Nieuwe normeisen vermoeiingssterkte betonstaal Op basis van uitvoerig onderzoek naar mechanisch gericht en gepunt- of gehechtlast betonstaal Ø12 en Ø16 mm, zijn nieuwe normeisen voor de vermoeiingssterkte vastgesteld. Hierbij is meer onderscheid gemaakt tussen staafdiameters omdat de vermoeiingssterkte bij kleinere staafdiameters hoger is. 1 Lassen van de wapening voor de pijlers van de fly-over in het klaverblad Kerensheide, Geleen (bron: Van Noordenne) 1 44? CEMENT 5 2020 Globaal 5 ? 10% van de gewapende betonconstructies wordt dyna- misch belast, zoals bruggen, tun - nels, bedrijfsvloeren en windmo- lens. Bij deze constructies worden eisen gesteld aan de vermoeiingssterkte van het betonstaal. Ook moderne slanke hoogbouw moet steeds vaker worden getoetst op dyna - mische belastingen. Belangrijk gegeven daarbij is dat de vermoeiingssterkte in enige mate nadelig wordt beïnvloed door het mechanisch rich - ten van betonstaal (vanaf rollen, inmiddels toegepast t/m Ø20 mm). Hoewel dit gerichte betonstaal nu algemeen wordt toegepast, zijn de bestaande normeisen hierop nog niet aangepast. Belangrijker nog is het feit dat bij puntlassen of hechtlassen, toegepast bij mo- derne prefabricage van betonstaalwapening, sprake is van relevant lagere vermoeiings- sterkte in de normen. Dit kan leiden tot ver- bod van hechtlassen waardoor moet worden teruggegrepen op het traditionele vlechten en niet-toegestane gepuntlaste wapenings- netten. Deze beperkingen zijn zeer nadelig, want traditioneel vlechten leidt tot minder vormvaste wapening en is arbeidsintensief en onderhevig aan Arbo-beperkingen. Ge- puntlaste wapeningsnetten zijn bijvoorbeeld voor bedrijfsvloeren vrijwel noodzakelijk. Een ander belangrijk aspect bij de ver- moeiingssterkte van betonstaal is het feit dat de kleinere staafdiameters een hogere vermoeiingssterkte hebben, wat in de be- staande normen niet wordt benut. Het be- lang van de vermoeiingssterkte is al geruime tijd verschoven naar de kleinere staafdiame- ters, zoals voor infrastructurele constructies met voorspanstaal als hoofdwapening, maar ook voor windmolens en bedrijfsvloeren met transportlorries. De precieze achtergrond van de hogere vermoeiingssterkte door afne- mende kans op scheurinitiatie en/of tragere scheurgroei bij de kleinere diameters is (nog) niet algemeen bekend, maar mogelijk het ge- volg van meer 2D- dan 3D-spanning. IR. THEO BREEDIJK onafhankelijk adviseur betonstaal auteur 2 2 Een van de pijlers van de fly-over in knooppunt Kerensheide (bron: Van Noordenne) CEMENT 5 2020 ?45 Totstandkoming nieuwe normeisen Om wapening toch te kunnen blijven prefa- briceren, is 10 jaar geleden door de wape- ningsbranche een onderzoek geïnitieerd om de normen voor zowel mechanisch gericht als gepunt-/hechtlast betonstaal nader te verifiëren. Vanaf 2011 is door een werkgroep vanuit RBW (Researchgroep Betonwapening), VWN (Vereniging Wapeningsstaal Neder- land) en Rijkswaterstaat een grootschalig onderzoek uitgevoerd. Dit onderzoek werd voor 50% gesubsidieerd vanuit IPC (Innovatie Prestatie Contract voor samenwerkende MKB-bedrijven). Hierbij zijn circa 700 ver- moeiingsproeven uitgevoerd (waarover ver- derop in dit artikel meer). Als resultaat van het onderzoek verscheen in 2014 een rap- port [1]. Er bleek echter nog veel tijd nodig voor een aanvullende statistische evaluatie van de proefresultaten. Deze evaluatie is uit- gevoerd in samenwerking met TNO. Na het verschijnen van dat rapport [2] in 2016 