onderzoek en ontwikkeling van een voorgespannen...

Onderzoek en ontwikkeling van een voorgespannen boutverbinding in glas

Davy D`haese

Promotor: prof. dr. ir.-arch. Jan Belis Begeleider: ir.-arch. Dieter Callewaert

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

Vakgroep Bouwkundige Constructies Voorzitter: prof. dr. ir. Luc Taerwe Faculteit Ingenieurswetenschappen Academiejaar 2010-2011

Voorwoord Het schrijven van dit eindwerk vormt het eindpunt van mijn studies na jaren studeren. Exact één jaar geleden moest ik een onderwerp voor mijn thesis kiezen. Als keuze kwam ik terecht bij het onderwerp ‘glas’, een bouwmateriaal dat tijdens mijn studies nog niet veel aan bod was gekomen. Een heel jaar lang heb ik mij verdiept in dit onderwerp en allerlei nieuwe dingen bijgeleerd. Het schrijven van dit eindwerk was een boeiende uitdaging waarbij ik de kans kreeg om op een theoretische en op een praktische manier te werk te gaan. Na vele uren achter de laptop en in het lab is dit werk het resultaat.

Zonder de hulp en steun van vele personen zou dit eindwerk nooit tot stand zijn gekomen. Graag wil ik mijn promotor prof. dr. ir.-arch. Jan Belis bedanken voor het aanreiken van een boeiend onderwerp, het aanwijzen van de juiste richting en de hulp bij het grondig nalezen en verbeteren van deze tekst. Verder wil ik ook de begeleiders op het LMO bedanken, ir.-arch. Dieter Callewaert, ir. Didier Delince, en ir. Delphine Sonck voor hun hulp bij het opstellen van het Abaqus model en bij het uitvoeren van de proeven. Ook wil ik de techniekers, Eric en Dennis, bedanken voor de hulp bij het uitvoeren van de proeven in het lab. Bijzondere dank aan de firma GSC voor hun ondersteuning van dit onderzoek en het ter beschikking stellen van het belangrijkste proefmateriaal. Ook wil ik de mensen van de firma Lerobel in Hasselt bedanken voor het de hulp bij het maken van de proefstukken met de afstandshouders. Ik wil ook mijn medestudenten bedanken voor de toffe sfeer tijdens en na de lessen. Mijn ouders wil ik ook bedanken voor hun steun en vertrouwen in de keuzes die ik gemaakt hebt. Zij maakten het voor mij mogelijk om deze opleiding aan te vatten en succesvol af te ronden. Ten slotte wil ik mijn vriendin Marloes bedanken voor haar aanmoedigingen, onvoorwaardelijke liefde en steun.

Toelating tot bruikleen:

“De auteur geeft de toelating deze scriptie voor consultatie beschikbaar te stellen en delen van de scriptie te kopiëren voor persoonlijk gebruik. Elk ander gebruik valt onder de beperkingen van het auteursrecht, in het bijzonder met betrekking tot de verplichting de bron uitdrukkelijk te vermelden bij het aanhalen van resultaten uit deze scriptie.”

Datum: Handtekening auteur:

Overzicht Onderzoek en ontwikkeling van een voorgespannen boutverbinding in glas

Auteur: Davy D`haese



Universiteit Gent Vakgroep Bouwkundige Constructies Voorzitter: prof. dr. ir. Luc Taerwe Faculteit Ingenieurswetenschappen Academiejaar 2010-2011

Samenvatting

De laatste jaren wordt glas meer en meer toegepast voor structurele doeleinden. Bijkomend onderzoek rond dit onderwerp wordt ook steeds meer verricht. Deze scriptie richt zich op het onderzoek en de ontwikkeling van een voorgespannen boutverbinding in gelamineerd gehard glas. Hiervoor werd een eenvoudige voorspanverbinding ontworpen die gebaseerd is op een in de praktijk toegepaste verbinding. Typisch wordt dit type verbinding gebruikt om glazen elementen die krachten in hun vlak ondervinden met elkaar te verbinden omdat op deze manier de tangentiële krachten enkel door wrijving t.g.v. het voorspannen van de bouten worden tegengewerkt.

Via een experimentele studie van de verbinding werd in de eerste plaats het tijdsafhankelijk gedrag onderzocht. Een significant probleem is de afname van de voorspanning die optreedt ten gevolge van kruip van de tussenlaag. Om dit op te lossen werden proefstukken gemaakt waarbij de PVB tussenlaag plaatselijk vervangen werd door een afstandshouder. Een ander belangrijk aspect van dit onderzoek is de keuze van een geschikt pakkingsmateriaal. Tussen de glasplaat en het staal wordt een ‘zachte’ pakking voorzien om direct contact te vermijden en de spanningen op het glas te verdelen. Verschillende alternatieve materialen werden hiervoor beschouwd om zo de meest geschikte pakking te kunnen selecteren. In het tweede luik van de experimentele studie werd de schuifsterkte beoordeeld door proeven uit te voeren waarbij de proefstukken in hun vlak belast werden.

Een numeriek model voor de uitgevoerde experimentele proeven werd opgebouwd met Abaqus. De resultaten van de numerieke simulaties werden geverifieerd ten opzicht van de experimentele om de correcte werking van het model na te gaan. Het numerieke model werd ten slotte gebruikt om de invloed van verschillende parameters na te gaan op de spanningsverdeling op het glas. Met deze aangereikte methode kan het ontwerp en de optimalisatie van een voorgespannen verbinding in glas op een efficiënte manier verlopen.

Trefwoorden: gelamineerd glas, boutverbinding, voorspanning, visco-elasticiteit, eindige-elementen

Extended abstract

Research and development of a friction-grip bolted

connection in glass

Davy D’haese

Supervisor: Prof Jan Belis, PhD

Abstract- This article discusses the development of a friction-

grip bolted connection in laminated toughened glass. An

experimental investigation is performed to study the time

dependent behaviour and the slip resistance of the connection.

The experimental research is coupled with a numerical

approach.

Keywords- laminated glass, viscoelasticity, preload, friction-

grip connection, FEM

I. INTRODUCTION

At present, bolted connections are considered the main

assembling technique for structural glass beams and plates.

Friction-grip bolted connections are widely used because the

tangential stresses are transmitted by friction and the direct

contact between bolt and glass is avoided. These connections

are theoretically well suited for the introduction of in-plane

tensile loads because they distribute the load over a larger

surface area compared to a non-preloaded bolted arrangement

and thus avoid major stress concentrations. However, only

few technical papers deal with the use of friction-grip

connections in laminated glass. The objective of the current

contribution is to help filling this gap.

II. FRICTION-GRIP CONNECTIONS IN GLASS

A typical arrangement consists of a glass pane, steel skew

plates on both sides, gaskets between the steel plates and the

glass and bolts which clamp the steel plates together (figure

II-1). Direct contact between the glass and the steel parts is

avoided by applying oversized bolt holes and by placing a

gasket that acts as an interlayer material between the glass and

the steel plates. It is important that the gasket exhibits very

low creep to prevent normal forces in bolts from decreasing

over time. It must also be strong enough to withstand the

stresses induced by the in-plane force and at the same time it

must not be too hard in order to avoid damage to the glass.

Various gaskets were used during this research. More

specifically, the studied gasket materials were SBR,

aluminium, nylon (PA6) and POM-C.

Figure II-1: Typical friction-grip connection in laminated toughened

glass (Haldiman, Luible, & Overend, 2008)

When designing a friction-grip connection in laminated

toughened glass with an interlayer material such as polyvinyl

butyral (PVB), special care should be taken to avoid creep.

Interlayers are thermoplastic materials of which the behaviour

is viscoelastic. Consequently, the interlayer is unable to

withstand the clamping forces induced by the connection

without a large creep deformation that reduces the preload

over time. To avoid this, the interlayer in the region of the

bolted connection can be replaced by a stiffer, non-viscous

material also known as a spacer (e.g. aluminium which has a

low modulus of elasticity).

III. EXPERIMENTAL STUDY OF THE TIME DEPENDENT

BEHAVIOUR

A. Test method

This paper deals with the research and development of a

bolted friction-grip connection practically used by a Belgian

glass construction company. A simplified friction-grip

connection based on these practically used, was designed and

used for the further experimental and numerical research. The

test pieces were composed as illustrated in figure III-1.

Toughened laminated glass was used, with and without an

aluminium spacer between the glass panes.

Figure III-1: Illustration of the test piece

Hollow load cells were placed under the nut of the HS bolt

to register the applied preload over time. A preload of

approximately 20 kN (± 5 %) was manually applied using a

torque wrench. The preload was registered for at least 24

hours. Preliminary tests were performed under normal room

conditions in the lab, further testing was systematically done

in a climate chamber to enable necessary control of the

temperature and humidity.

B. ‘Results

A decrease of the preload on the bolt during the time

interval was registered. For the test pieces without the spacer a

decrease of at least 10 % after 24 hours was registered. This is

mainly because of the creep of the interlayer. Results

indicated that by placing a spacer between the glass panes, the

creep of the interlayer was successfully prevented. For several

of the investigated gasket materials, except for the aluminium,

a significant decrease of the preload was observed even in

case a spacer was used. This was because of the creep of the

gasket material, which makes friction-grip connections in

glass more complicated than in steel. In addition, each applied

material has a different thermal expansion coefficient.

Consequently, a clear influence of the temperature fluctuation

under normal room conditions on the registered preload was

noticed. For this reason tests were performed in a climate

chamber. These tests confirmed the temperature influence and

also demonstrated that there is a bigger decrease of the

preload when the tests were performed at a higher

temperature.

IV. EXPERIMENTAL STUDY OF THE SLIP RESISTANCE

In a typical friction-grip bolted connection, the macroscopic

relative slipping between contacting surfaces can lead to

failure of the connection mechanism and is thus not tolerated.

The external tangential load on the glass must always remain

inferior to the slip resistance of the connection. The latter is

determined by the friction force developed between the

contacting surfaces. Contact in the connection occurs between

the gasket and the glass. The other surface of the gasket was

glued to the skew plate. A precise characterization of the

friction coefficient between the gasket and the glass is the key

to the design of friction-grip bolted connections. A simple

experimental test method was used to determine the friction

coefficient between the different gasket materials and the

glass.

A. Test method

The previously discussed test pieces were loaded with a

tangential force to study the behaviour and to determine the

slip resistance of this connection. Test series were performed

in a climate chamber 1 hour at 20 °C and 60 hours at 40 °C

after preloading of the bolt. For each test series the various

gasket materials were tested.

B. Results

A theoretical model of the force-displacement diagram was

made. The experimental results confirmed that the behaviour

predicted by this model was indeed correct. The slip

resistance for the connection with the various gasket materials

was compared at short term and long term. At short term the

nylon and SBR have a higher slip resistance than the

aluminium and POM-C. At long term the slip resistance of the

SBR, nylon en POM-C decreased because of the occurred

creep. The aluminium was the only material that yielded a

constant slip resistance for the completed tests.

V. NUMERICAL ANALYSIS

Using a finite element program (Abaqus/CAE) a model was

developed to simulate the experimental tests. Because of the

double symmetry of the joint, only one quarter was modelled.

A viscoelastic material behaviour was assigned to the PVB

interlayer according to the model of Van Duser et al. [1]. The

other joint components (steel plates, glass, etc.) were

attributed a linear elastic material behaviour. In the FEM

model the preload on the bolt is represented as a uniformly

distributed pressure acting on the bolt end. By using a

viscoelastic load step, the time dependent behaviour of the

model is simulated. A next step of loading consists in

applying a tangential load on the edge of the glass. The main

results of this simulation are the slip resistance of the friction-

grip bolted connection, as well as the strain and stress

distributions on the glass plate. The simulated data have been

compared to the experimental data.

A. Comparison with the experimental results

Taking into account the limitations of the FEM model, a

qualitative comparison with the experimental results is made.

Theoretically the model can be used to simulate the time

dependent behaviour of the interlayer between 10 °C and 50

°C. A good resemblance of the general time dependent

behaviour was found at 20 °C. For higher temperatures the

simulations diverge more from the test results. This can be

explained by the different interlayer type which was used for

the test pieces in comparison to the viscoelastic model. The

model is also subjected to a tangential load. A good

correspondence between the theoretical, numerical and

experimental results for sliding behaviour and the slip

resistance is found.

B. Parametric study

Using the numerical model, a parametric study is realised to

optimise the mechanical behaviour of the friction-grip bolted

connection. The purpose is to evaluate the influence of the

major geometric parameters on the maximum principal stress

in the glass and to find the optimal configuration for the

bolted joint, such that the tensile stress in the glass is minimal

for a given loading. The geometrical parameters used in our

analysis are the thickness and width of the gasket and steel

plates. Results indicate that the geometric parameters that

have the most important effects on the tensile stress

concentration in the glass are the gasket thickness and the

steel plate thickness.

VI. CONCLUSIONS

The mechanical behaviour of a friction-grip bolted

connection in glass has been studied by a coupled

experimental and numerical approach. The complexity of this

connection type is mainly due to the use of materials (glass,

steel, PVB, aluminium) with diverse properties. Experimental

results displayed the time and temperature dependent

behaviour of the connection. The numerical results obtained

have been compared with and validated by the experimental

tests performed in the lab. Consequently, the proposed

numerical model proved to be an efficient tool for the

conception and optimization of friction-grip bolted

connections in glass structures.

ACKNOWLEDGEMENTS

The author would like to acknowledge the suggestions of Jan

Belis during the research and completion of this paper. GSC

Star Construct is acknowledged for the testing materials.

REFERENCES

[1] Haldiman, M., Luible, A., & Overend, M. (2008). Structural use of glass p144-151. Zürich: IABSE-AIPC-IVBH.

[2] Panait, A., He, Q.-C., Morcant, K., & Michel, C. (2005). Friction-grip

Bolted Connections for Structural Glass Elements. Glass processing days.

[3] Van Duser, A., Jagota, A., & Bennison, S. J. (1999). Analysis of

glass/polyvinyl butyral laminates subjected to uniform pressure.

Inhoudsopgave

Inhoudsopgave Hoofdstuk 1: Glas als bouwmateriaal ................................................................. 1

1.1 Inleiding ................................................................................................................................... 1

1.2 Soorten .................................................................................................................................... 2

1.2.1 Kwartsglas ........................................................................................................................ 2

1.2.2 Natronkalkglas ................................................................................................................. 2

1.3 Verwerking van vlakglas .......................................................................................................... 3

1.3.1 Inleiding ........................................................................................................................... 3

1.3.2 Gelamineerd glas ............................................................................................................. 4

1.3.3 Thermisch gehard glas ..................................................................................................... 4

1.3.4 Thermische gehard en gelamineerd glas......................................................................... 6

1.4 Eigenschappen vlakglas ........................................................................................................... 6

1.4.1 Inleiding ........................................................................................................................... 6

1.4.2 Eigenschappen ................................................................................................................. 6

1.4.3 Sterkte van glas ............................................................................................................... 7

1.5 Eigenschappen tussenlagen .................................................................................................... 8

1.5.1 PVB .................................................................................................................................. 8

1.5.2 SG ..................................................................................................................................... 8

1.5.3 Visco-elastisch gedrag ..................................................................................................... 9

1.6 Eigenschappen pakkingen ..................................................................................................... 11

1.6.1 SBR ................................................................................................................................. 11

1.6.2 Aluminium ..................................................................................................................... 12

1.6.3 Polyamide PA 6 (nylon) ................................................................................................. 12

1.6.4 Polyoxymethyleen (POM) .............................................................................................. 12

Hoofdstuk 2: Boutverbindingen in glas ............................................................ 14

2.1 Inleiding ................................................................................................................................. 14

2.2 Passende bouten ................................................................................................................... 16

2.2.1 Principe .......................................................................................................................... 16

2.2.2 Toepassing in glas .......................................................................................................... 16

2.3 Voorgespannen bouten ......................................................................................................... 19

2.3.1 Principe .......................................................................................................................... 19

Inhoudsopgave

2.3.2 Overdracht door schuifkrachten (belasting loodrecht op boutrichting) ....................... 20

2.3.3 Aanbrengen van de voorspankracht ............................................................................. 23

2.3.4 Toepassing in glas .......................................................................................................... 24

Hoofdstuk 3: Experimentele studie van het tijdsafhankelijk gedrag ................. 27

3.1 Inleiding ................................................................................................................................. 27

3.2 Materiaal ............................................................................................................................... 28

3.3 Methoden .............................................................................................................................. 30

3.3.1 Proefopstelling 1: opmeten voorspankracht van enkel de voorspanbout .................... 30

3.3.2 Proefopstelling 2: meten van de voorspankracht op de verbinding ............................. 31

3.4 Experimentele bepaling van de voorspanning ...................................................................... 33

3.4.1 Doelstelling .................................................................................................................... 33

3.4.2 Beschouwde proefreeksen ............................................................................................ 33

3.4.3 Resultaten en discussie eerste opstelling...................................................................... 34

3.4.4 Resultaten en discussie tweede opstelling.................................................................... 36

3.4.5 Besluit ............................................................................................................................ 38

3.5 Opbouw glasplaten met afstandshouder .............................................................................. 39

3.5.1 Inleiding ......................................................................................................................... 39

3.5.2 Materiaal ....................................................................................................................... 39

3.5.3 Fabricatie van de proefstukken ..................................................................................... 40

3.5.4 Resultaten en bespreking van de afgewerkte proefstukken ......................................... 41

3.5.5 Besluit ............................................................................................................................ 42

3.6 Experimentele studie van het tijdsafhankelijk gedrag (niet in de klimaatruimte) ................ 43

3.6.1 Doelstelling .................................................................................................................... 43


3.6.3 Algemene resultaten en discussie ................................................................................. 44

3.6.4 Resultaten en discussie verbinding zonder pakking ...................................................... 46

3.6.5 Resultaten en discussie verbinding met pakking uit SBR .............................................. 47

3.6.6 Resultaten en discussie verbinding met pakking uit aluminium ................................... 49

3.6.7 Resultaten en discussie verbinding met pakking uit nylon (PA6) ................................. 50

3.6.8 Resultaten en discussie verbinding met pakking uit POM-C ......................................... 50

3.6.9 Besluit ............................................................................................................................ 51

3.7 Experimentele studie van het tijdsafhankelijk gedrag in de klimaatruimte ......................... 52

3.7.1 Doelstelling .................................................................................................................... 52

Inhoudsopgave



3.7.4 Resultaten en discussie bij verschillende temperaturen .............................................. 53

3.7.5 Resultaten en discussie verbinding met pakking uit SBR bij 40 °C na 72 uur ................ 54

3.7.6 Besluit ............................................................................................................................ 55

3.8 Samenvattend overzicht van de experimentele studie van het tijdsafhankelijk gedrag ...... 56

Hoofdstuk 4: Experimentele studie van de wrijvingsweerstand ....................... 58

4.1 Inleiding ................................................................................................................................. 58

4.2 Experimentele bepaling van de wrijvingscoëfficiënt ............................................................. 58

4.2.1 Inleiding ......................................................................................................................... 58

4.2.2 Doelstelling .................................................................................................................... 59

4.2.3 Methoden ...................................................................................................................... 59

4.2.4 Uitgevoerde proefreeksen ............................................................................................ 61

4.2.5 Resultaten en discussie ................................................................................................. 62

4.2.6 Besluit ............................................................................................................................ 64

4.3 Experimentele bepaling van de wrijvingsweerstand van de proefstukken .......................... 64

4.3.1 Doelstelling .................................................................................................................... 64

4.3.2 Methoden ...................................................................................................................... 64

4.3.3 Uitgevoerde proefreeksen ............................................................................................ 67


4.3.5 Resultaten en discussie proefstukken zonder afstandshouder..................................... 69

4.3.6 Resultaten en discussie proefstukken met afstandshouder ......................................... 73

4.3.7 Besluit ............................................................................................................................ 74

4.4 Samenvattend overzicht experimentele studie van de wrijvingsweerstand ........................ 75

Hoofdstuk 5: Vergelijking experimentele en numerieke resultaten ................. 76

5.1 Inleiding ................................................................................................................................. 76

5.2 Numerieke simulatie met behulp van Abaqus ...................................................................... 76

5.3 Tijdsafhankelijke proeven...................................................................................................... 77

5.3.1 Inleiding ......................................................................................................................... 77

5.3.2 Verificatie visco-elastisch model ................................................................................... 77

5.3.3 Vergelijking tijdsafhankelijk gedrag verbinding zonder pakking ................................... 78

Inhoudsopgave

5.3.4 Vergelijking tijdsafhankelijk gedrag verbinding met pakking ........................................ 79

5.3.5 Resultaten bij verschillende temperaturen ................................................................... 80

5.4 Proeven ter bepaling van de wrijvingsweerstand ................................................................. 81

5.4.1 Inleiding ......................................................................................................................... 81

5.4.2 Vergelijking ogenblikkelijke schuifsterkte ..................................................................... 81

5.4.3 Vergelijking schuifsterkte op lange termijn ................................................................... 85

5.5 Samenvattend overzicht en besluiten ................................................................................... 86

Hoofdstuk 6: Numerieke parameterstudie ....................................................... 87

6.1 Inleiding ................................................................................................................................. 87

6.2 Parameters ............................................................................................................................ 87

6.2.1 Invloed diameter afstandshouder ................................................................................. 87

6.2.2 Invloed van pakkingsmateriaal ...................................................................................... 89

6.2.3 Invloed geometrische parameters ................................................................................ 90

6.3 Samenvattend overzicht en besluiten ................................................................................... 92

Hoofdstuk 7: Samenvatting en besluiten ......................................................... 93

7.1 Samenvatting en algemeen besluit ....................................................................................... 93

7.1.1 Experimentele studie ..................................................................................................... 93

7.1.2 Numerieke studie .......................................................................................................... 94

7.2 Suggesties voor verder onderzoek ........................................................................................ 95

BIJLAGEN ...................................................................................................... i BIJLAGE A: detailtekeningen verbinding GSC .......................................................................................ii

BIJLAGE B: convergentietesten ............................................................................................................ x

BIJLAGE C: resultaten van de experimentele tijdsafhankelijke proeven........................................... xiii

BIJLAGE D: resultaten experimentele bepaling wrijvingscoëfficiënt ................................................ xiii

BIJLAGE E: resultaten experimentele bepaling wrijvingsweerstand ................................................. xiii

REFERENTIES ................................................................................................... xiv

Tabel van afkortingen en symbolen

Tabel van afkortingen en symbolen A nominale dwarsdoorsnede van de bout

As spanningsdoorsnede van de boutsteel met schroefdraad

as verschuivingsfactor

c1 visco-elastische materiaalconstante

c2 visco-elastische materiaalconstante

d diameter van de gladde boutsteel of nominale boutdiameter

E elasticiteitsmodulus

E0 ogenblikkelijke elasticiteitsmodulus

fbt,g buigtreksterkte glas

Fp rekenwaarde voorspankracht

Fs,Rd schuifsterkte voorgespannen bout

fub treksterkte bout

fyb elasticiteitsgrens bout

G glijdingsmodulus

G0 ogenblikkelijke glijdingsmodulus

Gi glijdingsmodulus horende bij term i

𝐺∞ uiteindelijke glijdingsmodulus

K compressiemodulus of bulkmodulus

k coëfficiënt bij bepaling aanhaalmoment

ks coëfficiënt type boutgat

Ma aanhaalmoment aangebracht met de momentsleutel

N normaalkracht

n aantal contactvlakken

t tijd

T temperatuur

T0 referentietemperatuur

u verplaatsing volgens as

αt thermische uitzettingscoëfficiënt

γM3 partiële veiligheidscoëfficiënt in UGT

γM3,ser partiële veiligheidscoëfficiënt in GGT

λ thermische geleidbaarheid

μs statische wrijvingscoëfficiënt

μd dynamische wrijvingscoëfficiënt

Tabel van afkortingen en symbolen

ν coëfficiënt van Poisson of dwarscontractiecoëfficiënt

ν0 ogenblikkelijke dwarscontractiecoëfficiënt

ρ massadichtheid

σ0 trekspanning

τ gereduceerde tijd of kruiptijd of relaxatietijd

τi relaxatietijd voor de term i

Hoofdstuk 1: Glas als bouwmateriaal

1

Hoofdstuk 1: Glas als bouwmateriaal 1.1 Inleiding

Glas is een natuurproduct met unieke fysische en esthetische eigenschappen, waarvan de mensheid al eeuwenlang gebruik maakt. Door de onzekerheid rond het structureel gedrag van glas had het lang een ondergeschikte rol en had het alleen een scheidende functie. Langzamerhand is de sterkte ervan ontdekt en toegepast. Het was pas in de vroege jaren negentig dat ingenieurs het aandurfden om het brosse materiaal glas voor dragende elementen te gebruiken, zoals balken en kolommen. Sindsdien is er veel bijkomend onderzoek verricht naar dit onderwerp en wordt glas meer en meer ook toegepast voor structurele doeleinden.

Figuur 1-1: Voorbeelden van dragende glazen structuren (international chamber of commerce, München, 2003 en glazen trap, Leiden, 2007)

Typische toepassingen zijn bijvoorbeeld glazen trappen, liggers, kolommen en vloeren. Hierbij is het noodzakelijk dat de verschillende delen onderling verbonden worden. Door het onvermogen van glas om spanningsconcentraties te herverdelen geven storingen in en op het glas, zoals krassen, bij belasting van het glas, spanningspieken die bepalend zijn voor de sterkte van het geheel. Om de transparantie te behouden zijn kleine verbindingen gewenst, maar deze introduceren weer grote spanningsconcentraties in het glas. Bijzondere aandacht moet dan ook uit gaan naar het ontwerpen van deze verbindingen met glas.

Het soort verbinding dat toegepast wordt, de geometrie van de verbinding, de kwaliteit van het glasoppervlak en zijn randafwerkingen bepalen mee de spanningsverdeling in het glas. Door de complexiteit van de berekeningen die hierbij te pas komen, worden deze meestal uitgevoerd met behulp van een eindige-elementen programma (FEM 1). Een goed begrip van het toegepaste programma is hierbij van belang om degelijke resultaten te behalen. Via deze aanpak kunnen gedetailleerde modellen die rekening houden met de contactproblemen en lange termijn effecten bekomen worden en die de optredende spanningen en vervormingen nauwkeurig bepalen.

Eerder onderzoek werd al uitgevoerd rond het onderwerp van boutverbindingen in glas die in hun vlak belast worden. Hierbij werden vooral puntverbindingen en passende boutverbindingen 1 Finite element method


2

behandeld, onder andere (Callewaert,2006) en (Maniatis,2006). In mindere mate werd ook al onderzoek uitgevoerd rond voorgespannen boutverbindingen in glas, (Panait, He, Morcant, & Michel, 2005), hoewel deze in de praktijk ook vaak toegepast worden. Deze scriptie hoopt een bijdrage te leveren aan het onderzoek en de verdere ontwikkeling van dit type verbinding. Bij dit onderzoek werd uitgegaan van een in de praktijk toegepaste voorgespannen boutverbinding van de firma Glass Star Construct (GSC), waarvan de werking en verdere optimalisering werd bekeken.

In dit eerste hoofdstuk wordt een korte introductie over het materiaal glas gegeven om daarna over te gaan naar constructief glas. Constructief glas betreft bewerkt en gehard glas, dat bevestigd is in een bestaande structuur en meestal met elkaar verbonden is. Daarna zullen de mechanische eigenschappen die belangrijk zijn voor het verdere onderwerp besproken worden. Voor meer informatie over glas als bouwmateriaal, het productieproces, enz. verwijs ik naar de boeken die over dit onderwerp verschenen zijn zoals (Structural use of glass, 2008), (Glass Construction Manual, 1999) of (Handbook of glass in Construction, 1997).

1.2 Soorten

Een veelvoorkomende definitie voor glas is dat het een amorfe (niet-kristallijne) vaste stof is en dus geen kristalstructuur heeft. De belangrijkste grondstof hiervoor is kwarts of silica (SiO2) meestal gewonnen uit zand. Vandaag de dag komt glas voor in verschillende soorten waarvan de belangrijkste hieronder zijn opgesomd.

1.2.1 Kwartsglas Van silica (SiO2) kan in zuivere vorm ook een glas gemaakt worden, nl. kwartsglas. Dit materiaal is echter moeilijk te bewerken; het heeft bijvoorbeeld een hoog smeltpunt (boven 1700 °C). Kwartsglas wordt alleen voor bijzondere doeleinden toegepast, bijvoorbeeld in cuvetten die UV-licht doorlaten of voor ampullen die hoge temperaturen moeten kunnen weerstaan. Het is echter naar verhouding duur.

1.2.2 Natronkalkglas Het meest gebruikte glas bestaat uit slechts 60 tot 75 % SiO2 waarbij verzachters worden toegevoegd om de hoge verwerkingstemperatuur en de bijhorende hoge verwerkingskosten te verlagen. Het glas kan dan verwerkt worden op een temperatuur van 700 °C. Het wordt wegens zijn samenstelling ook wel natronkalkglas2 genoemd.

Dit natronkalkglas wordt geproduceerd via het floatprocedé. Tijdens dit volcontinue proces wordt gesmolten glas op een laag vloeibaar tin gegoten, waardoor het gelijkmatig uitvloeit, waarna het horizontaal als een eindeloos lint van glas op een baan wordt getrokken om verder te worden verwerkt. De lagere densiteit van het glas ten opzichte van de densiteit van het tin zorgt ervoor dat het glas kan drijven of ‘floaten’. Gesmolten metalen hebben een perfect vlak oppervlak en op deze manier is ook de onderkant van het glas perfect vlak. De oppervlaktespanning van het glas zelf zorgt voor een perfect gladde bovenkant. Zo verkrijgt men een product waarvan de vlakken quasi volmaakt evenwijdig en gepolijst zijn en dat geen storende oppervlakte onregelmatigheden, rol- of wrijvingssporen vertoont. Op het einde van het floatprocedé wordt het glas uitgegloeid: de temperatuur wordt zeer langzaam en gecontroleerd verlaagd zodat de resulterende spanningen

2 EN: soda-lime glass; Norm: NEN EN 572-1:2004


3

geminimaliseerd worden. Op het einde van dit proces bekomt men het uitgegloeid of gewoon vlakglas3. De typische maximale afmetingen van de glasplaten zijn 3,0 m x 6,0 m, maar groter is ook mogelijk bij speciale bestellingen. Voor bouwkundige toepassingen is natronkalkglas de meest gebruikte glassoort. Het is dan ook met dit type glas dat er zal verder gewerkt worden in deze scriptie.

1.3 Verwerking van vlakglas

1.3.1 Inleiding Na de productie wordt het vlakglas nog verder verwerkt om de eigenschappen aan te passen aan de behoeften die nodig zijn voor de verschillende toepassingen. Deze verdere verwerking kan bestaan uit:

Snijden om beschadigde randen te verwijderen of om de juiste vorm te bekomen Randafwerkingen Oppervlaktebehandelingen Voorspannen van het glas Lamineren van het glas Oppervlaktebewerkingen van het glas voor decoratie Isolerende beglazing …

Veel van deze methoden zijn niet van directe toepassing voor dit werk en zullen niet verder behandeld worden. Diegene die wel relevant zijn voor het onderwerp worden hierna verder besproken. Enkele van de glastypes die bekomen worden na verwerking zijn afgebeeld in Figuur 1-2.

Figuur 1-2: Basistypes glas (Haldimann, 2006)

3 EN: annealed floatglas


4

1.3.2 Gelamineerd glas4 Door verschillende glasplaten met behulp van één of meerdere kunststof tussenlagen op elkaar te lamineren ontstaat een beduidend beter constructief toepasbaar product, het zogenaamde gelamineerd glas. Als materiaal voor deze tussenlaag5 gebruikt men onder andere polyvinyl butyral (PVB), SentryGlas (SG) of een giethars. De verschillende lagen worden onder hoge druk en temperatuur samen gebracht, zodat de verschillende lagen definitief aan elkaar gehecht worden.

