Ontwerp van 3D-structuren met koudgevormde staalprofielen klasse 4: theorie, praktijk en realiteit

KATHOLIEKE UNIVERSITEIT LEUVEN

FACULTEIT INGENIEURSWETENSCHAPPEN DEPARTEMENT BURGERLIJKE BOUWKUNDE AFDELING BOUWMATERIALEN KASTEELPARK ARENBERG 40 B-3001 HEVERLEE

Ontwerp van 3D-structuren met koudgevormde staalprofielen klasse 4: theorie, praktijk en realiteit

Promotor: Prof.dr.ir. Luc Schueremans

Eindwerk voorgedragen tot het verkrijgen van de graad van Burgerlijk Bouwkundig Ingenieur door

E2007

Annelies MANGELSCHOTS Bart VERELST

Toelating tot bruikleen De auteur geeft de toelating deze eindverhandeling voor consultatie beschikbaar te stellen en delen ervan te kopiëren voor eigen gebruik. Elk ander gebruik valt onder de strikte beperkingen van het auteursrecht; in het bijzonder wordt er gewezen op de verplichting de bron uitdrukkelijk te vermelden bij het aanhalen van resultaten uit deze eindverhandeling. Leuven, 25 mei 2007

i

Dankwoord Maanden van werken en schrijven zijn voorbijgevlogen en nu is het zover: onze thesis is af! Het voorbije jaar zijn we beiden gegroeid zowel op het gebied van kennis als op persoonlijk vlak. Hiervoor zijn we toch verschillende mensen dank verschuldigd, zonder wie we nooit tot dit resultaat zouden gekomen zijn. Allereerst zouden we onze promotor prof. dr. ir. Luc Schueremans willen bedanken, bij wie we altijd terecht konden voor professionele hulp, kritische opmerkingen, nuttige tips en aanmoedigingen. Ook bedanken we Hans Gesquière en Rudi Debel van de firma Joris Ide NV voor de begeleiding tijdens de stage, de vlotte samenwerking en het leveren van de volledige structuren voor het experimenteel onderzoek. Daarnaast kunnen we dr. ir. Filip van Rickstal, Roger Wolput en Stephan Solinas niet vergeten die ervoor gezorgd hebben dat de verschillende proefreeksen steeds tot een goed einde zijn gekomen. Ook willen we elkaar bedanken voor de prettige manier van samenwerken, waardoor dit jaar aangenaam verlopen is en we tot een goed resultaat gekomen zijn. We danken in het bijzonder onze ouders, omdat zij het mogelijk hebben gemaakt om onze studies succesvol af te ronden en ons hierbij steeds gesteund hebben. Tot slot willen we ook dank betuigen aan onze vrienden en medestudenten voor hun oprechte interesse in ons eindwerk en voor de waardevolle momenten in de afgelopen jaren. Annelies Mangelschots Bart Verelst Leuven, Mei 2007

ii

Samenvatting In dit eindwerk komt het ontwerp van driedimensionale structuren met koudgevormde dunwandige profielen aan bod. Voor dit type van profielen, die behoren tot de slanke doorsneden van klasse 4, wordt gerekend met de effectieve geometrische karakteristieken. Voor het gamma aan Zed- en Sigmaprofielen, aangeboden door de firma Joris Ide NV, wordt het gedrag van driedimensionale structuren onderzocht. Zowel het theoretische gedrag met behulp van numerieke modellen, alsook het reële gedrag op basis van proefbelastingen aangebracht op reële constructies, worden bestudeerd. Voor de numerieke modellering wordt enerzijds gebruik gemaakt van het commerciële softwarepakket Powerframe (Buildsoft NV [3]). Het invoeren van nieuwe materiaalbibliotheken met effectieve doorsnedekarakteristieken laat toe een driedimensionale structuur met willekeurige complexiteit door te rekenen. Anderzijds wordt voor eenvoudige structuren met een standaardgeometrie een pseudodriedimensionale analyse uitgevoerd binnen een Excel-rekenblad. Deze Excel-toepassing heeft als voordeel dat slechts een beperkte input van de gebruiker vereist is. Bijkomend wordt een controle van de verbindingsstukken uitgevoerd alsook een volledige kostprijsanalyse van de structuur. In het experimentele gedeelte worden reële driedimensionale structuren, opgebouwd uit Zed-profielen, onderworpen aan verschillende types proefbelasting. Zowel een structuur volgens het bestaande concept, met of zonder wanden dakpanelen, alsook een structuur met aangepaste, geoptimaliseerde verbindingsstukken, worden beproefd. Naast het optimalisatie-aspect wordt het reële gedrag, teruggevonden in de experimenten, vergeleken met het numerieke gedrag. Deze terugkoppeling laat toe om de nauwkeurigheid van de opgestelde ontwerpmodellen kritisch te beoordelen.

iii

Abstract This thesis discusses the design of three-dimensional steel structures with cold-formed thin gauge members. Since these members are class 4, the effective cross-sectional properties should be taken into account. The behaviour of the three-dimensional structures is examined for the whole series of Zed- and Sigma-members. Both the theoretical behaviour based on numerical models and the real behaviour based on load cases applied on a real structure are discussed. On the one hand the commercial software package Powerframe (Buildsoft NV [3]) is used for the numerical models. The input of new material libraries with effective cross-sectional properties allows the calculation of three-dimensional structures with arbitrary complexity. On the other hand a pseudothree-dimensional analysis is carried out in Excel for simple structures with a standard geometry. The advantage of this Excel application is the limited user input required. Additionally, it contains a verification of the connections and a cost calculation. In the experimental study, real three-dimensional structures built with Zed-members are loaded with different types of load cases. Both the original structure, with and without the wall and roof sheeting, and the structure with the adapted, optimised connections are tested. In addition, the real behaviour found in the experiments is compared to the numerical behaviour. This feedback enables critical accuracy judgement of the formulated design models.

iv

Inhoudsopgave Bruikleen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

i

Dankwoord . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

ii

Korte inhoud . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

iii

Abstract . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

iv

Inhoudsopgave . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

v

Lijst van figuren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

ix

Lijst van tabellen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

xiv

Lijst van symbolen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

xvi

1 Inleiding

1

2 Koudgevormde dunwandige profielen

6

2.1

Eigenschappen van koudgevormde dunwandige profielen voor 3D-constructies . . . . .

6

2.2

Productieproces . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

8

2.2.1

Koudrollen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

9

2.2.2

Persen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

10

2.3

Overzicht van de profielen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

11

2.4

Classificatie van de doorsneden . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

14

2.4.1

Inleiding . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

14

2.4.2

Classificatie van de doorsneden . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

15

2.4.3

Praktische criteria voor classificatie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

15

Effectieve doorsnede van een Zed-profiel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

17

2.5.1

Geometrie van een Zed-profiel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

17

2.5.2

Reduceren van de doorsnede

19

2.5

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

3 Numeriek onderzoek

26

3.1

Inleiding . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

26

3.2

Rekennota voor driedimensionaal model met behulp van Powerframe . . . . . . . . . .

26

3.3

Rekennota voor pseudo-driedimensionaal model in Excel . . . . . . . . . . . . . . . . .

30

v

3.3.1

Inleiding . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

30

3.3.2

Opbouw van het pseudo-driedimensionale rekenblad in Excel . . . . . . . . . .

30

4 Experimenteel onderzoek

40

4.1

Inleiding . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

40

4.2

Kenmerken van de werkelijke structuur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

41

4.3

Kenmerken van de belastingsgevallen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

43

4.4

Beschrijving van de proefopstelling . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

43

4.5

Visuele inspectie van de structuur

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

47

4.6

Bespreking van de meetresultaten voor de originele structuur . . . . . . . . . . . . . .

48

4.6.1

Algemeen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

48

4.6.2

Horizontale belasting op de kopgevel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

48

4.6.3

Horizontale belasting op de zijgevel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

52

4.6.4

Verticale belasting ter hoogte van de nok . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

56

4.7

Samenvatting van de beproeving van de originele structuur . . . . . . . . . . . . . . .

60

4.8

Beproeving van de geoptimaliseerde dakstructuur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

62

4.8.1

Inleiding . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

62

4.8.2

Beschrijving van de proef . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

63

4.8.3

Bespreking van de meetresultaten

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

64

Beproeving van een kolom . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

69

4.10 Beproeving van de geoptimaliseerde loods . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

70

4.10.1 Beschrijving van de proef . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

70

4.10.2 Horizontale belasting op de kopgevel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

71

4.10.3 Horizontale belasting op de zijgevel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

73

4.10.4 Verticale belasting ter hoogte van de nok . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

73

4.11 Vergelijking van de meetcampagnes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

76

4.9

5 Optimalisatie

79

5.1

Inleiding . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

79

5.2

Vooropgestelde wijzigingen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

80

5.2.1

Blijvende vervormingen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

80

5.2.2

Kolomvoet . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

80

5.2.3

Funderingsankers . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

81

5.2.4

Windverbanden . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

83

5.2.5

Horizontale trekstaaf . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

84

5.2.6

Conclusie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

87

vi

6 Algemene besluiten en verder onderzoek

89

6.1

Algemene besluiten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

89

6.2

Verder onderzoek . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

91

Literatuuropgave

92

A Overzicht van de eigenschappen van de Zed- en Sigma-profielen

94

B Originele verbindingsstukken

100

C Meetresultaten

112

C.1 Meetresultaten van de proeven op de naakte structuur . . . . . . . . . . . . . . . . . . 112 C.1.1 Belasting op de kopgevel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 112 C.1.2 Belasting op de zijgevel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 119 C.2 Verplaatsing van de kolomvoeten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 121 C.2.1 Belasting op de nok . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 126 C.3 Verplaatsing van de kolomvoeten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 128 C.4 Meetresultaten van de proeven op de structuur voorzien van panelen . . . . . . . . . . 132 C.4.1 Belasting op de kopgevel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 132 C.4.2 Belasting op de zijgevel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 138 C.5 Verplaatsing van de kolomvoeten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 140 C.5.1 Belasting op de nok . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 143 C.6 Verplaatsing van de kolomvoeten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 145 C.7 Meetresultaten van de proeven op de dakstructuur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 149 C.7.1 Belasting op de nok . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 149 C.8 Meetresultaten van de proeven op de geoptimaliseerde structuur . . . . . . . . . . . . 153 C.8.1 Belasting op de kopgevel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 153 C.8.2 Belasting op de zijgevel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 159 C.9 Verplaatsing van de kolomvoeten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 161 C.9.1 Belasting op de nok . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 165 D Geoptimaliseerde verbindingsstukken

174

D.1 Geoptimaliseerde verbindingsstukken . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 174

vii

E Functionaliteit van de tabbladen in Excel-rekenblad

181

E.1 Algemene geometrie (General info and geometry) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 181 E.2 Belastingsgevallen en belastingscombinaties (Load cases and load combinations) . . . . 184 E.3 Algemeen overzicht van de uit te voeren controles . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 190 E.4 Weerstand van de dwarsdoorsnede van een spant (Cross-section resistance of the main frame) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 191 E.5 Stabiliteit van de staven - Knik- en kipcontrole van de elementen (Member stability Buckling of the main frame elements) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 194 E.6 Verbindingen (Connections) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 195 E.6.1 Kolomvoet . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 195 E.6.2 Aansluitstuk van de trekstaaf met de spantligger . . . . . . . . . . . . . . . . . 200 E.6.3 Hoekstuk . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 203 E.6.4 Nokstuk . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 205 E.6.5 Verbindingsstuk windverband . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 206 E.6.6 Oplegging van de wandgordingen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 207 E.6.7 Oplegging van de dakgordingen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 208 E.7 Controle van de gebruiksgrenstoestand (Serviceability Limit State Control - SLS) . . . 210 E.8 Materiaalbibliotheek (Material library) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 212 E.9 Prijsberekening (Price-calculator) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 214 E.10 Eindige Elementenberekening Lateraal (Finite Elements Lateral) . . . . . . . . . . . . 216 E.11 Eindige Elementenberekening Transversaal (Finite Elements Transversal) . . . . . . . 218 E.12 Berekeningsvoorbeeld

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 222

viii

Lijst van figuren 1.1

Zed-profiel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

1

1.2

Sigma-profiel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

1

1.3

Zed-structuren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2

1.4

Opbouw van het eindwerk . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5

2.1

Dakstructuur opgebouwd uit koudgevormde profielen [23] . . . . . . . . . . . . . . . .

9

2.2

Volledige loods in aanbouw . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

9

2.3

Snijden van de plaat [18] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

10

2.4

Laatste drie stappen van het koudrolproces: ponsen, vervormen en knippen [18] . . . .

10

2.5

Schematisch overzicht van de perstechnieken [2] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

11

2.6

Overzicht van koudgevormde profielen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

12

2.7

Overzicht van meervoudig gecombineerde profielen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

12

2.8

Schematisch overzicht van het gamma Zed-profielen van Joris Ide NV

. . . . . . . . .

12

2.9

Schematisch overzicht van het gamma Sigma-profielen van Joris Ide NV . . . . . . . .

13

2.10 Schematisch overzicht van de opbouw van samengestelde profielen [20],[21] . . . . . . .

14

2.11 Eigenschappen van de vier doorsnedeklassen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

16

2.12 Overzicht van het spannningsverloop rond een instabiliteit [1] . . . . . . . . . . . . . .

17

2.13 Parametrische afmetingen van Zed-profiel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

17

2.14 Nominale breedte bp voor afgeronde hoeken (figuur 5.3 Eurocode 3 Deel 1-3 [14]) . . .

18

2.15 Gedrukte delen op twee steunpunten (tabel 5.3 Eurocode 3 Deel 1-3 [14]) . . . . . . .

20

2.16 Randverstijver (figuur 5.9 Eurocode 3 Deel 1-3 [14]) . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

21

2.17 Overzicht van het iteratieproces van een flens voorzien van een randverstijver (figuur 5.10 Eurocode 3 Deel 1-3 [14]) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

23

2.18 Model van de flens met randverstijver (figuur 5.8 Eurocode 3 Deel 1-3 [14]) . . . . . .

24

3.1

Definiëren van materiaalbibliotheek S280 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

27

3.2

Aanpassen van de staalkwaliteit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

27

3.3

Definiëren van profielbibliotheek voor dubbele Zed-profielen . . . . . . . . . . . . . . .

28

3.4

Definiëren van profielbibliotheek voor Sigma-profielen . . . . . . . . . . . . . . . . . .

28

ix

3.5

Model van volledige structuur in Powerframe . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

30

3.6

Standaardgeometrie structuur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

31

3.7

Schematisch overzicht pseudo-driedimensionaal rekenblad . . . . . . . . . . . . . . . .

32

3.8

Tabblad ’Algemene Geometrie’ . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

33

3.9

Buigmoment [kNm] voor ULS-LC2 voor berekening volgens Powerframe en Excel-rekenblad 38

3.10 Verticale verplaatsingen [mm] voor ULS-LC2 voor berekening volgens Powerframe en Excel-rekenblad . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

38

3.11 Buigmoment [kNm] voor eigengewicht en sneeuwbelasting voor berekening volgens Powerframe en Excel-rekenblad . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

39

3.12 Verticale verplaatsingen [mm] voor eigengewicht en sneeuwbelasting voor berekening volgens Powerframe en Excel-rekenblad . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

39

4.1

Naakte structuur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

41

4.2

Structuur voorzien van panelen (type: zie tabel 4.3) . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

41

4.3

Plan van de proefloods . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

42

4.4

Horizontale belasting op de kopgevel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

43

4.5

Horizontale belasting op de zijgevel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

43

4.6

Verticale belastingen ter hoogte van de nok . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

43

4.7

Raamwerk voor afstempelen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

44

4.8

Afsteunen van de vijzel op het raamwerk . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

44

4.9

Verbinding van de nok met de ballasttafel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

45

4.10 Ballasttafel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

45

4.11 Handpomp . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

45

4.12 Opmeten van de verplaatsing van de kolomvoet . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

45

4.13 Inductieve LVDT . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

46

4.14 Potentiometrische LVDT . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

46

4.15 Niet goed verankerde kolomvoet . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

48

4.16 Doorbuiging van trekstaaf . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

48

4.17 Nummering van de LVDT’s bij belasting op kopgevel . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

49

4.18 Verplaatsing van de hoeken en de nok in functie van de belasting op de kopgevel van de originele naakte structuur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

50

4.19 Gebrek aan stijfheid van het verbindingsstuk van het windverband . . . . . . . . . . .

51

4.20 Verglijden van het profiel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

51

4.21 Verplaatsing van de hoeken en de nok in functie van de belasting op de kopgevel van de structuur voorzien van panelen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

52

4.22 Roteren van de wandpanelen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

53

4.23 Roteren van de schroeven in de gording . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

53

x

4.24 Lokale vervorming van de panelen rond de schroefkop . . . . . . . . . . . . . . . . . .

53

4.25 Nummering van de LVDT’s . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

54

4.26 Verplaatsing van de hoeken in functie van de kracht bij een belasting op de zijgevel van de originele naakte structuur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

55

4.27 Verplaatsing van de hoeken in functie van de kracht bij een belasting op de zijgevel op de originele structuur voorzien van panelen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

57

4.28 Loskomen van de ankerbouten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

57

4.29 Opbuigen van de dunne voetplaat . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

57

4.30 Nummering van de LVDT’s . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

58

4.31 Verplaatsing van de nok in functie van de kracht bij een verticale belasting op de naakte structuur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

58

4.32 Verplaatsing van de nok in functie van de kracht bij een verticale belasting op de structuur voorzien van panelen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

59

4.33 Opstuiken van de boutgaten ter hoogte van de trekstaaf . . . . . . . . . . . . . . . . .

60

4.34 Lokaal uitknikken van het profiel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

60

4.35 Gebruikte ankerbouten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

62

4.36 Geoptimaliseerde dakstructuur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

63

4.37 Roloplegging . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

63

4.38 Nummering van de verplaatsingsopnemers . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

65

4.39 Grafiek van de verticale verplaatsing van de nok in functie van de aangrijpende belasting 66 4.40 Verticale doorbuiging van de middelste nok . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

67

4.41 Falen van de regelbout . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

67

4.42 Rotatie van steunpunt . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

67

4.43 Som van de horizontale verplaatsing van de steunpunten van het middenspant in functie van de kracht . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

68

4.44 Driepuntsbuigproef op kolom . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

69

4.45 Doorbuiging in functie van de aangrijpende belasting voor een driepuntsbuigproef op kolom . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

70

4.46 Horizontale verplaatsing van de meetpunten bij een belasting volgens de kopgevel op de geoptimaliseerde structuur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

71

4.47 Falen van L-stuk . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

72

4.48 Horizontale verplaatsing van de meetpunten van een belasting volgens op de zijgevel in functie van de kracht . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

74

4.49 Verticale verplaatsing van de nok bij een verticale belasting in functie van de kracht .

75

4.50 Falen van het verbindingsstuk van de trekstaaf . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

76

4.51 Schematisch overzicht van het gedrag . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

77

5.1

82

Momentverdeling in de voetplaat bij een niet-lineaire spanningsverdeling [22] . . . . . xi

5.2

Oorspronkelijke kolomvoet . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

82

5.3

Geoptimaliseerde kolomvoet . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

82

5.4

Mechanisch anker M16 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

83

5.5

Chemisch anker M24 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

83

5.6

Oorspronkelijke verbinding van het windverband . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

84

5.7

Geoptimaliseerde verbinding van het windverband met de kolomvoet . . . . . . . . . .

84

5.8

Vergelijking van de aangrijpingspunten van het originele en het geoptimaliseerde ontwerp 85

5.9

Aanpassing aan de verbindingsstukken van de windverbanden . . . . . . . . . . . . . .

85

5.10 Originele verbindingsstuk voor de trekstaaf . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

86

5.11 Aanzicht van het nieuwe verbindingsstuk van de trekstaaf . . . . . . . . . . . . . . . .

87

5.12 Schematische weergave van het oorspronkelijke (A) en het verstijfde aansluitstuk (B) van de trekstaaf . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

88

5.13 Falen van de verbindingsplaat van de trekstaaf . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

88

C.1 Nummering van de LVDT’s . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 114 C.2 Nummering van de LVDT’s . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 121 C.3 Nummering van de LVDT’s . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 128 C.4 Nummering van de LVDT’s . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 134 C.5 Nummering van de LVDT’s . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 140 C.6 Nummering van de LVDT’s . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 145 C.7 Nummering van de LVDT’s . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 151 C.8 Nummering van de LVDT’s . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 155 C.9 Nummering van de LVDT’s . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 161 C.10 Nummering van de LVDT’s . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 167 E.1 Windbelasting w1,s op de zijgevel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 182 E.2 Windbelasting w2,f op de kopgevel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 183 E.3 Verdeling van een spant in de verschillende staafelementen . . . . . . . . . . . . . . . . 187 E.4 Ontbinding van de belasting in x- en y-component . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 188 E.5 Grafische voorstelling van de controle in UGT (ULS-figuur) . . . . . . . . . . . . . . . 193 E.6 Momentverdeling in voetplaat bij niet-lineaire spanningsverdeling [22] . . . . . . . . . 196 E.7 Dwarskrachten in bouten tussen profiel en kolomvoet . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 198 E.8 Inzetstuk van het aansluitstuk van de trekstaaf . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 201 E.9 Aansluitstuk van de trekstaaf met de spantligger . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 203 E.10 Hoekstuk . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 204 E.11 Nokstuk . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 205

xii

E.12 Verbindingsstuk van het windverband . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 207 E.13 Verbindingsstuk van de wandgording . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 208 E.14 Verbindingsstuk van de dakgording . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 209 E.15 Horizontale verplaatsingen van de windverbanden . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 210 E.16 Oppervlakte van de vooren achtergevel belast door de wind . . . . . . . . . . . . . . 216 E.17 Krachten in de wanden dakgordingen vanwege de windbelasting . . . . . . . . . . . . 217 E.18 Knoopverplaatsingen van tweedimensionaal BEAM-element [4] . . . . . . . . . . . . . 218 E.19 Snedekrachten in tweedimensionaal BEAM-element [4] . . . . . . . . . . . . . . . . . . 218 E.20 Knoopverplaatsingen van tweedimensionaal BAR-element [4] . . . . . . . . . . . . . . 221 E.21 Normaalkracht in tweedimensionaal BAR-element [4] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 221

xiii

Lijst van tabellen 2.1

Corrosiegegevens voor verschillende omgevingen. (Bron: EN ISO 12944) . . . . . . . .

8

2.2

Nominale breedte van de onderdelen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

18

3.1

Overzicht van de hart-op-hart afmetingen van een spant . . . . . . . . . . . . . . . . .

28

4.1

Overzicht van de geometrie van een spant . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

41

4.2

Overzicht van de gebruikte profielen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

42

4.3

Overzicht van de gebruikte isolatiepanelen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

43

4.4

Overzicht van de eigenschappen van de gebruikte LVDT’s . . . . . . . . . . . . . . . .

46

4.5

Blijvende vervormingen opgemeten bij een belasting op de kopgevel van de naakte structuur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

49

Blijvende vervormingen opgemeten bij een belasting op de kopgevel van de structuur voorzien van panelen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

51

4.6 4.7

Blijvende vervormingen opgemeten bij een belasting op de zijgevel van de naakte structuur 54

4.8

Opgemeten en blijvende verplaatsingen van de hoeken bij een belasting op de zijgevel van de structuur voorzien van panelen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

56

Afmetingen van de dakstructuur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

64

4.10 Overzicht van de gebruikte profielen voor de ge¨ıdealiseerde dakstrucuur . . . . . . . .

64

4.11 Overzicht van de blijvende vervormingen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

77

4.12 Overzicht van de blijvende vervormingen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

78

5.1

81

4.9

Vergelijking van de geometrie van de oorspronkelijke en de geoptimaliseerde kolomvoet

E.1 Verklaring van de symbolen bij vergelijking E.8 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 185 E.2 Partiële veiligheidsfactoren en combinatiefactoren voor de uiterste respectievelijk de gebruiksgrenstoestand . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 185 E.3 Belastingscombinaties in uiterste grenstoestand . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 186 E.4 Samenstelling van elke belastingscombinatie in uiterste grenstoestand

. . . . . . . . . 186

E.5 Belastingscombinaties in gebruiksgrenstoestand . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 187 E.6 Samenstelling van elke belastingscombinatie in gebruiksgrenstoestand . . . . . . . . . 187 E.7 Belastingscombinaties in uiterste grenstoestand voor wandgordingen . . . . . . . . . . 189 xiv

E.8 Samenstelling van elke belastingscombinatie in uiterste grenstoestand voor wandgordingen190 E.9 Belastingscombinaties voor gebruiksgrenstoestand in wandgordingen . . . . . . . . . . 190 E.10 Samenstelling van elke belastingscombinatie in gebruiksgrenstoestand voor wandgordingen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 190

xv

Lijst van symbolen Latijnse hoofdletters A E C C F G H I K L LC M N S SLS T U LS V W

[ mm2 ] [ N/mm2 ] [-] [-] [ kN] [ N/mm2 ] [ m] [ mm4 ] [ N/mm2 ] [ m] [-] [ kNm] [ kN] [-] [-] [ kNm] [-] [ kN] [ mm3 ]

Oppervlakte Elasticiteitsmodulus Betonklasse Coëfficiënt voor het kritisch moment Kracht Glijdingsmodulus Hoogte van de kolommen Traagheidsmoment Veerstijfheid Spanwijdte Belastingsgeval Moment Normaalkracht Staalsoort Gebruiksgrenstoestand Torsiemoment Uiterste grenstoestand Dwarskracht Weerstandsmoment

Griekse hoofdletters ∆

[-]

Verschil

xvi

Latijnse kleine letters a b e f h k n p q s s t w x z

[ mm] [ mm] [ mm] [ N/mm2 ] [ mm] [-] [-] [ mm] [ N/m2 ] [ N/m2 ] [ m] [ mm] [ N/m2 ] [ mm] [ mm]

Keeldikte van een lasnaad Breedte Excentriciteit Materiaalsterkte Hoogte Factor voor kip/buiging Aantal Steek Onderhoudsbelasting Sneeuwbelasting Systeemafstand Dikte Windbelasting Afstand Afstand

Griekse kleine letters α α β γ δ λ µ µ ν ρ σ ϕ χ ψ ψ

[rad] [-] [-] [-] [ mm] [-] [-] [-] [-] [-] [-] [ N/m2 ] [-] [-] [-] [-]

Dakhelling ; Helling Imperfectiefactor Correlatiefactor Veiligheidsfactor Doorbuiging Coëfficiënt ifv staalsoort Slankheid Wrijvingsfactor Coëfficiënt voor kip/buiging Coëfficiënt van Poisson Reductiefactor Spanning Reductiefactor Reductiefactor Combinatiefactor Spanningsverhouding

Indices b bc c c

Bout [E: bolt] Ligger en kolom [E: beam; column] Beton [E: concrete] Kolom [E: column]

xvii

col com cr d ef f el f f inf k LT m max min net M MW p p pl R red rel rf S s s s s sh sup T t ten u v w w w w wa wb y y z σ τ ⊥ //

Tussenkolom Druk [E: compression] Kritisch [E: critical] Rekenwaarde [E: design value] Effectief Elastisch Flens, verstijver Kopgevel [E: front] Laagste [E: inferior] Karakteristiek Kip [E: lateral torsional] Gemiddeld [E: mean] Maximaal Minimaal Netto Materiaal Weerstandsmoment Plaat Voorspanning [E: prestressed] Plastisch Sterkte [E: Resistance] Reductie Relatief Dak [E: roof] Interne kracht of moment [E: solicitation] Glijding [E: shear] Spanning [E: stress] Spant Zijgevel [E: side-wall] Beplating [E: sheeting] Hoogste [E: superior] Torsie Trek Trekstaaf [E: tensile bar] Uiterste (treksterkte) Afschuiving Las [E: welding] Lijf Wand Welving [E: wrapping] Wand Windverband Vloeigrens [E: yielding] Buigstijve as Buigzwakke as Normaalspanning Schuifspanning Loodrecht Evenwijdig

xviii

Hoofdstuk 1

Inleiding Koudgevormde dunwandige profielen zijn profielen die ontstaan door het koudvervormen van een dunwandige plaat in verschillende complexere geometrieën. Het gebruik van deze profielen situeert zich vooral in de industriële staalbouwwereld, waar ze zeer vaak gebruikt worden als secundair dragend element, bijvoorbeeld als wand- of dakgordingen. Het voordeel is dat ze licht en dus zeer gemakkelijk te hanteren zijn bij de montage. Door de steeds toenemende staalprijs gedurende de laatste jaren zijn producenten gaan inspelen op het gebruik van deze dunwandige profielen. Twee dunwandige profielen kunnen bijvoorbeeld met behulp van verbindingsstukken met elkaar verbonden worden tot één samengesteld profiel. Op deze manier worden elementen verkregen die gebruikt worden als primaire onderdelen, zoals kolommen en liggers. Het bedrijf Joris Ide NV te Zwevezele (www.joriside.be) is gespecialiseerd in koudgevormde staalproducten zoals geprofileerde staalplaten, profielen van klasse 4 en toebehoren. De activiteiten van dit bedrijf richten zich enerzijds op daken die opgetrokken zijn uit geprofileerde staalplaten en gordingen, waarvoor Zed- en Sigma-profielen (figuren 1.1 en 1.2) van klasse 4 gebruikt worden. Anderzijds gaat steeds meer aandacht uit naar de driedimensionale structuren die opgebouwd zijn met dezelfde profieltypes. Met behulp van de Zed- en Sigma-profielen en een aantal verbindingsstukken worden Zeden Sigma-structuren opgebouwd. Figuur 1.3 geeft enkele Zed-structuren weer. Daarnaast produceert Joris Ide NV ook wanden dakpanelen, voornamelijk sandwichpanelen met binnenisolatie, die op deze structuren aangebracht kunnen worden. Deze isolatiepanelen zijn samengesteld uit een geprofileerde boven- en onderplaat waartussen een thermisch isolerend PU-schuim, namelijk PUR, aangebracht

Figuur 1.1: Zed-profiel

Figuur 1.2: Sigma-profiel

1

HOOFDSTUK 1. INLEIDING

2

wordt. Op deze manier ontwerpt het bedrijf volledige structuren die zowel voor particulieren als voor de industriële markt bestemd zijn. Het bedrijf levert het ontwerp van deze structuren en zorgt ook voor de ontwerpberekeningen conform Eurocode 3 [12]. De meeste ontwerpen bestaan uit standaardopstellingen met een maximale spanwijdte van 12 m en een maximale goothoogte van 4, 5 m. Met Z250- en Z300-profielen wordt zo in praktijk een structuur met een spanwijdte tot 18 m gerealiseerd. De Sigma-structuren vinden hun toepassing vooral bij kleinere overspanningen. Deze structuren worden aangeboden in de vorm van een compleet zelfbouwpakket dat alle profielen en verbindingsstukken bevat.

Figuur 1.3: Zed-structuren

De driedimensionale structuren, opgetrokken uit klasse 4-profielen, vormen een groeiend marktsegment met veel groeipotentie. Aangezien de gebruikte profielen behoren tot klasse 4 moeten de effectieve geometrische karakteristieken begroot en gebruikt worden bij de berekening van het draagvermogen. Naast deze eigenheden, verloopt de structurele analyse geheel volgens de algemeen geldende normen van Eurocode 3 [12]. Hiervoor zijn op de markt verscheidene commerciële softwarepakketten beschikbaar, waarvan Powerframe (Buildsoft NV [3]) er één is. Het ontwerp van de standaardstructuren verloopt bij Joris Ide NV momenteel op basis van een tweedimensionale lineair elastische raamwerkanalyse. Hierin wordt zelden met de eigenheden van klasse 4-doorsneden gerekend en wordt meestal de bruto sectie in rekening gebracht. In dit eindwerk wordt de correcte rekenmethode toegepast op drie gebieden: theoretisch, praktisch en in de realiteit. Het eindwerk bestaat enerzijds uit een numeriek onderzoek waarin de (vereenvoudigde) theoretische regels van Eurocode 3 [12] voor praktijkontwerp worden toegepast. Anderzijds bevat het eindwerk ook een experimenteel onderzoek waarin deze rekenmethodes met de realiteit en de praktijk geverifieerd worden. Het numeriek onderzoek bestaat uit een driedimensionale analyse in Powerframe en uit het opstellen van een pseudo-driedimensionaal rekenblad in Excel. In Powerframe wordt een gedetailleerde driedimensionale analyse van de structuur uitgevoerd. Er wordt onderzocht of het commercieel beschikbare softwarepakket Powerframe gebruikt kan worden als rekenprogramma naar de praktijk toe. Daarvoor worden aangepaste materiaal- en profielbibliotheken ingegeven die het gamma Zed- en Sigma-profielen van het bedrijf bevatten. Vervolgens wordt


3

de structuur in uiterste en gebruiksgrenstoestand gecontroleerd volgens Eurocode 3 deel 1-1 [13]. Deze controle verloopt dus niet volgens Eurocode 3 deel 1-3 [14] dat specifiek is voor de controle van koudgevormde dunwandige elementen. De effectieve doorsnedekarakteristieken voor klasse 4-secties worden echter wel in rekening gebracht. Vervolgens wordt een rekennota gegenereerd. Daarnaast wordt een pseudo-driedimensionale analyse in Excel opgesteld. Het gebruik van dit rekenblad is beperkt tot eenvoudige structuren met een standaardgeometrie waarvan de vereenvoudigde randvoorwaarden zijn opgelegd. Dit vormt een beperking in vergelijking met het rekenblad in Powerframe waar ook complexere structuren berekend kunnen worden. Dit rekenblad beoogt dan ook enkel een snelle en efficiënte berekening van de aangeboden standaardstructuur. Omdat de globale geometrie van de opbouw vooraf gedefinieerd is, dient de gebruiker slechts enkele parameters in te voeren. De gehele structuur wordt in uiterste en gebruiksgrenstoestand nagerekend overeenkomstig Eurocode 3 Deel 1-1 [13]. Hier wordt eveneens opgemerkt dat de berekeningen niet ten volle worden uitgevoerd volgens Eurocode 3 Deel 1-3 [14], maar dat de effectieve doorsnedekarakteristieken voor klasse 4-secties wel ingerekend worden. Het programma genereert vervolgens een klantvriendelijke rekennota. Daarenboven worden ook de verbindingsstukken doorgerekend. Voor elk verbindingsstuk worden de specifieke controles uitgevoerd die voorgeschreven zijn door Eurocode 3 [13]. Naast de controles die uitgevoerd worden op de volledige structuur is in dit rekenblad ook een kostprijsanalyse vervat. De prijzen van alle profielen, verbindingsstukken en isolatiepanelen zijn in een materiaalbibliotheek in dit rekenblad opgenomen. De prijs van de verbindingsstukken is afhankelijk van de massa en dus van de ontwerp-dimensies. Op deze manier kan voor kleinere structuren gebruik gemaakt worden van kleinere verbindingsstukken met een kleinere massa en dus ook een lagere prijs. Zowel het doorrekenen van de verbindingsstukken als de kostprijssimulatie vormen een grote meerwaarde in vergelijking met commerciële softwarepakketten zoals Powerframe en zijn gemaakt op maat van de klant. Voor het experimenteel onderzoek wordt in samenwerking met Joris Ide NV een werkelijke structuur opgebouwd met Zed-profielen. Op deze structuur wordt een proefbelasting aangelegd om het reële structurele gedrag te vergelijken met het numeriek berekende gedrag volgens Powerframe en het rekenblad in Excel. De proefbelasting die wordt aangebracht bestaat uit drie belastingsgevallen. Eerst worden een horizontale belasting op de kopgevel en op de zijgevel aangebracht. Deze belastingen simuleren de windbelasting op de kopgevel respectievelijk op de zijgevel. Daarnaast wordt ook een verticale belasting in de nok van het middenspant aangelegd die de sneeuw- en de onderhoudsbelasting simuleert. Deze drie belastingsgevallen worden zowel op de naakte structuur als op de structuur voorzien van wanden dakpanelen, aangebracht. De vergelijking van deze twee proefreeksen geeft de bijdrage van de panelen aan de stijfheid van de structuur weer. Vervolgens worden de structuur en de verbindingsstukken geoptimaliseerd. Deze optimalisaties worden doorgevoerd in een dakstructuur die beproefd wordt door een verticale belasting. Daarnaast wordt ook een kolom apart beproefd. Deze twee laatste proeven geven een idee van het gedrag van de aparte elementen in vergelijking met het gedrag van de volledige structuur. Ten slotte worden op een volledig geoptimaliseerde structuur zonder wanden dakpanelen de drie belastingsgevallen aangebracht. Het experimenteel onderzoek beoogt de verificatie van de driedimensionale modellen die in Powerframe opgesteld zijn. Eerst wordt nagegaan of de randvoorwaarden die in dit programma ingegeven worden wel overeenstemmen met de realiteit. De kolomvoet wordt namelijk beschouwd als een inklemming en tijdens het experimenteel onderzoek wordt nagegaan of de kolomvoet zich ook zo gedraagt bij het aanleggen van de proefbelastingen. Daarnaast wordt nagegaan of de verbinding tussen de kolom en de ligger als een inklemming beschouwd mag worden. Vervolgens wordt het verstijvend en versterkend effect van de panelen begroot. Ook wordt onderzocht of de reële verplaatsingen overeenstemmen met


4

de gemodelleerde; dus of de structuur in de realiteit even stijf reageert als in het model. Wanneer de stijfheden niet overeenkomen, wordt bepaald waar het verlies aan stijfheid optreedt en of dit effect reversibel is. De oorzaken van de lagere stijfheid worden eveneens gezocht. Ook het effect van de detaillering van de verbindingsstukken op het globale gedrag van de structuur wordt nagegaan. Zo sluiten bijvoorbeeld de windverbanden niet exact aan in de knopen van de structuur en hebben ze ook een zeker excentriciteit waardoor een secundair moment opgewekt wordt. Ten slotte kunnen ook de grenzen van de modellering ge¨ıdentificeerd worden. Zo worden de grenzen van de modellering afgetoetst aan het reële gedrag dat in de praktijk wordt teruggevonden. Een tweede doelstelling van het experimenteel onderzoek is de optimalisatie van de verbindingsstukken. De opmerkingen aangaande het structurele gedrag, die gemaakt worden tijdens het aanbrengen van de proefbelasting, worden omgezet in verbeteringen van de verbindingsstukken. Hierbij moet niet alleen rekening gehouden worden met wat technisch mogelijk is, maar ook wat praktisch en economisch haalbaar is. Met deze nieuwe verbindingsstukken wordt een geoptimaliseerde structuur opgesteld die opnieuw beproefd wordt. Het gedrag van deze geoptimaliseerde structuur wordt opnieuw vergeleken met het voorspelde gedrag van de modellen in Powerframe. De opbouw van het eindwerk wordt schematisch weergegeven in figuur 1.4. In dit eindwerk wordt eerst kort ingegaan op de eigenschappen, het gebruik en de productie van de koudgevormde dunwandige profielen. Dit wordt beschreven in hoofdstuk 2. Vervolgens wordt in hoofdstuk 3 het numeriek onderzoek besproken. Dit omvat het driedimensionaal model in Powerframe en het pseudo-driedimensionaal rekenblad in Excel. Op de opbouw en de toepassingsmogelijkheden van beide rekenmethodes wordt verder ingegaan. Hoofdstuk 4 behandelt het experimenteel onderzoek op de werkelijke structuur. Dit hoofdstuk gaat dieper in op de verschillende proefbelastingen, hun doel en hun resultaten. Na het eerste deel van het experimenteel onderzoek worden voorstellen tot optimalisatie verwoord. In hoofdstuk 5 worden deze voorstellen uitgewerkt en worden de geoptimaliseerde verbindingsstukken opgesteld. Met deze geoptimaliseerde verbindingsstukken wordt een geoptimaliseerde loods gebouwd. Dezelfde proefbelastingen worden op deze structuur aangebracht in het tweede deel van het experimenteel onderzoek om na te gaan welke gevolgen de aangebrachte verbeteringen met zich meebrengen en of deze al dan niet overeenstemmen met de verwachtingen. Ook worden het werkelijke en het voorspelde gedrag van de structuur vergeleken. Op deze manier worden de theorie, de praktijk en de realiteit aan elkaar gekoppeld. Zo wordt een terugkoppeling naar het numeriek onderzoek gemaakt en kunnen verbeteringen aangebracht worden in de rekenmethodes die representatief zijn voor de werkelijkheid. Tot slot bevat hoofdstuk 6 de belangrijkste besluiten van dit onderzoek en geeft het pistes aan voor mogelijk verder onderzoek.


5

Figuur 1.4: Opbouw van het eindwerk

Hoofdstuk 2

Koudgevormde dunwandige profielen 2.1

Eigenschappen van koudgevormde dunwandige profielen voor 3D-constructies

Het is bekend dat de bouwsector, zowel de industriële, agrarische als residentiële, de laatste tijd onder zeer grote druk staat vanwege de eisen die opgelegd worden door de klant en vanwege de conjuncturele schommelingen. Door toenemende tijdsdruk en kostprijs van het staal wordt de metaalconstruerende sector genoodzaakt innovatief en creatief te ontwerpen. Het gebruik van koudgevormde dunwandige profielen voor complete structuren is hiervan een voorbeeld. In de volgende punten worden vervolgens de belangrijkste vooren nadelen van koudgevormde dunwandige profielen voor 3D-constructies kort uiteengezet. De voordelen • Innovatief De eerste toepassingen van koudgevormde dunwandige profielen waren vooral bedoeld voor de landbouwsector. Aan deze structuren werden weinig comforteisen opgelegd. De eisen voor dit type constructies zijn minder streng, wat ook overeenstemt met EN 1990/2002 [7]. Door de steeds verdere ontwikkeling van het concept worden tegenwoordig volledige woningen opgebouwd uit koudgevormde dunwandige profielen. Dit betekent hoge comforteisen van de gebruikers, wat verdere ontwikkelingen in de bouwtechniek vereist. Naast de sterkte-eigenschappen komen dan eveneens de bouwfysische eigenschappen aan bod. De voordelen van staal maken dat dit materiaal uitermate geschikt is voor de industriebouw: staal is snel en economisch, licht en prefab, industrieel, flexibel en demontabel en herbruikbaar op materiaal-, bouwdeel- en gebouwniveau. Staal is daarom al verschillende decennia het favoriete materiaal voor de draagconstructie en de daken gevelbeplating van hallen. Bij het ontwerpen van de staalskeletten van loodsen is het van belang dat gestreefd wordt naar een eenvoudige constructieve opzet, waarbij het aantal onderdelen zo klein mogelijk is en waarbij eenvoudig te fabriceren verbindingen volstaan. De toepassing van koudgevormde staalprofielen met eenvoudige bouten moerverbindingen is een logisch vervolg op bovenstaande voordelen. Tot op de dag van vandaag gaat de volle ontwikkeling van dit staalbouwconcept door.

6

HOOFDSTUK 2. KOUDGEVORMDE DUNWANDIGE PROFIELEN

7

• Prijs De prijs van het koudgevormde profiel in combinatie met de technische eigenschappen van het koudgevormde staal kan in een aantal gevallen zeer sterk concurreren met de gebruikelijke variant in warmgewalst staal. Dat wil zeggen dat bij de meest voorkomende kleinere structuren de koudgevormde variant voordeliger blijkt te zijn. Dit wordt namelijk gerealiseerd door een meer optimaal gebruik van de secties. • Duurzaam Koudgevormde staalprofielen worden volgens de rolvormtechnologie vervaardigd uit verzinkte staalplaat. Daarnaast is staal volledig recycleerbaar of herbruikbaar. • Flexibel Aangezien de productie in de fabriek plaatsvindt, beperken de werkzaamheden op de bouwplaats zich, afhankelijk van de gekozen fundering, tot het monteren en afwerken. Door de optimalisatie van het stapelen van de profielen is het mogelijk om met één oplegger een volledig gebouw naar de werf te vervoeren. Een hoge kwaliteit, lage transportkosten, kleinere bouwmachines op de werf en een korte bouwtijd zijn dus belangrijke voordelen die natuurlijk ook gunstig zijn voor de prijs. De nadelen • Brandveiligheid Bij het uitbreken van een brand in een stalen loods brandt het staal niet op aangezien de temperatuur van de brand hiervoor te laag is. Bij het toenemen van de temperatuur verliest staal zijn sterkteeigenschappen. Deze afname van de sterkte en de stijfheid van het staal gebeurt bij een temperatuur vanaf 400 ◦ C. Door de hoge sterkte van staal ten opzichte van andere bouwmaterialen zijn staalconstructies relatief slank en dit is zeker het geval bij dunwandige profielen. Er is dus bij brand ook minder materiaal om op te warmen. Daarnaast heeft staal ook een hoge warmtegeleidingscoëfficiënt. Om deze redenen warmt een onbeklede staalconstructie sneller op dan bijvoorbeeld een constructie van gewapend beton. Om de sterke thermische vervormingen en het bezwijken van de bouwdelen te voorkomen, kan gebruik gemaakt worden van brandwerende bekledingen. Dit is natuurlijk enkel van toepassing in gebouwen waar een bepaalde brandweerstand Rf moet gehaald worden. Het brandveilig maken van een constructie betekent een substantiële meerkost. • Corrosieweerstand De dunwandige profielen die worden gebruikt, zijn meestal gerold uit een verzinkte staalplaat. Voor het productieproces wordt verwezen naar paragraaf 2.2. De staalplaat is voorzien van een zinklaag met een dikte van 20 µm aan elke zijde, wat overeen komt met 275 g/m2 . Deze zinklaag geeft het staal een corrosiebescherming. De zinklaag is echter gevoelig voor beschadiging tijdens het transport en voor aantastingen van vuil en water. Uitgaande van de dikte van de zinklaag en de corrosiesnelheid kan via deze parameters de levensduur van een constructie bepaald worden. De aantasting van de zinklaag gebeurt voornamelijk in agressieve milieus. De aantastingssnelheid is afhankelijk van de sterkte van de luchtverontreiniging. In de internationale normen ISO 12944 [16] (Verven en vernissen - Bescherming van staalconstructies tegen corrosie door middel van verfsystemen)


8

en ISO 9223 [17] (Corrosie van metalen en legeringen - Corrosiviteit van de atmosfeer - Classificatie) wordt een onderscheid gemaakt in vier klassen. De indeling is afhankelijk van de agressiviteit van de lucht. De klassen worden opgesteld en gaan van een binnenklimaat met zeer weinig verontreinigingen tot zeer agressieve milieus. Corrosieklasse C1 C2 C3

C4

Atmosfeertype

Corrosiebelasting

binnen: droog binnen: regelmatige condensatievorming binnen: hoge vochtigheid, gemiddelde luchtbelasting buiten: industrie- of stadsomgeving kustklimaat met weinig chloridegehalte binnen: zwembaden, chemiesector gemiddelde luchtbelasting buiten: industrie omgeving kustklimaat met hoog chloridegehalte

onbelangrijk gering matig

sterk

Afbreeksnelheid < 0.1 µm/j 0.1 µm/j 0.7 µm/j tot 2.0 µm/j

2.0 µm/j tot 4.0 µm/j

Tabel 2.1: Corrosiegegevens voor verschillende omgevingen. (Bron: EN ISO 12944)

Tabel 2.1 geeft de verschillende klassen weer met hun corrosiesnelheid. Van een constructie die blootgesteld wordt aan een agressief milieu daalt de levensduur met 400 % ten opzichte van de levensduur van een constructie die in een binnenklimaat is opgesteld. Wanneer de profielen met een dikte van 20 µm goed worden afgeschermd, is hun levensduur gelijk aan 200 jaar. Aan de zijkanten van het profiel zijn onbeschermde staaloppervlakken. Deze zijn afkomstig van het op maat snijden van de plaat. Meestal worden geen extra maatregelen getroffen om het naakte staal hier te voorzien van een bescherming. Deze randen zijn dus corrosiegevoelig. Pas verzinkte staalproducten hebben een opvallende glans, die echter na een paar weken verdwijnt waarbij het profiel dof grijs wordt. Deze vergrijzing wordt veroorzaakt door een laag zinkcarbonaat, afkomstig van een chemische reactie van zink met water, zuurstof en koolstofdioxide. Indien de levensduur van de constructie niet gehaald wordt, kan deze verhoogd worden met één of meerdere verflagen. Er wordt gesproken van een duplexsysteem. Figuren 2.1 en 2.2 tonen enkele voorbeelden van constructies die volledig of gedeeltelijk opgebouwd zijn uit koudgevormde profielen. Deze praktijkvoorbeelden illustreren de hierboven beschreven punten.