was er nog extra tijd nodig om tot de nieuwe normeisen te komen die inmiddels zijn opgenomen in de Eurocode (NEN-EN 1992-1- 1+C2/NB+A1 [3]) en de betonstaalnorm (NEN 6008+A1 [4]), beide van begin 2020. Vermoeiingseigenschappen betonstaal De vermoeiingssterkte ? ? is het verschil tussen de boven- en onderspanning (= span - ningsrimpel of spanningsamplitude) waarbij een bepaald aantal spanningswisselingen (N ) nog juist geen vermoeiingsbreuken levert (fig. 3a). Bij vermoeiingsproeven wordt door- gaans een vaste bovenspanning 0,6R e ? fyk (= test ?max = 300 MPa) aangehouden en be- paalt de onderspanning de spanningsrimpel. De spanningsrimpels ? ? worden om - wille van extrapolatie weergegeven in loga - ritmische S? N-grafieken (fig. 3b). Hierin wordt de relatie tussen ? ? en N benaderd met rechte lijnen (in werkelijkheid zijn ze vloeiend), met helling k? en k? (de relatie (? ?)k ? N = constant). De linker tak k? omvat het gebied van vermoeiingsbreuken bij de gebruikelijke proeven met constante ? ? die bij lage ? ?-waarden overgaat in de horizon - tale CAFL (constant amplitude fatigue limit) waaronder geen breuken optreden. De rech - ter tak k? omvat het gebied waarbij aangeno- men wordt dat breuken toch worden geïniti - eerd door in praktijk optredende incidenteel hogere ? ? en vervolgens verder groeien bij lagere ? ? [5]. Omdat proeven met variabele ? ? nauwelijks uitvoerbaar zijn, wordt dit gebied tot op heden benaderd met de aan - name k? = 2k? ? 1 (Haibach,1970 [6]). De k 1- en k 2-tak kruisen elkaar aan bij het knikpunt N*. Dit punt is door de grote spreiding in proefresultaten lastig te bepalen en wordt arbitrair gekozen als N* = 1, 2, 5 of 10 miljoen spanningswisselingen. Dit be- moeilijkt het vergelijken van de vermoei - VRIJE STAVEN OF INGESTORT Reguliere vermoeiingsproeven van betonstaal worden sinds vele jaren uitgevoerd met vrije staven. Meer- malen is aangetoond dat deze kriti- scher zijn dan (zeer dure) proeven met in beton ingestorte staven. Bij vrije staven is de trefkans op een zwakke plek (scheurinitiatie) groter. Recent is theoretisch onderbouwd dat omhullend beton de scheuriniti- atie gering verminderd en de scheurgroei redelijk vertraagd [7]. 3a 3b 3 Spanningsrimpel ?? (a) en S?N-curven, met k 1 = 4 en k 2 = 7 en met k 1 = 5 en k 2 = 9 (b) 46? CEMENT 5 2020 ingssterkte tussen normen. De grote sprei- ding in resultaten rond het knikpunt N* wordt vooral veroorzaakt door de wel of niet opgetreden breuken op moment van stop- pen van de proef (doorgaans bij 2 miljoen wisselingen). Mede hierdoor is het bij certifi - catie met toelatings- en audit vermoeiings- proeven lastig om een statistische eis voor de vermoeiingssterkte aan te tonen. Uitvoering IPC vermoeiings- onderzoek Na een vooronderzoek met diverse oriënte- rende vermoeiingsproeven met onder ande- re variatie van testfrequentie 20 ? 150 Hz, zijn, zoals gezegd, met het IPC-onderzoek circa 700 vermoeiingsproeven uitgevoerd. Dit betreffen proeven met testfrequentie 50 - 75 Hz van Concrefy in Venlo (op de test- banken HFP 550 en HFP 250). Over ruim 500 van de 700 proeven is gerapporteerd. De overige proeven betreffen deels te lage aan - tallen per testserie om uitspraken over te kunnen doen en deels mislukte proeven B500B-HWL (warmgewalst) wegens onge- schikt gebleken materiaal. De 500 gerapporteerde proeven be- treffen voornamelijk betonstaal B500B-HK (koud nagerekt) in staafdiameters Ø12 en Ø16 mm, zowel mechanisch gericht als ge- punt-/gehechtlast. Ook zijn B500A-HKN (koud geribd) Ø12 mm gelast en B500B-HKN (koud geribd) Ø12 mm gericht en gelast in beperkte mate onderzocht. Er zijn verschillende methoden van mechanisch richten (met rollen en rotor) en lassen (gepuntlast en punt-/CO?