In veel gevallen wordt gelamineerd glas gebruikt in constructieve toepassingen omwille van de voordelen dat dit met zich meebrengt. De kunststoffolies hebben namelijk een breukstoppend karakter. De brosse breuk van één glasplaat zal het breken van de andere glasplaten afwenden, waardoor de draagkracht voor een deel behouden blijft en er een zichtbare waarschuwing is dat de plaat vervangen moet worden. Bij breuk van één glasplaat kunnen de scherven door de kunststoffolie bij elkaar gehouden worden, waardoor de nog intacte plaat wordt beschermd door de combinatie van de scherven van de gebroken plaat en de tussenlaag. De hechting van de scherven aan de tussenlaag kan van die kwaliteit zijn dat de scheuren aan het oppervlak van een gebroken plaat vrijwel niet voelbaar zijn. Een ander belangrijk voordeel van gelamineerd glas is dat men elementen kan produceren met een andere dikte dan de bestaande standaarddiktes6.

Figuur 1-3: Productie van gelamineerd glas (Euroglas – Delandtsheer)

Gelamineerd glas wordt gemaakt met een wals en een autoclaaf (drukketel) die ervoor zorgen dat de glasplaten zonder luchtinsluitingen, onder druk en temperatuur met elkaar verbonden worden. Een ander voordeel van gelamineerd glas ten opzichte van gehard veiligheidsglas is dat na de fabricatie de gelamineerde glasplaten nog bewerkt kunnen worden. Men kan dus nog boren, zagen of snijden in de glasplaat.

1.3.3 Thermisch gehard glas7 Glas is een bros materiaal, dat betekent dat het zonder zichtbare waarschuwende vervormingen breekt zodra de treksterkte overschreden wordt. De treksterkte is afhankelijk van de toestand van de oppervlakte van de glasplaten, waarin al van bij de productie vele micro- en macroscheurtjes aanwezig zijn. Door verdere verwerking van de glasplaten neemt dit aantal alleen nog toe. Rondom deze scheuren ontstaan spanningsconcentraties en bij trekbelasting zullen de spanningen snel de treksterkte overschrijden, waardoor het glas breekt. De oppervlaktescheuren hebben geen invloed op het gedrag onder druk; dan worden deze gewoon dichtgedrukt. De sterkte van glas wordt dus

4 EN: laminated floatglas; Norm: NBN EN 14449 5 EN: interlayer 6 Standaarddiktes volgens NBN EN 572-8, 2004: 3, 4, 5, 6, 8, 10, 12, 15, 19 (en 25) mm. 7 EN: toughened (tempered) floatglass; Norm; NBN EN 12150-12


5

meestal beperkt door de hoge gevoeligheid voor oppervlaktebeschadigingen in de trekzone. Door het glasoppervlak vooraf te voorzien van een voorspanning gaat dit proces pas werken als de voorspanning geheel is weggenomen. De sterkte van een element wordt op deze manier verhoogd.

Door het glas te verhitten en vervolgens het oppervlak snel af te koelen ontstaan er spanningen in het glas. De kern koelt langzaam af en krijgt dus de tijd om terug te krimpen; de buitenste lagen kunnen ten gevolge van het afschrikken niet meer krimpen. Doordat de kern krimpt en buitenste lagen hun vorm behouden, zijn er drukspanningen aanwezig aan de buitenkant en trekspanningen in de kern. In de praktijk wordt het glas eerst verwarmd tot een temperatuur van 650 °C, en vervolgens snel met lucht afgekoeld. Afhankelijk van de verdeling en de opstelling van de blaaspijpen kunnen verschillende hardingstoestanden worden verkregen. Dit proces wordt thermisch voorspannen genoemd, in de volksmond ook wel ‘temperen’ of ‘harden’. Deze laatste benaming is niet volledig correct want het oppervlak van een plaat wordt alleen van een drukspanning voorzien, waarbij de hardheid van het glas gelijk blijft.

In Figuur 1-4 worden links de spanningstoestanden voorgesteld voor gewoon uitgegloeid glas en rechts voor gehard glas in onbelaste toestand en bij belasting op buiging. Bij gehard glas is het spanningsverloop bij buiging gelijk aan de som van de spanningstoestand van het onbelast gehard glas en de spanningstoestand bij buiging van normaal glas. De trekspanningen onderaan zijn veel kleiner geworden. Bovenaan worden grotere drukspanningen teruggevonden. Aangezien glas veel beter tegen drukspanningen kan zal het glas veel grotere buigbelastingen kunnen weerstaan wanneer het gehard is.

Figuur 1-4: Het principe van harden van glas (Haldimann, 2006)

Wanneer het glas om een of andere reden breekt, springt het uiteen in kleine stukjes, die haast niet snijden en dus geen verwondingen kunnen veroorzaken. De grootte van deze stukjes hangt af van de


6

harding. Het nadeel van gehard glas is dat men na het harden niet meer kan boren, zagen of snijden in de glasplaat. Uitsnijdingen en gaten moeten dus voor het harden aangebracht worden. We kunnen ook nog spreken over thermisch versterkt glas8, ook half-gehard glas genoemd. Het tweede type wordt trager afgekoeld waardoor de aanwezige eigenspanningen, en dus ook de sterkte, lager is. Bij versterkt glas zullen grotere scherpere scherven ontstaan als het glas breekt.

1.3.4 Thermische gehard en gelamineerd glas De verschillende breukkarakteristieken van de besproken bewerkingen van vlakglas worden in Figuur 1-5 geïllustreerd.

Figuur 1-5: Breukkarakteristieken van links naar rechts, uitgegloeid, gehard en gelamineerd glas (Bength, 2005)

Om het kwetsbare materiaal glas ook voor constructieve, dragende doeleinden te gebruiken kunnen deze bewerkingen ook gecombineerd worden. Zo zal er voor dit onderzoek gebruik gemaakt worden van thermisch gehard vlakglas dat gelamineerd werd.

1.4 Eigenschappen vlakglas

1.4.1 Inleiding Voor het ontwerp zijn de eigenschappen en de sterkte van het materiaal heel belangrijk. In verschillende onderzoeken is al gebleken dat de sterkte van vlakglas niet constant is. Er is een onderscheid tussen het glasoppervlak, de randen, hoeken en boorgaten. Lokale beschadigingen door het bewerken van de randen of boren van gaten kan leiden tot een afname van de sterkte. In het geval van boutverbindingen is onderzoek van de spanningen rond boorgaten noodzakelijk omdat op deze plaatsen spanningsconcentraties kunnen ontstaan waardoor het glas kan breken.

1.4.2 Eigenschappen Onder een toenemende spanning zal glas zich lineair elastisch gedragen tot het bezwijkt door brosse breuk. Er vindt geen plastische vervorming plaats zoals bij staal. Er kan dus gesteld worden dat de spanningen (σ) altijd evenredig zijn met de aanwezige rekken (ε). De elasticiteitsmodulus (E-modulus of Modulus van Young), die de verhouding weergeeft tussen de spanningen en de rekken bedraagt ongeveer 70000 N/mm² voor natronkalkglas. Ter vergelijking, de elasticiteitsmodulus van staal bedraagt 210000 N/mm². In Figuur 1-6 is een typisch spannings-rek verloop schematisch weergegeven voor staal en glas.

8 EN: heat strengthened glass; Norm: NBN EN 1863-1


7

Figuur 1-6: Spannings-rek diagrammen voor glas (bros) en staal (taai)

De figuur toont duidelijk aan dat glas een bros materiaal is dat geen plastische vervorming vertoont. Het breekt wanneer het niet meer elastisch kan vervormen. Er treedt breuk op bij een glasvezel wanneer de rek 4 à 5 % bedraagt.

In Tabel 1-1 worden de belangrijkste eigenschappen voor natronkalkglas samengevat.

MECHANISCHE EIGENSCHAPPEN NATRONKALKGLAS Massadichtheid ρ [kg/m³] 2500 Elasticiteitsmodulus E [N/mm²] 70000 Coëfficiënt van Poisson ν [-] 0,20 THERMISCHE EIGENSCHAPPEN

Thermische geleidbaarheid λ [W/mK] 1,1 Thermische uitzettingscoëfficiënt αt [10-6/K] 9 Max. gebruikstemperatuur

[°C] 450

Omzettingstemperatuur

[°C] 525 Tabel 1-1: Mechanische en thermische eigenschappen van natronkalkglas (NBN EN 572-1, 2004)

1.4.3 Sterkte van glas Het is niet mogelijk te spreken van ‘de sterkte van glas’. Zelfs als we alleen de treksterkte in aanmerking nemen is er een grote afhankelijkheid van de afmetingen van het voorwerp, van de wijze van fabricage, en de beschadigingsgraad. Hieruit blijkt dat de sterkte niet een echte structuur gebonden eigenschap kan zijn bij glas, dus niet in de eerste plaats afhangt van de bindingskrachten tussen de atomen of van bepaalde fouten in de opbouw van de structuur. De theoretische breukspanning t.g.v. de bindingskrachten tussen de atomen ligt ongeveer tussen de 10000 en 30000 N/mm² (Siebert,1999), maar in praktijk worden echter breukspanningen gevonden die veel kleiner zijn.

Omdat glas een bros materiaal is en dus geen plasticiteit heeft, hangt de sterkte in de eerste plaats af van de oppervlaktegesteldheid. Barstjes of andere onvolkomenheden (die vooral aan het oppervlak voorkomen) veroorzaken vooral aan de scherpe uiteinden een aanzienlijke spanningsconcentratie. Dat wil zeggen als op het voorwerp een trekspanning σ0 wordt gezet, dan zal bij de tip van een barst de spanning plaatselijk een veelvoud van σ0 bedragen.


8

Glas breekt dus ten gevolge van de groei van barstjes of scheurtjes. Wanneer het glas op druk belast wordt, worden de barstjes dicht gedrukt. Maar wanneer het glas op trek belast wordt, worden deze scheurtjes open getrokken, zodat de scheur groeit en uiteindelijk tot breuk leidt. Dit is de reden waarom glas 15 tot 20 keer meer drukspanningen kan weerstaan dan trekspanningen. Hierdoor zal glas meestal breken door te grote trekspanningen.

Doordat glas zeer gevoelig is aan plaatselijke defecten heeft het een moeilijk voorspelbare sterkte. Proeven op glas geven steeds uiteenlopende resultaten, waardoor de spreiding kan oplopen tot 25 %. Een vergelijking tussen de buigtreksterktes fbt,g van de verschillende genormaliseerde glassoorten volgens Europese productnormen wordt gemaakt in Tabel 1-2.

GLASTYPE fbt,g (N/mm²) Uitgegloeid glas 45 Thermisch versterkt glas 70 Thermisch gehard glas 120

Tabel 1-2: Buigsterkte glas (NBN EN 572-1,2004)

1.5 Eigenschappen tussenlagen

Zoals eerder vermeld is gelamineerd glas samengesteld uit twee of meer glasplaten die zijn samengevoegd door middel van één of meerdere tussenlagen. De meest voorkomende tussenlagen bestaan uit kunststoffen. Elk van hen vertoont een visco-elastisch gedrag. Dit betekent dat hun mechanische eigenschappen, zoals de stijfheid E en de glijdingsmodulus G, afhankelijk zijn van de tijd en temperatuur. Bij het aanbrengen van een spanning zal het materiaal initieel een elastische respons vertonen, de rek neemt ogenblikkelijk toe. In tegenstelling tot een elastische stof zal het materiaal echter onder invloed van de constante spanning in de tijd verder gaan vervormen, een verschijnsel dat ook wel ‘kruip’ genoemd wordt. Hieronder worden de belangrijkste tussenlagen voorgesteld (Galmart & Matthijs, 2009).

1.5.1 PVB De meest gebruikte kunststof is PVB (polyvinyl butyral) en behoort tot de groep van de polyvinylacetaten. PVB is een visco-elastisch materiaal. Bij stijgende belastingsduur en temperatuur, en bij dalende vervormingssnelheid zal het materiaal zich veel minder stijf gedragen. PVB is een soepele, lichtdoorlatende maar niet transparante folie met een standaarddikte van 0,38 of 0,76 millimeter, die eventueel in meerdere lagen kan worden gelamineerd.

1.5.2 SG Een andere tussenlaag is SG (SentryGlas). Het is een ionoplast, en behoort tot de groep van de semi-kristallijne thermoplasten. SG is een materiaal dat pas sinds 2002 in Europa in gebruik is. Voordien werd het gebruikt in de VS als tussenlaag in gebieden met extreme weersomstandigheden. De leverbare laagdiktes variëren tussen 1,52 en 2,28 millimeter met een tolerantie van ± 0,13 millimeter. Net als PVB, is SG is een visco-elastisch materiaal. De glijdingsmodulus neemt minder snel af dan bij PVB en de glijdingsmodulus bij lange belastingsduur is groter, namelijk 2 MPa. Het mechanische gedrag bij hogere temperaturen van SG is dus beter dan dit van PVB.

In Tabel 1-3 zijn de eigenschappen van de tussenlagen samengevat.


9

MECHANISCHE EIGENSCHAPPEN PVB SG Massadichtheid ρ [kg/m³] 1070 950 Elasticiteitsmodulus E [N/mm²] 18 300 Coëfficiënt van Poisson ν [-] 0,49 0,475 Treksterkte [N/mm²] >20 34,5 Verlenging bij breuk [%] >250 400 THERMISCHE EIGENSCHAPPEN Thermische uitzettingscoëfficiënt αt [10-6/K] 468 1 à 1,5

Tabel 1-3: Eigenschappen PVB en SB (Belis, 2005)

1.5.3 Visco-elastisch gedrag Het visco-elastisch gedrag van een thermoplast onder verschillende belastingen kan voorspeld worden door gebruik te maken van het superpositiebeginsel van Bolztmann (Vander Beken, 2006). Dit beginsel laat toe de spanningen en rekken in de loop van de tijd te beschrijven bij constante temperaturen. In de praktijk treden er echter steeds temperatuurvariaties op zodat niet enkel een tijdsafhankelijke beschrijving van de mechanische kenmerken E(t) en G(t) noodzakelijk is, maar eveneens een temperatuursafhankelijke beschrijving. Het principe van de tijdsverschuiving veronderstelt dat bij lineair visco-elastische materialen de kruipen relaxatietijden τ eenzelfde temperatuursafhankelijkheid bezitten. Zijn de kruipen relaxatietijden τ0 voor een bepaald materiaal en voor een welbepaalde temperatuur T0 gekend, dan kunnen hieruit de kruiptijden en relaxatietijden τ voor andere temperaturen T berekend worden met behulp van een verschuivingsfactor as. De empirische Williams-Landel-Ferry vergelijking (WLF) beschrijft het verband tussen de verschuivingsfactor as, en de temperatuur T0 en T.

𝑙𝑜𝑔 𝑎𝑠(𝑇) = −𝐶1. (𝑇 − 𝑇0)𝐶2 + (𝑇 − 𝑇0) (𝑓𝑜𝑟𝑚𝑢𝑙𝑒 1.1)

Door aanwending van het principe van de tijdsverschuiving kunnen alle bij verschillende temperaturen horende kruipen relaxatietijden uitgedrukt worden in functie van een zogenaamde ‘mastercurve’ bij een welbepaalde temperatuur T0.

Een veelgebruikt materiaalmodel voor de glijdingsmodulus van PVB werd uitgewerkt door (Van Duser, Jagota, & Bennison, 1999). Om het relaxatiegedrag van de thermoplast in het lineair visco-elastisch domein te beschrijven, wordt gebruik gemaakt van een gecombineerd Maxwellmodel met 11 parameters die de mastercurve voor PVB bij 20°C vastlegt:

𝐺(𝑡.𝑇) = 𝐺∞ + �𝐺𝑖. exp �−𝑡

𝜏𝑖(𝑇)�

11

𝑖=1

= 𝐺0 −�𝐺𝑖

11

𝑖=1

+ �𝐺𝑖. exp �−𝑡

𝜏𝑖(𝑇)�11

𝑖=1

(𝑓𝑜𝑟𝑚𝑢𝑙𝑒 1.2)


10

De termen van de veralgemeende Maxwell-reeks voor de relaxatie van de glijdingsmodulus voor Butacite PVB zijn in Tabel 1-4 weergegeven.

i Gi/G0 [-] ti [s] 1 0,1606000 3,2557 E-11 2 0,0787770 4,9491 E-09 3 0,2912000 7,2427 E-08 4 0,0711550 9,8635 E-06 5 0,2688000 2,8059 E-03 6 0,0895860 1,6441 E-01 7 0,0301830 2,2648 E+00 8 0,0076056 3,5364 E+01 9 0,0009634 9,3675 E+01

10 0,0004059 6,4141 E+05 11 0,0006143 4,1347 E+07

Tabel 1-4: Termen in de veralgemeende Maxwell-reeks voor relaxatie van de glijdingsmodulus voor Butacite PVB (Van Duser, Jagota, & Bennison, 1999) bij een referentietemperatuur van 20 °C

Voor dit PVB model is het WLF model geldig voor temperaturen van 10 °C tot en met 50 °C en gelden volgende constanten uit Tabel 1-5.

Tussenlaag T0 [°C] G0 [N/mm²] C1 [-] C2 [-] K [N/mm²] Butacite PVB 20 471 20,7 91,1 2000

Tabel 1-5: Visco-elastische constanten voor Butacite PVB (Van Duser, Jagota, & Bennison, 1999)

Het verloop van de glijdingsmodulus voor temperaturen van 10 °C tot 50 °C is voorgesteld in Figuur 1-7.

Figuur 1-7: Relaxatiecurven Butacite PVB (Van Duser, Jagota, & Bennison, 1999) voor temperaturen van 10 °C tot 50 °C

Bij het opstellen van deze figuur werd gebruik gemaakt van de tijdsverschuivingsfunctie. Hieruit blijkt onmiddellijk dat deze een handig hulpmiddel vormt aangezien slechts één mastercurve dient gezocht

0,01

0,10

1,00

10,00

100,00

1000,00

1,E-

14

1,E-

12

1,E-

10

1,E-

08

1,E-

06

1,E-

04

1,E-

02

1,E+

00

1,E+

02

1,E+

04

1,E+

06

1,E+

08

1,E+

10

1,E+

12

G(t

) [N

/mm

²]

tijd [sec]

1020304050


11

te worden met behulp van experimenten. Rekening houdende met de visco-elastische constanten voor PVB wordt onderstaande WLF vergelijking gevonden.

𝑙𝑜𝑔 �−𝜏𝜏0� =

20,7. (𝑇 − 293)91,1 + (𝑇 − 293)


Daarnaast wordt opgemerkt dat hoe hoger de temperaturen worden, hoe dichter de curven bij elkaar komen te liggen. Dit volgt onmiddellijk uit het verloop van de tijdsverschuivingsfunctie met de temperatuur. Voor het bepalen van de mastercurve werden de proefstukken onderworpen aan een wringproef. Er is echter geen zekerheid of de vooropgestelde verlopen van de glijdingsmodulus ook van toepassing zijn als de proefstukken niet op wringing maar bijvoorbeeld op buiging belast worden.

Het visco-elastisch gedrag van SG wordt met een gelijkaardig model beschreven, maar hier wordt niet verder op ingegaan omdat in deze scriptie verder alleen met PVB als tussenlaag zal gewerkt worden. Voor meer informatie hier rond verwijs ik naar (Belis, 2005) en (Vander Beken, 2006). Ten slotte werden enkele recentere materiaalmodellen voor PVB ook bekeken, zoals (D'haene & Savineau, 2007). Dit model levert een goede correlatie op tussen de resultaten van vorig aangehaald model. De verschillen tussen de twee vermelde materiaalmodellen voor PVB zijn vooral te wijten aan het feit dat men met een ander type PVB tussenlaag werkt met licht verschillende eigenschappen.

1.6 Eigenschappen pakkingen

Waar glas en staal samenwerken, moet een tussenmateriaal voorzien worden om spanningsconcentraties te vermijden en te verzekeren dat de krachten uniform over het contactoppervlak verdeeld worden. Bij verbindingen met glas wordt om die reden een pakking voorzien tussen de aanliggende staal- en glasoppervlakken (zie paragraaf 2.2). Voor deze scriptie werd het gebruik van verschillende materialen als pakking getest. In de bestudeerde verbinding (toegepast door GSC) werd als pakking het materiaal SBR gebruikt. In hoofdzaak werd de geschiktheid van dit materiaal nagegaan. Verder werd gekozen om ook de geschiktheid van alternatieve materialen te onderzoeken. Omwille van hun goede samenwerking met glas bij het overdragen van krachten werd gekozen voor aluminium, nylon en POM-C. In onderstaande paragraaf worden de belangrijkste eigenschappen van deze materialen kort besproken.

1.6.1 SBR Styreen butadieen rubber (SBR) is een synthetische rubber copolymeer. SBR is wereldwijd de meest gebruikte rubbersoort en wordt vooral gebruikt voor autobanden. Het is goed bestand tegen slijtage en wrijving maar heeft een matige bestendigheid tegen hitte en veroudering.

MECHANISCHE EIGENSCHAPPEN SBR Massadichtheid ρ [kg/m³] 940 Elasticiteitsmodulus E [N/mm²] 16,1 Coëfficiënt van Poisson ν [-] 0,48 Treksterkte [N/mm²] 10 - 25 Verlenging bij breuk [%] 450-500 THERMISCHE EIGENSCHAPPEN Thermische uitzettingscoëfficiënt αt [10-6/K] 6,7

Tabel 1-6: Eigenschappen SBR (gegeven door fabrikant)


12

1.6.2 Aluminium Aluminium legeringen worden ook vaak gebruikt in samenwerking met glas. De materiaaleigenschappen van aluminiumlegeringen variëren slechts weinig bij het gebruik van verschillende samenstellingen voor de legering. Er is dus meer zekerheid bij het gebruik van deze waarden in eindige-elementen programma’s in vergelijking met de hierna opgesomde kunststoffen. Aluminium heeft onder andere een hoge elasticiteitsmodulus en een goede corrosiebestendigheid. Er moet wel opgelet worden voor galvanische corrosie wanneer het aluminium in contact komt met een ander metaal. Onder invloed van een elektrisch geleidende vloeistof (elektrolyt) zal het minst edele metaal in oplossing gaan. Dit kan gemakkelijk opgelost worden door de metalen elektrisch van elkaar te isoleren.

MECHANISCHE EIGENSCHAPPEN Aluminium Massadichtheid ρ [kg/m³] 2700 Elasticiteitsmodulus E [N/mm²] 70000 Coëfficiënt van Poisson ν [-] 0,33 THERMISCHE EIGENSCHAPPEN Thermische uitzettingscoëfficiënt αt [10-6/K] 24

Tabel 1-7: Algemene eigenschappen Aluminium

1.6.3 Polyamide PA 6 (nylon) Nylon is de generieke naam van een groep synthetische polymeren. In deze scriptie wordt met nylon de thermoplastische kunststof polyamide PA 6 bedoeld. Het heeft een aantal positieve eigenschappen voor het gebruik als pakking. Zo heeft het een hoge mechanische sterkte, stijfheid, hardheid en maatvastheid. Het heeft ook een goede weerstand tegen slijtage en wrijving. Negatief voor het gebruik als pakking is dat dit materiaal, net zoals de tussenlagen, een visco-elastisch gedrag vertoont.

MECHANISCHE EIGENSCHAPPEN PA 6 Massadichtheid ρ [kg/m³] 1130 Elasticiteitsmodulus* E [N/mm²] 1400-3000 Coëfficiënt van Poisson ν [-] 0,39 Treksterkte [N/mm²] 70- 85 Verlenging bij breuk [%] 200 THERMISCHE EIGENSCHAPPEN Thermische uitzettingscoëfficiënt αt [10-6/K] 80

*De waarde van de elasticiteitsmodulus hangt af van de samenstelling van het materiaal en van de toestand (droog/nat) tijdens de bepaling.

Tabel 1-8: Eigenschappen PA 6 volgens DIN EN ISO 527-1

1.6.4 Polyoxymethyleen (POM) Polyacetaal of polyoxymethyleen (POM) en polyoxymethyleen-copolymeer (POM-C) zijn materialen die veel lijken op Polyamides. Ze hebben grotendeels gelijkaardige mechanische eigenschappen zoals een hoge mechanische sterkte, stijfheid, hardheid en maatvastheid. In vergelijking met nylon hebben ze een lagere wrijvingscoëfficiënt, maar vertonen ze een betere kruipweerstand.


13

MECHANISCHE EIGENSCHAPPEN POM POM-C Massadichtheid ρ [kg/m³] 1430 1410 Elasticiteitsmodulus* E [N/mm²] 1600-2800 1600-3200 Coëfficiënt van Poisson ν [-] 0,35 0,35 Treksterkte [N/mm²] 65-70 60-70 Verlenging bij breuk [%] 25-70 25-70 THERMISCHE EIGENSCHAPPEN Thermische uitzettingscoëfficiënt αt [10-6/K] 90 110

*De waarde van de elasticiteitsmodulus hangt af van de samenstelling van het materiaal en van de toestand (droog/nat) tijdens de bepaling.

Tabel 1-9: eigenschappen POM en POM-C volgens DIN EN ISO 527-1

Hoofdstuk 2: Boutverbindingen in glas

14

Hoofdstuk 2: Boutverbindingen in glas 2.1 Inleiding

Een verbinding van een glazen element naar een ander element, van glas of een ander materiaal, kan op verschillende manieren worden gerealiseerd. De bestaande verbindingssystemen zijn in de eerste plaats ontworpen om de kleine belastingen, voornamelijk eigen gewicht, van glazen gevelpanelen te kunnen dragen. Om groter glazen elementen te verkrijgen dan mogelijk is via productie moet een verbinding tussen de verschillende elementen gerealiseerd worden. Voor constructieve toepassingen zoals het samenstellen van glazen liggers worden echter veel hogere eisen gesteld aan de sterkte, stijfheid en betrouwbaarheid voor de verbindingssystemen ten opzichte van deze die gebruikt worden voor niet constructieve doeleinden. Bijzondere aandacht moet dus uitgaan naar de keuze en het ontwerp van deze verbindingen. De keuze van het type verbinding door de ontwerper is gebaseerd op verschillende criteria zoals de sterkte-eigenschappen, kostprijs, productiemethode, het esthetische aspect enz.

De boutverbinding is de meest courante techniek om constructief glas te verbinden. Met eenvoudige middelen kan een constructie op de werf worden samengesteld uit geprefabriceerde elementen. De meest gekende toepassing van boutverbindingen in glas is ongetwijfeld het puntsgewijs ondersteunen van gevelplaten (zie Figuur 2-1).

Figuur 2-1: Puntsgewijs ondersteunde glazen gevelpanelen (Music Hall, Helsinki, 2011)

Bij boutverbindingen wordt enkel gehard glas gebruikt en dus geen gewoon uitgegloeid glas. Dit komt omdat de bestaande boutverbindingen ontoereikend zijn om de krachten voldoende te kunnen spreiden. Eventuele bewerkingen aan het gehard glas, zoals slijpen en gaten boren, moeten gebeuren voordat het glas de hardingsoven in gaat. Is het glas eenmaal gehard, dan is het niet meer te bewerken. De reden hiervan is de aanwezige spanning in het glas. Bij het verbreken van dit spanningsveld springt het glas. Bij de opbouw van gelamineerd glas betekent dit dat men de eventuele gaten in de glasplaat moet maken vooraleer men de platen met elkaar verbindt met een PVB tussenlaag. Om deze redenen kunnen de gaten van de gelamineerde glasplaten niet exact uitgelijnd zijn.

Er bestaan verschillende types boutverbindingen. Een eerste type van boutverbinding waarvan gebruik gemaakt wordt zijn de eenvoudige passende boutverbindingen die dragen op de rand van het boutgat. Voor een bros materiaal zoals glas vraagt het principe van de (vaak toegepaste)


15

passende bout die op de rand van het boutgat drukt enige voorzichtigheid. Daar waar het materiaal het meest gevoelig is wordt er een geconcentreerde spanning aangebracht. Hierbij moeten dus maatregelen getroffen worden om deze spanningen voldoende over de gatrand te verdelen.

Figuur 2-2: New Medical School Building (school of Medicine, university of Glasgow, 2003)

Een tweede type boutverbinding zijn de voorgespannen boutverbindingen met tussenplaatjes. Hierbij worden de krachten overgebracht op de bout via wrijving tussen het glas en de plaatjes. Typisch wordt ze gebruikt om glazen elementen die krachten in hun vlak ondervinden met elkaar te verbinden (zie Figuur 2-3) omdat op deze manier de tangentiële krachten enkel door wrijving t.g.v. het voorspannen van de bouten wordt tegengewerkt. Hoewel onderzoek naar deze soort verbindingen in glas nog volop bezig zijn, zijn ze al toegepast in enkele projecten zoals het ‘New Medical School Building’ van de universiteit van Glasgow (zie Figuur 2-2). Er is echter meer onderzoek nodig voor de verdere ontwikkeling van dit type verbinding.

Figuur 2-3: belasting van een glasplaat, links in het vlak, rechts uit het vlak9 (Haldiman, Luible, & Overend, 2008)

Dit werk richt zich op het verder onderzoek van een voorgespannen boutverbinding in glas. Een goed begrip en onderscheid van de twee vermelde types boutverbindingen is van belang voor deze scriptie en dus wordt hier uitgebreider op ingegaan in de volgende paragrafen. Hierbij wordt telkens eerst het algemene principe uitgelegd, waarna de specifieke toepassing in glas van de verbinding wordt besproken.

9 EN: in- and out of plane loads


16

2.2 Passende bouten

2.2.1 Principe Een passende boutverbinding wordt gerealiseerd door een gat te boren in de plaat en daar een passende of gekalibreerde bout doorheen te steken. Bij deze verbinding worden de krachten rechtstreeks overgedragen via contactspanningen tussen de bout en de rand van het boorgat (zie Figuur 2-4). De sterkte van deze boutverbinding is dus bepaald, enerzijds door de stuikdruk tussen boutgat en boutsteel en anderzijds door de schuifsterkte van de boutsteel (Van Bogaert, 2005; Roos, 2007).

Figuur 2-4: Krachtoverdracht typische passende boutverbinding bij staalbouw (Roos, 2007)

Bovenstaande figuur laat het principe zien van een bout werkend op afschuiving en stuikdruk. Beide platen in de doorsnede worden onderworpen aan een trekkracht. De boutsteel zal langsheen zijn schacht beurtelings een trekkracht aan de ene en dan aan de andere kant ondervinden. Dit gebeurt enerzijds door de uitoefening van een druk vanwege de platen tegen de boutschacht en anderzijds door de ontwikkeling van de schuifkrachten in iedere boutdoorsnede gelegen ter hoogte van de contactvlakken van de platen. Bezwijken van de verbinding kan dus gebeuren door het overdreven opstuiken van de randen van het boutgat of door afschuiving van de bout.

Beide krachtswerkingen kunnen slechts tot ontwikkeling komen indien er werkelijk contact bestaat tussen de boutsteel en het inwendige van het boutgat. Om dit contact tot stand te brengen zonder dat een grote verschuiving van de te verbinden platen t.o.v. elkaar zou ontstaan, moet de boutsteel de boorgaten goed vullen. Een passende bout bezit slecht een kleine speling t.o.v. de gaten. Anders gezegd: men kan de gaten boren met een welbepaalde diameter en men is er zeker van dat de aangewende bout een diameter bezit die slechts weinig afwijkt t.o.v. de nominale diameter.

2.2.2 Toepassing in glas De toepassing van gewone passende boutverbindingen in een bros materiaal zoals glas is begrijpelijk niet de meest efficiënte manier. Daar waar de bout op de rand van het glas drukt wordt een geconcentreerde spanning aangebracht. In de laatste decennia zijn er verschillende nieuwe ontwikkelingen en verfijningen geweest van passende boutverbindingen in glas. Bijgevolg is er een grote variëteit binnen deze verbindingen. Het gemeenschappelijk doel van deze verschillende verbindingen is om de geconcentreerde spanningen op het glas te vermijden.


17

Als de te verbinden delen door de boutverbindingen bestaan uit een elasto-plastisch materiaal zoals staal dan kan de verbinding de hoge drukspanningen rond de boutgaten meestal herverdelen door lokaal te vloeien. Bij een bros materiaal zoals glas kan het materiaal de lokale spanningen niet herverdelen door te vloeien waardoor hoge spanningsconcentraties ontstaan in het boutgat. Bij het ontwerpen van een boutverbinding in glas is het dus belangrijk om daar waar direct contact tussen het staal (bout) en het glas en dus hoge spanningsconcentraties zijn, deze te vermijden. Dit wordt opgelost door tussen het boutgat en de boutsteel een materiaal te plaatsen dat een lagere elasticiteitsmodulus heeft dan het glas. Het gebruikte tussenmateriaal moet voldoende sterk en stijf zijn om de krachten over te dragen van en naar het glas zonder uitvloeien, maar ter zelfde tijd moet het zacht genoeg zijn om de spanningsconcentraties te kunnen herverdelen. Verder moet het een goede weerstand tegen kruip en cyclische belastingen vertonen.

