Validation of a novel system to pre-stress steel cord reinforced polymer

Validatie van een nieuw systeem voor hetvoorspannen vanstaaldraadpolymeercomposieten

Robin Timmermans

Thesis voorgedragen tot het behalenvan de graad van Master of Science

in de ingenieurswetenschappen:bouwkunde

Promotor:Prof. dr. ir. Lucie Vandewalle

Academiejaar 2011 – 2012

Master of Science in de ingenieurswetenschappen: bouwkunde

Validatie van een nieuw systeem voor hetvoorspannen vanstaaldraadpolymeercomposieten

Robin Timmermans

Thesis voorgedragen tot het behalenvan de graad van Master of Science

in de ingenieurswetenschappen:bouwkunde

Promotor:Prof. dr. ir. Lucie Vandewalle

Assessoren:Dr. ir. K. Brosens

Ir. J. DereymaekerIng. K. Verreydt

Begeleiders:Dr. ir.-arch. E. Verstrynge

Ir.-arch. K. De Wilder

Academiejaar 2011 – 2012

ii

© Copyright KU Leuven Zonder voorafgaande schriftelijke toestemming van zowel de promotor als de auteur is overnemen, kopiëren, gebruiken of realiseren van deze uitgave of gedeelten ervan verboden. Voor aanvragen tot of informatie i.v.m. het overnemen en/of gebruik en/of realisatie van gedeelten uit deze publicatie, wend u tot Faculteit Ingenieurswetenschappen, Kasteelpark Arenberg 1 bus 2200, B-3001 Heverlee, +32-16-321350. Voorafgaande schriftelijke toestemming van de promotor is eveneens vereist voor het aanwenden van de in deze masterproef beschreven (originele) methoden, producten, schakelingen en programma’s voor industrieel of commercieel nut en voor de inzending van deze publicatie ter deelname aan wetenschappelijke prijzen of wedstrijden.

Voorwoord|iii

Voorwoord Het is een hele ervaring om een heel jaar lang onderzoek uit te kunnen voeren. Proeven lukken, proeven mislukken en gaandeweg moet je een overzicht behouden over de grote hoeveelheid aan data die verkregen wordt. Dat is gelukt en daarom zijn alle bevindingen nu weergegeven in deze masterproef. Dit alles is veel werk, werk dat nooit zo vlot verlopen zou zijn indien ik geen hulp had gekregen. Daarom wens ik dan ook de volgende mensen te bedanken. Promotor Lucie Vandewalle en Luc Schueremans, voor het nalezen en becommentariëren van de resultaten en het aanreiken van interessante denkpistes. Ook gaat er dank uit naar mijn assessor Kris Brosens voor het becommentariëren van de tussentijdse verslaggeving. Mijn begeleiders Els en Kristof, voor al die tijd die zij voor mij hebben vrijgemaakt, voor hun hulp bij het uitvoeren van de proeven, de zeer goede begeleiding en het becommentariëren van de tekst. Luc en Stephan, de techniekers van het Laboratorium Reyntjens zonder wie dit allemaal nooit gelukt zou zijn. Danku voor alle hulp, raad, en de steeds nuchtere kijk op elke situatie. De techniekers van t. De Neef, voor het installeren en voorspannen van de uitwendige wapening en de techniekers van BASF voor het opspuiten van de mortel. De bedrijven t. De Neef, BASF, Fortius en CRH, voor het ter beschikking stellen van alle materialen.

Robin Timmermans

iv|Voorwoord

Korte samenvatting|v

Korte samenvatting Er zijn experimentele proeven uitgevoerd om de werking en invloed te begroten van verschillende systemen van gelijmde wapening op de sterkte, stijfheid en ductiliteit van dunne gewapend betonnen platen. Als eerste is er een parameterstudie uitgevoerd waarmee de capaciteit en de doorbuiging van uitwendig versterkte platen initieel bepaald kunnen worden. Dit model is opgesteld voor zowel passieve versterking als actieve versterking. Vervolgens is het passief systeem experimenteel onderzocht. Hierbij is het gangbare systeem, waarbij het staaldraadpolymeercomposiet (E: Steel Cord Reinforced Polymer) (SCRP) verlijmd wordt met epoxylijm, vergeleken met een systeem waar de uitwendige wapening verlijmd wordt met een polymeervezel versterkte mortel. De verlijming met vezelversterkte mortel is getest met zowel SCRP- als koolstofvezelwapening (E: Carbon Fibre Reinforced Polymer) (CFRP). Hierna is het actieve syteem onderzocht, waarbij het SCRP voorgespannen wordt alvorens het verlijmd wordt met epoxylijm. De installatie van de uitwendige wapening (het aanbrengen van de voorspankracht en de verankering van de voorgespannen wapening) is getest en beoordeeld naar betrouwbaarheid en naar gebruiksvriendelijkheid in de praktijk. Korte- en lange-termijnverliezen in de voorspankracht zijn hierbij gemonitord. De invloed van het actief systeem op de capaciteit, stijfheid en ductiliteit van de versterkte plaat is experimenteel onderzocht bij verschillende waarden van voorspankracht en vergeleken met de resultaten bekomen uit de analyse van het passieve systeem. Ten slotte is er een terugkoppeling gemaakt naar de parameterstudie, die gevalideerd en geoptimaliseerd wordt aan de hand van de resultaten bekomen uit het experimenteel onderzoek.

vi|Korte samenvatting

Abstract|vii

Abstract Experimental research has been performed to determine the action and influence of a few types of externally bonded reinforcement on the strength, stiffness and ductility of thin reinforced concrete slabs. At first there has been set up a parametric study in order to obtain an initial value concerning the capacity and deflection of the reinforced concrete slabs. This was done for the passive system as well as the active system of external reinforcement. Subsequently the passive system has been analyzed. The common system, at which the steel cord reinforced polymer (SCRP) will be glued to the concrete by epoxy, has been compared with a system using a polymer modified cement-based mortar. The cement-based glue has been tested on the SCRP and on carbon fibre reinforced polymers (CFRP). After this, the active system has been analyzed, at which the SCRP will be prestressed before it will be glued to the concrete with epoxy. The installation of the external reinforcement (which mainly concerns realizing the prestress force and anchoring the prestressed SCRP-reinforcement into the concrete) has been tested and criticized on steadiness, reliability and user-friendliness. Short- and long-term prestress losses are monitored. Experimental analysis concerns the influence of the active system on the capacity, stiffness and ductility of the externally reinforced slab. These tests are executed at different prestress levels. The results of the active system are compared with the results of the passive system. Finally, the experimental results are applied to validate and optimize the parametric study.

viii|Abstract

Symbolen|ix

Symbolen

Afkortingen

BGT Bruikbaarheidsgrenstoestand CFRP Carbon Fibre Reinforced Polymer DEMEC Demountable mechanical strain gauge DGEBA Diglycidylether van Bisfenol-A HSR High Sulfate Resistance LA Laag Alkalisch LVDT Linear Varying Differential Transformer PMCM Polymer Modified Cement Mortar SCRP Steel Cord Reinforced Polymer UGT Uiterste grenstoestand

Hoofdletters

A oppervlakte van het gedrukte kubusvlak [mm²] Af oppervlakte van de dwarssectie van de uitwendige wapening [mm²] As1 oppervlakte van de dwarssectie van de onderwapening [mm²] As2 oppervlakte van de dwarssectie van de bovenwapening [mm²] Efu elasticiteitsmodulus van de uitwendige wapening [N/mm²] Ec elasticiteitsmodulus van het beton [N/mm²] Ef elasticiteitsmodulus van de uitwendige wapening [N/mm²] Es elasticiteitsmodulus van het wapeningsstaal [N/mm²] Esheet elasticiteitsmodulus van de uitwendige wapening [N/mm²] F1,SCRP kracht op het afgebogen deel van het SCRP-laminaat [N] F2,SCRP kracht op het platte deel van het SCRP-laminaat [N] Fmax,k breuklast van een kubus met zijde 150 mm [N] Fmax,p breuklast van een prisma (150x150x600 mm³) [N/mm²] FP aangebrachte voorspankracht in het SCRP [N] Fsheet ultieme kracht van de uitwendige wapening [N] Fvijzel kracht geleverd door de vijzel [N] I1 traagheidsmoment van de ongescheurde plaat [mm4] I2 traagheidsmoment van de gescheurde plaat [mm4] I02 traagheidsmoment van de getransformeerde, gescheurde sectie voor

versterking [mm4] M0 ontlastingsmoment [Nm] Mcr scheurmoment van de plaat [Nm] Meig moment ten gevolge van het eigengewicht [Nm]

x|Symbolen

MK moment waarbij de doorbuiging berekend wordt [Nm] Mopl moment ten gevolge van het verdeelprofiel [Nm] MRd weerstandbiedend ontwerpmoment [Nm] P voorspankracht [N] R1 reactiekracht op de ankerbouten van de vijzel [N] R2 reactiekracht op de geleidingsrol van de vijzel [N] Vmax max. dwarskracht op de verankeringsbouten [N] Q puntlast vanwege het verdeelprofiel [N]

Kleine letters

a afstand tussen puntlast en steunpunt [mm] b breedte van de platen [mm] d nuttige hoogte van de betondwarssectie [mm] d2 afstand van het zwaartepunt van de bovenwapening tot de uiterste

gedrukte betonvezel [mm] e excentriciteit van de voorspankracht [mm] fc druksterkte van een cilinder met 150 mm en hoogte 300 mm [N/mm²] fc,cub,150 druksterkte van kubus met zijde 150 mm [N/mm²] fcd ontwerpwaarde van de betondruksterkte [N/mm²] fcm gemiddelde druksterkte van het beton [N/mm²] fct,fl buigtreksterkte van het prisma [N/mm²] fct rechstreekse treksterkte van het beton [N/mm²] fctm gemiddelde treksterkte van het beton [N/mm²] fsheet ultime sterkte van de uitwendige wapening [N:mm²] fy experimenteel bepaalde vloeigrens van het wapeningsstaal fyd ontwerpwaarde van de vloeigrens van het wapeningsstaal [N/mm²] h hoogte van de plaat [mm] kM coëfficiënt voor type belasting bij doorbuigingsberekening [-] l overspanning van de platen [mm] lb meetbasis van de demec- en lvdt-meting [mm] lP lengte van SCRP tussen de ankerplaatjes [mm] n macht voor de bepaling van b [-] q verdeelde belasting van het eigengewicht [N/m] sf spreiding op max. rek van het SCRP [-] sEf spreiding op elasticiteitsmodulus van het SCRP [GPa] sEs spreiding op elasticiteitsmodulus van het wapeningsstaal [GPa] ss spreiding op max. rek van het wapeningsstaal [-] sf,cm spreiding op de gemiddelde druksterkte van het beton [N/mm²] sf,ctm spreiding op de gemiddelde treksterkte van het beton [N/mm²] sfy spreiding op de vloeigrens van het wapeningsstaal [N/mm²] sf spreiding op de max. spanning van het SCRP [N/mm²] u horizontale verplaatsing van de vijzelkop [mm] w toegepaste laminaat-/netbreedte van de uitwendige wapening [mm] x diepte van de neutrale lijn in een ongescheurde sectie [mm] x0 diepte van de neutrale lijn bij het ontlastingsmoment [mm] xe diepte van de neutrale lijn in een gescheurde sectie [mm] y lengte van het afgebogen deel van het SCRP-laminaat bij vijzelen[mm] z lengte van het afgebogen deel van het SCRP-laminaat voor vijzelen [mm]

Symbolen|xi

Griekse hoofdletters

totale doorbuiging van de plaat [mm] 1 doorbuiging in ongescheurde toestand [mm] 2 doorbuiging in gescheurde toestand [mm] negatieve peil t.g.v. de excentrisch aangrijpende voorspankracht [mm] eig doorbuiging t.g.v. het eigengewicht van de plaat [mm] l verplaatsing van het ankerplaatje bij opspannen van SCRP [mm] lb opgemeten verplaatsing door lvdt-meter [mm] opl doorbuiging t.g.v. het verdeelprofiel [mm] v voorspanverlies in passief anker [%]

Griekse kleine letters

f gelijkwaardigheidscoëfficiënt voor de uitwendige wapening t.o.v. beton [-] s gelijkwaardigheidscoëfficiënt voor het wapeningsstaal t.o.v. beton [-] coëfficiënt voor bindingseigenschappen van het wapeningsstaal [-] 2 coëfficiënt voor het type belasting [-] G coëfficiënt voor de ligging van de zwaartelijn in de gedrukte betonsectie [-] rek [-] initiële rek in de uiterste getrokken betonvezel, voor versterking [-] c rek in de uiterste drukvezel van het beton [-] c0 rek in bovenste gedrukte betonvezel bij het ontlastingsmoment [-] cu maximale rek in de uiterste drukvezel van het beton [-] f rek in de uitwendige wapening [-] fud ontwerpwaarde van de maximale rek in de uitwendige wapening [-] p rek in de uitwendige wapening t.g.v. de voorspankracht [-] s maximale experimenteel bepaalde rek in het wapeningsstaal [-] s1 rek in de onderwapening [-] s2 rek in de bovenwapening [-] sheet ultieme rek van de uitwendige wapening [-] b distributiecoëfficiënt voor de doorbuigingen [-] massadichtheid van het beton [kg/m³] f experimenteel bepaalde max. spanning van het SCRP [N/mm²] coëfficiënt voor de betondrukoppervlakte [-]

xii|Symbolen

Figuren en tabellen|xiii

Figuren en tabellen

Figuren

Figuur 1: Opbouw eerste SCRP-prototype [3] .......................................................................................... 5

Figuur 2: Spanning-Rek-diagramma voor SCRP, CFRP en plaatstaal .............................................. 6

Figuur 3: SCRP-laminaat Fortsteel Medium Density met breedte 100 mm ................................. 7

Figuur 4: Schematische voorstelling van de rekken in een gewapend betonnen balk [3] ..... 8

Figuur 5: Structuur van DGEBA ................................................................................................................... 11

Figuur 6: Structuur van (m-xylylenediamine,2,2-iminodi(ethylamine)) ................................... 12

Figuur 7: Doorsnede voor UGT bij buiging: (a) afmetingen, (b) rekverdeling, (c)

krachtevenwicht ................................................................................................................................................ 18

Figuur 8: Initiële situatie: opgekrikt tot M0, zonder uitwendige wapening .............................. 19

Figuur 9: Opstelling van (a) de kubussen en (b) de prisma's onder de Dartec drukpers ... 28

Figuur 10: Opstelling trektest op de wapeningsstaven ..................................................................... 30

Figuur 11: Spanning-rekdiagramma van het wapeningsstaal ........................................................ 31

Figuur 12: (a) schematische proefopstelling, (b) SCRP voor trektest, (c) SCRP na trektest

................................................................................................................................................................................... 32

Figuur 13: Ankerplaat voor trektest op het SCRP ................................................................................ 33

Figuur 14: Spanning-rekdiagramma van de trektesten op het SCRP-laminaat ....................... 34

Figuur 15: Proefopstelling voor hechtsterkte van de spuitmortels ............................................. 35

Figuur 16: Breukvlak na trektest met aanbrandlaag in Nanocrete R3 ter hoogte van het

SCRP-laminaat .................................................................................................................................................... 37

Figuur 17: Dwarssectie van de plaat ......................................................................................................... 40

Figuur 18: Dimensies en gewicht van het verdeelprofiel ................................................................. 40

Figuur 19: Momenten- en dwarkrachtendiagramma van de platen, bij abstractie van het

eigengewicht ........................................................................................................................................................ 41

Figuur 20: Opstelling van een beproefde plaat onder de Instron drukpers ............................. 41

Figuur 21: Plaatsing en nummering van de LVDT-meters op de testplaat ................................ 42

xiv|Figuren en tabellen

Figuur 22: (a) SCRP low density, (b) SCRP medium density, (c) CFRP: Armo-mesh 200-200

....................................................................................................................................................................................43

Figuur 23: Scheurverdeling en -ontstaan in de referentieplaat ......................................................45

Figuur 24: Buigmoment-doorbuigingcurve van de referentieplaat B9 .......................................46

Figuur 25: Buigmoment-rekcurves van de referentieplaat B9 ........................................................47

Figuur 26: (a) Afschuren melklaag, (b) Aanbrengen epoxylijm, (c) Inrollen van de

wapening, (d) Afwerking met een deklaag ..............................................................................................50

Figuur 27: (a) Gebouchardeerde oppervlakte, (b) Aanbrengen aanbrandlaag, (c)

Indrukken van de wapening: links SCRP en rechts CFRP, (d) Aanbrengen deklaag ..............52

Figuur 28: Scheurverdeling en -onstaan in plaat B5............................................................................54

Figuur 29: Buigmoment-doorbuigingcurve van plaat B5 + vergelijking met de

referentietoestand .............................................................................................................................................55

Figuur 30: Ligging van de neutrale lijn in B5: bovenvezel = 0 mm, ondervezel = 150 mm .55

Figuur 31: Verandering van de buigstijfheid in plaat B5 ...................................................................56

Figuur 32: Buigmoment-rekcurves van plaat B5 ..................................................................................57

Figuur 33: Scheurverdeling en -ontstaan van plaat B2 ......................................................................59

Figuur 34: Buigmoment-doorbuigingcurve van plaat B2 + vergelijking met referentieplaat

....................................................................................................................................................................................59




Figuur 38: Brosse breuk in het SCRP ..........................................................................................................62


Figuur 40: Buigmoment-doorbuigingscurve van plaat B8 + vergelijking met

referentieplaat .....................................................................................................................................................64





Figuur 45: Buigmoment-doorbuigingscurve van plaat B3 + vergelijking met

referentieplaat .....................................................................................................................................................69


Figuur 47: Verandering van buigstijfheid in plaat B3 .........................................................................70


Figuur 49: Faalmode van plaat B3: CFRP doorheen de mortel getrokken .................................71

Figuren en tabellen|xv

Figuur 50: Vergelijking buigmoment-doorbuigingscurve voor epoxylijm en

cementgebonden lijm ...................................................................................................................................... 72

Figuur 51: Vergelijking van de buigmoment-doorbuigcurve voor cementgebonden lijm

met of zonder hechtlaag onder het SCRP................................................................................................. 74

Figuur 52: Vergelijking van de doorbuigingscurve tussen versterking met SCRP en CFRP75

Figuur 53: (a) Verlijmen van SCRP onder de ankerplaat, (b) Epoxylijm aanbrengen in de

boorgaat voor de bouten, (c) Opspannen van het ankerplaatje tegen het beton, (d)

Gebruikte voorspanbout ................................................................................................................................. 80

Figuur 54: (a) Schets van de langse doorsnede van het vijzel-element en de plaatsing van

het SCRP (rood), (b) Overzicht van het vijzel-element, (c) Verankering via bouten ............. 81

Figuur 55: IJking van de druk van de handpomp t.o.v. de kracht geleverd door de vijzel bij

toenemende druk .............................................................................................................................................. 82

Figuur 56: Afdrukken van de betondeklaag bij plaat B7 ................................................................... 82

Figuur 57: Opstelling van de rekstrookjes op het voorgespannen SCRP-laminaat ................ 84

Figuur 58: Spanningen van plaat B10 per rekstrookje voor het opspannen tot 40 kN in de

vijzel gevolgd door volledige ontspanning, zonder onderlaag van epoxylijm ......................... 84

Figuur 59: Vergelijking van de spanningen van plaat B10 bekomen uit de 3 methodes:

kracht op de vijzel, verplaatsing van het anker aan de actieve zijde en rek in de SCRP-

strengen, voor een opspanproces zonder onderlaag van epoxylijm ............................................ 85

Figuur 60: Vergelijking van de spanning bekomen uit de 3 methodes: kracht op de vijzel,

verplaatsing van het anker aan de actieve zijde en rek in de SCRP-strengen, voor het

opspanproces zonder onderlaag van epoxylijm, gevolgd door een nieuwe opspanning met

een onderlaag van epoxylijm ........................................................................................................................ 87

Figuur 61: Opspanproces van plaat B10 zonder epoxylijm gevolgd door opspanproces met

epoxylijm, gevolgd door spanningsverlies ten gevolge van het lossen van de vijzel (pijl) . 89

Figuur 62: Verandering in voorspanning van B10 gedurende 4 weken op steunpunten

onder eigengewicht .......................................................................................................................................... 90

Figuur 63: Horizontale verplaatsing van de vijzel (=u) is groter dan de geïnduceerde

verlenging in het SCRP (=z-y) ....................................................................................................................... 91

Figuur 64: Krachtenevenwicht in de vijzel en het SCRP.................................................................... 92

Figuur 65: Vergelijking van de diepte van de scheuren tussen plaat B2 en plaat B4............ 93

Figuur 66: Scheurverdeling en -ontstaan in plaat B4 ......................................................................... 93

Figuur 67: Buigmoment-doorbuigingscurve van plaat B4 + vergelijking met de

referentietoestand ............................................................................................................................................ 94

Figuur 68: Ligging van de neutrale lijn in B4: bovenvezel = 0 mm, ondervezel = 150 mm 95

Figuur 69: Verandering van de buigstijfheid in plaat B4 .................................................................. 95

Figuur 70: Buigmoment-rekcurves van plaat B4 + vergelijking met de passief gewapende

plaat B5 .................................................................................................................................................................. 96

xvi|Figuren en tabellen

Figuur 71: Verandering van de spanning in het voorgespannen SCRP met toenemend

buigmoment op B4 .............................................................................................................................................96

Figuur 72: Scheurverdeling en -ontstaan in plaat B6 ..........................................................................98


....................................................................................................................................................................................99


Figuur 75: Verandering van de buigstijfheid in plaat B6 ................................................................ 100

Figuur 76: Buigmoment-rekcurves van plaat B6 ............................................................................... 100

Figuur 77: Visualisatie van de brosse breuk in het SCRP bij plaat B6 ....................................... 101

Figuur 78: Vergelijking van de doorbuiging van plaat B10 tot 10 kNm met de doorbuiging

van B6 en de referentieplaat ....................................................................................................................... 102

Figuur 79: Toename van de spanning in de uitwendige wapening tijdens 4-puntsbuigproef

per stapje tot 10 kNm .................................................................................................................................... 103

Figuur 80: Scheurverdeling en -ontstaan van plaat B10 ................................................................. 104

Figuur 81: Buigmoment-doorbuigingscurve van plaat B10 + vergelijking met de

referentieplaat .................................................................................................................................................. 104

Figuur 82: Ligging van de neutrale lijn in B10: bovenste vezel = 0 mm, onderste vezel =

150 mm ................................................................................................................................................................ 105

Figuur 83: Verandering van buigstijfheid in plaat B10 ................................................................... 105

Figuur 84: Buigmoment-rekcurves van plaat B10............................................................................. 106

Figuur 85: Delaminatie in het midden van de overspanning na breuk SCRP ......................... 106

Figuur 86: Vergelijking van de invloed van de voorspankracht op de buigmoment-

doorbuigingscurves ........................................................................................................................................ 108

Figuur 87: Vergelijking van het gebruik op lange termijn .............................................................. 109

Figuur 88: Vergelijking van de ligging van de neutrale lijn in B6 en B10 ................................ 110

Tabellen

Tabel 1: Vergelijking van structurele mortels ........................................................................................15

Tabel 2: Referentie-analyse ............................................................................................................................24

Tabel 3: Het ontlastingsmoment wordt verkleind................................................................................24

Tabel 4: Toename van de voorspankracht ...............................................................................................24

Tabel 5: Verhoging van de sectie van de uitwendige wapening .....................................................25

Tabel 6: Betonkarakteristieken ....................................................................................................................29

Tabel 7: Eigenschappen van het wapeningsstaal ..................................................................................31

Figuren en tabellen|xvii

Tabel 8: Eigenschappen van het SCRP-laminaat + vergelijking met technische fiche .......... 34

Tabel 9: Hechtsterkte van de spuitmortels ............................................................................................. 36

Tabel 10: Materiaaleigenschappen van de versterkingsmaterialen ............................................ 43

Tabel 11: Overzicht van de testplaten ...................................................................................................... 44

Tabel 12: Initiële doorbuiging van de referentieplaat B9 ................................................................. 45

Tabel 13: Resultaten referentieplaat B9 .................................................................................................. 47

Tabel 14: Initiële doorbuiging van plaat B5 ........................................................................................... 54

Tabel 15: Resultaten van plaat B5 + vergelijking met de referentieplaat .................................. 58







Tabel 22: Vergelijking van de plaatparameters voor epoxy en cementgebonden lijm ........ 73

Tabel 23: Vergelijkingen van de treksterkte van de mortel met of zonder hechtlaag .......... 74

Tabel 24: Vergelijking van de materiaalparameters voor SCRP en CFRP .................................. 75

Tabel 25: Vergelijking van de spanningsverliezen van plaat B10 berekend uit de

verplaatsing van het ankerplaatje en uit de rekstrookjes ten opzichte van de spanning

berekend uit de kracht geleverd door de vijzel .................................................................................... 85

Tabel 26: Vergelijking van de verliezen tussen de voorgespannen platen onderling .......... 88

Tabel 27: Spanningsverliezen per plaat door het lossen van de vijzel ........................................ 88

Tabel 28: Samenvatting van de voorspanverliezen ............................................................................ 91




Tabel 32: Resultaten van plaat B6 + vergelijking met de referentieplaat ................................ 101

Tabel 33: Initiële doorbuiging van plaat B10....................................................................................... 103

Tabel 34: Resultaten van plaat B10 + vergelijking met de refentieplaat ................................. 107

Tabel 35: Vergelijking van de plaatparameters .................................................................................. 107

Tabel 36: Vergelijking van de procentuele vermindering in doorbuiging ten opzichte van

de passief versterkte plaat in functie van de aangelegde voorspankracht. ............................. 109

Tabel 37: Vergelijking van de maximale capaciteit voor de analytische berekening en de

proefresultaten ................................................................................................................................................. 113

xviii|Figuren en tabellen

Tabel 38: Vergelijking van de doorbuiging bij 12 kNm voor de analytische berekening en

de proefresultaten ........................................................................................................................................... 115

Tabel 39: Vergelijking van de ductiliteit voor de analytische berekening en de

proefresultaten ................................................................................................................................................. 116

Tabel 40: Vergelijking van de faalmodi voor de analytische berekening en de proefstukken

................................................................................................................................................................................. 117

Inhoud|xix

Inhoud

Voorwoord ......................................................................................................................... iii

Korte samenvatting ............................................................................................................ v

Abstract ............................................................................................................................. vii

Symbolen ............................................................................................................................ ix

Figuren en tabellen .......................................................................................................... xiii

Inhoud .............................................................................................................................. xix

Samenvatting .................................................................................................................. xxiii

Hoofdstuk 1:

Inleiding .............................................................................................................................. 1

1.1 Probleemstelling .................................................................................................................. 1

1.2 Doelstellingen ....................................................................................................................... 2

1.3 Overzicht ............................................................................................................................... 3

Hoofdstuk 2:

Literatuurstudie ................................................................................................................. 5

2.1 Staaldraadpolymeercomposieten (SCRP) .......................................................................... 5

2.1.1 Algemene eigenschappen van SCRP ............................................................................ 5

2.1.2 Specifieke eigenschappen van het gebruikte SCRP-laminaat .................................... 7

2.2 Voorspanning ........................................................................................................................ 8

2.2.1 Werking van het systeem.............................................................................................. 8

2.2.2 Specifieke methode voor nagerekt staal ...................................................................... 9

2.2.3 Voorspanverliezen ...................................................................................................... 10

2.3 Epoxylijm ............................................................................................................................ 11

2.3.1 Chemische samenstelling van epoxylijm ................................................................... 11

2.3.2 Specifieke eigenschappen van de epoxylijm ............................................................. 12

2.4 Polymeergemodificeerde cementgebonden lijm ............................................................. 12

2.4.1 Samenstelling van cementgebonden lijm .................................................................. 12

2.4.2 Eigenschappen van de mortel .................................................................................... 14

2.5 Besluit .................................................................................................................................. 15

Hoofdstuk 3:

Analytische parameterstudie .......................................................................................... 17

3.1 Capaciteitsberekening ....................................................................................................... 17

3.1.1 Onversterkt .................................................................................................................. 18

xx|Inhoud

3.1.2 Passief versterkt .......................................................................................................... 19

3.1.3 Actief versterkt ............................................................................................................ 20

3.2 Doorbuigingsberekening ................................................................................................... 21

3.3 Resultaten uit de initiële parameterstudie ...................................................................... 23

3.3 Besluit ................................................................................................................................. 25

Hoofdstuk 4:

Materiaalkarakteristieken ............................................................................................... 27

4.1 Eigenschappen van het beton ........................................................................................... 27

4.1.1 Proefopstelling ............................................................................................................ 27

4.1.2 Resultaten .................................................................................................................... 28

4.2 Eigenschappen van het wapeningsstaal ........................................................................... 30


4.2.2 Resultaten .................................................................................................................... 30

4.3 Eigenschappen van het staaldraadpolymeercomposiet ................................................. 32


4.3.2 Resultaten .................................................................................................................... 33

4.4 Hechtingsproeven van cementgebonden lijm.................................................................. 35


4.4.2 Resultaten .................................................................................................................... 36

4.5 Besluit ................................................................................................................................. 37

Hoofdstuk 5:

Proefprogramma .............................................................................................................. 39

5.1 Proefopstelling ................................................................................................................... 39

5.1.1 Plaatafmetingen........................................................................................................... 39

5.1.2 Verloop van de 4-puntsbuigproef .............................................................................. 40

5.1.3 Meetpunten op de platen ............................................................................................ 42

5.2 Proefoverzicht .................................................................................................................... 42

5.2.1 Types van uitwendige wapening ............................................................................... 42

5.2.2 Types van hechtmiddelen ........................................................................................... 44

5.2.3 Overzicht proefprogramma ........................................................................................ 44

5.3 Referentietest ..................................................................................................................... 45

5.3.1 Testverloop .................................................................................................................. 45

5.3.2 Resultaten .................................................................................................................... 47

5.4 Besluit ................................................................................................................................. 48

Hoofdstuk 6:

Passieve versterking ........................................................................................................ 49

6.1 Aanbrengen van de wapening ........................................................................................... 49

6.1.1 Verlijmen met epoxylijm ............................................................................................ 49

6.1.2 Verlijmen met cementgebonden lijm ........................................................................ 51

6.2 Proeven op SCRP-versterking ........................................................................................... 53

6.2.1 Epoxylijm: plaat B5 ..................................................................................................... 53

6.2.2 Cementgebonden lijm met aanbrandlaag: plaat B2 ................................................. 58

Inhoud|xxi

6.2.3 Cementgebonden lijm zonder aanbrandlaag: plaat B8 ............................................ 62

6.3 Proef op CFRP-versterking: plaat B3 ................................................................................ 67

6.4 Vergelijking van de resultaten........................................................................................... 72

6.4.1 Epoxylijm versus cementgebonden lijm .................................................................... 72

6.4.2 Aanbrandlaag versus geen aanbrandlaag ................................................................. 74

6.4.3 SCRP versus CFRP ....................................................................................................... 75

6.5 Besluit .................................................................................................................................. 76

Hoofdstuk 7:

Actieve versterking........................................................................................................... 79

7.1 Aanbrengen van de wapening ........................................................................................... 79

7.1.1 Verankeringsmechanisme .......................................................................................... 79

7.1.2 Werking en plaatsing van de vijzel ............................................................................ 80

7.1.3 Voorspanproces ........................................................................................................... 82

7.2 Metingen op de voorgespannen wapening ...................................................................... 83

7.2.1 Spanningen en rekken tijdens het opspannen .......................................................... 83

7.2.2 Voorspanverliezen ...................................................................................................... 86

7.2.3 Aanzet tot optimalisatie van de vijzel ........................................................................ 91

7.3 Proeven op actieve versterking ......................................................................................... 92

7.3.1 Voorspankracht van 20 kN, korte termijngedrag: plaat B4 ..................................... 92

7.3.2 Voorspankracht van 40 kN, korte termijngedrag: plaat B6 ..................................... 97

7.3.3 Voorspankracht van 40 kN, lange termijngedrag: plaat B10 ................................. 101

7.4 Vergelijking van de resultaten......................................................................................... 107

7.4.1 Passieve versus Actieve versterking ........................................................................ 107

7.4.2 Invloed van de voorspankracht ................................................................................ 108

7.4.3 Lange termijn- versus korte termijngedrag van de voorgespannen SCRP ........... 109

7.5 Besluit ................................................................................................................................ 110

Hoofdstuk 8:

Terugkoppeling naar het wiskundig model .................................................................. 113

8.1 Vergelijking van de capaciteit ......................................................................................... 113

8.2 Vergelijking van de doorbuiging ..................................................................................... 114

8.3 Vergelijking van de ductiliteit ......................................................................................... 116

8.4 Vergelijking van de faalmodi ........................................................................................... 116

8.5 Besluit ................................................................................................................................ 117

Hoofdstuk 9:

Besluit .............................................................................................................................. 119

Appendices ...................................................................................................................... 125

Appendix 1.1: Technische fiches Fortsteel .................................................................... 127

Appendix 1.2: Technische fiche Armo-mesh ................................................................. 133

Appendix 1.3: Technische fiche epoxylijm .................................................................... 135

Appendix 1.4: Technische fiche spuitmortel ................................................................ 137

Appendix 2: Gedetailleerde excel-tabellen voor de betonkarakteristieken .............. 141

xxii|Inhoud

Appendix 3: Afbeeldingen van de hechtkoppen na breuk ........................................... 147

Bibliografie ...................................................................................................................... 153

Samenvatting|xxiii

Samenvatting

Validatie van een nieuw systeem voor het voorspannen van staaldraadpolymeercomposieten

Inleiding

Deze masterproef bestudeert de toepassing van een nieuwe voorspantechniek voor staaldraadpolymeercomposieten voor de externe versterking van gewapend betonnen platen. De vragen die hierbij opkomen zijn: Is het voor passieve systemen mogelijk om een cementmortel te gebruiken als lijm in plaats van epoxy? Dit zou perspectieven kunnen bieden met betrekking tot het realiseren van een betere brandweerstand van de opgelijmde wapening. Hierbij moet gevalideerd worden of er economische gevolgen zijn aan het gebruik van cementmortel in plaats van epoxylijm. Wordt er een verbetering van de krachtswerking in de platen bekomen door het voorspannen van de uitwendige wapening in vergelijking met passieve wapening. In welke mate wordt de grote sterkte van het SCRP daarbij beter benut? En wat is het effect op de capaciteit, doorbuiging, ductiliteit en faalmode in vergelijking met passief opgelijmde wapening. Er gaan ook voorspanverliezen optreden. Op welke manier treden deze op in de tijd en hoe groot bedragen de verliezen. Hoe gebruiksvriendelijk is het voorspansysteem en is de voorspanoperatie economisch haalbaar? De eigenschappen van de versterkte platen moeten analytisch bepaald kunnen worden met inrekening van de voorspankracht in de gelijmde wapening. Hoe goed worden de capaciteitstoename en de doorbuigingsreductie berekend? Om een antwoord te kunnen bieden aan deze problemen is de doelstelling van deze masterproef tweeledig. Namelijk het experimenteel toetsen van de toepasbaarheid van het vernieuwe voorspansysteem en het valideren van de experimentele resultaten aan de hand van een opgesteld rekenmodel.

Literatuurstudie

Het SCRP-laminaat is opgebouwd uit stalen strengen met een hoge treksterkte maar met beperkte rek. Belangrijk voordeel van staal is de relatief lage kostprijs op de markt in vergelijking met koolstofvezels. Nog pluspunten zijn dat het SCRP gemakkelijker in gebruik is dan volle staalplaten en dat het voorgespannen kan worden. Er wordt gepoogd

xxiv|Samenvatting

om de positieve eigenschappen van staalplaten en CFRP te combineren ten einde zowel de capaciteit als de stijfheid te kunnen verhogen. Doordat het laminaat opgebouwd is uit parallel liggende strengen kan deze gemakkelijker geïmpregneerd worden door een lijm dan plaatstaal of een dichter gepakt CFRP. Door een plaat met voorgespannen externe wapening te versterken wordt verwacht dat het geheel stijver wordt (dus minder zal doorbuigen), minder ductiel reageert en dat de capaciteit uiteraard vergroot ten opzichte van de onversterkte sectie. Ten opzichte van de passieve versterking wordt geen extra toename van de capaciteit verwacht door voorspanning. De installatiekost is groter door het gebruik van een vijzel en de bijkomende onderdelen voor de verankeringen. Deze meerkost zou gerecupereerd moeten worden door het kleiner staalverbruik of door toepassing in moeilijk toegankelijke ruimtes. Omdat de voorspankracht op platen beperkter is dan bij balken kan het systeem van voorspanning via een vereenvoudigde methode gerealiseerd worden. Epoxylijm is een 2-componentenlijm gevormd door het mengen van een epoxyhars met een harder. Na het uitharden wordt een hard en stijf materiaal verkregen met hoge treksterkte (30 MPa) en een hechtsterkte groter dan de betoncohesie. De lijm moet wel manueel aangebracht worden. Nadeel van epoxylijmen is dat ze hun sterkte verliezen bij blootstelling aan hoge temperaturen, zoals bij brand. Cementgebonden lijm wordt bekomen door het mengen van de voorbereide mengeling (cement gemodificeerd met polymeren, zand, hydraulische bestanddelen, polyacrylonitrilvezels) met water. De viscositeit van de verse specie is laag genoeg zodat deze tegen het beton gespoten kan worden. Dit geeft een belangrijke tijdswinst in vergelijking met het aanbrengen van epoxylijm. Ook de brandweerstand van de mortel is optimaal (klasse A1). Een nadeel is dat de mortel echter een lage treksterkte heeft waardoor de kans op het ontstaan van scheuren bij een grote belasting reëel is.

Analytische parameterstudie

Er is een rekenmodel opgesteld voor de berekening van de capaciteit van passief en actief versterkte platen door middel van gelijmde wapening. Daarnaast is er ook een rekenmodel opgesteld om de doorbuiging van de beide versterkingsmethodes te berekenen. Met dit rekenmodel is een initiële parameterstudie uitgevoerd op een volledig ontlaste plaat die versterkt wordt met SCRP medium density en in het actieve geval een voorspankracht van 30 kN bevat. Hieruit is gebleken dat bij passieve versterking voornamelijk de capaciteit van de plaat toeneemt (+66%). Indien er actief versterkt wordt zal vooral de doorbuiging van de plaat verminderen (-26%), terwijl de capaciteit een klein beetje afneemt ten opzichte van de passieve versterking. Indien er enkel ontlast wordt door het wegnemen van de nuttige lasten, zal na versterking een kleiner rendement behaald worden betreffende een capaciteitstoename en doorbuigingsafname in vergelijking met de referentietoestand. Deze bedragen respectievelijk (+59%) en (-23%). Het opvoeren van de voorspankracht naar 50 kN zal voornamelijk gevolg hebben in een doorbuigingsvermindering (-36%) in de plaat. Dit is een verschil van 10% met de referentietoestand. Als er high density SCRP gebruikt wordt in plaats van medium density SCRP zal vooral de capaciteitstoename veel groter zijn omdat nu een veel grotere kracht opgenomen kan

Samenvatting|xxv

worden. De toename bedraagt (+137%) voor een passieve versterking. De vermindering in doorbuiging bij de actieve versterking (-33%) is in vergelijking met de referentietoestand slechts 7% toegenomen. Deze berekeningen worden geverifieerd aan de hand van de resultaten uit het experimentele proefprogramma.

Materiaalkarakteristieken

Om het rekenmodel op een juiste manier aan de de experimentele resultaten te kunnen valideren, zijn de materiaalkarakteristieken van de onderdelen van de platen, de uitwendige wapening en de cementmortel experimenteel bepaald. De betonkarakteristieken wijzen erop dat de platen gestort zijn met hogesterktebeton. Er wordt uit de druktesten immers een gemiddelde druksterkte bekomen van 63,56 MPa met een standaardafwijking van 4,85 MPa. De bijhorende treksterkte van het beton is bepaald op 3,15 MPa met een standaardafwijking van 0,63 MPa. De gemiddelde massadichtheid van het beton bedraagt 2332 kg/m³. Het wapeningsstaal is gevalideerd als een BE-500 staal. De vloeigrenzen zijn vastgelegd op 556 MPa en 582 MPa voor respectievelijk de boven- en onderwapening. De vloeigrens van het wapeningsstaal wordt bereikt bij een rek van 0,33%. De elasticiteitsmoduli bedragen respectievelijk 196 GPa en 198 GPa. De maximale rek wordt begroot op respectievelijk 2,2% en 2,0%. Het SCRP is een hogesterkte staal. De maximale sterkte wordt bereikt bij 3307 MPa, de elasticiteitsmodulus bedraagt 198 GPa en de maximale rek is begroot op 1,6%. Dit is betrekkelijk minder dan bij het wapeningsstaal, er treedt immers reeds breuk op voor het staal gaat vloeien. Uit de hechtproeven op de Nanocrete R3 is gebleken dat bij aanwezigheid van SCRP Low Density tussen de mortel en de plaat, praktisch geen afname is van de hechtsterkte in vergelijking met het proefstuk waarbij er geen SCRP aanwezig is. Het breukvlak treedt dan wel op ter plaatse van het SCRP-laminaat. Er wordt wel duidelijk vastgesteld dat de korrelgrootte bepalend is voor de hechtsterkte. Op 7 dagen wordt er immers al vastgesteld dat de mortel met de kleinste korrel een beduidend hogere hechtsterkte heeft dan de mortels met een grotere korrel.