-hechtlas) toegepast. Hierbij bleken de onderlinge ver- schillen beperkt, waardoor alle resultaten voor 'gericht' en 'gelast' zijn samengevoegd. Nadat tegen het einde van het IPC-onder- zoek bleek dat verhoging van de normeisen voor gelast betonstaal alleen voor diameters ? Ø12 mm mogelijk is, is het idee geopperd om ook de mogelijke invloed van de test ?max van 0,4 f yk (200 MPa) in plaats van de gebrui - kelijke 0,6 f yk (300 MPa) te onderzoeken. Dit werd ondersteund door een uitgevoerde Stufib-enquête, waaruit bleek dat de ontwerp- bovenspanning ?max meestal relevant lager is (0,4 ? 0,5 f yk vanwege beperking scheur- wijdte) dan de test-bovenspanning 0,6 f yk. Helaas kon binnen het resterende budget van het IPC-onderzoek nog slechts beperkt onderzoek worden gedaan met test ?max van 0,4 f yk bij gelast Ø16 mm. Methode van evaluatie proef- resultaten Net als bij trekproeven, moet bij vermoei - ingsproeven de karakteristieke vermoei - ingssterkte ? ?k (??Rsk) worden bepaald. Dit gebeurt meestal met 5% lineaire regressie van de k 1-tak op basis van de optredende breuken van vermoeiingsproeven op ver- schillende test-? ?-niveaus [8]. Echter, richting lagere test-? ?-niveaus (nabij het knikpunt N*) is steeds meer spra - ke van geen breuk (zogenoemde doorloper) op het moment van stoppen van de proef (bij certificatie wordt ter beperking van de beproevingskosten meestal bij N = 2 miljoen wisselingen gestopt). Deze doorlopers kunnen niet worden meegenomen bij de lineaire re- gressie en leveren maar beperkt inzicht van het gezochte niveau van de k?-lijn. Meer recent worden ook ML-metho- den (ML = maximum likehood) toegepast voor de probabilistische evaluatie van breu - ken èn doorlopers [9]. Hiervoor heeft TNO een rekenprogramma (Bayesian) ontwik - keld [2] waarbij vooral de doorlopers de eer- der genoemde horizontale CAFL bepalen, wat meer inzicht van het knikpunt levert. Belangrijk aspect hierbij is dat bij het IPC- onderzoek vrijwel alle proeven pas gestopt zijn bij N = 10 miljoen spanningswisselingen. Hoewel niet vastgesteld, bestaat de indruk dat bij de doorlopers van N = 10 miljoen wisse- lingen meestal nog geen scheurinitiatie heeft plaatsgevonden (vereist lastig onderzoek). Samenvatting van de resultaten Voor een uitgebreide beschrijving en evalua - tie van de proefresultaten met de S?N- grafieken wordt verwezen naar een bijlage bij dit artikel op Cementonline.nl. Hieronder in het kort de belangrijkste bevindingen. Voor de vermoeiingsproeven met een con - stante spanningsrimpel bij test ?max = 0,6 f yk zijn de 5% karakteristieke S?N-curven be- paald met lineaire regressie van de optre- dende breuken (de k 1-tak) én met probalis- Bij punt- of hechtlassen gelden lagere normeisen voor de vermoeiings- sterkte MECHANISCH RICHTEN Omdat het mechanisch richten van rollen betonstaal de vermoei- ingssterkte door beschadigingen nadelig kan beïnvloeden, vereist het mechanisch richten goede controle van het richtproces. Bij vermoeiingsproeven van rollen betonstaal worden de testmon- sters in het testlab gericht (met de hand of laboratoriummachine). CEMENT 5 2020 ?47 tische evaluatie van breuken + de doorlopers tot N = 10 miljoen wisselingen (de k?