In de praktijk wordt dus tussen het glas en de boutsteel een vast materiaal zoals een huls10 geplaatst of wordt een vloeibaar materiaal tussen het glas en de bout geïnjecteerd. In het eerste geval worden vaste materialen zoals aluminium, EPDM (ethyleen propyleen dieen monomeer), PEEK (polyether ether keton), POM (polyoxymethyleen), of polyamides (bv. nylon) veelal gebruikt. In het tweede geval kan dit een injectiemortel (bv. HILTI) of injectiehars zijn. Bij gelamineerd gehard glas heb je ook vaak een slechte uitlijning van de boutgaten van de verschillende lagen omdat de gaten moeten geboord worden voordat het glas gehard wordt. Als gevolg wordt verkozen om hier bijvoorbeeld met een injectiemortel te werken in plaats van met harde materialen zoals een huls omdat deze geen homogene krachtenverdeling in de glasplaat kunnen teweegbrengen. In Figuur 2-5 wordt een typische passende boutverbinding in zowel monolithisch als gelamineerd gehard glas voorgesteld.

Figuur 2-5: Typische passende boutverbinding tussen glas en staal, bovenaan: monolithisch glas, onderaan: gelamineerd gehard glas (Haldiman, Luible, & Overend, 2008)

10 EN: bushing


18

Door het plaatsen van het tussenmateriaal in het boutgat kunnen de hoge drukspanningen zich herverdelen voor ze het glas bereiken, die anders het voortijdig bezwijken van de gehele glasplaat zouden inleiden. Hierbij is het wel belangrijk om in te zien dat dit een grote invloed heeft op de herverdeling van de drukspanningen op de contactlocatie, maar slecht een klein effect op de herverdeling van de trekspanningen veroorzaakt door de verlenging van het gat.

Indien bij de verbinding de glasplaat tussen staal platen wordt bevestigd, wordt een ‘zachte’ pakking11 tussen het glas en het staal voorzien om dezelfde reden. Direct contact tussen het staal en het glas wordt zo vermeden en de spanningen op het glas worden herverdeeld.

De passende bout wordt gebruikt om verschillende redenen. Zo is ze relatief eenvoudig uit te voeren en vertoont ze een goed gedrag na breuk van het glas. Verder wordt dit type van verbinding vaak toegepast om esthetische redenen, de visuele impact van de verbinding is immers klein. Een voorbeeld hiervan zijn puntverbindingen12 in glas. Deze kunnen op verschillende manieren worden gerealiseerd (zie Figuur 2-6).

Figuur 2-6: voorstelling verschillende types puntverbindingen in glas (Cruz, Carvalho, Silva, & Casal, 2010)

11 EN: gasket 12 EN: point fittings


19

2.3 Voorgespannen bouten

2.3.1 Principe Voorgespannen bouten werken op een totaal verschillende manier als passende bouten. De wrijving tussen de te verbinden platen zorgt voor de sterkte van de verbinding. Deze wordt tot stand gebracht door middel van de bouten die een voldoende grote klemkracht verwezenlijken tussen de platen. Hierdoor worden de krachten via wrijving overgedragen naar het glasoppervlak rond het boutgat (zie Figuur 2-7).

Figuur 2-7: Typische voorgespannen boutverbinding bij staalbouw (Roos, 2007)

Bij een voorgespannen boutverbinding wordt direct contact tussen de bout en het boorgat vermeden door een aangebrachte voorspanning op de bout. Om te verhinderen dat de krachten toch via de boutrand zou worden overgedragen is de diameter van de bout steeds enkele millimeters kleiner dan de diameter van het boorgat.

Figuur 2-8: Krachtsoverdracht zijaanzicht, passende bout links, voorgespannen bout rechts (Van Bogaert, 2005)

Het verloop van de krachtswerkingen is voorgesteld in Figuur 2-8 en werkt als volgt (Van Bogaert, 2005). Door het aandraaien van de bout worden de platen op elkaar geklemd. De grootte van de klemkracht, samen met de wrijvingscoëfficiënt, bepalen de belasting waarbij verschuiven van de platen ten opzichte van elkaar zal optreden. Indien de platen verschuiven kan de bout tegen de rand van het boutgat liggen en werkt de bout ook op stuik en afschuiving. Zolang de krachtsoverdracht alleen door wrijving plaatsvindt, zijn de vervormingen in de verbindingen gering. Bij ‘handvast’ aangedraaide bouten (niet voorgespannen verbindingen) kan de grootte van de klemkracht sterk uiteenlopen. Er moet dan ook rekening gehouden worden dat al voor het bereiken van de gebruikstoestand verschuiven optreedt.


20

Bij verbindingen met voorspanbouten vindt de krachtsoverdracht plaats in een zeer betrekkelijk groot gebied rondom de bouten, zoals aangeduid rechts in Figuur 2-9. Bij een verbinding met passende bouten werkend op stuik en afschuiving vindt de krachtsoverdracht zeer geconcentreerd plaats aan de zijde waar de boutsteel de rand van het boutgat raakt. Bij deze verbinding moet de totale kracht de netto doorsnede van de bout passeren en lopen de krachtlijnen sterk geconcentreerd langs de rand van het gat, zoals voorgesteld in het linkerdeel van Figuur 2-9.

Figuur 2-9: Krachtsoverdracht bovenaanzicht, links passende bout, rechts voorgespannen bout (Van Bogaert,

2005)

Bij de verbinding met voorspanbouten is d.m.v. wrijving al een gedeelte van de kracht uit de basisplaat naar de stuikplaten overgedragen en wordt de netto doorsnede dus belast met een kracht die kleiner is dan de totale kracht. Bovendien vindt de krachtsoverdracht niet geconcentreerd plaats maar over een betrekkelijk groot gebied. Dit verschil in krachtsoverdracht heeft als gevolg dat het verloop van de spanningsverdeling in de netto doorsnede bij een voorgespannen verbinding duidelijk gunstiger is.

2.3.2 Overdracht door schuifkrachten (belasting loodrecht op boutrichting) Voorgespannen boutverbindingen zijn dus gebaseerd op het principe van de droge wrijving (ook wel Coulomb wrijving genoemd). Het eenvoudige model van Coulomb geeft dat de maximale wrijvingskracht afhankelijk is van de normaalkracht, hier de voorspanning met als evenredigheidsfactor de wrijvingscoëfficiënt. Als voorbeeld kan de overdracht van een normaalkracht in een plaatstrip naar twee in zijn verlengde liggende metalen stroken (Figuur 2-10) genomen worden. “De kracht N die kan worden opgenomen door de verbinding zal des te groter zijn naarmate de te verbinden plaatstroken innig tegen elkaar gedrukt worden door een kracht Fp, haaks op hun oppervlak, en naarmate het contactoppervlak ‘ruwer’ is zodat een belangrijke wrijvingsweerstand kan gemobiliseerd worden.” (Van Impe, 2009)

Figuur 2-10: Krachten voorgespannen boutverbinding bij staalbouw (Van Impe, 2009)


21

De kracht Fp wordt fysisch gerealiseerd door de bouten krachtig aan te draaien waardoor hoge contactdrukken ontstaan en de wrijvingsweerstand tot stand komt. De bouten worden in dit geval voorgespannen bouten genoemd.

2.3.2.1 Parameters die de schuifsterkte bepalen In het onderstaande wordt de weerstand tegen afschuiving van een voorgespannen boutverbinding bepaald (conform eurocode 3, deel 1-8: design of joints). De parameters die de doeltreffendheid van een voorgespannen bout kenmerken, zijn de volgende (Van Impe, 2009):

a) De voorspankracht

De voorspankracht is de kracht haaks op het schuifoppervlak die door het aandraaien van de moer met een gecontroleerd moment gecreëerd wordt. Het is eveneens de trekkracht in de boutsteel. In de rekentoestand bedraagt de voorspankracht:

𝐹𝑝 = 0,70 .𝑓𝑢𝑏.𝐴𝑆 (𝑓𝑜𝑟𝑚𝑢𝑙𝑒 2.1)

Met Fp = rekenwaarde voorspankracht fub = treksterkte bout

De geometrische kenmerken van enkele veel gebruikte bouten vind je in onderstaande tabel.

M10 M12 M14 M16 d (mm) 10 12 14 16 A (mm²) 78,5 113 154 201 As‘(mm²) 58 84,3 115 157

Tabel 2-1: Geometrische kenmerken enkele bouten (Van Impe, 2009)

Met d = diameter van de gladde boutsteel A = nominale dwarsdoorsnede van de bout As = spanningsdoorsnede van de boutsteel met schroefdraad

Ten einde het aantal bouten in een verbinding niet te verhogen noch hun diameter te vergroten, is het aangewezen dat de bouten een zo groot mogelijke treksterkte fub bezitten. Enkel bouten van de sterkteklassen 8.8 (elasticiteitsgrens fyb = 640 MPa en treksterkte fub = 800 MPa) en 10.9 (fyb = 900 MPa, fub = 1000 MPa) worden gebruikt bij voorgespannen boutverbindingen (Eurocode 3: Design of steel structures - Part 1-8: Design of joints, 2005). Bouten van deze klassen worden hoge weerstandsbouten genoemd.

b) De wrijvingscoëfficiënt

Aangezien de krachtsoverbrenging op wrijving ter hoogte van het contactoppervlak tussen de te verenigen elementen berust, moet de ontwerper over nauwkeurige waarden van de wrijvingscoëfficiënt van de te verbinden platen kunnen beschikken. Deze kan uiteraard worden gemeten op proefstukken, maar zulke meting is geen garantie dat in de werkelijke verbinding eenzelfde waarde wordt gehaald. In eerder onderzoek (Panait, He, Morcant, & Michel, 2005) zijn experimentele en theoretische studies op voorspanverbindingen met monolithisch glas en aluminium tussenlagen uitgevoerd. In een eerste stap werd de statische wrijving berekend, een maat voor de weerstand die een voorwerp biedt tegen glijden De wrijvingscoëfficiënt bleek temperatuur-


22

en tijdsafhankelijk te zijn. (bv. μ = 0,26 voor aluminium op floatglas, temperatuur van 25 ± 2 °C na een periode van vijf minuten). Deze experimentele bevindingen werden dan gebruikt om numerieke modellen te bouwen en te valideren. Als het voorwerp al in beweging is, is de wrijving die het voorwerp en het vlak ten opzichte van elkaar ondervinden lager, dan verkrijgt men de dynamische wrijvingscoëfficiënt, een maat voor de bewegingsweerstand die het voorwerp ondervindt.

Bij de verbindingen die in deze scriptie onderzocht worden zal het contactvlak van de verbinding bestaan uit glas en een pakkingsmateriaal. Hiervoor zal er onderzoek moeten gebeuren naar de wrijvingscoëfficiënt tussen deze materialen bij de juiste omstandigheden. Als ontwerper is het belangrijk om bij het bepalen van deze coëfficiënt op voorhand te weten in welke omstandigheden de verbinding zich bevindt. In hoofdstuk 4 zal hierop meer ingegaan worden.

c) Vorm en afmeting van de gaten

De bouten worden gemonteerd met een zekere speling tussen de steel en de rand van het boutgat. Hoe groter de speling, hoe kleiner het wrijvingsoppervlak en hoe geringer de schuifweerstand van de verbinding. Gewoonlijk worden bij voorgespannen bouten normale boutgaten gebruikt, maar om redenen van regelingsmogelijkheden tijdens de montage worden in sommige gevallen overmaatse of sleufgaten toegepast. In dat geval is de doeltreffendheid van de verbinding gereduceerd omdat het beschikbare schuifoppervlak daalt. Voor berekeningsdoeleinden wordt dit verdisconteerd door middel van een coëfficiënt ks.

Ook de partiële coëfficiënten die men hanteert om de schuifweerstand in de grenstoestanden te bepalen, zijn afhankelijk van de vorm en afmetingen van de gaten.

Coëfficiënten Normaal boutgat Overmaats boutgat Sleufgat ks 1,1 0,85 0,7

γM3,ser (GGT) 1,1 / / γM3 (UGT) 1,25 1,40 1,40

Tabel 2-2: partiële coëfficiënten (Eurocode 3: Design of steel structures - Part 1-8: Design of joints, 2005)

Bij de experimentele proeven die later in deze scriptie aan bod komen zullen de verbindingen van de proefstukken uitgevoerd worden met normale boutgaten

d) Aantal wrijvingsvlakken

Aangezien de weerstand tegen glijding in de verbinding slechts afhangt van de wrijving tussen de onderdelen die met elkaar in contact zijn, is het begrijpelijk dat indien het aantal wrijvingsvlakken toeneemt de sterkte van de verbinding proportioneel klimt (zie Figuur 2-11).

Figuur 2-11: Eenzelfde wrijvingskracht voor beide schikkingen (Van Impe, 2009)


23

2.3.2.2 weerstand tegen afschuiving van een voorgespannen boutverbinding Rekening houdende met de hierboven besproken parameters wordt de schuifsterkte ( of wrijvingsweerstand) van een voorgespannen boutverbinding: Fs,Rd:

𝐹𝑠,𝑅𝑑 = 𝑘𝑠 . 𝑛 . 𝜇 . 𝐹𝑝𝛾𝑀3


Met Fs,Rd =schuifsterkte voorgespannen bout ks = vormcoëfficiënt van de boutgaten μ = wrijvingscoëfficiënt γM3 = partiële veiligheidscoëfficiënt n = aantal contactvlakken Fp = voorspankracht

2.3.3 Aanbrengen van de voorspankracht Het belangrijkste gegeven van voorgespannen boutverbindingen is natuurlijk het aanbrengen van de voorspankracht. Men zal bijzondere zorg besteden aan het aanhalen van de boutmoer opdat de voorspankracht werkelijk gerealiseerd wordt. Dit kan op twee methoden gebeuren volgens (Van Impe, 2009).

De eerste methode bestaat uit het opmeten van het aanhaalmoment. Bij deze methode wordt de bout aangedraaid met een gecontroleerd moment door middel van een geijkte momentsleutel.

𝑀𝑎 = 𝑘 .𝑑 .𝐹𝑝 (𝑓𝑜𝑟𝑚𝑢𝑙𝑒 2.3)

Met Ma = aanhaalmoment aangebracht met de momentsleutel d = nominale boutdiameter Fp = de te verwezenlijken voorspankracht k = coëfficiënt afhankelijk van divers factoren zoals wrijving tussen moer en onderlegplaat, de oppervlaktetoestand van moer en draad, helling van de schroeflijn t.o.v. dwarsdoorsneden van de bout, wrijving tussen moer en schroefgangen en schroefdraadvorm. Deze varieert tussen 0,15 en 0,22 en wordt in de praktijk meestal gelijkgesteld aan 0,18 (voor lichtjes geoliede bouten).

In de praktijk wordt bij voorkeur het aanhaalmoment Ma bepaald door enkele van de te bezigen bouten voor te spannen met de momentsleutel in een ijkapparaat, dat de boutkracht rechtstreeks meet (zie hoofdstuk 3.3). Wegens de betrekkelijk grote spreiding op de waarde van k, kan men Fp slechts bij benadering afleiden uit de waarde van Ma gemeten met de momentsleutel. Voorzichtigheidshalve vermenigvuldigt men het benodigde aanhaalmoment in de praktijk met 1,1.

𝑀𝑎 = 1,1 .𝑘 .𝑑 .𝐹𝑝 (𝑓𝑜𝑟𝑚𝑢𝑙𝑒 2.4)

De tweede methode om de gewenste voorspankracht te doen ontstaan is gebaseerd op een vooraf bepaalde hoekverdraaiing van de moer. De bestaande rekenmethode houdt echter enkel rekening met een homogene doorsnede, wat niet het geval is bij gelamineerd glas. Bovendien is deze werkwijze minder nauwkeurig dan de methode met de momentsleutel. Dit komt doordat de voorspanning sterk afhangt van hoe dicht de platen tegen elkaar aansluiten op het ogenblik dat men


24

de hoekverdraaiing begint te meten. Om deze redenen zal deze methode in dit onderzoek dan ook niet gebruikt worden.

2.3.4 Toepassing in glas Voorspanverbindingen zijn theoretisch goed geschikt voor het overbrengen van krachten loodrecht op de boutsteel omdat ze de belasting over een groter oppervlak verspreiden dan een passende boutverbinding en zo dus grote spanningsconcentraties vermijden.

De opbouw van deze verbinding in glas bestaat meestal uit een glazen plaat ingeklemd door twee stalen platen door middel van een voorgespannen bout. Direct contact tussen de glazen plaat en het staal wordt vermeden door de grotere diameter van de boutgaten in het glas t.o.v. de bout en door het gebruik van een pakking tussen het glas en de staalplaten. De pakking moet sterk genoeg zijn om de normaalspanningen opgewekt door de voorspanning te kunnen weerstaan zonder uit te vloeien. Het materiaal mag ook niet te hard zijn zodat het glas niet beschadigd wordt en het moet ook voldoende flexibel zijn om fabricatietoleranties tussen het glas en het staal toe te laten. Het mag ook niet gevoelig zijn aan kruip zodat de voorspanning met de tijd niet afneemt. Typische materialen die als pakking gebruikt worden zijn aluminium en materialen uit semiflexibele vezels zoals nylon. De dikte van deze laag heeft een grootte orde van ongeveer 1 mm. In Figuur 2-12 wordt een typische voorgespannen boutverbinding in zowel monolithisch als gelamineerd gehard glas voorgesteld.

Figuur 2-12: Typische voorspanverbinding in monolithisch en gelamineerd gehard glas (Haldiman, Luible, & Overend, 2008)

Om grotere diktes van glasplaten te bekomen is het nodig om met gelamineerde glasplaten te werken. Er moet speciale aandacht uitgaan naar voorspanverbindingen die met gelamineerd glas uitgevoerd worden. De tussenmaterialen in gelamineerd glas zoals PVB met een visco-elastisch gedrag kunnen de voorspankracht in de verbinding niet weerstaan zonder uit te vloeien. Ze vertonen dus een grote kruip die de voorspanning in de tijd doet afnemen waardoor de wrijvingsweerstand snel afneemt. In eerder onderzoek, (Callewaert, 2006) werd deze invloed van de tijd op de voorspanning in gelaagd glas aangetoond.


25

Om het samendrukken van de tussenlaag tegen te gaan, is het aanbevolen om deze ter plaatse van de boutverbinding te vervangen door een stijver, niet visceus (zonder kruip) materiaal met dezelfde dikte. In Figuur 2-12 is deze lokale tussenlaag of afstandshouder13 in de onderste figuur geïllustreerd

Het gebruik van deze afstandshouders in gelamineerd glas is een recente ontwikkeling die al voor een aantal constructies in de praktijk is toegepast. Voor de glazen leeskamer van het Arabische Urban Developement Instituut in Riyadh, Saoedi Arabïe (1998) werd gebruik gemaakt van gelamineerde glazen elementen die met voorspanverbindingen werden verbonden (zie Figuur 2-13). Als oplossing voor kruipprobleem van de tussenlaag werden aluminium afstandshouders gebruikt. Zo werd de voorspanning in de bout en dus de sterkte van de verbinding op lange termijn behouden.

Figuur 2-13: glazen kubus met detail van de dakconstructie (AUDI, Riyadh, 1998)

De zijvlakken en het bovenvlak van de kubus hebben een oppervlakte van 8 m bij 8 m. De vlakken worden volledig ondersteund door glazen constructieve elementen zoals liggers en kolommen. Deze elementen bestaan uit 15 mm dikke glasplaten met een lengte van 2,67 m die aan elkaar gelamineerd werden. De verschillende elementen werden met voorspanverbindingen aan elkaar verbonden om zo portalen te maken die de belasting van de glazen vlakken dragen en de algemene stabiliteit verzorgen. De voorspanverbinding bestaat uit staalplaten die telkens met 12 hoge sterkte bouten de glazen elementen met elkaar verbinden. Door de hoge voorspankrachten op deze bouten was het bij deze constructie van belang om verliezen van deze voorspankracht door kruip van de tussenlaag absoluut te vermijden. Hiervoor werd gekozen om ter plaatse van het boutgat de tussenlaag te vervangen door een afstandshouder uit aluminium.

Om tot een goed resultaat te komen is belangrijk om bij de opbouw van deze voorgespannen verbindingen enkele details in het oog te houden. Zo moeten de stalen oppervlakken ter hoogte van de verbinding perfect vlak afgewerkt worden. De pakking tussen het staal en het glas moet uit een zacht materiaal bestaan dat tegelijk kruipbestendig is. De dikte van de aluminium afstandshouder moet zorgvuldig afgesteld worden op de dikte van de PVB tussenlaag om 5 tot 10 % compressie van deze laag te kunnen toestaan. Het oppervlak van de afstandshouder moet perfect vlak zijn en tijdens het lamineren moet deze ook stevig op zijn plaats gehouden worden.

Recentelijk wordt ook geprobeerd om met een hars of een injectiemortel te werken in plaats van met vaste materialen voor de afstandshouder om een meer homogene krachtenverdeling in de glaslaag te bewerkstelligen. De toepassing van een injectiemortel kan ook makkelijker zijn tijdens de

13 EN: spacer


26

productie van de gelamineerde platen waarbij de tussenlaag lokaal moet vervangen worden, maar verder onderzoek hiernaar moet nog uitgevoerd worden.

Uit bovenstaande tekst volgt dat tijdsafhankelijke voorspanverliezen bij voorgespannen boutverbindingen in glas kunnen optreden door kruip van de pakking en van de tussenlaag. Uit eerder onderzoek uitgevoerd op voorspanverbindingen toegepast in de staalbouw volgt dat er ook tijdsafhankelijke verliezen kunnen optreden door het aanbrengen van oppervlakteafwerkingen zoals een laklaag op het staal (Pfeiffer, Katzung, & Berger, 1995). Een uitgebreid onderzoek werd hierbij uitgevoerd waarbij verschillende verbindingen (met verschillende oppervlakteafwerkingen) werden beproefd tot een quasi constante waarde van de voorspanning werd verkregen. De proeven verliepen over een tijdsverloop van 45 tot 90 dagen In dit onderzoek werd aangetoond dat dit voorspanverlies onder ander afhankelijk is van de dikte van deze laklaag, het type laklaag, de boutdiameter en het aantal bouten. Het voorspanverlies werd als aanvaardbaar beschouwd indien de krachtsafname op lange termijn niet meer dan 30 % bedraagt van de voorspankracht onmiddellijk na aanspannen. Bij sommige testen werden echter voorspanverliezen van meer dan 30 % waargenomen die dus als onaanvaardbaar werden beschouwd. Met dit onderzoek werd dus aangetoond welke oppervlaktebehandelingen niet mogen toegepast worden op het staal om een zekerheid te hebben dat een voldoende voorspanning behouden wordt. Bij de toepassing van voorspanverbindingen in glas moet met de besluiten uit dit onderzoek zeker rekening gehouden worden.

In deze thesis werd onder andere het tijdsafhankelijk gedrag onderzocht van een voorspanverbinding in glas (zie hoofdstuk 3). Onder andere de invloed op dit gedrag door het plaatselijk vervangen van de PVB tussenlaag door een afstandshouder en het gebruik van verschillende materialen als pakking werd onderzocht. Verschillende materialen zullen hiervoor beschouwd worden. Materialen die hiervoor in aanmerking komen omwille van hun goede samenwerking met glas bij het overdragen van krachten zijn aluminium en nylon.

Hoofdstuk 3: Experimentele studie van het tijdsafhankelijk gedrag

27

Hoofdstuk 3: Experimentele studie van het tijdsafhankelijk gedrag 3.1 Inleiding

In het vorige hoofdstuk werd enkele types boutverbindingen in glas besproken. Het onderzoek uitgevoerd voor deze scriptie richt zich op voorgespannen boutverbindingen in glas. Dit type van verbinding kent verschillende toepassingsgebieden in de praktijk. Typisch wordt ze gebruikt om glazen elementen die krachten in hun vlak ondervinden met elkaar te verbinden. Op deze manier worden de tangentiële krachten in principe enkel door wrijving ten gevolge van het voorspannen van de bouten tegengewerkt. Een voorbeeld is het gebruik van voorspanverbindingen voor glazen kolommen die gordijngevels ondersteunen. Het gebruik van deze glazen kolommen vermijdt het gebruik van metalen ondersteuningselementen zodat een grotere transparantie van de gevel bereikt wordt. In Figuur 3-1 zijn enkele voorbeelden afgebeeld van recente gebouwen waar voorspanverbindingen met dit doel zijn gebruikt.

Figuur 3-1: Voorbeelden van voorspanverbindingen in de praktijk (Eye Street 1250, Washington DC 2007; Roebuck House, Londen, 2005; Legacy Salmon Creek Hospital, Vancouver, 2005)

Voor deze scriptie werd in samenwerking met de firma Glass Star Construct (GSC) een door hen in de praktijk gebruikte voorspanverbinding onder de loep genomen (RS3 series14). Het verder uitgevoerd onderzoek kadert in de verdere ontwikkeling van deze verbinding. Deze verbindingsplaten zijn in verschillende types en formaten beschikbaar naargelang de situatie (zie Figuur 3-2) en kunnen onder andere gecombineerd worden met puntverbindingen, zoals te zien is op de middelste afbeelding van Figuur 3-1.

14 Voor meer info zie brochures www.starconstruct.be


28

Figuur 3-2: Typische verbindingsstukken voor voorgespannen verbindingen (RS3 series GSC)

Uitgaande van deze in de praktijk gebruikte stukken werd er een vereenvoudigd verbindingsstuk ontworpen waarmee de verdere experimentele proeven werden uitgevoerd. Deze experimentele proeven hebben als doel om het gedrag van de verbinding te bestuderen. In dit hoofdstuk zal het tijdsafhankelijk gedrag van de verbinding bekeken worden en in hoofdstuk 4 zal de schuifsterkte van de verbinding beoordeeld worden. Samen met dit experimenteel onderzoek zal een numeriek model van de uitgevoerde proeven opgebouwd worden met behulp van Abaqus (hoofdstuk 5) dat zal vergeleken worden met de experimentele resultaten. Zo kan de correcte werking van het model geverifieerd worden. Dit kan dan in een latere fase gebruikt worden om een parameterstudie uit te voeren om zo te bestuderen hoe de verbinding kan geoptimaliseerd worden (hoofdstuk 6).

3.2 Materiaal Het ontworpen proefstuk is opgebouwd uit twee delen, een glazen plaat en het verbindingsstuk. In Figuur 3-3 is het samengestelde proefstuk afgebeeld.

Figuur 3-3: Voorstelling proefstuk

Het gebruikte glas bestaat uit geharde gelamineerde glasplaten met een dikte van 10 mm. Het lamineren gebeurde met een PVB tussenlaag met een dikte van 1,52 mm15 en gebeurde in vacuüm zakken. De afmetingen van de platen werd gekozen in functie van de minimale afmetingen die mogelijk waren bij de productie zodat de beglazing diagonaal op de rollen kon voor het harden. De hoogte bedraagt 400 mm en de breedte 150 mm. Zoals eerder aangehaald dienen voor het harden van het glas de nodige bewerkingen zoals het boren van de boutgaten al uitgevoerd te zijn. In de glasplaten werden boutgaten met een diameter van 22 mm geboord. Zoals eerder vermeld wordt bij een voorgespannen boutverbinding direct contact tussen de bout en het boorgat in het glas vermeden door de aangebrachte voorspanning op de bout. Om te verhinderen dat de krachten toch via de boutrand zouden worden overgedragen is de diameter van de bout steeds enkele millimeters 15 10 mm glas + 1,52 mm PVB + 10 mm glas, in de glasindustrie bekend als 1010.4


29

kleiner dan de diameter van het boorgat. De randen van de plaat werden tijdens de productie handmatig geslepen, dus de kwaliteit van de randafwerking was niet optimaal. Gedetailleerde afmetingen voor het glas zijn op Figuur 3-4 te zien.

Figuur 3-4: Links afmetingen glazen proefstuk, rechts detail rond boutgat

De glazen proefstukken worden met behulp van een voorspanbout (M12 sterkteklasse 8.8) tussen twee L-vormige roestvrije stalen platen ingeklemd. Deze RVS platen hebben een dikte van 6 mm. Een voor- en zijaanzicht met gedetailleerde afmetingen is te zien op Figuur 3-5.

Figuur 3-5: Links zijaanzicht staalplaat, rechts vooraanzicht staalplaat

Omdat rechtsreeks contact tussen de stalen platen en het glas in alle gevallen vermeden moet worden, moet er steeds een pakking uit een zacht tussenmateriaal voorzien worden. Hierdoor worden spanningsconcentraties op het glasoppervlak ten gevolge van kleine vormimperfecties in het staal vermeden. Deze pakking wordt aan één zijde aan de staalplaat gekleefd en zal met de andere zijde voor de wrijving met de glasplaat zorgen. De pakking heeft een dikte van 2 mm. Een voor en zijaanzicht zijn in Figuur 3-6 te zien.

Figuur 3-6: Links vooraanzicht pakking, rechts zijaanzicht pakking

In Figuur 3-7 zijn de samengestelde verbindingsstukken schematisch voorgesteld.


30

Figuur 3-7: Ploftekening van het verbindingsstuk

In de originele verbinding (toegepast door GSC) werd als pakking het materiaal SBR gebruikt. In hoofdzaak werd de geschiktheid van dit materiaal als pakking getest. Verder werd gekozen om ook de geschiktheid van alternatieve materialen te onderzoeken. Omwille van hun gunstige eigenschappen voor de samenwerking met glas werd gekozen voor aluminium, nylon en POM-C (zie paragraaf 1.6).

Rond de bout is een huls voorzien uit een zacht materiaal om contact van het staal met het glas te vermijden. Ter afwerking van de verbinding wordt door GSC ook een afsluitdop aan de uiteinden geplaatst. Omdat dit geen bijdrage levert tot de werking van de verbinding werd dit onderdeel in de proeven buiten beschouwing gelaten. De detailtekeningen van de beproefde glasplaten en verbindingsstukken met de nodige afmetingen en specificaties zijn terug te vinden in bijlage A. In Tabel 3-1 worden de hoeveelheden van de beschikbare onderdelen samengevat.

Onderdeel Hoeveelheid Geharde gelamineerde glasplaat 1010.4 12 stuks

Verbindingsstuk met pakking uit SBR 2 stuks Verbindingsstuk met pakking uit Aluminium 1 stuk

Verbindingsstuk met pakking uit Nylon 1 stuk Verbindingsstuk met pakking uit POM-C 1 stuk

Tabel 3-1: aantal gebruikte proefstukken

De hier besproken proefstukken werden voor zowel de experimentele studie van het tijdafhankelijk gedrag in hoofdstuk 3 als voor de bepaling van de wrijvingsweerstand in hoofdstuk 4 gebruikt.

3.3 Methoden

3.3.1 Proefopstelling 1: opmeten voorspankracht van enkel de voorspanbout Er werden eerst enkele oriënterende proeven uitgevoerd om na te gaan hoe de voorspankracht het best geregistreerd kon worden in de tijd. Deze eerste opstelling bestond uit een holle drukdoos waardoor een draadstang M12 (ongeolied) geplaatst werd. Deze draadstang werd onderaan op een moer vastgeklemd in een bankschroef. Op de bovenste losse moer werd een voorspanning met behulp van een momentsleutel aangebracht. Het gebruik van een momentsleutel laat toe om een gekend moment in te stellen binnen een bepaald bereik. Tussen de moer en de drukdoos werd ook


31

nog aan beide kanten een sluitring voorzien. Er werden proeven met twee verschillende types momentsleutels uitgevoerd, elk met een ander bereik. Beide momentsleutels werden voor deze proeven gebruikt om te bepalen welk interval van voorspankrachten hiermee kon bereikt worden. De voorspankracht op de voorspanbout werd met behulp van de drukdoos continu geregistreerd (tien metingen per seconde) met het softwareprogramma StrainSmart5000. De opgemeten voorspankracht werd hierbij bepaald op drie cijfers na de komma nauwkeurig. Ter verduidelijking is in Figuur 3-8 een schematische voorstelling (zijaanzicht) en de werkelijke proefopstelling te zien.

