• perfecte vulling van dicht gewapende elementen;

• hoge kwaliteit van het betonoppervlak (de betonhuid is glad en vertoont dus

minder oppervlakteporiën);

– op gebied van ontwerp:

• mogelijkheid om uitsparingen in de bekisting te voorzien.

• vrijere vormgeving van nieuwe types betonelementen;

De nadelen zijn:

– hogere kostprijs van de grondstoffen (zoals plastificeerder);

– zwaardere bekistingen nodig om de uitgeoefende druk op te nemen;

– werken onder een helling is erg lastig en wordt dus niet gedaan;

– er worden hogere eisen gesteld aan het mengproces

– de dosering van het water en de superplastificeerder moet zeer nauwkeurig gebeuren

om ontmenging te vermijden;

– verschillende eigenschappen zoals gedrag in verharde toestand en duurzaamheid

zijn nog niet goed gekend.


– men heeft meer kans op chemische krimp: dit is de krimp die optreedt als het water

reageert met het cement om zo de cementmatrix te vormen, en dit komt vooral voor

als de water/cement-factor klein is;

– er is heel weinig bleeding: dit is het ‘zweten’ van het beton, waardoor een waterig

laagje aan de oppervlakte van het beton komt. Hierdoor heeft men meer kans op

plastische krimp: dit is de krimp ten gevolge van het verdampen van water uit het

jonge betonmengsel: horizontale oppervlakken moeten in de eerste uren na het

gieten goed beschermd worden om een te grote verdamping te vermijden;

– ook de uitdrogingskrimp is groter: dit is de krimp ten gevolge van het drogen: hoe

groter de waterhoeveelheid, des te meer water kan verdampen en hoe groter de

krimp is. De grote uitdrogingskrimp zou te wijten kunnen zijn aan het grotere aandeel

aan fijne deeltjes: deze hebben een groot specifiek oppervlak en zullen daardoor

meer ongebonden aanmaakwater vereisen. Er kan dus meer water verdampen, wat

een grotere krimp veroorzaakt.


Hoofdstuk 3

Hechting

3.1. Hechtingsmechanisme

Verschillende mechanismen leveren een bijdrage tot de hechting tussen een wapeningsstaaf

en het omringende beton (Taerwe, 2009).

Ten eerste is er een beperkte adhesie tussen beide materialen. Ten tweede vertoont het

staafoppervlak een micro-ruwheid die aanleiding geeft tot beperkte wrijvingskrachten. Dit

fenomeen wordt in de hand gewerkt door een matige oppervlakkige roestvorming. Voor

gladde staven zijn dit de enige mechanismen die een rol spelen.

Bij staven met hoge hechting treedt door de aanwezigheid van de dwarse ribben bijkomend

een mechanische verankering op van de staaf in het beton zoals weergegeven in Figuur 10

a en b. De gehelde drukkrachten die ter plaatse van de ribben op het beton worden

uitgeoefend kunnen opgesplitst worden in een langse en een radiale component (Figuur

10c). De radiale componenten oefenen een inwendige druk uit op het beton waardoor in

omtreksrichting trekspanningen ontstaan (Figuur 10d).

Figuur 10: Hechtingsmechanisme bij geribde staven (Taerwe, 2009)

In Figuur 11 is de modellering volgens Tepfers voorgesteld. Zolang de trekspanningen in het

beton beperkt blijven, blijft het omringende beton intact. Men kan het ook zo voorstellen dat

een dikwandige “betonbuis” rond de staaf deze trekspanningen opneemt. Wanneer de

treksterkte van het beton overschreden wordt, ontstaan typische splijtscheuren waardoor de


hechtsterkte zeer sterk gereduceerd wordt. Hieruit volgt dat een minimum betondekking op

een wapeningsstaaf noodzakelijk is. Het is duidelijk dat ook de betonkwaliteit van belang is.

Figuur 11: Krachtwerking rond geribde staven volgens Tepfers (CEB-Taskgroup, 2000)

Vooraleer een gedeeltelijke glijding van de staaf in het beton kan optreden, moet eerst

afschuiving van de betonconsoles naast de ribben optreden. De afschuifweerstand wordt

sterk beïnvloed door de geometrie van de dwarse ribben.

Bij het uitvoeren van een trekproef op een staaf die ingebetonneerd is in een betonprisma

stelt men twee types scheuren vast (Taerwe, 2009):

– De hoofdscheuren of primaire scheuren, die ontstaan door het bereiken van de

treksterkte van het beton en over de volledige dwarsdoorsnede doorlopen.

– De secundaire scheuren, die uitgaan van de dwarsribben en beperkt blijven tot het

inwendige van het prisma.

3.2. Hechtingsvoorwaarden

De hoedanigheid van de hechting is afhankelijk van het oppervlaktype van de staaf, van de

afmeting van het onderdeel en van de helling van de wapeningen tijdens het betonstorten.

Voor beton met normale granulaten worden de hechtingsvoorwaarden als goed beoordeeld

voor (NBN B 15-002, 1995):

– alle staven met een helling van 45° tot 90° ten opzichte van het horizontale vlak

tijdens het betonstorten (Figuur 12a).

– alle staven met een helling van 0° tot 45° ten opzichte van het horizontale vlak tijdens

het betonstorten die:

• ofwel in elementen zijn geplaatst waarvan dikte in de richting van het

betonstorten niet groter is dan 250 mm (Figuur 12b).

• ofwel in elementen zijn geplaatst waarvan dikte in de richting van het

betonstorten wel groter is dan 250 mm, maar waar de staven zich:

� ofwel in de onderste 250 mm van het element bevinden (Figuur 12c)

� ofwel op minstens 300 mm van zijn bovenvlak bevinden (Figuur 12d)


Elke andere voorwaarde wordt als zwak beoordeeld. In Figuur 12 zijn de

hechtingsvoorwaarden weergegeven. De pijl met letter A geeft de richting aan waarin het

beton gestort wordt. Wapeningsstaven die zich bevinden in een gearceerde gebied

ondervinden zwakke hechtingsvoorwaarden terwijl de niet gearceerde gebieden wijzen op

goede hechtingsvoorwaarden. In het geval van Figuur 12 a en b zijn er dus steeds goede

hechtingsvoorwaarden voorhanden.

Figuur 12: Hechtingsvoorwaarden (ENV 1992-1-1:1991)

3.3. Grenskleefspanning

De grenskleefspanning moet zodanig zijn dat geen enkele betekenisvolle verplaatsing kan

plaatsvinden tussen het staal en het beton onder de gebruiksbelastingen. Er moet ook een

voldoende veiligheidsmarge bestaan ten aanzien van de kleefbreuk (NBN B 15-002, 1995).

Indien alle voorwaarden voor een goede hechting aanwezig zijn, worden de rekenwaarden

van de uiterste kleefspanning fbd gegeven door Tabel 1. In alle andere gevallen dient men de

waarden van Tabel 1 te vermenigvuldigen met de coëfficiënt 0,7. Bij zwakke

hechtingsvoorwaarden gaat men er dus van uit dat er slechts mag gerekend worden met

70% van de kleefspanning.

Tabel 1: Rekenwaarden fbd (N/mm²) voor goede hechtingsvoorwaarden (NBN B 15-002, 1995)

fbd (N/mm²)

fck (N/mm²) 12 16 20 25 30 35 40 45 50

gladde staven 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7

staven met hoge

hechting met φφφφ ≤ 32 mm

1,6 2,0 2,3 2,7 3,0 3,4 3,7 4,0 4,3


De waarden in Tabel 1 zijn afkomstig van de volgende formules (NBN B 15-002, 1995):

– gladde staven: �"# = $0,36 ∙ '�()*/,(

– staven met hoge hechting: �"# = $2,25 ∙ �(.) /,/0*/,(

Hierin stelt fck de karakteristieke cilinderdruksterkte voor na 28 dagen en fctk,0.05 de

ondergrens van de karakteristieke waarde van de treksterkte.

3.4. Basisverankeringslengte

De basisverankeringslengte is de rechte lengte die noodzakelijk is om de kracht As∙fyd in een

staaf te verankeren. Hierbij wordt een constante kleefspanning verondersteld die gelijk is aan

fbd. Bij het bepalen van de basisverankeringslengte dienen het staaltype en de

hechtingseigenschappen van de staven in aanmerking te worden genomen.

De nodige basisverankeringslengte voor het verankeren van een staaf met diameter φ is:

�" =14

∙�3#

�"#

Bovenstaande formule is geldig voor wapeningsstaven in gebieden met goede

hechtingsvoorwaarden. Indien de wapeningsstaven in een zone met zwakke

hechtingsvoorwaarden gepositioneerd zijn, dan wordt de verankeringslengte:

�",456) =14

∙�3#

0,7 ∙ �"#= 1,43 ∙ �"

De verankeringslengte in gebieden met zwakke hechtingsvoorwaarden dient volgens NBN B

15-002 (1995) aldus 43% groter te zijn dan bij goede voorwaarden.

De ACI Building Code Provisions (1995) en de AASHTO Bridge Specifications (1989) eisen

respectievelijk een toename van de aanbevolen verankeringslengte met 30 en 40 procent,

voor normaal staal wanneer meer dan 305 mm beton gestort is onder de wapening.

Tenslotte moet de verankeringslengte van wapeningsstaven volgens de ACI Building Code

Requirements (2002) en Eurocode 2 (2001) respectievelijk met 30 en 40 procent

vermeerderd worden wanneer de betonhoogte onder de staven respectievelijk groter is dan

300 en 250 mm.


3.5. Hechtspanning-slip model

In MC90 wordt een rekenmodel vooropgesteld zoals geschetst is in Figuur 13.

Figuur 13: Analytische relatie hechtspanning-slip volgens MC 90 (Dehn, Holschemacher, & Weisse, 2000)

Hierin stelt s1 de netto slip voor waarbij de maximale hechtspanning τmax bereikt wordt. In

Tabel 2 zijn de numerieke waarden vermeld. Het betreft hier gemiddelden waarbij men

rekening moet houden met het feit dat er een vrij grote spreiding rond deze waarden

optreedt. In het geval “zonder inrijgeffect” treedt splijtbreuk op, terwijl in het geval “met

inrijgeffect” een volledige afschuifbreuk tot ontwikkeling komt. Het onderscheid tussen beide

gevallen is gebaseerd op de volgende criteria (Taerwe, 2009):

– zonder inrijgeffect: betondekking = φ

– met inrijgeffect: betondekking ≥ 5 φ en de netto-afstand tussen de staven ≥ 10 φ

In hoofdstuk 5.4.3 zal worden nagegaan of de waarden in Tabel 2 overeenkomen met de

waarden bekomen uit het experimenteel onderzoek. Dit blijkt zo te zijn voor de maximale slip

s1, maar niet voor de maximale hechtspanning.

Tabel 2: Slip s1 bij maximale hechtspanning ττττmax volgens MC90

Parameter

zonder inrijgeffect met inrijgeffect

goede

hechtingsvoorwaarden

andere

gevallen

goede

hechtingsvoorwaarden

andere

gevallen

s1 0,6 mm 0,6 mm 1,0 mm 1,0 mm

ττττmax 2,0∙ '�() 1,0∙ '�() 2,5∙ '�() 1,5∙ '�()


3.6. Invloedsfactoren

De maximale hechtspanning hangt af van de wapeningsdiameter, de druksterkte van het

beton en of het beton traditioneel verdicht of zelfverdichtend is. Ook de richting waarin de

pull-out proef wordt uitgevoerd ten opzichte van de stortingsrichting heeft een invloed op de

hechtsterkte.

3.6.1. Wapeningsdiameter & sterkteklasse

Sonebi & Bartos (1999) stellen dat de hechtsterkte afneemt als de wapeningsdiameter

toeneemt. Bij pull-out proeven op zelfverdichtend beton met een water/cementfactor van

0,59 en wapeningsstaven met een diameter van 12 mm en 20 mm, bekwamen ze een

maximale hechtspanning van respectievelijk 14 MPa en 9,2 MPa. Het referentiemengsel uit

traditioneel beton met een water/cementfactor van 0,68 gaf maximale hechtspanningen van

10,2 MPa en 7,9 MPa voor wapeningsdiameters van respectievelijk 12 mm en 20 mm. Na 28

dagen was de maximale hechtspanning van het zelfverdichtend beton dus ongeveer 16-40%

hoger dan dat van het traditionele beton. De sterkteklasse werd hier niet meegedeeld.

Sonebi, Zhu & Gibbs (2001) beschouwden ook een traditioneel en een zelfverdichtend

betonmengsel met eenzelfde sterkteklasse C60. Bij pull-out proeven op het zelfverdichtende

betonmengsel bedroeg de maximale hechtspanning bij het gebruik van wapeningsdiameters

12 mm en 20 mm respectievelijk 32,58 MPa en 29,25 MPa. Het traditionele beton gaf bij

deze wapeningsdiameters waarden van respectievelijk 22,56 MPa en 22,24 MPa. Uit deze

waarden blijkt dat de maximale hechtspanning van het zelfverdichtende beton ook ongeveer

30-40% hoger ligt dan dat van het traditionele beton. Bij de genormaliseerde hechtspanning

bedroeg dit 20-40%. Een genormaliseerde hechtspanning is de verhouding van de maximale

hechtspanning tot de wortel van de betondruksterkte. Men gebruikt deze waarde om de

invloed van de betondrukspanningen te elimineren.

Sonebi, Zhu & Gibbs (2001) deden nog eens hetzelfde voor betonmengsels met een

sterkteklasse C35. Het zelfverdichtend beton gaf voor wapeningsdiameters 12 mm en 20

mm respectievelijk 13,5 MPa en 10,5 MPa als maximale hechtspanning, voor het traditioneel

beton was dit 10,24 MPa en 7,89 MPa. De maximale hechtspanning is aldus 30-35% hoger

voor het zelfverdichtende beton dan voor het traditionele. De genormaliseerde

hechtspanningen blijken ongeveer 10% hoger te zijn.

Zowel de zelfverdichtende C35 als de zelfverdichtende C60 mengsels van Sonebi, Zhu &

Gibbs (2001) produceren dus een hogere hechtsterkte dan hun traditionele varianten. De


genormaliseerde hechtspanningen zijn voor beiden eveneens hoger voor de

zelfverdichtende variant dan voor de traditionele. Dit geldt voor beide wapeningsdiameters

die gebruikt werden. De hechtspanningen zijn wel groter bij de kleinste wapeningsdiameter.

De reden waarom het zelfverdichtend beton hogere hechtsterktes levert is te wijten aan het

lagere watergehalte en het hogere poedergehalte. Dit vermindert de accumulatie van

bleeding water onder de horizontale wapeningsstaven. In traditioneel beton kan de externe

trilverdichting lokaal de water/cementfactor verhogen onder de wapeningsstaven en zo de

hechtsterkte verminderen. Ook blijkt dat de betonmengsels met sterkteklasse C60 hogere

hechtsterktes levert dan betonmengsels met sterkteklasse C35. Men kan dus ook besluiten

dat een hogere druksterkte leidt tot een hogere hechtsterkte.

Dit werd ook vastgesteld door Söylev & François (2006) die pull-out proeven uitvoerden op

kolommen met wapeningstaven met een diameter van 10 mm. Hiervoor werden

betonmengsels met verschillende sterkteklassen gebruikt: C20, C40, SCC40, C50 en

SCC50. De gemiddelde hechtsterkte in iedere kolom was 3,77 MPa voor C20; 5,87 MPa en

5,4 MPa voor C40 en SCC40 en tenslotte 8,66 MPa en 11,28 MPa voor C50 en SCC50. De

hechtsterkte neemt dus duidelijk toe met de druksterkte van het beton. Als men traditioneel

beton C40 en zelfverdichtend beton SCC40 met elkaar vergelijkt, dan blijkt er bijna geen

verschil te zijn in de gemiddelde hechtsterkte. Bij het gebruik van C50 en SCC50 is de

hechtsterkte bijna 28 procent hoger bij het zelfverdichtende beton SCC50. Dit is te wijten aan

de superplastificeerder die werd toegevoegd in het traditionele beton C50. Er dient nog

opgemerkt te worden dat Söylev & François (2006) hier spreken over de gemiddelde

hechtsterkte in plaats van over de maximale hechtsterkte. De reden hiervoor is dat ze

telkens 13 staven per wand gestoken hebben, waarvan ze de gemiddelde hechtsterkte

namen om de verschillende sterkteklassen te vergelijken met elkaar.

3.6.2. Effect richting pull-out proef voor verticale wapeningsstaven

Zettingen van het verse beton leiden tot accumulatie van zeer poreuze mortel onder de

ribben van verticaal gepositioneerde, geribde staven. Hieruit volgt dat de richting waarin de

pull-out kracht wordt uitgeoefend, in relatie tot de richting waarin het beton gestort werd, een

invloed heeft op de meting van de hechtsterkte. Volgens Castel, Vidal, Viriyametanont &

François (2006) wordt de hoogste hechtsterkte bereikt wanneer de geribde wapeningsstaven

uitgetrokken worden in de richting tegengesteld aan de richting waarin het beton gestort

werd (vertical-up). Dit geldt voor de gehanteerde betonmengsels C25, SCC25 en C40. Voor

SCC40 werd het omgekeerde waargenomen en werd de hoogste hechtsterkte verkregen

wanneer de wapeningsstaaf uitgetrokken werd in de richting van het storten (vertical-down).


Hieruit besloten Castel et al. dat SCC40 niet beïnvloed werd door de vorming van openingen

onder de ribben, terwijl dit voor de overige drie betonmengsels wel het geval was.

Castel et al. deden ook pull-out proeven op gladde verticale wapeningsstaven. Hieruit bleek

dat de hoogste hechtsterkte voor C25 verkregen werd wanneer de wapeningsstaaf

uitgetrokken werd in de richting van het storten (vertical-down). Dit was niet het geval voor

geribde staven. Voor SCC25 en SCC40 werd de hechtsterkte niet beïnvloed door de richting

waarin de wapeningsstaaf werd uitgetrokken, vertical-down gaf hier dezelfde hechtsterkten

als vertical-up. SCC25 en SCC40 zijn aldus zeer homogeen over de volledige hoogte van

het proefstuk. Castel et al. merken ook op dat C40 even homogeen is als SCC40 wegens de

grote standaardafwijking op de hechtsterkten.

3.6.3. Besluit

De maximale hechtsterkte wordt beïnvloed door verschillende factoren en zal afnemen

wanneer men gebruik maakt van:

– een grotere diameter van de wapeningsstaven

– gladde wapeningsstaven in plaats van geribde

– een lagere sterkteklasse van het beton

– traditioneel verdicht beton in plaats van zelfverdichtend beton

Ook de richting waarin de wapeningsstaven worden uitgetrokken door middel van pull-out

proeven, ten opzichte van de stortingsrichting, heeft een invloed op de maximale

hechtsterkte.

In volgende hoofdstukken wordt hier nog verder op ingegaan, maar de focus wordt dan

vooral gelegd op het verloop van de hechtsterkte in functie van de hoogte in een betonnen

kolom of wand. Er zal blijken dat de hechtsterkte afneemt met toenemende hoogte, dit wordt

het top-bar effect genoemd.


Hoofdstuk 4

Top-bar effect

4.1. Oorzaken

Vers beton bestaat uit een onstabiele spreiding van cementpasta en aggregaten. De zetting

van relatief zware vaste granulaten kan resulteren in een opwaartse verplaatsing van vrij

water in het verse beton onder de vorm van bleeding. Een deel van het bleeding water kan

dan het bovenste betonoppervlak bereiken terwijl het overige water achterblijft in bleeding

kanalen en onder verschillende obstakels, zoals aggregaten en wapeningsstaven. Een

stijging van het bleeding water veroorzaakt een variatie in de water/cementfactor tussen het

bovenste en het onderste deel van een te storten sectie. Dit heeft uiteraard een invloed op

de porositeit en mechanische eigenschappen van het beton.

Ten gevolge van bleeding en zettingen kan er een holte ontstaan onder horizontale

wapeningsstaven waardoor er plaatselijk geen contact meer bestaat tussen de staaf en het

omliggende beton. Deze holte neemt toe met toenemende hoogte van het beton onder de

staaf. Een eerste verklaring hiervoor is dat de toenemende betonhoogte ervoor zorgt dat er

meer beton beschikbaar is dat onderhevig is aan zettingen en bleeding. Hierdoor zullen die

openingen onder de staven toenemen. Een tweede verklaring is dat de toename van de

grootte van de opening in verband staat met de watertoename en water/cementfactor. De

ophoping van bleeding water onder horizontale wapeningsstaven kan lokaal tot een toename

van de water/cementfactor leiden en op die manier de hechtsterkte reduceren.

Dankzij de interactie tussen aanpalende vaste deeltjes in een dichte suspensie, kan de

segregatie van aggregaten leiden tot zetting van ongehydrateerde cementkorrels. De zetting

van vers beton rond de wapeningsstaven reduceert de effectieve bescherming van de staven

en leidt tot een kleine scheiding tussen de onderkant van de wapening en het beton. Dit leidt

tot een reductie van de hechtsterkte.

Oppervlaktezettingen kunnen leiden tot oppervlaktescheuren boven de bovenste

wapeningsstaven. De reden hiervoor is dat de wapeningsstaven een belemmering vormen

voor de zetting van het plastische beton. Deze oppervlaktescheuren reduceren de kwaliteit

van het contactoppervlak tussen de wapeningsstaaf en beton. Dit effect neemt toe met de

toename van het vrij watergehalte aangezien dit de viscositeit reduceert en het risico op

bleeding en zettingen doet toenemen. Oppervlaktezettingsscheuren nemen toe met de


toename van de wapeningsdiameter en de reductie van de betondekking boven de wapening

(Khayat, 1998).

De toename van de hoogte van de wand kan leiden tot een grotere hoeveelheid bleeding,

segregatie en oppervlaktezettingen, wegens de toename van de hoeveelheid vers beton.

Daaruit volgt dat de hechtsterkte tussen de bovenste wapeningsstaven en het omliggende

beton beduidend lager kan zijn dan dat met wapeningsstaven die lager gepositioneerd zijn.

Deze tendens van mindere hechtsterkte tussen horizontale wapeningsstaven en beton in de

bovenste secties van structurele elementen is gekend als het top-bar effect. Tijdens het

ontwerp kan er rekening gehouden worden met het top-bar effect door een modificatie factor

op de bovenste wapeningsstaven toe te passen. Dit houdt in dat de verankeringslengte

groter wordt genomen zoals aangegeven in vorig hoofdstuk 3.4.

Het effect van bleeding, segregatie en zettingen op de verminderde hechtsterkte tussen

beton en wapening is afhankelijk van verschillende factoren: stabiliteit van het beton,

toevoeging van hulpstoffen, de positie van de wapeningsstaaf, verdichtingsenergie, lekkage

van de bekisting en de ruwheid van de bekisting.

4.2. Effect toevoeging VMA

Volgens Khayat (1998) zal de toename van een dosis viscositeitsverhogende hulpstoffen

(VMA) resulteren in een sterke reductie van bleeding, zettingen en segregatie, ongeacht de

hoogte van het proefstuk.

Khayat (1998) stelt vast dat een toevoeging van VMA, met een dosis die gelijk is aan 0,07

procent van het cementgehalte, bleeding elimineert en zettingen en segregatie reduceert met

ongeveer 50 procent in vergelijking met gelijkaardig beton zonder VMA. Dit werd bekomen

uit een met de hand verdicht beton met een slump van 220 mm, waarvan proefstukken

vervaardigd werden met een hoogte van 500, 700 en 1100 mm. Ook komt Khayat (1998) tot

het besluit dat bleeding en zettingen aanzienlijk verminderen met de afname van de hoogte

van het proefstuk. Er is echter slechts een kleine reductie van de segregatie wanneer de

hoogte van de proefstukken afneemt van 1100 tot 500 mm.

De toevoeging van VMA is ook effectief in het verminderen van de segregatie van

traditioneel verdicht beton met externe verdichtingsenergie (Khayat & Guizani, 1997).

Ongeacht de hoogte van de proefstukken zullen de proefstukken met 0,035 en 0,07 procent

VMA respectievelijk een 30 en 50 procent lagere segregatiecoëfficiënt bevatten dan het

controleproefstuk zonder VMA. De percentages VMA zijn uitgedrukt ten opzichte van het

cementgehalte.


Terug volgens Khayat (1998) nemen de oppervlaktezettingen ook af met een toenemend

VMA-gehalte voor betonmengsels met een slump van 190 mm. Deze mengsels zijn

gelijkaardig aan de mengsels met een slump van 220 mm die hierboven beschreven zijn,

behalve dat er een kleinere dosis superplastificeerder is toegevoegd (0,3 l/m³ minder) om

deze kleinere slump te bekomen. Ongeacht de dosis VMA zal de reductie van de slump van

220 naar 190 mm leiden tot een aanzienlijke afname van de zettingen. Dit geeft een grotere

stabiliteit.

Aangezien de toevoeging van VMA resulteert in minder bleeding, zettingen en segregatie,

zal de spreiding tussen de gemiddelde hechtsterkte bij een bepaalde netto slip voor onder en

boven wapening aanzienlijk verschillend zijn voor beton dat VMA bevat tegenover beton

zonder VMA (Khayat, 1998). Als het beton een bepaalde dosis VMA bezit, is er weinig

verschil in stijfheid en maximum hechtspanning tussen de onderen bovenwapening. De

verhouding tussen de gemiddelde hechtsterkten voor onderwapening en bovenwapening

(Ubot/Utop) neemt aldus af met de toevoeging van VMA. Dit geldt ongeacht de netto slip,

plaatsingshoogte van de wapeningsstaaf en het type van verdichting.