Proefprogramma

Er zijn 10 gewapend betonnen platen gegoten. Deze platen worden allemaal getest via een 4-puntsbuigproef waarbij er een overspanning aangenomen wordt van 5000 mm en de puntlasten aangrijpen op een afstand van 2250 mm van de steunpunten. Alle platen worden volgens dezelfde systematiek gestest, dit wil zeggen krachtsgestuurd aan een snelheid van 0,05 kN/s en dit in stapjes. Eerst nemen de stapjes toe met 1 kN tot een belasting van 4 kN bereikt is, daarna nemen de stapjes toe met 2 kN tot faling van de plaat. Tijdens de test worden de vervormingen in de plaat opgemeten. Dit gebeurt continu via LVDT-meters en discreet via DEMEC-punten. Alle platen, uitgezonderd de referentieplaat, worden voor de testen versterkt met een uitwendig gelijmde wapening. In het proefprogramma is er daarvoor gebruik gemaakt van SCRP-laminaten en ook één CFRP-net. De SCRP-laminaten en het CFRP-net worden passief (zonder voorspanning) aangebracht. Voor de verlijming wordt er gebruik gemaakt van 2 soorten hechtmiddel, namelijk een epoxylijm en een polymeer gemodificeerde cementmortel. Indien er verlijmd wordt met epoxylijm is de uitwendige wapening verkleefd over een breedte van 100 mm, bij de verlijming met de cementmortel is er

xxvi|Samenvatting

verkleefd over de volledige breedte van de plaat; 280 mm. De SCRP-laminaten worden ook actief (met verschillende voorspankrachten) aangebracht. De verlijming hierbij zal steeds gebeuren met epoxylijm. De referentieplaat, zonder uitwendig gelijmde wapening, is reeds getest. Voor de test is er een doorbuiging opgemeten van 4,43 mm onder eigengewicht. De plaat is gefaald bij een maximaal buigmoment van 13,7 kNm en een doorbuiging van 219 mm. De faling is veroorzaakt door vloeien in de onderwapening gevolgd door lichte verbrijzeling van het beton aan de bovenste 4 mm van de drukzone. Deze resultaten dienen als referentieparameters om de invloed van de verschillende versterkingen uit het proefprogramma juist te kunnen beoordelen.

Passieve versterking

Allereerst zijn de procedures voor het verlijmen van de uitwendige wapening met epoxylijm als met cementgebonden lijm besproken. Het verlijmen van het SCRP-laminaat door middel van epoxy is een eenvoudige methode die snel en zonder veel tussenstappen uitgevoerd kan worden. De uitvoeringsmethode in de praktijk is volledig analoog en kan ook boven het hoofd even efficiënt uitgevoerd worden. Echter bij uitvoering boven het hoofd is een tweede arbeider aangewezen zijn om het SCRP-laminaat op een efficiënte en nauwkeurige manier aan te brengen. De verlijmingsduur voor het handmatig aanbrengen van één SCRP-laminaat bedraagt ongeveer 20 minuten. In de praktijk, met twee arbeiders, moeten twee laminaten verlijmd kunnen worden in een tijdsspanne van ongeveer 20 minuten. Het voordeel van cementgebonden lijm is dat dit onder druk opgespoten kan worden. Hiermee kunnen grote oppervlakken veel sneller bezet worden waardoor de installatiekost daalt. Het nadeel is dat de wapening, SCRP of CFRP, eerst vastgeniet moet worden in het plafond op een voldoende korte afstand zodat er geen al te grote doorbuigingen optreden. Hierbij treedt evenwel geen tijdsverlies op met verlijmen met epoxy, want daar moeten de laminaten ook handmatig ingedrukt worden in de lijm. Vervolgens zijn de proeven besproken op de passief versterkte resultaten. De resultaten zijn weergegeven in onderstaande tabel samen met de resultaten van de referentieplaat. Tabel S1: Resultaten van de proeven op platen met passieve versterking

Type plaat

Maximale rek t.h.v. onderwapening

Maximaal buigmoment

Doorbuiging bij 12 kNm

Faalmode

[%] [kNm] [mm] [-]

Referentieplaat 2,57 13,7 80,0 vloeien onderwapening

B5: epoxy 1,42 21,9 53,0 vloeien onderwapening

B2: cementmortel 1,53 22,1 51,8 brosse breuk SCRP


B3: CFRP - 15,3 56,5 vloeien onderwapening

Het passief versterken van de plaat met SCRP, verlijmd door middel van epoxylijm, zorgt ervoor dat de capaciteit van de plaat toeneemt met 60% in vergelijking met de onversterkte toestand. De doorbuiging wordt ook gereduceerd met 26%, maar dit effect is minder zichtbaar dan de toename van de capaciteit. De ductiliteit bij de passief versterkte plaat neemt wel af ten opzichte van de referentieplaat. De maximale rek wordt immers gereduceerd van 2,57% naar 1,42%. Deze kleinere rek is echter nog steeds voldoende om

Samenvatting|xxvii

de onderwapening voldoende te laten vloeien. De faalmode blijft immers gelijk aan deze van de referentietest, namelijk vloeien van de onderwapening. Wanneer het SCRP verlijmd wordt met cementgebonden lijm wordt dezelfde capaciteitstoename bereikt. Er is dan geen toename van de doorbuiging in de BGT, maar de maximale doorbuiging van de plaat zal tot 20 mm groter kunnen zijn in vergelijking met een met epoxy verlijmde wapening. De faalmode verschuift ook naar een brosse breuk in de uitwendige wapening. Dit houdt in dat de versterking met SCRP nu sneller en goedkoper uitgevoerd kan worden en daar boven op er een degelijke weerstand geboden wordt in geval van brand. Het weglaten van de aanhechtlaag tussen het beton en het SCRP-laminaat heeft geen effect op het gedrag van de plaat. Dit wil zeggen dat er nog eens tijd en kosten bespaard kunnen worden op het verlijmen van de wapening, zonder dat er nadelige effecten optreden in vergelijking met het wel aanbrengen van de aanhechtlaag. De mortel moet wel met voldoende druk tegen het beton gespoten worden. Omwille van de afmetingen van het CFRP-net is er niet dezelfde capaciteitstoename en doorbuigingsvermindering bereikt als bij de SCRP-versterking. Bij deze test is het CFRP verlijmd met dezelfde mortel als het SCRP. De hechting tussen het CFRP en de mortel is gefaald bij het breken van de inwendige wapening. De faalmode is terug verschoven naar vloeien in de onderwapening met breuk als gevolg omdat tengevolge van de grote scheur de spanning lokaal sterk toenam in de onderwapening. Hierdoor is ook de ductiliteit van plaat B3 negatief beïnvloed.

Actieve versterking

De actief aangebrachte wapening moet verankerd worden in het beton. Hiervoor zijn stalen plaatjes ontworpen die op het SCRP verlijmd worden met epoxylijm en vervolgens verankerd worden in het beton met voorspanbouten. Als dit aan de passieve kant gebeurd is wordt de vijzel met dezelfde bouten verankerd aan de plaat. Het SCRP wordt door de vijzel voorgespannen door een hydraulische druk aan te leggen. Deze druk is gecalibreerd aan de kracht die aangelegd wordt door de vijzel. Na het opspannen met de vijzel wordt het anker aan de actieve kant ook verankerd, waarna de vijzelkracht gelost kan worden. Bij het inbrengen van de bouten om de ankers of de vijzel te bevestigen moet er opgelet worden dat er geen scheuren geïnduceerd worden in het beton. Uit metingen op de voorgespannen wapening blijkt dat voorspankracht uniform verdeeld wordt over de lengte en de dwarsrichting van het laminaat. Er treden wel voorspanverliezen op tijdens en na het opspannen. De grootste voorspanverliezen treden op in de vijzel (21%), maar er treden ook verliezen op in het zetten van het anker aan de passieve zijde (6,1%), verliezen door de wrijving en uitharding van de epoxylijm (3,3%), verliezen bij het lossen van de vijzelkracht (4,2%), en verliezen door relaxatie. Al zijn deze verliezen verwaarloosbaar. Een mogelijkheid tot optimalisatie van de vijzel bestaat erin om de lengte van het SCRP-laminaat tussen de klem van de vijzel en het anker aan actieve zijde zo klein mogelijk te maken. Bij de vijzel gebruikt in het proefprogramma is het verlies ten gevolge van rek in dit deel het van SCRP-laminaat immers gelijk aan 32,6% van het totale verlies in de vijzel. Vervolgens zijn de proeven op de actief versterkte platen besproken. De resultaten van deze proeven zijn weergegeven in onderstaande tabel.

xxviii|Samenvatting

Tabel S2: Resultaten van de proeven op platen met actieve versterking

Type plaat


Maximaal buigmoment


Faalmode

[%] [kNm] [mm] [-]


B5: passief 1,42 21,9 53,0 vloeien onderwapening

B4: actief 12,1 kN 0,715 22,5 47,3 brosse breuk SCRP



Het actief versterken van een plaat met SCRP heeft tot gevolg dat de doorbuiging en de ductiliteit gereduceerd worden ten opzichte van een passieve versterking. Er treedt geen verlies aan capaciteit op in vergelijking met de bereikte capaciteit bij passieve versterking met SCRP. De grootte van de voorspankracht heeft een rechtstreekse invloed op de grootte van de gereduceerde doorbuiging en de ductiliteit van de plaat. Bij een effectieve voorspankracht van 12 kN in het SCRP worden de doorbuigingen in BGT met gemiddeld 10% verminderd en bij buigmomenten hoger dan 16 kNm met gemiddeld 14%. Indien de voorspankracht ongeveer verdubbeld wordt naar 25 kN in het SCRP worden de doorbuigingen in BGT met gemiddeld 33% verminderd en bij buigmomenten hoger dan 16 kNm met gemiddeld 30 %. Vooral in de BGT is er dus een grote winst op de gereduceerde doorbuiging in functie van de verhoging van de voorspankracht. De faalmode blijft een brosse breuk in het SCRP en de afname van de capaciteit bedraagt ten hoogste 0,3 kNm. Bij de breuk in het SCRP kan er bij hoge voorspankracht delaminatie van de uitwendige wapening optreden. Dit gebeurt omdat de voorspankracht plots volledig door de epoxylijm opgevangen moet worden, waardoor de schuifspanningen in het beton te groot worden. De breuk vindt plaats in het beton. Bij B10 bleef er aan de kanten van de opleggingen een lengte van respectievelijk 1070 mm en 1490 mm over waar de lijm niet losgekomen is. Het lange termijn gebruik van de plaat zorgt voor een extra koudvervorming van de voorgespannen wapening. Na ontlasten en weer herbelasten van de plaat zal deze verhoogde voorspankracht zorgen voor een verdere reductie van de doorbuiging. Echter ook de ductiliteit van de plaat verandert. De ductiliteit neemt weer toe ten opzichte van de plaat die onmiddellijk gestest is geweest en dit tot een rek van 1,24% ter hoogte van de onderwapening. Dit is het gevolg van de scheuren die reeds aanwezig zijn in de plaat door de voorgaande belasting.

Terugkoppeling naar het wiskundig model

Het rekenmodel is gevalideerd aan de hand van de resultaten uit het proefprogramma. De sterkte, stijfheid, ductiliteit en faalmode van een passief of actief versterkte plaat worden op een goede manier benaderd. De onderschatting van het maximale buigmoment neemt een beetje toe met de grootte van de aangelegde voorspankracht en bedraagt gemiddeld 7,3% (st.dev. 4,3%). De berekende doorbuigingen wijken, voor zowel de passieve als actieve versterking, slechts in kleine mate af van de gemeten waarden uit het proefprogramma, namelijk gemiddeld 6,9% (st.dev. 8,5%). Bij de bepaling van de rekken is er in het rekenmodel een invloed door de voorspankracht, die bij het proefprogramma niet opgemeten is. De afwijking van het model is hier groter en bedraagt gemiddeld 20% (st.dev. 16%). De faalmodi worden steeds juist voorspeld.

Samenvatting|xxix

Omdat het rekenmodel de resultaten uit het proefprogramma goed voorspelt is er een simulatie uitgevoerd op beton van klasse C 20/25 en een vloeigrens van 220 MPa voor de inwendige wapening. Hieruit blijkt dat de toename van de capaciteit procentueel veel hoger ligt dan gemeten bij het hogesterktebeton dat gebruikt is in het proefprogramma, namelijk +350% t.o.v. +59,8%. Ook de afname van de doorbuiging in BGT ligt voor het zwakkere beton procentueel hoger dan bij het hogesterkte beton. Deze bedraagt respectievelijk 15,5% t.o.v. 10,7% bij een voorspankracht van 12,1 kN en 32,5% t.o.v. 30% bij een voorspankracht van 25,3 kN. Dit wijst erop dat in de praktijk, voor historische constructies en voor platen van een lagere betonklasse, een veel groter rendament gehaald zou kunnen worden dan blijkt uit het proefprogramma.

xxx|Samenvatting

Hoofdstuk 1. Inleiding|1

Hoofdstuk 1

Inleiding Deze masterproef bestudeert de toepassing van een nieuwe voorspantechniek voor staaldraadpolymeercomposieten voor de externe versterking van gewapend betonnen platen. Het sluit bijgevolg aan op het IWT-project Technologische Dienstverlening “Nieuwe Generatie Gelijmde Betonwapening” dat lopende is in samenwerking met infobeton.be, het WTCB, FEREB en de UGent. De praktische uitvoering van de proeven loopt in samenwerking met de industrie. De nodige materialen worden voorzien door Fortius (versterkingsmaterialen, epoxylijm), BASF (cementgebonden lijm) en CRH (de platen in gewapend beton). Kennis en expertise bij het installeren en voorspannen van de gelijmde wapening wordt geleverd door tDe Neef Engineering.

1.1 Probleemstelling

Tegenwoordig is gelijmde betonwapening een veelvuldig gebruikte optie ter versterking van bestaande structuren [1-2]. Naast het frequente gebruik kent het systeem ook een grote verscheidenheid aan toepassingen. Het is een elegante manier om bij herbestemming van een bestaande structuur de nieuwe en vaak hogere belastingen te doen afdragen of de doorbuiging in een vloer beperkt te houden. Bij renovatie van beschermde constructies levert het een mogelijkheid op belangrijke constructie-elementen te behouden. Ook in geval van brand, explosieschade of degradatie van de wapening kan er een mogelijkheid tot herstelling zijn zonder dat de structuur afgebroken moet worden. Door recente ontwikkelingen wordt de toepasbaarheid steeds verbeterd. Nieuwe materialen worden geïntroduceerd en technieken worden uitgebreid. Zo heeft de doctoraatsverhandeling van W. Figeys [3] aangetoond dat er nieuwe mogelijkheden zijn bij het gebruik van voorgespannen staaldraadpolymeercomposieten (E: Steel Cord Reinforced Polymer) (SCRP). Na de eerste testen van een voorspan- en verankeringssysteem voor SCRP-versterking, uitgevoerd in de masterthesis van S. Van Tendeloo en K. Verreydt [4], is er nu een aangepast voorspansysteem ontwikkeld. Dit nieuwe systeem wordt onderzocht in deze verhandeling. Het aanbrengen van voorgespannen wapening moet er voor zorgen dat de bestaande betonsectie beter benut kan worden daar de drukzone vergroot wordt. Het vergroten van de drukzone verlaagt immers de spanningen in het beton. Dit systeem zou dus een hoger rendement moeten behalen dan het aanbrengen van passief gelijmde wapening. Er wordt bijgevolg nagegaan of er wel degelijk een verbetering van de krachtswerking gerealiseerd wordt in vergelijking met passief gelijmde wapening. Vraag hierbij is of op deze manier de stalen strengen, die onderdeel uitmaken van het SCRP, beter benut worden nu ze op grote spanning gebracht zijn en wat het effect hiervan is op de capaciteit, buigstijfheid, ductiliteit en faalmodus van het systeem. Onvermijdelijk gaan er voorspanverliezen optreden in een voorgespannen wapening, op welke manier deze optreden in de tijd en hoe groot ze zullen zijn is nog een bijkomende vraag.

2|Hoofdstuk 1. Inleiding

Belangrijk aspect in de verlijming van de wapening is de lijmsoort die gehanteerd wordt. Over het algemeen wordt de wapening aangebracht door middel van epoxylijm. Deze lijm heeft als groot nadeel dat er geen weerstand is tegen hogere temperaturen, zoals tijdens een brand. Wanneer de temperaturen oplopen verweekt epoxylijm waardoor het zijn sterkte en hechtingscapaciteit verliest. Bijgevolg bestaat de kans dat de gelijmde wapening los kan komen van de betonstructuur. Cementgebonden lijmen vertonen een veel beter gedrag bij hoge temperaturen. Daarom loont het de moeite na te gaan in welke mate deze lijmen structureel geschikt zijn voor het verlijmen van wapening op beton. Naast het effect van voorgespannen gelijmde wapening op de structuur en de lijmsoort is ook de uitvoering een belangrijke parameter waar rekening mee gehouden moet worden. Voor het opspannen van de wapening moet er op eenvoudige wijze een vijzel aangebracht kunnen worden, de wapening dient voldoende verankerd te worden voor het lossen van de vijzel en het uitvoeren van de voorspanoperatie moet economisch haalbaar zijn. Het is bijvoorbeeld wenselijk dat de nodige voorspanning met zekerheid aangebracht kan worden op basis van de verlenging van de stalen strengen. Deze factoren zijn bepalend om deze innovatieve techniek klaar te maken voor toepassing in de Belgische renovatiemarkt. Als laatste probleem opgenomen in deze verhandeling is het numeriek kunnen bepalen van de capaciteitstoename en doorbuiging met inrekening van de voorspanning in de gelijmde wapening. Het fib-bulletin 14 [5] spreekt echter enkel over berekeningen betreffende passief verlijmde wapening.

1.2 Doelstellingen

Volgend uit de probleemstelling is de doelstelling van deze masterproef tweeledig. De eerste is het experimenteel toetsen van de toepasbaarheid van het vernieuwde voorspansysteem op staaldraadcomposieten. Ten tweede wordt getracht de opgestelde rekenmodellen met inrekening van de aangebrachte voorspankracht te valideren aan de hand van de experimentele resultaten. De validatie omvat de volgende aspecten:

De beoordeling van de uitvoer en verankering van het voorspansysteem voor staaldraadpolymeercomposieten.

De beoordeling van de werking van de voorgespannen SCRP-strip op platen met betrekking tot capaciteitstoename en doorbuigingsreductie.

De verificatie van de theoretisch voorspelde faalmode en terugkoppeling naar de ontwerpmethodiek.

Het beoordelen van de commerciële haalbaarheid van het ontwikkelde systeem. Een antwoord bieden op de vraag of cementgebonden lijmen een waardig

alternatief zijn voor epoxylijmen bij het verlijmen van SCRP-laminaten. Om deze doelstellingen te bereiken wordt er een specifiek proefprogramma uitgewerkt. Door te vertrekken vanuit een parameterstudie wordt er een eerste indicatie verkregen van de capaciteiten, doorbuigingen en faalmodi voor iedere specifieke versterking die toegepast wordt in het proefprogramma. Bij het uitvoeren van de proeven op de passieve versterking kan dan geverifieerd worden in hoeverre het rekenmodel deze experimentele resultaten voorspelt. De SCRP-laminaten worden getest met epoxylijm en met cementgebonden lijm. Dit biedt de mogelijkheid om het verschil in reactie vast te leggen. Door hierna de actief versterkte platen te testen kan er vastgesteld worden in welke mate deze manier van versterken gunstigere effecten heeft dan passieve versterking op de

Hoofdstuk 1. Inleiding|3

hierboven vernoemde parameters. Uiteindelijk kan dan met de experimentele resultaten het model met inrekening van de voorspankracht geverifieerd en aangepast worden.

1.3 Overzicht

In hoofdstuk 2 wordt er een overzicht gegeven van de reeds gekende eigenschappen van de materialen die in deze verhandeling getest worden. Er wordt ook een samenvatting gegeven van de invloed van voorspanning op een constructie-element.

In hoofdstuk 3 wordt een analystische parameterstudie uitgevoerd om een initiële schatting te kunnen geven van de capaciteit en doorbuiging van zowel een passief als actief versterkte plaat.

Hoofdstuk 4 geeft een overzicht van de uitgevoerde materiaalproeven en de bepaalde materiaalkarakteristieken.

Hoofdstuk 5 bespreekt de proefopstelling voor het testen van de platen en geeft een samenvattend overzicht van de verschillende versterkingen en materialen die per plaat gebruikt zijn. De test van de onversterkte referentieplaat wordt ook in dit hoofdstuk besproken.

Hoofdstuk 6 beschrijft de technieken voor het aanbrengen van passieve wapening met behulp van epoxy- en cementgebonden lijm en geeft de resultaten van de proeven op deze passief versterkte platen. Er wordt op het eind een vergelijking gemaakt met de referentieplaat en de resultaten onderling.

Hoofdstuk 7 beschrijft het voorspan- en verankeringsproces om tot actieve wapening te komen, de verliezen die erbij optreden en de resultaten van de proeven op deze actief versterkte platen. Op het eind wordt er een vergelijking gemaakt tussen de resultaten van de passieve en de actieve versterking.

In hoofdstuk 8 worden de schattingen en modellen uit de parameterstudie geverifieerd en aangepast aan de hand van de experimentele resultaten.

Het algemene besluit van deze verhandeling en de opties voor verder onderzoek worden aangehaald in hoofdstuk 9.

4|Hoofdstuk 1. Inleiding

Hoofdstuk 2. Literatuurstudie|5

Hoofdstuk 2

Literatuurstudie Bij de uitgevoerde proeven is er gebruik gemaakt van voorgespannen en niet-voorgespannen SCRP-laminaten die aan het beton verlijmd zijn met een epoxylijm of met een cementgebonden lijm. In dit hoofdstuk worden de reeds gekende eigenschappen van de verschillende materialen alsook de gekende procedures en effecten van voorspanning samengevat weergegeven.

2.1 Staaldraadpolymeercomposieten (SCRP)

Om beschadigde structuren te herstellen of te restaureren wordt tegenwoordig veel gebruik gemaakt van staalplaten en koolstofvezelpolymeercomposieten (E: Carbon Fibre Reinforced Polymer) (CFRP) die opgelijmd worden en op die manier de oorspronkelijke structuur versterken [1-2]. Staaldraadpolymeercomposiet kan aan dit rijtje toegevoegd worden als nieuw materiaal voor structurele versterking van structuren omdat het opgebouwd is uit afzonderlijke unidirectionele stalen strengen.

2.1.1 Algemene eigenschappen van SCRP

Het basisidee achter staaldraadpolymeercomposieten is dat een bepaald aantal dunne stalen draden van hoge sterkte in een stalen streng gebundeld of geweven worden. Deze stalen strengen worden op hun beurt geweven of gelijmd op een kunststof vezelmatrix zodat er een unidirectioneel SCRP-laminaat bekomen wordt. Een eerste prototype [3] dat ontwikkeld werd in samenwerking met Bekaert NV en het Laboratorium Reyntjens van de KU Leuven was opgebouwd uit 65 stalen strengen. Elk van deze strengen is een bundel van een centrale draad met een diameter van 0,25 mm waarrond 18 draden met een diameter van 0,22 mm gedraaid zijn, zoals weergegeven in Figuur 1. De totale diameter van één streng is dan 1,20 mm.

Figuur 1: Opbouw eerste SCRP-prototype [3]

Met het gebruik van SCRP creëert men een alternatief voor staalplaten en CFRP waarin gepoogd wordt de voordelen van beide systemen te combineren. De gestelde eisen voor het SCRP moeten welliswaar niet enkel gebaseerd zijn op de beoogde sterkte en stijfheid, er moet immers ook rekening gehouden worden met de montage in de praktijk. Parameters die hierbij van belang zijn zijn de materiaalkarakteristieken, de materiaal- en arbeidskosten, het gebruiksgemak en de bindingseigenschappen.

6|Hoofdstuk 2. Literatuurstudie

Betreffende materiaalkarakteristieken van SCRP wordt geduid op een hoge elasticiteitsmodulus en een hoge treksterkte die vergelijkbaar is met de sterkte van CFRP. Gewoon staal heeft, relatief gezien, geen hoge treksterkte waardoor het geïnstalleerd moet worden als plaatstaal met een grote sectie en bijgevolg meer ruimteverlies en gewicht impliceert. Een voordeel van SCRP op CFRP is dat het materiaal niet de neiging heeft te splijten wanneer het ingeklemd wordt. Bijgevolg is het SCRP meer geschikt om voorgespannen te worden omdat er grotere krachten gerealiseerd kunnen worden bij het inklemmen. Echter heeft het hogesterktestaal dat gebruikt wordt in SCRP ook een beperkte rek, vergelijkbaar met CFRP, en dus ook geen plastisch vervormingsgebied waardoor het net als CFRP plots zal falen. Dit in tegenstelling tot gewoon constructiestaal waar eerst plastisch vloeien optreedt voor de breuk. De hoge trekspanningen en de beperkte rekken van het SCRP en het CFRP zijn weergegeven in het spanning-rek-diagramma in Figuur 2. SCRP wordt voorzien van een coating van zink, koper of messing voor de bescherming tegen corrosie omdat voorspanstaal zeer corrosiegevoelig is. CFRP is van nature corrosiebestendig.

Figuur 2: Spanning-Rek-diagramma voor SCRP, CFRP en plaatstaal

Plaatstaal wordt door de grote toegevoegde sectie aan de constructie vooral gebruikt bij doorbuigingsproblemen en grote vervormingen. CFRP wordt omwille van zijn sterkte-eigenschappen vooral gebruikt om de capaciteit te vergroten. Het grote voordeel van SCRP komt voort uit de combinatie van de goede eigenschappen van plaatstaal en CFRP. SCRP in voorgespannen toestand kan namelijk gebruikt worden voor beide domeinen, namelijk een toename van de stijfheid (vermindering van de doorbuiging) en een toename van de capaciteit. Het is in deze zin dat de resultaten uit de proeven in dit eindwerkt beoordeeld zullen worden. De staalprijs is ook beduidend lager dan de prijs voor koolstofvezels. Hierdoor wordt er enkel CFRP aangewend wanneer er nood is aan een grote treksterkte. Doordat SCRP gemaakt is van hogesterktestaal, en de prijs hiervan nog steeds onder de prijs van CFRP gelegen is, maakt dit het gebruik van SCRP ook economisch interessant waar er enkel capaciteitsproblemen zijn. Op gebied van gebruiksgemak speelt het gewicht van het te verlijmen materiaal een grote rol. SCRP en CFRP hebben een laag volumegewicht en zijn bijgevolg eenvoudiger te installeren door de arbeiders dan staalplaten. Tijdens het uithardingsproces van de lijm moeten er ook geen dure stutten aangebracht worden omdat de lijm het gewicht van de


SCRP- en CFRP-laminaten kan dragen voor deze definitief uitgehard is. Bij plaatstaal is dit wel het geval wegens het grote eigengewicht. Ook is het voor de arbeiders niet mogelijk een grote plaat te monteren zonder (mechanische) hulp. Verder heeft het SCRP een grote flexibiliteit. SCRP-laminaten kunnen bijgevolg op de rol geleverd worden, waardoor ze ook leverbaar zijn op grote lengtes. Op de werf kan dan de nodige lengte afgeknipt worden. Plaatstaal is stijf en kan niet op rollen geleverd worden. Daarom zijn er qua transport en gewicht voor de montage limieten in de leverbare lengte, deze is beperkt tot 6 meter. Doordat een laminaat opgebouwd is uit afzonderlijke strengen zal een lijm zich goed doorheen het laminaat kunnen verdelen en de strengen volledig omgeven. Dit resulteert in een goede impregnatie van het geheel waardoor er een goede krachtsoverdracht gerealiseerd wordt tussen de gelijmde wapening en het beton. De lijm mag niet de zwakke schakel in de verbindig zijn, breuk moet steeds optreden in het beton. Het hechtmiddel kan ook als beschermingsmiddel tegen corrosie gebruikt worden daar het SCRP-laminaat voor optimale hechting volledig ingebed moet zijn.

2.1.2 Specifieke eigenschappen van het gebruikte SCRP-laminaat

Voor de proeven in dit eindwerk is er gebruik gemaakt van SCRP-laminaten geleverd door Fortius NV onder de merknaam Fortsteel Hardwire.. Er is de keuze tussen 3 varianten namelijk de Low Density met 1,57 strengen/cm, de Medium Density met 4,72 strengen/cm en de High Density met 9,06 strengen/cm. In dit eindwerk is er gebruik gemaakt van de Low en de Medium Density varianten. Iedere streng is een bundeling van 5 draden met een diameter van 0,35 mm. Hierbij zijn centraal in de streng 3 rechte draden die door twee draden omwikkeld zijn onder een grote hoek. Zo wordt een streng verkregen met een diameter van 0,783 mm. De draden zijn gemaakt van hoog koolstofgelegeerd staal. Er zit dus een koolstofgehalte van 0,60% tot 0,99% in gelegeerd. Het effect hiervan is dat de treksterkte vergroot maar de ductiliteit daalt. Ook is iedere draad voorzien van een messing coating van enkele micrometer dik, om het staal te beschermen tegen roestvorming bij een eventuele beschadiging van de strengen tijdens het gebruik vóór verlijming en montage. De strengen worden unidirectioneel verlijmd met polyvinylacetaat op een kunststoffen raster volgens de gewenste dichtheid, zodat één van de drie hierboven vernoemde varianten verkregen wordt. Figuur 3 geeft een voorbeeld weer van een Medium Density SCRP-laminaat.

Figuur 3: SCRP-laminaat Fortsteel Medium Density met breedte 100 mm

De techische fiche garandeert voor het hele laminaat een treksterkte van 3070 MPa, een Young’s modulus van 190 GPa en een maximale rek bij breuk van 1,6 %. Deze waarden


worden in hoofdstuk 4 geverifieerd en nauwkeurig bepaald aan de hand van trekproeven. De dikte van een laminaat is 0,783 mm. De maximale rek bij breuk van 1,6 % is voor staal relatief gezien zeer beperkt. Het hogesterktestaal zal bijgevolg een lineair-elastisch gedrag vertonen en plots bros breken bij de maximale rek zonder noemenswaardige plastische vervorming, zie Figuur 2. De technische fiches van de drie soorten Fortsteel zijn terug te vinden in appendix 1.1.

2.2 Voorspanning

Meestal wordt het voorspansysteem toegepast met inwendige voorspankabels. Er kan in dit geval geopteerd worden voor voor- of nagerekt staal. Indien uitwendig aangebrachte wapening voorgespannen dient te worden, zal dit echter steeds volgens het principe van nagerekt staal gebeuren.

2.2.1 Werking van het systeem

Wanneer een gewapend betonnen plaat versterkt wordt met een niet-voorgespannen SCRP-wapening, zal deze plaat falen op vloeien in de onderwapening. Dit is zo omdat de hoge treksterkte van het SCRP bij passief oplijmen nooit bereikt wordt voor de vloeigrens van 10‰ van het wapeningsstaal bereikt is. Dit is de passieve versterking, aangeduid als toestand A in Figuur 4. Bij deze versterking wordt voornamelijk het vergroten van de capaciteit beoogd. Het aanbrengen van voorspanning via de externe wapening is weergegeven als toestand B in Figuur 4. De voorspanning brengt het SCRP-laminaat onder trek. Deze trekspanning wordt omgezet in een drukspanning in het beton. De drukspanning wordt voornamelijk opgebouwd in de zone waar voorheen een trekspanning aanwezig was. Door de grote excentriciteit van de voorspankracht ten opzichte van de zwaartelijn van het constructie-element zal de geïnduceerde drukspanning afnemen naar boven toe. Er kan ook nog een kleine trekzone ontstaan aan de bovenkant.

Figuur 4: Schematische voorstelling van de rekken in een gewapend betonnen balk [3]

Het optellen van toestanden A en B geeft de uiteindelijke actieve toestand C. De trek die verkregen wordt in de onderste betonvezel is nu verminderd met de druk opgebouwd in toestand B. Dit wil zeggen dat bij een zelfde belasting als in toestand A de rekken in de trekzone van het beton en in de onderwapening kleiner zullen zijn. De scheuren zullen dus kleiner zijn waardoor ook het verlies aan stijfheid ten gevolge van scheurvorming zal verkleind worden. De trekspanningen in de externe wapening zijn nu veel hoger dan in toestand A, ze zijn namelijk de som van de voorspanning en de trekspanning die optreedt door de rek in het beton. De capaciteit van het hogesterktestaal wordt nu beter benut.


De drukzone in de betonsectie ondergaat ook een positieve verandering. De drukkrachten in de actieve toestand zullen bij een zelfde belasting als in toestand A een beetje afnemen indien er bij het aanbrengen van de voorspanning trek geïnduceerd werd aan de bovenkant van het constructie-element, dit is echter een beperkt positief effect. Belangrijker echter is dat de neutrale lijn naar de onderste betonvezel zal opschuiven. De betondrukzone wordt met andere woorden groter. Samengevat wordt er verwacht dat de constructie in de actieve toestand stijver zal reageren, hetgeen de doorbuiging van de plaat zal verkleinen. Een nadeel van het voorspannen met externe wapening is dat het faalgedrag zal verschuiven van een vloeiende onderwapening naar brosse breuk in de opgelijmde SCRP-wapening. De actief versterkte constructie zal bijgevolg aan ductiliteit verliezen. Er wordt ook verwacht dat de capaciteit niet noemenswaardig zal vergroten door het voorspannen ten opzichte van de bereikte capaciteit bij het aanbrengen van passieve externe wapening omdat bij beide systemen immers het staal dezelfde sterkte heeft. Indien er hogere capaciteiten nodig zijn kan het High Density SCRP gebruikt worden. Ondanks het feit dat de capaciteits- en de doorbuigingsproblemen met het voorspansysteem verbeterd kunnen worden met weinig materiaalverbruik blijkt dat de bestaande voorspansystemen in de praktijk niet altijd economisch competitief zijn met andere bestaande versterkingstechnieken. Het is dus van belang het systeem te optimaliseren zodat het eenvoudig geïnstalleerd kan worden en toch de nodige betrouwbaarheid garandeert. Naast het feit dat voorspansystemen het vaak afleggen tegen de installatiesnelheid van wapeningsnetten verlijmd met spuitbeton, heeft een voorgespannen systeem wel voordelen in kleine, lage en moeilijk toegankelijke ruimtes.

2.2.2 Specifieke methode voor nagerekt staal

Voor de externe wapening aangebracht kan worden, moet de betonplaat opgekrikt worden tot een bepaald ontlastingsmoment M0. Het is van belang dat het ontlastingsmoment mee opgenomen wordt in de parameterstudie, die in hoofdstuk 3 uitgevoerd wordt, omdat de kracht in de inwendige wapening afhankelijk is van de grootte van het ontlastingsmoment [6]. Uit [6] volgt dat de mate waarin het ontlastingsmoment belangrijk is in uiterste grenstoestand (UGT) afhangt van welk onderdeel van de versterkte plaat maatgevend is en of de inwendige wapening zich plastisch of elastisch gedraagt. Ook zegt [6] dat het ontlastingsmoment in de bruikbaarheidsgrenstoestand (BGT) altijd van belang is omdat de inwendige wapening niet mag vloeien. In welke mate er in dit geval ontlast moet worden hangt af van welk materiaal maatgevend is. Het voorspannen van het SCRP-laminaat in zijn geheel gebeurt door middel van een vijzel. Deze is gewoonlijk aangedreven door een hydraulische pomp. De nodige voorspanning kan op twee manieren in het SCRP-laminaat aangebracht worden. De eerste methode is om drukgestuurd te werken. Indien de pomp op voorhand gecalibreerd is kan de druk in de pomp gerelateerd worden aan de door de vijzel geleverde kracht. De pomp moet dan enkel tot de juiste druk opgevoerd worden om de gewenste voorspanning te verkrijgen. De tweede methode is om verplaatsingsgestuurd te werken. Aan de hand van de verlenging van de strengen kan de rek berekend worden in de strengen en uit deze rek volgt dan, door vermenigvuldiging met de Young’s-Modulus van het staal, eenvoudig de spanning in de strengen. Eén van de uitdagingen aan dit systeem is de tijdelijke verankering van de vijzel in de betonnen plaat. Dit wordt meer in detail besproken in Hoofdstuk 7.


Doordat het SCRP uitwendig aangebracht en voorgespannen wordt kunnen de normale ankerplaten en klokankers voor de verankering van het voorgespannen SCRP moeilijker geïnstalleerd worden. Deze verspreiden de trekkracht namelijk enkel op een gunstige wijze wanneer ze volledig ingebed zijn in de eindzone van het beton. Holtes uit het beton gaan boren om een betere verankering van de ankerplaten te beogen is geen optie meer. Dat proces is immers zeer arbeidsintensief en verzwakt de structuur van een relatief dunne plaat in een niet onbelangrijke mate, waardoor de installatiekost hoog kan oplopen. De eindverankering moet echter wel betrouwbaar zijn omdat deze de maximale voorspankracht en de krachtsverliezen beïnvloedt. Bij voorgaande proeven [4] is een nieuw ankersysteem [3] getest waarbij de externe voorspanwapening werd afgebogen en werd verankerd via wiggen in het blok. Hier was het de bedoeling om een concurentieel systeem uit te werken dat voldoet aan de volgende voorwaarden: het aantal handelingen moet klein zijn, er moet sneller verankerd kunnen worden, de afstand tussen beton en laminaat moet verkleind worden en de dikte van de lijmlaag moet beperkt worden. Dit systeem kon hoge voorspankrachten opnemen tot 200 kN, en er werden voorspanverliezen opgemeten van 10 tot 30% Omdat de afmetingen van de in [4] geteste ankerschoen veel nuttige hoogte wegnamen en het nog moeilijk bleek snel en efficiënt te verankeren (door het wigsysteem) wordt een nieuw ontwikkeld systeem getest in deze verhandeling, dat tegelijk aan dezelfde voorwaarden gebonden is. Het is van belang snel te kunnen verankeren na het voorspannen en zo weinig mogelijk voorspanverlies te laten optreden. Omdat de nodige voorspankracht bij versterking van platen kleiner is dan bij de versterking van balken kan er gebruik gemaakt worden van een eenvoudigere methode voor het voorspannen en verankeren van de wapening, die dan ook sneller uitgevoerd kan worden. Dit zou de kost moeten reduceren en het systeem competitiver maken. De technische details en de uitwerking van het nieuwe verankeringssysteem worden behandeld in hoofdstuk 7.

2.2.3 Voorspanverliezen

Bij de overgang van de aanspankracht naar de kracht die effectief werkt in de externe wapening kunnen er op verschillende manieren verliezen optreden [7]. Er wordt een onderscheid gemaakt tussen ogenblikkelijke voorspanverliezen en tijdsafhankelijke voorspanverliezen die leiden tot een verdere vermindering van de uiteindelijke voorspankracht na zeer lange tijd. De ogenblikkelijke voorspanverliezen die tijdens het opspannen kunnen voorkomen kennen een aantal oorzaken. Zo zijn er verliezen die kunnen optreden in de vijzel en het voorspansysteem door wrijving tussen de onderdelen onderling en wrijving ten gevolge van de interactie tussen de lijm en het SCRP. Daarnaast kan er slip optreden in de verankeringen en in het klemsysteem van de vijzel. Ook na het opspanproces kunnen er nog verlizen optreden. Zo zijn de vervormingen die geïnduceerd worden bij het verankeren van het voorgespannen SCRP-laminaat niet onbelangrijk. Bij het lossen van de vijzelkracht zal het anker aan actieve zijde plots belast worden, waardoor er slip kan optreden. Ten slotte kan ook een spanningsverlies optreden ten gevolge van de ogenblikkelijke verkorting van het beton door toedoen van de drukspanningen die opgewekt worden door de voorspanning. De tijdsafhankelijke voorspanverliezen zijn vooral te wijten aan tijdsafhankelijke vervormingen zoals de krimpverkorting van het beton, kruip ten gevolge van een constante spanning op het beton en relaxatie door de beweging van dislocaties in de roosterstructuur van de draden van de strengen van het voorgespannen SCRP-laminaat.


Daarnaast treedt er ook interactie op tussen de verschillende vervormingen onderling en met de aanwezige passieve wapening in het beton.

2.3 Epoxylijm

Epoxy is een kunststof die verkregen wordt uit de reactie van een epoxidehars met een harder. Deze harsen zijn thermohardende polymeren en worden gebruikt als lijmen en coatings van hoge kwaliteit. Ze hebben een lage krimp en leveren een goede hechting aan de meeste metalen.

2.3.1 Chemische samenstelling van epoxylijm

Er zijn verschillende types van harsen. De twee hoofdcategorieën zijn de glycidyl epoxyharsen en de niet-glycidyl epoxyharsen. De glycidyl harsen zijn verder ondergeclassificeerd als glycidyl-ether, glycidyl-ester en glycidyl-amine. De niet-glycidyl harsen zijn ofwel alifatische ofwel cycloalifatische epoxyharsen. Glycidyl epoxy’s worden bereid uit een condensatiereactie van dihydroxydrager, een dibasisch zuur of een diamine samen met een epichloorhydrine. [8] Het gebruikte epoxyhars met de merknaam Fortresin CFL bestaat uit een mengsel van verschillende componenten waarvan de hoofdcomponent een glycidyl-ether is. De samenstelling van het hars is:

- Bisfenol A-(epichloorhydrine) - Neodecanoïsche zuren (mengel van carbonzuren met chemische structuur )

- Oxiranylmethyl ester

Figuur 5: Structuur van DGEBA

Diglycidylether van bisfenol-A (DGEBA) is één van de meest voorkomende epoxyharsen op de markt. Het is samengesteld uit een reactie van bisfenol-A met epichoorhydrine of een basische katalysator. De eigenschappen van DGEBA-harsen hangen af van de waarde van de parameter n, dit is het aantal herhaalde polymeren oftewel de polymerisatiegraad van het hars. Typische waarden voor commerciële producten is n = 0 tot 25. Het uithardingsproces is een chemische reactie waarbij de epoxidegroepen in het epoxyhars reageren met een harder (curing agent) om een 3D-netwerk van sterke verbindingen te creëren. Er bestaat een grote variëteit aan harders voor epoxyharsen, echter amine- en fenolische harders worden het meest gebruikt. De gebruikte harder is gebaseerd op aminegroepen. Het betreft (m-xylylenediamine,2,2-iminodi(ethylamine)). De respectievelijke gewichtsverhouding hars - harder bij het mengen is 86% - 14%.