Figuur 3-8: Proefopstelling voor het opmeten van de voorspankracht van enkel de voorspanbout

Alle proeven werden uitgevoerd in het laboratorium voor modelonderzoek. De belangrijkste gegevens van de gebruikte instrumenten voor de proeven zijn hieronder samengevat.

Holle geijkte drukdoos met afsluitschijven (K04):

afmetingen drukdoos: hoogte = 102 mm, buitendiameter = 70 mm afmetingen schijven: hoogte = 9 mm, diameter = 69 mm nauwkeurigheid: ± 0,019 kN

Momentsleutels:

type 1: Geodore 8 – 40 kN.m type 2: Dynastop 2 – 20 kg.m

Draadstangen: M12 sterkteklasse 8.8 (ongeolied)

3.3.2 Proefopstelling 2: meten van de voorspankracht op de verbinding Een tweede opstelling werd gebruikt om dezelfde proeven uit te voeren met de volledig opgebouwde verbinding (zoals besproken in deel 3.2). Naar aanleiding van verdere proeven (zie hoofdstuk 4) werd ook gekeken of het veranderen van de pakking van de verbinding een invloed heeft op de grootte van de voorspankracht horende bij een bepaald aanhaalmoment. Bij deze proeven werd een geoliede draadstang M12 staalkwaliteit 8.8 gebruikt in de verbinding. De draadstang werd geolied net voor het uitvoeren van de proeven. De registratie gebeurde op dezelfde manier als bij de eerste opstelling. Er werden eveneens tien metingen per seconde uitgevoerd waarbij de voorspankracht op drie cijfers na de komma nauwkeurig werd bepaald. Voor het


32

aanbrengen van het aanhaalmoment werd enkel de momentsleutel type Dynastop gebruikt. In Figuur 3-9 wordt een schematische voorstelling van de opstelling afgebeeld. Deze proefopstelling werd zowel binnen als buiten de klimaatruimte gebruikt. In Figuur 3-10 is de werkelijke proefopstelling te zien als deze opgesteld stond in de klimaatruimte.

Figuur 3-9: Proefopstelling voor het meten van de voorspankracht van de verbinding, zijaanzicht

Figuur 3-10: Proefopstelling voor het meten van de voorspankracht van de verbinding (klimaatruimte)

De belangrijkste gegevens van de gebruikte instrumenten voor de proeven zijn hieronder samengevat.

Holle geijkte drukdoos (K03):

afmetingen drukdoos: hoogte = 82,5 mm, buitendiameter =58 mm nauwkeurigheid: ± 0,019 kN

Momentsleutel:

type 2: Dynastop 2 – 20 kg.m

Draadstangen: M12 sterkteklasse 8.8 (geolied)


33

3.4 Experimentele bepaling van de voorspanning

3.4.1 Doelstelling Zoals eerder aangehaald in hoofdstuk 2, zal de voorspanning aangebracht worden met een momentsleutel. Het aanhaalmoment dat nodig is om een bepaalde voorspanning te bereiken kan bepaald worden met (formule 2.4). Om na te gaan of deze formule tot een correcte inschatting van de voorspankracht leidt werden er experimentele proeven uitgevoerd in het lab.

3.4.2 Beschouwde proefreeksen Verschillende proefreeksen werden uitgevoerd waarbij eenzelfde aanhaalmoment met de momentsleutel op de bout werd aangebracht om de overeenkomstige voorspankracht te bepalen. De eerste oriënterende proeven werden uitgevoerd om na te gaan hoe de voorspankracht het best geregistreerd kon worden in de tijd (proefopstelling 1). Hierbij werd dus enkel de kracht op de voorspanbout bepaald. De hier uitgevoerde proefreeksen zijn terug te vinden in Tabel 3-2.

Proefreeks Aanhaalmoment Momentsleutel Datum vs01 5 kg.m Dynastop 2 – 20 kg.m 08/03/2011 vs02 6 kg.m Dynastop 2 – 20 kg.m 08/03/2011 vs03 10 kg.m Dynastop 2 – 20 kg.m 08/03/2011 vs04 12 kg.m Dynastop 2 – 20 kg.m 08/03/2011 vs05 14 kg.m Dynastop 2 – 20 kg.m 08/03/2011 vs06 15 kg.m Dynastop 2 – 20 kg.m 08/03/2011 vs07 17,5 kg.m Dynastop 2 – 20 kg.m 08/03/2011 vs08 20 N.m Geodore 8 – 40 kN.m 08/03/2011 vs09 30 N.m Geodore 8 – 40 kN.m 08/03/2011 vs10 40 N.m Geodore 8 – 40 kN.m 08/03/2011 vs11 5 kg.m Dynastop 2 – 20 kg.m 08/03/2011 vs12 10 kg.m Dynastop 2 – 20 kg.m 08/03/2011

Tabel 3-2: Uitgevoerde proefreeksen ter bepaling van de voorspanning (proefopstelling 1: oriënterende proeven)

De volgende proeven werden niet enkel met de voorspanbout, maar met de volledige proefstukken uitgevoerd (proefopstelling 2). De proeven werden herhaald voor de verschillende pakkingen. De uitgevoerde proefreeksen zijn terug te vinden in Tabel 3-3.

Proefreeks Aanhaalmoment Pakking Datum vs01 2 kg.m SBR 27/04/2011 vs02 5 kg.m SBR 27/04/2011 vs03 7 kg.m SBR 27/04/2011 vs04 2 kg.m Aluminium 27/04/2011 vs05 5 kg.m Aluminium 27/04/2011 vs06 7 kg.m Aluminium 27/04/2011 vs07 2 kg.m Nylon 27/04/2011 vs08 5 kg.m Nylon 27/04/2011 vs09 7 kg.m Nylon 27/04/2011 vs10 2 kg.m POM-C 27/04/2011 vs11 5 kg.m POM-C 27/04/2011 vs12 7 kg.m POM-C 27/04/2011

Tabel 3-3: Uitgevoerde proefreeksen ter bepaling van de voorspanning (proefopstelling 2)


34

De geregistreerde resultaten van de uitgevoerde proeven in dit hoofdstuk zijn terug te vinden in bijlage C.

3.4.3 Resultaten en discussie eerste opstelling Bij de proeven werd de overeenkomstige voorspankracht op de bout geregistreerd (tien metingen per seconde) bij het aanbrengen van eenzelfde aanhaalmoment. Het resultaat van zo een proef is een grafiek die het verloop van de voorspankracht in de tijd geeft. Voor de proef uitgevoerd met een ingesteld aanhaalmoment van 10 kg.m (vs03) geeft dit bijvoorbeeld volgend resultaat.

Figuur 3-11: Registratie van de voorspankracht in de tijd voor voorspantest vs03 – 10 kg.m

De stijgende takken stellen het aanspannen van de bout voor. Na het aanspannen werd voor enkele seconden gewacht tot de voorspankracht een min of meer constante waarde bereikte waarna de bout terug werd losgedraaid. Door dit herhaaldelijk uit te voeren kon hieruit een gemiddelde waarde bekomen worden voor de voorspankracht die overeenstemt met een bepaald aanhaalmoment. Er is altijd een onzekerheid op de aangebrachte voorspanning bij het gebruik van een handmatige momentsleutel. Daarom werd ook een bovengrens en een ondergrens berekend die overeenstemt met een 95 % betrouwbaarheidsinterval als een normaalverdeling aangenomen wordt.

Na het manueel aanbrengen van de voorspankracht met de momentsleutel is telkens een korte piek merkbaar vooraleer een min of meer constante waarde is af te lezen. Deze piek werd groter als de kracht met de momentsleutel bruusker werd aangebracht. Er werd dus getracht om deze zoveel mogelijk te vermijden door de kracht geleidelijk aan in een vloeiende beweging aan te brengen. Desondanks is er altijd een lichte piek en terugval tot een constante waarde waar te nemen. Door de grootte van deze terugval te bestuderen voor de verschillende pieken kan besloten worden dat deze tussen 0,5 % en 1,5 % ligt. Gemiddeld genomen bedraagt deze iets minder dan 1 %. Hiermee zal later rekening moeten gehouden worden bij het bestuderen van het tijdsafhankelijk gedrag van de voorspankracht (zie paragraaf 3.6).

0123456789

1011121314151617181920

0 100 200 300

Voor

span

krac

ht [k

N]

tijd [sec]

vs03 - 10kg.m (draadstang M12 8.8)


35

Figuur 3-12 geeft de voorspankracht in functie van het aanhaalmoment Voor de proeven uitgevoerd met de momentsleutel type ‘Dynastop’ (interval aanhaalmomenten 2 – 20 kg.m).

Figuur 3-12: Voorspankracht i.f.v. het aanhaalmoment, momentsleutel type Dynastop 2–20kg.m

We vinden een min of meer lineair verloop van de voorspankracht met toenemend aanhaalmoment, wat ook te verwachten was. De voorspankracht die bij een bepaald aanhaalmoment hoort kan geschat worden door (formule 2.4) om te vormen.

𝐹𝑝 =𝑀𝑎

1,1.𝑘.𝑑 (𝑓𝑜𝑟𝑚𝑢𝑙𝑒 3.1)

Als de experimenteel bepaalde resultaten vergeleken worden met de theoretische resultaten, dan blijkt dat deze resultaten sterk afwijken. Dit is te verklaren doordat de coëfficiënt k in deze formule die afhankelijk is van diverse factoren, zoals wrijving tussen moer en onderlegplaat, wrijving tussen moer en schroefgangen, schroefdraadvorm en de oppervlaktetoestand van moer en draad, normaal tussen 0,15 en 0,22 ligt, maar voor deze proefopstelling merkbaar afwijkt. Als deze factor k gelijkgesteld wordt aan 0,44 dan wordt een theoretisch resultaat gevonden dat vrij goed met het proefondervindelijk resultaat overeenstemt. Deze theoretische oplossing is ook voorgesteld in de vorige grafiek. Deze grote afwijking is te wijten aan het gebruik van niet geoliede draadstangen waardoor de wrijving tussen moer en bout veel hoger is. Dit blijkt ook uit de verder uitgevoerde proeven met de geoliede draadstangen.

Tijdens het uitvoeren van de proef met een aanhaalmoment van 17,5 kg.m is de bout bezweken, hoewel de maximale trekspanning nog niet bereikt was. Dit is volgens de auteur te wijten aan de combinatie van trek- en wringspanning die optreedt tijdens het manueel aanbrengen van het aanhaalmoment.

Voor de proeven uitgevoerd met de momentsleutel met instelbare waarden voor het aanhaalmoment tussen 8 en 40 kN.m geeft deze keuze van k eveneens een goed resultaat (Figuur 3-13).

02468

10121416182022242628303234

40 60 80 100 120 140 160 180

voor

span

krac

ht [k

N]

aanhaalmoment [kN.m]

Dynastop (2 - 20 kg.m)

gemiddelde

bovengrens

ondergrens

theoretisch


36

Figuur 3-13: Voorspankracht i.f.v. het aanhaalmoment, momentsleutel type Gedore 8-40kN.m

Met het type momentsleutel ‘Gedore’ (8-40 kN.m) kunnen er alleen relatief lage voorspankrachten gerealiseerd worden. Deze werd dus ook niet meer gebruikt voor het verder onderzoek.

3.4.4 Resultaten en discussie tweede opstelling In deze tweede opstelling werd de volledige verbinding bestaande uit de staal platen, een pakking en de geharde gelamineerde glasplaat voorgespannen. Deze proeven werden met geoliede draadstangen van M12 uitgevoerd. Op de onderstaande grafieken is duidelijk te zien dat de bereikte voorspankracht bij een bepaald aanhaalmoment, hoger is dan bij de niet geoliede draadstangen.

Weer kan (formule 3.1) gebruikt worden om de voorspankracht te schatten mits aanpassing van de coëfficiënt k. Als k = 0,23 wordt gesteld dan wordt een theoretisch resultaat gevonden dat goed aansluit met de experimenteel gevonden resultaten. Door het gebruik van geoliede draadstangen is de coëfficiënt k duidelijk lager. Op de grafieken is ook te zien dat het gebruik van een ander pakkingsmateriaal weinig invloed heeft op het beschouwde resultaat.

Als de betrouwbaarheidsintervallen bestudeerd worden dan kan men besluiten dat uitgaande van een bepaald aanhaalmoment de voorspankracht met een nauwkeurigheid van ± 5 % kan aangebracht worden.

0

1

2

3

4

5

6

7

8

18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40 42

voor

span

krac

ht [k

N]


Gedore (8 - 40 kN.m)

gemiddelde

bovengrens

ondergrens

theoretisch


37

Figuur 3-14: voorspankracht i.f.v. het aanhaalmoment 2 – 7 kg.m, pakking SBR

Figuur 3-15: voorspankracht i.f.v. het aanhaalmoment 2 – 7 kg.m, pakking Aluminium

Figuur 3-16: voorspankracht i.f.v. het aanhaalmoment 2 – 7 kg.m, pakking POM-C

02468

101214161820222426

20 30 40 50 60 70

voor

span

krac

ht [k

N]


Staal +pakkingSBR+glas: 2-7 kg.m

gemiddelde

bovengrens

ondergrens

theoretisch

02468

101214161820222426

20 30 40 50 60 70

voor

span

krac

ht [k

N]


Staal +pakkingALU+glas: 2-7 kg.m

gemiddelde

bovengrens

ondergrens

theoretisch

02468

101214161820222426

20 30 40 50 60 70

voor

span

krac

ht [k

N]


Staal +pakkingPOM+glas: 2-7 kg.m

gemiddelde

bovengrens

ondergrens

theoretisch


38

Figuur 3-17: voorspankracht i.f.v. het aanhaalmoment 2 – 7 kg.m, pakking Nylon(PA 6)

3.4.5 Besluit Er is een verband gevonden tussen het aanhaalmoment en de voorspankracht. Mits aanpassing van de coëfficiënt k buiten het gebruikelijke interval tussen 0,15 en 0,22 kan de (formule 3.1) gebruikt worden om de voorspanning horend bij een bepaald aanhaalmoment op de drukdoos in te schatten. Deze coëfficiënt k is vooral afhankelijk van het type bout dat gebruikt wordt in de verbinding. Het gebruik van niet geoliede draadstangen luidt hierbij duidelijk tot hogere waarde voor k.

Bij het manueel aanbrengen van de voorspankracht met de momentsleutel is steeds een beperkte terugval van de kracht waar te nemen vlak na het bereiken van de piekwaarde. De grootte van deze terugval is begroot op gemiddeld 1 % van deze piekwaarde. Het volledig vermijden van deze piek lukt niet, maar kan wel geminimaliseerd worden door de kracht geleidelijk aan en in een vloeiende beweging aan te brengen.

Tijdens deze proeven is opgemerkt dat het manueel aanbrengen van de voorspankracht met een momentsleutel moeilijk verloopt voor krachten boven 20 kN. Daarom is gekozen om voor de verdere proeven geen hogere voorspankrachten aan te brengen. Het lijkt de auteur aangewezen om gebruik te maken van hydraulische momentsleutels indien hogere en nauwkeurige voorspankrachten gewenst zijn16.

16 www.2torc.com

02468

101214161820222426

20 30 40 50 60 70

voor

span

krac

ht [k

N]


Staal +pakkingNylon+glas: 2-7 kg.m

gemiddelde

bovengrens

ondergrens

theoretisch


39

3.5 Opbouw glasplaten met afstandshouder

3.5.1 Inleiding Het gebruik van voorgespannen boutverbindingen met gelamineerd gehard glas is technisch zeer uitdagend door het kruipgedrag van de PVB tussenlaag (zie paragraaf 2.3.4). Daarom wordt de tussenlaag lokaal vervangen door een stijver materiaal zoals aluminium. Het voornaamste doel bij de fabricatie is om een goede aanhechting tussen de afstandshouder en de tussenlaag te bekomen en om de vorming van luchtbellen te vermijden tijdens het lamineren in de autoclaaf. Dit kan men bekomen door onder andere de stukken vacuüm te verpakken alvorens ze te lamineren.

De toegepaste oplossing bestaat erin om de tussenlaag enkel in de zone rond de bout te vervangen waar druk optreedt. Zo zal de kruip van de PVB tussenlaag voorkomen worden en de voorspanning in de bout weinig dalen. Figuur 3-18 toont een detail van de opbouw van het proefstuk.

Figuur 3-18: Detail plaatsing afstandshouder

3.5.2 Materiaal De verschillende nodige onderdelen werden besteld, waarna de proefstukken met de afstandshouder zelf werden samengesteld. De stukken werden opgebouwd uit twee geharde gelamineerde glasplaten met een dikte van 10 mm. De afmetingen van de glasplaten komen overeen met deze op Figuur 3-4. Tussen de platen werd een PVB-tussenlaag met een dikte van 1,52 mm geplaatst. Het PVB werd lokaal rond het boutgat weggesneden zodat op die plaats de afstandshouder kon geplaatst worden. Er waren 24 stuks van de glasplaten beschikbaar, zodat in totaal 12 proefstukken konden gemaakt worden.

Als afstandshouder werden in de eerste plaats ringen uit nylon en aluminium gebruikt. De binnendiameter van de ringen bedraagt 22 mm en de buitendiameter 60 mm. Op Figuur 3-19 is een detailtekening van een afstandshouder te zien.

Figuur 3-19: Voor- en zijaanzicht afstandshouder


40

Verder werden er ook proefstukken gemaakt waarbij geen ringen gebruikt werden. Bij deze stukken werd de PVB tussenlaag lokaal weggelaten (diameter 70 mm). Deze ruimte werd dan pas na het lamineren opgevuld met behulp van een injectiemortel.

3.5.3 Fabricatie van de proefstukken Maken van de proefstukken met ringen als afstandshouder

Voor het maken van deze proefstukken moeten enkele uitvoeringsregels gerespecteerd worden om tot een goed resultaat te komen. De PVB tussenlaag moet exact uitgesneden worden zodat de afstandshouder er precies in past (Figuur 3-20). Dit werd handmatig zo precies mogelijk uitgevoerd. De ringvormige afstandshouders werden dan op hun plaats tussen het glas en PVB geplaatst waarna het proefstuk klaar was om te lamineren. Als afstandshouder werden de ringen uit nylon en aluminium gebruikt.

Figuur 3-20: Uitsnijden en plaatsen van de afstandshouder tussen het glas

Maken van de proefstukken met injectiemortel

Er werden ook proefstukken gemaakt zonder afstandshouder waarbij de PVB laag lokaal met een diameter van 70 mm rond het boutgat werd weggelaten zodat deze opening later kan opgevuld worden met een injectiemortel. Deze nieuwe techniek belooft goed uitvoerbaar te zijn en een goede drukverdeling ter plaatse van het boorgat te verzekeren omdat de lokale injectie gebeurt na het lamineren van de tussenlaag. Het voordeel van deze techniek is dat er geen ringen mee moeten worden gelamineerd met de glasplaten waardoor de kans op slechte aanhechting en luchtbelvorming tijdens dit proces wordt vermeden.

Er werden met elk type afstandshouder (nylon, aluminium en injectiemortel) vier proefstukken gemaakt (Figuur 3-21). Om luchtbelvorming te vermijden werd het lamineren dus onder vacuüm uitgevoerd. De gaten werden afgedekt voor het vacuüm verpakken omdat op deze plaats anders gemakkelijk een gat in de vacuümzak kan ontstaan tijdens het verwarmen. De proefstukken worden in de autoclaaf bij een temperatuur van 140 °C en een overdruk van tien bar geplaatst.


41

Figuur 3-21: Proefstukken met verschillende afstandshouders en vacuüm verpakt stuk

Eén proefstuk werd gelamineerd zonder het vacuüm te verpakken. Na het lamineren werden de gaten afgedekt met schijven om te zien of zo de luchtbelvorming kon verhinderd worden zoals te zien op Figuur 3-22. Dit is een techniek die in de glasindustrie bij het lamineren vaker wordt toegepast.

Figuur 3-22: Afdekking gaten niet vacuüm verpakt proefstuk

3.5.4 Resultaten en bespreking van de afgewerkte proefstukken Bij alle stukken met een aluminium ring is luchtbelvorming te merken na het lamineren. Bij de proefstukken die niet in de autoclaaf gingen is de luchtbelvorming wel meer geconcentreerd rond de buitenrand van de ring terwijl dit bij de andere stukken meer verspreid optreedt. Deze luchtbelvorming is waarschijnlijk te wijten aan een onnauwkeurige maatvoering van de ringen. De toleranties op de dikte van de ring moeten klein zijn omdat anders lucht kan ingesloten worden tijdens het lamineren. De theoretische dikte van de gebruikte ringen is 1,50 mm. Na controle van de afmetingen bleken de werkelijke ringen geen uniforme dikte te hebben met afwijkingen van soms meer dan 0,1 mm. De luchtbelvorming kan ook beter vermeden worden door de gaten in het PVB niet manueel te maken maar automatisch bijvoorbeeld met behulp van een ponsmachine. Hiervoor moet de tussenlaag wel stevig genoeg zijn.


42

Figuur 3-23: Detail luchtbelvorming links vacuüm verpakt, rechts niet vacuüm

De kunststof ringen uit nylon zijn gesmolten tijdens het lamineren en in het boutgat gelopen onder invloed van het vacuüm. Het smeltpunt van het nylon ligt nochtans tussen 210 en 220 °C, maar de glastransitietemperatuur, waarbij de stof van een hard naar een zacht materiaal verandert, ligt tussen 40 en 60 °C. Uit het onderzoek in deze scriptie bleek ook dat nylon een niet verwaarloosbare kruip vertoont (zie paragraaf 3.6.7). Een eerste besluit dat kan genomen worden is dat de nylon ringen niet geschikt zijn voor deze toepassing.

Figuur 3-24: Detail na vacuüm lamineren, links nylon ring, rechts stukken met opening in de tussenlaag

De opening in de PVB tussenlaag van de stukken zonder ring zijn tijdens het lamineren in de autoclaaf ook toegevloeid. Een mogelijke oplossing voor dit probleem zou zijn om deze stukken niet in de autoclaaf te lamineren. Dit hoeft niet meteen een probleem te zijn omdat luchtbelvorming hierbij minder te vrezen valt. Verder onderzoek hiernaar moet nog uitgevoerd worden.

3.5.5 Besluit Het is mogelijk om proefstukken te maken waarbij een afstandshouder mee in gelamineerd wordt. Om luchtbelvorming hierbij te vermijden is het belangrijk om enkele uitvoeringsregels te respecteren. Onder andere een nauwkeurige maatvoering van de afstandshouders is vereist. De geleverde afstandshouder voor deze proeven voldeden hier niet aan. Het gebruik van aluminium afstandshouders leverde de beste resultaten op. Nylon blijkt niet geschikt voor deze toepassing. De auteur gelooft ook dat het gebruik van een injectiemortel bij deze toepassing tot goede resultaten kan leiden. Verder onderzoek naar de juiste uitvoeringstechniek is hierbij wel nog nodig.


43

3.6 Experimentele studie van het tijdsafhankelijk gedrag (niet in de klimaatruimte)

3.6.1 Doelstelling Een van de doelstellingen van deze thesis is om het probleem van de afname van de voorspankracht op lange termijn door het visco-elastisch gedrag van de tussenlaag te bestuderen. Uit de eerste proefreeksen werd de opstelling uitgewerkt waarmee de voorspankracht exact kan geobserveerd worden (zie paragraaf 3.3.2, Figuur 3-9 en Figuur 3-10). Dezelfde opstelling werd voor deze paragraaf toegepast om het gedrag van de verbinding op lange termijn (minstens 24 uur) te bestuderen. In deel 3.5 werden proefstukken gemaakt waarbij een aluminium afstandshouder mee gelamineerd werd om zo het probleem van het kruipgedrag van de tussenlaag op te lossen. Op deze proefstukken werden ook testen uitgevoerd om hun tijdsafhankelijk gedrag na te gaan.

Verschillende proeven werden uitgevoerd waarbij telkens een onderdeel van de verbinding gewijzigd werd. Zo werden proeven uitgevoerd waarbij het pakkingsmateriaal gewijzigd of weggelaten werd. Er werden ook proeven zonder een glasplaat en/of zonder pakking uitgevoerd. In Figuur 3-25 worden deze verschillende opbouwen vereenvoudigd voorgesteld (zonder drukdoos). Deze voorstellingen zullen ter verduidelijking bij de bespreking van de resultaten terugkomen.

Figuur 3-25: Voorstelling verschillende opbouwen van de verbinding beproefd op lange termijn

Door de resultaten van deze opbouwen onderling te vergelijken kan het gedrag van de verbinding besproken worden.

3.6.2 Beschouwde proefreeksen De benaming van de tijdsafhankelijke proeven bestaat uit ‘ta’ gevolgd door het volgnummer van de proef. Daarna volgen de onderdelen van de verbinding die in de opstelling met de drukdoos werden voorgespannen (zie ook Figuur 3-25). Zo werd de tijdsafhankelijke proef ‘ta01’ uitgevoerd op de verbinding die bestond uit de stalen platen met een pakking uit SBR en een gelamineerde geharde glasplaat17. De uitgevoerde proefreeksen voor het tijdsafhankelijk gedrag zijn terug te vinden in Tabel 3-4. Deze proeven werden nog niet in de klimaatruimte uitgevoerd (zie paragraaf 3.7)

17 Zie ook deel 3.2.2: opbouw van de proefstukken


44

Proef Opbouw Duur Startdatum ta01 Staal+pakkingSBR+glas 24 uur 22/03/2011 ta02 Staal+pakkingSBR 24 uur 23/03/2011 ta03 Staal+pakkingSBR+glas 72 uur 24/03/2011 ta04 Staal+pakkingSBR 72 uur 28/03/2011 ta05 Staal+pakkingSBR+glas 24 uur 31/03/2011 ta06 Staal+pakkingSBR 24 uur 01/04/2011 ta07 Staal 24 uur 02/04/2011 ta08 Staal 24 uur 04/04/2011 ta09 Staal+pakkingSBR+glas+afstandshouder 24 uur 05/04/2011 ta10 Staal+glas 24 uur 06/04/2011 ta11 Staal+pakkingAluminium+glas 24 uur 07/04/2011 ta12 Staal+glas+afstandshouder 24 uur 08/04/2011 ta13 Staal+pakkingAluminium 24 uur 11/04/2011 ta14 Enkel voorspanbout 24 uur 13/04/2011 ta15 Staal+pakkingAluminium 24 uur 14/04/2011 ta16 Staal+pakkingAluminium+glas+afstandshouder 24 uur 15/04/2011 ta17 Staal+pakkingAluminium+glas+afstandshouder 24 uur 18/04/2011 ta18 Enkel voorspanbout 24 uur 19/04/2011 ta19 Staal+pakkingPOMC+glas 24 uur 27/04/2011 ta20 Staal+pakkingNylon+glas 24 uur 28/04/2011 ta21 Staal+pakkingPOMC 24 uur 29/04/2011 ta22 Staal+pakkingNylon 24 uur 30/04/2011

Tabel 3-4: Uitgevoerde proeven tijdsafhankelijk gedrag (niet in klimaatruimte)

3.6.3 Algemene resultaten en discussie Proeven ter bepaling van de voorspanning

In paragraaf 3.4 werd bekeken welke voorspanning op de bout kan aangebracht worden. Hieruit kwam als besluit dat het manueel aanbrengen van een grotere voorspanning dan 20 kN al vrij moeizaam verloopt hoewel de bout theoretisch nog een grotere voorspanning aankan. Daarom werd er geopteerd om een voorspanning van ongeveer 20 kN (± 5 %) op de bout te zetten. De glasplaat moet natuurlijk deze spanning ook aankunnen. Door het numeriek bestuderen van de optredende spanningen m.b.v. een Abaqus model (zie hoofdstuk 5) bleek dat dit geen probleem oplevert. Een test in de praktijk bevestigde dat deze voorspanning geen probleem vormde voor het glas in de proefopstelling.

Oriënterende proeven tijdsafhankelijk gedrag

In het eerste hoofdstuk werd het tijdsafhankelijk gedrag van de tussenlagen al besproken. Er werd een bestaand model voor dit visco-elastisch gedrag aangehaald dat gebruikt werd in de numerieke proeven. Om na te gaan of het numeriek model een gelijkaardig gedrag voorspelt, werden in eerste instantie enkele verkennende testen uitgevoerd.

Uit de proef wordt een grafiek verkregen die de voorspankracht t.o.v. de tijd weergeeft. Als voorbeeld is in Figuur 3-26 deze grafiek voor ‘ta01’ weergegeven. Het is duidelijk te zien dat na het aanbrengen van de gewenste voorspankracht deze onmiddellijk begint te dalen en dus een kruipgedrag vertoont. Na 24 uur (86400 sec) is een afname van de voorspankracht van ongeveer 10 % waar te nemen. Op het einde van deze proeven was echter een kleine stijging van de


45

voorspankracht te merken. Dit gedrag was te verklaren als de proeven op een langere termijn van enkele dagen werd bestudeerd.

Figuur 3-26: Tijdsafhankelijke proef gedurende 24u (logaritmische schaal)

Daarom werd de proef herhaald gedurende 72 uur. Bij deze proeven is er een om de 24 uur terugkerende stijging en daling van de voorspankracht op te merken (Figuur 3-27). Doordat de temperatuur in het lab niet constant is, heeft deze een invloed op de proeven.

In de volgende grafieken wordt telkens de procentuele afname van de voorspankracht na het bereiken van zijn maximum uitgezet in functie van de tijd, om de afname van de voorspanning goed weer te kunnen geven en om de verschillende proeven met elkaar te kunnen vergelijken.

Figuur 3-27: Tijdsafhankelijke proef gedurende 72u

0123456789

1011121314151617181920212223

1 10 100 1000 10000 100000

voor

span

krac

ht [k

N]

tijd [sec]

ta01_staal+pakkingSBR+glas

8081828384858687888990919293949596979899

100

0 50000 100000 150000 200000 250000 300000

voor

span

krac

ht [%

]

tijd [sec]

ta03_staal+pakkingSBR+glas (72u)


46

Een schommeling van de temperatuur in het lab tussen ongeveer 16 °C en 21 °C werd waargenomen. Door de verschillende uitzettingscoëfficiënten van de verbonden delen (glas, staal, …) kan de bout meer of minder speling krijgen waardoor de voorspankracht kan schommelen. In Tabel 3-5 worden de uitzettingscoëfficiënten van de verschillende gebruikte materialen vergeleken.

Materiaal Uitzettingscoëfficiënt [x10-6 /K] Roestvrij staal 16

PVB 468 natronkalkglas 9

SBR 6,7 Tabel 3-5: Vergelijking uitzettingscoëfficiënten (zie hoofdstuk 1)

Rekening houdende met de verschillende afmetingen van de onderdelen werd gevonden dat bij een temperatuursverandering van 1 °C de speling van de verbinding maximaal 0,7406 micrometers bedraagt. Door dit in te voeren in het Abaqus model werd bij een temperatuurdaling van 5 °C een stijging van de voorspankracht met ongeveer 2 % gevonden. Dit stemt overeen met de experimenteel gevonden resultaten.

In de werkelijkheid kan de temperatuurschommeling waaraan de verbinding blootgesteld wordt nog groter zijn waardoor de voorspankracht toch aanzienlijk kan schommelen. Om verdere vergelijkingen te kunnen maken werd besloten om ook proeven in een klimaatruimte bij constante temperatuur en vochtigheidsgraad uit te voeren (zie paragraaf 3.7).

Nauwkeurigheid

Aangezien de meeste proeven niet in een klimaatruimte werden uitgevoerd was er dus steeds een afwijking mogelijk door de temperatuursinvloed als tweemaal dezelfde proef in het lab uitgevoerd werd op een verschillend tijdstip. Verder is er ook een afwijking doordat de voorspankracht niet telkens op exact dezelfde manier en met een gelijke kracht kon aangebracht worden ten gevolge van het manueel aanbrengen van de kracht.