4.3. Effect oppervlaktezettingen

Khayat (1998) deed ook onderzoek naar de oppervlaktezettingen van verschillende

zelfverdichtende betonmengsels. Hier stelde hij vast dat, ondanks het zeer vloeibare karakter

van de zelfverdichtende betonmengsels, de oppervlaktezettingen laag zijn en vergelijkbaar

zijn met die van het traditioneel verdichte beton met een slump van 190 mm. Voor de exacte

samenstelling van de betonmengsels wordt verwezen naar (Khayat, 1998).

Oppervlaktezettingen zijn nauw verwant met de bleeding capaciteit en segregatie die de

microstructuur van het contactoppervlak tussen het beton en wapeningsstaaf beïnvloeden.

Hoe groter de oppervlaktezettingen, hoe groter de bleeding capaciteit en hoe hoger de

segregatiecoëfficiënt. Dit heeft op zijn beurt een negatieve invloed op de hechtsterkte. Zo

bestaat er volgens Khayat (1998) een lineair verband tussen de maximale oppervlaktezetting

en de verhouding van de gemiddelde hechtsterkten voor onderwapening en bovenwapening

Ubot/Utop. Testen tonen aan dat de Ubot/Utop waarden lineair stijgen met een toenemende

waarde van de maximale zetting. Deze zetting is tevens een maat voor de stabiliteit en deze

kan verbeterd worden door toevoeging van een bepaald VMA gehalte samen met een

superplastificeerder om een minimale vloeibaarheid te garanderen.


4.4. Effect hoogte wapeningsstaaf in proefstuk

Verschillende auteurs melden in de literatuur dat de hechtsterkte aanzienlijk afneemt met

toenemende hoogte van het beton onder de wapeningsstaaf.

Khayat (1998) komt tot het besluit dat bleeding en zettingen aanzienlijk verminderen met de

afname van de hoogte van het proefstuk. Dit werd bekomen uit een met de hand verdicht

beton met een slump van 220 mm, waarvan proefstukken vervaardigd werden met een

hoogte van 500, 700 en 1100 mm. Elk proefstuk bevatte twee wapeningsstaven met een

diameter van 25 mm die zich op 75 mm van het boven- en ondervlak bevonden. Khayat

ondervond wel slechts een kleine reductie van de segregatie wanneer de hoogte van de

proefstukken afnam van 1100 tot 500 mm. Een afname van de hoogte van het proefstuk

resulteert dus in een afname van vooral bleeding en zettingen, wat leidt tot een afname van

de Ubot/Utop waarde.

Söylev & François (2006) vervaardigden 2 meter hoge kolommen met telkens 13 gladde

horizontaal ingebedde wapeningsstaven met een diameter van 10 mm. De verticale

tussenafstand bedroeg 150 mm. Pull-out proeven toonden aan dat een grotere hoogte van

de wapeningsstaaf in de kolom leidde tot een lagere hechtsterkte. De afname van deze

hechtsterkte met toenemende hoogte was belangrijker voor traditioneel beton dan voor

zelfverdichtend beton. Het grootste verlies aan hechtsterkte treedt volgens Söylev &

François (2006) op in de onderste 400 mm van de kolom als deze vervaardigd is uit beton

met sterkteklasse C20, C40 of SCC40. Uit proeven is gebleken dat de hechtsterkte van de

wapeningsstaven op een hoogte van 400 mm slechts 54 tot 64 procent bedraagt van die van

de onderste staven op een hoogte van 100 mm en 250 mm. Ondanks dat er een zekere

spreiding is van de resultaten, blijkt dat de maximale hechtsterkte verder afneemt in de

kolom voor grotere hoogten dan 400 mm. De afname is hier echter niet meer zo sterk als in

de onderste 400 mm. De hechtsterkte van de bovenste wapeningsstaven varieert tussen de

77 en 32 procent van de onderste wapeningsstaven voor de bovenvermelde betonmengsels.

Er is dus zeker een grote spreiding waar te nemen. Bij het gebruik van hogere sterkte beton

C50 en SCC50 neemt de maximale hechtsterkte op 400 mm hoogte minder snel af (28 % in

plaats van 54–64%). Voor grotere hoogten van de staven in deze kolommen (tot 1600 mm)

neemt de maximale hechtsterkte af met 21 tot 47 procent. Deze afname is beduidend lager

dan bij het gebruik van beton met een lagere sterkteklasse.

Nog volgens Söylev & François (2006) vertonen de betonmengsels met sterkteklassen C20

en C40 een gelijkaardig patroon als men de hechtsterkte bekijkt in functie van de hoogte van

de wapeningsstaven. Dit ondanks een enorm verschil in slump waarden, 160 mm voor C20

en 80 mm voor C40. Als men een zelfverdichtend beton SCC40 gebruikt met een slump flow


van 630 mm, dan blijkt de variatie van de hechtsterkte gelijkaardig te zijn aan de variatie bij

C20 en C40, maar het verlies van de hechtsterkte in functie van de hoogte is kleiner ondanks

zijn vloeibaarder karakter. Tenslotte geeft ook het gebruik van beton SCC50 een hogere

hechtsterkte dan C50, maar hun verlies aan hechtsterkte naargelang de hoogte is wel

vergelijkbaar. Beide grafieken lopen dan ook evenwijdig in een diagram waarin de maximale

hechtspanning uitgezet wordt in functie van de hoogte van de wapeningsstaaf.

4.5. Effect type van verdichting

Volgens Khayat (1998) zal een traditionele verdichting de stabiliteit van de mengsels

verminderen door de hoge verdichtingsenergie. Hierdoor zal de waarde van Ubot/Utop

toenemen. Khayat (1998) stelde vast dat de Ubot/Utop waarden van een betonmengsel met

0,035 procent VMA en een slump van 220 mm in proefstukken met hoogtes van 500 en 700

mm respectievelijk ongeveer 1,20 en 1,35 bedragen in het geval van met de hand verdicht

beton. Voor traditioneel verdicht beton zijn de waarden 1,50 en 1,75 wat dus beduidend

hoger is wegens de hogere verdichtingsenergie.

Ook ondervond Khayat (1998) dat zelfverdichtende betonmengsels die eveneens een

bepaald VMA gehalte bevatten, weinig zettingen en lage Ubot/Utop waarden vertonen ondanks

hun vloeibaar karakter. De Ubot/Utop waarden die overeenstemmen met de maximale

gemiddelde hechtsterkte variëren tussen 1,22 en 1,35. Dit is vergelijkbaar met de waarden

die bekomen zijn voor de met de hand verdichtte proefstukken met 190-mm slump beton

(1,25 en 1,40). Deze waarden zijn geldig voor proefstukken met een hoogte van 700 mm.

Voor de specifieke samenstelling van de betonmengsels wordt verwezen naar Khayat

(1998).

Tenslotte is er volgens Söylev & François (2006) geen duidelijk verschil waar te nemen

tussen de hechtsterktes bij het gebruik van C20, C40 en SCC40. Dit ondanks een aanzienlijk

verschil in water/cementfactor en slump. Dit kan volgens Söylev & François het gevolg zijn

van de vibratie-energie die de accumulatie van bleeding water doet afnemen onder de

wapeningsstaven. Beton met een hogere slump heeft meer verdichtingsenergie nodig om de

extra zettingen te overwinnen ten gevolge van deze hogere slump. Daardoor is vibratie-

energie gunstiger voor beton met hoge slump. De opwaartse beweging van dit bleeding

water veroorzaakt echter een hoger gehalte aan gecumuleerd bleeding water in het bovenste

deel van de wand (extern bleeding water). Bijgevolg zullen de bovenste wapeningsstaven bij

het gebruik van C20 hun hechting volledig verliezen wegens een hogere water/cementfactor

(0,75). Aangezien de water/cementfactor van SCC40 gelijk is aan 0,60 terwijl die voor C40

slechts 0,53 is, zou men verwachten dat SCC40 meer bleeding water vertoont aangezien


lagere waarden voor de water/cementfactor normaalgezien overeenkomen met minder

bleeding. Dit is echter niet het geval voor SCC40 en C40, zij vertonen onderling weinig

verschil. Men zou hieruit kunnen concluderen dat zelfverdichtend beton minder last heeft van

bleeding.

4.6. Contactoppervlak wapeningsstaal – beton

4.6.1. Openingen onder wapeningsstaven

Zoals eerder vermeld kan er een holte ontstaan onder horizontale wapeningsstaven ten

gevolge van bleeding en zettingen, waardoor er plaatselijk geen contact meer bestaat tussen

de staaf en het omliggende beton. De verhouding van de lengte waarover de staaf niet

gebonden is aan het beton tot de omtrek van de wapeningsstaaf wordt de defect factor

genoemd.

Volgens Söylev & François (2006) correspondeert de ontwikkeling van holten of defecten

met drie zones van sedimentatie ten gevolge van bleeding. Deze zones maken het mogelijk

om de interne bleeding te vergelijken met de hechtsterkte en de vorming van openingen.

Bekijkt men terug de 2 meter hoge kolommen met telkens 13 gladde horizontaal ingebedde

wapeningsstaven met een diameter van 10 mm op een verticale tussenafstand van 150 mm,

dan noemt men de onderste 250-400 mm de compression zone. Hier wordt het beton

verdicht ten gevolge van zijn eigengewicht. Boven deze zone bestaat er een zone of

constant defect. Tenslotte correspondeert de zone boven 1600 mm met the zone of clear

water. Hier is de vorming van openingen onder de wapeningsstaven het meest belangrijk en

is er een duidelijke accumulatie van bleeding water waar te nemen. Bij het gebruik van C20

is de hechting volledig verloren gegaan in deze zone. Voor de sterkteklasse C50 zijn er geen

defecten waar te nemen aan het contactoppervlak.

Söylev & François (2006) voerden ook het begrip bond efficiency ratio in. Dit is de

verhouding van de maximale hechtsterkte van de bovenwapening op de onderwapening.

Deze bond efficiency ratio blijkt ruwweg lineair gerelateerd te zijn met de defect factor, al

geldt dit enkel in het middelste deel van de kolom. Hieruit blijkt dat er een goed verband is

tussen de hechtsterkte en de openingen onder de wapeningsstaven in het middelste deel

van de kolom. Maar nabij de onderkant en de bovenkant is er geen evenredigheid. Nabij de

onderkant komt dit door de hogere dichtheid van het beton waardoor de bond efficiency

factor afneemt zonder dat de defect factor zal veranderen. De opwaartse beweging van

bleeding water reduceert de kwaliteit van het beton in het bovenste gedeelte van de wand.

Deze slechte kwaliteit kan een effect hebben op het verlies in hechtsterkte als de


hechtsterkte evenredig is met de sterkte van het omliggende beton. Dit blijkt ook zo te zijn

volgens Sonebi, Zhu & Gibbs (2001) en Söylev & François (2006).

Castel, Vidal, Viriyametanont & François (2006) vervaardigden kolommen met een hoogte

van 1100 mm waarin om de 100 mm afwisselend een gladde of geribde wapeningsstaaf met

een diameter van 12 mm geplaatst werd. De onderste wapeningsstaaf bevindt zich op een

hoogte van 50 mm. De betonmengsels die hiervoor gebruikt werden, waren zelfverdichtende

en traditioneel verdichte mengsels met een sterkteklasse C25 en C40. Men noteert deze als

SCC25, SCC40, C25 en C40. De eerste reductie van de hechtsterkte die optrad op een

hoogte van 200-300 mm kon toegeschreven worden aan openingen en zettingen onder de

horizontaal geplaatste wapening. Met behulp van een videomicroscoop werd het

contactoppervlak tussen staal en beton onderzocht. Daaruit bleek dat er geen opening waar

te nemen was onder de onderste wapeningsstaven op een hoogte van 50 mm en 150 mm,

maar dat er wel een opening te zien was onder de meer opwaarts gelegen staven en dat

deze opening steeds groter wordt naar boven toe. De openingen zijn ook iets groter onder

wapeningsstaven in traditioneel verdicht beton C40 dan in zelfverdichtend beton SCC40,

maar dit heeft blijkbaar geen invloed op de hechtsterkte aangezien die voor beide

betonmengsels gelijkaardig is op iedere hoogte. Het verschil in opening onder de wapening

is wel heel verschillend tussen SCC25 en C25. Bij C25 zijn de openingen groter aangezien

dit beton meer onderhevig is aan bleeding, vooral nabij de bovenkant van het proefstuk. Het

is vooral de maximum hoogte van de opening die groter is bij C25 en niet zozeer de lengte

waarover de staaf niet gebonden is aan het beton. Dit verklaart waarom het verschil in

hechtsterkte tussen SCC25 en C25 met geribde wapening vrij groot is terwijl dit met gladde

wapening niet het geval is. Bij het gebruik van gladde wapening heeft de hoogte van de

openingen geen effect op de hechting tussen het staal en beton. In tegenstelling tot de

geribde staven waar de hoogte van de openingen wel een invloed hebben op de hechting

dankzij de hoogte van de ribben. Bij SCC25 zal de hoogte van de openingen kleiner zijn dan

de hoogte van de ribben waardoor er nog steeds contact is tussen het wapeningsstaal en het

omringende beton. Bij C25 zijn de openingen zo groot dat zelfs de ribben geen contact meer

maken met het omringende beton, waardoor het verschil in hechtsterkte tussen C25 en

SCC25 bij geribde wapeningsstaven groter is dan bij gladde wapeningsstaven.

Algemeen kan gezegd worden dat de hechtsterkte van zowel gladde als geribde staven

afneemt met toenemende hoogte van de wapening in het proefstuk.


4.6.2. Elasticiteitsmodulus en microhardheid

Om de contactoppervlak eigenschappen tussen het wapeningsstaal en het omringende

beton te bestuderen, maakt men in de literatuur gebruik van nanotechnologie. Sonebi, Zhu &

Gibbs (2001) bestudeerden deze zone op een afstand van 0 tot 80 µm boven en onder de

wapeningsstaaf. Hun resultaten tonen aan dat de gemiddelde elasticiteitsmodulus en

microhardheid van het contactoppervlak aanzienlijk lager zijn aan de onderkant van de

wapeningsstaaf dan aan de bovenkant. Dit geldt zowel voor zelfverdichtend als voor

traditioneel beton, beiden met een sterkteklasse C60 en een water/cementfactor van

respectievelijk 0,58 en 0,43. De elasticiteitsmodulus net boven de wapeningsstaaf is voor het

zelfverdichtend en traditioneel beton respectievelijk gelijk aan 17,2 GPa en 16,8 GPa. Voor

de elasticiteitsmodulus net onder de wapeningsstaaf wordt dit respectievelijk 13,8 GPa en

11,8 GPa. De microhardheid net boven de wapeningsstaaf is voor het zelfverdichtend en

traditioneel beton respectievelijk gelijk aan 311 MPa en 337 MPa, terwijl deze net onder de

staaf respectievelijk gelijk is aan 262 MPa en 269 MPa. Hieruit kan besloten worden dat de

gemiddelde contactoppervlak eigenschappen voor traditioneel verdicht beton 20-30% lager

zijn aan de onderkant van de wapeningsstaaf dan aan de bovenkant. Voor zelfverdichtend

beton is de reductie beperkt tot 15-20%. Alhoewel de verschillen in de eigenschappen van

het contactoppervlak niet heel groot zijn tussen zelfverdichtend en traditioneel beton, blijkt

dat zelfverdichtend beton iets homogener is dan het traditionele. Belangrijk om te vermelden

is dat de stortrichting van het beton loodrecht was ten opzichte van de positie van de

wapeningsstaaf.

Dat de elasticiteitsmodulus en de micro-sterkte in de contactzone lager zijn aan de onderkant

van de horizontaal ingebedde wapeningsstaaf dan aan de bovenkant werd ook vastgesteld

door Zhu, Sonebi & Bartos (2004). Zij deden exact dezelfde testen met exact dezelfde

betonmengsels met sterkteklasse C60. De elasticiteitsmodulus net boven de wapeningsstaaf

is voor het zelfverdichtend en traditioneel beton respectievelijk gelijk aan 15,9 GPa en 17,4

GPa. Voor de elasticiteitsmodulus net onder de wapeningsstaaf wordt dit respectievelijk 15,9

GPa en 10,0 GPa. De microhardheid net boven de wapeningsstaaf is voor het

zelfverdichtend en traditioneel beton respectievelijk gelijk aan 306 MPa en 340 MPa terwijl

deze net onder de staaf respectievelijk gelijk is aan 222 MPa en 236 MPa. Hieruit kon men

concluderen dat als men traditioneel verdicht beton gebruikt, de gemiddelde

elasticiteitsmodulus en micro-sterkte 30 tot 40 % lager zijn aan de onderkant van de

wapeningsstaaf dan aan de bovenkant. Dit verschil is duidelijk minder uitgesproken als men

zelfverdichtend beton gebruikt aangezien er hier geen verschil is voor de elasticiteitsmodulus

boven en onder de wapening. De microhardheid is wel ongeveer 30 % lager aan de

onderkant van de staaf.


De verbetering van de contactzone en de uniformiteit voor zelfverdichtend beton is

hoofdzakelijk te wijten aan twee effecten. Ten eerste aan de verbeterde stabiliteit en

verminderde interne bleeding en ten tweede aan de verbeterde pakkingsdichtheid rond de

wapeningsstaven ten gevolge van de gebruikte fijne poeders.

Zhu, Sonebi & Bartos (2004) gebruikten tenslotte ook nog vezelversterkt beton met

sterkteklasse C60. Dit bleek aanzienlijk hogere eigenschappen van de contactzone en een

kleiner verschil tussen de boven- en onderkant van de wapeningsstaaf te geven. De

elasticiteitsmodulus was 20 % lager aan de onderkant van de staaf ten opzichte van de

bovenkant, voor de microhardheid was er geen enkel verschil waar te nemen tussen onder-

en bovenkant. Dit is te wijten aan het zeer fijne kalksteenpoeder dat gebruikt werd in dit

beton. Dit leidt tot een verbetering van de pakkingsdichtheid in de contactzone en stabiliteit

van het vers beton.

Volgens Zhu, Sonebi & Bartos (2004) blijkt dat de elasticiteitsmodulus een minimum bereikt

op een afstand van 10-30 µm van het staaloppervlak. Met toenemende afstand neemt de

elasticiteitsmodulus toe en hij wordt constant op afstanden groter dan 40-50 µm. Een

gelijkaardige trend wordt ook waargenomen voor de micro-sterkte in de contactzone.

4.7. Effect porositeit

Söylev & François (2006) bestudeerden de porositeit van het beton in functie van de hoogte

in een 2 meter hoge wand en gingen na of er enig verband was met de hechtsterkte. Ze

ondervonden dat de porositeit op een hoogte groter dan 250 mm meestal onafhankelijk was

van de hoogte. Bij het gebruik van een beton met sterkteklasse C20 is dit echter niet het

geval en zal de porositeit nog toenemen met toenemende hoogte in de kolom. Dit is het

gevolg van de hogere water/cementfactor die hierbij gehanteerd werd. In het onderste deel

van de kolom (beneden de 100 mm) bestaat er een zone met een hogere dichtheid waardoor

de porositeit afneemt. Dit komt door de verdichting die veroorzaakt wordt door het

eigengewicht van het beton.


4.8. Effect druksterkte

4.8.1. Invloed hoogte in proefstuk

Hoshino (1989) ondervond dat de toename van uitwendig bleeding water de druksterkte in

de bovenste delen van kolommen sterk reduceert, zonder dat er een grote afname van de

druksterkte in de onderste delen optreedt.

Ook Söylev & François (2006) constateerden dat de betondruksterkte lichtjes afneemt met

toenemende hoogte van de wapeningsstaven in kolommen, al is er wel een duidelijke

spreiding waar te nemen. Deze spreiding is meestal te wijten aan het loodrecht uitboren van

de kernen ten opzichte van de richting waarin het beton gestort wordt. Ook Khayat, Tremblay

& Paultre (1999) melden dat de druksterkte de neiging heeft om af te nemen met

toenemende betondekking onder de wapening.

4.8.2. Invloed type betonmengsel

Sonebi & Bartos (1999) vergeleken de druksterkten van twee zelfverdichtende

betonmengsels SCCH en SCCC met een traditioneel betonmengsel als referentie. Zij stelden

vast dat er op jonge leeftijd slechts kleine verschillen in druksterkte optraden tussen deze

drie betonmengsels. Hierbij bedroeg de water/cementfactor voor SCCH 0,71, voor SCCC

0,59 en voor het referentiemengsel 0,68. Het poedergehalte was voor SCCH en SCCC

respectievelijk 0,38 en 0,39. Het verschil in druksterkte nam echter wel toe met toenemende

leeftijd van het beton tengevolge van het effect van de gemalen gegranuleerde

hoogovenslakken en kalksteenpoeder.

4.8.3. Invloed verhardingscondities

Sonebi & Bartos (1999) hielden ook rekening met de verhardingscondities. Zo kwamen ze tot

het besluit dat de druksterkten van de proefstukken die verhard waren in water hoger lagen

dan diegenen die verhard waren in de lucht. Op 28 dagen bedroeg het verschil in druksterkte

voor het zelfverdichtend beton 17% tussen de verharding in water en in lucht terwijl dat voor

het traditioneel verdicht beton meer dan 40% bedroeg. Hieruit kan men besluiten dat het

effect van de uithardingscondities op de druksterkte kleiner is voor het zelfverdichtende

beton dan voor het traditioneel beton. Op dezelfde wijze bekomt men dat de treksterkte van

het zelfverdichtende beton op 28 dagen hoger is dan dat van het traditioneel beton.


4.9. Besluit

Het is belangrijk om voldoende aandacht te geven aan de stabiliteit van het vloeibaar beton

dat gebruikt wordt om het storten te vergemakkelijken. Bleeding, segregatie en

oppervlaktezettingen kunnen anisotropie veroorzaken in de richting waarin gestort wordt. Zo

kan het contactoppervlak tussen de aggregaten en de cementpasta verzwakken alsook

tussen de wapeningsstaven en de cementpasta. Dit kan leiden tot microscopisch kleine

scheurtjes. Het top-bar effect wordt erg beïnvloed door het optreden van

oppervlaktezettingen, dit is op zijn beurt gerelateerd aan bleeding en segregatie. Er zijn twee

oorzaken die kunnen leiden tot een grotere reductie van de hechtsterkte van de

bovenwapening. Een eerste oorzaak is de toename van de hoogte van de wapeningsstaaf in

een betonnen kolom. Hoe hoger de wapeningsstaaf is ingebetonneerd, hoe hoger het top-

bar effect. Een tweede oorzaak is de toename van de verdichtingsenergie. Beiden zorgen

ervoor dat er een grotere verankeringslengte nodig is om de beoogde hechtsterkte te

bekomen.

Ongeacht de hoogte van de proefstukken en het type van verdichten, zal de toevoeging van

VMA leiden tot een verhoogde stabiliteit en een verminderd top-bar effect van vloeibaar

beton. Dit geldt zowel voor traditioneel als voor zelfverdichtend beton. Een relatief kleine

dosis VMA geeft een betere stabiliteit en hechtsterkte dan een gelijkaardig beton zonder

VMA. De verbetering van de samenhang van het vloeibaar beton leidt tot de reductie van

bleeding, segregatie en oppervlaktezettingen. Dit resulteert dan in een vermindering van

structurele defecten die veroorzaakt worden door toenemende porositeit onder de

wapeningsstaven. Dit geldt dan vooral voor bovenwapening.

Voor gelijk welke wapeningsdiameter is de hechtsterkte hoger bij het gebruik van

zelfverdichtend beton in vergelijking met traditioneel verdicht beton.

De genormaliseerde hechtsterktes van zelfverdichtend beton is ongeveer 10 to 40 % hoger

dan dat van traditioneel verdicht beton. Dit is te wijten aan het lager watergehalte en vooral

aan het hoger poedergehalte in zelfverdichtend beton. Dit reduceert de accumulatie van

bleeding water onder de horizontaal ingebedde wapeningsstaven. In normaal verdicht beton

kan dit de locale water/cementfactor doen toenemen waardoor de hechtsterkte afneemt

onder de wapeningsstaaf.

De elasticiteitsmodulus en microhardheid van de contactzone zijn lager aan de onderkant

van de wapeningsstaaf dan aan de bovenkant. Dit is vooral het geval bij traditioneel verdicht

beton. De contactzone heeft dus slechtere eigenschappen onder de wapeningsstaaf ten

gevolge van interne bleeding en zettingen van de deeltjes tijdens het storten van het beton.


Het verschil in eigenschappen van de contactzone tussen de boven- en onderkant van de

horizontaal ingebedde wapeningsstaaf is minder uitgesproken bij het gebruik van

zelfverdichtend beton. De verbeterde micro-mechanische eigenschappen van de

contactzone en de uniformiteit van het SCC hangt samen met de toenemende hechtsterkte

tussen beton en wapening.

De verankeringslengte van de bovenste wapeningsstaven zou vermeerderd moeten worden

met een factor om op die manier een constante hechtsterkte te verzekeren op elke hoogte.

Deze factor wordt de casting position factor genoemd en is gelijk aan de verhouding van de

hechtsterkte van de onderste wapeningsstaaf tot de hechtsterkte van een wapeningsstaaf op

een bepaalde hoogte. Er bestaat een lineair verband tussen de casting position factor en de

hoogte van de wapeningsstaaf. De casting position factor neemt toe met toenemende

hoogte. Ook een hogere slump zal deze factor doen toenemen. Algemeen kan ook besloten

worden dat de casting position factor gereduceerd wordt met toenemende sterkteklasse van

het beton.

