Geprefabriceerde gevelpanelen in gewapend beton voor
toepassing in lage energie gebouwen
Jonas Bernaert
Promotoren: prof. dr. ir. Stijn Matthys, prof. dr. ir. Arnold Janssens
Begeleiders: ir. Peter De Pauw, Nathan Van Den Bossche
Masterproef ingediend tot het behalen van de academische graad van
Master of Science in Civil Engineering
Vakgroep Bouwkundige Constructies
Voorzitter: prof. dr. ir. Luc Taerwe
Vakgroep Architectuur en Stedenbouw
Voorzitter: prof. dr. Pieter Uyttenhove
Faculteit Ingenieurswetenschappen en Architectuur
Academiejaar 2013-2014
Geprefabriceerde gevelpanelen in gewapend beton voor
toepassing in lage energie gebouwen
Jonas Bernaert
Promotoren: prof. dr. ir. Stijn Matthys, prof. dr. ir. Arnold Janssens
Begeleiders: ir. Peter De Pauw, Nathan Van Den Bossche
Masterproef ingediend tot het behalen van de academische graad van
Master of Science in Civil Engineering
Vakgroep Bouwkundige Constructies
Voorzitter: prof. dr. ir. Luc Taerwe
Vakgroep Architectuur en Stedenbouw
Voorzitter: prof. dr. Pieter Uyttenhove
Faculteit Ingenieurswetenschappen en Architectuur
Academiejaar 2013-2014
De toelating tot bruikleen
“De auteur geeft de toelating deze masterproef voor consultatie beschikbaar te stellen en delen van
de masterproef te kopiëren voor persoonlijk gebruik.
Elk ander gebruik valt onder de beperkingen van het auteursrecht, in het bijzonder met betrekking
tot de verplichting de bron uitdrukkelijk te vermelden bij het aanhalen van resultaten uit deze
masterproef.”
“The author gives permission to make this master dissertation available for consultation and to copy
parts of this master dissertation for personal use.
In the case of any other use, the limitations of the copyright have to be respected, in particular with
regard to the obligation to state expressly the source when quoting results from this master
dissertation.”
Jonas Bernaert
2 juni 2014
Woord vooraf
In dit voorwoord wil ik de mensen bedanken die hun steentje hebben bijgedragen om deze scriptie te
voltooien.
Eerst en vooral wil ik mijn promotor prof. dr. ir. S. Matthys en co-promotor prof. dr. ir A. Janssens
bedanken voor hun vertrouwen en de geboden kans om rond dit boeiende onderwerp te werken.
Tijdens vergaderingen spaarden ze tijd noch moeite om mij te motiveren en stonden ze mij bij met
raad en daad.
Graag wil ik naast mijn promotoren ook mijn begeleiders bedanken. Ir. Peter De Pauw heeft mij
wegwijs gemaakt in labo Magnel. Ik wil hem bedanken voor zijn nauwgezette opvolging van mijn
werk en voor de vele praktische tips die hij mij gaf tijdens het labowerk. Nathan Van Den Bossche en
Kim Carbonez wil ik bedanken voor hun vakkundige uitleg over de werking van een thermografische
camera.
Ook wens ik Hendrik Van De Kerckhove en Bert Noterman van Seveton te bedanken voor de productie
van de verschillende proefstukken en voor de rondleiding in de productiehal van de sandwichpanelen.
Vooral Hendrik wil ik uitdrukkelijk nogmaals bedanken voor zijn tijd en medewerking. Ik heb veel
bijgeleerd van zijn jarenlange ervaring en inzichten op het vlak van geprefabriceerde
sandwichpanelen.
Een woord van dank gaat ook naar Bert Kriekemans van Fortius en de mensen van Hughes Brothers
voor het leveren van de verschillende GFRP ankers en voor hun bijdrage aan het experimenteel
gedeelte van deze scriptie.
Vervolgens wens ik het technische personeel van het labo Magnel te bedanken. Stefan voor het
bouwen van de proefopstellingen, Peter voor het uitvoeren van de verschillende proeven en Tommy
voor het opstellen van de planning.
Ook mijn medethesisstudenten mag ik zeker niet vergeten. Jullie aanwezigheid zorgde steeds voor
een aangename sfeer in het labo. Niet alleen hebben jullie me een mooi thesisjaar bezorgd, maar ook
de voorbije vier jaren hebben we onvergetelijke momenten beleefd.
Wie ik ook zeker niet mag vergeten bedanken zijn mijn ouders voor hun financiële en morele steun
gedurende mijn studies en in het bijzonder gedurende deze scriptie. Ook mijn twee zussen hebben
recht op een woord van dank voor het respect dat ze hadden voor mijn studies.
Overzicht
Titel: Geprefabriceerde gevelpanelen in gewapend beton voor toepassing in lage energie gebouwen
Auteur: Jonas Bernaert
Promotoren: prof. dr. ir. Stijn Matthys, prof. dr. ir. Arnold Janssens
Begeleiders: ir. Peter De Pauw, Nathan Van Den Bossche
Masterproef ingediend tot het behalen van de academische graad van
Master of Science in Civil Engineering
Vakgroep Bouwkundige Constructies
Voorzitter: prof. dr. ir. Luc Taerwe
Vakgroep Architectuur en Stedenbouw
Voorzitter: prof. dr. Pieter Uyttenhove
Faculteit Ingenieurswetenschappen en Architectuur
Academiejaar 2013-2014
Samenvatting
Geprefabriceerde gevelpanelen in gewapend beton bestaan uit twee betonbladen waartussen een
isolatielaag is gesandwicht. Traditioneel wordt gebruik gemaakt van stalen of inox ankers om beide
betonbladen te koppelen. Deze ankers veroorzaken koudebruggen waardoor de thermische
weerstand van een sandwichpaneel daalt. Het vervangen van de traditionele ankers door GFRP
(glasvezel versterkte kunststof) ankers is een mogelijke oplossing om de koudebruggen te elimineren.
In deze thesis werd een verkennend analytisch en experimenteel onderzoek gevoerd naar de
toekomst van GFRP in geprefabriceerde sandwichpanelen.
Het analytisch onderzoek spitste zich voornamelijk toe op de niet-composiete panelen. Dit zowel op
thermisch, als op structureel vlak.
De experimentele studie bestond uit afschuifproeven, thermische proeven en buigproeven. Bij de
afschuifproeven werd de invloed van verschillende parameters zoals verankeringsdiepte,
ankeroriëntatie en ankerdiameter onderzocht. De thermische proef is tweeledig. Eerst werd de
thermische kromming van vier verschillende verankeringssystemen onderzocht waarna een
thermografisch onderzoek volgde. Het structureel verschil in een vakwerkverankering uit GFRP en uit
staal werd bij de buigproeven geanalyseerd.
Trefwoorden: Sandwichpanelen, verankering, GFRP, lage energie gebouwen
Prefabricated reinforced concrete sandwich panels for use in low-energy buildings
Jonas Bernaert
Supervisors: prof. dr. ir. Stijn Matthys, prof. dr. ir. Arnold Janssens, ir. Peter De Pauw, Nathan Van Den Bossche
Abstract - Prefabricated reinforced concrete sandwich panels consist of two external concrete layers separated by an internal
rigid insulation layer. Commonly used anchors between the two concrete layers are steel trusses or stainless steel ties. These
anchors penetrate frequently the insulation causing thermal bridges which reduces the thermal resistance of the panels. This
paper introduces different alternatives, made out of Glass Fiber Reinforced Polymer (GFRP), for the metallic connectors. The
experiments carried out in this research investigate the potential of these alternative anchors. Keywords – sandwich panels, shear
connectors, GFRP, low-energy buildings
I. INTRODUCTION
With the increasing cost of energy the need to provide
thermally efficient buildings continues to grow. Since
January 2014 the building regulations in Flanders stipulate
that all sandwich panels have to achieve an U-value of 0,24
W/m²K. This requires additional insulation and the use of low
thermal conductive connector material.
Sandwich panels can be divided in three categories: noncomposite, partially compose and composite. The degree of
composite action that a panel can achieve depends on the
shear capacity and stiffness of the used connectors.
Composite panels are designed in a way that the two concrete
layers act together as a single unit. For non-composite panels
the anchors are made flexible to achieve that the two concrete
layers can act independently. Although the structural capacity
of composite panels is high, these panels have two
disadvantages: the traditional steel anchors and concrete
regions cause significant reduction in the thermal efficiency
of the panel by thermal bridging. And secondly thermal
bowing may occur due to a thermal gradient.
Einea et al. [1] have carried out tests to reinforce
sandwich panels with GFRP truss shaped connectors. The
results showed that the panels achieved a high percentage of
composite action.
Salmon et al. [2] have carried out research on the thermal
efficiency of sandwich panels. These study showed that
sandwich panels with FRP connectors had a thermal
resistance 1,2 times as much as that of panels with steel
trusses and 1,9 times as much as that of panels with solid
concrete regions.
investigate the thermal bowing and to identify thermal
bridges using thermographic imaging.
A. SHEAR TEST
Test specimens
Various connector configurations have been tested and
are summarized in Table 1. The Aslan 100 anchor is nothing
more than a sand-coated GFRP reinforcement bar, the Aslan
700 is a plane truss made out of GFRP and the C-anchor is a
C-shaped single connector. The test specimens were 1000
mm in height and 1000 mm in width. The thickness of the
specimens varied between 260 and 320 mm. The thickness of
the inner concrete layer was equal to 120 mm for all
specimens. The thickness of the insulation was equal to 100
mm, only specimen 301 had an insulation thickness of 140
mm. The outer layer was equal to 40 mm for the specimens
305, 306 and 307. All the other specimens had an outer layer
thickness of 60 mm. The concrete layers were cast with class
C30/37 concrete. Test parameters included the thickness of
the outer layer, the anchor orientation (90° is straight), the
shape of an anchor and the diameter. The adhesion between
the concrete and the insulation layer was not eliminated. But
the effect of this bond was neglible on the results.
Table 1: Details of test specimens
Spec. ID
300
301
302
303
304
305
306
307
308
II. EXPERIMENTAL STUDY
The experimental study involved nine test specimens in
single-shear tests. The test program also included testing of
two full-scale sandwich panels in flexure to examine the
degree of composite action. Before the flexural test, these two
panels and two other panels were thermally loaded to
1
Anchortype/
No. of anchors
Aslan 100 / 4
Aslan 100 / 4
Aslan 100 / 4
Aslan 700 / 1
MVA-anchor / 1
C-anchor / 4
C-anchor / 4
Aslan 100 / 9
Aslan 100 / 9
Orientation
[mm]
90°
90°
45°
90°
90°
45°
45°
45°
45°
Diameter
[mm]
12,7
12,7
12,7
9,5
511
6,35
6,35
6,35
6,35
This cylindrical sleeve anchor has a sheet metal thickness of 1,5 mm.
Test setup
The specimens were loaded on the concrete outer layer
using two 200 kN hydraulic jacks. To counter the force on
the outer layer, two hydraulic jacks of 400 kN were used to
load the inner layer and to stabilize the specimen during the
test, as shown in Figure 1. During the shear test the relative
vertical displacement between the outer and interior concrete
layers and the applied load on the outer layer were measured
until the connectors sheared off. The relative displacement
between the concrete wythes was measured with a Linear
Variable Differential Transformer (LVDT) at mid-height on
each side of the specimen.
phenomenon is the 2 cm larger embedment of the anchors for
specimen 308.
The MVA-anchor of specimen 304 showed a large
ductility before failure. The specimen failed only after a
displacement of 50 mm. While the GFRP truss of specimen
303 showed elastic-brittle behavior and failed after a very
small displacement. It is important to mention that during
construction of specimen 303 the truss was shortened so that
the anchoring in the concrete was substandard. Additional
testing is necessary to evaluate the shear capacity of a GFRP
truss.
Figure 1: Shear test setup
Results and discussion
Figure 2 shows the results of the shear tests. The
specimens 300 and 302 differ only in the orientation of the
anchors. The anchors under an angle of 45° demonstrated an
ultimate shear capacity that is 3,5 times higher than the same
anchors under an angle of 90°.
The specimens 302 and 308 differ in the diameter and in
the amount of anchors. Of particular note is that the largest
GFRP connector (specimen 302) did not outperform the
smaller connector (specimen 308). The anchor with diameter
12 mm resisted a load of 24,67 kN while the anchor with a
diameter of 6 mm resisted a load of 19,14 kN.
Specimen 306 differs from 305 in the composition of the
outer, 40 mm thick, concrete layer. The outer layer of
specimen 305 is reinforced with synthetic fibers and
specimen 306 is reinforced with galvanized steel welded wire
mesh. Both specimens have the same anchoring system. The
addition of an extra leg, to enhance the mechanical interlock
of the connector in the thin outer layer, appeared to have a
little effect upon the strength. The C-anchors ruptured at the
bend. This is the most critical part of the C-anchors. The
shear capacity of the C-anchors was 10,5 kN and the shear
capacity of the straight bars was 9,4 kN. Additional testing is
necessary to confirm these results.
The difference in the shear capacity of specimen 308 and
specimen 307 is twice as big. The reason for this
Figure 2: Test results of the specimens2
The specimens 300 and 301 differ in the thickness of the
insulation, respectively 100 mm and 140 mm. Though the
capacity of an anchor decreases with length, specimen 301
resisted the largest load of both. This is probably due to the
inadequate production of specimen 300. The GFRP bars of
specimen 300 and 301 failed in flexure by fracturing the
tension fibers.
B.
THERMAL TEST
Test specimens
In a full-scale test setup the outer concrete layer of two
sandwich panels were at the same time thermally loaded until
temperatures of 50 °C to simulate the radiation of the sun.
The configuration of the four specimens is mentioned in
Table 2. The specimens have a size of 6 m x 1,6 m and a total
thickness of 250 mm. Specimen 204 consisted of a MVA2
Specimen 304 is tested twice. After the first measurement the specimen
did not fail, but there appeared a remaining relative vertical displacement
of 25 mm. Only the second measurement is given in this graph.
anchor, a plate anchor and nine pins. The MVA-anchor was
placed on 1,35 m from one end of the panel and the plate
anchor was placed on 1,35 m from the other end. Specimen
205 was made out of 40 uniform distributed anchors in a grid
of 0,6 m x 0,4 m. The specimens 201 and 202 are very
similar. The detailed construction of both last mentioned
panels is explained in part C. Flexure test.
Table 2: Details of the specimens
Spec. ID
201
202
Inner layer
[cm]
7
7
Outer layer
[cm]
8
8
204
9
6
205
9
6
Anchor
During this test setup possible thermal bridges were
identified using thermographic imaging. A thermographic
camera shows the different surface temperatures of the
sandwich panel in different colors. Due to the thermal
bridging, the surface around the anchors will be warmer
compared to other areas. Panel 202 showed the largest
thermal losses, as visible in Figure 3. The panel 204 exhibited
only thermal bridges at the positions of the MVA-anchor and
the plate anchor. Panel 201 and 205 exhibited no important
thermal bridges. The panel 205 is shown in
Figure 4.
Aslan 700
Steel truss
Stainless
steel
Aslan 100
Test setup
The setup consists of two facing panels that are
completely enveloped with contagious insulating panels to
form an insulated box. The box is heated with two hot air
blowers. The objective is to reach a thermal gradient between
the two concrete layers. Per panel 9 measure instruments
were used to measure the bowing manually.
Results and discussion
Due to the acting thermal gradient the panels started
bowing. Panel 202 bowed 5,53 mm, panel 201 bowed 2,19
mm, panel 204 bowed 1,25 mm and panel 205 bowed 3,28
mm. It seems that the stiffer the anchors, the greater the
thermal bowing was. After turning off the electrical heaters
the panels were investigated for cracks. All panels were
cracked, except panel 201. The fact that panel 202 cracked is
comprehensible because of the large bowing. It is difficult to
understand why panel 204 and 205 cracked under heating
because both panels were designed to behave non-composite.
A more sophisticated finite element analysis is recommended
here.
Figure 4: Thermographic picture of specimen 205
C.
FLEXURE TEST
Test specimens
Two specimens were tested under flexure. During this
experiment the load was increased in stages until failure was
achieved. The two concrete wythes were connected by steel
trusses in specimen 202 and by GFRP trusses in specimen
201. The shape and diameter (9,5 mm) of the two trusses is
identical, only the material differs. The geometry of the
anchor is given in Figure 5.
Figure 5: Details of the GFRP/Steel truss
Two rows, four trusses per row, were placed on 90 cm
from each other in each specimen. The reinforcement for
both wythes consisted of wire mesh with 150 mm x 150 mm
openings and diameter 5 mm. The bottom concrete wythe is
additionally reinforced with 6 bars of diameter 12.
Figure 3: Thermographic picture of specimen 202
Figure 6: Flexural test setup
Test setup (Figure 6)
The full-scale flexural test specimens were simply
supported on 100 mm from both ends creating a span of 5800
mm. All specimens were subjected to a four point bending
test. The force was transferred from the hydraulic jack
through the I-beams to the specimen. The beams produced
two line loads over the entire width of the specimen and 1200
mm apart from each other. Each wythe was instrumented
with measuring brackets at mid span. LVDT’s were used to
measure the displacements. During testing the displacements,
the acting load and the strains in the concrete were monitored
automatically by using a computer.
Eventually both panels failed at a moment of 46,5 kNm,
even though panel 202 exhibited more composite behavoir.
This can be explained by the fact that panel 202 failed earlier
than expected. The embedment of the steel trusses was
insufficient. Post test inspection revealed that the steel truss
failed because of pullout from the concrete wythe. Therefore
the full capacity of the anchors was not used. This is also the
reason why this panel did not show ductile behavior. For
panel 201 the anchors failed in shear so that the full capacity
was consumed. This panel proved to be more ductile
demonstrating large deformations.
III. CONCLUSIONS
The following conclusions can be drawn from this
exploratory research:
1.
2.
3.
4.
Figure 7: Load-deflection profiles ad mid-span
Results and discussion
The load-deflection curves for the two specimens were
plotted in Figure 7 together with the theoretical moment
capacity of a fully composite and non-composite section. The
deflection under own weight of the panels, until a moment of
29,2 kNm, was measured manually and assumed to be linearelastic 3 . This assumption is visible on the graph with the
measured deflections following under the action of the jack.
The behavior of both panels was only partially composite,
however after cracking the two panels behaved more and
more non-composite. It can be noticed that the panel with
steel trusses exhibited a larger composite behavior than panel
201. This shows that the composite action depends for a large
extent upon the stiffness of the shear connector. Steel has a
modulus of elasticity of 210 000 N/mm² and GFRP of 40 800
N/mm².
3
This is a wrong assumption because the two panels were already cracked
under the dead load.
The Aslan 100 anchors with a diameter of 6 mm
have a great potential.
The stiffer the anchors, the greater the thermal
bowing.
Thermographic imaging shows major thermal losses
because of using steel trusses in the composite panel
202. The use of GFRP is recommended in these
composite panels. The thermal losses in the noncomposite panel 204 were limited. The use of GFRP
in these non-composite panels is disputable.
Flexural test results indicated that the specimens
with steel trusses achieved a higher composite action
than the one with GFRP trusses. For both specimens
only partially composite action was observed due to
the large insulation thickness and the small amount
of anchors.
IV. ACKNOWLEDGEMENTS
The author would like to thank prof. dr. ir. Stijn Matthys,
prof dr. ir. Arnold Janssens, ir. Peter De Pauw and Nathan
Van Den Bossche for the opportunity to work on this subject.
The author would like to acknowledge the support provided
by Seveton and Hughes Brothers. Also the technicians of the
Laboratory Magnel in Ghent deserve a mention.
V. REFERENCES
[1] A. Einea, D. C. Salmon, M. K. Tadros and T. D. Culp,
“A new structurally and thermally efficient precast
sandwich panel system,” PCI Journal, vol. 39, p. 90-101,
1994.
[2] D.C. Salmon, A. Einea, M.K. Tadros and T.D. Culp,
“Full scale testing of precast concrete sandwich panels”,
ACI Structural Journal, vol. 94, p. 354-362, Jul-Aug
1997.
Inhoudstafel
Hoofdstuk 1
Inleiding.....................................................................................................................1-1
Hoofdstuk 2
Algemene literatuurstudie ........................................................................................2-2
2.1
Introductie .......................................................................................................................... 2-2
2.1.1
Opbouw van een geprefabriceerd sandwichpaneel .................................................... 2-2
2.1.2
Thermische weerstand van een geprefabriceerd sandwichpaneel ............................. 2-3
2.1.3
Composietactie ............................................................................................................ 2-4
2.1.3.1 Niet-composiete panelen ........................................................................................... 2-7
2.1.3.2 Composiete panelen ................................................................................................... 2-7
2.1.3.3 Half-composiete panelen ............................................................................................ 2-8
2.2
Literatuurstudie .................................................................................................................. 2-9
2.2.1
Historiek – Probleemstelling –Traditionele ankers ...................................................... 2-9
2.2.2
Invloed van ankers op de thermische weerstand ...................................................... 2-14
2.2.3
FRP ankers .................................................................................................................. 2-15
2.2.4
Bijzondere alternatieven ............................................................................................ 2-20
2.2.4.1 Type 1 ........................................................................................................................ 2-20
2.2.4.2 Type 2........................................................................................................................ 2-21
2.3
Conclusies ......................................................................................................................... 2-21
Hoofdstuk 3
3.1
Niet-composiete panelen........................................................................................3-22
Algemeenheden ............................................................................................................... 3-22
3.1.1
Materialen .................................................................................................................. 3-24
3.1.1.1 Beton ......................................................................................................................... 3-24
3.1.1.2 GFRP .......................................................................................................................... 3-24
3.1.2
Belastingen op een sandwichpaneel.......................................................................... 3-25
3.1.3
Controle van een sandwichpaneel met bijhorende verankering............................... 3-26
3.1.3.1 Nazicht in UGT .......................................................................................................... 3-26
3.1.3.2 Nazicht in GGT........................................................................................................... 3-28
3.1.4
Structurele werking van een paneel met uniform verspreide ankers ....................... 3-28
3.1.4.1 Mechanisme 1: Schijfwerking ................................................................................... 3-29
3.1.4.2 Mechanisme 2: Plaatwerking .................................................................................... 3-29
3.1.4.3 Mechanisme 3: Composietactie ............................................................................... 3-29
3.1.4.4 Toestandsgrootheden voor composietactie volgens Gastmeyer [40]...................... 3-30
3.1.4.5 Toestandsgrootheden onder plaatwerking .............................................................. 3-38
i
3.1.4.6 Toestandsgrootheden onder schijfwerking .............................................................. 3-39
3.1.5
3.2
Vierendeelligger-analogie .......................................................................................... 3-40
Analytische parameterstudie ........................................................................................... 3-42
3.2.1
Snedekrachten in een anker onder de aangrijpende belastingen ............................. 3-43
3.2.1.1 Toelichting en conclusies .......................................................................................... 3-45
3.2.2
Faalcriterium van een anker ...................................................................................... 3-48
3.2.2.1 Invloed isolatiedikte .................................................................................................. 3-48
3.2.2.1 Invloed andere parameters ...................................................................................... 3-50
3.3
Vierendeelligger-analogie................................................................................................. 3-51
3.3.1
Parameterstudie ........................................................................................................ 3-52
3.3.1.1 Snedekrachten in de ankers...................................................................................... 3-53
3.3.1.2 Snedekrachten in het buitenblad ............................................................................. 3-57
3.3.1.3 Faalcriterium ............................................................................................................. 3-60
3.3.2
Composietactie .......................................................................................................... 3-63
3.4
Besluiten structurele analyse ........................................................................................... 3-64
3.5
Thermische analyse .......................................................................................................... 3-66
3.5.1
Invloed van wapeningsnet ......................................................................................... 3-67
3.5.2
Invloed van de verankeringsdiepte van een anker .................................................... 3-68
3.5.3
Invloed van isolatietype ............................................................................................. 3-68
3.5.4
Invloed dikte binnenblad ........................................................................................... 3-69
3.5.5
Invloed isolatiedikte ................................................................................................... 3-69
3.5.6
Vergelijking met formule uit het transmissie-referentie-document ......................... 3-71
3.5.7
Berekening van U-waarde voor twee standaardpanelen .......................................... 3-73
3.5.7.1 Paneeltype 1: 5 m x 2,5 m......................................................................................... 3-73
3.5.7.2 Paneeltype 2: 6,24 m x 3,3 m.................................................................................... 3-75
3.5.8
Besluiten thermische analyse .................................................................................... 3-77
Hoofdstuk 4
4.1
Experimenteel programma .....................................................................................4-78
Afschuifproeven................................................................................................................ 4-78
4.1.1
Proefstukken van de afschuifproef ............................................................................ 4-78
4.1.2
Proefopstelling van de afschuifproef ......................................................................... 4-79
4.1.3
Resultaten en discussie .............................................................................................. 4-82
4.1.4
Besluiten .................................................................................................................... 4-86
4.2
4.2.1
Thermische proef.............................................................................................................. 4-88
Proefstukken van de thermische proef...................................................................... 4-88
ii
4.2.2
Proefopstelling van de thermische proef................................................................... 4-88
4.2.3
Kromming onder verhoogde temperatuur ................................................................ 4-92
4.2.3.1 Simulatie in Scia Engineer ......................................................................................... 4-92
4.2.3.2 Experimentele resultaten ......................................................................................... 4-96
4.2.3.3 Besluiten ................................................................................................................. 4-102
4.2.4
Thermografisch onderzoek ...................................................................................... 4-102
4.2.4.1 Thermografische camera ........................................................................................ 4-102
4.2.4.2 Resultaten en discussie ........................................................................................... 4-103
4.2.4.3 Besluiten ................................................................................................................. 4-107
4.3
Buigproef ........................................................................................................................ 4-108
4.3.1
Proefstukken van de buigproef ................................................................................ 4-108
4.3.2
Resultaten en discussie ............................................................................................ 4-112
4.3.2.1 Doorbuigingen ........................................................................................................ 4-112
4.3.2.2 Bepaling composietactie ......................................................................................... 4-117
4.3.2.3 Draagvermogen in de bezwijktoestand .................................................................. 4-119
4.3.2.4 Rekverloop .............................................................................................................. 4-120
4.3.2.5 Falen paneel ............................................................................................................ 4-123
4.3.3
Hoofdstuk 5
Besluiten .................................................................................................................. 4-124
Conclusies ............................................................................................................ 5-125
Bijlage A Parameterstudie 1................................................................................................................. 127
Bijlage B Parameterstudie 2 ................................................................................................................. 131
Bijlage C Thermische analyse ............................................................................................................... 134
Bijlage D Proefstukken afschuifproeven .......................................................................................... 5-141
Bijlage E Resultaten afschuifproeven............................................................................................... 5-151
Bijlage F Proefstukken thermische proeven en buigproeven .......................................................... 5-170
Bijlage G Thermografisch onderzoek ............................................................................................... 5-175
Bibliografie
.................................................................................................................................. 177
iii
Lijst van afkortingen en symbolen
Structureel anker
le
din
dA
BS
EA
IA
SS
EAS
AA
GA
Sy,A
Wy,A
CT
CI
CII
σRd
τRd
Effectieve buigingslengte
Inbeddingsdiepte
Diameter anker
Buigstijfheid van het anker
Elasticiteitsmodulus anker
Traagheidsmoment anker
Schuifstijfheid anker
Effectieve ankerstijfheid
Oppervlakte anker
Glijdingsmodulus anker
Eerste orde statisch moment van het anker
Weerstandbiedend moment van het anker
Trekstijfheid van het anker
Totale schuifstijfheid in eerste belastingfase (binding isolatie)
Totale schuifstijfheid in tweede belastingfase (wrijving isolatie)
Toelaatbare normaalspanning
Toelaatbare schuifspanning
mm
mm
mm
N/mm
N/mm²
mm4
N/mm
N/mm
mm²
N/mm²
mm³
mm³
N/mm
N/mm
N/mm
N/mm²
N/mm²
Structureel isolatie
Giso
diso
Aiso
µ
Eiso
Glijdingsmodulus van de isolatie
Isolatiedikte
Oppervlakte invloedsgebied rond elk anker
De wrijvingscoëfficiënt tussen beton en isolatie
De elasticiteitsmodulus van de isolatie
N/mm²
mm
mm²
N/mm²
Beton
αT
Eb
γc
IC
INC
Uitzettingscoëfficiënt beton
Elasticiteitsmodulus beton
Soortelijk gewicht van beton
Composiet traagheidsmoment van het sandwichpaneel
Niet-composiet traagheidsmoment van het sandwichpaneel
1/K
N/mm²
kN/m³
mm4
mm4
Geometrie paneel
a
b
d1
d2
z
A1
A2
L
H
Ankerafstand verticaal
Ankerafstand horizontaal
Dikte buitenblad
Dikte binnenblad
Afstand tussen de zwaartepuntassen van de twee schillen
Doorsnede voorschil
Doorsnede structurele schil
Lengte paneel
Hoogte paneel
mm
mm
mm
mm
mm
mm²
mm²
mm
mm
Belastingen en verplaatsingen
ΔT
ΔƟ
wD
Lineaire temperatuurgradiënt
Uniforme temperatuurgradiënt
Winddruk
K
K
N/m²
iv
wS
N
V
M
u
Z
Δ
Windzuiging
Normaalkracht
Dwarskracht
Buigend moment
Relatieve verplaatsing tussen twee betonschillen
Doorbuiging van een sandwichpaneel
Doorbuiging paneel onder uniforme last
N/m²
kN
kN
kNm
mm
mm
mm
Thermische parameters
R
U
̅
χ
λ
α
ψ
Warmteweerstand
Warmtedoorgangscoëfficiënt
De gemiddelde U-waarde
De punt-warmtedoorgangscoëfficiënt
Warmtegeleidingscoëfficiënt
Warmteovergangscoëfficiënt
Lineaire warmtedoorgangscoëfficiënt
m²K/W
W/m²K
W/m²K
W/K
W/Km
W/m²K
W/mK
Algemeen
κ
LVDT
GFRP
EEM
Composietgraad
Linear Variable Differential Transformer
Glass Fiber Reinforced Polymer
Eindig Elementen Model
%
-
v
Hoofdstuk 1
Inleiding
Met een toenemende energiekost en de ondervinding van de gevolgen van global warming is de
nood aan energie-efficiënt bouwen en ontwerpen zeer hoog. Een manier om de effecten van de
opwarming van de aarde te reduceren is het gebruik van de conventionele fossiele brandstoffen te
verminderen. In de bouw kan men dit verbruik verlagen door goed isolerende materialen aan te
wenden en de koudebruggen tot een minimum te beperken. De druk om energieverliezen te
reduceren in gebouwen stelt een serieuze uitdaging die internationaal herkend is. In Vlaanderen
wordt via de energieprestatieregelgeving voor bouwers (EPB) er naar gestreefd om energiezuinige,
comfortabele gebouwen te realiseren. Welke als doel heeft een aanzienlijke energiebesparing op
termijn.
Vanaf januari 2014 werden de eisen verstrengd tot een maximale warmtedoorgangscoëfficiënt (Uwaarde) van 0,24 W/m²K voor opake scheidingsconstructies: muren. In 2021 wordt de standaard
voor nieuwbouwwoningen in Vlaanderen en zelfs in heel Europa verstrengd tot bijnaenergieneutraal. De maximale U-waarde voor muren blijft echter behouden aan deze die vanaf 2014
werd opgelegd. Voor muren in passieve woningen is de eis wel strenger. Hier mag de U-waarde
maximaal 0,15 W/m²K bedragen.
De prefabindustrie wil hier niet bij stilstaan en onderzoekt eveneens naar mogelijkheden om de
thermische prestatie van betonnen sandwichpanelen te verbeteren. Het gebruik van GFRP als
verankeringsmateriaal in plaats van staal, inox en beton is één van de opties om de koudebruggen te
reduceren. Een dikkere isolatie is een tweede oplossing om de U-waarde van een paneel te
verbeteren. Beide oplossingen hebben, naast een thermische invloed, een groot effect op het
structureel gedrag van een sandwichpaneel.
1-1
Hoofdstuk 2
Algemene literatuurstudie
2.1
INTRODUCTIE
2.1.1
OPBOUW VAN EEN GEPREFABRICEERD SANDWICHPANEEL
Gevel/sandwich - panelen in gewapend beton worden al meer dan honderd jaar gebruikt. Hoewel de
materialen en methodes geëvolueerd zijn, heeft het product nog steeds zijn origineel doel maar met
verbeterde efficiëntie. Het eerste gebruik van gevelpanelen in gewapend beton was in de vorm van
“tilt-slabs”. Bij deze methode stort de aannemer het paneel in horizontale positie in een bekisting op
de positie waar het paneel finaal moet komen. Na het ontkisten wordt het paneel dan opgetild. Pas
later werden de panelen geprefabriceerd in een fabriek, getransporteerd naar de werf en daar
opgericht met behulp van kranen. Door de algemene gekende voordelen van prefabricatie, in
vergelijking met ter plaatse storten, is de interesse in dit product de laatste tiental jaren
toegenomen. Zo is de bouwsnelheid hoger omdat men bekisten en ontkisten kan vermijden in de
bouwplanning ter plaatse, de kwaliteit is beter en constanter door geconditioneerde
omstandigheden en controle, het weer heeft weinig of geen invloed op het bouwproces en het
geprefabriceerde paneel heeft een verbeterde thermische weerstand.
Isolatielaag
Binnenblad
Verankering
Buitenblad
Figuur 2-1: Algemene opbouw van een geprefabriceerd sandwichpaneel in gewapend beton [1]
Geprefabriceerde sandwichpanelen in gewapend beton bestaan uit twee betonnen
platen/schillen/bladen die gescheiden zijn door een isolatielaag. Figuur 2-1 laat de algemene opbouw
2-2
van een geprefabriceerd sandwichpaneel in gewapend beton zien. Gewoonlijk wordt de opbouw
beschreven door een opeenvolging van drie cijfers die de dikte van elke laag in het paneel
weergeven. Bijvoorbeeld een 60/80/100 paneel bestaat uit een buitenblad van 60 mm en een
binnenblad van 100 mm met daartussen een isolatielaag van 80 mm. De sandwichpanelen hebben
meerdere functies te vervullen eenmaal ter plaatse ingebouwd in/aan het structureel dragend
geraamte. Naast het overdragen en weerstaan van de verschillende belastingen moet ook de
thermische weerstand voldoende zijn evenals de water- en luchtdichtheid. Dit alles bovenop hun
misschien wel belangrijkste functie namelijk bijdragen tot de esthetiek van het gebouw.
Tegenwoordig bestaan er verschillende afwerkingsmogelijkheden van de panelen zoals glad beton,
silex, etc.
Sandwichpanelen kunnen worden ingedeeld, naargelang hun functie, als dragend of niet-dragend. In
het eerste geval maken ze deel uit van de draagstructuur en ondersteunen ze de vloerelementen. In
het tweede geval moet een opsplitsing worden gemaakt tussen zelf-dragende panelen en volledig
niet dragende panelen. Een volledig niet dragend paneel hangt of steunt aan de dragende structuur.
Terwijl een zelf-dragend paneel aan de draagstructuur wordt verankerd en enkel zichzelf hoeft te
dragen.
Hun gebruik strekt zich uit van industriegebouwen, kantoren, sporthallen, ziekenhuizen, scholen tot
residentiële gebouwen [2]. De façade van de Montclair State University, afgebeeld in Figuur 2-2,
toont aan dat via sandwichpanelen ook een esthetisch resultaat mogelijk is.
Figuur 2-2: De façade van de The Heights, een residentiële faciliteit
in Montclair State University [2]
2.1.2
THERMISCHE WEERSTAND VAN EEN GEPREFABRICEERD SANDWICHPANEEL
Betonnen sandwichpanelen bezitten een in het paneel geïntegreerde thermische isolatie die over het
volledige oppervlak doorloopt. Deze isolatie, als het ware “gesandwicht” tussen de twee betonnen
platen, levert de belangrijkste bijdrage aan de thermische weerstand van het paneel. De isolatie
wordt enkel onderbroken ter plaatse van de verankeringen. Deze onderbrekingen noemt men
koudebruggen en deze doen de thermische prestatie (U-waarde of R-waarde) van het paneel
afnemen.
2-3
Een voordeel van betonnen sandwichpanelen is de hoge thermische inertie van het betonnen
binnenblad. Als de omgevingstemperatuur toeneemt, absorbeert elk materiaal een zekere
hoeveelheid warmte. De thermische capaciteit drukt uit hoeveel warmte per m² en per °C door een
materiaal kan geabsorbeerd worden. De thermische capaciteit van een zwaar materiaal is hoger dan
van een licht materiaal. Een zwaar materiaal (beton, metselwerk) kan dus veel warmte opslaan in
tegenstelling tot een licht materiaal (hout, metaal). Analytische en experimentele studies [3] hebben
uitgewezen dat het gebruik van materialen met een hoge thermische massa leidt tot een demping en
faseverschuiving van de opwarming en afkoeling in een gebouw. Zo wordt energie gespaard.
Het resultaat van zo een computeranalyse is afgebeeld in Figuur 2-3. De linkse grafiek van Figuur 2-3
toont aan dat de piekbelastingen bij een geïsoleerd sandwichpaneel in beton 13 % lager zijn bij
opwarmen en 30 % lager bij afkoelen in vergelijking met een geïsoleerd sandwichpaneel in metaal of
hout met dezelfde U-waarde onder dezelfde omstandigheden [4]. De rechtse grafiek van Figuur 2-3
toont aan dat een toename in dikte van de binnenste betonschil leidt tot een toenemende demping
en faseverschuiving.
Figuur 2-3: Thermisch niet-stationair gedrag van een geïsoleerd sandwichpaneel in verschillende
materiaaltypes (links) - Thermisch niet-stationair gedrag van een geïsoleerd sandwichpaneel in beton voor
verschillende diktes van het binnenblad (rechts) [3] (1 inch = 2,54 cm; 1 Btu/hR. Ft² = 5,6783 W/m²K)
2.1.3
COMPOSIETACTIE
Het verbinden van de twee betonbladen door een schuifmechanisme dwars door de isolatielaag
zorgt ervoor dat de twee betonbladen, in beperkte of grote mate, kunnen samenwerken. Men kan de
sandwichpanelen, naargelang de graad van samenwerking tussen de platen of de composietactie,
indelen in drie types: de niet-composiete, de half-composiete en de volledig composiete panelen.
Een composietactie is 100 % als de schuifkrachten die ontwikkeld worden aan één van de twee
betonnen platen volledig overdraagbaar zijn naar de andere plaat doorheen de ankers. De
rekverdeling over het paneel verloopt dan continu zodat het paneel zich als het ware als een eenheid
gedraagt. Bij 0 % composietactie gedragen beide bladen van het paneel zich volledig onafhankelijk.
Figuur 2-4 toont het verschil aan tussen een niet-composiet en volledig composiet paneel. Bij het
niet-composiet paneel glijden de bladen over elkaar zonder schuifkrachten op te wekken. Terwijl bij
2-4
het composiet-paneel de verankering voor de overdracht van de schuifkrachten zorgt waardoor de
vervormingshypothese van Bernoulli geldig is.
Figuur 2-4: Niet-composiet versus composiet gedrag
Een toename van de composietactie tussen de twee betonplaten leidt tot een grotere structurele
capaciteit van het paneel en dus een grotere structurele efficiëntie. Onderstaande Figuur 2-5 toont
het kwalitatief verschil aan in structurele efficiëntie tussen de drie paneeltypes. Hoewel composiete
panelen vele voordelen hebben, mogen onderstaande nadelen niet over het hoofd gezien worden.
Figuur 2-5: Algemeen last-verplaatsingsdiagram van de drie verschillende
paneeltypes (niet-composiet, half-composiet en volledig composiet) [5]
Een temperatuurgradiënt of krimp zorgt ervoor dat het buiten- of binnenblad verkort of verlengt ten
opzichte van het andere blad. Als de bladen verbonden zijn met elkaar zorgt deze differentiële
vervorming voor buigen van het paneel. Buigen is een heel ingewikkeld fenomeen met veel
onzekerheden zodat de mate van buigen niet exact kan worden voorspeld [6]. Onderzoekers zijn het
wel eens over de volgende stelling: hoe hoger de composietgraad, hoe meer het paneel zal buigen
[7]. In sommige gevallen kunnen de secundaire effecten van buigen het ontwerp van composiete
panelen domineren. Bij de niet-composiete panelen zal geen buigen optreden omdat een verschil in
rek tussen de twee bladen niet getransfereerd wordt. Beide bladen vervormen onafhankelijk.
2-5
Onderstaande Figuur 2-6 geeft het verloop van buigen in functie van een uniforme
temperatuurgradiënt, tussen buiten- en binnenblad, weer voor de drie paneeltypes.
Figuur 2-6: Thermisch buigen van de verschillende paneeltypes [5]
Naast buigen vertonen de composiete panelen het nadeel een lage thermische weerstand te
bezitten. Om een hoge composietactie te bewerkstelligen zijn een groot aantal ankers nodig. Deze
ankers vormen koudebruggen die de thermische weerstand van het paneel doen dalen. Bij een nietcomposiet paneel daarentegen moet de verankering enkel het “nutteloze” gewicht van het
buitenblad dragen en de overdracht van schuifkrachten zoveel mogelijk vermijden. Het aantal ankers
wordt zo tot een minimum beperkt. Dit draait uit in een kleiner aantal koudebruggen en een betere
thermische weerstand voor de niet-composiete panelen
Vaak worden de composiete panelen gebruikt als dragende wanden terwijl de niet-composiete
panelen eerder hun toepassing vinden als zelf-dragend paneel. Figuur 2-7 laat het verschil zien
tussen deze twee bouwconcepten. Het vergelijken van composiete en niet-composiete panelen is
dus moeilijk door hun verschillend toepassingsgebied. Composiete panelen worden echter ook
toegepast in het traditionele bouwconcept. Dit bijvoorbeeld als het paneel een grondkerende functie
dient te vervullen.
Figuur 2-7: Twee verschillende bouwconcepten voor gebruik van sandwichpanelen [8]
2-6
Hieronder worden de drie verschillende paneeltypes nog eens grondig uiteengezet.
2.1.3.1 NIET-COMPOSIETE PANELEN
Een niet composiet-paneel bestaat uit twee betonnen platen die onafhankelijk van elkaar werken. Er
is algemeen een structureel binnenblad en een niet-structureel buitenblad. Het eerste genoemde is
het dikste van de twee en draagt meestal het andere. Het niet-structureel buitenblad heeft enkel een
esthetische functie en dient als ballast voor het binnenblad. Hier tracht men de thermische
vervormingen of krimp van het buitenblad zo weinig mogelijk te verhinderen door te kiezen voor
flexibele discrete ankers. Zo vermijdt men ongewenste schuifkrachtoverdracht. Het aantal ankers
wordt tot een minimum beperkt zodat het aantal koudebruggen ook beperkt is, resulterend in een
superieure thermische efficiëntie. De structurele weerstand van een niet-composiet paneel bestaat
uit de som van de draagvermogens van beide bladen. De aangrijpende belasting wordt verdeeld over
beide bladen in overstemming met de relatieve stijfheid van elke plaat. Beide platen nemen dus een
fractie van het aangrijpende resulterend moment M op. De spanning-rek verdeling is discontinu en
vertoont een sprong ter plaatse van de isolatie, zie Figuur 2-8.
Figuur 2-8: Verdeling van de interne momenten en resulterend
spanning-rekdiagram voor een niet-composiet paneel [5]
2.1.3.2 COMPOSIETE PANELEN
Composiete panelen zijn zo gemaakt dat de twee betonnen platen samenwerken om de belastingen
op te nemen en vervolgens over te dragen. Het paneel werkt als het ware als een eenheid, zie Figuur
2-9. Dit kan slechts worden verwezenlijkt als de schuifkrachten volledig kunnen worden
overgedragen tussen de twee platen. Met andere woorden kan je het paneel vergelijken met een Iligger. De verankering stelt de lijfplaat voor terwijl de betonnen platen als flenzen werken. Dit creëert
een paneel dat heel goed bestand is tegen laterale lasten. De twee betonbladen zijn meestal even
dik. Nadeel van deze panelen is dat thermische vervormingen en krimp van het buitenblad wordt
verhinderd door het binnenblad. Het voordeel van dit type is dat de panelen dunner kunnen worden
ontworpen zodat het structureel gewicht lager is, er meer bruikbare ruimte is binnenin een gebouw
en een kleinere en goedkope uitrusting nodig is om de panelen te installeren. Om een composiet
paneel te produceren moeten de ankers voldoende stijfheid en sterkte bezitten. Vaak wordt gekozen
voor continue verankeringen zoals een stalen tralieligger of betonnen zones. Voor een volledig
composiet paneel is de spanning-rek verdeling uniform over de hele sectie. De volledige sectie neemt
als een eenheid de aangrijpende externe belasting en resulterend moment M op.
2-7
Figuur 2-9: Verdeling van de interne momenten en resulterend
spanning-rekdiagram voor een composiet paneel [5]
2.1.3.3 HALF-COMPOSIETE PANELEN
De analyse van een half-composiet paneel is niet zo eenvoudig en voor de hand liggend. Het gedrag
van zo een paneeltype is afhankelijk van de relatie tussen de relatieve stijfheid van de twee betonnen
platen en de ankers. Een voorstelling van de complexiteit wordt weergegeven in onderstaande Figuur
2-10. Elke plaat wordt onderworpen aan een moment (M1 en M2), zoals bij de niet-composiete
panelen, maar verder grijpen er ook axiale krachten aan (C en T). Het is deze combinatie van
inwendige snedekrachten die evenwicht maakt met de aangrijpende belasting. Het extern
resulterend moment M, is dus gelijk aan M1 + M2 + T.z. Met z de inwendige hefboomsarm. Verder
vergt het langsevenwicht dat T en C aan elkaar gelijk zijn. Einea [9] definieert een partieel composiet
paneel als een paneel waarvan de verankering tussen de 0 en 100 % van de schuifkrachten kan
overdragen.
Figuur 2-10: Verdeling van de interne momenten en resulterend
spanning-rekdiagram voor een half-composiet paneel [5]
2-8
2.2
LITERATUURSTUDIE
2.2.1
HISTORIEK – PROBLEEMSTELLING –TRADITIONELE ANKERS
Figuur 2-11: Dubbel-T sandwichpaneel [6]
In de jaren 60 werden de geprefabriceerde gevelpanelen geïntroduceerd als dubbele-T
sandwichpanelen. De verankering werd bereikt door doorlopende betonnen zones die een vlakke
plaat verbinden met een dubbele T-plaat. Zo werd een robuuste muur bekomen met thermisch
ondermaatse prestaties. Om de esthetiek te verbeteren werden de dubbele – T platen vervangen
door vlakke platen. Zoals in dubbele-T sandwichpanelen werd de verankering bereikt door
doorlopende betonnen zones. Het gebruik van betonnen zones als verankering is de eenvoudigste en
structureel efficiëntste verankering die er bestaat.
Figuur 2-12: Drie traditionele types verankeringen [10]
Niet veel later werden stalen verankeringen geïntroduceerd om de betonnen zones te vervangen.
Een van de eerste studies op sandwichpanelen werd uitgevoerd door Pfeiffer en Hanson [11]. De
studie omvatte 50 panelen met verschillende verankeringen. Op deze panelen werd een buigproef
uitgevoerd. De resultaten toonden aan dat de stalen vakwerkvormige verankeringen structureel
beter zijn dan de stalen discrete rechte verankeringsstaven. De studie toonde ook de structurele
sterkte van betonnen ribben aan. De panelen met enerzijds een stalen en anderzijds een betonnen
verankering leverden respectievelijk een composietactie van 40 % en 70 %. Maar het gebruik van
stalen verankeringen leverde wel een hogere thermische weerstand van de sandwichpanelen op,
hoewel nog steeds belangrijke koudebruggen optraden [12]. Staal heeft ook het nadeel gevoelig te
zijn voor corrosie. Daarom kiest men vandaag vooral voor RVS. De warmtegeleiding van RVS, 17
W/mK, is iets lager dan die van staal, 50 W/mK.
2-9
Buigproeven door Bush en Stine [13] toonden aan dat een significant deel van de schuifkrachten
werd getransfereerd via de ingebouwde hardware, noodzakelijk om de panelen te hijsen na
productie, en de aanwezige betonnen ribben. In onderstaande Figuur 2-13 is het paneel P-NCF
voorzien van enkele discrete stalen staven, maar toch bleek dit paneel een hoge composietgraad te
vertonen. Dit is te wijten aan de aanwezige betonnen ribben en hardware. Bovendien werden in de
vakwerkankers van de panelen P-CF3 en P-CF4 heel kleine krachtjes opgemeten. Dit wijst er ook op
dat de meeste schuifkrachten werden overgedragen via de betonnen ribben en ingebouwde
hardware. Bij de panelen M-CF2, M-CF3 en M-CFT werden deze elementen geëlimineerd zodat enkel
de vakwerkankers voor de schuifkrachtoverdracht zorgden. In onderstaande Figuur 2-13 is het
paneel M-CFT gefabriceerd met transversale vakwerken terwijl M-CF2 en M-CF3 met longitudinale
vakwerken zijn voorzien. De resultaten toonden aan dat met longitudinaal georiënteerde
vakwerkankers een composietgraad van 100 % mogelijk is. De transversale vakwerken scoorden
duidelijk minder.
Figuur 2-13: Percentage composietactie voor verschillende schikkingen van een stalen vakwerkverankering
[13]
De proefresultaten van Pessiki et al. [14] toonden eveneens aan dat betonnen regio’s in een
sandwichpaneel verantwoordelijk zijn voor een groot deel van de composietactie. Pessiki voerde
laterale belastingstesten uit op vier full-scale sandwichpanelen. De verankering van het eerste paneel
(prototype) bestond uit regio’s van beton die de isolatielaag penetreerden, metalen M-ties en
hechting tussen isolatie (isolatietype niet vermeld) en beton. De graad van composietactie
ontwikkeld door elk schuifkrachtoverdracht mechanisme werd dan onderzocht door drie bijkomstige
panelen te testen die elk afzonderlijk een mechanisme voor schuifkrachtoverdracht bevatten. Het
prototype gedroeg zich 100% composiet, het paneel met betonnen zones 92 %, het paneel met M-tie
ankers 10 % en het paneel met enkel hechting tussen isolatie en beton en zonder andere verankering
5 %. De stalen M-tie verbindingen en de hechting tussen isolatie en beton droegen dus slechts
2-10
beperkt bij tot het composiet gedrag. Figuur 2-14 toont het vereenvoudigd last-verplaatsingsdiagram
van de vier proefstukken.
Figuur 2-14: Initiële ongescheurde stijfheden van alle geteste panelen + theoretische stijfheid van een
volledig composiet en een niet-composiet paneel (1 in. = 25.4 mm, 1 lb =4.448 N) [14]
Bush en Stine [13] testten verder ook het vermoeiingsgedrag van panelen met stalen vakwerkankers
onder een cyclische belasting. Deze testresultaten toonden aan dat de stijfheid van het paneel
slechts 15 % afnam na 55 000 belastingscycli, zie Figuur 2-15. Deze afname werd veroorzaakt door
degradatie van de hechting tussen isolatie en beton. Hoewel de schuifkrachtoverdracht via de
isolatie afnam, nam deze via de ankers, zij het in mindere mate, toe. De testresultaten toonden ook
aan dat door de interne redundantie van het vakwerk een herverdeling van de schuifkrachten
mogelijk is na het knikken of vloeien van enkele diagonalen.
Figuur 2-15: Stijfheidsverlies onder een cyclische belasting [13]
Het gedrag van sandwichpanelen met een stalen vakwerkverbinding onder zowel excentrische
belasting [15] als onder axiale belasting [16] is onderzocht door Benayoune et al.. Het gedrag van de
2-11
beproefde sandwichpanelen onder deze twee belastingtypes was bijna volledig composiet tot falen.
In Figuur 2-16 is het rekverloop afgebeeld voor verschillende excentrische lasten. Er werd slechts een
kleine discontinuïteit vastgesteld in de rekverdeling doorheen de isolatielaag. Benayoune et al.
stelden ook een EEM4 op om het gedrag van de sandwichpanelen te voorspellen en te vergelijken
met de experimentele resultaten. Deze bleken goed met elkaar overeen te stemmen.
Figuur 2-16: Rekvariatie doorheen het sandwichpaneel met stalen verankering onder een excentrische
belasting [15]
Benayoune et al. [17] hebben eveneens het structureel gedrag onderzocht van panelen die in één en
twee richtingen dragen en hierbij voorzien zijn van een stalen vakwerkverankering. Dit onderzoek
gebeurde experimenteel en theoretisch. Sandwichpanelen gedragen zich als een één richting
dragend systeem als de verhouding van de hoogte tot de breedte groter is dan 2.67. De
sandwichpanelen gedragen zich als een twee richting dragend systeem wanneer de verhouding van
de hoogte tot de breedte kleiner is dan 1. De verhoudingen die zich tussen beide waarden bevinden
gedragen zich tussen de twee systemen in. Testresultaten tonen aan dat de manier van falen en het
scheurpatroon van sandwichpanelen gelijkaardig is aan dit van conventionele massieve betonnen
panelen. Ze faalden door het vloeien van de wapening in de trekzone en dit gepaard gaande met
wijde scheuren die zich loodrecht op de richting van de trekspanningen bevinden. De
composietgraad nam af met toenemende last en toenemend aantal scheuren zodat uiteindelijk een
half-composiet paneel werd bekomen in de uiterste grenstoestand. Benayoune et al. stelden een
eindig elementen model op in LUSAS om het rekgedrag en de doorbuiging te vergelijken met de
experimentele resultaten. Voor de twee richting dragende panelen was gekozen voor een 3D-model
en voor een één richting dragend paneel voor een 2D-model. Onderstaande Figuur 2-17 geeft de
experimentele, theoretische en EEM resultaten weer voor een één richting dragend sandwichpaneel.
Het EEM en de experimentele resultaten vertonen gelijkaardige resultaten. Een hoge graad aan
composietactie is mogelijk bij het gebruik van stalen vakwerkankers.
4
EEM: eindig elementen model.
2-12
Figuur 2-17: Last-verplaatsingsdiagram van een één richting dragend sandwichpaneel met stalen verankering
[17]
In de jaren 80 werden de niet – composiete panelen geïntroduceerd. Deze bevatten een beperkt
aantal ankers en dus isolatiedoorboringen om zo het aantal koudebruggen in een paneel te doen
afnemen. Als verankering voor dit type kan een keuze gemaakt worden uit betonnen zones en stalen
spelden om het “nutteloze” gewicht van de buitenplaat naar de structurele binnenplaat over te
dragen. Ondanks hun lage structurele capaciteit werden deze panelen toch populair. Dit te wijten
aan hun esthetische mogelijkheden en verbeterde thermische weerstand. In België worden de nietcomposiete panelen voorlopig nog het meest geproduceerd. Figuur 2-18 toont een veelgebruikt
systeem.
Figuur 2-18: Inox verankering voor een niet-composiet paneel [18]
De niet-metallische verankeringen zetten op het einde van de jaren 80 hun eerste stappen op de
markt om volledig thermisch efficiënte, niet-composiete panelen te produceren. Vandaag zijn het
Duitse Schöck-Thermoanker en het Amerikaanse Thermomass-anker twee veelgebruikte ankertypes.
Beide ankers, afgebeeld in Figuur 2-19, zijn vervaardigd uit glasvezel versterkte kunststof.
2-13
Figuur 2-19: GFRP ankers voor een niet-composiet paneel [18]
Eind jaren 80, waren structurele en thermische efficiëntie invers aan elkaar gerelateerd. Verbeteren
van één van deze twee aspecten was ten koste van het andere. De meerderheid van de
sandwichpanelen kan men onderverdelen in twee groepen: 1) De energie-efficiënte, niet-composiete
sandwichpanelen met een lage structurele capaciteit. 2) De structureel efficiënte, composiete
sandwichpanelen met stalen of betonnen verankeringen tussen de platen en een lage thermische
weerstand.
2.2.2
INVLOED VAN ANKERS OP DE THERMISCHE WEERSTAND
Het gebruik van staal en beton als verankeringsmateriaal in sandwichpanelen reduceert de
thermische prestatie van de gebouwschil. Deze materialen geleiden warmte veel beter dan isolatie
zodat koudebruggen worden gecreëerd. Volgens McCall [19] zijn koudebruggen het fenomeen
waarbij warmte zich een weg baant door elementen die de laagste warmteweerstand bezitten. Staal
heeft een warmtegeleiding die 1500 keer groter is dan de meest gebruikte isolatietypes. Resultaten
van McCall tonen aan dat, hoewel staal slechts 0,01 % van het totale paneeloppervlak omvat, de
thermische weerstand van het paneel met 7 % wordt gereduceerd. Een combinatie van 0,08 % staal
en 21.25 % beton reduceert de thermische weerstand met 77%.
Figuur 2-20 toont de invloed van doorlopende betonnen zones op de thermische weerstand van een
paneel met verschillende verankeringsmaterialen. Figuur 2-21 toont de invloed van het
ankermateriaal en bijhorende procentuele sectie op de thermische weerstand van een paneel zonder
doorlopende betonnen zones. Uit Figuur 2-20 kan men besluiten dat het materiaaltype niet
belangrijk is bij grote percentages doorlopend beton en uit Figuur 2-21 kan men besluiten dat voor
een paneel zonder betonnen zones een verankering in FRP veruit de beste keuze is op thermisch
vlak.
Figuur 2-20: Invloed van % doorlopende betonzones met 0,05 % ankers
op thermische weerstand van een sandwichpaneel [20]
2-14
Figuur 2-21: Invloed van % verankering op thermische weerstand
van een sandwichpaneel met enkel ankers [20]
Onderstaande Figuur 2-22 toont de stationaire temperatuurverdeling rond een staaf in een
sandwichpaneel voor drie verschillende materiaaltypes van de staaf (RVS, traditioneel
wapeningsstaal en GFRP).
Traditioneel wapeningsstaal
RVS
GFRP
λ = 60 W/mK
λ = 15 W/mK
λ = 0,5 W/mK
Figuur 2-22: Stationaire temperatuurverdeling in de omgeving van een anker in staal, RVS en GFRP [21]
Met deze gedachten in het hoofd en met de steeds strengere normen lijkt het interessant om de
overstap van staal en beton naar glasvezel versterkte kunststof te maken.
2.2.3
FRP ANKERS
Volgens McCall [19] kan de thermische weerstand met 40 % dalen te danken aan de hoeveelheid
warmte die door de metalen en betonnen verankeringen wordt geleid. Sinds de jaren 80 is dan ook
volop onderzoek uitgevoerd naar een verankering die aan de volgende eigenschappen voldoet:



De verankering moet sterk en stijf zijn om voldoende composietactie te ontwikkelen;
De verankering moet een lage thermische geleidbaarheid hebben;
Beton mag de isolatie niet penetreren.
Eén van de mogelijkheden is het gebruik van een verankering in FRP5. Deze materialen bezitten
uitstekende thermische en mechanische eigenschappen. In vergelijking met staal bezit FRP een
verhouding sterkte op massa die 10 – 15 keer groter is. Daarnaast is FRP ook bestand tegen corrosie
FRP: vezel versterkte composieten. In deze scriptie wordt dan vooral glasvezel (GFRP) en koolstofvezel (CFRP)
bedoeld.
2-15
en heeft het een hoge vermoeiingsweerstand. De thermische efficiëntie van dit materiaal werd in
bovenstaande paragraaf al bewezen.
Figuur 2-23: Eerste generatie van het NU-tie anker [22]
In 1997 voerde Salmon et al. [23], [22] analytisch en experimenteel onderzoek uit naar het gebruik
van een GFRP verankering in sandwichpanelen. De verankering, afgebeeld in Figuur 2-23, bestaat uit
een GFRP staaf die helicaal rond wapeningstaven of voorspanstrengen wordt gewikkeld zodat een
vakwerk ontstaat dat zowel thermisch als structureel efficiënt is. Salmon et al. kwamen aan de hand
van full-scale buigproeven tot het besluit dat met dit type verankering panelen kunnen worden
verwezenlijkt met een composietactie tot 84 %. Voor de testpanelen met stalen vakwerkankers werd
een composietactie tot 88 % opgemeten. De thermische weerstand van een paneel met deze GFRP
verankering bleek minimum 1,11 tot 1,19 keer beter dan voor een zelfde paneel met stalen
vakwerkankers en minimum 1,75 tot 1,88 keer beter dan voor een zelfde paneel met doorlopende
betonnen zones. De resultaten tonen aan dat de eerste twee eisen worden voldaan voor FRP. De
derde eis vereist voorzorgen gedurende productie.
Om de interactie tussen isolatie (EPS) en beton te evalueren werden panelen getest door Salmon et
al. aan de hand van buigproeven met en zonder een tussenlaag. Deze tussenlaag belemmert de
binding tussen isolatie en beton. Voor de proefstukken zonder tussenlaag werden lagere rekken in de
GFRP staven opgemeten voor een gegeven belasting in vergelijking met de ontbonden proefstukken.
De isolatie droeg dus significant bij tot de overdracht van de schuifkrachten. Uit kleine buigproeven
bleek dat de composietgraad voor de proefstukken met ontbonden isolatie (proefstuk 1) 65 %
bedraagt in tegenstelling tot 81 % voor de proefstukken met gebonden isolatie (proefstuk 1A). Het
last-verplaatsingsdiagram van beide proefstukken wordt afgebeeld in Figuur 2-24.
2-16
Figuur 2-24: Last-verplaatsingsdiagram voor proefstuk 1A zonder tussenlaag en proefstuk 1 met tussenlaag
[23]
Bovenstaand onderzocht ankertype werd in 1995 gepatenteerd als het NU-tie type, wat een
afkorting is voor Nebraska University. Vandaag is het anker al aan zijn vijfde generatie toe [24], [25].
De configuratie van het anker is de afgelopen 20 jaar steeds verfijnd naar de wensen van een kostefficiëntere productie van de sandwichpanelen. De verankering kende zijn doorbraak als een
vakwerk met lussen en bestaat vandaag uit een vlak vakwerk, zie Figuur 2-25.
Figuur 2-25: Vijfde generatie van het NU-tie anker [24]
In 2003 Introduceerde Altusgroep een tweede ankertype, een CFRP grid, dat aan de drie
vooropgestelde eisen voldoet. Figuur 2-26 toont dit anker. Koolstofvezel heeft een geleidbaarheid
die gelijk is aan 14 % van die van staal. Hiermee wordt de isolatiewaarde van het paneel behouden
en ontstaan nauwelijks meetbare koudebruggen. Het grid wordt onder een hoek van 45°
georiënteerd zodat een vakwerkmechanisme ontstaat. Frankl et al. [10] onderzochten het gedrag van
full-scale sandwichpanelen voorzien van dit CFRP grid onder axiale en cyclische laterale belasting. Ze
kwamen tot het besluit dat 100 % composietactie mogelijk is met zowel EPS als XPS isolatie, hoewel
de panelen met EPS-isolatie een grotere schuifweerstand vertoonden en een hogere composietactie.
2-17
Figuur 2-26: Voorstelling van het CFRP grid gebruikt door Altusgroep [10]
Hassan et al. [26] analyseerden de experimentele resultaten van Frankl et al. [10] en bepaalden de
schuifweerstand van de CFRP grids bij gebruik van XPS of EPS isolatie. De schuifweerstand bij XPS
bedroeg 34 kN/m en die bij EPS bedroeg 70 kN/m. Het verschil in beide waarden is te wijten aan de
superieure binding van EPS met beton in tegenstelling tot XPS. Tijdens inspectie van de panelen na
de proeven kon de XPS-isolatie, in tegenstelling tot de EPS-isolatie, gemakkelijk worden verwijderd
aangezien ze volledig was losgekomen van de betonnen bladen.
Figuur 2-27: GFRP grid [29]
Hoewel de CFRP grids succesvol worden gebruikt, blijkt dat GFRP het potentieel heeft om
gelijkaardige ankers te produceren en dat voor een lagere prijs. Daarnaast is de thermische
geleidbaarheid van glasvezel lager dan van koolstofvezel. Soriano en Rizkalla [29] introduceerden een
GFRP grid, afgebeeld in Figuur 2-27, in 2013. Figuur 2-28 toont de moment-doorbuigingscurves, die
het resultaat zijn van een vierpuntsbuigproef, voor twee gelijkaardige panelen met EPS-isolatie
waarvan enkel het gridmateriaal verschilt (CFRP en GFRP). Beide curves verlopen gelijkaardig.
Hoewel GFRP een bros materiaal is zonder vloeigrens werd toch ductiel gedrag waargenomen tijdens
alle buigproeven.
2-18
Figuur 2-28: Resultaten van de buigproeven: links de composietactie en rechts de vergelijking tussen CFRP en
GFRP grid [29]
Om het gedrag van een sandwichpaneel te voorspellen moet het gedrag van elk gebruikt anker goed
gedefinieerd zijn. Naito et al. [27] onderzochten daarom de schuifweerstand van veertien
verschillende verankeringstypes aan de hand van afschuifproeven. De gemiddelde sterkte varieerde
van 5,5 tot 18,4 kN voor discrete verankeringen en van 17,2 tot 57,8 kN/m voor continue
verankeringen. De verankeringen gedroegen zich elastisch-bros, elastisch-plastisch en plastischverhardend. In Figuur 2-29 zijn de verschillende geteste ankers afgebeeld en Figuur 2-30 toont hun
bijhorend last-verplaatsingsdiagram.
Figuur 2-29: Verschillende ankers getest door Naito et al. [28]
Figuur 2-30: Resultaten van de afschuifproeven voor de discrete (links)
en de continue ankers (rechts) [27] (1 in. = 25.4 mm, 1 lbf =4.448 N)
2-19
2.2.4
BIJZONDERE ALTERNATIEVEN
2.2.4.1 TYPE 1
In een poging om de thermische efficiëntie van sandwichpanelen te verbeteren onderzochten Pessiki
et al. [30], [31], [32] het gebruik van sandwichpanelen met drie betonplaten en twee isolatielagen.
Deze drie platen zijn verbonden met elkaar door betonnen zones. De betonnen verankeringen
worden gebruikt om zowel de schuifkrachten over te dragen als om de verschillende hardware in het
paneel te monteren die handig zijn bij transport, montage en verhandeling. De verbindingen tussen
opeenvolgende betonnen platen zijn echter geschrankt zodat het totale thermische pad door het
beton wordt verlengd. Dit zorgt voor een reductie van de koudebruggen. Deze panelen presteren op
thermisch vlak 30 tot 50 % beter dan de sandwichpanelen met twee betonplaten. De R-waarde van
het paneel neemt toe als de overlap van de twee isolatieplaten toeneemt in lengte. De dikte van de
betonplaten heeft geen invloed op de R-waarde. Pessiki en Lee onderzochten eveneens de
composietactie van twee verschillende paneelconfiguraties onder een uniforme last. Figuur 2-31
toont de twee configuraties en Figuur 2-32 het bijhorende last-verplaatsingsdiagram. Paneel 1
gedroeg zich 79 % composiet en paneel 2 94 %. Paneel 2 slaagde er dus beter in de doorsnede
volledig te mobiliseren om het buigend moment op te nemen.
Figuur 2-31: Twee verschillende configuraties van voorgespannen betonnen sandwichpanelen met drie
betonplaten [31]
Figuur 2-32: Last-verplaatsingsdiagram van beide configuraties [31]
(1 in. = 25,4 mm; 1 lb = 4,448 N)
2-20
2.2.4.2 TYPE 2
De bedoeling van Pantelides et al. [33] was om een paneel te maken dat, naast thermisch efficiënt,
volledig composiet is zodat de betonplaten samenwerken om de belastingen te weerstaan. Om dit
doel te bereiken werd gebruik gemaakt van GFRP schalen als verankering. Opeenvolgende GFRP
schalen werden met elkaar verbonden door doorlopende stalen staven zodat een continue hybride
kooi ontstond zoals afgebeeld in Figuur 2-33. Deze continue kooi werd dan in het beton gestort tot
een sandwichpaneel zoals afgebeeld in Figuur 2-34. De composietactie van de geteste panelen
bedroeg 97 % tot 99 %. Deze composietgraad werd berekend door het faalmoment te delen door het
theoretische moment uitgaande van volledig composiet gedrag.
Figuur 2-33: Hybride GFRP/staal kooi als verankering (links); opeenvolgende schalen met doorlopende staven
waarin isolatie is voorzien (rechts) [33]
Figuur 2-34: Doorsnede van proefstuk voorzien van hybride GFRP/staal kooi als verankering [33]
2.3
CONCLUSIES
Uit de literatuurstudie kan men besluiten dat al heel wat gegevens bekend zijn over het gebruik van
GFRP als koppeling in geprefabriceerde sandwichpanelen. Zowel voor de composiete als voor de nietcomposiete panelen is het gebruik van de glasvezelankers niet nieuw. Verschillende
prefabproducenten over de hele wereld maken er al gebruik van. In deze scriptie werd een
verkennend analytisch (Hoofdstuk 3) en experimenteel (Hoofdstuk 4) onderzoek gevoerd, zowel op
thermisch als op structureel vlak, naar het gebruik van GFRP ankers. De resultaten van deze scriptie
zijn zeker geen pleidooi, maar eerder een inleidend onderzoek naar de mogelijkheden van GFRP in
geprefabriceerde sandwichpanelen.
2-21
Hoofdstuk 3
Niet-composiete panelen
3.1
ALGEMEENHEDEN
In dit hoofdstuk wordt voornamelijk het gedrag van niet-composiete panelen besproken en
onderzocht. De koppeling tussen het structurele dikke binnenblad en het dunne buitenblad kan
traditioneel gerealiseerd worden door het gebruik van draaganker(s) in combinatie met enkele
ondersteunende spelden (systeem A en B in Figuur 3-1). Een andere recentere verankering is het
gebruik van uniform verspreide wapeningstaven uit GFRP (systeem C in Figuur 3-1). In beide
systemen worden discrete ankers gebruikt, maar Figuur 3-1 toont aan dat er een duidelijk verschil is
in paneelconfiguratie tussen het systeem A en B en het systeem C.
Figuur 3-1: Drie verschillende verankeringen voor niet-composiete panelen [18]
Hoewel beide systemen niet-composiet zijn is de filosofie achter elk systeem verschillend. Het
systeem A en B gaat uit van één centraal stijf punt waarrond alle thermische vervormingen en krimp
“vrij” kunnen optreden om op deze manier zo weinig mogelijk spanningen in het buitenblad op te
wekken. In A is dit centraal stijf punt ter plaatse van het manchetanker en in B is dit ter plaatse van
3-22
het horizontaal plaatanker. Om de belastingen over te dragen wordt in dit systeem gebruik gemaakt
van drie verschillende types ankers:



Het manchetanker;
Het plaatanker;
De haarspelden.
Elk ankertype heeft zijn eigen functie bij de afdracht van de verschillende belastingen. Naast een
onderverdeling in ankertypes wordt daarom ook een onderverdeling gemaakt in functies:



Het draaganker: dit anker draagt het gewicht van het buitenblad;
Het torsieanker: dit anker heeft als functie het roteren van het buitenblad rond het
draaganker tegen te gaan;
Het ondersteunende anker: dit anker neemt de normaalkrachten op die ontstaan ten gevolge
van windzuiging.
Voor het systeem C hebben alle ankers dezelfde functies. De uniform verspreide staven moeten het
buiten- en binnenblad met elkaar verbinden, de krachten die op het buitenblad werken naar het
binnenblad transfereren en dit allemaal zonder thermische vervormingen of krimp van het
buitenblad te belemmeren. In dit systeem is geen specifiek centraal stijf punt voorzien. Hoofdstuk 3
is voornamelijk toegespitst op de werking van het niet-composiet systeem C.
Figuur 3-2 illustreert de gebruikte termen in deze scriptie.
Figuur 3-2: Nomenclatuur niet-composiet sandwichpaneel (systeem C)

Wand met dikte dW
 Structureel/dragend binnenblad/plaat of schil: dikte d2
 Isolatielaag: dikte diso
 Architecturaal buitenblad/plaat of schil: dikte d1
3-23


Paneelafmetingen
 Hoogte H
 Lengte L
Anker
 Diameter dA
 Traagheidsmoment IA
 Oppervlakte AA
 Ankerafstanden
 Afstand a in de lengte
 Afstand b in de hoogte
3.1.1
MATERIALEN
3.1.1.1 BETON
Het beton dat gebruikt moet worden voor de sandwichpanelen is terug te vinden in Eurocode 2 [34].
De minimum betonsterkteklasse is C30/37. Verder wordt ook een minimum betondekking van 30
mm voorgeschreven. Een kleinere dekking levert kans op corrosie van de ingebetonneerde
wapeningsnetten. De betonwapening voor de sandwichpanelen, klasse BE 500 S, is in
overeenstemming gekozen met Eurocode 2.
Het buitenblad heeft enkel een esthetische functie zodat de producent dit zo dun mogelijk wil
ontwerpen. Een 6 cm dik buitenblad lijkt een minimum en is eigenlijk in tegenstrijd met
bovenstaande eis want bij een courant wapeningsnet met diameter 5 mm is de dekking aan beide
zijden slechts 2,5 cm. Dit wordt verduidelijkt in onderstaande Figuur 3-3.
Figuur 3-3: Verduidelijkende tekening van het buitenblad met wapeningsnet
Opdat het binnenblad de vervormingen van het buitenblad zou tegenwerken en niet omgekeerd,
moet de dikte van het eerstgenoemde blad minimaal 1,5 keer zo dik zijn als laatstgenoemde blad
[35].
3.1.1.2 GFRP
Een glasvezelanker bestaat uit in de lengterichting georiënteerde vezels die omgeven zijn door een
harsmatrix. De vezels geven het materiaal zijn sterkte en stijfheid in de vezelrichting. De weerstand
tegen krachten loodrecht op de vezelrichting is minder omdat in geval van breuk het hars hier
bepalend is. Hetzelfde structureel gedrag doet zich voor bij hout.
Het mechanisch gedrag van glasvezelankers is lineair elastisch tot aan het breekpunt, zie Figuur 3-4.
De elasticiteitsmodulus bedraagt tussen de 30 000 - 60 000 N/mm² en de treksterkte ligt boven de
1000 N/mm². De breuk is bros bij een trekproef en er worden geen plastische vervormingen
3-24
waargenomen zoals het geval is bij staal. Een met dit materiaal gewapende betonconstructie
gedraagt zich echter wel ductiel en vertoont grote scheurwijdten en vervormingen alvorens falen. In
vergelijking met staal is de schuifweerstand van GFRP heel wat lager.
Figuur 3-4: Spannings-vervormingsdiagram van Schöck ComBAR® in vergelijking met staal [21]
3.1.2
BELASTINGEN OP EEN SANDWICHPANEEL
Bij sandwichpanelen kunnen permanente en tijdelijke belastingen worden onderscheiden. Ook dient
men een onderscheid te maken in de belastingen die aangrijpen tijdens de montagefase en deze die
aangrijpen tijdens de gebruiksfase. In deze scriptie wordt geen rekening gehouden met
montagespanningen. De belastingen zijn deels gebaseerd op Eurocode 1 [36] en op gegevens uit
productfiches van sandwichpanelen. In de gebruiksfase dient men met volgende tijdelijke en
permanente belastingen rekening te houden