Bij het vergelijken van de resultaten moet dus rekening gehouden worden met een mogelijke afwijking die begroot is op 1 % van de voorspankracht in het eerste uur en die tot 2 à 3 % over 24 uur kan bedragen omwille van het schommelen van de temperatuur indien de verbinding is opgebouwd uit de staalplaten met de pakking uit SBR en gelamineerde geharde glasplaat. Bij het gebruik van andere materialen in de verbinding kan deze afwijking omwille van de verschillende uitzettingscoëfficiënten iets meer of minder bedragen. De auteur raadt aan om bij verder onderzoek alle proeven in een klimaatruimte uit te voeren bij een constante temperatuur om de invloed van de temperatuur te kunnen controleren.

3.6.4 Resultaten en discussie verbinding zonder pakking Om de invloed van de pakking op de verbinding na te gaan werden ook proeven uitgevoerd waarbij de pakking werd weggelaten. Uit numeriek onderzoek (zie hoofdstuk 5) bleek dat door het weglaten van de pakking de spanningen op het glas aanzienlijk groter werden. Omdat de bout voor de proeven niet tot zijn maximum, maar slechts tot 20 kN (± 5 %) werd voorgespannen, worden de spanningen op het glas nog niet van die orde waardoor het glas beschadigd wordt. Bij grotere voorspankrachten en dus hogere spanningen op het glas is het wel aangewezen om een pakkingsmateriaal tussen het staal en het glas te plaatsen.


47

Figuur 3-28: Procentuele afname van de voorspankracht verbinding zonder pakking

In de Figuur 3-28 zijn drie verschillende proeven voorgesteld. De onderste curve stelt de afname van de voorspankracht voor als de opstelling bestaat uit de stalen verbindingsplaten en een gelamineerde geharde glasplaat die voorgespannen werd. Door de grotere spanningen op het glas ten gevolge van het weglaten van de pakking is de kruip van de tussenlaag na 24 uur hier groter (tot 14 %) dan indien er wel een pakking zou aanwezig zijn. Als enkel de stalen platen in de opstelling geplaatst werden (ta06) dan is er nog steeds een krachtsafname waar te nemen. Het grootste deel hiervan treedt op in het begin. Dit is deels te wijten door het manueel aanbrengen van de kracht met de momentsleutel en het hiermee gepaard gaande initiële verlies18. Verder moet er rekening gehouden worden met een verlies van de voorspanning te wijten aan relaxatie van de bout. Uit een experimentele proef op enkel de bout werd deze krachtsafname bevestigd en werd een gelijkaardig verloop gevonden als bij enkel de stalen platen. Na enkele uren was het grootste deel van deze afname opgetreden en werd een min of meer constante waarde teruggevonden (afname ± 1,5 %).

Als het resultaat van proef ‘ta06’ vergeleken wordt met de krachtsafname van de opstelling met de stalen platen waartussen een geharde gelamineerde glas plaat met een afstandshouder uit aluminium (ta10) werd geplaatst, wordt een analoog resultaat gevonden. Het plaatsen van de afstandshouder verhindert dus succesvol het kruipen van de PVB tussenlaag.

Het kleine verschil dat nog op te merken is tussen beide ligt binnen de nauwkeurigheidsgrenzen van de proeven. Dit kan echter ook te wijten zijn aan het PVB dat tijdens het lamineren tussen het glas en de afstandshouder gevloeid is ten gevolge van de slechte maatvoering van de gebruikte afstandshouders (zie paragraaf 3.5). Om dit na te gaan zouden meerdere proeven moeten uitgevoerd worden, maar wegens tijdsgebrek komt dit niet verder aan bod in dit onderzoek.

3.6.5 Resultaten en discussie verbinding met pakking uit SBR De originele verbinding die in deel 3.2 werd beschreven maakt gebruik van een pakking uit SBR. De resultaten die werden bekomen als deze verbinding werd beproef, worden afgebeeld in Figuur 3-29.

18 Zie paragraaf 3.4

858687888990919293949596979899

100

0 20000 40000 60000 80000 100000

voor

span

krac

ht [%

]

tijd [sec]

ta07_staal

ta12_staal+glas+afstandshouderALU

ta10_staal+glas


48

Figuur 3-29: Procentuele afname van de voorspankracht verbinding met pakking uit SBR

Bij deze proeven is steeds een duidelijke afname van de voorspanning merkbaar. (Op het einde van deze proeven is telkens een stijging te merken ten gevolge van de temperatuurschommeling in het lab.) Als de proeven met de gelamineerde glasplaat (ta01) en zonder (ta04) met elkaar vergeleken worden is er een kleinere krachtsafname te merken. De afname voor de stalen platen met de pakking uit SBR zonder de glasplaat is nog vrij groot en bedraagt 7 à 8 % na 24 uur. Dit doet vermoeden dat de SBR pakking ook kruip vertoont. Voor de proef met de glasplaat met de afstandshouder uit aluminium (ta07)werd ook teruggevonden dat de kruip t.g.v. de glasplaat vermeden wordt door het plaatsen van de afstandshouder.

Om het kruipgedrag van het SBR te bevestigen werden enkele eenvoudige proeven uitgevoerd. Hiervoor werd een haltervormig proefstuk19 met een dikte van 2 cm uit SBR belast gedurende langere tijd met een constante belasting. De verlenging van deze halter werd op geregelde tijdstippen opgemeten. De proef werd uitgevoerd op kamertemperatuur. Het haltervormig proefstuk en de proefopstelling zijn voorgesteld in Figuur 3-30.

Figuur 3-30: Proeven op halter uit SBR ter bepaling van het materiaalgedrag

19 EN: dogbone

858687888990919293949596979899

100

0 20000 40000 60000 80000 100000

voor

span

krac

ht [%

]

tijd [sec]

ta04_staal+pakkingSBR

ta09_staal+pakkingSBR+glas+afstandshouderALU

ta01_staal+pakkingSBR+glas


49

De initiële afstand tussen de markeringen op de halter bedroeg 40 mm. Onmiddellijk na belasten met een gewicht van 1 kg verlengde deze tot 48 mm. Na 72 uur werd een verlenging van 5,5 mm gevonden. Na terug ontlasten was er een ogenblikkelijke verkorting tot 45 mm die langzaam terug afnam tot de beginlengte. Deze eenvoudige proef doet besluiten dat het materiaal SBR inderdaad een visco-elastisch gedrag vertoont, wat de grotere kruip van de stalen platen met de SBR pakking verklaart. De geregistreerde verlenging tijdens de proef is te zien op Figuur 3-31.

Figuur 3-31: Verlenging van een haltervormig proefstuk uit SBR bij een constante belasting

De resultaten uit zo een proef kunnen gebruikt worden om in Abaqus een visco-elastisch gedrag aan het materiaal mee te geven. Hierop wordt verder ingegaan in hoofdstuk 5.

3.6.6 Resultaten en discussie verbinding met pakking uit aluminium Voor de pakking uit aluminium werden gunstigere resultaten gevonden (Figuur 3-32). Als de resultaten van de stalen platen met de aluminium pakking (ta13) worden vergeleken met deze van enkel de stalen platen (ta06) dan vinden we een analoog resultaat waar bijna geen krachtsafname is op te merken.

Figuur 3-32: Procentuele afname van de voorspankracht verbinding met pakking uit aluminium

0

1

2

3

4

5

6

0 100000 200000 300000

Verle

ngin

g [m

m]

tijd [sec]

858687888990919293949596979899

100

0 20000 40000 60000 80000 100000

voor

span

krac

ht [%

]

tijd [sec]

ta13_staal+pakkingALUta17_staal+pakkingALU+glas+afstandshouderALUta11_staal+pakkingALU+glas


50

Het plaatsen van een afstandshouder tussen de gelamineerde glasplaat (ta14) toont hier ook weer aan dat het eerdere kruipgedrag van de tussenlaag (ta09) bijna volledig weg is.

3.6.7 Resultaten en discussie verbinding met pakking uit nylon (PA6) Voor de pakking uit nylon werden analoge resultaten gevonden als voor het SBR (zie Figuur 3-33).

Figuur 3-33: Procentuele afname van de voorspankracht verbinding met pakking uit nylon

Zoals aangehaald in paragraaf 1.6 kunnen polymeren zoals nylon een visco-elastisch gedrag vertonen. Het nylon vertoont na 24 uur een kleinere afname van de voorspankracht (ta19) dan de gelijkaardige proef uitgevoerd met SBR (ta04). Het nylon heeft dus een beter kruipgedrag dan het SBR.

3.6.8 Resultaten en discussie verbinding met pakking uit POM-C

Figuur 3-34: Procentuele afname van de voorspankracht verbinding met pakking uit POM-C

858687888990919293949596979899

100

0 20000 40000 60000 80000 100000

voor

span

krac

ht [%

]

tijd [sec]

ta22_staal+pakkingNylon

ta20_staal+pakkingNylon+glas

858687888990919293949596979899

100

0 20000 40000 60000 80000 100000

voor

span

krac

ht [%

]

tijd [sec]

ta21_staal+pakkingPOM-C

ta19_staal+pakkingPOM-C+glas


51

Voor de proeven met als pakking POM-C wordt weer een relatief grote afname gevonden voor de proef met enkel de staal platen en de pakking (ta19) en dus een kruipgedrag vastgesteld. In vergelijking met het nylon en het SBR is de afname na 24 uur aanzienlijk kleiner (zie Figuur 3-34).

3.6.9 Besluit Doordat er met verschillende materialen in de verbinding gewerkt wordt, zijn de voorspanverbindingen in glas ingewikkelder dan bij staalbouw. Zo is er is een duidelijke invloed van de temperatuur waar te nemen ten gevolge van de verschillende uitzettingscoëfficiënten van de gebruikte materialen. De voorspankracht kan hierdoor met enkele procenten variëren naargelang de temperatuur. Proeven in de klimaatruimte werden uitgevoerd om dit gedrag verder te onderzoeken.

De afname van de voorspanverbinding is goed waar te nemen bij de uitgevoerd experimentele proeven. De afname bedraagt voor de uitgevoerde proeven op de verbinding zonder afstandshouder tussen het glas, minstens 10 procent na 24 uur. Uit de resultaten bleek dat door het plaatsen van de afstandshouders de kruip van de tussenlaag kan vermeden worden. De afname van de voorspanning is hiermee niet volledig weg doordat de pakkingsmaterialen (SBR, nylon en POM-C) ook een visco-elastisch gedrag vertonen. Enkel het aluminium vertoont geen visco-elastisch gedrag. De grootte van de kruip van de andere materialen moet verder bestudeerd worden om te kunnen besluiten of deze al dan niet aanvaardbaar is.


52

3.7 Experimentele studie van het tijdsafhankelijk gedrag in de klimaatruimte

3.7.1 Doelstelling Uit eerdere resultaten werd de temperatuur afhankelijkheid van de voorspankracht van de verbinding aangetoond. Om deze invloed verder na te gaan werden een aantal proeven uitgevoerd in een klimaatruimte. Dezelfde proefopstelling als in paragraaf 3.3.2 (proefopstelling 2) werd gebruikt om de proeven in de klimaatruimte uit te voeren.

3.7.2 Beschouwde proefreeksen De benaming van de tijdsafhankelijke proeven in de klimaatruimte is gelijkaardig als in paragraaf 3.6.2. De uitgevoerde proefreeksen zijn terug te vinden in Tabel 3-6.

Proef Opbouw Temperatuur Duur Startdatum ta01(klima) Staal+pakkingSBR+glas 20 °C 24 uur 11/04/2011 ta02(klima) Staal+glas 20 °C 24 uur 13/03/2011 ta03(klima) Staal+ 20 °C 24 uur 14/03/2011 ta04(klima) Staal+glas 25 °C 24 uur 15/03/2011 ta05(klima) Staal+glas 30 °C 24 uur 18/03/2011 ta06(klima) Staal+pakkingSBR 20 °C 72 uur 19/04/2011 ta07(klima) Staal+glas 40 °C 24 uur 22/04/2011 ta08(klima) Enkel bout 20 °C 24 uur 23/04/2011 ta09(klima) Enkel bout 20 °C 24 uur 26/04/2011 ta10(klima) Staal+glas 20 °C 72 uur 14/05/2011 ta11(klima) Staal+pakkingSBR+glas 40 °C 72 uur 17/05/2011 ta12(klima) Staal+pakkingSBR+glas+afstandshouderALU 40 °C 72 uur 20/05/2011 ta13(klima) Staal+pakkingSBR+glas+afstandshouderALU 40 °C 72 uur 23/05/2011 ta14(klima) Staal+pakkingSBR+glas 40 °C 72 uur 29/05/2011

Tabel 3-6: Uitgevoerde proeven tijdsafhankelijk gedrag in de klimaatruimte

3.7.3 Algemene resultaten en discussie De proef gedurende 72 uur werd herhaald in de klimaatruimte bij een quasi constante temperatuur van 20 °C (± 1 °C) en een vochtigheidsgraad van 55 %. Op Figuur 3-35 is op te merken dat de voorspankracht geen grote stijging en daling elke 24 uur vertoont ten gevolge van de temperatuurschommeling. Er is wel nog een kleine schommeling in de grafiek te zien omdat de temperatuur in de klimaatruimte slechts benaderend constant is.


53

Figuur 3-35: Tijdsafhankelijke proef gedurende 72u bij 20 °C in klimaatruimte

Indien de temperatuur in de klimaatruimte een gelijkmatige stijging van 20 °C naar 40 °C werd opgelegd, werd bij de proef een even gelijkmatige stijging van de voorspankracht geregistreerd. Hiermee is de temperatuur afhankelijkheid van de verbinding die in deel 3.6.3 besproken werd nog eens aangetoond.

3.7.4 Resultaten en discussie bij verschillende temperaturen De invloed van de temperatuur op de kruip van de tussenlaag kan aangetoond worden door dezelfde proef in de klimaatruimte bij een constante temperatuur te herhalen. Hiervoor werd de opstelling met de stalen platen waartussen de gelamineerde geharde glasplaat werd voorgespannen, gebruikt. Zo was er geen invloed van enige kruip van het pakkingsmateriaal. Figuur 3-36 toont duidelijk de invloed op de krachtsafname bij hogere temperatuur.

Figuur 3-36: Procentuele afname van de voorspankracht bij verschillende temperaturen

8081828384858687888990919293949596979899

100

0 50000 100000 150000 200000 250000 300000

voor

span

krac

ht [%

]

tijd [sec]

ta10(T=20)_staal+glas (72u)

75767778798081828384858687888990919293949596979899

100

0 20000 40000 60000 80000 100000

voor

span

krac

ht [k

N]

tijd [sec]

ta02(T=20)_staal+glas




54

De proeven die bij een hogere temperatuur werden uitgevoerd vertonen hier een grotere krachtsafname na 24 uur. De krachtsafname bij 20 °C bedraagt 14 % terwijl deze bij 40 °C al 23 % bedraagt. De krachtsafname na een bepaald tijdsinterval neemt dus opmerkelijk toe bij hogere temperaturen. Dit wordt ook voorspeld door het model van (Van Duser, Jagota, & Bennison, 1999). In hoofdstuk 5 wordt hier meer op ingegaan.

3.7.5 Resultaten en discussie verbinding met pakking uit SBR bij 40 °C na 72 uur Omdat in hoofdzaak het gedrag van het SBR als pakking wordt onderzocht in deze scriptie, werden nog enkele proeven op de verbinding met de pakking uit SBR uitgevoerd in de klimaatruimte bij een quasi constante temperatuur van 40 °C (± 1 °C) en een vochtigheidsgraad van 55 % gedurende 72 uur. Uit het principe van de tijdsverschuivingsfunctie volgt dat de kruip bij een temperatuur van 40 °C tijdens een bepaald tijdsinterval veel groter is dan deze bij 20 °C in hetzelfde tijdsinterval voor de tussenlaag. Theoretisch komt het relaxatiegedrag van de PVB tussenlaag na 72 uur bij 40 °C overeen met het gedrag na 32 jaar bij 20 °C (lange termijn waarde bereikt) volgens het model van (Van Duser, Jagota, & Bennison, 1999) , zoals ook af te leiden is uit Figuur 1-8. Deze proeven werden uitgevoerd om de afname van de voorspanning op een langere termijn te kunnen beoordelen voor de verbinding opgebouwd met de pakking uit SBR. In Figuur 3-37 zijn de resultaten van deze proeven weergegeven.

Figuur 3-37: Procentuele afname van de voorspankracht verbinding met pakking uit SBR bij een temperatuur van 40 °C

De resultaten tonen weer duidelijk de kleinere afname van de voorspankracht aan indien een aluminium afstandshouder gebruikt wordt. Net zoals uit de vorige proeven is dus te zien dat de afstandshouder de kruip van de tussenlaag voorkomt. Bij het plaatsen van de afstandshouder (ta13) is weer de krachtsafname ten gevolge van de kruip van het SBR waar te nemen. Op de figuur is te zien dat de voorspankracht voor de verbinding met een afstandshouder tussen het glas nog steeds een dalende trend vertoont 72 uur na het begin van de proef. Er kan dus besloten worden dat zelfs na langere termijn er nog rekening moet gehouden worden met een voorspankrachtafname ten gevolge van kruip, indien het SBR als pakking gebruikt wordt. Om de uiteindelijke grootteorde van de krachtsafname te weten dienen de proeven over een langer tijdsverloop uitgevoerd te worden.

8081828384858687888990919293949596979899

100

0 50000 100000 150000 200000 250000 300000

voor

span

krac

ht [%

]

tijd [sec]

ta13(T=40)_staal+pakkingSBR+glas+afstandshouderALU (72u)

ta14(T=40)_staal+pakkingSBR+glas (72u)


55

3.7.6 Besluit Door het gebruik van verschillende materialen in de verbinding is er een concrete invloed van de temperatuur waar te nemen ten gevolge van de verschillende uitzettingscoëfficiënten Door proeven in de klimaatruimte uit te voeren kon de invloed van de temperatuur op de verbinding duidelijk aangetoond worden. Indien de temperatuur in de klimaatruimte plots werd verhoogd met 20 °C, werd een even plotse verandering van de voorspankracht geregistreerd.

Er werd ook aangetoond dat bij hogere temperaturen, een aanzienlijk hogere kruip van de tussenlaag en dus afname van de voorspanning is te verwachten. Dit bevestigt de invloed van de temperatuur op de relaxatie van de tussenlaag zoals voorspeld door het model van (Van Duser, Jagota, & Bennison, 1999).

Door in de klimaatruimte proeven gedurende enkele dagen bij hogere temperatuur uit te voeren kunnen besluiten over het gedrag op langere termijn genomen worden. Voor de verbinding opgebouwd met een pakking uit SBR werd bij uitvoeren van zo een proef nog steeds een dalende voorspankracht op het einde van de proef gevonden. Het SBR vertoont op langere termijn dus nog een aanzienlijk kruipgedrag.


56

3.8 Samenvattend overzicht van de experimentele studie van het tijdsafhankelijk gedrag

In dit hoofdstuk werd het tijdsafhankelijk gedrag van de voorspanverbinding bestudeerd via experimentele proeven. Een proefopstelling werd uitgewerkt waarmee de voorspanning op de bout continu kan geregistreerd worden. Hiervoor werd een holle drukdoos uit staal tussen de verbinding geplaatst. De voorspankracht werd met een manuele momentsleutel aangebracht. Om nauwkeurigere en hogere voorspankrachten te kunnen aanbrengen lijkt het de auteur geschikt om gebruik te maken van een hydraulische momentsleutel.

Er werden proefstukken gemaakt waarbij een afstandshouder mee gelamineerd werd. Een nauwkeurige maatvoering van de afstandshouders is vereist om luchtbelvorming bij het lamineren te vermijden. Het gebruik van aluminium afstandshouders leverde de beste resultaten op. Nylon blijkt niet geschikt voor deze toepassing. De auteur gelooft ook dat het gebruik van een injectiemortel bij deze toepassing tot goede resultaten kan leiden. Verder onderzoek naar de juiste uitvoeringstechniek is hierbij wel nog nodig.

Bij de uitgevoerd experimentele proeven is de afname van de voorspanning van de bout goed waar te nemen. De afname van de voorspankracht voor de verbinding zonder afstandshouder tussen het glas, bedraagt minstens 10 procent na 24 uur. Dit tijdsafhankelijk gedrag wordt vooral veroorzaakt door het kruipgedrag van de tussenlaag en de pakking. Ook moet er in het begin rekening gehouden worden met een lichte relaxatie van de voorspanbout die vrij snel constant wordt. Uit de resultaten bleek dat door het plaatsen van de aluminium afstandshouders de kruip van de tussenlaag kan vermeden worden.

Doordat er met verschillende materialen in de verbinding gewerkt wordt, zijn de voorspanverbindingen in glas ingewikkelder dan bij staalbouw. Zo is er is een duidelijke invloed van de temperatuur waar te nemen ten gevolge van de verschillende uitzettingscoëfficiënten van de gebruikte materialen. Door proeven in een klimaatruimte uit te voeren is dit gedrag bevestigd en werd ook de invloed van de temperatuur op de tussenlaag zoals voorspeld door het model (Van Duser, Jagota, & Bennison, 1999) aangetoond.

Bij het vergelijken van de verschillende pakkingsmaterialen is vastgesteld dat enkel het aluminium geen kruip vertoont. Door het visco-elastisch gedrag van de pakkingsmaterialen SBR, nylon en POM-C, vertonen ze ook een kruipgedrag. Uit de experimentele proeven werd voor het SBR de grootste kruip waargenomen van de beschouwde pakkingen. Om te weten wat het gedrag op langere termijn is van het SBR werden proeven over een tijdsinterval van enkele dagen, in de klimaatruimte bij 40 °C uitgevoerd. Doordat de krachtsafname na deze periode nog geen constante waarde had bereikt kon hieruit besloten worden dat het SBR zelfs op langere termijn nog een kruipgedrag vertoont.

Door het opstellen van een visco-elastisch model voor de pakkingsmaterialen zouden de verschillende materialen onderling beter kunnen vergeleken worden. Hiermee kan het tijdsinterval waarin een constante waarde wordt bereikt en de grootteorde van de kruip beschreven worden zodat besluiten kunnen gemaakt worden over de aanvaardbaarheid ervan. De kennis van deze visco-elastische materiaaleigenschappen kan dan in Abaqus geïmplementeerd worden, om het werkelijke gedrag van de verbinding met het numerieke model nog beter te kunnen benaderen (zie hoofdstuk 5).


57

Het is belangrijk om materialen te gebruiken die kruipvast zijn, maar een beperkte kruip op lange termijn kan aanvaardbaar zijn. Verder onderzoek van het kruipgedrag van deze materialen is nodig om te kunnen besluiten of deze al dan niet aanvaardbaar zijn. Uit eerder onderzoek (Pfeiffer, Katzung, & Berger, 1995) volgde dat kruip ook kan optreden door het aanbrengen van een oppervlakteafwerking zoals een laklaag op het staal. Deze worden dan ook best vermeden bij deze voorgespannen verbindingen.

De gebruikte drukdoos is relatief groot en heeft dus zijn invloed op de resultaten. Om beter te begrijpen hoe de verbinding in de praktijk werkt (zonder drukdoos) is het beter om de proeven met een kleinere drukdoos uit te voeren die toch nog vrij grote krachten kan opnemen. Om de totale te verwachten afname van de voorspankracht te vinden, dienen de proeven op lange termijn uitgevoerd te worden tot een quasi constante voorspankracht wordt geregistreerd. Wegens de tijdsbeperking werden zulke proeven tijdens dit onderzoek niet uitgevoerd.

Hoofdstuk 4: Experimentele studie van de wrijvingsweerstand

58

Hoofdstuk 4: Experimentele studie van de wrijvingsweerstand 4.1 Inleiding

In een typische verbinding met voorspanbouten in glas, wordt een pakking geplaatst tussen de stalen platen en het glas om de contactspanningen op het glasoppervlak te verdelen. Bij dit type verbinding is het verschuiven van de aaneenliggende elementen niet toegestaan omdat dit kan leiden tot het loskomen en bezwijken van de verbinding. De externe tangentiële kracht die de verbinding dus in zijn vlak ondervindt moet altijd lager zijn dan de wrijvingsweerstand tussen de aaneenliggende oppervlakken. De wrijving in de bestudeerde verbinding treedt op tussen de pakking en het glas. Een goede kennis van de wrijvingscoëfficiënt tussen het glas en het pakkingsmateriaal is dus van belang voor het ontwerp van deze voorgespannen verbindingen. Eens deze gekend is kan de wrijvingsweerstand20 theoretisch en numeriek bepaald worden. Experimentele proeven werden uitgevoerd om de vergelijking te maken met de theoretische en numerieke resultaten.

4.2 Experimentele bepaling van de wrijvingscoëfficiënt

4.2.1 Inleiding Eén van de parameters die de doeltreffendheid van een voorgespannen boutverbinding kenmerken is de wrijving. Om de theoretische sterkte van de verbinding goed te kunnen bepalen moet men over nauwkeurige waarden beschikken van de wrijvingscoëfficiënt tussen te verbinden platen. In de bestudeerde verbinding zal de wrijving optreden tussen de pakking en het glasoppervlak. In deze thesis wordt het gebruik van verschillende materialen als pakking onderzocht, namelijk SBR, aluminium, nylon en POM-C (zie paragraaf 1.6). Voor de wrijvingscoëfficiënt tussen glas en deze materialen zijn meestal geen nauwkeurige waarden bekend en werd dus verder onderzoek uitgevoerd.

Deze wrijvingscoëfficiënt moet experimenteel bepaald worden; hij kan niet worden berekend. Voor dit specifieke probleem werd er navraag gedaan bij de afdeling tribologie van het laboratorium Soete van de Universiteit Gent. Uit overleg met hen werden volgende besluiten getrokken. De wrijving hangt af van vele factoren en zal dus slechts op ongeveer 20 % nauwkeurig kunnen bepaald worden. Onder andere deze factoren spelen een rol:

Omgevingscondities: Onder andere de temperatuur en de vochtigheid zijn hier belangrijk. Aanwezigheid smeermiddelen: De wrijving kan aanzienlijk verlagen door de aanwezigheid

van smeermiddelen. Een voorbeeld hiervan is de wrijving tussen rubber en glas die veel kleiner is als het oppervlak nat is (bv. ruitenwissers op de voorruit van een auto).

Oppervlakte afwerking Tijdsafhankelijkheid …

20 Schuifsterkte van voorgespannen bout (FS,Rd) zie formule 2.2


59

De wrijving zou kunnen bepaald worden met gespecialiseerde apparatuur in een tribologie laboratorium. Daar kan men proeven uitvoeren die de invloed van verschillende factoren zoals de temperatuur- en tijdsafhankelijkheid op de wrijvingscoëfficiënt nagaan. Voor het uitvoeren van deze proeven moeten de proefstukken aan bepaalde voorwaarden voldoen en de uitvoering van deze proeven kan veel tijd in beslag nemen en duur zijn. Daarom is er geopteerd om eenvoudige wrijvingsproeven uit te voeren in het laboratorium voor modelonderzoek om snel een waarde voor de wrijvingscoëfficiënt te vinden voor de verschillende pakkingen zodat deze onderling kunnen vergeleken worden. Deze waarden zijn dus geldig voor de omgevingscondities in dit lab.

4.2.2 Doelstelling Het doel van deze proeven is om op een eenvoudige manier een waarde te vinden voor de statische wrijvingscoëfficiënt tussen glas en de beschouwde pakkingsmaterialen. In het lab worden verschillende reeksen van minstens tien geldige proeven uitgevoerd om hieruit een betrouwbaarheidsinterval voor de wrijvingscoëfficiënt te vinden.

4.2.3 Methoden 1e methode: hellend vlak

Om de wrijvingscoëfficiënt snel maar eenvoudig te bepalen werd in eerste instantie gebruik gemaakt van een glasplaat die dienst doet als hellend vlak waarop het proefblokje geplaatst werd (zie Figuur 4-1). Dit proefblokje heeft een lengte van 8 cm, een breedte van 5 cm en een hoogte van 6 cm. Het is opgebouwd uit staal en onderaan is een 2 mm dikke strook van het te onderzoeken pakkingsmateriaal gekleefd met een cyanoacrylaatlijm (loctite 401).

Figuur 4-1: proefopstelling bepaling wrijving via hellend vlak

Het vlak werd langzaam onder toenemende helling gebracht met behulp van een kriktafel. Op het moment dat het voorwerp begint te schuiven, werd de hoek van het vlak met de horizontale gemeten. De tangens van deze hoek is de statische wrijvingscoëfficiënt (μs). Dit kan eenvoudig ingezien worden door de evenwichtsvoorwaarden van een blok op een hellend vlak uit te schrijven (zie Figuur 4-2).

Figuur 4-2: Krachten werkend op een blok op een hellend vlak


60

Evenwichtsvoorwaarden:

𝐹𝑛 = 𝐺. cos(𝛼) 𝑒𝑛 𝐹𝑤 = 𝐺. sin (𝛼)

Zolang er evenwicht is, geldt dus.

𝐹𝑤 = 𝐺. sin(𝛼) = 𝐹𝑁

cos(𝛼) . 𝑠𝑖𝑛(𝛼) = 𝐹𝑁 . 𝑡𝑎𝑛(𝛼)

Door de hoek α te vergroten, moet Fw ook vergroten. De maximumwaarde ligt echter vast, namelijk μs.FN., dus juist voor het verbreken van het evenwicht is μs= tan(α). Op deze manier kan de statische wrijvingscoëfficiënt bepaald worden, een maat voor de weerstand die een voorwerp biedt tegen glijden. Als het voorwerp al in beweging is, is de wrijving die het voorwerp en het vlak ten opzichte van elkaar ondervinden lager, dan verkrijgt men de dynamische wrijvingscoëfficiënt, een maat voor de bewegingsweerstand die het voorwerp ondervindt. Bijvoorbeeld voor glas op glas vinden we een statische wrijvingscoëfficiënt μs = 0,94 en een dynamische μd = 0,40. De statische wrijving zal voor het verder onderzoek het meest van belang zijn. De proeven werden uitgevoerd op zowel een droog als een nat glasoppervlak.

2de methode: dynamometer

Een andere manier om vlug de wrijvingscoëfficiënt te bepalen is door het gebruik van een dynamometer. Voor deze proeven werd op een horizontaal gepositioneerde gelamineerde geharde glasplaat (1010.4) een gewicht geplaatst waaraan met een dynamometer werd getrokken. Als gewicht worden de stalen platen gebruikt waarop het te onderzoeken pakkingsmateriaal met een dikte van 2 mm is gekleefd. De dynamometer meet de kracht die uitgeoefend wordt op het gewicht (Fw). Uit de evenwichtsvoorwaarden volgt:

𝐹𝑛 = 𝐺

De maximumwaarde ligt vast, namelijk Fw = μs.Fn., dus juist voor het verbreken van het evenwicht is μs= Fw/G.

Er werd gebruik gemaakt van een dynamometer met een bereik tot 10 N. De proefreeksen werden uitgevoerd met hetzelfde gewicht op verschillende posities op het glasoppervlak tot dat minstens tien geldige metingen werden verkregen. Ook hier werden proeven uitgevoerd op een droog en een nat glasoppervlak.

Figuur 4-3: Proefopstelling bepaling wrijvingscoëfficiënt met dynamometer


61

Voor deze proeven werd gebruik gemaakt van de zelfde glasplaten en verbindingsstukken zoals beschreven in paragraaf 3.2 en die verder gebruikt worden bij de experimentele beproeving van de verbinding (zie Figuur 4-3). De beschouwde pakkingsmaterialen zijn dus SBR, Aluminium, nylon en POM-C.

4.2.4 Uitgevoerde proefreeksen 1e methode: hellend vlak

De uitgevoerde proefreeksen gebruik makende van de proefopstelling met het hellende vlak zijn in Tabel 4-1 gegeven.

Proefreeks Wrijving Opp. Toestand Datum 1 SBR/glas Droog 18/11/2010 2 SBR/glas Nat 18/11/2010 3 SBR/glas Droog 18/11/2010 4 SBR/glas nat 18/11/2010

Tabel 4-1: uitgevoerde proefreeksen ter bepaling van de wrijvingscoëfficiënt met het hellend vlak

2de methode: dynamometer

De uitgevoerde proefreeksen gebruik makende van de proefopstelling met de dynamometer zijn in Tabel 4-1 gegeven.