_________________________________________________________________________________Top-bar effect in zelfverdichtend beton 35

Hoofdstuk 5

Experimenteel programma: kolommen

Het experimenteel programma bestond uit twee delen. In het eerste deel werden er negen

betonnen kolommen gemaakt waarbij de bekisting gevuld werd van bovenaf. In het tweede

deel werd er een grote wand vervaardigd waarbij het beton onderaan in de bekisting

gepompt werd. Al deze kolommen en wand bevatten op verschillende hoogten uitstekende

wapeningsstaven die door middel van pull-out proeven uit het beton getrokken werden. Het

doel was om zo de hechting tussen het beton en het wapeningsstaal te bestuderen evenals

de bijhorende slip die optrad bij deze trekproeven. De grote wand wordt besproken in het

volgende hoofdstuk terwijl dit hoofdstuk volledig gewijd is aan de kolommen.

5.1. Opstelling

In totaal werden er dus negen kolommen gemaakt met behulp van een houten bekisting.

Deze kolommen hebben een breedte van 450 mm, een hoogte van ± 1700 mm en een dikte

van 200 mm. Elke kolom bevat tien wapeningsstaven met gelijke diameters die ongeveer 0,8

meter uit het beton uitsteken. De schikking van de wapening is weergegeven in Figuur 14. Er

zitten telkens twee staven op een hoogte van 150 mm, 350 mm, 850 mm, 1350 mm en 1550

mm. Hierdoor krijgt men een mooi verloop van de hechtsterkte in functie van de hoogte en is

er steeds een controle voorhanden aangezien er zich twee staven op elke hoogte bevinden.

De wapeningsstaven hechten niet over de volledige 200 mm aan het beton, maar wel over

een lengte die gelijk is aan drie keer de wapeningsdiameter. Aangezien er voor de negen

kolommen met drie verschillende wapeningsdiameters (10 mm, 12 mm, 16 mm) gewerkt

werd, bedroeg de verankeringslengte respectievelijk 30 mm, 36 mm en 48 mm. Om deze

verankeringslengte te bekomen werd er een plastieken buisje over de wapening geschoven

op de plaats waar er geen hechting mocht optreden tussen het staal en het beton. Deze

buisjes zijn eveneens waar te nemen in Figuur 14. De uiteinden van deze buisjes werden

afgedicht met siliconen opdat er geen beton zou kunnen binnendringen in deze buisjes.

_________________________________________________________________________________Top-bar effect in zelfverdichtend beton

Figuur 14: Vooraanzicht, zijaanzicht en bovenaanzicht

Voor de negen kolomm

drie betonsoorten werden elk gecombineerd met de drie verschillende wapeningsdiameters

wat een totaal van negen

bekistingspanelen werden verwijde

beproefd door middel van pull

_________________________________________________________________________________bar effect in zelfverdichtend beton

: Vooraanzicht, zijaanzicht en bovenaanzicht kolom met wapeningsstaven (

kolommen werden in totaal drie verschillende betonsoorten gebruikt. Deze


wat een totaal van negen kolommen oplevert. Het storten gebeurde van bovenuit. De

bekistingspanelen werden verwijderd na ± 3 dagen en na 28 dagen werden de

beproefd door middel van pull-out proeven.

Figuur 15: Kolom met 10 wapeningsstaven

_________________________________________________________________________________36

wapeningsstaven (φφφφ10), in mm

totaal drie verschillende betonsoorten gebruikt. Deze


oplevert. Het storten gebeurde van bovenuit. De

3 dagen en na 28 dagen werden de kolommen


5.2. Materialen

5.2.1. Beton

Zoals eerder vermeld, werden er drie verschillende betonsoorten gebruikt voor het

vervaardigen van de kolommen. Het eerste is een traditioneel verdicht beton en wordt verder

genoteerd als TB1. De andere twee zijn zelfverdichtende betonsoorten en worden aangeduid

als SCC1 en SCC2. SCC1 heeft dezelfde water/cementfactor als TB1, maar zijn druksterkte

is beduidend hoger. SCC2 heeft op zijn beurt een hogere water/cementfactor, maar heeft

eenzelfde druksterkte als TB1.

Al deze betonmengsels zijn gemaakt met een hoogperformant Portland cement CEM I 52,5

N. Dit zorgt voor een snelle verharding en geeft een hoge sterkte op korte en middellange

termijn. Verder bevatten de mengsels een bepaalde hoeveelheid water, zand 0/4, grind 2/8

en grind 8/16 zoals aangegeven in Tabel 3. De korrelverdelingsdiagramma van deze

materialen zijn terug te vinden in bijlage A.

Tabel 3: Samenstelling

Materialen TB1 SCC1 SCC2

zand 0/4 [kg/m³] 640 853 853 grind 2/8 [kg/m³] 462 263 263

grind 8/16 [kg/m³] 762 434 434 CEM I 52,5N [kg/m³] 360 360 300 water [kg/m³] 165 165 165

filler kalksteenmeel P2 [kg/m³] 0 240 300 glenium 51 [l/m³] 0 3,81 3,15 P (poeder) [kg/m³] 360 600 600

W/C [-] 0,46 0,46 0,55 W/P [-] 0,46 0,28 0,28 C/P [-] 1 0,6 0,5

De bovenstaande betonmengsels werden in de loop der jaren geoptimaliseerd in het labo

Magnel. In bijlage B zijn hun eigenschappen weergegeven, deze worden verder besproken

in volgende paragraaf. De zelfverdichtende mengsels SCC1 en SCC2 zijn gemaakt met een

water/cementfactor van respectievelijk 0,46 en 0,55 en een water/poederfactor van 0,28. Het

traditionele mengsel TB1 met een water/cementfactor van 0,46 zoals bij SCC1 werd gebruikt

als controle mengsel om de zelfverdichtende mengsels mee te vergelijken. Het watergehalte

bedraagt voor alle mengsels 165 kg/m³.


TB1 en SCC1 bevatten elk 360 kg/m³ cement terwijl SCC2 slechts 300 kg/m³ bevat. SCC2

bevat wel 60 kg/m³ meer kalksteenmeel waardoor het poedergehalte voor beide

zelfverdichtende mengsels gelijk is aan 600 kg/m³. Het poedergehalte van TB1 is uiteraard

gelijk aan de hoeveelheid cement, 360 kg/m³, aangezien hier geen kalksteenmeel werd

toegevoegd. Zelfverdichtende betonmengsels bevatten dus duidelijk een hoger

poedergehalte. De reden hiervoor is dat zelfverdichtende mengsels niet meer verdicht

worden met uitwendige trillingsenergie. Hierdoor moet ZVB zeer goede

stromingskarakteristieken hebben rondom hindernissen en wapeningsstaven zonder risico

op segregatie en blokkering ten gevolge van te grote granulaten. Grote granulaten dienen

dus vermeden te worden. Door de toename van fijn materiaal is er meer cement nodig en dit

heeft een zeer hoge kostprijs. Daarom is het aangewezen om cement te vervangen door

poeder, wat veel goedkoper is.

De zelfverdichtende betonmengsels bevatten ook een bepaald gehalte aan

superplastificeerder met name Glenium 51 con.35% SPL. Door het gebruik van deze

hulpstof wordt de verwerkbaarheid aanzienlijk hoger bij gelijke water/cementfactor of kan een

veel lagere W/C gebruikt worden.

Voor de aanmaak van de zelfverdichtende betonmengsels werd eerst het zand, grind,

cement en kalksteenmeel in de betonmixer geplaatst. Dit werd 1 minuut droog gemengd

waarna er water werd toegevoegd. Vervolgens werd er nog 30 seconden nat gemengd om

dan de superplastificeerder toe te voegen, waarna er nog 2 minuten en 30 seconden werd

gemengd. Het juist inschatten van het Gleniumgehalte is niet eenvoudig: te weinig geeft niet

de gewenste zelfverdichtende eigenschappen, terwijl te veel voor ontmenging zorgt. Op deze

mengsels werden de proeven gedaan die beschreven worden in Hoofdstuk 2, namelijk slump

flow, V-funnel, L-box, sieve stability, volumemassa en luchtgehalte vers beton.

Voor de aanmaak van de traditionele betonmengsels werd eerst het zand, grind en cement

in de betonmixer geplaatst. Dit werd eveneens 1 minuut droog gemengd waarna er water

werd toegevoegd. Tenslotte werd er nog 3 minuten nat gemengd. Op deze mengsels werd

enkel de slump-test en de schoktafel toegepast.

5.2.2. Staal

Er werden drie verschillende diameters gebruikt voor de geribde stalen wapeningsstaven,

namelijk 10 mm, 12 mm en 16 mm. De eigenschappen van de verschillende staven zijn

weergegeven in Tabel 4. In bijlage C zijn het kracht–vervormingdiagram en het spanning–

vervormingdiagram gegeven.


Tabel 4: Eigenschappen stalen wapeningsstaven

φφφφ 10 mm φφφφ 12 mm φφφφ 16 mm

oppervlakte (mm²) 78,54 113,10 201,06

vloeikracht (kN) 45 67 117

breukkracht (kN) 50,3 75,9 130,5

fy (N/mm²) 573,9 585,6 584,2

fu (N/mm²) 641,5 663,4 651,8

5.3. Test programma

Het test programma bestond uit twee delen. In een eerste fase werden de eigenschappen

van het verse beton bepaald. De tweede fase bestond uit de bepaling van de eigenschappen

van het verhard beton en de hechtsterkte tussen de wapeningsstaven en het beton.

5.3.1. Proeven vers traditioneel beton: TB1

5.3.1.1. Slump-test

De slump-test bepaalt de zetmaat en wordt uitgevoerd volgens NEN 5956. De kegel wordt in

drie lagen van gelijke hoogte gevuld waarbij elke laag tienmaal gepord wordt. Nadien wordt

de kegel tot iets boven de rand aangevuld met betonspecie waarna de bovenkant glad wordt

afgestreken. Na 30 seconden wordt de kegelmantel in circa 5 seconden gelijkmatig en

rechtstandig omhoog gehaald. De inzakking van de speciekegel ten opzichte van de

oorspronkelijke hoogte (in mm) is de zetmaat.

Het meten van de zetmaat is de eenvoudigste en over de hele wereld waarschijnlijk de

meest toegepaste manier om de verwerkbaarheid te meten. Het is een statische methode.

De door porren verdichte speciekegel zakt in onder invloed van de zwaartekracht. Een

nadeel is dat de zetmaat niets zegt over de reologie. Betonspecies met een totaal

verschillend reologisch karakter kunnen dezelfde zetmaat hebben.

Figuur 16: Slump-test


5.3.1.2. Schoktafel

Met de schoktafel is het mogelijk om de schudmaat te bepalen volgens NEN 5957. De kegel

wordt op dezelfde manier gevuld en verwijderd als bij de zetmaat. Daarna wordt het

bovenraam tegen de aanslag opgetild en losgelaten. Deze handeling wordt tienmaal

uitgevoerd. De schudmaat is dan het gemiddelde van de middellijn van de speciekoek,

gemeten in twee loodrecht op elkaar staande richtingen. De schokmaat is dus een

dynamische meting.

Figuur 17: Schoktafel

5.3.2. Proeven vers zelfverdichtend beton: SCC1 en SCC2

Deze proeven werden reeds uitvoerig besproken in Hoofdstuk 2.3.

5.3.3. Proeven verhard beton

In de tweede fase werden de eigenschappen van het verharde beton bepaald zoals de

druksterkte en de hechtsterkte tussen de wapeningsstaven en het beton.

5.3.3.1. Druksterkte

De druksterkte van het verharde beton werd op 28 dagen bepaald volgens de norm NBN B

15-220. Hiertoe werden 3 kubussen met zijde 150 mm en 3 cilinders met diameter 150 mm

en hoogte 300 mm aangemaakt en bewaard bij 20 ± 1°C en bij een relatieve vochtigheid van

meer dan 90 %. Men bekomt dan de gemiddelde kubus- en cilinderdruksterkte fcm,cube en fcm.

Deze dienen dan nog omgezet te worden naar de karakteristieke kubus- en

cilinderdruksterkte fck,cube en fck door middel van volgende betrekking:

�() = �(9 − 8�;

De druksterkte werd ook bepaald in functie van de hoogte, maar enkel voor de drie

kolommen met wapeningsstaven met diameter 12 mm. Hiertoe werden drie kernen geboord

in de kolom: een onderaan, een bovenaan en een in het midden van de kolom. Hierop


werden dan drukproeven uitgevoerd om een idee te krijgen van het druksterkteverloop van

de kolom in functie van de hoogte.

5.3.3.2. Pull-out test

De pull-out testen werden uitgevoerd na 28 ± 1 dagen op de wapeningsstaven van de

kolommen die beschreven zijn in paragraaf 5.1. Het doel was om de hechtsterkte te bepalen

tussen de wapeningsstaven en het omringende beton.

De wapeningsstaven die uit het beton steken werden aan het ene, langste, uiteinde

onderworpen aan een trekkracht. Dit noemt men de actieve kant. Het andere uiteinde bleef

vrij van spanningen en noemt men de passieve kant. De trekkracht werd opgewekt met

behulp van een vijzel met een bereik van 100 kN en werd overgebracht op de

wapeningsstaaf via een statief met verdeelplaat dat zich afzet tegen de kolom. De trekkracht

werd handmatig opgevoerd met 2 kN per minuut tot op het moment dat de hechting volledig

verloren ging. Het verband tussen de trekkracht en de relatieve verplaatsing tussen het staal

en beton werd opgemeten. De trekkracht werd gemeten met een meetcel met een bereik van

200 kN terwijl de slip gemeten werd met twee keer drie LVDT-meetpennen (Linear Variable

Differential Transformer). Deze pennen kwamen zowel aan de passieve als aan de actieve

kant en werden bevestigd aan de wapeningsstaaf. Aan de actieve kant werd de staaf uit het

beton getrokken waardoor de LVDT-meetpennen uitgeschoven werden terwijl de LVDT-

meetpennen aan de passieve zijde ingedrukt werden aangezien de staaf daar in de kolom

verdween. De waarden die aan de passieve kant werden opgemeten, gaven meteen de

juiste netto slip van de wapeningsstaaf ten opzichte van het omringende beton. Deze zijn het

meest betrouwbaar. De waarden die aan de actieve kant werden opgemeten, moesten nog

verminderd worden met de verlenging van de wapeningsstaaf ten gevolge van de trekkracht:

Δ� = = ∙ � =>?

∙ � =@96A

B ∙ ?∙ �

Hierin stelt l de lengte van de wapeningsstaaf voor vanaf de plaats waar de staaf hecht aan

het beton tot daar waar de LVDT-meetpennen bevestigd zijn aan de staaf. Pmax is de

maximale trekkracht die de wapeningsstaaf kon weerstaan, A is de oppervlakte en E is de

elasticiteitsmodulus van de wapeningsstaaf.

In Figuur 18 is alles overzichtelijk weergegeven. Links van de kolom zijn de drie meetpennen

aan de passieve kant te zien. Rechts van de kolom bevindt zich het statief met daarbinnen

de drie meetpennen aan de actieve kant. Vervolgens is de vijzel en de meetcel waar te

nemen.


Figuur 18: Pull-out proef

Eens de maximale hechtsterkte gekend was, kon de maximale hechtspanning τmax berekend

worden met behulp van volgende formule:

C96A =@96A

D ∙ � ∙ E

Hierin stellen Pmax, d en L respectievelijk de maximale trekkracht, de wapeningsdiameter en

de verankeringslengte voor. De verankeringslengte werd gelijk genomen aan drie keer de

wapeningsdiameter.


5.4. Resultaten

5.4.1. Vers beton

In Tabel 5 zijn de resultaten weergegeven van de proeven op het verse beton.

De slump flow bij de zelfverdichtende betonmengsels varieert tussen de 720-850 mm.

Volgens De Schutter, Bartos, Domone & Gibbs (2008) zorgt een slump flow tussen 660-750

mm voor een goede vulcapaciteit. Een beton met deze eigenschappen is bruikbaar voor de

meeste praktische toepassingen. Vanaf 760 tot 850 mm heeft het mengsel een hoge

vulcapaciteit waardoor het zeer gemakkelijk stroomt in moeilijk te bereiken plaatsen zoals

dichte wapeningsnetten. SCC1-10 is het enige ZVB dat tot de categorie met een goede

vulcapaciteit behoort, de anderen hebben een hoge vulcapaciteit. Bij deze laatste moet er

wel extra gelet worden of er voldoende segregatieweerstand voorhanden is.

Een typische waarde voor de passing ratio (H2/H1) voor ZVB, gemeten met een L-box, is

volgens De Schutter, Bartos, Domone & Gibbs (2008) gelegen rond 0,90. De minimum

waarde is ongeveer gelijk aan 0,80. Een waarde lager dan 0,75 is onbetrouwbaar wat het

geval is voor SCC2-12. De overige mengsels schommelen allemaal tussen de 0,80 en 1,0.

Dit wijst op een hoge capaciteit om te vloeien doorheen nauwe openingen. Voor SCC2-10*

en SCC2-10 is de passing ratio zelfs iets groter dan 1. Dit is te wijten aan een lage viscositeit

en een hoge tixotropie zoals reeds uitgelegd in paragraaf 2.3.3.

De sieve stability is voor SCC2-10, SCC1-12 en SCC1-16 gelegen tussen 15-20 %. Volgens

de Europese richtlijnen geeft dit een voldoende weerstand tegen statische segregatie. Voor

SCC1-10, SCC2-10*, SCC2-12 en SCC2-16 ligt de sieve stability tussen 5-15 % wat

overeenkomt met een goede weerstand tegen statische segregatie. Een nog lagere waarde

zou problemen kunnen opleveren met de vulcapaciteit aangezien het betonmengsel dan te

viskeus zou zijn.

De waarden van de doorstroomtijden in de V-funnel zijn gelegen tussen de 10-15 seconden.

Eveneens volgens Europese richtlijnen geldt dat deze doorstroomtijden wijzen op een

gemiddelde tot lage vulcapaciteit aangezien ze behoren tot de klasse van 9-25 seconden. Dit

is tegenstrijdig met de conclusies die getrokken zijn uit de slump flow waarden.

Voor het traditioneel beton zijn de slump waarden gelegen tussen 20–30 mm waardoor deze

betonmengsels behoren tot de consistentieklasse S1. De schokmaat is gelegen tussen 380–

410 mm waardoor deze mengsels behoren tot consistentieklasse F2.


Tabel 5: Resultaten vers beton

TB1-

10

SCC1-

10

SCC2-

10*

SCC2-

10

TB1-

12

SCC1-

12

SCC2-

12

TB1-

16

SCC1-

16

SCC2-

16

Volumemassa [kg/m³] 2360 2360 2480 2370 2380 2390 2380

Sieve stability [%] 10,3 14,9 17,1 15,4 6,0 16,4 6,1

L-box [H2/H1] 0,80 1,01 1,01 1,00 0,66 0,98 0,80

Slump flow [mm] 720 840 770 810 770 850 760

V-funnel [sec.] 14,8 12,8 10,4 10,6 11,5 11,7 15,2

Luchtgehalte [%] 2,7 1,8 2,5 1,8 2,7 1,7 2,45

Slump S [mm] 30 20 20

Schokmaat F [mm] 387,5 409 381,5

Consistentieklasse S1,F2 SF2 >SF2 >SF2 S1,F2 >SF2 >SF2 S1,F2 >SF2 >SF2

5.4.2. Verhard beton

In Tabel 6 is voor elk betonmengsel de karakteristieke druksterkte na 28 dagen en de

volumemassa van de controlekubussen en –cilinders weergegeven.

Voor het traditionele beton TB1 schommelt de karakteristieke kubusdruksterkte rond 52

N/mm² terwijl dit voor SCC2 ongeveer 55 N/mm² is. De kubusdruksterkte van SCC1 is

ongeveer gelijk aan 67 N/mm² wat dus beduidend hoger is dan bij SCC2 en TB1. Dit is ook

logisch aangezien SCC1 een lagere water/cementfactor en een hogere cement/poeder bevat

dan SCC2.

De karakteristieke cilinderdruksterkte voor TB1 en SCC2 heeft een grootteorde van

ongeveer 50 N/mm² wat ervoor zorgt dat deze behoren tot sterkteklasse C45/55. SCC1 geeft

hier druksterktes tot 60 N/mm² en behoort aldus tot sterkteklasse C53/65.

Tabel 6: Druksterkte en volumemassa controlekubussen en –cilinders

TB1-

10

SCC1-

10

SCC2-

10*

SCC2-

10

TB1-

12

SCC1-

12

SCC2-

12

TB1-

16

SCC1-

16

SCC2-

16

fck,cube [N/mm²] 53,6 67,4 57,7 57,2 52,6 66,7 55,6 51,2 66,6 53,8

fck [N/mm²] 53,9 47,8 51,5 60,6 49,5 47,6 58,9 47,2

ρρρρcub [kg/m³] 2370 2340 2370 2320 2390 2370 2350 2370 2360 2340

ρρρρcil [kg/m³] 2370 2370 2380 2370 2350 2370 2370 2340


5.4.3. Netto slip

In bijlage D is voor elke kolom het verloop van de netto slip van de wapeningsstaven uitgezet

in functie van de trekkracht die uitgeoefend werd op de staven tijdens de pull-out proeven.

Niet elke wapeningsstaaf is weergegeven in de grafieken, enkel de bovenste twee op een

hoogte van 1550 mm (rood) en de onderste twee op 150 mm (blauw).

Het eerste wat opvalt is dat voor elke staaf de netto slip exponentieel toeneemt met

toenemende trekkracht. Dit is uiteraard niet meer dan logisch en werd ook vastgesteld door

Zhu, Sonebi & Bartos (2004). In het begin zal de slip slechts zeer geleidelijk aan toenemen,

terwijl bij grotere trekkrachten de slip steeds sneller toeneemt tot wanneer de maximale

trekkracht bereikt wordt. Deze maximale trekkracht is dan de maximale hechtsterkte van de

wapeningsstaaf. De hechting tussen de wapeningsstaaf en het beton is nu verloren gegaan.

De slip die hoort bij de maximale hechtsterkte is dan de maximale slip. Hierbij dient wel

vermeld te worden dat de waarde van de maximale slip niet zo betrouwbaar is. De pull-out

proeven werden namelijk zo uitgevoerd dat de trekkracht manueel stelselmatig verhoogd

werd. Om een betrouwbare waarde van de slip te bekomen, zou men de proef

verplaatsingsgestuurd moeten uitvoeren. Voor de volledigheid zijn de maximale slippen aan

passieve en actieve zijde opgenomen achteraan in bijlage D. De passieve slippen hebben

een negatieve waarde aangezien de meetpennen hier worden ingedrukt, de actieve slippen

zijn positief omdat de meetpennen hier worden uitgeschoven. De slippen aan passieve zijde

zijn het meest betrouwbaar en zijn meestal gelegen tussen 0,5–1,5 mm. De gemiddelde

waarde van al deze maximale slippen is gelijk aan 1,0 mm. Dit blijkt exact overeen te komen

met de waarde die terug te vinden is in Tabel 2. Men heeft hier namelijk te maken met een

inrijgeffect aangezien de betondekking (92 mm) groter is dan 5 φ (80 mm) voor φ gelijk aan

16 mm en aangezien de tussenafstanden tussen de staven (200 mm of 500 mm) groter zijn

dan 10 φ (160 mm). Bij de kleinere wapeningsdiameters is hier uiteraard ook aan voldaan.

De formule in Tabel 2 om de maximale hechtspanning te berekenen op basis van de

karakteristieke cilinderdruksterkte blijkt totaal niet overeen te komen met de waarden

bekomen uit de proefresultaten. Verder blijkt er helemaal geen verband te zijn tussen de

maximale hechtsterkte en de maximale netto slip. Ook is er geen verband te zien tussen de

maximale netto slip en de hoogte waarop de wapeningsstaaf zich bevindt.

Ten tweede is te zien dat de blauwe curven bijna altijd boven de rode curven uitsteken. Dit

wijst erop dat voor de onderste wapeningsstaven hogere hechtsterktes bekomen worden.

Khayat (1998) kwam ook tot deze vaststelling. Om eenzelfde slip als bij de bovenste

wapeningsstaven te bekomen, zal er voor de onderste staven dus een hogere trekkracht

nodig zijn. Bij TB1-16 is dit heel duidelijk waar te nemen.


Men ziet ook dat men hogere trekkrachten en dus hogere hechtsterktes (kN) bekomt met

een toenemende wapeningsdiameter. Dit heeft vooral te maken met de bijhorende

toenemende verankeringslengte aangezien die gelijk is aan drie keer de wapeningsdiameter.

Dit wil niet zeggen dat hechtspanningen ook zullen toenemen, dit zal duidelijk worden in

volgende paragrafen.

5.4.4. Hechtspanning

Door middel van pull-out proeven werd de maximale hechtsterkte bepaald van elke

wapeningsstaaf. De resultaten van deze hechtsterkten (kN) zijn terug te vinden in bijlage E.

Aangezien de wapeningsstaven niet allemaal dezelfde diameter en verankeringslengte

hebben, heeft het geen zin om de hechtsterkten (kN) onderling te vergelijken. Vandaar

worden deze waarden omgezet naar een maximale hechtspanning die de invloed van de

diameter en verankeringslengte elimineert. De waarden van de maximale hechtspanning van

elke wapeningsstaaf zijn terug te vinden in bijlage F en de bijhorende grafieken zijn

weergegeven in bijlage H. Om degelijke conclusies te kunnen trekken, wordt ook best de

invloed van de betondruksterkte geëlimineerd. Hiervoor berekent men de genormaliseerde

maximale hechtspanning $C96A '�(9⁄ * die gelijk is aan de verhouding van de maximale

hechtspanning τmax tot de wortel van de gemiddelde betondruksterkte op 28 dagen. De

waarden hiervan zijn terug te vinden in bijlage G en de bijhorende grafieken eveneens in

bijlage H.