2.2

Productieproces

Het vervaardigen van koudgevormde profielen kan op twee manieren gebeuren: koudrollen of persen. Het grote verschil tussen beide methodes is dat koudrollen een continue proces is, terwijl het persen gebeurt op een plooibank. Deze laatste methode is ook zeer arbeidsintensief.


9

Figuur 2.2: Volledige loods in aanbouw Figuur 2.1: Dakstructuur opgebouwd uit koudgevormde profielen [23]

2.2.1

Koudrollen

Het proces van koudrollen wordt voornamelijk toegepast voor de veel gevraagde profieltypes zoals Zed-, Sigma- en C-profielen. Het productieproces is onder te verdelen in vier grote stappen: het op juiste breedte maken van de staalplaat, het ponsen van de gaten, het koudrollen in de juiste geometrie en het knippen op de gewenste lengte. Deze productiestappen worden uitgevoerd op een volledig computergestuurde productielijn. De staalplaat waaruit de profielen worden vervaardigd, is opgerold op een coil, een bobijn van staalplaat. Vooraleer de staalplaat vervormd kan worden tot de juiste doorsnede moet eerst de breedte van de staalplaat op de juiste maat gesneden worden. Dit gebeurt in de slitterij zoals te zien is op figuur 2.3. De staalplaat wordt tussen cilindervormige messen geleid. Deze messen zijn zo geplaatst dat de staalplaat op de juiste breedte wordt gesneden. In de tweede stap worden de verbindingsgaten op de juiste afstand in de staalplaat geponst. De ponskop kan zich over de volledige breedte van de plaat bewegen zodat het mogelijk is om op elke gewenste breedtepositie een gat te maken. Het ponsen wordt uitgevoerd vooraleer de plaat geprofileerd wordt. De belangrijkste redenen hiervoor zijn het onder controle houden van de ponsvervormingen en het feit dat het ponsen van gaten in twee loodrecht op elkaar staande richtingen zeer moeilijk is. Indien de gaten na het profileren geponst worden, moet het profiel telkens ondersteund worden ter hoogte van het te ponsen gat om geen extra vervormingen aan het profiel toe te brengen. Aangezien de koudgevormde profielen veelzijdige toepassingen hebben, is het nodig om gaten te kunnen maken zowel in de lijfplaat als in de flenzen. Omdat het lijf en de flens meestal loodrecht op elkaar staan, betekent dit dat de ponsmachine in twee richtingen moet kunnen ponsen, wat natuurlijk een zeer complex proces is. Om deze beide redenen is het economisch niet rendabel om de gaten te ponsen na het profileren.


10

Figuur 2.3: Snijden van de plaat [18]

De geponste plaat wordt vervolgens naar een cassette geleid. Deze cassette bevat verschillende profileringsrollen. Tijdens het geleiden van de plaat doorheen deze rollen, krijgt ze de gewenste vorm door plastisch te vervormen. In deze stap wordt het profiel koudvervormd. In een laatste stap wordt het profiel op de juiste lengte geknipt. Dit gebeurt door middel van een dubbele knipbeweging om zo weinig mogelijk vervorming aan het profiel toe te brengen. De laatste drie verschillende stappen van het rolproces worden ge¨ıllustreerd in figuur 2.4.

Figuur 2.4: Laatste drie stappen van het koudrolproces: ponsen, vervormen en knippen [18]

2.2.2

Persen

Een andere manier van profileren is het plooien of het persen. Dit gebeurt door gebruik te maken van een pers. Twee mogelijke types van persen worden gebruikt: een zij-pers of een bovenpers. Bij een zij-pers wordt een metalen plaat ingeklemd en onder de juiste hoek gezet. Het zetten van de hoek gebeurt door een rotatie van de onderste schaar. De grootte van de afronding wordt eveneens geregeld met deze onderste schaar. Bij een bovenpers wordt de plaat boven een V-vormige opening geplaatst. De plaat wordt door een verticaal bewegende stempel in deze opening geduwd, waardoor een vervorming optreedt. De grootte van de afronding is afhankelijk van de V-vormige sleuf en van de diepte waarover de plaat in de sleuf wordt geduwd. Beide productietechnieken worden in figuur 2.5 schematisch weergegeven. De productie van profielen met een pers is zeer arbeidsintensief. Voor elke vervorming die aan de reeds


11

Figuur 2.5: Schematisch overzicht van de perstechnieken [2]

vervormde plaat wordt toegebracht, moet de plaat verplaatst of gedraaid worden. Bij complexere of kleinere geometrieën kan dit voor problemen zorgen omdat de plaat tijdens het plooien de stempel kan raken. Het gebruik van speciale stempels is dan aangeraden. Het gebruik van de persmethodes is aangewezen bij kleinere hoeveelheden of bij speciale geometrieën. Een nadeel ten opzichte van het koudrollen is de beperkte lengte van de profielen. De lengte is namelijk beperkt tot de breedte van de plooibank.

2.3

Overzicht van de profielen

Iedere fabrikant brengt zijn eigen types profielen op de markt. De geometrie van de profielen is bij elke producent verschillend, zodat er dus tientallen verschillende doorsneden op de markt bestaan. Figuur 2.6 geeft een overzicht van enkele doorsneden. De bovenste twee rijen geven de basisgeometrieën weer. Wanneer de eigenschappen van de basisgeometrieën niet voldoen, kan een verstijving worden aangebracht in het element. De onderste twee rijen in figuur 2.6 geven hier voorbeelden van. Deze koudgevormde profielen kunnen ook in een meervoudige configuratie worden gebruikt om zo hogere karakteristieke doorsnede-eigenschappen te verkrijgen. Dit is vooral van toepassing op profielen die op druk en/of buiging worden belast. Figuur 2.7 geeft enkele voorbeelden van gecombineerde profielen. Deze meervoudige configuratie van profielen wordt eveneens bij de Zed- en Sigma-profielen toegepast, zoals later wordt uitgelegd. In dit eindwerk wordt verder ingegaan op het gamma koudgevormde Zed- en Sigma-profielen van Joris Ide NV. Het gamma bevat Zed-profielen met hoeken van 90◦ waarvan het uiteinde voorzien is van een verstijving, loodrecht op de flenzen. Figuur 2.8 geeft een schematisch overzicht van het complete gamma Zed-profielen van Joris Ide NV. De breedte van de onder- en bovenflens zijn niet gelijk. Hierdoor is het mogelijk om een grote overspanning te creëren. Het ene profiel wordt gedraaid en over het andere profiel geschoven. Een tweede voordeel is de verpakking. Door het in elkaar schuiven van de profielen wordt veel verpakkingsmateriaal bespaard. De dikte van de profielen is constant over de doorsnede. Het cijfer achter ”Z”geeft de totale hoogte van het profiel in millimeter weer. Het gamma Zed-profielen


Figuur 2.6: Overzicht van koudgevormde profielen

Figuur 2.7: Overzicht van meervoudig gecombineerde profielen

Figuur 2.8: Schematisch overzicht van het gamma Zed-profielen van Joris Ide NV

12


13

bevat zeven verschillende hoogten. Het kleinste Zed-profiel (Z140) heeft een hoogte van 140 mm. Deze hoogten stijgen in stappen van 20 mm tot een hoogte van 220 mm voor een Z220-profiel. Deze vijf verschillende profielen zijn leverbaar in drie verschillende diktes, namelijk 1.5 mm, 2 mm en 2.5 mm. Enkel voor een Z220-profiel is de dikte van 1.5 mm niet leverbaar. De twee grootste profielen uit het gamma, Z250 en Z300, hebben een hoogte van 250 mm respectievelijk 300 mm. Deze profielen zijn in een dikte van 2 mm, 2.5 mm en 3 mm te verkrijgen. De profielen Z140 tot en met Z220 zijn van staalsoort S280GD+Z met een vloeigrens fy gelijk aan 280 N/mm2 en een uiterste treksterkte fu gelijk aan 350 N/mm2 . De profielen Z250 en Z300 zijn daarentegen vervaardigd uit staal met staalsoort S350GD+Z met een vloeigrens fy gelijk aan 350 N/mm2 en een uiterste treksterkte fu gelijk aan 410 N/mm2 . Deze grenswaarden worden gegeven in EN 10147 deel 2. Het Sigma-profiel is voorzien van een onder- en een bovenflens. Deze flenzen zijn loodrecht verbonden met de lijfplaat. Aan het einde van de flenzen is een verticale verstijver voorzien. Beide flenzen en verstijvers hebben dezelfde geometrie. Ter hoogte van het midden van de lijfplaat is de lijfplaat verschoven over een afstand van 25 mm naar het midden toe. Deze verschuiving geeft het Sigma-profiel een grotere stijfheid. Een overzicht van het gamma Sigma-profielen van Joris Ide NV wordt schematisch weergegeven in figuur 2.9. Het gamma bestaat uit vier verschillende hoogten gaande van 140 mm voor een Σ140-profiel tot 230 mm voor een Σ230-profiel. Deze hoogte loopt op in stappen van 30 mm. Alle Sigma-profielen zijn leverbaar in drie verschillende diktes, namelijk 1.5 mm, 2 mm en 2.5 mm. Het complete gamma van Sigma-profielen is vervaardigd uit staalsoort S350GD+Z, met dezelfde staaleigenschappen als beschreven bij de Zed-profielen.

Figuur 2.9: Schematisch overzicht van het gamma Sigma-profielen van Joris Ide NV

De afmetingen en de eigenschappen van beide types profielen worden in bijlage A toegelicht. In deze bijlage worden naast de geometrie ook de doorsnede-eigenschappen van de verschillende doorsneden vermeld. Voor het verhogen van de doorsnede-eigenschappen van de profielen is het mogelijk om twee dunwandige profielen met elkaar te verbinden tot één samengesteld profiel. Dit wordt toegepast voor de primaire elementen zoals kolommen of dakliggers. Beide profielen worden verbonden door middel van


14

U-stukken voor Zed-liggers of door middel van platen voor de Sigma-liggers. Deze onderdelen worden met bouten aan de profielen verbonden. De keuze van het aantal verbindingsstukken is afhankelijk van de grootte van de drukbelasting. Figuur 2.10 geeft schematisch de opbouw van een samengesteld profiel weer. Het linkse schema geeft de opbouw weer van een samengestelde kolom met Zed-profielen terwijl het rechtse schema een overzicht geeft voor een kolom samengesteld uit Sigma-profielen.

Figuur 2.10: Schematisch overzicht van de opbouw van samengestelde profielen [20],[21]

2.4 2.4.1

Classificatie van de doorsneden Inleiding

Bij de ontwerpberekeningen moet het type doorsnede duidelijk ge¨ıdentificeerd worden. Een doorsnede moet geclassificeerd worden in één van de vier voorziene doorsnedeklassen. De gebruikelijke ontwerpprocedure bestaat uit het kiezen van een doorsnede waarbij de maximale capaciteit niet bepaald wordt door een lokale instabiliteit. Bij doorsneden van klasse 4 echter wordt het draagvermogen bepaald door een lokale instabiliteit (knik-kip) van de lijfplaat of de flens, alvorens de vloeicapaciteit wordt bereikt. Op ieder constructie-element van een structuur wordt een toetsing van de doorsnede en van de stabiliteit uitgevoerd in de uiterste grenstoestand. De classificatie van de doorsnede laat toe om vooraf


15

het gedrag, de uiterste capaciteit en de vervormingscapaciteit te evalueren, rekening houdend met de begrenzingen van capaciteiten ten gevolge van de lokale instabiliteit van gedrukte elementen in doorsneden. De classificatie verdeelt de doorsneden in vier verschillende klassen. De categorieën zijn afhankelijk van de volgende parameters: de slankheid van het gedrukte element, de vloeigrens van het staal en de belasting. Het is belangrijk om op te merken dat de classificatie gebaseerd is op de normaalspanningen over een doorsnede ten gevolge van afzonderlijke of gecombineerde normaalkrachten en/of buigende momenten. De classificatie wordt niet be¨ınvloed door de schuifspanningen.

2.4.2

Classificatie van de doorsneden

De classificatie van de doorsneden verloopt volgens paragraaf 5.3 Eurocode 3 [13]. De volgende vier doorsnedeklassen worden gedefinieerd: • Doorsneden van klasse 1 (plastische doorsneden): dit zijn doorsneden waarin zich een plastisch scharnier kan vormen waarbij de rotatiecapaciteit voldoende is voor een plastische analyse. • Doorsneden van klasse 2 (gedrongen doorsneden): dit zijn doorsneden die de plastische momentcapaciteit kunnen ontwikkelen, maar een beperkte rotatiecapaciteit bezitten. • Doorsneden van klasse 3 (semi-gedrongen doorsneden): dit zijn doorsneden waar het elastisch moment kan worden bereikt maar waar plooien het ontwikkelen van het plastisch moment verhindert. • Doorsneden van klasse 4 (slanke doorsneden): dit zijn doorsneden waarvoor het expliciet nodig is om rekening te houden met de effecten van lokaal plooien bij het bepalen van de moment- of de drukcapaciteit. Elk van deze klassen heeft zijn specifieke parameters voor de eigenschappen eigen aan die klasse. De elementen die behoren tot klasse 1 en 2 hebben een volledige plastische verdeling op het niveau van de vloeigrens. Daarom moeten de plastische grootheden (Wpl ) in rekening gebracht worden. Elementen van klasse 3 hebben een elastische verdeling. De vloeigrens wordt namelijk bereikt in de uiterste vezel. Bij klasse 3-profielen worden dus de elastische grootheden (Wel ) in rekening gebracht. Bij klasse 4-profielen wordt eveneens een elastische verdeling toegepast, maar het draagvermogen wordt bepaald door lokale instabiliteit van de lijfplaat of de flens, alvorens de vloeicapaciteit wordt bereikt. In dit geval worden de effectieve doorsnedekarakteristieken (Wef f ) toegepast. Figuur 2.11 geeft een overzicht van de eigenschappen van de verschillende doorsnedeklassen.

2.4.3

Praktische criteria voor classificatie

De classificatie van een doorsnede wordt bepaald door de verhoudingen van haar gedrukte elementen, de vloeigrens en de belasting. De gedrukte elementen zijn alle onderdelen van een doorsnede die ten gevolge van de normaalkracht of het buigend moment van de beschouwde belastingscombinatie, volledig of gedeeltelijk aan druk zijn onderworpen. De doorsnede wordt in verschillende elementen, namelijk de lijven en de flenzen, opgedeeld. Van elk element wordt de slankheid bepaald. Deze wordt vervolgens vergeleken met de overeenkomstige grenswaarde, die voor standaardprofielen in Eurocode 3 [13] wordt weergegeven in functie van de staalsoort en de klasse. De grensverhoudingen van de gedrukte onderdelen voor klasse 1, 2 en 3 zijn vermeld in deze norm. Het is mogelijk dat de verschillende onderdelen van een doorsnede niet allemaal tot


16

Figuur 2.11: Eigenschappen van de vier doorsnedeklassen

dezelfde klasse behoren. Een doorsnede wordt ingedeeld bij die klasse die overeenkomt met de hoogste en dus de minst gunstige klasse van haar gedrukte onderdelen. Doorsneden die behoren tot klasse 4 worden onderworpen aan effectieve eigenschappen. Veronderstel een dunwandige plaatsectie. Wanneer deze plaat onder een drukspanning σ wordt gezet, is in de volledig sectie een gelijkmatig verdeelde drukspanning σ aanwezig. Bij het verhogen van deze spanning tot aan de kritische spanning σcr blijft de constante drukspanning over de doorsnede behouden. De kritische drukspanning is de spanning waarbij er een lokaal instabiliteitsprobleem opduikt. Deze kritische spanning wordt bepaald aan de hand van de Eulerse knik, waaruit volgende uitdrukking is van afgeleid: σcr = kσ ·

π2 · E t · ( )2 2 12 · (1 − ν ) b

(2.1)

In deze formule is kσ de plooifactor. Deze factor houdt rekening met de randvoorwaarden, spanningsverdeling en de slankheid van de plaat. Als de spanning nog verhoogd wordt, ontstaat er een zone waarin een spanningsherverdeling waarneembaar is. De spanning herverdeelt zich rond de zone van de plaatselijke instabiliteit. Ter plaatse van de instabiliteit zijn de spanningen merkbaar lager dan de aangrijpende drukspanning. Buiten de plastische zone zijn de spanningen veel groter dan de aangrijpende drukspanning. Om dit fenomeen in rekening te brengen wordt een maximale spanning aangenomen. Deze maximale spanning wordt echter geplaatst over een bepaalde breedte van de doorsnede. De breedte van deze doorsnede wordt bepaald aan de hand van het aangenomen vereenvoudigde spanningsverloop. Enkel in de zones rond de instabiliteit wordt een spanning verondersteld. De grootte van deze zones is afhankelijk van het gemiddelde spanningsverloop dat aanwezig is op het moment van een instabiliteit. Aan de hand van deze zones wordt een reductie van de gedrukte zones uitgevoerd. Deze reductiefactor ρ wordt op volgende manier gedefinieerd:

ρ=

bef f b

(2.2)

Figuur 2.12 geeft een schematisch overzicht van het spanningsverloop rond een instabiliteit. De volledige procedure van de classificatie van een Zed-vormige doorsnede wordt beschreven in paragraaf


17

2.5. Deze procedure wordt gebruikt bij het berekenen van de effectieve breedte (bef f ) van elk gedrukt onderdeel van het profiel.

Figuur 2.12: Overzicht van het spannningsverloop rond een instabiliteit [1]

2.5 2.5.1

Effectieve doorsnede van een Zed-profiel Geometrie van een Zed-profiel

De dunwandige Zed-profielen behoren tot klasse 4. De effectieve doorsnede wordt voor dunwandige profielen bepaald volgens deel 1-3 van Eurocode 3 [14] en [24] . In deze paragraaf wordt een algemeen beeld geschetst van de reductie van de oppervlakte van het profiel. Het koudgevormde Zed-profiel wordt in vijf verschillende onderdelen verdeeld met de volgende parametrische afmetingen: het lijf (b3 ), de boven- (b2 ) en onderflens (b4 ) en de verstijvende elementen (b1 en b5 ) aan de boven- en de onderflens. Figuur 2.13 geeft een schematisch overzicht.

Figuur 2.13: Parametrische afmetingen van Zed-profiel


18

Aangezien de profielen via de methode van het koudrollen geproduceerd worden, is het niet mogelijk om rechte hoeken te vormen. Alle hoeken vertonen een afronding, waarvan de grootte afhankelijk is van de walsrollen. Ten gevolge van deze afrondingen worden niet de algemene afmetingen gebruikt maar wordt het begrip nominale afmeting ingevoerd. De nominale breedte (bp ) wordt gedefinieerd als de horizontale of de verticale afstand van het middelpunt van een boog tot het middelpunt van de andere boog of tot aan de rand van het desbetreffende onderdeel. Dit wordt voorgesteld op figuur 2.14. Tabel 2.2 geeft de parametrische waarden weer voor de verschillende onderdelen van het Zed-profiel.

Figuur 2.14: Nominale breedte bp voor afgeronde hoeken (figuur 5.3 Eurocode 3 Deel 1-3 [14])

Onderdeel verstijver bovenaan lange flens lijf korte flens verstijver onderaan

Nominale lengte bp1 = c - (t/2) - gr bp2 = b1 - t - 2 · gr bp3 = b3 - t - 2 · gr bp4 = b2 - t - 2 · gr bp4 = c - (t/2) - gr

Tabel 2.2: Nominale breedte van de onderdelen

Bij het bepalen van de effectieve doorsnede moet rekening gehouden worden met de verschillende belastingsvormen. Drie verschillende belastingen worden beschouwd: • volledige sectie onder druk • sectie aan de grote flens onder druk ten gevolge van een moment • sectie aan de kleine flens onder druk ten gevolge van een moment


2.5.2

19

Reduceren van de doorsnede

Voor het reduceren van de verschillende onderdelen van een dunwandig profiel wordt in Eurocode 3 deel 1.3 [14] een onderscheid gemaakt tussen elementen die al dan niet voorzien zijn van een verstijving. In deze paragraaf worden eerst de vlakke elementen zonder een verstijving beschreven. Daarna worden de elementen met een verstijving geanalyseerd. De procedure voor het bepalen van de effectieve doorsnede-eigenschappen wordt voor elementen met en zonder verstijving beschreven aan de hand van de onderdelen van het Zed-profiel. De lijfplaat van het Zed-profiel is namelijk een element zonder verstijving, in tegenstelling tot de beide flenzen, die wel een verstijving hebben. In bijlage A worden de bijhorende effectieve doorsnede-eigenschappen opgesomd. Vlakke elementen zonder verstijving De lijfplaat van het Zed-profiel is een vlak element zonder verstijving. Wanneer het profiel belast wordt met een centrische drukkracht, treden in de volledige sectie drukspanningen op. Dit is in tegenstelling tot de belasting door een moment waarbij slechts een gedeelte van de lijfplaat onder druk komt te staan. Het algemene patroon om een doorsnede te reduceren is voor de twee verschillende spanningsverdelingen hetzelfde. In beide gevallen moet de reductiefactor ρ bepaald worden voor de elementen. Vooraleer de reductiefactor bepaald kan worden, moet de spanningsverdeling over de volledige doorsnede uitgezet worden. De maximale spanning wordt gelijkgesteld aan σcom,Ed . Dit is de netto berekende spanning in de uiterste gedrukte vezel die bepaald wordt aan de hand van de volgende formule: σcom,Ed = fyb /γM 0

(2.3)

Uit de algemene spanningsverdeling wordt de spanningsverdeling van het desbetreffende onderdeel genomen. De lijfplaat van het Zed-profiel is een element dat aan beide zijden ondersteund is. Deze ondersteuningen zijn de boven- en de onderflens. Figuur 2.15 geeft een overzicht van de te reduceren zones van het element (paragraaf 5.5.2 van Eurocode 3 deel 1.3 [14]). Uitgaande van de spanningsverdeling over het element wordt de spanningsverhouding ψ bepaald. De grenzen van deze spanningsverhoudingen worden onderaan in figuur 2.15 weergegeven. Voor de verschillende grenzen wordt de overeenkomstige plooifactor kσ gedefinieerd. Uitgaande van deze plooifactor en de grootte van de spanning σcom,Ed wordt de reductiefactor bepaald. Wanneer de spanning σcom,Ed gelijk is aan fyb /γm0 , wordt de reductiefactor ρ bepaald aan de hand van de plaatslankheid λp . Als de plaatslankheid λp kleiner is dan of gelijk aan 0.673 dan is de reductiefactor ρ gelijk aan een waarde 1. Indien de plaatslankheid echter groter is dan 0.673 wordt de waarde van de reductiefactor bepaald volgens de volgende formule: ρ=

1 − 0.055 · (3 + ψ)/λp λp

(2.4)

De plaatslankheid wordt in dit geval bepaald aan de hand van de volgende formule: bp λp = · t

s

12 · (1 − ν 2 ) · fyb π 2 · E · kσ

(2.5)


20

Figuur 2.15: Gedrukte delen op twee steunpunten (tabel 5.3 Eurocode 3 Deel 1-3 [14])

De spanning σcom,Ed kan echter ook kleiner zijn dan fyb /γM 0 . Dit is van toepassing bij niet-symmetrische doorsneden waar de grootste buigtrekspanning groter is dan de grootste buigdrukspanning. In dit geval wordt de reductiefactor ρ bepaald aan de hand van de gereduceerde plaatslankheid λp,red . Indien λp,red kleiner is dan of gelijk aan 0.673 dan is de reductiefactor ρ gelijk aan een waarde 1. Indien λp,red echter groter is dan 0.673, wordt de waarde van de reductiefactor bepaald volgens de


21

volgende formule: ρ=

1 − 0.055 · (3 + ψ)/ λp,red λp − λp,red + 0.18 · λp,red λp − 0.6

(2.6)

In dit geval wordt de gereduceerde plaatslankheid bepaald aan de hand van de volgende formule: r λp,red = λp

σcom,Ed fy b/γm0

(2.7)

Deze reductie mag toegepast worden omdat de spanning over het plaatveld gedaald is waardoor de efficiëntie van het plaatveld gestegen is. Vlakke elementen voorzien van een verstijver Voor elementen die voorzien zijn van een randverstijver is een aparte procedure in de norm opgesteld. De dwarsdoorsnede van de randverstijver wordt beschouwd als een deel van de verstijver vermeerderd met het aangrenzende deel van het vlakke plaatelement. Dit wordt weergegeven op figuur 2.16 door het gearceerde deel binnen de cirkel.

Figuur 2.16: Randverstijver (figuur 5.9 Eurocode 3 Deel 1-3 [14])

Om deze procedure te mogen toepassen, moet aan de volgende drie geometrische voorwaarden worden voldaan:

c ≥ 0.2b

(2.8)

b/t ≤ 60

(2.9)

45◦ ≥ α ≥ 135◦

(2.10)


22

met α de hoek tussen het plaatelement en de verstijver. Wanneer niet aan deze voorwaarden voldaan is, heeft de verstijver onvoldoende stijfheid en kan hij niet als verstijvend element beschouwd worden. De procedure voor het reduceren van de oppervlakte van verstijvende elementen is een iteratieve procedure aangezien de ligging van de zwaartelijn a-a (figuur 2.16) na elke iteratiestap aangepast moet worden. De iteratieve procedure bevat twee delen: de initialisatie van de startparameters en het itereren naar de waarde van de reductiefactor. Figuur 2.17 geeft een schematisch overzicht van de iteratieve procedure. Het reduceren van elementen voorzien van een verstijver is gebaseerd op de veronderstelling dat de verstijver zich gedraagt als een gedrukt element voorzien van een verende bedding. Deze bedding wordt gemodelleerd als een translatieveer. De grootte van de veerconstante hangt af van de randvoorwaarden en van de buigstijfheid van de aanliggende plaatdelen. Figuur 2.18 geeft het werkelijke en het equivalente systeem schematisch weer. Het equivalente systeem is opgebouwd uit een balk die aan de ene zijde opgelegd is op een scharnier en aan de andere zijde voorzien is van een translatieveer. Voor de bepaling van de grootte van de veerconstante wordt gebruik gemaakt van een eenheidslast u die een bepaalde doorbuiging veroorzaakt. Deze veerconstante kan bepaald worden via de elastiticiteitsleer. Voor een Zed-profiel wordt de grootte van de translatieveer weergegeven via volgende uitdrukking (Eurocode 3 deel 1-3 [14]):

K=

E · t3 1 · 4 · (1 − ν 2 ) b21 · hw + b31 + 0.5 · b1 · b2 · hw · kf

(2.11)

met: b1 b2 hw kf

afstand van het midden van flens 1 tot het centrum van de effectieve zone van de verstijver afstand van het midden van flens 2 tot het centrum van de effectieve zone van de verstijver diepte van het lijf factor afhankelijk van de belasting

In het eerste deel van de procedure wordt de initiële effectieve doorsnede van de verstijver bepaald. De effectieve breedtes be1 en be2 worden bepaald en de verstijver wordt verondersteld volledig mee te werken, waardoor een spanning σcom,Ed = fyb /γm0 over de volledige sectie staat. De spanning σcom,Ed is de netto berekende spanning in de uiterste gedrukte vezel. In deze vezel wordt de maximale spanning verondersteld. De veerconstante K wordt gelijk gesteld aan oneindig. Dit betekent dat de flens op twee steunpunten is opgelegd, wat neerkomt op een dubbelzijdig opgelegd vlak element zonder verstijver. Voor de bepaling van de initiële startwaarden van be1 en be2 wordt verwezen naar de beschrijving van het vlakke element zonder verstijver. De startwaarde van de effectieve breedte van de verstijver wordt bepaald aan de hand van de volgende formule: cef f = bpc · ρ

(2.12)

De reductiefactor voor de breedte ρ wordt bepaald volgens de vergelijking 2.4. De waarde van de plooicoëfficiënt kσ , die hiervoor nodig is, wordt verkregen door volgende uitdrukkingen:


23

Figuur 2.17: Overzicht van het iteratieproces van een flens voorzien van een randverstijver (figuur 5.10 Eurocode 3 Deel 1-3 [14])

- indien bp,c /bp ≤ 0.35:

kσ = 0.5 - indien 0.35 < bp,c /bp ≤ 0.6:

(2.13)


24

Figuur 2.18: Model van de flens met randverstijver (figuur 5.8 Eurocode 3 Deel 1-3 [14])

kσ = 0.5 + 0.83 ·

q 3

(bp,c /bp − 0.35)2

(2.14)

De reductiecoëfficiënt χd is de laatste parameter die bepaald moet worden. Deze coëfficiënt wordt bij het initialiseren gelijk gesteld aan 1 aangezien er nog niet gereduceerd wordt. Met deze parameters kunnen de dwarsoppervlakte As en het traagheidsmoment Is van de randverstijver berekend worden. In de volgende stap van de procedure wordt de reductiefactor χd voor buigingsknik bepaald door gebruik te maken van de initiële effectieve doorsnede van de verstijver. Hierbij wordt rekening gehouden met het effect van de veerstijfheid. Voor het bepalen van χd wordt gebruik gemaakt van de elastische kritische buigspanning van de randverstijver:

σcr,s =

√ 2 K · E · Is As

(2.15)

Bij de bepaling van χd , de reductiefactor voor het uitknikken van de verstijver, wordt uitgegaan van de relatieve slankheid λd : q λd = fyb /σcr,s (2.16) Afhankelijk van de waarde van λd wordt χd verkregen door één van de volgende formules: χd = 1.0 χd = 1.47 - 0.723 · λd χd = 0.66 λ d

λd ≤ 0.65 0.65 < λd < 1.38 λd ≥ 1.38


25

Vervolgens wordt het iteratieproces gestart. De spanning σcom,Ed wordt gereduceerd door de reductiefactor χd . Met de gereduceerde spanning σcom,Ed,i en de reductiefactor χd wordt de volgende reductiefactor χd,n bepaald. De plaatslankheid wordt eveneens gereduceerd aan de hand van de volgende vergelijking: √ λd,red = λd · χd

(2.17)

Het iteratieproces wordt beëindigd wanneer het verschil tussen de reductiefactoren voldoende klein is. In een laatste stap wordt de gereduceerde dikte van het profiel bepaald. Dit is nodig om de spanning ter hoogte van de verstijver gelijk te maken aan de oorspronkelijke spanning. Deze reductie van de dikte wordt voorgesteld door de volgende vergelijking:

tred = t ·

As,red As

(2.18)

Hoofdstuk 3

Numeriek onderzoek 3.1

Inleiding

Het numeriek onderzoek bestaat uit twee delen. Eerst wordt een driedimensionale detailanalyse uitgewerkt met behulp van het programma Powerframe van Buildsoft NV [3]. Vervolgens wordt een pseudo-driedimensionaal rekenblad in Excel opgesteld. Met behulp van Powerframe wordt het structurele gedrag van de structuur zo nauwkeurig mogelijk driedimensionaal weergegeven. Op deze manier biedt de detailanalyse in Powerframe een controle van de experimentele resultaten enerzijds en van de vereenvoudigde pseudo-driedimensionale werkwijze in Excel anderzijds. In Powerframe wordt eerst de experimentele setup ingegeven. Vervolgens wordt het structurele gedrag berekend voor deze experimenten. Daarnaast worden ook twee type-voorbeelden ingegeven ter controle en ter validatie van het Excel-rekenblad. Het Excel-rekenblad laat toe om, na het ingeven van de algemene geometrie van de structuur, een pseudo-driedimensionale rekennota van deze structuur op te stellen. Aan de hand van dit rekenblad kan eveneens een optimalisatie van de kostprijs uitgevoerd worden.

3.2

Rekennota voor driedimensionaal model met behulp van Powerframe

Met behulp van het softwarepakket Powerframe van Buildsoft NV [3] kunnen (complexere) driedimensionale structuren ingegeven worden. Het programma voert vervolgens een gedetailleerde driedimensionale analyse uit van deze structuren en genereert een klantvriendelijke en leesbare rekennota. In Powerframe worden de controles uitgevoerd in uiterste en gebruiksgrenstoestand volgens Eurocode 3 Deel 1-1 [13]. Aangezien gewerkt wordt met koudgevormde dunwandige profielen zou eigenlijk gebruik gemaakt moeten worden van Eurocode 3 Deel 1-3 [14]. Als oplossing hiervoor voorziet Powerframe bij het ingeven van de profielen de mogelijkheid om de sectieklasse op te leggen. Wanneer hier een profiel aan klasse 4 toegeschreven wordt, moet de gebruiker enkele effectieve doorsnedekarakteristieken invullen. De berekeningen in Powerframe verlopen dan als voor een klasse 3-profiel waarbij echter de effectieve eigenschappen van het profiel gebruikt worden. Ondanks deze aanpassing wordt nog steeds een fout gemaakt bij de berekeningen. Wanneer de doorsnede aan een gelijkmatige druk onderworpen is, zal namelijk de neutrale lijn van de effectieve doorsnede verschuiven over een afstand eN ten opzichte van de neutrale lijn van de bruto doorsnede. Deze verschuiving veroorzaakt een bijkomend moment.

26

HOOFDSTUK 3. NUMERIEK ONDERZOEK

27

Voor de berekening van de kenmerken van de effectieve doorsnede voor klasse 4-profielen wordt deze verschuiving in rekening gebracht. Aangezien in Powerframe echter de berekeningen gebeuren als voor een klasse 3-profiel, is de fout die hierbij gemaakt wordt gelijk aan de extra term ten gevolge van de verschuiving eN van de neutrale lijn. Bij de bespreking van de controle van de weerstand van de dwarsdoorsnede (bijlage E.4) en van de stabiliteit (bijlage E.5) wordt verder op deze term ingegaan. In Powerframe is het mogelijk om een nieuwe materiaalbibliotheek en eveneens een nieuwe profielbibliotheek in te geven. Deze optie bestaat sinds versie v.5.1.11 (31/08/2006) van dit programma. Voor het aanmaken van een materiaalbibliotheek wordt het nieuwe materiaal gedefinieerd en worden vervolgens de mechanische eigenschappen die van toepassing zijn aan dit materiaal toegeschreven. Bij het ingeven van nieuwe profielen is er zoals gezegd de mogelijkheid om de sectieklasse te bepalen. Zo worden ook de effectieve doorsnedekarakteristieken ingegeven zodat er met klasse 4-profielen gewerkt en gerekend kan worden. Vervolgens worden voor alle profielen weerstands- en staafcontroles uitgevoerd overeenkomstig paragrafen 5.4 en 5.5 van Eurocode 3 [13]. Dit was in een vorige versie van het programma niet mogelijk voor niet-standaardprofielen. Voor deze profielen konden de snedekrachten wel berekend worden maar kon geen controle uitgevoerd worden.

Figuur 3.1: Definiëren van materiaalbibliotheek Figuur 3.2: Aanpassen van de staalkwaliteit S280

Eerst worden twee nieuwe materiaalbibliotheken aangemaakt voor de staalsoorten S280 en S350 waaruit de profielen vervaardigd zijn, zie figuren 3.1 en 3.2. Een profielbibliotheek die de standaardprofielen bevat is reeds aanwezig. Aangezien hier echter gewerkt wordt met de Zed- en Sigma-profielen uit het gamma van het bedrijf Joris Ide NV moeten nieuwe profielbibliotheken aangemaakt worden. In deze bibliotheek kunnen profielen getekend en gedefinieerd worden. De karakteristieke eigenschappen van deze profielen worden automatisch berekend maar kunnen ook zelf ingegeven worden. Ook het materiaal en de staalkwaliteit kunnen opgegeven worden. Eerst wordt een profielbibliotheek voor de Zed-profielen ingevoerd. Alle Zed-profielen uit het gamma van Joris Ide NV worden ingegeven met de juiste karakteristieken. In deze bibliotheek worden meteen ook de dubbele profielen ingegeven die gebruikt worden als kolom of als ligger. Aangezien het dunwandige profielen zijn, worden ze toegeschreven aan klasse 4 en worden hun effectieve eigenschappen ook opgegeven. De trekstaven in de structuur zijn ook Zed-profielen maar aangezien ze op trek werken, wordt gerekend met hun volledige doorsnede, in tegenstelling tot de andere elementen die op druk werken en waar gerekend wordt met de effectieve doorsnede. Vervolgens wordt op een analoge manier een profielbibliotheek voor de Sigma-profielen toegevoegd. Figuren 3.3 en 3.4 geven het aanmaken van een dubbel Zed-profiel en een Sigma-profiel weer.


Figuur 3.3: Definiëren van bliotheek voor Zed-profielen

profielbidubbele

28

Figuur 3.4: Definiëren van profielbibliotheek voor Sigma-profielen

Met behulp van deze profielen wordt de werkelijke loods die in het experimenteel onderzoek beproefd wordt, ingegeven in Powerframe. De verplaatsingen van en de krachten in de elementen van de structuur kunnen dan voorspeld worden voor de belastingen die tijdens het experimenteel onderzoek aangebracht zullen worden. Zo is voor het begin van de proeven al geweten welk gedrag de structuur ongeveer zal vertonen en welke stijfheid ze bezit. Het experimenteel onderzoek en de verwerking van de meetresultaten zorgen op hun beurt voor een verificatie van de driedimensionale modellen. Deze verificatie wordt beschreven in hoofdstuk 4. Een terugkoppeling wordt dus gemaakt naar de numerieke modellen zodat deze zo goed mogelijk op de werkelijkheid afgestemd kunnen worden. Het experimenteel onderzoek omvat het aanbrengen van de proefbelastingen op de originele structuur, op een geoptimaliseerde dakstructuur en op de geoptimaliseerde structuur. Deze drie modellen worden in Powerframe ingegeven. Voor het opstellen van het model van de originele structuur worden in Powerframe drie spanten met een tussenafstand van 5 m ingegeven. Tabel 3.1 geeft een overzicht van de geometrische eigenschappen van een spant. Alle afmetingen die in deze tabel worden aangegeven zijn hart-op-hart afmetingen. Aan de kolommen en de liggers wordt een dubbel Z300×2-profiel toegewezen. De trekstaaf is opgebouwd uit een enkel Z300×2-profiel. Geometrie overspanning goothoogte dakhelling kopgevel hoogte trekstaaf spantafstand

Afmeting 17.70 m 3.86 m 15◦ 4.16 m 5m

Tabel 3.1: Overzicht van de hart-op-hart afmetingen van een spant

In de kopgevel is geen trekstaaf aanwezig. Twee tussenkolommen zijn echter aangebracht op een afstand van 5.75 m van de hoekkolommen. Deze tussenkolommen worden scharnierend verbonden aan de dakligger en zijn opgebouwd uit een Z300×2-profiel. Tussen de kopgevel en het middelste spant zijn windverbanden aangebracht. In elke dakhelft zijn twee


29

paar windverbanden aanwezig en ik elk wandvlak één paar. De windverbanden worden gemodelleerd als trekstaven. De aansluiting van de windverbanden op de kolom of de ligger gebeurt niet in de knopen in de originele structuur en is dus zo ook ingegeven in het model. De windverbanden in de wand sluiten beneden op de kolom aan op een hoogte van 0.81 m en bovenaan op een hoogte van 2.88 m. De windverbanden in het dak sluiten aan op de dakliggers op een hoogte van respectievelijk 4.06 m, 5.05 m en 6.03 m. Deze windverbanden zijn opgebouwd uit een RAIL-profiel. Het derde en laatste spant is identiek aan het middelste spant en vormt dus een open gevel. Op deze manier wordt een structuur met meerdere overspanningen gesimuleerd. In de kop- en zijgevels zijn drie rijen wandgordingen aanwezig. Deze wandgordingen zijn scharnierend verbonden met de kolommen en grijpen aan op een hoogte van 0.24 m, 1.88 m en 3.52 m. Elke dakhelft wordt in vijf delen opgesplitst door het aanbrengen van zes dakgordingen (twee gordingen aan het begin en het einde en vier tussenliggende gordingen). De verbinding van de dakligger met de kolom wordt als een inklemming gemodelleerd, eveneens als de verbinding ter hoogte van de nok. Aangezien op voorhand niet geweten is hoe de kolomvoet zich gedraagt, worden in het model de volgende drie randvoorwaarden beschouwd: een inklemming, een scharnier en een rotatieveer. In dit eerste model wordt de verbinding van de trekstaaf met de dakligger beschouwd als een inklemming. In het werkelijke model vallen de aslijnen niet samen in de knopen. Deze bijkomende excentriciteiten zijn echter in het model niet ingegeven. Vervolgens wordt een geoptimaliseerde structuur opgebouwd. Voor deze structuur worden Z300×3profielen gebruikt. In Powerframe wordt eerst een model gemaakt van de geoptimaliseerde dakstructuur. Dit dak heeft dezelfde afmetingen als het dak van het originele model. Ten opzichte van het originele model worden enkele veranderingen doorgevoerd. Zo wordt de trekstaaf over 90◦ gedraaid en wordt in de kopgevel ook dergelijke trekstaaf aangebracht. De trekstaaf wordt in dit model scharnierend verbonden met de dakliggers. Het aangrijpingspunt van de trekstaaf valt nu ook samen met het aangrijpingspunt van de tweede gording (onderaan te beginnen). De dakstructuur is met de kolommen verbonden via scharnieren. Voor het experimenteel onderzoek worden rolopleggingen voorzien, maar dit is niet mogelijk bij het model in Powerframe omdat er dan teveel vrijheidsgraden zijn. Daarom is de dakstructuur aan de ene zijkant met scharnieren en aan de andere zijkant met rolopleggingen verbonden met de omgeving. Het derde model in Powerframe geeft de volledige geoptimaliseerde structuur weer. In de originele structuur worden de verbeteringen van de trekstaaf aangebracht, zoals bij het tweede model reeds beschreven is. Daarnaast wordt onderaan de kolommen een inklemming voorzien. De aansluiting van de windverbanden op de kolommen en de liggers wordt ook gewijzigd. De windverbanden in de wand sluiten nu aan op de kolommen op een hoogte van 0.29 m en 3.22 m. De aangrijpingspunten van de windverbanden met de dakliggers bevinden zich op een hoogte van 3.95 m5.05 en m6.03 m. Het driedimensionale model van twee volledige structuren wordt in Powerframe ingegeven en de ontwerplasten volgens Eurocode 3 [13] worden ingegeven. Figuur 3.5 geeft één van deze structuren weer.


30

Figuur 3.5: Model van volledige structuur in Powerframe

3.3 3.3.1

Rekennota voor pseudo-driedimensionaal model in Excel Inleiding

Voor eenvoudige structuren met een standaardopbouw kan de structuur doorgerekend worden met behulp van een pseudo-driedimensionaal model in Excel. Het is in dit rekenblad niet de bedoeling om een volledige driedimensionale analyse te maken. Het rekenblad vertrekt van een tweedimensionale raamwerkanalyse voor deze hyperstatische structuur waarbij echter wel de windverbanden en de krachten vanuit de derde dimensie (de diepte) worden meegenomen in de berekening van de kolommen en de drukstaven. De raamwerkanalyse verloopt volgens een eindige elementen-berekening [5] vergelijkbaar met CALM [6] of CALFEM [4]. Dit rekenblad is opgesteld in Excel omdat deze software standaard aanwezig is binnen een eenvoudige Windows-toepassing en omdat geen bijkomende kennis vereist is voor het gebruik ervan. De ontwerptool beperkt zich tot eenvoudige loodsen met een standaardgeometrie en vereenvoudigde randvoorwaarden, zoals weergegeven in figuur 3.6. Wegens het efficiënte ontwerp van dit rekenblad moet de gebruiker slechts een beperkt aantal gegevens invullen. De structuur wordt vervolgens gecontroleerd in uiterste en gebruiksgrenstoestand volgens Eurocode 3 Deel 1-1 [13]. De berekeningen gebeuren dus ook hier niet volgens Eurocode 3 Deel 1-3 [14] maar de effectieve doorsnedekarakteristieken van de klasse 4-secties worden echter wel in rekening gebracht. Als resultaat wordt een klantvriendelijke rekennota gegenereerd, op maat van het bedrijf. Voor een standaardgeometrie levert het rekenblad in Excel dezelfde functionaliteiten als een commercieel software-pakket zoals Powerframe. Daarenboven worden in dit rekenblad eveneens de verbindingen gecontroleerd alsook de kostprijs van de structuur doorgerekend. Deze kostprijsberekening laat toe om op een eenvoudige wijze een economische optimalisatie door te voeren. Deze extra berekeningen, op maat van de klant, vormen een belangrijke meerwaarde in vergelijking met commerciële softwarepakketten zoals Powerframe.

3.3.2

Opbouw van het pseudo-driedimensionale rekenblad in Excel

Figuur 3.7 geeft een schematisch overzicht van de opbouw van het pseudo-driedimensionale rekenblad in Excel. De verschillende tabbladen en hun onderlinge samenhang worden aan de hand van dit schema duidelijk gemaakt.