-tak t/m de horizontale CAFL). Voor de k?-tak is de Haibach-relatie k? = 2 ? k? ? 1 toegepast (aan- genomen variabele spanningsrimpel door incidenteel hogere spanningsrimpels). De testresultaten tonen dat keuze van het reken- knikpunt N* = 2 miljoen meer aannemelijk is dan N* = 1 miljoen en hiermee ook aansluit op het regulier testen tot N = 2 miljoen. Bij de probalistische evaluatie bleek dat doorlopers tot voorbij N = 10 miljoen niet meer van invloed zijn. Wellicht volstaan doorlopers tot N = 5 miljoen, waarmee dure beproevingskosten worden bespaard. Kleinere staafdiameters hebben een hogere vermoeiings- sterkte, wat in de oude normen niet werd benut 4 Wapening van een betonligger (bron: Wadro) Uit de testresultaten met test ?max = 0,6 f yk blijkt dat eventuele invloed van verschillende methoden van mechanisch richten en punt- of hechtlassen overheerst worden door de spreiding in de resultaten. Om die reden kunnen die resultaten worden samenge- voegd als 'gericht' en 'gelast'. Voor zowel mechanisch gericht als gepunt-/ gehechtlast betonstaal is de vermoeiings- sterkte bij staafdiameters Ø12 mm relevant hoger dan voor Ø16 mm. Dit heeft ertoe ge- leid dat de hogere vermoeiingssterkte bij staafdiameters ? Ø12 mm in de nieuwe normen wordt benut. Verder onderzoek is nodig van staafdiameter MET DANK AAN Het IPC-onderoek is tot stand geko- men dankzij de RBW/VWN/RWS- werkgroep waarin zitting hadden: Reint Sagel (voorzitter), Theo Breedijk (secretaris), Arie van Noordenne (RBW/VWN), Pieter Henstra (RBW/ VWN/Wadro), Ane de Boer (RWS), John Booijink (Van Merksteijn) en Frank Höpner (ZND). De probalistische evaluatie is uitgevoerd door Diego Allaix en gezamenlijk met Jan Gijsbers (beiden TNO) zijn de nieuwe normeisen ontworpen. Bij de lineaire regressie is hulp verkregen van Andreas Volkwein (voorheen MPA München). BIJLAGE MET RESULTATEN Op Cementonline.nl staat een bijlage met uitbereide informatie over de testresultaten. 4 48? CEMENT 5 2020 200 ? 250 MPa bestaat al ruime tijd de wens vervolgonderzoek uit te voeren met test ?max = 0,4 ? 0,5 f yk (200 - 250 MPa). Dit zowel voor gericht (tevens check van bestaande constructies) als gepunt-/gehechtlast Ø10 ? Ø32 mm. Inmiddels bestaat er kans op een relevant gesubsidieerd vervolgonderzoek 'Project Vermoeiing Betonstaal 2.0', maar dit vereist nog aanvullende financiering. Nieuwe normen Op basis van het onderzoek zijn nieuwe normeisen voor NEN-EN 1992-1-1+C2/NB+A1 (2020) en NEN 6008+A1:2020 geformuleerd. Deze zijn opgenomen in tabel 1 en hierin vergeleken met de bestaande normeisen. Om de vergelijking goed mogelijk te maken zijn waar nodig via de betreffende k 1/2-lijnen vergelijkbare getalwaarden (tussen haakjes) aangegeven. De belangrijkste wijzigingen zijn: reken-knikpunt voor niet-gelast en gelast nu N* = 2 miljoen; voor niet-gelast en gelast diametergroep < Ø12 mm hogere vermoeiingssterkte; voor niet-gelast met meer diametergroe- pen beperkt lagere vermoeiingssterkte; voor gelast > Ø12 mm gelijkblijvende vermoeiingssterkte voor ? N = 10 miljoen. ?? in MPaEC 2:2004+NB 2011 NEN 6008:2008 EC 2: 2004 + NB 2020 NEN 6008+A1:2020 Vergelijking met EC2 + NB 2011Vergelijking met NEN 6008:2008 niet-gelast N* = 1 mln, k 1/2 = 5/9 ( N = 2 mln) 1 N* = 1 mln, k 1/2 = 4/9 ( N = 2 mln) 1 N* = 2 mln, k 1/2 = 5/9 (B500B) N * = 2 mln N* = 2 mln alle Ø: 162,5 (~ 150) 1 ? Ø28: 175 (~ 162) 1 > Ø28: 145 (~ 134) 1 ? Ø12: 160 > Ø12 ? Ø16 : 140 > Ø16 ? Ø20 : 130 > Ø20: 130 (niet gericht) 2 + 10 (+ 7%) - 10 (-7%) - 20 (-13%) - 20 (-13%) - 2 (-1%) - 22 (-14%) - 32 (-20%) ? Ø28: - 32 (-20%) > Ø28: - 4 (-3 %) gelast 3) N * = 10 mln, k 1/2 = 3/5 ( N = 2 mln) 1 N* = 1 mln, k 1/2 = 4/5 ( N = 2 mln) 1 N* = 2 mln, k 1/2 = 3/5 ( N = 10 mln)1 N* = 2 mln N* = 2 mln alle Ø: 58,5 (~ 100) 1 alle Ø: 100 (~ 87) 1 ? 