Eigengewicht van de betonschillen volgens EN 1991-1-1
Windbelasting (druk en zuiging) volgens EN 1991-1-4
Temperatuurverschillen ΔƟ en ΔT
Krimp van de betonschillen
Gronddruk samen met bovengrondse overlast
Hydrostatische druk
Voor de soortelijke massa van gewapend beton wordt 2500 kg/m³ aangenomen.
De waarde van de karakteristieke windbelasting is sterk afhankelijk van de omstandigheden. Voor
winddruk en -zuiging kan deze schommelen tussen de 500 en 1500 N/m².
In het geval van thermische belasting kunnen twee verschillende scenario’s optreden. Beide gevallen
worden afgebeeld in Figuur 3-5. Bij een lineair variërende temperatuur ΔT over de dikte van de schil
ontstaat een kromming doordat de warmere vezels meer willen uitzetten dan de koelere. Een
tweede scenario is het ontstaan van een temperatuurverschil ΔƟ tussen beide schillen. Dit heeft voor
de niet-composiete panelen als gevolg dat er een relatieve vervorming ontstaat tussen beide schillen
proportioneel met de afstand van het beschouwde punt tot het centrum van de stijfheid. Voor
3-25
panelen die niet ondersteund zijn aan hun voet valt dit centrum samen met het zwaartepunt van het
paneel. Het anker dat het verst verwijderd is van het zwaartepunt zal dus de grootste vervorming en
belasting ondergaan.
Figuur 3-5: De twee verschillende thermische belastingen: links de lineaire
temperatuurgradiënt en rechts de uniforme/constante temperatuurgradiënt
Het binnenblad zal gedurende een volledig jaar aan een temperatuur van gemiddeld 20 °C worden
blootgesteld. Het buitenblad daarentegen zal in de zomer temperaturen van 55 °C bereiken terwijl
die in de winter tot -15 °C kunnen gaan. Het temperatuurverschil Δθ tussen de interne en externe
plaat bedraagt dan 35 °C. De lineaire temperatuurgradiënt ΔT wordt gelijkgesteld aan 5 °C. Dit is een
aanname die ook in de literatuur en in productfiches van sandwichpanelen vaak wordt
teruggevonden [37].
Krimp kan benaderd worden als een uniforme temperatuurgradiënt Δθkrimp. De grootte ervan is
moeilijk in te schatten en hangt van veel factoren af. Vaak neemt de ontwerper aan om Δθkrimp gelijk
te stellen aan 10 K [37]. Dit wordt dan gesupponeerd bij de uniforme temperatuurgradiënt Δθ zodat
Δθtot gelijk is aan 45 K. De schrijver is van mening dat de krimp beter gemodelleerd kan worden als de
combinatie van een uniforme temperatuurgradiënt en een lineaire temperatuurgradiënt over elke
blad. Want de zijde in contact met de buitenlucht zal sneller krimper dan de zijde in contact met de
isolatie.
Met de hydrostatische druk en gronddruk wordt verder geen rekening gehouden.
Uiteraard zullen deze verschillende belastingen al dan niet gelijktijdig aangrijpen zodat er
belastingcombinaties nodig zijn om het structureel gedrag van het paneel en de ankers te
onderzoeken.
3.1.3
CONTROLE VAN EEN SANDWICHPANEEL MET BIJHORENDE VERANKERING
Zoals voor bouwkundige constructies moet ook voor een sandwichpaneel een controle in de uiterste
grenstoestand en in de gebruiksgrenstoestand worden uitgevoerd.
3.1.3.1 NAZICHT IN UGT
In de uiterste grenstoestand wordt gecontroleerd of er tijdens extreme omstandigheden geen falen
van de ankers optreedt.
Voor de ankers moet de ontwerper erop letten dat de trekkracht N die aangrijpt niet groter wordt
dan de verankeringskracht van het anker in het beton. Dit zal vaak een strenger criterium zijn dan het
overschrijden van de trekweerstand van het anker.
3-26
De verschillende belastingen zorgen naast normaalkrachten N ook voor dwarskrachten V in de ankers
zodat beide best samen beoordeeld worden [38]. De rekenwaarden VEd en NEd worden bepaald door
de belastingen, zoals wind en temperatuur, te vermenigvuldigen met de geschikte
belastingcoëfficiënt. 1,5 voor tijdelijke belastingen en 1,35 voor permanente belastingen. De
algemene formulering is dan als volgt
∑
Een mogelijk faalcriterium voor elk anker is de volgende vergelijking
Met NRd en VRd de weerstandbiedende normaal- en dwarskracht. Testen uitgevoerd door Ramm [39]
hebben namelijk aangetoond dat de interactie tussen schuif- en trekkracht benaderend lineair is, zie
Figuur 3-6.
Figuur 3-6: Normaal-schuifkracht interactie voor Thermomass ankers [40]
Het nadeel van bovenstaande methode is dat er niet rechtstreeks rekening wordt gehouden met
interne momenten. Onderstaand faalcriterium van Pahn houdt hier wel rekening mee [18]
(
)
(
)
Uit de inwendige krachten VEd en NEd worden de rekenwaarden van de spanningen σEd en τEd als volgt
berekend
Met Sy,A het eerste orde statisch moment en Wy,A het weerstandbiedend moment van het anker. De
maximaal toelaatbare normaal- en schuifspanning σRd en τRd zijn afhankelijk van de
3-27
materiaaleigenschappen van het anker. In deze scriptie wordt σRd gelijkgesteld aan 600 N/mm² en τRd
aan 70 N/mm².
Naast de krachten die optreden in de ankers moet ook gekeken worden naar de snedekrachten die
optreden in de betonschillen. In het buitenblad is een passieve wapening voldoende terwijl in het
binnenblad een actieve wapening noodzakelijk is.
3.1.3.2 NAZICHT IN GGT
In de gebruiksgrenstoestand wordt gecontroleerd of de vervorming van het paneel en de relatieve
verplaatsing tussen de bladen binnen de perken blijft. Hiervoor wordt de zeldzame
belastingcombinatie gebruikt
∑
De relatieve verplaatsing u tussen de twee bladen moet kleiner zijn dan de maximaal toegelaten
verschuiving van de ankers onder afschuiving. Verder moet men ook vermijden dat u zo groot wordt
dat de voegopeningen te klein worden tussen twee aanpalende sandwichpanelen. Zo kunnen de
voegen beschadigd worden. Meestal wordt de vervorming beperkt tot 2,5 mm om schade aan deuren raamkaders te verhinderen[41].
Figuur 3-7: Mogelijke paneelvervormingen: links de relatieve verplaatsing u tussen beide platen en rechts de
doorbuiging loodrecht op het sandwichpaneel
De doorbuiging loodrecht op het sandwichpaneel wordt beperkt tot L/300, met L de lengte van het
paneel.
In GGT moet ook gecontroleerd worden of de scheurwijdte van de buitenste of binnenste schil
binnen de perken blijft. De maximale toegelaten scheurwijdte is afhankelijk van de omstandigheden.
Als eis voor het buitenblad kan men stellen dat de trekspanningen lager moeten blijven dan fctm,
anders ontstaan scheuren.
3.1.4
STRUCTURELE WERKING VAN EEN PANEEL MET UNIFORM VERSPREIDE ANKERS
In dit systeem treden drie verschillende structurele mechanismen op. Schijfwerking, plaatwerking en
composietactie. Alle drie de mechanismen worden eerst inzichtelijk toegelicht en daarna met de
bijhorende formules om de snedekrachten te bepalen onder de verschillende belastingen.
3-28
3.1.4.1 MECHANISME 1: SCHIJFWERKING
De belastingen die aangrijpen parallel met het sandwichpaneel, g en ΔƟ, belasten de buitenste schil
als een schijf. De schuifkracht die moet worden overgedragen naar het structurele blad verdeelt zich
over de isolatie en de ankers. De belangrijkste grootheden die optreden onder deze schijfwerking zijn
de relatieve verplaatsing u, de normaalkracht in de buitenste schil en de dwarskrachten in de ankers.
Onder invloed van het eigengewicht van de buitenste schil en ΔƟ zal er een relatieve verplaatsing u
ontstaan tussen de twee schillen. Hoe dikker de isolatie en hoe soepeler de ankers, hoe groter u zal
zijn. Ook het aantal ankers heeft daar een invloed op.
Figuur 3-8: Schijfwerking van een niet-composiet sandwichpaneel (systeem C) [18]
3.1.4.2 MECHANISME 2: PLAATWERKING
Onder invloed van de belastingen die loodrecht aangrijpen op het paneel (wind, ΔT, gronddruk,
hydrostatische druk) resulteert een plaatwerking in het buitenblad. Onder windzuiging worden de
belastingen direct via de ankers overgedragen naar de structurele schil. Medewerking van de isolatie
wordt hier verwaarloosd. Onder winddruk volgt de lastafdracht via de ankers en via de isolatie
rekening houdend met de verhouding van de rekstijfheid EAAA tot EisoAiso. De belangrijkste
grootheden die optreden onder deze belastingen zijn normaalkrachten in de ankers, buigende
momenten in het buitenblad en doorbuigingen van het buitenblad.
Figuur 3-9: Plaatwerking van een niet-composiet sandwichpaneel (systeem C) [18]
3.1.4.3 MECHANISME 3: COMPOSIETACTIE
Hierboven werd slechts gekeken naar het structureel gedrag van het buitenblad. Uiteraard moet ook
gekeken worden naar het structureel gedrag van het volledig sandwichpaneel. Dit gedrag is sterk
afhankelijk van het type verankering dat is voorzien. Bij een flexibele koppeling zal er een relatieve
verschuiving ontstaan tussen beide schillen bij buiging zodat de Bernoulli-hypothese niet meer geldig
is.
De snedekrachten in de ankers hangen niet enkel af van de stijfheid en geometrie van de ankers.
Door de grote statische onbepaaldheid zijn ook de vorm en type van de belasting,
3-29
ondersteuningsvoorwaarden van het paneel, isolatiedikte, afmetingen paneel en buigstijfheid van de
schillen parameters die een invloed hebben op de grote van de snedekrachten en vervormingen.
De krachten in de betonbladen die resulteren uit de composietactie zijn normaalkrachten en
buigende momenten. Voor de buitenste schil moeten deze grootheden bij de grootheden van de
plaat- en schijfwerking opgeteld worden.
Figuur 3-10: Composietactie van een niet-composiet sandwichpaneel (systeem C) [18]
3.1.4.4 TOESTANDSGROOTHEDEN VOOR COMPOSIETACTIE VOLGENS GASTMEYER [40]
Tijdens de gebruiksfase wordt het buitenblad onderworpen aan verschillende belastingen. De functie
van de ankers is deze krachten over te dragen naar het structureel binnenblad. Voor de
schuifkrachten kan de isolatie ook een deel voor zich nemen, zodat de aangrijpende dwarskracht in
twee delen wordt opgesplitst
Met Viso het deel van de dwarskracht dat door de isolatie wordt overgedragen en VA het deel dat door
de ankers wordt overgedragen.
1
2
3
Figuur 3-11: Mechanismes voor schuifkrachtoverdracht bij gebruik van discrete ankers volgens Gastmeyer
[40]
3-30
Bovenstaande Figuur 3-11 is een grafische voorstelling van de bijdrage van de verschillende
mechanismes voor de schuifkrachtoverdracht. Regio 1 is de bijdrage van de binding tussen isolatie en
beton, regio 2 die van de wrijving tussen isolatie en beton en regio 3 die van de ankers. De lezer
merkt op dat de bijdrage van de wrijving toeneemt met toenemende verplaatsing. Deze toename is
het resultaat van het feit dat bij toenemende verplaatsing het anker meer in trek komt te staan welk
in evenwicht wordt gehouden door druk op de isolatie. De bijdrage van de binding neemt af bij
toenemende verplaatsing doordat de binding degradeert.
3.1.4.4.1
Schuifweerstand isolatie
Viso is afhankelijk van het contactvlak tussen het beton en de isolatie. De bijdrage van de isolatie kan
opgesplitst worden in binding en wrijving. Na het breken van de binding wordt de kracht
overgedragen door wrijving welke afhankelijk is van de resulterende drukkracht op de isolatie.
Initieel wordt Viso gegeven door
Met Giso de glijdingsmodulus van het gebruikte isolatietype en Aiso de oppervlakte van het
invloedsgebied rond elk anker. Nadat de binding tussen isolatie en beton verbroken is, zal de isolatie
nog steeds een deel van de dwarskracht overdragen door wrijving volgens volgende relatie
Met µ de wrijvingscoëfficiënt tussen beton en isolatie, Eiso de elasticiteitsmodulus van de isolatie en le
de buigingslengte van het anker. Deze laatste parameter komt verder nog aan bod.
Rizkalla en Soriano [29] bestudeerden de invloed van het isolatietype (EPS of XPS), de isolatiedikte en
de grootte van het contactoppervlak tussen isolatie en beton met behulp van afschuifproeven. Als
verankering werd hier niet gebruik gemaakt van discrete staven maar van een grid. De panelen met
hoge dichtheid EPS vertoonden een hogere schuifweerstand dan deze met XPS. De binding tussen
beton en EPS was sterker dan tussen XPS en beton doordat de isolatie ruwer is. Na het testen
werden de proefstukken nog onderzocht en werd waargenomen dat de XPS isolatie gemakkelijk van
het beton werd verwijderd in tegenstelling tot de EPS isolatie die als het ware aan het beton kleefde.
Figuur 3-12: Oppervlaktetoestand van het beton na verwijderen van de isolatielaag [29]
3-31
In bovenstaande Figuur 3-12 is te zien dat de deeltjes isolatie nog aan het beton kleefden na
verwijderen van de EPS isolatie. XPS dat gezandstraald was, vertoonde dan weer een gelijkaardige
schuifweerstand als EPS. Het vergroten van het contactoppervlak tussen beton en isolatie voor een
gegeven grid leidde tot een toename van de schuifweerstand voor EPS en gezandstraald XPS. Een
toename van de isolatiedikte had een nadelig effect op de schuifweerstand van de proefstukken met
EPS, maar een beperkt effect op die met XPS.
Onderzoek van Woltman et al. [42] naar discrete FRP ankers toonde aan dat ook XPS een bijdrage
kan leveren aan de schuifweerstand. De last-verplaatsingscurves van de uitgevoerde
afschuifproeven, afgebeeld in Figuur 3-13, vertonen een dubbele piek. De eerste piek weerspiegelt
de adhesie tussen het beton en XPS, terwijl de tweede piek de ankercapaciteit representeert. Deze
binding was bros en verdween na een verplaatsing van 2 tot 3 mm. De sterkte van deze binding
varieerde tussen de 40 en 80 kN.
Figuur 3-13: Last-verplaatsingsdiagram van afschuifproeven uitgevoerd door Woltman et al. [42]
De ontwerper houdt echter beter geen rekening met de bijdrage van de schuifweerstand geleverd
door de isolatie. Na verloop van tijd zal de bijdrage van de isolatie tot de schuifweerstand toch
afnemen want het is onmogelijk te garanderen dat de binding tussen beton en isolatie niet zal
breken tijdens de gebruiksperiode van het paneel.
3.1.4.4.2
Schuifweerstand anker
Als vereenvoudiging wordt het anker gemodelleerd als een tweezijdig ingeklemde balk met een
balklengte le die groter is dan de isolatiedikte diso. Aan de zijde van het buitenblad wordt een verticale
verplaatsingsvrijheid voorzien. Het model wordt afgebeeld in Figuur 3-14, en Figuur 3-15 toont het
bijhorende verloop van de inwendige snedekrachten onder een puntlast VA. De relatieve verticale
verplaatsing u tussen de twee betonschillen is afhankelijk van VA en van de effectieve ankerstijfheid.
De effectieve ankerstijfheid EAS [5] is gelijk aan
De dwarskracht opgenomen door een anker is dus gelijk aan
3-32
In een sandwichpaneel leveren zowel de buigstijfheid BS als de schuifstijfheid SS een bijdrage tot de
effectieve stijfheid van de ankers. De formulering van de buigstijfheid van een anker is als volgt
Met EA de elasticiteitsmodulus van het anker. De formulering voor de schuifstijfheid van een anker is
Met GA de glijdingsmodulus van het anker. Een methode om de effectieve stijfheid direct te
evalueren is het uitvoeren van een afschuiftest. De stijfheid van de connectoren wordt zo eenvoudig
geëvalueerd uit het bekomen last-verplaatsingsdiagram.
Figuur 3-14: Modellering van een anker [18]
Om de stijfheid te bepalen, zonder een afschuifproef uit te voeren, moeten de volgende
karakteristieken van het gebruikte ankersysteem nauwkeurig gekend zijn:




Elasticiteitsmodulus;
Glijdingsmodulus;
De effectieve buigingslengte van het anker voor verschillende isolatiediktes;
Vereiste verankeringslengte om voldoende stevigheid van het anker te realiseren.
Proeven zijn nodig om de materiaalkarakteristieken zoals elasticiteitsmodulus en glijdingsmodulus te
bepalen. Voor de vereiste verankeringslengte zijn ook enkele experimentele testen onontbeerlijk. De
laatste karakteristiek is de buigingslengte. Zonder proefresultaten kan een schatting gemaakt worden
van deze parameter aan de hand van volgende formulering
⁄
[
]
Met din de verankeringslengte van het betreffende anker in de betonschillen.
3-33
Figuur 3-15: Verloop van de snedekrachten in een anker onder een puntlast [43]
Een afschuifproef levert direct de effectieve stijfheid zodat bovenstaande karakteristieken (EA, GA, le)
allemaal onbekend mogen blijven. De effectieve ankerstijfheid zal wel wijzigen bij verschillende
isolatiediktes. Een toename van de isolatiedikte zorgt ervoor dat de buigstijfheid dominanter wordt
ten opzichte van de schuifstijfheid en omgekeerd zorgt een afname van de isolatiedikte ervoor dat de
schuifstijfheid dominanter wordt ten opzichte van de buigstijfheid. Voor een bepaald anker zijn
daarom meerdere afschuifproeven nodig bij verschillende isolatiediktes.
M. Pahn [18] heeft het gedrag van twee types glasvezelankers onderzocht in functie van de
isolatiedikte. In alle proefstukken was geen isolatie voorzien zodat enkel de ankers voor de
schuifkrachtoverdracht zorgden. De twee ankers die in afschuiving werden getest waren:


Schöck-Thermoanker (CB);
Thermomass-fastener (TM).
Belasting
Figuur 3-16: Last-verplaatsingsdiagram van de geteste ankers (links) en de voorstelling van de afschuifproef
(rechts) [18]
De CB bevat een hoge buigstijfheid (EA = 60 000 N/mm²) in vergelijking met de meeste GFRP ankers.
TM bezit een lagere stijfheid te wijten aan de kleinere doorsnede en lagere elasticiteitsmodulus (EA =
30 000 N/mm²). Beide werden vergeleken samen met een variërende isolatiedikte. Figuur 3-16 laat
3-34
het last-verplaatsingsdiagram zien voor CB bij een isolatiedikte van 60 en 140 mm en voor TM bij een
isolatiedikte van 60 en 120 mm. Het verloop van de last-verplaatsingscurves is voor alle vier
vergelijkbaar. Ze namen eerst niet-lineair toe tot hun maximale belasting om daarna abrupt te falen.
Hoe groter de tussenruimte hoe kleiner de capaciteit van de ankers.
Voor deze ankers bestaan er twee faalmechanismen. In testen met een kleine isolatiedikte (60 mm)
trad falen op door de aanwezige schuifkrachten. Plotseling ontstond een horizontale interlaminaire
scheur, afgebeeld in Figuur 3-17, ten gevolge van het overschrijden van de maximum toelaatbare
schuifspanning parallel met de vezels. Dit faalmechanisme wordt ‘shear failure due to fraction
between the fibers’ genoemd.
Figuur 3-17: Faalmechanisme type 1: shear failure due to fraction between the fibers[18]
Bij grote isolatiediktes nam de F-u curve af tot een horizontaal verloop met toenemende vervorming
u. Hier was het falen van de vezel-matrix binding hoorbaar. De vezels scheurden ter plaatse van de
inklemming van het anker in het beton ten gevolge van het overschrijden van de maximale
buigspanning. In Figuur 3-18 zijn de gescheurde vezels, boven de stippellijn in de trekzone, duidelijk
zichtbaar. Dit faalmechanisme wordt ‘flexural failure due to fiber fraction’ genoemd.
Figuur 3-18: Faalmechanisme 2: flexural failure due to fiber fraction [18]
In bovenstaande Figuur 3-18 is het ook duidelijk dat de buigingslengte van het tweezijdig ingeklemde
anker langer is dan de grootte van de opening. Dit volgt uit het feit dat het beton niet oneindig sterk
is ter plaatse van de verankering en verbrijzeld wordt tijdens de afbuiging van het anker. De
benadering, waarmee deze paragraaf geopend is, om het anker te vereenvoudigen tot een tweezijdig
ingeklemde balk met een lengte groter dan de isolatiedikte is met het voorbeeld hierboven
verduidelijkt.
De experimentele faalbelastingen Fu,m werden door M. Pahn omgezet naar spanningen. De bepaling
van deze spanningen gebeurde met volgende formules
3-35
Onderstaande Figuur 3-19 geeft het resultaat weer. De faalcurves blijken elliptisch te verlopen met
een knik die karakteristiek is voor de overgang van het faalmechanisme. Voor TM treedt de knik op
bij een isolatiedikte van 6 cm en bij CB bij een isolatiedikte van 10 cm. Onderstaande formule kan
men dan gebruiken, zoals eerder vermeld, voor nazicht van de ankers in UGT
(
)
(
)
Figuur 3-19 : Elliptische faalcurves voor beide ankertypes [18]
3.1.4.4.3
Schuifweerstand van isolatie en anker samen
Gedurende transport en montage blijft de binding tussen isolatie en beton intact verondersteld. Voor
deze fase kan de relatie tussen Vtot en u als volgt worden geformuleerd
Nadat het paneel gemonteerd is en reeds enkele thermische cyclische belastingen heeft ondergaan
zal de binding gedeeltelijk gebroken zijn aan de randen van het paneel. In deze fase kan de relatie
tussen Vtot en u geformuleerd worden als
In deze scriptie werd geen rekening gehouden met de bijdrage van de isolatie zodat de totale
stijfheid gelijk is aan de effectieve stijfheid van het anker. Gastmeyer [40] heeft een gesloten
oplossing ontwikkeld voor de berekening van de snedekrachten in de betonschillen geïnduceerd door
thermische werking of wind. Met enige aanpassing werd deze oplossing gebruikt om de
schuifkrachten in de ankers te bepalen. Voor deze berekening zijn de traagheidsmomenten van de
individuele schillen Is en van de volledige sectie nodig. Het traagheidsmoment van een nietcomposiet paneel is gelijk aan
3-36
(
)
Met b de ankerafstand in de richting loodrecht op de paneellengte, zie Figuur 3-2. Het
traagheidsmoment voor een composiet paneel is gelijk aan
Met z de afstand tussen de zwaartepuntassen van de twee schillen
(
)
De andere parameters die nodig zijn voor de berekeningen betreffen de oppervlakte van het buitenen binnenblad respectievelijk A1 en A2 en de afstand z1 van de zwaartepuntsas van de structurele
schil tot de zwaartepuntsas van de composiet sectie. Deze zijn gelijk aan
De oplossing van de differentiaalvergelijkingen voor de ankerkrachten is gebaseerd op een
hulpwaarde ω die als volgt wordt bepaald
√
(
)
Met a de ankerafstand in de richting van de paneellengte, zie Figuur 3-2. Met Eb de
elasticiteitsmodulus van beton. De formulering van de schuifkrachten, geïnduceerd in de ankers door
windbelasting, is gelijk aan
(
(
)
[
(
(
))
)
]
)
(
Met w de karakteristieke windbelasting, L de paneellengte en xH de afstand van een paneeluiteinde
tot het meest kritische anker. De formulering van de schuifkrachten, geïnduceerd in de ankers door
een uniforme temperatuurgradiënt ΔƟ, is gelijk aan
(
)
(
[
(
(
))
)
]
Met αT de uitzettingscoëfficiënt van beton.
3-37
De schuifkrachten die door de wind en temperatuur worden opgewekt zijn het grootst aan de
uiteinden van het paneel zodat de ankers daar kritisch zijn.
3.1.4.5 TOESTANDSGROOTHEDEN ONDER PLAATWERKING
De verschillende belastingen die een trekkracht loodrecht op het sandwichpaneel uitoefenen worden
rechtstreeks door de ankers opgenomen en getransfereerd naar de structurele schil. Twee
voorbeelden van zo een type belasting zijn windzuiging en een lineaire temperatuurgradiënt.
De trekkracht uitgeoefend op een anker door de windzuiging wordt berekend door het
invloedsgebied van het anker te vermenigvuldigen met de windbelasting ws samen met een
empirische coëfficiënt van 1,13 [40]
De trekkracht uitgeoefend op een anker door een lineaire temperatuurgradiënt wordt volgens
Gastmeyer [18] geformuleerd als volgt
⁄
⁄
⁄
⁄
Met CT de trekstijfheid die gelijk is aan EA.AA/(diso+din). Om de momenten in het buitenblad te
bepalen wordt het buitenblad gemodelleerd als een plaat ondersteund met rolopleggingen op de
posities waar een anker zit. Onderstaande Figuur 3-20 geeft het gebruikte vereenvoudigde model
weer voor een paneelstuk belast onder ΔT en onder winddruk. Volgende aannames worden
verondersteld:



Vervorming van de structurele schil is verwaarloosbaar (EbIs2 -> ∞);
Anker is heel rekstijf (CT -> ∞);
De schuifstijfheid van de ankers en isolatie is verwaarloosbaar (CI en CII -> 0).
Figuur 3-20: Model voor plaatwerking van een wandelement onder inwerking van wind en een lineaire
temperatuurgradiënt [18]
Verder wordt ook aangenomen dat de ankers volgens een rechthoekig rooster verdeeld zijn en dat
de verhouding a/b zich tussen de ⁄ en ⁄ bevindt.
3-38
De buigende momenten in het buitenblad onder inwerking van een uniforme windbelasting worden
als volgt bepaald [18]
Met mVS,w,F het buigend moment tussen twee ankers en mVS,w,St het buigend moment ter plaatse van
een anker. Het maximaal buigend moment in het buitenblad onder invloed van ΔT wordt volgens
Utescher [18]
Een andere meer realistische formulering werd opgesteld door Gastmeyer [18]. Deze formulering
houdt rekening met de trekstijfheid van het anker
Figuur 3-20 toont eveneens het verloop van de buigende momenten in het buitenblad onder beide
belastingen. Volgens de schrijver hebben deze formules hun beperkingen wegens de strenge
aannames die eraan vasthangen.
3.1.4.6 TOESTANDSGROOTHEDEN ONDER SCHIJFWERKING
Als het buitenblad niet aan zijn voet is ondersteund induceert het gewicht van dit blad een
schuifkracht in elk anker. De schuifkracht wordt berekend door het invloedsgebied van het anker Aiso
te vermenigvuldigen met de dikte van het buitenblad en het soortelijk gewicht van beton (γb = 25
kN/m³)
Deze schuifkrachten zijn min of meer uniform over de ankers verdeeld. De verticale relatieve
verplaatsing tussen beide bladen onder invloed van het eigengewicht van de buitenste schil kan als
volgt worden geformuleerd
ΔƟ levert eveneens een relatieve verplaatsing tussen de beide schillen
Met S afhankelijk van de afmetingen van het paneel en van de ondersteuningsvoorzieningen. Indien
het buitenblad onderaan van een ondersteuning wordt voorzien neemt S een grotere waarde aan en
is de relatieve verplaatsing tussen de platen groter. Dit wordt verduidelijkt in Figuur 3-21.
3-39
Figuur 3-21: Relatieve verplaatsing tussen de twee platen onder invloed van een uniforme
temperatuurgradiënt [18]
Voor de berekening van de normaalkracht in de buitenste schil onder een uniforme
temperatuurgradiënt zijn er in de literatuur heel wat vereenvoudigde formuleringen te vinden. Als
afschatting bedraagt de normaalkracht maximaal [18]
Hier wordt de bijdrage van de isolatie best in rekening genomen omdat dit meer nadelig is. De
thermische vervormingen worden dan niet alleen door de ankers belemmerd maar ook door de
isolatie zodat de thermische spanningen zullen toenemen.
3.1.5
VIERENDEELLIGGER-ANALOGIE
Naast het gebruik van de formuleringen uit de literatuur is er een andere methode beschikbaar om
eenvoudig het gedrag van een sandwichpaneel te voorspellen. Wanneer gekeken wordt naar een
dwarsdoorsnede van een sandwichpaneel met uniform verdeelde ankers valt het op dat deze
configuratie veel weg heeft van een vierendeelligger. De ankers stellen de verticale staven voor
terwijl de twee schillen de horizontale randstaven voorstellen.
Het gebruik van zo een 2D analyse, met behulp van een computerprogramma zoals Diamonds of Scia
Engineer, laat toe om snel inzicht te krijgen in het gedrag van een sandwichpaneel. Ook de
snedekrachten in zowel de ankers als in de betonbladen kunnen op een eenvoudige manier begroot
worden. Uiteraard is het wel belangrijk dat de juiste geometrie en materiaaleigenschappen worden
ingegeven om realistische resultaten te behalen.
Bij een vierendeelligger is de verbinding tussen de verticale en horizontale staven stijf. De
verankering van de ankers en standvastigheid ervan in de betonnen schillen is dus noodzakelijk om
een analoog gedrag waar te nemen. Naast deze verankering moet de stijfheid van elke anker correct
bepaald en gemodelleerd worden. De effectieve stijfheid kan men, zoals eerder vermeld,
experimenteel bepalen met een eenvoudige afschuifproef.
De EAS uit een afschuifproef kan direct in de analyse geïmplementeerd worden op verschillende
manieren. Eén ervan [5] is het verwaarlozen van de bijdrage van de schuifvervormingen en de
3-40
effectieve stijfheid EAS gelijkstellen aan de buigstijfheid BS. De elasticiteitsmodulus EA wordt zo
omgerekend uit de EAS als volgt
Het is de elasticiteitsmodulus die dan als materiaaleigenschap in het model moet worden ingevoerd
om het gedrag van een anker correct te representeren. Verder wordt het traagheidsmoment IA
correct ingegeven en wordt le gelijkgesteld aan de afstand tussen de centerlijnen van de twee
betonbladen.
3-41
3.2
ANALYTISCHE PARAMETERSTUDIE
In deze parameterstudie werd onderzocht welke staafdiameter nu het meest geschikt is voor een
bepaalde paneelconfiguratie met uniform verspreide glasvezelankers (systeem C in Figuur 3-1). Met
meest geschikt wordt bedoeld het anker dat de laagste spanningen en doorbuigingen vertoont onder
inwerking van de verschillende belastingen. De isolatiedikte is een belangrijke parameter in deze
studie wegens de alsmaar strengere thermische eisen en de daarmee gepaard gaande toenemende
isolatiedikte. De invloed van de belastingen werd geschat m.b.v. formules uit de literatuurstudie.
Deze formules staan vermeld in 3.1.4.
Ankers
Tabel 3-1: Verschillende beschouwde diameters en hun configuratie
dA
AA
[mm] [mm²]
6
28,27
8
50,27
10
78,54
12
113,10
14
153,94
a
[mm]
300
400
500
600
700
b
[mm]
300
400
500
600
700
aantal ankers oppervlakte ankers
per m²
per m²
11,11
314,16
6,25
314,16
4,00
314,16
2,78
314,16
2,04
314,16
Geometrie paneel
Tabel 3-2: Opbouw paneel
L
d1
diso
d2
Eb
5 000 – 15 000 mm
6 cm
0 – 200 mm
12 cm
33 000 N/mm² (C30/37)
Eigenschappen ankers
Tabel 3-3: Elasticiteitsmodulus anker
EA 50 000 N/mm²
Belasting
Tabel 3-4: Verschillende belastingen
ΔT
5K
ΔƟ
35 K
w +/- 800 N/m²
3-42
Voor vijf verschillende diameters, opgegeven in Tabel 3-1, werd de invloed van een aantal
parameters onderzocht:





Isolatiedikte diso (Tabel 3-2);
Lengte paneel L (Tabel 3-2);
Ankerafstanden a en b (Tabel 3-1);
Dikte binnenblad d2;
Elasticiteitsmodulus anker EA.
En dit onder de invloed van zowel wind als thermische belasting. De gebruikte waarden van de
belastingen staan vermeld in Tabel 3-4. Om deze vijf diameters met elkaar te vergelijken is er voor
gekozen om de oppervlakte ingenomen door de ankers per m² sandwichpaneel gelijk te nemen voor
elke diameter. Grotere diameters dan 14 mm werden niet beschouwd omdat de verankering van
deze ankers in het slechts 6 cm dikke buitenblad ondermaats zou worden. Kleinere diameters dan 6
mm werden ook niet opgenomen in de parameterstudie. De tussenafstanden a en b zouden te klein
worden waardoor het aantal te plaatsen ankers per m² sandwichpaneel te groot wordt en de
productie te arbeidsintensief. Het verschil in ankerafstand tussen een diameter 6 mm en 14 mm is nu
al aan de grote kant. Er moeten namelijk 5 tot 6 keer meer ankers geplaatst worden. De bijdrage van
de isolatie tot de schuifweerstand werd hier achterwege gelaten omdat er niet verzekerd kan
worden dat deze binding de volledige levensduur van het paneel gewaarborgd blijft.
3.2.1
SNEDEKRACHTEN IN EEN ANKER ONDER DE AANGRIJPENDE BELASTINGEN
Onderstaande grafieken geven de belangrijkste geïnduceerde snedekrachten weer voor het anker
dat vermoedelijk het zwaarst belast wordt onder de verschillende aangrijpende belastingen. Dit
kritische anker bevindt zich bij een vrijhangend buitenblad op de grootst mogelijke afstand van het
zwaartepunt van het sandwichpaneel. Onderstaande grafieken zijn daarom berekend voor een anker
dat zich op een horizontale afstand L/2 van het centrum van het paneel bevindt.
L=5m
EA = 50 000 N/mm²
L = 10 m
EA = 50 000 N/mm²
Grafiek 3-1: Dwarskrachtverloop in anker onder windbelasting i.f.v. isolatiedikte voor verschillende
diameters
3-43
L=5m
EA = 50 000 N/mm²
L = 10 m
EA = 50 000 N/mm²
Grafiek 3-2: Dwarskrachtverloop in anker onder Δθ i.f.v. isolatiedikte voor verschillende diameters
Onafhankelijk van L
EA = 50 000 N/mm²
Onafhankelijk van L
EA = 50 000 N/mm²
Grafiek 3-3: Normaalkrachtverloop in anker onder ΔT en dwarskrachtverloop in anker onder eigengewicht
i.f.v. isolatiedikte voor verschillende diameters
Onafhankelijk van L
EA = 50 000 N/mm²
Onafhankelijk van L
EA = 50 000 N/mm²
Grafiek 3-4: Verticale relatieve verplaatsing buitenblad t.o.v. binnenblad onder eigengewicht en
normaalkracht in anker onder windzuiging i.f.v. isolatiedikte voor verschillende diameters
3-44
3.2.1.1 TOELICHTING EN CONCLUSIES
Hier wordt het effect van de verschillende belastingen toegelicht. De grootste snedekrachten treden
op bij de grotere diameters wegens hun grotere stijfheid. Een grotere ankerdiameter zal de
vervormingen van het buitenblad meer belemmeren en dus hogere snedekrachten induceren.
Vervormingen beletten gaat hand in hand met het opwekken van spanningen.
De dwarskracht op een anker onder windbelasting wordt vooral belangrijk bij grotere
paneelafmetingen. Bij een toenemende paneellengte nemen de dwarskrachten namelijk kwadratisch
toe. Onderstaande Figuur 3-22 toont dit aan. Hoe groter de lengte van het paneel, hoe groter de
relatieve slip wordt aan de uiteinden van het paneel en dus hoe groter de dwarskracht op deze
uiterste ankers. Grafiek 3-1 toont het verloop van de dwarskrachten onder windbelasting i.f.v. de
isolatiedikte voor een paneellengte van 5 m en voor een paneellengte van 10 m.
Figuur 3-22: Vervorming van de ankers onder een uniforme last [28]
Een constante temperatuurgradiënt Δθ wekt voornamelijk dwarskrachten op in de ankers en het
verloop i.f.v. de isolatiedikte wordt weergegeven in Grafiek 3-2 voor een paneellengte van 5 m en
voor een paneellengte van 10 m. De relatieve verplaatsing tussen de twee betonbladen onder een
uniforme temperatuurgradiënt Δθ is het grootst aan de uiteinden van een paneel. De uiterste ankers
worden dan ook het zwaarst in afschuiving belast zoals in Figuur 3-23 wordt verduidelijkt. Bij een
paneellengte van slechts 5 m worden al hoge dwarskrachten geïnduceerd en bij een toenemende
paneellengte nemen deze dwarskrachten lineair toe. Voor een bepaalde paneellengte is het verloop
van de dwarskrachten in functie van de isolatiedikte onder Δθ gelijkaardig aan het verloop van de
dwarskrachten onder windbelasting.
Figuur 3-23: Buitenblad van sandwichpaneel belast onder Δθ (opwarming)
3-45
Een lineaire temperatuurgradiënt ΔT wekt voornamelijk normaalkrachten op in de ankers. Bij
afkoeling ontstaat in de uiterste ankers een trekkracht en in de rij ankers ernaast een drukkracht. De
normaalkrachten in de andere ankers zijn verwaarloosbaar. De normaalkrachten zijn het grootst in
de twee uiterste rijen ankers omdat daar de relatieve verplaatsing, in de richting van de ankers, het
meest wordt belemmerd. Figuur 3-24 illustreert het effect van een lineaire thermische afkoeling ΔT.
Het verloop van de bijhorende normaalkrachten in de uiterste ankers wordt weergegeven in Grafiek
3-3. De paneellengte heeft geen invloed op deze normaalkrachten.
Figuur 3-24: Buitenblad van sandwichpaneel belast onder ΔT (afkoeling)
De isolatiedikte heeft geen invloed op de normaalkracht onder windzuiging (Grafiek 3-4) en op de
dwarskracht onder eigengewicht van het buitenblad (Grafiek 3-3). Beide snedekrachten hangen wel
af van de grootte van de invloedszone rond elk anker en dus van de ankerafstand.
Ondanks de gelijke oppervlakte van de ankers per m² paneel is er een duidelijk verschil in
doorbuiging. Dit kan men als volgt verklaren: Nemen we bijvoorbeeld een m² paneel met diameter 8
mm en een m² met 14 mm. Voor beide panelen worden de traagheidsmomenten van alle ankers
opgeteld om de stijfheid tegen doorbuigen te bepalen. De verhouding van deze
traagheidsmomenten bedraagt 3,06. Zodat het paneel met staven van diameter 14 mm 3 keer zo stijf
is. Uit Grafiek 3-4 volgt dat, bij een isolatiedikte boven de 15 cm, het raster van 0,7 m op 0,7 m voor
een diameter van 14 mm eigenlijk al te groot is om de doorbuiging tot 2,5 mm te beperken.
De normaal- en vooral de dwarskrachten in de
ankers nemen sterk af bij toenemende
isolatiedikte. Het lijkt dus ook voordelig voor de
ankers om de isolatiedikte te laten toenemen. Bij
een dikkere isolatie zal een anker minder
verlengen bij een zekere uitzetting of krimp van
het buitenblad. Verder neemt ook de
buigingslengte van het anker toe wat de Figuur 3-25: Vervorming van een anker onder een
geïnduceerde schuifkracht te wijten aan
aangrijpende verticale belasting
temperatuur en wind doet afnemen. Het anker zal
zich namelijk “slapper” gedragen want de stijfheid van het anker 12.EA.IA/diso³ neemt sterk af. Dit
voelt de lezer waarschijnlijk ook intuïtief aan in Figuur 3-25.
Een toenemende isolatiedikte zorgt wel voor een grotere hefboom ten opzichte van de verschillende
aangrijpende dwarskrachten aan een ankereind. Het is dus mogelijk dat de spanningen in de ankers
uiteindelijk wel terug zullen toenemen na het overschrijden van een zekere isolatiedikte. Om
duidelijk de verschillende diameters met elkaar te vergelijken werd een grafiek uitgezet (cf. infra) van
de optredende spanningen in de meest kritische sectie van de beschouwde ankers onder invloed van
de verschillende belastingen.
3-46
Omdat de hierboven besproken belastingen tegelijkertijd kunnen aangrijpen dient men de nodige
belastingcombinaties op te stellen. De meest nadelige toestand voor de ankers is deze waarbij
windzuiging en afkoeling van het buitenblad optreden. Figuur 3-26 geeft deze belastingtoestand
weer met Ɵint > Ɵext. De grootste snedekrachten treden dan op in de ankers die zich aan de uiteinden
van het paneel bevinden. De resulterende snedekrachten zijn gelijk aan
Volgens de Eurocode is het toegelaten om bij een belasting van korte duur (uniforme
temperatuurgradiënt) in een combinatie met een andere belasting van korte duur (windbelasting) de
waarde ψ0 = 0,3 te stellen voor de twee veranderlijke belasting.
Figuur 3-26: Resulterende snedekrachten NEd en VEd in het beschouwde anker [38]
De dwarskracht VEd zorgt ook voor het ontstaan van een intern moment in het anker met een grootte
van
Figuur 3-27: Verloop van de snedekrachten in anker [18]
Uit deze inwendige snedekrachten worden dan de maximale spanningen berekend in de sectie AA
die aangeduid is in Figuur 3-27
3-47
Om de verschillende diameters in deze parameterstudie met elkaar te vergelijken werd gebruik
gemaakt van het elliptisch faalcriterium [43]
(
)
(
)
Met een toelaatbare normaalspanning van 600 N/mm² en een toelaatbare schuifspanning van 70
N/mm².
3.2.2
FAALCRITERIUM VAN EEN ANKER
3.2.2.1 INVLOED ISOLATIEDIKTE
Onderstaande Grafiek 3-5 en Grafiek 3-6 geven het elliptisch faalcriterium weer voor een
paneellengte van 5 m en 10 m in functie van de isolatiedikte. Het valt meteen op dat elk anker zijn
werkgebied heeft. De kleinere diameters worden best gebruikt bij dunne isolatiediktes terwijl de
grotere eerder bij dikkere isolatiediktes de voorkeur genieten.
L = 5 m (Grafiek 3-5)
Voor de diameter 14 mm treedt er een minimum op bij een isolatiedikte van 13-14 cm. Bij deze dikte
is de dwarskracht ten gevolge van de thermische last en windbelasting voldoende afgenomen terwijl
de spanningen opgewekt door het buigend moment nog vrij beperkt zijn. Bij een dikkere isolatie gaat
het buigend moment de overhand nemen boven de dwarskracht en dus zo de bepalende factor
worden. Eenzelfde verschijnsel kan eigenlijk bij alle diameters worden vastgesteld. De bepalende
factor gaat over van dwarskracht naar buigend moment. Hoe dikker de diameter, hoe groter de
isolatiedikte waarbij het minimum optreedt.
De normaalkracht heeft slechts een kleine invloed op de spanningen die optreden in de ankers. De
normaalkracht is eigenlijk vooral belangrijk om er op te letten of het anker niet uit het beton wordt
getrokken bij windzuiging.
Naast de snedekrachten wordt bij dikkere isolatie vooral de relatieve verticale verplaatsing u een
belangrijke factor die het ontwerp zal bepalen.
L = 10 m (Grafiek 3-6)
De curves zijn naar rechts opgeschoven omdat het gebied waar de dwarskracht bepalend is,
toeneemt. Daarnaast zijn de curves ook naar boven opgeschoven omdat bij een toenemende
paneellengte de dwarskracht op de uiterste ankers toeneemt onder thermische belasting en
windbelasting. Hier ontstaat er een gat tussen 20 – 40 mm isolatiedikte waar geen enkel anker
voldoet. Een mogelijke oplossing om dit gat op te vullen is door het aantal ankers per m² te doen
toenemen.
Bij deze paneellengte is het voordeligst om een dikke isolatie te voorzien samen met een grote
ankerdiameter. Voor grotere paneellengtes zal dit gat enkel maar toenemen tot dat uiteindelijk geen
3-48
enkele diameter meer zal voldoen voor het volledige isolatiebereik tussen 0 en 20 cm. Alle andere
opmerkingen van hierboven zijn ook hier van toepassing.
Dwarskracht bepalend
(diam. 14 mm)
L=5m
Buigend moment bepalend
(diam. 14 mm)
EA = 50 000 N/mm²
Grafiek 3-5: Faalcriterium i.f.v. isolatiedikte (L = 5 m)
Dwarskracht bepalend (diam. 14 mm)
L = 10 m
EA = 50 000 N/mm²
Grafiek 3-6: Faalcriterium i.f.v. isolatiedikte (L = 10 m)
3-49
3.2.2.1 INVLOED ANDERE PARAMETERS
De grafieken in Bijlage A geven het faalcriterium weer in functie van de ankerafstand,
elasticiteitsmodulus anker, paneellengte en dikte binnenblad. De invloed van elke parameter is
telkens onderzocht voor drie verschillende isolatiediktes (50, 100 en 150 mm) en voor twee
ankerdiameters (6 en 14 mm).
Invloed ankerafstand (a = b = 150 – 1000 mm)
Als de ankerafstand toeneemt, daalt het aantal beschikbare ankers om de belastingen te weerstaan
en bereiken de spanningen sneller de toegelaten weerstandwaarden. Als nadeel kan men opmerken
dat de productiesnelheid per paneel afneemt en de kostprijs toeneemt bij een dichtere
ankerconfiguratie.
Invloed elasticiteitsmodulus (EA = 50 000 – 210 000 N/mm²)
Als de elasticiteitsmodulus toeneemt, is het anker stijver en worden de vervormingen van het
buitenblad meer belemmerd zodat hogere dwars- en normaalkrachten ontstaan. De invloed van de
elasticiteitsmodulus op het faalcriterium is bijna lineair en is vooral belangrijk bij dunne isolatie. De
grafieken tonen aan dat het gebruik van GFRP, met een lage elasticiteitsmodulus, voor uniform
verspreide wapeningsstaven gunstiger is dan bijvoorbeeld staal, met een hoge elasticiteitsmodulus.
Invloed paneellengte (L = 5 000 – 15 000 mm)
Als de paneellengte toeneemt, neemt de relatieve slip aan de uiteinden toe ten gevolge van
thermische belasting en windbelasting. Met grotere relatieve slip gaan grotere dwarskrachten
gepaard.
Invloed dikte binnenblad (d2 = 90 – 120 mm)
Globaal gezien blijkt de invloed van de dikte van het binnenblad op de ankers beperkt. In
bovenstaande besproken grafieken was de dikte van het binnenblad steeds 120 mm.
3-50
3.3
VIERENDEELLIGGER-ANALOGIE
Bij de vierendeelligger-analogie wordt het paneel opgesplitst in verschillende segmenten die parallel
zijn met de dragende richting. De dragende richting is de horizontale richting. Er wordt namelijk van
uitgegaan dat de sandwichpanelen enkel ondersteund zijn aan hun uiteinden door de kolommen
waar ze aan bevestigd zijn door middel van bouten en sleufverbindingen. De laterale belasting wordt
dus afgedragen naar deze kolommen. In dit hoofdstuk werd met behulp van de vierendeelliggeranalogie het gedrag van twee verschillende GFRP ankers onderzocht. Dit zijn de MC-serie en Starr
serie van de producent Thermomass. Beide ankers worden afgebeeld in Figuur 3-28 en hun
geometrische eigenschappen staan vermeld in Tabel 3-5.
Figuur 3-28: Starr serie (links); MC-serie (rechts) [38], [45]
Tabel 3-5: Geometrische karakteristieken van de Starr serie en MC-serie
Serie
Starr
MC
Afmetingen [mm]
Oppervlakte [mm²] Traagheidsmoment [mm4]
Hoogte: 16;
156,6
1948
Binnenste Diameter: 12
Hoogte: 10;
50,5
243
Breedte: 5,7
Om zo correct mogelijk hun werkelijk gedrag te weerspiegelen werd gebruik gemaakt van de
resultaten [38], [45] van uitgevoerde afschuifproeven bij verschillende isolatiediktes. Zoals eerder
vermeld levert een afschuifproef de effectieve stijfheid van het anker die een samenstelling is van de
schuifstijfheid en de buigstijfheid van het anker. In het gebruikte computerprogramma (Diamonds)
werd de schuifstijfheid oneindig groot aangenomen zodat de effectieve stijfheid gelijk is aan de
buigstijfheid.
De waarde van de elasticiteitsmodulus die geïmplementeerd werd in het computerprogramma is dan
gelijk aan
Met Ia het werkelijke traagheidsmoment van het anker. le wordt gelijkgesteld aan de loodrechte
afstand tussen de centerlijnen van de twee betonbladen.
3-51
3.3.1
PARAMETERSTUDIE
In Diamonds werd een tweedimensionaal model opgesteld en werd de invloed van volgende
parameters onderzocht voor de Starr serie en MC-serie:



Isolatiedikte: 5 – 10 – 15 cm
Lengte paneel: 5 – 7,5 – 10 – 12,5 m
Ankerafstand: 250 – 500 – 700 – 1000 mm
Het gebruikte model met zijn randvoorwaarden staat afgebeeld in Figuur 3-29. De beschouwde
belastingen en geometrie staan vermeld in Tabel 3-6 en Tabel 3-7.
Belastingen
Geometrie paneel
Tabel 3-6: Verschillende belastingen
ΔT
ΔƟ
wd
ws
Tabel 3-7: Opbouw paneel
5K
35 K
+ 1500 N/m²
- 1000 N/m²
L
d1
diso
d2
Eb
Model
variërend
6 cm
variërend
12 cm
33 000 N/mm² (C30/37)
Buitenblad
b
H
Binnenblad
Anker
a
L
Figuur 3-29: Model van een sandwichpaneel in Diamonds volgens de vierendeelligger-analogie
De uitgebreide resultaten van de parameterstudie zijn terug te vinden in de tabellen van Bijlage B
voor de Starr serie en MC-serie. De resultaten omvatten naast de snedekrachten die optreden in de
ankers en de verplaatsingen, ook de snedekrachten die optreden in het buitenblad. Volgende
aspecten werden in rekening gebracht en aangenomen:



Er dient opgemerkt te worden dat voor de paneellengte 10 m en 12,5 m een extra steunpunt
is voorzien in het midden. De doorbuiging onder windbelasting zou anders te groot worden;
De vermelde ankerkrachten (N, V) zijn deze die voorkomen in het uiterste anker;
Als faalcriteria voor de ankers werden volgende vergelijkingen gebruikt
3-52
(


)
(
)
NRd en VRd zijn de resultaten van afschuifproeven en trekproeven [38], [45]. σRd en τRd werden
gelijkgesteld aan respectievelijk 600 N/mm² en 70 N/mm²;
De vermelde betonspanningen zijn de hoogste spanningen die voorkomen in het buitenblad
of binnenblad onder de vermelde belasting;
De invloed van de dikte van het binnenblad werd hier niet onderzocht.
De afkortingen gebruikt in de tabel van Bijlage B worden hier verduidelijkt:



Snedekrachten in de uiterste ankers:
 Vg: Dwarskracht in een anker onder eigengewicht van het buitenblad
 NΔT, VΔT, NΔθ en VΔθ: Inwendige snedekrachten in een anker onder thermische
belasting
 Vwd, Nws: Dwarskracht onder winddruk en normaalkracht onder windzuiging in een
anker
Snedekrachten in het buitenblad:
 NΔT, MΔT, NΔθ, MΔθ, σΔθ en σΔT: Inwendige maximale snedekrachten en resulterende
spanningen in het buitenblad onder thermische belasting
 Nwd, Mwd en σwd: Inwendige maximale snedekrachten en resulterende spanning in het
buitenblad onder winddruk
Verplaatsingen:
 ug: Verticale relatieve verplaatsing tussen de twee bladen onder eigengewicht
 Zwd, ZΔθ en ZΔT: Doorbuiging loodrecht op het vlak van het sandwichpaneel
3.3.1.1 SNEDEKRACHTEN IN DE ANKERS
Onderstaande grafieken, opgesteld voor een ankerafstand van 500 mm en voor de Starr serie, geven
een idee van het verloop van de belangrijkste inwendige krachten onder de thermische belasting en
de windbelasting in functie van de isolatiedikte voor vier verschillende paneellengtes. De invloed van
de ankerafstand en andere parameters werd afgeleid uit de resultaten vermeld in de tabellen van
Bijlage B.
De dwarskracht onder eigengewicht van het buitenblad en de normaalkracht onder windzuiging zijn
niets anders dan het invloedsgebied van het anker maal de betreffende belasting. Deze
snedekrachten zijn onafhankelijk van de isolatiedikte en paneellengte. Daarom is er voor gekozen om
deze krachten hier niet grafisch uit te zetten. Ze staan wel vermeld in de tabellen van Bijlage B.
De normaalkracht die ontstaat in de ankers ten gevolge van een lineaire temperatuurgradiënt ΔT, zie
Grafiek 3-7, is onafhankelijk van de paneellengte en neemt lichtjes af met toenemende isolatiedikte
en afnemende ankerafstand. Dit verloop werd ook vastgesteld bij de analytische parameterstudie.
De normaalkracht onder ΔT is ongeveer gelijk aan 0,5 - 0,7 kN.
De dwarskracht in een anker geïnduceerd ten gevolge van de windbelasting of Δθ vertoont eveneens
hetzelfde verloop als berekend bij de analytische parameterstudie. Het effect van de beide
belastingen staat afgebeeld in Grafiek 3-9 en Grafiek 3-10 in functie van de isolatiedikte. Grote
waarden voor een dunne isolatie die dan snel afnemen naarmate de isolatie toeneemt in dikte.
3-53
Verder zorgt een grotere paneellengte en ankerafstand voor een toename van de dwarskrachten.
Onder Δθ is het effect van de paneellengte op de dwarskrachten lineair en onder de windbelasting
kwadratisch. De invloed van de ankerafstand op de dwarskrachten is niet lineair. Bij een kleine
isolatiedikte nemen de dwarskrachten sterk toe als de ankerafstand toeneemt van 500 mm tot 700
mm. Maar neemt de ankerafstand verder toe van 700 mm tot 1000 mm dan is de toename van de
dwarskrachten beperkt. Bij een isolatiedikte van 10 cm en 15 cm is de invloed van de ankerafstand
op de dwarskrachten zo goed als verwaarloosbaar. Een tussensteunpunt leidt tot een vermindering
van de relatieve slip aan de uiteinden van het paneel onder windbelasting. Daardoor zijn de
dwarskrachten in de uiterste ankers onder deze belasting lager dan verwacht voor een paneellengte
van 10 m en 12,5 m. Een tussensteunpunt heeft geen invloed op de grootte van de dwarskrachten
onder een uniforme temperatuurgradiënt. Zoals bij de analytische parameterstudie treden de
grootste dwarskrachten op onder een uniforme temperatuurgradiënt. Bij een isolatiedikte van 5 cm
en een paneellengte van 10 m zijn dwarskrachten tot 4 kN mogelijk.
Er zijn geen formules teruggevonden in de literatuur voor de normaalkrachten die in de ankers
worden opgewekt ten gevolge van Δθ of voor de dwarskrachten die ontstaan onder ΔT. Uit Grafiek
3-11 volgt echter een zelfde grootteorde van de normaalkrachten onder Δθ als voor de
normaalkrachten onder ΔT bij een isolatiedikte van 5 cm. Het verloop van de normaalkrachten onder
Δθ is wel anders. De normaalkrachten dalen voor een toenemende isolatiedikte exponentieel.
Inzichtelijk kan het ontstaan van deze krachten aangetoond worden met Figuur 3-30. De stippellijn
geeft de uitzetting van het buitenblad weer samen met de bijhorende nieuwe positie van het anker
onder een uniforme temperatuurgradiënt. Bij een dikkere isolatie is de verlening van het anker
kleiner dan bij een dunne isolatie. Dit volgt fysisch ook uit de stelling van Pythagoras. Vervolgens gaat
een grotere ankerverlening gepaard met grotere normaalkrachten. Om deze reden heeft ook de
paneellengte een grote invloed op de normaalkrachten. Want hoe groter de paneellengte, hoe groter
de uitzetting en dus hoe groter de verlenging van een anker. De normaalkrachten onder Δθ nemen
lineair toe met toenemende paneellengte.
Figuur 3-30: Ontstaan van normaalkrachten in de ankers onder een uniforme temperatuurgradiënt
De dwarskrachten die ten gevolge van ΔT worden opgewekt, zie Grafiek 3-8, zijn verwaarloosbaar.
Het verloop van deze snedekrachten is gelijkaardig aan het verloop van de dwarskrachten onder
windbelasting. Een sterke daling met toenemende isolatiedikte en een kwadratische toename voor
toenemende paneellengte.
3-54
Grafiek 3-7: Normaalkracht in een anker onder ΔT i.f.v. isolatiedikte
Grafiek 3-8: Dwarskracht in een anker onder ΔT i.f.v. isolatiedikte
Grafiek 3-9: Dwarskracht in een anker onder windbelasting i.f.v. isolatiedikte
3-55
Grafiek 3-10: Dwarskracht in een anker onder Δθ i.f.v. isolatiedikte
Grafiek 3-11: Normaalkracht in een anker onder Δθ i.f.v. isolatiedikte
3-56
3.3.1.2 SNEDEKRACHTEN IN HET BUITENBLAD
Onderstaande grafieken, opgesteld voor een ankerafstand van 500 mm en voor de Starr serie, geven
een idee van het verloop van de belangrijkste inwendige snedekrachten en van de vervormingen
onder de thermische belasting en de windbelasting in functie van de isolatiedikte voor twee
verschillende paneellengtes. De invloed van de ankerafstand en andere parameters werd afgeleid uit
de resultaten vermeld in de tabellen van Bijlage B. De gebruikte tekenconventie wordt op
onderstaande Figuur 3-31 verduidelijkt.
Figuur 3-31: Tekenconventie
Thermische lineaire gradiënt (Grafiek 3-12)
Onder een lineaire temperatuurgradiënt ΔT die aangrijpt op het buitenblad ontstaan als
snedekrachten in het buitenblad inwendige momenten en verwaarloosbare inwendige
normaalkrachten. Het verloop van de interne momenten is onafhankelijk van de isolatiedikte en
paneellengte, maar bij een toenemende ankerafstand verhogen de interne momenten gering. Er is
ook een verschil waarneembaar tussen de panelen met of zonder een tussensteunpunt. Voor deze
met steunpunt zijn de momenten lichtjes hoger. De spanningen variëren rond 0,8 N/mm² voor de
Starr serie.
De isolatiedikte en ankerafstand hebben geen vernoemenswaardige invloed op de kromming. Voor
een paneel met lengte 7,5 m bedraagt de kromming in het midden ongeveer 0,55 mm. Figuur 3-32
toont aan dat de kromming van een paneel onafhankelijk is van de isolatiedikte.
Figuur 3-32: Verschil in kromming tussen paneel met isolatiedikte 5 cm (links) en paneel met isolatiedikte 15
cm (rechts) onder een lineaire temperatuurgradiënt (opwarming)
Thermische uniforme gradiënt (Grafiek 3-13)
Voor niet-composiete panelen wordt er vanuit gegaan dat een uniforme temperatuurgradiënt Δθ
geen betonspanningen zal opwekken omdat beide bladen onafhankelijk werken. In de literatuur is er
dan ook geen nauwkeurige formule beschikbaar voor deze grootheden. Uit de resultaten van de
berekeningen blijkt echter dat er onder Δθ toch belangrijke snedekrachten worden opgewekt in
beide bladen, zowel inwendige normaalkrachten als inwendige momenten. Deze snedekrachten
worden veroorzaakt door de ankers die de vervormingen van het buitenblad belemmeren. De
spanningen nemen toe bij een afnemende ankerafstand, toenemende paneellengte en afnemende
isolatiedikte. Bij een paneellengte van 12,5 m en een isolatiedikte van 5 cm kan de trekspanning bij
afkoeling oplopen tot 1,249 N/mm² voor de Starr serie (a = b = 500 mm). Indien daarbij nog de
spanning onder invloed van de wind wordt gesupponeerd is de kans op scheuren van het buitenblad
reëel. Bij een isolatiedikte van 15 cm daalt de spanning tot 0,179 N/mm². In bepaalde gevallen blijkt
er dus een zeker percentage composietactie aanwezig te zijn waardoor de spanningen onder
thermische belasting toenemen. Paragraaf 3.3.2 gaat hier dieper op de composietactie in.
3-57
Het verhinderen van de verkorting/verlenging van het buitenblad brengt ook een zekere kromming
van het paneel met zich mee. Uit de resultaten blijkt dat onder een uniforme temperatuurgradiënt
de kromming toeneemt met afnemende isolatiedikte en afnemende ankerafstand voor een bepaalde
paneellengte. Bij een paneellengte van 7,5 m en een isolatiedikte van 5 cm bedraagt de kromming 3
mm. Deze kromming wijst er op dat er inderdaad een klein percentage aan composietactie aanwezig
kan zijn in bepaalde gevallen. Bij een isolatiedikte van 10 - 15 cm wordt de kromming
verwaarloosbaar. Figuur 3-33 illustreert de invloed van de isolatiedikte op de kromming van een
paneel onder de hier besproken belasting.
Figuur 3-33: Verschil in kromming tussen paneel met isolatiedikte 5 cm (links) en paneel met isolatiedikte 15
cm (rechts) onder een uniforme temperatuurgradiënt (opwarming)
Windbelasting (Grafiek 3-14)
Bij een windbelasting wordt het inwendige moment verdeeld over de twee bladen in functie van hun
stijfheidsverhouding. Naarmate de composietgraad toeneemt zal er ook een inwendige
normaalkracht in elk blad optreden. Uit de resultaten volgt dat met toenemende paneellengte,
afnemende ankerafstand en afnemende isolatiedikte de inwendige momenten in de beide bladen
afnemen en dat de inwendige normaalkrachten per blad toenemen. In het ene blad een drukkracht
en in het andere blad een trekkracht al naargelang het windzuiging of –druk is. Voor een paneel van
7,5 m, voorzien met Starr ankers (a = b = 500) en een isolatiedikte van 5 cm, zijn de maximale
spanningen gelijk aan 1,84 N/mm² in het buitenblad. Bij een isolatiedikte van 15 cm neemt de
maximale spanning toe tot 1,94 N/mm². Uit een analytische berekening, volgens 2.1.3.1, volgt echter
dat de maximale spanning gelijk is aan 1,95 N/mm² voor een volledig niet-composiet paneel. Het
verschil met deze analytisch berekende spanning is voor beide isolatiediktes zo goed als
verwaarloosbaar.
De isolatiedikte en ankerafstand hebben een beperkte invloed op de doorbuiging onder
windbelasting. Bij een paneellengte van 7,5 m en een isolatiedikte van 5 cm bedraagt de doorbuiging
9,9 mm. Neemt de isolatiedikte toe tot 15 cm dan neemt de doorbuiging ook toe tot 11,7 mm.
3-58
Grafiek 3-12: Verloop van de snedekrachten (links) en resulterende spanningen in het buitenblad + uitbuiging
van het buitenblad (rechts) onder ΔT (opwarming)
Grafiek 3-13: Verloop van de snedekrachten (links) en resulterende spanningen in het buitenblad + uitbuiging
van het buitenblad (rechts) onder Δθ (opwarming)
Grafiek 3-14: Verloop van de snedekrachten (links) en resulterende spanningen in het buitenblad + uitbuiging
van het buitenblad (rechts) onder winddruk
3-59
3.3.1.3 FAALCRITERIUM
In deze paragraaf werd een controle van de ankers in UGT en GGT uitgevoerd. Voor het buitenblad
werd enkel een controle in GGT uitgevoerd.
3.3.1.3.1
Ankers
Om de ankers in UGT te controleren werden dezelfde belastingcombinaties gebruikt als bij de
analytische parameterstudie. Uit deze resulterende snedekrachten werden de schuif- en
normaalspanningen eveneens op dezelfde manier berekend. De beschouwde combinaties zijn:
Om de ankers in GGT te controleren werd enkel de verticale relatieve verplaatsing onder
eigengewicht onderzocht.
De resultaten zijn vrij vergelijkbaar met de analytische parameterstudie. Onderstaande Grafiek 3-15
geeft het elliptisch faalcriterium weer voor een paneellengte van 7,5 m in functie van de isolatiedikte
voor de MC-serie en Starr serie en telkens voor twee verschillende ankerafstanden. Voor de MC-serie
treedt een minimum op bij een isolatiedikte van 80 – 100 mm. Bij een dikkere isolatie gaat het
buigend moment de overhand nemen boven de dwarskracht waardoor de curve terug begint te
stijgen. Voor de Starr serie is het minimum niet zichtbaar op deze grafiek. Men kan wel besluiten dat
het Starr anker minder geschikt is om gebruikt te worden bij een dunne isolatiedikte. Het minder
stijve MC anker is dan duidelijk een betere optie. Voor de dikkere isolatie blijkt het Starr anker dan
weer beter te presteren dan het MC anker. Vooral de doorbuiging wordt te groot bij het MC anker.
Grafiek 3-16 geeft de relatieve verticale verplaatsing tussen beide bladen onder eigengewicht weer
voor een paneellengte van 7,5 m in functie van de isolatiedikte voor de MC-serie en Starr serie. Bij
een isolatiedikte van 15 cm is de doorbuiging (3,8 mm) voor de Starr serie met grid 700 – 800 mm
zelfs al te groot. Een grid van 500 mm is dan een betere oplossing. De MC-serie met een
ankerafstand van 150 mm scoort zowel goed bij een dunne als dikke isolatie, hoewel het aantal
ankers wel heel groot wordt.
Uit de tabellen in Bijlage B kan men nog besluiten dat bij een toenemende paneellengte, en dan
vooral bij een dunne isolatie, het faalcriterium sneller wordt overschreden.
3-60
Grafiek 3-15: Faalcriterium i.f.v. isolatiedikte voor de Starr serie en MC-serie
Grafiek 3-16: Relatieve verticale verplaatsing onder eigengewicht i.f.v. de isolatiedikte
3.3.1.3.2
Buitenblad
Om het buitenblad in GGT te controleren op scheurvorming werd gebruik gemaakt van twee
verschillende belastingscombinaties. De eerste combinatie bestaat uit windzuiging en afkoeling van
het buitenblad, waarbij het buitenblad zich op een hogere temperatuur bevindt dan het binnenblad
3-61
De tweede combinatie bestaat uit winddruk en opwarming van het buitenblad, waarbij het
binnenblad zich op een hogere temperatuur bevindt dan het buitenblad
Voor de tweede belastingscombinatie zijn de trekspanningen het hoogst aan de zijde in contact met
de isolatie, terwijl voor de eerste belastingscombinatie de trekspanningen het hoogst zijn aan de
andere zijde. Als de trekspanning hoger wordt dan fctm dan kan scheurvorming ontstaan in het
buitenblad. Voor het betontype C30/37 is fctm gelijk aan 2,9 N/mm². Onderstaande Grafiek 3-17 geeft
het verloop van de maximale trekspanningen weer voor een paneellengte van 7,5 m in functie van de
isolatiedikte voor de MC-serie en Starr serie en telkens voor twee verschillende ankerafstanden. De
linkse grafiek stelt het verloop van de trekspanningen voor onder de eerste belastingscombinatie en
de rechtse grafiek stelt het verloop van de trekspanningen voor onder de tweede
belastingscombinatie.
Voor zowel de Starr serie als de MC-serie nemen de trekspanningen af met toenemende isolatiedikte.
De spanningen zijn het laagst voor de MC-serie met een ankerafstand van 400 mm. Voor de MC-serie
met een ankerafstand van 150 mm en een isolatiedikte van 5 cm zijn de spanningen onder de tweede
belastingscombinatie groter dan 2,9 N/mm² waardoor scheuren kunnen ontstaan in het buitenblad
aan de zijde in contact met de isolatie. Voor de andere situaties treedt geen gevaar voor
scheurvorming op. Men kan besluiten dat de invloed van de isolatiedikte en de ankerafstand op de
resulterende spanningen beperkt is voor een paneellengte van 7,5 m. De spanningen verschillen
minder dan 0,3 N/mm² van elkaar, zoals zichtbaar op Grafiek 3-17. Hetzelfde besluit geldt voor een
paneellengte van 5 m, zie Bijlage B. Voor een paneellengte van 10 m en 12,5 m zijn de resulterende
spanningen hier niet besproken omdat het verloop van deze spanningen vrij complex is door de
aanwezigheid van het tussensteunpunt.
Grafiek 3-17: Verloop van de resulterende trekspanningen i.f.v. de isolatiedikte voor de Starr serie en MC-serie;
eerste belastingscombinatie (links); tweede belastingscombinatie (rechts)
Uit de resultaten vermeld in de tabellen van Bijlage B kan men ook afleiden dat de doorbuiging van
een sandwichpaneel onder de zeldzame belastingscombinatie (winddruk en afkoeling) steeds lager
blijft dan L/300. Het verschil in doorbuiging bedraagt maximaal 1,5 mm voor een bepaalde
paneellengte (L = 7,5 m of 5 m) met variërende isolatiedikte en/of ankerafstand.
3-62
3.3.2
COMPOSIETACTIE
Met behulp van de vierendeelligger-analogie werd ook de composietgraad berekend voor drie
verschillende glasvezelankers. Naast de Starr serie en MC-serie werd ook de CC-serie van
Thermomass opgenomen in de berekeningen. Dit anker wordt afgebeeld in Figuur 3-34 en de
geometrische eigenschappen staan vermeld in Tabel 3-8. De CC-serie wordt voornamelijk gebruikt
om half-composiete panelen te construeren. De geometrie van het paneel is dezelfde als bij de
parameterstudie.
Tabel 3-8: Geometrische eigenschappen van de CC-serie
Serie Afmetingen [mm] Oppervlakte [mm²] Traagheidsmoment [mm4]
Hoogte: 40
Ix = 37645 mm4
CC
306,3
Dikte: 8
Iy = 1566 mm²
Figuur 3-34: CC-serie [46]
Om de composietgraad te berekenen werd gebruik gemaakt van de lineair elastische methode die
Pessiki en Mlynarczyk [14] voorschrijven. Deze methode is niets anders dan een interpolatie tussen
twee theoretische extremen, volledig composiet en niet-composiet gedrag, om de graad aan
composietactie te bepalen
Waarbij:
[%]: de graad aan composietactie
[mm4]: het werkelijk traagheidsmoment van een paneel
[mm4]: het theoretisch niet-composiet traagheidsmoment
[mm4]: het theoretisch composiet traagheidsmoment
Iexp is afhankelijk van het experimenteel bepaalde last-verplaatsingsgedrag van een paneel onder
buiging. Men kan Iexp dan berekenen uit de omgevormde analytische formulering van de doorbuiging
voor de bijhorende belasting. Bijvoorbeeld voor een paneel onder een uniforme last geldt
Met q een aangrijpende willekeurige uniforme lijnbelasting, L de paneellengte, Eb de
elasticiteitsmodulus van beton en Δ de doorbuiging. Hier werd deze methode toegepast voor een
gesimuleerd last-verplaatsingsgedrag van een paneel onder een uniforme lijnlast. Deze simulatie
werd uitgevoerd met behulp van Scia Engineer.
3-63
Figuur 3-35: Verduidelijkende tekening i.v.m. formule voor composietactie
De elasticiteitsmodulus van de CC-serie, die werd geïmplementeerd in Scia Engineer, werd op
dezelfde manier berekend als voor de andere twee ankers. Hiervoor werd eveneens gebruik gemaakt
van de resultaten van afschuifproeven van Thermomass [46]. Grafiek 3-18 en Grafiek 3-19 geven het
verloop van de composietactie weer in functie van de isolatiedikte voor de drie verschillende
glasvezelankers. Grafiek 3-20 en Grafiek 3-21 geven, voor de Starr serie, het verloop van de
composietactie weer in functie van de isolatiedikte voor verschillende ankerafstanden en
paneellengtes. Uit Grafiek 3-18 en Grafiek 3-19 kan men opmerken dat een stijver anker een grotere
composietactie impliceert, hoewel die snel afneemt bij een toenemende isolatiedikte. Het verschil
tussen de Starr serie en CC-serie is klein ondanks het veel groter traagheidsmoment van de CC-serie.
De panelen, voorzien van de MC-serie, gedragen zich bijna volledig niet-composiet. De
composietactie wordt versterkt, zoals weergegeven in Grafiek 3-20 en Grafiek 3-21, door een grotere
paneellengte en kleinere ankerafstand. Een grotere paneellengte en kleinere ankerafstand zorgen
ervoor dat meer ankers worden aangesproken om de schuifkrachten over te dragen.
3.4
BESLUITEN STRUCTURELE ANALYSE
Uit de analytische parameterstudie en de vierendeelligger-analogie kan men besluiten dat elke
ankerdiameter een isolatiegebied heeft waarvoor het geschikt is. De kleine flexibele ankerdiameter
scoort het best bij kleine isolatiediktes, terwijl de grote stijve ankerdiameter de voorkeur krijgt bij
dikke isolatie. Voor een grote isolatiedikte zal de relatieve verticale verplaatsing tussen beide
betonbladen het ontwerp domineren. De grote ankerdiameters zijn het stijfst en houden deze
verplaatsing binnen de perken.
De ankerafstand en de isolatiedikte hebben een kleine invloed op de spanningen in het buitenblad
onder windbelasting of onder een lineaire temperatuurgradiënt. Daarentegen kunnen bij een
uniforme temperatuurgradiënt wel opmerkelijke hoge spanningen en krommingen optreden in het
buitenblad bij een kleine isolatiedikte en kleine ankerafstand. Maar naarmate de isolatiedikte en/of
ankerafstand toeneemt, worden de spanningen en krommingen wel snel verwaarloosbaar.
De isolatiedikte en ankerafstand hebben samen met de paneellengte een grote invloed op de
composietactie. Uit de resultaten van de composietactie kan men ook besluiten dat discrete ankers,
zelfs de CC-serie, niet geschikt zijn om een hoge composietactie te verwezenlijken.
Uiteindelijk kan men concluderen dat het structureel gedrag van een paneel met uniform verspreide
ankers sterk aansluit bij het gedrag van een niet-composiet paneel. Ondanks het feit dat soms een
klein percentage aan composietactie aanwezig kan zijn. De ontwerper doet er best aan de graad van
composietactie zo laag mogelijk te houden. Dit om ongewenste thermische spanningen en
krommingen te vermijden. De schrijver raadt daarom aan om bij een kleine isolatiedikte gebruik te
maken van een kleine ankerdiameter. Terwijl voor een dikke isolatielaag een grote ankerdiameter
geen te hoge composietactie zal veroorzaken.
3-64
Grafiek 3-18: Composietactie i.f.v. isolatiedikte voor vier verschillende ankertypes
(L = 5 m, a = b = 350 mm)
Grafiek 3-19: Composietactie i.f.v. isolatiedikte voor vier verschillende ankertypes
(L = 5 m, a = b = 700 mm)
Grafiek 3-20: Composietactie i.f.v. isolatiedikte voor verschillende ankerafstanden
(L = 5 m, Starr serie)
Grafiek 3-21: Composietactie i.f.v. isolatiedikte voor verschillende paneellengtes
(a = b = 700 mm, Starr serie)
3-65
3.5
THERMISCHE ANALYSE
Naast de structurele analyse werd eveneens een thermische analyse uitgevoerd op de nietcomposiete sandwichpanelen van de systemen A, B en C. Vanaf januari 2014 werden de EPB-eisen
voor opake muren verstrengd tot een maximale U-waarde van 0,24 W/m²K. Voor muren in passieve
woningen is de eis strenger. Hier mag de U-waarde maximaal 0,15 W/m²K bedragen. Om een eerste
indruk te krijgen van de isolatiediktes die horen bij deze grenzen wordt een eendimensionale
berekening uitgevoerd zonder rekening te houden met de aanwezigheid van de ankers. De waarden
van de verschillende gebruikte warmtegeleidingscoëfficiënten λ (isolatie, staal, inox en beton) en
warmte-overgangscoëfficiënten α kan men terugvinden in Tabel 3-9 [47], [48]. De
warmtegeleidingscoëfficiënt van GFRP verschilt van producent tot producent. Thermomass [49]
schrijft een λ-waarde voor van 1 W/mK, terwijl ComBAR [37] een λ-waarde van 0,5 W/mK
voorschrijft. De dikte van het buiten- en binnenblad wordt standaard respectievelijk 6 cm en 12 cm
aangenomen.
Tabel 3-9: Gebruikte warmtegeleidingscoëfficiënten en warmte-overgangscoëfficiënten
αbuiten [W/m²K]
25
αbinnen [W/m²K]
7,7
λinox [W/mK]
17
λstaal [W/mK]
50
λbeton, buiten [W/mK] 2,2
λbeton, binnen[W/mK] 1,7
Tabel 3-10: Berekening van de isolatiedikte [cm] voor verschillende isolatietypes en U-waarden via een
eendimensionale warmtetransport berekening
isolatietype
λ [W/mK]
EPS
XPS
PUR
PIR
PF
0,040
0,035
0,028
0,023
0,021
U-waarde [W/m²K]
0,15
0,2
0,24
25,5
22,3
18,0
14,6
13,5
19,0
16,5
13,3
10,9
10,0
15,6
13,7
11,0
9,0
8,2
Tabel 3-10 toont aan dat er een grote spreiding is in isolatiedikte afhankelijk van het gebruikte
isolatietype om een bepaalde U-waarde te behalen. Om toch enigszins de isolatiedikte te beperken
wordt PIR aangeraden. De berekende isolatiediktes uit Tabel 3-10 dienen nog gecorrigeerd te
worden om rekening te houden met de optredende driedimensionale verliezen ten gevolge van de
ankers. Omdat het niet echt praktisch is om voor elk sandwichpaneel een numerieke berekening uit
te voeren, wordt het extra warmteverlies ten gevolge van elk anker ingerekend met behulp van een
punt-warmtedoorgangscoëfficiënt χ [W/K]. Deze waarde geeft het warmteverlies per anker weer en
per graad temperatuurverschil in vergelijking met de eendimensionale situatie. De gemiddelde
warmtedoorgangscoëfficiënt van een volledig sandwichpaneel wordt dan als volgt berekend [50]
3-66
̅
∑
∑
∑
Met Ai de oppervlakte van elke homogene zone en Ui de bijhorende U-waarde. De χ-waarden van de
verschillende ankers werden in deze scriptie met Trisco berekend. Trisco is een eindig
elementenprogramma voor stationair warmtetransport in 2D en 3D rechthoekige objecten
bestaande uit verschillende materialen met verschillende randvoorwaarden. Aangezien de meeste
ankers een onregelmatigere vorm hebben dan een samenstelling van balken werd hier een
vereenvoudiging gemaakt voor elk anker. Zo werden de spelden met cirkelvormige doorsnede
herleid tot spelden met een vierkantige doorsnede waarvan de oppervlakte identiek is. Tijdens het
modelleren werd in acht genomen om de afmetingen van het sandwichpaneel groter te nemen dan
de invloedszone van het beschouwde anker. Daarenboven was er ook voor gekozen om in de
omgeving van het anker een heel fijn grid te nemen omdat daar de belangrijkste driedimensionale
warmteverliezen optreden. Verder weg van het anker werd het grid alsmaar groter gemaakt om de
rekentijd niet te lang te maken. Alvorens de χ-waarden van verschillende ankers te bepalen werd er
onderzocht welke parameters een belangrijke invloed hebben op het warmtetransport:





Invloed van de wapeningsnetten
Invloed van de verankeringsdiepte van een anker
Invloed van het gebruikte isolatietype
Invloed dikte binnenblad
Invloed isolatiedikte
3.5.1
INVLOED VAN WAPENINGSNET
De ankers uit inox en staal worden meestal verbonden met de wapeningsnetten in het buiten- en
binnenblad om constructieve redenen. In het buitenblad wordt enkel een passieve krimpwapening
voorzien van ongeveer 100 - 200 mm²/m. In het binnenblad wordt een actieve structurele wapening
voorzien die afhankelijk is van de belastingen die aangrijpen. In Trisco werd nagegaan of deze netten
een invloed hebben op het warmtetransport. De wapening werd gemodelleerd als een vlakke plaat
met dikte h die dezelfde sectie heeft als het werkelijke wapeningsnet per lopende meter. Inderdaad,
dit is een overschatting van het werkelijke effect van een wapeningsnet op het stationaire
warmtetransport. De invloed van de wapeningsnetten werd onderzocht voor een stalen
manchetanker met diameter 229 mm en een isolatiedikte van 5 cm. Zoals uit Tabel 3-11 blijkt, is de
invloed van een toenemende structurele wapeningssectie verwaarloosbaar op het warmtetransport.
Tabel 3-11: Invloed van wapeningsnetten op warmtetransport voor een stalen manchetanker
met diameter 229 mm
As [mm²/m]
0
200
400
600
800
1000
h [mm]
0
0,0002
0,0004
0,0006
0,0008
0,001
χ [W/K]
0,299
0,303
0,304
0,306
0,308
0,309
3-67
3.5.2
INVLOED VAN DE VERANKERINGSDIEPTE VAN EEN ANKER
Structureel gezien is de invloed van de verankeringslengte van een anker significant op de
normaalkracht- en dwarskrachtcapaciteit. Volgens een rapport van Terwa ankers [51] zorgt een
toenemende verankergingsdiepte van 60 mm tot 80 mm voor een toename van de opneembare
normaalkracht met 50 % en voor een toename van de opneembare dwarskracht met 18 %. Dit voor
zowel de plaatankers als voor de manchetankers.
In Trisco werd de invloed van de verankeringsdiepte onderzocht op thermisch vlak voor een stalen
manchetanker met diameter 229 mm en een isolatiedikte van 5 cm. Uit de berekeningen bleek dat
de verankeringsdiepte geen enkele invloed heeft op de resulterende χ-waarde. De geleidbaarheid
van het beton is hoog genoeg om de invloed van de verankeringsdiepte te verwaarlozen.
Tabel 3-12: Invloed van verankeringsdiepte op χ [W/K] voor een stalen MVA-anker met diameter 229 mm
Verankeringsdiepte χ [W/K]
in binnenblad [cm]
3
0,299
6
0,299
9
0,299
12
0,299
3.5.3
INVLOED VAN ISOLATIETYPE
Voor vier verschillende isolatietypes (EPS, XPS, PF en PIR) en drie verschillende isolatiediktes (5 cm,
10 cm en 14 cm) werd nagegaan wat de invloed is van de warmtegeleidingscoëfficiënt van de isolatie
op de χ-waarde van een stalen manchetanker met diameter 229 mm. Uit onderstaande Grafiek 3-22
blijkt dat de invloed eerder beperkt is en dat de χ-waarde lichtjes afneemt met toenemende λwaarde. Dit valt te verklaren door het feit dat de koudebruggen bij een sterker isolerend type zoals
PIR meer benadrukt worden. De verhouding van de warmtegeleidingscoëfficiënt van een anker op de
warmtegeleidingscoëfficiënt van de isolatie valt hoger uit bij PIR dan bv. bij XPS. Verder valt het op
dat voor een toenemende isolatiedikte deze afname volledig verdwijnt. Voor een dikte van 14 cm is
deze zelfs zo goed als onbestaand.
Grafiek 3-22: Invloed van isolatietype op χ [W/K] voor een stalen MVA-anker met diameter 229 mm
3-68
3.5.4
INVLOED DIKTE BINNENBLAD
De dikte van het binnenblad wordt gedimensioneerd op basis van de belastingen die het
sandwichpaneel moet weerstaan. Als minimumdikte wordt 9 cm voorgeschreven en de maximale
dikte zal zelden 12 cm overschrijden. Volgens de berekeningen in Trisco is de invloed van dit
dikteverschil verwaarloosbaar op het warmtetransport. Dit blijkt uit onderstaande Tabel 3-13 die
berekend is voor een stalen manchetanker met diameter 229 mm.
Tabel 3-13: Invloed dikte binnenblad op χ [W/K] voor een stalen MVA-anker met diameter 229 mm
Dikte
χ [W/K]
binnenblad [cm]
9
0,301
10
0,300
11
0,300
12
0,299
3.5.5
INVLOED ISOLATIEDIKTE
In tegenstelling tot bovenstaande parameters heeft de isolatiedikte een grote invloed op de χwaarden. Met behulp van Trisco werd voor verschillende ankers van de systemen A, B en C de χwaarde bepaald in functie van de isolatiedikte voor het isolatietype PIR. De uitgebreide resultaten
zijn terug te vinden in Bijlage C. In onderstaande Grafiek 3-23 wordt voor enkele ankertypes,
afgebeeld in Figuur 3-36, het verloop van de χ-waarde weergegeven.
Spelden
Plaatanker of FA-anker
Manchetanker of MVA-anker
Starr serie (GFRP 14 mm)
Figuur 3-36: De verschillende thermisch onderzochte ankers [52]
3-69
Grafiek 3-23: Vergelijkende thermische studie tussen de verschillende ankers uit Figuur 3-36
3-70
Voor alle ankers neemt de χ-waarde af met toenemende isolatiedikte en de grootste afname doet
zich voor bij de ankers die de grootste verliezen veroorzaken. De afname van de thermische verliezen
kan verklaard worden door het feit dat de warmte, die doorheen een anker wordt geleid, bij
toenemende isolatiedikte een langere weg moet afleggen, zodat het warmteverlies afneemt voor
eenzelfde anker. De grootste verliezen treden op bij de manchetankers wegens hun grote omvang.
De verliezen worden zelfs verdubbeld als het manchetanker uit staal is gemaakt in plaats van uit inox.
Ook voor de plaatankers en spelden leidt dit tot een verdubbeling van de verliezen. De χ-waarde van
een inox speld met diameter 4 mm is niet veel groter dan de χ-waarde van een GFRP anker.
Voor het manchetanker zijn de χ-waarden maar tot een isolatiedikte van 14 cm uitgezet. Bij een
grotere isolatiedikte wordt overgeschakeld op plaatankers.
3.5.6
VERGELIJKING MET FORMULE UIT HET TRANSMISSIE -REFERENTIE-DOCUMENT
In het transmissie-referentie-document [47] is een correctie te vinden op de U-waarde voor
mechanische bevestigingen zoals spouwhaken en dakbevestigingen die een isolatielaag doorboren.
Het zou praktisch zijn moest deze correctie ook kunnen gebruikt worden om snel en eenvoudig de Uwaarde van een sandwichpaneel te berekenen. De formulering van deze correctieterm is als volgt
[
Waarbij
]
d1 [m]: lengte van de bevestiging die gelijk wordt gesteld aan de dikte van de
isolatielaag
λf [W/mK]: warmtegeleidbaarheid van de mechanische bevestiging
nf [m-2]: aantal mechanische bevestigingen per m²
Af [m²]: doorsnede van 1 mechanische bevestiging
λins [W/mK]: warmtegeleidbaarheid van de isolatielaag
α [-]: correctiefactor die gelijk is aan 0,8
R1 [m²K/W]: warmteweerstand van de isolatielaag die door de mechanische
bevestiging doorboord wordt (R1 = d1/λins)
RT,h [m²K/W]: totale warmteweerstand van het bouwelement, zonder rekening te
houden met enige koudebrugwerking
Voor een speld met diameter 4 mm werden de χ-waarden berekend met bovenstaande formule en
vergeleken met deze die berekend zijn via Trisco. Grafiek 3-24 toont de resultaten voor een speld in
staal en Grafiek 3-25 voor een speld in inox. Ook voor een GFRP anker met diameter 14 mm zijn
beide berekeningen uitgevoerd en worden ze vergeleken in Grafiek 3-26.
De resultaten volgens de formule benaderen heel dicht de resultaten uit Trisco. De bovenstaande
formule kan dus ook gebruikt worden als een correctieterm op de U-waarde van een geprefabriceerd
sandwichpaneel in gewapend beton dat voorzien is van uniform verspreide ankers.
3-71
Grafiek 3-24: Vergelijkende studie tussen formule en Trisco-resultaten voor speld van 4 mm in staal
Grafiek 3-25: Vergelijkende studie tussen formule en Trisco-resultaten voor speld van 4 mm in inox
Grafiek 3-26: Vergelijkende studie tussen formule en Trisco-resultaten voor anker van 14 mm in GFRP
3-72
3.5.7
BEREKENING VAN U-WAARDE VOOR TWEE STANDAARDPANELEN
Met de berekende χ-waardes uit Trisco werd onderzocht wat het verlies is in U-waarde door de
aanwezigheid van de ankers voor twee standaardpanelen met een variërende isolatiedikte gelijk aan
5, 10 en 15 cm. Het eerste paneel heeft afmetingen van 2,5 m x 5 m en het tweede paneel van 3,3 m
x 6,24 m. De dikte van het buitenblad bedraagt 6 cm en de dikte van het binnenblad bedraagt 12 cm.
De twee ankersystemen die hier thermisch worden vergeleken staan afgebeeld in Figuur 3-1. Bij de
systemen A en B werd de thermische weerstand zowel voor ankers in staal als in inox berekend,
terwijl bij het systeem C de thermische weerstand enkel werd uitgerekend voor ankers uit glasvezel.
De ankers van de verschillende systemen worden afgebeeld in Figuur 3-36. De geometrische
karakteristieken van de Starr serie staan vermeld in Tabel 3-5.
3.5.7.1 PANEELTYPE 1: 5 M X 2,5 M
Systeem A en B
In onderstaande Figuur 3-37 is een mogelijke configuratie voorgesteld, berekend volgens de
vereisten van HALFEN [35]. De afmetingen van de ankers zijn afhankelijk van de isolatiedikte en staan
vermeld in Tabel 3-14 voor een isolatiedikte van 5, 10 en 15 cm.
Tabel 3-14: De afmetingen van de inox ankers voor verschillende isolatiediktes van paneeltype 1
Isolatiedikte
[cm]
5
10
15
Spelden
[mm]
4
4
5
Plaatanker verticaal
Lengte
Dikte
[mm]
[mm]
102
1,5
127
1,5
178
1,5
Plaatanker horizontaal
Lengte
Dikte
[mm]
[mm]
120
1,5
120
1,5
120
2
Manchetanker
Speld
Plaatanker
Figuur 3-37: Opbouw van paneeltype 1 [53]
3-73
Systeem C
Voor het paneel met de uniform verspreide GFRP ankers (Starr serie) werd eveneens een
ankerverdeling berekend voor drie verschillende isolatiediktes volgens de eisen van Thermomass
[38]. Het totaal aantal ankers is terug te vinden in onderstaande Tabel 3-15.
Tabel 3-15: Het aantal GFRP ankers voor verschillende isolatiediktes van paneeltype 1
Isolatiedikte [cm]
5
10
15
Aantal ankers [-]
28
28
50
In onderstaande Tabel 3-16 staan de berekende U-waarden vermeld van de verschillende systemen.
Het resultaat zonder ankers is ook vermeld. Het thermisch verlies van de systemen A, B en C t.o.v.
een paneel zonder ankers staat in Tabel 3-17 procentueel vermeld. Het verschil in thermische
weerstand tussen het paneel met inox ankers en het paneel met GFRP ankers bedraagt slechts 2,4 %
voor een isolatiedikte van 5 cm. Voor een isolatiedikte van 15 cm bedraagt het verschil 5,3 %. Het
verschil in thermische weerstand tussen het paneel met stalen ankers en het paneel met
glasvezelankers bedraagt 15 % voor een isolatiedikte van 15 cm en 6 % voor een isolatiedikte van 5
cm.
Tabel 3-16: Berekende U-waarden [W/m²K] voor verschillende isolatiediktes van paneeltype 1
Ankertype
Isolatiedikte [cm] staal inox GFRP zonder
5
0,439 0,424 0,414 0,410
10
0,241 0,227 0,220 0,217
15
0,174 0,159 0,151 0,147
Tabel 3-17: Thermisch verliespercentage door aanwezigheid van de ankers t.o.v. een paneel zonder ankers
(paneeltype 1)
Isolatiedikte [cm]
Ankertype
staal
inox GFRP
5
10
15
7,2 % 3,4 % 1,2 %
11,1 % 4,8 % 1,3 %
18,3 % 7,6 % 2,4 %
Tabel 3-18: Extra isolatiedikte [cm] om U-waarde te bekomen van een paneel zonder ankers (paneeltype 1)
Ankertype
Isolatiedikte [cm] staal inox GFRP
5
0,5
0,2 < 0,1
10
1,4
0,6
0,2
15
3,5
1,3
0,4
3-74
Uiteindelijk kan er geredeneerd worden om de isolatiedikte van de verschillende panelen te laten
toenemen totdat de U-waarde gelijk is aan de U-waarde van het paneel zonder ankers. De hiervoor
nodige extra isolatiedikte staat opgegeven in Tabel 3-18.
Voor paneeltype 1 kan men besluiten dat de omschakeling van inox ankers naar GFRP ankers slechts
een beperkte winst levert op de thermische weerstand. Deze winst kan gecompenseerd worden door
de isolatiedikte met nog geen centimeter te verhogen. Het thermisch verlies bij een paneel met
stalen ankers is aanzienlijker. Dit thermisch verlies kan niet zomaar gecompenseerd worden door de
isolatiedikte te verhogen zonder de ankerafmetingen te wijzigen.
3.5.7.2 PANEELTYPE 2: 6,24 M X 3,3 M
Systeem A en B
In onderstaande Figuur 3-38 is een mogelijke configuratie voorgesteld, berekend volgens de
vereisten van HALFEN [35]. Voor deze paneelafmetingen is er voor gekozen om geen manchetanker
te gebruiken, maar drie plaatankers. De afmetingen van de ankers zijn afhankelijk van de isolatiedikte
en staan vermeld in Tabel 3-19.
Tabel 3-19: De afmetingen van de inox ankers voor verschillende isolatiediktes van paneeltype 2
Isolatiedikte
[cm]
5
10
15
Spelden
[mm]
3
4
5
Plaatanker verticaal
Lengte
Dikte
[mm]
[mm]
200
2
240
2
320
2
Plaatanker horizontaal
Lengte
Dikte
[mm]
[mm]
120
1,5
120
1,5
120
1,5
Verticaal plaatanker
Speld
Horizontaal plaatanker
Figuur 3-38: Opbouw van paneeltype 2 [53]
3-75
Systeem C
Voor het paneel met de uniform verspreide GFRP ankers (Starr serie) werd eveneens een
ankerverdeling berekend voor drie verschillende isolatiediktes volgens de eisen van Thermomass
[38]. Het totaal aantal ankers is terug te vinden in onderstaande Tabel 3-20.
Tabel 3-20: Het aantal GFRP-ankers voor verschillende isolatiediktes van paneeltype 2
Isolatiedikte [cm]
5
10
15
Aantal ankers [-]
45
45
91
In Tabel 3-21 staan de berekende U-waarden vermeld, in Tabel 3-22 het thermisch verliespercentage
en in Tabel 3-23 de nodige extra isolatiedikte om de U-waarde te bereiken van het paneel zonder
ankers.
Tabel 3-21: Berekende U-waarden [W/m²K] voor verschillende isolatiediktes van paneeltype 2
Ankertype
Isolatiedikte [cm] staal inox GFRP zonder
5
0,433 0,421 0,414 0,410
10
0,239 0,226 0,219 0,217
15
0,172 0,157 0,151 0,147
Tabel 3-22: Thermisch verliespercentage door aanwezigheid van de ankers t.o.v. een paneel zonder ankers
(paneeltype 2)
Ankertype
Isolatiedikte [cm] staal inox GFRP
5
5,7% 2,7% 1,2%
10
10,5% 4,5% 1,3%
15
16,6% 6,7% 2,7%
Tabel 3-23: Extra isolatiedikte [cm] om U-waarde te bekomen van een paneel zonder ankers (paneeltype 2)
Ankertype
Isolatiedikte [cm] staal inox GFRP
5
10
15
0,4
1,3
3,2
0,2
0,5
1,2
< 0,1
0,2
0,5
Het verschil in thermische weerstand tussen het paneel met inox ankers en het paneel met GFRP
ankers bedraagt voor een isolatiedikte van 15 cm slechts 4 %. Voor een isolatiedikte van 5 cm
bedraagt dit verschil 1,7 %. Ook voor het paneeltype 2 kan men dus besluiten dat de omschakeling
van inox ankers naar glasvezelankers slechts een beperkte winst levert op de thermische weerstand
van het paneel. Dezelfde besluiten als bij het paneeltype 1 zijn hier van toepassing.
3-76
3.5.8
BESLUITEN THERMISCHE ANALYSE
Bij een paneeltype van het systeem A en B treden er slechts op enkele posities verliezen op. Dit is ter
plaatse van de manchet- en plaatankers. De spelden leiden niet tot vernoemenswaardige verliezen.
Het uitmiddelen van de belangrijkste puntverliezen over de oppervlakte van een sandwichpaneel
leidt uiteindelijk tot een klein verlies in thermische weerstand. Voor het systeem A en B met inox
ankers treedt slechts een thermisch verlies van 2 tot 5 % op in vergelijking met systeem C dat met
GFRP ankers is voorzien. Voor de stalen ankers wordt het verlies in thermische weerstand, rond de 5
tot 18 %, aan de hoge kant.
Wetende dat een GFRP verankering ongeveer dubbel zo duur is als een inox verankering lijkt het voor
de prefabproducent interessanter om een kleine centimeter isolatie meer te voorzien in combinatie
met een inox verankering. Het gebruik van een stalen verankering ziet er minder interessant uit.
Enerzijds is het verlies in thermische weerstand vrij hoog en anderzijds kan dit verlies slechts
gecompenseerd worden door minimum 2,5 à 3 cm extra isolatiedikte te plaatsen. Zo een grote
toename in isolatiedikte kan er voor zorgen dat de voorgeschreven ankerafmetingen niet meer
voldoen. Men is dan gedwongen grotere ankers te voorzien die weerom grotere thermische verliezen
meebrengen.
3-77
Hoofdstuk 4
Experimenteel programma
Het experimenteel programma is voornamelijk verkennend en bestaat uit afschuifproeven,
buigproeven en thermische proeven. In totaal zijn negen kleine proefstukken van 1 m op 1 m en vijf
panelen van 6 m op 1,6 m ter beschikking gesteld aan het laboratorium Magnel voor
betononderzoek. Bij de afschuifproeven werden verschillende glasvezelankers getest om een eerste
indruk te scheppen over hun mogelijkheden. De thermische proef heeft een tweeledig doel. Enerzijds
werd een themografische studie uitgevoerd op vier verschillende panelen en anderzijds werd de
kromming van deze panelen onder een thermische gradiënt bestudeerd. Bij de buigproeven werd het
verschil in capaciteit tussen een paneel met stalen vakwerkvormige ankers en een paneel met
glasvezel vakwerkvormige ankers onderzocht.
4.1
AFSCHUIFPROEVEN
4.1.1
PROEFSTUKKEN VAN DE AFSCHUIFPROEF
Figuur 4-1: Vereenvoudigde voorstelling van de afschuifproef
In totaal werden negen proefstukken getest met verschillende verankeringstypes. In Tabel 4-1 is de
samenstelling van elk proefstuk samengevat. De uitgebreide opbouw van de proefstukken is terug te
vinden in Bijlage A. Dit experimenteel programma is eerder verkennend en heeft als doel een eerste
indruk te vormen over de sterkte van de verschillende glasvezelankers. Alle proefstukken bevatten
4-78
glasvezelankers met als uitzondering proefstuk 304 dat van een manchetanker in inox is voorzien.
Het ankertype Aslan 100 is een commercieel verkrijgbare gezandstraalde wapeningstaaf uit GFRP,
het ankertype Aslan 700 is een vlak vakwerk uit GFRP en het C-anker is een C-vormige gezandstraalde
wapeningsstaaf uit GFRP. De producent van deze verschillende glasvezelankers is Hughes Brothers
[54].
Elk proefstuk is samengesteld uit drie lagen: dragend binnenblad in beton, isolatie en esthetisch
buitenblad in beton. Het dragend blad is van elk proefstuk 12 cm dik. Er zijn drie proefstukken bij met
een buitenblad van 4 cm en zes met een buitenblad van 6 cm. De isolatiedikte is 10 cm dik met
proefstuk 301 als uitzondering dat een isolatiedikte van 14 cm heeft. De proefstukken hebben een
oppervlakte van 1000 mm x 1000 mm en een totale dikte tussen de 260 en 320 mm. Het gebruikte
betontype was C30/37. Op elk proefstuk werd een afschuifproef uitgevoerd tot breuk van de ankers.
Figuur 4-1 toont een vereenvoudigd schema van de proef. Het doel van de afschuifproeven is een
last-verplaatsingsdiagram op te stellen voor elk proefstuk.
Tabel 4-1: Karakteristieken van de verschillende proefstukken
Proefstuk
Verankering
Diameter
[mm]
Aantal
ankers
[-]
Oriëntatie
anker [-]
Dikte
binnenblad
[mm]
300
301
302
303
304
305
3066
307
308
Aslan 100
Aslan 100
Aslan 100
Aslan 700
MVA-anker
C-ankers
C-ankers
Aslan 100
Aslan 100
12,7
12,7
12,7
9,5
51
6,35
6,35
6,35
6,35
4
4
4
1
1
4
4
9
9
90°
90°
45 °
90°
90°
45 °
45 °
45 °
45 °
120
120
120
120
120
120
120
120
120
4.1.2
Dikte
isolatie
(PIR)
[mm]
100
140
100
100
100
100
100
100
100
Dikte
buitenblad
[mm]
60
60
60
60
60
40
40
40
60
PROEFOPSTELLING VAN DE AFSCHUIFPROEF
Het dragend blad wordt, over de volledige breedte van het proefstuk, op een 5 cm dikke metalen
plaat gepositioneerd. M.b.v. twee hydraulische vijzels7, elk met een capaciteit van 400 kN, wordt het
dragend blad verticaal vastgeklemd tussen de metalen plaat en de vijzels. Het buitenblad bevindt
zich zo 5 cm boven de vloer. M.b.v. twee hydraulische vijzels, elk met een capaciteit van 200 kN,
wordt het buitenblad verticaal belast. Om de belasting van de vijzels uniform over het buitenblad te
verspreiden wordt gebruik gemaakt van een verdeelbalk. Tijdens de proef worden de verticale
verplaatsingen van de twee bladen opgemeten met in totaal vier LVDT’s8 (twee per paneel). Twee
LVDT’s worden aan de zijkanten, op ongeveer halve hoogte, van het buitenblad bevestigd met
behulp van een staander. De andere twee LVDT’s worden aan de bovenzijde van het dragend blad
6
Proefstuk 306 verschilt enkel van proefstuk 305 in de samenstelling van het buitenblad. Bij proefstuk 305
bestaat de wapening in het buitenblad uit kunststofvezels en bij proefstuk 306 uit een gegalvaniseerd net. Dit
verschil heeft echter geen invloed op de bekomen experimentele resultaten.
7
Hydraulische vijzels zijn van het LUKAS-type.
8
LVDT: Linear Variable Differential Transformer is een sensor die voor het meten van lineaire verplaatsingen
wordt gebruikt.
4-79
gepositioneerd. Van de opgemeten verplaatsingen wordt per blad een gemiddelde verplaatsing
berekend. Deze gemiddelde verplaatsingen worden dan van elkaar afgetrokken om de verticale
relatieve verplaatsing te bekomen. In Figuur 4-3 worden de posities van de LVDT’s verduidelijkt.
Tegelijkertijd met de verplaatsing wordt de gerealiseerde belasting van één van de hydraulische
vijzels op het buitenblad opgemeten met een elektronische meetcel die zich tussen de vijzel en het
metalen verdeelprofiel bevindt. Alle opmetingen worden geregistreerd door een computer. Er wordt
voor elke proef steeds op gelet dat de vijzels centrisch aangrijpen op zowel het buitenblad als het
binnenblad. Figuur 4-2 geeft een globaal beeld weer van de proefopstelling en Figuur 4-3 toont
enkele belangrijke details.
Meetcel
Hydraulische vijzels van 200 kN
Portiek
LVDT
LVDT
Metalen plaat
Figuur 4-2: De proefopstelling van de afschuifproef
Verdeelligger
Proefstuk
4-80
(1) Zijaanzicht van de proefopstelling
(2) Metalen plaat onder proefstuk
(3) LVDT t.p.v. buitenblad
(4) Meetcel onder hydraulische vijzel
Figuur 4-3: Verschillende details van de afschuifproef
4-81
4.1.3
RESULTATEN EN DISCUSSIE
De uitgebreide resultaten van de afschuifproeven zijn terug te vinden in Bijlage E. In Grafiek 4-1 zijn
de last-verplaatsingsdiagrammen van alle afschuifproeven samengevoegd. Bij alle proefstukken trad
de afschuiving op tussen de twee isolatieplaten, zie Figuur 4-4. Dit omdat de wrijving tussen de
isolatieplaten veel kleiner was dan de kleef tussen de isolatie en het beton. Na elke proef werd de
isolatie, niet altijd even gemakkelijk, verwijderd om de ankers te onderzoeken.
Figuur 4-4: Onderkant proefstuk tijdens het uitvoeren van de afschuifproef
De ankers van de proefstukken 300 en 301 faalden op
de plaats waar het grootste interne moment werd
bereikt. Dat is t.p.v. het contactvlak beton-isolatie. Op
deze positie scheurden eerst de bovenste vezels in
trek waarna het volledige anker in afschuiving werd
afgescheurd. In Figuur 4-5 is de getrokken zone
omcirkeld. Zoals in de last-verplaatsingscurves van de
proefstukken 300 en 301 zichtbaar treedt eerst een
piekbelasting op waarna de belasting licht gradueel
daalt met als resultaat progressief falen van de
ankers. Het is wel opmerkelijk dat proefstuk 301, met
isolatiedikte 14 cm, een grotere afschuifkracht kon
weerstaan dan proefstuk 300. Dit ligt waarschijnlijk
aan de gebrekkigere productie bij proefstuk 300. Bij
Figuur 4-5: Afgescheurd anker met getrokken
dit laatste proefstuk zijn twee ankers afgescheurd en
zone omcirkeld
twee ankers uit het buitenblad getrokken. De
volledige capaciteit van de uitgetrokken ankers is
daardoor niet benut. Bij proefstuk 301 is de volledige capaciteit van alle vier de ankers wel benut
want alle vier zijn ze afgescheurd. De hoogste opgemeten kracht bij proefstuk 300 is 28 kN en bij
proefstuk 301 38 kN.
4-82
Bij het proefstuk 302, met de ankers onder 45°, werd een kracht van bijna 100 kN opgemeten. Dit
proefstuk faalde vrij geleidelijk tot alle vier de ankers volledig uit het buitenblad werden getrokken.
Het verschil in ankercapaciteit tussen proefstuk 300 en 302 bedraagt een factor 3,5. Bij een maximale
verplaatsing van 2,5 mm is het verschil in ankercapaciteit tussen beide ankeroriëntaties 20 keer zo
groot. Het lijkt dus dat het, puur structureel, voordeliger is om de ankers onder een hoek van 45° te
positioneren om het buitenblad te dragen. De treksterkte van een wapeningsstaaf uit GFRP is veel
groter dan zijn buigsterkte waardoor de capaciteit onder 45° groter is dan onder 90°. Deze
redenering is slechts geldig als de verankering in het beton toereikend is.
Het manchetanker van proefstuk 304 wordt, volgens berekeningen van Fixinox [55], gebruikt als
draaganker voor panelen tot een oppervlakte van 4 m². Uit de resultaten blijkt het idee om dit
manchetanker te vervangen door een vakwerk uit GFRP niet zinvol. Bij proefstuk 304 werd een meer
dan twee keer zo hoge kracht opgemeten dan bij proefstuk 303 met het vakwerk uit GFRP. Verder
toonde het manchetanker een ductiel faalgedrag terwijl het vakwerk zeer plots faalde zonder
waarschuwing. Er dient wel benadrukt te worden dat bij het vakwerk slechts 2 van de 4 benen
bijdroegen tot de capaciteit. Tijdens productie werd namelijk vastgesteld dat het GFRP vakwerk
langer is dan 1 m waardoor het vakwerk moest worden ingekort. De uiteinden van elk vakwerk
werden afgesneden waardoor de verankering in het beton aan de uiteinden ondermaats was. Figuur
4-6 verduidelijkt de faalwijze van het vakwerkanker. Enkel de twee benen in druk droegen bij tot de
capaciteit. In het last-verplaatsingsdiagram van proefstuk 303 is er een knik in de curve bij een
verplaatsing van 2,5 mm. Het is goed mogelijk dat op dat ogenblik het bovenste been van het
vakwerk uit het beton werd getrokken wegens de korte verankeringsdiepte. Met een betere
verankering was een grotere schuifweerstand zeker en vast mogelijk geweest. Verder heeft het
vakwerk nog als nadeel productietechnisch vrij complex te zijn.
Figuur 4-6: Faalwijze van proefstuk 303
Bij het proefstuk 304 is de meting tweemaal uitgevoerd. Na de eerste meting was het proefstuk nog
niet gefaald, maar was wel al een verticale relatieve verplaatsing van 25 mm opgetreden. In Grafiek
4-1 is enkel de tweede meting vermeld. De eerste meting is terug te vinden in Bijlage E. Het
4-83
proefstuk 304 faalde uiteindelijk pas bij een totale relatieve verticale verplaatsing van 50 mm
doordat het manchetanker uit het buitenblad werd getrokken.
Voor de proefstukken 305 en 306, met C-ankers, is het last-verplaatsingsverloop gelijkaardig. Zoals bij
het proefstuk 303 werd voor beide proefstukken ook een bros faalgedrag waargenomen. De
maximaal opgemeten kracht bedroeg 41 tot 42 kN. Bij deze proefstukken scheurden de ankers ter
plaatse van de bocht. Dit is ook de meest gevoelige sectie van het C-anker. Bochten vertonen een
reductie in treksterkte van 60 % t.o.v. rechte staven met dezelfde diameter [44]. De C-ankers werden
tijdens productie tussen twee isolatievoegen geplaatst waartussen beton was weggesijpeld, zie
Figuur 4-7. Om deze koudebruggen te vermijden worden de voegen best opgespoten met
isolatieschuim.
Bij het proefstuk 307, met rechte ankers onder 45°, werd een maximale kracht van 85 kN
opgemeten. Deze kracht is dubbel zo hoog als deze bij de proefstukken 305 en 306. Laatstgenoemde
proefstukken bevatten wel minder ankers dan proefstuk 307. Door de maximale opgemeten kracht
door het aantal ankers te delen wordt de weerstandskracht per anker bekomen. Voor het C-anker is
de schuifweerstand gelijk aan 10,5 kN en voor de rechte staaf met diameter 6 mm is de
schuifweerstand gelijk aan 9,4 kN. Het verschil tussen beide is niet groot. De voordelen van de rechte
staven, in tegenstelling tot de C-ankers, zijn de verwerkbaarheid en de lagere kostprijs. Men kan de
staven zonder meer gewoon door de isolatie prikken. Daardoor neemt niet alleen de
productiesnelheid toe, maar is er ook minder kans op het wegsijpelen van beton door de
isolatievoegen zodat koudebruggen worden vermeden. Figuur 4-7 toont dit gemak aan. De rechte
staven met diameter 12,7 mm, uit de proefstukken 300, 301 en 302, kunnen niet gewoon door de
isolatie geprikt worden. Hiervoor dienen gaten in de isolatie voorgeboord te worden.
Figuur 4-7: Het verschil in bevestiging tussen de C-ankers (links) en de rechte staven (rechts)
Bij proefstuk 307 trad eerst een piekbelasting op waarna de belasting golvend daalde met als
resultaat progressief falen van het proefstuk. Bij het bereiken van de piekbelasting brak de binding
tussen de ankers en het beton waarna het anker langzaam uit het buitenblad werd getrokken en de
aangrijpende kracht enkel nog werd weerstaan door wrijving.
Hetzelfde golvend verloop van het last-verplaatsingsdiagram komt eveneens voor bij proefstuk 308.
Het verschil met proefstuk 307 is dat het buitenblad dikker is waardoor de verankeringslengte van de
staven in het buitenblad groter is. Bij proefstuk 308 is het buitenblad 6 cm dik en bij proefstuk 307
4-84
slechts 4 cm. De maximale kracht die werd opgemeten bij proefstuk 308 is dubbel zo hoog als bij
proefstuk 307. De verankeringslengte is dus zeker en vast een belangrijke parameter.
Proefstuk 302 en proefstuk 308 zijn vergelijkbaar qua opbouw. Door de maximaal opgemeten kracht
door het aantal ankers te delen wordt de weerstandskracht per anker bekomen. Een anker onder 45°
met diameter 12,7 mm weerstond een kracht van 24,67 kN, terwijl een anker met diameter 6,35 mm
een kracht weerstond van 19,14 kN. Het verschil in schuifweerstand tussen beide ankers is beperkt,
ondanks de veel grotere treksterkte van een anker met diameter 12,7 mm. Dit kan men verklaren
door het feit dat beide proefstukken faalden door het overschrijden van de verankeringskracht van
de ankers in het beton zonder de volledige capaciteit van deze ankers aan te spreken.
In onderstaande Tabel 4-2 staan de belastingen vermeld die horen bij een bepaalde vooropgestelde
relatieve verticale verplaatsing. De ankers van proefstuk 300 vertoonden de kleinste
schuifweerstand. Hoewel 1 anker van dit proefstuk in staat is om een buitenblad met een
oppervlakte van 5,7 m² te dragen.
De proefstukken met de ankers onder 45° faalden allemaal, met als uitzondering proefstuk 302,
alvorens een verticale relatieve verplaatsing van 10 mm te bereiken. Dit toont nog eens aan dat deze
ankers, ondanks hun hoge schuifweerstand, het nadeel bezitten een lage ductiliteit te vertonen.
Tabel 4-2: Opgemeten belasting die overeenstemt met een bijhorende verticale relatieve verplaatsing voor
9
de afschuifproeven
Proefstuk Belasting [kN] die overeenkomt met een verticale
relatieve verplaatsing van
1 mm
2,5 mm
5 mm
10 mm
300
301
302
303
304
305
306
307
308
0,045
3,65
33,26
35,18
22,21
25,54
21,38
26,27
28,87
3,76
6,2
73,2
49,81
37,48
40,22
36,07
69,06
74,45
7,62
10,07
95,37
59,58
55,7
41,16
84,17
151,22
17,34
18,51
98,31
77,19
-
Maximale
belasting
[kN]
28,20
38,40
98,68
60,48
134,00
41,01
42,05
84,98
172,24
Maximale last
per anker
[kN]
7,05
9,60
24,67
60,48
134,00
10,25
10,51
9,44
19,14
In de gebruiksgrenstoestand dient de verticale relatieve verplaatsing van het buitenblad t.o.v. het
binnenblad onder eigengewicht beperkt te blijven tot 2,5 mm10. In onderstaande Tabel 4-3 staat de
opgemeten belasting per anker vermeld die hoort bij een relatieve verplaatsing van 2,5 mm. Om de
weerstand per anker te berekenen werd de opgemeten kracht door het aantal ankers gedeeld.
Hierbij werd er vanuit gegaan dat alle ankers evenveel bijdroegen tot de schuifweerstand.
Het vakwerkanker, uit proefstuk 303, reageerde het stijfst van alle geteste ankers onder een verticale
relatieve verplaatsing van 2,5 mm. Dit anker is in staat een groot percentage aan schuifkrachten over
te dragen. Dit verklaart ook waarom dit anker uitermate geschikt is voor gebruik in composiete
9
Bij de belastingen is het eigengewicht van het buitenblad niet inbegrepen.
Volgens AC 320: Acceptance criteria for fiber-reinforced composite connectors anchored in concrete.
10
4-85
panelen. De rechte ankers, uit de proefstukken 300 en 301, reageerden daarentegen heel flexibel.
Deze ankers zullen slechts in beperkte mate de thermische vervormingen en krimp van het
buitenblad verhinderen. Dit verklaart waarom dit ankertype vooral bij de niet-composiete panelen
wordt toegepast.
Bij een maximale verticale relatieve verplaatsing van 2,5 mm is het verschil in weerstand tussen de
rechte staven van 6,35 mm en de C-ankers toch iets groter. 7,7 kN voor eerstgenoemde en 9,5 kN
voor de C-ankers.
Ook het verschil in schuifweerstand tussen de ankers van proefstuk 302 en 308 is groter bij een
maximale verticale relatieve verplaatsing van 2,5 mm. Het anker met een diameter 12,7 mm
vertoont een weerstand die dubbel zo groot is als die van een anker met een diameter van 6,35 mm.
De verhouding van de secties bedraagt echter 4 zodat het qua materiaalverbruik en ook
installatietechnisch toch voordeliger lijkt om te kiezen voor staven met diameter 6,35 mm.
Tabel 4-3: Last per anker bij een maximale verplaatsing van 2,5 mm
Proefstuknummer
300
301
302
303
304
305
306
307
308
4.1.4






