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.
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
Reacties