In onderstaande tekst zullen telkens eerst de maximale hechtspanningen besproken worden

zodat men een idee heeft over de exacte waarden en de betrouwbaarheid van de resultaten.

Men ziet zo of er onrealistische variaties of afwijkingen voorkomen in de hechtspanning

naargelang de hoogte in een welbepaalde kolom. Vervolgens worden de genormaliseerde

hechtspanningen weergegeven in grafiek om de resultaten onderling te vergelijken in functie

van de verschillende betonsoorten en wapeningsdiameters.

Aangezien er telkens twee staven zitten op elke hoogte, namelijk links en rechts, zijn er

telkens twee waarden geplot. Vervolgens is er een trendlijn getekend die het gemiddelde

voorstelt van deze twee waarden op elke hoogte. Voor de trendlijnen is gekozen voor een

tweedegraadspolynoom aangezien deze de meest overzichtelijke voorstelling gaf van het

verloop van de (genormaliseerde) hechtspanningen.


5.4.4.1. TB1

In Tabel 7 zijn de maximale hechtspanningen weergegeven voor de 3 kolommen die

vervaardigd zijn uit het traditioneel beton TB1. Elke kolom bevat wapeningsstaven met een

andere diameter (10, 12 of 16 mm).

Normaal zou men verwachten dat de hechtspanning toeneemt van boven (1550 mm) naar

onder (150 mm) in de kolom. Dit is over het algemeen in orde op uitzondering van enkele

waarden die in het rood zijn aangegeven. Vooral de wapeningsstaaf rechtsonder in de kolom

met wapeningsdiameter 10 mm geeft een abnormaal lage spanning. Deze waarde van 24,63

MPa zou in de buurt van 40 MPa moeten liggen als men de staven erboven en ernaast

bekijkt. Dit geldt eveneens voor de twee staven rechtsonder in de kolom met

wapeningsdiameter 12 mm. Hier zou men minstens 30 MPa verwachten.

Tabel 7: Maximale hechtspanning TB1

Maximale hechtspanning [MPa]

hoogte TB1-10 TB1-12 TB1-16

mm links rechts links rechts links rechts

1550 27,41 29,48 17,60 19,44 18,46 21,00

1350 39,89 39,24 28,40 27,66 30,98 25,83

850 42,88 42,10 28,15 34,97 32,43 26,63

350 35,65 41,78 31,95 23,08 38,67 40,37

150 40,09 24,63 30,21 21,86 41,08 40,32

In Figuur 19 is het verloop van de genormaliseerde hechtspanningen weergegeven voor TB1

en dit voor de drie verschillende wapeningsdiameters. Ten eerste kan opgemerkt worden dat

de kolom met wapeningsdiameter 10 mm (rood) veruit de hoogste hechtspanningen geeft

over de volledige hoogte van de kolom, uitgezonderd aan de onderste wapeningsstaven

waar de kolom met wapeningsdiameter 16 mm (groen) de grootste hechtspanning vertoont.

Het gebruik van wapeningsdiameter 12 mm (blauw) geeft onderaan de kolom de laagste

waarden, maar vanaf een hoogte van 850 mm is de grootte van de hechtspanningen te

vergelijken met de kolom met wapeningsdiameter 16 mm (groen). Een groot verschil tussen

de kolom met wapeningsdiameter 16 mm (groen) en de andere twee kolommen is dat de

hechtspanning lineair afneemt met toenemende hoogte van de wapeningsstaaf, dit is

duidelijk te zien aan de rechte groene lijn in de figuur. De hechtspanning in de andere twee

kolommen verloopt eerder parabolisch met een piekwaarde van de hechtspanningen voor de

staven in het midden van de kolom (op 850 mm hoogte). Bij alle drie de wapeningsdiameters

is er dus een duidelijke terugval van de hechtsterkte voor de bovenste staven, bij het gebruik

van wapeningsdiameters 10 en 12 mm (rood en blauw) is er ook een terugval bij de onderste

staven. De reden voor dit laatste verschijnsel zou kunnen verklaard worden door het feit dat


men met een traditioneel verdicht beton te maken heeft. Het zou kunnen dat de trilnaald niet

voldoende diep in de bekisting werd gestoken waardoor het beton onderaan niet goed

verdicht werd. Dit leidt dan tot een hogere porositeit en verminderde

hechtingseigenschappen onderaan de kolom. Traditioneel beton en zijn hechting met

wapeningsstaven zijn dus in zekere mate gerelateerd aan het vakmanschap van de

arbeiders.

Figuur 19: Verloop van de hechtspanningen in functie van de hoogte voor TB1

5.4.4.2. SCC1

In Tabel 8 zijn de maximale hechtspanningen weergegeven voor de drie kolommen die

vervaardigd zijn uit SCC1.

De kolom met wapeningsdiameter 10 mm geeft weinig logische waarden. Voor de linkse

reeks staven neemt de hechtspanning duidelijk toe met toenemende hoogte. Men heeft hier

dus eerder te maken met een “bottom-bar effect” dan met een top-bar effect. Als men naar

de rechtse reeks staven van diezelfde kolom kijkt, dan ziet men dat de waarden op en neer

schommelen naargelang de hoogte. De minimale hechtspanning treedt op ter hoogte van de

middelste staaf terwijl de maximale optreedt aan de staaf daar net onder. Ook is er helemaal

geen overeenkomst tussen de linkse en rechtse reeks staven. Bovenaan op 1550 mm en

onderaan op 350 mm hoogte bedraagt het verschil tussen beide staven op gelijke hoogte

zelfs ± 12 MPa. Enige vorm van homogeniteit is duidelijk ver te zoeken.

De kolommen met wapeningsdiameter 12 mm en 16 mm geven over het algemeen vrij

mooie afnemende hechtspanningen met toenemende hoogte. Enkel de onderste twee

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

5,0

5,5

6,0

-50 150 350 550 750 950 1150 1350 1550

ττ ττm

ax

/√f c

m

Hoogte wapeningsstaaf in proefstuk (mm)

TB1-10-links

TB1-10-rechts

TB1-12-links

TB1-12-rechts

TB1-16-links

TB1-16-rechts

TB1-10

TB1-12

TB1-16


rechtse staven in de kolom met wapeningsdiameter 16 mm zouden logischer geweest zijn

wanneer hun waarden omgewisseld werden.

Tabel 8: Maximale hechtspanning SCC1


hoogte SCC1-10 SCC1-12 SCC1-16


1550 37,24 24,86 31,13 32,34 30,45 28,30

1350 31,86 26,32 33,47 33,26 34,56 27,30

850 27,97 20,86 32,27 31,93 28,80 28,85

350 28,20 40,49 35,80 34,82 32,45 36,17

150 27,28 24,15 37,09 39,31 33,52 30,26

In Figuur 20 is het verloop van de genormaliseerde hechtspanning in functie van de hoogte

weergegeven voor het zelfverdichtend beton SCC1. Men ziet dat men de hoogste

genormaliseerde hechtspanning bekomt bij het gebruik van wapening met een diameter van

12 mm (blauw), dan met diameter 16 mm (groen) en tenslotte met diameter 10 mm (rood).

Men kan dus niet meteen concluderen dat een grotere wapeningsdiameter leidt tot lagere

hechtspanningen. Men zou nochtans verwachten dat de kolom met wapeningsdiameter 10

mm de hoogste hechtspanningen zou leveren. Hierbij dient wel opgemerkt te worden dat

deze kolom zeer eigenaardige resultaten gaf zoals te zien is in Tabel 8. Deze kolom zou dus

best opnieuw vervaardigd en beproefd worden om te zien of de hechtspanningen toch niet

hoger gelegen zijn.

Opmerkelijk bij het gebruik van SCC1 is dat de helling van de trendlijnen veel kleiner is dan

wat het geval was bij TB1. De trendlijnen lopen iets meer horizontaal wat er op wijst dat dit

zelfverdichtend beton SCC1 veel homogener is dan TB1. Er zijn wel nog steeds hogere

hechtspanningen vast te stellen bij de onderste wapeningsstaven in vergelijking met de

bovenste, op uitzondering van de kolom met wapeningsdiameter 10 mm.


Figuur 20: Verloop van de hechtspanningen in functie van de hoogte voor SCC1

5.4.4.3. SCC2

Tenslotte is in Tabel 9 de maximale hechtspanning weergegeven voor SCC2. Vooreerst

dient vermeld te worden dat er met deze betonsamenstelling in totaal vier kolommen werden

vervaardigd in plaats van drie. De reden hiervoor is dat de kolom met wapeningsdiameter 10

mm (SCC2-10*) omver gevallen is nadat enkel de 5 linkse staven beproefd waren. De

rechtse staven hebben dus een enorme slag gekregen vooraleer zij de pull-out proef

ondergaan hadden. Dit is dan ook te zien in de resultaten van de hechtspanningen. Zowel de

bovenste, de middelste en de onderste staaf vertonen duidelijk te lage waarden.

Deze kolom is dan opnieuw vervaardigd geweest (SCC2-10), maar deze geeft zo mogelijk

nog slechtere waarden dan diegene die gevallen is. Als men dan in het achterhoofd houdt

dat de kolom uit de vorige paragraaf met wapeningsdiameter 10 mm (SCC1-10) ook geen

logische resultaten gaf, zou de oorzaak misschien gezocht moeten worden in de grootte van

de wapeningsdiameter.

Tabel 9: Maximale hechtspanning SCC2


hoogte SCC2-10* SCC2-10 SCC2-12 SCC2-16

mm links rechts links rechts links rechts links rechts

1550 30,52 22,53 25,23 21,60 27,64 28,92 25,95 25,25

1350 27,67 28,13 32,76 36,80 30,85 27,94 26,85 27,72

850 34,80 17,11 19,27 29,93 29,26 32,72 27,57 28,70

350 32,82 35,68 32,92 20,24 28,22 32,88 30,92 29,22

150 33,08 31,04 24,36 20,12 31,13 29,00 30,06 30,56

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

5,0

5,5

6,0

-50 150 350 550 750 950 1150 1350 1550

ττ ττm

ax

/√

f cm


SCC1-10-links

SCC1-10-rechts

SCC1-12-links

SCC1-12-rechts

SCC1-16-links

SCC1-16-rechts

SCC1-10

SCC1-12

SCC1-16


In Figuur 21 is het verloop van de genormaliseerde hechtspanningen weergegeven voor

SCC2. Hieruit is af te leiden dat de grootste hechtspanningen zich weer voordoen in de

kolom met wapeningsdiameter 12 mm (blauw), al is het verschil met de andere diameters

beperkt. Bij het gebruik van diameters 10 en 16 mm lijken de hechtspanningen vanaf de

middelste staaf en hoger aan elkaar gewaagd te zijn. Als men verder kijkt naar de individueel

geplotte punten, dan ziet men dat er wel een enorme spreiding zit in de hechtspanningen bij

het gebruik van wapeningsstaal met diameter 10 mm zoals aangegeven in Tabel 9. Dit zowel

bij de kolom die gevallen is (SCC2-10* rood), als bij de andere kolom (SCC2-10 geel).

Verder is het homogene karakter weer zeer duidelijk waar te nemen wegens de zeer flauwe

helling van de trendlijnen. De hechtspanningen bovenaan zijn over het algemeen slechts iets

lager dan onderaan.

Figuur 21: Verloop van de hechtspanningen in functie van de hoogte voor SCC2

Als men nu eens verder kijkt naar de kolommen met diameter 10 mm (rood en geel), dan ziet

men dat er eigenlijk slechts één reeks logische waarden geeft (Tabel 9). Dit is de linkse

reeks staven van de kolom die gevallen is (SCC2-10*-links), deze zijn voor alle duidelijkheid

beproefd vóór de val en zijn dus zeker niet beïnvloed. De grafiek ziet er dan op slag

helemaal anders uit (zie Figuur 22):

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

5,0

5,5

6,0

-50 150 350 550 750 950 1150 1350 1550

ττ ττm

ax

/√

f c


SCC2-10*-links

SCC2-10*-rechts

SCC2-10-links

SCC2-10-rechts

SCC2-12-links

SCC2-12-rechts

SCC2-16-links

SCC2-16-rechts

SCC2-10*

SCC2-10

SCC2-12

SCC2-16


Figuur 22: Verloop van de hechtspanningen in functie van de hoogte voor SCC2 aangepast

Men ziet dat de hoogste genormaliseerde hechtspanningen nu terug te vinden zijn bij het

gebruik van wapeningsdiameter 10 mm (rood), de laagste worden bekomen bij 16 mm

(groen). De hechtspanningen nemen dus af met toenemende wapeningsdiameter. Dit werd

ook in de literatuur reeds veelvuldig opgemerkt door (Sonebi & Bartos, 1999), (Sonebi, Zhu,

& Gibbs, 2001) en (Zhu, Sonebi, & Bartos, 2004). Het is vooral de bedoeling om aan te tonen

dat er veel meer proeven dienen uitgevoerd te worden aangezien een beperkt aantal

proeven kan leiden tot compleet andere conclusies. De trendlijnen verlopen allemaal onder

een flauwe helling wat wijst op een homogene verdeling van de hechtspanningen over de

hoogte. Feit blijft wel dat de hechtspanning nog steeds lichtjes afneemt met toenemende

hoogte en dat er weinig verschil is tussen de verschillende wapeningsdiameters.

5.4.4.4. Wapeningsdiameter 10 mm

In Figuur 23 zijn de genormaliseerde hechtspanningen eveneens weergegeven in functie van

de hoogte, maar nu worden de verschillende betonmengsels vergeleken met elkaar bij

eenzelfde wapeningsdiameter van 10 mm.

Men ziet nu zeer duidelijk dat TB1 (rood) een grote variatie vertoont in hechtspanningen

naargelang de hoogte wegens het parabolisch verloop van de rode curve. De

zelfverdichtende betonsoorten hebben een meer rechtlijnige curve die horizontaler verloopt

wat wijst op een homogenere verdeling van de hechtspanningen. Verder is ook waar te

nemen dat de hoogste hechtspanningen zich voordoen in het traditionele beton (rood). Dit is

tegen de verwachtingen in aangezien Sonebi, Zhu & Gibbs (2001) en Söylev & François

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

5,0

5,5

6,0

-50 150 350 550 750 950 1150 1350 1550

ττ ττm

ax

/√

f c


SCC2-10*-links

SCC2-12-links

SCC2-12-rechts

SCC2-16-links

SCC2-16-rechts

SCC2-10*-links

SCC2-12

SCC2-16


(2006) het tegengestelde vaststelden. Het grootste verschil in hechtspanningen is

gelokaliseerd in het midden van de kolom, op 850 mm hoogte. Bovenaan op 1550 mm

hoogte is het verschil het kleinst.

Onderaan geeft de SCC2-kolom die gevallen is (geel) een veel hogere genormaliseerde

hechtspanning dan de SCC2-kolom die niet gevallen is (groen) terwijl de SCC1-kolom

(blauw) een waarde geeft die hiertussen ligt. Bovenaan zijn deze spanningen voor alle drie

de kolommen vergelijkbaar. Aangezien de te grote spreiding van de hechtspanningen voor

SCC2 lijkt het niet aangewezen om hier al te veel besluiten uit te trekken. Zoals vermeld in

vorige paragraaf, geeft enkel de linkse reeks staven van de SCC2-kolom die gevallen is

aanvaardbare resultaten. De trendlijn hiervan is weergegeven in het zwart. Men ziet dan dat

de grootste hechtspanningen nog steeds gerealiseerd worden met het traditionele beton,

gevolgd door SCC2 en SCC1. Het beton met de hoogste druksterkte, SCC1, geeft dus de

allerlaagste hechtspanningen, al is dit toch met een korrel zout te nemen gezien de niet zo

logische resultaten van SCC1-10.

Figuur 23: Verloop van de hechtspanning in functie van de hoogte voor wapeningsdiameter 10 mm


Als men eerst in bijlage H5 naar het verloop van de maximale hechtspanningen kijkt voor alle

kolommen met een wapeningsdiameter 12 mm, dan blijkt dat SCC1 (blauw) iets hogere

waarden geeft, gevolgd door SCC2 (groen) en TB1 (rood). Dit is logisch als men de

verklaring zoekt in de betondruksterkte aangezien die voor SCC1 (C53/67) groter is dan voor

SCC2 (C45/55) en TB1 (C45/55). Als men nu in diezelfde bijlage ofwel in Figuur 24 naar de

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

5,0

5,5

6,0

-50 150 350 550 750 950 1150 1350 1550

ττ ττm

ax/√

f cm


TB1-10-links

TB1-10-rechts

SCC1-10-links

SCC1-10-rechts

SCC2-10*-links

SCC2-10*-rechts

SCC2-10-links

SCC2-10-rechts

SCC2-10*-links

TB1-10

SCC1-10

SCC2-10*

SCC2-10


genormaliseerde hechtspanningen kijkt, dan blijkt het verschil tussen SCC1 en SCC2 wel

zeer klein te zijn. Hier zijn de betondruksterkten geëlimineerd. Enkel onderaan geeft SCC1

nog significant grotere genormaliseerde hechtspanningen. In het midden van de kolom geeft

TB1 zelfs iets hogere waarden. Men zou dus kunnen besluiten bij een diameter van 12 mm

dat de genormaliseerde hechtspanningen voor beide zelfverdichtende betonsoorten

gelijkaardig zijn en dat dit voor het traditionele beton in het midden van de kolom ook geldt.

Bovenaan en onderaan is er voor het traditionele beton wel een enorme reductie in

vergelijking met de zelfverdichte betonsoorten. Tenslotte is wederom vast te stellen dat de

zelfverdichtende betonsoorten homogener zijn dan het traditionele.



Ook hier wordt eerst verwezen naar bijlage H6 om de maximale hechtspanningen te bekijken

voor alle kolommen die wapeningsstaven met diameter 16 mm bevatten. Ten eerste is voor

alle drie de betonsoorten duidelijk waar te nemen dat de hechtspanning afneemt met

toenemende hoogte wegens de hellende trendlijnen. Voor het traditionele beton TB1 (rood)

is deze helling duidelijk veel groter dan voor de zelfverdichtende betonsoorten. Dit wijst erop

dat het top-bar effect voor het traditioneel beton beduidend groter is.

Verder is ook duidelijk dat SCC1 (blauw) hogere hechtspanningen geeft dan SCC2 (groen),

dit ligt in de lijn van de resultaten van vorige paragraaf waar de wapeningsdiameter 12 mm

bedroeg. TB1 (rood) geeft voor de onderste drie wapeningsstaven hogere hechtspanningen

dan bij SCC1 en SCC2, terwijl TB1 voor de bovenste wapeningsstaven de allerlaagste

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

5,0

5,5

6,0

-50 150 350 550 750 950 1150 1350 1550

ττ ττm

ax

/√

f cm


TB1-12-links

TB1-12-rechts

SCC1-12-links

SCC1-12-rechts

SCC2-12-links

SCC2-12-rechts

TB1-12

SCC1-12

SCC2-12


hechtspanningen geeft. Dit is te verklaren door de grotere helling van de trendlijn van TB1 en

het bijhorende grotere top-bar effect.

In Figuur 25 is dan tenslotte de genormaliseerde hechtspanning weergegeven voor alle

kolommen die vervaardigd zijn met een wapeningsdiameter van 16 mm. Hieruit blijkt dat

beide zelfverdichtende betonsoorten zo goed als dezelfde genormaliseerde hechtspanningen

leveren. Dit werd ook reeds opgemerkt bij een wapeningsdiameter van 12 mm. Voor de rest

zijn de bevindingen gelijk aan die bij de maximale hechtsterkte.


5.4.5. Trekspanning

Tot slot dient ook nog opgemerkt te worden dat het einde van de pull-out testen altijd optrad

wanneer de hechting tussen de wapeningsstaaf en het omringende beton verloren ging. De

staaf was op dat tijdstip wel reeds lichtjes uitgerekt, maar de vloeispanning van de staven

werd nooit bereikt. Ter controle zijn de maximale trekspanningen in de wapeningsstaven

weergegeven in bijlage I, samen met hun vloeispanning die nooit bereikt werd. Het moet

gezegd dat de verankeringslengte zeker niet veel groter mocht zijn, of de vloeispanningen

zouden wel bereikt worden.

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

5,0

5,5

6,0

-50 150 350 550 750 950 1150 1350 1550

ττ ττm

ax

/√

f c


TB1-16-links

TB1-16-rechts

SCC1-16-links

SCC1-16-rechts

SCC2-16-links

SCC2-16-rechts

TB1-16

SCC1-16

SCC2-16


5.4.6. Top-bar effect

5.4.6.1. Bij constante slip

In deze paragraaf wordt het top-bar effect vergeleken in functie van de betonsoort en de

wapeningsdiameter bij een welbepaalde constante netto slip van de wapening. Het top-bar

effect wordt voorgesteld als een factor die men bekomt door de verhouding te nemen van de

hechtsterkte van de onderste wapeningsstaaf (op 150 mm hoogte) en de hechtsterkte van de

bovenste wapeningsstaaf (op 1550 mm hoogte). Deze factor wordt de casting position factor

genoemd en wordt bepaald voor elke kolom bij een constante slip van 0,10 mm; 0,15 mm;

0,20 mm; 0,25 mm en de maximale slip. De reden waarom men deze factor bekijkt bij deze

lage slippen is dat de wapeningsstaaf zich nog in de elastische zone bevindt (Khayat, 1998).

Hiervoor dient bij elk van deze slippen de trekkracht gezocht te worden die nodig is om deze

slippen te bekomen. Aangezien er per kolom telkens twee staven bovenaan en twee staven

onderaan zitten, werd het gemiddelde van de casting position factors uitgezet in functie van

de bijhorende slip en dit voor de drie betonsoorten en de drie wapeningsdiameters. Tevens

is de standaardafwijking aangeduid om aan te tonen of er een significant verschil is. De

waarden van de casting position factors zijn eveneens terug te vinden in bijlage J.

1. TB1

In Figuur 26 is voor de kolommen vervaardigd uit TB1 het top-bar effect weergegeven bij een

constante slip en dit voor verschillende wapeningsdiameters. De blauwe staven stellen de

casting position factor voor bij het gebruik van wapeningsstaven met een diameter 10 mm,

de rode een diameter 12 mm en de groene een diameter 16 mm. Men ziet zeer duidelijk dat

de blauwe staven kleiner zijn dan de rode en de groene. Het top-bar effect neemt dus enorm

toe met een toenemende wapeningsdiameter.

Bij een netto slip van bijvoorbeeld 0,10 mm is de casting position factor bij een

wapeningstaaf met diameter 10 mm gelijk aan 1,81. Dit wil zeggen dat de hechtsterkte van

de onderste wapeningstaaf 81% groter is dan de hechtsterkte van de bovenste staaf. Khayat

(1998) geeft zelfs waarden van respectievelijk 2,0 en 2,4 voor een proefstuk van

respectievelijk 500 mm en 1100 mm hoog. Hij gebruikte hiervoor een traditioneel verdicht

beton met een slump van 220 mm en wapeningsstaven met een diameter van 25 mm.

Khayat bekomt dus hogere waarden ondanks de lagere hoogte waarop de bovenste

wapeningsstaaf zich bevindt. Dit is begrijpelijk aangezien Khayat een meer dan dubbel zo

grote wapeningsdiameter gebruikt en de slump van zijn beton 190 mm groter is dan de

slump van TB1-10. Dit zijn twee oorzaken die leiden tot een groter top-bar effect. Bij

wapeningsstaven met diameter 12 mm is de casting position factor in Figuur 26 gelijk aan

2,31 terwijl dit bij een diameter van 16 mm 2,44 is. Dit is te vergelijken met Khayat. Er dient


wel opgemerkt te worden dat de foutbalken aangeven dat er een enorm grote spreiding zit

op de casting position factors bij het gebruik van wapeningsdiameters 10 en 12 mm. Om

deze spreiding te verkleinen dienen meer proeven te worden uitgevoerd.

Er is ook te zien dat de casting position factors bij wapeningsdiameters 10 mm en 12 mm

afnemen met toenemende slip, bij 16 mm blijven ze constant. Bij de maximale slip, dit is de

slip waarop de maximale hechtsterkte wordt bereikt, zijn de top-bar factoren het kleinst. Bij

wapeningsdiameter 10 mm geeft deze een waarde van 1,15; bij diameter 12 mm 1,42 en bij

diameter 16 mm 2,07. Om er nu voor te zorgen dat men bovenaan dezelfde hechtsterkte

bekomt als onderaan, dient de verankeringslengte van de bovenste wapeningsstaaf met die

factoren vermenigvuldigd te worden. Khayat (1998) komt bij maximale slip een waarde van

ongeveer 1,7 uit voor het proefstuk met een hoogte van 700 mm.

Men kan voor TB1 concluderen dat het top-bar effect toeneemt met toenemende

wapeningsdiameter, maar ook dat de standaardafwijking op de resultaten te hoog is

waardoor er zeker nood is aan bijkomende testen.

Figuur 26: Top-bar effect voor TB1

2. SCC1

In Figuur 27 is het top-bar effect weergegeven voor SCC1. Het eerste wat hier opvalt is dat

de foutbalken gevoelig kleiner zijn waardoor de betrouwbaarheid van de resultaten hoger is

dan bij TB1.