Figuur 6: Structuur van (m-xylylenediamine,2,2-iminodi(ethylamine))

2.3.2 Specifieke eigenschappen van de epoxylijm

Eens de twee componenten samengevoegd zijn begint het exotherm proces te werken waarna het mengsel nog gedurende ongeveer 30 minuten te bewerken is bij omgevingstemperatuur van 20 °C. Een volledige doorharding wordt bereikt na 12 uur. Dit proces is krimpvrij. Een volledige chemische bestendigheid wordt bereikt na 7 dagen. Het materiaal bereikt een gewaarborgde druksterkte van meer dan 80 MPa en een treksterkte groter dan 30 MPa. De hechtsterkte op beton overschrijdt de betoncohesie. Eventuele breuk moet dus verwacht worden in het beton en niet in de lijmlaag. Omdat epoxylijm gevormd wordt uit een thermohardende reactie wordt een hard en bros materiaal verkregen. Het zal een lineair elastisch gedrag vertonen tot aan breuk. De technische fiche van de Fortresin CFL epoxylijm is terug te vinden in appendix 1.3. Epoxylijmen zijn beter bestand tegen hitte en hebben een betere chemische bestendigheid dan gewone lijmen. Wanneer epoxylijmen uitharden onder een hogere temperatuur zullen deze een betere hitte- en chemische bestendigheid hebben dan wanneer ze uitgehard zijn bij kamertemperatuur. Desondanks de betere eigenschappen zal de sterkte van epoxylijmen beginnen afnemen bij temperaturen vanaf 60 °C, al is deze temperatuur afhankelijk van de soort harder die gebruikt is [9]. De eigenschappen van de Fortresin CFL betreffende warmtebestendigheid geven geen problemen weer bij een continue blootstelling aan 60 °C en een incidentele blootstelling aan 120 °C. Het aanbrengen van de epoxylijm op de platen zal steeds handmatig moeten gebeuren. Dit is omdat de verse specie een hoge viscositeit heeft en bijgevolg niet gespoten kan worden. Er dient een onderlaag aangebracht te worden waar de SCRP-laminaten dan ingerold worden met een roller. Hierna moet dan de afwerklaag aangebracht worden. Dit systeem is zeker arbeidsintensief, maar de gelijmde wapening wordt tegelijkertijd wel nauwkeurig en kwalitatief opgeleverd.

2.4 Polymeergemodificeerde cementgebonden lijm

Omdat epoxylijmen hun sterkte verliezen bij hogere temperaturen kunnen ze in dat geval de hechting van de externe wapening aan het beton niet langer garanderen. Het gebruik van cementgebonden lijm kan een fundamentele oplossing bieden voor het eerder zwakker gedrag van epoxylijm bij hogere temperaturen en dus ook bij geval van brand.

2.4.1 Samenstelling van cementgebonden lijm

Traditioneel is een mortel opgebouwd uit kalk, cement, zand en water. De samenstelling van mortels is tegenwoordig geoptimaliseerd zodat er verschillende samenstellingen bestaan, elk gericht op specifieke eigenschappen waaraan een mortel zou moeten voldoen. Bij herstelling en bij gebruik als hechtmiddel is het cementgebonden lijmsysteem in feite een structurele mortel en de samenstelling is hierop aangepast. De cementgebonden lijm,


gebruikt in dit onderzoek, is geleverd door BASF en heeft als naam Emaco Nanocrete R3. Deze is opgebouwd uit sulfaatresistente Portlandcement met een laag alkaligehalte (HSR, LA), hydraulische bindmiddelen, kwartszanden met specifieke korrelopbouw, gemodificeerd met polymeren en versterkt met polyacrylonitrilvezels. De bestanddelen van deze mortel worden hieronder kort beschreven. Cement is een hydraulisch bindmiddel in de vorm van een zeer fijn mineraal poeder, opgebouwd uit portlandklinker, hoogovenslakken en voor maximaal 5% uit nevenbestanddelen zoals bijvoorbeeld vliegassen. Wanneer de mineralen in het cement in aanraking komen met water treedt er een hydrolysereactie op. Dit wil zeggen dat de mineralen een chemische reactie ondergaan. Uit die reactie ontstaan gelachtige of kristallijne hydraatfasen. De effectieve hydratatie is een exotherme reactie en is een samengang van een hydratatiereactie met caliumsilicaten en een hydratatiereactie met calciumaluminaten. Na de verharding behoudt ze haar sterkte en stabiliteit, zelfs onder water. [10] HSR-cement is een cement waarvan de chemische samenstelling een betere weerstand biedt tegen de inwerking van sulfaten (zeewater, afvalwater, sulfaathoudend grondwater) [11]. Het wordt dus gebruikt voor de vervaardiging van beton dat aan die omgevingen is blootgesteld. Dit cement mag niet worden beschouwd als zuurbestendig en is niet noodzakelijk aangewezen voor alle chemisch agressieve milieus. Doordat het portlandcement dat in de Emaco Nanocrete R3 gebruikt wordt laag-alkalisch is, is de mortel beter beschermd tegen het optreden van de alkali-silicareactie. Het gaat om een reactie tussen alkali uit het cement en silica uit het zand. Bij de reactie wordt water aangetrokken waardoor de gel die gevormd wordt gaat zwellen. Door de uitzetting van de gel worden grote drukspanningen van binnenuit opgebouwd in de mortel. Dat kan dan leiden tot scheuren en vervormingen. Een van de hoofdbestanddelen in de mortel zijn de zandkorrels. Deze korrels worden door de werking van het cement met elkaar verbonden. Aangezien de verbrijzelingsweerstand van de meeste granulaten groter is dan deze van het cement alleen zijn de granulaten ook het sterkste element in het mengsel, en dus mede bepalend voor de sterkte [11]. De grootste korrels van het Emaco Nanocrete R3 hebben een diameter van 1,4 mm. Het betreft bijgevolg een redelijk fijn zand. De afmetingen van de granulaten spelen een belangrijke rol bij de samenstelling van de mortel en dienen dus zo nauwkeurig mogelijk te worden bepaald. Niet alleen de kleinste en de grootste maat spelen daarbij een rol, maar ook de tussenliggende korrelafmetingen. De technische fiche van de Nanocrete R3-mortel in appendix 1.4 spreekt hier van ‘een specifieke korrelopbouw’. Dit wil zeggen dat het zand is samengesteld met een optimale korrelverdeling, om een optimale opvulling van het rooster te krijgen in de uitgeharde mortel. Samen met het cement is het water de actieve component van het mengsel. Het cement zal de granulaten onderling moeten verbinden om een homogeen geheel te vormen. Hierbij is het water nodig om te hydrateren. De functie van het water is bij deze dubbel; het zorgt voor de hydratatie van het cement en geeft de mortel de nodige verwerkbaarheid. De verhouding water/cement is hierbij bepalend. Een water/cement-factor van 0,4 geldt als een minimaal nodige waterhoeveelheid omdat steeds 0,25 chemisch gebonden wordt bij de hydratatie en 0,15 fysisch gebonden wordt [10]. De mortel is versterkt met polyacrylonitrilvezels. Door hun fijnheid verspreiden de vezels zich gemakkelijk in alle richtingen en vormen zo een groot net in de mortel. Dit heeft tot gevolg dat de cohesie van de verse mortel verbeterd wordt. Een sterke cohesie is zeker vereist wanneer de mortel met hoge druk tegen het beton gespoten wordt om de externe wapening te verlijmen. Ook zullen de vezels de vorming van krimpscheuren verminderen.


Ten slotte zijn er ook polymeren toegevoegd aan de mortel. Nanocrete R3 is dus een polymeergemodificeerde cementmortel (PMCM) (E: polymer modified cement mortar). Er is niet geweten welke polymeren toegevoegd zijn en hoeveel. De hoeveelheid toegevoegde polymeren heeft wel een effect op de brandbestendigheid van de mortel. Namelijk hoe meer polymeren toegevoegd worden, des te lager de brandbestendigheid. Nanocrete R3 heeft is geclassificeerd in brandklasse A1.

2.4.2 Eigenschappen van de mortel

Omdat de verse mortel een relatief lage viscositeit bezit kan deze doormiddel van een hogedrukpomp tegen het beton gespoten worden om de externe wapening te bevestigen in tegenstelling tot de epoxylijm, die met een truweel manueel wordt aangebracht. De mortel is ook sterk thixotroop. Dit wil zeggen dat eens de mortel aangebracht is tegen een oppervlak de viscositeit onmiddellijk zal toenemen omdat de mortel dan geen schuifspanningen meer ondervindt. Door het spuiten op hoge druk moet het SCRP-laminaat normaal gezien goed geïmpregneerd kunnen worden, dit wordt getest in hoofdstuk 6. Het kunnen opspuiten betekent een grote tijdswinst wanneer er gewerkt wordt met een cementgebonden systeem. Het nadeel is dat de wapening eerst vastgenageld moet worden aan de platen over een voldoende korte afstand zodat de wapening niet te veel van het beton kan afbuigen door de zwaartekracht. Een andere belangrijke parameter is de hechtsterkte van de mortel op het beton. Wanneer de mortel rechtstreeks op een betonnen oppervlak aangebracht wordt, volgens de methode aangegeven in de technische fiche in appendix 1.4, garandeert deze een minimale hechtsterkte van 2,7 MPa na 28 dagen. Verder in deze masterproef wordt onderzocht wat de invloed van het SCRP-laminaat is op de hechtsterkte van de mortel. Er zal nagagaan worden of het nodig is om eerst een dunne aanbrandlaag aan te brengen op het beton, of dat de mortel voldoende doorheen het SCRP-laminaat kan impregneren om de nodige binding te voorzien. Dit is van belang omdat het aanbrengen van een aanbrandlaag de installatieduur en dus ook de intallatiekost zal verhogen. Naast de sterke cohesie bereikt de mortel al een sterkte van 18 MPa na 24 uur. Na de volledige uitharding op 28 dagen is de druksterkte groter of gelijk aan 35 MPa. Betreffende de buigsterkte en treksterkte zijn er geen data gegeven. Dit is echter wel belangrijk aangezien de mortel zal fungeren als bindmiddel voor externe wapening. Bij doorbuiging van de versterkte plaat kunnen er dan scheuren ontstaan in de mortel. Het moment waarop de scheurtjes ontstaan hangt af van de karakteristieken in trek en buiging. Bij opwarming verliest mortel achtereenvolgens zijn vrij water, het geabsorbeerd en capillair water en uiteindelijk het moleculair water uit de silicaten en aluminaten. Vlak onder het verwarmd oppervlak vormt zich een dehydratatie- en verdampingsfront waar de temperatuur nauwelijks boven 100 °C stijgt. De warmte die er wordt aangevoerd vanaf het verwarmd oppervlak wordt er grotendeels geabsorbeerd door de endotherme dehydratatiereactie en door de verdamping. De niet-opgewarmde zijde wordt dan snel opgewarmd tot circa 100 °C door de intensieve warmteoverdracht bij middel van de gevormde waterdamp die door diffusie snel de niet aan het vuur blootgestelde zijde bereikt. Een deel van het condensaatwater stroomt door capillaire werking terug naar het verdampingsfront en zo wordt een min of meer gesloten kringloop gevormd. Het verdampingsfront dringt op deze wijze dieper en dieper in de mortelmassa door. Slechts nadat het verdampingsfront aan de wapening voorbij is getrokken, begint die op te warmen boven 100 °C, zodat de treksterkte van deze wapening en aldus de stabiliteit van het bouwelement in gevaar zullen komen. De mortel zelf zal onder invloed van hoge


temperaturen op dit moment nog geen noemenswaardig sterkteverlies leiden. De brandwerendheid is dus afhankelijk van de dikte van de dekking op de externe wapening. [22] In de onderstaande tabel zijn de belangrijkste eigenschappen van de Emaco Nanocrete R3 samengevat. Tegelijk is er een vergelijking gemaakt tussen de verschillende mortels die ons aangeboden zijn. Er wordt geëist dat de mortel dunlagig, ca. 5 mm, aangebracht moet kunnen worden, een fijne korrel is dus onontbeerlijk. Aangezien de uitwendige wapening in een strakke positie op het beton verlijmd moet worden moet de mortel ook een goede hechting hebben en gemakkelijk glad te strijken zijn. Op basis van deze criteria komt de BASF Emaco Nanocrete FC als beste uit de vergelijking. Maar omdat het eindwerk beoogt om een cementgebonden lijmsysteem te testen die brandbestendig is, is er overgestapt naar de BASF Emaco Nanocrete R3. Deze heeft brandklasse A1, en de korrel is nog steeds fijn genoeg om de mortel in een dunne laag te kunnen aanbrengen. Een bijkomend voordeel is de lage dichtheid van deze mortel. Tabel 1: Vergelijking van structurele mortels

Technische Data Eenheid BASF Emaco

Nanocrete R3

S&P ARMO-crete

BASF Albaria

Struttura

BASF Emaco Nanocrete

FC

BASF Emaco Nanocrete

R2

Druksterkte op 24h [N/mm²] 18 > 18 18 17 ≥ 10

op 7d [N/mm²] g.d. > 40 g.d. 26,4 g.d.

op 28d [N/mm²] ≥ 35 > 60 g.d. 31,9 ≥ 30

Buigsterkte op 28d [N/mm²] g.d. > 50 g.d. g.d. g.d.

Hechtsterkte na 28d [N/mm²] ≥ 2,7 > 2 g.d. 2,89 1,8

na vries-dooi cyclus [N/mm²] 2,6 > 2 g.d. 3,1 1,7

na thermische shock [N/mm²] 2,8 > 2 g.d. 3,2 1,9

na droogcyclus [N/mm²] 2,8 > 2 g.d. 2,9 1,9

Young’s-modulus [N/mm²] 18000 tot

21000 g.d. 16000 10909 g.d.

Cl-ion hoeveelheid [%] 0,02 g.d. g.d. < 0,05 ≤ 0,03

Capilaire absorptie [kg m-2h-0,5] 0,22 < 0,5 0,2 0,25 0,23

Dichtheid (vers) [kg/m³] 1820 2050 g.d. 1800 1910

Korrelgrootte [mm] ≤ 1,4 2 ≤ 2 ≤ 0,3 ≤ 1

Brandreactie [klasse] A1 g.d. A1 F A1

Toepasbaarheid [°C] 5 tot 30 5 tot 30 5 tot 40 5 tot 30 5 tot 30

Nodige aanmaakwater [%] 21 tot 23 17 g.d. 19 tot 22,5 17,5 tot 20

Bewerkingstijd bij 20 °C [min.] 45 tot 60 30 g.d. 30 tot 45 30 tot 45

Gebruiksdikte [mm] 5 tot 75 5 tot 50 g.d. 0,5 tot 10 3 tot 100

g.d.: geen data

2.5 Besluit

Het SCRP-laminaat is opgebouwd uit stalen strengen met een hoge treksterkte maar met beperkte rek. Belangrijk voordeel van staal is de relatief lage kostprijs op de markt in vergelijking met koolstofvezels. Nog pluspunten zijn dat het SCRP gemakkelijker in gebruik is dan volle staalplaten en dat het voorgespannen kan worden. Er wordt gepoogd om de positieve eigenschappen van staalplaten en CFRP te combineren ten einde zowel de


capaciteit als de stijfheid te kunnen verhogen. Doordat het laminaat opgebouwd is uit parallel liggende strengen kan deze gemakkelijker geïmpregneerd worden door een lijm dan plaatstaal of een dichter gepakt CFRP. Door een plaat met voorgespannen externe wapening te versterken wordt verwacht dat het geheel stijver wordt (dus minder zal doorbuigen), minder ductiel reageert en dat de capaciteit uiteraard vergroot ten opzichte van de onversterkte sectie. Ten opzichte van de passieve versterking wordt geen extra toename van de capaciteit verwacht door voorspanning. De installatiekost is groter door het gebruik van een vijzel en de bijkomende onderdelen voor de verankeringen. Deze meerkost zou gerecupereerd moeten worden door het kleiner staalverbruik of door toepassing in moeilijk toegankelijke ruimtes. Omdat de voorspankracht op platen beperkter is dan bij balken kan het systeem van voorspanning via een vereenvoudigde methode gerealiseerd worden. Epoxylijm is een tweecomponentenlijm gevormd door het mengen van een epoxyhars met een harder. Na het uitharden wordt een hard en stijf materiaal verkregen met hoge treksterkte (30 MPa) en een hechtsterkte groter dan de betoncohesie. De lijm moet wel manueel aangebracht worden. Nadeel van epoxylijmen is dat ze hun sterkte verliezen bij blootstelling aan hoge temperaturen, zoals bij brand. Cementgebonden lijm wordt bekomen door het mengen van de voorbereide mengeling (cement gemodificeerd met polymeren, zand, hydraulische bestanddelen, polyacrylonitrilvezels) met water. De viscositeit van de verse specie is laag genoeg zodat deze tegen het beton gespoten kan worden. Dit geeft een belangrijke tijdswinst in vergelijking met het aanbrengen van epoxylijm. Ook de brandweerstand van de mortel is optimaal (klasse A1). Een nadeel is dat de mortel echter een lage treksterkte heeft waardoor de kans op het ontstaan van scheuren bij een grote belasting reëel is.

Hoofdstuk 3. Analytische parameterstudie|17

Hoofdstuk 3


In dit hoofdstuk wordt er een rekenmodel opgesteld om de capaciteit, doorbuiging,

ductiliteit en faalmode van de versterkte platen te kunnen bepalen. Dit wordt gedaan

voor zowel passieve als actieve versterking.

3.1 Capaciteitsberekening

In deze paragraaf wordt er besproken met welke de formules de capaciteit van een plaat die versterkt wordt met uitwendige wapening berekend kan worden. Dit is gebeurd op basis van de aanwijzingen uit [5]. Deze aanwijzingen kunnen enkel gevolgd worden voor het opstellen van de formules voor capaciteit bij het aanbrengen van passieve uitwendige wapening. De formules opgesteld voor voorgespannen uitwendige wapening zijn een uitbreiding op de aanwijzingen uit [5]. In [5] is de positie van de neutrale lijn in de plaat bepaald aan de hand van de verdeling van de rekken in de doorsnede en aan de hand van het interne krachtenevenwicht. Dit is weergegeven in Figuur 7. Het ontwerpmoment wordt bepaald uit het rotatie-evenwicht van de krachtswerking van de interne en externe wapening. Hierbij wordt er uitgegaan van falen door vloeien in de onderwapening. Er dient hierbij opgemerkt te worden dat de berekende ontwerpmomenten verminderd dienen te worden met het moment ten gevolge van het eigengewicht van de plaat, omdat dit steeds aanwezig is:

Met q de massa van de plaat per lengte-eenheid [kN/m] en l de overspanning [m]. De berekende ontwerpmomenten moeten hierna ook nog eens verminderd worden met het moment ten gevolge van het gewicht van het verdeelprofiel dat bij de testen gebruikt wordt om de kracht van de pers om te zetten naar twee puntlasten op de plaat. Dit moment is gelijk aan:

Met Q het halve gewicht van het verdeelprofiel [kN] en a de afstand van de puntlast tot het steunpunt [m]. In (c) van Figuur 7 wordt de positie van de betondrukresultante vereenvoudigd bepaald door middel van G, een coëfficiënt voor het bepalen van de ligging van zwaartepunt van de gedrukte sectie waar de drukkracht aangrijpt, en door , een coëfficiënt voor het

18|Hoofdstuk 3. Analytische parameterstudie

bepalen van een rechthoek met gelijke oppervlakte als de reële oppervlakte onder de curve van de betondrukken.

Figuur 7: Doorsnede voor UGT bij buiging: (a) afmetingen, (b) rekverdeling, (c) krachtevenwicht

3.1.1 Onversterkt

Indien een plaat geen uitwendige wapening draagt, kunnen alle spanningen en rekken ten gevolge van uitwendige wapening weggelaten worden van de figuur. De neutrale lijn wordt bepaald uit het krachtenevenwicht in de doorsnede van de plaat:

Met [13] en 0,85 een coëfficiënt die rekening houdt met de lange-termijneffecten op de druksterkte van het beton [21] en:

Uitgewerkt geeft dit voor de positie van de neutrale lijn:

Het ontwerpmoment volgt uit het momentenevenwicht van de aangrijpende krachten in de wapening rond de kracht ten gevolge van de betondrukken:

Met:


3.1.2 Passief versterkt

Het passief versterken van een betonnen plaat zal in twee fases verlopen. De eerste fase is steeds het ontlasten van de plaat tot een bepaald ontlastingsmoment. Hierbij wordt de plaat gestut zodat dit ontlastingsmoment behouden blijft. De tweede fase is dan het oplijmen van de uitwendige wapening, het laten drogen van de lijm en uiteindelijk het lossen van de stutten. Fase 1: In het geval dat er uitwendige wapening aangebracht wordt, zal de plaat ontlast of opgekrikt moeten worden tot een bepaald ontlastingsmoment. Hierdoor zal de neutrale lijn verschuiven, zoals weergegeven in de toestand in Figuur 8, door de nieuwe belasting die op de plaat geïnduceerd wordt.

Figuur 8: Initiële situatie: opgekrikt tot M0, zonder uitwendige wapening

De ligging van de neutrale lijn in de ontlaste toestand moet bijgevolg opnieuw bepaald worden uit het evenwicht van de statische momenten onder en boven de neutrale lijn:

Uitgewerkt geeft dit:

Met

, omdat de invloed van het staal groter is dan het beton omdat het een grotere

stijfheid heeft. De rek in de bovenste betonvezel is hierbij gegeven als:

Hierbij is er lineair elastisch gedrag verondersteld omdat er kleine spanningen verwacht worden tijdens het ontlasten van de plaat. in formule (11) is het traagheidsmoment van de getransformeerde gescheurde sectie. Volgens Steiner is het traagheidsmoment van de gescheurde sectie dan gelijk aan:

De initiële rek in de onderste betonvezel wordt hierbij gegeven door:


Fase 2: Na het opkrikken en ontlasten van de gewapend betonnen plaat is deze klaar om verstevigd te worden met de uitwendige wapening. Wanneer de uitwendige wapening aangebracht is en de lijm uitgehard is, kunnen de stutten die de plaat ontlasten weggenomen worden. De plaat zal gaan doorbuigen onder zijn eigengewicht maar de uitwendige wapening zal nu meewerken in het systeem en een deel van de krachtswerking op zich nemen. Als gevolg hiervan zal de neutrale lijn in de plaat met opgelijmde externe wapening weer verplaatsen. De nieuwe ligging van de neutrale lijn wordt dan gevonden via het krachtenevenwicht in de sectie met inbegrip van de kracht ten gevolge van de uitwendige wapening, zie Figuur 7:

Met:


Het moment na het oplijmen van de passieve uitwendige wapening wordt dan weer gevonden via het momentenevenwicht van de krachten ten gevolge van alle wapening rond de kracht ten gevolge van de betondrukken:

Er moet hierbij wel steeds voldaan zijn aan de volgende voorwaarden:

3.1.3 Actief versterkt

Fase 1: De bepaling van de neutrale lijn bij het opkrikken naar het ontlastingsmoment verloopt bij dit proces gelijk aan de manier die uitgelegd is bij de passieve versterking. Fase 2: Wanneer de uitwendige wapening voorgespannen wordt zal deze uitgerokken worden ten gevolge van de voorspankracht die aangelegd wordt. De rek in de uitwendige wapening ten gevolge van de voorspankracht wordt dan gegeven als:


De neutrale lijn in de plaat met actieve opgelijmde externe wapening wordt dan gevonden via het krachtenevenwicht in de sectie met toevoeging van de extra rek in de voorgespannen uitwendige wapening:

De rek in het voorgespannen laminaat is nu gegeven door:


Het moment onder actieve voorspanning wordt dan gevonden via het momentenevenwicht van de krachten ten gevolge van alle wapening rond de kracht van de betondruk:

3.2 Doorbuigingsberekening

In dit deel worden de formules voor de berekening van de doorbuiging opgesteld. Opnieuw is dit voor passief versterkte platen gebaseerd op fib [5]. Voor de actief versterkte platen is er een uitbreiding gemaakt op de fib-code, deze zijn bijgevolg nog een initiële schatting die op het einde van de verhandeling gevalideerd wordt aan de hand van de proefresultaten. Er dient opgemerkt te worden dat een plaat initieel een doorbuiging zal ondervinden ten gevolge van zijn eigengewicht, deze doorbuiging wordt gevonden als:

Met q de massa van de plaat per lengte-eenheid [kN/m], l de overspanning [m], EI de buigstijfheid van de ongescheurde plaat [Nmm²]. Een tweede doorbuiging die de plaat reeds moet ondergaan voor deze getest kan worden is ten gevolge van het gewicht van het verdeelprofiel dat bij de testen gebruikt wordt om de kracht van de pers om te zetten naar twee puntlasten op de plaat. Deze doorbuiging is gelijk aan:

Het berekenen van de doorbuiging gebeurt echter aan de hand van een opgelegd moment, namelijk het moment dat de gebruiksgrenstoestand van de plaat voorstelt. Dit moment is . Er valt wel te verstaan dat steeds verminderd is met en met omdat

enkel op deze manier resultaten verkregen kunnen worden conform het aangelegde moment van de drukpers. Op deze manier worden de initiële doorbuigingen en

uit de berekende doorbuiging gehaald. Stap 1:


De doorbuiging zal dus bepaald worden voor platen die onderhevig zijn aan het buigmoment . Deze doorbuiging wordt bepaald volgens de CEB-bilineaire methode [12]. De doorbuiging wordt gevonden uit:

Hierbij is de doorbuiging in de ongescheurde toestand, de doorbuiging in de gescheurde toestand en de opwaartse beweging onder invloed van de voorspankracht, indien deze aangelegd is. is een distributiecoëfficiënt gedefinieerd als volgt:

is een coëfficiënt die de bindingseigenschappen van de wapening inrekent. is afhankelijk van het type belasting. Volgens [13] gelden volgende waarden:

voor glad staal voor geribd staal bij een lange termijn belasting bij een korte termijn belasting

Uit [12] volgt nog dat n=2, maar andere literatuur [14] wijst erop dat voor hogesterktebeton meer nauwkeurigheid wordt verkregen met een waarde n=3. Ten slotte is er nog , dit is het moment waarbij scheuren ontstaan in het beton, en wordt berekend als volgt:

Bij deze formule is fctm de treksterkte van het beton, P de aangelegde voorspankracht [kN] indien de uitwendige wapening voorgepannen wordt en e de excentriciteit van de voorspankracht ten opzichte van de neutrale lijn en x de diepte van de neutrale lijn bij in de ongescheurde sectie. Stap 2: De doorbuiging in de niet-gescheurde sectie wordt als volgt berekend:

Hierbij is een coëfficiënt die afhangt van het type belasting: voor een gelijk verdeelde

belasting is deze bijvoorbeeld gelijk aan

, stelt de buigstijfheid in de niet-

gescheurde toestand voor. Met de elasticiteitsmodulus van het beton en het traagheidsmoment voor een ongescheurde doorsnede van de ligger, aangenomen dat :

Stap 3: De doorbuiging in de gescheurde sectie volgt uit:


Hierbij is het moment waarbij de externe wapening is aangebracht of met andere woorden het ontlastingsmoment, is de buigstijfheid van de gescheurde sectie en is het traagheidsmoment in de gescheurde sectie vóór het aanbrengen van de externe wapening. is het traagheidsmoment in de gescheurde sectie nadat de externe wapening aangebracht is:

is hierin de hoogte van de ongescheurde betonsectie, deze wordt berekend uit het krachtenevenwicht van de gescheurde sectie volgens:

Stap 4: De opwaartse beweging van de plaat ten gevolge van de voorspanning in de uitwendige wapening wordt gevonden via onderstaande formule [7]:

Met de voorspankracht [N] aanwezig in de uitwendige wapening, de excentriciteit [mm] van de voorspankracht in de uitwendige wapening, de overspanning [mm] van de plaat en de buigstijfheid [Nmm²] van de ongescheurde sectie. Deze formule is geldig omdat er over de gehele overspanning van de plaat een constante excentriciteit heerst, de voorgespannen uitwendige wapening wordt immers opgelijmd op de onderkant van de plaat.

3.3 Resultaten uit de initiële parameterstudie

Bij de initiële parameterstudie is onderzocht welke de invloed is van enkele parameters op de capaciteit en de doorbuiging van een onversterkte plaat, een passief versterkte plaat en een actief versterkte plaat. De berekeningen zijn uitgevoerd voor de afmetingen van de testplaten, deze zijn lxbxh = 5000x300x150 mm³, waarbij l de overspanning is, b de breedte en h de hoogte van de plaat in [mm]. De gedetailleerde afmetingen en staalsecties zijn vermeld in 5.1.1 Plaatafmetingen en in 5.2.1 Types van uitwendige wapening. De onderzochte parameters zijn:

- De hoeveelheid ontlasting: wordt hier gebruikt als de verhouding van het moment na opvijzeling tot de maximale onversterkte capaciteit.

- De voorspankracht P die werkt op de uitwendige wapening - Verschil in sectie van de uitwendige wapening; Fortsteel Medium Density of

High Density De berekende capaciteiten en doorbuigingen zijn de waarden die op de plaat aangebracht kunnen worden. Dit betekent dat de capaciteit die verloren gaat door het eigengewicht en de doorbuiging onder het eigengewicht van de berekende waarden afgetrokken is.


De eerste analyse is de referentie-analyse Hierbij is gelijk gesteld aan 0,01. Dit simuleert een volledige ontlasting van de plaat voordat de uitwendige wapening opgelijmd wordt. De voorspankracht wordt gelijk genomen aan 30 kN en het type uitwendige wapening is Fortsteel Medium Density. De resultaten zijn weergegeven in Tabel 2: Tabel 2: Referentie-analyse

0,01, 30 kN, medium density Eenheid Onversterkt Passief versterkt Actief versterkt

Maximaal moment (+ winst t.o.v. onversterkt)

[kNm] 12,8 21,2 (+66%) 19,6 (+53%)

Doorbuiging bij 15 kNm (+ winst t.o.v. onversterkt)

[mm] 65,9 58,0 (-12%) 48,5 (-26%)

Hierbij valt op dat er meer buigcapaciteit ontstaat in het geval van passive versterking dan bij de onversterkte plaat. Bij het actief versterken gaat er een beetje van deze toename in buigcapaciteit verloren doordat een deel van de trekcapaciteit reeds opgebruikt is door de voorspankracht. De doorbuiging neemt af indien er passief versterkt wordt, maar de doorbuiging wordt echter veel meer beperkt indien er actief voorgespannen wordt. Bij de tweede analyse is er een verandering aangebracht in de ontlasting van de plaat. wordt nu gelijk gesteld aan 0,5. Dit komt er in principe op neer dat enkel de nuttige belasting van de plaat is weggenomen voordat de uitwendige wapening tegen de plaat gelijmd wordt. De andere twee parameters zijn gelijk gebleven. Tabel 3: Het ontlastingsmoment wordt verkleind



[kNm] 12,8 20,3 (+59%) 19,4 (+52%)


[mm] 65,9 61,1 (-7%) 51,1 (-23%)

Door minder te gaan ontlasten zal er minder rendement gehaald worden uit zowel de capaciteitstoename als de vermindering van de doorbuiging in vergelijking met de referentie-analyse. Bij de derde analyse is er een verandering aangebracht in de voorspankracht. Deze bedraagt nu 50 kN. De andere parameters zijn terug gelijk aan deze uit de referentie-analyse. Tabel 4: Toename van de voorspankracht



[kNm] 12,8 21,2 (+66%) 19,0 (+48%)


[mm] 65,9 58,0 (-12%) 42,2 (-36%)

Door het verhogen van de voorspankracht wordt er vooral veel winst geboekt in het verminderen van de doorbuiging van de plaat. De doorbuiging wordt in dit geval nog eens 10% verkleind ten opzichte van het referentiegeval. Bij de capaciteit is er veel minder invloed ten gevolge van de hogere voorspankracht. Er volgt een kleine afname van capaciteit bij actieve versterking in vergelijking met de referentie-analyse in Tabel 2.


Bij de vierde analyse wordt er veranderd van de soort uitwendige wapening. Er zal nu gerekend worden met de High Density, dit wil zeggen dat de wapeningssectie opgevoerd wordt. De overige parameters zijn weer gelijk aan de waarden uit de referentie-analyse. Tabel 5: Verhoging van de sectie van de uitwendige wapening

0,50, 50 kN, high density Eenheid Onversterkt Passief versterkt Actief versterkt


[kNm] 12,8 30,4 (+137%) 29,4 (+129%)


[mm] 65,9 52,6 (-20%) 44,2 (-33%)

Na het verhogen van de wapeningssectie valt het op dat er vooral een effect is op de toename van de capaciteit in de platen. Ook bij de doorbuiging wordt er een positief effect bekomen door het vergroten van de sectie in de uitwendige wapening. De resulaten uit deze 4 analyses dienen als richtwaarde voor de proeven. Nadat de proeven uitgevoerd zijn kan er aan de hand van de proefresultaten geverifieerd worden in welke mate de berekeningen de proeven hebben kunnen voorspellen. Er zal in de proeven niet gewerkt worden met de Fortsteel High Density maar wel met de Fortsteel Low Density als variant op de Medium Density. Het gebruik van de High Density variant in de analytische parameterstudie is puur indicatief om na te gaan wat het effect is van het verhogen van de staalsectie.

3.3 Besluit

Er is een rekenmodel opgesteld voor de berekening van de capaciteit van passief en actief versterkte platen door middel van gelijmde wapening. Daarnaast is er ook een rekenmodel opgesteld om de doorbuiging van de beide versterkingsmethodes te berekenen. Met dit rekenmodel is een initiële parameterstudie uitgevoerd op een volledig ontlaste plaat die versterkt wordt met SCRP medium density en in het actieve geval een voorspankracht van 30 kN bevat. Hieruit is gebleken dat bij passieve versterking voornamelijk de capaciteit van de plaat toeneemt (+66%). Indien er actief versterkt wordt zal vooral de doorbuiging van de plaat verminderen (-26%), terwijl de capaciteit een klein beetje afneemt ten opzichte van de passieve versterking. Indien er enkel ontlast wordt door het wegnemen van de nuttige lasten, zal na versterking een kleiner rendement behaald worden betreffende een capaciteitstoename en doorbuigingsafname in vergelijking met de referentietoestand. Deze bedragen respectievelijk (+59%) en (-23%). Het opvoeren van de voorspankracht naar 50 kN zal voornamelijk gevolg hebben in een doorbuigingsvermindering (-36%) in de plaat. Dit is een verschil van 10% met de referentietoestand. Als er high density SCRP gebruikt wordt in plaats van medium density SCRP zal vooral de capaciteitstoename veel groter zijn omdat nu een veel grotere kracht opgenomen kan worden. De toename bedraagt (+137%) voor een passieve versterking. De vermindering


in doorbuiging bij de actieve versterking (-33%) is in vergelijking met de referentietoestand slechts 7% toegenomen.

Hoofdstuk 4. Materiaalkarakteristieken|27

Hoofdstuk 4


Om het rekenmodel te kunnen valideren aan de hand van de proefresultaten die volgen

in hoofdstukken 6 en 7, dienen de eigenschappen van de materialen in de platen

nauwkeurig gekend te zijn.

4.1 Eigenschappen van het beton

In het proefprogramma worden gewapend betonnen platen getest op enkele versterkingssystemen met uitwendig gelijmde wapening. Hierbij is het belangrijk dat de sterkte van het beton goed gekend is. De druk- en treksterkte van het beton zijn namelijk essentieel om op een juiste manier het gedrag van de versterkte plaat te beoordelen en om de rekenmodellen te verifiëren.

4.1.1 Proefopstelling

Voor iedere gewapend betonnen plaat zijn er telkens 3 bijhorende betonnen kubussen (150x150x150 mm³) en 3 bijhorende betonnen prisma’s (150x150x600 mm³) gegoten. Voordat deze proefstukken getest zijn, zijn ze zo goed als mogelijk bewaard gebleven volgens [15], maar wel steeds in identieke omstandigheden als de platen. De proefstukken zullen bijgevolg aan dezelfde krimp onderhevig zijn als het beton in de platen. Op deze manier kan aan de hand van die zes proefstukken de druk- en treksterkte en de massadichtheid van het beton bepaald worden.

28|Hoofdstuk 4. Materiaalkarakteristieken

Figuur 9: Opstelling van (a) de kubussen en (b) de prisma's onder de Dartec drukpers

Op de kubussen zijn druktesten uitgevoerd volgens [16] om de druksterkte van het beton te kunnen bepalen. Deze testen zijn uitgevoerd met een hydraulische drukpers, type Dartec met een capaciteit van 5000 kN. De druktesten zijn krachtsgestuurd uitgevoerd met een belastingssnelheid van 18 kN/s. De prisma’s zijn onder dezelfde drukpers getest door middel van 3-puntsbuigproeven volgens [17]. Bij deze 3-puntsbuigproeven is er tussen de steunpunten een spanwijdte van 500 mm en in het midden van deze overspanning wordt de kracht aangelegd. De sturing van de pers is hier ook krachtsgestuurd uitgevoerd aan een belastingssnelheid van 0,27 kN/s. 3-puntsbuigproeven laten toe om de buigtreksterkte van het beton te bepalen. Figuur 9 geeft een weergave van de testopstellingen, met afmetingen in millimeter.

4.1.2 Resultaten

De druksterkte van een kubus met zijde 150 mm wordt gevonden volgens:

Met de breuklast, hier geleverd door de pers bij breuk en A de gedrukte oppervlakte van de kubus. De druksterkte van beton wordt conventioneel weergegeven als de breukweerstand gemeten op een cilinder met een diameter van 150 mm en een hoogte van 300 mm. De druksterkte van de kubus wordt daarom aangepast volgens [21] met:

De buigtreksterkte van het prisma onder een 3-puntsbuigproef wordt bepaald volgens:


Met de breuklast (N), de spanwijdte van 500 mm en en , respektievelijk de breedte en de hoogte van de prismadoorsnede (mm). Tussen de buigtreksterkte en

de rechtstreekse treksterkte bestaat er bij de 3-puntsbuigproef volgend verband [21]:

In Tabel 6 zijn de resultaten van de druk- en buigtesten op de proefstukken samengevat per plaat. De gedetailleerde resultaten per proefstuk zijn terug te vinden in appendix 2. Het eerste dat opvalt is dat voor elke plaat een hoge druksterkte bereikt wordt. Dit komt omdat de platen gestort zijn met een zelfverdichtend beton dat bedoeld is om op korte termijn een hoge druksterkte te behalen. Een nadeel van deze hoge sterkte is dat het beton moeilijker voor te behandelen zal zijn, zoals bijvoorbeeld bij het verwijderen van de cementmelk of bij het opruwen van het oppervlak met het oog op het verlijmen van de uitwendige wapening. Dit zal in de praktijk gemakkelijker verlopen aangezien de meeste betonplaten in bestaande (oudere) constructies gemaakt zijn van beton met een lagere sterkteklasse, bijvoorbeeld C 30/37. Tabel 6: Betonkarakteristieken

Plaatnummer Gemiddelde

Spreiding Gemiddelde

Spreiding Massadichtheid druksterkte treksterkte

fcm [MPa] sfcm [MPa] fctm [MPa] sfctm [MPa] [kg/m³]

B1 64,85 2,81 3,54 0,59

B2 64,03 0,57 3,51 0,08 2350

B3 68,12 0,79 3,05 - 2358

B4 56,33 2,71 2,81 0,29 2318

B5 63,43 0,12 2,52 0,32 2339

B6 56,81 9,05 2,18 0,14 2291

B8 69,71 0,83 3,84 0,15 2336

B9 63,62 0,89 3,99 0,25 2344

B10 66,41 2,23 3,32 0,14 2322

Alle platen samen 63,56 4,85 3,15 0,63 2332

De proefstukken van plaat B7 ontbreken in Tabel 6 omdat deze plaat niet getest is kunnen worden wegens het ontstaan van schade bij het voorspannen van de uitwendige wapening, zie Hoofdstuk 7. Per plaat wordt over het algemeen een kleine spreiding terug gevonden voor de druksterkte. Dit is omdat er één plaat per dag gestort is en de kubussen en prisma’s van dezelfde batch verse beton gegoten zijn. Het is dus logisch dat er daar slechts een kleine spreiding op zit. Bij platen B1, B4, B10 en vooral B6 is er een grotere spreiding terug gevonden. Dit is voornamelijk te wijten aan beschadigingen die opgetreden zijn in de kubussen. B4 en B6 vertonen hierbij ook een beduidend lagere druksterkte dan de andere platen. Hiermee dient bij het analyseren van de proefresultaten op de platen rekening gehouden te worden. De gemiddelde druksterkte over alle platen heen is uiteindelijk gelijk aan 63,56 MPa met een standaaddeviatie van 4,85 MPa. De standaardafwijking is hierbij iets hoger dan tussen de kubussen van eenzelfde plaat onderling omdat iedere plaat telkens met een nieuw gemaakte batch van vers beton gestort is. De treksterkte van het beton is uiteraard klein en bedraagt gemiddeld over alle platen 3,15 MPa met een standaardafwijking van 0,63 MPa. De gemiddelde treksterkte horende


bij B3 is berekend uit één 3-puntsbuigproef. Er is namelijk al een prisma horende bij die plaat gebruikt voor de hechtsterkte van de cementgebonden lijm te testen en het andere prisma vertoonde een grote barst. De massadichtheid van het beton bedraagt gemiddeld over alle platen 2332 kg/m³, hetgeen een normale waarde is.

4.2 Eigenschappen van het wapeningsstaal


Na de beproeving van betonplaat B5 is het beton aan het uiteinde van de plaat afgeschoten om de wapeningsstaven bloot te leggen. Er is gekozen voor het uiteinde omdat de plaat daar tijdens de testen rust op een steunpunt en weinig tot geen vervorming ondervindt. De trekproeven op het wapeningsstaal moeten bijgevolg betrouwbare resultaten geven aangezien het staal dan ook weinig tot geen vervorming heeft ondergaan. Er zijn 3 wapeningsstaven met diameter 8 mm (de bovenwapening) en 3 wapeningsstaven met diameter 10 mm (de onderwapening) getest volgens [18]. De wapeningsstaven zijn getrokken op de Schenck RM100 trekbank, met een capaciteit van 100 kN. De proef is verplaatsingsgestuurd uitgevoerd met een snelheid van 0,004 mm/s. De rekken in de staven zijn opgemeten door middel van een extensometer met een meetbasis van 100 mm.

Figuur 10: Opstelling trektest op de wapeningsstaven

4.2.2 Resultaten

De resultaten bekomen uit de trektesten zijn samengevat in Tabel 7. Deze zijn bepaald aan de hand van de spanning-rekdiagramma’s die gegenereerd worden uit de trektest. De vloeigrens is bepaald bij de spanning die bij ontlasting van de proefstaaf een blijvende rek van 0,2 % zal behouden. De elasticiteits-modulus is gelijk aan de helling van het elastische


deel van de curve. Dit deel is afgebakend door de proportionaliteitsgrens, het punt waarboven de rek niet meer lineair afhankelijk is van de spanning. De maximale rek is deze gevonden bij breuk.