31

Figuur 3.6: Standaardgeometrie structuur

De functionaliteiten van de verschillende tabbladen van het vereenvoudigde rekenblad in Excel zijn in detail uitgewerkt in bijlage E. Een berekeningsvoorbeeld en de gegenereerde rekennota zijn eveneens toegevoegd, zie bijlage E.12. In deze paragraaf wordt enkel kort weergegeven hoe het rekenblad is opgebouwd en wat er in de verschillende tabbladen gebeurt. De opbouw van dit rekenblad is nagenoeg identiek aan een klassieke opbouw in commerciële softwarepakketten zoals Powerframe. Omwille van de standaardvorm van de structuur waarvoor dit rekenblad gebruikt kan worden, zijn heel wat keuzes reeds gemaakt door de ontwerpers van het rekenblad. Op deze manier is het in de praktijk gemakkelijk toepasbaar zonder dat steeds bijvoorbeeld alle belastingscombinaties gegenereerd moeten worden. Het eerste tabblad ’Algemene geometrie’ (’General info and global geometry’) is de inputfile en omvat de geometrie, de randvoorwaarden, de profielkeuzes en de belastingen. De gegevens die hier ingegeven worden, zijn de invoer van de berekeningen en controles in het verdere rekenblad. De belangrijkste gegevens die de geometrie van de structuur bepalen, zijn de spanwijdte L, de hoogte van de kolommen H, de hoogte Ht waarop de trekstaaf aangebracht wordt en de dakhelling α. Daarnaast moet ook de systeemafstand tussen de opeenvolgende spanten ss ingegeven worden. Deze geometrische eigenschappen zijn aangegeven in figuur 3.6. De beperkte toepassingsmogelijkheden van dit rekenblad worden hier duidelijk. De globale structuur en dus de geometrie liggen namelijk vast. Enkel voor structuren die deze algemene geometrie hebben, zoals weergegeven in figuur 3.6, kan dit rekenblad gebruikt worden. Daarnaast is er nog een tweede beperking die gegeven wordt door de randvoorwaarden die reeds vastliggen, namelijk inklemmingen onderaan de structuur. Een tweede reeks van gegevens die gevraagd worden, zijn de profielen die gebruikt worden voor de spanten, de wanden de dakgordingen. Het profiel wordt gespecificeerd door het bepalen van het type profiel (Zed- of Sigma-profiel), de hoogte en de dikte van het profiel. Figuur 3.8 geeft een beeld van de geometrische eigenschappen en enkele profielen die door de gebruiker ingegeven moeten worden. Ten slotte moeten ook de belastingen ingevoerd worden. Een onderscheid wordt gemaakt tussen de permanente en de veranderlijke belastingen. De permanente belastingen bestaan uit de belastingen van de wanden de dakisolatiepanelen. De veranderlijke belastingen omvatten de windbelasting w, de sneeuwlast s en de onderhoudslast q. De windbelasting wordt op een vereenvoudigde wijze ingevoerd als een lijnlast over de volledige wand en wordt vervolgens opgesplitst in de windbelasting op de zijgevel w1,s en op de kopgevel w2,f . De onderhoudslast wordt als een gelijkmatig verdeelde last beschouwd. Uit een verificatie met de analyse


Figuur 3.7: Schematisch overzicht pseudo-driedimensionaal rekenblad

32


33

in Powerframe blijkt namelijk dat dit de meest nadelige component is van deze belasting. Dit eerste tabblad is analoog aan het tabblad ’Geometrie’ in Powerframe. Daarin wordt eveneens de structuur ingegeven en worden de juiste randvoorwaarden met de omgeving en de profielen vastgelegd.

Figuur 3.8: Tabblad ’Algemene Geometrie’

In het tweede tabblad ’Belastingsgevallen en belastingscombinaties’ (’Load cases and load combinations’) worden eerst de belastingsgevallen opgesteld. De belastingen die beschouwd worden, zijn de permanente belasting en enkele veranderlijke belastingen. De permanente belasting brengt het eigengewicht van de structuur en het gewicht van de verbindingen in rekening. De veranderlijke belastingen zijn de onderhouds-, de sneeuw- en de windbelastingen. Vervolgens worden deze belastingsgevallen gecombineerd tot de verschillende belastingscombinaties door het in rekening brengen van de juiste partiële veiligheidsfactoren (γinf en γsup ) en combinatiefactoren (ψ0 , ψ1 en ψ2 ). Het opstellen van de belastingscombinaties gebeurt zowel voor de uiterste grenstoestand als voor de gebruiksgrenstoestand. Om het aantal belastingscombinaties en dus het aantal controles dat uitgevoerd moet worden, niet onnodig groot te maken, worden hier niet alle mogelijke belastingscombinaties beschouwd maar wel de meest negatieve. In uiterste grenstoestand (Ultimate Limit State of ULS) kunnen op die manier vijf belastingscombinaties (Load Combinations) ULS-LC1 tot en met ULS-LC5 opgesteld worden. Voor de gebruiksgrenstoestand (Serviceability Limit State of SLS) worden vier belastingscombinaties SLS-LC1 tot en met SLS-LC4 onderscheiden. Uit een vergelijkende analyse in Powerframe blijkt eveneens dat de hier beschouwde belastingscombinaties de meest nadelige combinaties zijn. Een spant van de structuur wordt vervolgens verdeeld in zeven staafelementen. Voor elk element van het spant wordt dan de totale belasting bepaald die erop aangrijpt. Deze analyse is analoog aan


34

de eindige elementen-berekening die wordt toegepast in CALM [6] of CALFEM [4]. Deze belasting zal later gebruikt worden als input voor de berekening van het tweedimensionale raamwerk. Voor elk element worden de aangrijpende belastingen ontbonden in een x- en een y-component. Voor elke belastingscombinatie worden de belastingen dan met behulp van de juiste combinatiefactoren samengesteld. De belasting wordt ten slotte nog bepaald voor de wanden dakgordingen. Voor de wandgordingen worden de windbelasting en het eigengewicht beschouwd. In uiterste en gebruiksgrenstoestand worden zo drie respectievelijk twee belastingscombinaties gevormd. Op de dakgordingen grijpen naast het eigengewicht en de windbelasting, ook de sneeuw- en onderhoudsbelasting aan. Met behulp van de juiste partiële veiligheids- en combinatiefactoren worden deze krachten gecombineerd in vijf belastingscombinaties voor uiterste grenstoestand en vier combinaties in gebruiksgrenstoestand. De parallelle opbouw van dit rekenblad met Powerframe kan ook hier aangetoond worden. In het tweede tabblad ’Lasten’ van Powerframe worden eveneens de belastingen op de structuur aangebracht en worden de belastingscombinaties gegenereerd. Vervolgens wordt de weerstand van de dwarsdoorsnede berekend in het derde tabblad ’Weerstand van de dwarsdoorsnede van een spant’ (’Cross-section resistance of the main frame’). Deze berekening gebeurt volgens paragraaf 5.4 in Eurocode 3 Deel 1-1 [13]. Aangezien de structuur opgebouwd is uit koudgevormde dunwandige profielen zouden de berekeningen echter volgens Eurocode 3 Deel 1-3 [14] gemaakt moeten worden. De fout die hierbij gemaakt wordt, is dat het extra moment ten gevolge van de verschuiving van de neutrale as niet ingerekend wordt. Op deze fout wordt verder ingegaan in bijlage E.4. Elk element wordt bij wijze van benadering opgedeeld in tien gelijke delen. Eerst worden voor elk element de optredende snedekrachten in de elf sneden (het beginen eindpunt en de negen tussenliggende punten) berekend. Dit gebeurt voor elke belastingscombinatie in uiterste grenstoestand ULS-LC1 tot en met ULS-LC5. De weerstandscontrole wordt dan voor elk element uitgevoerd voor de elf sneden waarin de snedekrachten bepaald zijn in deze eindige elementen-analyse. Deze werkwijze is dus analoog aan wat in CALM [6] of in Powerframe wordt toegepast. Voor de kolommen en de liggers worden twee controles uitgevoerd. De eerste bestaat uit een controle van de dwarskracht, de tweede uit een controle op de normaalkracht en het buigmoment. Deze twee controles worden voor elk element in elke belastingscombinatie in elf sneden uitgevoerd. Enkel als in alle belastingscombinaties aan beide controles voldaan is, voldoet het gebruikte profiel. Vervolgens worden de trekstaaf en de windverbanden gecontroleerd op axiale trek. Ten slotte worden op de wanden de dakgordingen dezelfde controles uitgevoerd als voor de kolommen en de liggers. Het vierde tabblad ’Stabiliteit van de staven - Knik- en kipcontrole van de elementen’ (’Member stability - Buckling of the main frame elements’) controleert de stabiliteit van de staven volgens paragraaf 5.5 van Eurocode 3 [13]. Bij deze controle wordt eveneens de extra term ten gevolge van eN niet in rekening gebracht. De fout die hierdoor gemaakt wordt, wordt beschreven in bijlage E.5. De controle op knik- en kipstabiliteit wordt voor de kolommen en de liggers uitgevoerd voor de vijf verschillende belastingscombinaties van de uiterste grenstoestand (ULS-LC1 tot en met ULS-LC5) in de elf sneden van elk element. De meest negatieve combinatie van snedekrachten wordt gezocht. Indien deze combinatie van snedekrachten voldoet aan de opgelegde voorwaarde, dan voldoet de gehele structuur. Dezelfde controle wordt uitgevoerd voor de wanden de dakgordingen in de verschillende combinaties van uiterste grenstoestand. Knik kan in al deze elementen niet optreden volgens de buigzwakke as aangezien ze zijdelings gesteund zijn door de beplating. Knik kan echter wel optreden volgens de buigsterke as en het is dan ook deze controle die uitgevoerd wordt. De weerstandscontrole en de knik- en kipcontrole worden in Powerframe eveneens uitgevoerd tijdens de elastische analyse. Voor elk element kan gecontroleerd worden of de gebruikte profielen al dan niet voldoen.


35

Het volgende tabblad ’Verbindingen’ (’Connections’) voert controles uit op de verbindingsstukken volgens Eurocode 3 [13]. Deze controle is een meerwaarde van dit rekenblad in vergelijking met commerciële softwarepakketten zoals Powerframe of ESA-Prima Win die deze controle niet bezitten. Het is dus duidelijk dat dit tabblad ’Verbindingen’ en in het algemeen het gehele rekenblad op maat van de klant gemaakt zijn. De verbindingsstukken die beschouwd worden, zijn de kolomvoet, het aansluitstuk van de trekstaaf op de spantligger, het hoekstuk, het nokstuk, het verbindingsstuk van de windverbanden en de oplegging van wanden dakgordingen. Voor de kolomvoet worden drie analyses gedaan: • controle van de dikte van de voetplaat enerzijds en van de verankeringslengte en de grenskrachten van de bouten die de voetplaat en de fundering verbinden anderzijds • controle van de grenskrachten van de bouten die de verbinding maken tussen de kolomvoet en de kolom • controle van de weerstand van de dwarsdoorsnede van de opstaande platen van de kolomvoet Voor het aansluitstuk van de trekstaaf op de spantligger worden de volgende controles uitgevoerd: • controle van de grenskrachten van de bouten, waaruit het benodigde aantal bouten bepaald kan worden • controle van de hoeklas van het verbindingsstuk • controle van de las van de verbinding met de spantligger • weerstandscontrole van de dwarsdoorsnede van het aansluitstuk Zowel het hoekstuk als het nokstuk worden vervolgens gecontroleerd op • de grenskrachten van de bouten en • op de weerstand van de dwarsdoorsnede van de platen van het verbindingsstuk Voor het verbindingsstuk van de windverbanden worden • de bouten die de verbinding vormen tussen het verbindingsstuk en het windverband en • de bouten die de verbinding vormen tussen de kolom of de ligger en het windverband gecontroleerd op hun grenskrachten. Tot slot worden ook de opleggingen van de wanden dakgordingen gecontroleerd. Het L-stuk zorgt voor de verbinding van de wandgording met de kolom en van de dakgording met de ligger. Aangezien deze verbinding scharnierend verondersteld wordt, zorgen alleen de dwarskrachten voor het ontstaan van afschuifkrachten in de bouten. De controles die voor dit verbindingsstuk uitgevoerd worden, zijn: • controle van de grenskrachten van de bouten die het L-stuk met de gording verbinden


36

• controle van de grenskrachten van de bouten die het L-stuk met de kolom of de ligger verbinden • weerstandscontrole van de dwarsdoorsnede van het verbindingsstuk Het volgende tabblad ’Controle van de gebruiksgrenstoestand’ (’Serviceability Limit State Control - SLS’) beschrijft de controle van de gebruiksgrenstoestand volgens paragraaf 4 in Eurocode 3 [13]. Ten gevolge van de opgelegde belastingen zijn er zowel laterale als transversale verplaatsingen. Bij de laterale verplaatsingen wordt eerst gecontroleerd of de horizontale uitwijkingen aan de top van de kolommen en in de nok de maximaal toelaatbare waarden niet overschrijden. Deze grenswaarden zijn vastgelegd in paragraaf 4.2.2 van Eurocode 3 [13]. Bij de transversale verplaatsingen worden vier controles uitgevoerd. Eerst wordt nagegaan of de horizontale verplaatsingen aan de top van de kolom en in de nok de grenswaarden niet overschrijden. Vervolgens wordt ook de verticale verplaatsing van de nok, zowel ten gevolge van het eigengewicht en de nuttige last als ten gevolge van de nuttige last alleen, vergeleken met de grenswaarden voor verticale doorbuiging. Deze grenswaarden worden opnieuw gegeven door paragraaf 4.2.2 van Eurocode 3 [13]. Vervolgens worden ook de horizontale verplaatsingen van de wandgordingen en de verticale verplaatsingen van de dakgordingen gecontroleerd. In beide gevallen gaat het over de verplaatsingen loodrecht op het vlak van de isolatiepanelen. Deze verplaatsingen worden beperkt tot de grenswaarden die vastgelegd zijn in paragraaf 4.2.2 van Eurocode 3 [13]. Het tabblad ’Materiaalbibliotheek’ (’Material library’) bevat alle eigenschappen van het gamma profielen, verbindingsstukken en bouten dat gebruikt kan worden voor het opstellen van een volledige structuur. Via een eenvoudige zoekfunctie kunnen aan de hand van het type profiel alle andere eigenschappen opgevraagd worden. Hetzelfde geldt voor de verbindingsstukken en de bouten. Ook de prijzen van de profielen en de verbindingsstukken zijn in deze bibliotheek opgenomen. De prijs van de verbindingsstukken is net als de prijs van de profielen afhankelijk van de massa van het verbindingsstuk en de prijs per massa-eenheid. De massa van het verbindingsstuk is gerelateerd aan de geometrie die door de gebruiker in het tabblad ’Verbindingen’ is ingegeven. Als de ontwerpparameters van de verbindingsstukken veranderen, zullen automatisch de massa en dus ook de prijs aangepast worden. Een verandering van de eenheidsprijzen kan in dit tabblad eenvoudig worden aangepast, zodat in de rest van het rekenblad ook met de nieuwe gegevens wordt gewerkt. De prijs van de gehele structuur wordt in het tabblad ’Prijsberekening’ (’Price-calculator’) automatisch berekend aan de hand van de gegevens die in het rekenblad zijn ingegeven. Voor de verschillende spanten, gordingen, windverbanden, bouten en ankers wordt de prijs afzonderlijk bepaald zodat hun aandeel in het geheel kan ingeschat worden. De totale prijs van de gehele structuur wordt verkregen door de prijzen van de verschillende onderdelen op te tellen. De prijsberekening vormt een belangrijke meerwaarde voor dit rekenblad in vergelijking met commerciële softwarepakketten zoals Powerframe. Deze prijsberekening in combinatie met de structurele analyse laten toe om op een eenvoudige wijze een economische optimalisatie door te voeren. In het tabblad ’Eindige Elementenberekening Lateraal’ (’Finite Elements Lateral’) worden de krachten ten gevolge van de windbelasting op de vooren achtergevel van de structuur berekend. De grootte van de windbelasting in de verschillende belastingscombinaties wordt bepaald in het tabblad ’Belastingsgevallen en belastingscombinaties’. Ten gevolge van deze windbelasting ontstaan trekkrachten in de buitenste en binnenste windverbanden in het dak en in de windverbanden in de wand. Daarnaast worden ook drukkrachten ge¨ınduceerd in de kolommen. Voor alle belastingscombinaties, zowel in uiterste als in gebruiksgrenstoestand, worden de groottes van deze krachten berekend. De grootte van de kracht is afhankelijk van het aantal aangrijpingspunten van de windbelasting en van de belaste


37

oppervlakte. De krachten in de elementen die hier berekend worden, worden later gebruikt voor de controles van de verschillende elementen. Ten slotte worden in het laatste tabblad ’Eindige Elementenberekening Transversaal’ (’Finite Elements Transversal’) de snedekrachten in de elf sneden van elk element berekend. De methode die hierbij wordt toegepast is analoog aan de werkwijze in CALFEM [4] of CALM [6]. Elk element is een tweedimensionaal BEAM-element waarop de componenten van de krachten qx en qy aangrijpen. Deze componenten zijn reeds bepaald in het tabblad ’Belastingsgevallen en belastingscombinaties’. Eerst wordt de stijfheidsmatrix Ke van elk element bepaald. Vervolgens kan de globale stijfheidsmatrix K opgesteld worden. De verplaatsingen van de knopen van elk element kunnen bepaald worden uit deze matrix en uit de belastingsvector. Op deze manier zijn ook de verplaatsingen van het element gekend. Uit deze verplaatsingen kunnen de snedekrachten in de elf sneden van elk element bepaald worden voor alle belastingscombinaties in uiterste grenstoestand. Ook in Powerframe kunnen in het tabblad ’Resultaten’ de normaal- en dwarskrachten en de buig- en wringmomenten in elke staaf opgevraagd worden. De eindige elementen-berekening van het Excel-rekenblad wordt gevalideerd met een analyse in Powerframe. Voor deze validatie wordt dezelfde standaardstructuur ingegeven in Powerframe en in het Excel-rekenblad. De structuur is opgebouwd met Z300×3-profielen en heeft de volgende afmetingen: • L = 12 m • H = 4m • α = 12◦ • ss = 3, 5 m • Ht = 4, 2 m Op deze structuur worden het eigengewicht, de onderhouds-, de sneeuw- en de windbelasting aangebracht als lijnlasten op elk element. De waarden die hiervoor gebruikt worden, zijn de waarden van het tabblad ’Belastingsgevallen en -combinaties’ waarin echter de combinatie- en partiële veiligheidsfactoren nog niet ingerekend zijn. Vervolgens worden in Powerframe de belastingscombinaties automatisch gegenereerd. De vijf belastingscombinaties in uiterste grenstoestand en de vier combinaties in gebruiksgrenstoestand die in het Excel-rekenblad beschouwd worden, komen overeen met de meest negatieve belastingscombinaties in Powerframe. De aanname om slechts een beperkt aantal combinaties in het Excel-rekenblad op te nemen is dus gerechtvaardigd. Vervolgens worden de snedekrachten in en de verplaatsingen van deze structuur onder de aangrijpende belastingen berekend. Figuur 3.9 geeft het buigmoment voor belastingscombinatie ULS-LC2 weer berekend door Powerframe (boven) en door het Excel-rekenblad (beneden). Figuur 3.10 geeft de verticale verplaatsingen voor belastingscombinatie ULS-LC2 weer berekend door Powerframe (boven) en door het Excel-rekenblad (beneden). Daarnaast is de structuur, enkel belast door het eigengewicht en de sneeuwbelasting, doorgerekend door Powerframe en het Excel-rekenblad. Figuur 3.11 toont het buigmoment en figuur 3.12 de verticale verplaatsing bij deze belastingen, zowel voor de analyse in Powerframe als voor de berekeningen in het Excel-rekenblad.


38

Voor het buigmoment en de verplaatsingen in ULS-LC2 zijn kleine verschillen waarneembaar tussen de berekeningen van Powerframe en het Excel-rekenblad. Er wordt opgemerkt dat in Powerframe het eigengewicht van de wanden dakgordingen niet ingerekend wordt, waardoor de aangrijpende belastingen dus niet exact dezelfde zijn. In de nok zijn steeds grotere afwijkingen te vinden tussen de beide modellen. In het tweede geval zijn enkel de sneeuwbelasting en het eigengewicht beschouwd. Uit deze figuren is af te leiden dat de twee rekenmethodes ongeveer dezelfde resultaten geven. De kleine verschillen die bestaan bij het aanleggen van één belasting, worden echter in een belastingscombinatie uitvergroot door het in rekening brengen van de partiële veiligheidsfactoren.

Figuur 3.9: Buigmoment [kNm] voor ULS-LC2 voor berekening volgens Powerframe en Excel-rekenblad

Figuur 3.10: Verticale verplaatsingen [mm] voor ULS-LC2 voor berekening volgens Powerframe en Excelrekenblad


39

Figuur 3.11: Buigmoment [kNm] voor eigengewicht en sneeuwbelasting voor berekening volgens Powerframe en Excel-rekenblad

Figuur 3.12: Verticale verplaatsingen [mm] voor eigengewicht en sneeuwbelasting voor berekening volgens Powerframe en Excel-rekenblad

Hoofdstuk 4

Experimenteel onderzoek 4.1

Inleiding

In dit hoofdstuk wordt het verband gelegd tussen de realiteit, de praktijk en de theorie. Om het werkelijke gedrag van de structuren te onderzoeken, wordt een volledig experimenteel onderzoek uitgevoerd. De doelstellingen van dit onderzoek zijn: • Het werkelijke structuurgedrag van de loods nagaan onder drie specifieke belastingsgevallen. • Het onderzoeken van structurele opmerkingen. Dit bevat het opsporen van eventuele vroegtijdige faalmodes van de verbindingsstukken. • Een terugkoppeling maken via de opgemeten verplaatsingen naar het opgestelde model in Powerframe. Het onderzoek bestaat uit twee grote meetcampagnes. De eerste meetcampagne bevat een reeks metingen op de originele structuur van Joris Ide NV die tot heden op de markt aangeboden wordt. In een tweede meetcampagne worden de proeven uitgevoerd op een geoptimaliseerde structuur. Voor het ontwerp van de geoptimaliseerde onderdelen wordt verwezen naar hoofdstuk 5. De eerste meetcampagne is opgedeeld in twee proefreeksen. De eerste proefreeks bestaat uit het belasten van de naakte loods onder drie verschillende belastingsgevallen (figuur 4.1). In een tweede proefreeks wordt dezelfde loods voorzien van wanden dakpanelen, zoals aangegeven in figuur 4.2. Deze loods wordt opnieuw belast met dezelfde belastingsgevallen. De vergelijking van deze twee proefreeksen geeft een idee van de bijdrage van de schijfwerking van de panelen aan de stijfheid van de naakte structuur. Op basis van de meetgegevens van de eerste meetcampagne worden verschillende optimalisaties voorgesteld. Om het effect van de verbeteringen op de structuur te kennen, wordt een tweede meetcampagne uitgevoerd. In deze tweede meetcampage worden de volgende proeven uitgevoerd: • Aanbrengen van een verticale belasting op een verbeterde dakstrucuur. • Beproeven van een standaard kolom. • Volledige beproeving van een geoptimaliseerde loods onder drie verschillende belastingsgevallen. Het beproeven van de kolom enerzijds en de dakstructuur anderzijds geeft een beeld van de stijfheid van de afzonderlijk elementen ten opzichte van de stijfheid van de volledige structuur.

40

HOOFDSTUK 4. EXPERIMENTEEL ONDERZOEK

41

Uitgaande van deze metingen wordt er een terugkoppeling gemaakt naar het model in Powerframe en dus naar het numeriek onderzoek.

Figuur 4.1: Naakte structuur

4.2

Figuur 4.2: Structuur voorzien van panelen (type: zie tabel 4.3)

Kenmerken van de werkelijke structuur

De werkelijke structuur is een Zed-structuur bestaande uit twee overspanningen en met een zadeldak dat onder een helling van 15◦ gelegen is. De loods is aan één zijde voorzien van een volledige kopgevel met inbegrip van de tussenkolommen. Het middelste spant is een standaardportiek dat voorzien is van een horizontaal trekelement. Het derde en laatste spant is identiek aan het middelste spant. Dit spant zorgt dus voor een open gevel. De spanten worden op deze manier gemonteerd om het werkelijke gedrag van een complete loods met meerdere overspanningen te simuleren. Het middelste spant is met de twee andere spanten verbonden via drie wanden zes dakgordingen aan elke zijde. Tussen de kopgevel en het middelste spant zijn windverbanden voorzien, zowel in het wand- als in het dakvlak. In elke dakhelft zijn twee paar windverbanden gemonteerd en in elke wand is één paar windverbanden aangebracht. De geometrische afmetingen van de spanten worden in tabel 4.1 samengevat. Geometrie overspanning goothoogte dakhelling kopgevel hoogte trekstaaf spantafstand

Afmeting 18 m 4m 15◦ 4.15 m 5m

Tabel 4.1: Overzicht van de geometrie van een spant

Figuur 4.3 geeft een bovenaanzicht en detailtekeningen van de spanten weer. Op dit plan zijn alle elementen van de structuur, de gebruikte profielen en de verbindingsstukken aangeduid. Alle elementen zijn opgebouwd uit koudgevormde Zed-profielen. Tabel 4.2 geeft een overzicht van de gebruikte profielen. De laatste kolom geeft weer of het gebruikte profiel enkelvoudig dan wel samengesteld gebruikt wordt. Bij het samengestelde profiel worden twee profielen met U-stukken aan elkaar verbonden om een samengestelde ligger te vormen.


42

Figuur 4.3: Plan van de proefloods

Onderdeel kolom ligger tussenkolom kopgevel horizontale trekstaaf wandregel dakregel windverbanden

Profieltype Z300/2 Z300/2 Z300/2 Z300/2 Z200/1.5 Z200/1.5 Rail50

Enkelvoudig/Samengesteld samengesteld samengesteld enkelvoudig enkelvoudig enkelvoudig enkelvoudig n.v.t.

Tabel 4.2: Overzicht van de gebruikte profielen

Om de profielen en de samengestelde liggers met elkaar te verbinden wordt gebruik gemaakt van verschillende verbindingsstukken. Voor de specificaties van deze onderdelen wordt verwezen naar bijlage B. In de tweede proefreeks wordt de naakte structuur voorzien van een bekleding. Deze bekleding bestaat uit sandwich-isolatiepanelen. Tabel 4.3 geeft een overzicht van de gebruikte isolatiepanelen voor het dak en voor de wand.

HOOFDSTUK 4. EXPERIMENTEEL ONDERZOEK Plaats wand dak

Paneeltype sandwichpaneel sandwichpaneel

43

Code JI Isowall 1160 L 60 mm JI Isoroof 40 mm

Tabel 4.3: Overzicht van de gebruikte isolatiepanelen

4.3

Kenmerken van de belastingsgevallen

Zowel op de naakte structuur als op de structuur voorzien van panelen worden de volgende drie belastingsgevallen aangelegd: • Horizontale belasting op de kopgevel (Figuur 4.4) Om een windbelasting op de kopgevel te simuleren worden drie horizontale puntkrachten aangebracht ter hoogte van de verbindingen van de kolommen met de dakligger en ter hoogte van het verbindingsstuk in de nok. • Horizontale belasting op de zijgevel (Figuur 4.5) Om de windlast op de zijgevel te simuleren, worden ter hoogte van de verbindingsstukken tussen de kolommen en de liggers, drie horizontale puntkrachten aangebracht. • Verticale belasting ter hoogte van de nok (Figuur 4.6) Aan het nokstuk van het middelste spant wordt een trekconstructie voorzien om de verticale trekkracht aan te brengen. Deze kracht simuleert de verticale belastingen, namelijk de sneeuwbelasting en de nuttige overlast.

Figuur 4.4: Horizontale belasting op de kopgevel

4.4

Figuur 4.5: Horizontale belasting op de zijgevel

Figuur 4.6: Verticale belastingen ter hoogte van de nok

Beschrijving van de proefopstelling

De testloods is gemonteerd in een bestaand bedrijfsgebouw van Joris Ide NV. Dit bedrijfsgebouw is opgebouwd uit betonnen kolommen met een tussenliggende afstand van 5 m. Over de betonnen vloerplaat waarop de structuur is aangebracht, is geen informatie op voorhand beschikbaar. Tijdens het verloop van de meetcampagne worden ankers met een lengte van 260 mm in de vloerplaat aangebracht, waarbij verondersteld wordt dat deze plaat een dikte heeft van 300 mm. Er wordt aangenomen dat de


44

vloerplaat de inklemmingsmomenten van de structuur kan opnemen. Dit blijkt ook uit de praktijk. Voor het aanbrengen van de verschillende belastingsgevallen wordt gebruik gemaakt van hydraulische vijzels. Het afstempelen van deze vijzels op de betonnen structuur gebeurt via een stijf raamwerk. Dit raamwerk is opgebouwd uit HEA 400-profielen. Deze profielen zijn op kolommen geplaatst die voor de betonnen kolommen staan, zoals weergegeven in figuur 4.7. Aan de zijkant van de structuur is het mogelijk om met één doorlopende ligger te werken aangezien de aangrijpingspunten van de krachten op één rechte lijn liggen. De hoogte van deze steunkolommen is 3.40 m. Dit is echter niet het geval in de kopgevel waar de aangrijpingspunten van de krachten op verschillende hoogtes gelegen zijn. Voor de nok wordt deze ligger op een hoogte van 6.10 m geplaatst, terwijl de ligger voor de hoekpunten opgelegd wordt op een hoogte van 3.70 m. Voor het aanbrengen van de horizontale krachten op de structuur wordt ter hoogte van elk aangrijpingspunt een vijzel geplaatst. Deze vijzels steunen af op de HEA 400-profielen, zoals weergegeven is in figuur 4.8. De vijzels worden parallel aan elkaar gekoppeld zodat op elk moment dezelfde kracht wordt aangebracht op elke drukpunt.

Figuur 4.7: Raamwerk voor afstempelen

Figuur 4.8: Afsteunen van de vijzel op het raamwerk

Voor het aanbrengen van de verticale last wordt gebruik gemaakt van een ballasttafel. Deze ballasttafel is een zelf ontworpen constructie. Het bestaat uit een stijf frame dat onderaan voorzien is van twee zware I-liggers. Op deze liggers rust de tegenmassa. Deze massa wordt geleverd door staalrollen. Aan het nokstuk van de testloods wordt een dikke staalplaat gelast. Aan deze plaat wordt een verstijvende constructie voorzien, bestaande uit twee UPN 240-profielen, zoals weergegeven is in figuur 4.9. Door deze verstijvende constructie worden twee trekstaven diameter 25 (BE500) geplaatst. Onderaan deze staven wordt dezelfde verstijvende constructie aangebracht. Deze overbrugging wordt tussen het stijve frame geplaatst. Tijdens het belasten van de constructie duwt de vijzel, die tussen het stijve frame en de overbrugging geplaatst is, de onderste overbrugging naar beneden, waardoor de belasting via de beide trekstaven wordt overgedragen naar de nok. De volledige ballasttafel is ontworpen voor een maximale belasting van 200 kN. De ballasttafel is afgebeeld in figuur 4.10. De vijzels hebben een capaciteit van 200 kN met een slaglengte van 150 mm. Voor het opbouwen van de druk in de vijzels wordt gebruik gemaakt van een handpomp waarop een elektronische drukcel is gemonteerd met een meetbereik van 700 bar. De opgemeten druk in bar wordt door de acquisitiesoftware omgezet in kilonewton (kN). De calibratiefactor voor de gebruikte vijzels is 33.30. Figuur 4.11 stelt de handpomp voor. Tijdens de verschillende proefreeksen worden de relevante horizontale en verticale verplaatsingen van


45

Figuur 4.9: Verbinding van de nok met de ballasttafel

Figuur 4.10: Ballasttafel

Figuur 4.11: Handpomp

Figuur 4.12: Opmeten van de verplaatsing van de kolomvoet


46

de structuur opgemeten. Deze verplaatsingen worden vergeleken met de vooropgestelde modellen. De verplaatsingen van de kolomvoeten worden eveneens opgemeten om te controleren of de kolomvoeten zich als een inklemming gedragen. Daarnaast wordt tijdens het meten ook de absolute verplaatsing van de betonnen loods opgemeten als een veiligheidscontrole. De vijzels die de krachten aanbrengen op de structuur drukken af op deze betonnen loods en kunnen zo verplaatsingen veroorzaken. Het opmeten van de verplaatsingen gebeurt door middel van lineaire verplaatsingsopnemers (LVDT). Tijdens het meten wordt gebruik gemaakt van twee verschillende types LVDT’s. Enerzijds meten inductieve LVDT’s de verplaatsing van de kolomvoeten op. Figuur 4.13 toont een inductieve LVDT. Het werkingsprincipe van de inductieve LVDT berust op het verplaatsen van een kern in een primaire en secundaire spoel. Deze LVDT’s worden met behulp van een magneetvoet verbonden aan een stalen element dat verschillend is van de kolomvoet. Dit principe is schematisch weergegeven in figuur 4.12. De LVDT moet namelijk vanaf een vaststaand punt, dat onafhankelijk is van de kolomvoet, de verplaatsingen van de kolomvoet opmeten. Anderzijds wordt voor het opmeten van de verplaatsingen van de structuur gebruik gemaakt van potentiometrische LVDT’s, zoals aangegeven in figuur 4.14. Bij een potentiometrische LVDT is het principe gebaseerd op dit van een regelbare weerstand. Deze LVDT’s worden geplaatst op de relevante posities waar de verplaatsingen moeten worden opgemeten, namelijk in een knoop van de structuur. Rond de verschillende meetpunten zijn stalen kolommen voorzien die dienen als meetbasis. Deze meetbasissen zijn op 2 m afstand van de structuur geplaatst om ervoor te zorgen dat een eventuele rotatie van de funderingsplaat geen effect heeft op de metingen. Deze afstand laat ook toe om met een hoogtewerker rond de structuur te rijden voor het opstellen van de meetapparatuur. Om deze afstand te overbruggen, wordt op de meetkolommen een overbruggende structuur met een regelbare staaf voorzien. Tussen deze regelbare staaf en de knoop van de structuur wordt de LVDT aangebracht. Het verbinden van de LVDT aan de structuur gebeurt via een winkelhaakje. Een overzicht van de kenmerken van de twee types LVDT’s wordt weergegeven in tabel 4.4. Merk Werkingsprincipe Meetbereik Lineariteit

Schaevitz inductief 60 mm 0.15 %

Penny & Giles potentiometer 200 mm 0.15 %

Tabel 4.4: Overzicht van de eigenschappen van de gebruikte LVDT’s

Figuur 4.13: Inductieve LVDT

Figuur 4.14: Potentiometrische LVDT

De drukcel en de LVDT’s worden verbonden met signaaldraden. De draden van zowel de inductieve als


47

de potentiometrische LVDT’s worden verbonden met een voeding. Deze voeding staat in verbinding met de draagbare computers voor de acquisitie van de meetdata. De data van de inductieve LVDT’s worden omgezet met WINDMILL en de data van de potentiometrische LVDT’s met LABVIEW. Tijdens de proeven worden de verplaatsingen in functie van de kracht weergegeven, zodat real-time een controle mogelijk is op het mogelijk vloeien van de structuurelementen. Voor het aanbrengen van de proefbelasting worden de volgende stappen van het belastingsschema gevolgd: • Belasten in stappen van 5 kN tot aan de gebruiksgrenstoestand • Ontlasten • Opmeten van de blijvende vervorming • Herbelasten in stappen van 5 kN tot aan de gebruiksgrenstoestand • Ontlasten • Herbelasten tot aan de uiterste grenstoestand of tot breuk De gebruiksgrenstoestand voor deze structuur wordt bepaald aan de hand van paragraaf 4.2.2 EuroL code 3 [13]. Voor de maximale doorbuiging wordt een limiet van 250 voorgesteld, terwijl de maximale L horizontale verplaatsing 150 bedraagt. Dit komt overeen met een verticale verplaatsing van 72 mm ter hoogte van de nok en een horizontale verplaatsing van 26.7 mm voor de kolommen ter hoogte van de aansluiting met het dakvlak. In de nok is een horizontale verplaatsing van 42.7 mm toegelaten. Bij de eerste belastingsproeven is geen herbelasting tot aan de gebruiksgrenstoestand uitgevoerd. Bij het belasten van de structuur worden de relevante verplaatsingen van de structuur opgenomen met een video-camera. Aangezien grote verplaatsingen worden gemeten, zijn deze dan ook duidelijk waarneembaar op de beelden.

4.5

Visuele inspectie van de structuur

Voor de aanvang van de meting gebeurt een visuele inspectie van de opbouw van de structuur. Hierbij worden de volgende bemerkingen gemaakt: • In de kolomvoeten zijn zes gaten voorzien voor de plaatsing van de ankers in het beton. Op sommige plaatsen zijn niet alle ankers aangebracht. Omdat het niet meer mogelijk is om deze ankers te plaatsen, worden plaatjes voorzien die geplooid zijn over de voetplaat. De werking van deze metalen plaatjes wordt in twijfel getrokken omdat ze geen solide verbinding vormen met de voetplaat van de kolom. Figuur 4.15 toont de afwezigheid van de ankers en de metalen plaatjes die voorzien worden; • Een substantiële doorbuiging van de horizontale trekstaaf kan opgemerkt worden zonder dat enige belasting op de structuur aangrijpt. Figuur 4.16 toont de doorbuiging van de trekstaaf. Deze doorbuiging is te verklaren door de oriëntatie en de grote lengte van het profiel. De doorbuiging is een voorvervorming aangezien in de structuur nog geen trekkracht aanwezig is.


Figuur 4.15: Niet goed verankerde kolomvoet

4.6 4.6.1

48

Figuur 4.16: Doorbuiging van trekstaaf

Bespreking van de meetresultaten voor de originele structuur Algemeen

Bij de bespreking van de verwerking van de meetresultaten wordt een onderscheid gemaakt tussen de drie verschillende belastingsgevallen. Ieder belastingsgeval bevat de verwerking van twee verschillende proefreeksen, namelijk de proeven op de naakte structuur en op de structuur voorzien van panelen. Bij de verdere bespreking wordt ook de grafische verwerking van de meetreeksen weergegeven. Op deze grafieken zijn eveneens de voorspelde verplaatsingen van het numeriek onderzoek bij de overeenkomstige krachten aangeduid. Op deze manier kunnen de verwachte en de werkelijk optredende verplaatsingen vergeleken worden. In bijlage C worden alle kracht-verplaatsingsdiagramma’s weergegeven voor de opgemeten relevante verplaatsingen. Ook de opgemeten verplaatsingen van de kolomvoeten zijn samengevat in deze bijlage. Daarnaast wordt een numeriek overzicht gegeven van de verplaatsingen die om de 1 s of 2 s zijn opgemeten. Zo wordt een duidelijk overzicht verkregen. Na het bespreken van de meetresultaten wordt in paragraaf 4.7 een opsomming en een bespreking gegeven van de belangrijkste bevindingen van de verschillende belastingsproeven.

4.6.2

Horizontale belasting op de kopgevel

Voor het aanbrengen van de horizontale belasting op de kopgevel worden drie vijzels geplaatst op de hoekpunten van de structuur, zoals schematisch weergeven is in figuur 4.17. Bij het aanbrengen van de belasting zal de loods zich vervormen in de langsrichting. De verplaatsingen van de knopen worden opgemeten aan de zijde van de open gevel ter hoogte van de nok en van de beide hoekpunten (meetpunten: [1], [2] en [3]). Om het gedrag van de kolomvoeten op te volgen, worden vier LVDT’s geplaatst aan de buitenzijde van de loods aan de zijde van de kopgevel (meetpunten [V1], [V2], [V3] en [V4]). Deze LVDT’s meten de verticale verplaatsing op van de voetplaat en zijn een maat voor de rotatie van de kolomvoet. Figuur 4.17 geeft een overzicht van de geplaatste LVDT’s. In een eerste meetreeks wordt de naakte loods belast. Een grafisch overzicht van de opgemeten verplaatsingen wordt gegeven in bijlage C.1.1. Bij deze meting zijn geen herbelastingsstappen uitgevoerd. De belasting is aangebracht in de volgende vier stappen: 4.2 kN, 6.8 kN, 7.5 kN en 8.2 kN. Het vooropgestelde belastingspatroon met stappen van 5 kN wordt niet gevolgd wegens de grote verplaatsingen die waargenomen worden tijdens de meetreeks. Het is de bedoeling om te belasten tot aan de gebruiksgrenstoestand en vervolgens terug te ontlasten. De gebruiksgrenstoestand wordt benaderd


49

Figuur 4.17: Nummering van de LVDT’s bij belasting op kopgevel

bij een kracht van 4.2 kN bereikt. De opgemeten verplaatsingen bij deze waarde van de aangelegde kracht bedragen voor de hoekpunten respectievelijk 24.1 mm en 30.2 mm. Deze waarden zijn duidelijk verschillend van de voorspelde waarden van de numerieke modellen. De voorspelde verplaatsingen bedragen slechts 5.43 mm of 7.36 mm bij dezelfde waarde van de aangrijpende belasting. Het is na één belastingsstap al duidelijk dat de structuur helemaal niet reageert zoals de modellen voorspellen. Op figuur 4.18 wordt de tegenstelling tussen het werkelijke en het voorspelde gedrag van de structuur duidelijk weergegeven. Bij het verdere verloop van de proeven wordt rekening gehouden met deze grote optredende verplaatsingen bij niet al te hoge belastingen, zodat de structuur niet in een vroegtijdig stadium zou falen. Bij het verhogen van de belasting tot 8.2 kN worden aan de nok verplaatsingen opgemeten van 100 mm en in de hoeken [1] en [3] verplaatsingen van respectievelijk 60.7 mm en 72.3 mm. Wegens de grootte van de opgetreden verplaatsingen wordt geopteerd om niet verder te belasten. Na het wegnemen van de belasting veert de structuur niet volledig terug naar de oorspronkelijke positie maar is er een blijvende vervorming. Deze blijvende vervormingen zijn voor de drie posities weergegeven in tabel 4.5. Positie Hoek [1] Nok [2] Hoek [3]

Blijvende verplaatsing 13.0 mm 16.3 mm 22.37 mm

Tabel 4.5: Blijvende vervormingen opgemeten bij een belasting op de kopgevel van de naakte structuur

Aangezien de belasting symmetrisch wordt aangebracht en de structuur symmetrisch is opgebouwd, zouden de verplaatsingen van de beide hoekpunten min of meer identiek moeten zijn. Dit is duidelijk niet het geval. Hoekpunt [1] gedraagt zich iets stijver dan hoekpunt [3]. Dit is te verklaren door de constructieve verschillen in de aansluiting van de windverbanden. Bij een horizontale belasting op de kopgevel worden de krachten via de windverbanden afgeleid naar de kolomvoeten. Het ene windverband wordt op trek belast terwijl het andere zal uitknikken onder druk. Bij de inspectie van de


50

Figuur 4.18: Verplaatsing van de hoeken en de nok in functie van de belasting op de kopgevel van de originele naakte structuur

windverbanden tijdens het verdere proefverloop zijn vervormingen aan de boutverbinding van de verbindingsstukken van de windverbanden op te merken. De bout staat niet meer loodrecht ten opzichte van het profiel. Dit is weergegeven op figuur 4.19. Een tweede reden voor het niet-symmetrische gedrag van de structuur zijn de verschillen in de opgemeten verplaatsingen van de kolomvoeten. In bijlage C.1.1 wordt een overzicht gegeven van deze opgemeten verplaatsingen. Hieruit is duidelijk af te leiden dat de kolomvoeten V[1], V[2] en V[3] bij een belasting van 8 kN verplaatsingen van respectievelijk 1.11 mm, 1.4 mm en 1.77 mm ondergaan. Kolomvoet V[4] ondergaat daarentegen slechts een verplaatsing van 0.25 mm. De extra verplaatsing van hoekpunt [3] is voor een gedeelte te wijten aan het verschil in verankering van kolomvoet V[1] ten opzichte van kolomvoet V[4]. De ankers worden door de aangrijpende belastingen uit het beton getrokken. Een derde reden is het verglijden van de boutverbindingen tussen het profiel en het verbindingsstuk. Dit fenomeen wordt getoond in figuur 4.20. Deze drie fenomenen hebben allemaal een aandeel in de blijvende vervorming.

Na het uitvoeren van de eerste proefreeks wordt dezelfde loods voorzien van wanden dakpanelen. Om het gedrag van de panelen op de structuur na te gaan, worden in een tweede meetreeks dezelfde


Figuur 4.19: Gebrek aan stijfheid van het verbindingsstuk van het windverband

51

Figuur 4.20: Verglijden van het profiel

proefbelastingen aan de structuur opgelegd. De opgemeten verplaatsingen van de structuur voorzien van panelen worden grafisch weergegeven in bijlage C.4.1. Het vooropgestelde belastingsschema wordt tijdens deze meetreeks wel gevolgd. In een eerste belastingsstrap wordt de kracht opgevoerd tot 13.2 kN. De overeenkomstige verplaatsingen voor de hoekpunten [1] en [3] bedragen respectievelijk 25.9 mm en 26.2 mm. De afwijking tussen beide hoekpunten is minimaal, wat duidelijk waarneembaar is in figuur 4.21. De verplaatsingen van de hoekpunten komen ongeveer overeen met de symmetrische aangrijpende belasting. Na het ontlasten van de structuur worden blijvende vervormingen opgemeten. De waarden van deze blijvende vervormingen zijn in tabel 4.6 weergegeven. Positie Hoek [1] Nok [2] Hoek [3]


Tabel 4.6: Blijvende vervormingen opgemeten bij een belasting op de kopgevel van de structuur voorzien van panelen

Tijdens het herbelasten tot aan het vorige ontlastingspunt wordt bij een kracht van 12.8 kN een verplaatsing van 26.2 mm opgemeten voor hoekpunt [1]. Deze kleine extra vervorming wordt eveneens bij de andere punten opgemeten. Na de laatste ontlasting worden geen opmerkelijke verschillen waargenomen in de blijvende vervorming. In een laatste stap wordt de belasting opgedreven tot een kracht van 23.6 kN. Bij deze belasting bedragen de verplaatsingen respectievelijk 66 mm en 63.8 mm voor hoek [1] en hoek [2], terwijl de nok een verplaatsing van 91 mm ondergaat. Wat onmiddellijk opvalt na de eerste belastingsstap is dat de structuur zich veel stijver gedraagt dan in het geval zonder panelen. Het effect van de panelen op de stijfheid van de globale structuur is


52

Figuur 4.21: Verplaatsing van de hoeken en de nok in functie van de belasting op de kopgevel van de structuur voorzien van panelen

duidelijk waarneembaar. Bij de naakte structuur wordt voor positie [1] een verplaatsing van 60.2 mm opgemeten bij een belasting van 13.2 kN. In deze meetreeks waarbij de structuur voorzien is van panelen treedt bij deze belasting slechts een verplaatsing van 13.3 mm op. De structuur voorzien van panelen gedraagt zich 4.5 keer stijver dan de naakte structuur. Dit stijvere gedrag was te verwachten. Het meewerken van de panelen is duidelijk op te merken bij het aanleggen van de belasting. Alle panelen van de zijwand gaan roteren ten opzichte van elkaar. Hierdoor wordt de onderste hoek van elk paneel tegen de fundering gedrukt. Op figuur 4.22 is het roteren van de platen waarneembaar. Door het roteren van de panelen roteren eveneens de schroeven waarmee de panelen aan de structuur bevestigd zijn. De rotatie van de schroeven veroorzaakt een lokale beschadiging van de buitenplaat rond de schroefkop. Aan de binnenzijde van de structuur zijn de rotaties van de schroeven duidelijk waarneembaar. Deze beide fenomenen worden weergegeven in figuren 4.24 en 4.23. In bijlage C.4.1 worden de opgemeten verplaatsingen van de kolomvoeten weergegeven. Belangrijke verplaatsingen kunnen hier opgemerkt worden. Hetzelfde fenomeen, zoals reeds beschreven is bij de naakte structuur, treedt hier op.