Men merkt op dat bij het gebruik van wapeningsdiameter 10 mm de casting position factors

kleiner zijn dan 1. Dit wijst erop dat de hechtsterkte van de onderste wapeningsstaaf kleiner

is dan die van de bovenste. Men heeft hier dus helemaal geen top-bar effect.

1,811,62

1,491,38

1,15

2,31

1,901,75

1,65

1,42

2,44 2,47 2,42 2,48

2,07

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

0,10 0,15 0,20 0,25 max slip

ττ ττ on

de

r/ττ ττ b

ov

en

Netto slip (mm)

10 mm

12 mm

16 mm


Bij het gebruik van een diameter van 12 mm treedt er wel een top-bar effect op. Al is het

zeker niet zo groot als het geval was bij TB1 uit de vorige paragraaf. De hechtsterkte

onderaan de kolom blijkt hier ongeveer 10% hoger te zijn dan bovenaan bij een slip van 0,10

mm tot 0,25 mm. Bij de maximale slip is dit 20%. De foutbalken geven een

standaardafwijking aan die te verwaarlozen is.

De casting position factors bij een wapeningsdiameter van 16 mm zijn iets kleiner dan die bij

het gebruik van 12 mm. Men dient wel op te merken dat de standaardafwijking bij 16 mm iets

groter is waardoor er eigenlijk geen echt significant verschil is tussen wapeningsdiameters

12 en 16 mm. Dit geldt voor een vaste slip tussen 0,10 mm en 0,25 mm. Bij de maximale slip

is de standaardafwijking voor de casting position factors zo goed als nihil waardoor men hier

wel kan zeggen dat er een iets groter top-bar effect (1,20) is bij het gebruik van een

wapeningsdiameter van 12 mm ten opzichte van 16 mm (1,09).

Men kan dus concluderen dat er voor SCC1 geen top-bar effect optreedt bij het gebruik van

een wapeningsdiameter van 10 mm en dat er een klein top-bar effect optreedt bij 12 mm en

16 mm met onderling weinig verschil.

Figuur 27: Top-bar effect voor SCC1

3. SCC2

In Figuur 28 zijn de casting position factors te zien voor de kolommen die vervaardigd zijn

met SCC2. Men kan hier dezelfde conclusies trekken als bij SCC1. Er is geen top-bar effect

bij het gebruik van een wapeningsdiameter van 10 mm. Bij 12 mm en 16 mm is de

hechtsterkte bovenaan wel iets lager dan onderaan, maar onderling is er geen significant

verschil waar te nemen.

0,75 0,75 0,74 0,76 0,85

1,13 1,10 1,08 1,081,20

1,06 1,02 1,02 1,03 1,09

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

0,10 0,15 0,20 0,25 max slip

ττ ττ on

de

r/ττ ττ b

ov

en

Netto slip (mm)

10 mm

12 mm

16 mm


Figuur 28: Top-bar effect voor SCC2

4. Wapeningsdiameter 10 mm

In Figuur 29 wordt het top-bar effect weergegeven voor alle kolommen die wapeningsstaven

bevatten met een diameter van 10 mm. Men kan hier aldus de verschillende betonsoorten

vergelijken.

Zo ziet men dat het traditionele beton TB1 duidelijk de hoogste casting position factors

weergeeft, ondanks de hoge standaardafwijking van de resultaten. Deze top-bar factoren

nemen af met toenemende slip. Bij een slip van 0,10 mm is de hechtsterkte van de onderste

wapeningsstaaf 81 % groter dan van de onderste, terwijl dit bij maximale slip slechts 15 %

meer is.

Het gebruik van SCC1 en SCC2 geeft casting position factors die kleiner zijn dan 1 wat er op

wijst dat er helemaal geen top-bar effect is. De hechtsterkte van de bovenste

wapeningsstaven zal hier iets hoger zijn dan onderaan. Wegens de grootte van de

foutbalken is er geen significant verschil waar te nemen tussen SCC1 en SCC2.

De conclusie luidt dat TB1 een duidelijk top-bar effect vertoont terwijl de zelfverdichtende

betonsoorten er helemaal geen vertonen bij een wapeningsdiameter van 10 mm.

0,95 0,91 0,89 0,840,95

1,261,13 1,11 1,07 1,06

1,26 1,19 1,13 1,11 1,18

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

0,10 0,15 0,20 0,25 max slip

ττ ττ on

de

r/ττ ττ b

ov

en

Netto slip (mm)

10 mm

12 mm

16 mm


Figuur 29: Top-bar effect bij het gebruik van wapeningsdiameter 10 mm


In Figuur 30 zijn de casting position factors te zien voor de kolommen met

wapeningsdiameter 12 mm. Het is meteen duidelijk dat dezelfde trend gevolgd wordt als bij

de kolommen met wapening met 10 mm diameter.

TB1 geeft duidelijk de hoogste casting position factors die eveneens afnemen met

toenemende slip. De foutbalken geven wel een heel hoge standaardafwijking van de

resultaten wat kan verholpen worden door extra proeven uit te voeren. Het verschil tussen

SCC1 en SCC2 is te verwaarlozen, maar de casting position factors zijn nu wel net iets

hoger dan 1 wat erop wijst dat er nu wel een klein top-bar effect optreedt wat niet het geval

was bij wapeningsdiameter 10 mm (Figuur 29).

Figuur 30: Top-bar effect bij het gebruik van wapeningsdiameter 12mm

1,811,62

1,491,38

1,15

0,75 0,75 0,74 0,76 0,850,95 0,91 0,89 0,840,95

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

0,10 0,15 0,20 0,25 max slip

ττ ττ on

de

r/ττ ττ b

ov

en

Netto slip (mm)

TB1

SCC1

SCC2

2,31

1,901,75 1,65

1,42

1,13 1,10 1,08 1,081,201,26

1,13 1,11 1,07 1,06

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

0,10 0,15 0,20 0,25 max slip

ττ ττ on

de

r/ττ ττ b

ov

en

Netto slip (mm)

TB1

SCC1

SCC2



Tenslotte is in Figuur 31 het top-bar effect te zien voor alle kolommen met

wapeningsdiameters van 16 mm.

Ook hier geeft TB1 de grootste reductie van de hechtsterkte voor de bovenste

wapeningsstaven, maar nu met een veel kleinere standaardafwijking van de resultaten. Bij

de maximale slip is te zien dat de verankeringslengte bovenaan ongeveer dubbel zo groot

zal moeten zijn dan onderaan om eenzelfde hechtsterkte te bekomen.

Het verschil tussen SCC1 en SCC2 is weer zo goed als te verwaarlozen. De

verankeringslengte van de wapeningsstaven zal bovenaan respectievelijk ±9 % en ±18 %

groter moeten zijn dan onderaan.

Figuur 31: Top-bar effect bij het gebruik van wapeningsdiameter 16 mm

5.4.6.2. Bij maximale hechtsterkte

In bijlage K is het top-bar effect weergegeven voor de wapeningsstaven op verschillende

hoogten in de kolom. De eerste figuur geeft de verhouding van de hechtsterkte van de

bovenste wapeningsstaaf (op 1550 mm hoogte) tot de onderste wapeningsstaaf (op 150 mm

hoogte). De tweede figuur geeft dan de verhouding van de hechtsterkte van de staaf daar

net onder (1350 mm) tot de onderste staaf, enzovoort.

De resultaten van de wapeningsstaven op 1550 mm hoogte zijn reeds besproken in

voorgaande paragraaf. Men komt hier tot het besluit dat vooral TB1 een groot top-bar effect

vertoont. Het effect is ook beduidend groter bij toenemende wapeningsdiameter. Voor SCC1

en SCC2 is er bij het gebruik van 10 mm wapeningsdiameter geen top-bar effect waar te

nemen terwijl dit bij gebruik van 12 mm en 16 mm wel het geval is, zij het veel kleiner dan bij

TB1. Tussen deze twee diameters is er voor SCC1 en SCC2 weinig verschil waar te nemen.

2,44 2,47 2,42 2,48

2,07

1,06 1,02 1,02 1,03 1,091,26 1,19 1,13 1,11 1,18

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

0,10 0,15 0,20 0,25 max slip

ττ ττ on

de

r/ττ ττ b

ov

en

Netto slip (mm)

TB1

SCC1

SCC2


De wapeningsstaaf die 200 mm lager gepositioneerd is, namelijk op een hoogte van 1350

mm leidt tot ongeveer dezelfde conclusies als de staaf erboven. Het enige verschil is dat het

top-bar effect minder uitgesproken is. De top-bar factoren zijn hier dan ook iets lager en voor

SCC2 is er ook bij het gebruik van wapeningsdiameter 12 mm geen top-bar effect meer waar

te nemen.

Voor de wapeningsstaven op 850 mm hoogte is geen top-bar effect meer waar te nemen

voor TB1 bij het gebruik van wapeningsdiameter 10 en 12 mm, bij 16 mm is de hechtsterkte

onderaan nog steeds 39 % groter dan de hechtsterkte op 850 mm hoogte. Voor SCC1 en

SCC2 is er door de grootte van de foutbalken geen significant verschil waar te nemen tussen

de verschillende diameters.

Tenslotte ziet men dat de casting position factors voor de staaf op 350 mm hoogte voor alle

betonsoorten en wapeningsdiameters ongeveer gelijk is aan 1. Er is dus niet veel verschil in

hechtsterkte tussen de onderste twee wapeningsstaven.

In bijlage L is als laatste de verhouding weergegeven van het gemiddelde van de

hechtsterkten van de onderste twee rijen staven tot het gemiddelde van de hechtsterkten van

de bovenste twee rijen. Hieruit blijkt wederom dat het top-bar effect voor TB1 toeneemt met

toenemende wapeningsdiameter. Voor SCC2 is dit ook het geval, maar wel zeer beperkt. De

standaardafwijking bij wapeningsdiameter 10 mm is hier wel zeer groot om een significant

verschil waar te nemen met wapeningsdiameter 12 mm. Voor SCC1 blijkt dat de

wapeningsdiameter geen invloed heeft op het top-bar effect. Als men de

wapeningsdiameters 10 en 12 mm op de onderste figuur in bijlage L bekijkt dan ziet men

geen significant verschil tussen de verschillende betonsoorten. Bij diameter 16 mm levert

TB1 wel duidelijk het grootste top-bar effect en is er weer geen significant verschil tussen

SCC1 en SCC2.

5.4.7. Druksterktes i.f.v. hoogte

In de hoop om enig verband te vinden tussen het verloop van de hechtsterkte en het verloop

van de druksterkte in functie van de hoogte in de kolom, werden er uit elke kolom met

wapeningsdiameter 12 mm drie kernen geboord. De kernen hadden een diameter van 80

mm en werden genomen op een hoogte van 150 mm, 850 mm en 1550 mm tussen de twee

reeksen wapeningsstaven. Deze hoogten komen overeen met de positie van de onderste, de

middelste en de bovenste wapeningsstaven. Vervolgens werden deze kernen in twee

gezaagd zodat men op elke hoogte twee cilindervormige kernen had met een diameter en

een hoogte van 80 mm die men kon onderwerpen aan een druktest. In Tabel 10 zijn telkens


de gemiddelde druksterkten op elke hoogte weergegeven voor de kolommen met

wapeningsstaven met een diameter van 12 mm. Ook de standaardafwijking en standaardfout

is weergegeven.

Tabel 10: Druksterkte bovenaan, onderaan en in het midden van elke kolom met φφφφ 12 mm

TB1-12 SCC1-12 SCC2-12

fc σσσσ SF fc σσσσ SF fc σσσσ SF

N/mm² N/mm² N/mm²

boven 58,4 0,0 0,0 70,3 6,0 4,2 70,7 0,8 0,5

midden 64,7 9,4 6,7 70,8 2,2 1,5 57,0 3,4 2,4

onder 53,3 8,6 6,0 73,4 10,7 7,5 54,6 12,8 9,0

Voor TB1-12 is te zien dat de druksterkte bovenaan 58 N/mm² bedraagt. Deze waarde

neemt toe naar het midden van de kolom namelijk 65 N/mm² en neemt terug af naar 53

N/mm² aan de onderkant van de kolom. Er is wel een grote standaardafwijking van deze

laatste twee waarden zodat het moeilijk te zeggen is of er een stijgende of dalende trend

optreedt van de betondruksterkten naargelang de hoogte. In bijlage M is de betondruksterkte

en de hechtsterkte samen voorgesteld in functie van de hoogte in de kolom. Men kan zien

dat beide curven ongeveer evenwijdig lopen. Bovenaan de kolom neemt zowel de

druksterkte als de hechtsterkte lichtjes af en de foutbalken geven een minimale

standaardafwijking aan. Onderaan is er ook een daling van hechten druksterkte, maar hier

zit er wel een grotere standaardafwijking op. Het zou dus even goed kunnen dat beiden

hogere waarden geven waardoor men op een hoogte lager dan 850 mm vrij homogene

waarden krijgt die enkel afnemen naar boven toe.

De betondruksterkte voor SCC1-12 bedraagt bovenaan 70 N/mm², in het midden 71 N/mm²

en onderaan 73 N/mm². Dit is een zeer kleine toename van boven naar onder, maar als men

naar de grootte van de standaardafwijking kijkt, dan ziet men dat er helemaal geen

significant verschil waar te nemen is. De druksterkte kan nagenoeg constant beschouwd

worden in functie van de hoogte. In bijlage M ziet men zowel de druksterkte als de

hechtsterkte uitgezet voor SCC1-12 en daaruit blijkt dat de hechtsterkte ook vrij constant is

gedurende de hoogte in de kolom. Bovenaan is de hechtsterkte ongeveer gelijk aan 31,7

N/mm² terwijl die naar onderen oploopt tot 38,2 N/mm². De standaardafwijking op de

waarden van de hechtsterktes is zeer klein, terwijl de standaardafwijking op de druksterktes

vooral onderaan vrij groot is (10,7 kN). Het zou dus kunnen dat de druksterkte onderaan in

werkelijkheid iets groter is waardoor beide curven nog beter evenwijdig lopen met elkaar.

Voor SCC2-12 is te zien dat de druksterkte afneemt van boven naar onder in de kolom.

Bovenaan bedraagt de druksterkte 71 N/mm² en hier geeft de foutbalk een kleine


standaardafwijking aan waardoor er echt een significant verschil is met de waarden die lager

in de kolom bekomen werden. In het midden en vooral onderaan is de standaardafwijking op

de druksterkten te groot om te kunnen zeggen waar de druksterkte het hoogst zal zijn. Hoe

dan ook is dit geen logisch resultaat aangezien men zou verwachten dat de druksterkte

toeneemt van boven naar onder (Maynard & Davis, 1974). In bijlage M is eveneens te zien

dat de hechtsterkte van SCC2-12 zeer constant is in functie van de hoogte in de kolom terwijl

dit voor de druksterkte helemaal niet te zien is. Er dient wel opgemerkt te worden dat de

druksterkte in situ volgens Maynard & Davis (1974) bijna altijd lager is dan de druksterkte

bekomen van controlekubussen of –cilinders. Voor SCC2-12 is de karakteristieke

cilinderdruksterkte 49,5 N/mm². Dit is beduidend lager dan de karakteristieke

cilinderdruksterkte (70,7 N/mm² – 8 N/mm² = 62,7 N/mm²) die werd bekomen bovenaan in de

kolom. Dit is tegenstrijdig met de bevindingen van (Maynard & Davis, 1974). Men zou dus

kunnen besluiten dat dit een uitzonderlijke hoge hechtsterkte is die ervoor zorgt dat de curve

van de druksterkte de curve van de hechtsterkte niet volgt. Er dient wel opgemerkt te worden

dat de waarde van 49,5 N/mm² bekomen is van een cilinder met diameter 150 mm en een

hoogte van 300 mm, terwijl de waarde van 62,7 N/mm² afkomstig is van een cilinder met

diameter 80 mm en een hoogte van eveneens 80 mm. Beide waarden zijn dus eigenlijk niet

echt te vergelijken met elkaar. Een tweede reden die zou kunnen aantonen dat de

druksterkte bovenaan in SCC2-12 te hoog is, is dat de druksterkte bovenaan in TB1-12

slechts 58,4 N/mm² is. Aangezien SCC2 en TB1 tot dezelfde sterkteklasse behoren, zou

men verwachten dat de druksterkte bovenaan in SCC-12 dan ook rond de 60 N/mm² ligt.


5.5. Conclusie

Algemeen kan besloten worden dat de maximale trekkracht die uitgevoerd werd op de

wapeningsstaven toeneemt met toenemende wapeningsdiameter. Echter, de

verankeringslengte was gelijk aan drie keer de wapeningsdiameter, waardoor de

verankeringslengte groter was bij grote wapeningsdiameters. De reden voor de grotere

trekkracht bij grotere wapeningsdiameters zal dus hoofdzakelijk te maken hebben met de

grotere verankeringslengte die hiervoor werd aangenomen.

Om de verankeringslengte te elimineren, maakte men gebruik van de maximale

hechtspanning. Deze bleek over het algemeen af te nemen met het gebruik van een

toenemende wapeningsdiameter. Al was dit onderaan de met traditioneel beton vervaardigde

kolommen niet van toepassing. De oorzaak ligt waarschijnlijk in de slechte verdichting

onderaan in de bekisting van kolom TB1-12 en TB1-12. Bij de zelfverdichtend

betonmengsels SCC1 en SCC2 bleek de maximale hechtspanning wel over de hele hoogte

van de kolom af te nemen met toenemende wapeningsdiameter. Al worden de kolommen

met wapeningsdiameter 10 mm dan best wel buiten beschouwing gelaten gezien de

onrealistische resultaten van SCC1-10 en de grote spreiding op de hechtsterkten bij SCC2-

10.

Vergelijkt men de maximale hechtspanningen van de drie types betonmengsels, dan valt

meteen op dat zelfverdichtend beton SCC1 hogere waarden geeft dan zelfverdichtend beton

SCC2. Dit is te verklaren door de hogere sterkteklasse van SCC1. Zhu, Sonebi & Bartos

(2004) en Söylev & François (2006) ondervonden eveneens dat een hogere druksterkte van

het beton leidt tot hogere maximale hechtsterkten. Vergelijkt men nu het traditionele beton

TB1 met de twee zelfverdichtende betonmengsels SCC1 en SCC2. Men ziet dan dat TB1 de

hoogste hechtspanningen geeft bij het gebruik van wapeningsdiameter 10 mm, de laagste

hechtspanningen bij het gebruik van wapeningsdiameter 12 mm en tenslotte bij

wapeningsdiameter 16 mm de hoogste hechtspanningen geeft onderaan de wand, maar de

laagste bovenaan de wand in vergelijking met SCC1 en SCC2. Hier is dus geen algemene

lijn in te trekken. Dit werd eveneens vastgesteld in de literatuur. Studies van Koning et al.

(2001) and Schiessl & Zilch (2001) toonden aan dat de maximale hechtsterkte voor

traditioneel beton ongeveer 15 tot 20% groter was dan voor zelfverdichtend beton. Sonebi &

Bartos (1999) vonden integendeel dat de maximale hechtspanning voor zelfverdichtend

beton 15 tot 40% groter was dan voor traditioneel beton. Tenslotte vonden Gibbs & Zhu

(1999) en Lorrain and Daoud (2002) geen significant verschil tussen de hechting van beide

betonmengsels. Deze resultaten zijn dus zeer tegenstrijdig. Dit heeft te maken met het feit

dat ze allemaal andere betonmengsels gebruiken. Het zou eenvoudiger zijn om verschillende


betonmengsels te vergelijken als men ervoor zorgt dat de betonmengsels ofwel tot dezelfde

sterkteklasse behoren ofwel eenzelfde water/cementfactor bezitten.

Als men de sterkteklasse van het beton wil elimineren om de hechting te vergelijken tussen

verschillende betonmengsels, dan wordt gebruik gemaakt van de genormaliseerde

hechtspanning. De conclusies over het gebruik van de grootte van de wapeningsdiameters is

analoog als de conclusie bij de maximale hechtspanning. Hoe groter de wapeningsdiameter,

hoe kleiner de genormaliseerde hechtspanning op enkele uitzonderingen na zoals hierboven

beschreven. Wanneer men de genormaliseerde hechtspanningen van de verschillende

betonmengsels vergelijkt met elkaar, dan is er wel een verschil waar te nemen ten opzichte

van de maximale hechtspanningen. Men ziet dat beide zelfverdichtende betonmengsels

SCC1 en SCC2 geen significant verschil vertonen in genormaliseerde hechtspanningen

terwijl dit voor de maximale hechtspanningen wel het geval was. Dit verschijnsel is des te

duidelijker bij toenemende wapeningsdiameter (bijlage H). Sonebi, Zhu & Gibbs (2001)

spreken dit echter tegen, zij stelden vast dat de genormaliseerde hechtspanning voor een

zelfverdichtend betonmengsel met sterkteklasse C35 bijna 50% lager was dan voor een

zelfverdichtend betonmengsel met sterkteklasse C60.

Tenslotte is ook zeer duidelijk dat het verloop van de hechtspanningen in functie van de

hoogte veel geleidelijker is voor de zelfverdichtende betonsoorten dan voor het traditionele

beton. Dit is te zien aan de veel flauwere helling van de trendlijnen voor SCC1 en SCC2 ten

opzichte van TB1. Zelfverdichtend beton is aldus homogener dan traditioneel beton.

Uit de grootte van de waarden van de casting position factors is af te leiden dat het

traditioneel beton TB1 duidelijk het grootste top-bar effect vertoont en dat het aanzienlijk

toeneemt met toenemende wapeningsdiameter. Voor SCC1 en SCC2 is er bij het gebruik

van wapeningsdiameter 10 mm geen top-bar effect waar te nemen terwijl er bij gebruik van

12 mm en 16 mm wel een heel klein top-bar effect waarneembaar is. Al is het wel zeer

beperkt. Bij diameter 12 mm is het effect iets groter bij SCC1 terwijl bij diameter 16 mm het

effect iets groter is bij SCC2.

Tot slot werd de druksterkte vergeleken met de hechtsterkte in functie van de hoogte in de

kolom. Dit werd enkel gedaan voor de kolommen met wapeningsstaven met diameter 12.

Hieruit bleek dat er zowel voor TB1 als voor SCC1 een gelijkaardig verloop optreedt van de

druk- en hechtsterkte. Voor TB1 zijn beide sterkten het hoogst in het midden van de wand en

nemen beiden af naar boven en onderen. Voor SCC1 zijn beide sterkten ongeveer constant

naargelang hoogte. Bij SCC2 is geen verband waar te nemen tussen de druk- en

hechtsterkte. De standaardafwijking op de druksterkte is voor de drie wanden wel aan de

hoge kant.


Hoofdstuk 6

Experimenteel programma: wand

In vorig hoofdstuk bestond het experimenteel programma uit pull-out proeven op de

wapeningsstaven van een aantal kolommen. In dit hoofdstuk werd hetzelfde gedaan, maar

dan op wapeningsstaven in een grote wand. Deze wand werd vervaardigd uit zelfverdichtend

beton en de bekisting werd gevuld langs onder via een injectiepomp.

6.1. Opstelling

De grote wand heeft een lengte van 4 meter, een breedte van 0,20 meter en een hoogte van

2 meter. In totaal werden er 20 wapeningsstaven in gestoken volgens de schikking die

weergegeven is in Figuur 32. Er zijn vier reeksen van vijf wapeningsstaven. Voor de hoogte

van elke wapeningsstaaf is dezelfde positie aangenomen zoals het geval was bij de

kolommen, namelijk op 150 mm, 350 mm , 850 mm, 1350 mm en 1550 mm. De positie in de

breedte heeft men laten afhangen van de doka bekistingspanelen die voorhanden waren.

Het is namelijk zo dat men op de plaats waar de wapening uit het beton uitsteekt geen doka

bekistingspanelen kon gebruiken aangezien men dan gaten zou moeten boren in deze

panelen. Daarom werd er geopteerd om gebruik te maken van houten bekistingspanelen op

de plaats waar de wapening zit aangezien men hierin wel eenvoudig gaten kan maken.

Figuur 32: Afmetingen grote wand en positie wapeningsstaven (afmetingen in mm)


In Figuur 33 is een bovenaanzicht van de wand weergegeven, evenals de gebruikte

bekistingspanelen. Tussen elk doka bekistingspaneel werd dus een houten paneel gestoken

waar de wapeningsstaven doorsteken.

Zoals gezegd werd het beton onderaan in de bekisting geïnjecteerd via een mof. Deze

techniek verkleint het risico op luchtbellen. De mof bevond zich links onderaan in de wand op

een hoogte van 280 mm (zie Figuur 32) . Het vullen van de bekisting gebeurde op die manier

in de langsrichting van deze bekisting. De horizontale afstand van de wapeningsstaven tot

de mof bedroeg dan 600 mm, 1700 mm, 2350 mm en 3450 mm voor de vier reeksen staven.

Figuur 33: Bovenaanzicht wand met bekistingspanelen en wapeningsstaven (afmetingen in mm)

De gebruikte wapeningsstaven zijn geribd en hebben allemaal een diameter van 16 mm. De

eigenschappen van dit staal zijn terug te vinden in bijlage C. De verankeringslengte bedroeg

drie keer de wapeningsdiameter wat neerkwam op 48 mm. Er werden dus terug plastieken

buisjes over de wapening geschoven om deze verankeringslengte te bekomen.

Tenslotte dient ook nog opgemerkt te worden dat het beton, zoals gezegd, langs onderen

werd geïnjecteerd, maar dat op het einde van het betonneren de aanvoerdarm werd

losgekoppeld. Hierdoor stroomde er nog een deel van het beton terug uit de bekisting

waardoor het betonpeil in de bekisting met ongeveer 10 centimeter daalde. Dit zou een

invloed kunnen hebben op de hechtingseigenschappen tussen het wapeningsstaal en het

beton.