Proefreeks Wrijving Opp. Toestand Datum 1 SBR/glas Droog 02/02/2011 2 SBR/glas Droog 02/02/2011 3 SBR/glas Nat 02/02/2011 4 SBR/glas Nat 02/02/2011 5 POMC/glas Droog 28/04/2011 6 POMC/glas Nat 28/04/2011 7 POMC/glas Droog 28/04/2011 8 POMC/glas nat 28/04/2011 9 Nylon/glas Droog 28/04/2011

10 Nylon/glas Nat 28/04/2011 11 Nylon/glas Droog 28/04/2011 12 Nylon/glas nat 28/04/2011 13 SBR/glas Droog 28/04/2011 14 SBR/glas Nat 28/04/2011 15 SBR/glas Droog 28/04/2011 16 SBR/glas nat 28/04/2011 17 Aluminium/glas Droog 28/04/2011 18 Aluminium/glas Nat 28/04/2011 19 Aluminium/glas Droog 28/04/2011 20 Aluminium/glas nat 28/04/2011

Tabel 4-2: uitgevoerde proefreeksen ter bepaling van de wrijvingscoëfficiënt met de dynamometer


62

4.2.5 Resultaten en discussie

4.2.5.1 Vergelijking tussen de proefmethoden (pakking SBR) Voor het pakkingsmateriaal SBR werden beide proefopstellingen voor het bepalen van de wrijving uitgevoerd. Voor elk werden proefreeksen met minstens tien geldige proeven uitgevoerd op een nat en een droog glasoppervlak. Uit de gevonden resultaten (zie bijlage D) werd een gemiddelde berekend en een bijhorend 95 % betrouwbaarheidsinterval uitgaande van een normaalverdeling. Tijdens de proeven werd ook de omgevingstemperatuur in het lab geregistreerd omwille van zijn invloed heeft op de wrijving. De resultaten worden samengevat in Figuur 4-4.

Figuur 4-4: Vergelijking gemiddelde resultaten wrijvingsproef hellend vlak en dynamometer voor SBR

De droge proef met het hellende vlak geeft een gemiddelde statische droge wrijvingscoëfficiënt μs = 0,5388 met een 95 % betrouwbaarheidsinterval tussen [0,4457-0,6320]. Voor de natte wrijving werd een gemiddelde van μs = 0,4445 met een betrouwbaarheidsinterval tussen [0,3983-0,4906] gevonden. Zoals verwacht is de wrijving lager als de proeven op een nat glasoppervlak uitgevoerd worden Met deze eenvoudige proef werd de wrijvingscoëfficiënt met een nauwkeurigheid van ongeveer 30 % bepaald.

Bij de droge proeven met de dynamometer bedraagt μs = 0,5195 met een 95 % betrouwbaarheidsinterval tussen [0,4529-0,5861]. Voor de natte wrijving werd een gemiddelde van μs = 0,3749 met een betrouwbaarheidsinterval tussen [0,3201-0,4297] gevonden.

De resultaten van beide proefmethoden leveren gelijkaardige betrouwbaarheidsintervallen op. De dynamometerproeven levert een beter nauwkeurigheid die ligt rond de beoogde 20 %. Bovendien verloopt de uitvoering van deze proeven ook sneller, waardoor er voor de volgende proevenreeksen met de andere materialen geopteerd werd om de methode met dynamometer te gebruiken om de wrijving te bepalen.

4.2.5.2 Vergelijking tussen de pakkingsmaterialen De wrijving van de verschillende pakkingen op een geharde gelamineerde glasplaat (1010.4) werden onderling vergeleken (zie Figuur 4-3) met behulp van de dynamometerproef. Deze proeven werden

Hellend vlak (T = 17 °C) SBR/glas Dynamometer (T = 20 °C)SBR/glas

droog 0,5488 0,5195nat 0,4445 0,3749

0,00

0,10

0,20

0,30

0,40

0,50

0,60

0,70

wrij

ving

scoê

ffici

ênt (μ s

)


63

in dezelfde laboratorium omstandigheden uitgevoerd bij een temperatuur van 20 °C. Figuur 4-5 vat de uitgevoerde proefreeksen samen.

Figuur 4-5: Vergelijking wrijvingscoëfficiënten tussen pakking en gehard glas (T = 20 °C)

Er valt onmiddellijk waar te nemen dat SBR de grootste wrijving met glas heeft gevolgd door het nylon. Het aluminium en POM-C hebben een vergelijkbare wrijving. Als de proeven op een nat oppervlak uitgevoerd worden dan is de wrijving van het SBR opmerkelijk lager. Voor de andere pakkingen worden kleinere verschillen waargenomen. Als de betrouwbaarheidsintervallen voor de droge en natte wrijving vergeleken worden dan valt op dat deze grotendeels overlappen. Er is dus geen duidelijke invloed te merken voor de droge en de natte wrijving voor deze laatste drie pakkingen.

Aaneenliggende opp. μs droog interval μs nat interval SBR/glas 0,5195 [0,4529-0,5861] 0,3749 [0,3201-0,4297] Aluminium/glas 0,2012 [0,1499-0,2524] 0,2543 [0,1499-0,2524] Nylon/glas 0,3549 [0,2888-0,4209] 0,3172 [0,2662-0,3682] POM-C/glas 0,1918 [0,1450-0,2385] 0,2049 [0,1569-0,2528]

Tabel 4-3: Vergelijking wrijvingscoëfficiënten tussen pakking en gehard glas (T = 20 °C)

De resultaten worden in Tabel 4-3 nog eens samengevat weergegeven. Voor de droge wrijving tussen gehard glas en aluminium zijn resultaten uit eerder onderzoek (Panait, He, Morcant, & Michel, 2005) bekend. Bij dit onderzoek werd er gebruik gemaakt van een speciaal ontworpen tribometer. Bij deze proeven werd het aluminium met een bekende normale kracht (10 kN) op het glas geduwd voor verschillende tijdsintervallen. Daarna werd een tangentiele kracht langzaam aangebracht (10 N/s) tot de statische wrijvingskracht bereikt was. Deze studie toonde aan dat wanneer de normaalkracht constant gehouden werd in de tijd, de initiële (ogenblikkelijke) wrijvingscoëfficiënt toenam. Deze toename bleek ook groter bij hogere temperaturen. Uit dit onderzoek volgt dus dat de droge wrijving tussen gehard glas en aluminium een tijdsafhankelijk gedrag vertoont (zie Figuur 4-6).

SBR/glas Aluminium/glas Nylon/glas POM-C/glasdroog 0,5195 0,2012 0,3549 0,1918nat 0,3749 0,2543 0,3172 0,2049

0,0000

0,1000

0,2000

0,3000

0,4000

0,5000

0,6000

wrij

ving

scoê

ffici

ênt (μ

s)

Vergelijking wrijving pakking/glas, T = 20 °C


64

Figuur 4-6: Tijdsafhankelijkheid van wrijvingscoëfficiënt gehard glas/1050A aluminium bij 25 °C (Panait, He, Morcant, & Michel, 2005)

Als de resultaten uit bovenstaande figuur vergeleken worden met de eenvoudige proeven die voor deze scriptie uitgevoerd werden dan worden resultaten met dezelfde grootteorde terug gevonden. Hieruit kan besloten worden dat deze eenvoudige proeven bevredigende resultaten opleverden.

4.2.6 Besluit Er werden twee eenvoudige experimentele proeven uitgewerkt waarmee de wrijvingscoëfficiënt voor de pakkingen met gehard glas kan bepaald worden. De proeven met de dynamometer bleken het snelst en nauwkeurigst te verlopen. Bij de onderlinge vergelijking van de pakkingen blijken SBR en Nylon de grootste wrijving met gehard glas te hebben. Aluminium en POM-C bezitten een lagere vergelijkbare wrijving. Enkel voor het SBR is een duidelijke invloed op de wrijving waargenomen indien de proeven op een nat glas oppervlak werden uitgevoerd.

4.3 Experimentele bepaling van de wrijvingsweerstand van de proefstukken

4.3.1 Doelstelling De kennis van de wrijvingscoëfficiënt tussen het glas en het pakkingsmateriaal kan verder gebruikt worden voor het bepalen van de wrijvingsweerstand van de verbinding. Voor deze paragraaf werden experimentele proeven uitgevoerd waarbij de verbinding in zijn vlak belast werd met een externe tangentiële kracht. De externe tangentiële kracht die de verbinding in zijn vlak ondervindt moet altijd lager zijn dan de wrijvingsweerstand tussen de aaneenliggende oppervlakken. Eens de wrijvingsweerstand is overschreden en glijden tussen de aaneenliggende elementen optreedt, kan niet meer gesproken worden van een zuivere voorspanverbinding, want de verbinding zal dan bijkomend op stuik en afschuiving belast worden in plaats van alleen op wrijving. De voorspanverbinding wordt dus als bezweken beschouwd vanaf dat er glijding van de verbinding waarneembaar is.

4.3.2 Methoden De opstelling bestaat uit een stalen frame waarin het proefstuk (beschreven in paragraaf 3.2) werd geplaatst. Het proefstuk werd bovenaan in zijn vlak op druk belast via een hydraulische vijzel die


65

manueel met een pomp bediend werd. Een geijkte holle drukdoos werd tussen het glas en de vijzel geplaatst die de kracht van de vijzel op het glas opmat. De drukdoos heeft volgende specificaties:

Afmetingen: diameter 64 mm, hoogte 20 mm Maximale kracht 20 kN Meetnauwkeurigheid: ± 0,007 kN

Tussen de drukdoos en de vijzel zat een stalen kogel met een plaatje dat dienst deed als een bolscharnier om ervoor te zorgen dat de glasplaat recht in zijn vlak belast werd. Over het uiteinde van het glas werd een klein U-profiel met een rubber erin geplaatst om de krachten van de vijzel op het proefstuk te spreiden. Voor de veiligheid werd langs beide kanten van de glasplaat een begeleidingsstaaf geplaatst om ervoor te zorgen dat de plaat niet uit zijn vlak bewoog tijdens het belasten. De verplaatsing van de glasplaat werd met vier verplaatsingsmeters opgemeten. Twee langs elke zijde van de glasplaat zodat enige scheefstand van de plaat tijdens het belasten kon waargenomen worden. Deze meters hebben een meetnauwkeurigheid van: ± 0,001 mm. In Figuur 4-7 is een schematische voorstelling van de opstelling weergegeven.

Figuur 4-7: Voor- en zijaanzicht opstelling in vlak belaste proefstukken

De verplaatsingsmeters rusten op een stalen plaatje dat met dit doel op het glas gekleefd werd met een cyanoacrylaatlijm (loctite 401). Tijden de proef werden de tijd, verplaatsingen en de belasting op de drukdoos tien keer per seconde gelijktijdig geregistreerd. In Figuur 4-8 is een detail van de werkelijke opstelling te zien.


66

Figuur 4-8: Opstelling in vlak belaste proefstukken

De in paragraaf 3.2 beschreven proefstukken werden ook voor deze proeven gebruikt. Het proefstuk bestaat dus uit de stalen verbindingsplaten met pakking die met een voorspanbout met het glas verbonden is. In de praktijk wordt de bout in principe in het boutgat gecentreerd. Omdat de proefstukken op druk belast werden, werd de bout zo gepositioneerd zodat de volledige speling van het boutgat zich aan de kant van de drukbelasting bevond zodat de slip geheel waarneembaar zou zijn (zie Figuur 4-9). Als de volledige speling zich aan tegenovergestelde zijde van de bout zou bevinden, dan kan er geen slip meer optreden. De maximale speling bedraagt 8 mm, maar deze kan minder bedragen door een slechte uitlijning van de boutgaten.

Figuur 4-9: Positionering van de bout voor uitvoering proeven

Op de voorspanbout werd met een momentsleutel een aanhaalmoment van 6 kg.m aangebracht. Uit paragraaf 3.4.4 is bekend dat met behulp van (formule 3.1) met k = 0,23 de overeenkomstige voorspankracht kan gevonden worden.

𝐹𝑝 =𝑀𝑎

1,1.𝑘.𝑑=

(6 ∗ 9,81)𝑘𝑁.𝑚1,1 ∗ 0,23 ∗ 0,012 𝑚𝑚

= 19,387 𝑘𝑁 (𝑓𝑜𝑟𝑚𝑢𝑙𝑒 4.1)


67

Uit de eerder uitgevoerde voorspantesten is geweten dat de nauwkeurigheid op de aangebrachte voorspanning ± 5 % bedraagt. De aangebrachte voorspankracht ligt dus binnen het interval [18,418 kN – 20,357 kN].

4.3.3 Uitgevoerde proefreeksen Er werden vier proefreeksen uitgevoerd waarbij telkens vier proeven werden uitgevoerd, één proef per type pakking dat in de verbinding gebruikt werd (zie Figuur 4-10).

Figuur 4-10: links, voorbereide proefreeks glas met afstandshouder (1 proefstuk per type pakking), rechts, zijaanzicht voorbereid proefstuk

Twee proefreeksen werden met de glazen proefstukken zonder afstandshouder en twee met de glazen proefstukken met afstandshouder uitgevoerd (zie paragraaf 3.5). Alle proeven werden in een klimaatruimte uitgevoerd. Voor de eerste van deze twee reeksen werden de proefstukken ongeveer één uur bij 20 °C bewaard na het voorspannen vooraleer ze te belasten. Voor de tweede werden de proefstukken ongeveer 60 uur bij 40 °C bewaard. Theoretisch komt het relaxatiegedrag van de tussenlaag na 60 uur bij 40 °C overeen met het gedrag na 32 jaar bij 20 °C volgens het model van (Van Duser, Jagota, & Bennison, 1999) (zie Figuur 1-8). Zo konden de proeven met elkaar vergeleken worden voor relatief korte en voor langere termijn. In Tabel 4-4 is een overzicht gegeven van de uitgevoerde proeven.

Proef Opbouw Bewaartijd/temperatuur Datum st01 Staal+pakkingSBR+glas 1 uur bij 20 °C 29/04/2011 st02 Staal+pakkingAluminium+glas 1 uur bij 20 °C 29/04/2011 st03 Staal+pakkingNylon+glas 1 uur bij 20 °C 29/04/2011 st04 Staal+pakkingPOMC+glas 1 uur bij 20 °C 29/04/2011 st05 Staal+pakkingSBR+glas 60 uur bij 40 ° 02/05/2011 st06 Staal+pakkingAluminium+glas 60 uur bij 40 ° 02/05/2011 st07 Staal+pakkingNylon+glas 60 uur bij 40 ° 02/05/2011 st08 Staal+pakkingPOMC+glas 60 uur bij 40 ° 02/05/2011 st09 Staal+pakkingSBR+glas+afstandshouder 1 uur bij 20 °C 02/05/2011 st10 Staal+pakkingAluminium+glas+afstandshouder 1 uur bij 20 °C 02/05/2011 st11 Staal+pakkingNylon+glas+afstandshouder 1 uur bij 20 °C 02/05/2011 st12 Staal+pakkingPOMC+glas+afstandshouder 1 uur bij 20 °C 02/05/2011 st13 Staal+pakkingSBR+glas+afstandshouder 60 uur bij 40 ° 05/05/2011 st14 Staal+pakkingAluminium+glas+afstandshouder 60 uur bij 40 ° 05/05/2011 st15 Staal+pakkingNylon+glas+afstandshouder 60 uur bij 40 ° 05/05/2011 st16 Staal+pakkingPOMC+glas+afstandshouder 60 uur bij 40 ° 05/05/2011

Tabel 4-4: uitgevoerde proeven ter bepaling van de schuifsterkte


68

De benaming van deze proeven ter bepaling van de schuifsterkte bestaat uit ‘st’ gevolgd door het volgnummer van de proef. Daarna volgen de onderdelen waaruit de voorspanverbinding is opgebouwd. Door het beperkt aantal proeven gaat het hier vooral om kwalitatief en niet om kwantitatief onderzoek. Zo kan een beeld worden gemaakt van het verwacht gedrag van de verbinding bij belasten. Om een grotere cijfermatige zekerheid te hebben op de resultaten dienen er dus meer proeven uitgevoerd te worden.

4.3.4 Algemene resultaten en discussie De theoretische schuifsterkte van de verbinding kan bepaald worden met behulp van (formule 2.2).

𝐹𝑠,𝑅𝑑 = 𝑘𝑠 . 𝑛 . 𝜇 . 𝐹𝑝𝛾𝑀3

= 1,1 ∗ 2 ∗ 𝜇 ∗𝐹𝑝

1,25 (𝑓𝑜𝑟𝑚𝑢𝑙𝑒 4.2)

Deze is dus afhankelijk van de wrijvingscoëfficiënt die verschillend is bij elke pakking. Rekening houdende met de ondergrens voor de droge wrijving (zie Tabel 4-3) en de aangebrachte voorspanning met een nauwkeurigheid van ± 5 % werd Tabel 4-5 opgesteld voor de theoretische ogenblikkelijke waarde van de schuifsterkte (zonder krachtsafname voorspanning in de tijd).

Pakking Fs,Rd interval SBR 15,4535 [14,6811-16,2267] Aluminium 5,1148 [4,8591-5,3707] Nylon 9,8542 [9,3617-10,3472] POM-C 4,9476 [4,7003-5,1951]

Tabel 4-5: Theoretische ogenblikkelijk waarden voor de schuifsterkte

Voor iedere proefreeks werd de kracht op de drukdoos en de vier verplaatsingen opgemeten in de tijd. Met deze gegevens werd de kracht in functie van de verplaatsing uitgezet. In de verkregen kracht-verplaatsing diagrammen zijn vier fases te onderscheiden (zie Figuur 4-11). In de eerste fase, gekenmerkt door een hoek φ1 en de schuifsterkte Fs,Rd, gebeurt de krachtsoverdracht in de verbinding door wrijving tussen de pakking en het glas. De kracht in de verbinding wordt opgebouwd met een hoek φ1 die afhankelijk is van de stijfheid van het pakkingsmateriaal. Een slap pakkingsmateriaal vertoont hierbij een grotere vervorming door afschuiving voor dat er slip optreedt (φ1≈90° voor zeer stijf materiaal).

Figuur 4-11: Model kracht-verplaatsing diagram


69

Het tweede deel van het diagram is het deel waarin de slip optreedt (geen krachtsoverdracht) en wordt bepaald door een hoek φ2 en de optredende slip langs de verplaatsings-as. Theoretisch gezien zou er in dit deel een verplaatsing optreden bij een constante kracht Fs,Rd waardoor φ2 = 0° Uit de proefresultaten is echter gebleken dat er bij het optreden van de slip de kracht nog licht kan toenemen of afnemen. Dit kan het gevolg zijn doordat de kracht manueel met een vijzel op het glas werd aangebracht. Tijdens de proef werd geprobeerd om de kracht gelijkmatig te laten toenemen. Door het verschuiven van het glas tijdens het slippen was het quasi onmogelijk om de kracht op het glas constant te houden op dit moment tijdens de proef.

Na het optreden van de slip is het glas tot tegen de bout geschoven en gebeurt de krachtsoverdracht in de verbinding ook door de ontwikkelde stuikdruk. Dit deel van het diagram wordt bepaald door een hoek φ3 en de stuikdrukweerstand van de verbinding Fb. De hoek φ3 is onder andere afhankelijk van de stijfheid van de huls die rond de bout is geplaatst. Door dat de maximale toegelaten kracht op de drukdoos 20 kN bedroeg was het niet mogelijk om de proefstukken tot breuk te belasten. Dit werd ook niet verder onderzocht omdat zoals eerder aangehaald de voorspanverbinding als bezweken werd beschouwd vanaf als er slip optreedt en de verbinding dus niet meer op wrijving werkt.

Op het einde van de proeven (vierde fase) werd de kracht van de vijzel volledig weggenomen waardoor de kracht terug naar nul daalde en de verplaatsing ook terug afnam. Deze afname van de verplaatsing is te wijten aan het eerder elastisch vervormen van de pakking en de huls in de verbinding.

4.3.5 Resultaten en discussie proefstukken zonder afstandshouder

4.3.5.1 Proefreeks 1: na 1 u bij T = 20°C Onderstaande figuur toont het kracht-verplaatsing diagram voor de 4 verplaatsingsmeters (u1, u2, u3 en u4) van het proefstuk met de SBR pakking die één uur (T = 20 °C) na het voorspannen belast werd.

Figuur 4-12: Kracht-verplaatsing diagram verbinding met pakking uit SBR (na 1 u bij T = 20 °C)

0123456789

1011121314151617181920

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

Krac

ht [k

N]

Verplaatsing [mm]

st01(1u)_pakkingSBR

u1 [mm]u2 [mm]u3 [mm]u4 [mm]


70

De vier kracht-verplaatsing diagrammen vallen vrij goed samen, dat wil zeggen dat de glasplaat verticaal blijft tijdens de proef en dus niet scheef geduwd wordt. In bovenstaande figuur zijn de vier eerder besproken fases waar te nemen. In de eerste fase waar de krachtsoverdracht via wrijving gebeurt, is de hoek φ1 relatief schuin en is er een grote vervorming van het pakkingsmateriaal ( > 1 mm). Het pakkingsmateriaal SBR is bijgevolg vrij slap en vervormt veel onder de toenemende tangentiële kracht.

De tweede fase begint als de schuifsterkte Fs,Rd bereikt wordt en slip van de verbinding optreedt. Door het constant vervormen van het SBR is de overgang tussen deze twee fases moeilijk te onderscheiden. De schuifsterkte bedraagt ongeveer 9 kN. In vergelijking met de theoretisch voorspelde waarde (zie Tabel 4-5) is er een veel kleinere waarde teruggevonden. Dit is deels te wijten aan de afname van de voorspankracht na één uur. Uit de resultaten van hoofdstuk 3 werd voor de verbinding met de SBR pakking (met drukdoos) na één uur een afname van de voorspankracht van ongeveer 8 % teruggevonden (zie Figuur 3-25). Dit verklaart slechts voor een klein deel de lagere waarde. Hieruit kan besloten worden dat de experimenteel bepaalde wrijvingscoëfficiënt tussen het gehard glas en SBR (zie Tabel 4-3) een te hoge waarde opleverde. Doordat de wrijving van veel factoren kan afhangen kunnen hiervoor verschillende verklaringen bestaan. Een mogelijke verklaring is dat de wrijvingscoëfficiënt voor het SBR een tijdsafhankelijk gedrag heeft en dus afneemt na langere tijd. Een andere mogelijke verklaring is dat de vochtigheidsgraad een aanzienlijke invloed heeft waardoor ook weer een lagere wrijvingscoëfficiënt kan bekomen worden. Als een statische wrijvingscoëfficiënt van 0,3 aangenomen wordt, dan wordt via (formule 4.2) een theoretische schuifsterkte verkregen die goed overeenstemt met de experimentele.

Eens de slip is opgetreden ligt het glas tegen het boutgat en werkt de verbinding ook op afschuiving en stuik van de bout (derde fase). De kracht blijft stijgen en de vervorming blijft beperkt. Op het einde wordt de kracht op het glas weggenomen en is een vrij grote terugval (≈ 1,5 mm) waar te nemen, wat weer wijst op een grote elastische vervorming van het SBR.

Figuur 4-13: Kracht-verplaatsing diagram verbinding met pakking uit Aluminium (na 1 u bij T = 20 °C)

0123456789

1011121314151617181920

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

Krac

ht [k

N]

Verplaatsing [mm]

st02(1u)_pakkingALU u1 [mm]u2 [mm]u3 [mm]u4 [mm]


71

Figuur 4-13 toont het kracht-verplaatsing diagram van het proefstuk met de aluminium pakking die één uur (T = 20 °C) na het voorspannen belast werd. De verplaatsing in de eerste fase is veel kleiner dan bij het SBR (≈ 0,25 mm) doordat het aluminium een veel stijver materiaal is. De schuifsterkte bedraagt hier slechts ongeveer 4 kN. Dit is iets minder dan de theoretische ogenblikkelijke waarde. Deze kleinere waarde is te verklaren door rekening te houden met een afname van minstens21 8 % van de voorspankracht na één uur (Figuur 3-32). De overgang tussen de eerste en tweede fase is voor het aluminium veel duidelijker waar te nemen. De derde en vierde fase verlopen vrij analoog als bij het SBR met het verschil dat de terugval van de verplaatsing na ontlasten kleiner is door de veel kleinere elastische vervorming van het aluminium.

In Figuur 4-14, met als pakking nylon, zijn weer de vier fases goed te onderscheiden. De waarde van de schuifsterkte bedraagt ongeveer 9,5 kN wat goed overeenkomt met de theoretisch voorspelde waarde rekening houdende met de verwachte afname van de voorspankracht. De kleinere vervorming en de eerste en vierde fase toont ook weer aan dat het nylon een veel stijver materiaal is dan het SBR.

Figuur 4-14: Kracht-verplaatsing diagram verbinding met pakking uit Nylon (na 1 u bij T = 20 °C)

In Figuur 4-15 met als pakking POM-C kunnen gelijkaardige besluiten getrokken worden als bij het aluminium. Een schuifsterkte van ongeveer 5 kN wordt teruggevonden wat weer overeen komt met de theoretisch bepaalde. Het materiaal ondergaat hier ook weer een relatief kleine elastische vervorming.

21 De procentuele afname in hoofdstuk 3 geldt voor de verbinding met de drukdoos. Uit het Abaqus model (hoofdstuk 5) volgt dat de afname zonder drukdoos groter is wegens de grotere spanningen op de tussenlaag.

0123456789

1011121314151617181920

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

Krac

ht [k

N]

verplaatsing [mm]

st03(1u)_pakkingNylon



72

Figuur 4-15: Kracht-verplaatsing diagram verbinding met pakking uit POM-C (na 1 u bij T = 20 °C)

4.3.5.2 Proefreeks 2: na 60 u bij T = 40 °C Voor de volgende proefreeksen werden gelijkaardige grafieken verkregen die ook aan de hand van het model voor het kracht-verplaatsing diagram kunnen besproken worden. Deze diagrammen worden ter volledigheid mee gegeven bijlage E. De resultaten van de schuifsterkte bij de verschillende pakkingen van de twee proefreeksen kunnen met elkaar vergeleken worden om te kijken of er een duidelijke trend waarneembaar is.

4.3.5.3 Vergelijking tussen de proefreeks na 1 u (T = 20 °C) en na 60 u (T = 40 °C) Op de Figuur 4-16 worden de resultaten van de twee proefreeksen voor elk pakkingsmateriaal met elkaar en met de ogenblikkelijke theoretische waarde (Tabel 4-5) vergeleken. De theoretische waarde volgt uit de ondergrens van de droge wrijving van de pakking met gehard glas (Tabel 4-3). Zo werd een minimale theoretische schuifsterkte bepaald met een bijhorend betrouwbaarheidsinterval rekening houdende met het feit dat de voorspankracht met een nauwkeurigheid van ± 5 % werd aangebracht. De eerste proefreeks werd uitgevoerd na één uur bij 20 °C en waarbij dus een zekere afname van de voorspankracht (en dus ook t.o.v. de ogenblikkelijke schuifsterkte) al is opgetreden. De tweede proefreeks werd uitgevoerd na 60 uur bij 40 °C waar de voorspanning dus verder is afgenomen.

Uit de experimentele resultaten wordt voor het aluminium en nylon aan het verwacht gedrag voldaan. Voor het SBR wordt na één uur een opvallend lagere waarde voor de schuifsterkte gevonden ten opzichte van de theoretische. Dit is hoogst waarschijnlijk te wijten aan een te hoge waarde voor de wrijvingscoëfficiënt tussen het SBR en het gehard glas die verkregen werd met de dynamometer proeven (zie 4.3.5.1). De afname na 60 uur treedt wel op zoals verwacht.

Voor de pakking uit POM-C wordt tweemaal een iets hogere waarde dan de theoretische gevonden. Dit kan liggen aan een hogere waarde die voor de wrijving optreedt; er werd immers voor de bepaling hiervan met de ondergrens van de statische wrijving rekening gehouden. De schuifsterkte na 60 uur is iets hoger dan deze na één uur, terwijl er een lager waarde wordt verwacht. Dit kan

0123456789

1011121314151617181920

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

Krac

ht [k

N]

verplaatsing [mm]

st04(1u)_pakkingPOM-C



73

verklaard worden door een toevallige hogere initiële waarde van de voorspanning op de bout bij de tweede proef.

De auteur wijst er nog eens op dat hier geen kwantitatief onderzoek werd verricht. Om beter de vergelijking tussen de verschillende proeven te kunnen maken moeten er meer proeven uitgevoerd worden. Voor dit onderzoek was er slechts tijd om één proef per voorgesteld geval uit te voeren. De resultaten kunnen nog verbeterd worden door de kracht op de voorspanbout continu te registreren tijdens deze proef zodat de onzekerheid op de voorspanning verdwijnt.

Figuur 4-16: Vergelijking schuifsterkte proefreeksen zonder afstandshouder

Als de resultaten van de pakkingsmaterialen onderling vergeleken worden dan liggen deze in de lijn va de verwachtingen. Het SBR en nylon hebben de grootste schuifsterkte op korte termijn ten gevolge van hun grotere wrijving met gehard glas. Aluminium en POM-C hebben een vergelijkbare lagere wrijving met gehard en glas en dus ook een lagere schuifsterkte. De verdere afname van de schuifsterkte op langere termijn is waar te nemen. Deze kan zelfs vrij grote verschillen met de waarde op korte termijn vertonen (bijvoorbeeld voor het nylon).

4.3.6 Resultaten en discussie proefstukken met afstandshouder Op Figuur 4-17 wordt opnieuw de vergelijking tussen de theoretische en experimentele gevonden schuifsterktes gemaakt. De proeven werden deze keer uitgevoerd met de geharde gelamineerde glasplaten waarbij een afstandshouder uit aluminium was aangebracht (zie deel 3.5). De afname van de voorspanning ten gevolge van de kruip van de tussenlaag wordt hierdoor vermeden (zie deel 3.6). De twee proefreeksen werden opnieuw uitgevoerd één uur (T = 20 °C) en 60 uur (T = 40 °C) na het voorspannen. Als de vergelijking met de theoretische waardes gemaakt wordt dan kunnen gelijkaardige besluiten als in de vorige paragraaf gemaakt worden. Als de twee experimentele proefreeksen (korte en lange termijn) met elkaar vergeleken worden dan is bij het nylon en het SBR een aanzienlijk verschil in schuifsterkte op te merken, die voor proefreeks 4 zelfs al vergelijkbaar zijn met deze van het aluminium. De kruip van de PVB tussenlaag wordt hier vermeden door de afstandshouder, maar er kan nog steeds kruip ten gevolge van de pakking optreden. Het SBR en

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

SBR Aluminium Nylon POM-C

F s,R

d [kN

]

theoretisch (ogenblikkelijk)

proefreeks 1: zonder afst (1u)



74

nylon vertoonden ook de grootste kruip bij de uitgevoerde proeven voor het tijdsafhankelijk onderzoek van de verbinding.

Figuur 4-17: Vergelijking schuifsterkte proefreeksen met afstandshouder

Voor het aluminium werd bijna geen kruip vastgesteld in hoofdstuk 3. Dit wordt hier ook weer bevestigd doordat de schuifsterkte op korte en lange termijn quasi constant blijft. Voor het POM-C wordt voor de twee proeven een gelijke schuifsterkte teruggevonden. Uit de resultaten van hoofdstuk 3 zou hier ook een kleine afname ten gevolge van de kruip van dit materiaal verwacht worden. Beter vergelijkbare resultaten kunnen ook hier verkregen worden door meer proefreeksen uit te voeren en door de voorspanning op de bout continu te registreren.

4.3.7 Besluit Er werd een beperkt aantal experimentele proeven uitgevoerd waarmee de schuifsterkte en het gedrag van de verbinding kon teruggevonden worden. Een theoretisch model voor het kracht-verplaatsingsdiagram werd opgesteld. Het gedrag waargenomen tijdens de experimentele proeven bevestigen de juistheid van dit theoretisch model.

De theoretische ogenblikkelijke schuifsterkte kon vergeleken worden met de experimentele waardes. Er werd een goede overeenkomst gevonden behalve voor het SBR. Dit is te wijten aan de experimentele bepaalde droge wrijvingscoëfficiënt die een te hoge waarde opleverde.

De resultaten van de pakkingsmaterialen werden onderling vergeleken. Het SBR en nylon hebben de grootste schuifsterkte op korte termijn ten gevolge van hun grotere wrijving met gehard glas. Aluminium en POM-C hebben een lagere wrijving met gehard en glas en dus ook een lagere schuifsterkte. Het SBR en nylon vertoonden ten gevolge van hun grotere kruip op langere termijn wel ook de grootste afname van de schuifsterkte voor zowel de proeven zonder als met afstandshouder.