4.6.3

Horizontale belasting op de zijgevel

In een tweede fase wordt de dwarse stabiliteit van de structuur opgemeten. Voor het aanleggen van deze horizontale belasting, worden drie vijzels geplaatst ter hoogte van de hoekpunten van de


53

Figuur 4.23: Roteren van de schroeven in de gording

Figuur 4.22: Roteren van de wandpanelen

Figuur 4.24: Lokale vervorming van de panelen rond de schroefkop


54

kolommen in de zijgevel. De verplaatsingen worden aan de andere zijde van de loods opgemeten. De verticale verplaatsing van de kolomvoeten wordt eveneens opgemeten. Figuur 4.25 geeft een overzicht van de positie van de LVDT’s.

Figuur 4.25: Nummering van de LVDT’s

De opgemeten verplaatsingen worden grafisch voorgesteld in bijlage C.1.2. In een eerste belastingstrap wordt belast tot de verplaatsingen van de hoeken opgelopen zijn tot 40 mm. Ook hier is van het opgestelde belastingspatroon afgeweken wegens de te grote verplaatsingen. Bij een aangrijpende kracht van 5 kN, 9.8 kN en 13.5 kN worden de verplaatsingen telkens opgemeten. Bij een kracht van 13.5 kN bedragen de verplaatsingen voor hoeken [1] en [2] 40.25 mm en voor hoek [3] 23.83 mm. Tot een kracht van 5 kN verlopen de verplaatsingen van de verschillende posities gelijk. Bij grotere krachten zijn echter kleine afwijkingen waarneembaar. Deze afwijkingen zijn reeds vanaf het begin van het aanleggen van de belasting aanwezig, maar worden nu pas echt duidelijk. De verschillen zijn te verklaren door de verschillende stijfheid van elke spant. Zo zijn in het spant van de kopgevel tussenkolommen voorzien. Bij het ontlasten treden blijvende vervormingen op. Een overzicht van deze blijvende vervormingen voor de verschillende posities wordt gegeven in tabel 4.7. Positie Hoek [1] Hoek [2] Hoek [3]


Tabel 4.7: Blijvende vervormingen opgemeten bij een belasting op de zijgevel van de naakte structuur

Bij het herbelasten van de structuur gedraagt de structuur zich stijver. Deze grotere stijfheid is van toepassing tot aan het punt waar in de eerste stap ontlast is. Hierna neemt de structuur de initiële, en dus lagere stijfheid opnieuw aan. De hoofdreden voor dit fenomeen is het verglijden van de bouten in de boutgaten ter hoogte van de verbindingsstukken. Het verhogen van de belasting wordt gestopt wanneer een verplaatsing van 80 mm in hoekpunt [3] wordt opgemeten. Het krachtverplaatsingsdiagramma wordt weergegeven in figuur 4.26. De opgemeten verplaatsingen van de kolomvoeten worden in bijlage C.2 opgesomd. Bij het analyseren


55

Figuur 4.26: Verplaatsing van de hoeken in functie van de kracht bij een belasting op de zijgevel van de originele naakte structuur

van deze verplaatsingen wordt er opgemerkt dat er grote verplaatsingen van de kolomvoeten worden opgemeten. Bij een belasting van 16.5 kN worden verplaatsingen opgemeten van 4.0 mm, 3.7 mm en 2.9 mm respectievelijk. De redenen voor deze grote verplaatsingen zijn het loskomen van de ankerbouten en de vervorming van de dunne voetplaat. Het loskomen van de ankerbouten veroorzaakt, samen met het verglijden van de verbindingsstukken, blijvende vervormingen. De vier rechten die op grafiek 4.26 getekend zijn, geven de verplaatsingen weer van het middelste spant met de overeenkomstige krachten, enerzijds voor het model waarbij onderaan een scharnier en anderzijds voor het model waarbij onderaan een inklemming wordt verondersteld. Om de herbelastingsstap te vergelijken, wordt het modelgedrag op de grafiek over de blijvende vervorming verschoven (12.31 mm). Het gedrag van de werkelijke structuur ligt tussen dat van de beide extremen in. Het is zeker geen inklemming maar het leunt eerder naar een scharnier. Om het werkelijke gedrag van de kolomvoet te modelleren, wordt vanuit deze meetgegevens een terugkoppeling gemaakt naar het numeriek onderzoek. De loods wordt ter hoogte van de kolomvoeten voorzien van rotatieveren. Uit de vergelijking van de metingen en het numeriek onderzoek wordt de waarde van de rotatieveer gevonden en deze bedraagt 1400 kNm/rad.

In de tweede meetreeks wordt dezelfde belasting aangelegd op de structuur voorzien van een bekleding. Het vooropgestelde belastingspatroon wordt aangehouden. De grafische weergave van de opgemeten


56

verplaatsingen wordt weergegeven in bijlage C.4.2. In een eerste belastingstrap wordt de belasting opgevoerd tot een belasting van 21.5 kN. De opgemeten verplaatsingen in de drie posities worden opgesomd in tabel 4.8. Positie Hoek [1] Hoek [2] Hoek [3]

Opgemeten verplaatsing 39, 8 mm 30, 1 mm 21, 3 mm

Blijvende verplaatsing 9 mm 6.1 mm 4.5 mm

Tabel 4.8: Opgemeten en blijvende verplaatsingen van de hoeken bij een belasting op de zijgevel van de structuur voorzien van panelen

Na het ontlasten van de structuur wordt een blijvende vervorming vastgesteld. Deze vervormingen worden eveneens weergegeven in tabel 4.8. Bij het herbelasten wordt een extra vervorming van 0.5 mm opgemeten voor posities [1] en [2] en van 0.7 mm voor positie [3]. Vervolgens wordt opnieuw ontlast waarbij de structuur terugveert tot in de vorige positie. De verschillende punten hebben slechts een extra blijvende vervorming van 0.3 mm ondergaan, wat verwaarloosbaar is. In een volgende stap wordt de belasting opgevoerd tot 33.7 kN. De verschillende belastingsstappen worden weergegeven in figuur 4.27. Het verschil in opgemeten verplaatsingen van de verschillende hoeken bedraagt ongeveer 10 mm. Deze verschillen zijn te verklaren door de schijfwerking van de panelen. De belasting grijpt loodrecht aan op de kopgevel. De panelen van de kopgevel werken als een schijf wat een positief effect heeft op de stijfheid van het kopspant. Door de stijging van de stijfheid van deze spant worden kleinere verplaatsingen opgemeten dan in het geval van de naakte structuur. De verplaatsing van de kopgevel bij een belasting van 13.5 kN bedraagt 44.5 mm in het geval van de naakte structuur en slechts 19.2 mm in het geval van de structuur voorzien van panelen. De stijfheid van de kopgevel voorzien van panelen is 2.3 maal groter dan de stijfheid van de kopgevel van de naakte structuur. De verplaatsingen van de opgemeten kolomvoeten worden in bijlage C.5 opgesomd. De maximaal optredende verticale verplaatsing is 5.6 mm bij een belasting van 33 kN. Deze verticale verplaatsingen van de kolomvoeten zijn duidelijk waarneembaar. Zoals reeds beschreven bij de naakte structuur zijn het opbuigen van de voetplaat en het loskomen van de ankerbouten de hoofdredenen voor deze opgemeten verplaatsingen. Deze beide effecten worden weergegeven op figuren 4.28 en 4.29.

4.6.4

Verticale belasting ter hoogte van de nok

Het laatste belastingstype dat wordt aangebracht is de verticale last ter hoogte van de nok van het middenspant. Hiervoor wordt gebruik gemaakt van een ballasttafel. Volgende verplaatsingen worden opgemeten: de verticale verplaatsing ter hoogte van de nok en de horizontale verplaatsingen van de beide hoeken. Naast deze verplaatsingen worden eveneens de verplaatsingen van de kolomvoeten opgemeten. Deze LVDT’s worden aan de binnenzijde van de structuur geplaatst. De posities van de LVDT’s worden weergegeven in figuur 4.30. In bijlage C.2.1 worden de meetresultaten van de doorbuiging van de nok grafisch weergegeven. Tijdens het aanleggen van deze belasting is van het vooropgestelde belastingsschema afgeweken. In de eerste


57

Figuur 4.27: Verplaatsing van de hoeken in functie van de kracht bij een belasting op de zijgevel op de originele structuur voorzien van panelen

Figuur 4.28: Loskomen van de ankerbouten

Figuur 4.29: Opbuigen van de dunne voetplaat

belastingstrap wordt de belasting verhoogd in stappen van 10 kN. Bij een belasting van 29.5 kN wordt een verplaatsing van 34.7 mm opgemeten. Tijdens het aanbrengen van de belasting is de vermindering van de doorbuiging van de trekstaaf duidelijk waarneembaar tot wanneer deze perfect horizontaal opgespannen is. Bij het opvoeren van de belasting blijft de trekstaaf van het spant soms hangen achter de ribben van de trekstaven van de ballasttafel. Wanneer de trekstaaf zich over deze ribben verplaatst, wordt een geluid waargenomen dat afkomstig is van het overschieten van de trekstaaf over deze ribben. Om dit probleem te verhelpen, wordt de structuur ontlast zodat alle onderdelen van de ballasttafel opnieuw goed gepositioneerd kunnen worden. Een blijvende vervorming van 21.4 mm wordt opgemeten. Het opgemeten kracht-verplaatsingsdiagramma wordt weergegeven in figuur 4.31.


58

Figuur 4.30: Nummering van de LVDT’s

Figuur 4.31: Verplaatsing van de nok in functie van de kracht bij een verticale belasting op de naakte structuur

In een volgende stap wordt de belasting terug opgevoerd. Een duidelijk verschil in stijfheid tussen de initiële stap en de herbelastingsstap wordt opnieuw vastgesteld. De verklaring is hetzelfde, namelijk het verglijden van de bouten in de boutgaten. De belasting wordt verder opgedreven in stappen van 10 kN tot een maximale verplaatsing van 82 mm wordt opgemeten bij een belasting van 59 kN. De belasting wordt niet meer verder verhoogd wegens de grote verplaatsingen die optreden.


59

In de tweede meetcampagne wordt dezelfde belasting aangelegd op de loods voorzien van panelen. Omdat dit de laatste proef is die op deze structuur wordt uitgevoerd, wordt de structuur in de laatste belastingsstap tot breuk belast. De metingen van deze meetreeks worden grafisch weergegeven in bijlage C.5.1. Bij de eerste belastingsstap wordt belast tot aan de gebruiksgrenstoestand. Deze doet zich voor bij een verplaatsing van 72 mm en een overeenkomstige kracht van 43.5 kN. Het verloop van het kracht-verplaatsingsdiagramma tot de gebruiksgrenstoestand is zo goed als lineair. Na het bereiken van de gebruiksgrenstoestand wordt de structuur ontlast. Een blijvende vervorming van 47.7 mm wordt opgemeten. Tijdens het herbelasten van de structuur is de stijfheid opnieuw groter dan de initiële stijfheid. Bij het herbelasten wordt de verplaatsing van 72 mm reeds verkregen bij een kracht van 41.9 kN. Bij het verder belasten is de stijfheid van de structuur opnieuw gelijk aan de initiële stijfheid. De belasting wordt verhoogd tot een verplaatsing van 80.9 mm wordt opgemeten. Vervolgens wordt de structuur ontlast en wordt een blijvende vervorming van 53.1 mm opgemeten. In een laatste fase wordt de belasting opnieuw verhoogd tot breuk optreedt. Figuur 4.32 toont dit belastings-ontlastingspatroon en het falen van de structuur.

Figuur 4.32: Verplaatsing van de nok in functie van de kracht bij een verticale belasting op de structuur voorzien van panelen

Bij een belasting van 83 kN wordt de breukbelasting van de structuur overschreden. Een verplaatsing


60

van 151 mm wordt opgemeten. Bij een visuele inspectie van de structuur worden verschillende faalmodes vastgesteld. Een eerste faalmode is het opstuiken van de boutgaten ter hoogte van de verbinding van de trekstaaf met de dakligger. De boutgaten in de ligger zijn plastisch vervormd. De reden voor dit falen is het overschrijden van de stuikkracht. Het verbindingsstuk is voorzien van acht bouten M16 8.8. De maximaal opneembare stuikkracht van 140 kN wordt hier duidelijk overschreden. Bij deze belasting komt geeft het model een kracht van 153 kN. Deze waarde is duidelijk overschreden. Het opstuiken van de boutgaten wordt op figuur 4.33 weergegeven. De erop volgende faalmode is het lokaal uitknikken van de profielen ter hoogte van de verbinding tussen het nokstuk en de liggers. Deze faalmode treedt direct op na het opstuiken van de boutgaten. Een plastische scharnier is gevormd ter hoogte van de verbindingsstukken van de trekstaaf. Er treedt een andere krachtswerking op in de structuur waardoor grote momenten optreden ter hoogte van de nok. De profielen knikken juist uit naast de overgang van het verbindingsstuk. Hier treden hoge spanningen op die lokaal plooien veroorzaken in de profielen. Deze faalmode is weergegeven in figuur 4.34.

Figuur 4.33: Opstuiken van de boutgaten ter hoogte van de trekstaaf

4.7

Figuur 4.34: Lokaal uitknikken van het profiel

Samenvatting van de beproeving van de originele structuur

Bij de visuele inspectie tijdens de proefreeksen en bij de verwerking van de proefresultaten van de originele structuur worden verschillende opmerkingen gemaakt aangaande het structurele gedrag en worden knelpunten in het ontwerp van de structuur waargenomen. Deze paragraaf geeft een overzicht van punten die nog voor verbetering vatbaar zijn. Deze worden behandeld in hoofdstuk 5. • Algemene indruk Bij het belasten van de naakte structuur worden opmerkelijke verplaatsingen opgemeten bij alle belastingsgevallen. Deze vervormingen zijn minstens 2 tot 3 maal groter dan de voorspelde verplaatsingen via de numerieke modellen. De structuur gedraagt zich flexibel. Wanneer panelen op de structuur


61

worden aangebracht, gedraagt de structuur zich veel stijver. Namelijk 2.3 keer stijver voor de dwarsrichting en 4.5 keer voor de langsrichting. Het is duidelijk dat de beplating een gunstige invloed heeft op de stijfheid van de structuur. Tijdens het belasten en herbelasten wordt een andere stijfheid opgemeten. Bij het herbelasten van de structuur is het verglijden van de bouten in de boutgaten van de verbindingsstukken reeds opgetreden, wat de stijfheid ten goede komt. Uit de data van de verticale verplaatsing van de kolomvoeten blijkt dat de kolomvoeten duidelijk niet beantwoorden aan de veronderstelde inklemmingsrandvoorwaarden. • Blijvende vervorming Na het ontlasten van zowel de verticale als de horizontale belastingen is een blijvende vervorming waarneembaar. Deze blijvende vervorming is voornamelijk toe te schrijven aan het verglijden van de bouten in de boutgaten van de verbindingsstukken. Het boutgat heeft namelijk een diameter van 18 mm terwijl bouten van het type M16 worden gebruikt. Deze speling van 2 mm tussen het boutgat en de bout zorgt voor rotaties van 0.127◦ in het voetstuk. Deze hoek wordt bepaald met de helft van de boutspeling, namelijk 1 mm, en de grootste boutafstand in het verbindingsstuk (450 mm). Op een hoogte van 4 m komt dit overeen met een verplaatsing van 8.89 mm. De opgemeten blijvende vervorming van het middenspant bij een belasting op de zijgevel van de naakte structuur bedraagt 12.31 mm. Deze blijvende vervorming wordt voor 74% veroorzaakt door het verglijden van de bouten in de boutgaten. Voor de bepaling van de blijvende vervorming van de dakligger verglijden de bouten van het hoekstuk zowel ter hoogte van de kolom als ter hoogte van de dakligger. Hierdoor doet zich een rotatie van 0.255◦ voor. Aangezien de dakligger 9.3 m lang is, resulteert dit in een blijvende vervorming van 41.4 mm. De opgemeten blijvende vervorming bedraagt 47.7 mm. De blijvende vervorming wordt dus voor 87% veroorzaakt door het verglijden van de boutverbindingen. De blijvende vervormingen hebben ook op het gebied van de krachtswerking een negatief effect. Door de opmerkelijke vervormingen worden namelijk secundaire krachten ingeleid en dit vooral ter hoogte van de kolommen. Dit is het zogenaamde p-4-effect. • Kolomvoet Bij de belasting op de zijgevel treden opmerkelijke vervormingen op in de voetplaten van de kolomvoeten, zoals weergegeven is in de figuren 4.28 en 4.29. De voetplaat bezwijkt aan de optredende normaalkracht en aan het optredende buigmoment. De dikte van de voetplaat, die 10 mm bedraagt, volstaat niet voor het opnemen van de aangrijpende krachten. • Ankers Het type ankerbout dat gebruikt wordt, is voorgesteld in figuur 4.35. Dit zijn mechanische ankers van het segmenttype. De gebruikte ankerbouten hebben een diameter van 16 mm en een ankerlengte van 160 mm. De opneembare trekkracht bedraagt 23 kN. Na iedere proefreeks moeten de ankerbouten opnieuw aangedraaid worden. Bij de bouten die op trek werken, bedraagt deze aandraaiing 1 a ` 2 omwentelingen. De ankerlengte, alsook het ankertype volstaan niet om de optredende trekkracht op te nemen. • Windverbanden


62

Figuur 4.35: Gebruikte ankerbouten

Voor het windverband wordt gebruik gemaakt van het Rail-profiel. Het concept van dit windverband is goed maar wanneer de windverbanden in werking treden, stelt zich een probleem in de verbinding van het windverband met de structuur. Door het aangrijpen van de trekkracht op het draadeinde ontstaat namelijk een secundair moment dat zorgt voor het falen van het verbindingsstuk. Het draadeinde is gelast op een U-stuk (t=4 mm), wat tussen beide Zed-profielen in aangebracht. Door het aangrijpend secundair moment treedt een vervorming van dit plaatje op. Een andere opmerking is dat de aansluiting van het windverband veraf gelegen is van de aslijnen van de structuur. Dit is niet wenselijk om de krachten goed te kunnen afdragen. • Horizontale trekstaaf Het basisprobleem is het niet in lijn liggen van de krachten met de aslijnen van de trekstaaf en de dakligger. Dit zorgt voor een extra moment op de ligger. Wegens het beperkt aantal bouten in de verbinding, wordt de opneembare stuikkracht voortijdig overschreden. Naast de problemen die optreden bij het verbindingsstuk is er ook een duidelijke doorbuiging van de trekstaaf waarneembaar wanneer er nog geen belasting op de structuur is aangebracht. Deze doorbuiging is te verklaren uit de grote lengte en de oriëntatie van het Zed-profiel dat als trekstaaf gebruikt wordt. Bij de optimalisatie van de structuur wordt er aandacht besteed, zowel aan een verbetering van het verbindingsstuk als aan de oriëntatie van de trekstaaf.

4.8 4.8.1

Beproeving van de geoptimaliseerde dakstructuur Inleiding

Na een eerste meetcampagne zijn verschillende opmerkingen te maken aangaande het structurele gedrag. De oplossingen voor deze knelpunten worden beschreven in hoofdstuk 5.


63

Om de impact van de geoptimaliseerde onderdelen te kennen, wordt een tweede meetcampagne uitgevoerd. In deze meetcampagne wordt eerst enkel een dakstructuur belast met een verticale last. De interactie van de kolommen is hierbij dus niet aanwezig. Op deze manier is het mogelijk om de onderdelen van de structuur apart te analyseren. Vervolgens wordt ook een kolom afzonderlijk beproefd in het labo. Na het belasten van de dakstructuur wordt een volledig geoptimaliseerde loods opgebouwd. Deze loods wordt onder dezelfde verschillende belastingsgevallen beproefd. In een laatste fase wordt de structuur tot breuk belast. De meetgegevens die hier verkregen worden, kunnen vervolgens vergeleken worden met de meetgegevens bij de belasting van de originele structuur. Zo kan een terugkoppeling gemaakt worden, waaruit de invloed van de geoptimaliseerde onderdelen kan afgeleid worden. De geoptimaliseerde structuren zijn opgebouwd uit Z300x3-profielen, dit in tegenstelling tot de originele structuur, welke voorzien zijn van Z300x2-profielen.

4.8.2

Beschrijving van de proef

Om het gedrag van de geoptimaliseerde dakstructuur te kennen, wordt een aparte proefreeks opgesteld. Het doel van deze proefreeks is het kunnen voorspellen van de vervormingen van de dakstructuur en het controleren van de vernieuwde structurele onderdelen. De dakstructuur van het type zadeldak, is opgebouwd uit drie identieke spanten die onderling met elkaar verbonden zijn door middel van dakgordingen. Tussen de zijde van de kopgevel en het middenspant zijn windverbanden aangebracht. Voor de opbouw van de dakstructuur wordt gekozen voor drie spanten omdat op deze manier de een zijdelingse steun gecreëerd voor het middelste spant. Tussen de open gevel en het middelste spant zijn er enkel dakgordingen geplaatst. Tussen de kopgevel en het middelste spant daarentegen zijn zowel de dakgordingen als windverbanden aangebracht. Ter hoogte van de tweede dakgording (onderaan te beginnen) is een horizontale trekstaaf aangebracht, zoals aangegeven in figuur 4.36. De algemene geometrie van het dak komt overeen met deze van de globale loods. Een belangrijk verschil is echter dat de dikte van de gebruikte profielen, deze zijn verhoogt van twee naar drie millimeter ten opzichte van de eerste meetcampagne.

Figuur 4.36: Geoptimaliseerde dakstructuur

Figuur 4.37: Roloplegging

Tabel 4.9 geeft een overzicht van de afmetingen van de dakstructuur. De profielen die gebruikt worden voor de opbouw van de dakstructuur zijn samengevat in tabel 4.10. De verbinding met de omgeving bestaat uit rolopleggingen die onderaan de voeten voorzien worden. Deze rolopleggingen worden in werkelijkheid gerealiseerd door een metalen volle cilinder met

HOOFDSTUK 4. EXPERIMENTEEL ONDERZOEK Geometrie overspanning dakhelling kopgevel hoogte trekstaaf spantafstand

64 Afmeting 18 m 15◦ 0.72 m 5m

Tabel 4.9: Afmetingen van de dakstructuur

Onderdeel dakligger trekstaaf dakgording windverbanden

Profieltype Z300/3 Z300/3 Z200/1.5 Rail50

Enkel/Dubbel dubbel enkel enkel n.v.t.

Tabel 4.10: Overzicht van de gebruikte profielen voor de ge¨ıdealiseerde dakstrucuur

een diameter van 50 mm te plaatsen tussen een aangepast hoekstuk en een metalen I-ligger waarop alles gemonteerd is. Figuur 4.37 toont deze roloplegging. De metalen cilinder kan bewegen in de langsrichting tussen het I-profiel en het hoekstuk. Rotaties op de rol zijn eveneens mogelijk. Op deze manier wordt een ideaal roloplegging als verbinding met de omgeving zo goed mogelijk gesimuleerd. De proefreeks bestaat uit het aanleggen van een verticale kracht in de nok van het middenspant. Het principe van het aanbrengen van de verticale belasting en het opmeten van de verplaatsingen is identiek aan het principe beschreven bij de vorige proefreeksen. Het volgende belastingsschema wordt gevolgd: • Belasten in stappen van 5 kN tot aan de gebruiksgrenstoestand • Ontlasten • Opmeten van de blijvende vervorming • Herbelasten in stappen van 5 kN tot aan de gebruiksgrenstoestand • Ontlasten • Herbelasten tot breuk L De maximale verticale verplaatsing van de nok bedraagt 250 . Bij een overspanning van 18 m bedraagt de maximale doorbuiging in de gebruiksgrenstoestand 72 mm.

De positie van de LVDT’s wordt schematisch weergegeven in figuur 4.38. Deze LVDT’s worden opnieuw met behulp van magnetische voeten vastgezet, zoals beschreven bij de vorige proefreeksen.

4.8.3

Bespreking van de meetresultaten

• Verticale verplaatsing van de nok: positie [1] De verticale verplaatsing van de nok, dit is positie [1] in figuur 4.38, wordt eerst besproken. Bijlage C.7.1 geeft een grafisch overzicht van de optredende verplaatsingen in functie van de aangelegde


65

Figuur 4.38: Nummering van de verplaatsingsopnemers

kracht. In een eerste belastingsstap wordt, in stappen van 5 kN, naar de gebruiksgrenstoestand toe gewerkt. De eerste belastingsstap eindigt bij het aanbrengen van een kracht van 51 kN. Bij deze waarde wordt een verplaatsing van 70.4 mm opgemeten. Na deze belastingsstap wordt de structuur volledig ontlast zodat de blijvende vervorming opgemeten kan worden. Deze blijvende vervorming bedraagt 23 mm. In de tweede stap wordt opnieuw belast tot aan het punt van de gebruiksgrenstoestand. Bij het herbelasten wordt het punt van de gebruiksgrenstoestand verkregen bij een kracht van 49.9 kN. Met deze kracht komt een verplaatsing van 70.8 mm overeen, wat nagenoeg samenvalt met het punt in het eerste belastingspad. Figuur 4.39 geeft de belasting, de ontlasting en de herbelasting weer. De belastings- en de herbelastingscurve tonen duidelijk een verschillende helling. De verklaring voor dit fenomeen is wederom te zoeken in het verglijden van de bouten in de boutgaten van de verbindingsstukken. Hierdoor gedraagt de structuur zich stijver in de herbelastingsstap dan in de normale belastingsstap. Na de herbelasting wordt de structuur opnieuw volledig ontlast. Een blijvende vervorming van 23.6 mm wordt opgemeten, net zoals na de eerste belastingsstap. Het kleine verschil van 0.6 mm in de blijvende vervorming is beperkt. In een derde stap wordt de structuur tot breuk belast. Dit is de uiterste grenstoestand. De belasting wordt wederom in stappen van 5 kN aangebracht. Het verloop van de verplaatsingen en de krachten volgt het pad van de herbelastingscurve, tot voorbij het punt van de gebruiksgrenstoestand. Naarmate de belasting oploopt, is een duidelijke afname van het lineaire verloop waarneembaar. De afname van de stijfheid van de structuur is op te merken bij een kracht van ongeveer 80 kN. De structuur begint op een bepaald moment plastisch te vervormen. De belasting wordt opgedreven tot de dakstructuur bezwijkt. Het bezwijken van de structuur treedt op bij een belasting van 84.7 kN. Na een visuele inspectie van de structuur is het duidelijk dat de regelbout (M20 8.8) van het aansluitstuk van de trekstaaf op de dakligger gefaald heeft. Aangezien het falen plots is opgetreden, kan hier gesproken worden van een brosse breuk. Het verloop van het falen is duidelijk waarneembaar in figuur 4.39 vanaf een aangrijpende kracht van ongeveer 80 kN. De faalmode is het uitscheuren van de draadkammen van de regelbout. Dit is weergegeven in figuur 4.41. Om een terugkoppeling te maken naar Powerframe wordt de breuklast van 84.7 kN aan het model aangelegd. De trekkracht in de trekstaaf bedraagt dan 222.5 kN. De karakteristieke grenstrekkracht van een bout wordt bepaald aan de hand van de volgende uitdrukking:

Ft.Rk = 0.9 · fub · As

(4.1)

Voor een bout M20 8.8 bedraagt deze karakteristieke grenstrekkracht 176.4 kN. Deze grenstrekkracht wordt bepaald met de karakteristieke treksterkte. Dit betekent dat minstens 95% van de bouten een


66

grotere treksterkte moeten hebben dan deze karakteristieke waarde. De kans is dus reëel dat de bout een grotere treksterkte heeft dan de karakteristieke treksterkte. Dit wordt hier ook vastgesteld aangezien het model een treksterkte van 222.5 kN aangeeft ten opzichte van de karakteristieke waarde van 176.4 kN.

Figuur 4.39: Grafiek van de verticale verplaatsing van de nok in functie van de aangrijpende belasting

Tijdens het herbelasten wordt een stijver gedrag van de structuur ondervonden. In de eerste belastingsstap treedt het verglijden van de bouten in de boutgaten ter hoogte van de verbindingen op. Dit fenomeen zorgt voor een vermindering van de stijfheid van de structuur. Bij een herbelasting is er geen speling meer op de boutverbindingen, waardoor de belasting rechtstreeks op de verbindingen wordt overgedragen. Dit komt de stijfheid van de structuur natuurlijk ten goede. In figuur 4.39 zijn eveneens de verplaatsingen van het dakmodel van Powerframe uitgezet. Wanneer er geen rekening wordt gehouden met het verglijden van de boutverbindingen, is er een zeer grote afwijking tussen het model en de werkelijkheid. Het model gedraagt zich namelijk veel stijver dan de structuur. Het relatieve verschil in stijfheid bedraagt 38.7%. Indien echter rekening gehouden wordt met de blijvende vervorming van de structuur, is de overeenkomst tussen het model en de werkelijke structuur veel beter. Het in rekening brengen van de blijvende vervorming komt overeen met het verschuiven van de rechte van het model over de vastgestelde vervorming van 23.6 mm. Een relatieve afwijking van 14.7% wordt waargenomen. Deze afwijkingen worden verkregen uit de hellingen van de grafiek. In het algemeen kan verondersteld worden dat het model en de structuur goed overeenkomen, mits het in rekening brengen van het verglijden van de bouten in de boutgaten.


Figuur 4.40: Verticale doorbuiging van de middelste nok

67

Figuur 4.41: Falen van de regelbout

• Horizontale verplaatsingen van de steunpunten: posities [2] en [3] Tijdens het belasten van de structuur worden eveneens de horizontale verplaatsingen opgemeten van de steunpunten. De posities [2] en [3] zijn de twee steunpunten van het middenspant. De steunpunten zijn als rolopleggingen ontworpen en hebben een horizontale bewegingsgraad. De verplaatsingen zijn naar buiten toe positief genomen, onder het aanbrengen van de verticale last. Dit is ook intu¨ıtief te verwachten. De grootste verplaatsingen zijn te verwachten aan de steunpunten van het middenspant. In bijlage C.7.1 wordt een grafiek weergegeven met de verplaatsingen van de beide kolomvoeten van het middenspant in functie van de aangrijpende belastingen. De verplaatsingen van de steunpunten zouden normaal symmetrisch moeten zijn. In een eerste belastingsstap wordt de belasting opgedreven tot 51 kN. De verplaatsingen bedragen respectievelijk 19.1 mm voor steunpunt [2] en 18.6 mm voor steunpunt [3]. Het verschil van 0.5 mm is over de volledige belastingsstap merkbaar. Dit verschil is waarschijnlijk te wijten aan lokale fenomen waardoor de structuur zich niet perfect symmetrisch gedraagt. Tijdens het beproeven zijn de verplaatsingen van de steunpunten duidelijk merkbaar. Naast deze verplaatsingen kan eveneens een rotatie van de kolomvoeten vastgesteld worden. Dit fenomeen wordt weergegeven in figuur 4.42, maar werd niet opgemeten.

Figuur 4.42: Rotatie van steunpunt

Na het ontlasten wordt in posities [2] en [3] een blijvende vervorming van respectievelijk 6.4 mm en 5.0 mm vastgesteld. Het steunpunt [3] veert 1 mm meer terug dan steunpunt [2]. In de tweede belastingsstap zijn dezelfde fenomenen als in de eerste belastingsstap op te merken. De twee steunpunten gedragen zich hetzelfde met een constant verschil van ongeveer 0.7 mm. In de herbelastingsstap is het verschil in stijfheid duidelijk waarneembaar. Dit verschil kan opnieuw verklaard worden door het verglijden van de bouten in de boutgaten ter hoogte van de verbindingen. Opnieuw wordt de structuur


68

ontlast en wordt de blijvende vervorming opgemeten. Deze bedraagt 6.4 mm en 5.34 mm. Het steunpunt [3] heeft een extra vervorming ondergaan van 0.34 mm. In de laatste belastingsstap wordt belast tot breuk. Het verloop van deze herbelastingscurve volgt het verloop van de tweede herbelastingscurve tot een kracht van 80 kN. In deze zone zijn de verplaatsingen zo goed als lineair. Bij een belasting die groter is dan 80 kN begint de structuur te vloeien. Dit kan ook waargenomen worden in figuur 4.43 die de verplaatsingen van de steunpunten weergeeft. Bij een toenemende kracht gaat de structuur zich niet-lineair vervormen. Vanaf een kracht van 80 kN treedt een plastisch vervorming op die zal leiden tot breuk bij een belasting van 84.7 kN. Voor het vergelijken van de werkelijke verplaatsingen met de verplaatsingen voorspeld door het model in Powerframe moeten de verplaatsingen van posities [2] en [3] worden gesommeerd. In het model is het namelijk niet mogelijk om een structuur in te geven die alleen op rollen is gemodelleerd. De structuur heeft dan namelijk een vrijheidsgraad te veel. Een overzicht van de verplaatsingen van het model en van de werkelijke structuur wordt weergegeven in figuur 4.43. De fenomenen die besproken zijn bij de verticale verplaatsing van de nok zijn ook hier waarneembaar. De stijfheid vertoont daarentegen wel grotere afwijkingen. De relatieve verschillen zijn 46% voor de eerste belastingsstap en 27% voor de herbelastingsstap.

Figuur 4.43: Som van de horizontale verplaatsing van de steunpunten van het middenspant in functie van de kracht

• Overige verplaatsingen De belangrijkste verplaatsingen van de structuur zijn reeds weergegeven. De overige verplaatsingen


69

zijn de verplaatsingen van de steunpunten van de buitenste spanten, namelijk de posities [5], [6], [7] en [8] in figuur 4.38. Tijdens het belasten zijn geen merkbare verplaatsingen van deze steunpunten op te merken. De verplaatsing varieert tussen 0.1 mm en 0.7 mm. Op deze posities worden geen grote verplaatsingen verwacht. De krachtoverdracht van de belasting naar de steunpunten toe, gaat volledig over het middenspant. De nok van het middenspant beweegt naar beneden. De verbindingen van de gordingen met de spanten zijn niet oneindig stijf waardoor de verplaatsingen door de structuur worden tegengewerkt. Dit wordt duidelijk vastgesteld in de opgemeten verplaatsingen. De verticale verplaatsing van de nok op positie [4], dit is de nok van de open gevel, wordt eveneens opgemeten. Net zoals bij de vorige posities is de verplaatsing van deze positie niet relevant aangezien ze slechts kleine waarden aanneemt. Bij een belasting tot 50 kN bedraagt de verplaatsing van positie [4] 0.50 mm. Voor belastingen boven 50 kN is een toename van de verplaatsing waarneembaar tot 2.4 mm bij breuk. De extra toename is te wijten aan de grote verplaatsingen die de nok van het middenspant ondergaat, waardoor de gordingen gaan meewerken in het naar beneden trekken van dit punt. Deze opgemeten verplaatsing is een secundaire verplaatsing.

4.9

Beproeving van een kolom

Om de theoretische doorbuiging van een samengestelde kolom te vergelijken met de doorbuiging in realiteit wordt een driepuntsbuigproef uitgevoerd in het labo. Bij deze buigproef wordt de samengestelde kolom (Z300x3) op twee steunpunten geplaatst met een tussenafstand van 3.60 m. De belasting wordt aangebracht en verdeeld via een stijve metalen verdeelbalk over beide secties. De proefopstelling wordt weergegeven in figuur 4.44.

Figuur 4.44: Driepuntsbuigproef op kolom

In het midden van de kolom wordt de doorbuiging opgemeten. Tot een belasting van 5 kN wordt een lage stijfheid opgemeten. De reden voor dit fenomeen is het lokaal wegplooien van de flenzen tot wanneer een gelijkmatige krachtsverdeling verkregen wordt onder de verdeelbalk. Bij het verder opvoeren van de belasting wordt een stijver gedrag waargenomen. Bij een kracht van 71 kN treedt falen op. De faalmode is het lokaal uitplooien van de lijfplaat ter hoogte van het aangrijpingspunt van


70

de belasting.

Figuur 4.45: Doorbuiging in functie van de aangrijpende belasting voor een driepuntsbuigproef op kolom

Het opgemeten kracht-verplaatsingsdiagramma is weergegeven in figuur 4.45. Het falen van de ligger treedt op bij een belasting van 71 kN. Met deze belasting komt een buigmoment met grootte 63.9 kNm overeen. Het theoretisch maximale buigmoment voor deze ligger is 95 kNm. Dit opmerkelijk everschil is waarschijnlijk toe te schrijven aan de lokale hoge spanningen, die ge¨ıntroduceerd worden onder de verdeelbalk. Lokaal wordt hier de kritische spanning overschreden waardoor het profiel lokaal gaat uitplooien.

4.10

Beproeving van de geoptimaliseerde loods

4.10.1

Beschrijving van de proef

In een laatste fase van de meetcampagne worden dezelfde drie verschillende belastingsgevallen (zie paragraaf 4.3) aangelegd op de geoptimaliseerde loods. De geometrische eigenschappen van de loods zijn identiek aan die van de originele structuur. Deze structuur bevat alle verbeteringen die voorgesteld en uitgewerkt zijn in hoofdstuk 5. Bij het belasten van de dakstructuur is de optredende faalmode het uitbreken van de draadkammen van de regelbout. Om deze mode uit te sluiten wordt in de geoptimaliseerde loods de boutdiameter verhoogd van M20 naar M24. De geoptimaliseerde loods is opgebouwd met Z300×3-profielen.


71

Het volgende belastingspatroon is opnieuw van toepassing. • Belasten in stappen van 5 kN tot aan de gebruiksgrenstoestand • Ontlasten • Opmeten van de blijvende vervorming • Herbelasten in stappen van 5 kN tot aan de gebruiksgrenstoestand • Ontlasten • Herbelasten tot aan de uiterste grenstoestand of tot breuk

4.10.2

Horizontale belasting op de kopgevel

De opgemeten verplaatsingen van de nok en de hoeken worden grafisch weergegeven in bijlage C.8.1. De verticale verplaatsingen van de kolomvoeten zijn opgesteld in bijlage C.8.1. De structuur wordt onderworpen aan een symmetrische belasting. De verplaatsingen van positie [1] en [3] moeten theoretisch gezien identiek zijn. Uit de metingen volgt dat deze verplaatsingen gelijkmatig oplopen tot een belasting van 3.5 kN. De verplaatsing van hoek [3] neemt hierna sneller toe. In figuur 4.46 is dit duidelijk waarneembaar.

Figuur 4.46: Horizontale verplaatsing van de meetpunten bij een belasting volgens de kopgevel op de geoptimaliseerde structuur


72

De eerste belastingsstap zou een lineair gedrag moeten vertonen. Dit is duidelijk niet het geval. De belastingstak van hoek [1] is lineair tot bij een belasting van 7.5 kN. Vanaf dit punt neemt de stijfheid in belangrijke mate af. Hetzelfde fenomeen wordt waargenomen voor de posities [2] en [3]. Een duidelijke afwijking van het lineair gedrag van positie [3] is waarneembaar bij een kracht van 3.5 kN. De redenen voor dit afwijkend gedrag zijn de vervormingen die optreden in de L-stukken waarmee de dakgordingen verbonden zijn aan de dakliggers. In figuur 4.47 is duidelijk vast te stellen dat de L-stukken belangrijke vervormingen ondergaan. De vervorming treedt op bij de overgang van de brede sectie naar de smalle sectie. De brede sectie is verbonden met de dakligger terwijl de smalle sectie verbonden is met de dakgording. In deze sectie-overgang treden lokaal hoge drukspanningen op waardoor het Lstuk lokaal uitknikt. Een schematisch overzicht van het L-stuk wordt in bijlage B: L-stuk weergegeven.

Figuur 4.47: Falen van L-stuk

Vanwege de optimalisatie van de originele structuur gedraagt de structuur zich veel stijver. Een ander onderdeel wordt de zwakke schakel. In dit belastingsgeval zijn het de L-stukken die falen. Wanneer de loods in werkelijkheid voorzien is van daken wandpanelen wordt de belasting mee opgenomen door de schijfwerking van de panelen. De schroeven waarmee de panelen verbonden zijn aan de structuur en de panelen zelf zorgen dat de afstand tussen de dakliggers constant wordt gehouden. Op deze manier kan het uitknikken van het L-stuk niet langer optreden. Het aanbrengen van de panelen is dus noodzakelijk voor een concrete beoordeling van het reële gedrag bij hoge lasten. Bij de visuele inspectie wordt enkel het hierboven beschreven probleem van de L-stukken opgemerkt. Aan de verbindingen van de windverbanden met de structuur zijn geen zichtbare gebreken vast te stellen. De opgemeten verplaatsingen in de eerste belastingtak bedragen respectievelijk 25.4 mm voor positie [1] en 21.8 mm voor positie [3] bij een kracht van 17 kN.


73

Bij het ontlasten van de structuur wordt in posities [1] en [3] een blijvende vervorming van 7.5 mm respectievelijk 6.3 mm opgemeten. De blijvende vervorming van positie [2] bedraagt 14.6 mm. Tijdens het herbelasten naar de gebruiksgrenstoestand wordt een extra verplaatsing van 0.5 mm opgemeten aan de hoeken bij een kracht van 16.8 kN. Na het ontlasten wordt eveneens deze extra verplaatsing opgemeten bij de blijvende vervorming. In een laatste fase wordt de belasting verhoogd tot een belasting van 25 kN. Bij deze belasting treden grote vervormingen van de L-stukken op. De verplaatsing van nok [2] bedraagt 87.9 mm. De verplaatsingen van hoek [1] en [3] zijn gelijk aan 40.1 mm respectievelijk 37.6 mm. Op figuur 4.46 is duidelijk op te merken dat de stijfheid van het model en de opgemeten opgemeten stijfheid initieel goed overeenkomen tot op het moment dat het falen van de L-stukken optreed.

4.10.3

Horizontale belasting op de zijgevel

Bij het aanbrengen van de belasting op de zijgevel wordt het vooropgestelde belastingspatroon gevolgd. De meetresultaten worden in bijlage C.8.2 weergegeven. In een eerste belastingsstap wordt de kracht opgevoerd tot 26.9 kN. De verplaatsing van hoek [3] bedraagt 19.2 mm. Bij het ontlasten wordt een blijvende vervorming van 2.98 mm opgemeten. Bij het herbelasten wordt een verplaatsing van 20.62 mm geregistreerd bij een kracht van 30 kN. De structuur wordt opnieuw ontlast waarbij een extra blijvende vervorming van 0.70 mm wordt opgemeten. In de volgende belastingsstap wordt de structuur verder belast tot een kracht van 34.8 kN. Het verloop van deze kracht-verplaatsingsdiagramma’s is weergegeven op figuur 4.48. Op deze grafiek zijn de belastingstakken van de andere hoekpunten eveneens weergegeven. Het verloop van deze hoekpunten in het kracht-verplaatsingsdiagramma is gelijkaardig aan het verloop van hoekpunt [1] zoals hierboven beschreven is. In de figuur zijn eveneens de kracht-verplaatsingsrelaties van de numerieke modellen weergegeven. De voorspellingen van het model voor hoek [3] komen zeer goed overeen met de werkelijkheid. Een relatief verschil van 16% wordt verkregen voor de initiële stijfheid terwijl de werkelijke herbelastingscurve maar 9% van deze van het model afwijkt. De voorspelde verplaatsingen van het model komen zeer goed overeen met de opgemeten verplaatsingen. De verticale verplaatsingen van de kolomvoeten worden in bijlage C.9 weergegeven. De maximale verplaatsing die optreedt, bedraagt 0.2 mm. Deze kleine verplaatsing is verwaarloosbaar. Uit deze metingen volgt opnieuw dat de veronderstelling van ingeklemde kolomvoeten gerealiseerd is.