6.2. Materialen

Het beton dat gebruikt werd voor deze wand was een zelfverdichtend beton en werd

geleverd door de betoncentrale OBC Ottevaere uit Oudenaarde. Het behoort tot de

sterkteklasse C30/37 en tot de omgevingsklasse EE2. In Tabel 11 is de samenstelling

weergegeven.

Tabel 11: Samenstelling EE2 30/37

Materialen EE2 30/37

rolgrind 0/4 [kg/m³] 805

kalksteenslag 2/7 (K2/7) [kg/m³] 450

kalksteenslag 7/14 (K7/14) [kg/m³] 265

CEM I 52,5N [kg/m³] 100

CEM III/A 42,5 LA [kg/m³] 265

totaal cement C [kg/m³] 365

water [kg/m³] 193

calcitec (kalksteenmeel) [kg/m³] 235

glenium 27 [l/m³] 7,2

rheomat. (viscositeitsverhogend) [l/m³] 0,5

P (poeder) [kg/m³] 600

W/C [-] 0,53

W/P [-] 0,32

C/P [-] 0,61

Aangezien het om een zelfverdichtend beton gaat, is het gehalte aan fijn materiaal groter

dan het gehalte grof materiaal. Er is namelijk 805 kg/m³ rolgrind 0/4 gebruikt terwijl het

gehalte kalksteenslag 2/7 en 7/14 samen slechts 715 kg/m³ bedraagt. Tevens is er ook

“calcitec” kalksteenmeel toegevoegd als vulstof met een massa van 235 kg/m³.

Het gebruikte cement is een samenstelling van twee verschillende soorten. Enerzijds werd er

100 kg/m³ CEM I 52,5 N toegevoegd. Dit is een Portlandcement met een minimale

druksterkte van 52,5 kN na 28 dagen. Anderzijds werd er ook 265 kg/m³ CEM III/A 42,5 LA

toegevoegd. Dit is een hoogoven/portlandcement met 40 % hoogovenslak en een minimale

druksterkte van 42,5 kN na 28 dagen. LA staat voor een laag alkaligehalte waardoor het een

grote weerstand heeft tegen de reactie tussen de alkaliën van het cement en de granulaten.

Het totale cementgehalte bedraagt dus 365 kg/m³. Het totale poedergehalte is dan gelijk aan

de som van het kalksteenmeel en het cement wat neerkomt op 600 kg/m³.

Tenslotte is er 7,2 l/m³ Glenium 27 en 0,5 l/m³ RheoMATRIX (BASF, 2009) toegevoegd. Het

Glenium is een superplastificeerder die zorgt voor voldoende verwerkbaarheid van het beton

terwijl RheoMATRIX een viscositeitsverhogende hulpstof is die zorgt voor een rheologie

aanpassing in het mengsel dat het mogelijk maakt de juiste balans tussen vloeibaarheid en

stabiliteit te vinden. Op die manier wordt de kans op ontmenging verkleind.


De water/cementfactor van deze samenstelling is gelijk aan 0,53; de water/poederfactor

bedraagt 0,32 en de cement/poederfactor geeft een waarde van 0,61.

6.3. Test programma

Het testprogramma is gelijkaardig aan dat van de kolommen uit vorig hoofdstuk. Eerst

werden de eigenschappen van het verse beton bepaald en nadien van het verhard beton

met als doel het verloop van de hechtsterkte van de wapeningsstaven te bepalen in de

wand. Dit gebeurde met de gebruikelijke pull-out proeven. Deze werden uitgevoerd 15 dagen

na het betonneren aangezien er anders geen tijd meer zou zijn om de gegevens te

verwerken en op de nemen in deze masterproef.

Figuur 34: Foto wand met 20 wapeningsstaven φφφφ16


6.4. Resultaten

6.4.1. Vers beton

De proeven op het verse beton werden in totaal drie keer uitgevoerd. De eerste reeks

proeven werd gedaan toen het beton net geleverd werd, dus voor het storten van de wand.

De tweede reeks was afkomstig van het beton dat bovenaan uit de bekisting werd afgetapt,

net boven de bovenste wapeningsstaaf (A4 op Figuur 32) die het verst van de injectiemof

verwijderd was. Dit is te zien op Figuur 35. Dit was vooral om na te gaan of er geen

ontmenging opgetreden was bovenaan in de wand. Tenslotte werd de derde reeks proeven

uitgevoerd op het verse beton nadat de wand gebetonneerd was. Zo kon men controleren of

de kwaliteit van het beton nog steeds dezelfde was als voor het betonneren.

Figuur 35: Reeks 2 vers beton afgetapt bovenaan uit bekisting

De resultaten van de proeven op het verse beton van de drie verschillende reeksen zijn

weergegeven in Tabel 12.

Tabel 12: Resultaten vers beton

EE2 30/37 reeks 1 reeks 2 reeks 3

vol. massa [kg/m³] 2330 2370 2300

sieve stability [%] 12,7 18,3 17,6

L-box [H2/H1] 0,97 1,00 0,94

slump flow [mm] 820 935 830

V-funnel [sec.] 4,9 3,3 4,6

luchtgehalte [%] 3,5 4,2 3,5


De slump flow voor reeks 1 en 3 is respectievelijk 820 mm en 830 mm. Dit ligt tussen de 760

en 850 mm wat erop wijst dat deze mengsels een hoge vulcapaciteit hebben, waardoor ze

zeer gemakkelijk zullen stromen door moeilijk te bereiken plaatsen zoals dichte

wapeningsnetten. Reeks 2 vertoont zelfs een slump flow van 935 mm. Dit is een zeer hoge

waarde waardoor er een verhoogd risico is op segregatie. Dit blijkt ook uit de sieve stability

die voor reeks 2 gelijk is aan 18,3 % wat slechts een voldoende weerstand biedt tegen

statische segregatie (De Schutter, Bartos, Domone, & Gibbs, 2008). Ook reeks 3 geeft met

17,6 % slechts een voldoende weerstand en dit terwijl reeks 1 met 12,7 % een goede

weerstand biedt.

De passing ratios (H2/H1) zijn voor alle drie de reeksen gelegen tussen 0,94 en 1,00 wat wijst

op een hoge capaciteit om te vloeien doorheen nauwe openingen.

De waarden van de doorstroomtijden in de V-funnel zijn gelegen tussen de 3 en de 5

seconden. Dit wijst eveneens op een hoge vulcapaciteit volgens De Schutter, Bartos,

Domone & Gibbs (2008) aangezien ze kleiner zijn dan 8 seconden. Reeks 2 geeft met 3,3

seconden de laagste waarde.

De luchtgehalten voor reeks 1 en 3 zijn gelijk aan 3,5 % terwijl dit voor reeks 2 iets hoger is

namelijk 4,2%.

Men kan besluiten dat reeks 1 en reeks 3 gelijkaardige resultaten geven, uitgezonderd van

de sieve stability. Het zijn beiden goede zelfverdichtende betonmengsels, al zal reeks 3 iets

meer kans hebben op ontmenging wegens de kleinere statische segregatieweerstand.

Reeks 2 daarentegen vertoont zeer veel kans op ontmenging door de hoge waarde van de

sieve stability en de wel zeer hoge slump flow. Het beton bovenaan in de wand lijkt dus van

mindere kwaliteit te zijn.

6.4.2. Verhard beton

In Tabel 10 zijn voor betonreeks 1 (voor betonneren) en betonreeks 2 (bovenaan wand

tijdens betonneren) de eigenschappen in verharde toestand weergegeven.

De karakteristieke betondruksterkte fck,cube werd bekomen door de gemiddelde

kubusdruksterkte fcm,cube te verminderen met 8 kN. Men bekomt voor beide betonreeksen een

fck,cube van 41,5 kN. De druksterkte van reeks 2 heeft dus geen negatieve invloed

ondervonden ondanks de verhoogde kans op ontmenging. De betoncentrale garandeerde

een sterkteklasse C30/37. De minimale karakteristieke kubusdruksterkte dient dus 37 kN te

zijn, hier is ruim aan voldaan.


Tenslotte werden er ook drie prisma’s vervaardigd met afmetingen 150 x 150 x 600 mm. Hier

werd eerst een driepuntsbuigproef (NBN EN 14651) op toegepast om de buigtreksterkte fct,fl

te bepalen. De overspanning was 500 mm. De prisma werd daardoor in twee stukken

gebroken en hierop werden dan splijtproeven uitgevoerd om de splijttreksterkte fct,sp te

bepalen. De buigtreksterkte bedroeg 3,92 N/mm², de splijttreksterkte 2,85 N/mm². Deze

waarden werden enkel bepaald voor reeks 1.

Tabel 13: Kubusdruksterkte, buigtreksterkte, splijttreksterkte en volumemassa

fcm,cube σσσσ fck,cube fct,fl σσσσ fct,sp σσσσ ρρρρ

kN kN kN N/mm² kN N/mm² kN kg/m³

Reeks 1 49,5 1,43 41,5 3,92 0,32 2,85 0,22 2230

Reeks 2 49,5 0,83 41,5 2220

6.4.3. Slip

In bijlage N is het verloop van de trekkracht uitgezet in functie van de netto slip. Enkel de

bovenste vier staven op een hoogte van 1550 mm (rood) en de onderste vier staven op 150

mm hoogte (blauw) zijn weergegeven.

Bij een toenemende trekkracht neemt de slip exponentieel toe tot een maximale waarde

waarbij de hechting tussen wapening en beton verloren gaat. De maximale waarden van de

netto slippen zijn eveneens in bijlage N weergegeven. Ook hier is er geen verband te vinden

tussen de maximale netto slip en de maximale hechtsterkte en ook niet tussen de slip en de

hoogte in de wand. Alle waarden van de maximale netto slip zijn gelegen tussen 0,5 mm en

1,7 mm terwijl de gemiddelde maximale netto slip gelijk is aan 1,1 mm. Dit is te vergelijken

met de waarden die bekomen werden in de kolommen.

De blauwe curven liggen over het algemeen boven de rode curven wat er op wijst dat de

hechtsterkte onderaan meestal hoger is dan bovenaan. Dit is echter niet altijd het geval zoals

blijkt uit de grafiek van de wapeningsstaaf op de positie E3 (bijlage N), in volgende

paragrafen wordt hier dieper op ingegaan.

6.4.4. Hechtspanning

6.4.4.1. In functie van de hoogte

In bijlage O zijn de maximale hechtsterktes weergegeven voor de 20 wapeningsstaven in de

wand. In principe zou men met deze waarden kunnen verder werken aangezien de

wapeningsdiameter voor alle staven dezelfde is zodat deze de hechtspanning niet kan

beïnvloeden. Echter, de hechtspanning is ook afhankelijk van de verankeringslengte en deze


is niet constant gebleven tijdens het betonneren wegens de vele trillingen die veroorzaakt

werden door de injectiepomp. Dit had als gevolg dat de wapeningsstaven zich verplaatsten

en de verankeringslengte aldus veranderde. Groot was deze verandering niet aangezien ze

maximaal 2 mm bedroeg. In de berekening van de hechtspanningen werd desalniettemin de

exacte verankeringslengte in rekening gebracht zodat deze kleine onnauwkeurigheid

geëlimineerd werd.

In Tabel 14 is de maximale hechtspanning weergegeven voor alle wapeningsstaven. Men

ziet dat de hechtspanningen over het algemeen toenemen van boven naar onder in de wand,

op enkele uitzonderingen na. De staaf op een hoogte van 1350 mm in de eerste strook op

600 mm van de injectiemof levert met 14,7 MPa een hechtspanning die beduidend lager is

dan de andere staven daar rond. Ook de hechtspanningen in de rechter benedenhoek van

de wand geven duidelijk lagere waarden die men op het eerste gezicht niet zou verwachten.

Als men de hechtspanningen van links naar rechts bekijkt in de wand, dan is het veel

moeilijker om er een algemene trend in te vinden.

Tabel 14: Maximale en gemiddelde hechtspanning

ττττmax (MPa) ττττgem σσσσ stand.fout

hoogte (mm) 600 1700 2350 3450 (MPa) (MPa) (MPa)

1550 19,1 16,4 16,6 21,8 18,47 2,52 1,26

1350 14,7 18,4 20,8 23,2 20,80 2,44 1,22

850 21,4 22,7 21,6 23,4 22,26 0,94 0,47

350 20,4 22,5 22,1 19,7 21,15 1,37 0,68

150 22,1 24,1 14,0 20,1 22,06 2,00 1,00

Op de bovenste figuur in bijlage P1 is het verloop van de hechtspanningen weergegeven in

functie van de hoogte in de wand en dit voor de vier reeksen van vijf wapeningsstaven. Men

ziet dat de reeks op 600 mm van de injectiemof (gele driehoekjes) een zeer grote variatie

vertoont van de hechtspanningen. Zoals reeds vermeld, is vooral de hechtspanning op 1350

mm hoogte (14,7 MPa) duidelijk lager dan de anderen in dezelfde reeks. Ook op de positie

van de onderste wapeningsstaaf (150 mm hoogte) van de derde reeks op 2350 mm van de

injectiemof is 14 MPa een onrealistisch lage waarde (groen vierkant). Als men deze twee

waarden buiten beschouwing laat, dan ziet de grafiek eruit als in Figuur 36. Deze is ook

terug te vinden onderaan in bijlage P1.


Figuur 36: Hechtspanning i.v.f. vertikale afstand in wand

Men kan uit Figuur 36 besluiten dat de eerste drie reeksen wapeningsstaven (op 600 mm,

1700 mm en 2350 mm van de injectiemof) een dalende hechtspanning vertonen met

toenemende hoogte in de wand. Dit is duidelijk te zien aan de dalende trend van de gele,

rode en groene curve. De groene curve links op de figuur lijkt ook te dalen, maar dit komt

doordat de waarde van de hechtspanning op 150 mm hoogte weggelaten is in deze figuur

aangezien deze onrealistisch laag was. De gele trendlijn van de hechtspanningen op 600

mm van de injectiemof vertoont wel een iets flauwere helling ten opzichte van de niet-

gecorrigeerde figuur, dit komt door het wissen van de waarde op 1350 mm hoogte. Tenslotte

is ook te zien dat de reeks staven die het verst van de injectiemof verwijderd is (blauw) een

stijgende trend vertoont, dit in tegenstelling tot de andere reeksen. Desondanks is de

bovenste hechtspanning op 1550 mm van deze reeks toch net iets lager dan de twee

waarden daar net onder. Men kan hier dus ook van een top-bar effect spreken als men de

onderste twee staven buiten beschouwing laat.

De rode en de groene curve komen vrij goed met elkaar overeen als men de onderste

hechtspanningen op 150 mm hoogte niet meerekent. Dit is een bevredigend resultaat

aangezien deze twee reeksen op 1700 mm en 2350 mm het dichtst tegen elkaar gelegen

zijn. Er is slechts een tussenafstand tussen de staven van 650 mm terwijl dit bij de andere

reeksen 1100 mm is. Voor de rest is het moeilijk te zeggen welke reeks staven de hoogste

hechtspanningen teweeg brengt aangezien alle trendlijnen elkaar snijden. Onderaan geven

de rode en groene curve de hoogste hechtspanningen terwijl dit bovenaan overduidelijk het

geval is voor de blauwe curve. De gele curve loopt hier zo een beetje tussen.

12

14

16

18

20

22

24

26

-50 150 350 550 750 950 1150 1350 1550

ττ ττ ma

x(M

Pa

)


Hechtspanning i.f.v. vertikale afstand: GECORRIGEERD

op 600 mm

op 1700 mm

op 2350 mm

op 3450 mm

Poly. (op 600 mm)

Poly. (op 1700 mm)

Poly. (op 2350 mm)

Poly. (op 3450 mm)


Men zou dus kunnen besluiten dat de hechtsterkte over het algemeen lichtjes toeneemt van

boven naar onder in de wand, maar dat men in de rechter benedenhoek van de wand te lage

waarden verkrijgt (zie Tabel 14). Allicht treedt er in die hoek een bepaald

stromingsverschijnsel op waarbij er turbulentie ontstaat tijdens het vullen van de bekisting

doordat het beton daar tegen de wand weerkaatst wordt. Dit zou een verklaring kunnen zijn

voor de verminderde hechting die daar wordt waargenomen. De gemiddelde hechtspanning

voor elke hoogte met bijhorende standaardfout is weergegeven in Figuur 37. Het betreft

telkens een gemiddelde waarde van vier wapeningsstaven. In de figuur is te zien dat de

gemiddelde hechtspanning voor de bovenste wapeningsstaven op 1550 mm hoogte kleiner

is dan de reeks staven daar net onder op 1350 mm. Daaronder is er geen significant verschil

waar te nemen.

Figuur 37: Gemiddelde hechtspanning op elke hoogte met standaardfout

6.4.4.2. In functie van de lengte

In Figuur 36 werd de hechtspanning uitgezet in functie van de hoogte waarop de

wapeningsstaven zich bevinden en daaruit bleek dat er geen duidelijk verband was tussen

de hechtspanning en de horizontale afstand van de wapeningsstaven tot de injectiemof. In

bijlage P2 is nu de hechtspanning uitgezet in functie van deze horizontale afstand. De

bovenste figuur in deze bijlage geeft de resultaten weer zoals ze zijn opgemeten terwijl de

onderste figuur dezelfde twee waarden weglaat die in vorige paragraaf besproken zijn (rode

cijfers in Tabel 14). Men ziet dat dit een enorme invloed heeft op het verloop van de gele

curve die het verloop van de hechtspanningen geeft op een hoogte van 150 mm. Men

verkiest om de onderste figuur verder te bespreken, deze is eveneens weergegeven in

Figuur 38.

18,5

20,8

22,3

21,2

22,1

0 5 10 15 20 25

1550

1350

850

350

150

ττττgem (MPa)

Ho

og

te w

ap

en

ing

ssta

af

(mm

)


Figuur 38: Hechtspanning i.f.v. lengte in de wand (gecorrigeerd)

Hierin ziet men dat de gele, rode en groene curve horizontaler lopen dan de blauwe en

bruine curve. Dit wijst erop dat de hechtspanningen op een hoogte van 150 mm, 350 mm en

850 mm homogener zijn dan daarboven. Voor de groene, blauwe en bruine curve is er een

stijgende trend van de hechtspanningen waar te nemen als de afstand tot de injectiemof

groter wordt. Bij de gele en rode curve is dit niet het geval wegens de lagere

hechtspanningen in de rechter beneden hoek van de wand.

Algemeen kan men stellen dat de hechtspanningen voor de onderste drie rijen hoger en

homogener zijn dan voor de bovenste twee rijen, op uitzondering van de hechtspanningen

op een afstand van 3450 mm van de injectiemof. Dit wijst erop dat het top-bar effect wel

degelijk aanwezig is.

6.4.5. Trekspanning

Net zoals de wapeningsstaven in de kolommen, wordt het einde van de pull-out proeven

veroorzaakt door het verlies van de hechting tussen de wapeningsstaven en het omringende

beton. Aangezien de trekkrachten op de wapeningsstaven (φ16) in de wand lager zijn dan

het geval was bij de wapeningsstaven in de kolommen, zijn de trekspanningen hier lager. In

Tabel 15 is te zien dat alle trekspanningen ruim onder de vloeigrens blijven.

12

14

16

18

20

22

24

26

0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000

ττ ττ ma

x(M

Pa

)

Horizontale afstand tot injectiemof (mm)

Hechtspanning i.f.v. horizontale afstand: GECORRIGEERD

150 mm

350 mm

850 mm

1350 mm

1550 mm

Poly. (150 mm)

Poly. (350 mm)

Poly. (850 mm)

Poly. (1350 mm)

Poly. (1550 mm)


Tabel 15: Trekspanningen in wapeningsstaven in de wand

Trekspanning (N/mm²)

hoogte (mm) 600 mm 1700 mm 2350 mm 3450 mm

1550 229,3 188,6 199,4 250,4

1350 176,2 211,2 239,1 284,8

850 256,2 261,0 259,6 280,5

350 244,3 258,8 259,6 235,8

150 264,7 288,7 168,0 240,9

fy 584,1

6.4.6. Vertikaal top-bar effect

6.4.6.1. Bij constante slip

In Figuur 39 zijn de top-bar factoren weergegeven bij een vaste slip voor de vier reeksen

wapeningsstaven. De reeks staven op 600 mm van de injectiemof is weergegeven in het

blauw, de reeks op 1700 mm in rood, de reeks op 2350 mm in groen en de reeks op 3450

mm in paars. In bijlage Q zijn de waarden in tabelvorm weergegeven.

Hieruit blijkt dat het grootste top-bar effect optreedt voor de reeks wapeningsstaven op 1700

mm van de injectiemof (rood). De reeks op 600 mm (blauw) geeft geen verschil tussen de

hechtsterkte van de bovenste en onderste staaf terwijl de hechtsterkte voor de verste

reeksen (op 2350 mm en 3450 mm) bovenaan zelfs groter is dan onderaan wegens de

casting position factors die kleiner zijn dan 1 (groen en paars). Dit heeft uiteraard te maken

met de te lage hechtsterktes in de rechter benedenhoek van de wand.

Men ziet ook dat de top-bar factoren voor de reeks op 1700 mm (rood) toenemen met

toenemende constante slip. De overige reeksen geven een gelijkblijvende factor bij de

verschillende slippen. Enkel bij de maximale slip vertoont de top-bar factor voor de reeks op

600 mm (blauw) een sprong naar 1,15 terwijl dit bij de lagere slippen slechts ± 1,03 was.

Figuur 39: Top bar effect bij constante slip

1,02 1,01 1,03 1,031,15

1,26 1,291,35 1,44 1,47

0,76 0,79 0,80 0,82 0,840,91 0,94 0,93 0,93 0,92

0,00

0,50

1,00

1,50

0,10 0,15 0,20 0,25 max slip

ττ ττ on

de

r/ττ ττ b

ov

en

Netto slip (mm)

600 mm

1700 mm

2350 mm

3450 mm


6.4.6.2. Bij maximale hechtsterkte

In vorige figuur werden enkel de casting position factors weergegeven van de bovenste

wapeningsstaven bij een constante slip. In Figuur 40 is voor alle wapeningsstaven de casting

position factor gegeven. De blauwe balkjes geven aldus de verhouding van de

hechtspanning van de staaf op 1550 mm op de hechtspanning van de staaf op 150 mm, de

rode van 1350 mm op 150 mm, de groene van 850 mm op 150 mm en tenslotte de paarse

van 350 mm op 150 mm.

Figuur 40: Top-bar factoren voor alle wapeningsstaven

Voor de reeks staven op 600 mm van de injectiemof is de casting position factor van de

bovenste staaf gelijk aan 1,15. Dit is vergelijkbaar met de casting position factors die men

bekomen heeft bij de kolommen uit zelfverdichtend beton. De staaf daar net onder op een

hoogte van 1350 mm geeft ineens een factor 1,50. Dit komt door de onrealistisch lage

hechtspanning (14,7 MPa) op die hoogte. Deze waarde kan men dus best buiten

beschouwing laten. Tenslotte de staven daaronder op 850 mm en 350 mm hoogte geven

een casting position factor van respectievelijk 1,03 en 1,08 wat toch lager is dan 1,15 en dus

logisch is.

De volgende reeks staven op 1700 mm van de injectiemof geeft een duidelijk dalend verloop

van de top-bar factoren naarmate de staaf dichter tegen de onderkant gepositioneerd is. De

waarde van 1,47 voor de bovenste wapeningsstaaf is wel aan de hoge kant, zeker

aangezien het een zelfverdichtend beton is. Bij de kolommen was de hoogste top-bar factor

voor een zelfverdichtend beton met wapeningsdiameter 16 mm slechts 1,20 (zie bijlage K).

Ook de staaf daaronder geeft met 1,31 eveneens een zeer hoge waarde. Deze hogere

waarden kunnen verklaard worden door de mindere betonkwaliteit bovenaan de wand. Dit is

1,15

1,47

0,840,92

1,50

1,31

0,67

0,86

1,03 1,06

0,65

0,86

1,08 1,07

0,63

1,02

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1,40

1,60

op 600 mm op 1700 mm op 2350 mm op 3450 mm

ττ ττ on

de

r/ττ ττ h

oo

gte


Top-bar factoren

1550

1350

850

350


te zien in Tabel 12 waaruit blijkt dat betonreeks 2 veel kans heeft om te segregeren. Voor de

staven op 850 mm en 350 mm hoogte kan men aannemen dat de hechtspanningen zo goed

als gelijk zijn aan de hechtspanning ter hoogte van de onderste wapeningsstaaf.

Voor de reeks op 2350 mm van de injectiemof is er geen top-bar effect waar te nemen. De

hechtspanning van de onderste wapeningsstaaf bedraagt slechts 84 % van die van de

bovenste staaf en slechts 63 % van de staaf op 350 mm hoogte. De hechtspanning neemt

dus wel toe van boven naar onder, maar de hechtspanning van de onderste wapeningsstaaf

is met 14 MPa gewoon veel te laag in vergelijking met de spanningen daar in de buurt. Als

men nu bij wijze van controle aanneemt dat de hechtspanning van de onderste

wapeningsstaaf gelijk zou zijn aan de hechtspanning van de staaf daar net boven, dan ziet

de figuur eruit zoals onderaan in bijlage R. Men ziet nu dat de bovenste wapeningsstaaf een

top-bar factor van 1,33 vertoont wat op zich weer zeer hoog is voor een zelfverdichtend

beton. De staven op 1350 mm en 850 mm geven een verwaarloosbaar top-bar effect, hun

hechtspanningen wijken niet veel af van de staaf op 350 mm die hier dus als onderste staaf

beschouwd werd in plaats van de staaf op 150 mm.