Tabel 7: Eigenschappen van het wapeningsstaal

Eigenschap Eenheid Bovenwapening Onderwapening

Elasticiteitsmodulus Es [GPa] 196 198

Spreiding sEs [GPa] 9,29 10,52

Vloeigrens fy [MPa] 556 582

Spreiding sfy [MPa] 8,19 11,91

Maximale rek s [-] 0,022 0,020

Spreiding ss [-] 0,006 0,007

Er dient opgemerkt te worden dat ‘bovenwapening 3’ en ‘onderwapening 3’ beide vroegtijdige faling vertonen. Dit is zo omdat deze staven gebroken zijn ter hoogte van een laspuntje, waar de dwarskrachtwapening van de wapeningskorf tegen de langswapening gelast was. Een las zal het staal veel brosser maken en bijgevolg vroegtijdige faling veroorzaken in de vloeizone. Deze twee staven zijn dan ook niet opgenomen in de bepaling van de maximale rek van het wapeningsstaal. Omdat deze staven geen afwijkend gedrag vertonen in het elastische deel en bij de overgang naar de vloeizone zijn ze wel mee opgenomen in de bepaling van de elasticiteitsmodulus en de vloeigrens.

Figuur 11: Spanning-rekdiagramma van het wapeningsstaal


4.3 Eigenschappen van het staaldraadpolymeercomposiet


Er zijn ook twee trektesten uitgevoerd op een SCRP-laminaat om de ultieme treksterkte, de maximale rek en de elasticiteitsmodulus exact te kunnen bepalen. De trektesten zijn steeds uitgevoerd op de Fortsteel medium density variant van het SCRP omdat deze gebruikt wordt om voorgespannen te worden en daarom zijn de voorgenoemde parameters hierbij zeer belangrijk. De rek in de SCRP-strengen is op drie onafhankelijke manieren opgemeten, zoals getoond in Figuur 12:

- De verplaatsing van de trekbank is opgemeten en gecorrigeerd op slip in de klemmen met twee LVDT-meters die aan de uiteinden van het SCRP-laminaat bevestigd zijn. Op deze manier wordt de rek over ongeveer 1000 mm opgemeten.

- In het midden van het SCRP-laminaat is de rek ook opgemeten met twee 2-draads rekstrookjes. Deze zijn respektievelijk op 4 + 2 halve strengen en op 4 strengen verkleefd, met een tussenafstand van ongeveer 35 mm.

- In het midden is de rek ook opgemeten met een extensometer met een meetbasis van 100 mm en een nauwkeurigheid van 0,03 mm.

Figuur 12: (a) schematische proefopstelling, (b) SCRP voor trektest, (c) SCRP na trektest

De trektesten zijn verplaatsingsgestuurd uitgevoerd met een snelheid van 0,02 mm/s. Dit is gebeurd volgens [18] door middel van de MFL-trekbank met een capaciteit van 2500 kN. Het SCRP-laminaat is eerst belast geweest tot 50% van de verwachte capaciteit, hetgeen overeen komt met een kracht van 35 kN. Vervolgens is er teruggegaan naar een belasting van 5 kN en hierna is er belast tot breuk. Door deze volgorde van uitvoering zal de slip die kan optreden in de ankerpunten enkel voorkomen in de eerste belastingsfase


tot 35 kN. Hierdoor kunnen in de tweede belastingsfase tot breuk, de materiaalkarakteristieken veel nauwkeuriger bepaald worden. De verankering van het SCRP-laminaat is gerealiseerd via een inklemming in de trekbank. Hierbij is het SCRP-laminaat niet rechtstreeks ingeklemd maar is het eerst door middel van epoxylijm verlijmd aan twee aluminium plaatjes, zoals weergegeven in Figuur 13. Bij deze verlijming is nauwgezet nagegaan dat elke SCRP-streng goed ingebed is in de epoxy. Doordat de epoxylijm na het drogen zeer hard wordt, wordt er op deze manier een stevige ankerplaat bekomen waarbij elke streng van het SCRP-laminaat goed ingebed zit in het geheel. Indien er slip zou optreden bij de trektest zal dit voor de ankerplaat in zijn geheel gebeuren en niet voor enkele SCRP-strengen apart.

Figuur 13: Ankerplaat voor trektest op het SCRP

4.3.2 Resultaten

Er zijn twee trektesten uitgevoerd op een SCRP-laminaat. Bij de eerste test is er enkel gebruik gemaakt van LVDT-meters en een extensometer om de rekken op te meten. Bij de tweede test zijn ook de rekstrookjes toegevoegd als derde manier om de rekken op te meten. In Tabel 8 zijn de resultaten uit de testen weergegeven. Bij de metingen met de LVDT-meters is er geen spreiding omdat bij de tweede test slip is opgetreden en omdat de helling van de elastische zone in het spanning-rekdiagramma een zeer lage waarde heeft, dit is te wijten aan het scheeftrekken van één van de ankerplaatjes waarop de LVDT-meter aan het meten was. Dit is weergegeven op Figuur 14. Deze meting is dan ook uit de analyse van de resultaten gelaten. Op Figuur 14 is duidelijk te zien dat het SCRP eerder bros gaat falen. Er valt immers nog net een afbuiging waar te nemen bij spanningen groter dan 3000 MPa, maar het staal zal niet gaan vloeien. In deze zin heeft het SCRP een veel beperktere maximale rek dan het normale wapeningsstaal. Dit is omdat het SCRP een hoog koolstofgelegeerd staal is. Tijdens de trektest faalden alle strengen van het laminaat te samen in een fractie van een seconde. Dit gebeurde waarschijnlijk na een initiële breuk in één van de strengen, maar dit lag buiten de snelheid van de camera.


Tabel 8: Eigenschappen van het SCRP-laminaat + vergelijking met technische fiche

Eigenschap Eenheid LVDT-

meters Extensometer Rekstrookjes Gemiddeld

Technische fiche

Elasticiteitsmodulus Ef [GPa] 193 203 198 198 190

Spreiding sEf [GPa] - 6,79 1,41 7,08 -

Maximale spanning f [MPa] 3307 3307 3070

Spreiding sf [MPa] 8,061 8,061 -

Maximale rek f [-] 0,0203 0,0185 0,0178 0,0189 0,0160

Spreiding sf [-] - 0,00184 0,000119 0,00131 -

Indien er een vergelijking gemaakt wordt tussen de metingen van de eerste test onderling valt op dat de rekken opgemeten door de LVDT-meters en de extensometer vrij gelijk lopen. Hieruit kan afgeleid worden dat de vervorming ten gevolge van trek uniform verdeeld is over het SCRP-laminaat. Omdat de waarden aangegeven door de rekstrookjes steeds zeer dicht in de buurt van de gemiddeld bepaalde waarden zitten en dit met een kleine spreiding, kan besloten worden dat de rekstrookjes het nauwkeurigst zijn om de rekken in het SCRP op te meten. Hierdoor zullen de rekstrookjes dan ook gebruikt worden bij het meten van de rekken tijdens het voorgespannen van het SCRP en als voldoende nauwkeurig beschouwd worden. De bepaalde eigenschappen zijn telkens een beetje groter dan de waarden die aagegeven zijn in de technische fiche. Dit is goed aangezien er op die manier een veiligheid ingebouwd is voor het gebruik bij de maximale waarden zoals aangegeven in de technische fiche. De materiaaleigenschappen aangegeven in de technische fiche zijn hierbij gevalideerd.

Figuur 14: Spanning-rekdiagramma van de trektesten op het SCRP-laminaat


4.4 Hechtingsproeven van cementgebonden lijm


Om de hechtsterkte van de mortel bij het verlijmen van SCRP tegen het beton te bepalen zijn er trektesten uitgevoerd. Deze zijn uitgevoerd op de mortel die gebruikt wordt in het proefprogramma, nl. Emaco Nanocrete R3 met een korrelgrootte van 1 mm. Daarnaast zijn er ook trektesten uitgevoerd op twee andere mortels met een kleinere en een grotere korrelgrootte. Deze zijn respectievelijk de Emaco Nanocrete FC, met korrelgrootte van 0,4 mm, en de Emaco S80, met korrelgrootte van 1,4 mm. Op deze manier kan de invloed van de korrelgrootte van de mortel op de hechtsterkte beoordeeld worden. Voor de uitvoering van de trektesten zijn twee proefstukken gemaakt voor elke mortelsoort. Bij elk van deze in totaal 6 proefstukken is het onderliggende beton gestraald met zand met de bedoeling een goed hechtingsoppervlak te creëren. Het verschil tussen de twee proefstukken per mortelsoort is gemaakt door de aanwezigheid van een aanbrandlaag. Bij het eerste proefstuk is deze niet aanwezig en wordt het SCRP rechtstreeks op het betonoppervlak gelegd. Bij het tweede proefstuk is er wel een dunne (5 mm) aanbrandlaag aangebracht. Het SCRP-laminaat wordt dan steeds in de aanbrandlaag geduwd en niet ingerold. Rollen geeft immers het negatieve effect dat de roller het vocht uit de mortel kan trekken. Na het aanbrengen van het SCRP-laminaat is er bij beide opstellingen een deklaag opgespoten tot er een totale laagdikte verkregen wordt van 10 à 15 mm. Deze testen worden uitgevoerd met de SCRP Low Density variant omdat bij deze variant de afstand tussen de strengen groot genoeg is om de korrels van de mortel te laten passeren. Er wordt hierbij nagegaan in welke mate de SCRP-strengen in het laminaat een invloed hebben op de hechtstrekte. Er zijn immers ook trektesten uitgevoerd waarbij de spuitmortel rechtstreeks op het beton is gespoten zodat de normale hechtstrekte van de spuitmortel op zijn ondergrond bepaald kan worden. De proeven zijn uitgevoerd aan de hand van een directe trekproef volgens [19]. Hierbij is het proefstuk ingeboord tot in het beton met behulp van een cilinderboor met een binnendiameter van 50 mm. Hierna worden stalen trekkoppen op de mortel verlijmd met de epoxylijm. Op deze manier wordt er een gelijke oppervlakte gecreëerd in zowel de mortel als het beton zodat de breuk op de meest zwakke positie kan ontstaan. Wanneer er nu aan de cilinders getrokken zal worden zal het breukvlak ook een diameter hebben van 50 mm, waaruit de hechtsterkte eenduidig bepaald kan worden. Deze opstelling is weergegeven in Figuur 15.

Figuur 15: Proefopstelling voor hechtsterkte van de spuitmortels


Bij de trektesten op 7 dagen na het aanbrengen van de mortel, is er telkens 1 kop getrokken per proefstuk. Vandaar dat er dan ook geen spreiding weergegeven is bij deze trektesten in Tabel 9. Na 28 dagen is de mortel op volle sterkte, maar er zijn pas nieuwe trektesten uitgevoerd 3 maanden na het aanbrengen van de mortel om eventuele veranderingen omwille van de omgevingsomstandigheden mee te nemen. Hierbij zijn er twee koppen getrokken per proefstuk om toch een spreiding op de resultaten te kunnen berekenen.

4.4.2 Resultaten

Er valt op te merken dat bij het inboren van de spuitmortel er bepaalde negatieve effecten kunnen optreden. Bij enkele proefmonsters is er tijdens het boren al een falende breuk opgetreden in het grensvlak van de mortel en het beton. Bij de meeste testmonsters is dit niet gebeurd maar is er na de trektest vastgesteld dat het SCRP aan de rand van het boorvlak beschadigd is door de boor. De SCRP-strengen zijn namelijk voor een deel meegebogen in de draairichting van de boor, waardoor ze plaatselijk uit hun mortelbed getrokken zijn. Dit effect kan er voor zorgen dat de gemeten hechtsterkte van het SCRP in de mortel negatief beïnvloed wordt. De resultaten uit de trektesten zijn verzameld in Tabel 9. Alle afbeeldingen van de getrokken koppen zijn terug te vinden in appendix 3. Het valt op dat de hechtsterkte over het algemeen laag ligt. In de techische fiche van de Emaco Nanocrete R3 wordt een hechtsterkte van minstens 2,7 MPa aangegeven. Bij de testen na 28 dagen op de Nanocrete R3 mortel die rechtstreeks op het beton gespoten is, is er slechts een hechtsterkte bekomen van 1,17 MPa. Dit kan erop wijzen dat er toch een scheur ontstaan kan zijn bij het inboren van het proefstuk. Het breukvlak ligt bij deze trektesten steeds op de scheiding tussen de mortel en het beton. Tabel 9: Hechtsterkte van de spuitmortels

Testopstelling

Emaco Nanocrete FC Emaco Nanocrete R3 Emaco S80

Hechtsterkte Spreiding Hechtsterkte Spreiding Hechtsterkte Spreiding

[MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa]

Geen SCRP na 28 dagen

- - 1,17 0,268 - -

SCRP-low met aanbrandlaag 1,5 - 0,60 - 0,75 -

na 7 dagen

SCRP-low zonder aanbrandlaag 1,3 - 0,65 - 0,5 -

na 7 dagen

SCRP-low met aanbrandlaag 1,21 0,036 1,14 0,164 0,48 0,164

na 3 maanden

SCRP-low zonder aanbrandlaag 0,80 0,255 1,29 - 0,46 0,073

na 3 maanden

In het geval dat er SCRP Low Density aangebracht wordt is er na 3 maanden praktisch geen afname van de hechtsterkte in vergelijking met het proefstuk waarbij er geen SCRP aanwezig is. Het breukvlak is nu wel opgetreden ter plaatse van het SCRP-laminaat, zie


Figuur 16, omdat de netto bindingsoppervlakte tussen de spuitmortel en het beton verkleint door de aanwezigheid van het SCRP-laminaat. Dit heeft echter geen negatief gevolg voor de hechtsterkte van de Emaco Nanocrete R3. Bij de Emaco Nanocrete R3 ligt de gemiddelde hechtsterkte van de mortel telkens iets hoger wanneer er geen aanhechtlaag gebruikt is in vergelijking met wanneer er wel een aanhechtlaag aangebracht is. Dit is in tegenstelling tot de andere twee mortels waarbij de hechtsterkte wel zoals verwacht afneemt zonder aanwezigheid van een aanhechtlaag. Er wordt immers verwacht dat er een minder optimale binding ontstaat tussen het beton en de mortellaag door de aanwezigheid van het SCRP. Er wordt wel duidelijk weergegeven dat de korrelgrootte bepalend is voor de hechtsterkte. Op 7 dagen wordt er immers al vastgesteld dat de Nanocrete FC met de kleinste korrel een beduidend hogere hechtsterkte heeft dan de Nanocrete R3 en de S80.

Figuur 16: Breukvlak na trektest met aanbrandlaag in Nanocrete R3 ter hoogte van het SCRP-laminaat

4.5 Besluit

Per plaat wordt over het algemeen een kleine spreiding terug gevonden voor de druksterkte van het beton. Dit is omdat er één plaat per dag gestort is en de kubussen en prisma’s van dezelfde batch verse beton gegoten zijn. Bij platen B1, B4, B10 en vooral B6 is er een grotere spreiding terug gevonden. Dit is voornamelijk te wijten aan beschadigingen die opgetreden zijn in de kubussen. B4 en B6 vertonen hierbij ook een beduidend lagere druksterkte dan de andere platen. De gemiddelde druksterkte over alle platen heen is uiteindelijk gelijk aan 63,56 MPa. Het betreft met andere woorden een hogesterktebeton. De standaaddeviatie van de gemiddelde druksterkte bedraagt 4,85 MPa. De standaardafwijking is hierbij iets hoger dan tussen de kubussen van eenzelfde plaat onderling omdat iedere plaat telkens met een nieuw gemaakte batch van vers beton gestort is. De treksterkte van het beton is uiteraard klein en bedraagt gemiddeld over alle platen 3,15 MPa met een standaardafwijking van 0,63 MPa. De massadichtheid van het beton bedraagt gemiddeld over alle platen 2332 kg/m³, hetgeen een normale waarde is. Voor het wapeningsstaal zijn er te verwachten eigenschappen bepaald voor een BE 500-staal. Voor de boven- en onderwapening worden respectievelijk de volgende waarden gevonden. De vloeigrens bedraagt 556 MPa en 582 MPa, de elasticiteitsmodulus is gelijk aan 196 GPa en 198 GPa en de maximale rek die gevonden wordt bedraagt 2,2% en 2,0%.


Het wapeningsstaal zal bijgevolg een grote vloeicapaciteit hebben, daar de vloeigrens reeds bereikt wordt bij een rek van 0,33%. Er is ook aangetoond dat het staal veel brosser reageert op een trekbelasting ter hoogte van de plaatsen waar een las aangebracht wordt. Het SCRP gaat eerder bros falen. Er valt immers nog net een afbuiging waar te nemen bij spanningen groter dan 3000 MPa, maar het staal zal niet gaan vloeien. In deze zin heeft het SCRP een veel beperktere maximale rek dan het normale wapeningsstaal. Dit is omdat het SCRP een hoog koolstofgelegeerd staal is. De vervorming ten gevolge van trek wordt uniform verdeeld over het SCRP-laminaat. Omdat de waarden aangegeven door de rekstrookjes steeds zeer dicht in de buurt van de gemiddeld bepaalde waarden zitten en dit met een kleine spreiding, kan besloten worden dat de rekstrookjes het nauwkeurigste zijn om de rekken in het SCRP op te meten. De maximale sterkte wordt bereikt bij 3307 MPa, de elasticiteitsmodulus heeft een waarde van 198 GPa en de maximale rek bedraagt 1,6%. De materiaaleigenschappen aangegeven in de technische fiche zijn hierbij gevalideerd. Uit de hechtproeven op de Nanocrete R3 is gebleken dat bij aanwezigheid van SCRP Low Density tussen de mortel en de plaat, na 3 maanden praktisch geen afname is van de hechtsterkte in vergelijking met het proefstuk waarbij er geen SCRP aanwezig is. Het breukvlak is nu wel opgetreden ter plaatse van het SCRP-laminaat. Bij de Nanocrete R3 ligt de gemiddelde hechtsterkte van de mortel telkens iets hoger wanneer er geen aanhechtlaag gebruikt is in vergelijking met wanneer er wel een aanhechtlaag aangebracht is. Dit is in tegenstelling tot de andere twee mortels, Nanocrete FC en Emaco S80, waarbij de hechtsterkte wel zoals verwacht afneemt zonder aanwezigheid van een aanhechtlaag. Er wordt wel duidelijk weergegeven dat de korrelgrootte bepalend is voor de hechtsterkte. Op 7 dagen wordt er immers al vastgesteld dat de Nanocrete FC met de kleinste korrel een beduidend hogere hechtsterkte heeft dan de Nanocrete R3 en de S80.

Hoofdstuk 5. Proefprogramma|39

Hoofdstuk 5

Proefprogramma

In dit hoofdstuk wordt de proefopstelling uitgelegd waaraan alle platen onderworpen

zullen worden. Er wordt vervolgens dan ook een overzicht gegeven van de verschillende

proeven. Ten slotte worden de resultaten besproken van de proef op de onversterkte

referentieplaat.

5.1 Proefopstelling

5.1.1 Plaatafmetingen

Voor de uitvoering van het proefprogramma is er gekozen om te werken met platen, aangezien de doelstellingen beogen om de sterkte en de stijfheid te verhogen door middel van voorgespannen SCRP-laminaten. Doordat platen een geringe hoogte hebben benutten zij de hoge treksterkte van de SCRP-laminaten veel beter dan balken. De reklijn ligt door de geringe hoogte van de plaat immers veel platter dan bij een balk. Hierdoor zal de rek in de uitwendige wapening reeds bij geringe belasting veel groter zijn dan in de onderwapening terwijl bij een balk het verschil eerder beperkt zal zijn. Er zijn 10 gewapend betonnen platen gegoten. Elk van deze platen heeft een breedte van 300 mm, een hoogte van 150 mm en een lengte van 5400 mm. De proefstukken benaderen platen door hun specifieke afmetingen. De hoogte van de platen is bewust klein gehouden ten opzichte van de overspanning (respektievelijk 150 mm t.o.v. 5000 mm op de testbank) om het plaateffect te kunnen simuleren. Door de overspanning van 5000 mm en een breedte 300 mm zullen de platen orthotroop reageren op een belasting. Dit gedrag komt overeen met platen die in de praktijk in één draagrichting versterkt worden met SCRP- of CFRP-laminaten. Deze versterkte platen zullen ook een orthotroop gedrag gaan vertonen in tegenstelling tot het isotroop gedrag van een onversterkte betonplaat. Verder is er gekozen voor reële afmetingen van de plaatdikte en overspanning om op die manier beter de link met de werking en uitvoering in de praktijk te kunnen maken. Figuur 17 geeft weer hoe de wapening in de plaat geplaatst is. De onderwapening bestaat uit een net van diameter 10 mm en een maaswijdte van 120 x 120 mm. De bovenwapening is een net van diameter 8 mm met een maaswijdte van 120 x 120 mm. Dit is constructieve wapening, deze is toegevoegd omdat in de praktijk de druklaag ook courant voorzien wordt van een net. Als bijkomend voordeel wordt door de bovenwapening de nodige sterkte gegeven aan de plaat tijdens het transport en tijdens handelingen bij de voorbereidingen van de testen.

40|Hoofdstuk 5. Proefprogramma

Figuur 17: Dwarssectie van de plaat

5.1.2 Verloop van de 4-puntsbuigproef

De platen worden allemaal getest door middel van een 4-puntsbuigproef. Bij deze testen worden de platen opgelegd op twee rolopleggingen die op 5000 mm van elkaar gelegen zijn. Er wordt een verdeelprofiel op de plaat geplaatst dat de kracht van de pers omzet in twee puntlasten die aangrijpen op de plaat op een afstand van 2250 mm van de rolopleggingen. Tussen de puntlasten is er bijgevolg een afstand van 500 mm. Het verdeelprofiel is opgebouwd uit twee horizontaal gelegen stalen profielen die steunen op twee stalen cilinders. Deze twee cilinders introduceren de puntlasten op de plaat. Figuur 18 geeft de afmetingen en gewichten van de profielen in het verdeelprofiel weer. Door het eigengewicht van het verdeelprofiel zal er in de middenzone van de geteste platen een extra moment van 0,79 kNm aangelegd worden.

Figuur 18: Dimensies en gewicht van het verdeelprofiel

Deze proefmethode heeft als voordeel dat het moment tussen de twee punten waar de kracht aangebracht wordt quasi constant is, indien er abstractie genomen wordt van het eigengewicht van de plaat. Hierdoor wordt er een gelijke scheurverdeling verwacht over de breedte waar het maximaal moment optreedt. Ook zal over deze breedte de vervorming in de draagrichting van de plaat constant zijn. Dit laat toe om over een interval de rekken te bepalen op verschillende hoogtes in de plaat. Bijkomend voordeel van de 4-puntsbuigproef is dat er tussen de twee puntlasten F slechts een zeer kleine dwarskracht heerst ten gevolge van het eigengewicht. Er mag verwacht worden dat de scheuren die optreden binnen de centrale zone tussen de puntlasten een verticaal verloop zullen hebben.


Figuur 19: Momenten- en dwarkrachtendiagramma van de platen, bij abstractie van het eigengewicht

Het testverloop is hetzelfde voor al de verschillende proefopstellingen op de 10 platen. De belasting is tijdens de testen aangebracht door een hydraulische pers, type Instron met een capaciteit van 2500 kN. De belasting wordt krachtsgestuurd op de platen aangebracht met een snelheid van 0,05 kN/s. De kracht van de drukpers wordt omgezet naar de twee puntlasten door het verdeelprofiel. De kracht van de pers wordt gemeten door een drukopnemer die tussen de pers en de stalen profielen geplaatst is. De belasting is aangelegd in stapjes die monotoon toenemen. Eerst neemt de kracht toe in stapjes van 1 kN tot er een totale belasting van 4 kN bereikt wordt op de plaat. Vanaf dat moment neemt de kracht toe met stapjes van 2 kN. Er is vertrokken van stapjes van 1 kN om op een nauwkeurigere manier vast te kunnen stellen wanneer de eerste scheurtjes optreden. Telkens wanneer een nieuw belastingsniveau bereikt is, zijn de aangebrachte meetpunten op de plaat handmatig opgemeten en zijn de scheuren opgetekend en opgemeten. De belasting op de plaat wordt gedurende deze metingen constant gehouden.

Figuur 20: Opstelling van een beproefde plaat onder de Instron drukpers


5.1.3 Meetpunten op de platen

Tijdens de testen worden de vervormingen van de plaat opgemeten. De platen zijn telkens op één zijkant voorzien van DEMEC-puntjes (E: Demountable mechanical strain gauge points) en op de andere zijde voorzien van LVDT-meters (E: Linear varying differential transformers). De DEMEC-puntjes zijn geplaatst ter hoogte van de boven- en onderwapening en op halve hoogte van de plaat, symmetrisch rond het midden van de overspanning met een meetbasis van 200 mm, zoals de puntjes op Figuur 20 aangeven. Op deze manier kan uit de verplaatsing van de DEMEC-puntjes de rek ter plaatse van de boven- en onderwapening en op halve hoogte van de plaat bepaald worden. Deze puntjes worden handmatig opgemeten. Aan de andere zijkant van de plaat zijn 3 LVDT-meters op exact dezelfde posities geplaatst om dezelfde verplaatsingsmeting continu uit te voeren. Aangezien ook de LVDT-meters op een meetbasis van 200 mm aangebracht zijn, kan wederom uit de verplaatsing de rek berekend worden. Het berekenen van de rek gebeurt alsvolgt:

Met de opgemeten verlenging in millimeter en met de meetbasis van 200 mm. Door het opmeten van de rekken ter hoogte van de boven- en onderwapening kan de verplaatsing van de neutrale lijn in het beton bepaald worden. Dit effect is belangrijk omdat het bepalend is voor de buigstijfheid van de plaat. Er zijn ook 2 LVDT-meters geplaatst ter hoogte van de steunpunten om een eventuele steunpuntszetting op te meten. Ten slotte zijn er ook 3 LVDT-meters gebruikt om de doorbuiging te meten, één in het midden van de overspanning en de twee anderen op de plaatsen waar de puntlasten aangrijpen. De posities van de LVDT-meters op Figuur 21. De LVDT-meting wordt uitgevoerd tot faling van de plaat. De DEMEC-meting is uitgevoerd tot ± 2 stappen vóór faling van de plaat omwille van veiligheidsredenen.

Figuur 21: Plaatsing en nummering van de LVDT-meters op de testplaat

5.2 Proefoverzicht

5.2.1 Types van uitwendige wapening

Voor de versterking van de betonnen plaatelementen wordt de nadruk gelegd op het gebruik van SCRP als externe wapening. In de gevallen dat de SCRP-wapening verlijmd is met de epoxylijm is de Fortsteel Medium Density variant, cfr. 2.1.2 Specifieke eigenschappen van het gebruikte SCRP-laminaat, aangewend met een breedte van 100 mm. Bij de verlijming met de cementgebonden lijm is er geopteerd de Fortsteel Low Density variant te gebruiken met een breedte van 300 mm. Dit is uit praktisch oogpunt want de cementgebonden lijm bevat grotere korrels waardoor er een grotere maaswijdte nodig is


in de uitwendige wapening. Ook uit theoretisch oogpunt wordt de Fortsteel Low Density variant gebruikt want om een onderling vergelijk mogelijk te maken is het nodig dezelfde staalsectie te hanteren in de verschillende proeven. De Fortsteel Low Density met een breedte van 300 mm komt hierbij het dichtst in de buurt van de Fortsteel Medium Density met een breedte van 100 mm. Door de afschuiningen van de langse ribben van de platen, zie Figuur 17, kan niet de volle breedte gebruikt worden voor het verlijmen van de wapening, maar rest er nog ± 280 mm. De Fortsteel Low Density heeft dan 44 strengen in de draagrichting van de plaat terwijl de Fortsteel Medium Density over 48 strengen beschikt. Iedere streng heeft een sectie van 0,481 mm², de totale secties van de gebruikte Fortsteel Low en Medium Density laminaten zijn dan respectievelijk 21,2 mm² en 23,1 mm². Dit resulteert in een ultieme treksterkte van respectievelijk 67,7 kN en 73,9 kN. Naast het versterken met SCRP is er ook één plaat versterkt met een CFRP-laminaat, namelijk met de S&P Clever Reinforcement Armo-mesh 200-200 koolstofvezelwapening. Dit is een net opgebouwd uit koolstofvezels met een maaswijdte van 20 mm in beide richtingen. Op het net is een kunststofhars voorzien om een goede hechting met het beton te verzekeren. Het net wordt in de proeven gebruikt op een lengte van 5 meter en met een breedte van 280 mm. Op deze breedte heeft het net 14 koolstofvezels in de draagrichting van de plaat. Elke vezel heeft een sectie van 1,007 mm². De gebruikte koolstofvezelwapening heeft dus een veel kleinere totale sectie, namelijk 14,1 mm², dan de Fortsteel Low en Medium Density. De resultaten moeten dan ook in evenredigheid met de kleinere toegevoegde sectie beoordeeld worden. Het net is ontworpen om verlijmd te worden met de cementgebonden lijm. De technische fiche van de Armo-mesh is terug te vinden in appendix 1.2. De belangrijkste eigenschappen van de uitwendige wapeningen zijn samengevat in Tabel 10.

Figuur 22: (a) SCRP low density, (b) SCRP medium density, (c) CFRP: Armo-mesh 200-200

Tabel 10: Materiaaleigenschappen van de versterkingsmaterialen

Eigenschap Eenheid SCRP low density SCRP medium density CFRP

Ultieme treksterkte fsheet [MPa] 3070 3070 4300

E-modulus laminaat Esheet [GPa] 190 190 240

Ultieme rek sheet [%] 1,6 1,6 1,75

Equivalente dikte [mm] 0,075 0,231 0,047

Toegepaste laminaatbreedte w [mm] 280 100 280

Aantal strengen [-] 44 48 14

Uiterste kracht laminaat Fsheet [kN] 67,7 73,9 56,6


5.2.2 Types van hechtmiddelen

Het eerse lijmtype dat gebruikt is bij de proeven is een epoxylijm, namelijk Fortresin CFL. Deze lijm moet door middel van een truweel met de hand aangebracht worden. De bespreking van de eigenschappen is terug te vinden in Hoofdstuk 2, cfr. 2.3.2 Specifieke eigenschappen van de epoxylijm. Het tweede beproefde lijmtype is een cementgebondenlijm, namelijk de Emaco Nanocrete R3. Deze lijm wordt door middel van een hogedrukspuit tegen het beton gespoten. Er worden bij de proeven twee manieren van opspuiten getest. De eerste manier betreft een 2-lagig systeem met een aanbrandlaag van ongeveer 5 mm en een deklaag van ongeveer 20 mm. Het SCRP en de CFRP worden tussen de twee lagen aangebracht. De tweede manier betreft een 1-lagig systeem waarbij de uitwendige wapening zonder aanbrandlaag tegen het beton komt te liggen en rechtstreeks verankerd wordt door de deklaag van ongeveer 15 mm. De bespreking van de eigenschappen van de mortel is terug te vinden in Hoofdstuk 2, cfr. 2.4.2 Eigenschappen van de de mortel. De gedetailleerde methodes voor het aanbrengen van beide lijmtypes met bijhorende specifieke voorbehandeling van het beton komen uitgebreid aan bod in hoofdstuk 6.

5.2.3 Overzicht proefprogramma

In onderstaande tabel wordt er per testplaat een overzicht gegeven van het bijhorende type versterking, type hechtmiddel, de eventuele aanbrandlaag en de voorspankracht. Platen B1 en B9 zijn de referentieplaten zonder extra uitwendige versterking. B9 is ook getest als referentieplaat omdat de testresultaten bekomen uit B1 van minder goede kwaliteit zijn. Er zijn vier platen met passieve versterking (B2, B3, B5 en B8) en drie platen met een actieve versterking (B4, B6 en B10). Testplaat B10 heeft exact dezelfde versterking gekregen als B6 maar is eerst gedrukt geweest tot gebruiksgrenstoestand, heeft dan een maand gerust zonder last en is daarna gedrukt tot faling. Testplaat B7 is niet getest kunnen worden omdat deze stuk is gegaan bij het voorspanproces. Meer details over het falen van de voorspanoperatie bij testplaat B7 worden aangehaald in hoofdstuk 7. Tabel 11: Overzicht van de testplaten

Plaatnummer Versterking Hechtmiddel Aanbrandlaag Voorspankracht

[kN]

B1 n.v.t. n.v.t. n.v.t. n.v.t.

B2 low density SCRP cementgebonden lijm ja n.v.t.

B3 CFRP-net cementgebonden lijm ja n.v.t.

B4 medium density

SCRP epoxylijm ja 20

B5 medium density

SCRP epoxylijm ja n.v.t.

B6 medium density


B7 medium density


B8 low density SCRP cementgebonden lijm nee n.v.t.

B9 n.v.t. n.v.t. n.v.t. n.v.t.

B10 medium density


n.v.t.: niet van toepassing


5.3 Referentietest

Als referentietest is er eerst een 4-puntsbuigproef uitgevoerd op een gewapend betonnen plaat zonder uitwendige versterking. Het betreft hier plaat B9. Aan de hand van de resultaten in dit deel wordt in de volgende hoofdstukken nagegaan in welke mate de verschillende proefopstellingen van uitwendige versterking, opgesomd in Tabel 11, er een invloed op hebben.

5.3.1 Testverloop

Voor het uitvoeren van de 4-puntsbuigproef heeft de onversterkte plaat een dag op de steunpunten gelegen onder zijn eigengewicht. Tijdens deze periode is de doorbuiging van de plaat opgemeten. Na een dag, net voor de uitvoering van de 4-puntsbuigproef, is het verdeelprofiel op de plaat geplaatst en is ook de bijkomende doorbuiging opgemeten. De resultaten zijn samengevat in onderstaande Tabel 12.

Tabel 12: Initiële doorbuiging van de referentieplaat B9

Parameter Eenheid Referentieplaat

Initiële doorbuiging onder eigengewicht [mm] 10

Bijkomende doorbuiging na 1 dag [mm] 0,43

Initiële doorbuiging met verdeelprofiel [mm] 0,65

Bijkomende doorbuiging na 1 uur [mm] 0,21

Totale doorbuiging voor aanvang test [mm] 11,29

Tijdens de test onstaan er scheurtjes in de trekzone van de plaat. Deze scheurtjes concentreren zich hoofdzakelijk tussen de twee aangelegde puntlasten ten gevolge van het opgelegde moment, zie Figuur 19, dat daar maximaal en constant is. Bij de buigmomenten aangegeven in Figuur 23 zijn de buigmomenten ten gevolge van het eigengewicht en het verdeelprofiel niet bijgeteld. Buiten de puntlasten nemen de scheuraantallen en de scheurdichtheid zeer snel af naar de steunpunten toe omdat ook het moment hier afneemt naar 0 kNm. Tussen de puntlasten bedraagt de gemiddelde scheurafstand ongeveer 71 mm, buiten de puntlasten is de eerst volgende scheur al gelegen op 105 mm. Figuur 23 vat samen bij welke momenten de scheurtjes ontstaan en hoe hun grootte toeneemt. Opvallend is dat de zwarte scheurtjes, die ontstaan bij een buigmoment van 3,38 kNm, met veel tegelijk ontstaan en doorlopen over ongeveer 3/4 van de plaatdikte. Hierna nemen de scheurtjes nog maar weinig toe in lengte, maar de grootte van de scheur neemt wel nog stelselmatig toe bij alle scheuren.

Figuur 23: Scheurverdeling en -ontstaan in de referentieplaat

Doordat bij een buigmoment van 2,25 kNm de eerste scheurtjes binnen het meetgebied ontstaan zijn, zal de neutrale lijn in de sectie naar boven toe bewegen. De buigstijfheid van de plaat (=EI) zal ook afnemen omdat het beton in de gescheurde sectie niet meer meewerkt bij de bepaling van het traagheidsmoment van de plaat. De doorbuiging zal hierdoor vanaf dit moment sneller toenemen met stijgend buigmoment. Dit is goed te zien


in Figuur 24, de helling van de buigmoment-doorbuigingcurve zwakt af. Die verandering duidt op een stijfheidsverandering van de ongescheurde plaat (helling a) naar de gescheurde plaat (helling b). Indien we dit punt vergelijken met het punt van gelijke belasting in de buigmoment-rekcurve, Figuur 25, valt op dat inderdaad de rekken aan de onderkant van de plaat sterk toenemen terwijl aan de bovenste vezels van de plaat er weinig verandert. Dit bewijst dat de neutrale lijn stijgt in de plaatsectie.

Figuur 24: Buigmoment-doorbuigingcurve van de referentieplaat B9

De plaat reageert na de overgang naar een gescheurde sectie nog steeds elastisch. Het is pas bij de overgang naar de derde helling c, zie Figuur 24, dat het gedrag overgaat van elastisch naar plastisch. Figuur 25 geeft aan dat dit gebeurt bij een rek van 0,33%, hieruit volgt dat de vloeigrens bepaald in hoofdstuk 4 klopt. Vanaf dit moment gaat de doorbuiging van plaat nog sneller toenemen met de stijgende belasting. De rekken nemen ook versneld toe vanaf de overgang naar plastisch gedrag van de plaat. Opvallend hierbij is dat de trekzone in de plaat ondertussen zodanig opgeschoven is naar boven toe dat de meetpunten ter hoogte van de bovenwapening ook trek gaan registreren. Hierbij is het faalproces van de plaat ingezet, want er is een minimale gedrukte sectie nodig voor de stabiliteit van de plaat. De plaat is gefaald op vloeien van de onderwapening. Nadat het faalproces ingezet was door het vloeien van de onderwapening is er verbrijzeling opgetreden van het beton in de bovenste 3 mm van de plaatsectie.


Figuur 25: Buigmoment-rekcurves van de referentieplaat B9

5.3.2 Resultaten

In Tabel 13 zijn de resultaten van de 4-puntsbuigproef op de referentieplaat samengevat. Er is een onderscheid gemaakt tussen het gedrag bij falen van de plaat in het experiment en de waarden van de eigenschappen die horen bij de toegelaten doorbuiging in de BGT. Tenslotte is er ook nog de faalmode van de plaat vermeld. Aan de hand van deze resultaten zullen de volgende proeven met uitwendige versterking vergeleken worden om na te gaan wat de invloed is op de capaciteit, stijfheid en ductiliteit. De capaciteit wordt aangegeven door het buigmoment dat opgenomen kan worden, de stijfheid stijgt naarmate de doorbuiging verkleint en de ductiliteit neemt af als de faling brosser zal gaan gebeuren en bijgevolg de maximaal toegelaten rek afneemt. Alle waarden in Tabel 13 zijn exclusief de invloeden van het eigengewicht en het verdeelprofiel, behalve de eerst vermelde initiële doorbuiging. Tabel 13: Resultaten referentieplaat B9

Eigenschap Eenheid Referentieplaat

Initiële doorbuiging onder eigengewicht [mm] 4,43

Ontstaan eerste scheuren [kNm] 1,13

Maximaal buigmoment [kNm] 13,7

Maximale doorbuiging max [mm] 219

Max. rek in de onderwapening [-] 0,0257

Buigmoment bij toegelaten max in BGT [kNm] 8,22

Toegelaten doorbuiging in BGT [mm] 42,1

Rek bij toegelaten max in BGT [-] 0,00205

Faalmode [-] vloeien

onderwapening


5.4 Besluit

Er zijn 10 gewapend betonnen platen gegoten (5400x300x150 mm³) voorzien van wapeningsnetten met maaswijdte 120x120 mm. Als onderwapening is er een staafdiameter van 10 mm gebruikt en als bovenwapening is er een staafdiameter van 8 mm gebruikt. Deze platen worden allemaal getest via een 4-puntsbuigproef waarbij er een overspanning aangenomen wordt van 5000 mm en de puntlasten aangrijpen op een afstand van 2250 mm van de steunpunten. Alle platen worden volgens dezelfde systematiek gestest, dit wil zeggen krachtsgestuurd aan een snelheid van 0,05 kN/s en dit in stapjes. Eerst nemen de stapjes toe met 1 kN tot een belasting van 4 kN bereikt is, daarna nemen de stapjes toe met 2 kN tot faling van de plaat. Tijdens de test worden de vervormingen in de plaat opgemeten. Dit gebeurt continu via LVDT-meters en discreet via DEMEC-punten. Bij het opmeten van de DEMEC-punten wordt de opgelegde kracht constant gehouden, en gebeurt na iedere belastingsstap. Op dat moment worden ook de scheuren opgetekend en –gemeten. Alle platen, uitgezonderd de referentieplaat, worden voor de testen versterkt met een uitwendig gelijmde wapening. In het proefprogramma is er daarvoor gebruik gemaakt van SCRP-laminaten en ook één CFRP-net. De SCRP-laminaten en het CFRP-net worden passief (zonder voorspanning) aangebracht. Voor de verlijming wordt er gebruik gemaakt van 2 soorten hechtmiddel, namelijk een epoxylijm en een polymeer gemodificeerde cementmortel. Indien er verlijmd wordt met epoxylijm is de uitwendige wapening verkleefd over een breedte van 100 mm, bij de verlijming met de cementmortel is er verkleefd over de volledige breedte van de plaat; 280 mm. De SCRP-laminaten worden ook actief (met verschillende voorspankrachten) aangebracht. De verlijming hierbij zal steeds gebeuren met epoxylijm. De referentieplaat, zonder uitwendig gelijmde wapening, is reeds getest. Voor de test is er een doorbuiging opgemeten van 4,43 mm onder eigengewicht. Tijdens de test zijn er reeds scheuren ontstaan bij een buigmoment van 1,13 kNm. De scheuren ontstaan vooral tussen de puntlasten waar het moment het grootste is. Hier is de gemiddelde scheurafstand het grootste, namelijk gemiddeld 71 mm. De plaat is gefaald bij een maximaal buigmoment van 13,7 kNm en een doorbuiging van 219 mm. De faling is veroorzaakt door vloeien in de onderwapening gevolgd door lichte verbrijzeling van het beton aan de bovenste 4 mm van de drukzone. Deze resultaten dienen als referentieparameters om de invloed van de verschillende versterkingen uit het proefprogramma juist te kunnen beoordelen.