4.10.4

Verticale belasting ter hoogte van de nok

De laatste proef die wordt uitgevoerd, is het aanbrengen van een verticale belasting ter hoogte van de nok. Hetzelfde belastingsschema wordt aangewend. In de laatste stap wordt de structuur echter tot breuk belast. De verticale verplaatsingen van de nok worden grafisch weergegeven in bijlage C.9.1. In een eerste stap wordt de structuur belast tot aan de gebruiksgrenstoestand. Bij het aanbrengen van de kracht tot aan de gebruiksgrenstoestand is een extra ontlasting ingevoerd bij een belasting van 38.5 kN. Deze ontlastingscurve is weergegeven in figuur C.9.1. Deze ontlasting was nodig omdat de hydraulische


74

Figuur 4.48: Horizontale verplaatsing van de meetpunten van een belasting volgens op de zijgevel in functie van de kracht

vijzel niet goed gepositioneerd was op de ballasttafel. Een blijvende vervorming van de structuur van 11.2 mm wordt geconstateerd. Bij het herbelasten gedraagt de structuur zich stijver tot in het punt waar ontlast is. Na dit punt volgt de stijfheid opnieuw de initiële stijfheid van de eerste belastingscurve. De gebruiksgrenstoestand wordt bereikt bij een belasting van 85.2 kN. Na het ontlasten van de structuur wordt een blijvende vervorming van 40.77 mm opgemeten. In de tweede herbelastingsfase wordt de gebruiksgrenstoestand bereikt bij een kracht van 80.9 kN. Vervolgens wordt opnieuw ontlast en wordt een extra blijvende verplaatsing van 0.57 mm opgemeten. Tussen de hellingen van beide herbelastingscurves zijn bijna geen verschillen op te merken. De stijfheid tijdens het herbelasten is ongeveer constant. In een laatste belastingsstap wordt de structuur tot breuk belast. Het aanbrengen van de breukbelasting wordt in drie fases opgedeeld wegens problemen met de tegenmassa van de ballasttafel. In een eerste fase wordt de belasting opgevoerd tot 94.8 kN. De belasting wordt niet verder verhoogd wegens het overhellen van het tegengewicht van de trekbank. De massa van de linkse en rechtse coil zijn verschillend waardoor de constructie aan één zijde van de grond wordt gelicht. De ter plaatse bedachte oplossing is om de tegenmassa te verhogen met de massa van de hoogtewerker. In een tweede fase wordt de belasting verder opgevoerd tot 120 kN. Bij deze kracht is beslist om niet verder te gaan wegens de onveilige situatie met de hoogtewerker als tegenmassa. De structuur is


75

Figuur 4.49: Verticale verplaatsing van de nok bij een verticale belasting in functie van de kracht

nog steeds niet bezweken. Om de structuur toch tot breuk belast te belasten wordt het tegengewicht verhoogd. In een derde fase wordt de structuur effectief tot breuk belast. In figuur 4.49 zijn de volgende drie fases duidelijk waarneembaar. In een eerste fase wordt bij een belasting van 94.8 kN een verplaatsing van 84.3 mm opgemeten. Na het ontlasten wordt een blijvende vervorming van 50 mm vastgesteld. De belasting wordt verhoogd tot 120 kN. Bij deze belasting ondergaat de nok een verplaatsing van 114.3 mm. In figuur 4.49 wordt het verloop van de metingen van de derde fase weergegeven. Dit is de curve rechts van de stippellijn. Deze stippellijn geeft het theoretisch verloop weer van de blijvende vervorming. De helling van deze rechte is gelijk aan de opgemeten stijfheid van de laatste belastingstak bij een kracht van 94.8 kN. De berekende blijvende vervorming is 69.55 mm. Vanaf dit punt worden de metingen van de derde fase ge¨ımplementeerd. In de derde fase is het volledige belastingspatroon aangehouden. In de eerste stappen wordt opnieuw belast tot aan de gebruiksgrenstoestand. Vervolgens wordt de structuur effectief tot breuk belast. Bij een belasting van 160 kN heeft de structuur zijn breuklast bereikt. Bij nadere inspectie is in het verbindingsstuk van de trekstaaf een brosse breuk opgetreden. Het gefaalde verbindingsstuk wordt op figuur 4.50 getoond. De geleidingsbuis heeft gefaald net naast de lasnaad met de plaat. De trekkracht wordt namelijk verdeeld over de lasnaden links en rechts van de geleidingsbuis. Deze kracht zorgt voor een moment rond het middelpunt van de moer, dat voor spanningen zorgt in het buisprofiel waardoor dit is opengescheurd.


76

Figuur 4.50: Falen van het verbindingsstuk van de trekstaaf

Bij een verticale belasting van 160 kN in de nok geeft het model een trekkracht van 275 kN weer in de trekstaaf. Bij deze kracht wordt de grenstrekkracht voor een bout M24 8.8 overschreden. Deze grenstrekkracht bedraagt 254 kN. Deze bout is duidelijk sterker dan karakteristieke grenstrekkracht, wat ook te verwachten is. Figuur 4.49 geeft eveneens de verplaatsingen van het model in functie van de kracht weer. Voor de initiële belastingsstap wordt een relatief verschil van 42 % opgemeten. Voor de herbelastingsstap bedraagt dit relatieve verschil slechts 9 %. Een overzicht van de verplaatsingen van de kolomvoeten wordt weergegeven in bijlage C.9.1. De maximaal optredende verplaatsing is 0.28 mm. Hier wordt opnieuw bevestigd dat de geoptimaliseerde kolomvoet als een inklemming werkt.

4.11

Vergelijking van de meetcampagnes

In deze paragaaf wordt de vergelijking gemaakt tussen de meetcampagnes op de originele en de geoptimaliseerde structuur. De originele structuur is opgebouwd met Z300x2-profielen, terwijl de geoptimaliseerde structuur voorzien is van Z300x3-profielen. Wegens dit verschil in gebruikte profielen is het vergelijken van beide meetcampagnes niet eenvoudig. De overeenkomstige kracht-verplaatsingsdiagramma’s moeten met enige voorzichtigheid vergeleken worden. • Algemeen gedrag van de structuur Uit de verschillende metingen van de eerste en de tweede meetcampagne wordt steeds een algemeen gedragspatroon van de structuur opgemerkt. Wanneer de structuur voor een eerste keer belast wordt, treedt een verglijding van de bouten in de boutgaten van het verbindingsstuk op. Wanneer vervolgens de structuur volledig ontlast wordt, veert de structuur niet volledig terug tot in zijn beginpositie maar


77

kan een blijvende vervorming opgemeten worden. Bij het herbelasten van de structuur is de stijfheid verschillend van de initiële stijfheid. De stijfheid tijdens het herbelasten is groter dan de initiële stijfheid aangezien het verglijden van de bouten reeds is opgetreden, waardoor de belasting rechtstreeks op de profielen wordt overgedragen. De vraag is: of het herbelasten in de praktijk voorkomt. Wanneer de wind bijvoorbeeld uit de andere richting waait, gaat het verglijden van de bouten in de boutgaten wederom optreden. Waardoor de structuur terug de initiële stijfheid zal aannemen. Dit algemene gedrag wordt schematisch weergegeven in figuur 4.51.

Figuur 4.51: Schematisch overzicht van het gedrag

• Blijvende vervorming Tijdens de eerste proefreeks op de originele structuur zijn opmerkelijke blijvende vervormingen opgetreden bij niet al te hoge belastingen. Het verminderen van de gatdiameter met 1 mm zorgt enerzijds voor een opmerkelijke daling van de blijvende vervormingen en anderzijds voor het realiseren van een werkelijke inklemming aan de kolomvoeten. Tabel 4.11 geeft een overzicht van de blijvende vervormingen van de originele en geoptimaliseerde structuur. In deze tabel is een duidelijke afname van de blijvende vervorming op te merken. Belastingsgeval Zijgevel Verticaal

Originele structuur 12.31 mm na 13.5 kN 21.3 mm na 29.5 kN

Geoptimaliseerde structuur 6.32 mm na 29.6 kN 40.77 mm na 80.5 kN

Tabel 4.11: Overzicht van de blijvende vervormingen

Wanneer de blijvende vervorming per kracht wordt uitgedrukt is een duidelijke afname op te merken per kracht. Voor de zijgevel is de blijvende vervorming gedaald met een factor 4.3. Terwijl voor de verticale verplaatsing een factor 1.4 wordt opgemeten. Deze relatieve waarden worden weergegeven in tabel 4.12. • Kolomvoet en funderingsankers

HOOFDSTUK 4. EXPERIMENTEEL ONDERZOEK Belastingsgeval Zijgevel Verticaal

Originele structuur 0.91 mm/kN 0.72 mm/kN

78 Geoptimaliseerde structuur 0.21 mm/kN 0.51 mm/kN

Tabel 4.12: Overzicht van de blijvende vervormingen

Bij het belasten van de originele structuur zijn grote verticale verplaatsingen van de kolomvoeten opgemeten. Deze verplaatsingen zijn te wijten aan de onvoldoende verankering van de keilbouten en aan het opbuigen van de voetplaat. Het verhogen van de dikte van de voetplaat van de kolomvoet met 10 mm heeft zijn effect niet gemist. Ook het gebruik van chemische ankers met een diameter van 24 mm en een verankeringslengte van 260 mm draagt bij tot het verminderen van de blijvende vervorming in de structuur en tot het realiseren van een werkelijke inklemming in de kolomvoeten. Na de optimalisatie zijn slechts verplaatsingen van grootte-orde 0.1 mm opgemeten. Wanneer deze verplaatsingen vergeleken worden met de verplaatsingen in de originele structuur, die enkele millimeters bedragen, voldoet het geoptimaliseerde ontwerp duidelijk aan de gewenste inklemming. • Windverbanden Tijdens de tweede meetcampagne zijn geen problemen opgetreden met de windverbanden. Het verbeteren van de aangrijpingspunten van de windverbanden volstaat dus. • Verbindingsstuk van de trekstaaf Tijdens de eerste proefreeks treedt stuik op ter hoogte van de bouten van het verbindingsstuk met de dakligger. Het verhoogde aantal bouten samen met het vernieuwde ontwerp van het verbindingsstuk zorgen voor een oplossing van dit probleem. Het testen van dit geoptimaliseerde verbindingsstuk in de dakstructuur bracht het lokaal plooien van de verbindingsplaat aan het licht. Aan deze faalmode is tegemoet gekomen in het huidige ontwerp dat getest is in de geoptimaliseerde structuur. Bij het beproeven van de geoptimaliseerde structuur zijn alle aanpassingen welke zijn uitgewerkt in hoofdstuk 5 getest. Uit de metingen en de verwerking van de data volgt dat deze optimalisaties duidelijk een positief effect hebben op de knelpunten van het originele structuur.

Hoofdstuk 5

Optimalisatie 5.1

Inleiding

Na het beproeven van de originele structuur zijn verschillende opmerkingen aangaande het structurele gedrag en andere knelpunten aan het licht gekomen die beschreven zijn in paragraaf 4.7. Dit hoofdstuk bevat een beschrijving en een grafische voorstelling van de geoptimaliseerde verbindingen en deelcomponenten. De verbeteringen bestaan voornamelijk uit wijzigingen in de geometrie en de opbouw van de verschillende verbindingsstukken. De volgende componenten worden behandeld: • Verbindingsgaten in de profielen • Kolomvoet • Funderingsankers • Windverbanden • Aansluitstuk van de horizontale trekstaaf op de spantligger Na het uitwerken van de verbeteringen aan de elementen worden deze verbeteringen eveneens getest in een werkelijke structuur. De geoptimaliseerde structuur wordt opnieuw onderworpen aan dezelfde proefreeksen als in het geval van de originele structuur. Op deze manier wordt nagegaan wat de gevolgen zijn van de verbeteringen en of deze al dan niet een goed effect hebben op de knelpunten waarvoor ze ontworpen zijn.

79

HOOFDSTUK 5. OPTIMALISATIE

5.2 5.2.1

80

Vooropgestelde wijzigingen Blijvende vervormingen

De blijvende vervormingen zijn hoofdzakelijk te wijten aan het verglijden van de bouten in de boutgaten van de verbindingsstukken. De mogelijke oplossingen zijn het gebruik van voorgespannen bouten of het verminderen van de gatdiameter. Het gebruik van voorgespannen bouten is een mogelijkheid om het verglijden te voorkomen en zo dus de blijvende vervorming te verminderen. De boutverbindingen in de structuur zijn belast op afschuiving. Door het voorspannen van de bouten wordt een wrijvingskracht opgewekt tussen het profiel en het verbindingsstuk. Bij het begroten van de opneembare glijkracht is de belangrijkste parameter de wrijvingscoëfficiënt µ. Deze coëfficiënt, die kan worden ingerekend voor gegalvaniseerde platen die geen voorbehandeling hebben gehad, is gelijk aan 0.2. Deze waarde voor de wrijvingscoëfficiënt is vastgelegd in paragraaf 6.5.8.3 van Eurocode 3 [13]. De opneembare wrijvingskracht tussen beide platen door het gebruik van voorgespannen bouten M16-8.8, zorgt voor een afschuifkracht in uiterste grenstoestand van 14.067 kN. Deze afschuifkracht wordt bepaald aan de hand van de volgende formule: Fs.Rd =

ks · n · µ 1 · 1 · 0.2 · 0.7 · fub · As = · 0.7 · 800 · 157 = 14.067kN γM s 1.25

(5.1)

Het gebruik van voorgespannen bouten is dus af te raden wegens de geringe invloed ervan. Een tweede oplossing is het verminderen van de diameter van de boutgaten. Deze diameter die oorspronkelijk 18 mm bedraagt, wordt met 1 mm verminderd tot een diameter van 17 mm. De opbouw van de structuur en vooral het plaatsen van de bouten in de boutgaten wordt bemoeilijkt aangezien nu slechts 1 mm speling overblijft tussen de diameter van het boutgat en de bout zelf. Bij navraag aan de montagefirma blijkt deze reductie van de marge voor professionele mensen geen probleem te zijn. Voor particulieren kan dit echter wel een probleem vormen omdat ze ervaring missen in het degelijk en juist monteren. Bij een kolomlengte van 4 m is de mogelijke verplaatsing aan de top gelijk aan 8.89 mm, wanneer enkel de bouten verglijden bij een gatspeling van 1 mm. Dit is een vermindering met de helft ten opzichte van de verplaatsing van 17.77 mm, die verkregen wordt in het geval van een gatspeling van 2 mm. Deze waarden worden bepaald aan de hand van de helft van de gatspeling en de grootste gatafstand van het verbindingingstuk met het profiel. Deze rotatie wordt verschaald over de lengte van het onderdeel. Het verminderen van de diameter van de boutgaten komt de structuur ten goede, zeker voor het onder controle houden van de blijvende vervormingen. De metingen bevestigen het positieve effect van het verminderen van de gatdiameter op de blijvende vervorming (zie paragraaf 4.11). Om de doorbuiging van de trekstaaf te beperken, wordt de oriëntatie van het profiel veranderd. Dit wordt in detail besproken in paragraaf 5.2.5.

5.2.2

Kolomvoet

Aan het constructieve ontwerp van de oorspronkelijke kolomvoet worden geen wijzigingen aangebracht. Een eis waaraan steeds moet worden voldaan, is dat de buitenkant van de profielen gelijk moet komen met de buitenzijde van de voetplaat van de kolomvoet. Dit maakt het mogelijk om tijdens het monteren


81

van de wandpanelen, deze panelen te laten aansluiten op een bepaald niveau onder de voetplaat. Bij de beproeving van de originele structuur blijkt dat de oorspronkelijke kolomvoet niet voldoet aan de voorwaarde van een volmaakte inklemming. Bij het aanbrengen van de belastingen komen de ankerbouten los (figuur 4.28) en buigt de dunne voetplaat op (figuur 4.29). Het aanpassen van de geometrie van de voetplaat en van de opstaande platen, die voor de verbinding van het profiel met de kolomvoet zorgen, is dus noodzakelijk. Rekening houdend met alle parameters en met de aangrijpende belastingen wordt een geoptimaliseerde kolomvoet ontworpen. De belangrijkste afmetingen van deze geoptimaliseerde kolomvoet worden vergeleken met deze van de oorspronkelijke kolomvoet in tabel 5.1. Onderdeel dikte voetplaat grootte voetplaat (lxb) diameter ankers dikte verticale plaat

Oorspronkelijke kolomvoet 10 mm 365 mm x 365 mm 16 mm 6 mm

Geoptimaliseerde kolomvoet 20 mm 355 mm x 300 mm 24 mm 10 mm

Tabel 5.1: Vergelijking van de geometrie van de oorspronkelijke en de geoptimaliseerde kolomvoet

De geoptimaliseerde kolomvoet wordt beschouwd als een inklemming. Bij de ontwerpberekeningen wordt uitgegaan van een excentrische belasting. Deze is afkomstig van het aangrijpende moment en de drukkracht. Vooral de opname van het aangrijpende moment is van belang. De normaalkracht, namelijk de drukkracht op de kolomvoet, heeft een gunstig effect en vermindert de trekkracht op de ankers en op de voetplaat. Voor het bepalen van de afmetingen van excentrisch op druk belaste voetplaten bestaan verschillende rekenmethodes. Van belang hierbij is de spanningsverdeling onder de voetplaat. Een niet-lineaire spanningsverdeling van het beton wordt verondersteld, zoals aangegeven in figuur 5.1. Deze keuze wordt gemaakt omdat de mogelijkheid bestaat dat de ankers gaan vloeien. In dat geval kan niet meer uitgegaan worden van een lineair spanningsverloop van het beton. De rekken in het beton zullen het elastisch gebied overschrijden en automatisch wordt een niet-lineair spanningsverloop aangewend. De berekening van de kolomvoet is uitgewerkt in het tabblad ’Verbindingen’ (bijlage E.6.1) in het pseudo-driedimensionale rekenblad in Excel. Een schematische tekening van de geoptimaliseerde kolomvoet wordt gegeven in bijlage D.1. Deze kolomvoet kan een moment opnemen van 84 kNm. Daarnaast wordt ook een structurele wijziging van de kolomvoet aangebracht. Deze wijziging zorgt ervoor dat de aansluiting van het windverband ingewerkt is tussen de opstaande platen. Op deze manier daalt het aangrijpingspunt van het windverband naar de kolomvoet. De aslijn van het windverband ligt dichter bij de knoop van de kolomvoet, wat een opmerkelijke daling van de optredende momenten veroorzaakt. De kracht wordt nu rechtstreeks op de kolomvoet afgedragen terwijl deze in het oude ontwerp op de profielen afgedragen werd. Dit wordt in paragraaf 5.2.4 in detail besproken. Figuren 5.2 en 5.3 geven de oorspronkelijke respectievelijk de geoptimaliseerde kolomvoet weer.

5.2.3

Funderingsankers

Tijdens het beproeven van de originele structuur blijkt dat de funderingsankers niet voldoende verankerd zijn in het funderingsmassief. De kolomvoet wordt als een inklemming beschouwd. Om deze stijve verbinding met de fundering te creëren, moeten ankers gebruikt worden die een voldoende sterke hechting kunnen opwekken met het beton. De oplossing hiervoor is het gebruik van chemische ankers


82

Figuur 5.1: Momentverdeling in de voetplaat bij een niet-lineaire spanningsverdeling [22]

Figuur 5.2: Oorspronkelijke kolomvoet

Figuur 5.3: Geoptimaliseerde kolomvoet

in plaats van mechanische ankers. De mechanische ankers die origineel gebruikt worden, zijn van het type segmentanker (figuur 5.4). De opneembare trekkracht van een segmentanker HSA M16x160 is maximaal 23.3 kN [15]. Deze kracht is afhankelijk van de ankerlengte (160 mm) en van de betonsoort (C25). Bij een mechanisch anker moet de uitvoering volgens de regels van de kunst gebeuren. Het niet diep genoeg verankeren of het niet vast genoeg aanspannen van het anker heeft een nefaste invloed op de opneembare trekkracht. Verschillende soorten chemische ankers worden op de markt aangeboden. Joris Ide NV heeft de keuze gemaakt om gebruik te maken van een VDP-anker. Bij deze soort van chemisch anker wordt eerst een capsule in het boorgat geplaatst. Deze capsule bevat twee van elkaar gescheiden componenten. Het


83

anker wordt dan met een draaibeweging door de capsule gedrukt waardoor de componenten met elkaar worden gemengd. Door deze menging ontstaat een chemische reactie waarbij de opening tussen het anker en het boorgat wordt opgevuld. Figuur 5.5 geeft het anker weer met de capsule. Het ontwerp van de diameters van de ankers en de ankerlengte wordt uitgevoerd in het tabblad ’Verbindingen’ (bijlage E.6.1) in het pseudo-driedimensionale rekenblad in Excel. De ankerkarakteristieken zijn mee verwerkt in het ontwerp van de kolomvoet. De diameter van de ankers wordt bepaald aan de hand van de opneembare trekkracht. Voor de ankerlengte van een gewoon ter plaatse gestort anker wordt uitgegaan van de rekenkleefsterkte van het beton en van de minimale verankeringslengte die nodig is voor een wapeningsstaaf. Voor het chemisch anker worden de verankeringslengte en de opneembare trekkracht opgezocht in de technische documentatie van de fabrikant. Wegens de aangrijpende belastingen op de kolomvoet wordt de diameter van de ankers verhoogd van 16 mm naar 24 mm. De ankerlengte moet minstens gelijk zijn aan 10 maal de diameter van het boorgat. Dit komt neer op een ankerlengte van 260 mm. De opneembare trekkracht van een chemisch anker M24 met een verankeringslengte van 260 mm bedraagt 53 kN.

Figuur 5.4: Mechanisch anker M16

5.2.4

Figuur 5.5: Chemisch anker M24

Windverbanden

Tijdens het beproeven van de originele structuur blijkt dat de verbindingsstukken niet voldoende stijf zijn en dat de aslijnen zich op een redelijke afstand van de knooppunten bevinden. De oplossing voor het in paragraaf 4.7 beschreven probleem bestaat erin de aslijnen van het windverband zo dicht mogelijk te laten aansluiten op de knopen van de structuur. Daarnaast moeten de windverbanden ook zo dicht mogelijk tegen de verbindingsstukken geplaatst worden om de secundaire momenten te minimaliseren. De stijve verbindingsstukken dragen deze krachten af op de profielen met een minimum aan secundaire krachten. De windverbanden kunnen niet echt in de aslijnen van het gevelvlak geplaatst worden aangezien de wandgordingen dat verhinderen. Daarom worden ze aan de binnenkant van de structuur bevestigd. Om aan deze oplossingen te voldoen, zijn de verbindingsstukken voorzien in de kolomvoet, waardoor een veel grotere stijfheid wordt verkregen.


84

Voor de verbinding van de windverbanden met de structuur wordt het gebruik van een aangelaste bout vervangen door een gewone boutverbinding. Figuren 5.6 en 5.7 geven de oorspronkelijke respectievelijk de geoptimaliseerde verbinding van het windverband weer. In het U-stuk wordt een gat voorzien met een diameter van 17 mm. Het gebruik van het RAIL-type voor de windverbanden zelf vormt geen probleem. Alleen wordt het verbindingsstuk dat op beide uiteinden van de RAIL voorzien is, vervangen door een lange ijzeren verbindingslat. Deze verbindingslat is voorzien van een boutgat voor de montage van het windverband op de structuur en bevat daarnaast ook nog zes kleinere boutgaten die zorgen voor de verbinding tussen de lat en het RAIL-profiel. Voor het ontwerp van dit verbindingsstuk wordt een controle op de netto doorsnede uitgevoerd evenals een controle van de verbindingsgaten op stuik. De ontwerptekening van het vernieuwde stuk wordt weergegeven in bijlage D.1.

Figuur 5.6: Oorspronkelijke verbinding van het windverband

Figuur 5.7: Geoptimaliseerde verbinding van het windverband met de kolomvoet

De positie van de aangrijpingspunten van de windverbanden wordt eveneens gewijzigd. Figuur 5.8 toont schematisch het verschil tussen de aangrijpingspunten van het originele en het geoptimaliseerde ontwerp. De verbindingsplaten voor het windverband worden ingewerkt in de kolomvoet en in het nok- en het hoekstuk. Dit wordt gerealiseerd door plaatjes die tussen de platen van de verbindingsstukken worden gelast. Deze plaatjes worden zo gepositioneerd dat de kracht die aangrijpt op het windverband minimale extra buigmomenten levert op de structuur. Op deze manier worden minimale secundaire momenten op de dunwandige profielen overgedragen. Het is echter praktisch onmogelijk om de aslijnen van het windverband te laten snijden met de aslijnen van het verbindingsstuk. Indien het windverband onderaan de kolomvoet gemonteerd zou worden, is het zeer moeilijk om de moeren van de ankers vast te schroeven. Figuur 5.9 toont de aanpassingen aan de verbindingsstukken van het windverband. De volledige berekening van het verbindingsstuk van de windverbanden gebeurt in het tabblad ’Verbindingen’ (bijlage E.6.5) in het pseudo-driedimensionale rekenblad in Excel.

5.2.5

Horizontale trekstaaf

Voor het aansluitstuk van de trekstaaf met de spantligger wordt een volledig nieuw ontwerp gemaakt om alle nodige verbeteringen te kunnen realiseren. De nadelen van het originele ontwerp zijn:


85

Figuur 5.8: Vergelijking van de aangrijpingspunten van het originele en het geoptimaliseerde ontwerp

Figuur 5.9: Aanpassing aan de verbindingsstukken van de windverbanden

• Excentrische belasting op de ligger ten gevolge van de ligging van de aslijnen van het verbindingsstuk. • Het beperkte aantal bouten in de verbinding met de dakligger. (cfr. optreden van stuik bij beproeving) • Oriëntatie van de trekstaaf. Figuur 5.10 geeft het originele ontwerp van het aansluitstuk weer. In het nieuwe ontwerp wordt de trekstaaf tussen de twee profielen van de dakligger geschoven. Dit is mogelijk door een verticale oriëntatie van de trekstaaf. Door deze verticale oriëntatie snijden de aslijnen van de trekstaaf en van de dakligger elkaar zodat geen bijkomende momenten optreden. In het oude ontwerp wordt de trekstaaf opgelegd op een schoen die via een beugel verbonden is met de dakligger. De schoen ligt enkele centimeters lager dan de aslijn van de dakligger. Dit zorgt voor een extra moment op de dakliggers wanneer de trekstaaf onder trek komt te staan. Dit extra moment


86

Figuur 5.10: Originele verbindingsstuk voor de trekstaaf

wordt niet meer opgewekt bij het nieuwe ontwerp. De verbinding van de trekstaaf met de dakligger bestaat uit drie onderdelen, zoals weergegeven in figuur 5.11. Deze onderdelen worden zo geplaatst dat de aslijnen van de trekstaaf en de dakligger samenvallen. De trekstaaf wordt verbonden met een verbindingsplaat. Deze plaat is voorzien van acht bouten die zuiver op afschuiving en stuik worden belast. Op de verbindingsplaat is een kopplaat voorzien met een opening, waarin later een regelbout wordt geplaatst. Aan de andere zijde van het verbindingsstuk worden twee verticale platen voorzien met elk zes bouten om de verbinding te realiseren met de dakligger. Tussen de platen wordt een plaat met geleidingsbuis onder de juiste hoek gelast. Deze is voorzien van een verstijving aan het uiteinde van de buis waar de moer van de verbindingsstaaf zal aangrijpen om een zo stijf mogelijk geheel te verkrijgen. Beide onderdelen worden verbonden met een draadstang met diameter M20 en van kwaliteit 8.8 in het initiële ontwerp. Bij het beproeven van de dakstructuur faalt deze draadstang. In het ontwerp voor de geoptimaliseerde loods wordt daarom de diameter verhoogd tot 24 mm. Met behulp van deze draadstang wordt de trekstaaf geregeld zodat deze niet te veel doorbuiging vertoont. Figuur 5.12 stelt het verbindingsstuk van de trekstaaf op een schematische wijze voor. De volledige berekening van het verbindingsstuk wordt uitgevoerd in het tabblad ’Verbindingen’ (bijlage E.6.2) in het pseudo-driedimensionale rekenblad in Excel. In deze berekening worden de stuik en de afschuiving van de bouten, de trekkracht op de draadstang en de lasnaden gecontroleerd. Een detailtekening wordt weergegeven in bijlage D.1. Bij het aanbrengen van de verticale proefbelasting op het dak wordt bij een belasting van 25 kN een plastische zone opgemerkt. De verplaatsingen nemen zeer snel toe bij een kleine verhoging van de kracht. Na visuele inspectie van de structuur wordt een opmerkelijke vervorming vastgesteld in de verbindingsplaat aan de trekstaaf. Bij het originele ontwerp van de verbindingsplaat was er schroefdraad voorzien in deze plaat waarin de draadstang werd bevestigd. Op deze manier kon een lasnaad over de volledig breedte van de verbindingsplaat voorzien worden. Aangezien door Joris Ide NV belang gehecht wordt aan de eenvoud van de opbouw van de verbindingsstukken, is dit voorstel afgewezen en wordt geopteerd om met een moerverbinding te werken. Daarom moet een opening voor de moer van de draadstang voorzien worden in de plaat. Deze opbouw van het verbindingsstuk is aangegeven tekening A van figuur 5.12. Tijdens het aanbrengen van de proefbelastingen is rond deze opening het falen van de verbindingsplaat opgetreden. De plastische vervorming rond het gat wordt weergegeven


87

Figuur 5.11: Aanzicht van het nieuwe verbindingsstuk van de trekstaaf

in figuur 5.13. Voor het oplossen van dit probleem is ter plaatse een oplossing gezocht. Een buis wordt op de plaat gelast met een verstijving naar de zijkanten toe. Deze aanpassing zorgt voor een betere spanningsverdeling in het element. Na het aanbrengen van deze verbetering treden hier geen problemen meer op tijdens het verdere verloop van de meetreeksen. Deze aanpassing is ook in het definitieve rekenblad opgenomen en wordt voorgesteld in de onderste tekening B figuur 5.11.

5.2.6

Conclusie

Om van de structuur een stijver geheel te maken, zijn alle verbindingselementen herontworpen en uitgerekend. Dit is gebeurd in samenspraak met Joris Ide NV. De volgende voorwaarden werden steeds in het achterhoofd gehouden en getoetst: • Eenvoudige montage • Eenvoudige bewerkingen voor de productie van het verbindingsstuk • Minimaal materiaalverbruik • Gebruik van zoveel mogelijk elementen van het gamma van Joris Ide NV Om deze redenen zijn eenvoudige oplossingen uitgewerkt. De problemen situeerden zich voornamelijk bij de geometrische parameters van de onderdelen. Het testen van deze onderdelen op een werkelijke structuur is van cruciaal belang geweest om het gedrag van de geoptimaliseerde elementen te voorspellen. Op deze manier is bijvoorbeeld het probleem van de verbindingsplaat van de trekstaaf aan de oppervlakte gekomen.


88

Figuur 5.12: Schematische weergave van het oorspronkelijke (A) en het verstijfde aansluitstuk (B) van de trekstaaf

Figuur 5.13: Falen van de verbindingsplaat van de trekstaaf

Hoofdstuk 6

Algemene besluiten en verder onderzoek 6.1

Algemene besluiten

In deze paragraaf worden de belangrijkste realisaties van dit eindwerk op numeriek en experimenteel domein kort samengevat. Naar numerieke modellering toe wordt de mogelijkheid geboden om een driedimensionale structuur door te rekenen. Daartoe werden in het commerciële softwarepakket Powerframe (Buildsoft NV [3]) materiaal- en profielbibliotheken aangemaakt voor de Zed- en Sigma-profielen. In deze bibliotheken zijn de effectieve geometrische karakteristieken van deze klasse 4-doorsneden opgenomen. Dit laat toe om een willekeurige structuur, opgebouwd met dit type profiel, door te rekenen overeenkomstig Eurocode 3 [12]. Daarnaast werd ook een pseudo-driedimensionaal rekenblad opgesteld in Excel waarin op een efficiënte wijze een standaardstructuur gedimensioneerd kan worden. De meerwaarde van dit rekenblad ligt in het enge toepassingsdomein. Aangezien het rekenblad enkel van toepassing is op een vooraf gedefinieerde geometrie vraagt het slechts een beperkte inbreng van de gebruiker. In tegenstelling tot in commerciële rekenprogramma’s zoals Powerframe, worden daarenboven ook de verbindingen getoetst en wordt een onmiddellijke prijscalculatie uitgevoerd. De prijzen van de verbindingsstukken zijn afhankelijk van de massa en dus van de geometrische eigenschappen. Deze eigenschappen kunnen aangepast worden, afhankelijk van de afmetingen van de structuur en van de aangrijpende belastingen. Dit laat toe om de prijsimpact van de ontwerpparameters onmiddellijk te kunnen inschatten en het ontwerp in die zin te optimaliseren.

In het experimentele luik werd nagegaan in welke mate het reële gedrag van een driedimensionale standaardstructuur overeenstemt met het gedrag van een numeriek gesimuleerde structuur alsook met het gewenste gedrag. Daartoe werd een proefloods, opgebouwd uit Zed-profielen, beproefd op de terreinen van Joris Ide NV. De eerste proeven op het bestaande ontwerp, zonder en met daken wandpanelen, toonden aan dat het reële gedrag in belangrijke mate afwijkt van zowel het gewenste als het numeriek gesimuleerde gedrag. De voornaamste redenen hiervoor zijn dat de verbindingsstukken niet beantwoorden aan de theoretische aannames en dat de detaillering van deze verbindingsstukken vaak een optimale krachtsoverdracht niet toelaat. 89

HOOFDSTUK 6. ALGEMENE BESLUITEN EN VERDER ONDERZOEK

90

• De kolomvoeten worden in het numeriek model als volmaakte inklemmingen beschouwd. Tijdens het experimenteel onderzoek wordt daarentegen vastgesteld dat deze kolomvoeten zich niet als een inklemming gedragen maar wel als een flexibele verbinding. • Door een speling van 2 mm tussen de bout en het boutgat, zal bij het aanbrengen van de belasting eerst een verglijding van de bouten in de boutgaten van de verbindingsstukken optreden, waarna de belastingen pas op de profielen worden overgedragen. Door het verglijden van de bouten treden grote blijvende vervormingen op. • De aangrijpingspunten van de windverbanden sluiten niet aan in de knopen van de structuur. Deze excentriciteit veroorzaakt secundaire momenten in de kolommen en de liggers. Het ontwerp van het verbindingsstuk van de windverbanden zorgt ervoor dat de windverbanden niet in het wanden dakvlak gelegen zijn. Door de bijkomende momenten die in het verbindingsstuk ge¨ınduceerd worden, treedt falen op aangezien het stuk een onvoldoende stijfheid bezit. • Door het ontwerp van het aansluitstuk van de trekstaaf sluit de aslijn van de trekstaaf niet aan in de aslijn van de dakligger. Door deze excentriciteit ontstaat een bijkomend moment in de ligger. Daarenboven wordt een substantiële doorbuiging van de trekstaaf waargenomen in onbelaste toestand. Om hieraan tegemoet te komen, werd een aangepast ontwerp voorgesteld van de volgende verbindingen: • de kolomvoet De dikte van de voetplaat wordt verhoogd van 10 mm tot 20 mm. Ook de dikte van de opstaande platen wordt gewijzigd en bedraagt nu 10 mm. De mechanische segmentankers worden vervangen door chemische ankers M24 met een verankeringslengte van 260 mm. • de boutspeling Deze speling tussen de bout en het boutgat wordt verminderd van 2 mm tot 1 mm. • de windverbanden Het aangrijpingspunt van de windverbanden wordt verplaatst naar de verbindingsstukken in de knopen. Het ontwerp van het verbindingsstuk van het windverband wordt eveneens aangepast zodat de windverbanden zo dicht mogelijk tegen de aslijnen van de wanden dakvlakken liggen. • de trekstaaf Voor het aansluitstuk van de trekstaaf wordt een volledig nieuw ontwerp uitgewerkt waarin meer bouten voorzien zijn ter hoogte van de ligger. Met deze geoptimaliseerde verbindingen werd eerst de dakstructuur afzonderlijk beproefd en vervolgens werd opnieuw een volledige structuur opgebouwd zonder wanden dakpanelen. Deze verificatie leerde dat: • door het veranderen van de geometrische eigenschappen van de kolomvoet en het aanbrengen van de chemische ankers, de kolomvoet zich nu gedraagt als een volmaakte inklemming. • door het verminderen van de speling tussen de bouten en de boutgaten, de blijvende vervormingen sterk gereduceerd worden. Voor de verticale verplaatsing van de nok wordt de blijvende verplaatsing verminderd met een factor 1.4 . Voor de zijdelingse verplaatsingen wordt een reductie van de blijvende verplaatsingen met een factor 4.3 opgemeten.

HOOFDSTUK 6. ALGEMENE BESLUITEN EN VERDER ONDERZOEK

91

• door het verplaatsen van de aangrijpingspunten naar de knopen toe een veel grotere stijfheid wordt verkregen. • door het nieuwe ontwerp van het aansluitstuk van de trekstaaf, de aslijnen van de trekstaaf en de ligger samenvallen. De oriëntatie van de trekstaaf wordt hierdoor eveneens veranderd waardoor de doorbuiging in onbelaste toestand daalt. Het probleem van het opstuiken van de boutgaten dat optreedt tijdens het belasten van de originele structuur, wordt vermeden. De terugkoppeling naar de numerieke modellen geeft aan dat het mogelijk is om het reële gedrag voldoende nauwkeurig weer te geven zodat een veilig ontwerp kan worden uitgevoerd. Voor de belasting op de kopgevel zijn de werkelijke verplaatsingen evenredig met deze van het model, tot op de positie waar het falen van de L-stukken optreedt. Tijdens de herbelastingsstap wordt voor de zijdelingse verplaatsing van de kopgevel en voor de verticale verplaatsing van de nok een verschil van 9 % opgemeten tussen het werkelijke gedrag en het gedrag voorspeld door het model. Het aanbrengen van de wandpanelen heeft een positief effect op het gedrag van de structuur. Het zorgt namelijk voor een stijging van de stijfheid in de langsrichting met een factor 4.5 . Voor de kopgevel zorgen de wandpanelen voor een stijging met een factor 2.3 .

6.2

Verder onderzoek

Dit onderzoek is nog niet volledig zodat enkele pistes van verder onderzoek kunnen worden aangereikt. In dit eindwerk werden enkel de verbindingsstukken geoptimaliseerd voor de Zed-structuren. Het ligt in de lijn van de verwachtingen eenzelfde procedure te doorlopen voor de Sigma-structuren. De praktijkervaring opgebouwd met de Zed-structuren laat evenwel toe deze optimalisatie enkel numeriek door te voeren zodat een bijkomend experimenteel luik niet langer noodzakelijk is. Het pseudo-driedimensionale rekenblad laat toe om voor de standaard driedimensionale structuren rechtstreeks kostprijsimplicaties door te rekenen alsook de verbindingsstukken aan te passen aan de aanwezige krachtswerkingen. Dit biedt de mogelijkheid om voor bepaalde sets van hoogte, overspanning en tussenafstand van de spanten op te zoek te gaan naar overeenstemmende sets van verbindingsstukken zodat een economisch (sub)optimale oplossing wordt verkregen binnen een praktisch haalbare en beperkte set van verbindingsstukken. Eveneens kan nagegaan worden in hoeverre niet-lineaire numerieke modelleringen in staat zijn om het reële gedrag beter te beschrijven, met inbegrip van het implementeren van het effect van de schijfwerking op de structuur, waardoor het ontwerp geoptimaliseerd kan worden.

Literatuuropgave ´ [1] Bourrier P. and Brozzetti J. (1996). ”Construction métallique et mixte acier-béton”. Editions Eyrolles, Paris, France [2] Bouwen met staal (2004). ”Handboek staalframebouw”. Zoetmeer, Nederland [3] Buildsoft NV. Handleiding Powerframe [4] CALFEM (1996) ”CALFEM”. Handleiding. Lund University, Sweden. [5] De Roeck G. (2003). ”Eindige elementen - I staafconstructies”. VTK, Leuven. [6] De Roeck G. (2003). ”Eindige Elementen (handleiding CALM)”. VTK, Leuven. [7] Eurocode 0 (2002): ”Eurocode: Grondslag voor het ontwerp”. CEN, European Committee for Standardisation. [8] Eurocode 1 (1995): ”Basis of design and actions on structures - Part 2-1: Actions on structures - Densities, self-weight and imposed loads”. CEN, European Committee for Standardisation. [9] Eurocode 1 (1995): ”Basis of design and actions on structures - Part 2-3: Actions on structures - Snow loads”. CEN, European Committee for Standardisation. [10] Eurocode 1 (1995): ”Basis of design and actions on structures - Part 2-4: Actions on structures - Wind actions”. CEN, European Committee for Standardisation. [11] Eurocode 2: Berekening van betonconstructies - Deel 1-1 (1999). ”Algemene regels en regels voor gebouwen”. BIN, Belgisch Instituut voor Normalisatie. [12] Eurocode 3: Ontwerp van stalen draagsystemen (2002). ”Algemene regels en regels voor gebouwen samen met Belgische toepassingsrichtlijn”. CEN, European Committee for Standardisation. [13] Eurocode 3: Ontwerp van stalen draagsystemen - Deel 1-1 (2002). ”Algemene regels en regels voor gebouwen samen met Belgische toepassingsrichtlijn”. CEN, European Committee for Standardisation. [14] Eurocode 3: Design of Steel Structures Part 1-3 (20xx). ”General rules - Supplementary rules for cold-formed thin gauge members and sheeting”. CEN, European Committee for Standardisation. [15] Hilti NV. HST Segmentanker Technische brochure [16] ISO 12944 (1998). ”Verven en vernissen - Bescherming van staalconstructies tegen corrosie door middel van verfsystemen 1998”. CEN, European Committee for Standardisation. [17] ISO 9223 (1997). ”Corrosie van metalen en legeringen - Corrosiviteit van de atmosfeer - Classificatie”. CEN, European Committee for Standardisation. 92

LITERATUUROPGAVE

93

[18] Joris Ide NV. Bedrijfsfoto’s [19] Joris Ide NV. ”http://www.joriside.be” [20] Joris Ide NV. ”Montage Z-structuur”. infobrochure [21] Joris Ide NV. ”Montage Σ-structuur”. infobrochure [22] Schueremans L. en Van Gemert D. (2002). ”Ontwerp van constructiecomponenten: Achtergrond en oefeningen bij het ontwerp van constructiecomponenten: staal, hout en metselwerk”. VTK, Leuven. [23] Structuretech. www.structuretech.net [24] Van Impe R (2004). ”Deel1-3: Dunwandige, koudgevormde staven en geprofileerde, metalen platen”. Slides: voordracht Staalinfocentrum (30/01/2004).