Kijkt men tenslotte naar de reeks die het verst van de injectiemof verwijderd is, dan merkt

men op dat hier helemaal geen top-bar effect waar te nemen is. De hechtspanning van de

onderste wapeningsstaaf bedraagt hier tussen de 86 – 92 % van de hechtspanningen van de

bovenste drie wapeningsstaven. De staaf op 350 mm hoogte geeft geen significant verschil

in hechtspanning met de onderste staaf.

Men kan dus besluiten dat het top-bar effect toeneemt met toenemende hoogte in de wand

en dat het top-bar effect volgens de lengte het grootst is bovenaan in het midden van de

wand. Dit is niet zichtbaar op Figuur 40 maar wel onderaan in bijlage R gezien de hoogte van

de blauwe staven.

6.4.7. Horizontaal “top-bar effect”

De benaming ‘horizontaal top-bar effect” is een beetje ongelukkig gekozen, maar de auteur

bedoelt hiermee de verhouding van de hechtspanningen van de wapeningsstaven op een

afstand van 600 mm van de injectiemof tot de hechtspanningen op 3450 mm van de mof. Dit

wordt bekeken op elke hoogte en men bekomt aldus onderstaande figuur:


Figuur 41: Verhouding hechtspanning links op hechtspanning rechts

In Figuur 41 is te zien dat de waarden van deze verhoudingen stijgen van boven naar onder

in de wand. Hierbij wordt de waarde 0,63 op 1350 mm hoogte buiten beschouwing gelaten

wegens de onrealistisch lage hechtspanning van 14,7 MPa voor de staaf op die hoogte in de

strook op 600 mm van de injectiemof (zie rode waarde in Tabel 14). Voor de onderste twee

rijen staven is de hechtspanning dichtst bij de injectiemof 4 tot 10 % groter dan op 3450 mm.

Voor de andere rijen geldt het omgekeerde, daar is de hechtspanning op 3450 mm ongeveer

10 % groter dan op 600 mm.

1,10

1,04

0,91

0,63

0,88

0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20 1,40

150

350

850

1350

1550

ττττlinks/ττττrechts

Ho

og

te w

ap

en

ing

ssta

af

(mm

)


6.5. Conclusie

De hechtspanningen nemen over het algemeen toe van boven naar onderen in de wand, op

enkele uitzonderingen na. De eerste drie reeksen wapeningsstaven dichtst tegen de

injectiemof vertonen een dalende hechtspanning met toenemende hoogte in de wand. De

verste reeks staven op 3450 mm van de injectiemof vertoont een stijgend verloop van de

hechtspanningen in functie van de hoogte. De bovenste hechtspanning in deze reeks is wel

lager dan de twee waarden daar net onder waardoor men hier ook van een top-bar effect

kan spreken. De hechtspanningen voor de onderste drie rijen zijn hoger en homogener dan

voor de bovenste twee rijen, waar de hechtspanningen toenemen met toenemende afstand

tot de injectiemof.

Bij constante slip in het elastisch gebied treedt het grootste top-bar effect op in de tweede

reeks wapeningsstaven op 1700 mm van de injectiemof. De overige reeksen vertonen geen

top-bar effect. Bij de verste reeksen staven op 2350 mm en op 3450 mm is dit te wijten aan

de te lage hechtspanningen onderaan in de wand.

Bij maximale slip is te zien dat de casting position factors toenemen met toenemende hoogte

in de wand. Vooral de middelste twee reeksen staven op 1700 mm en 2350 mm van de

injectiemof vertonen het grootste top-bar effect als je de hechtspanning onderaan reeks drie

buiten beschouwing laat. Hiervoor kijkt men best naar de onderste figuur in bijlage R.


Hoofdstuk 7

Voorstel casting position factor

Het doel van deze masterproef is om de rekenregels betreffende de verankeringslengte van

wapeningsstaven te controleren voor traditioneel verdicht beton en na te gaan of deze ook

van toepassing zijn voor zelfverdichtend beton. Uit vorige hoofdstukken is al gebleken dat er

wel degelijk een aanpassing nodig zal zijn aangezien zelfverdichtend beton duidelijk minder

last heeft van het top-bar effect dan traditioneel verdicht beton.

7.1. ACI Code 318 & Eurocode 2

In Tabel 16 zijn de gemiddelde casting position factors met standaardafwijking weergegeven

in functie van de hoogte voor alle wapeningsstaven die beproefd geweest zijn, zowel in de

kolommen als in de wand. In Bijlage S zijn deze waarden voorgesteld in grafiekvorm,

evenals de waarden die voorgesteld worden in de ACI Code 318 (2002) en Eurocode 2

(2001). Deze codes bevelen een verhoging van de verankeringslengte aan van

respectievelijk 30% en 40%, wanneer de hoogte van de wapeningsstaaf in een betonnen

element respectievelijk hoger is dan 300 mm en 250 mm.

Tabel 16: Gemiddelde casting position factors

hoogte TB1 (C45/55) SCC1 (C53/67) SCC2 (C45/55) SCC30/37

mm 10 σσσσ 12 σσσσ 16 σσσσ 10 σσσσ 12 σσσσ 16 σσσσ 10 σσσσ 12 σσσσ 16 σσσσ 16 σσσσ

1550 1,1 0,4 1,4 0,4 2,1 0,2 0,9 0,2 1,2 0,0 1,1 0,0 1,1 0,2 1,1 0,1 1,2 0,0 1,2 0,2

1350 0,8 0,3 0,9 0,2 1,4 0,2 0,9 0,0 1,1 0,1 1,0 0,1 0,9 0,3 1,0 0,0 1,1 0,0 1,1 0,2

850 0,8 0,2 0,8 0,3 1,4 0,2 1,1 0,1 1,2 0,1 1,1 0,1 1,2 0,5 1,0 0,1 1,1 0,0 1,0 0,1

350 0,9 0,4 0,9 0,0 1,0 0,0 0,8 0,3 1,1 0,1 0,9 0,1 0,9 0,1 1,0 0,2 1,0 0,1 1,0 0,0

150 1,0 0,0 1,0 0,0 1,0 0,0 1,0 0,0 1,0 0,0 1,0 0,0 1,0 0,0 1,0 0,0 1,0 0,0 1,0 0,0

Zoals eerder gezegd, valt meteen op dat het top-bar effect het grootst is voor het traditionele

beton TB1 en dat dit effect toeneemt met toenemende wapeningsdiameter. In figuur 1 van

bijlage S is te zien dat de ACI Code en Eurocode volstaan wanneer wapeningsdiameters 10

mm en 12 mm worden gebruikt, bij het gebruik van 16 mm voldoen deze codes niet wegens

de zeer hoge casting position factor op een hoogte van 1550 mm. In principe zal de

verankeringslengte voor de wapeningsstaaf met diameter 12 mm op een hoogte van 1550

mm ook met meer dan 40% vermeerderd moeten worden wegens de zeer grote

standaardafwijking (0,4) bij deze waarde.


Bij de zelfverdichtende betonsoorten heeft de wapeningsdiameter bijna geen invloed op het

top-bar effect want er is geen significant verschil waar te nemen tussen de casting position

factors in Tabel 16. Ze schommelen allemaal tussen 1,0 – 1,2 met een maximale

standaardafwijking van 0,2. In figuren 2 en 3 van bijlage S is te zien dat de minst strenge ACI

Code ruim voldoende is. Als men de standaardafwijking in rekening brengt, zal de iets

strengere Eurocode moeten toegepast worden.

Ook de sterkteklasse geeft geen significant verschil in de waarden van de casting position

factors van de zelfverdichtende betonmengsels. Dit is te zien in figuren 4, 5 en 6 van bijlage

S waar deze factoren vergeleken worden bij eenzelfde wapeningsdiameter. Ook al lijkt SCC1

bij wapeningsdiameter 12 mm (figuur 5) een groter top-bar effect te vertonen dan SCC2 en

ook al lijkt SCC2 bij wapeningsdiameter 16 mm (figuur 6) een groter top-bar effect te

vertonen dan SCC1, de standaardafwijkingen zorgen ervoor dat er toch geen significant

verschil waar te nemen is. In figuur 6 van bijlage S is mooi te zien dat de drie

zelfverdichtende betonmengsels met alle drie een verschillende sterkteklasse ongeveer

dezelfde casting position factoren leveren die beduidend lager zijn dan die van het

traditionele beton.

7.2. Belgische norm NBN B 15-002

Vervolgens dient ook de Belgische norm (NBN B 15-002, 1995) gecontroleerd te worden.

Deze zegt dat de verankeringslengte 43% groter dient te zijn in gebieden met zwakke

hechtingsvoorwaarden dan in gebieden met goede voorwaarden. Volgens deze norm (zie

ook Hoofdstuk 3.2) wordt een gebied met zwakke hechtingsvoorwaarden gedefinieerd als de

bovenste 300 mm van een betonnen kolom of wand die groter is dan 600 mm. Voor de

kolommen is dit het gebied van 1400 mm tot 1700 mm hoogte, voor de wand is dit van 1700

mm tot 2000 mm hoogte. Hieruit volgt dat de verankeringslengte van de wapeningsstaven in

de wand niet moet worden aangepast en dat in de kolommen enkel de staven op 1550 mm

hoogte een 43% hogere verankeringslengte moeten krijgen.

Dit lijkt voor het traditionele beton enigszins aanvaardbaar bij het gebruik van

wapeningsdiameter 10 mm en 12 mm, maar bij 16 mm is dit onvoldoende. Hier moeten de

wapeningsstaven in de bovenste helft van de kolom een 43% hogere verankeringslengte

krijgen, bij de bovenste wapeningsstaaf moet die zelfs 100% groter zijn volgens Tabel 16. Bij

de zelfverdichtende betonsoorten is de Belgische norm een beetje overdreven wegens de

lagere casting position factoren die daar bekomen werden.


7.3. Conclusie

Uit de beperkte proefresultaten is het onmogelijk om aangepaste rekenregels voorop te

stellen voor het bepalen van de verankeringslengte van wapeningsstaven in zelfverdichtend

beton. Het enige wat wel met zekerheid kan besloten worden is dat de verankeringslengte in

zelfverdichtend beton niet zoveel zal moeten toenemen in functie van de hoogte als in

traditioneel beton. Als er toch een waarde moet gegeven worden, kan men onder

voorbehoud besluiten dat de verankeringslengte in zelfverdichtend beton moet toenemen

met 20% (±10%) vanaf een hoogte van 850 mm ofwel vanaf de bovenste helft van het

proefstuk.


Bijlagen

87

Bijlage A: Korrelverdelingsdiagram

10097,08

93,03

77,43

16,54

0,23 0,32 1,28

15,13

62,95

79,38

95

100 100

92,15

6,91

0,660

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,01 0,1 1 10 100

Do

orv

al

in %

Maaswijdte in mm

Korrelverdelingsdiagram

Zand 0/4 Grind 2/8 Grind 8/16

88

Bijlage B: Mengverhoudingen en eigenschappen beton

Materialen TB1-10 SCC1-10 SCC2-10* SCC2-10 TB1-12 SCC1-12 SCC2-12 TB1-16 SCC1-16 SCC2-16

zand 0/5 [kg/m³] 640 853 853 853 640 853 853 640 853 853

grind 2/8 [kg/m³] 462 263 263 263 462 263 263 462 263 263

grind 8/16 [kg/m³] 762 434 434 434 762 434 434 762 434 434

CEM I 52,5N [kg/m³] 360 360 300 300 360 360 300 360 360 300

water [kg/m³] 165 165 165 165 165 165 165 165 165 165

filler kalksteenmeel P2 [kg/m³] 0 240 300 300 0 240 300 0 240 300

glenium 51 [l/m³] 0 3,81 3,33 3,33 0 3,81 3,15 0 3,81 3,15

P (poeder) [kg/m³] 360 600 600 600 360 600 600 360 600 600

W/C [-] 0,46 0,46 0,55 0,55 0,46 0,46 0,55 0,46 0,46 0,55

W/P [-] 0,46 0,28 0,28 0,28 0,46 0,28 0,28 0,46 0,28 0,28

C/P [-] 1 0,6 0,5 0,5 1 0,6 0,5 1 0,6 0,5

Eigenschappen vers beton

vol. massa [kg/m³]

2360 2360 2480 2370 2380 2390 2380

sieve stability [%]

10,34 14,85 17,11 15,35 5,95 16,40 6,09

L-box [H2/H1]

0,80 1,011 1,01 1,00 0,66 0,98 0,80

slump flow [mm]

720 840 770 810 770 850 760

V-funnel [sec.]

14,82 12,78 10,41 10,64 11,53 11,74 15,16

luchtgehalte vers beton [vol%]

2,7 1,8 2,5 1,8 2,7 1,7 2,45

slump [mm] 30 20 20

schoktafel [mm] 387,5 409 381,5

Eigenschappen verhard beton

fck,cube [N/mm²] 53,6 67,4 57,7 57,2 52,6 66,7 55,6 51,2 66,6 53,8

fck [N/mm²] 53,9 47,8 51,5 60,6 49,5 47,6 58,9 47,2

volumemassa kubus [kg/m³] 2370 2340 2370 2320 2390 2370 2350 2370 2360 2340

volumemassa cilinder [kg/m³] 2370 2370 2380 2370 2350 2370 2370 2340

89

Bijlage C: Kracht-vervorming & Spanning-vervorming diagram

wapeningsstaven

50,3

75,9

45

67

117

130,54

0

20

40

60

80

100

120

140

0 2 4 6 8 10 12 14 16

Kra

cht

(kN

)

Vervorming (%)

Kracht-Vervorming

10 mm

12 mm

16 mm

573,9

641,45585,6

663,36

584,2

651,75

0

100

200

300

400

500

600

700

0 2 4 6 8 10 12 14 16

Sp

an

nin

g (

N/m

m²)

Vervorming (%)

Spanning-Vervorming

10 mm

12 mm

16 mm

90

Bijlage D: Trekkracht – netto slip diagram

93

Maximale netto slip TB1 (mm)



1550 passief -1,212 -1,127 -1,272 -0,947 -1,730 -1,989

actief 1,253 1,006 1,356 0,955 1,824 2,140

1350 passief -0,798 -1,558 -0,651 -0,733 -1,172 -1,366

actief 0,851 1,546 0,651 0,804 1,205 1,415

850 passief -1,357 -1,221 -1,160 -0,609 -0,985 -1,187

actief 1,457 1,264 1,211 0,836 0,876 2,163

350 passief -1,116 -0,711 -1,363 -0,656 -1,164 -0,974

actief 1,146 0,784 1,473 0,734 1,230 1,061

150 passief -1,357 -0,973 -1,231 -0,801 -1,873 -1,223

actief 1,338 1,015 1,508 0,801 1,986 1,239

Maximale netto slip SCC1 (mm)



1550 passief -1,110 -0,680 -1,088 -0,681 -0,568 -0,569

actief 1,107 0,650 1,088 0,693 0,847

1350 passief -0,855 -0,860 -0,917 -0,791 -1,079 -0,583

actief 1,000 0,832 0,928 0,803 1,111 0,639

850 passief -1,171 -0,555 -1,004 -0,847 -0,531 -1,040

actief 1,288 0,664 0,924 0,967 0,629 0,959

350 passief -0,906 -0,761 -1,113 -1,383 -0,889 -0,718

actief 0,929 0,674 1,130 1,231 1,097 0,736

150 passief -1,518 -1,219 -1,223 -1,002 -0,769 -1,917

actief 1,593 1,289 1,240 1,127 0,750 1,950

Maximale netto slip SCC2 (mm)



1550 passief -0,748 -0,806 -0,733 -0,712 -0,859 -0,989 -0,596 -0,475

actief 0,710 0,847 0,786 0,858 0,892 1,056 0,673 0,752

1350 passief -0,793 -1,227 -0,810 -1,199 -1,186 -1,286 -0,519 -1,340

actief 0,973 1,238 0,765 1,305 1,251 1,334 0,702 1,513

850 passief -1,425 -0,284 -0,786 -0,889 -1,093 -1,293 -0,529 -0,872

actief 1,485 0,296 0,634 0,906 1,107 1,360 0,646 0,885

350 passief -0,988 -0,612 -0,652 -0,700 -0,745 -1,423 -0,574 -0,545

actief 1,073 0,711 0,670 1,066 1,518 0,533

150 passief -1,270 -0,717 -1,115 -0,870 -1,044 -1,073 -1,315 -0,579

actief 1,250 0,702 1,236 1,058 1,489 1,343

94

Bijlage E: Hechtsterkte

Hechtsterkte [kN]



1550 25,83 27,78 23,88 26,39 44,54 50,67

1350 37,60 36,98 38,54 37,54 74,74 62,31

850 40,41 39,68 38,20 47,46 78,25 64,24

350 33,60 39,38 43,36 31,32 93,31 97,40

150 37,78 23,21 41,00 29,67 99,11 97,29

Hechtsterkte [kN]



1550 35,10 23,43 42,25 43,89 73,46 68,28

1350 30,03 24,81 45,42 45,14 83,39 65,87

850 26,36 19,66 43,80 43,34 69,50 69,61

350 26,58 38,16 48,59 47,25 78,30 87,28

150 25,71 22,76 50,34 53,35 80,88 73,00

Hechtsterkte [kN]



1550 28,76 21,23 23,78 20,36 37,51 39,25 62,61 60,92

1350 26,08 26,51 30,88 34,68 41,87 37,92 64,78 66,87

850 32,80 16,13 18,16 28,21 39,71 44,41 66,52 69,26

350 30,93 33,63 31,03 19,08 38,30 44,62 74,61 70,50

150 31,18 29,25 22,96 18,96 42,25 39,36 72,52 73,73

95

Bijlage F: Hechtspanning




1550 27,41 29,48 17,60 19,44 18,46 21,00

1350 39,89 39,24 28,40 27,66 30,98 25,83

850 42,88 42,10 28,15 34,97 32,43 26,63

350 35,65 41,78 31,95 23,08 38,67 40,37

150 40,09 24,63 30,21 21,86 41,08 40,32

fc,cub [MPa] 61,61 60,55 59,21




1550 37,24 24,86 31,13 32,34 30,45 28,30

1350 31,86 26,32 33,47 33,26 34,56 27,30

850 27,97 20,86 32,27 31,93 28,80 28,85

350 28,20 40,49 35,80 34,82 32,45 36,17

150 27,28 24,15 37,09 39,31 33,52 30,26

fc,cub [MPa] 75,39 74,71 74,62




1550 30,52 22,53 25,23 21,60 27,64 28,92 25,95 25,25

1350 27,67 28,13 32,76 36,80 30,85 27,94 26,85 27,72

850 34,80 17,11 19,27 29,93 29,26 32,72 27,57 28,70

350 32,82 35,68 32,92 20,24 28,22 32,88 30,92 29,22

150 33,08 31,04 24,36 20,12 31,13 29,00 30,06 30,56

fc,cub [MPa] 65,73 65,23 63,61 61,80

96

Bijlage G: Genormaliseerde hechtspanning

Genormaliseerde maximale hechtspanning [MPa]



1550 3,49 3,76 2,26 2,50 2,40 2,73

1350 5,08 5,00 3,65 3,55 4,03 3,36

850 5,46 5,36 3,62 4,49 4,21 3,46

350 4,54 5,32 4,11 2,97 5,03 5,25

150 5,11 3,14 3,88 2,81 5,34 5,24




1550 4,29 2,86 3,60 3,74 3,52 3,28

1350 3,67 3,03 3,87 3,85 4,00 3,16

850 3,22 2,40 3,73 3,69 3,33 3,34

350 3,25 4,66 4,14 4,03 3,76 4,19

150 3,14 2,78 4,29 4,55 3,88 3,50




1550 3,76 2,78 3,12 2,67 3,47 3,63 3,30 3,21

1350 3,41 3,47 4,06 4,56 3,87 3,50 3,42 3,53

850 4,29 2,11 2,39 3,71 3,67 4,10 3,51 3,65

350 4,05 4,40 4,08 2,51 3,54 4,12 3,93 3,72

150 4,08 3,83 3,02 2,49 3,90 3,64 3,82 3,89

97

Bijlage H: Maximale & genormaliseerde hechtspanning i.f.v. hoogte

1

15

20

25

30

35

40

45

-50 150 350 550 750 950 1150 1350 1550

ττ ττm

ax

(MP

a)


Maximale hechtspaning TB1

TB1-10-links

TB1-10-rechts

TB1-12-links

TB1-12-rechts

TB1-16-links

TB1-16-rechts

TB1-10

TB1-12

TB1-16

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

5,0

5,5

6,0

-50 150 350 550 750 950 1150 1350 1550

ττ ττm

ax

/√f c

m


Genormaliseerde hechtspanning TB1

TB1-10-links

TB1-10-rechts

TB1-12-links

TB1-12-rechts

TB1-16-links

TB1-16-rechts

TB1-10

TB1-12

TB1-16

98

2

15

20

25

30

35

40

45

-50 150 350 550 750 950 1150 1350 1550

ττ ττm

ax

(MP

a)


Maximale hechtspanning SCC1

SCC1-10-links

SCC1-10-rechts

SCC1-12-links

SCC1-12-rechts

SCC1-16-links

SCC1-16-rechts

SCC1-10

SCC1-12

SCC1-16

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

5,0

5,5

6,0

-50 150 350 550 750 950 1150 1350 1550

ττ ττm

ax

/√

f cm


Genormaliseerde hechtspanning SCC1

SCC1-10-links

SCC1-10-rechts

SCC1-12-links

SCC1-12-rechts

SCC1-16-links

SCC1-16-rechts

SCC1-10

SCC1-12

SCC1-16

99

3

15

20

25

30

35

40

45

-50 150 350 550 750 950 1150 1350 1550

ττ ττm

ax

(MP

a)


Maximale hechtspanning SCC2

SCC2-10*-links

SCC2-10*-rechts

SCC2-10-links

SCC2-10-rechts

SCC2-12-links

SCC2-12-rechts

SCC2-16-links

SCC2-16-rechts

SCC2-10*-links

SCC2-10*

SCC2-10

SCC2-12

SCC2-16

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

5,0

5,5

6,0

-50 150 350 550 750 950 1150 1350 1550

ττ ττm

ax

/√

f cm


Genormaliseerde hechtspanning SCC2

SCC2-10*-links

SCC2-10*-rechts

SCC2-10-links

SCC2-10-rechts

SCC2-12-links

SCC2-12-rechts

SCC2-16-links

SCC2-16-rechts

SCC2-10*-links

SCC2-10*

SCC2-10

SCC2-12

SCC2-16

100

4

15

20

25

30

35

40

45

-50 150 350 550 750 950 1150 1350 1550

ττ ττm

ax

(MP

a)


Maximale hechtspanning φφφφ 10 mm

TB1-10-links

TB1-10-rechts

SCC1-10-links

SCC1-10-rechts

SCC2-10*-links

SCC2-10*-rechts

SCC2-10-links

SCC2-10-rechts

SCC2-10*-links

TB1-10

SCC1-10

SCC2-10*

SCC2-10

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

5,0

5,5

6,0

-50 150 350 550 750 950 1150 1350 1550

ττ ττm

ax/√

f cm


Genormaliseerde hechtspanning φφφφ 10 mm

TB1-10-links

TB1-10-rechts

SCC1-10-links

SCC1-10-rechts

SCC2-10*-links

SCC2-10*-rechts

SCC2-10-links

SCC2-10-rechts

SCC2-10*-links

TB1-10

SCC1-10

SCC2-10*

SCC2-10

101

5

15

20

25

30

35

40

45

-50 150 350 550 750 950 1150 1350 1550

ττ ττm

ax

(MP

a)



TB1-12-links

TB1-12-rechts

SCC1-12-links

SCC1-12-rechts

SCC2-12-links

SCC2-12-rechts

TB1-12

SCC1-12

SCC2-12

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

5,0

5,5

6,0

-50 150 350 550 750 950 1150 1350 1550

ττ ττm

ax

/√

f cm



TB1-12-links

TB1-12-rechts

SCC1-12-links

SCC1-12-rechts

SCC2-12-links

SCC2-12-rechts

TB1-12

SCC1-12

SCC2-12

102

6

15

20

25

30

35

40

45

-50 150 350 550 750 950 1150 1350 1550

ττ ττm

ax

(MP

a)



TB1-16-links

TB1-16-rechts

SCC1-16-links

SCC1-16-rechts

SCC2-16-links

SCC2-16-rechts

TB1-16

SCC1-16

SCC2-16

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

5,0

5,5

6,0

-50 150 350 550 750 950 1150 1350 1550

ττ ττm

ax

/√

f cm



TB1-16-links

TB1-16-rechts

SCC1-16-links

SCC1-16-rechts

SCC2-16-links

SCC2-16-rechts

TB1-16

SCC1-16

SCC2-16

103

Bijlage I: Trekspanning in wapeningsstaven

Trekspanning [MPa]



1550 328,9 353,7 211,1 233,3 221,5 252,0

1350 478,7 470,8 340,8 331,9 371,7 309,9

850 514,5 505,2 337,8 419,6 389,2 319,5

350 427,8 501,4 383,4 276,9 464,1 484,4

150 481,0 295,5 362,5 262,3 492,9 483,9

fy (N/mm²) 573,9 585,6 584,1

Trekspanning [MPa]