Hoofdstuk 6. Passieve versterking|49

Hoofdstuk 6

Passieve versterking In dit hoofdstuk worden de procedures beschreven voor het versterken van platen met passieve gelijmde wapening. Er wordt hierbij gefocust op de voorbehandeling van de betonnen platen en het gebruiksklaar maken en aanbrengen van de hechtmiddelen. Vervolgens komen de testen op passieve versterking uit het experimentele proefprogramma aan bod, waarbij er dieper wordt ingegaan op de reactie van de versterkte platen op de 4-puntsbuigproeven. De resultaten uit de testen worden hierbij samengevat weergegeven en geanalyseerd. Ten slotte wordt er een vergelijking gemaakt tussen de resultaten van de verschillende proeven. Hierbij wordt nagegaan of de cementgebonden lijm een goed alternatief is voor epoxylijm, of er bij cementgebonden lijm een aanbrandlaag nodig is of niet, en in welke mate er verschil is tussen SCRP- of CFRP-versterking.

6.1 Aanbrengen van de wapening

Het is belangrijk dat er een goede hechting verzekerd wordt tussen het hechtmiddel en het beton. Hierbij is de voorbehandeling van het beton belangrijk zodat de hechting in optimale omstandigheden kan plaatsvinden. Even belangrijk als de voorbehandeling van het beton is het gebruiksklaar maken van de hechtmiddelen en de manier van aanbrengen. Het is immers ook belangrijk dat er een goede hechting verzekerd wordt tussen het hechtmiddel en de uitwendige wapening. Er wordt een onderscheid gemaakt tussen de procedure voor het verlijmen met epoxylijm en de procedure voor het verlijmen met de cementgebonden lijm.

6.1.1 Verlijmen met epoxylijm

Alvorens de epoxylijm op het beton aangebracht kan worden, moet het beton een voorbehandeling ondergaan. De soort van voorbehandeling die het meest geschikt is, is afhankelijk van de eigenschappen van de epoxylijm. Volgens de technische fiche, zie appendix 1.3, overschreidt de hechtsterkte van de epoxylijm de treksterkte van het beton. Er is daarom geopteerd om de cementlaag aan de oppervlakte van de betonnen plaat af te schuren met behulp van een schuurmachine, zie Figuur 26 (a). Dit wordt enkel uitgevoerd daar waar later de uitwendige wapening aangebracht wordt. Deze oppervlaktecementlaag is een zwakke laag omdat er daar nog geen granulaten gebonden zijn. Eens de oppervlaktelaag weggeschuurd is tot op de granulaten kan op de volledige sterkte van het beton gerekend worden. Dit is belangrijk want aangezien de hechtsterkte van de lijm de betoncohesie overschreidt, wordt de hechtsterkte bepaald door de eigenschappen van het beton. De epoxylijm is een tweecomponentenlijm. Om de lijm gebruiksklaar te maken moeten de twee componenten samengevoegd en gemengd worden. Het betreft hier het epoxyhars

50|Hoofdstuk 6. Passieve versterking

dat gemengd moet worden met de polyamineverharder in een verhouding van respectievelijk 86% - 14%. Hierbij is één set van 2,5 kg voldoende om één laminaat te verlijmen. Dit is gebeurd met een mechanische mixer. Regelmatig eens omroeren en snel aanbrengen aan het oppervlak is aanbevolen omdat de lijm reeds begint uit te harden. Enkel de SCRP-laminaten met medium density worden met epoxylijm verlijmd. Om een goede impregnatie te verkrijgen van de lijm doorheen de SCRP-strengen wordt er eerst een onderlaag van de lijm aangebracht op het beton, zie Figuur 26 (b). Dit wordt uitgevoerd met een troffel. Na het aanbrengen van de onderlaag wordt het SCRP-laminaat op de laag epoxylijm gelegd en vervolgens erin gerold met een roller, zie Figuur 26 (c). Hierdoor wordt er een goede impregnatie met de onderlaag verkregen omdat de roller het SCRP in de lijm duwt en tegelijkertijd de opgestuwde lijm verdeeld over de nog onbedekte kant van het SCRP. Om het geheel af te werken wordt er nog een toplaag van epoxylijm uitgesmeerd over het SCRP, nu weer met de troffel. Dit zorgt voor een volledige inbedding van de wapening in de epoxylijm en zorgt tevens voor een vlakke afwerking van het geheel, zie Figuur 26 (d). De lijm hardt vanaf nu uit bij een kamertemperatuur van ongeveer 18 °C. Volgens de technische fiche heeft de lijm bij een kamertemperatuur van 20 °C twaalf uur nodig om volledige doorharding te bereiken. Volledige chemische bestendigheid wordt bereikt na 7 dagen. De plaat die op deze manier verlijmd is geweest heeft uiteindelijk 6 dagen gerust alvorens ze belast is geweest.

Figuur 26: (a) Afschuren melklaag, (b) Aanbrengen epoxylijm, (c) Inrollen van de wapening, (d)

Afwerking met een deklaag

Het verlijmen van het SCRP-laminaat met epoxylijm voor het proefprogramma is op de grond gebeurd, en dus niet boven het hoofd zoals het in de praktijk uitgevoerd wordt. Echter, de uitvoeringsmethode is volledig analoog en kan ook boven het hoofd even efficiënt uitgevoerd worden als eerder beschreven is. Omdat de epoxylijm sterk thixotroop is zal deze, eenmaal aangebracht op het betonnen oppervlak, viskeuzer worden en bijgevolg niet van het beton gaan druipen. Dit werk kan uitgevoerd worden door één


arbeider maar bij de uitvoering boven het hoofd is een tweede arbeider aangewezen om het SCRP-laminaat op een efficiënte en nauwkeurige manier aan te brengen. De verlijmingsduur voor het handmatig aanbrengen van één SCRP-laminaat bedraagt ongeveer 20 minuten. Indien men met twee arbeiders apart een baan afschuurt, lijm aanbrengt en afwerkt, en samenwerkt om het SCRP-laminaat op zijn plaats aan te brengen in de lijm, moeten twee laminaten verlijmd kunnen worden in een tijdsspanne van ongeveer 20 minuten. Het SCRP-laminaat is verlijmd over een lengte van 4800 mm. Dit wil zeggen dat bij de overspanning van 5000 mm tijdens de testen, er aan elk steunpunt 100 mm onversterkte lengte overblijft. Het is belangrijk om de onversterkte lengte zo klein mogelijk te houden omdat deze bepalend is voor de spanning in de lijm tussen het beton en het SCRP-laminaat. Immers, tussen de puntlast en het steunpunt zal het moment van de balk afnemen ten gevolge van de belasting onder een 4-puntsbuigproef. Door deze variatie in buigmoment ontstaat er een constante schuifspanning, nl. de Jourawski-schuifspanning, tussen het beton en de gelijmde wapening [20]. Naarmate de onversterkte lengte kleiner is zal deze schuifspanning afnemen in grootte. In de eindzone van de verlijmde wapening komt er nog een extra verankeringsschuifspanning bovenop de reeds aanwezige Jourawski-schuifspanning. Deze is op het einde van het verlijmde laminaat maximaal en neemt kwadratisch af richting de middenoverspanning van de plaat. Ook hier geldt dat een kleinere onversterkte lengte een kleinere maximale schuifspanning geeft in het eindpunt van het verlijmde laminaat [20].

6.1.2 Verlijmen met cementgebonden lijm

De voorbehandeling van het beton bij het verlijmen met een cementgebonden lijm verschilt van de voorbehandeling gebruikt bij het verlijmen met epoxylijm. De hechtsterkte tussen het beton en de cementgebonden lijm is gemiddeld slechts 0,6 MPa, zoals bepaald in 4.4 Hechtingsproeven op cementgebonden lijm. Het is bijgevolg belangrijk om een ruw oppervlak te creëren om zo een optimale hechting tussen de mortel en het beton te verzekeren. Het oppervlak is ruw in die mate dat niet enkel de bovenste cementlaag afgeschuurd wordt, maar de granulaten aan het oppervlak ook gedeeltelijk vrij worden gemaakt waardoor er een oneffen oppervlak ontstaat waarop een mortel beter zal hechten. Om dit te bereiken is het beton gebouchardeerd met een boucharde. Het resultaat is te zien in Figuur 27 (a). Omdat het beton waarmee de platen gestort zijn een gemiddelde druksterkte heeft van 63,6 MPa, was het boucharderen een lastig en eerder tijdrovend werk. In de praktijk zal dit probleem zich in mindere mate voordoen omdat bij de meeste gebouwen bestemd voor renovatie een betonkwaliteit van C20/25 tot C30/35 mag verwacht worden. Het beton moet ook met water verzadigd worden om te voorkomen dat het beton vocht uit de mortel gaat zuigen eens deze opgespoten is. Hiervoor wordt er minstens twee uur op voorhand water over het beton gespoten. Het overtollige water wordt met perslucht verwijderd, zodat er geen waterfilm op het betonoppervlak achterblijft. Omdat de mortel tegen het beton gespoten wordt moet de spuitmachine eerst gesmeerd worden met een mengsel van cement en water. Hiervoor wordt het mengsel in de bak van de machine gedaan waarna de pomp opgezet wordt. Het mengsel wordt door de leidingen gepompt en terug in de bak van de machine geloosd. Terwijl het smeerproces van de machine opgestart is, kan de mortel aangemaakt worden. Hiervoor moet er een zak van de Nanocrete R3 van 20 kg toegevoegd worden aan ongeveer 4,5 liter water. Het water wordt eerst aangebracht in de mengbak waarna de zak Nanocrete R3 volledig toegevoegd wordt. Deze mengeling wordt gemengd met een mechanische mixer op laag toerental tot een klontervrije mortelspecie bekomen wordt. De mortelspecie heeft dan een volume van ongeveer 13 liter. Op deze manier moet er voldoende mortelspecie aangemaakt worden.


Er mag gerekend worden op een verbruik van 1,5 kg droog poeder per m² per mm laagdikte. Zowel het SCRP Low Density als het Armomesh CFRP-laminaat worden verlijmd met de spuitmortel. Voor het SCRP-laminaat is er ook nog een onderscheid gemaakt tussen een verlijming met een aanbrandlaag (onderlaag) en geen aanbrandlaag. Voor de verlijming met aanbrandlaag is de volgende procedure gehanteerd. Eerst wordt er een aanbrandlaag met een dikte van 5 mm aangebracht op het betonoppervlak, zoals blijkt uit Figuur 27 (b). De uitwendige wapening wordt op deze laag gelegd en lichtjes ingedrukt, zie Figuur 27 (c). De wapening mag zeker niet ingerold worden, aangezien de roller vocht uit de reeds aangebrachte onderlaag kan zuigen. Na het aanbrengen van de wapening wordt er een bovenlaag opgepoten met een dikte van ongeveer 20 mm. De spuitmond wordt op een afstand van ongeveer 30 cm van het betonoppervlak gehouden tijdens het spuiten van de mortel, zie Figuur 27 (d). De mortel wordt nat gespoten, zoals deze verkregen is na het mengen, onder een druk van ongeveer 3 bar. Deze druk zal er voor zorgen dat in eerste instantie een goede hechting verkregen wordt met het beton. Bij het opspuiten van de deklaag zal de druk zorgen voor een goede impregnatie van de mortel doorheen de wapening. Wanneer er gewerkt wordt zonder aanbrandlaag, wordt de uitwendige wapening rechtstreeks op het betonoppervlak gelegd. Hierna wordt er dan een deklaag van ongeveer 20 mm overgespoten. De hoge druk waarmee gespoten wordt, zal de mortel doorheen de SCRP-strengen drukken en ook het SCRP-laminaat dicht tegen het beton drukken. Op deze manier wordt er ook een voldoende hechting verkregen tussen het beton en het laminaat, zoals blijkt uit 4.4 Hechtingsproeven op cementgebonden lijm. Nadat alle lagen opgespoten zijn wordt de mortellaag nog afgevlakt met een strijkbord om een estetische afwerking te verkrijgen. Er mag pas aangevangen worden met dit proces als de binding van de mortel reeds begonnen is, ongeveer na 2,5 tot 4 uur bij 20 °C.

Figuur 27: (a) Gebouchardeerde oppervlakte, (b) Aanbrengen aanbrandlaag, (c) Indrukken van de

wapening: links SCRP en rechts CFRP, (d) Aanbrengen deklaag


Na het afwerken dient de mortel uit te harden gedurende ten minste 28 dagen om op volledige sterkte te komen. Tijdens de binding van de mortel, dit is tot ongeveer 6 uur na de aanmaak ervan, dient de mortel afgedekt te worden met een polyethyleenfilm om verdampen van vocht te voorkomen. Anders dan in de praktijk is de mortel voor het proefprogramma in deze verhandeling opgespoten terwijl de platen op de grond liggen. Dit geeft als voordeel dat de wapening eenvoudig op het beton gelegd kan worden alvorens deze verlijmd wordt met de mortel. Indien platen boven het hoofd versterkt moeten worden, zullen er enkele moeilijkheden optreden. Wanneer de uitwendige wapening boven het hoofd verlijmd zou worden zonder aanbrandlaag, moet deze eerst vastgeniet worden tegen het beton. Dit dient over regelmatige afstand te gebeuren zodat de wapening niet te veel gaat doorbuigen onder zijn eigengewicht. Bij te veel doorbuigen zal de wapening niet meer zo strak tegen het beton gespoten kunnen worden als bij de uitvoering op de grond. Bij het verlijmen met een aanbrandlaag zal dit probleem minder van belang zijn aangezien de wapening dan reeds in de aanbrandlaag aangedrukt kan worden voordat de toplaag gespoten wordt. Een nadeel van het verlijmen met een aanbrandlaag in de praktijk is in principe de installatieduur. Er moet immers twee keer over de volledige oppervlakte gespoten worden. Dit betekent een groot tijdsverlies in vergelijking met de methode van het verlijmen zonder aanbrandlaag. Want de tijd die nodig is om de wapening in de aanbrandlaag te drukken komt overeen met de tijd die nodig is om de uitwendige wapening tegen het oppervlak te nieten indien er verlijmd wordt zonder aanbrandlaag. Het opspuiten boven het hoofd van de mortel zelf geeft geen probleem aangezien deze ook thixotrope eigenschappen heeft. De uitvoer kan gebeuren met twee arbeiders en de installatie zal per m² sneller verlopen dan het verlijmen met epoxylijm naarmate de oppervlakte die versterkt dient te worden groter wordt. De kostprijs van de installatie zelf zal bijgevolg ook dalen met toenemende te versterken oppervlakte in het geval van verlijmen met opgespoten cementgebonden lijm. De SCRP Low Density en de Armomesh CFRP-wapening zijn ook verlijmd over een lengte van 4800 mm, zodat tijdens de 4-puntsbuigproeven er slechts 100 mm onverstekte lengte is ter plaatste van de steunpunten. Ook hier moet de onversterkte lengte zo klein mogelijk gehouden worden om de schuifspanningen tussen het beton en de mortel zo laag mogelijk te houden.

6.2 Proeven op SCRP-versterking

In dit deel worden de proeven en de resultaten besproken voor elke plaat die passief met

SCRP versterkt is.

6.2.1 Epoxylijm: plaat B5

Voor het uitvoeren van de 4-puntsbuigproef heeft de plaat B5 gedurende een dag op de steunpunten gelegen onder eigengewicht, waarbij de doorbuiging is opgemeten. Ook na het plaatsen van het verdeelprofiel is de verdere doorbuiging opgemeten. Deze doorbuigingen zijn samengevat in Tabel 14. Indien deze doorbuigingen vergeleken worden met de doorbuigingen in de referentieplaat valt op dat er nu een kleinere doorbuiging bekomen wordt. Het verschil wordt vooral gemaakt bij de doorbuiging onder eigengewicht. De doorbuiging ten gevolge van het gewicht van het verdeelprofiel is quasi gelijk aan deze bij de referentieplaat.


Tabel 14: Initiële doorbuiging van plaat B5

Parameter Eenheid Plaat B5






Tijdens de 4-puntsbuigproef ontstaan er scheurtjes in de betontrekzone. Echter, bij deze plaat zijn de scheuren meer verdeeld over de lengte waar er wapening opgelijmd is met epoxylijm en niet enkel tussen de puntlasten. Naast een toename van scheuren buiten de puntlasten is er ook een toename van de afstand tussen de scheuren waargenomen tussen de puntlasten in vergelijking met de referentietoestand. Bij deze test is de gemiddelde afstand tussen de scheuren gelijk aan 111 mm. Dit is beduidend hoger dan de 71 mm bij de referentietest. Deze verandering in scheurpatroon is te wijten aan de aanwezigheid van de epoxylijm. De epoxylijm heeft een hogere treksterkte dan het beton en vertoont gedurende de volledige test geen enkele scheur (er was enkel licht gekraak te horen). Hierdoor werkt de epoxylijm als een band onder het beton die de geïnduceerde rek aan de onderste betonvezels verdeelt over de versterkte lengte. Als gevolg hiervan neemt de scheurafstand toe en zijn de scheuren meer verspreid over de overspanning. Ook neemt de scheurafstand toe in de richting van de steunpunten omdat het buigmoment in de plaat afneemt naar 0 kNm. Het belangrijkste effect is echter dat de scheuren pas ontstaan bij een hoger buigmoment van 3,38 kNm in vergelijking met 1,13 kNm bij de referentieplaat. Ook de grootte van de scheurtjes is kleiner en ze snijden minder diep in het beton in, bij gelijk buigmoment als in de referentietest.

Figuur 28: Scheurverdeling en -onstaan in plaat B5

Doordat er kleinere scheurtjes ontstaan bij hogere aangelegde buigmomenten beschikt de plaat B5 over een grotere meewerkende ongescheurde betonsectie bij hogere buigmomenten. Hierdoor zal de neutrale lijn minder snel naar boven toe verplaatsen, zie Figuur 30, en het traagheidsmoment van de plaat B5 zal bijgevolg minder afnemen dan in het geval van de referentieplaat. Als het traagheidsmoment minder afneemt, zal de buigstijfheid ook minder afnemen, hetgeen resulteert in een stijvere reactie van de plaat B5. Dit effect is duidelijk te zien in Figuur 29, want de overgang van ongescheurde naar gescheurde sectie vindt voor plaat B5 plaats bij 3,38 kNm en de helling van de gescheurde sectie verloopt steiler dan deze bij de referentieplaat. Ook bij de overgang van elastisch naar plastisch vloeien in de onderwapening is de afname van de stijfheid veel kleiner dan bij de referentieplaat. Dit is omdat de opgelijmde wapening enkel elastisch reageert en zo een deel van het stijfheidsverlies door geïnitieerde vloei in de onderwapening opvangt. Dit leidt tot een stijvere reactie van de versterkte plaat. Er is wel een groot verschil in buigstijfheid vóór en ná het ontstaan van scheuren in de plaatsectie. Van het moment dat er scheuren optreden wordt de meewerkende betonsectie verkleind in de hoogte


waardoor het traagheidsmoment drastisch afneemt en bijgevolg ook de buigstijfheid. Dit is weergegeven op Figuur 31. Omdat er slechts een kleine staalsectie is toegevoegd bij het verlijmen van het SCRP-laminaat, is de reductie van de doorbuiging eerder beperkt.

Figuur 29: Buigmoment-doorbuigingcurve van plaat B5 + vergelijking met de referentietoestand

Door de sterkte van de opgelijmde wapening zijn de rekken aan de onderkant van de plaat kleiner dat bij de referentieplaat, bij gelijke belasting. Hierdoor ontstaan de scheuren pas bij hogere belasting. Als gevolg van beide effecten is de ligging van de neutrale lijn in plaat B5 gemiddeld 15 mm lager dan bij de referentieplaat voor eenzelfde belasting. Dit is weergegeven in Figuur 30. De betondrukzone is met andere woorden ook gemiddeld 15 mm groter. Door de sterke eigenschappen van het beton in druk zal bijgevolg de capaciteit van plaat B5 toenemen omdat er een grotere drukzone beschikbaar is dan bij de referentieplaat en omdat de hoge sterkte van de uitwendige wapening de rekken vermindert. Dit blijkt ook uit Figuur 29 want de capaciteit is toegenomen tot 21,9 kNm in vergelijking met de maximale capaciteit van 13,7 kNm bij de referentieplaat.

Figuur 30: Ligging van de neutrale lijn in B5: bovenvezel = 0 mm, ondervezel = 150 mm


Figuur 31: Verandering van de buigstijfheid in plaat B5

Op Figuur 32 zijn de rekken weergegeven die opgemeten zijn gedurende de test van plaat B5. Deze rekken geven weer dat tijdens de niet gescheurde toestand van plaat B5 de betondrukrekken meer toenemen ter hoogte van de bovenwapening dan de rekken in het beton ter hoogte van de onderwapening. Met andere woorden, de neutrale lijn zal bewegen richting de onderste betonvezel en bijgevolg wordt de betondrukzone een beetje groter. Dit is weergegeven op Figuur 30, maar omdat de toename van de drukzone meer dan 15 mm bedraagt zit er hier ook een fout op door de initiële rekmeting. Zit zit immers al een kleine rek in de plaat voor er begonnen kan worden met meten. Er wordt verwacht dat de neutrale lijn eerder op een constante diepte blijft in ongescheurde toestand. Bij hogere belastingen is de geïnduceerde rek in de plaat toegenomen waardoor deze fout verwaarloosd kan worden. Op de curves in Figuur 32 is ook te zien dat de rekken ter hoogte van de onderwapening pas beginnen toe te nemen vanaf het moment dat de scheuren ontstaan. De rekken ter hoogte van de onderwapening nemen dat wel sneller toe dan de druk in het beton ter hoogte van de bovenwapening. Vanaf dat moment zal de neutrale lijn gaan stijgen richting de bovenste betonvezel en zullen de scheuren toenemen. Het verschil in waarde bij de continu gemeten LVDT-meting en de discrete DEMEC-meting ter hoogte van de onderwapening is te wijten aan het scheeftrekken en niet gelijkmatig open gaan van de scheuren doorheen de breedte van de plaat. Dit gebeurt voornamelijk omdat de epoxylijm niet meescheurt met het beton en op die manier plaatselijk een weerstand biedt tegen het gelijkmatig opengaan van een scheur over de breedte van de plaat. Uit de verhouding tussen de 3 rekken, wetende dat de rek op halve hoogte steeds het midden houdt tussen de twee anderen, volgt dat de DEMEC-meting de juiste meting is.


Figuur 32: Buigmoment-rekcurves van plaat B5

De plaat is gefaald onder vloeien van de onderwapening. Deze faalmode werd verwacht omdat het SCRP een hogere maximale rek heeft dan de inwendige wapening. Vloeien wordt bijgevolg bereikt in de inwendige wapening voor er breuk ontstaat in het SCRP. Deze faalmode is ook een gewenst gedrag omdat het een ductiele faalmode is. Er is namelijk een zichtbare toename van de doorbuiging voordat de plaat effectief faalt. Door het passief versterken met SCRP en epoxylijm wordt er dus niet ingeboet aan ductiliteit. Bij het falen is de gelijmde wapening plaatselijk los gekomen van de plaat. Dit is niet gebeurd in de eindverankeringen van het SCRP-laminaat, maar ter hoogte van een derde van de overspanning over een lengte van ongeveer 1 m. De breuk is opgetreden in het beton. In onderstaande Tabel 15 zijn de resultaten uit de 4-puntsbuigproef op plaat B5 samengevat. Er kan besloten worden dat het oplijmen van het SCRP-laminaat met een breedte van 100 mm door middel van epoxylijm voornamelijk zorgt voor het vergroten van de maximale capaciteit van de plaat. Deze is, vergeleken met de referentieplaat, toegenomen van 13,7 kNm naar 21,9 kNm. Dit is een toename van 60%. Hierdoor is ook de capaciteit horende bij de toegelaten doorbuiging in de BGT toegenomen van 8,22 kNm naar 13,1 kNm. De buigstijfheid van de plaat wordt ook groter, al is dit effect eerder beperkt. In de BGT bedraagt de vermindering van de doorbuiging gemiddeld 15 mm ten opzichte van de doorbuiging die de referentieplaat zou halen bij dezelfde belasting. De plaat is gefaald bij een maximale doorbuiging van 163 mm, exclusief de totale initiële doorbuiging voor de test. Deze waarde is kleiner dan de doorbuiging gemeten bij falen van de referentieplaat, deze bedraagt 219 mm, ondanks het feit dat plaat B5 pas gefaald is bij een veel grotere belasting. Er wordt niet ingeleverd aan ductiliteit aangezien de plaat faalt op vloeien in de onderwapening.


Tabel 15: Resultaten van plaat B5 + vergelijking met de referentieplaat

Eigenschap Eenheid Plaat B5 Referentieplaat

Initiële doorbuiging onder eigengewicht [mm] 4,27 10,43

Ontstaan eerste scheuren [kNm] 3,38 1,13

Maximaal buigmoment [kNm] 21,9 13,7

Maximale doorbuiging max [mm] 163 219

Max. rek in de onderwapening [-] 0,0142 0,0257

Buigmoment bij toegelaten max in BGT [kNm] 13,1 8,22

Toegelaten doorbuiging in BGT [mm] 57,8 42,1

Rek bij toegelaten max in BGT [-] 0,00322 0,00205


onderwapening vloeien

onderwapening

6.2.2 Cementgebonden lijm met aanbrandlaag: plaat B2

De doorbuigingen die optreden onder eigengewicht en ten gevolge van het plaatsen van het verdeelprofiel zijn weergegeven in Tabel 16. Indien deze resultaten vergeleken worden met de doorbuigingen van de referentieplaat, valt op dat de totale doorbuiging verkleind is. Hierbij is de doorbuiging onder eigengewicht afgenomen maar ook de doorbuiging onder invloed van het verdeelprofiel is kleiner dan bij de referentieplaat. Dit verschil in doorbuiging is veroorzaakt door de toegevoegde sectie SCRP maar ook door de dikte van de opgespoten mortel, namelijk ongeveer 25 mm. Deze scheurt immers niet onder invloed van het eigengewicht en het verdeelprofiel en zorgt bijgevolg voor een toename van het traagheidsmoment van de sectie van plaat B2. Tabel 16: Initiële doorbuiging van plaat B2







Tijdens de 4-puntsbuigproef op plaat B2 ontstaan er scheurtjes in de betontrekzone. Bij deze plaat zijn de scheuren meer verdeeld over de lengte waar er wapening opgelijmd is met de cementgebonden lijm en niet enkel tussen de puntlasten. De verandering in scheurpatroon is te wijten aan het verlijmen van het SCRP-laminaat. Deze wapening zorgt er voor dat de rek opgelegd tussen de puntlasten meer verdeeld wordt over de met SCRP versterkte overspanning. Naast een toename van scheuren buiten de puntlasten is er echter geen significante afname van de afstand tussen de scheuren binnen de puntlasten in vergelijking met de referentietoestand, want de gemiddelde afstand tussen de scheuren is gelijk aan 87 mm in de zone tussen de puntlasten. Dit is een beetje groter dan de 71 mm die bij de referentietest gemeten is. Omdat de cementgebonden lijm meescheurt met het beton is het geheel van lijm en de verlijmde wapening minder stijf dan bij een verlijming met expoy. Hierdoor is er bij deze plaat slechts een beperkte toename van de afstand tussen de scheuren. De opgelijmde wapening en de opgespoten mortel zorgen via het toenemen van het traagheidsmoment voor een toename van de buigstijfheid. Bijgevolg


treden de eerste scheuren pas op bij een buigmoment van 4,5 kNm in vergelijking met 1,13 kNm bij de referentieplaat.

Figuur 33: Scheurverdeling en -ontstaan van plaat B2

Uit Figuur 34 valt er een toename van de buigstijfheid af te leiden. Tot een buigmoment van 2 kNm zijn zowel de sectie van de plaat B2 als van de referentieplaat ongescheurd. De buigstijfheid van plaat B2 is hoger omdat de opgelijmde wapening en de opgespoten cementgebonden lijm het traagheidsmoment van de plaat vergroten, zie Figuur 36. Hierdoor ligt de doorbuigingscurve van plaat B2 boven deze van de referentieplaat in de ongescheurde sectie. Nadat er breuk onstaat in de referentieplaat, maar nog niet in plaat B2, verloopt de helling van de doorbuigingscurve op Figuur 34 minder steil bij de referentieplaat. De buigstijfheid in de plaat B2 is nu veel groter tot er in plaat B2 zelf scheuren ontstaan. Hierna valt op dat de hellingen voor beide platen in gescheurde en elastische toestand quasi evenwijdig verlopen. Dit wijst erop dat door toedoen van het scheuren van de cementgebonden lijm, en dus wanneer enkel het SCRP nog meewerkt, het verschil in traagheidsmoment tussen plaat B2 en de referentieplaat zeer klein is. Globaal gezien is de buigstijfheid sterk afgenomen vanaf het moment dat er scheuren ontstaan, zie Figuur 36. Dit is omdat het traagheidsmoment sterk gereduceerd wordt, want de gescheurde sectie van het beton draagt hier niet meer toe bij. Als gevolg stijgt de neutrale lijn ook.


Er komt hierin pas verandering bij de overgang van elastisch naar plastisch gedrag in de onderwapening van beide platen. Dan laat Figuur 34 zien dat de hellingsverandering van de doorbuigingscurve voor de referentieplaat veel groter is dan bij de plaat B2. Dit komt omdat de uitwendige wapening van plaat B2 een veel hogere sterkte heeft dan de


inwendige wapening en binnen het elastisch domein blijft. Hierdoor wordt de vermindering van de buigstijfheid door vloeien in de onderwapening deels gecompenseerd door de uitwendige wapening. Dit verklaart de kleinere helling in de doorbuigingscurve van plaat B2. Omdat de rekken in de onderste betonvezel opgenomen worden door het SCRP, ligt de neutrale lijn dieper in de betonsectie dan bij de referentieplaat. Hierdoor kan er bij de versterkte plaat B2 een grotere betondrukzone benut kan worden. De toename van de oppervlakte van deze zone en de hogere stijfheid tijdens de overgang naar plastisch vloeien in de onderwapening zorgen samen voor een grote toename van de capaciteit van plaat B2. Deze is toegenomen van 13,7 kNm in de referentietoestand naar 22,1 kNm in plaat B2.




De verplaatsing van de neutrale lijn doorheen de sectie van de plaat kan gecontroleerd worden aan de hand van de rekken die opgemeten zijn tijdens het testen van B2 en weergegeven zijn in Figuur 37. Vanaf het moment dat er scheuren optreden in de plaat, gaan de rekken in de onderwapening veel sneller beginnen toenemen. Als gevolg hiervan moet de neutrale lijn stijgen in de plaatsectie, zodat de betondrukzone kleiner wordt. Vanaf een aangelegd buigmoment van 16 kNm komt het beton ter hoogte van de bovenwapening onder trek. Dit wil zeggen dat de neutrale lijn boven de bovenwapening gelegen is vanaf dat moment. Dit is ook weergegeven in Figuur 35.


De faalmode is in vergelijking met de referentietoestand verschoven van de onderwapening naar de uitwendige wapening. Plaat B2 is gefaald door brosse breuk in de uitwendige wapening. De verandering van faalmode heeft plaatsgevonden omdat de cementgebonden lijm meescheurt met het beton. De uitwendige wapening moet dan ter plaatse van de scheuren de volledige spanning opnemen zonder meewerking van de mortel. Op deze plaatsen moet de uitwendige wapening bijgevolg ook alleen instaan voor de opname van de rek. Hierdoor zal de spanning in de wapening plaatselijk toenemen omdat er geen mortel is om de trekspanning te verdelen. De rek in de uitwendige wapening zal ook enkel toenemen ter plaatse van de scheuren in plaats van verdeeld over de volledige verlijmde lengte. Hierdoor zullen ter plaatse van de scheuren hogere rekken en dus ook hogere spanningen geïnduceerd worden, die uiteindelijk geleid hebben tot breuk. Deze faalmode is echter niet gewenst omdat een brosse breuk steeds plots ontstaat. Tijdens de test en na de faling is de cementgebonden lijm niet losgekomen van het beton en de wapening is ook niet doorheen de cementgebonden lijm losgetrokken. Om de breuk te kunnen visualiseren is er een stukje mortel van het SCRP weggenomen, zie Figuur 38.


Figuur 38: Brosse breuk in het SCRP

In Tabel 17 zijn de resultaten uit de 4-puntsbuigproef op plaat B2 samengevat. Wanneer het SCRP verlijmd wordt met een cementgebonden lijm zal de capaciteit significant toenemen tot 22,1 kNm in vergelijking met de capaciteit van 13,7 kNm in de referentietoestand. Hieruit volgt dat ook in de BGT de bruikbare capaciteit stijgt naar 13,3 kNm. Deze capaciteit is vergelijkbaar met de maximale capaciteit van de referentieplaat. De doorbuiging wordt ook positief beïnvloed, maar de reductie is in grootte veel kleiner dan de toename van de capaciteit want het verschil in doorbuiging tot een buigmoment van 11 kNm bedraagt slechts 15 mm. De doorbuiging bij faling is voor plaat B2 gelijk aan 201 mm. De buigstijfheid van de plaat wordt bijgevolg maar in beperkte mate verhoogd. Een verschil met de referentietoestand is dat de faalmode verschuift van de inwendige wapening naar de uitwendige wapening. Omdat er in de onderwapening van de plaat een rek is gehaald van 1,53% is er ondanks de brosse breuk van de uitwendige wapening slechts een minimale reductie van de ductiliteit. De vloei in de onderwapening wordt immers geïnitieerd vanaf 0,33%. Tabel 17: Resultaten van plaat B2 + vergelijking met de referentieplaat










Faalmode [-] brosse

breuk SCRP vloeien

onderwapening

6.2.3 Cementgebonden lijm zonder aanbrandlaag: plaat B8

De doorbuigingen van B8 voor aanvang van de proef zijn samengevat in Tabel 18. De initiële en bijkomende doorbuiging onder eigengewicht zijn afgenomen in vergelijking met de referentietoestand. Dit is het gevolg van de toename in sectie door het opspuiten van een 20 mm dikke mortellaag tegen de plaat en de verlijmde uitwendige wapening. De doorbuigingen ten gevolge van het aanbrengen van het verdeelprofiel zijn quasi gelijk gebleven.









De eerste scheuren ontstaan bij plaat B8 bij een aangelegd buigmoment van 4,50 kNm. Op Figuur 39 zijn de eerste scheuren weergegeven in de roze kleur. Het valt op dat deze scheuren direct tot in de helft van de plaatsectie doorsnijden. Dit is een beetje kleiner dan de scheurdiepte van ongeveer 2/3 van de plaatdikte bij de referentieplaat. De scheuren zijn in het begin onregelmatig verdeeld over de breedte tussen de puntlasten, maar naarmate de belasting toeneemt komen er nieuwe scheuren bij zodat de scheurverdeling ongeveer gelijkmatig verloopt. Er wordt een gemiddelde scheurafstand gemeten van 71 mm. Dit is gelijkaardig aan de scheurafstand bij de referentieplaat. De scheuren staan hier niet verder uit elkaar omdat de cementgebonden lijm meescheurt met het beton, waarop de rekken moeilijker over de gehele overspanning verdeeld kunnen worden. Dit wil niet zeggen dat er helemaal geen verdeling van de rekken plaatsvindt. Door de aanwezigheid van de SCRP-wapening in de cementgebonden lijm wordt er nog een deel van de geïnduceerde rek over de onderste betonvezel verspreid. Dit is waar te nemen aan de hand van de scheuren die ontstaan buiten de puntlasten. Naarmate de scheuren dichter bij de steunpunten komen groeit de afstand tussen de scheuren, dit is logisch aangezien het moment in de plaat vanaf de puntlast afneemt naar 0 kNm ter hoogte van het steunpunt.


Het aanbrengen van de SCRP-wapening en de mortellaag van 20 mm, zorgt er voor dat het traagheidsmoment van de versterkte plaat B8 toeneemt ten opzichte van de referentietoestand. Hierdoor neemt ook de buigstijfheid van de plaat toe. Figuur 40 geeft dit goed weer, want de helling van de doorbuigingscurve van het ongescheurde beton van plaat B8 is hoger gelegen dan deze van de referentieplaat.


Figuur 40: Buigmoment-doorbuigingscurve van plaat B8 + vergelijking met referentieplaat

Omdat het SCRP de rekken aan de onderste vezel van de plaat opvangt, zullen de scheuren ook later ontstaan dan bij de referentieplaat. Hierdoor verandert de doorbuigingscurve pas bij 4,5 kNm definitief van helling, hetgeen wil zeggen dat de plaat zich nu in de gescheurde elastische toestand bevindt. De helling van de gescheurde elastische toestand van plaat B8 loopt vanaf dat moment gelijk aan deze van de referentieplaat. Dit wijst erop dat het meescheuren van de cementgebonden lijm er voor zorgt dat het traagheidsmoment van plaat B8 ongeveer gelijk is aan dat van de referentieplaat in de gescheurde toestand. De toegevoegde sectie van het SCRP is immers klein en gaat dus weinig invloed hebben op de grootte van het traagheidsmoment. Op het moment dat de onderwapening de overgang maakt van elastisch gedrag naar plastisch vloeien is er wel weer een duidelijk verschil tussen de buigstijfheid van plaat B8 en van de referentieplaat. Door de sterkte van de uitwendige wapening wordt een deel van de stijfheid die verloren gaat door het plastisch vloeien van de onderwapening, opgevangen door de uitwendige wapening. Hierdoor is de hellingsverandering in de doorbuigingscurve voor plaat B8 kleiner dan bij de referentieplaat. Het is in deze zone dat de versterkte plaat B8 het grote verschil maakt in capaciteit met de referentieplaat. De capaciteitstoename wordt gerealiseerd door toedoen van de sterkte van het opgelijmde SCRP. De capaciteit neemt toe tot een maximale waarde van 21,9 kNm.



Omdat de rekken aan de onderkant van de plaat opgenomen worden door het SCRP, ligt de neutrale lijn dieper in de betonsectie dan bij de referentieplaat. Figuur 43 geeft de rekken in plaat B8 weer in functie van het aangelegde buigmoment. In de ongescheurde toestand neemt de betondrukrek ter hoogte van de bovenwapening sneller toe dan de rek ter hoogte van de onderwapening. Dit zorgt ervoor dat de neutrale lijn tijdelijk dieper in de betonsectie zakt, waardoor de drukzone groter wordt, zie Figuur 41. Deze grote toename is echter te wijten aan een fout op de meting, want wanneer er begonnen wordt met meten is er natuurlijk al een bepaalde hoeveelheid rek aanwezig in de plaat. Deze fout wordt verwaarloosbaar bij hogere belastingen. Bij een buigmoment van 4,5 kNm is te zien dat de rekken op halve hoogte, en vooral ter hoogte van de onderwapening, sterk toenemen. Op dat moment ontstaan de eerste scheuren weergegeven op Figuur 39. Door de scheuren wordt het traagheidsmoment sterk gereduceerd want de gescheurde betonsectie werkt niet meer mee. Het is hierdoor dat er dan ook een grote afname is in buigstijfheid bij de overgang van niet gescheurde naar gescheurde toestand, zoals weergegeven op Figuur 42. Door de toenemende rekken aan de onderkant van de plaat zal de neutrale lijn in de richting van de bovenste vezel gaan bewegen bij toenemende belasting, dit is weergegeven in Figuur 41. Er wordt een verschil in rek gemeten bij de continu gemeten LVDT-meting en de discrete DEMEC-meting omdat de scheuren niet loodrecht op de overspanning ontstaan. Ze kunnen zo immers ontstaan binnen de meetbasis van 200 mm van de DEMEC-meting maar toch buiten de meetbasis van de LVDT-meting vallen.




De plaat is uiteindelijk gefaald door een brosse breuk in de opgelijmde wapening. Deze verschuiving van inwendige wapening naar externe wapening is opgetreden omdat de cementgebonden lijm meescheurt met het beton en zo het SCRP plaatselijk alles op neemt. Bij verdere toename van de rek zal het SCRP enkel ter plaatse van de scheuren de rek kunnen opnemen in plaats van over de gehele opgelijmde lengte. Hierdoor stijgen de rekken, en dus ook de spanningen, in het SCRP ter plaatse van de scheuren. Dit leidt uiteindelijk tot breuk. Ondanks het ontbreken van een hechtlaag is de cementgebonden lijm tijdens de test en na de faling niet losgekomen van het beton. De wapening is ook niet doorheen de cementgebonden lijm en het betonoppervlak losgetrokken. De hechtstrekte voldoet bijgevolg. De resultaten die bekomen zijn uit de 4-puntsbuigproef op plaat B8 zijn samengevat weergegeven in Tabel 19. Het verlijmen van het SCRP zonder aanbrandlaag heeft ook een positieve invloed op de maximale capaciteit van de plaat. Deze is toegenomen tot 21,9


kNm in vergelijking met 13,7 kNm voor de referentieplaat. De bruikbare capaciteit bij de toegelaten doorbuiging in BGT neemt hierdoor ook toe tot 13,1 kNm. De doorbuiging ondervindt een reductie ten opzichte van de doorbuiging gemeten bij de referentieplaat. Het verschil in maximale doorbuiging is echter niet zo groot, namelijk 191 mm voor plaat B8 in UGT ten opzichte van 219 mm voor de referentieplaat. Er is bijgevolg slechts een beperkte toename van de buigstijfheid in plaat B8. De faalmode is verschoven naar de opgelijmde wapening en deze is bros gebroken. Dit duidt op een verlies aan ductiliteit, want het brosse SCRP is de bepalende factor boven de onderwapening. Echter door de grote plastische vervorming van de onderwapening en de daar aan gekoppelde doorbuiging is het verlies aan ductiliteit beperkt. Tabel 19: Resultaten van plaat B8 + vergelijking met de referentieplaat










Faalmode [-] brosse

breuk SCRP vloeien

onderwapening

6.3 Proef op CFRP-versterking: plaat B3

De doorbuiging onder eigengewicht van plaat B3 na het plaatsen op de steunpunten is vergelijkbaar met de doorbuiging van de andere platen die bezet zijn met de cementgebonden lijm. Het is bijgevolg voornamelijk door het gewicht van de cementgebonden lijm dat deze platen een grotere doorbuiging hebben dan de 4 mm bij plaat B5, die verlijmd is met het lichte epoxy. Tabel 20: Initiële doorbuiging van plaat B3

Parameter Eenheid B3






De eerste scheuren ontstaan rond een aangelegd buigmoment van 4,5 kNm, deze zijn weergegeven in het zwart op Figuur 44. Deze scheuren nemen initieel toe tot ongeveer de halve dikte van de plaat. Dit is minder dan bij de referentieplaat, waar de scheuren tot 2/3 van de dikte van de plaat toenamen. Er is een afstand van gemiddeld 81 mm tussen de scheuren, bijhalve onder het linkse steunpunt is er een scheurafstand van 160 mm. De afstand tussen de scheuren is ook hier slechts 10 mm groter dan bij de referentieplaat


omdat de mortellaag onder het CFRP meescheurt met het beton. Buiten de puntlasten neemt de afstand tussen de scheuren toe naarmate de afstand tot de puntlasten groter wordt. Dit komt door de afname van het buigmoment buiten de puntlasten.