Bijlage A

Overzicht van de eigenschappen van de Zed- en Sigma-profielen

94

TYPE Z140 Z140 Z140 Z160 Z160 Z160 Z180 Z180 Z180 Z200 Z200 Z200 Z220 Z220 Z250 Z250 Z250 Z300 Z300 Z300


H (mm) 140 140 140 160 160 160 180 180 180 200 200 200 220 220 249 250 251 299 300 301

t (mm) 1.5 2.0 2.5 1.5 2.0 2.5 1.5 2.0 2.5 1.5 2.0 2.5 2.0 2.5 2.0 2.5 3.0 2.0 2.5 3.0

B1 (mm) 59.5 59.5 59.5 59.5 59.5 59.5 59.5 59.5 59.5 59.5 59.5 59.5 59.5 59.5 78 79 80 93 94 95

B2 (mm) 65.5 65.5 65.5 65.5 65.5 65.5 65.5 65.5 65.5 65.5 65.5 65.5 65.5 65.5 67 68 69 85 86 87

t (mm) 1.5 2.0 2.5 1.5 2.0 2.5 1.5 2.0 2.5 1.5 2.0 2.5 2.0 2.5 2.0 2.5 3.0 2.0 2.5 3.0

As [mm²]

Volledige sectie onder druk I [mm4] As,eff [mm²]

439,69 581,40 720,67 469,69 621,40 770,67 499,69 661,40 820,67 529,69 701,40 870,67 741,40 920,67 837,40 1050,67 1265,52 1035,40 1298,17 1562,52

1357553,567 1779128,678 2185655,61 1853624,965 2432229,686 2991677,247 2443626,412 3209599,097 3951819,812 3133559,344 4119238,835 5076085,721 5169150,408 6374476,866 7539944,063 9505166,632 11503044,63 13637985,03 17164671,76 20738912,02

313,49 469,51 632,80 313,97 472,13 639,50 314,14 473,87 644,33 314,12 475,03 647,89 475,79 650,57 467,05 653,35 853,19 520,40 751,91 986,97

C (mm) 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22 21.5 22.0 22.5 29.5 30.0 30.5

Ieff [mm4] 1209660,00 1695932,88 2142343,69 1620614,24 2287544,02 2906722,01 2092989,82 2972792,28 3799196,85 2626584,33 3751801,96 4820828,71 4624541,19 5972212,59 6112460,50 8253309,79 10393260,44 10038765,77 14209153,73 18142531,75

r (mm) 5 5 5 5 5 5 5 5 5 5 5 5 5 5 5 5 5 5 5 5

Staalsoort S280GD+Z S280GD+Z S280GD+Z S280GD+Z S280GD+Z S280GD+Z S280GD+Z S280GD+Z S280GD+Z S280GD+Z S280GD+Z S280GD+Z S280GD+Z S280GD+Z S350GD+Z S350GD+Z S350GD+Z S350GD+Z S350GD+Z S350GD+Z



t (mm) 1.5 2.0 2.5 1.5 2.0 2.5 1.5 2.0 2.5 1.5 2.0 2.5 2.0 2.5 2.0 2.5 3.0 2.0 2.5 3.0

As,eff [mm²]

t (mm) 1.5 2.0 2.5 1.5 2.0 2.5 1.5 2.0 2.5 1.5 2.0 2.5 2.0 2.5 2.0 2.5 3.0 2.0 2.5 3.0

As,eff [mm²]

423,11 563,20 709,65 452,40 601,56 758,36 475,58 640,05 807,18 487,97 678,65 856,10 717,32 905,15 752,36 1018,88 1226,32 860,65 1186,73 1521,20

428,58 571,44 712,97 457,91 610,40 762,37 476,65 649,44 811,38 488,87 688,55 860,45 727,73 909,59 753,59 1015,67 1240,81 868,51 1188,81 1498,16

Buiging ronde de sterke as Ieff [mm4] W eff,a [mm3] W eff,b [mm3] 1295079,22 18266,08 1713386,53 24321,89 2159057,10 30541,10 1766881,35 21787,97 2335682,78 28945,46 2949375,12 36586,08 2310019,40 25115,43 3074843,45 33810,74 3889308,25 42963,87 2902677,82 27856,09 3938332,33 38918,47 4988581,75 49672,53 4933606,91 44269,03 6257322,46 56712,35 6813690,56 52102,68 9125998,49 72973,51 11032565,54 87803,33 11545941,42 69381,59 15775928,63 100248,09 20023110,83 132010,88 Grote flens onder druk

18742,31 24634,00 31152,30 22392,33 29450,98 37152,65 26243,09 34526,62 43468,15 30300,18 39859,41 50100,94 45448,42 57058,20 57632,90 73042,50 88014,71 87081,46 110606,49 134093,27

Buiging ronde de sterke as Ieff [mm4] W eff,a [mm3] W eff,b [mm3] 1316897,63 18056,63 1748804,48 24171,18 2171676,07 30208,91 1795930,94 21570,41 2385954,68 28867,28 2969906,17 36182,40 2333092,61 24616,59 3143216,06 33820,40 3916713,27 42430,85 2929008,04 27327,55 4028316,32 39030,61 5023949,47 49002,76 5049012,41 44498,18 6301346,39 55898,18 6896699,95 50464,58 9102527,37 69076,02 11216975,47 85754,98 11738110,93 69197,61 15906666,11 98545,91 19594104,59 123805,97 Kleine flens onder druk

19635,12 25851,07 31884,18 23402,50 30847,24 38115,55 27376,40 36103,38 44664,51 31556,30 41618,77 51540,27 47393,26 58742,31 61393,59 76993,58 93321,30 90734,09 114778,11 137275,73



t (mm) 1.5 2.0 2.5 1.5 2.0 2.5 1.5 2.0 2.5 1.5 2.0 2.5 2.0 2.5 2.0 2.5 3.0 2.0 2.5 3.0

As,eff [mm²]

t (mm) 1.5 2.0 2.5 1.5 2.0 2.5 1.5 2.0 2.5 1.5 2.0 2.5 2.0 2.5 2.0 2.5 3.0 2.0 2.5 3.0

As,eff [mm²]

439,31 581,40 720,67 469,31 621,40 770,67 499,31 661,40 820,67 529,31 701,40 870,67 741,40 920,67 837,40 1050,67 1265,52 1029,88 1298,17 1562,52

439,69 581,40 720,67 469,69 621,40 770,67 499,69 661,40 820,67 529,69 701,40 870,67 741,40 920,67 837,40 1050,67 1265,52 1031,55 1298,17 1562,52

Buiging ronde de zwakke as Ieff [mm4] W eff,a [mm3] W eff,b [mm3] 435403,15 6892,35 565392,79 8992,90 685746,01 10950,02 435478,71 6882,55 565505,44 8979,72 685895,49 10934,00 435545,86 6873,97 565606,07 8968,19 686029,94 10920,03 435606,04 6866,40 565696,75 8958,03 686151,94 10907,74 565779,08 8949,01 686263,51 10896,86 828717,97 11097,38 1058488,02 14034,81 1297745,91 17039,57 1621502,98 17871,11 2118076,43 23275,48 2585401,37 28180,06 Grote flens onder druk

7217,26 9403,00 11452,98 7230,60 9421,30 11475,68 7242,39 9437,47 11495,74 7252,88 9451,86 11513,59 9464,76 11529,60 12129,40 15322,37 18581,89 19016,82 24486,53 29630,67

Buiging ronde de zwakke as Ieff [mm4] W eff,a [mm3] W eff,b [mm3] 436911,62 6922,25 565392,79 8992,90 685746,01 10950,02 436992,14 6912,11 565505,44 8979,72 685895,49 10934,00 437063,66 6903,22 565606,07 8968,19 686029,94 10920,03 437127,73 6895,37 565696,75 8958,03 686151,94 10907,74 565779,08 8949,01 686263,51 10896,86 828717,97 11097,38 1058488,02 14034,81 1297745,91 17039,57 1637959,04 18211,92 2118076,43 23275,48 2585401,37 28180,06 Kleine flens onder druk

7235,67 9403,00 11452,98 7249,52 9421,30 11475,68 7261,77 9437,47 11495,74 7272,67 9451,86 11513,59 9464,76 11529,60 12129,40 15322,37 18581,89 19032,50 24486,53 29630,67

H (mm) 140 140 140 170 170 170 200 200 200 230 230 230

t (mm) 1.5 2.0 2.5 1.5 2.0 2.5 1.5 2.0 2.5 1.5 2.0 2.5

TYPE Σ140 Σ140 Σ140 Σ170 Σ170 Σ170 Σ200 Σ200 Σ200 Σ230 Σ230 Σ230


B3 (mm) 56 56 56 56 56 56 56 56 56 56 56 56

D (mm) 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20

A (mm) 100 100 100 130 130 130 160 160 160 190 190 190

440,33 581,72 720,40 485,33 641,72 795,40 530,33 701,72 870,40 575,33 761,72 945,40

1270762 1664117 2042764 2018940 2648724 3257388 2985518 3922105 4829941 4190744 5511260 6794173

407,22 554,42 695,75 439,02 611,83 767,64 446,31 635,20 825,35 449,10 644,04 844,24

1121169 1542905 1934003 1781269 2449750 3073570 2631875 3621513 4547094 3677834 5074194 6382596

Volledige sectie onder druk I [mm4] As [mm²] As,eff [mm²] Ieff [mm4]

t (mm) 1.5 2.0 2.5 1.5 2.0 2.5 1.5 2.0 2.5 1.5 2.0 2.5

C (mm) 15 15 15 15 15 15 15 15 15 15 15 15

E (mm) 21 21 21 21 21 21 21 21 21 21 21 21

F (mm) 25 25 25 25 25 25 25 25 25 25 25 25

r (mm) 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2

Staalsoort S350GD+Z S350GD+Z S350GD+Z S350GD+Z S350GD+Z S350GD+Z S350GD+Z S350GD+Z S350GD+Z S350GD+Z S350GD+Z S350GD+Z

BIJLAGE A. OVERZICHT VAN DE EIGENSCHAPPEN VAN DE ZED- EN SIGMA-PROFIELEN98

H (mm) 140 140 140 170 170 170 200 200 200 230 230 230

t (mm) 1.5 2.0 2.5 1.5 2.0 2.5 1.5 2.0 2.5 1.5 2.0 2.5



B3 (mm) 56 56 56 56 56 56 56 56 56 56 56 56

D (mm) 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20

A (mm) 100 100 100 130 130 130 160 160 160 190 190 190

440,33 581,72 720,40 485,33 641,72 795,40 530,33 701,72 870,40 575,33 761,72 945,40

1270762 1664117 2042764 2018940 2648724 3257388 2985518 3922105 4829941 4190744 5511260 6794173

407,22 554,42 695,75 439,02 611,83 767,64 446,31 635,20 825,35 449,10 644,04 844,24

1121169 1542905 1934003 1781269 2449750 3073570 2631875 3621513 4547094 3677834 5074194 6382596

Volledige sectie onder druk I [mm4] As [mm²] As,eff [mm²] Ieff [mm4]

t (mm) 1.5 2.0 2.5 1.5 2.0 2.5 1.5 2.0 2.5 1.5 2.0 2.5

C (mm) 15 15 15 15 15 15 15 15 15 15 15 15

E (mm) 21 21 21 21 21 21 21 21 21 21 21 21

F (mm) 25 25 25 25 25 25 25 25 25 25 25 25

r (mm) 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2

Staalsoort S350GD+Z S350GD+Z S350GD+Z S350GD+Z S350GD+Z S350GD+Z S350GD+Z S350GD+Z S350GD+Z S350GD+Z S350GD+Z S350GD+Z

BIJLAGE A. OVERZICHT VAN DE EIGENSCHAPPEN VAN DE ZED- EN SIGMA-PROFIELEN99

Bijlage B

Originele verbindingsstukken

100

EINDSTUK VAN HET WINDVERBAND

HOEKSTUK VOOR MIDDENSPANT

HOEKSTUK VOOR HOEKKOLOM

KOLOMVOET

VERBINDINGSSTUK VAN DE HORIZONTALE TREKSTAAF

NOKSTUK

U-STUK VOOR WINDVERBAND

U-STUK

VERBINDINGSSTUK VOOR TUSSENKOLOM (KOPGEVEL)

L-STUK VOOR GORDINGEN

L-STUK VOOR TUSSENKOLOM

Bijlage C

Meetresultaten C.1 C.1.1

Meetresultaten van de proeven op de naakte structuur Belasting op de kopgevel

Verplaatsing van de hoeken en de nok In deze bijlage worden de verwerkte meetgegevens weergegeven van de verplaatsingen die de hoekpunten en de nok ondergaan bij het aanleggen van de horizontale kracht in de richting van de kopgevel op de naakte structuur.

112

Aangrijpende belasting [kN]

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

55

60

Verplaatsing [mm]

50

hoek [1]

65

70

75

80

85

hoek [3]

90

95

100 105 110

nok [2]

BIJLAGE C. MEETRESULTATEN 113

BIJLAGE C. MEETRESULTATEN

114

Verplaatsing van de kolomvoeten In deze bijlage worden de meetgegevens weergegeven van de verplaatsingen die de kolomvoeten ondergaan bij het aanleggen van de horizontale kracht in de richting van de kopgevel op de naakte structuur. De nummering van de kolomvoeten is weergegeven in figuur C.8.

Figuur C.1: Nummering van de LVDT’s

Windmill Logger - JORISIDE.IMS File opened at 14:21:14 Mon 20 Nov 2006 File closed at 15:01:41 Mon 20 Nov 2006 Time kracht LVDT1 LVDT2 LVDT3 Secs kN mm mm mm 14:21:17 0,23 0 0 0 14:21:21 0,78 0 0 0,01 14:21:26 0,51 0,01 0 0,02 14:21:31 0,91 0,02 0,01 0,03 14:21:36 1,09 0,02 0,01 0,04 14:21:41 1,21 0,03 0,04 0,06 14:21:46 1,18 0,05 0,06 0,07 14:21:51 1,59 0,07 0,09 0,08 14:21:56 1,81 0,12 0,14 0,1 14:22:01 1,85 0,15 0,17 0,11 14:22:06 1,93 0,18 0,21 0,12 14:22:11 2,42 0,23 0,25 0,14 14:22:16 2,74 0,29 0,29 0,16 14:22:21 2,79 0,37 0,39 0,13 14:22:26 2,78 0,36 0,38 0,19 14:22:31 2,9 0,41 0,42 0,21 14:22:36 3,44 0,45 0,47 0,23 14:22:41 3,62 0,51 0,51 0,24 14:22:46 3,8 0,55 0,54 0,26 14:22:51 3,95 0,6 0,57 0,28 14:22:56 4,02 0,64 0,6 0,3 14:23:01 4,05 0,69 0,62 0,32 14:23:06 4,72 0,77 0,64 0,35 14:23:11 4,83 0,82 0,66 0,37 14:23:16 5,12 0,88 0,68 0,4 14:23:21 5,21 0,93 0,69 0,42 14:23:26 5,07 0,95 0,7 0,44 14:23:31 5,03 0,95 0,7 0,44 14:23:36 5,01 0,95 0,7 0,44 14:23:41 5,01 0,95 0,7 0,45 14:23:46 5,01 0,95 0,7 0,45 14:23:51 4,94 0,95 0,7 0,45 14:23:56 4,95 0,95 0,7 0,45 14:24:01 4,9 0,95 0,7 0,45 14:24:06 4,95 0,95 0,7 0,45 14:24:11 4,95 0,95 0,7 0,45 14:24:16 4,95 0,95 0,7 0,45 14:24:21 4,94 0,95 0,7 0,46 14:24:26 4,9 0,95 0,7 0,46 14:24:31 4,89 0,95 0,7 0,46 14:24:36 4,89 0,96 0,7 0,46 14:24:41 4,89 0,95 0,7 0,46 14:24:46 4,89 0,95 0,7 0,46 14:24:51 4,91 0,95 0,7 0,46 14:24:56 5,67 1,05 0,72 0,48 14:25:01 5,85 1,1 0,73 0,5 14:25:06 6,04 1,16 0,74 0,52 14:25:11 6,23 1,2 0,75 0,55 14:25:16 6,41 1,24 0,76 0,57 14:25:21 6,51 1,26 0,76 0,58 14:25:26 6,65 1,29 0,77 0,6 14:25:31 6,77 1,32 0,78 0,62 14:25:36 6,89 1,34 0,79 0,64 14:25:41 7 1,37 0,8 0,66 14:25:46 7,21 1,4 0,81 0,68 14:25:51 7,35 1,42 0,82 0,7 14:25:56 7,5 1,45 0,83 0,72 14:26:01 7,31 1,46 0,84 0,74 14:26:06 7,74 1,49 0,86 0,77 14:26:11 7,89 1,51 0,87 0,79 14:26:16 7,92 1,52 0,9 0,8 14:26:21 8 1,54 0,93 0,83 14:26:26 8,24 1,56 0,96 0,85 14:26:31 8,33 1,58 1 0,87 14:26:36 8,28 1,6 1,03 0,89 14:26:41 8,66 1,61 1,07 0,91

Time kracht LVDT1 LVDT2 LVDT3 Secs kN mm mm mm 14:26:46 8,77 1,63 1,11 0,93 14:26:51 8,86 1,64 1,14 0,95 14:26:56 8,76 1,66 1,17 0,97 14:27:01 9 1,67 1,21 1 14:27:06 9,29 1,7 1,24 1,02 14:27:11 9,5 1,73 1,28 1,05 14:27:16 9,52 1,74 1,32 1,07 14:27:21 9,32 1,76 1,36 1,09 14:27:26 9,59 1,77 1,4 1,11 14:27:31 9,81 1,79 1,44 1,14 14:27:36 9,94 1,81 1,47 1,16 14:27:41 9,8 1,82 1,5 1,18 14:27:46 9,66 1,82 1,51 1,19 14:27:51 9,62 1,82 1,51 1,19 14:27:56 9,57 1,82 1,52 1,2 14:28:01 9,56 1,82 1,52 1,2 14:28:06 9,54 1,82 1,52 1,2 14:28:11 9,5 1,82 1,52 1,2 14:28:16 9,5 1,82 1,52 1,21 14:28:21 9,44 1,82 1,52 1,21 14:28:26 9,44 1,82 1,52 1,21 14:28:31 9,38 1,82 1,52 1,21 14:28:36 9,38 1,82 1,52 1,21 14:28:41 9,38 1,82 1,52 1,22 14:28:46 9,42 1,82 1,52 1,22 14:28:51 9,41 1,82 1,52 1,22 14:28:56 9,41 1,82 1,52 1,22 14:29:01 9,36 1,82 1,53 1,22 14:29:06 9,41 1,82 1,53 1,22 14:29:11 9,41 1,82 1,53 1,22 14:29:16 9,35 1,82 1,52 1,22 14:29:21 9,36 1,82 1,53 1,22 14:29:26 9,35 1,82 1,53 1,23 14:29:31 9,35 1,82 1,53 1,23 14:29:36 9,26 1,82 1,52 1,23 14:29:41 10,27 1,84 1,53 1,24 14:29:46 10,09 1,86 1,6 1,27 14:29:51 10,11 1,87 1,64 1,29 14:29:56 10,45 1,89 1,69 1,31 14:30:01 10,66 1,91 1,72 1,33 14:30:06 10,77 1,92 1,75 1,35 14:30:11 10,92 1,94 1,8 1,37 14:30:16 10,73 1,96 1,83 1,4 14:30:21 10,97 1,97 1,87 1,42 14:30:26 11,26 1,99 1,91 1,44 14:30:31 11,02 1,99 1,93 1,45 14:30:36 10,91 1,99 1,93 1,46 14:30:41 10,84 1,99 1,94 1,46 14:30:46 10,84 1,99 1,94 1,47 14:30:51 10,84 1,99 1,94 1,47 14:30:56 10,79 1,99 1,94 1,48 14:31:01 10,78 1,99 1,94 1,48 14:31:06 10,78 1,99 1,94 1,48 14:31:11 11,75 2,01 1,94 1,49 14:31:16 11,48 2,04 2 1,52 14:31:21 11,46 2,06 2,05 1,54 14:31:26 11,66 2,08 2,09 1,56 14:31:31 11,8 2,1 2,13 1,59 14:31:36 12,05 2,12 2,17 1,61 14:31:41 12,15 2,13 2,2 1,63 14:31:46 12,33 2,15 2,23 1,66 14:31:51 12,52 2,17 2,26 1,68 14:31:56 12,57 2,18 2,29 1,7 14:32:01 12,39 2,2 2,31 1,72 14:32:06 12,7 2,22 2,34 1,74 14:32:11 12,76 2,24 2,37 1,76 14:32:16 12,58 2,26 2,39 1,77 14:32:21 12,89 2,28 2,42 1,8

Time kracht LVDT1 LVDT2 LVDT3 Secs kN mm mm mm 14:32:26 13,14 2,31 2,44 1,81 14:32:31 13,12 2,34 2,47 1,83 14:32:36 13,19 2,36 2,49 1,85 14:32:41 13,03 2,39 2,51 1,87 14:32:46 13,36 2,42 2,54 1,89 14:32:51 13,45 2,45 2,56 1,9 14:32:56 13,55 2,47 2,57 1,92 14:33:01 13,36 2,5 2,6 1,94 14:33:06 13,7 2,53 2,62 1,96 14:33:11 13,39 2,54 2,64 1,96 14:33:16 13,28 2,54 2,64 1,97 14:33:21 13,22 2,55 2,65 1,97 14:33:26 13,15 2,55 2,65 1,97 14:33:31 13,09 2,55 2,65 1,98 14:33:36 13,07 2,55 2,65 1,98 14:33:41 13,03 2,55 2,66 1,98 14:33:46 13,02 2,55 2,66 1,99 14:33:51 12,96 2,55 2,66 1,99 14:33:56 12,91 2,55 2,66 1,99 14:34:01 12,97 2,56 2,66 1,99 14:34:06 12,91 2,55 2,66 1,99 14:34:11 12,85 2,56 2,66 1,99 14:34:16 12,84 2,56 2,66 1,99 14:34:21 9,8 2,48 2,66 1,99 14:34:26 2,21 2 2,53 1,7 14:34:31 0,99 1,59 2,15 1,43 14:34:36 0,18 1,02 1,63 1,26 14:34:41 0 0,79 1,28 1,15 14:34:46 0,6 0,74 1,13 1,09 14:34:51 0,57 0,74 1,1 1,08 14:34:56 0,6 0,75 1,09 1,08 14:35:01 0,6 0,75 1,08 1,08 14:35:06 0,6 0,75 1,08 1,08 14:35:11 -0,01 0,56 1,02 1,05 14:35:16 0 0,53 0,89 0,99 14:35:21 -0,01 0,52 0,84 0,97 14:35:26 0 0,52 0,83 0,96 14:35:31 -0,01 0,52 0,82 0,96 14:35:36 0 0,52 0,81 0,96 14:35:41 0 0,52 0,81 0,95 14:35:46 0 0,52 0,8 0,95 14:35:51 0 0,51 0,8 0,95 14:35:56 -0,01 0,51 0,8 0,95 14:36:01 0 0,51 0,8 0,95 14:36:06 -0,01 0,51 0,79 0,95 14:36:11 0 0,51 0,79 0,95 14:36:17 0 0,51 0,79 0,95 14:36:21 -0,01 0,51 0,79 0,95 14:36:26 -0,01 0,51 0,78 0,94 14:36:31 -0,01 0,51 0,78 0,94 14:36:36 0 0,51 0,78 0,94 14:36:41 0 0,51 0,78 0,94 14:36:46 -0,01 0,51 0,78 0,94 14:36:51 0,17 0,52 0,78 0,94 14:36:56 0,21 0,64 0,78 0,94 14:37:01 1,19 0,75 0,78 0,95 14:37:06 0,71 0,82 0,78 0,98 14:37:11 1,61 0,91 0,83 1,01 14:37:16 1,9 0,99 0,9 1,05 14:37:21 2,2 1,09 0,97 1,08 14:37:26 1,86 1,17 1,04 1,12 14:37:31 1,99 1,25 1,12 1,15 14:37:36 2,62 1,38 1,21 1,19 14:37:41 3,02 1,48 1,28 1,21 14:37:46 2,83 1,57 1,35 1,24 14:37:51 3,47 1,68 1,44 1,27 14:37:56 3,72 1,73 1,5 1,3 14:38:01 4,04 1,78 1,59 1,33 14:38:06 3,86 1,8 1,65 1,35

Time kracht LVDT1 LVDT2 LVDT3 Secs kN mm mm mm 14:38:11 4,64 1,85 1,73 1,38 14:38:16 4,71 1,88 1,8 1,41 14:38:21 5,19 1,92 1,87 1,43 14:38:26 5,29 1,94 1,95 1,46 14:38:31 4,95 1,94 1,95 1,46 14:38:36 4,94 1,94 1,95 1,46 14:38:41 4,88 1,94 1,96 1,46 14:38:46 4,89 1,94 1,96 1,46 14:38:51 5,44 1,97 2 1,48 14:38:56 5,8 2,01 2,09 1,51 14:39:01 6,39 2,03 2,15 1,53 14:39:06 6,7 2,06 2,21 1,56 14:39:11 6,83 2,08 2,26 1,58 14:39:16 6,82 2,1 2,32 1,6 14:39:21 7,51 2,13 2,38 1,63 14:39:26 7,77 2,15 2,41 1,65 14:39:31 7,96 2,17 2,44 1,67 14:39:36 8,29 2,19 2,45 1,69 14:39:41 8,43 2,2 2,46 1,7 14:39:46 8,63 2,22 2,47 1,72 14:39:51 8,94 2,24 2,48 1,73 14:39:56 9,12 2,25 2,49 1,74 14:40:01 9,16 2,26 2,5 1,76 14:40:06 9,55 2,28 2,51 1,77 14:40:11 9,62 2,29 2,52 1,78 14:40:16 9,81 2,3 2,53 1,8 14:40:21 9,98 2,32 2,54 1,81 14:40:26 9,94 2,33 2,54 1,82 14:40:31 9,92 2,33 2,55 1,82 14:40:36 9,86 2,33 2,54 1,82 14:40:41 9,79 2,33 2,55 1,82 14:40:46 10,59 2,34 2,55 1,83 14:40:51 10,76 2,37 2,56 1,85 14:40:56 10,71 2,39 2,57 1,87 14:41:01 11,16 2,42 2,59 1,88 14:41:06 11,72 2,44 2,59 1,9 14:41:11 12,01 2,46 2,6 1,92 14:41:16 12,1 2,48 2,61 1,93 14:41:21 12,46 2,5 2,62 1,95 14:41:26 12,62 2,53 2,63 1,96 14:41:31 12,87 2,55 2,64 1,98 14:41:36 12,67 2,57 2,65 1,99 14:41:41 12,78 2,58 2,66 2 14:41:46 12,72 2,58 2,67 2,01 14:41:51 12,66 2,59 2,67 2,01 14:41:56 12,66 2,59 2,67 2,01 14:42:01 12,65 2,59 2,67 2,01 14:42:06 12,64 2,59 2,67 2,01 14:42:11 12,57 2,59 2,67 2,02 14:42:16 13,42 2,61 2,68 2,03 14:42:21 13,61 2,64 2,69 2,04 14:42:26 13,7 2,68 2,72 2,06 14:42:31 13,82 2,71 2,75 2,08 14:42:36 14,02 2,74 2,78 2,1 14:42:41 14,16 2,78 2,81 2,12 14:42:46 14,3 2,81 2,83 2,14 14:42:51 14,45 2,84 2,86 2,15 14:42:56 14,18 2,86 2,88 2,17 14:43:01 14,58 2,9 2,9 2,19 14:43:06 14,69 2,93 2,93 2,2 14:43:11 14,75 2,96 2,95 2,22 14:43:16 14,54 2,98 2,97 2,23 14:43:21 14,91 3,02 2,99 2,25 14:43:26 15 3,05 3,01 2,26 14:43:31 15,05 3,07 3,03 2,28 14:43:36 14,68 3,07 3,04 2,28 14:43:41 14,55 3,08 3,05 2,29 14:43:46 14,43 3,08 3,05 2,29 14:43:51 14,37 3,08 3,05 2,29

Time kracht LVDT1 LVDT2 LVDT3 Secs kN mm mm mm 14:43:56 14,31 3,08 3,05 2,3 14:44:01 14,91 3,11 3,06 2,3 14:44:06 14,88 3,15 3,07 2,32 14:44:11 15,22 3,18 3,09 2,33 14:44:16 15,28 3,21 3,11 2,35 14:44:21 15,37 3,24 3,13 2,36 14:44:26 15,46 3,26 3,15 2,37 14:44:31 15,52 3,29 3,16 2,39 14:44:36 15,61 3,31 3,18 2,4 14:44:41 15,8 3,34 3,19 2,41 14:44:46 15,69 3,37 3,21 2,43 14:44:51 15,59 3,4 3,24 2,45 14:44:56 15,43 3,41 3,24 2,45 14:45:01 15,34 3,41 3,25 2,45 14:45:06 15,27 3,42 3,25 2,46 14:45:11 15,15 3,42 3,25 2,46 14:45:16 15,1 3,42 3,26 2,46 14:45:21 15,03 3,42 3,26 2,46 14:45:26 14,97 3,42 3,26 2,47 14:45:31 14,91 3,43 3,26 2,47 14:45:36 14,91 3,43 3,26 2,47 14:45:41 14,89 3,43 3,26 2,47 14:45:46 14,78 3,43 3,26 2,47 14:45:51 14,72 3,43 3,27 2,47 14:45:56 14,73 3,43 3,27 2,47 14:46:01 14,73 3,43 3,27 2,47 14:46:06 14,72 3,43 3,27 2,48 14:46:11 14,73 3,43 3,27 2,48 14:46:16 14,69 3,43 3,27 2,48 14:46:21 14,7 3,43 3,27 2,48 14:46:26 14,6 3,43 3,27 2,48 14:46:31 14,61 3,43 3,27 2,48 14:46:36 14,6 3,43 3,27 2,48 14:46:41 14,55 3,44 3,27 2,48 14:46:46 14,55 3,44 3,27 2,48 14:46:51 14,54 3,44 3,27 2,48 14:46:56 14,48 3,44 3,27 2,49 14:47:01 14,48 3,44 3,27 2,48 14:47:06 14,55 3,44 3,27 2,49 14:47:11 14,49 3,44 3,27 2,49 14:47:16 14,47 3,44 3,27 2,49 14:47:21 14,49 3,44 3,27 2,49 14:47:26 14,49 3,44 3,27 2,49 14:47:31 14,48 3,44 3,27 2,49 14:47:36 14,44 3,44 3,27 2,49 14:47:41 14,43 3,44 3,27 2,49 14:47:46 14,43 3,44 3,27 2,49 14:47:51 14,42 3,44 3,27 2,49 14:47:56 14,43 3,44 3,27 2,49 14:48:01 14,44 3,44 3,27 2,49 14:48:06 14,37 3,44 3,27 2,49 14:48:11 14,36 3,44 3,27 2,49 14:48:16 14,32 3,44 3,28 2,49 14:48:21 14,36 3,44 3,28 2,49 14:48:26 14,36 3,44 3,28 2,49 14:48:31 14,37 3,44 3,28 2,49 14:48:36 14,31 3,44 3,28 2,49 14:48:41 14,3 3,44 3,28 2,49 14:48:46 14,3 3,44 3,28 2,49 14:48:51 14,3 3,44 3,28 2,5 14:48:56 14,3 3,44 3,28 2,5 14:49:01 14,31 3,44 3,28 2,5 14:49:06 14,3 3,44 3,28 2,5 14:49:11 14,3 3,44 3,28 2,5 14:49:16 14,29 3,44 3,28 2,5 14:49:21 14,3 3,44 3,28 2,5 14:49:26 14,28 3,44 3,28 2,5 14:49:31 14,24 3,44 3,28 2,5 14:49:36 14,25 3,44 3,28 2,5

Time kracht LVDT1 LVDT2 LVDT3 Secs kN mm mm mm 14:49:41 15,39 3,48 3,28 2,51 14:49:46 15,13 3,51 3,29 2,52 14:49:51 15,43 3,54 3,3 2,54 14:49:56 16,26 3,57 3,33 2,56 14:50:01 16,51 3,61 3,35 2,57 14:50:06 16,54 3,64 3,38 2,59 14:50:11 16,12 3,65 3,4 2,6 14:50:16 16,01 3,66 3,4 2,61 14:50:21 15,94 3,66 3,41 2,61 14:50:26 15,92 3,67 3,41 2,61 14:50:31 15,83 3,67 3,42 2,61 14:50:36 15,77 3,67 3,42 2,61 14:50:41 15,76 3,67 3,42 2,62 14:50:46 15,7 3,67 3,42 2,62 14:50:51 16,56 3,7 3,43 2,63 14:50:56 16,57 3,73 3,44 2,64 14:51:01 16,83 3,76 3,46 2,66 14:51:06 17,06 3,79 3,48 2,68 14:51:11 17,18 3,82 3,51 2,69 14:51:16 17,29 3,84 3,54 2,71 14:51:21 17,58 3,87 3,56 2,73 14:51:26 17,12 3,89 3,59 2,74 14:51:31 17,54 3,92 3,61 2,76 14:51:36 17,76 3,95 3,63 2,78 14:51:41 17,76 3,97 3,65 2,8 14:51:46 17,62 4 3,67 2,81 14:51:51 17,34 4 3,68 2,82 14:51:56 17,22 4 3,69 2,82 14:52:01 17,17 4 3,69 2,83 14:52:06 17,11 4,01 3,7 2,83 14:52:11 17,04 4,01 3,7 2,83 14:52:16 16,98 4,01 3,7 2,83 14:52:21 16,98 4,01 3,7 2,83 14:52:26 16,92 4,01 3,7 2,84 14:52:31 16,86 4,01 3,71 2,84 14:52:36 16,86 4,01 3,71 2,84 14:52:41 16,8 4,01 3,71 2,84 14:52:46 16,81 4,02 3,71 2,84 14:52:51 16,74 4,02 3,71 2,84 14:52:56 16,74 4,02 3,71 2,84 14:53:01 16,74 4,02 3,71 2,84 14:53:06 16,68 4,02 3,71 2,84 14:53:11 16,67 4,02 3,71 2,85 14:53:16 16,68 4,02 3,71 2,85 14:53:21 16,62 4,02 3,71 2,85 14:53:26 16,62 4,02 3,72 2,85 14:53:31 16,62 4,02 3,72 2,85 14:53:36 16,58 4,02 3,72 2,85 14:53:41 16,56 4,02 3,72 2,85 14:53:46 16,56 4,02 3,72 2,85 14:53:51 16,55 4,02 3,72 2,85 14:53:56 16,55 4,02 3,72 2,85 14:54:01 16,56 4,02 3,72 2,85 14:54:06 16,55 4,02 3,72 2,85 14:54:11 16,5 4,02 3,72 2,85 14:54:16 16,5 4,02 3,72 2,86 14:54:21 16,47 4,02 3,72 2,86 14:54:26 16,49 4,02 3,72 2,86 14:54:31 16,43 4,02 3,72 2,86 14:54:36 16,43 4,02 3,72 2,86 14:54:41 16,43 4,02 3,72 2,86 14:54:46 16,43 4,02 3,72 2,86 14:54:51 16,43 4,02 3,72 2,86 14:54:56 16,43 4,02 3,72 2,86 14:55:01 16,37 4,02 3,72 2,86 14:55:06 16,37 4,02 3,72 2,86 14:55:11 16,37 4,02 3,72 2,86 14:55:16 16,37 4,03 3,72 2,86 14:55:21 16,36 4,03 3,72 2,86

Time kracht LVDT1 LVDT2 LVDT3 Secs kN mm mm mm 14:55:26 16,37 4,02 3,72 2,86 14:55:31 16,36 4,03 3,72 2,86 14:55:36 16,37 4,03 3,72 2,86 14:55:41 16,37 4,03 3,73 2,86 14:55:46 16,38 4,03 3,73 2,86 14:55:51 16,37 4,03 3,73 2,86 14:55:56 16,36 4,03 3,73 2,86 14:56:01 16,38 4,03 3,73 2,87 14:56:06 16,33 4,03 3,73 2,86 14:56:11 16,35 4,03 3,73 2,87 14:56:17 16,31 4,03 3,73 2,87 14:56:21 16,3 4,03 3,73 2,87 14:56:26 16,36 4,03 3,73 2,87 14:56:31 16,31 4,03 3,73 2,87 14:56:36 16,31 4,03 3,73 2,87 14:56:41 16,31 4,03 3,73 2,87 14:56:46 16,31 4,03 3,73 2,87 14:56:51 16,27 4,03 3,73 2,87 14:56:56 16,28 4,03 3,73 2,87 14:57:01 16,29 4,03 3,73 2,87 14:57:06 16,25 4,03 3,73 2,87 14:57:11 16,25 4,03 3,73 2,87 14:57:16 16,25 4,03 3,73 2,87 14:57:21 16,26 4,03 3,73 2,87 14:57:26 16,19 4,03 3,73 2,87 14:57:31 16,25 4,03 3,73 2,87 14:57:36 16,2 4,03 3,73 2,87 14:57:41 16,25 4,03 3,73 2,87 14:57:46 7,55 3,68 3,71 2,8 14:57:51 0,12 2,96 3,45 2,26 14:57:56 -0,01 2,32 2,51 1,9 14:58:01 -0,01 2,01 1,98 1,7 14:58:06 -0,01 1,97 1,73 1,57 14:58:11 0,05 1,96 1,66 1,53 14:58:16 0,05 1,95 1,65 1,52 14:58:21 -0,01 1,95 1,64 1,51 14:58:26 0,02 1,95 1,63 1,51 14:58:31 -0,01 1,94 1,62 1,5 14:58:36 -0,01 1,94 1,61 1,5


C.1.2

119

Belasting op de zijgevel

Verplaatsing van de hoeken In deze bijlage worden de verwerkte meetgegevens weergegeven van de verplaatsingen die de hoekpunten ondergaan bij het aanleggen van de horizontale kracht in de richting van de zijgevel op de naakte structuur.


0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

0

5

10

15

20

25

30

40

45

50

Verplaatsing [mm]

35

hoek [1]

55

60

65

70

hoek [3]

hoek [2]

75

80

85



C.2

121

Verplaatsing van de kolomvoeten

In deze bijlage worden de meetgegevens weergegeven van de verplaatsingen die de kolomvoeten ondergaan bij het aanleggen van de horizontale kracht in de richting van de zijgevel op de naakte structuur. De nummering van de kolomvoeten is weergegeven in figuur C.5.


Windmill Logger - JORISIDE.IMS File opened at 14:21:14 Mon 20 Nov 2006 File closed at 15:01:41 Mon 20 Nov 2006 Time kracht LVDT1 LVDT2 LVDT3 Secs kN mm mm mm 14:21:17 0,23 0 0 0 14:21:21 0,78 0 0 0,01 14:21:26 0,51 0,01 0 0,02 14:21:31 0,91 0,02 0,01 0,03 14:21:36 1,09 0,02 0,01 0,04 14:21:41 1,21 0,03 0,04 0,06 14:21:46 1,18 0,05 0,06 0,07 14:21:51 1,59 0,07 0,09 0,08 14:21:56 1,81 0,12 0,14 0,1 14:22:01 1,85 0,15 0,17 0,11 14:22:06 1,93 0,18 0,21 0,12 14:22:11 2,42 0,23 0,25 0,14 14:22:16 2,74 0,29 0,29 0,16 14:22:21 2,79 0,37 0,39 0,13 14:22:26 2,78 0,36 0,38 0,19 14:22:31 2,9 0,41 0,42 0,21 14:22:36 3,44 0,45 0,47 0,23 14:22:41 3,62 0,51 0,51 0,24 14:22:46 3,8 0,55 0,54 0,26 14:22:51 3,95 0,6 0,57 0,28 14:22:56 4,02 0,64 0,6 0,3 14:23:01 4,05 0,69 0,62 0,32 14:23:06 4,72 0,77 0,64 0,35 14:23:11 4,83 0,82 0,66 0,37 14:23:16 5,12 0,88 0,68 0,4 14:23:21 5,21 0,93 0,69 0,42 14:23:26 5,07 0,95 0,7 0,44 14:23:31 5,03 0,95 0,7 0,44 14:23:36 5,01 0,95 0,7 0,44 14:23:41 5,01 0,95 0,7 0,45 14:23:46 5,01 0,95 0,7 0,45 14:23:51 4,94 0,95 0,7 0,45 14:23:56 4,95 0,95 0,7 0,45 14:24:01 4,9 0,95 0,7 0,45 14:24:06 4,95 0,95 0,7 0,45 14:24:11 4,95 0,95 0,7 0,45 14:24:16 4,95 0,95 0,7 0,45 14:24:21 4,94 0,95 0,7 0,46 14:24:26 4,9 0,95 0,7 0,46 14:24:31 4,89 0,95 0,7 0,46 14:24:36 4,89 0,96 0,7 0,46 14:24:41 4,89 0,95 0,7 0,46 14:24:46 4,89 0,95 0,7 0,46 14:24:51 4,91 0,95 0,7 0,46 14:24:56 5,67 1,05 0,72 0,48 14:25:01 5,85 1,1 0,73 0,5 14:25:06 6,04 1,16 0,74 0,52 14:25:11 6,23 1,2 0,75 0,55 14:25:16 6,41 1,24 0,76 0,57 14:25:21 6,51 1,26 0,76 0,58 14:25:26 6,65 1,29 0,77 0,6 14:25:31 6,77 1,32 0,78 0,62 14:25:36 6,89 1,34 0,79 0,64 14:25:41 7 1,37 0,8 0,66 14:25:46 7,21 1,4 0,81 0,68 14:25:51 7,35 1,42 0,82 0,7 14:25:56 7,5 1,45 0,83 0,72 14:26:01 7,31 1,46 0,84 0,74 14:26:06 7,74 1,49 0,86 0,77 14:26:11 7,89 1,51 0,87 0,79 14:26:16 7,92 1,52 0,9 0,8 14:26:21 8 1,54 0,93 0,83 14:26:26 8,24 1,56 0,96 0,85 14:26:31 8,33 1,58 1 0,87 14:26:36 8,28 1,6 1,03 0,89 14:26:41 8,66 1,61 1,07 0,91

Time kracht LVDT1 LVDT2 LVDT3 Secs kN mm mm mm 14:26:46 8,77 1,63 1,11 0,93 14:26:51 8,86 1,64 1,14 0,95 14:26:56 8,76 1,66 1,17 0,97 14:27:01 9 1,67 1,21 1 14:27:06 9,29 1,7 1,24 1,02 14:27:11 9,5 1,73 1,28 1,05 14:27:16 9,52 1,74 1,32 1,07 14:27:21 9,32 1,76 1,36 1,09 14:27:26 9,59 1,77 1,4 1,11 14:27:31 9,81 1,79 1,44 1,14 14:27:36 9,94 1,81 1,47 1,16 14:27:41 9,8 1,82 1,5 1,18 14:27:46 9,66 1,82 1,51 1,19 14:27:51 9,62 1,82 1,51 1,19 14:27:56 9,57 1,82 1,52 1,2 14:28:01 9,56 1,82 1,52 1,2 14:28:06 9,54 1,82 1,52 1,2 14:28:11 9,5 1,82 1,52 1,2 14:28:16 9,5 1,82 1,52 1,21 14:28:21 9,44 1,82 1,52 1,21 14:28:26 9,44 1,82 1,52 1,21 14:28:31 9,38 1,82 1,52 1,21 14:28:36 9,38 1,82 1,52 1,21 14:28:41 9,38 1,82 1,52 1,22 14:28:46 9,42 1,82 1,52 1,22 14:28:51 9,41 1,82 1,52 1,22 14:28:56 9,41 1,82 1,52 1,22 14:29:01 9,36 1,82 1,53 1,22 14:29:06 9,41 1,82 1,53 1,22 14:29:11 9,41 1,82 1,53 1,22 14:29:16 9,35 1,82 1,52 1,22 14:29:21 9,36 1,82 1,53 1,22 14:29:26 9,35 1,82 1,53 1,23 14:29:31 9,35 1,82 1,53 1,23 14:29:36 9,26 1,82 1,52 1,23 14:29:41 10,27 1,84 1,53 1,24 14:29:46 10,09 1,86 1,6 1,27 14:29:51 10,11 1,87 1,64 1,29 14:29:56 10,45 1,89 1,69 1,31 14:30:01 10,66 1,91 1,72 1,33 14:30:06 10,77 1,92 1,75 1,35 14:30:11 10,92 1,94 1,8 1,37 14:30:16 10,73 1,96 1,83 1,4 14:30:21 10,97 1,97 1,87 1,42 14:30:26 11,26 1,99 1,91 1,44 14:30:31 11,02 1,99 1,93 1,45 14:30:36 10,91 1,99 1,93 1,46 14:30:41 10,84 1,99 1,94 1,46 14:30:46 10,84 1,99 1,94 1,47 14:30:51 10,84 1,99 1,94 1,47 14:30:56 10,79 1,99 1,94 1,48 14:31:01 10,78 1,99 1,94 1,48 14:31:06 10,78 1,99 1,94 1,48 14:31:11 11,75 2,01 1,94 1,49 14:31:16 11,48 2,04 2 1,52 14:31:21 11,46 2,06 2,05 1,54 14:31:26 11,66 2,08 2,09 1,56 14:31:31 11,8 2,1 2,13 1,59 14:31:36 12,05 2,12 2,17 1,61 14:31:41 12,15 2,13 2,2 1,63 14:31:46 12,33 2,15 2,23 1,66 14:31:51 12,52 2,17 2,26 1,68 14:31:56 12,57 2,18 2,29 1,7 14:32:01 12,39 2,2 2,31 1,72 14:32:06 12,7 2,22 2,34 1,74 14:32:11 12,76 2,24 2,37 1,76 14:32:16 12,58 2,26 2,39 1,77 14:32:21 12,89 2,28 2,42 1,8

Time kracht LVDT1 LVDT2 LVDT3 Secs kN mm mm mm 14:32:26 13,14 2,31 2,44 1,81 14:32:31 13,12 2,34 2,47 1,83 14:32:36 13,19 2,36 2,49 1,85 14:32:41 13,03 2,39 2,51 1,87 14:32:46 13,36 2,42 2,54 1,89 14:32:51 13,45 2,45 2,56 1,9 14:32:56 13,55 2,47 2,57 1,92 14:33:01 13,36 2,5 2,6 1,94 14:33:06 13,7 2,53 2,62 1,96 14:33:11 13,39 2,54 2,64 1,96 14:33:16 13,28 2,54 2,64 1,97 14:33:21 13,22 2,55 2,65 1,97 14:33:26 13,15 2,55 2,65 1,97 14:33:31 13,09 2,55 2,65 1,98 14:33:36 13,07 2,55 2,65 1,98 14:33:41 13,03 2,55 2,66 1,98 14:33:46 13,02 2,55 2,66 1,99 14:33:51 12,96 2,55 2,66 1,99 14:33:56 12,91 2,55 2,66 1,99 14:34:01 12,97 2,56 2,66 1,99 14:34:06 12,91 2,55 2,66 1,99 14:34:11 12,85 2,56 2,66 1,99 14:34:16 12,84 2,56 2,66 1,99 14:34:21 9,8 2,48 2,66 1,99 14:34:26 2,21 2 2,53 1,7 14:34:31 0,99 1,59 2,15 1,43 14:34:36 0,18 1,02 1,63 1,26 14:34:41 0 0,79 1,28 1,15 14:34:46 0,6 0,74 1,13 1,09 14:34:51 0,57 0,74 1,1 1,08 14:34:56 0,6 0,75 1,09 1,08 14:35:01 0,6 0,75 1,08 1,08 14:35:06 0,6 0,75 1,08 1,08 14:35:11 -0,01 0,56 1,02 1,05 14:35:16 0 0,53 0,89 0,99 14:35:21 -0,01 0,52 0,84 0,97 14:35:26 0 0,52 0,83 0,96 14:35:31 -0,01 0,52 0,82 0,96 14:35:36 0 0,52 0,81 0,96 14:35:41 0 0,52 0,81 0,95 14:35:46 0 0,52 0,8 0,95 14:35:51 0 0,51 0,8 0,95 14:35:56 -0,01 0,51 0,8 0,95 14:36:01 0 0,51 0,8 0,95 14:36:06 -0,01 0,51 0,79 0,95 14:36:11 0 0,51 0,79 0,95 14:36:17 0 0,51 0,79 0,95 14:36:21 -0,01 0,51 0,79 0,95 14:36:26 -0,01 0,51 0,78 0,94 14:36:31 -0,01 0,51 0,78 0,94 14:36:36 0 0,51 0,78 0,94 14:36:41 0 0,51 0,78 0,94 14:36:46 -0,01 0,51 0,78 0,94 14:36:51 0,17 0,52 0,78 0,94 14:36:56 0,21 0,64 0,78 0,94 14:37:01 1,19 0,75 0,78 0,95 14:37:06 0,71 0,82 0,78 0,98 14:37:11 1,61 0,91 0,83 1,01 14:37:16 1,9 0,99 0,9 1,05 14:37:21 2,2 1,09 0,97 1,08 14:37:26 1,86 1,17 1,04 1,12 14:37:31 1,99 1,25 1,12 1,15 14:37:36 2,62 1,38 1,21 1,19 14:37:41 3,02 1,48 1,28 1,21 14:37:46 2,83 1,57 1,35 1,24 14:37:51 3,47 1,68 1,44 1,27 14:37:56 3,72 1,73 1,5 1,3 14:38:01 4,04 1,78 1,59 1,33 14:38:06 3,86 1,8 1,65 1,35

Time kracht LVDT1 LVDT2 LVDT3 Secs kN mm mm mm 14:38:11 4,64 1,85 1,73 1,38 14:38:16 4,71 1,88 1,8 1,41 14:38:21 5,19 1,92 1,87 1,43 14:38:26 5,29 1,94 1,95 1,46 14:38:31 4,95 1,94 1,95 1,46 14:38:36 4,94 1,94 1,95 1,46 14:38:41 4,88 1,94 1,96 1,46 14:38:46 4,89 1,94 1,96 1,46 14:38:51 5,44 1,97 2 1,48 14:38:56 5,8 2,01 2,09 1,51 14:39:01 6,39 2,03 2,15 1,53 14:39:06 6,7 2,06 2,21 1,56 14:39:11 6,83 2,08 2,26 1,58 14:39:16 6,82 2,1 2,32 1,6 14:39:21 7,51 2,13 2,38 1,63 14:39:26 7,77 2,15 2,41 1,65 14:39:31 7,96 2,17 2,44 1,67 14:39:36 8,29 2,19 2,45 1,69 14:39:41 8,43 2,2 2,46 1,7 14:39:46 8,63 2,22 2,47 1,72 14:39:51 8,94 2,24 2,48 1,73 14:39:56 9,12 2,25 2,49 1,74 14:40:01 9,16 2,26 2,5 1,76 14:40:06 9,55 2,28 2,51 1,77 14:40:11 9,62 2,29 2,52 1,78 14:40:16 9,81 2,3 2,53 1,8 14:40:21 9,98 2,32 2,54 1,81 14:40:26 9,94 2,33 2,54 1,82 14:40:31 9,92 2,33 2,55 1,82 14:40:36 9,86 2,33 2,54 1,82 14:40:41 9,79 2,33 2,55 1,82 14:40:46 10,59 2,34 2,55 1,83 14:40:51 10,76 2,37 2,56 1,85 14:40:56 10,71 2,39 2,57 1,87 14:41:01 11,16 2,42 2,59 1,88 14:41:06 11,72 2,44 2,59 1,9 14:41:11 12,01 2,46 2,6 1,92 14:41:16 12,1 2,48 2,61 1,93 14:41:21 12,46 2,5 2,62 1,95 14:41:26 12,62 2,53 2,63 1,96 14:41:31 12,87 2,55 2,64 1,98 14:41:36 12,67 2,57 2,65 1,99 14:41:41 12,78 2,58 2,66 2 14:41:46 12,72 2,58 2,67 2,01 14:41:51 12,66 2,59 2,67 2,01 14:41:56 12,66 2,59 2,67 2,01 14:42:01 12,65 2,59 2,67 2,01 14:42:06 12,64 2,59 2,67 2,01 14:42:11 12,57 2,59 2,67 2,02 14:42:16 13,42 2,61 2,68 2,03 14:42:21 13,61 2,64 2,69 2,04 14:42:26 13,7 2,68 2,72 2,06 14:42:31 13,82 2,71 2,75 2,08 14:42:36 14,02 2,74 2,78 2,1 14:42:41 14,16 2,78 2,81 2,12 14:42:46 14,3 2,81 2,83 2,14 14:42:51 14,45 2,84 2,86 2,15 14:42:56 14,18 2,86 2,88 2,17 14:43:01 14,58 2,9 2,9 2,19 14:43:06 14,69 2,93 2,93 2,2 14:43:11 14,75 2,96 2,95 2,22 14:43:16 14,54 2,98 2,97 2,23 14:43:21 14,91 3,02 2,99 2,25 14:43:26 15 3,05 3,01 2,26 14:43:31 15,05 3,07 3,03 2,28 14:43:36 14,68 3,07 3,04 2,28 14:43:41 14,55 3,08 3,05 2,29 14:43:46 14,43 3,08 3,05 2,29 14:43:51 14,37 3,08 3,05 2,29