De hogere schuifsterktes die op korte termijn na het voorspannen gevonden werden voor het SBR en nylon, kunnen op lange termijn zodanig afnemen dat vergelijkbare waardes als bij het aluminium verkregen worden (bijvoorbeeld proefreeks 4).

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18


F s,R

d [kN

]


proefreeks 3: met afst (1u)



75

4.4 Samenvattend overzicht experimentele studie van de wrijvingsweerstand

In dit hoofdstuk werden de proefstukken in hun vlak belast door een externe tangentiële kracht. Hierbij treedt wrijving op tussen de pakking en het glas. Eens de wrijvingsweerstand is overschreden treedt er glijden tussen de aaneenliggende elementen op. De verbinding zal dan bijkomend op stuik en afschuiving belast worden en niet alleen op wrijving. De voorspanverbinding wordt dan als bezweken beschouwd.

Er werd geopteerd om eenvoudige wrijvingsproeven uit te voeren in het laboratorium voor modelonderzoek. Op deze manier werd snel een waarde voor de wrijvingscoëfficiënt gevonden voor de verschillende pakkingen zodat deze onderling konden vergeleken worden. Het SBR en nylon bleken hier de grootste wrijving met gehard glas te hebben; aluminium en POM-C hebben een lagere wrijving. Enkel voor het SBR is een duidelijke lagere wrijvingscoëfficiënt waargenomen indien de proeven op een nat glas oppervlak werden uitgevoerd.

Indien een betere beschrijving van het wrijvingsgedrag van deze materialen gewenst is kan beroep gedaan worden op een laboratorium met een afdeling tribologie. In dit gespecialiseerd lab kan men proeven uitvoeren die de invloed van verschillende factoren zoals de temperatuur- en tijdsafhankelijkheid op de wrijvingscoëfficiënt nagaan.

Experimentele proeven werden uitgevoerd waarbij de verbinding in zijn vlak belast werd met een externe tangentiële kracht. Uit deze proeven kon de schuifsterkte van de verbinding teruggevonden worden. Er werden verschillende proefreeksen uitgevoerd waarbij telkens één proef per type pakking werd uitgevoerd. Er werden proefreeksen met de glazen proefstukken zonder en met afstandshouder, zowel op een relatief korte en voor een langere termijn uitgevoerd.

Een theoretisch model voor het kracht-verplaatsingsdiagram werd opgesteld. De uitgevoerde experimentele proeven bevestigden de juistheid van dit theoretisch model. Met de kennis van de wrijvingscoëfficiënt tussen het glas en het pakkingsmateriaal kon de theoretische ogenblikkelijke schuifsterkte van de verbinding bepaald worden. Deze ogenblikkelijke schuifsterkte kon vergeleken worden met de experimentele waardes. Voor de proefstukken zonder de afstandshouder werd telkens een lagere waarde van de schuifsterkte teruggevonden na één uur en na 60 uur. Deze afname werd verwacht door de kruip in de verbinding. Voor de proefstukken met de afstandshouder werden eveneens lagere waardes teruggevonden op lange termijn, behalve voor het aluminium. De afname die hier optreedt, is niet meer te wijten aan kruip van de PVB tussenlaag, maar wel aan de kruip van het pakkingsmateriaal. De hogere schuifsterktes die op korte termijn na het voorspannen gevonden werden voor het SBR en nylon, nemen op lange termijn zodanig af dat vergelijkbare waardes als bij het aluminium verkregen worden.

Door het beperkt aantal proeven gaat het hier vooral om kwalitatief en niet om kwantitatief onderzoek. Zo kon een beeld worden gemaakt van het verwacht gedrag van de verbinding bij belasten. Om een grotere cijfermatige zekerheid te hebben op de resultaten dienen er meer proeven uitgevoerd te worden. De resultaten kunnen nog verbeterd worden door de kracht op de voorspanbout continu te registreren tijdens deze proef zodat de onzekerheid op de voorspanning verdwijnt.

Hoofdstuk 5: Vergelijking experimentele en numerieke resultaten

76

Hoofdstuk 5: Vergelijking experimentele en numerieke resultaten 5.1 Inleiding

In hoofdstuk 3 en 4 werd via experimentele proeven het mechanisch gedrag van een voorgespannen boutverbinding in glas onderzocht. Hierbij werd vooral naar het tijdsafhankelijk gedrag en de schuifsterkte gekeken voor verschillende opbouwen van de verbinding. Deze proeven zijn representatief voor het werkelijke gedrag, maar kunnen duur zijn wegens hun destructief karakter en veel tijd in beslag nemen. Verder geven deze proeven vooral informatie over het globale mechanische gedrag, zoals de maximale tangentiële kracht en niet over het lokale mechanische gedrag, zoals de rek- en spanningsverdelingen. Met behulp van een eindige-elementenmodel kan dit gedrag ook via numerieke simulaties bestudeerd worden. Dit model laat toe om rekening houdende met een groot aantal invloedsfactoren, binnen een aanvaardbare tijd tot een oplossing te komen. Het ontwikkelen, optimaliseren en valideren van een dergelijk model vergt echter veel tijd.

In dit hoofdstuk wordt eerst kort de opbouw van het model besproken. Daarna wordt de correcte werking van het numeriek model geverifieerd door de vergelijking te maken met de experimentele proeven. Eens dit is nagegaan kan het model gebruikt worden om het gedrag van de bestudeerde verbinding te gaan voorspellen en kan een parameterstudie worden uitgevoerd zonder dat er dure experimentele proeven aan te pas komen.

5.2 Numerieke simulatie met behulp van Abaqus

Het op het LMO beschikbare eindige-elementenprogramma Abaqus 22 werd gebruikt voor de numerieke simulatie van de proeven. Dit numeriek model werd opgebouwd en geoptimaliseerd met behulp van de grafische pre- en postprocessor Abaqus/CAE. In de preprocessor moeten een aantal modules in een logische volgorde doorlopen worden om tot een simulatie te komen. Eerst worden de verschillende onderdelen van de opstelling opgebouwd. Dan worden de juiste materiaaleigenschappen toegewezen aan de onderdelen. Vervolgens wordt de eigenlijke opstelling geassembleerd gebruik makend van de verschillende onderdelen. Het model kon door gebruik te maken van de aanwezige symmetrie, sterk vereenvoudigd worden. Zo werd slechts een kwart van de verbinding gemodelleerd.

De verbinding bestaat uit verschillende materialen. Indien de eigenschappen van de materialen goed gekend zijn, kan Abaqus aangewend worden om experimentele proeven nauwkeurig te simuleren. Voor de meeste van deze materialen werd een elastisch materiaalgedrag in Abaqus aangenomen. Voor de tussenlaag werd een visco-elastisch materiaalgedrag aangenomen zodat de kruip van de tussenlaag kon gesimuleerd worden. Enkele van de materialen die als pakking gebruikt werden, vertonen in werkelijkheid ook een visco-elastisch gedrag. Hiervoor was geen model beschikbaar dat in Abaqus kon ingevoerd worden. Als de kennis van deze materiaaleigenschappen niet voor handen is, kan verder onderzoek hiernaar uitgevoerd worden. Uitgaande van een eenvoudige proef werd een

22 Abaqus 6.10.1


77

visco-elastisch materiaalgedrag voor SBR gevonden dat in Abaqus kan worden geïmplementeerd. Voor het opstellen van een exact visco-elastisch model voor de pakkingsmaterialen moeten een behoorlijk aantal proeven uitgevoerd worden, waarvoor binnen dit onderzoek geen tijd was. Er werd gekozen om in Abaqus verder te werken met het elastisch materiaalgedrag voor de pakkingen.

De stappen, randvoorwaarden en aanwezige belastingen nodig voor het simuleren van de proeven werden bepaald. Nadat dit allemaal correct ingegeven is, kon een eindig-elementennet 23 aangebracht worden op de verschillende onderdelen. Rekening houdende met enkele algemene regels voor het modelleren van glazen elementen en via convergentietesten (zie bijlage B) werden de gepaste elementen en een eindig-elementennet gekozen. Daarna wordt de opdracht voor de simulatie aangemaakt waarna Abaqus de berekeningen kan uitvoeren. Tot slot kunnen de resultaten in de postprocessor kritisch bestudeerd worden. Hierbij kunnen onder andere de hoofdspanningen die in het glas optreden gemakkelijk bestudeerd worden.

5.3 Tijdsafhankelijke proeven

5.3.1 Inleiding Het opgebouwde numerieke model kan gebruikt worden om de afname van de voorspanning van de bout in de tijd bij een bepaalde temperatuur te simuleren. Dit model houdt rekening met het visco-elastisch gedrag van de PVB tussenlaag volgens het model van (Van Duser, Jagota, & Bennison, 1999). Uit hoofdstuk 4 is geweten dat de pakkingsmaterialen, behalve het aluminium, ook een kruipgedrag vertonen. Onvoldoende gegevens over het exacte visco-elastisch gedrag van deze pakkingen waren bekend om dit ook in het Abaqus model te kunnen implementeren. Om dezelfde reden houdt het model ook geen rekening met de relaxatie van de bout. Bij het vergelijken van de resultaten moet rekening gehouden worden met de beperkingen van het numerieke model.

De numerieke resultaten kunnen vergeleken worden met de experimentele resultaten uit paragraaf 3.6. Bij de tijdsafhankelijke experimentele proeven zat er tussen de verbinding een holle drukdoos uit staal. Deze werd mee gemodelleerd in het Abaqus model, zodat een betere vergelijking tussen de numerieke en experimentele resultaten mogelijk was. Uit een Simulatie waarbij het model met en zonder drukdoos vergeleken werd, bleek dat de afname van de voorspanning groter was bij het model zonder drukdoos. Dit is logisch aangezien de spanningsverdeling op de tussenlaag beter is als de drukdoos tussen de verbinding zit, waardoor de tussenlaag minder kruip vertoont.

5.3.2 Verificatie visco-elastisch model Een evaluatie van het materiaalgedrag kan via Abaqus/CAE uitgevoerd worden (rechtsklikken op het materiaal en dan voor ‘evaluate’ kiezen). Zo kan voor een simulatie nagekeken worden welke resultaten het materiaal zou geven als het belast zou worden tijdens een proef. Dit kan dan vergeleken worden met het ingegeven model van (Van Duser, Jagota, & Bennison, 1999) (zie Figuur 5-1). Op de figuur is duidelijk te zien dat de beide curves goed samenvallen en dat Abaqus voor een proef dus inderdaad het visco-elastische gedrag correct simuleert volgens het aangenomen model. Het model is dus correct ingegeven en kan dus verder gebruikt worden om de vergelijking met de experimentele proeven te maken.

23 EN: mesh


78

Figuur 5-1: Vergelijking relaxatie van de glijdingsmodulus voor Butacite PVB bij 20 °C volgens (Van Duser, Jagota, & Bennison, 1999) en evaluatie materiaalgedrag via Abaqus

5.3.3 Vergelijking tijdsafhankelijk gedrag verbinding zonder pakking In deel 3.6.4 werden experimentele proeven uitgevoerd op de verbinding waartussen geen pakking aanwezig was. Zo kon het kruipgedrag van enkel de tussenlaag beter bestudeerd worden. Met behulp van het numeriek model werden deze proeven herhaald. In Figuur 5-2 wordt de vergelijking tussen de numerieke en experimentele resultaten gemaakt. (Bij de volgende grafieken wordt de opbouw weer vereenvoudigd voorgesteld zoals in Figuur 3-25.)

Figuur 5-2: Vergelijking afname van de voorspankracht verbinding zonder pakking

De experimentele proef waarbij geen afstandshouder tussen het glas zat (ta08), vertoont een kleinere krachtsafname dan dat numeriek voorspeld werd. De numerieke oplossing vertoont een grotere voorspanafname in het begin. De experimentele lijkt wel asymptotisch naar de numerieke toe te gaan. Indien er wel een afstandshouder tussen het glas aanwezig is dan wordt numeriek bijna

0,01

0,10

1,00

10,00

100,00

1000,00

1,E-

14

1,E-

12

1,E-

10

1,E-

08

1,E-

06

1,E-

04

1,E-

02

1,E+

00

1,E+

02

1,E+

04

1,E+

06

1,E+

08

1,E+

10

1,E+

12

G(t

) [N

/mm

²]

tijd [sec]

theoretisch model

materiaalmodel Abaqus

8081828384858687888990919293949596979899

100

0 20000 40000 60000 80000 100000

Voor

span

krac

ht [%

]

tijd [sec]

numeriek_staal+glas+afstandshouderALUta10_staal+glas+afstandshouderALUta08_staal+glasnumeriek_staal+glas


79

geen krachtsafname waargenomen (± 0,01 %). Experimenteel werd wel een afname tussen 1,5 en 2 % teruggevonden. Uit de experimentele proeven op de voorspanbout alleen bleek al dat dit het gevolg is van relaxatie van de bout, waar het numeriek model dus geen rekening mee houdt.

Rekening houdende met de beperkingen van het model, kan besloten worden dat de experimentele resultaten vrij goed benaderd worden. De afwijking van de resultaten ligt vermoedelijk aan het gebruikte model voor het visco-elastische gedrag van de PVB tussenlaag. Een nadeel van het aanwenden van de gegevens uit (Van Duser, Jagota, & Bennison, 1999) is dat dit model is opgesteld voor slechts één type PVB. Zoals de auteurs van het artikel zelf vermelden, kunnen de PVB karakteristieken aanzienlijke verschillen vertonen, afhankelijk van het type en de fabrikant. Omdat de experimentele proefstukken in het buitenland geproduceerd werden, waren gegevens over het exacte type PVB dat werd gebruikt niet beschikbaar. Het gebruik van een ander beschikbaar model voor het visco-elastisch gedrag van een standaard PVB (D'haene & Savineau, 2007) leverde gelijklopende resultaten op, maar dit artikel vermeldt eveneens dat bij het toepassen van andere types PVB tussenlagen duidelijke verschillen tussen de visco-elastische eigenschappen waarneembaar zijn.

5.3.4 Vergelijking tijdsafhankelijk gedrag verbinding met pakking Indien als pakking aluminium wordt gebruikt, kan wegens het kruipvast gedrag van dit materiaal het numeriek model weer gebruikt worden om de vergelijking met de experimentele resultaten te maken. In Figuur 5-3 zijn de resultaten samengevat.

Figuur 5-3: Vergelijking afname van de voorspankracht verbinding met aluminium pakking

Gelijkaardige besluiten kunnen getrokken worden als bij de verbinding zonder pakking. Het grootste verschil is dat zowel de experimentele als de numerieke oplossing een kleinere voorspanafname geeft voor de verbinding met de aluminium pakking in vergelijking met de verbinding zonder pakking. Dit komt door de kleinere spanningen op de tussenlaag omwille van het gebruik van een pakking (zachter materiaal).

8081828384858687888990919293949596979899

100

0 20000 40000 60000 80000 100000

Voor

span

krac

ht [%

]

tijd [sec]

numeriek_staal+pakkingALU+glas+afstandshouderALUta14_staal+pakkingALU+glas+afstandshouderALUta09_staal+pakkingALU+glasnumeriek_staal+pakkingALU+glas


80

De overige onderzochte pakkingsmaterialen (SBR, nylon en POM-C) vertonen een visco-elastisch gedrag. In het numeriek model werd hier geen rekening mee gehouden. Indien de vergelijking gemaakt werd tussen de pakkingen waarvoor een elastisch materiaalgedrag was meegegeven in Abaqus, dan werd een kleinere afname van de voorspankracht gevonden indien de E-modulus van de pakking lager was (door de betere spanningsverdeling op de tussenlaag). Bij de overeenkomstige experimentele proeven werd een veel grotere dan numeriek voorspelde voorspankrachtsafname gevonden ten gevolge van de optredende kruip van deze pakkingen.

5.3.5 Resultaten bij verschillende temperaturen Het tijdsafhankelijk gedrag werd ook experimenteel bestudeerd bij verschillende temperaturen in de klimaatruimte. Door gebruik te maken van de verschuivingsfunctie die gedefinieerd werd in Abaqus, kan dit ook gesimuleerd worden. Op Figuur 5-4 is te zien dat de temperatuur een behoorlijke invloed heeft, wat ook volgt uit het toegepast model voor de tussenlaag en zoals ook uit experimenteel onderzoek bleek. De numerieke waardes dalen sneller en geven lagere waarden na 24 uur. De experimentele waarden lijken wel asymptotisch toe te werken naar de overeenkomstige numerieke waarde.

Figuur 5-4: Numerieke bepaling afname van de voorspankracht bij verschillende temperaturen

Bij een temperatuur van 20 °C is de overeenkomst nog vrij goed (2 % verschil na 24 uur), maar bij hogere temperaturen is er een grotere afwijking te merken. Bij het uitvoeren van de berekening bij een temperatuur van 40 °C liep de berekening zelfs vast na ongeveer 50000 seconden. Het Abaqus model lijkt bij deze hogere temperaturen niet meer geschikt om de afname van de voorspankracht op de bout ten gevolge van de kruip van de tussenlaag te modelleren. Bij deze temperaturen wordt de vervorming van de tussenlaag immers te groot waardoor Abaqus teveel incrementen nodig heeft om het model te kunnen berekenen.

7274767880828486889092949698

100

0 20000 40000 60000 80000 100000

Voor

span

krac

ht [%

]

tijd [sec]

ta02(T=20)_staal+glasta05(T=30)_staal+glasnumeriek(T=20)_staal+glasnumeriek(T=30)_staal+glasta07(T=40)_staal+glasnumeriek(T=40)_staal+glas


81

5.4 Proeven ter bepaling van de wrijvingsweerstand

5.4.1 Inleiding De experimentele proeven die uitgevoerd werden in deel 4.3 kunnen met behulp van het Abaqus model gesimuleerd worden. De simulatie wordt voor de verschillende pakkingen uitgevoerd waarbij voor iedere pakking als wrijvingscoëfficiënt de ondergrens van de droge wrijving volgens (Tabel 4-3) werd meegegeven.

Figuur 5-5: Onvervormde en vervormde toestand bij in het vlak belasten van het proefstuk

Het Abaqus model werd licht aangepast. Dezelfde voorspankracht werd ingegeven als bepaald via (formule 4.1). Rond de bout werd eveneens de nylon huls gemodelleerd omdat deze een invloed heeft op de resultaten van deze proeven. Bij afwezigheid van de nylon huls werd via het numeriek model een grote toename van de hoofdspanning in het glas gevonden als de bout in contact kwam met de glasplaat, wat natuurlijk te verwachten was. In het begin van de proef zit de bout gecentreerd in het boutgat. De aanwezige speling tussen het glas en de huls bedraagt dan 3 mm. De simulatie werd uitgevoerd tot het glas een verplaatsing van 3,5 mm heeft ondergaan zodat het boutgat tot tegen de bout met nylon huls is verplaatst.

Uit de numerieke simulaties wordt de schuifsterkte van de voorspanverbinding teruggevonden. Eveneens de spanningsverdeling op de glasplaat door de combinatie van de normaal en de tangentiële krachten kan bestudeerd worden. Door de verplaatsing van het glas te bekijken ten opzichte van de toenemende tangentiële kracht, kan weer gevonden worden wanneer slip optreedt.

In wat volgt wordt eerst de vergelijking gemaakt met het model van het kracht-verplaatsing diagram (Figuur 4-11) dat eerder voor de experimentele proeven besproken werd. Voor deze vergelijking werd de simulatie met de voorspankracht zonder kruip uitgevoerd en werd dus de ogenblikkelijke waarde van de schuifsterkte bekomen. Daarna werd de het gedrag op lange termijn gesimuleerd en bekeken wat het resultaat is. Deze worden dan vergeleken t.o.v. de experimentele en theoretische waarden.

5.4.2 Vergelijking ogenblikkelijke schuifsterkte De eerste vergelijking wordt gemaakt voor het SBR. Uit de experimentele resultaten bleek al dat de wrijvingscoëfficiënt, tussen het SBR en het gehard glas, die experimenteel bepaald werd, een te hoge waarde opleverde. Daarom werd een lagere waarde gekozen die volgde uit de experimentele proeven ter bepaling van de schuifsterkte. Hieruit kon besloten worden dat een goede keuze voor de droge wrijvingscoëfficiënt tussen SBR en gehard glas μs = 0,3 bedraagt. Zoals in het model voor het


82

kracht-verplaatsing diagram dat in hoofdstuk 4 werd besproken, zijn bij de numerieke resultaten dezelfde fases waar te nemen (zie Figuur 5-6).

Figuur 5-6: Kracht-verplaatsing diagram verbinding met pakking uit SBR (numeriek)

In de eerste fase waar de verbinding op wrijving werkt is de schuifvervorming van het SBR relatief groot ( > 1 mm). Dit is omdat het SBR een vrij slap materiaal is (lage E-modulus), zoals bij de experimentele resultaten ook duidelijk werd. Dit is ook te zien als de vervorming van de pakking in Abaqus wordt bekeken. Als enkel de staal plaat met de erop gekleefde SBR pakking beschouwd wordt dan is in het Abaqus model duidelijk de vervorming te zien van de pakking in de richting van de drukkracht (zie Figuur 5-7). De overgang tussen de eerste en de tweede fase gebeurt eveneens zoals experimenteel werd gevonden, vrij geleidelijk voor het SBR. De gevonden schuifsterkte bedraagt 10,5 kN. De derde fase waarbij de bout tegen het glas duwt is ook eenvoudig waar te nemen. De vierde fase (ontlasten) werd niet gesimuleerd. Het verkregen mechanische gedrag komt dus goed overeen met de experimentele resultaten die voor het SBR gevonden werden.

Figuur 5-7: Detail staal plaat met SBR pakking (Abaqus model schaal 1/1), links onvervormde toestand, rechts vervormde toestand

In Figuur 5-8 is het numeriek kracht-verplaatsing diagram voor aluminium weergegeven. De fases uit het diagram (Figuur 4-11) zijn weer duidelijk te zien. Er is ook weer een goede overeenkomst met het experimentele resultaat (Figuur 4-13). Indien een aluminium pakking wordt toegepast, wordt een

0123456789

1011121314151617181920

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5

Krac

ht [k

N]

Verplaatsing [mm]

Numeriek_pakkingSBR


83

lagere schuifsterkte terug gevonden (± 5 kN) dan bij het SBR. Dit was natuurlijk te verwachten door de lagere wrijvingscoëfficiënt.

Figuur 5-8: Kracht-verplaatsing diagram verbinding met pakking uit Aluminium (numeriek)

De vervorming die optreedt in de eerste fase voor er slip is, is aanzienlijk kleiner ( < 0,2 mm) dan bij het SBR. Dit was eveneens te verwachten door de hogere E-modulus. De overgang tussen de eerste en tweede fase verloopt niet meer geleidelijk. Tijdens de slip blijft de tangentiële kracht bijna gelijk (φ2 = 0), zoals bij het vooropgesteld theoretisch diagram was verwacht. De zelfde conclusies zijn te trekken uit de vergelijking van de numerieke diagrammen van het nylon en POM-C (Figuur 5-9 en Figuur 5-10), met het vooropgesteld model en met de experimentele diagrammen (Figuur 4-14 en Figuur 4-15). Indien de vervormde toestand van deze pakkingen bestudeerd wordt met het numeriek model, dan is ook duidelijk een kleinere vervorming te zien na afschuiven dan bij het ‘slappere’ SBR.

Figuur 5-9: Kracht-verplaatsing diagram verbinding met pakking uit nylon (numeriek)

0123456789

1011121314151617181920

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5

Krac

ht [k

N]

Verplaatsing [mm]

Numeriek_pakkingALU

0123456789

1011121314151617181920

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5

Krac

ht [k

N]

Verplaatsing [mm]

Numeriek_pakkingNylon


84

Figuur 5-10: Kracht-verplaatsing diagram verbinding met pakking uit POM-C (numeriek)

Uit de bovenstaande diagrammen kan telkens de schuifsterkte van de verbinding bepaald worden. Deze resultaten die via numerieke weg bekomen zijn kunnen vergeleken worden met de theoretische (Tabel 4-2) en de experimentele resultaten (zie paragraaf 4.3). De theoretische waarde voor de schuifsterkte van SBR werd opnieuw bepaald via (formule 4.2) rekening houdende met de nieuwe gekozen waarde voor de wrijving. In Figuur 5-11 worden de bekomen waarden met elkaar vergeleken.

Figuur 5-11: Vergelijking ogenblikkelijke schuifsterkte theoretisch / numeriek /experimenteel

De theoretische en numerieke ogenblikkelijke waarden voor de schuifsterkte komen goed overeen. Dit is logisch aangezien beide uitgaan van dezelfde wrijving en voorspanning voor de verbinding. In werkelijkheid kunnen de waarden van de wrijving en de voorspanning schommelen binnen een bepaald interval (zie hoofdstuk 4). Ter vergelijking worden deze ogenblikkelijke waarden naast de

0123456789

1011121314151617181920

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5

Krac

ht [k

N]

Verplaatsing [mm]

Numeriek_pakkingPOM-C

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12


F s,R

d [kN

]


numeriek (ogenblikkelijk)




85

experimentele na één uur bij 20 °C geplaatst. Deze waarden zouden lager moeten zijn indien de voorspanning en wrijving voor alle proeven hetzelfde zou zijn, ten gevolge van de afname van de voorspankracht die na één uur is opgetreden. De experimentele proeven met de afstandshouder vertonen enkel kruip van de pakking en niet van de tussenlaag waardoor deze na één uur theoretisch een lagere afname van de voorspankracht en dus een hogere schuifsterkte moeten vertonen. De gevonden experimentele resultaten voor het nylon en POM-C wijken hiervan af. Dit ligt waarschijnlijk aan een groot verschil in aangebrachte voorspanning en/of wrijving tussen de proeven op deze materialen. Zoals eerder in hoofdstuk 4 aangehaald, is er uitgebreider experimenteel onderzoek nodig om meer representatieve waarden te verkrijgen voor de te verwachten schuifsterkte.

5.4.3 Vergelijking schuifsterkte op lange termijn Door het kruipgedrag dat in de verbinding optreedt, is de voorspanning op lange termijn en dus ook de schuifsterkte lager. Om dit kruipgedrag van de verbinding voor de verschillende pakkingen te vergelijken, kan het numerieke model niet zomaar toegepast worden omdat hierbij enkel het kruipgedrag van de tussenlaag gesimuleerd wordt. Onvoldoende gegevens over het exacte visco-elastisch gedrag van deze pakkingen waren bekend waardoor dit niet in het Abaqus model is ingevoerd.

Om toch de vergelijking te kunnen maken tussen de verschillende pakkingen op langere termijn werd uitgegaan van de experimenteel bepaalde procentuele afnames van de voorspanning na 24 uur uit paragraaf 3.6. Deze zijn bepaald voor de verbinding waartussen de drukdoos geplaatst werd. Hierbij moet wel weer opgemerkt worden dat een grotere afname van de voorspankracht is te verwachten indien geen drukdoos tussen de verbinding zit ten gevolge van de wijziging van de spanningsverdeling. De simulaties met het numeriek model werden opnieuw uitgevoerd, rekening houdende met deze experimenteel gevonden afnames. In Figuur 5-12 zijn de resultaten samengevat.

Figuur 5-12: Vergelijking schuifsterkte in de tijd numeriek en experimenteel

In bovenstaande figuur is te zien dat zelfs met de afstandshouder de verbinding voorspanning verliest. Bij de verbinding met de aluminium pakking is dit enkel te wijten aan een lichte relaxatie van de voorspanbout. Bij de andere pakkingen is dit ook het gevolg van kruip van de pakking. Deze is het

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12


F s,R

d [kN

]

numeriek (ogenblikkelijk)

numeriek met afst (24u)

numeriek zonder afst (24u)



86

grootst bij het SBR en Nylon en het is dus te verwachten dat op nog langere termijn (en zonder drukdoos) deze een veel grotere voorspanningsafname en dus daling van de schuifsterkte zullen hebben. Dit werd ook aangetoond bij de experimentele proeven. Bij proefreeks 4 uitgevoerd na 60 uur bij 40 °C werd voor het SBR en Nylon opvallend lagere waarden voor de schuifsterkte teruggevonden. Bij uitgevoerde proefreeks werd voor het aluminium geen afname van de schuifsterkte waargenomen. Er werd zelfs een hogere waarde teruggevonden ten opzichte van de ogenblikkelijke. Dit komt waarschijnlijk doordat de aangebrachte voorspankracht (nauwkeurigheid van ± 5 % ) hoger was dan de gemiddelde voorspankracht.

Indien de schuifsterkte van de verbinding met de SBR pakking nog verder zou dalen, dan kan deze kleiner worden dan deze voor het aluminium. In paragraaf 3.7.5 werd een proef uitgevoerd waarbij de afname van de voorspankracht van de verbinding met de SBR pakking, 72 uur bij 40 °C werd geregistreerd. Hieruit kon besloten worden dat de voorspankracht nog steeds een dalende trend vertoonde aan het einde van deze proef. De initiële hoge schuifsterkte van het SBR kan dus op lange termijn blijven dalen, waardoor het gebruik van een materiaal met een initieel lagere schuifsterkte, maar met minder kruip beter geschikt is als pakking.

5.5 Samenvattend overzicht en besluiten

Een vergelijking werd gemaakt tussen de uitgevoerde experimentele proeven en de numerieke simulaties. Door deze vergelijking te maken met de experimentele proeven werd de correcte werking van het numeriek model geverifieerd. Met behulp van een gekend materiaalmodel voor het visco-elastisch gedrag, werd de kruip van de tussenlaag nauwkeurig gesimuleerd in Abaqus. De andere materialen werden lineair elastische eigenschappen toegekend. Rekening houdende met de beperkingen van het model, kan besloten worden dat de resultaten van de tijdsafhankelijke experimentele proeven relatief goed benaderd worden. De numerieke waardes vertonen een grotere daling na 24 uur. De experimentele waarden lijken wel asymptotisch toe te werken naar de overeenkomstige numerieke waarde. Het verschil tussen de resultaten ligt vermoedelijk aan het gebruikte model voor het visco-elastisch gedrag van de PVB tussenlaag (type Butacite). De gegevens van het type PVB tussenlaag dat voor de experimentele proeven werd gebruikt waren niet voorhanden. Afhankelijk van het type PVB dat gebruikt werd, kunnen de eigenschappen afwijken ten opzichte van het model. De grootste overeenkomst is te merken bij een temperatuur van 20 °C. Om de proeven bij hogere temperaturen te simuleren lijkt het model minder geschikt, bij een temperatuur van 40 °C liep de numerieke simulaties zelf vast.

Er werden ook simulaties uitgevoerd van de proeven waarbij de proefstukken in hun vlak belast werden. Net zoals voor de experimentele proeven werd hierbij een kracht-verplaatsingsdiagram teruggevonden waaruit de schuifsterkte kan afgelezen worden. Een goede overeenkomst tussen de experimentele, numerieke en theoretische resultaten werd gevonden. Er kan besloten worden dat het Abaqus model het gedrag van de verbinding bij in het vlak belasten goed kan simuleren. Op lange termijn daalt de schuifsterkte voor de pakkingen, behalve voor het aluminium, ten gevolge van hun visco-elastisch gedrag. Uit experimentele proeven blijkt dat de voorspankracht op een verbinding met als pakking SBR, blijft dalen na een tijdsverloop van 72 uur. Hierdoor daalt de initiële hoge schuifsterkte van de verbinding met het SBR aanzienlijk op lange termijn. Het gebruik van een pakkingsmateriaal met een initieel lagere schuifsterkte maar met minder kruip (bijvoorbeeld aluminium) is daardoor op lange termijn beter.