Doordat de scheurtjes pas aanwezig zijn bij een buigmoment van 4,5 kNm, beschikt plaat B3 langer over de volledige betonsectie dan de referentieplaat. Hierdoor is het traagheidsmoment en de buigstijfheid in de plaat veel groter dan in de reeds gescheurde sectie van de referentieplaat, zie Figuur 47. Het is bijgevolg tussen de buigmomenten van 2,5 kNm en 4,5 kNm dat het verschil in doorbuiging tussen B3 en de referentieplaat opgebouwd wordt. Vanaf het moment dat plaat B3 ook gescheurd is, verloopt de helling van de doorbuigingscurve immers quasi gelijk aan deze van de referentieplaat. Dit heeft twee redenen. Door het meescheuren van de mortel en de toename van de scheurgrootte ligt de neutrale lijn in plaat B3 maar 5 mm dieper dan in de referentietoestand, zie Figuur 46. En door de kleine sectie van het CFRP (14,14 mm² t.o.v. 23,09 mm² bij het SCRP) zal deze ook minder invloed hebben op het traagheidsmoment waardoor de kromme van de buigstijfheid na het scheuren van plaat B3 praktisch gelijk loopt met deze van de referentieplaat, zie Figuur 47. De doorbuiginsreductie in BGT bij gelijk buigmoment bedraagt ongeveer 10 mm ten opzicht van de doorbuiging in de referentieplaat. Bij de overgang van elastische vervorming naar plastische vervorming in de onderwapening van plaat B3 verandert de helling van de doorbuigingskromme minder dan bij de referentieplaat. Het CFRP heeft immers een hoge sterkte en vervormt enkel elastisch. Hierdoor wordt een deel van het verlies door het beginnende vloeien in de onderwapening opgevangen. Echter doordat de sectie van het CFRP kleiner is dan dat van het gebruikte SCRP, is de capaciteit van het koolstofvezelnet natuurlijk kleiner. Dit is dan ook de reden waarom er in vergelijking met de referentieplaat maar een capaciteitstoename bereikt is van 13,7 kNm naar 15,3 kNm.


Figuur 45: Buigmoment-doorbuigingscurve van plaat B3 + vergelijking met referentieplaat



Figuur 47: Verandering van buigstijfheid in plaat B3

De rekken nemen in vergelijking met de referentieplaat slechts beperkt af bij gelijk buigmoment. Dit is het gevolg van het traagheidsmoment en de buigstijfheid dat na scheuren van plaat B3 ook quasi gelijk zijn aan deze van de referentieplaat. Enkel in de zone van het plastische vloeien in de onderwapening wordt de rek wat meer gereduceerd omdat de hoge sterkte van het CFRP dit verlies helpt op te vangen en dus de afstand tussen de ligging van de neutrale lijn in plaat B3 weer doet toenemen ten opzichte van de referentieplaat. Dit is te zien op Figuur 46 vanaf een buigmoment van 11 kNm. De LVDT-meting heeft verkeerde resultaten gegeven, zoals getoond wordt op Figuur 48.


Plaat B3 is gefaald door vloeien in de onderwapening gevolgd door breuk. Dit is gebeurd omdat door het scheuren van de mortellaag aan de onderkant van het beton één bepaalde scheur veel meer in grootte toenam dan de andere scheuren. Hierdoor is de spanning in de onderwapening ter plaatse van die grote scheur snel toegenomen ten opzichte van de spanning die heerst in de onderwapening die nog omhuld is door ongescheurd beton. Deze spanning heeft de maximale spanning van de inwendige wapening overschreden. Bij dit proces is het koolstofvezelnet doorheen de mortellaag getrokken. De binding tussen de


gebruikte mortel en het koolstofvezelnet bleek bijgevolg onvoldoende. Er moet hierbij wel opgemerkt worden dat dezelfde mortel gebruikt is als bij het verlijmen van het SCRP en geen mortel speciaal ontwikkeld om CFRP’s te verlijmen.

Figuur 49: Faalmode van plaat B3: CFRP doorheen de mortel getrokken

De resultaten van deze test zijn samengevat in Tabel 21. De maximale rek bij falen is niet gemeten omdat de LVDT-meters slechte resultaten gegeven hebben, zie Figuur 48. De capaciteit is slechts beperkt toegenomen van 13,7 kNm naar 15,3 kNm ten opzichte van de referentieplaat door de beperkte toegevoegde sectie van het CFRP in vergelijking met het SCRP. Het verschil in doorbuiging ten opzichte van de referentietoestand is ook niet zo groot, namelijk een afname van gemiddeld 10 mm tot een buigmoment van 11 kNm. Enkel de doorbuiging bij maximale capaciteit is sterk gedaald omdat de spanning in de onderwapening plaatselijk sterk is toegenomen, wat leidt tot breuk na vloeien. Door deze manier van falen treedt er ook een verlies aan ductiliteit op, want door het breken van de onderwapening door een plaatselijke spanningstoename is er veel vloeicapaciteit onbenut gebleven. Tabel 21: Resultaten van plaat B3 + vergelijking met de referentieplaat






Max. rek in de onderwapening [-] - 0,0257





onderwapening vloeien

onderwapening


6.4 Vergelijking van de resultaten

Er wordt een vergelijking gemaakt tussen de resultaten van de verschillende

proefopstellingen. Zo wordt de versterking met epoxylijm vergeleken met de versterking

met cementgebonden lijm. Hierna wordt er bekeken wat het verschil is tussen het al dan

niet aanbrengen van een aanbrandlaag. Ten slotte wordt het SCRP vergeleken met het

CFRP.

6.4.1 Epoxylijm versus cementgebonden lijm

Figuur 50: Vergelijking buigmoment-doorbuigingscurve voor epoxylijm en cementgebonden lijm

Voor beide platen, namelijk B2 en B5, is er een even grote toename van de capaciteit bereikt ten opzichte van de referentieplaat. Dit is logisch aangezien dezelfde staalsectie aangebracht is, weliswaar over een verschillende breedte. De cementgebonden lijm heeft dus geen negatief effect op de capaciteit die bereikt kan worden. Ook de buigstijfheid is voor beide platen toegenomen ten opzichte van de referentieplaat, maar niet volgens gelijke grootte. Er is echter een verschil waar te nemen in de doorbuiging tussen de twee platen. Bij lage belasting, wanneer er nog geen scheuren opgetreden zijn, reageert B2 veel stijver dan B5. Dit is omdat de opgespoten mortellaag van 5 + 20 mm de sectie van B2 veel groter maakt dan de sectie van B5. Hierdoor ontstaan de scheuren in B2 ook pas bij iets hogere belastingen dan bij B5. Echter wanneer er wel scheuren optreden verschuift het voordeel naar plaat B5. De epoxylijm zal namelijk niet meescheuren met het beton, omdat de cementgebonden lijm dat wel doet. Hierdoor zullen de rekken in het met epoxylijm verlijmde SCRP gelijkmatiger verdeeld kunnen worden. Het SCRP dat verlijmd is met cementgebonden lijm zal voornamelijk de bijkomende rekken opnemen op de plaatsen waar de mortel gescheurd is. Plaat B5 zal dus stijver reageren en daarom verloopt de helling in de gescheurde elastische zone stijler dan deze van B2. Dit effect neemt toe in grootte bij de overgang van elastisch naar plastisch vloeien in de onderwapening van de platen. De doorbuiging van B2 zal bijgevolg stelselmatig toenemen ten opzichte van de doorbuiging van B5. Hieruit blijkt dat de invloed van de buigtreksterkte van de lijm niet onbelangrijk is in de reactie van de versterkte plaat. Naast de buigstijfheid is de faalmode tussen de twee platen ook verschillend. Bij B5 faalt de plaat op vloeien in de onderwapening. Dit is een gewenste faalmode aangezien door de


toenemende doorbuiging onder plastische vervorming van de inwendige wapening tijdig een waarschuwing gegeven wordt door de plaat. Bij B2 verschuift de faalmode naar breuk in de uitwendige wapening, dit is ten gevolge van het ontstaan van scheuren in de cementgebonden lijm, waardoor er plaatselijk hogere spanningen ontstaan in het SCRP. Het optreden van brosse breuk in de wapening is ongewenst vanwege het ploseling optreden zonder aankondiging. Er kan echter niet gezegd worden dat de ductiliteit van de plaat afneemt, aangezien de inwendige wapening grote plastische vervorming ondergaat voor de maximale spanning in de uitwendige wapening bereikt is. Tabel 22 laat zien dat de maximale rek die optreedt voor de 3 platen die passief versterkt zijn met SCRP quasi gelijk is. Het verschil in ductiliteit is bijgevolg ook zeer klein. Bij de brosse breuk in het SCRP verlijmd met de cementmortel heeft er geen duidelijk verlies aan ductiliteit plaatsgevonden ten opzichte van de verlijming met epoxy. Dit is een gunstige evolutie. Er is wel duidelijk een afname van de ductiliteit waar te nemen ten opzichte van de referentieplaat. Tabel 22: Vergelijking van de plaatparameters voor epoxy en cementgebonden lijm

Type plaat


Maximaal buigmoment


Faalmode

[%] [kNm] [mm] [-]


B5: epoxy 1,42 21,9 53,0 vloeien onderwapening



De versterking van een plaat met SCRP kan dus ook gebeuren aan de hand van cementgebonden lijm aangezien dezelfde capaciteitstoename bereikt wordt. De maximale doorbuiging zal iets groter zijn, maar in de BGT (ongeveer 13 kNm) zal er quasi geen verschil optreden in doorbuiging van de plaat met cementgebonden lijm. Het verlijmen met cementgebonden lijm is uitvoertechnisch sneller aan te brengen dan verlijming met epoxylijm. Het versterken met SCRP kan volgens dit systeem goedkoper uitgevoerd worden zonder verlies aan capaciteit.


6.4.2 Aanbrandlaag versus geen aanbrandlaag

Figuur 51: Vergelijking van de buigmoment-doorbuigcurve voor cementgebonden lijm met of zonder

hechtlaag onder het SCRP

In deze paragraaf worden de reacties van platen B2 en B8 met elkaar vergeleken. Aan beide platen is het SCRP verlijmd met cementgebonden lijm. Het verschil is dat B2 een aanhechtlaag heeft gekregen waar het SCRP ingeduwd is en dat bij B8 het SCRP rechtstreeks tegen het beton aangelegd is geweest. Uit Figuur 51 blijkt dat de reductie van de doorbuiging en de toename van de capaciteit ten opzichte van de referentieplaat voor beide platen quasi gelijk is. De hellingen van de curves lopen gelijk in alle stadia en de scheuren treden op bij hetzelfde aangelegde buigmoment. Dit is logisch aangezien er geen verschil is in traagheidsmoment en dus ook niet in buigstijfheid van de twee platen. Het enige punt waar er nog een verschil gemaakt kan worden is de hechtsterkte tussen de cementgebonden lijm en het beton. Uit de hechtproeven op de cementgebonden lijm in hoofdstuk 4, bleek dat er steeds faling optreedt ter hoogte van het wapeningsnet voor zowel een verlijming met en zonder aanhechtlaag. Bij deze testen is er geen noemenswaardig verschil gemeten tussen de hechtsterkte van de twee methodes, zoals blijkt uit Tabel 23. Tabel 23: Vergelijkingen van de treksterkte van de mortel met of zonder hechtlaag

Testopstelling

Emaco Nanocrete R3

Hechtsterkte Spreiding

[MPa] [MPa]

Geen SCRP-low na 28 dagen 1,17 0,268

SCRP-low met aanbrandlaag na 7 dagen 0,60 -

SCRP-low zonder aanbrandlaag na 7 dagen 0,65 -

SCRP-low met aanbrandlaag na 3 maanden 1,14 0,164

SCRP-low zonder aanbrandlaag na 3 maanden 1,29 -

Er kan dus geconcludeerd worden dat de uitwendige wapening aangebracht kan worden zonder eerst een hechtlaag tegen het beton te voorzien. In vergelijking met de uitvoermethode met een hechtlaag zal dit geen invloed hebben op de capaciteit,


doorbuiging, ductiliteit en faalmode van de plaat. Bij de installatie van de uitwendige wapening is het weglaten van een hechtlaag natuurlijk goedkoper omdat de installatietijd op deze manier nog eens afneemt.

6.4.3 SCRP versus CFRP

Figuur 52: Vergelijking van de doorbuigingscurve tussen versterking met SCRP en CFRP

In Tabel 24 worden de parameters van plaat B3 vergeleken met plaat B2 waar SCRP als wapening is gebruikt. Bij beide platen is de wapening verlijmd met dezelfde cementgebonden mortel. Plaat B3 heeft slechts een beperkte capaciteitstoename dan B2 in vergelijking met de referentieplaat. Dit is vooral te wijten aan de sectie van het CFRP, die kleiner is dan de SCRP-sectie. Het gebruikte CFRP-net heeft een capaciteit van 60,8 kN omdat het gebruikte SCRP een capaciteit heeft van 70,0 kN. De doorbuiging bij een buigmoment van 12 kNm is verminderd ten opzichte van de referentieplaat, maar blijft groter dan bij plaat B2. De kleinere sectie van het CFRP zorgt er voor dat het beschikbare traagheidsmoment ook iets kleiner is waardoor de doorbuiging, vooral bij beginnende vloei in de onderwapening, zal toenemen ten opzichte van plaat B2. Tijdens de test is de hechting tussen het CFRP-net en de cementgebonden mortel gefaald. Hierdoor is het CFRP-net uit de cementgebonden mortel getrokken. Er moet wel opgemerkt worden dat voor het verlijmen van het CFRP tegen het beton dezelfde mortel is gebruikt als bij het SCRP. Dit is geen mortel die speciaal ontwikkeld is voor het verlijmen van koolstofvezelnetten. Tabel 24: Vergelijking van de materiaalparameters voor SCRP en CFRP

Type plaat


Maximaal buigmoment


Faalmode

[%] [kNm] [mm] [-]


B2: SCRP 1,53 22,1 51,8 brosse breuk SCRP

B3: CFRP - 15,3 56,5 vloeien onderwapening


6.5 Besluit

Het verlijmen van het SCRP-laminaat door middel van epoxy is een eenvoudige methode die snel en zonder veel tussenstappen uitgevoerd kan worden. De uitvoeringsmethode in de praktijk is volledig analoog en kan ook boven het hoofd even efficiënt uitgevoerd worden. Omdat de epoxylijm sterk thixotroop is zal deze, eenmaal aangebracht op het betonnen oppervlak, viskeuzer worden en bijgevolg niet van het beton gaan druipen. Dit werk kan uitgevoerd worden door één arbeider maar bij de uitvoering boven het hoofd is een tweede arbeider aangewezen zijn om het SCRP-laminaat op een efficiënte en nauwkeurige manier aan te brengen. De verlijmingsduur voor het handmatig aanbrengen van één SCRP-laminaat bedraagt ongeveer 20 minuten. Indien men met twee arbeiders apart een baan afschuurt, lijm aanbrengt en afwerkt, en samenwerkt om het SCRP-laminaat op zijn plaats aan te brengen in de lijm, moeten twee laminaten verlijmd kunnen worden in een tijdsspanne van ongeveer 20 minuten. Het voordeel van cementgebonden lijm is dat dit onder druk opgespoten kan worden. Hiermee kunnen grote oppervlakken veel sneller bezet worden waardoor de installatiekost daalt. Het nadeel is dat de wapening, SCRP of CFRP, eerst vastgeniet moet worden in het plafond op een voldoende korte afstand zodat er geen al te grote doorbuigingen optreden. Hierbij treedt evenwel geen tijdsverlies op met verlijmen met epoxy, want daar moeten de laminaten ook handmatig ingedrukt worden in de lijm. Het passief versterken van de plaat met SCRP, verlijmd door middel van epoxylijm, zorgt ervoor dat de capaciteit van de plaat toeneemt met 60% in vergelijking met de onversterkte toestand. De doorbuiging wordt ook gereduceerd met 26%, maar dit effect is minder zichtbaar dan de toename van de capaciteit. De ductiliteit bij de passief versterkte plaat neemt wel af ten opzichte van de referentieplaat. De maximale rek wordt immers gereduceerd van 2,57% naar 1,42%. Deze kleinere rek is echter nog steeds voldoende om de onderwapening voldoende te laten vloeien. De faalmode blijft immers gelijk aan deze van de referentietest, namelijk vloeien van de onderwapening. Wanneer het SCRP verlijmd wordt met cementgebonden lijm wordt dezelfde capaciteitstoename bereikt. Er is dan geen toename van de doorbuiging in de BGT, maar de maximale doorbuiging van de plaat zal tot 20 mm groter kunnen zijn in vergelijking met een met epoxy verlijmde wapening. De faalmode verschuift ook naar een brosse breuk in de uitwendige wapening. Dit is niet zo erg als op het eerste zicht lijkt, want de inwendige wapening wordt nog steeds toegelaten plastisch te vervormen zodat er een waarschuwing van overbelasting gegeven wordt door overmatige doorbuiging. Er is bijgevolg geen afname van de ductiliteit ten opzichte van de passieve versterking met epoxylijm. Er treedt ook geen delaminatie van de uitwendige wapening op zodat deze los komt van het beton. Dit houdt in dat de versterking met SCRP nu sneller en goedkoper uitgevoerd kan worden en daar boven op er een degelijke weerstand geboden wordt in geval van brand. Het weglaten van de aanhechtlaag tussen het beton en het SCRP-laminaat heeft geen effect op het gedrag van de plaat. Dit wil zeggen dat er nog eens tijd en kosten bespaard kunnen worden op het verlijmen van de wapening, zonder dat er nadelige effecten optreden in vergelijking met het wel aanbrengen van de aanhechtlaag. De mortel moet wel met voldoende druk tegen het beton gespoten worden. Omwille van de afmetingen van het CFRP-net is er niet dezelfde capaciteitstoename en doorbuigingsvermindering bereikt als bij de SCRP-versterking. Bij deze test is het CFRP verlijmd met dezelfde mortel als het SCRP. De hechting tussen het CFRP en de mortel is


gefaald bij het breken van de inwendige wapening. Het kan daarom beter zijn om CFRP te verlijmen met een mortel die daartoe speciaal ontwikkeld is. Dit is echter niet getest geweest. De faalmode is terug verschoven naar vloeien in de onderwapening met breuk tot gevolg, omdat ten gevolge van de grote scheur de spanning lokaal sterk toenam in de onderwapening. Hierdoor is ook de ductiliteit van plaat B3 negatief beïnvloed.

Hoofdstuk 7. Actieve versterking|79

Hoofdstuk 7

Actieve versterking Dit hoofdstuk behandelt het versterken van platen met actieve wapening. Hiertoe wordt er besproken hoe het actieve systeem geïnstalleerd, voorgespannen en verankerd wordt in de plaat. Vervolgens wordt er gekeken waar er verliezen optreden en hoe groot deze zijn. De proeven op de actief versterkte platen worden uitgebreid besproken. Er is een onderscheid gemaakt tussen verschillende voorspankrachten en de reactie van de platen op korte en lange termijn. Deze verschillen en de verschillen die optreden met de passieve versterking van platen worden besproken in het laatste deel.

7.1 Aanbrengen van de wapening

De voorgespannen SCRP-laminaten worden steeds verlijmd door middel van epoxylijm omdat er grote krachten overgedragen worden op de lijm. Hierdoor dient er dezelfde voorbehandeling van het beton te gebeuren zoals eerder beschreven is bij het verlijmen van passieve versterking door middel van epoxylijm. Ook het aanmaken, aanbrengen en afwerken van de lijm gebeurt op analoge wijze, zie 6.1.1 Verlijmen met epoxylijm voor een gedetailleerde beschrijving.

7.1.1 Verankeringsmechanisme

Het is belangrijk om over een verankeringsmechanisme te beschikken dat betrouwbaar is en tegelijkertijd snel en eenvoudig te plaatsen is. Om aan beide eisen te voldoen wordt het hierna gespecifieerde systeem toegepast. Bij dit systeem wordt het SCRP door middel van epoxylijm op een stalen plaat (150x150x10 mm³) gelijmd. Dit gebeurt best ten minste 24 uur voordat de wapening opgelijmd wordt zodat de epoxylijm kan uitharden. Ook het ankerplaatje aan de actieve zijde van het laminaat wordt reeds verlijmd. Hier wordt er rekening gehouden met de overspanning die verlijmd moet worden en de verlenging die nog moet aangebracht worden om het laminaat op de juiste spanning te brengen. De ankerplaatjes worden aangebracht zodat de achterzijde van de plaat 50 mm van het steunpunt verwijderd is. Doordat het SCRP volledig geïmpregneerd wordt door de epoxylijm zal eventuele slip niet optreden voor één enkele streng, maar voor het laminaat in haar geheel.

80|Hoofdstuk 7. Actieve versterking

Figuur 53: (a) Verlijmen van SCRP onder de ankerplaat, (b) Epoxylijm aanbrengen in de boorgaat voor

de bouten, (c) Opspannen van het ankerplaatje tegen het beton, (d) Gebruikte voorspanbout

De stalen verankeringsplaten worden aan de plaat bevestigd met 4 voorspanbouten met een diameter M12. Tussen het verlijmde SCRP onder de ankerplaat en het beton wordt nog een laag epoxylijm aangebracht. In de boorgaten voor de bouten wordt ook een beetje epoxy aangebracht waarmee de bouten chemisch verankerd worden wanneer ze in het beton geklopt worden. Hierna worden de bouten aangespannen zodat het stalen verankeringsplaatje het SCRP stevig tegen het beton en de epoxylijm drukt. Op deze manier is de afstand tussen het beton en het SCRP ook minimaal. Door de kleine dikte van de ankerplaatjes wordt een afwerking verzekerd zonder veel hoogteverlies onder de plaat. De bouten steken hier plaatselijk nog eens 10 mm boven uit. De verankeringsdiepte van ongeveer 100 mm is diep genoeg zodat de ankerplaten niet uit het beton gescheurd zullen worden. Er werkt immers bijna geen moment op de bouten ten gevolge van de voorspankracht in het SCRP, maar wel een dwarskracht van maximaal

, met de voorspankracht in het SCRP-laminaat. De spanning op het beton die

hierbij geïnduceerd wordt, wordt mee opgenomen door de boven- en onderwapening van de plaat. Er moet wel op gelet worden dat er bij het aanbrengen van de bouten geen scheuren ontstaan, want dit verzwakt de eindverankeringen. Dit verankeringssysteem wordt gebruikt aan zowel de passieve als aan de actieve zijde van het voorgespannen SCRP.

7.1.2 Werking en plaatsing van de vijzel

Om het SCRP-laminaat voor te spannen wordt er gebruik gemaakt van een hydraulische vijzel. Deze is gemonteerd op een constructie die dienst doet als verankering, om de vijzel tegen het beton te bevestigen, en als geleiding voor de verschuifbare klem die het SCRP-laminaat vasthoudt. De verankeringsconstructie is voorzien van 6 gaten waarlangs de vijzel in het beton verankerd kan worden. De bouten die hierbij gebruikt worden zijn dezelfde als bij de verankering van het SCRP-laminaat zelf en de verlijming wordt ook uitgevoerd met epoxylijm. De vijzel is tijdens de voorspanoperaties steeds bevestigd geweest met 4 bouten omdat dit voldoende is voor het aanleggen van een voorspankracht van 40 kN. De verankeringsbouten voor de vijzel zijn wel verloren na het opspanproces. De koppen kunnen naderhand afgeslepen worden. De vijzel is op het beton gelegd om de boorgaten op de juiste plaats te kunnen boren, zie Figuur 54 (c). In de praktijk zal dit moeilijker zijn omdat de vijzel nogal zwaar is om boven het hoofd te tillen. Hiervoor kan beter een dunne (stalen) plaat gemaakt worden die op dezelfde plaatsen geperforeerd is. Voor het plaatsen van de vijzel zelf is het ook


aangewezen een steun te ontwerpen die horizontaal verplaatsbaar is over de grond en verticaal verstelbaar is. Dan kan de vijzel immers eenvoudig tegen de platen gekrikt worden en verplaatst worden naar het volgende laminaat dat voorgespannen moet worden. Er zullen immers steeds meerdere laminaten voorgespannen moeten worden bij het versterken van een vloerplaat in de praktijk.

Figuur 54: (a) Schets van de langse doorsnede van het vijzel-element en de plaatsing van het SCRP

(rood), (b) Overzicht van het vijzel-element, (c) Verankering via bouten

Het SCRP-laminaat wordt aan de onderkant van de vijzel aangebracht en via een geleidingsrol afgebogen naar de klem. De geleidingsrol zorgt ervoor dat het SCRP steeds dicht tegen de plaat blijft liggen en niet omhoog getrokken wordt. De klem van de vijzel is opgebouwd uit twee stukken, zie Figuur 54 (a) en (b). Het onderstuk zit vast in het geleidingssysteem en bevat twee half cilindervormige uitsparingen. Het bovenstuk bevat twee half cilindervormige uitstulpingen en wordt met vier bouten vastgezet op het onderstuk wanneer het SCRP er tussen is aangebracht. Op deze manier wordt het SCRP degelijk ingeklemd om slip te minimaliseren. De vijzel zal de klem vooruit duwen en de klem trek op haar beurt aan het SCRP-laminaat, de geleidingsrol houdt het SCRP dicht tegen het plaatoppervlak. Tijdens de proeven wordt de druk in de vijzel opgevoerd met behulp van een handpomp. Om de druk in de pomp te kunnen relateren aan de kracht die de vijzel levert zijn beide variabelen gecalibreerd. De druk is opgemeten met een drukopnemer en de kracht is gemeten met een krachtcel van 50 kN. De ijking is uitgevoerd bij toenemende druk. Uit de ijking van de druk volgt een lineair verband waarmee de kracht in de pomp bepaald kan worden, zie Figuur 55.


Figuur 55: IJking van de druk van de handpomp t.o.v. de kracht geleverd door de vijzel bij

toenemende druk

Het verankeren van de vijzel met bouten zorgt voor trekspanningen in het beton. Indien er in de praktijk gewerkt wordt met platen is er normaal gezien geen probleem omdat door de grote breedte van een plaat de trekspanningen wel opgenomen worden in het veld. Echter bij de voorbereiding van het opspannen van plaat B7 zijn de geïnduceerde trekspanningen in de smalle testplaat B7 zodanig toegenomen dat de zijkant van de plaat afgedrukt is geweest. De bouten zijn waarschijnlijk te dicht tegen de zijkant ingebracht waardoor de resterende betondekking te klein bleek om de trek geïnduceerd door de bouten op te nemen. Het afstoten van de betonlaag is getoond in Figuur 56. Dit is dan ook de reden waarom plaat B7 niet verder getest is geweest.

Figuur 56: Afdrukken van de betondeklaag bij plaat B7

7.1.3 Voorspanproces

Het voorspanproces verloopt volgens een vast stappenplan.


- Het voorspanproces begint met het verankeren van de passieve kant van het SCRP-laminaat zoals besproken in 7.1.1.

- Vervolgens wordt ook de vijzel verankerd aan de plaat zoals besproken in 7.1.2. - Er wordt een laag epoxy op de plaat aangebracht met de troffel, waarna het SCRP

erop wordt gelegd en vastgeklemd wordt in de vijzel zoals getoond in Figuur 54 (a).

- Als het SCRP klem zit in de vijzel wordt het laminaat aangetrokken tot het strak staat. Op dit moment wordt het door het passieve anker en door de geleidingsrol in de vijzel dicht tegen de plaat gehouden, waardoor het ingedrukt wordt in de reeds aangebrachte onderlaag van epoxy. Hierna kan er begonnen worden met de druk in de vijzel op te voeren en op die manier de voorspankracht aan te brengen op het SCRP.

- Indien de gewenste verlenging van het SCRP heeft plaatsgevonden, wordt de druk in de vijzel constant gehouden. Nu worden de verankeringsgaten geboord door de gaatjes in het anker aan de actieve zijde, waarna de bouten er worden in aangebracht volgens de methode besproken in 7.1.1.

- Er wordt dan nog met de troffel een deklaag van epoxy aangebracht over de voorgespannen wapening. Dit is belangrijk voor de corrosiebescherming maar geeft ook een esthetische afwerking aan het geheel.

- Na het bevestigen van het anker aan de actieve zijde kan de druk op de vijzel gelost worden. De vijzel kan dan ook verwijderd worden van de plaat.

Omwille van het lage aantal handelingen die uitgevoerd moeten worden is dit voorspanproces in de praktijk eenvoudig uit te voeren door 2 arbeiders, mits ze gebruik kunnen maken van een verplaatsbaar kruksysteem om de vijzel te verplaatsen boven het hoofd. Het voorspannen en afwerken van één laminaat kan uitgevoerd worden op een half uur.

7.2 Metingen op de voorgespannen wapening

7.2.1 Spanningen en rekken tijdens het opspannen

Tijdens het opspannen van de SCRP-laminaten is de druk telkens opgevoerd met stapjes van 20 bar. De rekken die ontstaan in het SCRP ten gevolge van de aangelegde voorspankracht worden op twee manieren opgemeten. Als eerste wordt de verplaatsing van het ankerblok aan de actieve zijde discontinu opgemeten na iedere stap van 20 bar. Uit die verplaatsing van het ankerblok kan de rek en bijgevolg ook de spanning in het SCRP berekend worden door middel van de elasticiteitsmodulus bepaald in 4.3.2. Ten tweede zijn er 2-draadsrekstrookjes aangebracht over het SCRP-laminaat, zie Figuur 57. De rekstrookjes zijn per 2 verlijmd ter plaatse van de verankeringen aan zowel passieve als actieve zijde en per 3 in het midden van de overspanning. Deze posities zijn gekozen om na te kunnen gaan of er een spanningsverlies optreedt over het SCRP van de actieve zijde naar de passieve zijde en om vast te kunnen stellen of er een verschil in spanning bestaat dwars over het SCRP-laminaat. Er is ook een rekstrookje, nummer 8 zie Figuur 57, aangebracht op het beton in het midden van de overspanning. De rekstrookjes voeren een continue meting uit.


Figuur 57: Opstelling van de rekstrookjes op het voorgespannen SCRP-laminaat

De gemeten rekken zijn omgezet in spanningen. Zo wordt er voor het opspannen van het laminaat zonder onderlaag van epoxylijm per rekstrookje een spanningscurve verkregen, weergegeven in Figuur 58. Uit deze grafiek blijkt dat de spanningen berekend uit de verschillende rekstrookjes quasi gelijk zijn. Er is geen verband te vinden tussen de spanning berekend uit de rekstrookjes en de afstand van deze rekstrookjes tot aan het anker aan de actieve zijde. De rek, en hierbij ook de spanning, wordt bijgevolg uniform verdeeld over de lengte van het laminaat dat voorgespannen wordt. Ook wordt er geen grotere spanning teruggevonden aan de strengen die aan de rand van het laminaat gelegen zijn ten opzichte van de strengen die in het midden van het laminaat gelegen zijn. Het laminaat is bijgevolg goed ingeklemd onder de ankerplaatjes. Voor rekstrookjes 1 en 3 wordt er wel telkens een spanning teruggevonden die gemiddeld 6% hoger ligt dan de spanningen berekend uit de andere rekstrookjes op het SCRP. Dit wijst op een kleine scheeftrekking bij het voorspannen van het laminaat en wordt bevestigd door het opmeten van de verplaatsing van het ankerplaatje aan de actieve zijde. Deze bedraagt links 32 mm en rechts 30 mm.

Figuur 58: Spanningen van plaat B10 per rekstrookje voor het opspannen tot 40 kN in de vijzel

gevolgd door volledige ontspanning, zonder onderlaag van epoxylijm

Samen met de gemeten rek in de rekstrookjes en de verplaatsing van het ankerplaatje aan de actieve zijde kan de spanning ook berekend worden aan de hand van een derde manier, namelijk uit de opgelegde kracht door de vijzel. Deze kracht is voor het opspanproces in Figuur 58 gelijk aan 39 kN en komt overeen met een druk van 140 bar die bereikt wordt na 7 stappen in het opspanproces. Om deze kracht te bereiken in het SCRP zou er per streng een spanning van 1689 MPa moeten gerealiseerd worden. De spanningen berekend uit de rek van de rekstrookjes voldoen hier niet aan. Om een vergelijking te kunnen maken zijn de spanningen volgens de drie berekeningsmethodes uitgezet in Figuur 59.


Figuur 59: Vergelijking van de spanningen van plaat B10 bekomen uit de 3 methodes: kracht op de

vijzel, verplaatsing van het anker aan de actieve zijde en rek in de SCRP-strengen, voor een

opspanproces zonder onderlaag van epoxylijm

De spanningen die berekend zijn uit de rekstrookjes geven de reële spanningen die heersen in het SCRP het nauwkeurigst weer. De rekstrookjes ‘voelen’ immers het effect van elke beweging tijdens de voorspanoperatie, inclusief het optreden van zetting en/of slip. In Figuur 59 valt duidelijk op dat de berekening van de spanning uit de verplaatsing van het ankerplaatje aan de actieve zijde veel nauwkeuriger is dan aan de hand van de kracht op de vijzel (en dus ook op de druk in de handpomp). Het verschil bij maximale voorspankracht van 6,1% tussen de spanning berekend uit de verplaatsing van het ankerplaatje en uit de rekstrookjes is te wijten aan het zetten van het ankerplaatje aan de passieve zijde. Het verlies tussen de spanning berekend uit de kracht en uit de rekstrookjes bedraagt bij maximale voorspankracht 21+6,1 = 27,1 %. Dit is te wijten aan verliezen in de vijzel opgeteld bij het verlies ten gevolge van het zetten van het anker aan passieve zijde. Tabel 25: Vergelijking van de spanningsverliezen van plaat B10 berekend uit de verplaatsing van het

ankerplaatje en uit de rekstrookjes ten opzichte van de spanning berekend uit de kracht geleverd

door de vijzel

Druk in de handpomp

Kracht van de vijzel

Spanning Spanning uit verplaatsing

Verlies in de vijzel t.o.v. de

vijzelkracht

Spanning uit de

rekstrookjes

Verlies in het anker t.o.v. de

vijzelkracht uit

kracht

[bar] [kN] [MPa] [MPa] [%] [MPa] [%]

0 0 0 0 0 0 0

20 5,0 217 129 40,5 187 -26,4

40 10,7 462 409 11,6 329 17,2

60 16,3 708 624 11,8 503 17,1

70 19,2 830 646 22,3 569 9,2

80 22,0 953 732 23,2 663 7,2

100 27,7 1198 882 26,4 850 2,7

120 33,3 1444 1098 24,0 1049 3,4

140 39,0 1689 1334 21,0 1232 6,1


Aangezien de spanningen die berekend worden uit de verplaatsing van het ankerplaatje wel goed overeen komen met de spanningen berekend uit de rekstrookjes, is het beter om in de praktijk de meting van de aangebrachte voorspankracht uit te voeren aan de hand van de verplaatsing van het ankerplaatje aan de actieve zijde. Dit zal de voorspankracht in het SCRP nauwkeuriger weergeven dan het aflezen van de druk in de vijzel. Indien er bij later onderzoek meerdere opspanproeven uitgevoerd worden om de invloed van het zetten van het anker aan de passieve zijde te bepalen kan er een betrouwbaardere statistiek bekomen worden voor het verlies in het anker aan de passieve zijde in functie van de aangelegde kracht met de vijzel. De bekomen waarden kunnen dan ingevuld worden in formule (39) om de reële spanning in het SCRP op een meer nauwkeurigere manier te bepalen bij uitvoer in de praktijk.

Met F de reële voorspankracht [N] in het SCRP, Ef de elasticiteitsmodulus [MPa] van het SCRP, Af de sectie [mm²] van het SCRP, l de lengte [mm] van het SCRP tussen de ankerplaatjes, de verplaatsing [mm] van het ankerplaatje aan actieve zijde bij opspannen, het spanningsverlies [%] in het anker aan passieve zijde bepaald uit Tabel 25 overeenkomstig de maximaal aangelegde kracht in de vijzel.

7.2.2 Voorspanverliezen

De eerste verliezen die optreden in de voorgespannen wapening zijn steeds de ogenblikkelijke verliezen die hun oorzaak vinden in slip of wrijving van de verschillende onderdelen. Indien de plaat na het opspanproces gedurende langere tijd (minstens een maand) wordt gemonitord kan ook het voorspanverlies op lange termijn gemeten worden. Dit verlies zal vooral optreden door de gevolgen van relaxatie in het SCRP. Opspanproces zonder epoxylijm: Uit het opspanproces van plaat B10, besproken in het vorig deel, blijkt dat er als eerste een verlies optreedt in de vijzel bij de overdracht van de kracht op het SCRP. Dit verlies is te wijten aan wrijving tussen de onderdelen van de vijzel, de slip in de klem van de vijzel, het zetten van de vijzel rond de bouten ten gevolge van de geleverde kracht op het SCRP en de rek van het stukje SCRP dat zich tussen de klem en het ankerplaatje aan actieve zijde bevindt. De grootte van deze verliezen samen bedraagt bij een maximale kracht van 39 kN 21% ten opzichte van de door de vijzel geleverde kracht, zie Figuur 59 en Tabel 25. Indien de verplaatsing van het anker aan actieve zijde opgemeten wordt, wordt de verplaatsing van het passieve anker hierbij opgeteld. Het verschil tussen de berekende spanning uit de verplaatsing van het anker aan de actieve zijde en de spanning uit de rekstrookjes is dus te wijten aan het zetten van het anker aan de passieve zijde. Uit het opspanproces tot een kracht van 39 kN in de vijzel blijkt dat dit verlies 6,1% bedraagt ten opzichte van de geleverde kracht door de vijzel, zie Figuur 59 en Tabel 25. Het totale verlies ten opzichte van de aangelegde kracht in de vijzel bedraagt bijgevolg 21+6,1 = 27,1% voor het opspanproces zonder onderlaag van epoxylijm. Opspanproces met epoxylijm: Bij plaat B10 is het SCRP dus eerst voorgespannen tot een kracht in de vijzel van 39 kN zonder dat er lijm aangebracht is geweest tussen het SCRP en de plaat. Hieruit zijn de eerder besproken verliezen afgeleid. Na het bereiken van 39 kN in de vijzel is deze kracht 5 minuten aangehouden alvorens er terug ontspannen werd naar 0 bar. Na het


ontspannen is er epoxylijm aangebracht tussen het SCRP en het beton en is het SCRP weer opgespannen tot een kracht van 39 kN in de vijzel. Er is een spanningsverlies in het SCRP gemeten ten opzichte van de eerste opspanning zonder lijm. Dit verlies zal nu voornamelijk veroorzaakt zijn door de invloed van de lijm. Deze zorgt immers voor meer wrijving bij het opspannen. Ook de exotherme reactie van de lijm heeft een effect op het SCRP. Deze verhoogt de temperatuur waardoor de verlenging toeneemt en de spanning afneemt.

Figuur 60: Vergelijking van de spanning bekomen uit de 3 methodes: kracht op de vijzel, verplaatsing

van het anker aan de actieve zijde en rek in de SCRP-strengen, voor het opspanproces zonder

onderlaag van epoxylijm, gevolgd door een nieuwe opspanning met een onderlaag van epoxylijm

Uit de spanningen berekend volgens de 3 methodes bij het opspannen met een onderlaag van epoxylijm volgt dat de verliezen ten opzichte van de geleverde kracht door de vijzel zijn toegenomen. Het verlies bedraagt nu 26,1%. Dit is 5,1% meer dan bij het opspannen zonder lijm. Het verlies tengevolge van de verplaatsing van het passieve anker bedraagt nu maar 4,2%, dit is logisch aangezien het anker al een eerste zetting ondergaan heeft bij de vorige opspanning. In totaal is er voor het opspanproces met een onderlaag van epoxylijm een verlies opgetreden van 26,1+4,2 = 30,3%. Dit is 3,2% meer verlies tengevolge van de aanwezigheid van de epoxylijm. Om de hiervoor vernoemde verliezen te verifiëren wordt er vergeleken met de opspanprocessen van plaat B4 tot 19 kN en van plaat B6 tot 39 kN in de vijzel. Bij deze platen is het SCRP-laminaat onmiddellijk voorgespannen met een onderlaag van epoxylijm. Er is bijgevolg geen onderscheid gemaakt kunnen worden tussen het verlies ten gevolge van de lijm enerzijds en de verliezen in de vijzel en het anker anderzijds. Uit Tabel 26 volgt dat de afwijking tussen de voorspanverliezen het grootste is bij lage aangelegde voorspankrachten. Naarmate de aangelegde voorspankracht stijgt verkleint het onderlinge verschil. De verliezen ten gevolge van de epoxylijm worden bij de metingen van plaat B4 en B6 vooral opgenomen bij de verliezen in de vijzel. De verliezen ter plaatse van het anker aan passieve zijde nemen dan weer af, dit ten gevolge van de toenemende wrijving van de epoxylijm, waardoor de trekkracht op het anker afneemt.