Time kracht LVDT1 LVDT2 LVDT3 Secs kN mm mm mm 14:43:56 14,31 3,08 3,05 2,3 14:44:01 14,91 3,11 3,06 2,3 14:44:06 14,88 3,15 3,07 2,32 14:44:11 15,22 3,18 3,09 2,33 14:44:16 15,28 3,21 3,11 2,35 14:44:21 15,37 3,24 3,13 2,36 14:44:26 15,46 3,26 3,15 2,37 14:44:31 15,52 3,29 3,16 2,39 14:44:36 15,61 3,31 3,18 2,4 14:44:41 15,8 3,34 3,19 2,41 14:44:46 15,69 3,37 3,21 2,43 14:44:51 15,59 3,4 3,24 2,45 14:44:56 15,43 3,41 3,24 2,45 14:45:01 15,34 3,41 3,25 2,45 14:45:06 15,27 3,42 3,25 2,46 14:45:11 15,15 3,42 3,25 2,46 14:45:16 15,1 3,42 3,26 2,46 14:45:21 15,03 3,42 3,26 2,46 14:45:26 14,97 3,42 3,26 2,47 14:45:31 14,91 3,43 3,26 2,47 14:45:36 14,91 3,43 3,26 2,47 14:45:41 14,89 3,43 3,26 2,47 14:45:46 14,78 3,43 3,26 2,47 14:45:51 14,72 3,43 3,27 2,47 14:45:56 14,73 3,43 3,27 2,47 14:46:01 14,73 3,43 3,27 2,47 14:46:06 14,72 3,43 3,27 2,48 14:46:11 14,73 3,43 3,27 2,48 14:46:16 14,69 3,43 3,27 2,48 14:46:21 14,7 3,43 3,27 2,48 14:46:26 14,6 3,43 3,27 2,48 14:46:31 14,61 3,43 3,27 2,48 14:46:36 14,6 3,43 3,27 2,48 14:46:41 14,55 3,44 3,27 2,48 14:46:46 14,55 3,44 3,27 2,48 14:46:51 14,54 3,44 3,27 2,48 14:46:56 14,48 3,44 3,27 2,49 14:47:01 14,48 3,44 3,27 2,48 14:47:06 14,55 3,44 3,27 2,49 14:47:11 14,49 3,44 3,27 2,49 14:47:16 14,47 3,44 3,27 2,49 14:47:21 14,49 3,44 3,27 2,49 14:47:26 14,49 3,44 3,27 2,49 14:47:31 14,48 3,44 3,27 2,49 14:47:36 14,44 3,44 3,27 2,49 14:47:41 14,43 3,44 3,27 2,49 14:47:46 14,43 3,44 3,27 2,49 14:47:51 14,42 3,44 3,27 2,49 14:47:56 14,43 3,44 3,27 2,49 14:48:01 14,44 3,44 3,27 2,49 14:48:06 14,37 3,44 3,27 2,49 14:48:11 14,36 3,44 3,27 2,49 14:48:16 14,32 3,44 3,28 2,49 14:48:21 14,36 3,44 3,28 2,49 14:48:26 14,36 3,44 3,28 2,49 14:48:31 14,37 3,44 3,28 2,49 14:48:36 14,31 3,44 3,28 2,49 14:48:41 14,3 3,44 3,28 2,49 14:48:46 14,3 3,44 3,28 2,49 14:48:51 14,3 3,44 3,28 2,5 14:48:56 14,3 3,44 3,28 2,5 14:49:01 14,31 3,44 3,28 2,5 14:49:06 14,3 3,44 3,28 2,5 14:49:11 14,3 3,44 3,28 2,5 14:49:16 14,29 3,44 3,28 2,5 14:49:21 14,3 3,44 3,28 2,5 14:49:26 14,28 3,44 3,28 2,5 14:49:31 14,24 3,44 3,28 2,5 14:49:36 14,25 3,44 3,28 2,5

Time kracht LVDT1 LVDT2 LVDT3 Secs kN mm mm mm 14:49:41 15,39 3,48 3,28 2,51 14:49:46 15,13 3,51 3,29 2,52 14:49:51 15,43 3,54 3,3 2,54 14:49:56 16,26 3,57 3,33 2,56 14:50:01 16,51 3,61 3,35 2,57 14:50:06 16,54 3,64 3,38 2,59 14:50:11 16,12 3,65 3,4 2,6 14:50:16 16,01 3,66 3,4 2,61 14:50:21 15,94 3,66 3,41 2,61 14:50:26 15,92 3,67 3,41 2,61 14:50:31 15,83 3,67 3,42 2,61 14:50:36 15,77 3,67 3,42 2,61 14:50:41 15,76 3,67 3,42 2,62 14:50:46 15,7 3,67 3,42 2,62 14:50:51 16,56 3,7 3,43 2,63 14:50:56 16,57 3,73 3,44 2,64 14:51:01 16,83 3,76 3,46 2,66 14:51:06 17,06 3,79 3,48 2,68 14:51:11 17,18 3,82 3,51 2,69 14:51:16 17,29 3,84 3,54 2,71 14:51:21 17,58 3,87 3,56 2,73 14:51:26 17,12 3,89 3,59 2,74 14:51:31 17,54 3,92 3,61 2,76 14:51:36 17,76 3,95 3,63 2,78 14:51:41 17,76 3,97 3,65 2,8 14:51:46 17,62 4 3,67 2,81 14:51:51 17,34 4 3,68 2,82 14:51:56 17,22 4 3,69 2,82 14:52:01 17,17 4 3,69 2,83 14:52:06 17,11 4,01 3,7 2,83 14:52:11 17,04 4,01 3,7 2,83 14:52:16 16,98 4,01 3,7 2,83 14:52:21 16,98 4,01 3,7 2,83 14:52:26 16,92 4,01 3,7 2,84 14:52:31 16,86 4,01 3,71 2,84 14:52:36 16,86 4,01 3,71 2,84 14:52:41 16,8 4,01 3,71 2,84 14:52:46 16,81 4,02 3,71 2,84 14:52:51 16,74 4,02 3,71 2,84 14:52:56 16,74 4,02 3,71 2,84 14:53:01 16,74 4,02 3,71 2,84 14:53:06 16,68 4,02 3,71 2,84 14:53:11 16,67 4,02 3,71 2,85 14:53:16 16,68 4,02 3,71 2,85 14:53:21 16,62 4,02 3,71 2,85 14:53:26 16,62 4,02 3,72 2,85 14:53:31 16,62 4,02 3,72 2,85 14:53:36 16,58 4,02 3,72 2,85 14:53:41 16,56 4,02 3,72 2,85 14:53:46 16,56 4,02 3,72 2,85 14:53:51 16,55 4,02 3,72 2,85 14:53:56 16,55 4,02 3,72 2,85 14:54:01 16,56 4,02 3,72 2,85 14:54:06 16,55 4,02 3,72 2,85 14:54:11 16,5 4,02 3,72 2,85 14:54:16 16,5 4,02 3,72 2,86 14:54:21 16,47 4,02 3,72 2,86 14:54:26 16,49 4,02 3,72 2,86 14:54:31 16,43 4,02 3,72 2,86 14:54:36 16,43 4,02 3,72 2,86 14:54:41 16,43 4,02 3,72 2,86 14:54:46 16,43 4,02 3,72 2,86 14:54:51 16,43 4,02 3,72 2,86 14:54:56 16,43 4,02 3,72 2,86 14:55:01 16,37 4,02 3,72 2,86 14:55:06 16,37 4,02 3,72 2,86 14:55:11 16,37 4,02 3,72 2,86 14:55:16 16,37 4,03 3,72 2,86 14:55:21 16,36 4,03 3,72 2,86

Time kracht LVDT1 LVDT2 LVDT3 Secs kN mm mm mm 14:55:26 16,37 4,02 3,72 2,86 14:55:31 16,36 4,03 3,72 2,86 14:55:36 16,37 4,03 3,72 2,86 14:55:41 16,37 4,03 3,73 2,86 14:55:46 16,38 4,03 3,73 2,86 14:55:51 16,37 4,03 3,73 2,86 14:55:56 16,36 4,03 3,73 2,86 14:56:01 16,38 4,03 3,73 2,87 14:56:06 16,33 4,03 3,73 2,86 14:56:11 16,35 4,03 3,73 2,87 14:56:17 16,31 4,03 3,73 2,87 14:56:21 16,3 4,03 3,73 2,87 14:56:26 16,36 4,03 3,73 2,87 14:56:31 16,31 4,03 3,73 2,87 14:56:36 16,31 4,03 3,73 2,87 14:56:41 16,31 4,03 3,73 2,87 14:56:46 16,31 4,03 3,73 2,87 14:56:51 16,27 4,03 3,73 2,87 14:56:56 16,28 4,03 3,73 2,87 14:57:01 16,29 4,03 3,73 2,87 14:57:06 16,25 4,03 3,73 2,87 14:57:11 16,25 4,03 3,73 2,87 14:57:16 16,25 4,03 3,73 2,87 14:57:21 16,26 4,03 3,73 2,87 14:57:26 16,19 4,03 3,73 2,87 14:57:31 16,25 4,03 3,73 2,87 14:57:36 16,2 4,03 3,73 2,87 14:57:41 16,25 4,03 3,73 2,87 14:57:46 7,55 3,68 3,71 2,8 14:57:51 0,12 2,96 3,45 2,26 14:57:56 -0,01 2,32 2,51 1,9 14:58:01 -0,01 2,01 1,98 1,7 14:58:06 -0,01 1,97 1,73 1,57 14:58:11 0,05 1,96 1,66 1,53 14:58:16 0,05 1,95 1,65 1,52 14:58:21 -0,01 1,95 1,64 1,51 14:58:26 0,02 1,95 1,63 1,51 14:58:31 -0,01 1,94 1,62 1,5 14:58:36 -0,01 1,94 1,61 1,5


C.2.1

126

Belasting op de nok

Verplaatsing van de nok In deze bijlage worden de verwerkte meetgegevens weergegeven van de verplaatsing die de nok ondergaat bij het aanleggen van de verticale kracht aan de nok op de naakte structuur.


0

10

20

30

40

50

60

0

10

20

30

50

Verplaatsing [mm]

40

nok [1]

60

70

80

90



C.3

128


In deze bijlage worden de meetgegevens weergegeven van de verplaatsingen die de kolomvoeten ondergaan bij het aanleggen van de verticale kracht in de richting op de naakte structuur. De nummering van de kolomvoeten is weergegeven in figuur C.10.


Windmill Logger - JORISIDE.IMS File opened at 15:51:06 Mon 20 Nov 2006 File closed at 16:09:27 Mon 20 Nov 2006 kracht kN 0,01 -0,01 0,37 0,36 0,79 3,23 4,41 6,96 7,87 10,6 9,99 9,81 9,65 9,6 9,58 9,48 9,4 9,39 9,36 9,33 9,27 9,28 9,21 9,21 11,1 14,42 16,36 17,22 17,85 19,25 19,84 19,81 20,53 20,48 20,06 19,87 19,68 19,62 19,5 19,45 19,31 19,25 19,2 19,14 19,08 19,01 18,97 18,95 20,7 23,28 23,91 24,78 25,95 26,75 26,53 27,68 28,33 28,34 29,42 30,18 30,11 29,14 28,77 28,54 28,31 28,22

LVDT1 mm 0 0 0 0 0 0 0 0 0 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,03 -0,03 -0,03 -0,03 -0,03 -0,03 -0,03 -0,03 -0,03 -0,03 -0,03 -0,03 -0,03 -0,03

LVDT2 mm 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02

LVDT3 mm 0 0 0 0 0 0 0 0,01 0,01 0,01 0,01 0,01 0,01 0,01 0,02 0,02 0,01 0,02 0,02 0,02 0,01 0,01 0,01 0,02 0,02 0,02 0,03 0,03 0,03 0,03 0,04 0,04 0,04 0,04 0,04 0,04 0,04 0,04 0,04 0,04 0,04 0,04 0,05 0,04 0,05 0,05 0,05 0,05 0,05 0,05 0,05 0,05 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06 0,07 0,07 0,07 0,07 0,07 0,07 0,07 0,07

kracht LVDT1 LVDT2 LVDT3 kracht LVDT1 LVDT2 LVDT3 kN mm mm mm kN mm mm mm 28,09 -0,03 -0,02 0,07 0,96 -0,02 -0,02 0,05 27,93 -0,03 -0,02 0,07 0,96 -0,02 -0,02 0,05 27,87 -0,03 -0,02 0,07 0,96 -0,02 -0,02 0,05 27,81 -0,04 -0,02 0,07 0,96 -0,02 -0,02 0,05 27,67 -0,03 -0,02 0,07 0,96 -0,02 -0,02 0,05 27,67 -0,03 -0,02 0,07 0,96 -0,02 -0,02 0,05 27,62 -0,03 -0,02 0,07 0,96 -0,02 -0,02 0,05 27,56 -0,03 -0,02 0,07 0,96 -0,02 -0,02 0,05 27,5 -0,03 -0,02 0,07 0,96 -0,03 -0,03 0,05 27,5 -0,03 -0,02 0,07 0,96 -0,03 -0,03 0,05 30,78 -0,03 -0,02 0,07 0,96 -0,03 -0,03 0,05 31,11 -0,04 -0,02 0,07 0,96 -0,03 -0,03 0,05 32,31 -0,04 -0,02 0,07 0,96 -0,03 -0,03 0,05 32,44 -0,04 -0,02 0,07 0,96 -0,03 -0,03 0,05 32,22 -0,04 -0,02 0,08 0,96 -0,03 -0,03 0,06 32,22 -0,04 -0,02 0,08 0,96 -0,03 -0,03 0,05 31,97 -0,03 -0,03 0,08 0,93 -0,04 -0,03 0,05 31,71 -0,03 -0,03 0,08 0,9 -0,04 -0,03 0,05 31,6 -0,04 -0,03 0,08 0,97 -0,05 -0,03 0,05 31,42 -0,04 -0,03 0,08 0,93 -0,05 -0,03 0,05 31,39 -0,04 -0,02 0,08 0,93 -0,05 -0,03 0,05 31,23 -0,04 -0,03 0,08 0,95 -0,05 -0,03 0,05 31,1 -0,03 -0,02 0,08 0,91 -0,01 -0,03 0,05 30,97 -0,04 -0,03 0,08 0,96 0 -0,03 0,05 31 -0,04 -0,03 0,08 0,91 0 -0,03 0,05 30,95 -0,04 -0,02 0,08 0,96 0 -0,03 0,05 30,9 -0,04 -0,02 0,08 0,96 0,01 -0,03 0,05 30,84 -0,04 -0,03 0,08 0,97 0,44 -0,03 0,05 30,77 -0,03 -0,02 0,08 0,9 0,43 -0,03 0,05 30,74 -0,04 -0,02 0,08 0,92 0,42 -0,03 0,05 30,65 -0,04 -0,02 0,08 0,9 0,42 -0,03 0,06 30,65 -0,03 -0,02 0,08 0,93 0,41 -0,03 0,05 30,58 -0,03 -0,02 0,08 0,94 0,41 -0,03 0,05 30,48 -0,04 -0,03 0,08 0,91 0,41 -0,03 0,05 30,49 -0,03 -0,02 0,08 0,96 0,41 -0,04 0,05 30,46 -0,03 -0,02 0,08 0,96 0,41 -0,04 0,06 30,43 -0,03 -0,02 0,08 0,96 0,41 -0,04 0,05 30,36 -0,04 -0,03 0,08 0,95 0,41 -0,05 0,05 30,37 -0,03 -0,02 0,08 0,96 0,41 -0,05 0,06 30,37 -0,04 -0,03 0,08 7,67 0,41 -0,1 -0,02 30,36 -0,04 -0,03 0,08 11,63 0,41 -0,11 -0,02 30,3 -0,04 -0,03 0,08 15,71 0,41 -0,11 -0,02 30,31 -0,04 -0,02 0,08 19,32 0,41 -0,11 -0,02 30,24 -0,04 -0,02 0,08 21,77 0,41 -0,1 -0,02 30,24 -0,03 -0,02 0,08 26,97 0,41 -0,11 -0,02 30,18 -0,04 -0,02 0,08 29,17 0,41 -0,11 -0,02 30,18 -0,04 -0,02 0,08 32,13 0,41 -0,11 -0,02 19,55 -0,04 -0,02 0,07 32,69 0,41 -0,11 -0,02 0,06 -0,02 -0,01 0,06 32,86 0,41 -0,11 -0,02 0 -0,02 -0,01 0,06 33,23 0,41 -0,11 -0,02 0 -0,02 -0,01 0,05 33,23 0,41 -0,11 -0,02 0 -0,02 -0,02 0,05 33,04 0,41 -0,11 -0,02 0 -0,02 -0,01 0,06 33,45 0,41 -0,1 -0,02 0 -0,02 -0,01 0,05 33,04 0,41 -0,11 -0,02 0 -0,02 -0,02 0,05 32,81 0,41 -0,11 -0,02 0 -0,02 -0,02 0,05 32,63 0,41 -0,11 -0,02 0,09 -0,02 -0,02 0,05 32,5 0,41 -0,11 -0,02 5,01 -0,02 -0,01 0,05 32,44 0,41 -0,11 -0,02 0,96 -0,02 -0,02 0,05 32,35 0,41 -0,11 -0,02 0,96 -0,02 -0,02 0,05 32,26 0,41 -0,11 -0,02 0,96 -0,02 -0,02 0,05 33,34 0,41 -0,11 -0,02 0,96 -0,02 -0,02 0,05 33,77 0,41 -0,11 -0,02 0,97 -0,02 -0,02 0,05 34,08 0,41 -0,1 -0,02 0,96 -0,02 -0,02 0,06 34,21 0,41 -0,11 -0,02 0,97 -0,02 -0,02 0,05 34,27 0,41 -0,1 -0,02 0,97 -0,02 -0,02 0,05 34,39 0,41 -0,11 -0,02

kracht kN 34,68 34,7 34,7 35,06 35,03 35,13 35,19 35,13 35,46 35,49 35,73 35,91 36,01 36,15 36,17 36,21 36,3 36,47 36,72 36,79 36,42 36,6 36,69 36,96 37,26 37,38 37,48 37,51 37,57 37,69 38 38,16 38,18 38,31 38,89 39,45 39,34 39,95 40,13 39,71 39,41 39,21 39,06 38,91 38,76 38,68 39,91 39,92 40,62 40,87 41,02 41,38 41,68 41,74 41,92 42,09 42,19 42,41 42,58 42,83 42,76 43,64 43,74 43,97 44,18 44,44 44,65 44,88 45,98

LVDT1 mm 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,43 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,42

LVDT2 mm -0,1 -0,11 -0,1 -0,1 -0,1 -0,1 -0,1 -0,1 -0,1 -0,11 -0,1 -0,1 -0,1 -0,1 -0,11 -0,11 -0,1 -0,11 -0,1 -0,1 -0,11 -0,1 -0,1 -0,11 -0,1 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,1 -0,11 -0,1 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,1 -0,11 -0,1 -0,1 -0,11 -0,11 -0,1 -0,11 -0,1 -0,1 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,1 -0,1 -0,06 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,1

LVDT3 mm -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,02 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0,01 0,01 0,01 0,01 0,01 0,03 0,01 0,01 0,01 0,01 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,03 0,03 0,03 0,03

kracht kN 45,88 47,02 46,73 47,86 47,67 48,72 48,98 48,82 49,94 49,76 49,4 48,95 48,73 48,46 48,35 48,17 48,11 47,94 47,91 47,78 47,73 47,64 47,6 47,54 47,49 47,44 47,44 48,15 49,82 51,22 51,53 52,17 53,38 53,32 54,68 54,75 54,84 55,19 55,56 55,85 56,21 57,4 57,86 58,08 58,31 58,49 58,66 58,95 59,93 59,49 58,82 58,37 58,06 57,84 57,65 57,47 57,34 57,21 57,09 58,56 59,68 61,12 61,59 61,72 61,73 62,3 62,77 62,67 63,14

LVDT1 mm 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,43 0,43 0,43 0,43 0,43 0,43 0,43 0,44 0,44 0,44 0,44 0,44 0,44 0,44 0,44 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,46 0,46 0,46 0,46 0,46 0,47

LVDT2 mm -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,1 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,1 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,1 -0,1 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,1 -0,11 -0,1 -0,1 -0,11 -0,11 -0,1 -0,11 -0,11

LVDT3 mm 0,04 0,04 0,04 0,05 0,05 0,05 0,05 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06 0,07 0,07 0,08 0,08 0,09 0,09 0,1 0,1 0,1 0,11 0,11 0,12 0,12 0,13 0,13 0,13 0,14 0,14 0,15 0,15 0,16 0,16 0,16 0,16 0,16 0,16 0,16 0,16 0,16 0,16 0,16 0,17 0,17 0,18 0,18 0,19 0,19 0,2 0,2 0,21

kracht kN 63,75 63,56 62,68 62,24 61,92 61,68 61,52 61,32 61,26 61,15 61,02 60,91 60,85 60,71 60,65 40,22 0 0 0 0 -0,01 -0,01 0 -0,01 0 0 0 0 0,03 0,06 0,04 0,05 0,03 0,05 0,1 0,05 0,05 0,06 0,11 0,05 0,05 0,06 0,06 0,06 0,06 0,07 0,1 0,05 0,06 0,06 0,06 0,06 0,05 0,06 0,05 0,05 0,06 0,03 -0,01 -0,01 -0,01 0 -0,01 0 -0,01 0 0 -0,01 -0,01

LVDT1 mm 0,47 0,47 0,47 0,47 0,47 0,47 0,47 0,47 0,47 0,47 0,47 0,47 0,47 0,47 0,47 0,46 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42

LVDT2 mm -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11

LVDT3 mm 0,21 0,22 0,22 0,22 0,22 0,22 0,22 0,22 0,22 0,22 0,22 0,22 0,23 0,22 0,22 0,19 0,04 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02

kracht kN -0,01 -0,01 0 0 -0,01 -0,02 0 0 0 0 -0,01 -0,02 0,29 3,14 1,24 1,23 1,23 5,2 7,54 14,42 17,2 24,13 28,14 31,83 33,04 33,84 34,67 35,63 36,16 36,62 38,28 39,09 39,6 40,39 40,82 42,31 42,77 44,08 45,17 45,65 46,74 48,1 49,28 49,64 50,22 51,31 51,62 52,99 53,58 54,96 56,06 57,15 58,53 59,59 60,92 61,1 61,46 61,64 61,18 60,95 60,76 60,63 60,51 60,38 60,3 60,21 60,07 60,04 59,98

LVDT1 mm 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,43 0,43 0,43 0,44 0,44 0,44 0,44 0,44 0,44 0,44 0,44 0,44 0,44 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,46 0,46 0,46 0,46 0,46 0,46 0,46 0,46 0,47 0,47 0,47 0,47 0,47 0,47 0,48 0,48 0,48 0,48 0,48 0,48 0,48 0,48 0,47 0,48 0,48

LVDT2 mm -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,1 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11

LVDT3 mm 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,04 0,05 0,07 0,09 0,11 0,13 0,14 0,14 0,14 0,15 0,15 0,15 0,15 0,16 0,16 0,16 0,16 0,17 0,17 0,17 0,17 0,18 0,18 0,18 0,18 0,19 0,19 0,19 0,19 0,19 0,2 0,2 0,2 0,21 0,21 0,21 0,22 0,22 0,22 0,22 0,22 0,22 0,22 0,22 0,22 0,22 0,22 0,22 0,22 0,22 0,23 0,22

kracht kN 59,9 59,86 59,78 59,67 59,68 59,6 59,55 42,65 0,02 -0,01 0,25 -0,02

LVDT1 mm 0,48 0,48 0,48 0,48 0,48 0,48 0,48 0,47 0,43 0,42 0,42 0,42

LVDT2 mm -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,11 -0,1 -0,11 -0,1 -0,1

LVDT3 mm 0,23 0,22 0,23 0,22 0,23 0,23 0,22 0,21 0,05 0,03 0,03 0,03


C.4

C.4.1

132

Meetresultaten van de proeven op de structuur voorzien van panelen Belasting op de kopgevel

Verplaatsing van de hoeken en de nok In deze bijlage worden de verwerkte meetgegevens weergegeven van de verplaatsingen die de hoekpunten en de nok ondergaan bij het aanleggen van de horizontale kracht in de richting van de kopgevel op de structuur voorzien van panelen.


0

5

10

15

20

25

0

5

10

15

20

25

Hoek [1]

30

35

40

Hoek [3]

50

55

Verplaatsing [mm]

45

60

65

70

75

80

85

90

Nok [2]

95

100



134

Verplaatsing van de kolomvoeten In deze bijlage worden de meetgegevens weergegeven van de verplaatsingen die de kolomvoeten ondergaan bij het aanleggen van de horizontale kracht in de richting van de kopgevel op de structuur voorzien van panelen. De nummering van de kolomvoeten is weergegeven in figuur C.8.


Windmill Logger - JORISIDE.IMS File opened at 11:02:01 Wed 06 Dec 2006 File closed at 11:43:24 Wed 06 Dec 2006 Time kracht LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4 Secs kN mm mm mm mm 11:02:01 0,12 0 0 0 0 11:02:07 0,11 0 0 0 0 11:02:15 0,07 0 0 0 0 11:02:23 0,66 0 0 0 0 11:02:31 0,83 0,01 0,01 0 0 11:02:39 1,68 0,02 0,04 0,01 0,01 11:02:47 1,78 0,03 0,07 0,01 0,01 11:02:55 2,63 0,04 0,1 0,01 0,01 11:03:03 2,89 0,05 0,13 0,02 0,02 11:03:11 3,12 0,06 0,16 0,03 0,03 11:03:19 3,53 0,07 0,18 0,03 0,03 11:03:27 3,88 0,08 0,2 0,04 0,04 11:03:35 3,58 0,09 0,22 0,04 0,04 11:03:43 3,51 0,09 0,22 0,04 0,04 11:03:51 3,48 0,09 0,23 0,04 0,04 11:03:59 3,48 0,09 0,22 0,04 0,04 11:04:07 3,47 0,09 0,22 0,04 0,04 11:04:15 3,66 0,09 0,23 0,04 0,04 11:04:23 3,96 0,1 0,26 0,04 0,04 11:04:31 4,55 0,12 0,29 0,03 0,03 11:04:39 5,16 0,13 0,33 0 0 11:04:47 5,29 0,14 0,36 -0,02 -0,02 11:04:55 5,64 0,15 0,4 -0,04 -0,04 11:05:03 6,39 0,17 0,43 -0,06 -0,06 11:05:11 6,39 0,18 0,46 -0,07 -0,07 11:05:19 6,27 0,18 0,46 -0,07 -0,07 11:05:27 6,2 0,18 0,46 -0,07 -0,07 11:05:35 6,15 0,18 0,46 -0,07 -0,07 11:05:43 7,15 0,19 0,48 -0,08 -0,08 11:05:51 7,37 0,2 0,52 -0,09 -0,09 11:05:59 8 0,21 0,55 -0,12 -0,12 11:06:07 8,35 0,22 0,59 -0,14 -0,14 11:06:15 8,58 0,23 0,62 -0,16 -0,16 11:06:23 9,26 0,24 0,65 -0,18 -0,18 11:06:31 9,66 0,25 0,68 -0,21 -0,21 11:06:39 8,98 0,25 0,69 -0,22 -0,22 11:06:47 8,91 0,25 0,7 -0,22 -0,22 11:06:55 8,83 0,25 0,7 -0,22 -0,22 11:07:03 8,81 0,25 0,7 -0,22 -0,22 11:07:11 8,74 0,25 0,7 -0,22 -0,22 11:07:19 9,23 0,26 0,71 -0,23 -0,23 11:07:27 10,45 0,27 0,72 -0,27 -0,27 11:07:35 10,66 0,29 0,72 -0,3 -0,3 11:07:43 11,05 0,3 0,72 -0,32 -0,32 11:07:51 10,88 0,31 0,72 -0,35 -0,35 11:07:59 11,61 0,32 0,72 -0,36 -0,36 11:08:07 12,1 0,33 0,73 -0,39 -0,39 11:08:15 12,37 0,34 0,74 -0,4 -0,4 11:08:23 11,78 0,34 0,74 -0,4 -0,4 11:08:31 11,69 0,34 0,75 -0,4 -0,4 11:08:39 11,64 0,34 0,75 -0,4 -0,4 11:08:47 11,6 0,34 0,75 -0,4 -0,4 11:08:55 11,52 0,34 0,75 -0,4 -0,4 11:09:03 11,9 0,34 0,75 -0,41 -0,41 11:09:11 13,21 0,36 0,79 -0,44 -0,44 11:09:19 13,44 0,37 0,83 -0,47 -0,47 11:09:27 13,84 0,39 0,87 -0,49 -0,49 11:09:35 13,14 0,39 0,88 -0,49 -0,49 11:09:43 12,99 0,39 0,88 -0,49 -0,49 11:09:51 12,94 0,39 0,88 -0,49 -0,49 11:09:59 12,88 0,39 0,88 -0,49 -0,49 11:10:07 12,88 0,39 0,88 -0,49 -0,49 11:10:15 12,87 0,39 0,88 -0,49 -0,49 11:10:23 12,77 0,39 0,88 -0,49 -0,49 11:10:31 10,66 0,39 0,89 -0,48 -0,48 11:10:39 8,25 0,36 0,93 -0,41 -0,41

Time kracht LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4 Secs kN mm mm mm mm 11:10:47 5,34 0,31 0,98 -0,29 -0,29 11:10:55 2,63 0,25 0,85 -0,2 -0,2 11:11:03 0,79 0,18 0,66 -0,15 -0,15 11:11:11 0,81 0,13 0,47 -0,07 -0,07 11:11:19 0,95 0,12 0,47 -0,07 -0,07 11:11:27 0,93 0,12 0,47 -0,07 -0,07 11:11:35 0,02 0,11 0,41 -0,05 -0,05 11:11:43 0,03 0,09 0,35 -0,03 -0,03 11:11:51 0,02 0,08 0,33 -0,03 -0,03 11:11:59 0,03 0,08 0,33 -0,03 -0,03 11:12:07 0,05 0,08 0,33 -0,03 -0,03 11:12:15 0,04 0,08 0,33 -0,03 -0,03 11:12:23 0,02 0,08 0,33 -0,03 -0,03 11:12:31 0,03 0,08 0,33 -0,03 -0,03 11:12:39 0,05 0,08 0,33 -0,03 -0,03 11:12:47 0,03 0,08 0,33 -0,03 -0,03 11:12:55 0,02 0,08 0,33 -0,03 -0,03 11:13:03 0,03 0,08 0,33 -0,03 -0,03 11:13:11 0,03 0,08 0,33 -0,03 -0,03 11:13:19 0,02 0,08 0,33 -0,03 -0,03 11:13:27 0,04 0,08 0,33 -0,03 -0,03 11:13:35 0,03 0,08 0,33 -0,03 -0,03 11:13:43 0,03 0,08 0,33 -0,03 -0,03 11:13:51 0,03 0,08 0,33 -0,03 -0,03 11:13:59 0,04 0,08 0,33 -0,03 -0,03 11:14:07 0,02 0,08 0,33 -0,03 -0,03 11:14:15 0,03 0,08 0,33 -0,03 -0,03 11:14:23 1,31 0,08 0,33 -0,03 -0,03 11:14:31 2,88 0,11 0,36 -0,04 -0,04 11:14:39 2,81 0,13 0,43 -0,07 -0,07 11:14:47 3,32 0,16 0,49 -0,1 -0,1 11:14:55 3,26 0,16 0,49 -0,1 -0,1 11:15:03 3,16 0,16 0,49 -0,1 -0,1 11:15:11 4,14 0,16 0,51 -0,11 -0,11 11:15:19 5,07 0,19 0,59 -0,15 -0,15 11:15:27 4,66 0,2 0,65 -0,18 -0,18 11:15:35 5,28 0,22 0,71 -0,21 -0,21 11:15:43 5,71 0,23 0,75 -0,23 -0,23 11:15:51 5,62 0,23 0,75 -0,24 -0,24 11:15:59 5,57 0,23 0,76 -0,24 -0,24 11:16:07 7,27 0,25 0,82 -0,27 -0,27 11:16:15 7,85 0,27 0,87 -0,29 -0,29 11:16:23 8,78 0,29 0,9 -0,32 -0,32 11:16:31 9,04 0,31 0,9 -0,36 -0,36 11:16:39 9,8 0,32 0,89 -0,38 -0,38 11:16:47 9,62 0,32 0,9 -0,38 -0,38 11:16:55 9,6 0,32 0,9 -0,38 -0,38 11:17:03 9,54 0,32 0,9 -0,38 -0,38 11:17:11 9,47 0,32 0,9 -0,38 -0,38 11:17:19 9,48 0,32 0,9 -0,38 -0,38 11:17:27 9,42 0,32 0,9 -0,38 -0,38 11:17:35 11,04 0,34 0,9 -0,43 -0,43 11:17:43 12,38 0,37 0,91 -0,47 -0,47 11:17:51 12,86 0,38 0,9 -0,5 -0,5 11:17:59 12,75 0,38 0,9 -0,5 -0,5 11:18:07 12,66 0,38 0,9 -0,5 -0,5 11:18:15 12,62 0,38 0,9 -0,5 -0,5 11:18:23 12,57 0,38 0,9 -0,49 -0,49 11:18:31 10,87 0,38 0,9 -0,49 -0,49 11:18:39 9,03 0,37 0,91 -0,45 -0,45 11:18:47 7,7 0,34 0,94 -0,4 -0,4 11:18:55 6,28 0,32 0,97 -0,35 -0,35 11:19:03 4,31 0,28 0,96 -0,28 -0,28 11:19:11 2,7 0,24 0,86 -0,22 -0,22 11:19:19 1,64 0,19 0,7 -0,19 -0,19 11:19:27 0,14 0,13 0,49 -0,09 -0,09 11:19:35 0,19 0,1 0,4 -0,04 -0,04 11:19:43 0,16 0,08 0,34 -0,04 -0,04

Time kracht LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4 Time kracht LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4 Secs kN mm mm mm mm Secs kN mm mm mm mm 11:19:51 0,2 0,07 0,34 -0,04 -0,04 11:29:03 17,18 0,65 1,13 -0,9 -0,9 11:19:59 0,19 0,07 0,33 -0,04 -0,04 11:29:11 17,12 0,65 1,13 -0,9 -0,9 11:20:07 0,11 0,07 0,33 -0,04 -0,04 11:29:19 17,11 0,66 1,13 -0,91 -0,91 11:20:15 0,13 0,07 0,33 -0,04 -0,04 11:29:27 17,06 0,66 1,13 -0,9 -0,9 11:20:23 0,03 0,07 0,33 -0,04 -0,04 11:29:35 17 0,66 1,13 -0,9 -0,9 11:20:31 0,03 0,07 0,33 -0,04 -0,04 11:29:43 17,05 0,66 1,13 -0,9 -0,9 11:20:39 0,02 0,07 0,33 -0,04 -0,04 11:29:51 17 0,66 1,13 -0,9 -0,9 11:20:47 0,03 0,07 0,33 -0,04 -0,04 11:29:59 17 0,66 1,13 -0,9 -0,9 11:20:55 0,03 0,07 0,33 -0,04 -0,04 11:30:07 17,01 0,66 1,13 -0,9 -0,9 11:21:03 0,02 0,07 0,33 -0,05 -0,05 11:30:15 16,98 0,66 1,13 -0,9 -0,9 11:21:11 0,03 0,07 0,33 -0,04 -0,04 11:30:23 16,97 0,66 1,13 -0,9 -0,9 11:21:19 0,02 0,07 0,32 -0,04 -0,04 11:30:31 16,93 0,66 1,13 -0,9 -0,9 11:21:27 0,44 0,07 0,32 -0,04 -0,04 11:30:39 16,93 0,67 1,13 -0,9 -0,9 11:21:35 1,83 0,09 0,34 -0,04 -0,04 11:30:47 16,88 0,67 1,13 -0,9 -0,9 11:21:43 3,15 0,12 0,42 -0,04 -0,04 11:30:55 16,86 0,67 1,13 -0,9 -0,9 11:21:51 2,9 0,15 0,5 -0,07 -0,07 11:31:03 16,82 0,67 1,13 -0,9 -0,9 11:21:59 4,65 0,17 0,58 -0,11 -0,11 11:31:11 16,88 0,67 1,13 -0,9 -0,9 11:22:07 5,03 0,2 0,66 -0,15 -0,15 11:31:19 16,82 0,67 1,13 -0,9 -0,9 11:22:15 5,28 0,22 0,73 -0,19 -0,19 11:31:27 16,82 0,67 1,13 -0,9 -0,9 11:22:23 5,79 0,24 0,8 -0,23 -0,23 11:31:35 16,78 0,67 1,13 -0,9 -0,9 11:22:31 5,52 0,24 0,8 -0,24 -0,24 11:31:43 16,76 0,67 1,14 -0,9 -0,9 11:22:39 5,83 0,24 0,82 -0,24 -0,24 11:31:51 16,75 0,67 1,14 -0,9 -0,9 11:22:47 6,61 0,26 0,9 -0,28 -0,28 11:31:59 16,75 0,67 1,14 -0,9 -0,9 11:22:55 8,46 0,29 0,96 -0,3 -0,3 11:32:07 16,76 0,67 1,13 -0,9 -0,9 11:23:03 8,62 0,3 0,98 -0,34 -0,34 11:32:15 16,72 0,67 1,13 -0,9 -0,9 11:23:11 9,28 0,32 0,98 -0,36 -0,36 11:32:23 16,76 0,67 1,13 -0,9 -0,9 11:23:19 9,15 0,32 0,98 -0,36 -0,36 11:32:31 16,73 0,67 1,13 -0,9 -0,9 11:23:27 9,09 0,32 0,98 -0,36 -0,36 11:32:39 16,75 0,67 1,13 -0,9 -0,9 11:23:35 9,64 0,32 0,98 -0,38 -0,38 11:32:47 16,69 0,67 1,13 -0,9 -0,9 11:23:43 11,43 0,35 0,98 -0,42 -0,42 11:32:55 16,64 0,67 1,13 -0,9 -0,9 11:23:51 12,32 0,38 0,98 -0,47 -0,47 11:33:03 16,69 0,67 1,13 -0,9 -0,9 11:23:59 12,4 0,38 0,99 -0,48 -0,48 11:33:11 16,68 0,67 1,13 -0,9 -0,9 11:24:07 12,26 0,38 0,99 -0,48 -0,48 11:33:19 16,69 0,67 1,13 -0,9 -0,9 11:24:15 14,49 0,4 0,98 -0,52 -0,52 11:33:27 16,64 0,67 1,13 -0,9 -0,9 11:24:23 14,93 0,42 0,98 -0,56 -0,56 11:33:35 16,68 0,67 1,14 -0,9 -0,9 11:24:31 13,97 0,43 0,98 -0,56 -0,56 11:33:43 16,64 0,68 1,14 -0,9 -0,9 11:24:39 13,84 0,43 0,98 -0,56 -0,56 11:33:51 16,57 0,67 1,14 -0,9 -0,9 11:24:47 13,79 0,43 0,98 -0,56 -0,56 11:33:59 16,62 0,68 1,14 -0,9 -0,9 11:24:55 14,29 0,43 0,98 -0,57 -0,57 11:34:07 16,59 0,68 1,14 -0,9 -0,9 11:25:03 15,64 0,45 0,98 -0,61 -0,61 11:34:15 16,63 0,68 1,14 -0,9 -0,9 11:25:11 15,98 0,47 0,99 -0,64 -0,64 11:34:23 16,57 0,68 1,14 -0,9 -0,9 11:25:19 16,46 0,48 1,03 -0,67 -0,67 11:34:31 16,57 0,68 1,14 -0,9 -0,9 11:25:27 16,7 0,5 1,07 -0,71 -0,71 11:34:39 16,58 0,68 1,14 -0,9 -0,9 11:25:35 15,97 0,51 1,1 -0,72 -0,72 11:34:47 16,58 0,68 1,14 -0,9 -0,9 11:25:43 15,79 0,51 1,1 -0,72 -0,72 11:34:55 16,57 0,68 1,14 -0,9 -0,9 11:25:51 15,72 0,51 1,1 -0,72 -0,72 11:35:03 16,57 0,68 1,14 -0,89 -0,89 11:25:59 15,69 0,51 1,11 -0,72 -0,72 11:35:11 16,57 0,68 1,14 -0,9 -0,9 11:26:07 15,61 0,51 1,11 -0,72 -0,72 11:35:19 16,56 0,68 1,14 -0,9 -0,9 11:26:15 15,55 0,52 1,11 -0,72 -0,72 11:35:27 16,57 0,68 1,13 -0,9 -0,9 11:26:23 15,54 0,52 1,11 -0,72 -0,72 11:35:35 16,54 0,68 1,13 -0,89 -0,89 11:26:31 15,49 0,52 1,11 -0,72 -0,72 11:35:43 16,57 0,68 1,13 -0,9 -0,9 11:26:39 15,52 0,52 1,11 -0,72 -0,72 11:35:51 16,52 0,68 1,13 -0,9 -0,9 11:26:47 15,43 0,52 1,11 -0,71 -0,71 11:35:59 16,53 0,68 1,13 -0,9 -0,9 11:26:55 15,44 0,52 1,11 -0,71 -0,71 11:36:07 16,56 0,68 1,13 -0,9 -0,9 11:27:03 15,42 0,52 1,11 -0,71 -0,71 11:36:15 16,52 0,68 1,13 -0,9 -0,9 11:27:11 16,14 0,53 1,13 -0,74 -0,74 11:36:23 16,51 0,68 1,13 -0,9 -0,9 11:27:19 16,56 0,56 1,14 -0,78 -0,78 11:36:31 16,53 0,68 1,13 -0,89 -0,89 11:27:27 16,86 0,58 1,14 -0,81 -0,81 11:36:39 16,55 0,68 1,13 -0,89 -0,89 11:27:35 17,34 0,6 1,14 -0,85 -0,85 11:36:47 16,51 0,68 1,13 -0,89 -0,89 11:27:43 17,86 0,62 1,13 -0,89 -0,89 11:36:55 16,51 0,68 1,13 -0,9 -0,9 11:27:51 17,73 0,64 1,13 -0,91 -0,91 11:37:03 16,5 0,68 1,13 -0,89 -0,89 11:27:59 17,54 0,64 1,13 -0,75 -0,75 11:37:11 16,45 0,68 1,13 -0,89 -0,89 11:28:07 17,36 0,64 1,13 -0,91 -0,91 11:37:19 16,48 0,68 1,13 -0,9 -0,9 11:28:15 17,36 0,64 1,13 -0,91 -0,91 11:37:27 16,46 0,68 1,13 -0,9 -0,9 11:28:23 17,34 0,64 1,13 -0,9 -0,9 11:37:35 16,47 0,68 1,13 -0,9 -0,9 11:28:31 17,25 0,65 1,14 -0,91 -0,91 11:37:43 16,45 0,68 1,13 -0,89 -0,89 11:28:39 17,18 0,65 1,14 -0,91 -0,91 11:37:51 16,45 0,68 1,13 -0,9 -0,9 11:28:47 17,17 0,65 1,14 -0,9 -0,9 11:37:59 16,44 0,68 1,13 -0,89 -0,89 11:28:55 17,18 0,65 1,14 -0,9 -0,9 11:38:07 16,45 0,68 1,13 -0,9 -0,9

Time kracht LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4 Secs kN mm mm mm mm 11:38:15 16,38 0,68 1,13 -0,89 -0,89 11:38:23 16,39 0,68 1,13 -0,89 -0,89 11:38:31 16,45 0,68 1,13 -0,9 -0,9 11:38:39 16,37 0,68 1,13 -0,9 -0,9 11:38:47 16,41 0,68 1,13 -0,9 -0,9 11:38:55 16,38 0,68 1,13 -0,89 -0,89 11:39:03 15,21 0,68 1,13 -0,89 -0,89 11:39:11 14,49 0,68 1,14 -0,89 -0,89 11:39:19 12,8 0,68 1,15 -0,86 -0,86 11:39:27 8,31 0,6 1,27 -0,69 -0,69 11:39:35 4,68 0,5 1,26 -0,47 -0,47 11:39:43 3,43 0,44 1,12 -0,34 -0,34 11:39:51 1,05 0,39 0,93 -0,22 -0,22 11:39:59 0,02 0,3 0,63 -0,15 -0,15 11:40:07 0,91 0,27 0,54 -0,12 -0,12 11:40:15 0,68 0,26 0,51 -0,11 -0,11 11:40:23 0,74 0,27 0,51 -0,11 -0,11 11:40:31 0,78 0,26 0,51 -0,1 -0,1 11:40:39 0,79 0,26 0,51 -0,11 -0,11 11:40:47 0,8 0,26 0,51 -0,1 -0,1 11:40:55 0,79 0,26 0,51 -0,1 -0,1 11:41:03 0,86 0,26 0,51 -0,1 -0,1 11:41:11 0,86 0,26 0,51 -0,1 -0,1 11:41:19 0,85 0,26 0,51 -0,1 -0,1 11:41:27 0,92 0,26 0,51 -0,1 -0,1 11:41:35 0,03 0,26 0,51 -0,1 -0,1 11:41:43 0,02 0,26 0,51 -0,1 -0,1 11:41:51 0,04 0,26 0,51 -0,1 -0,1 11:41:59 0,04 0,26 0,51 -0,1 -0,1 11:42:07 0,04 0,26 0,51 -0,1 -0,1 11:42:15 0,04 0,26 0,51 -0,1 -0,1 11:42:23 0,04 0,26 0,51 -0,1 -0,1 11:42:31 0,03 0,26 0,51 -0,1 -0,1 11:42:39 0,04 0,26 0,51 -0,1 -0,1 11:42:47 0,04 0,26 0,51 -0,1 -0,1 11:42:55 0,04 0,26 0,49 -0,09 -0,09 11:43:03 0,03 0,22 0,44 -0,09 -0,09 11:43:11 0,03 0,22 0,43 -0,09 -0,09 11:43:19 0,03 0,22 0,43 -0,09 -0,09


C.4.2

138


Verplaatsing van de hoeken In deze bijlage worden de verwerkte meetgegevens weergegeven van de verplaatsingen die de hoekpunten ondergaan bij het aanleggen van de horizontale kracht in de richting van de zijgevel op de structuur voorzien van panelen.