1550 446,9 298,3 373,6 388,1 365,3 339,6

1350 382,4 315,9 401,6 399,1 414,7 327,6

850 335,6 250,3 387,3 383,2 345,7 346,2

350 338,4 485,9 429,6 417,8 389,4 434,1

150 327,3 289,8 445,1 471,7 402,2 363,1

fy (N/mm²) 573,9 585,6 584,1

Trekspanning [MPa]



1550 366,2 270,3 302,8 259,2 331,7 347,0 311,4 303,0

1350 332,1 337,5 393,2 441,6 370,2 335,3 322,2 332,6

850 417,6 205,4 231,2 359,2 351,1 392,7 330,9 344,4

350 393,8 428,2 395,1 242,9 338,6 394,5 371,1 350,6

150 397,0 372,4 292,3 241,4 373,6 348,0 360,7 366,7

fy (N/mm²) 573,9 573,9 585,6 584,1

104

Bijlage J: Hechtsterkte en casting position factor bij constante slip

HECHTSTERKTE (kN)

SLIP (mm) TB1-10 SCC1-10 SCC2-10 TB1-12 SCC1-12 SCC2-12 TB1-16 SCC1-16 SCC2-16

links rechts links rechts links rechts links rechts links rechts links rechts links rechts links rechts links rechts

0,10 boven 10,04 11,72 18,21 13,85 13,20 10,37 6,01 10,03 23,54 26,36 18,12 17,35 18,69 21,94 44,52 44,30 35,75 36,35

onder 21,91 16,78 12,10 11,65 11,37 10,82 18,55 15,42 26,23 30,20 24,35 20,40 46,89 51,98 51,68 42,66 39,36 51,44

onder/boven 2,18 1,43 0,66 0,84 0,86 1,04 3,08 1,54 1,11 1,15 1,34 1,18 2,51 2,37 1,16 0,96 1,10 1,42

0,15 boven 12,73 15,58 22,11 17,23 15,73 13,33 9,78 12,72 28,30 32,27 23,19 23,46 22,59 27,03 53,43 53,60 43,31 45,44

onder 25,71 18,88 14,58 14,48 13,43 12,90 22,48 19,14 30,84 35,56 28,54 24,33 58,06 64,13 58,30 51,22 48,37 57,56

onder/boven 2,02 1,21 0,66 0,84 0,85 0,97 2,30 1,50 1,09 1,10 1,23 1,04 2,57 2,37 1,09 0,96 1,12 1,27

0,20 boven 15,21 18,28 25,23 19,78 17,73 14,93 12,72 14,99 32,27 36,08 26,34 27,16 25,70 31,84 59,50 58,68 50,18 51,60

onder 28,53 20,13 16,43 16,56 14,98 13,93 25,61 22,17 34,40 39,25 31,84 27,64 66,85 71,17 63,97 56,09 53,00 61,96

onder/boven 1,88 1,10 0,65 0,84 0,84 0,93 2,01 1,48 1,07 1,09 1,21 1,02 2,60 2,24 1,08 0,96 1,06 1,20

0,25 boven 17,63 21,03 27,11 20,98 19,21 18,13 14,89 17,19 35,24 38,68 29,56 31,11 26,84 34,91 63,73 62,47 53,60 55,51

onder 31,13 20,73 18,03 18,11 16,46 14,83 28,32 24,06 37,40 42,63 34,59 30,44 73,62 77,37 68,93 61,52 56,61 65,08

onder/boven 1,77 0,99 0,67 0,86 0,86 0,82 1,90 1,40 1,06 1,10 1,17 0,98 2,74 2,22 1,08 0,98 1,06 1,17

max slip boven 25,83 27,78 35,10 23,43 23,78 20,36 23,88 26,39 42,25 43,89 37,51 39,25 44,54 50,67 73,46 68,28 62,61 60,92

onder 37,78 23,21 25,71 22,76 22,96 18,96 41,00 29,67 50,34 53,35 42,25 39,36 99,11 97,29 80,88 73,00 72,52 73,73

onder/boven 1,46 0,84 0,73 0,97 0,97 0,93 1,72 1,12 1,19 1,22 1,13 1,00 2,23 1,92 1,10 1,07 1,16 1,21

Gemiddelde casting position factor (ττττonder/ττττboven)

SLIP 10 mm 12 mm 16 mm

mm TB1 SCC1 SCC2 TB1 SCC1 SCC2 TB1 SCC1 SCC2

0,10 1,81 0,75 0,95 2,31 1,13 1,26 2,44 1,06 1,26

0,15 1,62 0,75 0,91 1,90 1,10 1,13 2,47 1,02 1,19

0,20 1,49 0,74 0,89 1,75 1,08 1,11 2,42 1,02 1,13

0,25 1,38 0,76 0,84 1,65 1,08 1,07 2,48 1,03 1,11

max slip 1,15 0,85 0,95 1,42 1,20 1,06 2,07 1,09 1,18

105

Bijlage K: Casting position factor (1)

1

1,15

0,850,95

1,421,20

1,06

2,07

1,091,18

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

TB1 SCC1 SCC2

ττ ττ on

de

r/ττ ττ 1

55

0Wapeningsstaven op 1550 mm hoogte

diam 10 mm

diam 12 mm

diam 16 mm

0,82 0,89

0,65

0,931,15

1,02

1,44

1,04 1,11

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

TB1 SCC1 SCC2

ττ ττ on

de

r/ττ ττ 1

35

0

Wapeningsstaven op 1350 mm hoogte

diam 10 mm

diam 12 mm

diam 16 mm

0,76

1,070,97

0,85

1,190,98

1,39

1,11 1,08

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

TB1 SCC1 SCC2

ττ ττ on

de

r/ττ ττ 8

50


diam 10 mm

diam 12 mm

diam 16 mm

0,86 0,78 0,870,951,08

0,991,030,93 1,01

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

TB1 SCC1 SCC2

ττ ττ on

de

r/ττ ττ 3

50


diam 10 mm

diam 12 mm

diam 16 mm

106

2

1,15

1,42

2,07

0,85

1,201,09

0,951,06

1,18

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

diam 10 mm diam 12 mm diam 16 mm

ττ ττ on

de

r/ττ ττ 1

55

0Wapeningsstaven op 1550 mm hoogte

TB1

SCC1

SCC2

0,820,93

1,44

0,89

1,151,04

0,65

1,021,11

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50


ττ ττ on

de

r/ττ ττ 1

35

0


TB1

SCC1

SCC2

0,760,85

1,39

1,071,19 1,11

0,97 0,981,08

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50


ττ ττ on

de

r/ττ ττ 8

50


TB1

SCC1

SCC2

0,860,95 1,03

0,78

1,080,930,87

0,99 1,01

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50


ττ ττ on

de

r/ττ ττ 3

50


TB1

SCC1

SCC2

107

Bijlage L: Casting position factor (2)

1,05 1,03

0,84

1,15 1,131,05

1,67

1,10 1,14

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

TB1 SCC1 SCC2

(τ(τ (τ(τ1

50

+ ττ ττ

35

0)

/ ( ττ ττ

13

50

+ ττ ττ

13

50)

Hechtsterkte onderste 2 rijen staven op bovenste 2 rijen

staven

diam 10 mm

diam 12 mm

diam 16 mm

1,051,15

1,67

1,031,13 1,10

0,84

1,051,14

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50


(τ(τ (τ(τ1

50

+ ττ ττ

35

0)

/ ( ττ ττ

13

50

+ ττ ττ

13

50)

Hechtsterkte onderste 2 rijen staven op bovenste 2 rijen

staven

TB1

SCC1

SCC2

108

Bijlage M: Hechtsterkte en druksterkte i.f.v. hoogte

18,5

28,0

31,6

27,526,0

58,4

64,7

53,3

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

-50 150 350 550 750 950 1150 1350 1550

N/m

m²


TB1-12

Hechtsterkte

Druksterkte

31,733,432,135,3

38,2

70,370,8

73,4

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

-50 150 350 550 750 950 1150 1350 1550

N/m

m²


SCC1-12

Hechtsterkte

Druksterkte

109

28,329,431,030,530,1

70,7

57,054,6

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

-50 150 350 550 750 950 1150 1350 1550

N/m

m²


SCC2-12

Hechtsterkte

Druksterkte

110

Bijlage N: Trekkracht – netto slip diagram WAND

Netto slip (mm)

hoogte 600 mm 1700 mm 2350 mm 3450 mm

mm passief actief passief actief passief actief passief actief

1550 -0,526 0,460 -1,605 1,658 -1,194 0,969 -0,905 0,807

1350 -1,492 1,236 -1,132 1,189 -1,175 1,168 -0,839 0,751

850 -0,954 1,292 -1,673 1,697 -1,177 0,903 -1,145 1,148

350 -0,691 0,584 -1,086 1,045 -0,806 -0,790 0,779

150 -1,718 1,808 -1,265 1,337 -0,632 0,659 -0,943 0,687

111

Bijlage O: Maximale hechtsterkte wapeningsstaven WAND

Maximale HECHTSTERKTE (kN)

hoogte (mm) op 600 mm op 1700 mm op 2350 mm op 3450 mm

1550 46,1 37,9 40,1 50,3

1350 35,4 42,5 48,1 57,3

850 51,5 52,5 52,2 56,4

350 49,1 52,0 52,2 47,4

150 53,2 58,1 33,8 48,4

Maximale HECHTSPANNING (MPa)

hoogte (mm) op 600 mm op 1700 mm op 2350 mm op 3450 mm

1550 19,1 16,4 16,6 21,8

1350 14,7 18,4 20,8 23,2

850 21,4 22,7 21,6 23,4

350 20,4 22,5 22,1 19,7

150 22,1 24,1 14,0 20,1

112

Bijlage P: Hechtspanning i.f.v. hoogte en lengte in de WAND

1

10

12

14

16

18

20

22

24

26

-50 150 350 550 750 950 1150 1350 1550

ττ ττ ma

x(M

Pa

)


Hechtspanning i.f.v. vertikale afstand

op 600 mm

op 1700 mm

op 2350 mm

op 3450 mm

Poly. (op 600 mm)

Poly. (op 1700 mm)

Poly. (op 2350 mm)

Poly. (op 3450 mm)

10

12

14

16

18

20

22

24

26

-50 150 350 550 750 950 1150 1350 1550

ττ ττ ma

x(M

Pa

)


Hechtspanning i.f.v. vertikale afstand: GECORRIGEERD

op 600 mm

op 1700 mm

op 2350 mm

op 3450 mm

Poly. (op 600 mm)

Poly. (op 1700 mm)

Poly. (op 2350 mm)

Poly. (op 3450 mm)

113

2

10

12

14

16

18

20

22

24

26

0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000

ττ ττ ma

x(M

Pa

)

Horizontale afstand tot injectiemof(mm)

Hechtspanning i.f.v. horizontale afstand

150 mm

350 mm

850 mm

1350 mm

1550 mm

Poly. (150 mm)

Poly. (350 mm)

Poly. (850 mm)

Poly. (1350 mm)

Poly. (1550 mm)

10

12

14

16

18

20

22

24

26

0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000

ττ ττ ma

x(M

Pa

)


Hechtspanning i.f.v. horizontale afstand: GECORRIGEERD

150 mm

350 mm

850 mm

1350 mm

1550 mm

Poly. (150 mm)

Poly. (350 mm)

Poly. (850 mm)

Poly. (1350 mm)

Poly. (1550 mm)

114

Bijlage Q: Hechtsterkte en casting position factor WAND bij constante

slip

HECHTSTERKTE (kN)

SLIP (mm) 600 mm 1700 mm 2350 mm 3450 mm

0,10 boven 30,07 19,91 25,30 29,00

onder 30,76 25,04 19,21 26,49

onder/boven 1,02 1,26 0,76 0,91

0,15 boven 34,59 24,22 29,29 34,64

onder 34,94 31,27 23,06 32,56

onder/boven 1,01 1,29 0,79 0,94

0,20 boven 37,57 27,16 32,21 38,65

onder 38,55 36,75 25,83 35,91

onder/boven 1,03 1,35 0,80 0,93

0,25 boven 40,01 28,65 33,80 41,27

onder 41,02 41,27 27,85 38,22

onder/boven 1,03 1,44 0,82 0,93

max slip boven 46,10 39,57 40,10 52,53

onder 53,22 58,06 33,78 48,43

onder/boven 1,15 1,47 0,84 0,92

casting position factor (ττττonder/ττττboven)

SLIP (mm) 600 mm 1700 mm 2350 mm 3450 mm

0,10 1,02 1,26 0,76 0,91

0,15 1,01 1,29 0,79 0,94

0,20 1,03 1,35 0,80 0,93

0,25 1,03 1,44 0,82 0,93

max slip 1,15 1,47 0,84 0,92

115

Bijlage R: Casting position factor WAND

casting position factors

hoogte (mm) op 600 mm op 1700 mm op 2350 mm op 3450 mm gemiddeld σσσσ

1550 1,15 1,47 0,84 0,92 1,10 0,28

1350 1,50 1,31 0,67 0,86 1,09 0,38

850 1,03 1,06 0,65 0,86 0,90 0,19

350 1,08 1,07 0,63 1,02 0,95 0,21

150 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 0,00

casting position factors GECORRIGEERD

hoogte (mm) op 600 mm op 1700 mm op 2350 mm op 3450 mm gemiddeld σσσσ

1550 1,15 1,47 1,33 0,92 1,22 0,24

1350 1,31 1,06 0,86 1,08 0,22

850 1,03 1,06 1,02 0,86 0,99 0,09

350 1,08 1,07 1,00 1,02 1,04 0,04

150 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 0,00

1,15

1,47

0,840,92

1,50

1,31

0,67

0,86

1,03 1,06

0,65

0,86

1,08 1,07

0,63

1,02

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1,40

1,60


ττ ττ on

de

r/ττ ττ h

oo

gte


casting position factors

1550

1350

850

350

1,15

1,47

1,33

0,92

1,31

1,06

0,86

1,03 1,06 1,02

0,86

1,08 1,071,00

1,02

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1,40

1,60


ττ ττ on

de

r/ττ ττ h

oo

gte


casting position factors: GECORRIGEERD

1550

1350

850

350

116

Bijlage S: Casting position factor i.f.v. hoogte

1,0

1,2

1,4

1,6

1,8

2,0

2,2

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000

cast

ing

po

siti

on

fa

cto

r


TB1

Eurocode

ACI 318

diam 10 mm

diam 12 mm

diam 16 mm

1,0

1,2

1,4

1,6

1,8

2,0

2,2

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000

cast

ing

po

siti

on

fa

cto

r


SCC1

Eurocode

ACI 318

diam 10 mm

diam 12 mm

diam 16 mm

1,0

1,2

1,4

1,6

1,8

2,0

2,2

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000

cast

ing

po

siti

on

fa

cto

r


SCC2

Eurocode

ACI 318

diam 10 mm

diam 12 mm

diam 16 mm

1

2

3

117

1,0

1,2

1,4

1,6

1,8

2,0

2,2

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000

cast

ing

po

siti

on

fa

cto

r


Wapeningsdiameter 10 mm

Eurocode

ACI 318

TB1

SCC1

SCC2

1,0

1,2

1,4

1,6

1,8

2,0

2,2

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000

cast

ing

po

siti

on

fa

cto

r



Eurocode

ACI 318

TB1

SCC1

SCC2

1,0

1,2

1,4

1,6

1,8

2,0

2,2

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000

cast

ing

po

siti

on

fa

cto

r



Eurocode

ACI 318

TB1

SCC1

SCC2

SCC30/37

5

4

6

118

Referenties

ACI 318. (2002). Building code requirements for structural concrete (ACI 318-02) and

commentary (ACI 318R-02). In ACI Committee 318 Structural Building Code (p. 445).

American concrete institute.

Annarel, E. (Academiejaar 2004-2005). Structuur en uitzicht van zelfverdichtend beton.

Scriptie tot het behalen van de academische graad van burgerlijk ingenieur architect . Gent.

BASF. (2009, april 20). Info over hulpstoffen voor beton. Opgehaald van Website van BASF:

http://www.basf-

cc.be/nl/Producten/Hulpstoffen/Hulpstoffenvoorbeton/Stabilisatoren/Rheomatrix100/Pages/d

efault.aspx

Castel, A., Vidal, T., Viriyametanont, K., & François, R. (2006). Effect of reinforcing bar

orientation and location on bond with self-consolidating concrete. ACI Structural Journal ,

559-567.

CEB-Taskgroup. (2000). Bond of reinforcement in concrete. Lausanne: International

federation for structural concrete.

De Schutter, G., Bartos, P., Domone, P., & Gibbs, J. (2008). Self-Compacting Concrete.

Dunbeath, Scotland, UK: Wittles Publishing.

De Schutter, G., Poppe, A.-M., Audenaert, K., & Boel, V. (2003). Stille (r)evolutie in de

betonwereld? Het Ingenieursblad , 1-8.

Dehn, F., Holschemacher, K., & Weisse, D. (2000). SCC time development of the material

properties and the bond behaviour.

Embrechts, P. (2007). Cement deels vervangen door hoogovenslakken in zelverdichtend

beton + zelfreinigend zelfverdichtend architectonisch beton.

Eurocode 2. (2001). Design of concrete Structures - Part 1: General rules and rules for

buildings.

Gibbs, J. C., & Zhu, W. (1999). Strength of hardened self-compacting concrete. Proceedings

of RILEM international symposium on SCC, (pp. 199-209). Stockholm.

Hoshino, M. (1989). Relationships between bleeding, coarse aggregate, and specimen

height of concrete. ACI Materials Journal (Vol. 86, No. 2), 185-190.

119

Khayat, K. H. (1998). Use of viscosity-modifying admixture to reduce top-bar effect of

anchored bars cast with fluid concrete. ACI Materials Journal , 158-167.

Khayat, K. H., & Guizani, Z. (1997). Use of viscosity-modifying admixtures to enhance

stability of fluid concrete. ACI Materials Journal , 332-340.

Khayat, K. H., Tremblay, S., & Paultre, P. (1999). Structural response of SCC columns. 1st

International RILEM Symposium on SCC (pp. 291-306). Skarendahl A.;Petersson Ö.

Koning, G., Holschemachter, K., Dehn, F., & Weisse, D. (2001). Self-Compacting Concrete

Time Development of Material Properties and Bond Behavior. Proceedings of Second

International Symposium on Self-Compacting Concrete (pp. 507-516). Tokyo: Ozawa and

Ouchi.

Lorrain, M., & Daoud, A. (2002). Bond in self-compacting concrete, bond in concrete: from

research to standards. Proceedings of the 3rd international symposium, (pp. 529-536).

Maynard, D. P., & Davis, S. G. (1974). The strength of in situ concrete. The Structural

Engineer No.10 Volume 52 , 369-374.

NBN B 15-002. (1995, december). Eurocode 2: Berekening van betonconstructies - Deel 1-1:

Algemene regels en regels voor gebouwen.

Ployaert, C. (augustus 2005). Zelfverdichtend beton. Dossier Cement FEBELCEM . Jacobs,

J.P.;.

Safawi, M., Iwaki, I., & Miura, T. (2003). A study on the V-funnel time with respect to

flowability, reliability and segregation tendency. JCA Proceedings of Cement & Concrete

(Japan Cement Association) , 392-399.

Schiessl, A., & Zilch, K. (2001). The effects of the modified composition of SCC on shear and

bond behavior. Proceedings of second international symposium on self-compacting concrete

(pp. 501-506). Tokyo: Ozawa and Ouchi.

Sonebi, M., & Bartos, P. (1999). Hardened SCC and its bond with reinforcement.

Proceedings of the First International RILEM symposium on SCC, (pp. 275-289).

Sonebi, M., Zhu, W., & Gibbs, J. (2001). Bond of reinforcement in self-compacting concrete.

Concrete , 26-28.

Söylev, R. A., & François, R. (2006). Effects of bar-placement conditions on steel-concrete

bond. Materials and structures .

120

Taerwe, P. D. (2009). Cursus gewapend beton: Analyse, modellering en ontwerp: Deel 1

lineaire elementen. Faculteit ingenieurswetenschappen Vakgroep bouwkundige constructies.

Waarom werken superplastificeerders (soms niet)? (mei 1999). Betoniek .

Zhu, W., Sonebi, M., & Bartos, P. (2004). Bond and interfacial properties of reinforcement in

self-compacting concrete. Materials and Structures , 442-448.

121

Lijst van figuren

Figuur 1: Definitiegebied ZVB (Bingham-model) ..................................................................... 4

Figuur 2: Mechanisme van blokkeren ..................................................................................... 6

Figuur 3: Slump-flow test ........................................................................................................ 7

Figuur 4: V-funnel ................................................................................................................... 7

Figuur 5: L-box ....................................................................................................................... 8

Figuur 6: Sieve stability .......................................................................................................... 9

Figuur 7: Luchtgehalte .......................................................................................................... 10

Figuur 8: Werking plastificeerder .......................................................................................... 11

Figuur 9: Verdeling cementdeeltjes in water: samengeklonterd (links) – gelijkmatig verdeeld

(rechts) ................................................................................................................................. 11

Figuur 10: Hechtingsmechanisme bij geribde staven (Taerwe, 2009) ................................... 15

Figuur 11: Krachtwerking rond geribde staven volgens Tepfers (CEB-Taskgroup, 2000) ..... 16

Figuur 12: Hechtingsvoorwaarden (ENV 1992-1-1:1991) ..................................................... 17

Figuur 13: Analytische relatie hechtspanning-slip volgens MC 90 (Dehn, Holschemacher, &

Weisse, 2000) ...................................................................................................................... 19

Figuur 14: Vooraanzicht, zijaanzicht en bovenaanzicht kolom met wapeningsstaven (φ10), in

mm ....................................................................................................................................... 36

Figuur 15: Kolom met 10 wapeningsstaven .......................................................................... 36

Figuur 16: Slump-test ........................................................................................................... 39

Figuur 17: Schoktafel ........................................................................................................... 40

Figuur 18: Pull-out proef ....................................................................................................... 42

Figuur 19: Verloop van de hechtspanningen in functie van de hoogte voor TB1 ................... 48

Figuur 20: Verloop van de hechtspanningen in functie van de hoogte voor SCC1 ................ 50

Figuur 21: Verloop van de hechtspanningen in functie van de hoogte voor SCC2 ................ 51

Figuur 22: Verloop van de hechtspanningen in functie van de hoogte voor SCC2 aangepast

............................................................................................................................................. 52

Figuur 23: Verloop van de hechtspanning in functie van de hoogte voor wapeningsdiameter

10 mm .................................................................................................................................. 53


12 mm .................................................................................................................................. 54


16 mm .................................................................................................................................. 55

Figuur 26: Top-bar effect voor TB1 ....................................................................................... 57

Figuur 27: Top-bar effect voor SCC1 .................................................................................... 58

Figuur 28: Top-bar effect voor SCC2 .................................................................................... 59

122

Figuur 29: Top-bar effect bij het gebruik van wapeningsdiameter 10 mm ............................. 60

Figuur 30: Top-bar effect bij het gebruik van wapeningsdiameter 12mm .............................. 60

Figuur 31: Top-bar effect bij het gebruik van wapeningsdiameter 16 mm ............................. 61

Figuur 32: Afmetingen grote wand en positie wapeningsstaven (afmetingen in mm) ............ 67

Figuur 33: Bovenaanzicht wand met bekistingspanelen en wapeningsstaven (afmetingen in

mm) ...................................................................................................................................... 68

Figuur 34: Foto wand met 20 wapeningsstaven φ16 ............................................................. 70

Figuur 35: Reeks 2 vers beton afgetapt bovenaan uit bekisting ............................................ 71

Figuur 36: Hechtspanning i.v.f. vertikale afstand in wand ..................................................... 75

Figuur 37: Gemiddelde hechtspanning op elke hoogte met standaardfout ........................... 76

Figuur 38: Hechtspanning i.f.v. lengte in de wand (gecorrigeerd) ......................................... 77

Figuur 39: Top bar effect bij constante slip ........................................................................... 78

Figuur 40: Top-bar factoren voor alle wapeningsstaven ....................................................... 79

Figuur 41: Verhouding hechtspanning links op hechtspanning rechts .................................. 81

123

Lijst van tabellen

Tabel 1: Rekenwaarden fbd (N/mm²) voor goede hechtingsvoorwaarden (NBN B 15-002,

1995) .................................................................................................................................... 17

Tabel 2: Slip s1 bij maximale hechtspanning τmax volgens MC90 .......................................... 19

Tabel 3: Samenstelling ......................................................................................................... 37

Tabel 4: Eigenschappen stalen wapeningsstaven ................................................................ 39

Tabel 5: Resultaten vers beton ............................................................................................. 44

Tabel 6: Druksterkte en volumemassa controlekubussen en –cilinders ................................ 44

Tabel 7: Maximale hechtspanning TB1................................................................................. 47

Tabel 8: Maximale hechtspanning SCC1 .............................................................................. 49

Tabel 9: Maximale hechtspanning SCC2 .............................................................................. 50

Tabel 10: Druksterkte bovenaan, onderaan en in het midden van elke kolom met φ 12 mm . 63

Tabel 11: Samenstelling EE2 30/37 ..................................................................................... 69

Tabel 12: Resultaten vers beton ........................................................................................... 71

Tabel 13: Kubusdruksterkte, buigtreksterkte, splijttreksterkte en volumemassa ................... 73

Tabel 14: Maximale en gemiddelde hechtspanning .............................................................. 74

Tabel 15: Trekspanningen in wapeningsstaven in de wand .................................................. 78

Tabel 16: Gemiddelde casting position factors ..................................................................... 83

Top bar effect in SCC -...

Documents

Transcript of Top bar effect in SCC -...