Tabel 26: Vergelijking van de verliezen tussen de voorgespannen platen onderling

Plaat B4 Plaat B6 Plaat B10

Kracht in de vijzel

Verlies in de vijzel

Verlies in het anker

Totaal verlies



Totaal verlies



Verlies door

de lijm

Totaal verlies

[kN] [%] [%] [%] [%] [%] [%] [%] [%] [%] [%]

0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

5,0 28,4 -2,6 25,8 21,9 4,1 26,0 40,5 -26,4 11,0 25,1

10,7 10,7 11,0 21,7 24,9 0,9 25,8 11,6 17,2 1,7 30,6

16,3 15,6 8,2 23,8 30,1 -4,4 25,7 11,8 17,1 6,6 35,4

19,2 27,1 5,5 32,6 37,8 3,2 41,0 22,3 9,2 2,6 34,1

22,0 - - - 36,2 2,1 38,3 23,2 7,2 2,2 32,7

27,7 - - - 32,1 3,6 35,7 26,4 2,7 3,4 32,6

33,3 - - - 28,9 3,4 32,4 24 3,4 3,5 30,9

39,0 - - - 26,1 4,5 30,6 21 6,1 3,2 30,3

Het lossen van de vijzel: Na het verankeren van het ankerplaatje aan de actieve zijde, volgens de methode beschreven in 7.1.1, wordt de vijzel gelost. Dat lossen zorgt voor een plotse belasting van het ankerplaatje aan de actieve zijde. Hierdoor zal dit zich zetten rond de bouten en zal er weer verlies optreden in de aangebrachte voorspanning. Op Figuur 61 wordt door middel van de pijl weergegeven bij welke tijdsstap de verliezen optreden ten gevolge van het lossen van de vijzelkracht bij plaat B10. De voorspanning neemt voor alle strengen ogenblikkelijk en gelijk af in grootte. Deze zakt van gemiddeld 1182 MPa naar 1110 MPa, dit is een afname van 4,2% ten opzichte van de kracht die geleverd werd door de vijzel. Het spanningsverlies bij plaat B6 gebeurt op dezelfde wijze en bedraagt 4,3% ten opzichte van de kracht in de vijzel. Bij plaat B4 is er een ogenblikkelijke afname van 1,03%, maar de spanning in het SCRP is te laag om een voldoende grote trek te geven aan het anker zodat dat zich ogenblikkelijk zou zetten. Daarom is er nog een bijkomend verlies over een tijdspanne van 35 minuten waarin het anker aan de actieve zijde langzaam zet. Het verlies hierbij is 2,49% zodat het totale verlies ten gevolge van het lossen van de vijzel bij B4 gelijk is aan 3,51%. Tabel 27: Spanningsverliezen per plaat door het lossen van de vijzel

Plaat Ogenblikkelijk verlies Bijkomend verlies Totaal verlies

[%] [%] [%]

B4 1,02 2,49 3,51

B6 4,3 - 4,3

B10 4,2 - 4,2

Op Figuur 61 kan ook de evolutie van de spanningen in het beton gevolgd worden via rekstrookje 8. Hierbij valt op dat het samendrukken van het beton tijdens de tweede opspanning dubbel zo groot is dan bij de eerste opspanning. Dit is een foute meting want het beton moet lineair elastisch gedrag vertonen bij zulke kleine drukken. Bij het spanningsverlies ten gevolge van het lossen van de vijzel neemt de betondruk ook af, dit is juist. Maar de grootte-orde van de afname komt niet overeen met het spanningsverlies. Ook deze meting is bijgevolg niet juist.


Figuur 61: Opspanproces van plaat B10 zonder epoxylijm gevolgd door opspanproces met epoxylijm,

gevolgd door spanningsverlies ten gevolge van het lossen van de vijzel (pijl)

Relaxatie Deze verliezen treden op over een lange periode waarbij er een constante spanning heerst op het SCRP. De spanningsverliezen treden op onder constante lengte van de SCRP-strengen. De plaat heeft gedurende 4 weken op twee steunpunten gerust op dezelfde positie als bij de testen. De plaat maakte bijgevolg een overspanning van 5 meter. Tijdens deze periode is de verandering in de spanning op het SCRP om de 60 seconden opgemeten. In Figuur 62 wordt de verandering in spanning gedurende 4 weken weergegeven voor twee rekstrookjes. Dit zijn respectievelijk rekstrookje 4, dat in het midden van de overspanning geplaatst is, en rekstrookje 1, dat in de buurt van het anker aan actieve zijde gekleefd is.


Figuur 62: Verandering in voorspanning van B10 gedurende 4 weken op steunpunten onder

eigengewicht

Na de eerste beproeving van plaat B10 tot een buigmoment van 10 kNm heerst er in het midden van de ovespanning een spanning van 1196 MPa en in de buurt van de ankers een spanning van 1144 MPa, zie deel 7.3.3 in Figuur 79. Deze spanningen zijn minder dan 50% van de maximale spanning die het SCRP aankan, zijnde 3307 MPa. Hierdoor blijkt uit de literatuur [7] dat het spanningsverlies ten gevolge van relaxatie verwaarloosbaar klein zal zijn. Voor rekstrookje 4 wordt er geen verlies van spanning opgemeten. In tegendeel, de spanning neemt toe van 1196 MPa naar 1205 Mpa, dit is een toename van 0,5% ten opzichte van de aangelegde kracht in de vijzel. Deze is gedeeltelijk veroorzaakt door bijkomende doorbuiging van de plaat onder zijn eigengewicht. Bij rekstrookje 1 neemt de spanning wel af, ze daalt van 1144 MPa naar 1128 MPa. Dit is een verlies van 0,9% ten opzichte van de aangelegde vijzelkracht. De snelheid waarmee spanning verloren gaat neemt af met de tijd. Deze kleine spanningsafname is wel ten gevolge van relaxatie omdat de doorbuiging van de plaat in de zones dicht bij de ankerplaatjes amper een bijkomende rek induceert. Door de initiële test op B10 zijn er reeds scheuren ontstaan rond de midden overspanning. Deze zullen voornamelijk de rek ten gevolge van de doorbuiging opnemen. Aangezien de epoxylijm de spanningen in het SCRP kan opvangen, zal de spanningsafname aan de ankerplaatjes geen invloed hebben op de eigenschappen van de plaat. Deze wordt immers getest met een 4-puntsbuigproef die voor een maximaal moment zorgt in de middenzone. Aangezien de spanning daar toegenomen is, kan gesteld worden dat de voorspanning die voor de volgende test van belang is, toegenomen is met 0,5%. In onderstaande tabel worden de voorspanverliezen die optreden in de SCRP-laminaten nog eens samengevat per oorzaak en per plaat. Er kan besloten worden dat de grootste verliezen optreden in en rond de vijzel. Alhoewel de installatie en bediening van de vijzel en de manier van verankeren van het SCRP aan actieve kant zeer vlot verlopen is, dient er toch een optimalisatie te gebeuren om de verliezen in de vijzel zelf te beperken. De totale verliezen op de aangebrachte voorspankracht schommelen rond de 35% van de kracht die op de vijzel is aangebracht.


Tabel 28: Samenvatting van de voorspanverliezen

Oorzaak van verlies aan voorspanning

Maximaal verlies in [%] ten opzichte van de vijzelkracht

Overgebleven voorspankracht [kN] in het SCRP

B4 (19 kN) B6 (39 kN) B10 (39 kN) B4 (19 kN) B6 (39 kN) B10 (39 kN)

Zetting en slip in vijzel 27,1 26,1 21 13,9 28,8 30,8

Zetting van passief anker 5,5 4,5 6,1 12,8 27,1 28,4

Wrijving van epoxylijm n.g. n.g. 3,3 n.g. n.g. 27,2

Verwijderen vijzelkracht 3,5 4,3 4,2 12,1 25,3 25,6

Relaxatie n.g. n.g. -0,5 n.g. n.g. 25,7

Totaal 36,1 34,9 34,1 n.g.: niet gemeten

7.2.3 Aanzet tot optimalisatie van de vijzel

Het verlies ten gevolge van zetting rond de ankerbouten van de vijzel en het verlies ten gevolge van wrijving in de vijzel is moeilijk te begroten. Er is echter wel een plaats in de vijzel waar het verlies wel duidelijk opgemeten kan worden. Zo is er het stukje SCRP tussen de klem van de vijzel en het anker aan de actieve zijde, dat onder de geleidingsrol afgebogen wordt, zie Figuur 63. Dit wordt ook uitgerokken door de aangelegde kracht in de vijzel. Ook doordat een deel van het SCRP onder de vijzel onder een hoek gelegen is, zal de effectieve gegenereerde verlenging in het SCRP kleiner zijn dan de verplaatsing door de vijzel zelf. Een combinatie van deze twee effecten zal een deel van het verlies op de vijzel inhouden. De gegenereerde verplaatsing in het SCRP (=z-y) door de verplaatsing van de vijzelkop (=u), kan berekend worden uit Figuur 63.

Figuur 63: Horizontale verplaatsing van de vijzel (=u) is groter dan de geïnduceerde verlenging in het

SCRP (=z-y)

Deze waarde van z-y is kleiner dan de verplaatsing u van de vijzel. Volgens pythagoras volgt:

De totale verlenging die optreedt in het SCRP moet hieraan gelijk zijn. Door de schuine ligging van het eerste deel van het SCRP wordt over dat deel een grotere kracht (F1,SCRP) aangebracht dan de vijzel levert, zie Figuur 64. Uit deze figuur volgt dat:


Figuur 64: Krachtenevenwicht in de vijzel en het SCRP

De kracht aangebracht op de andere delen van het SCRP (F2,SCRP) is wel gelijk aan de vijzelkracht. De krachten R1 en R2 zijn respectievelijk de dwarskracht op de bouten en de kracht op de geleidingsrol. De totale verlenging van het SCRP wordt dan gevonden door de verlenging in het schuine SCRP-deel onder de vijzel op te tellen bij het platliggende SCRP-deel onder de vijzel en daarbij nog eens de gemeten verlenging op te tellen van het deel tussen de ankerplaatjes. De lengte van het SCRP tussen de vijzelklem en het anker aan actieve zijde bedraagt 300 mm. Dit geeft dan volgende formule:

Uit formules (40) en (42) kan dan de verplaatsing in de vijzel bepaald worden. Deze bedraagt 34,9 mm. Uit formule (42) kan vervolgens de totale verlenging bepaald worden van het SCRP, deze bedraagt 33,65 mm. Indien de opgemeten verlenging tussen de ankerplaatjes hiervan afgetrokken wordt, blijft er nog 2,65 mm over. Dit is dan de verlenging in het SCRP onder de vijzel die niet overgezet is op het SCRP tussen de ankerplaatjes, en bijgevolg verloren gaat bij het lossen van de vijzel. Met deze verlenging komt een spanning overeen van 114 MPa, die dus verloren is gegaan tijdens het opspanproces. Dit is 32,6% van het totale verlies dat in de vijzel opgetekend is. Bij een optimalisatie van de vijzel dient er bijgevolg eerst een oplossing gevonden te worden om dit verlies niet te laten optreden. Met andere woorden, er moet een vijzel ontworpen worden waarbij de SCRP-lengte tussen het anker aan actieve zijde en de klem van de vijzel minimaal is, en zo evenwijdig mogelijk gelegen is met de plaat.

7.3 Proeven op actieve versterking

In dit deel worden alle proeven en resultaten besproken van de actief versterkte platen.

7.3.1 Voorspankracht van 20 kN, korte termijngedrag: plaat B4

Voor de uitvoer van de proeven is de initiële doorbuiging van plaat B4 onder haar eigengewicht opgemeten en samengevat in Tabel 29. Ten gevolge van de reële aangelegde voorspankracht van 12,1 kN in het SCRP ontstaat er een opwaartse beweging van de plaat die de doorbuiging onder eigengewicht vermindert. Hierdoor wordt er nu een initiële doorbuiging van 2 mm gemeten. De doorbuiging ten gevolge van het verdeelprofiel heeft ongeveer dezelfde grootte als in de referentietoestand. Door de voorspankracht is de totale initiële doorbuiging verminderd naar 3,04 mm in het midden van de overpanning van de plaat.









De scheuren in de plaat nemen toe met toenemend buigmoment. Ze strekken ook uit buiten de twee puntlasten. Echter bij de passieve versterkte platen snijden de scheuren ongeveer even diep in het beton buiten de puntlasten als tussen de puntlasten en neemt enkel de afstand tussen de scheuren toe. Bij deze plaat met voorgespannen uitwendige wapening valt op dat de diepte van de scheur afneemt naarmate de scheuren verder van de puntlasten verwijderd zijn, zie Figuur 65. Hierdoor neemt de scheuropening ook af met de afstand tot de puntlasten en zal uiteindelijk een groot deel van de plaat ongescheurd blijven. Deze ongescheurde zone in de buurt van de steunpunten is ongeveer 400 mm langer dan bij de passief versterkte platen en bedraagt ongeveer 120 mm.

Figuur 65: Vergelijking van de diepte van de scheuren tussen plaat B2 en plaat B4

De scheuren ontstaan vanaf een aangelegd buigmoment van 3,38 kNm. Dit is niet later dan de platen die verlijmd zijn met passieve wapening. Dit is opmerkelijk gezien het moment dat geïntroduceerd wordt door de voorspanwapening. De scheuropeningen blijven wel veel kleiner. Bij een buigmoment van 11,3 kNm is er nog maar een gemiddelde scheuropening van 0,12 mm waar de passief versterkte platen al rond scheuropeningen van 0,18 mm schommelen. Tussen de puntlasten is de gemiddelde afstand tussen de scheuren gelijk aan 71 mm. Dit is dezelfde scheurafstand die gemeten is bij de referentieplaat. Doordat de proefplaat ondersteboven, op de grond liggend, met het SCRP voorgespannen is, kan die situatie vergeleken worden met het ontlasten in de praktijk tot een negatief peil bereikt is. Hierdoor is er extra druk aangebracht in de ondervezel van de plaat. Wanneer de plaat terug omgedraaid op de testbank ligt ontstaat er reeds een schuifspanning tussen het beton en de uitwendige wapening die groter is dan bij de passieve verlijming van uitwendige wapening. Hierdoor ontstaan de scheuren bij B4 ook bij een moment van 3,38 kNm.

Figuur 66: Scheurverdeling en -ontstaan in plaat B4


De buigstijfheid van een plaat met voorgespannen uitwendige wapening zal niet noemenswaardig verschillen van de buigstijfheid van een plaat met passieve uitwendige wapening indien er geen scheuren aanwezig zijn. De ongescheurde betonsectie is namelijk dominant ten opzichte van de wapening voor de berekening van het traagheidsmoment. Vanaf het moment dat er scheuren ontstaan zijn zal er wel een verschil in buigstijfheid ontstaan tussen de plaat met actieve wapening en de plaat met passieve wapening. De helling van de doorbuigingscurve van de gescheurde zone van plaat B4, waar de wapening nog elastisch werkt, in Figuur 67 verloopt duidelijk steiler dan deze van de referentietoestand. Het traagheidsmoment van de sectie wordt immers bepaald op basis van de secties van het beton en het staal en hun positie ten opzichte van de neutrale lijn. En deze neutrale lijn ligt bij de plaat met voorgespannen uitwendige wapening veel dieper in de plaat, zie Figuur 68, want de voorspanning in de uitwendige wapening houdt de rekken aan de onderkant van de plaat klein waardoor de scheuropeningen klein blijven en de scheuren minder diep in het beton snijden. Het verschil met de ligging van de neutrale lijn in de referentieplaat bedraagt gemiddeld 30 mm. Dit is zelfs dubbel zoveel als bij de verlijming van passieve uitwendige wapening. Hierdoor blijft er een groter ongescheurd deel van de betonsectie over. De hoogte van deze drukzone heeft een grote invloed op het traagheidsmoment van de sectie en bijgevolg ook op de buigstijfheid. De buigstijfheid zal bijgevolg bij het ontstaan van scheuren minder snel afnemen, zie Figuur 69. Dit verklaart de stijvere reactie van de plaat en dus ook de steilere helling.

Figuur 67: Buigmoment-doorbuigingscurve van plaat B4 + vergelijking met de referentietoestand

Bij de overgang naar de plastische vervormingstoestand van de onderwapening in plaat B4 is het verschil in afname van de buigstijfheid veel kleiner in vergelijking met de referentieplaat. Vanwege de voorspankracht in de uitwendige wapening wordt er meer weerstand geboden tegen het vloeien van de inwendige wapening en omdat de uitwendige wapening elastisch vervormt, wordt een deel van het verlies van stijfheid opgevangen. Dit zorgt voor een grote reductie van de doorbuiging tot 57 mm in vergelijking met 219 mm voor de referentieplaat bij maximale capaciteit van de referentieplaat. Omdat de sterkte van het voorgespannen SCRP nog steeds hetzelfde is zal de capaciteit ook toenemen zoals bij de versterking met passieve uitwendige wapening. De maximale capaciteit die bereikt wordt is 22,5 kNm.




Figuur 70 toont dat de rekken aan de onderkant van de plaat effectief klein gehouden worden door de voorspankracht in de uitwendige wapening. De rek ter hoogte van de onderwapening bij een buigmoment van 12 kNm is bij plaat B4 maar 0,17%. Dit is slechts de helft indien het vergeleken wordt met de rek ter hoogte van de onderwapening in plaat B5, die passief versterkt is. Ook de druk in het beton ter plaatse van de bovenwapening is hoger dan de druk in het beton in plaat B5 bij een zelfde buigmoment. De rekken opgemeten met de DEMEC-meter zijn gestopt bij een buigmoment van 12 kNm omwille van de veiligheid. De rekken volgens de LVDT-meters zijn op deze figuur niet weergegeven omdat deze foutieve metingen hebben geregistreerd. Zo werd er bijvoorbeeld ter plaatse van de bovenwapening geen druk maar trek gemeten. De LVDT-metingen zijn bijgevolg ook niet opgenomen in deze figuur. Dit verklaart ook waarom de ligging van de neutrale lijn en de verandering van de buigstijfheid maar berekend zijn tot een buigmoment van 13,5 kNm.


Figuur 70: Buigmoment-rekcurves van plaat B4 + vergelijking met de passief gewapende plaat B5

Plaat B4 is uiteindelijk gefaald via breuk in de uitwendige wapening. Dit is te verwachten aangezien de uitwendige wapening ten gevolge van de voorspankracht reeds op een spanning van 566 MPa gebracht is. De maximale spanning wordt door de reeds aangebrachte voorspankracht bereikt voor de onderwapening faalt door vloeien. Een nadeel aan deze faalmode is dat het een brosse breuk betreft. Brosse breuken treden plots op, zonder waarschuwing. Bij het breken zal de voorspanning plots uit de uitwendige wapening verdwijnen. Dit geeft een grote belasting op de hechting tussen de epoxylijm en het beton. Maar bij deze plaat is de epoxylijm niet los gekomen. Naast de nadelige brosse breuk wordt de onderwapening ook beperkt in haar vloeicapaciteit omdat de uitwendige wapening bepalend is geworden. Hierdoor neemt de ductiliteit van de plaat af. Dit kan gekwantificeerd worden aan de hand van de rek die plastische vervorming toelaat in de onderwapening van de plaat.

Figuur 71: Verandering van de spanning in het voorgespannen SCRP met toenemend buigmoment op

B4


Uit Figuur 71 blijkt dat de spanning in het SCRP niet-proportioneel toeneemt met de toename van het buigmoment op de plaat. De rekstrookjes zijn aangebracht in het midden van de overspanning, met nr. 3 in het midden van het laminaat en nr. 2 en nr. 4 ieder aan een zijkant van het laminaat. Rekstrookje 1 geeft de betonspanning weer. De toename van spanning is te wijten aan het beginnende vloeien in de onderwapening waardoor het SCRP versneld meer spanning opneemt. Van het moment dat 1 streng de maximale spanning van 3307 MPa bereikt heeft het laminaat een tekort aan beschikbare kracht en breken ook de andere strengen bros binnen een fractie van een seconde. De resultaten van de 4-puntsbuigproef op plaat B4 worden nog eens samengevat in onderstaande tabel. De initiële doorbuiging is verminderd door de excentrisch aangrijpende voorspankracht in de uitwendige wapening. De plaat heeft een maximale capaciteit gehaald van 22,5 kNm in vergelijking met de maximale capaciteit van 13,7 kNm van de referentieplaat. De doorbuiging is in vergelijking met de referentieplaat afgenomen van 219 mm naar 57 mm bij het maximale buigmoment van de referentieplaat. De maximale rek bij falen ter hoogte van de onderwapening is afgenomen van 0,0257 naar 0,00715, dit is bijgevolg een sterke daling van de ductiliteit. Tabel 30: Resultaten van plaat B4 + vergelijking met de referentieplaat










Faalmode [-] brosse

breuk SCRP vloeien

onderwapening

7.3.2 Voorspankracht van 40 kN, korte termijngedrag: plaat B6

De initiële doorbuiging van plaat B6 is kleiner dan deze bij plaat B4. Door de effectieve voorspankracht van 25,3 kN in het SCRP is het moment ten gevolge van de excentriciteit van deze voorspankracht groter, waardoor de beweging naar boven iets meer toeneemt. Dit geeft een ogenblikkelijke doorbuiging van 1 mm wanneer de plaat op de steunpunten is geplaatst. De ogenblikkelijke doorbuiging door het gewicht van het verdeelprofiel is gelijk gebleven aan deze in de referentietoestand. Maar de bijkomende doorbuigingen in de tijd zijn beide verminderd. Tabel 31: Initiële doorbuiging van plaat B6








De scheuren bij plaat B6 verlopen gelijkaardig als bij plaat B4. De eerste scheuren ontstaan bij een buigmoment van 3,38 kNm. De afstand tussen de scheuren bedraagt gemiddeld 62 mm. Dit is kleiner dan bij de plaat B4, vermits de voorspankracht in de uitwendige wapening bij deze plaat hoger is, zal ook de trek aan de onderkant van de plaat groter zijn waardoor de scheurtjes korter bij elkaar ontstaan. De scheurgrootte is bij gelijk buigmoment ongeveer 0,02 mm kleiner dan bij plaat B4. De verdeling van de scheuren buiten de puntlasten is gelijkaardig aan plaat B4, de afstand tussen de scheuren neemt stelselmatig toe naarmate de scheur verder van de steunpunten verwijderd is. De eerst volgende scheur buiten de puntlasten bevindt zich op 82 mm. De insnijding in het beton neemt ook af en er blijft ongeveer een gelijke zone ongescheurd in de buurt van de steunpunten als bij plaat B4. Deze effecten zijn toe te schrijven aan de afname van het moment buiten de steunpunten.

Figuur 72: Scheurverdeling en -ontstaan in plaat B6

Op Figuur 73 is er nog goed een ongescheurde zone, een gescheurde elastische zone en een gescheurde plastische zone te onderscheiden in de doorbuigingsgrafiek van de referentieplaat. Bij plaat B6 is dit verschil heel wat minder duidelijk. Immers ten gevolge van de voorspankracht blijven de eerste scheurtjes klein ten opzichte van de eerste scheurtjes bij de referentieplaat. Hierdoor is de ongescheurde sectie veel groter bij plaat B6. Dit zorgt voor een veel groter traagheidsmoment en dus veel grotere buigstijfheid, zoals aangegeven wordt op Figuur 75. Om deze reden is de ogenblikkelijke afname van de helling van de ongescheurde toestand naar de gescheurde toestand beperkt en neemt deze geleidelijk aan toe naarmate de scheuren dieper in het beton snijden bij toenemende belasting. Het traagheidsmoment en de buigstijfheid nemen daarom ook gelijkmatiger af in vergelijking met de plotse veranderingen bij de referentieplaat. Ook de overgang naar de plastische toestand is moeilijk vast te leggen omdat de uitwendige wapening bepalend is voor het geheel. Er gaat wel een beetje sterkte verloren wanneer de inwendige wapening wil gaan vloeien maar door de voorspankracht in de uitwendige wapening wordt de rek aan de onderkant van de plaat zo klein gehouden dat de onderwapening in haar vloeien beperkt wordt.



Doordat de buigstijfheid van de plaat zo beïnvloed wordt door de voorgespannen uitwendige wapening neemt de doorbuiging slechts langzaam toe. De maximale doorbuiging die bereikt wordt, bedraagt 132,2 mm. Aan de toename van de capaciteit is er weinig verandering aangezien deze beïnvloed wordt door de sterkte van de uitwendige wapening, en deze is onafhankelijk van de aangelegde voorspankracht. De maximale capaciteit bereikt bij plaat B6 is 22,3 kNm.


De neutrale lijn in plaat B6 neemt ook gelijkmatig af met toenemende kracht, zoals blijkt uit Figuur 74. Dit is omdat de uitwendige wapening bepalend is geworden voor de reactie van de plaat in haar geheel. De voorspankracht houdt de rek aan de onderkant van het beton zo klein dat de neutrale laag blijft liggen. Figuur 76 laat zien dat de rek bij een buigmoment van 15 kNm nog maar 0,2% bedraagt ter hoogte van de onderwapening van plaat B6 in vergelijking met een rek van 0,6% die optreedt bij versterking met passieve wapening. Het is voornamelijk dit verschil dat er bepalend is voor de minder plotse afname van de buigstijfheid in de gescheurde sectie van de plaat.




De plaat B6 is ook gefaald door brosse breuk in de uitwendige wapening omdat deze, ten gevolge van de aangebrachte voorspankracht, eerder zijn maximale spanning bereikt dan de inwendige wapening faalt door vloeien, zie Figuur 77. Door het feit dat de buigstijfheid toegenomen is en de doorbuiging afgenomen is, treedt deze faalmode veel plotser op. Bij lagere voorspankrachten of passieve versterking neemt de doorbuiging plots sneller toe wanneer de inwendige wapening gaat vloeien. Dit is veel minder het geval bij een hogere voorspankracht omdat de uitwendige wapening dan bepalend is geworden, en de plaat minder toegelaten wordt om te vloeien. Dit blijkt ook uit de niet-proportionele toename van de spanning in het SCRP wanneer de inwendige wapening begint te vloeien. Deze neemt sneller toe omdat de rek aan de onderkant van de plaat sneller wil toenemen terwijl het SCRP enkel elastisch kan vervormen. Net zoals bij B4 faalt het SCRP-laminaat wanneer de eerste streng de breukspanning van 3307 MPa bereikt.


Figuur 77: Visualisatie van de brosse breuk in het SCRP bij plaat B6

De resultaten van de test op plaat B6 zijn samengevat in Tabel 32. De initiële doorbuiging onder eigengewicht is afgenomen ten opzichte van de doorbuiging in plaat B4 van 2,19 mm naar 1,10 mm. De maximale capaciteit is verminderd met 0,2 kNm ten opzichte van de bereikte capaciteit van plaat B4. Deze vermindering is verwaarloosbaar, er is dus praktisch geen invloed op de capaciteit vanwege de verhoging van de voorspankracht. De maximale doorbuiging is wel verminderd in vergelijking met plaat B4 van 164 mm naar 132 mm. De ductiliteit is ook sterk afgenomen in vergelijking met de referentieplaat, omdat de rek ter hoogte van de onderwapening afgenomen is van 0,0257 naar 0,00719. Tabel 32: Resultaten van plaat B6 + vergelijking met de referentieplaat










Faalmode [-] brosse

breuk SCRP vloeien

onderwapening

7.3.3 Voorspankracht van 40 kN, lange termijngedrag: plaat B10

Plaat B10 is voorgespannen met een reële voorspankracht in het SCRP van 25,7 kN. Deze plaat is na het opspannen belast tot 10 kNm volgens de normale procedure van de uitgevoerde 4-puntsbuigproeven. Deze test simuleert een normaal gebruik van de plaat na de voorspanning. Tijdens deze test zijn de scheuren, doorbuigingen en rekken opgemeten. Deze komen goed overeen met de waarden die gemeten zijn bij plaat B6. Het kleine verschil dat waarneembaar is tussen de twee doorbuigingscurves is te wijten aan het verschil in verlies aan voorspankracht, zie Tabel 28. Na de test is de plaat terug ontlast. Hierbij is er een blijvende doorbuiging opgetreden van 2 mm ten gevolge van de geïnduceerde scheurtjes in het beton.


Figuur 78: Vergelijking van de doorbuiging van plaat B10 tot 10 kNm met de doorbuiging van B6 en de

referentieplaat

Doordat er bij plaat B10 rekstrookjes zijn aangebracht verspreid over het voorgespannen SCRP, zie Figuur 57, kan de spanningsverandering over het SCRP tijdens een 4-puntsbuigproef gemeten worden. Hierbij valt op dat de spanningen ter plaatse van de ankerplaatjes nauwelijks beïnvloed worden, zie Figuur 79. De epoxylijm zorgt er met andere woorden voor dat enkel bij een toename van de rek in het beton ook daadwerkelijk een toename van de spanning in het SCRP zal optreden. Het beton nabij de steunpunten wordt dan ook nauwelijks belast. Er is een verschil in spanning waarneembaar tussen rekstrookjes 3 en 4 en rekstrookje 5. Dit is ten gevolge van het scheeftrekken van de plaat. Na het ontlasten van de plaat is er meer spanning in het SCRP gebleven dan voor de test aanwezig was ten gevolge van een koudvervorming van de uitwendige wapening. Het betreft een toename van gemiddeld 1116 MPa naar gemiddeld 1274 MPa. Dit komt neer op een toename van de voorspankracht van 25,7 kN naar 29,4 kN. In Figuur 79 wordt de betonspanning aangegeven door de curve van rekstrookje 8. De betonspanning neemt ook in stapjes toe met stijgend buigmoment. Wanneer er verhoogd wordt van 4 kNm naar 6 kNm zijn scheurtjes ontstaan in de plaat omdat de betonspanning bij deze overgang 3,32 MPa bereikt. Dit is de trekstrekte bepaald voor de prisma’s van plaat B10. Op dit moment valt dan ook de betonspanning terug naar ongeveer 1 MPa. Ook bij een belasting van 8 kNm is er een terugval, hier is het aantal scheurtjes in het beton toegenomen van 3 naar 7. Deze scheurtjes hebben een opening van gemiddeld 0,03 mm en een onderlinge afstand van gemiddeld 83 mm.


Figuur 79: Toename van de spanning in de uitwendige wapening tijdens 4-puntsbuigproef per stapje

tot 10 kNm

Voor aanvang van de 4-puntsbuigproef tot falen zijn de volgende doorbuigingen opgemeten in de plaat. Tengevolge van de rustmaand is de plaat onder eigengewicht in totaal 2,58 mm doorgebogen. Bij het op de testbank plaatsen van de plaat na deze rustmaand is er geen bijkomende doorbuiging meer opgemeten. Dit is aannemelijk omdat de plaat reeds gezet is onder haar eigengewicht. De onmiddellijke doorbuigingen ten gevolge van het plaatsen van het verdeelprofiel zijn vergelijkbaar met de andere platen, al is de bijkomende doorbuiging wel een beetje kleiner. Tabel 33: Initiële doorbuiging van plaat B10


Doorbuiging na druktest tot 10 kNm [mm] 2,03

Doorbuiging na maand onder eigengewicht [mm] 2,58

Doorbuiging op de testbank onder eigengewicht [mm] 0




In de uiteindelijke test tot falen nemen de scheuropeningen pas toe bij een buigmoment van 4,5 kNm. De scheuropeningen zijn over het algemeen groter wanneer ze vergeleken worden met de scheuropeningen in de eerste test van plaat B10 bij gelijk buigmoment, zie Figuur 80. Vanaf een buigmoment van 13,5 kNm ontstaan er nieuwe scheuren, waarvan er één in het oranje is aangegeven in Figuur 80. De gemiddelde scheurafstand bedraagt 71 mm, net zoals bij plaat B4. Verder is het verloop van de scheuren buiten de puntlasten ook gelijk aan platen B4 en B6. De eerste volgende scheur buiten de puntlasten staat op een afstand van 89 mm en dit neemt toe met de afstand tot de puntlasten. De diepte van de insnijding neemt ook af met de afstand tot de puntlasten. Er blijft ongeveer een gelijke lengte ongescheurd als bij B4 en B6, zijnde 120 mm.



Omdat plaat B10 initieel reeds gescheurd is, heeft deze geen helling meer die overeen komt met de ongescheurde sectie in Figuur 81. Hierdoor is de buigstijfheid van plaat B10 tot aan een buigmoment van 3 kNm kleiner dan de buigstijfheid van de referentieplaat. Dit volgt uit Figuur 83. Dit is te valideren aan de hand van de doorbuiging van plaat B10 want deze is initieel groter dan bij de referentieplaat. Echter de curve van plaat B10 blijft zijn helling behouden terwijl de curve van de referentieplaat knikt ten gevolge van het ontstaan van scheuren. De toenemende doorbuiging van plaat B10 wordt erg beperkt met stijgend buigmoment. Dit komt omdat de neutrale lijn van plaat B10 zeer diep in de gescheurde sectie gelegen is, zie Figuur 82, waardoor deze toch nog een hoog traagheidsmoment bezit. Het is pas bij de overgang van elastisch naar plastisch vloeien in de onderwapening dat de doorbuiging sneller begint toe te nemen. De rekken in de onderwapening nemen vanaf dat moment sneller toe waardoor de neutrale lijn sneller gaat stijgen. Dit verkleint het beschikbare traagheidsmoment waardoor er een kleinere buigstijfheid overblijft. Echter doordat de uitwendige wapening voorgespannen is, zal deze actief weerstand bieden tegen het vloeien van de onderwapening. De spanning in het SCRP zal sneller toenemen, maar het SCRP zal niet gaan vloeien. Hierdoor wordt het vloeien van de inwendige wapening beperkt door de specifieke elastische reactie van de uitwendige wapening.

Figuur 81: Buigmoment-doorbuigingscurve van plaat B10 + vergelijking met de referentieplaat

De maximale capaciteit waarbij de plaat faalt is gelijk aan 23 kNm. Ook bij deze plaat is er bijgevolg geen reductie van de capaciteit, ondanks dat de voorspanning nog een beetje toegenomen is in vergelijking met plaat B6.


Figuur 82: Ligging van de neutrale lijn in B10: bovenste vezel = 0 mm, onderste vezel = 150 mm

Figuur 83: Verandering van buigstijfheid in plaat B10

De diepe ligging van de neutrale lijn wordt ook verklaard door de aangelegde voorspankracht in de uitwendige wapening. Deze zorgt ervoor dat de rekken aan de onderkant van de plaat beperkt worden met toenemend buigmoment. De rekken worden in die mate beperkt dat de rek waarbij de onderwapening gaat vloeien pas bereikt wordt bij een buigmoment van 18 kNm. Dit is veel meer dan bijvoorbeeld de 11,2 kNm die al voldoende zijn om de onderwapening van de referentieplaat te doen vloeien.



Plaat B10 is ook gefaald door brosse breuk in de uitwendige wapening omdat, door de aangelegde voorspanning, de uitwendige wapening eerder zijn maximale spanning bereikt dan de onderwapening faalt door vloeien. Door de extra reductie van de doorbuiging en de beperking van de vloeicapaciteit in de onderwapening neemt de ductiliteit van de plaat ook af in vergelijking met de referentieplaat. Het breken van het SCRP zorgt ervoor dat de volledige voorspankracht overgezet wordt op de epoxylijm. Bij plaat B10 heeft deze kracht ervoor gezorgd dat het laminaat van het beton losgekomen is door een breuk in het beton. Aan de kanten van de steunpunten was het laminaat nog verlijmd over respectievelijk 1070 mm en 1490 mm. De rekstrookjes op het SCRP dicht bij de steunpunten geven na het falen nog steeds dezelfde spanning weer als in het begin van de test. De epoxylijm neemt bijgevolg de volledige voorspankracht op.

Figuur 85: Delaminatie in het midden van de overspanning na breuk SCRP

De resultaten van de test op plaat B10 zijn samengevat in onderstaande Tabel 34. De capaciteit is ten opzichte van plaat B6 nog een beetje toegenomen van 22,3 kNm naar 23,0 kNm. De doorbuiging waarbij de plaat gefaald is, is afgenomen ten opzichte van de doorbuiging die bereikt werd bij plaat B6, van 132 mm naar 128 mm. De rek ter hoogte van de onderwapening bedraagt 1,24% bij falen. Dit is een toename ten opzichte van de rek in plaat B6, die maar 0,72% bedraagt. Deze toename is te wijten aan de scheuren die reeds aanwezig waren voor de 4-puntsbuigproef tot falen werd uitgevoerd. Uit Figuur 80


bleek immers al dat de scheuropeningen bij gelijke buigmomenten groter waren dan bij de eerste 4-puntsbuigproef op plaat B10. Deze plaat reageert bijgevolg ductieler dan plaat B6. Tabel 34: Resultaten van plaat B10 + vergelijking met de refentieplaat










Faalmode [-] brosse

breuk SCRP vloeien

onderwapening

7.4 Vergelijking van de resultaten

7.4.1 Passieve versus Actieve versterking

Uit de initiële parameterstudie volgde dat de capaciteit bij het voorspannen van de uitwendige wapening zou afnemen. Uit deze proeven blijkt dat dit niet het geval is. In feite neemt de capaciteit zelfs nog een beetje toe, zie Tabel 35. Er is geen significante toename van de capaciteit omdat het SCRP immers nog steeds dezelfde sterkte heeft. Ook omdat de uitwendige wapening nu bepalend is voor de actief versterkte plaat wordt de capaciteit van de uitwendige wapening optimaal benut, dit is niet het geval wanneer de inwendige wapening bepalend is. Tabel 35: Vergelijking van de plaatparameters

Type plaat


Maximaal buigmoment


Faalmode

[%] [kNm] [mm] [-]


B5: passief 1,42 21,9 53,0 vloeien onderwapening




Het aanbrengen van een voorspanning op de uitwendige wapening heeft vooral een effect op de reductie van de doorbuiging van de plaat. Doordat er voorspanning aangebracht wordt, wordt de rek aan de onderkant van de plaat actief beperkt gehouden door de trekkracht in de uitwendige wapening. Hierdoor zal de neutrale lijn lager komen te liggen bij actieve versterking dan bij passieve versterking. De diepte van de neutrale lijn en de diepte van de scheuren hebben een grote invloed op de buigstijfheid van de plaat via het traagheidsmoment. Dit is voor de actief versterkte plaat groter, waardoor de doorbuiging


verminderd wordt. Uit Tabel 36 blijkt dat in het geval van plaat B4 de doorbuiging gemiddeld met 10% verminderd wordt bij buigmomenten tot 15,75 kNm. Dit is in de zone van de gebruiksgrenstoestand van de plaat. Bij hogere momenten is de afname van de doorbuiging gemiddeld 14% ten opzichte van de passief versterkte plaat. Tabel 35 geeft weer in welke mate de doorbuigingen verschillen bij eenzelfde moment van 12 kNm, dit bevindt zich voor elke versterkte plaat in de BGT. De doorbuigingen nemen af naarmate de voorspankracht groter is. Het aanbrengen van een voorspankracht heeft bijgevolg een duidelijke invloed op de stijfheid van de plaat. Uit Tabel 35 volgt ook dat het voorspannen zorgt voor een rechtstreekse afname van de ductiliteit. Omdat bij passieve versterking er nog een rek bekomen wordt rond de 1,4% halveert dit bij actieve versterking tot ongeveer 0,7%. Een afwijking hierop is plaat B10. Deze plaat laat een veel grotere rek toe, ondanks de voorspanning, omdat er reeds van in het begin scheuren in de plaat aanwezig waren door de voorafgaande belasting ervan. De faalmode verschuift van vloeien in de onderwapening bij een passief versterkte plaat naar een brosse breuk in de uitwendige wapening bij een actief versterkte plaat. De verschuiving is te wijten aan de voorspanning in de uitwendige wapening, hierdoor komt deze eerder aan de maximale spanning dan de inwendige wapening zal falen door vloeien.

7.4.2 Invloed van de voorspankracht

Figuur 86: Vergelijking van de invloed van de voorspankracht op de buigmoment-doorbuigingscurves

De toename van de voorspankracht zorgt ervoor dat de uitwendige wapening dominanter wordt in de reactie van de gehele plaat. Immers, door de grote spanning die heerst in de uitwendige wapening worden de rekken aan de onderkant van de plaat bepaald volgens de rek in de uitwendige wapening. Dit wil zeggen dat de plaat steeds minder toegelaten zal worden om te vloeien in de onderwapening bij grote belastingen omdat de uitwendige wapening de rekken zodanig beperkt. De curve van de doorbuiging zal bijgevolg steeds steiler verlopen en minder duidelijk afbuigen bij de verandering van ongescheurd naar gescheurd en van elastisch naar plastisch gedrag. Hierdoor neemt de stijfheid toe waardoor de doorbuiging verminderd zal worden. Het verschil in afbuiging is het grootst bij de overgang van de ongescheurde naar de gescheurde sectie omdat de plotse verandering van het traagheidsmoment daar het meest gereduceerd kan worden door het aanleggen van een voorspankracht. Aan de toename van de capaciteit wordt nauwlijks


verandering aangebracht, omdat deze afhankelijk is van de sterkte van de uitwendige wapening. De maximale capaciteit zal dus steeds bereikt worden bij een kleinere doorbuiging als de voorspankracht toeneemt. De invloed van de toename van de voorspankracht van plaat B4 naar plaat B6 is weergegeven in onderstaande tabel. Hieruit blijkt dat door de effectieve voorspankracht in het SCRP te verhogen van 12 kN naar 25 kN de doorbuiging ten opzichte van de passief gewapende plaat 3 keer zoveel afneemt tot een buigmoment van 15,75 kNm. Bij buigmomenten hoger dan 15,75 kNm neemt de doorbuiging dubbel zoveel af in vergelijking met de doorbuiging van de passief gewapende plaat. Tabel 36: Vergelijking van de procentuele vermindering in doorbuiging ten opzichte van de passief

versterkte plaat in functie van de aangelegde voorspankracht.