Hoofdstuk 6: Numerieke parameterstudie

87

Hoofdstuk 6: Numerieke parameterstudie 6.1 Inleiding

Uitgaande van het numeriek model, werd een parameterstudie uitgevoerd waarbij werd nagegaan wat de invloed is van enkele relevante parameters op de optredende hoofdspanningen op het glas. Hierbij werd er steeds uitgegaan van het basismodel van de verbinding dat opgesteld werd in hoofdstuk 5, waarvan de afmetingen zijn terug te vinden in bijlage A. Voor de meeste materialen werden een elastisch materiaalgedrag ingevoerd in Abaqus (zie Tabel 5-1). Voor de PVB tussenlaag werd een visco-elastisch materiaalgedrag ingevoerd, uitgaande van de ‘mastercurve’ bij een temperatuur van 20 °C (Tabel 1-4 en Tabel 1-5). Bij deze studie van het model werd telkens één parameter gevarieerd terwijl de overige constant werden gehouden. Voor deze numerieke berekeningen werd een voorspanning van 20 kN op de bout aangebracht. De spanningen werden bekeken vlak na het aanspannen van de bout. In Tabel 6-1 worden de beschouwde parameters en de bijhorende afmetingen van het basismodel weergegeven.

Beschouwde parameters

Dikte pakking [mm]

Dikte RVS staalplaat [mm]

Breedte staalplaat [mm]

Diameter afstandshouder [mm]

Basismodel 2 6 150 60 Tabel 6-1: Variabele geometrische parameters voor de parameterstudie m.b.v. het numeriek model

Het doel van deze parameterstudie is om het numeriek model te kunnen aanwenden om het mechanische gedrag van de bestudeerde voorspanverbinding te optimaliseren.

6.2 Parameters

6.2.1 Invloed diameter afstandshouder In paragraaf 3.5 werd een afstandshouder ter plaatse van de tussenlaag rond het boutgat geplaatst. Deze afstandshouder heeft als doel om het uitvloeien van de tussenlaag (ten gevolge van het visco-elastisch gedrag) te vermijden. Voor de praktische proeven werd een aluminium afstandshouder met een buitendiameter van 60 mm gebruikt. Met behulp van het numeriek model kan onderzocht worden wat de ideale geometrie van deze afstandshouder is door de buitendiameter van de afstandshouder te laten variëren. Deze werd gevarieerd tussen 40 mm en 70 mm in stappen van 10 mm. De binnendiameter werd steeds gelijk genomen aan deze van het boutgat (22 mm).

De invloed van de buitendiameter van de afstandshouder werd bestudeerd door naar de verdeling van de hoofdspanningen op het glas te kijken, aan de zijde waar de tussenlaag lokaal rond het boutgat is vervangen door de afstandshouder. In Figuur 6-1 en Figuur 6-2 zijn de bijhorende contourplots afgebeeld.


88

Figuur 6-1: hoofdspanningen op het glas, links afstandshouder met buitendiameter 70 mm, rechts afstandshouder met buitendiameter 60 mm

Figuur 6-2: hoofdspanningen op het glas, links afstandshouder met buitendiameter 50 mm, rechts afstandshouder met buitendiameter 40 mm

Op bovenstaande figuren is de krachtsverdeling in de glasplaat24 duidelijk te zien voor verschillende diameters van de afstandshouder. Bij het plaatsen van een grotere afstandshouder wordt een homogenere krachtsverdeling bekomen en is de maximale hoofdspanning kleiner. In Figuur 6-3 wordt de vergelijking gemaakt tussen de maximale hoofdspanningen die werden teruggevonden op het glas.

Figuur 6-3: invloed van de buitendiameter van de afstandshouder op de maximale waarde van de hoofspanning op het glas

De maximale hoofspanning op het glas is met 56 % afgenomen bij overgang van 40 mm naar 60 mm. Bij grotere diameters wordt een nog iets betere spanningsverdeling en lagere hoofspanning 24 Geharde gelamineerd glasplaat 1010.4

0

1

2

3

4

5

6

40 mm 50 mm 60 mm 70 mm

hoof

dspa

nnin

g [M

Pa]

Invloed diameter afstandshouder


89

teruggevonden voor het basismodel. Bij overgang van 60 mm naar 70 mm dalen de hoofspanningen met nog eens 10 %. Deze verbetering is niet meer zo aanzienlijk dus kan besloten worden dat de gebruikte buitendiameter van 60 mm voor de afstandshouder van de praktische proefstukken vrij goed gekozen is.

6.2.2 Invloed van pakkingsmateriaal De invloed van het gebruikte pakkingsmateriaal werd ook nagegaan. Verwacht wordt dat een materiaal met een lagere E-modulus (slapper), een betere spanningsverdeling en kleinere maximale spanningen veroorzaakt. Bij het uitvoeren van de volgende simulaties werd geen afstandshouder in de tussenlaag geplaatst.

Figuur 6-4: hoofspanningen op glas, links pakking SBR, rechts pakking aluminium

Het verschil tussen de E-modulus van SBR en aluminium is vrij groot en er is dus ook een duidelijk verschil bij de spanningsverdeling te zien (Figuur 6-4). Het SBR heeft de laagste E-modulus, de spanningen worden hierbij beter op het glas verdeeld en de maximale hoofdspanning is lager dan bij het aluminium.

Figuur 6-5: hoofspanningen op glas, links pakking Nylon, rechts pakking POM-C

Het verschil tussen de spanningsbeelden van de verbinding met de pakking uit nylon en POM-C is heel klein (Figuur 6-5). Dit komt doordat de ingegeven elastische materiaaleigenschappen slechts weinig verschillen voor beide materialen. Indien de vergelijking tussen de maximale waarde van de hoofspanning op het glas bij gebruik van de verschillende pakkingen gemaakt wordt, dan wordt Figuur 6-6 bekomen.


90

Figuur 6-6: invloed van het pakkingsmateriaal op de maximale waarde van de hoofspanning op het glas

Het materiaal met de kleinste E-modulus veroorzaakt duidelijk de kleinste maximale hoofspanning. Er kan besloten worden dat om de hoofdspanningen op het glas te beperken het aangewezen is om een materiaal met een lage E-modulus te gebruiken als pakking. Een zelfde besluit werd al genomen in hoofdstuk 2.

6.2.3 Invloed geometrische parameters In het volgende wordt telkens één geometrische parameter gevarieerd terwijl de andere parameters constant worden gehouden om te kijken wat de invloed is op de hoofdspanningen. Als eerste werd de invloed van de dikte van de staalplaat onderzocht. In de bestaande verbinding had deze een dikte van 6 mm. Er werd een vergelijking gemaakt tussen de verbinding met de SBR pakking en deze met de aluminium pakking omdat het verschil in hoofdspanning tussen beide het grootst was. In Figuur 6-7 is deze invloed van de dikte van de staalplaat op de maximale hoofdspanning samengevat. Bij een toename van de dikte van de RVS staalplaat vermindert de hoofdspanning op het glas.

Figuur 6-7: invloed van de dikte van de staalplaat op de maximale waarde van de hoofspanning op het glas

0

5

10

15

20

25

30

35

40


hoof

dspa

nnin

g [M

Pa]

Invloed pakkingsmateriaal

05

1015202530354045

SBR Aluminium

hoof

dspa

nnin

g [M

Pa]

Invloed dikte van de staalplaat 5 mm 6 mm 7 mm


91

Ook de invloed van de dikte van de pakking op de hoofdspanningen werd onderzocht. In Figuur 6-8 worden de resultaten van deze simulaties samengevat. Het toenemen van de dikte van de pakking doet eveneens de hoofdspanningen op het glas dalen.

Figuur 6-8: invloed van de dikte van de pakking op de maximale waarde van de hoofspanning op het glas

Uit gelijkaardig onderzoek door (Panait, He, Morcant, & Michel, 2005) werd al duidelijk gemaakt dat het variëren van de geometrische parameters van de staalplaten en pakking een belangrijke invloed heeft op de spanningsverdeling in het glas. Bij toenemende dikte werd ook steeds een lagere hoofdspanning gevonden. De gevonden resultaten voor het opgestelde model zijn dus in overeenstemming met dit eerder uitgevoerd onderzoek.

De breedte van de staalplaten (met aangekleefde pakking) bij het basismodel bedraagt 150 mm, wat even breed is als de glasplaat. De breedte van de staalplaat met pakking werd ook gevarieerd voor enkele simulaties om te kijken wat de invloed is op de spanningsverdeling op het glas (zie Figuur 6-9).

Figuur 6-9: invloed van de breedte van de staalplaat en pakking op de maximale waarde van de hoofspanning op het glas

05

1015202530354045

SBR Aluminium

hoof

dspa

nnin

g [M

Pa]

Invloed dikte van de pakking 1 mm 2 mm 3 mm

0

5

10

15

20

25

30

35

40

SBR Aluminium

hoof

dspa

nnin

g [M

Pa]

Invloed breedte van de staalplaat 150 mm 80 mm 60 mm 50 mm


92

Voor het basismodel waarin slechts één voorspanbout aanwezig is, kan de breedte van de staalplaten met pakking aanzienlijk smaller gemaakt worden vooraleer er een invloed op de verdeling van de hoofdspanningen is op te merken. Zo kan de breedte van 150 mm tot 80 mm worden verminderd zonder dat er een grote invloed waarneembaar is (stijging van de hoofdspanningen < 1 %). Indien de breedte vermindert naar 50 mm is pas een aanzienlijke toename van de maximale hoofdspanning op te merken voor zowel het SBR als het aluminium.

6.3 Samenvattend overzicht en besluiten

In dit hoofdstuk werd een parameterstudie uitgevoerd met het in hoofdstuk 5 opgestelde basismodel. De vergelijking gebeurde door de verdeling van de hoofdspanningen op het glas te bestuderen.

Een eerste parameter die onderzocht werd, was de buitendiameter van de afstandshouder die tussen het glas geplaatst werd zodat de vergelijking met de praktisch gekozen diameter (paragraaf 3.5) kon gemaakt worden. Hierbij kon besloten worden dat de praktische toegepaste diameter van 60 mm tot een goed resultaat leidde. Vervolgens werden ook enkele geometrische parameters onderzocht, onder andere de breedte en de dikte van de staalplaten en de pakking. Via de numerieke simulaties werden vlug resultaten verkregen die onderling konden vergeleken worden en waarmee besluiten voor de ideale geometrie van de verbinding kunnen genomen worden. De grootste invloed op de hoofdspanningen op het glas werd gevonden door de dikte van de pakking en de staal plaat aan te passen.

De doelstelling om met behulp van een numeriek model het mechanische gedrag van de bestudeerde verbinding te kunnen optimaliseren is bereikt. Met deze aangereikte methode kan het ontwerp en de optimalisatie van een voorgespannen verbinding in glas op een efficiënte manier verlopen.

Hoofdstuk 7: Samenvatting en besluiten

93

Hoofdstuk 7: Samenvatting en besluiten 7.1 Samenvatting en algemeen besluit

Deze scriptie richt zich op het onderzoek en de ontwikkeling van een voorgespannen boutverbinding in glas. Bij dit onderzoek werd uitgegaan van een in de praktijk toegepaste voorgespannen verbinding van de firma Glass Star Construct (GSC). Typisch wordt dit type verbinding gebruikt om glazen elementen die krachten in hun vlak ondervinden met elkaar te verbinden. Op deze manier worden de tangentiële krachten in principe enkel door wrijving t.g.v. het voorspannen van de bouten tegengewerkt. Een eenvoudige voorspanverbinding werd ontworpen die bestudeerd werd via experimentele proeven en numerieke simulaties.

7.1.1 Experimentele studie In hoofdstuk 3 werden experimentele proeven uitgevoerd waarmee het tijdsafhankelijk gedrag van de verbinding bestudeerd werd. Een proefopstelling werd uitgewerkt waarmee de voorspanning op de bout continu kan geregistreerd worden. In dit hoofdstuk werd ook onderzocht wat de invloed is van het plaatselijk vervangen van de PVB tussenlaag door een afstandshouder. Hiervoor werden proefstukken gemaakt waarbij een afstandshouder mee werd gelamineerd tussen het glas. Het gebruik van nylon als afstandshouder werd ongeschikt bevonden wegens de lage glastransitietemperatuur. Bovendien werd ook gevonden dat bij het gebruik van nylon in de verbinding nog steeds met kruip rekening moet worden gehouden. Het gebruik van aluminium bleek veel geschikter voor deze toepassing. Voor de proeven uitgevoerd op de verbinding zonder afstandshouder tussen het glas, werd een afname van minstens 10 procent na 24 uur (bij kamertemperatuur) gevonden. Door het plaatsen van de aluminium afstandshouders werd voor alle proeven een lagere krachtsafname na 24 uur gevonden doordat de kruip van de tussenlaag vrij succesvol werd vermeden. Zonder het plaatsen van een afstandshouder daalt de krachtsafname op lange termijn, ten gevolge van de kruip van de tussenlaag, nog significant verder dan de minimaal geregistreerde 10 %. Bij het ontwerp van een voorspanverbinding in gelamineerd glas is het gebruik van een afstandshouder dus zeker aanbevolen.

Bij het bestuderen van de experimentele resultaten werd voor de onderzochte pakkingsmaterialen eveneens een visco-elastisch gedrag waargenomen. Het aluminium vormde hier een uitzondering op. Via de experimentele proeven werd voor het SBR de grootste kruip waargenomen van de beschouwde pakkingen. Zelfs na het plaatsen van een afstandshouder werd nog een afname van de voorspanning tot bijna 10 % na 24 uur (bij kamertemperatuur) teruggevonden. Als ontwerper is het essentieel om te weten of de voorspanverliezen op langere termijn aanvaardbaar zijn. Hiervoor kan arbitrair een ondergrens opgelegd worden die zeker niet mag overschreden worden. Bij eerder onderzoek uitgevoerd op voorspanverbindingen toegepast in de staalbouw (Pfeiffer, Katzung, & Berger, 1995) werd een krachtsafname van meer dan 30 % op lange termijn als onaanvaardbaar beschouwd. Bij het ontwerp van dit type verbindingen is het gebruik van kruipvaste pakkingsmaterialen, zoals aluminium legeringen, aan te raden om op lange termijn geen belangrijke krachtsafname te moeten vrezen. Er kan ook een grens voor de afname van de voorspanning gekozen worden die nog als aanvaardbaar te beschouwen is. Verder onderzoek van het kruipgedrag van het pakkingsmateriaal is dan nodig om te kunnen besluiten of het gebruik ervan op lange termijn


94

voldoet. Bovendien moet een pakkingsmateriaal ook steeds voldoende ‘zacht’ zijn om de hoge spanningen te kunnen herverdelen voor ze het glas bereiken. De pakking zorgt ook voor de nodige wrijving met het glas waardoor ook een hoge wrijvingscoëfficiënt wenselijk is.

Doordat er met verschillende materialen in de verbinding gewerkt wordt, zijn de voorspanverbindingen in glas ingewikkelder dan bij staalbouw. Zo is er een duidelijke invloed van de temperatuur waar te nemen ten gevolge van de verschillende uitzettingscoëfficiënten van de gebruikte materialen. Proeven in de klimaatruimte werden uitgevoerd die de invloed van een temperatuursverandering op de krachten in de verbinding duidelijk aantoonden. Er werd ook aangetoond dat bij hogere temperaturen, een aanzienlijk hogere kruip van de tussenlaag en dus afname van de voorspanning is te verwachten. Dit bevestigt de invloed van de temperatuur op de relaxatie van de tussenlaag zoals voorspeld door het model van (Van Duser, Jagota, & Bennison, 1999). Voor het SBR werden nog proeven over een tijdsinterval van drie dagen bij 40 °C in de klimaatruimte uitgevoerd. Na deze periode leek de voorspankracht nog steeds niet naar een constante waarde toe te naderen. Hieruit kan besloten worden dat zelfs op langere termijn een significant kruipgedrag van het SBR optreedt. Om de grootte van de te verwachten procentuele afname te weten, moeten proeven over een langer tijdsverloop uitgevoerd worden.

In hoofdstuk 4 werd het gedrag van de verbinding bestudeerd bij belasting in zijn vlak. Hierbij wordt de voorspanverbinding als bezweken beschouwd eens de wrijvingsweerstand is overschreden en glijden tussen de aaneenliggende elementen optreedt. Om de theoretische sterkte van de verbinding te kunnen bepalen, werd de wrijving tussen het glasoppervlak en de verschillende pakkingen bepaald. Er werd geen rekening gehouden met mogelijke slip tussen de staalplaat en de pakking aangezien deze aan elkaar verlijmd werden. Het gebruik van een duurzame lijmverbinding is noodzakelijk om dit te kunnen blijven garanderen. De experimentele resultaten gevonden in dit hoofdstuk stemmen overeen met de eerder gevonden resultaten uit hoofdstuk 3. Zo werd (behalve voor de verbinding met de aluminium pakking) op langere termijn een lagere waarde voor de schuifsterkte gevonden voor de proeven op de glazen proefstukken met afstandshouder. De afname die hier optreedt, is dus niet te wijten aan kruip van de PVB tussenlaag, maar wel aan de kruip van het pakkingsmateriaal. De hogere schuifsterktes die op korte termijn na het voorspannen gevonden werden voor het SBR en nylon, nemen op lange termijn zodanig af dat vergelijkbare waarden als bij het aluminium verkregen werden. Uit de in hoofdstuk 3 op langere termijn uitgevoerde proeven voor het SBR kan besloten worden dat de schuifsterkte van de verbinding met de SBR pakking nog verder zal dalen. Bij de keuze tussen de onderzochte pakkingsmaterialen blijkt het aluminium dus het effectiefst te zijn op langere termijn.

7.1.2 Numerieke studie Met behulp van het eindige-elementen programma Abaqus werd succesvol een numeriek model opgesteld waarmee de experimentele proeven kunnen gesimuleerd worden (hoofdstuk 5). De verschillende uitgevoerde experimentele proeven werden vergeleken met numerieke simulaties van deze proeven. Voor de tijdsafhankelijke experimentele proeven, uitgevoerd bij een temperatuur van 20 °C, werd een goede overeenkomst gevonden via numerieke simulatie, rekening houdende met de beperkingen van het model. Het gedrag van de verbinding bij belasting in zijn vlak kan ook goed gesimuleerd worden. Een goede overeenkomst tussen de experimentele, numerieke en theoretische resultaten werd via deze weg gevonden. Door de numerieke resultaten te vergelijken met de experimentele resultaten werd de correcte werking van het model geverifieerd.


95

In het laatste hoofdstuk werd een parameterstudie uitgevoerd met het numerieke model. De invloed van enkele geometrische parameters, onder andere de breedte en de dikte van de staalplaten en de pakking, op de maximale hoofdspanning op het glas werd onderzocht. Via de numerieke simulaties was het mogelijk om op een snelle manier resultaten te verkrijgen die onderling konden vergeleken worden en waarmee besluiten voor de ideale geometrie van de verbinding kunnen genomen worden. Aanpassen van de dikte van de pakking en staalplaat bleek de grootste invloed op de hoofspanningen te hebben. Met deze aangereikte methode kan het ontwerp en de optimalisatie van een voorgespannen verbinding in glas op een efficiënte manier verlopen.

7.2 Suggesties voor verder onderzoek

In dit onderzoek werd een vereenvoudigde voorspanverbinding bestudeerd met slechts één voorspanbout. Het onderzoek kan in een volgende fase worden uitgebreid naar complexere configuraties waarbij verbindingsplaten met grotere afmetingen, meerdere voorspanbouten en grotere voorspankrachten worden toegepast. Bij dergelijke grotere spanningen is het gebruik van een pakking van nog groter belang voor de algemene spanningsverdeling op het glas. De invloed van deze aanpassingen op het gedrag van de voorspanverbinding moet nog verder onderzocht worden. Het aangereikte Abaqus model kan hierbij gebruikt en uitgebreid worden voor het ontwerp en de verdere optimalisatie.

Bij de tijdsafhankelijk proeven werd waargenomen dat de pakkingsmaterialen SBR, nylon en POM-C ook een visco-elastisch gedrag vertonen. Er kunnen experimentele proeven uitgevoerd worden waarmee dit visco-elastisch gedrag kan bestudeerd en onderling vergeleken worden. In deze scriptie werd een aanzet gegeven om de resultaten van deze proeven te gebruiken zodat het visco-elastisch gedrag in Abaqus kan ingevoerd worden. Dit kan voor verder onderzoek toegepast worden zodat het werkelijke gedrag van de verbinding met het numerieke model nog beter kan benaderd en bestudeerd worden.

Door het beperkte aantal experimentele proeven kon vooral een kwalitatieve, eerder dan een statistisch verantwoorde kwantitatieve vergelijking tussen de experimentele resultaten gemaakt worden. Om een grotere cijfermatige zekerheid te hebben op de resultaten dienen er meer proeven uitgevoerd te worden. Doordat het tijdsafhankelijk gedrag onderzocht wordt, nemen deze proeven veel tijd in beslag. Uitgaande van het principe van de tijdsverschuivingsfunctie kunnen er sneller resultaten bekomen worden door de proeven in een klimaatruimte bij hogere temperatuur uit te voeren. Het kan interessant zijn om meerdere proeven uit te voeren die op deze manier het gedrag op langere termijn bestuderen tot een quasi constante voorspankracht wordt werkregen. Op deze manier kan de uiteindelijke grootteorde van het voorspanverlies gevonden worden.

Uit de ervaring opgedaan in deze scriptie kunnen enkele verbeteringen voorgesteld worden voor de uitvoering van eventuele verdere proeven. Zo werd in hoofdstuk 3 de voorspankracht op de bout met een relatief grote drukdoos opgemeten, die dus een invloed heeft op de resultaten. Het gebruik van een kleinere drukdoos die toch nog vrij grote krachten kan opnemen (bijvoorbeeld tot 100 kN) zal het werkelijke gedrag van de verbinding beter benaderen. Bij de proeven ter bepaling van de wrijvingsweerstand, werd de kracht op de voorspanbout niet geregistreerd. Door ook gebruik te maken van een kleine drukdoos kan deze kracht continu geregistreerd worden tijdens deze proef zodat hierbij de onzekerheid op de voorspanning verdwijnt. Door de grote invloed van de


96

temperatuur op de verbinding, is het ook aan te raden om alle proeven in een klimaatruimte uit te voeren bij een gekende constante temperatuur.

Er werden succesvol glazen proefstukken gemaakt waarbij een aluminium afstandshouder werd in-gelamineerd. Door afstandshouders te gebruiken met een nauwkeurige maatvoering kan de luchtbelvorming hier vermoedelijk vermeden worden. Een andere manier om de kruip van de tussenlaag te vermijden kan zijn om de PVB lokaal rond het boutgat weg te laten en deze na het lamineren op te vullen met een injectiemortel. Dit belooft een techniek te zijn die goede resultaten kan opleveren, maar verder onderzoek hiernaar moet nog uitgevoerd worden.

Uit eerder onderzoek aan het Laboratorium voor Modelonderzoek (Callewaert, 2006) volgde dat er bij voorspanverbindingen met een aluminium pakking bij vrij lage trekkrachten glijding waarneembaar is. Dit werd opgelost door de aluminium plaatjes op het glas te lijmen, want hiertussen bevindt zich de laagste wrijvingscoëfficiënt. Hierdoor kan een veel hogere schuifsterkte bekomen worden. Bij de optimalisatie van de verbinding kan deze techniek toegepast worden. Er kan ook nog naar alternatieve manieren gezocht worden om de wrijving te verhogen, door bijvoorbeeld oneffenheden op de toegepaste pakking te creëren.

Bijlagen

i

BIJLAGEN BIJLAGE A: detailtekeningen verbinding GSC

BIJLAGE B: convergentietesten

BIJLAGE C: resultaten van de experimentele tijdsafhankelijke proeven

BIJLAGE D: resultaten experimentele bepaling wrijvingscoëfficiënt

BIJLAGE E: resultaten experimentele bepaling wrijvingsweerstand

Bijlagen

ii

BIJLAGE A: detailtekeningen verbinding GSC

Bijlagen

iii

Bijlagen

iv

Bijlagen

v

Bijlagen

vi

Bijlagen

vii

Bijlagen

viii

Bijlagen

ix

Bijlagen

x

BIJLAGE B: convergentietesten

Figuur B-10: convergentie van de hoofspanning in het glas door het verfijnen van het aantal elementen in de dikte van de staalplaat

Figuur B-11: convergentie van de hoofspanning in het glas door het verfijnen van het aantal elementen in de dikte van de pakking

Figuur B-12: convergentie van de hoofspanning in het glas door het verfijnen van het aantal elementen van de bout

0

5

10

15

20

25

30

0 1 2 3 4 5max

. hoo

fdsp

anni

ng g

las

[MPa

]

aantal elementen dikte stuikplaat

convergentie stuikplaat/pakking:

19,5

20

20,5

21

21,5

22

0 1 2 3 4 5max

. hoo

fdsp

anni

ng g

las

[MPa

]

aantal elementen dikte pakking

convergentie stuikplaat/pakking:

17,617,8

1818,218,418,618,8

1919,219,419,6

0 1 2 3 4 5max

. hoo

fdsp

anni

ng g

las

[MPa

]

grootte elementen

convergentie bout:

Bijlagen

xi

Figuur B-13: convergentie van de hoofspanning in het glas door het verfijnen van het aantal elementen van de sluitring

FiguurB-14: convergentie van de hoofspanning in het glas door het verfijnen van het aantal elementen rond het boutgat

Figuur B- 15: convergentie van de hoofspanning in het glas door het verfijnen van het aantal elementen in de dikte van het glas

19,3419,3619,38

19,419,4219,4419,4619,48

19,519,52

0 1 2 3 4 5

max

. hoo

fdsp

anni

ng g

las

[MPa

]

grootte elementen

convergentie sluitring:

10

12

14

16

18

20

22

0 1 2 3 4 5

max

. hoo

fdsp

anni

ng g

las

[MPa

]

grootte elementen rond boutgat

convergentie glas:

15

16

17

18

19

20

0 2 4 6 8 10 12

max

. hoo

fdsp

anni

ng g

las

[MPa

]

aantal elementen dikte

convergentie glas:

Bijlagen

xii

Figuur B-16: convergentie van de hoofspanning in het glas door het verfijnen van het aantal elementen in de dikte van het glas met bias

Figuur B-17: convergentie van de hoofspanning in het glas door het verfijnen van het aantal elementen in de dikte van het glas met bias 0,5

Figuur 18: convergentie van de hoofspanning in het glas door het verfijnen van het aantal elementen in de dikte van de PVB tussenlaag

18

18,2

18,4

18,6

18,8

19

19,2

19,4

19,6

4 5 6 7 8

max

. hoo

fdsp

anni

ng g

las

[MPa

]

aantal elementen dikte met bias

convergentie glas:

19,519,619,719,819,9

2020,120,220,320,4

4 6 8 10 12

max

. hoo

fdsp

anni

ng g

las

[MPa

]

aantal elementen dikte met bias 0,5

convergentie glas:

19,419,619,8

2020,220,420,620,8

2121,2

0 1 2 3 4 5

max

. hoo

fdsp

anni

ng g

las

[MPa

]

aantal elementen dikte PVB tussenlaag

convergentie pvb:

Bijlagen

xiii

BIJLAGE C: resultaten van de experimentele tijdsafhankelijke proeven

Zie cd-rom

BIJLAGE D: resultaten experimentele bepaling wrijvingscoëfficiënt

Zie cd-rom

BIJLAGE E: resultaten experimentele bepaling wrijvingsweerstand

zie cd-rom

Referenties

xiv

REFERENTIES Eurocode 3: Design of steel structures - Part 1-8: Design of joints. (2005). CEN.

Amstock, J. S. (1997). Handbook of Glass in construction. New York: McGraw-Hill.

Belis, J. (2005). Kipsterkte van monolitische en galamineerde liggers. Universiteit Gent: Faculteit Ingenieurswetenschappen.

Bength, C. (2005). Bolt fixings in toughened glass. University Lund: Department of Construction Sciences: Structural Mechanics.

Callewaert, D. (2006). Bout- en lasverbindingen in floatglas: experimentele studie. Universiteit Gent: Faculteit Ingenieurswetenschappen.

Cruz, P. S., Carvalho, P. L., Silva, E., & Casal, C. (2010). Embedded glass fixing system - characterization and conceptual validation. School of Architecture, University of Minho.

De Meester, B. (2004). Geomterische parameterstudie van structurele glazen balken. Universiteit Gent: Faculteit Ingenieurswetenschappen.

D'haene, P., & Savineau, G. (2007). Mechanical properties of laminated sefety glass - FEM study. Glass performance days.

Dierckx, W. (2010). Technisch rapport TR1.3 MP1.3 - Optimalisatie Boutverbindingen. Hogeschool voor Wetenschap & Kunst: Campus De Nayer.

Ferrero, J. F., Yettou, E., Barrau, J. J., & S., R. (2003). Analysis of a dry friction problem under small displacements: application to a bolted joint. Université de Toulouse: LGMT.

Ferry, J. D. (1980). Viscoelastic properties of polymers, Third Edition. New York: John Wiley & Sons Inc.

Galmart, F., & Matthijs, N. (2009). Modelonderzoek van het past destructieve gedrag van gelaagde glazen liggers. Universiteit Gent: faculteit ingenieurswetenschappen.

Guitart, N., & Vila, J. (2009). The lobby façade of Iberdrola Tower. (IASS) Universidad Politecnica de Valencia.

Haldiman, M., Luible, A., & Overend, M. (2008). Structural use of glass p144-151. Zürich: IABSE-AIPC-IVBH.

Haldimann, M. (2006). fracure strength of structural glass elements - analytical and numerical modelling, testing and design. Lausanne: EPFL: Section de Génie Civil.

Maniatis, I. (2006). Numerical and experimental investigations on the stress distribution of bolted glass connections under in-plane loads. Technische Universität München: Fakultät für Bauingenieur.

Referenties

xv

NBN EN 572-1. (2004). Glas voor gebouwen - Basisproducten van natronkalkglas - Deel 1: Definities en algemene fysische en mechanische eigenschappen. Brussel: Belgisch instituut voor normalisatie (BIN),.

Nielsen, J. H. (2009). Tempered glass - bolted connections and related problems. Technical University of Denmark.

Panait, A., He, Q.-C., Morcant, K., & Michel, C. (2005). Friction-grip Bolted Connections for Structural Glass Elements: Practical Solutions Using an Experimental and Numerical Coupled Approach. Glass processing days.

Pfeiffer, H., Katzung, W., & Berger, P. (1995). Vorspannkraftabfall vorgespannter schraubenverbindungen im stahlbau. Leipzig: Institut für stahlbau leipzig GmbH.

Roos, M. J. (2007). Draagconstructies in staal,hout en beton. Hogeschool Rotterdam.

Schittich, Staib, Balkow, Schuler, & Sobek. (1999). Glass Construction Manual. München: Birkhäuser - Publishers for architecture.

Siebert, B. (2004). Beitrag zur Berechnung von punktgehaltenen Gläsern. Universität München: Berichte aus dem Konstruktiven Ingenieurbau, Nr. 2/04.

SIMULIA. (2010). Getting started with abaqus 6.10: interactive edition. Providence, RI, USA: Dassault Systèmes.

Sonck, D. (2008). Delaminatie en lokaal mechanisch gedrag van gebroken glas/ionomeerlaminaten. Universiteit Gent: Faculteit Ingenieurswetenschappen.

Van Bogaert, P. (2005). Bruggenbouw ontwerp en constructie volume II: Stalen bruggen - Hoofdstuk 3: verbindingen. Gent: Academia Press.

Van Duser, A., Jagota, A., & Bennison, S. J. (1999). Analysis of glass/polyvinyl butyral laminates subjected to uniform pressure.

Van Impe, R. (2009). Berekening van Metaalconstructies - Hoofdstuk 4: verbindingen in de staalbouw. Universtiteit Gent: Vakgroep Bouwkundige Constructies.

Vandepitte, D. (1979). Berekening van Constructies - Boekdeel II - Hoofdstuk 22: Voorgespannen-boutverbindingen & Hoofdstuk 23: Verbindingen met passende bouten of met klinknagels p49-85. Gent: E. Story-Scientia.

Vander Beken, J. (2006). Temperatuursafhankelijk gedrag van gelamineerd glas met ionoplast tussenlaag. Universiteit Gent: Faculteit Ingenieurswetenschappen.

Wilson, P., & Vasilchenko-Malishec, G. (2006). The Design and Construction of All Glass Structures. Londen: IASS.

Onderzoek en ontwikkeling van een voorgespannen boutverbinding in glas

Davy D`haese



Vakgroep Bouwkundige Constructies Voorzitter: prof. dr. ir. Luc Taerwe Faculteit Ingenieurswetenschappen Academiejaar 2010-2011

onderzoek en ontwikkeling van een voorgespannen...

Documents