11
Dikte
buitenblad
[cm]
6
6
6
6
6
4
4
4
6
Aantal
ankers per
proefstuk
4
4
4
1
1
4
4
9
9
Belasting bij
2,5 mm
[kN]
3,76
6,20
73,20
49,81
37,48
40,22
36,07
69,06
74,45
11
Last per anker
bij 2,5 mm
[kN]
0,94
1,55
18,30
49,81
37,48
10,06
9,02
7,67
8,27
BESLUITEN
De ankers onder 45° presteren beter dan de ankers onder 90°.
De ankers met diameter 6,35 mm presteren bijna evengoed als de ankers met diameter 12,7
mm ondanks de kleinere sectie.
De C-ankers blijken niet veel beter te presteren dan de rechte ankers. Om hier zeker van te
zijn is wel nog meer onderzoek nodig.
Uit de resultaten van de proefstukken 307 en 308 blijkt dat bij een toenemende
verankeringslengte de capaciteit snel toeneemt.
Om uitsluitsel te bieden over de capaciteit van een vakwerk als dragend anker is meer
onderzoek nodig.
Productietechnisch zijn de staven van 6,35 mm het eenvoudigst en het snelst in vergelijking
met de andere ankers. Ook de weerstand van deze ankers is opmerkelijk hoog. Een aantal
van deze ankers is in staat om een manchetanker als dragend anker te vervangen. Meer
onderzoek naar deze ankers is zeker en vast aan te raden.
Bij de belastingen is het eigengewicht van het buitenblad niet inbegrepen.
4-86
Grafiek 4-1: Last-verplaatsingsdiagram van de verschillende proefstukken samen
4-87
4.2
THERMISCHE PROEF
4.2.1
PROEFSTUKKEN VAN DE THERMISCHE PROEF
De thermische proef werd uitgevoerd op vier sandwichpanelen (201, 202, 204 en 205) die ter
beschikking zijn gesteld aan het laboratorium Magnel voor betononderzoek. Elk paneel beschikt over
een ander type verankering. De gedetailleerde opbouw van de proefstukken is terug te vinden in
Bijlage F samen met enkele productiefoto’s. Op deze proefstukken werd na de thermische proef nog
een buigproef uitgevoerd. Alvorens de testen uit te voeren werden de afmetingen gecontroleerd en
werd met een touw de initiële kromming opgemeten. De panelen bleken volledig vlak te zijn, maar
de bladdiktes van de panelen 201 en 202 weken iets af van de productietekeningen. In plaats van
twee keer 7,5 cm dik zijn de bladen 7 en 8 cm dik. De proefstukken hebben een lengte van 6 m en
een hoogte van 1,6 m. Elk paneel is voorzien van 10 cm PIR isolatie. In onderstaande Tabel 4-4 staan
de afmetingen en het ankertype van de vier panelen vermeld. Bij de proefstukken 201 en 202 is de
geometrie van het anker identiek alleen het materiaal is verschillend. De ankerconfiguratie bestaat
uit twee rijen van vakwerkankers, op 90 cm van elkaar, waarbij in elke rij vier vakwerkankers zijn
voorzien. Het proefstuk 204 is voorzien van een plaat- en manchetanker uit inox en negen spelden.
Het plaatanker bevindt zich op 1,35 m van het uiteinde van het paneel en het manchetanker op 1,35
m van het andere uiteinde van het paneel. Proefstuk 205 is voorzien van 40 uniform verspreide
glasvezelankers in een grid van 0,4 m op 0,6 m.
Tabel 4-4: Gegevens over de proefstukken voor de thermische proef
Proefstuk
201
202
204
205
4.2.2
Dikte
binnenblad
[cm]
7
7
9
9
Dikte
buitenblad
[cm]
8
8
6
6
Hoogte
[cm]
Lengte
[cm]
Ankertype
Diameter
[mm]
160
160
160
160
600
600
600
600
Aslan 700
Stalen vakwerk
inox
Aslan 100
9,5
9,5
/
12,7
PROEFOPSTELLING VAN DE THERMISCHE PROEF
In het laboratorium werd een opstelling gebouwd om twee aspecten te onderzoeken:
1. Kromming van de proefstukken onder verhoogde temperatuur
2. Thermografisch onderzoek van de proefstukken
De opstelling bestaat uit twee geprefabriceerde sandwichpanelen, steunend op hun lange zijde, die
op ongeveer 1 m afstand van elkaar staan met de buitenbladen van de beide panelen naar elkaar
gericht. Figuur 4-8 toont de opstelling. Elk paneel steunt met beide bladen op een houtblokje aan elk
uiteinde. Vervolgens worden de panelen onderaan, bovenaan en langs de zijkant volledig omgeven
met aaneensluitende isolatieplaten zodat een geïsoleerd hokje ontstaat. Op deze manier worden
warmteverliezen tot een minimum beperkt. De gebruikte isolatie om het hokje te vormen is van het
type PIR met een dikte van 6 cm. De ruimte binnenin het hokje wordt opgewarmd met twee
elektrische warmeluchtblazers, één blazer aan elk uiteinde, met elk een vermogen van 9 kW. De
bedoeling is om een temperatuurverschil te verkrijgen tussen het binnen- en buitenblad. Het
buitenblad bevindt zich in het geïsoleerd hokje en zal dus opwarmen. Indien er geen koude lucht kan
4-88
worden aangezogen naar de warmeluchtblazers bestaat het risico dat ze automatisch zullen
uitschakelen. Om dit te vermijden worden de toestellen afgesloten van de opwarmruimte door
middel van een isolatiepaneel zodat voldoende koude lucht kan worden aangezogen.
Profiel + meetklokken
Isolatieplaten
Proefstuk
Warmeluchtblazer
Figuur 4-8: Proefopstelling van de thermische proef
Figuur 4-9: De elektrische warmeluchtblazer (links) en de temperatuursensor (rechts)
Om de temperatuur te meten in het geïsoleerde hokje wordt gebruik gemaakt van een
temperatuursensor. De relatieve vochtigheid en temperatuur worden in het labo gemeten met een
thermo-hygrometer.
Naast temperatuurmetingen worden ook verplaatsingen gemeten m.b.v. 18 meetklokken, 9 klokken
op elk paneel. De posities van de verschillende meetklokken worden verduidelijkt in Figuur 4-10. De
4-89
bedoeling is de kromming van zowel het binnen- als het buitenblad op te meten voor elk paneel. Op
het binnenblad worden drie meetklokken op halve hoogte geïnstalleerd (rode klokken in Figuur
4-10). Het opmeten van de kromming van het binnenblad gebeurt rechtstreeks. Om de kromming
van het buitenblad buiten het geïsoleerde hokje te meten worden 6 stalen U-profielen gebruikt, zie
Figuur 4-11. Eén been van het U-profiel wordt verbonden met het buitenblad terwijl op het andere
been een meetklok de verplaatsingen opmeet. Op het buitenblad worden zo 6 U-profielen met
bijhorende meetklokken geïnstalleerd (blauwe klokken in Figuur 4-10). Drie langs de bovenste rand
en drie langs de onderste rand. Onderaan en bovenaan elk paneel is telkens een 6 m lang profiel
geplaatst om de meetklokken via magneten aan te bevestigen. Het bovenste profiel steunt aan de
ene zijde van de proefopstelling op twee betonnen blokken en aan de andere zijde steunt het op
twee gele schragen. De onderste profielen liggen gewoon op de grond.
Figuur 4-10: Verduidelijking van de posities van de verschillende meetklokken op het sandwichpaneel
De tweede opstelling werd enigszins gewijzigd ten opzichte van de eerste. Bij de proefstukken 204 en
205 worden aan de uiteinden van de panelen op de buitenbladen ook nog meetklokken geplaatst om
de uitzetting van het buitenblad op te meten. Hiervoor zijn in totaal vier meetklokken extra nodig en
wordt ter plaatse van elke klok een gaatje in de isolatie gesneden.
Figuur 4-11: Doorsnede proefopstelling thermische proef aan de onderzijde van een paneel
Aan alle meetklokken wordt een initiële indrukking gegeven om de verplaatsingen in beide zinnen
voor een bepaalde richting waar te nemen. De meetklokken in de middenzone hebben een bereik
van 50 mm en deze langs de uiteinden hebben een bereik van 10 mm of 5 mm. Figuur 4-12 toont
enkele verduidelijkende details van de proefopstelling.
4-90
(1) Meetklok + staander in het midden
(2) Drie meetklokken aan uiteinde van een
paneel
(3) Meetklok + U-profiel aan de onderzijde
(4) Meetklokken aan uiteinde paneel om
uitzetting op te meten voor de panelen
204 en 205
Figuur 4-12: Gedetailleerde posities van de verschillende meetklokken
Gedurende een periode van vijf dagen werd zo een opstelling van twee sandwichpanelen getest. Na
vijf dagen van verwarmen werden de vuurtjes uitgeschakeld en de isolatieplaten verwijderd. Het
buitenblad werd dan aan een afkoeling onderworpen. Twee à drie keer per dag werden de
meetklokken en temperatuur afgelezen.
4-91
4.2.3
KROMMING ONDER VERHOOGDE TEMPERATUUR
4.2.3.1 SIMULATIE IN SCIA ENGINEER
Met behulp van Scia Engineer werd de thermische belasting op de vier geteste sandwichpanelen
gesimuleerd. Om een idee te hebben over het verloop van de temperatuur in een sandwichpaneel,
en de te simuleren thermische belasting, werd gebruik gemaakt van testresultaten van een andere
thesisstudent.
Grafiek 4-2: Opgemeten temperatuurverloop in een sandwichpaneel over een periode van 24 uur [56]
Gedurende het schooljaar 2013-2014 was er een thesisstudent die onderzoek voerde naar de
ontwikkeling van sandwichpanelen met zelfhelende eigenschappen [56]. Om scheurvorming in
sandwichpanelen te induceren maakte hij gebruik van ongeveer dezelfde opstelling als hier
besproken. In zijn panelen waren echter thermokoppels voorzien om het temperatuurverloop over
de dikte van de sandwichpanelen op te meten. Bovenstaande Grafiek 4-2 stelt het opgemeten
temperatuurverloop voor in een sandwichpaneel over een periode van 24 uur. De bijhorende
tekening in de rechterbovenhoek illustreert, met behulp van een kleurencode, de posities van de
thermokoppels in het sandwichpaneel. In totaal zijn er 6 rijen van thermokoppels gebruikt. De
kleuren in de grafiek en in de tekening stemmen met elkaar overeen. De rode en azuurblauwe
thermokoppels werden aan de wapening gebonden en ingestort. Eerst werden de panelen
opgewarmd over een periode van 9 uur waarna afkoeling volgde. Er wordt vanuit gegaan dat het
temperatuurverloop in de hier geteste sandwichpanelen van dezelfde aard zal geweest zijn.
De thermokoppel aan de verwarmde buitenzijde levert geen betrouwbare opmeting voor het
temperatuurverloop in een sandwichpaneel omdat de thermische inertie van beton zorgt voor een
tragere opwarming in vergelijking met de opwarming van de thermokoppel. Dit blijkt ook uit de
resultaten van de andere twee meetklokken in het verwarmde buitenblad. Het temperatuurverschil
4-92
tussen de opgemeten temperatuur aan de isolatiezijde en aan de wapening verschillen nauwelijks.
Dit wijst erop dat het beton goed geleidend is waardoor het verwarmde blad bijna uniform
opwarmde zonder de aanwezigheid van een belangrijke lineaire temperatuurgradiënt ΔT. Om deze
thermische belasting in Scia te simuleren worden 7 verschillende fases, afgebeeld in Figuur 4-13,
onderscheiden van opwarmen tot afkoelen. De fasen 2 tot 6, met bijhorende geschatte thermische
gradiënten, werden gesimuleerd in Scia Engineer. Tijdens fase 4 wordt een uniforme
temperatuurgradiënt Δθ bereikt. Deze temperatuurgradiënt werd experimenteel ook opgemeten en
bedroeg voor de panelen 201 en 202 30 K. Voor de panelen 204 en 205 bedroeg deze gradiënt 32,5
K. Tijdens fases 2, 3, 5 en 6 grijpt een lineaire gradiënt aan van 5 K in het buitenblad. Volgens Grafiek
4-2 is dit een eerder conservatieve aanname.
Figuur 4-13: Verschillende fasen van opwarmen tot afkoelen van een sandwichpaneel
Tabel 4-5: Karakteristieken van staal, inox en GFRP
Materiaal
Staal
GFRP
Inox
Beton (C30/37)
EA
[N/mm²]
210 000
40 800
195 000
33 000
υA
GA
[-] [N/mm²]
0,3 80 769
0,2 17 000
0,3 75 000
0,2 13 667
4-93
De geometrie en de materiaaleigenschappen van de verschillende ankers en de betonbladen werden
zo getrouw mogelijk ingegeven, zie Tabel 4-5. Voor de ankers uit het paneel 205 werd de
elasticiteitsmodulus berekend uit de resultaten van de uitgevoerde afschuifproeven in 4.1. Er werd
gebruik gemaakt van de resultaten van proefstuk 301, met een isolatiedikte van 14 cm, omdat het
proefstuk 300, met een isolatiedikte van 10 cm, productiefouten vertoonde. De effectieve
ankerstijfheid EAS van de ankers uit proefstuk 301 is gelijk aan
(
)
Met F de opgemeten ankerkracht bij een verplaatsing van 2,5 mm. De in te voeren
elasticiteitsmodulus voor de ankers uit proefstuk 205 is dan gelijk aan
In werkelijkheid zal de ankerstijfheid vermoedelijk hoger liggen dan hier geïmplementeerd. In het
model werd de isolatie niet gemodelleerd omdat de schrijver vermoedt dat de isolatie weinig heeft
bijgedragen aan de schuifweerstand van de panelen. De randvoorwaarden van het paneel staan
afgebeeld in Figuur 4-14 en proberen zo goed mogelijk de werkelijkheid te benaderen. Er werd van
uitgegaan dat het paneel symmetrisch zal vervormen en dat de houten blokjes, die het paneel aan de
uiteinden ondersteunen, enkel de verticale vrijheidsgraad zullen belemmeren. Daarom werd in het
model aan de twee uiteinden van het binnen- en buitenblad de verticale verplaatsing belemmerd.
Verder werd in het midden van het binnenblad een punt geselecteerd waar de rotatie rond de z-as
en de verplaatsingen in de x- en y-richting worden belemmerd. Hetzelfde 3D-model, met andere
randvoorwaarden, werd overigens gebruikt voor de simulatie van de buigproef in 4.3.
Figuur 4-14: Randvoorwaarden van een gemodelleerd sandwichpaneel in Scia (thermische proef)
Na het generen van een geschikt net voerde het programma een lineaire elastische berekening uit
met behulp van een eindige elementen methode. De gemiddelde grootte van een 2D-element in het
net bedroeg 0,2 m. De berekende maximale spanningen in y-richting aan het buitenoppervlak van
het verwarmde buitenblad staan afgebeeld in Grafiek 4-3. De berekende maximale uitbuiging van het
sandwichpaneel staat afgebeeld in Grafiek 4-4. Het buiten- en binnenblad krommen beide evenveel
door de aanwezigheid van de ankers. Wegens de veronderstelling van symmetrie krommen de
lengtevezels van het buiten- en binnenblad overal bijna evenveel. Het verschil is beperkt tot een
tiende van een millimeter. Daarom wordt hier gesproken over de uitbuiging van het volledige
4-94
sandwichpaneel. Uit de resultaten van het experiment zal blijken dat beide bladen in werkelijkheid
verschillend krommen.
Grafiek 4-3: Spanningen in y –richting aan het buitenoppervlak (niet in contact met de isolatie) van het
12
buitenblad gesimuleerd in Scia voor de thermische proef
Grafiek 4-4: Maximale uitbuigingen van de sandwichpanelen gesimuleerd in Scia voor de thermische proef
Voor de composiete panelen 201 en 202 komt de meest nadelige spannings- en vervormingstoestand
voor bij fase 4. De lezer zal waarschijnlijk vermoeden dat er bij deze fase enkel drukspanningen in het
buitenblad zullen ontstaan. Maar door de composietactie gaat het paneel krommen en zullen, door
het verhinderen van de thermische vervormingen, naast inwendige drukkrachten ook inwendige
momenten ontstaan die resulteren in trekspanningen aan de buitenkant van het buitenblad.
12
Trekspanning is positief en drukspanning is negatief.
4-95
Voor paneel 202 bedraagt de maximale uitbuiging 6,5 mm en de maximale trekspanning bedraagt 2,2
N/mm². Voor het paneel 201 bedraagt de maximale uitbuiging 5 mm en de maximale trekspanning
1,8 N/mm².
Voor de niet-composiete panelen 204 en 205 treedt de meest nadelige spanningstoestand op bij fase
5. Bij paneel 204 is dit te wijten aan de lineaire temperatuurgradiënt die trekspanningen in het
buitenblad induceert. Deze trekspanningen komen voornamelijk voor in de omgeving van het
manchet- en plaatanker. Bij het paneel 205 zijn de trekspanningen een combinatie van enerzijds de
lineaire temperatuurgradiënt en anderzijds een ongewenste beperkte composietactie. Tijdens fase 4
treden er nauwelijks spanningen of krommingen op in het buitenblad van paneel 204. Dit wijst erop
dat het buitenblad bijna volledig vrij kan vervormen van het binnenblad. De grootste uitbuigingen
treden op tijdens fase 3. Paneel 204 buigt dan 1,05 mm uit en paneel 205 2,5 mm. Gedurende de
overgang van fase 3 naar fase 4 neemt de uitbuiging zelfs af.
4.2.3.2 EXPERIMENTELE RESULTATEN
4.2.3.2.1
Thermische vervormingen
De opwarming zorgde ervoor dat bijna alle meetklokken verder uitschoven. In Grafiek 4-5, Grafiek
4-6, Grafiek 4-7 en Grafiek 4-8 staan telkens voor elk getest paneel de uitbuigingen afgebeeld van de
beide bladen, samen met het verloop van de temperatuur in functie van de tijd. De vier curves
verlopen vrij parallel met elkaar. Door de temperatuurstijging bogen de panelen naar elkaar toe. De
curve ‘binnenblad midden’ stemt overeen met de kromming die de rode meetklokken in Figuur 4-10
van de lengtevezel op halve hoogte hebben geregistreerd. De curves ‘buitenblad bovenaan’ en
‘buitenblad onderaan’ stemmen overeen met de kromming die de blauwe meetklokken van
respectievelijk de bovenste en onderste lengtevezel in Figuur 4-10 hebben geregistreerd. Voor deze
drie lengtevezels is telkens een gemiddelde kromming berekend.
Panelen 201 en 202
De resultaten van de panelen 201 en 202 staan afgebeeld in Grafiek 4-5 en Grafiek 4-6. Voor de
composiete panelen (201 en 202) werden de grootste verplaatsingen telkens waargenomen in het
midden van het binnenblad. Paneel 202 boog maximaal 5,53 mm uit en paneel 201 boog maximaal
2,19 mm uit. De kromming bij het proefstuk met de stalen verankering was veel meer uitgesproken.
Dit komt waarschijnlijk door de grotere stijfheid van de stalen ankers in vergelijking met de
glasvezelankers. Verder valt het ook op dat de verplaatsingen van het buitenblad onderaan kleiner
zijn dan bovenaan. De voornaamste reden voor dit feit is waarschijnlijk de wrijving tussen de
onderzijde van het paneel en de isolatieplaten die de kromming van het buitenblad onderaan
gedeeltelijk belemmeren.
Bij beide proefstukken was de uitbuiging in het midden van het binnenblad groter dan de uitbuiging
bovenaan het buitenblad. In de hoogterichting vertoonde het paneel waarschijnlijk ook een
kromming door het opwarmen zodat deze verplaatsingen geen uitsluitsel geven in het verschil van
kromming tussen binnen- en buitenblad. Het was beter geweest om een LVDT in het geïsoleerde
hokje te plaatsen om de kromming in het midden van het buitenblad op te meten. En die vervorming
dan te vergelijken met de uitbuiging in het midden van het binnenblad. Enig nadeel is dat de LVDT in
het geïsoleerde hokje zal opwarmen en dus een uitzetting zal vertonen. Onder een
temperatuurstijging van 30 °C zal het uitschuifbaar onderdeel, met een geschatte lengte van 50 mm,
van een LVDT een uitzetting vertonen van
4-96
Deze uitzetting is verwaarloosbaar ten opzichte van de opgemeten uitbuigingen. Wat de invloed is
van de temperatuurstijging op de inwendige elektronica van een LVDT is moeilijk in te schatten.
Voor paneel 202 komt de maximaal berekende kromming via Scia goed overeen met de maximale
opgemeten waarde. Het verschil bedraagt slechts 1 mm. Bij paneel 201 bedraagt dit verschil 2,81
mm. Dit kan erop wijzen dat in werkelijkheid de vakwerkankers uit GFRP minder stijf zijn dan
gemodelleerd.
Na 5 dagen verwarmen van de panelen 201 en 202 werden de blazers afgezet en werden de
isolatieplaten verwijderd. De buitenbladen van de panelen werden zo aan een snelle afkoeling
blootgesteld. Na het verwijderen van de isolatieplaten werd al een eerste keer gecontroleerd op
scheuren. Bij het proefstuk met stalen ankers werd centraal in het buitenblad een verticale scheur
vastgesteld over de volledige hoogte van het paneel. Ter plaatse van de kipankers werden ook kleine
scheurtjes vastgesteld. De schrijver vermoedt wel dat dit krimpscheurtjes zijn en al aanwezig waren
voor de thermische proef. Bij het proefstuk met glasvezelankers werden enkel krimpscheurtjes
vastgesteld in de buurt van de kipankers. De panelen bogen na afkoelen niet volledig terug naar hun
originele positie. Het leek ook alsof er een kleine holte was ontstaan tussen de twee isolatieplaten
waardoor de panelen een absolute verplaatsing vertoonden. Het is ook goed mogelijk dat deze holte
al aanwezig was alvorens de proef werd uitgevoerd en dat het paneel door te krommen is verplaatst
ten opzichte van zijn initiële positie. Na afkoelen van de panelen werden geen extra scheuren
waargenomen.
Grafiek 4-5: Diagram van de uitbuiging in functie van de tijd voor paneel 201 (thermische proef)
4-97
Grafiek 4-6: Diagram van de uitbuiging in functie van de tijd voor paneel 202 (thermische proef)
Panelen 204 en 205
De resultaten van de panelen 204 en 205 staan afgebeeld in Grafiek 4-7 en Grafiek 4-8. Voor de nietcomposiete panelen werden de grootste vervormingen waargenomen bovenaan het buitenblad
terwijl de vervormingen onderaan het buitenblad en de vervormingen in het midden van het
binnenblad gelijke waarden vertoonden. Hieruit kan men vermoeden dat de kromming van het
buitenblad groter was dan van het binnenblad. Het binnenblad van proefstuk 204 boog maximaal
1,25 mm uit en het binnenblad van proefstuk 205 boog 3,28 mm uit. Bij proefstuk 204 verminderde
de kromming na verloop van tijd tot 0,55 mm. Dit verschijnsel werd ook waargenomen in Grafiek 4-4.
Het is wel bijzonder dat de kromming pas na meer dan 33 uur terug afnam. De schrijver had gedacht
dat dit vroeger zou gebeuren wegens de grote geleidbaarheid van beton. Bij proefstuk 205 nam de
kromming toe in plaats van af te nemen. Dit is in tegenstrijd met wat in Scia werd berekend.
De kromming van het proefstuk 205 met glasvezelankers was veel meer uitgesproken dan de
kromming van het paneel 204 met inox ankers. Dit is waarschijnlijk te wijten aan het groter aantal
ankers in paneel 205 dan in paneel 204. De kromming na afkoelen is bij deze panelen niet meer
onderzocht omdat er na het verwijderen van de isolatieplaten iemand tegen de opstelling was
gebotst. Verder dient men ook op te merken dat deze twee panelen aan een iets hogere
temperatuur, ongeveer 2,5 °C, zijn blootgesteld dan de panelen 201 en 202.
In vergelijking met de gesimuleerde krommingen valt het op dat beide panelen in werkelijkheid meer
krommen. Vooral het paneel 205 vertoont een ander gedrag dan berekend via Scia. De opgemeten
vervormingen leunen nauwer aan bij de composiete panelen 201 en 202 dan bij het niet-composiet
paneel 204. Dit kan er op wijzen dat de staafvormige ankers uit GFRP in werkelijkheid stijver zijn dan
hier gemodelleerd in Scia. Ook is het mogelijk dat de isolatie toch voor enige schuifkrachtoverdracht
heeft gezorgd.
4-98
Bij de panelen 204 en 205 waren ook op de uiteinden van elk buitenblad meetklokken voorzien om
de thermische uitzetting op te meten. Het buitenblad was gedurende de proef 32,5 °C warmer dan
het binnenblad. Met volgende eenvoudige formule werd de totale uitzetting van het buitenblad
berekend
Tabel 4-6: Opgemeten uitzettingen aan de uiteinden van de panelen 204 en 205
Proefstuk Links [mm] Rechts [mm]
204
0,85
1,08
205
0,95
1,01
De som van de opgemeten uitzettingen, vermeld in Tabel 4-6, komt sterk in de buurt van de
berekende 1,95 mm. Het paneel 204 zette rechts meer uit dan links. Meer dan waarschijnlijk is dit
door de aanwezigheid van het stijve manchetanker in het linker gedeelte van het paneel. Het paneel
205 zette, wegens symmetrie van de verankering, aan beide uiteinden ongeveer even veel uit.
De uitzetting in de lengterichting werd eveneens gesimuleerd in Scia Engineer voor paneel 204.
Figuur 4-15 toont aan dat de uitzetting van het buitenblad optreedt rondom het stijve manchetanker.
Er is wel nog een duidelijk verschil tussen de experimentele waarden en de gesimuleerde waarden
uit Scia. Dit kan verklaard worden door het feit dat de thermische belasting tijdens het experiment
eerst een kromming veroorzaakt en daarna pas een uniforme uitzetting waardoor de opgemeten
uitzetting een combinatie van beide is. Terwijl in Scia enkel de uitzetting onder een constante
temperatuurgradiënt werd berekend. Een andere reden kan zijn dat het manchetanker in
werkelijkheid minder stijf is dan gesimuleerd in Scia.
Manchetanker
Plaatanker
Figuur 4-15: Uitzetting van het buitenblad in de lengterichting onder een constante temperatuurgradiënt
gesimuleerd in Scia Engineer
Na 5 dagen verwarmen van de panelen 204 en 205 werden de blazers afgezet en de isolatieplaten
verwijderd. Tijdens controle werden meteen al enkele scheuren opgemerkt in beide panelen. Dit had
de schrijver niet verwacht omdat de krommingen beperkt waren. Ter plaatse van sommige kipankers
werden ook kleine krimpscheurtjes vastgesteld. Na afkoelen van de panelen werden geen
bijkomende scheuren vastgesteld.
4-99
Grafiek 4-7: Diagram van de uitbuiging in functie van de tijd voor paneel 204 (thermische proef)
Grafiek 4-8: Diagram van de uitbuiging in functie van de tijd voor paneel 205 (thermische proef)
4-100
4.2.3.2.2
Paneel 202
Scheurvorming
Buitenblad
Binnenblad
A
B
A
B
Paneel 201
Paneel 204
Paneel 205
Figuur 4-16: Scheurverloop in de panelen 201, 202, 204 en 205 na de thermische proef
Bovenstaande Figuur 4-16 geeft het scheurpatroon van de geteste panelen weer na de thermische
proef. Voor het buiten- en binnenblad wordt telkens de kant afgebeeld die niet in contact is met de
isolatie. De punten A en B, aangeduid bij paneel 202, komen dus overeen met dezelfde rand van het
paneel. Ook de positionering van de ankers is in het groen aangeduid in Figuur 4-16.
De scheur bij proefstuk 202 trad waarschijnlijk op tijdens fase 4. De berekende trekspanningen
bedroegen tijdens die fase rond de 2,2 N/mm². Bij het proefstuk 201 zijn geen scheuren opgetreden
ondanks een berekende trekspanning van 1,8 N/mm² tijdens fase 4. In werkelijkheid is echter een
kleine kromming (2,19 mm) opgemeten bij proefstuk 201 waardoor deze berekende spanningen
waarschijnlijk niet zijn opgetreden.
4-101
Het is opmerkelijk dat het proefstuk 204 het grootst aantal scheuren vertoont hoewel dit een nietcomposiet paneel is. Er is geen echte verklaring te vinden voor dit feit want uit de Scia berekeningen
werden lage trekspanningen vastgesteld bij dit proefstuk onder de thermische belasting. De scheuren
bij proefstuk 204 bevinden zich ongeveer ter plaatse van het manchetanker en het plaatanker. Het
kan zijn dat er een spanningsconcentratie optrad ter plaatse van deze ankers en daardoor scheuren
ontstonden.
Bij proefstuk 205 bevindt de scheur zich tussen twee verticale ankerrijen. De berekende
trekspanningen uit Scia bedroegen maximaal 0,6 N/mm² met een bijhorende kromming van bijna 2
mm tijdens fase 4. Maar Experimenteel werd voor dit paneel een grotere kromming opgemeten
(3,28 mm) zodat het ontstaan van scheurvorming wel valt te begrijpen.
4.2.3.3 BESLUITEN
Onder thermische belasting, hier opwarmen, zal een paneel krommen. Hoe stijver de
ankerconfiguratie, hoe groter de kromming onder een uniforme temperatuurgradiënt (fase 4 in
Figuur 4-13). Dit blijkt uit het feit dat paneel 202 met stalen ankers het meest kromde. De andere
resultaten vallen niet zo eenduidig te verklaren. Zo kromde paneel 205 meer dan paneel 201. Dit is in
tegenstrijd met de resultaten uit Scia en met het feit dat een composiet paneel meer zou krommen
dan een niet-composiet. Ook de opgetreden scheurvorming valt moeilijk te verklaren. Om het één en
ander te verduidelijken is een thermische simulatie in een meer gesofisticeerd EEM geen overbodige
luxe. Zo een simulatie zou ook meer kunnen vertellen over de mogelijke oorzaak van de scheuren in
de panelen 204 en 205.
4.2.4
THERMOGRAFISCH ONDERZOEK
4.2.4.1 THERMOGRAFISCHE CAMERA
Om de koudebruggen op te sporen werd gebruik gemaakt van een thermografische camera (T640 BX
van FLIR Systems). Een infrarood camera meet de uitgestraalde infrarood straling van een object.
Door het feit dat de straling functie is van de oppervlaktetemperatuur is het mogelijk deze
oppervlaktetemperatuur te berekenen en grafisch weer te geven.
Figuur 4-17: T640 BX camera van FLIR Systems
Naast de oppervlaktetemperatuur is de radiatie ook afhankelijk van de emissiviteit van het object en
andere factoren. Het is noodzakelijk om deze invloeden te compenseren om de correcte
4-102
oppervlaktetemperatuur op te meten. Dit wordt automatisch door de camera gedaan, maar
daarvoor moeten wel de volgende parameters gekend zijn:






Emissiviteit van het object
Gereflecteerde temperatuur
Relatieve vochtigheid van de atmosfeer
Afstand tussen camera en object
Temperatuur van de atmosfeer
Wind
De emissiviteit is de belangrijkste parameter en is eigenlijk een maat voor de straling van het object
in vergelijking met een zwart lichaam met dezelfde temperatuur. Voor beton is deze waarde
ongeveer gelijk aan 0,9. Om de werkelijke emissiviteit te meten wordt een stuk zwarte duct tape op
het paneel gekleefd met een gekende emissiviteit van 0,93. Na een half uur wordt met de camera de
temperatuur van dit stuk tape opgemeten. Dan wordt met de camera boven dit stuk duct tape
gericht op het betonoppervlak en wordt de emissitiveit aangepast tot de oppervlaktetemperatuur
van het beton dezelfde waarde bereikt als deze gemeten op het stuk duct tape.
De gereflecteerde temperatuur is een parameter die moet bepaald worden om de straling te
compenseren die gereflecteerd wordt op het op te meten object. Deze temperatuur wordt
opgemeten door een stuk aluminiumfolie op het object te kleven en daarvan de
oppervlaktetemperatuur op te meten. Deze meting wordt uitgevoerd vanuit drie verschillende
meetstanden. De gemiddelde gereflecteerde temperatuur wordt dan ingegeven in de camera.
De afstand tussen het op te meten object en de camera is belangrijk omwille van twee aspecten.
Enerzijds wordt de straling van het object geabsorbeerd door de omgeving en anderzijds wordt de
straling van de omgeving ook opgemeten door de camera. Beide aspecten worden belangrijker bij
een toenemende afstand.
De relatieve vochtigheid is eveneens belangrijk omdat de transmissiviteit van de straling afneemt
met toenemende vochtigheid. Waterpartikels verzwakken en verstoren de straling.
Bij hoge windsnelheden treden hoge warmteverliezen op door convectie zodat de
oppervlaktetemperatuur daalt. Met de wind dient geen rekening gehouden te worden aangezien de
proef in labo-omstandigheden doorgaat.
4.2.4.2 RESULTATEN EN DISCUSSIE
In onderstaande Tabel 4-7 staan de opgemeten parameters vermeld. De proefstukken 201 en 202 en
de proefstukken 204 en 205 werden tegelijkertijd thermografisch onderzocht.
Tabel 4-7: Opgemeten parameters tijdens het thermografisch onderzoek
Proefstuk
201
202
204
205
RV [%]
52,6
46,7
43,3
44,9
Te, air [°C]
20,9
20,9
22,2
22,2
Te, ref [°C]
20,3
20,3
22,5
22,5
Ti, air[°C]
50
50
55,1
55,1
Trefl,gem [°C]
25
26
24
26
ε [-]
0,91
0,9
0,9
0,9
4-103
De proefstukken 201 en 204 waren jammer genoeg niet zo goed bereikbaar voor een
thermografische foto over heel het paneeloppervlak. Daarom werd telkens één helft van het paneel
gefotografeerd. De proefstukken 202 en 205 waren wel volledig bereikbaar. In Figuur 4-18 en Figuur
4-19 zie je een volledige thermografische en digitale foto van deze panelen. De verliezen aan de rand
zijn te wijten aan de slechte aansluiting van de isolatieplaten met elkaar en aan de aanwezigheid van
de stalen U-profielen. Deze verliezen werden genegeerd. Het valt meteen op dat een zekere
koudebrugwerking tot stand kwam bij het paneel 202 door de aanwezigheid van de stalen
vakwerkankers. In Bijlage G staan de vier panelen telkens voor de helft digitaal en thermografisch
afgebeeld om ze van dichterbij en meer gedetailleerd met elkaar te vergelijken.
Figuur 4-18: Infrarood en digitale foto van paneel 202
Figuur 4-19: Infrarood en digitale foto van paneel 205
Bij het proefstuk 201, met glasvezel verankering, is de opgemeten oppervlaktetemperatuur 0,1 à 0,2
°C hoger ter plaatse van de ankers (Sp2, Sp3, Sp4 en Sp5) dan net tussen de twee ankerrijen ter
plaatse van Sp1. Of deze verliezen optreden door de aanwezigheid van de ankers of door de
ongewenste verliezen via de rand is niet volledig duidelijk.
Bij proefstuk 202, met stalen verankering, zijn de ankers wel aan het oppervlak zichtbaar. De
opgemeten oppervlaktetemperatuur ter plaatse van de ankers (Sp2, Sp3, Sp4 en Sp5) is ongeveer 1
°C hoger dan net tussen de twee ankerrijen (Sp1). Bij dit paneel blijken, zoals verwacht, de grootste
thermische verliezen op te treden. Tijdens productie is wel een kleine centimeter isolatie verwijderd
4-104
rond de ankers omdat de verankering in het beton anders ondermaats ging zijn, zie ook Figuur 4-29
in 4.3. De invloed hiervan was waarschijnlijk beperkt op de thermische resultaten.
Bij proefstuk 204 zijn het manchet- en plaatanker (Sp1) duidelijk zichtbaar. De
oppervlaktetemperatuur is op die posities 0,5 – 0,8 °C hoger dan in de directe omgeving (Sp2, Sp3 en
Sp4) van de ankers. De spelden zijn niet zichtbaar op de infraroodfoto’s. Over een oppervlakte van
9,6 m² komen er dus eigenlijk maar op twee posities belangrijke warmteverliezen voor.
De oppervlaktetemperatuur van proefstuk 205 vertoont geen onregelmatigheden. Bij dit proefstuk
treden dan ook geen koudebruggen op.
Verder valt het op dat er grote verliezen optraden via de stalen U-profielen aan onder- en
bovenzijde. De temperatuur van de stalen U-profielen werd ook opgemeten om dan te berekenen
hoeveel deze thermisch uitzetten. Bij een emissiviteit van 0,7 bedraagt de oppervlaktetemperatuur
ongeveer 41 °C, zie Figuur 4-20. Dit is een temperatuurverschil van 20 °C met de omgeving. Met
volgende formule werd dan de uitzetting van het U-profiel berekend
Dergelijke uitzetting is verwaarloosbaar in vergelijking met de opgetreden vervormingen zodat geen
correctie nodig is.
Figuur 4-20: Infrarood en digitale foto van meetklok + stalen U-profiel
Naast een kwalitatieve beoordeling van de thermische verliezen werd ook een kwantitatief
onderzoek gevoerd naar de thermische weerstand van de verschillende proefstukken. M.b.v. Trisco
werden de warmteverliezen van de verschillende ankers berekend, waarna een gemiddelde
warmtedoorgangscoëfficiënt van elk proefstuk werd berekend.
Voor de vakwerkankers werden twee benaderingen gebruikt om het driedimensionaal thermisch
verlies van de ankers in rekening te brengen. De eerste methode bestaat eruit het vakwerk te
vereenvoudigen tot een plaat met dezelfde oppervlakte en de thermische verliezen dan via een
lineaire warmtedoorgangscoëfficiënt ψ [W/mK] in rekening te brengen. De tweede methode bestaat
eruit een arm van het vakwerk te vereenvoudigen tot een rechte staaf met dezelfde oppervlakte en
de verliezen via puntwarmtedoorgangscoëfficiënten χ [W/K] in rekening brengen. De χ-waarde van
een stalen arm is gelijk aan 0,02 W/K en de ψ-waarde van een stalen plaat is gelijk aan 0,106 W/Km.
4-105
In onderstaande Tabel 4-8 staan de U-waarden van de panelen vermeld rekening houdend met
driedimensionale warmteverliezen die de ankers meebrengen. Het isolatietype in de proefstukken is
PIR met een λ-waarde van 0,023 W/mK. Voor beton werd een λ-waarde van 2 W/mK aangenomen.
Tabel 4-8: U-waarde berekening van de panelen
Proefstuk
201
202
204
205
Methode 1
[W/m²K]
0,219
0,305
/
/
Methode 2
[W/m²K]
0,218
0,284
0,2275
0,219
Uit de U-waarden kan men afleiden dat het thermisch verlies via de stalen vakwerkankers vrij groot is
in vergelijking met de andere ankers. Dit was ook al kwalitatief zichtbaar op de infraroodfoto’s. Het
verlies van proefstuk 204 ten opzichte van proefstuk 205 bedraagt ongeveer 3,9 %.
Stalen vakwerk als staaf
Stalen vakwerk als plaat
Plaatanker
Manchetanker
Figuur 4-21: Oppervlaktetemperatuur van het binnenblad (1 m x 1 m) ter plaatse van het betreffende anker
gesimuleerd in Trisco
Door middel van het softwareprogramma Trisco werd eveneens de oppervlaktetemperatuur
berekend van het binnenblad in de omgeving van de verschillende ankers. Telkens werd een
paneelstuk van 1 m op 1 m met bijhorend anker gesimuleerd. Voor de simulatie is een
temperatuurverschil van 30 °C opgelegd tussen buiten en binnen omgeving. Figuur 4-21 geeft de
gesimuleerde oppervlaktetemperatuur weer van het binnenblad voor het stalen vakwerkanker, het
4-106
plaatanker en het manchetanker. Bij het vakwerk uit glasvezel, de glasvezel wapeningstaven en de
inox spelden werd geen onregelmatige oppervlaktetemperatuur waargenomen. Op het binnenblad is
het verschil tussen de oppervlaktetemperatuur t.p.v. het anker en de oppervlaktetemperatuur buiten
de invloedszone van het anker het grootst voor het stalen vakwerk. Dit werd ook experimenteel
waargenomen op de infraroodfoto’s. De simulaties uit Trisco geven wel grotere
temperatuurverschillen. Waarschijnlijk ligt dit aan het feit dat de thermografische camera meer een
gemiddelde oppervlaktetemperatuur van het paneel registreert.
4.2.4.3 BESLUITEN
Het paneel 202 met stalen ankers vertoonde grote zichtbare thermische verliezen. Dit blijkt ook
kwantitatief uit de U-waarde berekening rekening houdend met de driedimensionale
warmteverliezen door de ankers. Het paneel 204 vertoonde ook duidelijk zichtbare thermische
verliezen, maar slechts op twee plaatsen. Als je deze koudebruggen uit middelt over het volledige
paneeloppervlak is het verlies beperkt. Dit besluit wordt bevestigd door de U-waarde van paneel
204. Deze U-waarde is slechts weinig hoger dan die van de panelen 205 en 201.
Op thermisch vlak blijkt dat de overschakeling van metalen ankers naar glasvezelankers enkel voor
de composiete panelen een grote meerwaarde is. Voor de niet-composiete panelen is het aantal
isolatiedoorboringen vaak zo klein dat het thermisch verlies dan ook slechts beperkt is. De
overschakeling naar GFRP voor niet-composiete panelen is discussieerbaar.
4-107
4.3
BUIGPROEF
4.3.1
PROEFSTUKKEN VAN DE BUIGPROEF
Oorspronkelijk was het de bedoeling om op de vijf beschikbare panelen een buigproef uit te voeren.
Uiteindelijk werd enkel op de proefstukken 201 en 202 een vierpuntsbuigproef uitgevoerd tot breuk.
De proefstukken 203, 204 en 205 faalden reeds onder eigengewicht bij het verhandelen. De
buigproeven hebben als doel om een eerste indruk te vormen over het structureel verschil tussen de
glasvezelankers en de traditionele stalen ankers. In Figuur 4-22 staan de beide panelen, met
bijhorende verankering, afgebeeld tijdens de productiefase. De ankerconfiguratie bestaat uit twee
rijen van vakwerkankers, op 90 cm van elkaar, waarbij in elke rij vier vakwerkankers zijn voorzien. Elk
proefstuk is samengesteld uit drie lagen: twee dragende bladen van elk 7,5 cm13 met daartussen een
isolatielaag van 10 cm. De proefstukken hebben een lengte van 6 m, een hoogte van 1,6 m en een
dikte van 25 cm. De gebruikte betonsterkteklasse was C30/37.
Figuur 4-22: Paneel 201 (links) en paneel 202 (rechts) in productie
Figuur 4-23 toont de vereenvoudigde proefopstelling van de buigproef. De twee lijnlasten bevinden
zich op 2,4 m van de uiteinden van het paneel. Deze afstand is zo gekozen zodat het paneel niet zou
breken onder invloed van de dwarskracht maar door buiging. De ruwe zijde van het paneel, het
binnenblad, bevindt zich tijdens de proef onderaan en is bovendien ook het zwaarst bewapend met 6
staven van 12 mm naast een wapeningsnet van 150 mm op 150 mm met diameter 5 mm. Zo een
wapeningsnet bevindt zich ook in het bovenste gladde blad.
Figuur 4-23: Opstelling van de buigproef (1)
13
In werkelijkheid is het buitenblad 8 cm en het binnenblad 7 cm dik
4-108
Elk paneel wordt m.b.v. een rolbrug en twee banden op zijn gewenste positie gebracht. De banden
bevinden zich op ongeveer 1,2 m van de uiteinden. Dit om een zo gunstig mogelijke momentenlijn te
bekomen tijdens manipulatie. Zo blijven de trekspanningen gering. De proefstukken 203, 204 en 205
braken dan ook pas na manipulatie bij het lossen van de banden. Want na het verwijderen van de
banden steunt het paneel enkel nog aan zijn uiteinden waardoor het paneel plots aan een veel groter
moment wordt onderworpen.
De ondersteuningen aan de uiteinden van het paneel realiseren een isostatisch opgelegde plaat. Zo
een ondersteuning is opgebouwd uit vijf elementen: een rubber plaat, staal plaat, stalen rol, staal
plaat, rubber plaat. Figuur 4-26 (3) verduidelijkt de opbouw van de ondersteuning. Aan het ene
uiteinde is een inkeping voorzien in beide stalen platen waar de rol perfect inpast om de horizontale
verplaatsingen te belemmeren. Aan het andere uiteinde is er geen inkeping voorzien zodat daar een
soort van roloplegging wordt verkregen die de horizontale verplaatsingen toelaat. De cirkelvormige
stalen staaf laat aan beide uiteinden kleine hoekverdraaiingen toe. Een hydraulische vijzel14, met een
capaciteit van 500 kN, grijpt centraal aan op een HEM 160 profiel dat zelf aan zijn uiteinden dwars
steunt op twee andere profielen van het type HEM 140. Deze twee profielen liggen elk op 2,4 m van
de uiteinden van het paneel en op 1,2 m van elkaar. De belasting van de vijzel spreidt zich zo
gelijkmatig over de twee HEM 140 profielen zodat het paneel aan twee uniforme lijnlasten wordt
onderworpen in breedterichting. Onder de twee profielen is eveneens een rubberen plaat voorzien.
Om de reactiekracht van de hydraulische vijzel op te vangen wordt een portiek voorzien waarvan de
kolommen in de vloer zijn vastgeklemd. Er is gekozen voor een vijzel met een capaciteit van 500 kN,
niet omdat de panelen zo sterk zijn maar omdat deze vijzel een grote koers heeft van 250 mm. Zo is
het mogelijk om bij grote doorbuigingen het paneel te belasten tot breuk.
Figuur 4-24: Posities van de verschillende meetbeugels
In totaal worden 12 meetbeugels gebruikt. De posities van deze meetbeugels zijn weergegeven in
Figuur 4-24. In het midden van het paneel worden aan één zijkant acht meetbeugels geplaatst (vier
per blad). Figuur 4-26 (2) toont de meer gedetailleerde positie van deze meetbeugels. Deze hebben
als doel om tijdens de proef het rekverloop van de betreffende vezels te kwantificeren om daaruit
dan af te leiden hoe groot de composietactie is. Om na te gaan of de twee bladen naar elkaar of van
elkaar weg bewegen worden vier meetbeugels extra geplaatst. Twee aan de uiteinden en twee op
1,5 m van de uiteinden. Tegelijkertijd worden ook de verticale verplaatsingen opgemeten met vijf
LVDT’s. Twee LVDT’s meten de verplaatsingen aan de steunpunten, twee LVDT’s meten de verticale
verplaatsing op 1,5 m van de uiteinden en één LVDT meet de doorbuiging in het midden van het
paneel. Ter plaatse van de drie middelste LVDT’s worden eveneens drie potentiometers geplaatst om
bij eventueel extreme doorbuigingen die het bereik van de LVDT’s overschrijden toch nog de exacte
14
Hydraulische vijzel is van het Amsler-type.
4-109
doorbuiging van het paneel te registeren. Gedurende de proef wordt de gerealiseerde belasting
opgemeten met een elektronische meetcel die zich tussen de vijzel en het HEM 160 profiel bevindt.
Alle opmetingen worden geregistreerd door een computer. Figuur 4-25 toont een globaal overzicht
van de opstelling voor de buigproef en Figuur 4-26 toont enkele verduidelijkende details.
Hydraulische vijzel
Portiek
HEM 160
HEM 140
Figuur 4-25: Opstelling van de buigproef (2)
Proefstuk
4-110
(1) Vijzel 500 kN
(3) Roloplegging
(2) Acht meetbeugels in midden van paneel
(4) LVDT aan oplegging
Figuur 4-26: Details van de buigproef
Aangezien de panelen al scheuren vertoonden onder eigengewicht werd besloten om de belasting te
laten toenemen in kleine stapjes van 1 à 2 kN. Na elke belastingstap werden de scheuren aangeduid
met de letter van de overeenstemmende belastingstap.
4-111
4.3.2
RESULTATEN EN DISCUSSIE
De panelen 201 en 202 worden eerst met elkaar vergeleken op basis van het lastverplaatsingsdiagram, daarna op basis van de composietactie en het draagvermogen in de
bezwijktoestand en ten slotte op basis van het rekverloop.
4.3.2.1 DOORBUIGINGEN
Om het structureel gedrag van beide panelen in te schatten werd een last-verplaatsingscurve
berekend via Scia Engineer aan de hand van een geschikt 3D-model. Verder werden ook de
theoretische last-verplaatsingscurves voor volledig composiet en niet-composiet gedrag opgesteld.
4.3.2.1.1
Simulatie in Scia Engineer
Naast de experimenteel bepaalde doorbuigingen is ook een last-verplaatsingscurve berekend met
het eindige elementenprogramma Scia Engineer om toch enigszins een referentie te hebben. Deze
curve werd lineair elastisch 15 berekend via een driedimensionaal model. Figuur 4-28 laat het
gebruikte 3D-model zien. De geometrie en materiaaleigenschappen werden zo getrouw mogelijk
ingegeven volgens Figuur 4-27 en Tabel 4-9. In het model werd de isolatie niet gemodelleerd omdat
de schrijver vermoedt dat de isolatie weinig heeft bijgedragen aan de capaciteit van de panelen. De
twee isolatieplaten zijn vrij glad en kunnen daardoor mooi over elkaar glijden zonder veel wrijving op
te wekken. Dit was ook al vastgesteld tijdens de afschuifproeven.
Tabel 4-9: Materiaaleigenschappen van de gebruikte ankers
Materiaal
Staal
GFRP
Inox
Beton
EA
[N/mm²]
210 000
40 800
195 000
33 000
υA
GA
[-] [N/mm²]
0,3 80 769
0,2 17 000
0,3 75 000
0,2 13 667
Figuur 4-27: Geometrie van het gebruikte vakwerkanker [54]
De randvoorwaarden van de opstelling kwamen al uitgebreid aan bod in 4.3.1. Deze
randvoorwaarden werden in Scia gemodelleerd als volgt. Eén uiteinde van het model laat geen
verplaatsingen toe en het andere uiteinde laat enkel verplaatsingen toe in de lengterichting van het
paneel, maar beide lijnondersteuningen laten rotaties toe in alle richtingen.
15
Het gedrag van gescheurd beton is niet-lineair elastisch zodat deze curve enkel geldig is voor een
ongescheurd paneel. Voor een gescheurd paneel is de berekende doorbuiging een onderschatting omdat het
Scia model zich merkelijk stijver zal gedragen dan de werkelijkheid.
4-112
Na het genereren van een geschikt net voerde het programma een lineair elastische berekening uit
volgens een bepaalde eindige elementenmethode. De gemiddelde grootte van de 2D-elementen uit
het net bedroeg 0,2 m. De berekende last-verplaatsingscurve uit Scia is afgebeeld in Grafiek 4-9 en
Grafiek 4-10. Men kan opmerken dat er een knik ter plaatse van M = 25,2 kNm optreedt. Dit moment
wordt bereikt onder invloed van enkel het eigengewicht van het paneel. Het is na die knik dat het
moment toeneemt onder belasting van de vijzel.
Figuur 4-28: 3D-model van paneel 201 en 202 in Scia Engineer
4.3.2.1.2
Theoretisch volledig composiet en niet-composiet gedrag
Verder werden ook de curves opgesteld die corresponderen met de twee theoretische extremen van
composietactie: volledig composiet en niet-composiet gedrag. Die twee extremen werden analytisch
berekend met volgende formule
(
Waarbij:
)
F [N]: de grootte van de puntlast die aangrijpt op een afstand a van het uiteinde van
een paneel inclusief het gewicht van de HEM profielen
L [mm]: de overspanningslengte = 5800 mm
a [mm]: de afstand van de oplegging van een paneel tot de puntlast = 2300 mm
g [N/mm]: eigengewicht van het paneel = 6 N/mm
Ec [N/mm²]: de elasticiteitsmodulus van beton = 33 000 N/mm²
Ix [mm4]: het geometrisch traagheidsmoment van het paneel
Ic: composiet traagheidsmoment = 1 943 333 333 mm4
INC: niet-composiet traagheidsmoment = 114 000 000 mm4
Het gebruik van de geometrische traagheidsmomenten is enkel toegelaten als het paneel
ongescheurd blijft. In werkelijkheid zal het paneel scheuren waardoor de stijfheid sterk degradeert.
Het ogenblik van scheuren treedt op bij een moment dat als volgt kan berekend worden
⁄
Met h de dikte van een blad voor een niet-composiet paneel en de dikte van het volledige paneel
voor een volledig composiet paneel. fctm is gelijk aan 2,9 N/mm² voor het gebruikte betontype
C30/37. Een niet-composiet paneel zal scheuren bij een moment van 9 kNm terwijl een volledig
composiet paneel pas scheurt bij een moment van 45 kNm. De stijfheid waarmee gerekend moet
4-113
worden in bovenstaande formule voor de doorbuiging verandert voor een volledig gescheurde
doorsnede in [57]
(
)
(
)(
)
Met
√(
(
)
(
)
)
In de werkelijkheid zullen de ongescheurde zones van een gescheurde doorsnede ook nog een
bijdrage leveren aan de stijfheid. De formulering voor het theoretisch niet-composiet en theoretisch
composiet traagheidsmoment wordt daarom opgesplitst in een bijdrage van de ongescheurde zones
en in een bijdrage van de gescheurde zones [57]. Deze formuleringen zijn gelijk aan
(
)
(
Waarbij:
)
Ma [kNm]: Het aangrijpend moment
Mr [kNm]: Het moment van scheuren
INC, ongescheurd [mm4]: Het traagheidsmoment van een ongescheurd niet-composiet
paneel
INC, gescheurd [mm4]: Het traagheidsmoment van een volledig gescheurd niet-composiet
paneel
IC, ongescheurd [mm4]: Het traagheidsmoment van een ongescheurd composiet paneel
IC, gescheurd [mm4]: Het traagheidsmoment van een volledig gescheurd composiet
paneel
Na het overschrijden van Mr, zichtbaar aan de knik die optreedt in de twee curves, daalt de stijfheid
snel naar deze van een volledig gescheurd paneel. In werkelijkheid zal deze knik meer geleidelijk
optreden.
4.3.2.1.3
Experimentele resultaten
Paneel 202
Met een strak gespannen touw werd net na het plaatsen van het paneel de initiële doorbuiging
gemeten. Onder eigengewicht boog proefstuk 202 al 5 mm uit en ontstonden al enkele scheuren in
het binnenblad. De wijdste scheur deed zich voor in het midden over de volledige breedte van het
paneel. Na het plaatsen van de twee HEM’s 140 en de HEM 160 boog het paneel nog 1 mm verder
door tot 6 mm. Samen wegen de profielen 350 kg. Er werd vanuit gegaan dat deze verplaatsing, tot
een moment van 29,2 kNm, lineair elastisch werd bekomen. Deze aanname is aanvaardbaar omdat
er slechts enkele scheuren waren opgetreden. De opgemeten waarden van de LVDT’s volgen pas
4-114
daarna, bij het belasten met de hydraulische vijzel. De opgemeten waarden sluiten goed aan op de
lineaire curve.
Grafiek 4-9: Last-verplaatsingsdiagram van paneel 202
Grafiek 4-9 geeft het experimentele last-verplaatsingsdiagram weer voor paneel 202 samen met de
twee theoretische extremen en de resultaten uit Scia. De uitbuiging van paneel 202 blijkt goed
overeen te komen met de gesimuleerde doorbuiging uit Scia. Eerst gedroeg het paneel zich eerder
composiet waarna de capaciteit, bij het falen van de ankers, afnam tot een niet-composiet paneel.
Het paneel faalde onder een moment van 46,5 kNm.
Figuur 4-29: Isolatie verwijderd rond de stalen ankers om de beperkte verankeringsdiepte te vergroten bij
paneel 202 (links); Paneel 201 tijdens productie met voldoende verankeringsdiepte (rechts)
Het faalgedrag is hier, tegen de verwachtingen in, vrij bros doordat het stalen vakwerk uit het beton
werd getrokken. Er is dus geen ductiel gedrag waarneembaar in de Grafiek 4-9. Tijdens productie was
wel vastgesteld dat de ankers eigenlijk niet hoog genoeg waren gemaakt om een goede verankering
te verwezenlijken in het binnenblad. Er is zelf enige isolatie verwijderd om de verankeringsdiepte te
vergroten, zie Figuur 4-29. Met een betere verankering in het beton was een groter faalmoment
zeker en vast mogelijk geweest. Nu is de ankercapaciteit niet volledig benut.
4-115
Paneel 201
Hier bedroeg de initiële doorbuiging onder eigengewicht en de drie I-profielen 20 mm. Er waren
onder deze belasting al meerdere scheuren ontstaan. Ook hier werd er vanuit gegaan dat de
verplaatsing van 20 mm, tot een moment van 29,2 kNm, lineair elastisch werd bekomen. Deze
aanname is niet correct omdat er al een groot aantal scheurden waren opgetreden. De opgemeten
waarden van de LVDT’s volgen pas daarna, bij het belasten met de hydraulische vijzel. Uit Grafiek
4-10 volgt, zoals verwacht, dat de opgemeten waarden niet echt mooi aansluiten op de lineaire
curve.
Grafiek 4-10 geeft het experimentele last-verplaatsingsdiagram weer voor paneel 201 samen met de
twee theoretische extremen en de resultaten uit Scia. Paneel 201 gedroeg zich onder belasting van
de vijzel eerder half-composiet en vertoonde grotere doorbuigingen in vergelijking met paneel 202
alvorens te falen. Dit was te verwachten omdat de glasvezelankers minder stijf zijn dan de stalen
ankers. De experimentele doorbuiging kwam minder goed overeen met de gesimuleerde doorbuiging
uit Scia. Er dient wel opgemerkt te worden dat de resultaten uit Scia sterk afhankelijk zijn van de
ingevoerde materiaaleigenschappen zoals de elasticiteitsmodulus. Een iets andere waarde voor de
elasticiteitsmodulus zal de experimenteel bekomen curve al beter benaderen.
Grafiek 4-10: Last-verplaatsingsdiagram van paneel 201
Hier is het faalgedrag meer progressief dan bij paneel 202 doordat de ankers werkelijk in afschuiving
faalden. De verankering in het beton was dus voldoende zodat optimaal gebruik is gemaakt van de
capaciteit van de ankers. Ook dit paneel faalde onder een moment van 46,5 kNm.
4.3.2.1.4
Vervormingscurves van de panelen
De vervormingscurves van de panelen 202 en 201 staan afgebeeld in Grafiek 4-11 en Grafiek 4-12
voor de verschillende belastingstappen. Deze curves nemen een parabolische vorm aan. De kracht
die hoort bij elke curve is de kracht die de hydraulische vijzel op dat moment op het paneel
uitoefende.
4-116
Grafiek 4-11: Vervormingscurve van paneel 202 voor verschillende belastingstappen
Grafiek 4-12: Vervormingscurve van paneel 201 voor verschillende belastingstappen
4.3.2.2 BEPALING COMPOSIETACTIE
Om de composietactie van de twee panelen te evalueren werd een experimenteel
traagheidsmoment berekend en dit werd dan vergeleken met de traagheidsmomenten die
overeenstemmen met theoretisch volledig composiet en theoretisch niet-composiet gedrag. De
formulering voor composietactie is
4-117
De formulering voor het experimenteel traagheidsmoment is gelijk aan
(
)
Met Δ de experimenteel opgemeten verplaatsing die overeenstemt met de aangrijpende belasting F.
De formulering voor het theoretisch niet-composiet en theoretisch composiet traagheidsmoment
wordt opgesplitst in een bijdrage van de ongescheurde zones en in een bijdrage van de gescheurde
zones [57]. Deze formuleringen zijn gelijk aan
(
)
(
)
Grafiek 4-13 toont het verloop van de composietactie in functie van de aangrijpende vijzelbelasting.
Het paneel met stalen ankers vertoonde een hogere composietactie in vergelijking met het paneel
met glasvezelankers. Voor beide panelen nam de composietactie af met toenemende belasting door
het ontstaan en uitbreiden van enkele scheuren, waardoor het paneel langzamerhand degradeerde.
Grafiek 4-13: Het verloop van de composietactie i.f.v. de aangrijpende belasting
De composietactie werd eveneens lineair elastisch16 berekend m.b.v. Scia Engineer. Er werd ook voor
de panelen 203, 204 en 205 een 3D-model opgesteld, zoals voor de panelen 201 en 202. De panelen
203, 204 en 205 bezitten de laagste composietactie. Het is dan ook begrijpelijk dat deze faalden
onder inwerking van alleen maar het eigengewicht. De experimentele en de via Scia berekende
composietactie van paneel 201 zijn van dezelfde grootteorde, rond de 10 %, voor de eerste
belastingstappen. Voor paneel 202 zijn de experimentele en de via Scia berekende composietactie
16
Het gedrag van gescheurd beton is niet-lineair elastisch zodat deze berekening een overschatting is van de
composietactie.
4-118
eveneens van dezelfde grootteorde, rond de 30 %, tot een vijzelkracht van 10 kN. Daarna zakt de
composietgraad plots door het ontstaan van enkele scheuren.
Tabel 4-10: Composietgraad volgens Scia
Paneelnummer Composietactie [%]
201
9,6
202
29
203
0,08
204
0,18
205
1,22
4.3.2.3 DRAAGVERMOGEN IN DE BEZWIJKTOESTAND
De capaciteit van de geteste panelen wordt hier vergeleken met de capaciteit van de twee
theoretische extremen van composietactie, namelijk niet-composiet en volledig composiet gedrag.
Niet-composiet paneel
Het onderste blad is voorzien van 810 mm² wapening en het bovenste blad van 131 mm². Deze
wapening bevindt zich ongeveer centraal in elk blad zodat d gelijk is aan 40 mm voor het bovenste
blad en gelijk aan 35 mm voor het onderste blad. De treksterkte ft van het gebruikte staal BE 500 S is
ongeveer 550 N/mm² en de druksterkte fcm van het gebruikte beton C30/37 is gelijk aan 38 N/mm².
Voor een niet-composiet paneel werken beide bladen onafhankelijk zoals wordt verduidelijkt in
Figuur 4-30. Van elk blad werd de capaciteit berekend waarna ze werden opgeteld om de totale
capaciteit te bekomen [57]
Figuur 4-30: Niet-composiet gedrag in de bezwijktoestand
De totale capaciteit van een niet-composiet paneel is gelijk aan 16,7 kNm.
Composiet paneel
Bij een composiet paneel werken de bladen samen zoals wordt verduidelijkt in Figuur 4-31. Het
bovenste blad komt in druk en het onderste in trek. Hier is d gelijk aan 215 mm. Onderstaande
berekening is geldig omdat de drukzone zich volledig in het bovenste blad bevindt [57]
4-119
Figuur 4-31: Composiet gedrag in de bezwijktoestand
De totale capaciteit van een composiet paneel is gelijk aan 92,9 kNm. Het draagvermogen van de
geteste panelen valt tussen de twee theoretische uitersten van volledig composiet en niet-composiet
gedrag. Met volgende formules wordt een inschatting gemaakt van hoe groot het draagvermogen is
van de panelen 201 en 202 in vergelijking met een theoretisch niet-composiet paneel en in
vergelijking met een theoretisch composiet paneel. De geteste panelen hebben een draagcapaciteit
die de helft bedraagt van een volledig composiet panel.
In vergelijking met de niet-composiete panelen vertonen de geteste panelen een draagcapaciteit die
2,8 keer zo groot is.
Hoewel het draagvermogen van de geteste panelen opmerkelijk hoger is dan dat van de nietcomposiete panelen is er toch nog progressie mogelijk.
4.3.2.4 REKVERLOOP
Het rekverloop over de volledige dikte van het paneel wordt voor verschillende belastingwaarden17
weergegeven in Grafiek 4-14, Grafiek 4-15, Grafiek 4-16 en Grafiek 4-17. Figuur 4-32 geeft de
nummering van de meetbeugels weer. Dit rekverloop werd bekomen door de gemiddelde
verkorting/verlenging opgemeten door de meetbeugels te delen door de initiële lengte die ze
overspannen.
Figuur 4-32: Nummering van de meetbeugels in het midden van de overspanning
17
F staat in de betreffende grafieken voor de totale kracht die de hydraulische vijzel op het paneel uitoefende.
4-120
Paneel 202
De twee onderste meetbeugels op het onderste blad (6F en 12F) gaven
onrealistische resultaten18 zodat deze resultaten niet opgenomen zijn in
de grafieken. Men kan opmerken dat de discontinuïteit van het
rekverloop toeneemt bij toenemende belasting. De composietactie van
het paneel neemt dus af met toenemende last. Het onderste blad was
gedurende het volledige experiment in trek, terwijl het bovenste blad
gedurende de eerste initiële belastingstappen in druk was. Bij
toenemende last breidde de trekzone zich uit tot in het bovenste blad.
Grafiek 4-17 vertoont grotere rekken dan Grafiek 4-16 wegens het
ontstaan van een scheur ter plaatse van de bovenste meetbeugels.
Figuur 4-33 laat het verloop van deze scheur zien.
Figuur 4-33: Scheur t.p.v.
meetbeugel 8F en 7F
Voor proefstuk 202 werd onafhankelijk niet-composiet gedrag van beide bladen waargenomen na
falen van de ankers, zie Grafiek 4-16. Snel daarna kwam een wijde scheur in het bovenblad omdat
daar geen zware trekwapening was voorzien.
Paneel 201
Bij paneel 201 ontstonden grotere rekken wegens de grotere doorbuigingen die bij het paneel
optraden onder belasting. Hier valt het op dat het rekverloop over de dikte van het paneel eigenlijk
meer continu wordt dan discontinu. Dit is vooral zichtbaar op Grafiek 4-15, waarbij het rekverloop bij
een vijzelbelasting van 10 kN bijna volledig continu verloopt. Voor dit verloop is geen echte
verklaring te vinden. Ook hier was het onderste blad gedurende het volledige experiment in trek. Het
bovenste blad was bij de eerste belastingstappen in druk en bij toenemende last nam de trekzone
toe tot in het bovenste blad. Dit was ook merkbaar aan de uitbreiding van de scheuren gedurende
belasten. De scheuren vertrokken helemaal onderaan en liepen net niet door tot helemaal bovenaan,
zie ook Figuur 4-34. Zo was er net voor falen nog een kleine drukzone aanwezig. Uit het rekverloop
kan men afleiden dat paneel 201 zich deels composiet gedroeg.
Bij paneel 201 trad geen onafhankelijk gedrag op. Er waren al zoveel scheuren opgetreden in het
bovenste blad zodat dit blad meteen faalde na het falen van de ankers.
Figuur 4-34: Scheuren in proefstuk 201
18
De opgemeten resultaten van de beugels 6F en 12F gaven drukspanningen aan ter hoogte van de onderste
vezels. Dit lijkt zeer onwaarschijnlijk.
4-121
Grafiek 4-14: Rekvariatie over paneel 201 in het midden van de overspanning voor
verschillende lasten (1)
Grafiek 4-15: Rekvariatie over paneel 201 in het midden van de overspanning voor verschillende
lasten (2)
Grafiek 4-16: Rekvariatie over paneel 202 in het midden van de overspanning voor
verschillende lasten (1)
Grafiek 4-17: Rekvariatie over paneel 202 in het midden van de overspanning voor verschillende
lasten (2)
4-122
4.3.2.5 FALEN PANEEL
Figuur 4-35: Falen van paneel 201 (bovenaan) en 202 (onderaan)
Zowel bij proefstuk 201 en 202 faalden de ankers aan één zijde waarna het bovenblad scheurde en
het proefstuk volledig faalde, zie Figuur 4-35. Bij proefstuk 202 ontstond er zelf een opening tussen
de twee bladen. Zoals hierboven vermeld, werd het stalen vakwerk bij dit proefstuk uit de
betonbladen getrokken. Bij beide panelen werd de wijdste scheur aangetroffen in het bovenste blad
omdat de wapeningshoeveelheid in het bovenste blad (131 mm²) lager is dan in het in onderste blad
(810 m²). Het valt ook op dat de twee isolatieplaten mooi over elkaar zijn gegleden. Dit werd ook bij
de afschuifproeven waargenomen. De aanname om in Scia Engineer de invloed van de isolatie te
verwaarlozen is hiermee aanvaard. Figuur 4-36 toont de beide proefstukken na breuk.
De opmetingen van de vier verticale meetbeugels op de uiteinden wijzigden slechts bij het bereiken
van de ultieme capaciteit van de ankers, waarna de twee bladen van elkaar loskwamen. Aan de zijde
waar de ankers niet faalden werd geen opmerkelijke wijziging in de registratie van de verticale
meetbeugels waargenomen.
4-123
Figuur 4-36: Paneel 201 (boven) en paneel 202 (onder) na de buigproef
4.3.3
BESLUITEN
Om echt grote besluiten te nemen zijn er te weinig buigproeven uitgevoerd van elke soort. Men kan
wel concluderen dat de stalen vakwerkankers een grotere composietactie opwekken dan de
glasvezelankers ondanks het feit dat beide panelen bij dezelfde belasting faalden. Dit was ook al
duidelijk na de thermische proef waarbij paneel 202 meer kromde dan paneel 201. De grootste
reden hiervoor is de lagere elasticiteitsmodulus van GFRP in vergelijking met de elasticiteitsmodulus
van staal. Met de invloed van de isolatie is in bovenstaande resultaten geen rekening gehouden
omdat gedurende de buigproef de isolatieplaten gemakkelijk over elkaar konden glijden zonder al te
veel belemmering. In alle proefstukken waren al scheuren opgetreden onder eigengewicht. De nietcomposiete panelen (203, 204 en 205) faalden zelfs volledig onder eigengewicht. Voor de
composiete panelen werd een goede correlatie waargenomen tussen het eenvoudig model in Scia
Engineer en de experimentele resultaten. Proefstuk 202 faalde, wegens gebrekkige verankering van
de ankers in het beton, vroeger dan verwacht.
4-124
Hoofdstuk 5
Conclusies
Dit hoofdstuk is grotendeels een korte herhaling van de besluiten uit de vorige hoofdstukken.
Uit de analytische parameterstudie en de vierendeelligger-analogie kan men besluiten dat het
gebruik van grotere ankerdiameters wordt aangeraden bij dikkere isolatie, terwijl voor dunne isolatie
de voorkeur gaat naar kleine ankerdiameters. Deze opsplitsing is voornamelijk te wijten aan de grote
dwarskrachten die ontstaan in de grote ankerdiameters bij een dunne isolatie. Een anker met een
kleinere diameter is daarentegen meer flexibel waardoor de vervormingen minder worden
belemmerd en de opgewekte dwarskrachten minder groot zijn, evenals de resulterende spanningen.
Voor een toename in isolatiedikte nemen de dwarskrachten sterk af, maar zal de relatieve verticale
verplaatsing tussen beide betonbladen het ontwerp domineren. De grote ankerdiameters zijn het
stijfst en houden deze verplaatsing binnen de perken.
In vergelijking met de traditionele niet-composiete systemen A en B kan bij het systeem C een laag
percentage aan composietactie optreden. Deze graad van composietactie zorgt ervoor dat de
panelen lichtjes gaan buigen onder een uniforme temperatuurgradiënt. Om de hiermee gepaard
gaande thermische spanningen in het buitenblad beperkt te houden, vooral bij grote paneellengtes,
wordt aangeraden om voor een kleine isolatiedikte een kleine ankerdiameter te gebruiken. Terwijl
voor een dikke isolatielaag een grote ankerdiameter geen te hoge composietactie zal veroorzaken.
De thermische analyse van de niet-composiete panelen toont aan dat het verlies in thermische
weerstand beperkt is voor de panelen met inox ankers. Voor het systeem A en B, met inox ankers,
treedt slechts een thermisch verlies van 2 tot 5 % op in vergelijking met systeem C dat met GFRP
ankers is voorzien. Voor de stalen ankers wordt het verlies in thermische weerstand, rond de 5 tot 18
%, aan de hoge kant.
De resultaten van de afschuifproeven duiden aan dat de ankeroriëntatie en verankeringsdiepte een
belangrijke invloed hebben op de schuifweerstand. Daarnaast blijkt dat het C-anker geen grote
meerwaarde is ten opzichte van een gewoon recht anker. Om hierover uitsluitsel te geven is nog
meer onderzoek nodig. Productietechnisch wordt de voorkeur gegeven aan de rechte staven met
diameter 6,35 mm. Deze kunnen gewoon door de isolatie geprikt worden.
De thermische proef toont aan dat panelen buigen onder een uniforme temperatuurgradiënt. Hoe
stijver de ankers, hoe groter de buiging. Zo boog het paneel 202 met de stalen vakwerkankers
5-125
overduidelijk het meest. De andere resultaten vallen niet zo eenduidig te verklaren. Zo kromde
paneel 205 meer dan paneel 201. Ook de opgetreden scheurvorming valt moeilijk te verklaren. Om
het één en ander te verduidelijken is een thermische simulatie in een meer gesofisticeerd eindig
elementenprogramma geen overbodige luxe.
Uit het thermografisch onderzoek kan men besluiten dat het gebruik van stalen vakwerkankers leidt
tot grote thermische verliezen. Terwijl het verlies in thermische weerstand bij het paneel 204 met
inox ankers nog aanvaardbaar is. Dus enkel voor de composiete panelen blijkt het gebruik van een
GFRP verankering een grote meerwaarde op thermisch vlak. De overschakeling naar GFRP voor nietcomposiete panelen is discussieerbaar
Het proefstuk 202 met stalen ankers vertoonde een grotere composietactie dan het paneel 201 met
glasvezelankers. Dit kon men ook al vermoeden uit de thermische proef waar het proefstuk met
stalen ankers meer boog dan het proefstuk met glasvezelankers. De grootste reden hiervoor is de
lagere elasticiteitsmodulus van GFRP in vergelijking met de elasticiteitsmodulus van staal.
5-126
Bijlage A Parameterstudie 1
INVLOED ANKERAFSTAND
L = 7,5 m
L = 7,5 m
Diameter = 14 mm
Diameter = 6 mm
E = 50 000 N/mm²
E = 50 000 N/mm²
127
INVLOED ELASTICITEITSMODULUS ANKER
L = 7,5 m
Diameter = 14 mm
a = b = 700 mm
L = 7,5 m
Diameter = 6 mm
a = b = 300 mm
128
INVLOED PANEELLENGTE
E = 50 000 N/mm²
Diameter = 14 mm
a = b = 700
E = 50 000 N/mm²
Diameter = 6 mm
a = b = 300 mm
129
INVLOED DIKTE BINNENBLAD
E = 50 000 N/mm²
Diameter = 14 mm
a = b = 700
L = 7,5 m
E = 50 000 N/mm²
Diameter = 6 mm
a = b = 300 mm
L = 7,5 m
130
Bijlage B Parameterstudie 2
Starr-serie
Verplaatsingen
diso
L
b
[mm]
[m]
50
5
500
500
50
7,5
500
50
10
50
ug
Maximale spanningen in
buitenblad
Snedekrachten in buitenblad van paneel
ZΔθ
ZΔT
Vg
Nws
NΔT NΔθ VΔT VΔθ
Vwd
NΔθ
MΔθ
NΔT
MΔT
Nwd
Mwd
[mm]
[mm]
[mm]
[N]
[N]
[N]
[N]
[N]
[N]
[N]
[kN]
[kNm]
[kN]
[kNm]
[kN]
[kNm] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²]
0,152
2,1589
0,6882
0,27
378
448
635
123
36
1826
349
-4,9
0,078
0,194 -0,216
-1,486
-0,244
0,876
0,476
500
0,153
9,8919
3,0927 0,5256
380
622
633
423
110 2618 1087
-9,68
0,148
0,369 -0,219
-6,616
-0,472
0,883
500
500
0,155
/
/
/
384
408
624
786
47
3838
295
-20,28 -0,056 0,075
-0,25
/
/
12,5
500
500
0,156
/
/
/
387
496
622
941
57
4621
450
-30,37 -0,117 0,098 -0,252
/
50
5
700
800
0,302
2,24
753
525
572
205
100 1983
496
-3,95
0,055
0,166 -0,307
50
7,5
700
800
0,291
10,79
1,79
0,5754
725
776
568
298
130 2821 1568
-7,72
0,123
0,304 -0,302
50
10
700
800
0,340
/
/
/
847
497
578
498
61
4012
260
-14,17 -0,061 0,065
50
12,5
700
800
0,325
/
/
/
811
470
578
608
70
4253
50
5
1000
1000
0,502
2,2924
0,2676 0,2776 1254
778
1352
173
107 2027
50
7,5
1000
1000
0,452 11,2715 1,0533 0,5965 1130 1252
657
240
50
10
1000
1000
0,529
/
/
/
1319
693
676
419
69
4166
262
12,5 1000
1000
0,485
/
/
/
1210
981
666
507
75
5050
[mm] [mm] [mm]
0,4185 0,2686
σΔT
σΔθ
σwd
Zwd
50
a
Snedekrachten in de uiterste ankers
Maximale
spanningen in
binnenblad
Faalcriterium Faalcriterium
1
2
[-]
[-]
σΔT
σΔθ
[N/mm²]
[N/mm²]
0,837
0,207
0,425
0,51
0,45
0,717
1,844
0,204
0,845
0,68
0,77
0,890
1,022
/
0,174
0,859
0,83
1,30
/
0,887
1,249
/
0,179
1,271
0,97
1,86
-1,142
-0,316
0,738
0,377
0,839
0,214
0,250
0,59
0,57
-5,14
-0,763
0,900
0,536
1,94
0,212
0,421
0,79
1,11
-0,34
/
/
0,917
0,764
/
0,169
0,449
0,92
1,68
486
-21,18 -0,064 0,081 -0,349
/
/
0,915
0,938
/
0,178
0,633
0,96
1,87
511
-3,64
0,063
0,16
-0,409
-1,048
-0,558
0,892
0,270
0,912
0,216
0,156
0,83
0,80
139 2873 1644
-6,52
0,104
0,265 -0,435
-4,344
-1,16
0,899
0,383
1,942
0,215
0,283
0,90
1,38
-12,58 -0,064 0,071 -0,505
/
/
0,919
0,555
/
0,163
0,290
1,04
2,10
489
-17,8
0,048
0,083 -0,504
/
/
0,919
0,672
/
0,167
0,395
1,19
2,81
100
5
500
500
0,498
2,3
0,16
0,2728
376
427
600
67
20
573
149
-1,56
0,034
0,084 -0,215
-0,641
-0,254
0,847
0,198
0,855
0,205
0,193
0,30
0,17
100
7,5
500
500
0,499
10,68
1,41
0,5704
377
660
582
188
49
831
639
-3,26
0,067
0,169 -0,216
-3,017
-0,526
0,851
0,350
1,855
0,203
0,406
0,38
0,35
100
10
500
500
0,500
/
/
/
378
396
590
335
20
1215
126
-6,46
-0,002 0,033
-0,25
/
/
0,864
0,427
/
0,170
0,335
0,40
0,47
100
12,5
500
500
0,502
/
/
/
379
470
588
412
25
1513
196
-9,95
-0,052 0,042 -0,252
/
/
0,860
0,529
/
0,175
0,510
0,46
0,68
131
Verplaatsingen
diso
L
b
[mm]
[m]
100
5
700
800
100
7,5
700
100
10
100
ug
Snedekrachten in buitenblad van paneel
Maximale spanningen in
buitenblad
σΔT
σΔθ
Faalcriterium
1
Faalcriterium
2
[N/mm²]
[N/mm²]
[N/mm²]
[-]
[-]
0,154
0,874
0,215
0,111
0,36
0,34
0,884
0,224
1,952
0,213
0,219
0,44
0,57
/
0,906
0,312
/
0,167
0,171
0,51
0,78
/
0,902
0,387
/
0,173
0,256
0,54
1,01
0,882
0,109
0,935
0,216
0,068
0,47
0,62
-1,19
0,887
0,157
1,952
0,216
0,126
0,55
0,84
/
/
0,842
0,224
/
0,162
0,110
0,58
1,16
/
/
0,911
0,274
/
0,166
0,150
0,63
1,36
ZΔθ
ZΔT
Vg
Nws NΔT NΔθ VΔT VΔθ
Vwd
NΔθ
MΔθ
NΔT
MΔT
Nwd
Mwd
[mm]
[mm]
[mm]
[N]
[N]
[N]
[N]
[N]
[N]
[N]
[kN]
[kNm]
[kN]
[kNm]
[kN]
[kNm] [N/mm²] [N/mm²]
1,000
2,294
0,1769 0,2704
751
510
562
86
42
616
210
-1,23
0,024
0,07
-0,304 -0,483 -0,322
0,728
800
0,955
11,27
0,7776 0,6042
722
728
560
128
56
898
682
-2,48
0,054
0,133 -0,301 -2,234 -0,797
700
800
1,114
/
/
/
842
489
719
209
26
1249
109
-4,4
-0,026 0,028 -0,347
/
12,5
700
800
1,063
/
/
/
803
657
566
264
29
1549
201
-6,66
-0,027 0,037 -0,351
/
100
5
1000
1000
1,654
2,3278
0,1118 0,2819 1252
766
668
72
45
623
214
-1,121
0,026
0,067
100
7,5
1000
1000
1,490 11,5644 0,4469 0,6149 1127 1210
650
101
59
896
698
-2,04
0,044
0,113 -0,432 -1,842
100
10
1000
1000
1,739
/
/
/
1315
687
666
174
29
1282
109
-3,864 -0,026
-0,505
12,5 1000
1000
1,591
/
/
/
1203
968
657
212
32
1565
205
-5,505 -0,034 0,035 -0,504
[mm] [mm] [mm]
0,03
-0,41
Maximale
spanningen in
binnenblad
σwd
Zwd
100
a
Snedekrachten in de uiterste ankers
-0,438 -0,565
σΔT
σΔθ
150
5
500
500
1,884
2,31
0,1023 0,2743
376
457
501
41
13
154
69
-0,426
0,012
0,029 -0,214 -0,221 -0,262
0,787
0,067
0,865
0,193
0,068
0,21
0,10
150
7,5
500
500
1,885
11,38
0,5048 0,6096
376
592
501
64
18
233
229
-0,926
0,024
0,061 -0,215
150
10
500
500
1,886
/
/
/
376
382
506
109
7
328
43
-1,734 -0,008 0,011
150
12,5
500
500
1,888
/
/
/
376
444
505
137
9
412
150
5
700
800
3,764
2,34
0,06
0,6272
751
511
526
29
20
150
7,5
700
800
3,615
11,66
0,269
0,6272
721
688
526
43
150
10
700
800
4,218
/
/
/
841
484
583
150
12,5
700
800
4,018
/
/
/
801
643
150
5
250
250
0,526
2,1863
0,4374 0,2603
105
150
7,5
250
250
0,518 10,0638 1,6331 0,5391
150
10
250
250
0,513
/
150
12,5
250
250
0,509
/
-1,08
-0,562
0,789
0,118
1,908
0,192
0,150
0,24
0,16
-0,25
/
/
0,835
0,142
/
0,157
0,107
0,24
0,18
67
-2,695 -0,017 0,015 -0,252
/
/
0,840
0,179
/
0,162
0,164
0,26
0,23
165
71
-0,33
0,008
0,024 -0,299 -0,164 -0,328
0,852
0,051
0,897
0,211
0,039
0,28
0,28
20
245
236
-0,679
0,019
0,046 -0,299 -0,773 -0,825
0,853
0,076
1,952
0,210
0,078
0,31
0,35
68
9
330
33
-1,146 -0,008
0,01
-0,352
/
/
0,876
0,102
/
0,161
0,051
0,33
0,46
530
88
10
415
68
-1,778 -0,009 0,013 -0,351
/
/
0,874
0,128
/
0,167
0,081
0,34
0,51
249
375
72
11
146
65
-0,721
0,019
0,047 -0,114
0,381
-0,118
0,764
0,180
0,182
0,233
0,13
0,03
103
358
373
104
15
209
201
-1,516
0,04
0,098 -0,109 -1,796 -0,246
0,768
0,375
0,146
0,490
0,15
0,05
/
102
208
385
199
6
320
33
-3,238 -0,019 0,015 -0,126
/
/
0,838
0,296
/
0,147
0,377
0,16
0,07
/
102
242
383
247
8
396
64
-5,044 -0,029 0,023 -0,126
/
/
0,838
0,436
/
0,154
0,586
0,17
0,10
132
MC-serie
Snedekrachten in de uiterste ankers
Snedekrachten in buitenblad van paneel
Verplaatsingen
diso
L
H
[mm]
[m]
50
5
2,5
50
7,5
50
a
Maximale
spanningen in
buitenblad
Maximale
spanningen in
binnenblad
σΔT
σΔθ
σΔT
σΔθ
Faalcriterium Faalcriterium
1
2
b
ug
Zwd
ZΔθ
zΔT
Vg
Nws
NΔT
VΔθ
Vwd
NΔθ
MΔθ
NΔT
MΔT
Nwd
Mwd
[mm]
[mm]
[mm]
[mm]
[mm]
[N]
[N]
[N]
[N]
[N]
[kN]
[kNm]
[kN]
[kNm]
[kN]
[kNm]
[N/mm²]
[N/mm²]
[N/mm²]
[N/mm²]
[-]
[-]
400
400
0,892
-2,319
0,145
0,281
251
245
461
232
58
-0,809
0,012
0,031
-0,171
-0,24
-0,207
0,774
0,089
0,191
0,088
0,57
0,26
3
400
400
0,804
-11,501
0,675
0,622
226
378
460
341
191
-1,69
0,027
0,064
-0,171
-1,144
-0,453
0,775
0,183
0,191
0,211
0,77
0,43
10
3,5
400
400
0,835
/
/
/
234
279
471
465
29
-3,028
-0,012
0,01
-0,202
-0,095
-0,119
0,840
0,157
0,154
0,095
0,81
0,55
50
12,5
4
400
400
0,860
/
/
/
241
242
461
551
58
-4,884
-0,017
0,016
0,201
0,246
-0,184
0,839
0,243
0,170
0,266
0,88
0,71
50
5
2,5
150
150
0,128
-2,130
0,769
0,257
36
130
321
206
52
-1,661
0,026
0,062
-0,065
-0,511
-0,07
0,745
0,474
0,180
0,483
0,36
0,08
50
7,5
3
150
150
0,130
-9,579
3,535
0,516
36
181
320
283
153
-3,346
0,053
0,125
-0,068
-2,308
-0,141
0,746
0,955
0,180
0,418
0,46
0,16
50
10
3,5
150
150
0,127
/
/
/
35
112
327
430
27
-7,116
-0,024
0,019
-0,075
0,213
0,071
0,838
0,839
0,156
0,969
0,53
0,25
50
12,5
4
150
150
0,140
/
/
/
39
255
325
520
135
-10,993
-0,039
0,031
-0,075
-1,428
-0,169
0,838
1,268
0,165
1,522
0,68
0,41
100
5
2,5
400
400
3,114
-2,341
0,057
0,283
250
238
423
67
23
-0,234
0,006
0,012
-0,171
-0,094
-0,209
0,752
0,032
0,179
0,040
0,46
0,36
100
7,5
3
400
400
2,804
-11,709
0,268
0,633
225
356
422
99
76
-0,495
0,01
0,026
-0,181
-0,454
-0,461
0,753
0,066
0,173
0,077
0,52
0,42
100
10
3,5
400
400
2,909
/
/
/
234
270
433
134
11
-0,874
-0,004
0,004
-0,202
-0,037
-0,12
0,840
0,059
0,144
0,057
0,52
0,48
100
12,5
4
400
400
2,993
/
/
/
240
229
431
171
22
-1,419
-0,007
0,006
-0,201
-0,097
-0,185
0,839
0,079
0,154
0,095
0,54
0,61
100
5
2,5
150
150
0,441
-2,232
0,318
0,269
43
113
272
62
21
-0,506
0,011
0,026
-0,064
-0,211
-0,074
0,719
0,176
0,164
0,266
0,21
0,05
100
7,5
3
150
150
0,447
-10,526
1,563
0,568
43
149
272
90
67
-1,095
0,023
0,055
-0,068
-1,021
-0,154
0,755
0,380
0,181
0,453
0,26
0,09
100
10
3,5
150
150
0,432
/
/
/
43
99
277
131
11
-2,169
-0,01
0,008
-0,076
-0,087
-0,043
0,839
0,278
0,151
0,360
0,27
0,12
100
12,5
4
150
150
0,474
/
/
/
37
287
275
164
56
-3,477
-0,017
0,013
-0,076
-0,603
-0,176
0,839
0,435
0,161
0,590
0,36
0,19
[m] [mm]
133
Bijlage C Thermische analyse
Spelden uit staal
134
Spelden uit inox
135
Manchetankers uit staal
136
Manchetankers uit inox
137
Plaatankers uit staal
138
Plaatankers uit inox
139
Glasvezelankers
Starr anker
COMBAR
140
Bijlage D Proefstukken afschuifproeven
5-141
5-142
5-143
5-144
5-145
5-146
5-147
5-148
5-149
5-150
Bijlage E Resultaten afschuifproeven
PANEEL 300
PRODUCTIE
LAST-VERPLAATSINGSDIAGRAM
5-151
RESULTAAT NA PROEF
OPMERKINGEN PRODUCTIE:


Ankers zichtbaar aan oppervlak buitenblad
Eén anker steekt 1 cm uit het binnenblad
CONCLUSIE


Twee ankers faalden door afschuiving ter plaatse van contactvlak isolatie - binnenblad
Twee ankers werden uit het buitenblad getrokken
5-152
PANEEL 301
PRODUCTIE
LAST-VERPLAATSINGSDIAGRAM
5-153
RESULTAAT NA PROEF
OPMERKINGEN PRODUCTIE:

Hier geen ankers zichtbaar aan oppervlak
CONCLUSIE

Alle ankers faalden door afschuiving ter plaatse van het contactvlak isolatie - binnenblad
5-154
PANEEL 302
PRODUCTIE
LAST-VERPLAATSINGSDIAGRAM
5-155
RESULTAAT NA PROEF
OPMERKINGEN PRODUCTIE:

Geen
CONCLUSIE

Alle ankers uit het buitenblad getrokken
5-156
PANEEL 303
PRODUCTIE
LAST-VERPLAATSINGSDIAGRAM
5-157
RESULTAAT NA PROEF
OPMERKINGEN PRODUCTIE:

Geen
CONCLUSIE


Bovenaan en onderaan het proefstuk werden de armen van het vakwerk in trek uit het
dragend blad getrokken
De armen in druk scheurden in het midden af en kwamen los van elkaar
5-158
PANEEL 304
PRODUCTIE
LAST-VERPLAATSINGSDIAGRAM 119
19
Meting stopgezet omdat meetcel slechts belast mag worden tot 50 kN (totale kracht 100 kN).
5-159
LAST – VERPLAATSINGSDIAGRAM 220
RESULTAAT NA PROEF 1 EN 2
20
Meting herstart met nieuwe meetcel; De relatieve verplaatsing die al reeds is opgetreden, ongeveer 25 mm,
is niet opgenomen in deze grafiek.
5-160
RESULTAAT NA PROEF 321
OPMERKINGEN PRODUCTIE:

Geen
CONCLUSIE



Falen trad geleidelijk op
Grotere verplaatsingen alvorens falen
Ductiel gedrag
21
Proefstuk faalde niet bij een relatieve verplaatsing van 50 mm. De metalen plank werd verhoogd tot 110 mm
en het element faalde vervolgens bij een belasting van 134 kN. Hierbij werd geen verplaatsing meer
opgemeten.
5-161
PANEEL 305
PRODUCTIE
LAST-VERPLAATSINGSDIAGRAM
5-162
RESULTAAT NA PROEF
OPMERKINGEN PRODUCTIE:

Beton loopt door isolatievoegen
CONCLUSIE

Ankers werden afgescheurd ter van plaatse van de bocht van het C-anker
5-163
PANEEL 306
PRODUCTIE
LAST-VERPLAATSINGSDIAGRAM
5-164
RESULTAAT NA PROEF
OPMERKINGEN PRODUCTIE:

Beton loopt door de isolatievoegen
CONCLUSIE

Ankers werden afgescheurd ter plaatse van de bocht van het C-anker
5-165
PANEEL 307
PRODUCTIE
LAST-VERPLAATSINGSDIAGRAM
5-166
RESULTAAT NA PROEF
OPMERKINGEN PRODUCTIE:

Geen
CONCLUSIE

Ankers werden uit het voorblad getrokken zonder af te breken
5-167
PANEEL 308
PRODUCTIE
LAST-VERPLAATSINGSDIAGRAM22
22
Proefstuk begon te kantelen bij eerste belastingpoging bij 150 kN. Hier is enkel het resultaat van de tweede
belastingpoging tot falen vermeld.
5-168
EXTRA VOORZIENINGEN23
RESULTAAT NA PROEF
OPMERKINGEN PRODUCTIE:

Geen
CONCLUSIE

Ankers werden uit het voorblad getrokken zonder af te breken
23
Aanpassingen aan de proefopstelling om omkantelen van het proefstuk tijdens tweede belastingpoging te
belemmeren.
5-169
Bijlage F Proefstukken thermische proeven en buigproeven
5-170
5-171
5-172
5-173
PRODUCTIE
PROEFSTUK 201
PROEFSTUK 202
PROEFSTUK 203
PROEFSTUK 204
PROEFSTUK 205
5-174
Bijlage G Thermografisch onderzoek
PROEFSTUK 202
PROEFSTUK 201
5-175
PROEFSTUK 205
PROEFSTUK 204
5-176
Bibliografie
1.
2.
3.
4.
5.
6.
7.
8.
9.
10.
11.
12.
13.
14.
15.
16.
17.
18.
19.
20.
21.
R. O’Hegarty and O. Kinnane, “Sustainable Energy Storage Optimisation in Architectural
Precast Concrete Sandwich Panels,” 2nd International Conference on Sustainable Energy
Storage, Trinity College Dublin, Ireland, 2013.
“Innovative Precast Solutions for School Buildings,” Concrete International, October 2013.
M. G. VanGeem, “ Energy Conservation and Condensation Control,” PCI Journal, p. 20, 2006.
Precast/Prestressed Concrete Institute , “PCI Design Handbook – Precast and Prestressed
Concrete,” Third Edition, Chapter 9, Chicago, 1985.
V. Seshappa and K. E. Seeber, “Design of energy efficient partially-composite sandwich wall
panels using fiber composite polymer wythe connectors,” 3rd fib International Congress,
2010.
PCI Committee on Precast Concrete Sandwich Wall Panels, “State of the art of
precast/prestressed sandwich wall panels,” PCI Journal, vol. 42, p. 92-133, 1997.
E. Losch, “Bowing of insulated precast concrete wall panels,” PCI Journal, vol. 48, p. 126-129,
2003
Informatiebrochure 2013 - Verheyen Beton: wanden voor commerciële bouwprojecten http://www.verheyenbeton.be/ - geraadpleegd op oktober 2013.
A. Einea, D. C. Salmon, G. J. Forgarasi, T. D. Culp and M. K. Tadros, “State-of-the-Art of
precast concrete sandwich panels,” PCI Journal, vol. 36, p. 78-98, 1991.
B. A. Frankl, G. W. Lucier, T. K. Hassan and S. H. Rizkalla, “Behaviour of precast, prestressed
concrete sandwich wall panels reinforced with CFRP shear grid,” PCI Journal, vol. 56, p. 42-54,
2011.
D.W. Pfeiffer and J. A. Hanson, “Precast concrete wall panels: Flexural stiffness of sandwich
panels,” American Concrete Institute (ACI), p. 67-86, 1964.
H. Gleich, “New carbon fiber reinforcement advances sandwich wall panels,” Structure
Magazine, p. 61-63, April 2007.
T. D. Bush and G. L. Stine, “Flexural behaviour of composite precast concrete sandwich panels
with continuous truss connectors,” PCI Journal, vol. 39, p. 112-121, 1994.
S. Pessiki and A. Mlynarczyk, “Experimental evaluation of the composite behaviour of precast
concrete sandwich wall panels,” PCI Journal, vol. 48, p. 54+, 2003.
A. Benayoune, A. A. Abdul Samad, D. N. Trikha, A. A. Abang Ali and A. A. Ashrabov,
“Structural behaviour of eccentrically loaded precast sandwich panels,” Construction and
Building Materials, vol. 20, p. 713-724, Nov 2006.
A. Benayoune, A. A. Abdul Samad, D. N. Trikha and A. A. Abang Ali, “Response of pre-cast
reinforced composite sandwich panels to axial loading,” Construction and Building Materials,
vol. 21, p. 677-685, 2007.
A. Benayoune, A. A. Abdul Samad, D. N. Trikha, A. A. Abang Ali and S. H. M. Ellina, “Flexural
behaviour of pre-cast concrete sandwich composite panel – Experimental and theoretical
investigations”, Construction and Buildings Materials, vol. 22, p. 580-592, 2008.
M. Pahn, “Beitrag zur Ermittlung von Schnitt- und Verformungsgrößen bei mehrschichtigen
Stahlbetonwandtafeln mit Verbindungsmitteln aus glasfaserverstärktem Kunststoff,”
Dissertation, TU Kaiserslautern, Fachgebeit Massivbau und Baukonstruktion, November 2011.
W. C. McCall, “Thermal properties of sandwich panels,” Concrete International, vol. 7, p. 3541, 1985.
J. E. Sauter in Barry Donaldson e., ASTM Committee E- on Performance of Building
Constructions (Eds.). Insulated concrete sandwich walls; exterior wall systems; Glass and
concrete technology, design, and construction. 1991. Philadelphia, PA: ASTM.
Schöck België. Het ComBAR® Thermoanker - http://www.schock-belgie.be/ - geraadpleegd
op november 2013.
177
22.
23.
24.
25.
26.
27.
28.
29.
30.
31.
32.
33.
34.
35.
36.
37.
38.
39.
40.
41.
42.
43.
D.C. Salmon, A. Einea, M.K. Tadros and T.D. Culp, “Full scale testing of precast concrete
sandwich panels”, ACI Structural Journal, vol. 94, p. 354-362, Jul-Aug 1997
A. Einea, D. C. Salmon, M. K. Tadros and T. D. Culp, “A new structurally and thermally
efficient precast sandwich panel system,” PCI Journal, vol. 39, p. 90-101, 1994.
M. K. Tadros, G. Morcous, M. Lafferty and D. Gremel, “Optimized NU sandwich panel system
for energy, composite action and production efficiency,” 3rd fib International Congress, 2010.
H. N. Maximons, W. A. Pong and M. K. Tadros, “Behaviour and design of composite
precast/prestressed concrete sandwich panels with NU-tie,” UNL Technical Report, March
2007.
T. K. Hassan and S. H. Rizkalla, “Analysis and design guidelines of precast, prestressed
concrete, composite load-bearing sandwich wall panels reinforced with CFRP grid,” PCI
Journal, vol. 55, p. 147-162, 2010.
C. J. Naito, J. M. Hoemann, B. T. Bewick and M. I. Hammons, “Performance and
characterization of shear ties for use in insulated precast concrete sandwich wall panels,”
Journal of Structural Engineering - ASCE, vol. 138, p. 52-61, 2012.
C. J. Naito, J. M. Hoemann, B. T. Bewick and M. I. Hammons, “Evaluation of shear tie
connectors for use in insulated concrete sandwich panels,” Rep., AFRL-RX-TY-TR-2009-4600,
Air Force Research Laboratory, Tyndall Air Force Base, FL., 2009
J. Soriano and S. Rizkalla, “Use of FRP grid for the composite action of concrete sandwich
panels,” FRPRCS-11, Portugal: Guimarães, 2013.
B. J. Lee and S. Pessiki, “Thermal performance evaluation of precast concrete three-wythe
sandwich wall panels,” Energy and Buildings, vol. 38, p. 1006-1014, 2006.
B. J. Lee and S. Pessiki, “Experimental evaluation of precast, prestressed concrete threewythe sandwich wall panels,” PCI Journal, vol. 53, p. 95-115, 2008.
J. Kosny, P. Childs and Desjarlais A, “Thermal performance of prefabricated concrete
sandwich wall panels,” Oak Ridge National Laboratory Building Technology Center, p. 44,
1999.
C. P. Pantelides, R. Surapaneni and L. D. Reaveley, “Structural performance of hybrid
GFRP/steel concrete sandwich panels,” Journal of Composites for Construction, vol. 12, p.
570-576, 2008.
EN1992, Eurocode 2 - Ontwerp van betonstructuren - Part 1-1: Algemene regels en eisen
voor gebouwen, CEN. 2004: Brussels.
HALFEN, Halfen Sandwich Panel Anchors: Technical Product Information http://www.halfen.com/ - geraadpleegd op november 2013.
EN1991, Eurocode 1 - Belastingen op constructies, CEN. 2002: Brussels.
Zulassung
Schöck
ComBAR®
Thermoanker
http://www.schoeck.de/de/planungsunterlagen/zulassungen-7 - geraadpleegd op januari
2014.
Thermomass, Technical Data: Thermomass Star Connectors, Unpublished work, 2013.
W. Ramm, “Report Concerning Stress and Shear Tests Under Static Stress of an Anchoring of
Three-Layered Facade Panels According to the DEHA-TM System,” University of
Kaiserslautern, 1992.
THERMOMASS
Connector
System
for
Concrete
Sandwich
Walls
http://cms.esi.info/Media/documents/Const_Thermomassconnect_ML.pdf - geraadpleegd
op oktober 2013.
AC 320: Acceptance Criteria for Fiber-Reinforced. Corrected version April 2008, ICC
Evaluation Service Inc, USA, November 2008.
G. D. Woltman, D. G. Tomlinson and A. Fam, “A comparative study of various FRP shear
connectors for sandwich concrete walls,” Advances in FRP composites in Civil Engineering, p.
237-240, 2010.
M. Pahn, “GFRP-reinforcement bars as fasteners for high heat-insulating multi-layered
sandwich panels,” FRPRCS-11, Portugal: Guimarães, 2013.
178
44.
45.
46.
47.
48.
49.
50.
51.
52.
53.
54.
55.
56.
57.
FORTIUS, Aslan™ 100 GFRP karakteristieken - http://www.fortius.be/ - geraadpleegd op
december 2013.
Thermomass, Technical Data: Thermomass MC/MS connectors, Unpublished work, 2013.
Thermomass, Technical Data: Thermomass CC connectors, Unpublished work, 2013.
Federale Overheidsdienste Justitie, “Transmissie Referentie Document,” Belgisch Staatsblad,
Bijlage 3, 2010.
Onafhankelijke
isolatiedeskundige
voor
renovatieen
isolatieprojecten
http://www.deskundig-isoleren.be/ - geraadpleegd op november 2013.
Thermomass - http://www.thermomass.com/ - geraadpleegd op november 2013.
A. Janssens, Bouwfysische aspecten van gebouwen. Gent, 2009.
Dossier 4829, “Sandwichplaatverankeringen – toetsing van de Terwa ankers,” Unpublished
work, 2004.
W. Willems and G. Hellinger, “Exakte U-Werte von Stahlbeton-Sandwichelementen,”
Bauphysik, vol. 32, p. 275-287, 2010.
HALFEN, Software: SPA Sandwich Panel Anchors http://www.halfen.com/en/619/downloads/ - geraadpleegd op oktober 2013.
Hughes Brothers - http://www.hughesbros.com/ - geraadpleegd op januari 2014.
Fixinox - http://fixinox.com/en/ - geraadpleegd op januari 2014.
B. Van Belleghem, “Ontwikkeling van sandwichpanelen met zelfhelende eigenschappen,”
Faculteit Ingenieurswetenschappen en Architectuur, Universiteit Gent, 2014.
L. Taerwe, Gewapend beton: analyse, modellering en ontwerp. Gent, 2010.
179

Keralit technisch productblad 143 mm

hfd 8 P 04

D5000 Brandmeldpanelen -Nevenpanelen

Fiche

Aquaplex Zwembadwarmtepompen HE2

4-5 plug voor het bevestigen van isolatie

MM 6/38 - PBS Holland

FALK dak 1000 TR Eko

ccab-folder Betonvereniging 2014

Making PV panels smarter_NLD - U-Zon