Buigmoment Doorbuiging Reductie actief 12,1

kN t.o.v. passief Reductie actief 25,3

kN t.o.v. passief Passief Actief 12,1 kN Actief 25,3 kN

[kNm] [mm] [mm] [mm] [%] [%]

20,25 139,47 121,13 96,60 13,15 30,74

19,13 120,47 103,27 81,65 14,28 32,22

18,00 105,24 89,17 70,57 15,27 32,94

16,88 89,40 76,60 62,60 14,32 29,98

15,75 77,11 69,70 55,70 9,61 27,77

13,50 59,91 54,05 43,90 9,78 26,72

11,25 47,44 42,44 32,97 10,54 30,50

9,00 35,65 32,04 23,21 10,13 34,89

6,75 23,77 21,16 14,63 10,98 38,45

4,50 11,28 9,20 8,44 18,44 25,18

7.4.3 Lange termijn- versus korte termijngedrag van de voorgespannen SCRP

Figuur 87: Vergelijking van het gebruik op lange termijn


Door initiële belasting tot 10 kNm neemt de voorspankracht na ontlasting toe ten opzichte van de initiële voorspankracht ten gevolge van een koudvervorming van het SCRP. Er ontstaan ook scheuren in de plaat. Tijdens de rustmaand is er bijna geen spanning verloren gegaan door relaxatie. Enkel ter plaatse van de ankerplaatjes is er een vermindering van de spanning opgetreden van 0,9%. In het midden van de overspanning is de voorspankracht toegenomen met 0,5%. Deze spanningsveranderingen zijn zeer klein. Echter ten gevolge van de kleine toename van voorspankracht heeft plaat B10 stijver gereageerd op de 4-puntsbuigproef tot falen. Tabel 35 toont dat de doorbuiging van de plaat nog af neemt met 8,2 mm ten opzichte van de doorbuiging van plaat B6 bij een buigmoment van 12 kNm. Dit is ten dankzij een extra koudvervorming van de uitwendige wapening na de belasting tot 10 kNm. Dit wijst erop dat wanneer platen in gebruik zijn in de praktijk, deze stijver zullen reageren wanneer ze ontlast worden en daarna herbelast worden. Figuur 88 toont dan ook aan dat de neutrale lijn van B10 veel dieper in het de plaat ligt dan bij B6 nadat B6 gescheurd is. Het valt ook op dat de extra voorspankracht op B10 ervoor zorgt dat de gescheurde sectie van B10 ongeveer een gelijke diepte van neutrale lijn bezit dan de ongescheurde sectie van B6. Hieruit volgt dat de voorspankracht de scheuren terug dicht trekt als de plaat ontlast wordt.

Figuur 88: Vergelijking van de ligging van de neutrale lijn in B6 en B10

Een tweede verandering ten opzichte van het gedrag van plaat B6 is de ductiliteit. Uit Tabel 35 volgt dat de maximale rek bij breuk in het SCRP toegenomen is van 0,72% naar 1,24%. Dit wil zeggen dat B10 veel ductieler reageert. Dit is op zich voordelig aangezien op deze manier terug een waarschuwing gegeven wordt aan de gebruiker dat de inwendige wapening begint te vloeien.

7.5 Besluit

Door het gebruiken van op voorhand verlijmde ankerplaatjes verloopt het verankeren van het SCRP eenvoudig. De verankering van de vijzel, om het SCRP te kunnen voorspannen, gebeurt op dezelfde manier, ook dit maakt het werkproces eenvoudiger. Het


voorspanproces is gemakkelijk uit te voeren omdat er enkel noodzakelijke en eenvoudige handelingen uitgevoerd moeten worden. In de praktijk zal het moeilijker zijn om de vijzel boven het hoofd te tillen. Hiervoor kan beter een dunne stalen plaat gemaakt worden die op dezelfde plaatsen geperforeerd is. Voor het plaatsen van de vijzel zelf is het ook aangewezen een steun te ontwerpen die horizontaal verplaatsbaar is over de grond en verticaal verstelbaar is. Dan kan de vijzel immers eenvoudig tegen de platen gekrikt worden en verplaatst worden naar het volgende laminaat dat voorgespannen moet worden. De rek die aangelegd wordt met de vijzel wordt uniform verdeeld over lengte en dwarsrichting van het SCRP. Echter, de rek die aangelegd wordt komt niet overeen met de kracht die aangelegd wordt op de vijzel. Er treden met andere woorden voorspanverliezen op tijdens en na het opspannen. De grootste voorspanverliezen treden op in de vijzel (21%), maar er treden ook verliezen op in het zetten van het anker aan de passieve zijde (6,1%), verliezen door de wrijving en uitharding van de epoxylijm (3,3%), verliezen bij het lossen van de vijzelkracht (4,2%), en verliezen door relaxatie. Al zijn deze verliezen verwaarloosbaar. Nabij de ankerplaatjes treedt er een verlies op van 0,9% terwijl in de middenoverspanning een winst bereikt wordt van 0,5%. Het totale verlies bij een voorspanoperatie komt zo neer op 34,1% van de kracht die aangelegd wordt op de vijzel. In de praktijk kan het beste de voorspanning in het SCRP gemeten worden door de verplaatsing van het ankerplaatje aan de actieve zijde te meten. Hierbij zijn dan reeds alle verliezen door toedoen van de vijzel omzeild. Om de andere verliezen zo nauwkeurig mogelijk te kunnen inschatten moeten er meerdere testen uitgevoerd worden om na te gaan in welke mate deze verliezen telkens opnieuw optreden. Een mogelijkheid tot optimalisatie van de vijzel bestaat erin om de lengte van het SCRP-laminaat tussen de klem van de vijzel en het anker aan actieve zijde zo klein mogelijk te maken. Bij de vijzel gebruikt in het proefprogramma is het verlies ten gevolge van rek in dit deel het van SCRP-laminaat immers gelijk aan 32,6% van het totale verlies in de vijzel. Het actief versterken van een plaat met SCRP heeft tot gevolg dat de doorbuiging en de ductiliteit gereduceerd worden ten opzichte van een passieve versterking. Er treedt geen verlies aan capaciteit op in vergelijking met de bereikte capaciteit bij passieve versterking met SCRP. De capaciteit kan zelfs nog beetje toenemen omdat het SCRP bij actieve versterking uitgeput wordt en hierdoor zijn maximale spanning bereikt en dus de grootste kracht kan opnemen. De faalmode van de actief versterkte platen verplaatst bijgevolg naar brosse breuk in het SCRP. De grootte van de voorspankracht heeft een rechtstreekse invloed op de grootte van de gereduceerde doorbuiging en de ductiliteit van de plaat. Bij een effectieve voorspankracht van 12 kN in het SCRP worden de doorbuigingen in BGT met gemiddeld 10% verminderd en bij buigmomenten hoger dan 16 kNm is de doorbuiging met gemiddeld 14% verminderd. Indien de voorspankracht ongeveer verdubbeld wordt naar 25 kN in het SCRP worden de doorbuigingen in BGT met gemiddeld 33% verminderd en bij buigmomenten hoger dan 16 kNm met gemiddeld 30 % verminderd. Vooral in de BGT is er dus een grote winst op de gereduceerde doorbuiging in functie van de verhoging van de voorspankracht. De ductiliteit wordt ook kleiner, al is deze niet afhankelijk van de grootte van de voorspankracht. In vergelijking met een passief versterkte plaat neemt de maximale rek die de onderwapening kan bereiken gemiddeld af van 1,4% naar 0,7%. Dit is heel weinig omdat de inwendige wapening begint te vloeien vanaf een rek van 0,33%. Buiten de veranderingen aan de doorbuiging en de ductiliteit treden er verder geen veranderingen op wanneer de voorspankracht verhoogd wordt, de faalmode blijft een brosse breuk in het SCRP en de afname van de capaciteit bedraagt ten hoogste 0,3 kNm.


Bij de breuk in het SCRP kan er bij hoge voorspankracht delaminatie van de uitwendige wapening optreden. Dit gebeurt omdat de voorspankracht plots volledig door de epoxylijm opgevangen moet worden, waardoor de schuifspanningen in het beton te groot worden. De breuk vindt plaats in het beton. Bij B10 bleef er aan de kanten van de opleggingen een lengte van respectievelijk 1070 mm en 1490 mm over waar de lijm niet losgekomen is. Het lange termijn gebruik van de plaat zorgt voor een extra koudvervorming van de voorgespannen wapening. Na ontlasten en weer herbelasten van de plaat zal deze verhoogde voorspankracht zorgen voor een verdere reductie van de doorbuiging. Echter ook de ductiliteit van de plaat verandert. De ductiliteit neemt weer toe ten opzichte van de plaat die onmiddellijk gestest is geweest en dit tot een rek van 1,24% ter hoogte van de onderwapening. Dit is het gevolg van de scheuren die reeds aanwezig zijn in de plaat door de voorgaande belasting.

Hoofdstuk 8. Terugkoppeling naar het wiskundig model|113

Hoofdstuk 8

Terugkoppeling naar het wiskundig

model Naar ontwerp toe is het belangrijk dat de verandering in de capaciteit, doorbuiging, ductiliteit en faalmode bij uitwendig versterkte platen berekend kan worden. Er wordt in dit hoofdstuk bijgevolg nagegaan in welke mate het wiskundig model, opgesteld in hoofdstuk 3 volgens fib [5], de proefresultaten benadert. Deze berekeningen zijn uitgevoerd met de materiaalparameters die bepaald zijn in hoofdstuk 4.

8.1 Vergelijking van de capaciteit

De vermelde capaciteiten in Tabel 37 zijn de buigmomenten die aangelegd kunnen worden bovenop het moment ten gevolge van het eigengewicht van de plaat. Het aangelegde moment ten gevolge van het verdeelprofiel is hier ook niet in opgenomen. Uit Tabel 37 volgt dat de berekende capaciteiten goed overeen komen met de waargenomen capaciteiten uit het proefprogramma.

Tabel 37: Vergelijking van de maximale capaciteit voor de analytische berekening en de

proefresultaten

Plaat

Maximaal buigmoment Maximaal buigmoment

Model Proefprogramma Verschil C 20/25, fy = 220 MPa

[kNm] [kNm] [%] [kNm]

B9 12,8 13,7 6,57 2,4

B5 21,8 21,9 0,46 10,8

B2 20,8 22,1 5,88 10,2

B8 20,8 21,9 5,02 10,2

B3 17,5 15,3 -14,4 8,2

B4 21,1 22,5 6,22 11,9

B6 20,4 22,3 8,52 11,7

B10 20,3 23,0 11,7 11,7

7,3

4,3

Indien er gekeken wordt naar de passieve systemen (B5, B2, B8 en B3) valt op dat er telkens een kleine onderschatting van de capaciteit bekomen wordt in het rekenmodel. Voor plaat B5, waar SCRP verlijmd is met epoxy wordt een betere overeenkomst bereikt dan bij platen B2 en B8 waar er SCRP verlijmd is met cementgebonden lijm. Dit is omdat het rekenmodel gevoelig is voor het kleine verlies aan sectie tussen het SCRP-

114|Hoofdstuk 8. Terugkoppeling naar het wiskundig model

mediumlaminaat en het SCRP-lowlaminaat van 4 strengen. Er wordt in het rekenmodel geen verschil gemaakt tussen lijmsoorten. De berekening gaat uit van perfecte hechting tussen het beton en het SCRP. In het rekenmodel wordt er voor het passieve systeem met CFRP een hogere capaciteit berekend dan er in het proefprogramma bereikt is. Dit is ten gevolge van het onregelmatig scheuren van plaat B3, waardoor de inwendige wapening plaatselijk overmatig belast is geweest waarna deze na vloeien voortijdig gebroken is. Voor de actieve systemen (B4, B6, B10) wordt er ook een goede overeenkomst bereikt met de resultaten uit het proefprogramma. Het rekenmodel verwacht een capaciteitsafname die toeneemt met de voorspankracht. Omdat de voorspanning de neutrale lijn doet zakken in de sectie, verkleint het buigmoment berekend uit het momentenevenwicht rond de neutrale lijn in formule (18). Uit het proefprogramma is echter gebleken dat de plaat zelfs nog een iets hogere capaciteit bereikt omdat het SCRP bepalend is voor de faalmode, en hierdoor steeds zijn maximale treksterkte bereikt. Er moet voor deze verschuiving van faalmode geen kwantitatieve toename van de capaciteit verwacht worden omdat de sterkte van de wapening niet toegenomen is. Omdat de platen die in de praktijk versterkt zullen worden meestal niet met hogesterkte beton gegoten zijn wordt er in Tabel 37 nog een vergelijking gemaakt van de maximale buigmomenten voor een plaat gestort met beton van klasse C 20/25 en inwendige wapening met een vloeigrens van 220 MPa. Deze lage vloeigrens is relevant voor historische betonconstructies. Uit deze analytische simulatie blijkt dat de procentuele toename in capaciteit ten opzichte van de referentieplaat voor beton van een lagere klasse veel groter is dan bij hogesterktebeton. Bij het zwakkere C 20/25-beton wordt er een capaciteitstoename van 350% verwacht voor passieve versterking in vergelijking met een toename van 59,8% bij het hogesterktebeton.

8.2 Vergelijking van de doorbuiging

In Tabel 38 wordt er een vergelijking gemaakt tussen de berekende doorbuigingen bij 12 kNm en de meting tijdens het proefprogramma. Er wordt hier gekeken naar de doorbuiging bij 12 kNm omdat dat moment zich in de BGT van alle platen, behalve de referentieplaat, bevindt. In hoofdstuk 3 is er vermeld dat voor de berekening van de distributiecoëfficiënten voor de verdeling van het aandeel doorbuiging in ongescheurde en gescheurde toestand, zie formule (22), beter een macht 3/2 wordt gehanteerd in plaats van 2/2. Uit de berekeningen blijkt dat de doorbuiging van hogesterktebeton inderdaad beter benaderd wordt met een macht 3/2. Voor de passieve systemen wordt er over het algemeen een kleine overschatting van de doorbuiging berekend. Enkel bij de referentieplaat is er een grotere afwijking op de berekende doorbuiging.


Tabel 38: Vergelijking van de doorbuiging bij 12 kNm voor de analytische berekening en de

proefresultaten

Plaat

Doorbuiging bij 12 kNm Doorbuiging bij 6,5 kNm

Model: n=2 Model: n=3 Proefprogramma Verschil Voor C 20/25, fy = 220 MPa

[mm] [mm] [mm] [%] [mm]

B9 55,26 61,83 80,0 22,7 -

B5 48,21 53,99 53,0 -1,9 47,77

B2 48,72 54,56 51,8 -5,3 48,29

B8 48,72 54,56 53,4 -2,2 48,29

B3 50,70 56,76 56,5 -0,5 50,32

B4 40,29 47,37 47,3 -0,1 40,34

B6 31,71 39,00 37,1 -5,1 32,40

B10 16,56 23,84 28,9 17,5 14,17

6,9

8,5

Voor platen B4 en B6 met actieve versterking is er een negatieve peil, geïnduceerd door de werking van de excentrische voorspankracht op de ongescheurde sectie, ingerekend met formule (34). Dit geeft een goede benadering van de doorbuigingen gemeten tijdens het proefprogramma. Plaat B10 is als gescheurde plaat getest geweest na een maand van rust onder eigengewicht. Om voor deze plaat een juiste simulatie te kunnen maken moet de negatieve peil berekend worden voor de werking van de excentrische voorspankracht op een gescheurde sectie. Hierbij wordt in formule (34) de neutrale lijn van de ongescheurde sectie vervangen door de ligging van de neutrale lijn in een gescheurde sectie, zoals bepaald in formule (33). Het traagheidsmoment wordt vervangen door het traagheidsmoment van de gescheurde sectie I2, zoals bepaald in formule (32). Er wordt dan de volgende formule bekomen:

Uit Tabel 38 volgt dat er een grotere afwijking vastgesteld wordt voor plaat B10 dan bij de andere versterkte platen. De scheuren van B10 worden tijdens de rustperiode onder eigengewicht weer voor een deel dicht getrokken waardoor de neutrale lijn weer dieper in het beton komt te liggen, terwijl het traagheidsmoment wel voor een gescheurde sectie berekend moet worden. Deze combinatie is moeilijk te combineren in het model en daarom is de afwijking dan ook groter. Ook hier is er voor de platen van zwakkere betonkwaliteit die in praktijk versterkt worden een simulatie uitgevoerd voor de doorbuiging in de BGT. Voor deze platen situeert zich dit rond een buigmoment van 6,5 kNm. Ten opzichte van de referentieplaat is dan geen vergelijking mogelijk omdat deze de capaciteit van 6,5 kNm zelfs niet haalt. Het verschil in doorbuiging bij actieve versterking ten opzichte van de passieve versterking neemt ook hier toe met de grootte van de voorspankracht. De afname bij een voorspankracht van 12,1 kN bedraagt voor het hogesterktebeton 10,7% en voor het C


20/25 beton 15,5%. Indien de voorspankracht verhoogt naar 25,3 kN zijn de afnames respectievelijk gelijk aan 30% en 32,5%.

8.3 Vergelijking van de ductiliteit

De mate waarin de onderwapening toegelaten wordt te vloeien is een maat voor de ductiliteit van de plaat. De onderwapening maakt de overgang van elastisch naar plastisch gedrag bij 0,33% rek. Uit het proefprogramma volgt dat de ductiliteit afneemt door passief te versterken met gemiddeld 1,15% minder rek dan in de referentietoestand. Tabel 39 geeft aan dat het rekenmodel ook een afname van de rek in de onderwapening en dus de ductiliteit van de plaat voorspelt. De afwijking op de resultaten bekomen uit het proefprogramma is hier wel iets groter dan bij de berekening van de capaciteit en de doorbuiging. Bij de actief versterkte platen wordt de rek in de onderwapening nog eens verkleind volgens de resultaten uit het proefprogramma, ditmaal met gemiddeld 1,85% ten opzichte van de referentieplaat voor de platen B4 en B6. Omdat in het proefprogramma voor beide voorspankrachten van respectievelijk 12,1 kN en 25,3 kN een gelijke reductie plaatsvindt, volgt uit het rekenmodel dat de grootte van de reductie toeneemt met de grootte van de voorspankracht. Indien voor plaat B10 de rek die in de onderwapening behouden werd na de eerste test tot 10 kNm opgeteld worden bij de rek bekomen uit de tweede test volgt uit het rekenmodel ook dat de ductiliteit weer toeneemt ten opzichte van de ongescheurde voorgespannenplaat B6.

Tabel 39: Vergelijking van de ductiliteit voor de analytische berekening en de proefresultaten

Plaat

Maximale rek in de onderwapening

Model Proefprogramma Verschil

[%] [%] [%]

B9 2,20 2,57 14,4

B5 1,30 1,42 8,45

B2 1,29 1,53 15,7

B8 1,29 1,32 2,27

B3 1,29 - -

B4 1,08 0,72 -50,0

B6 0,85 0,72 -18,06

B10 1,14 1,24 32,2

20,2

16,1

8.4 Vergelijking van de faalmodi

Het rekenmodel geeft voor elke plaat de juiste faalmode weer. Uit de rekken van de platen met passieve versterking blijkt dat de onderwapening en de uitwendige wapening bijna tegelijkertijd hun faalpunt bereiken. Zijnde vloeien voor de onderwapening en breuk voor de uitwendige wapening. Het ontlastingsmoment waarbij de uitwendige wapening verkleefd wordt is van invloed op de rek in de uitwendige wapening. Indien er meer ontlast wordt zal de initiële rek in de onderste betonvezel voor versterking verkleinen. In


het nieuwe evenwicht met versterking zal de neutrale lijn dan dieper in de sectie gelegen zijn waardoor de rek op de uitwendige wapening zal toenemen. Aangezien de uitwendige wapening voor het proefprogramma op de grond verlijmd is, is er in het rekenmodel gerekend met een zeer klein ontlastingsmoment van 1% van de maximale capaciteit van de plaat. Dat er reeds een hoge rek bekomen wordt in de uitwendige wapening bij passieve versterking is bijgevolg plausibel. Bij de actief versterkte platen is er steeds een duidelijk verschil tussen de rekken in de onderwapening en de uitwendige wapening. De uitwendige wapening is steeds bepalend in het faalgedrag van de plaat volgens het rekenmodel en bezwijkt bij een rek van 1,7% indien uitgegaan wordt van de zwakste rek die bepaald is in hoofdstuk 4. Tabel 39 zet daar een grote afname van de rek in de inwendige wapening tegenover zodat de breuk in de uitwendige wapening reeds gebeurt wanneer de inwendige wapening nog maar net de overgang heeft gemaakt naar plastisch gedrag.

Tabel 40: Vergelijking van de faalmodi voor de analytische berekening en de proefstukken

Plaat Faalmode

Model Proefprogramma

B9 vloeien onderwapening vloeien onderwapening


B2 breuk uitwendige wapening breuk uitwendige wapening






8.5 Besluit

Er kan besloten worden dat de sterkte, stijfheid, ductiliteit en faalmode van een passief of actief versterkte plaat op een goede manier benaderd kunnen worden met het rekenmodel opgesteld in hoofdstuk 3. De onderschatting van het maximale buigmoment neemt een beetje toe met de grootte van de aangelegde voorspankracht. Gemiddeld gezien bedraagt de onderschatting van de werkelijke capaciteit 7,3% met een standaardafwijking van 4,3%. De berekende doorbuigingen wijken slechts in kleine mate af van de gemeten waarden uit het proefprogramma, voor zowel de passieve als actieve versterking. De berekende doorbuigingen zijn telkens een overschatting van de werkelijke doorbuigingen. De overschatting bedraagt gemiddeld 6,9% met een standaardafwijking van 8,5%. Bij de bepaling van de rekken is er in het rekenmodel een invloed door de voorspankracht, die bij het proefprogramma niet opgemeten is. Hierdoor wijken de berekende rekken meer af van de werkelijke in vergelijking met de berekening van de capaciteit en de doorbuiging. De gemiddelde afwijking op de rekken bedraagt 20,2% met een standaardafwijking van 16,1%. De rekken zijn echter ook zeer kleine waarden, er wordt bijgevolg al gemakkelijker een grotere afwijking op bekomen.


De faalmodi worden steeds juist voorspeld. Er kan gesteld worden dat de uitbreiding van het rekenmodel voor passieve uitwendige versterking op actieve uitwendige versterking gevalideerd is. In appendix 4 is een cd met het rekenmodel, zoals opgesteld in hoofdstuk 3, terug te vinden. Omdat het rekenmodel de resultaten uit het proefprogramma goed voorspelt is er een simulatie uitgevoerd op beton van klasse C 20/25 en een vloeigrens van 220 MPa voor de inwendige wapening. Hieruit blijkt dat de toename van de capaciteit procentueel veel hoger ligt dan gemeten bij het hogesterktebeton dat gebruikt is in het proefprogramma (+350% i.v.m. +59,8%). Ook de afname van de doorbuiging in BGT ligt voor het zwakkere beton procentueel hoger dan bij het hogesterkte beton. Deze bedraagt respectievelijk 15,5% t.o.v. 10,7% bij een voorspankracht van 12,1 kN en 32,5% t.o.v. 30% bij een voorspankracht van 25,3 kN. Dit wijst erop dat in de praktijk een veel groter rendament gehaald zou kunnen worden dan blijkt uit het proefprogramma van deze verhandeling, omdat de meeste platen waar er versterking nodig is van een zwakker type zijn.

Hoofdstuk 9. Besluit|119

Hoofdstuk 9

Besluit


Met het rekenmodel is een initiële parameterstudie uitgevoerd op een volledig ontlaste plaat die versterkt wordt met SCRP medium density en in het actieve geval een voorspankracht van 30 kN bevat. Hieruit is gebleken dat bij passieve versterking voornamelijk de capaciteit van de plaat toeneemt (+66%). Indien er actief versterkt wordt zal vooral de doorbuiging van de plaat verminderen (-26%), terwijl de capaciteit een klein beetje afneemt ten opzichte van de passieve versterking. Indien er enkel ontlast wordt door het wegnemen van de nuttige lasten, zal na versterking een kleiner rendement behaald worden betreffende een capaciteitstoename en doorbuigingsafname in vergelijking met de referentietoestand. Deze bedragen respectievelijk (+59%) en (-23%). Het opvoeren van de voorspankracht naar 50 kN zal voornamelijk gevolg hebben in een doorbuigingsvermindering (-36%) in de plaat. Dit is een verschil van 10% met de referentietoestand. Als er high density SCRP gebruikt wordt in plaats van medium density SCRP zal vooral de capaciteitstoename veel groter zijn omdat nu een veel grotere kracht opgenomen kan worden. De toename bedraagt (+137%) voor een passieve versterking. De vermindering in doorbuiging bij de actieve versterking (-33%) is in vergelijking met de referentietoestand slechts 7% toegenomen.


Per plaat wordt over het algemeen een kleine spreiding terug gevonden voor de druksterkte van het beton. De gemiddelde druksterkte over alle platen heen is uiteindelijk gelijk aan 63,56 Mpa met een standaaddeviatie van de gemiddelde druksterkte bedraagt 4,85 MPa. De treksterkte van het beton is uiteraard klein en bedraagt gemiddeld over alle platen 3,15 MPa met een standaardafwijking van 0,63 MPa. De massadichtheid van het beton bedraagt gemiddeld over alle platen 2332 kg/m³, hetgeen een normale waarde is. Voor de boven- en onderwapening worden respectievelijk de volgende waarden gevonden. De vloeigrens bedraagt 556 MPa en 582 MPa, de elasticiteitsmodulus is gelijk aan 196 GPa en 198 GPa en de maximale rek die gevonden wordt bedraagt 2,2% en 2,0%. Het wapeningsstaal zal bijgevolg een grote vloeicapaciteit hebben, daar de vloeigrens reeds bereikt wordt bij een rek van 0,33%. Er is ook aangetoond dat het staal veel brosser reageert op een trekbelasting ter hoogte van de plaatsen waar een las aangebracht wordt. De maximale sterkte van het SCRP wordt bereikt bij 3307 MPa, de elasticiteitsmodulus heeft een waarde van 198 GPa en de maximale rek bedraagt 1,6%. Het SCRP is bijgevolg

120|Hoofdstuk 9. Besluit

een staal van hoge sterkte dat bros zal breken bij een beperkte rek voor staal. De materiaaleigenschappen aangegeven in de technische fiche zijn hierbij gevalideerd. Uit de hechtproeven op de Nanocrete R3 is gebleken dat bij aanwezigheid van SCRP Low Density tussen de mortel en de plaat praktisch geen afname is van de hechtsterkte in vergelijking met het proefstuk waarbij er geen SCRP aanwezig is. Het breukvlak is nu wel opgetreden ter plaatse van het SCRP-laminaat. Er is ook vastgesteld dat de korrelgrootte bepalend is voor de hechtsterkte. Op 7 dagen wordt er immers al vastgesteld dat de mortel met de kleinste korrel een beduidend hogere hechtsterkte heeft dan de mortels met een hogere korrelgrootte.

Passieve versterking

Het verlijmen van het SCRP-laminaat door middel van epoxy is een eenvoudige methode die snel en zonder veel tussenstappen uitgevoerd kan worden. De uitvoeringsmethode in de praktijk is volledig analoog en kan ook boven het hoofd even efficiënt uitgevoerd worden. Dit werk kan uitgevoerd worden door één arbeider in het labo. Bij de uitvoering boven het hoofd in de praktijk is een tweede arbeider aangewezen zijn om het SCRP-laminaat op een efficiënte en nauwkeurige manier aan te brengen. De verlijmingsduur voor het handmatig aanbrengen van één SCRP-laminaat bedraagt ongeveer 20 minuten. Indien men met twee arbeiders apart een baan afschuurt, lijm aanbrengt en afwerkt, en samenwerkt om het SCRP-laminaat op zijn plaats aan te brengen in de lijm, moeten twee laminaten verlijmd kunnen worden in een tijdsspanne van ongeveer 20 minuten. Het voordeel van cementgebonden lijm is dat dit onder druk opgespoten kan worden. Hiermee kunnen grote oppervlakken veel sneller bezet worden waardoor de installatiekost daalt. Het nadeel is dat de wapening, SCRP of CFRP, eerst vastgeniet moet worden in het plafond op een voldoende korte afstand zodat er geen al te grote doorbuigingen optreden. Hierbij treedt evenwel geen tijdsverlies op met verlijmen met epoxy, want daar moeten de laminaten ook handmatig ingedrukt worden in de lijm. Het passief versterken van de plaat met SCRP, verlijmd door middel van epoxylijm, zorgt ervoor dat de capaciteit van de plaat toeneemt met 60% in vergelijking met de onversterkte toestand. De doorbuiging wordt ook gereduceerd met 26%, maar dit effect is minder zichtbaar dan de toename van de capaciteit. De ductiliteit bij de passief versterkte plaat neemt wel af ten opzichte van de referentieplaat. De maximale rek wordt immers gereduceerd van 2,57% naar 1,42%. Deze kleinere rek is echter nog steeds voldoende om de onderwapening voldoende te laten vloeien. De faalmode blijft immers gelijk aan deze van de referentietest, namelijk vloeien van de onderwapening. Wanneer het SCRP verlijmd wordt met cementgebonden lijm wordt dezelfde capaciteitstoename bereikt. Er is dan geen toename van de doorbuiging in de BGT, maar de maximale doorbuiging van de plaat zal tot 20 mm groter kunnen zijn in vergelijking met een met epoxy verlijmde wapening. De faalmode verschuift ook naar een brosse breuk in de uitwendige wapening. Dit is niet zo erg als op het eerste zicht lijkt, want de inwendige wapening wordt nog steeds toegelaten plastisch te vervormen zodat er een waarschuwing van overbelasting gegeven wordt door overmatige doorbuiging. Er is bijgevolg geen afname van de ductiliteit ten opzichte van de passieve versterking met epoxylijm. Er treedt ook geen delaminatie van de uitwendige wapening op zodat deze los komt van het beton. Dit houdt in dat de versterking met SCRP nu sneller en goedkoper uitgevoerd kan worden en daar boven op er een degelijke weerstand geboden wordt in geval van brand.


Het weglaten van de aanhechtlaag tussen het beton en het SCRP-laminaat heeft geen effect op het gedrag van de plaat. Dit wil zeggen dat er nog eens tijd en kosten bespaard kunnen worden op het verlijmen van de wapening, zonder dat er nadelige effecten optreden in vergelijking met het wel aanbrengen van de aanhechtlaag. De mortel moet wel met voldoende druk tegen het beton gespoten worden. Omwille van de afmetingen van het CFRP-net is er niet dezelfde capaciteitstoename en doorbuigingsvermindering bereikt als bij de SCRP-versterking. Bij deze test is het CFRP verlijmd met dezelfde mortel als het SCRP. De hechting tussen het CFRP en de mortel is gefaald bij het breken van de inwendige wapening. De faalmode is terug verschoven naar vloeien in de onderwapening met breuk tot gevolg, omdat ten gevolge van de grote scheur de spanning lokaal sterk toenam in de onderwapening. Hierdoor is ook de ductiliteit van plaat B3 negatief beïnvloed.

Actieve versterking

Door het gebruiken van op voorhand verlijmde ankerplaatjes verloopt het verankeren van het SCRP eenvoudig. De verankering van de vijzel, om het SCRP te kunnen voorspannen, gebeurt op dezelfde manier, ook dit maakt het werkproces eenvoudiger. Het voorspanproces is gemakkelijk uit te voeren omdat er enkel noodzakelijke en eenvoudige handelingen uitgevoerd moeten worden. In de praktijk zal het moeilijker zijn om de vijzel boven het hoofd te tillen. Hiervoor kan beter een dunne (stalen) plaat gemaakt worden die op dezelfde plaatsen geperforeerd is. Voor het plaatsen van de vijzel zelf is het ook aangewezen een steun te ontwerpen die horizontaal verplaatsbaar is over de grond en verticaal verstelbaar is. Dan kan de vijzel immers eenvoudig tegen de platen gekrikt worden en verplaatst worden naar het volgende laminaat dat voorgespannen moet worden. Er treden voorspanverliezen op tijdens en na het opspannen. De grootste voorspanverliezen treden op in de vijzel (21%), maar er treden ook verliezen op in het zetten van het anker aan de passieve zijde (6,1%), verliezen door de wrijving en uitharding van de epoxylijm (3,3%), verliezen bij het lossen van de vijzelkracht (4,2%). De verliezen door relaxatie zijn verwaarloosbaar klein. Nabij de ankerplaatjes treedt er een verlies op van 0,9% terwijl in de middenoverspanning een winst bereikt wordt van 0,5% ten gevolge van de toenemende doorbuiging van de plaat onder eigengewicht. Het totale verlies bij een voorspanoperatie komt zo neer op 34,1% van de kracht die aangelegd wordt op de vijzel. In de praktijk kan het beste de voorspanning in het SCRP gemeten worden door de verplaatsing van het ankerplaatje aan de actieve zijde te meten. Hierbij zijn dan reeds alle verliezen door toedoen van de vijzel omzeild. Een mogelijkheid tot optimalisatie van de vijzel bestaat erin om de lengte van het SCRP-laminaat tussen de klem van de vijzel en het anker aan actieve zijde zo klein mogelijk te maken. Bij de vijzel gebruikt in het proefprogramma is het verlies ten gevolge van rek in dit deel het van SCRP-laminaat immers gelijk aan 32,6% van het totale verlies in de vijzel. Het actief versterken van een plaat met SCRP heeft tot gevolg dat de doorbuiging en de ductiliteit gereduceerd worden ten opzichte van een passieve versterking. Er treedt geen verlies aan capaciteit op in vergelijking met de bereikte capaciteit bij passieve versterking met SCRP. De capaciteit kan zelfs nog beetje toenemen omdat het SCRP bij actieve versterking uitgeput wordt en hierdoor zijn maximale spanning bereikt en dus de grootste kracht kan opnemen. De faalmode van de actief versterkte platen verplaatst bijgevolg naar brosse breuk in SCRP.


De grootte van de voorspankracht heeft een rechtstreekse invloed op de grootte van de gereduceerde doorbuiging en de ductiliteit van de plaat. Bij een effectieve voorspankracht van 12 kN in het SCRP worden de doorbuigingen in BGT met gemiddeld 10% verminderd en bij buigmomenten hoger dan 16 kNm is de doorbuiging met gemiddeld 14% verminderd. Indien de voorspankracht ongeveer verdubbeld wordt naar 25 kN in het SCRP worden de doorbuigingen in BGT met gemiddeld 33% verminderd en bij buigmomenten hoger dan 16 kNm met gemiddeld 30 % verminderd. Vooral in de BGT is er dus een grote winst op de gereduceerde doorbuiging in functie van de verhoging van de voorspankracht. De faalmode blijft een brosse breuk in het SCRP en de afname van de capaciteit bedraagt ten hoogste 0,3 kNm. Bij de breuk in het SCRP kan er bij hoge voorspankracht delaminatie van de uitwendige wapening optreden. Dit gebeurt omdat de voorspankracht plots volledig door de epoxylijm opgevangen moet worden, waardoor de schuifspanningen in het beton te groot worden. De breuk vindt plaats in het beton. Bij B10 bleef er aan de kanten van de opleggingen een lengte van respectievelijk 1070 mm en 1490 mm over waar de lijm niet losgekomen is. Het lange termijn gebruik van de plaat zorgt voor een extra koudvervorming van de voorgespannen wapening. Na ontlasten en weer herbelasten van de plaat zal deze verhoogde voorspankracht zorgen voor een verdere reductie van de doorbuiging. Echter ook de ductiliteit van de plaat verandert. De ductiliteit neemt weer toe ten opzichte van de plaat die onmiddellijk gestest is geweest en dit tot een rek van 1,24% ter hoogte van de onderwapening. Dit is het gevolg van de scheuren die reeds aanwezig zijn in de plaat door de voorgaande belasting. Verder onderzoek kan uitgaan naar een verdere optimalisatie van de vijzel om de ogenblikkelijke voorspanverliezen te beperken. Om de andere ogenblikkelijke verliezen zo nauwkeurig mogelijk te kunnen inschatten moeten er meerdere testen uitgevoerd worden om na te gaan in welke mate deze verliezen telkens opnieuw optreden. Ook kan er verder onderzoek uitgaan naar voorspanverliezen op lange termijn bij het aanleggen van voorspankrachten die groter zijn dan de helft van de sterkte van het SCRP-laminaat.

Terugkoppeling naar het rekenmodel

Er kan besloten worden dat de sterkte, stijfheid, ductiliteit en faalmode van een passief of actief versterkte plaat op een goede manier benaderd kunnen worden met het rekenmodel opgesteld in hoofdstuk 3. De onderschatting van het maximale buigmoment neemt een beetje toe met de grootte van de aangelegde voorspankracht. Gemiddeld gezien bedraagt de onderschatting van de werkelijke capaciteit 7,3% met een standaardafwijking van 4,3%. De berekende doorbuigingen wijken slechts in kleine mate af van de gemeten waarden uit het proefprogramma, voor zowel de passieve als actieve versterking. De berekende doorbuigingen zijn telkens een overschatting van de werkelijke doorbuigingen. De overschatting bedraagt gemiddeld 6,9% met een standaardafwijking van 8,5%. Bij de bepaling van de rekken is er in het rekenmodel een invloed door de voorspankracht, die bij het proefprogramma niet opgemeten is. Hierdoor wijken de berekende rekken meer af van de werkelijke in vergelijking met de berekening van de capaciteit en de doorbuiging. De gemiddelde afwijking op de rekken bedraagt 20,2% met een standaardafwijking van 16,1%. De rekken zijn echter ook zeer kleine waarden, er wordt bijgevolg al gemakkelijker een grotere afwijking op bekomen. De faalmodi worden steeds juist voorspeld. Er kan gesteld worden dat de uitbreiding van het rekenmodel voor passieve uitwendige versterking op actieve uitwendige versterking gevalideerd is.


Omdat het rekenmodel de resultaten uit het proefprogramma goed voorspelt is er een simulatie uitgevoerd op beton van klasse C 20/25 en een vloeigrens van 220 MPa voor de inwendige wapening. Hieruit blijkt dat de toename van de capaciteit procentueel veel hoger ligt dan gemeten bij het hogesterktebeton dat gebruikt is in het proefprogramma, namelijk +350% t.o.v. +59,8%. Ook de afname van de doorbuiging in BGT ligt voor het zwakkere beton procentueel hoger dan bij het hogesterkte beton. Deze bedraagt respectievelijk 15,5% t.o.v. 10,7% bij een voorspankracht van 12,1 kN en 32,5% t.o.v. 30% bij een voorspankracht van 25,3 kN. Dit wijst erop dat in de praktijk een veel groter rendament gehaald zou kunnen worden dan blijkt uit het proefprogramma van deze verhandeling, voornamelijk dan bij de versterking van historische constructies. Verdere optimalisatie van het rekenmodel kan gaan naar het berekenen van schuifspanningen tussen het beton en de gelijmde voorgespannen wapening en naar de krachten op de ankers.

Bibliografie|153

Bibliografie

[1] Teng J. G., Chen J. F., Smith S. T., Lam L. (2002) FRP: Strengthened RC Structures,

Wiley-VCH, ISBN 0-471-48706-6 [2] Neubauer U., Rostasy, F. S. (1997) Design aspects of concrete structures

strengthened with externally bonded CFRP-plates. Proceedings of the seventh international conference on structural faults and repair, 8 july 1997 Volume 2: concrete and composites p. 109-18, ISBN 0-947644-32-0

[3] Figeys W. (2008) Shear modeling of Steel Cord Reinforced Polymer, prestressing

and bonding technology for Externally Bonded Reinforcement, PhD thesis, KU Leuven.

[4] van Tendeloo S., Verreydt K. (2010) Voorspanning voor uitwendige wapening met

staaldraad composieten, Master thesis, Lessius [5] FIB Bulletin 14. (2001) Externally bonded FRP reinforcement for RC structures,

International Federation for Structural Concrete (fib) – fib-bulletin 14, Lausanne, Switzerland

[6] Brosens K., Ignoul S., Van Gemert D. (1999) Zin en onzin bij het ontwerpen van

uitwendig opgelijmde wapeningen in staal of in koolstofvezellaminaten, De Bouwkroniek, België, Brussel

[7] Vandewalle L. (2010) Berekening en detaillering van constructies in spanbeton,

Leuven, VTK, cursustest KU Leuven [8] Ebert, M.; et al. Polymer Preprints 1991, 32(3), 139 [9] May, Clayton A. (1987) Epoxy Resins: Chemistry and Technology (Volume 2). New

York: Marcel Dekker Inc. ISBN 0-8247-7690-9 [10] Van Gemert D. (2011) Bouwmaterialen: bindmiddelen & duurzaamheid, Leuven,

VTK, cursustekst KU Leuven [11] Belgische Betongroepering (2006), Betontechnologie, België, Brussel, De

Bouwkroniek [12] CEB. (1993) Comité Euro-Internacional du Beton (CEB), 1993, CEB-FIP Model

Code 1990, Design Code, Thomas Telford Services, London.

http://trid.trb.org/results.aspx?q=&datein=all&serial=%22PROCEEDINGS%20OF%20THE%20SEVENTH%20INTERNATIONAL%20CONFERENCE%20ON%20STRUCTURAL%20FAULTS%20AND%20REPAIR%2C%208%20JULY%201997.%20VOLUME%202%3A%20CONCRETE%20AND%20COMPOSITES%22



http://en.wikipedia.org/wiki/International_Standard_Book_Number

http://en.wikipedia.org/wiki/Special:BookSources/0-8247-7690-9

http://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S0029549303001109#bBIB5

154|Bibliografie

[13] NBN EN 1992-1-1:2011. Eurocode 2: Ontwerp en berekening van betonconstructies – Deel 1-1: Algemene regels en regels voor gebouwen, 2011

[14] Lambotte H., Taerwe L. (1990), Deflection and cracking of high-strength beams

and slabs. In Proceedings of the High-Strength Concrete 2nd International Symposium, Ed. W. T. Hester, ACI SP-121, American Concrete Institute, Detroit, p. 109-128.

[15] NBN EN 12390-2:2001. Beproeving van verhard beton – Deel 2: Vervaardiging en

bewaring van proefstukken voor sterkteproeven, 2001 [16] NBN EN 12390-3:2001. Beproeving van verhard beton – Deel 3: Druksterkte van

proefstukken, 2001 [17] NBN EN 12390-5:2001. Beproeving van verhard beton – Deel 5: Buigsterkte van

proefstukken, 2001 [18] NBN EN 10002-1:2001. Metalen – Trekproef – Deel 1: Beproevingsmethode bij

omgevingstemperatuur, 2001 [19] NBN EN 14488-4:2008. Beproevingsmethoden voor spuitbeton – Deel 4:

Hechtsterkte van boorkernen met behulp van een directe trekproef, 2008 [20] Van Gemert D. (2003) Vernieuwbouw van structuren, Leuven, VTK, cursustekst

KU Leuven [21] Vandewalle L. (2010) Ontwerp van constructiecomponenten: Beton deel 1,

Leuven, VTK, cursustekst KU Leuven [22] Ghysel W. (2011) Fire protection and building safety, Leuven, cursustekst KU

Leuven

Validation of a novel system to pre-stress steel cord reinforced polymer

Documents

Transcript of Validation of a novel system to pre-stress steel cord reinforced polymer