12: 100 (~ 72) 1 > 12: 80 (58,5) 1 ? 10 mln 3: + 13,5 (+23%) ? 10 mln3: +/- 0 (0%) + 13 (+15%) - 7 (-8%) Tabel 1?Overzicht van de huidige en nieuwe normeisen 1) Via de k 1/2-lijnen vergelijkbare waarden bij N = 2 miljoen en N = 10 miljoen 2) Richten van rollen > 20 mm wordt nauwelijks toegepast 3) Gelast = punt- en hechtlassen (CO 2) Ø10 voor met name gepuntlaste wapeningsnet- ten in dynamisch belaste bedrijfsvloeren [10]. De testresultaten met test ?max = 0,6 f yk van mechanisch gericht betonstaal > Ø12 mm to- nen een circa 10% lagere vermoeiingssterkte dan de bestaande normeisen (NEN-EN 1992- 1-1:2004), die voornamelijk zijn gebaseerd op het voorheen als rechte staven geproduceer- de betonstaal. Deze circa 10% is verwerkt in de nieuwe normeisen door meer gedifferen - tieerde groepen van staafdiameters. De testresultaten met test ?max = 0,6 f yk van gepunt-/gehechtlast betonstaal > Ø12 mm bevestigen de bestaande normeisen van NEN-EN 1992-1-1:2004 en blijven daarmee bij dynamische belastingen een grote hindernis voor moderne prefabricage met hechtlassen en toepassing van gepuntlaste wapenings- netten. Verder ontbreken tot op heden proefresultaten van gehechtlast betonstaal > Ø16 mm, dus met name voor staafdiame- ters Ø20 ? Ø32 mm die onder andere bij de infra (zoals tunnels) bij voorkeur worden gehechtlast. De oriënterende testresultaten met ver- laagde test ?max = 0,4 f yk (200 MPa) tonen opvallend hogere vermoeiingssterkte, zelfs mogelijk nabij die van mechanisch gericht betonstaal. Aangezien in de bouwpraktijk wegens beperking scheurwijdte meestal sprake is van maximale bovenspanning van REFERENTIES 1?IPC-project Vermoeiing Betonstaal (2014), werkgroep RBW-VWN-RWS (R. Sagel, T. Breedijk, A. van Noordenne, P. Henstra, A. de Boer, J. Booijink, F. Höppner). 2?Intern TNO report (2016). Bayesian estimation of characteristic S-N curves for reinforcement bars, TNO 2016 R10819 (D.L. Allaix, F.B.J. Gijsbers). 3?NEN-EN 1992-1-1+C2/NB+A1 - Nationale bijlage bij NEN-EN 1992-1-1+C2 Eurocode 2: Ontwerp en berekening van betonconstructies - Deel 1-1: Algemene regels en regels voor gebouwen. 4?NEN 6008+A1 - Betonstaal. 5?Intern TNO rapport (2011). Literatuuronder- zoek naar de k 2-tak voor vermoeiing van wapeningsstaal, TNO-060-DTM-2011-00388 (J. Maljaars, F.B.J. Gijsbers). 6?Haibach, E. (1970). Modifizierte lineare Schadensakkumulations-hypothese zur Berücksichtigung des Dauerfestigkeitsabfalls mit fortschreitender Schädigung. Technische Mitteilungen N. 50/70, Lab. für Betriebsfestigkeit, Fraunhofer-Gesellschaft. 7?Luijters, I. (2019). The effect of embedment in concrete on the fatique strength of reinforcing steel, Master's Thesis TU Eindhoven. 8?Private information based on the Excel Program WoeVo from Andreas Volkwein, retired, former with MPA München. 9?D'Angelo, L., Rocha M., Nussbaumer, A., Brühwiler, E. (2014). S-N-P fatigue curves using maximum likelihood. Method for fatigue resistance curves with application to straight and welded rebars. Proc. of EUROSTEEL 2014, September 10-12, 2014, Naples, Italy. 10?Verschoor, A. (2017). Eisen aan vermoeiing wapening te streng? Cement 2017/4, p. 39-41. CEMENT 5 2020 ?49