Aangrijpende belsting [kN]

0

5

10

15

20

25

30

35

0

10

20

30

Hoek [3]

50

Verplaatsing [mm]

40

60

70

Hoek [2]

80

Hoek [1]

90



C.5

140


In deze bijlage worden de meetgegevens weergegeven van de verplaatsingen die de kolomvoeten ondergaan bij het aanleggen van de horizontale kracht in de richting van de zijgevel op de structuur voorzien van panelen. De nummering van de kolomvoeten is weergegeven in figuur C.5.


Windmill Logger - JORISIDE.IMS File opened at 13:38:23 Wed 06 Dec 2006 File closed at 14:06:35 Wed 06 Dec 2006 Time kracht Secs kN 13:38:26 -0,01 13:38:34 0,00 13:38:44 0,01 13:38:54 0,00 13:39:04 0,73 13:39:14 2,23 13:39:24 4,52 13:39:34 6,33 13:39:44 8,32 13:39:54 8,87 13:40:04 8,69 13:40:14 8,57 13:40:24 8,51 13:40:34 10,21 13:40:44 12,30 13:40:54 13,37 13:41:04 14,40 13:41:14 15,44 13:41:24 15,33 13:41:34 15,07 13:41:44 17,26 13:41:54 17,25 13:42:04 18,33 13:42:14 19,23 13:42:24 20,01 13:42:34 20,26 13:42:44 19,96 13:42:54 19,84 13:43:04 19,71 13:43:14 16,28 13:43:24 6,77 13:43:34 3,49 13:43:44 0,08 13:43:54 0,00 13:44:04 0,00 13:44:14 0,01 13:44:24 0,00 13:44:34 -0,02 13:44:44 0,10 13:44:54 0,11 13:45:04 0,12 13:45:14 0,29 13:45:24 1,61 13:45:34 2,41 13:45:44 4,89 13:45:54 6,87 13:46:04 8,14 13:46:14 7,90 13:46:24 9,33 13:46:34 10,89 13:46:44 12,29 13:46:54 14,04 13:47:04 15,62 13:47:14 16,00 13:47:24 15,84 13:47:34 17,45 13:47:44 18,50 13:47:54 20,65 13:48:04 19,99 13:48:14 19,83 13:48:24 17,72 13:48:34 9,35 13:48:44 0,00 13:48:54 -0,01 13:49:04 0,00 13:49:14 0,00

LVDT1 mm 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,20 0,51 0,77 1,04 1,15 1,15 1,15 1,15 1,25 1,50 1,72 1,88 2,06 2,16 2,16 2,24 2,41 2,55 2,70 2,83 2,92 2,92 2,92 2,92 2,91 1,96 1,09 0,61 0,46 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,62 0,99 1,29 1,49 1,49 1,53 1,75 1,97 2,17 2,37 2,49 2,49 2,52 2,72 2,89 2,91 2,91 2,92 2,32 0,65 0,44 0,44 0,44

LVDT2 mm 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,04 0,14 0,24 0,37 0,44 0,44 0,44 0,44 0,50 0,65 0,77 0,87 0,97 1,03 1,03 1,08 1,19 1,31 1,43 1,55 1,62 1,62 1,62 1,62 1,60 1,04 0,43 0,14 0,08 0,08 0,07 0,07 0,07 0,07 0,07 0,07 0,07 0,07 0,11 0,29 0,54 0,68 0,68 0,70 0,86 1,00 1,13 1,25 1,33 1,33 1,37 1,49 1,61 1,63 1,62 1,62 1,28 0,16 0,07 0,07 0,07

LVDT3 mm 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,07 0,21 0,36 0,50 0,55 0,55 0,56 0,56 0,60 0,73 0,83 0,92 1,01 1,04 1,05 1,09 1,16 1,24 1,33 1,41 1,45 1,46 1,45 1,46 1,45 1,10 0,64 0,34 0,25 0,25 0,25 0,25 0,25 0,25 0,26 0,25 0,26 0,25 0,28 0,46 0,66 0,78 0,78 0,80 0,96 1,08 1,18 1,28 1,32 1,32 1,35 1,41 1,48 1,49 1,49 1,49 1,32 0,43 0,29 0,28 0,28

Time kracht Secs kN 13:49:24 0,00 13:49:34 -0,01 13:49:44 0,00 13:49:54 0,00 13:50:04 0,00 13:50:14 -0,01 13:50:24 -0,01 13:50:34 0,00 13:50:44 -0,01 13:50:54 0,00 13:51:04 -0,01 13:51:14 0,00 13:51:24 0,80 13:51:34 1,19 13:51:44 5,11 13:51:54 7,74 13:52:04 8,42 13:52:14 11,74 13:52:24 13,42 13:52:34 15,53 13:52:44 17,17 13:52:54 18,67 13:53:04 20,39 13:53:14 19,42 13:53:24 19,22 13:53:34 20,48 13:53:44 22,06 13:53:54 24,30 13:54:04 25,34 13:54:14 24,90 13:54:24 25,14 13:54:34 24,59 13:54:44 24,26 13:54:54 24,16 13:55:04 23,92 13:55:14 23,91 13:55:24 25,96 13:55:34 27,48 13:55:44 27,11 13:55:54 29,06 13:56:04 28,54 13:56:14 29,45 13:56:24 28,89 13:56:34 28,59 13:56:44 28,33 13:56:54 28,28 13:57:04 28,13 13:57:14 28,11 13:57:24 28,03 13:57:34 27,87 13:57:44 27,91 13:57:54 27,86 13:58:04 27,65 13:58:14 27,61 13:58:24 30,04 13:58:34 30,65 13:58:44 31,67 13:58:54 31,90 13:59:04 32,32 13:59:14 32,61 13:59:24 32,44 13:59:34 32,27 13:59:44 32,12 13:59:54 31,91 14:00:04 31,84 14:00:14 31,60 14:00:24 31,58 14:00:34 31,55

LVDT1 mm 0,44 0,44 0,44 0,44 0,44 0,43 0,44 0,43 0,44 0,44 0,43 0,43 0,43 0,48 0,90 1,25 1,55 1,85 2,09 2,33 2,52 2,70 2,86 2,86 2,86 2,94 3,14 3,31 3,44 3,57 3,63 3,63 3,63 3,63 3,63 3,63 3,63 3,79 3,94 4,11 4,25 4,42 4,43 4,43 4,42 4,42 4,42 4,42 4,42 4,42 4,43 4,43 4,43 4,42 4,55 4,77 4,94 5,08 5,19 5,27 5,31 5,31 5,31 5,31 5,31 5,31 5,31 5,31

LVDT2 mm 0,07 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06 0,07 0,21 0,50 0,73 0,93 1,09 1,24 1,37 1,49 1,60 1,60 1,61 1,67 1,81 1,96 2,10 2,24 2,32 2,32 2,31 2,31 2,31 2,30 2,32 2,45 2,59 2,72 2,84 2,97 2,98 2,98 2,98 2,97 2,97 2,97 2,97 2,97 2,97 2,97 2,97 2,97 3,10 3,24 3,37 3,48 3,57 3,66 3,69 3,69 3,69 3,69 3,69 3,68 3,69 3,69

LVDT3 mm 0,28 0,28 0,28 0,28 0,28 0,28 0,28 0,28 0,28 0,28 0,28 0,28 0,28 0,28 0,42 0,63 0,84 1,03 1,18 1,30 1,38 1,44 1,50 1,50 1,50 1,55 1,63 1,73 1,82 1,90 1,95 1,95 1,95 1,95 1,95 1,95 1,97 2,08 2,16 2,26 2,35 2,43 2,44 2,44 2,44 2,44 2,44 2,44 2,44 2,44 2,45 2,45 2,45 2,45 2,54 2,61 2,67 2,74 2,83 2,88 2,91 2,91 2,91 2,91 2,91 2,91 2,91 2,91

Time kracht Secs kN 14:00:44 31,50 14:00:54 31,46 14:01:04 31,33 14:01:14 31,28 14:01:24 31,23 14:01:34 31,13 14:01:44 31,09 14:01:54 31,12 14:02:04 32,65 14:02:14 33,81 14:02:24 33,83 14:02:34 33,48 14:02:44 33,62 14:02:54 33,46 14:03:04 33,95 14:03:14 33,59 14:03:24 33,51 14:03:34 33,34 14:03:44 33,22 14:03:54 32,52 14:04:04 16,49 14:04:14 1,05 14:04:24 0,00 14:04:34 0,11 14:04:44 0,24 14:04:54 0,26 14:05:04 0,24 14:05:14 0,24 14:05:24 0,24 14:05:34 0,20 14:05:44 0,19 14:05:54 -0,01 14:06:04 0,00 14:06:14 0,00 14:06:24 -0,01 14:06:34 0,00

LVDT1 mm 5,31 5,31 5,31 5,31 5,31 5,31 5,31 5,31 5,36 5,45 5,51 5,55 5,57 5,59 5,60 5,62 5,63 5,63 5,63 5,63 4,75 1,95 1,03 0,97 0,97 0,97 0,97 0,97 0,97 0,97 0,97 0,95 0,94 0,94 0,94 0,94

LVDT2 mm 3,69 3,69 3,69 3,69 3,68 3,68 3,68 3,68 3,73 3,81 3,86 3,90 3,92 3,94 3,96 3,97 3,98 3,98 3,98 3,98 3,52 1,39 0,49 0,42 0,42 0,42 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,38 0,38 0,38 0,38 0,38

LVDT3 mm 2,91 2,91 2,91 2,91 2,91 2,91 2,91 2,91 2,97 3,02 3,06 3,08 3,10 3,12 3,14 3,16 3,16 3,16 3,16 3,16 2,96 1,63 0,97 0,91 0,91 0,91 0,91 0,91 0,90 0,90 0,90 0,89 0,88 0,88 0,88 0,88


C.5.1

143

Belasting op de nok

Verplaatsing van de nok In deze bijlage worden de verwerkte meetgegevens weergegeven van de verplaatsing die de nok ondergaat bij het aanleggen van de verticale kracht aan de nok op de structuur voorzien van panelen.


0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0

10

20

30

40

50

60

80

90

100

Verplaatsing [mm]

70

110

Nok [1]

120

130

140

150

160

170



C.6

145


In deze bijlage worden de meetgegevens weergegeven van de verplaatsingen die de kolomvoeten ondergaan bij het aanleggen van de verticale kracht in de richting op de structuur voorzien van panelen. De nummering van de kolomvoeten is weergegeven in figuur C.10.


Windmill Logger - JORISIDE.IMS File opened at 15:15:46 Wed 06 Dec 2006 File closed at 16:06:17 Wed 06 Dec 2006 Time kracht LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4 Secs kN mm mm mm mm 15:15:48 -0,01 0,00 0,00 0,00 0,00 15:15:55 -0,01 0,00 0,00 0,00 0,00 15:16:05 0,35 0,00 0,00 0,00 0,00 15:16:15 -0,01 0,00 0,00 0,00 0,00 15:16:25 -0,01 0,00 0,00 0,00 0,00 15:16:35 -0,01 0,00 0,00 0,00 0,00 15:16:45 -0,01 0,00 0,00 0,00 0,00 15:16:55 -0,01 0,00 0,00 0,00 0,00 15:17:05 2,22 0,00 0,00 0,00 0,00 15:17:15 11,09 0,00 0,00 0,00 0,01 15:17:25 15,94 0,00 0,00 0,00 0,02 15:17:35 13,19 0,00 0,00 0,00 0,03 15:17:45 12,64 0,00 0,00 -0,01 0,03 15:17:55 12,41 0,00 0,00 -0,01 0,03 15:18:05 12,22 0,00 0,00 -0,01 0,03 15:18:15 12,11 0,00 0,00 0,00 0,03 15:18:25 12,01 0,00 0,00 -0,01 0,03 15:18:35 11,92 0,00 0,00 -0,01 0,03 15:18:45 11,86 0,00 0,00 -0,01 0,03 15:18:55 15,38 0,00 0,00 -0,01 0,03 15:19:05 20,38 0,00 0,01 -0,01 0,04 15:19:15 20,22 0,00 0,01 -0,01 0,05 15:19:25 19,22 0,00 0,01 -0,01 0,05 15:19:35 18,73 0,00 0,01 -0,01 0,05 15:19:45 18,47 0,00 0,01 -0,01 0,05 15:19:55 21,66 0,00 0,01 -0,01 0,05 15:20:05 23,01 0,00 0,02 -0,01 0,06 15:20:15 23,63 0,00 0,02 -0,01 0,07 15:20:25 22,52 0,00 0,02 -0,02 0,07 15:20:35 21,97 0,00 0,02 -0,02 0,07 15:20:45 25,05 0,00 0,03 -0,02 0,07 15:20:55 29,91 0,00 0,04 -0,02 0,08 15:21:05 29,57 0,00 0,05 -0,02 0,08 15:21:15 28,52 0,00 0,05 -0,02 0,08 15:21:25 28,09 0,00 0,04 -0,02 0,08 15:21:35 33,85 0,00 0,06 -0,02 0,09 15:21:45 33,68 0,00 0,06 -0,02 0,09 15:21:55 34,04 0,00 0,06 -0,02 0,09 15:22:05 34,67 0,00 0,07 -0,02 0,10 15:22:15 35,47 0,00 0,07 -0,02 0,10 15:22:25 35,67 0,00 0,07 -0,02 0,10 15:22:35 35,77 0,00 0,07 -0,02 0,10 15:22:45 35,52 0,00 0,08 -0,02 0,10 15:22:55 33,63 0,00 0,08 -0,02 0,11 15:23:05 33,12 0,00 0,08 -0,02 0,11 15:23:15 32,86 0,00 0,08 -0,02 0,11 15:23:25 34,32 0,00 0,08 -0,02 0,11 15:23:35 35,78 0,00 0,09 -0,02 0,11 15:23:45 37,08 0,00 0,09 -0,02 0,11 15:23:55 37,69 0,00 0,09 -0,02 0,12 15:24:05 38,93 0,00 0,10 -0,02 0,12 15:24:15 39,02 0,00 0,10 -0,02 0,12 15:24:25 40,16 0,00 0,10 -0,02 0,12 15:24:35 41,21 0,00 0,11 -0,02 0,12 15:24:45 42,27 0,00 0,11 -0,02 0,13 15:24:55 42,59 0,00 0,12 -0,02 0,13 15:25:05 42,75 0,00 0,12 -0,02 0,13 15:25:15 41,85 0,00 0,12 -0,02 0,13 15:25:25 41,35 0,00 0,12 -0,02 0,13 15:25:35 41,11 0,00 0,12 -0,02 0,13 15:25:45 41,61 0,00 0,12 -0,02 0,13 15:25:55 41,79 0,00 0,12 -0,02 0,13 15:26:05 42,97 0,00 0,12 -0,02 0,14 15:26:15 43,25 0,00 0,13 -0,02 0,14 15:26:25 42,82 0,00 0,13 -0,02 0,14 15:26:35 42,56 0,00 0,13 -0,02 0,14

Time kracht LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4 Secs kN mm mm mm mm 15:26:45 42,34 0,00 0,12 -0,02 0,14 15:26:55 34,95 0,00 0,12 -0,02 0,14 15:27:05 -0,01 0,00 0,01 -0,02 0,09 15:27:15 -0,01 0,00 0,00 -0,03 0,09 15:27:25 -0,02 0,00 0,00 -0,03 0,08 15:27:35 -0,01 0,00 0,00 -0,03 0,09 15:27:45 0,00 0,00 0,00 -0,03 0,08 15:27:55 -0,01 0,00 0,00 -0,03 0,09 15:28:05 -0,01 0,00 0,00 -0,03 0,09 15:28:15 -0,01 0,00 0,00 -0,03 0,09 15:28:25 -0,02 0,00 0,00 -0,03 0,09 15:28:35 -0,01 0,00 0,00 -0,03 0,08 15:28:45 -0,01 0,00 0,00 -0,03 0,08 15:28:55 -0,01 0,00 0,00 -0,03 0,08 15:29:05 -0,02 0,00 0,00 -0,03 0,09 15:29:15 -0,01 0,00 0,00 -0,03 0,08 15:29:25 -0,01 0,00 0,00 -0,03 0,08 15:29:35 -0,01 0,00 0,00 -0,03 0,08 15:29:45 -0,01 0,00 0,00 -0,03 0,08 15:29:55 7,87 0,00 0,02 -0,03 0,09 15:30:05 21,69 0,00 0,07 -0,02 0,11 15:30:15 28,71 0,00 0,10 -0,03 0,12 15:30:25 27,79 0,00 0,10 -0,02 0,12 15:30:35 27,54 0,00 0,10 -0,03 0,12 15:30:45 27,48 0,00 0,10 -0,02 0,12 15:30:55 27,38 0,00 0,10 -0,03 0,12 15:31:05 27,36 0,00 0,10 -0,02 0,12 15:31:15 27,28 0,00 0,10 -0,02 0,12 15:31:25 27,23 0,00 0,10 -0,02 0,12 15:31:35 27,23 0,00 0,10 -0,03 0,12 15:31:45 27,18 0,00 0,10 -0,02 0,12 15:31:55 27,11 0,00 0,10 -0,02 0,12 15:32:05 27,10 0,00 0,10 -0,02 0,12 15:32:15 27,06 0,00 0,10 -0,02 0,12 15:32:25 26,95 0,00 0,10 -0,02 0,12 15:32:35 26,96 0,00 0,09 -0,03 0,12 15:32:45 26,95 0,00 0,09 -0,03 0,12 15:32:55 26,95 0,00 0,09 -0,03 0,12 15:33:05 26,95 0,00 0,09 -0,03 0,12 15:33:15 27,05 0,00 0,10 -0,03 0,13 15:33:25 26,99 0,00 0,09 -0,03 0,12 15:33:35 27,02 0,00 0,09 -0,03 0,12 15:33:45 27,04 0,00 0,10 -0,03 0,13 15:33:55 26,99 0,00 0,10 -0,03 0,13 15:34:05 26,95 0,00 0,09 -0,03 0,12 15:34:15 26,98 0,00 0,09 -0,03 0,13 15:34:25 26,98 0,00 0,10 -0,03 0,12 15:34:35 26,95 0,00 0,10 -0,03 0,12 15:34:45 29,93 0,00 0,10 -0,03 0,13 15:34:55 34,14 0,00 0,11 -0,03 0,13 15:35:05 36,25 0,00 0,11 -0,02 0,13 15:35:15 37,99 0,00 0,12 -0,03 0,14 15:35:25 39,24 0,01 0,12 -0,02 0,14 15:35:35 40,11 0,00 0,12 -0,02 0,14 15:35:45 41,31 0,00 0,13 -0,02 0,14 15:35:55 41,82 0,00 0,12 -0,03 0,13 15:36:05 41,52 0,00 0,12 -0,03 0,13 15:36:15 41,95 0,00 0,12 -0,03 0,14 15:36:25 43,59 0,00 0,12 -0,03 0,14 15:36:35 44,82 0,00 0,13 -0,03 0,14 15:36:45 46,42 0,00 0,13 -0,03 0,14 15:36:55 47,62 0,00 0,14 -0,03 0,15 15:37:05 48,58 0,00 0,14 -0,03 0,15 15:37:15 49,67 0,00 0,15 -0,03 0,15 15:37:25 51,19 0,00 0,16 -0,03 0,16 15:37:35 49,53 0,00 0,16 -0,03 0,16 15:37:45 48,95 0,00 0,16 -0,03 0,16 15:37:55 48,61 0,00 0,16 -0,03 0,16

Time kracht LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4 Time kracht LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4 Secs kN mm mm mm mm Secs kN mm mm mm mm 15:38:05 47,12 0,00 0,16 -0,03 0,16 15:49:35 65,14 0,01 0,28 0,02 0,30 15:38:15 22,68 0,00 0,11 -0,03 0,14 15:49:45 65,14 0,01 0,28 0,02 0,30 15:38:25 0,09 0,00 0,02 -0,04 0,11 15:49:55 66,62 0,01 0,28 0,02 0,30 15:38:35 0,53 0,00 0,01 -0,04 0,10 15:50:05 70,37 0,01 0,29 0,01 0,30 15:38:45 -0,03 0,00 0,01 -0,04 0,10 15:50:15 71,68 0,01 0,30 0,02 0,31 15:38:55 0,23 0,00 0,01 -0,04 0,10 15:50:25 72,48 0,01 0,31 0,01 0,31 15:39:05 0,33 0,00 0,01 -0,04 0,10 15:50:35 73,75 0,01 0,31 0,01 0,31 15:39:15 0,35 0,00 0,01 -0,04 0,10 15:50:45 74,61 0,01 0,32 0,02 0,32 15:39:25 0,35 0,00 0,01 -0,04 0,10 15:50:55 75,27 0,01 0,33 0,02 0,32 15:39:35 0,40 0,00 0,01 -0,04 0,10 15:51:05 76,99 0,01 0,33 0,02 0,33 15:39:45 0,46 0,00 0,01 -0,04 0,10 15:51:15 76,83 0,01 0,34 0,02 0,33 15:39:55 0,47 0,00 0,01 -0,04 0,10 15:51:25 77,42 0,01 0,34 0,02 0,34 15:40:05 0,47 0,00 0,01 -0,04 0,10 15:51:35 79,04 0,01 0,35 0,02 0,34 15:40:15 0,65 0,00 0,01 -0,04 0,10 15:51:45 79,17 0,01 0,36 0,02 0,34 15:40:25 11,36 0,00 0,06 -0,04 0,11 15:51:55 79,29 0,01 0,36 0,02 0,35 15:40:35 25,44 0,00 0,10 -0,04 0,13 15:52:05 78,43 0,01 0,36 0,02 0,35 15:40:45 34,06 0,00 0,13 -0,03 0,14 15:52:15 77,99 0,01 0,36 0,02 0,35 15:40:55 35,46 0,00 0,13 -0,03 0,14 15:52:25 77,65 0,01 0,36 0,02 0,35 15:41:05 38,49 0,00 0,14 -0,03 0,15 15:52:35 77,44 0,01 0,36 0,02 0,35 15:41:15 39,67 0,00 0,14 -0,03 0,15 15:52:45 77,19 0,01 0,36 0,02 0,35 15:41:25 41,76 0,00 0,14 -0,03 0,15 15:52:55 77,08 0,01 0,36 0,02 0,35 15:41:35 44,32 0,00 0,15 -0,03 0,16 15:53:05 76,95 0,01 0,36 0,02 0,35 15:41:45 47,14 0,00 0,15 -0,03 0,16 15:53:15 76,84 0,01 0,35 0,02 0,35 15:41:55 51,13 0,00 0,16 -0,03 0,16 15:53:25 76,76 0,01 0,35 0,01 0,35 15:42:05 49,40 0,00 0,16 -0,03 0,16 15:53:35 76,65 0,01 0,36 0,02 0,35 15:42:15 49,03 0,00 0,16 -0,03 0,16 15:53:45 76,58 0,01 0,35 0,02 0,35 15:42:25 50,27 0,00 0,17 -0,03 0,17 15:53:55 76,46 0,01 0,35 0,02 0,35 15:42:35 52,02 0,00 0,17 -0,03 0,17 15:54:05 76,40 0,01 0,35 0,02 0,35 15:42:45 52,10 0,00 0,18 -0,03 0,17 15:54:15 76,33 0,01 0,35 0,02 0,35 15:42:55 53,88 0,00 0,18 -0,03 0,18 15:54:25 79,23 0,01 0,36 0,02 0,36 15:43:05 56,05 0,00 0,19 -0,03 0,18 15:54:35 82,63 0,01 0,36 0,02 0,36 15:43:15 56,72 0,00 0,20 -0,03 0,19 15:54:45 82,85 0,01 0,37 0,02 0,36 15:43:25 58,19 0,00 0,21 -0,03 0,19 15:54:55 83,90 0,01 0,38 0,02 0,37 15:43:35 59,80 0,00 0,22 -0,03 0,20 15:55:05 83,80 0,01 0,38 0,02 0,38 15:43:45 59,34 0,00 0,22 -0,03 0,20 15:55:15 79,16 0,01 0,37 0,02 0,37 15:43:55 58,46 0,00 0,22 -0,03 0,20 15:55:25 77,51 0,01 0,37 0,02 0,37 15:44:05 59,87 0,00 0,22 -0,03 0,20 15:55:35 77,95 0,01 0,37 0,02 0,37 15:44:15 62,54 0,00 0,23 -0,03 0,21 15:55:45 77,22 0,01 0,37 0,02 0,37 15:44:25 63,26 0,01 0,26 0,01 0,25 15:55:55 77,90 0,01 0,37 0,02 0,38 15:44:35 65,14 0,01 0,26 0,01 0,25 15:56:05 78,53 0,01 0,38 0,02 0,38 15:44:45 66,40 0,00 0,27 0,01 0,26 15:56:15 77,07 0,01 0,38 0,02 0,38 15:44:55 66,79 0,00 0,27 0,01 0,27 15:56:25 77,43 0,01 0,38 0,02 0,39 15:45:05 67,47 0,01 0,28 0,01 0,27 15:56:35 78,06 0,01 0,39 0,02 0,39 15:45:15 69,08 0,01 0,29 0,01 0,28 15:56:45 78,89 0,01 0,39 0,02 0,39 15:45:25 69,69 0,01 0,29 0,02 0,28 15:56:55 77,91 0,01 0,40 0,02 0,40 15:45:35 68,61 0,01 0,29 0,01 0,29 15:57:05 79,35 0,01 0,40 0,02 0,40 15:45:45 67,95 0,01 0,29 0,01 0,29 15:57:15 78,03 0,01 0,41 0,02 0,40 15:45:55 67,53 0,01 0,29 0,02 0,29 15:57:25 94,79 0,01 0,41 0,02 0,40 15:46:05 67,28 0,01 0,29 0,02 0,29 15:57:35 94,57 0,01 0,41 0,02 0,40 15:46:15 67,10 0,01 0,29 0,02 0,29 15:57:45 93,98 0,01 0,41 0,02 0,40 15:46:25 66,85 0,01 0,29 0,02 0,29 15:57:55 93,74 0,01 0,41 0,02 0,40 15:46:35 66,72 0,01 0,29 0,01 0,29 15:58:05 93,43 0,01 0,41 0,02 0,40 15:46:45 66,58 0,01 0,29 0,02 0,29 15:58:15 93,18 0,01 0,41 0,02 0,40 15:46:55 66,48 0,01 0,29 0,02 0,29 15:58:25 92,99 0,01 0,41 0,02 0,41 15:47:05 66,34 0,01 0,29 0,02 0,29 15:58:35 92,86 0,01 0,41 0,02 0,41 15:47:15 66,30 0,01 0,29 0,02 0,29 15:58:45 92,70 0,01 0,41 0,02 0,41 15:47:25 66,21 0,01 0,29 0,02 0,29 15:58:55 92,61 0,01 0,41 0,02 0,41 15:47:35 66,08 0,01 0,29 0,02 0,29 15:59:05 92,44 0,01 0,41 0,02 0,41 15:47:45 66,05 0,01 0,28 0,01 0,29 15:59:15 92,31 0,01 0,41 0,02 0,41 15:47:55 65,97 0,01 0,29 0,02 0,29 15:59:25 92,28 0,01 0,41 0,02 0,41 15:48:05 65,86 0,01 0,29 0,02 0,30 15:59:35 92,12 0,01 0,41 0,02 0,41 15:48:15 65,82 0,01 0,28 0,01 0,29 15:59:45 92,07 0,01 0,41 0,02 0,41 15:48:25 65,76 0,01 0,28 0,02 0,29 15:59:55 91,98 0,01 0,41 0,02 0,41 15:48:35 65,70 0,01 0,28 0,01 0,29 16:00:05 91,90 0,01 0,41 0,02 0,41 15:48:45 65,63 0,01 0,28 0,02 0,29 16:00:15 91,83 0,01 0,41 0,02 0,41 15:48:55 65,63 0,01 0,28 0,02 0,30 16:00:25 91,77 0,01 0,41 0,02 0,41 15:49:05 65,63 0,01 0,28 0,02 0,30 16:00:35 91,71 0,01 0,41 0,02 0,41 15:49:15 65,56 0,01 0,28 0,02 0,30 16:00:45 91,59 0,01 0,41 0,03 0,41 15:49:25 65,50 0,01 0,28 0,02 0,29 16:00:55 91,58 0,01 0,41 0,02 0,41

Time kracht LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4 Secs kN mm mm mm mm 16:01:05 91,46 0,01 0,41 0,02 0,41 16:01:15 91,46 0,01 0,41 0,02 0,41 16:01:25 91,38 0,01 0,41 0,02 0,41 16:01:35 91,32 0,01 0,41 0,02 0,41 16:01:45 91,28 0,01 0,41 0,02 0,41 16:01:55 91,23 0,01 0,41 0,02 0,41 16:02:05 91,15 0,01 0,41 0,02 0,41 16:02:15 91,11 0,01 0,41 0,02 0,41 16:02:25 91,02 0,01 0,41 0,02 0,41 16:02:35 91,03 0,01 0,41 0,02 0,41 16:02:45 90,97 0,01 0,41 0,02 0,41 16:02:55 90,88 0,01 0,41 0,02 0,41 16:03:05 90,84 0,01 0,41 0,02 0,41 16:03:15 90,85 0,01 0,41 0,02 0,41 16:03:25 90,80 0,01 0,41 0,02 0,41 16:03:35 90,66 0,01 0,41 0,02 0,41 16:03:45 90,66 0,01 0,41 0,02 0,41 16:03:55 90,66 0,01 0,41 0,02 0,41 16:04:05 90,66 0,01 0,41 0,02 0,41 16:04:15 90,60 0,01 0,41 0,02 0,41 16:04:25 90,54 0,01 0,41 0,02 0,41 16:04:35 84,47 0,01 0,41 0,02 0,41 16:04:45 0,60 0,01 0,28 0,02 0,34 16:04:55 -0,03 0,01 0,23 0,01 0,32 16:05:05 0,55 0,01 0,23 0,01 0,32 16:05:15 0,29 0,01 0,23 0,01 0,32 16:05:25 -0,01 0,01 0,23 0,01 0,32 16:05:35 -0,02 0,01 0,23 0,01 0,32 16:05:45 -0,02 0,01 0,23 0,01 0,32 16:05:55 -0,02 0,01 0,23 0,01 0,32 16:06:05 -0,01 0,01 0,23 0,01 0,32 16:06:15 -0,02 0,01 0,23 0,01 0,32


C.7 C.7.1

149

Meetresultaten van de proeven op de dakstructuur Belasting op de nok

Verplaatsing van de nok In deze bijlage worden de verwerkte meetgegevens weergegeven van de verplaatsing die de nok ondergaat bij het aanleggen van de verticale kracht op de dakstructuur.


0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

60

65

70

75

80

85

90

0

5

Verplaatsing [mm]

10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 100 105 110 115 120 125 130 135

nok [1]



151

Verplaatsing van voeten positie [2] en [3] In deze bijlage worden de verwerkte meetgegevens weergegeven van de verplaatsing die de voeten van het middenspant ondergaan bij het aanleggen van de verticale kracht op de dakstructuur. De nummering van de kolomvoeten is weergegeven in figuur C.7.



0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0

5

10

15

voet [3]

Verplaatsing [mm]

20

voet [2]

25

30

35

40



C.8

C.8.1

153

Meetresultaten van de proeven op de geoptimaliseerde structuur Belasting op de kopgevel

Verplaatsing van de hoeken en de nok In deze bijlage worden de verwerkte meetgegevens weergegeven van de verplaatsingen die de hoekpunten en de nok ondergaan bij het aanleggen van de horizontale kracht in de richting van de kopgevel op de geoptimaliseerde structuur.


0

5

10

15

20

25

30

0

5

10

15

Hoek [1]

20

25

30

35

45

50

55

Verplaatsing [mm]

40

Hoek [3]

60

65

70

Nok [2]

75

80

85

90

95



155

Verplaatsing van de kolomvoeten In deze bijlage worden de meetgegevens weergegeven van de verplaatsingen die de kolomvoeten ondergaan bij het aanleggen van de horizontale kracht in de richting van de kopgevel op de geoptimaliseerde structuur. De nummering van de kolomvoeten is weergegeven in figuur C.8.


Windmill Logger - JORISIDE.IMS File opened at 11:29:07 Wed 04 Apr 2007 File closed at 11:58:07 Wed 04 Apr 2007 Time KRACHT LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4 Secs kN mm mm mm mm 11:29:09 0 0 0 0 0 11:29:13 0 0 0 0 0 11:29:18 0,01 -0,01 0 0 0 11:29:23 0 0 0 0 0 11:29:28 0 -0,01 0 0 0 11:29:33 0,32 0 0 0 0 11:29:38 0,37 0 0 0 0 11:29:43 1,86 0 0 0 0 11:29:48 2,45 0 0,02 0 0 11:29:53 4,96 0,01 0,05 0 0,01 11:29:58 4,49 0,01 0,06 0 0,01 11:30:03 4,99 0,02 0,06 0 0,01 11:30:08 5,06 0,02 0,07 0 0,02 11:30:13 4,93 0,02 0,07 0 0,02 11:30:18 4,85 0,02 0,07 0 0,02 11:30:23 4,79 0,02 0,07 0 0,02 11:30:28 4,75 0,01 0,07 0 0,02 11:30:33 4,71 0,01 0,07 0 0,02 11:30:38 4,72 0,01 0,07 0 0,02 11:30:43 6,01 0,02 0,08 0 0,03 11:30:48 6,53 0,03 0,11 -0,01 0,03 11:30:53 8,15 0,03 0,14 -0,01 0,04 11:30:58 8,49 0,03 0,17 -0,01 0,04 11:31:03 8,65 0,04 0,2 -0,01 0,04 11:31:08 9,81 0,04 0,22 -0,01 0,05 11:31:13 10,17 0,04 0,23 -0,01 0,05 11:31:18 9,75 0,04 0,23 -0,01 0,05 11:31:23 9,8 0,04 0,24 -0,01 0,05 11:31:28 9,79 0,04 0,24 -0,01 0,05 11:31:33 9,81 0,04 0,24 -0,01 0,06 11:31:38 9,8 0,04 0,24 -0,01 0,05 11:31:43 9,76 0,04 0,24 -0,01 0,06 11:31:48 9,8 0,04 0,24 -0,01 0,05 11:31:53 9,76 0,04 0,25 -0,01 0,05 11:31:58 11,33 0,05 0,26 -0,01 0,05 11:32:03 12,48 0,06 0,29 -0,02 0,07 11:32:08 13,08 0,06 0,32 -0,02 0,07 11:32:13 13,42 0,06 0,34 -0,02 0,09 11:32:18 14,31 0,07 0,39 -0,03 0,1 11:32:23 14,75 0,08 0,43 -0,03 0,12 11:32:28 14,3 0,07 0,48 -0,03 0,13 11:32:33 14,74 0,08 0,49 -0,03 0,12 11:32:38 14,54 0,08 0,51 -0,03 0,13 11:32:43 15,52 0,07 0,55 -0,03 0,13 11:32:48 15,63 0,08 0,59 -0,03 0,14 11:32:53 15,51 0,08 0,6 -0,03 0,14 11:32:58 15,47 0,08 0,62 -0,03 0,14 11:33:03 15,4 0,08 0,63 -0,03 0,14 11:33:08 15,71 0,08 0,65 -0,03 0,15 11:33:13 15,53 0,08 0,66 -0,03 0,15 11:33:18 16,44 0,08 0,68 -0,03 0,14 11:33:23 16,38 0,09 0,84 -0,03 0,15 11:33:28 16,94 0,1 0,95 -0,02 0,16 11:33:33 16,75 0,09 0,94 -0,02 0,16 11:33:38 16,69 0,09 0,94 -0,02 0,16 11:33:43 16,75 0,09 0,93 -0,02 0,16 11:33:48 16,63 0,1 0,93 -0,03 0,17 11:33:53 16,58 0,1 0,93 -0,03 0,16 11:33:58 16,73 0,1 0,93 -0,03 0,16 11:34:03 16,56 0,09 0,92 -0,02 0,17 11:34:08 16,51 0,09 0,93 -0,02 0,16 11:34:13 16,45 0,09 0,93 -0,03 0,17 11:34:18 16,38 0,09 0,93 -0,02 0,17 11:34:23 16,39 0,09 0,92 -0,02 0,16 11:34:28 16,39 0,09 0,92 -0,03 0,16 11:34:33 16,56 0,09 0,92 -0,02 0,17 11:34:38 16,48 0,1 0,92 -0,02 0,17 11:34:43 14,92 0,09 0,92 -0,02 0,17 11:34:48 10,42 0,08 0,68 -0,03 0,16 11:34:53 3,01 0,03 0,37 -0,02 0,1 11:34:58 0,02 0 0,24 -0,01 0,05 11:35:03 0 0 0,2 0 0,03 11:35:08 0 -0,01 0,19 0 0,02 11:35:13 0,13 0 0,19 0 0,03

Time KRACHT LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4 Secs kN mm mm mm mm 11:35:18 0,11 -0,01 0,19 0 0,03 11:35:23 0,13 -0,01 0,19 0 0,03 11:35:28 0,13 -0,01 0,19 0 0,03 11:35:33 0,18 -0,01 0,19 0 0,03 11:35:38 0,18 0 0,19 0 0,02 11:35:43 0,18 -0,01 0,19 0 0,03 11:35:48 1,53 0 0,19 0 0,02 11:35:53 2,23 0,01 0,23 0 0,03 11:35:58 3,64 0,01 0,25 -0,01 0,03 11:36:03 4,66 0,01 0,28 -0,01 0,04 11:36:08 4,89 0,02 0,29 -0,01 0,05 11:36:13 4,65 0,01 0,29 -0,01 0,04 11:36:18 5,11 0,02 0,29 -0,01 0,05 11:36:23 5,14 0,02 0,29 -0,01 0,05 11:36:28 5,16 0,02 0,29 -0,01 0,05 11:36:33 5,18 0,02 0,3 -0,01 0,06 11:36:38 5,19 0,02 0,29 -0,01 0,05 11:36:43 5,38 0,02 0,3 -0,01 0,06 11:36:48 7,33 0,03 0,34 -0,02 0,07 11:36:53 8,25 0,04 0,39 -0,02 0,07 11:36:58 11,03 0,04 0,43 -0,02 0,08 11:37:03 10,28 0,05 0,45 -0,03 0,09 11:37:08 10,4 0,05 0,45 -0,02 0,1 11:37:13 10,52 0,05 0,46 -0,02 0,1 11:37:18 10,41 0,06 0,46 -0,02 0,1 11:37:23 10,37 0,05 0,46 -0,02 0,1 11:37:28 10,23 0,05 0,45 -0,03 0,1 11:37:33 10,16 0,05 0,46 -0,03 0,1 11:37:38 10,34 0,05 0,45 -0,03 0,1 11:37:43 10,66 0,06 0,46 -0,03 0,1 11:37:48 12,06 0,06 0,52 -0,03 0,11 11:37:53 14,4 0,07 0,58 -0,03 0,12 11:37:58 15,6 0,08 0,68 -0,03 0,14 11:38:03 14,92 0,08 0,76 -0,03 0,14 11:38:08 14,92 0,08 0,75 -0,03 0,14 11:38:13 14,9 0,08 0,76 -0,03 0,14 11:38:18 14,86 0,08 0,76 -0,03 0,14 11:38:23 14,93 0,08 0,76 -0,03 0,14 11:38:28 17,48 0,09 0,91 -0,03 0,15 11:38:33 16,92 0,09 0,99 -0,02 0,16 11:38:38 16,74 0,09 0,99 -0,03 0,15 11:38:43 16,81 0,09 0,99 -0,03 0,16 11:38:48 16,94 0,09 1 -0,02 0,16 11:38:53 16,99 0,1 1 -0,02 0,16 11:38:58 16,75 0,09 1,01 -0,03 0,16 11:39:03 16,81 0,1 1,01 -0,02 0,16 11:39:08 16,81 0,09 1,01 -0,02 0,16 11:39:13 16,89 0,09 1,01 0 0,16 11:39:18 16,76 0,09 1,01 -0,01 0,16 11:39:23 16,93 0,09 1,01 -0,02 0,16 11:39:28 16,98 0,09 1,01 -0,01 0,16 11:39:33 16,79 0,09 1,02 0 0,17 11:39:38 16,15 0,09 1,01 0 0,16 11:39:43 12,98 0,09 1,04 -0,01 0,16 11:39:48 8,33 0,06 0,55 -0,02 0,14 11:39:53 0,81 0,02 0,31 -0,01 0,08 11:39:58 0,01 -0,01 0,23 0 0,04 11:40:03 0,01 0 0,21 0 0,04 11:40:08 0,13 -0,01 0,21 0 0,03 11:40:13 0,19 -0,01 0,2 0 0,03 11:40:18 0,18 0 0,2 0 0,03 11:40:23 0,19 -0,01 0,2 0 0,03 11:40:28 0,2 -0,01 0,2 0 0,03 11:40:33 0,19 -0,01 0,2 0 0,03 11:40:38 0,19 -0,01 0,2 0 0,02 11:40:43 0,2 -0,01 0,2 0 0,03 11:40:48 0,19 -0,01 0,2 0 0,03 11:40:53 0,19 -0,01 0,2 0 0,03 11:40:58 0,18 -0,01 0,2 0 0,03 11:41:03 2,2 0 0,21 0 0,03 11:41:08 2,71 0 0,25 0 0,04 11:41:13 5,67 0,01 0,28 -0,01 0,04 11:41:18 4,82 0,02 0,3 -0,01 0,05 11:41:23 5,19 0,01 0,3 -0,01 0,05 11:41:28 5,14 0,02 0,31 -0,01 0,05 11:41:33 5,07 0,02 0,31 -0,01 0,05

Time KRACHT LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4 Time KRACHT LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4 Secs kN mm mm mm mm Secs kN mm mm mm mm 11:41:38 7,01 0,02 0,32 -0,01 0,06 11:48:03 24,73 0,17 2,3 0,07 0,34 11:41:43 7,09 0,03 0,37 -0,02 0,06 11:48:08 24,8 0,17 2,3 0,06 0,35 11:41:48 9,76 0,04 0,41 -0,02 0,08 11:48:13 24,98 0,18 2,31 0,06 0,34 11:41:53 9,94 0,05 0,46 -0,02 0,09 11:48:18 25,25 0,18 2,31 0,06 0,34 11:41:58 10,22 0,04 0,46 -0,02 0,1 11:48:23 25 0,18 2,31 0,07 0,34 11:42:03 10,29 0,04 0,47 -0,03 0,1 11:48:28 24,93 0,18 2,31 0,07 0,34 11:42:08 10,29 0,05 0,47 -0,03 0,09 11:48:33 24,84 0,17 2,32 0,07 0,34 11:42:13 10,29 0,05 0,47 -0,02 0,1 11:48:38 24,74 0,18 2,32 0,07 0,35 11:42:18 10,99 0,06 0,49 -0,03 0,1 11:48:43 24,73 0,18 2,32 0,06 0,34 11:42:23 12,33 0,06 0,54 -0,03 0,11 11:48:48 24,67 0,18 2,32 0,07 0,34 11:42:28 15,12 0,07 0,62 -0,03 0,12 11:48:53 24,8 0,17 2,32 0,07 0,34 11:42:33 14,4 0,08 0,7 -0,03 0,13 11:48:58 24,68 0,17 2,32 0,07 0,34 11:42:38 15,04 0,07 0,74 -0,03 0,14 11:49:03 24,61 0,18 2,32 0,07 0,35 11:42:43 15,11 0,07 0,75 -0,03 0,14 11:49:08 24,62 0,17 2,32 0,07 0,35 11:42:48 15,11 0,08 0,77 -0,03 0,14 11:49:13 24,66 0,17 2,32 0,07 0,34 11:42:53 15,22 0,08 0,77 -0,03 0,14 11:49:18 24,67 0,17 2,32 0,07 0,35 11:42:58 15,24 0,08 0,78 -0,03 0,14 11:49:23 24,62 0,17 2,31 0,07 0,34 11:43:03 14,98 0,08 0,78 -0,03 0,14 11:49:28 24,62 0,16 2,31 0,07 0,34 11:43:08 15,35 0,07 0,79 -0,03 0,14 11:49:33 24,55 0,17 2,32 0,07 0,35 11:43:13 18,16 0,09 0,99 -0,03 0,16 11:49:38 24,53 0,17 2,31 0,07 0,35 11:43:18 17,68 0,09 1,13 -0,03 0,16 11:49:43 24,74 0,17 2,31 0,07 0,34 11:43:23 18,64 0,1 1,18 -0,02 0,19 11:49:48 24,62 0,17 2,32 0,07 0,35 11:43:28 18,86 0,1 1,3 -0,02 0,2 11:49:53 24,56 0,16 2,32 0,07 0,35 11:43:33 20,5 0,11 1,33 -0,02 0,21 11:49:58 24,5 0,17 2,31 0,07 0,34 11:43:38 19,61 0,11 1,39 -0,02 0,22 11:50:03 24,43 0,17 2,31 0,07 0,35 11:43:43 19,67 0,11 1,4 -0,02 0,22 11:50:08 24,98 0,17 2,32 0,07 0,35 11:43:48 19,72 0,11 1,41 -0,02 0,23 11:50:13 24,69 0,16 2,32 0,07 0,35 11:43:53 19,68 0,12 1,41 -0,01 0,22 11:50:18 24,75 0,17 2,33 0,07 0,35 11:43:58 19,44 0,12 1,41 -0,01 0,22 11:50:23 24,68 0,17 2,33 0,07 0,35 11:44:03 19,56 0,12 1,42 -0,01 0,23 11:50:28 24,63 0,16 2,33 0,07 0,35 11:44:08 19,55 0,12 1,43 -0,01 0,23 11:50:33 24,97 0,17 2,33 0,07 0,35 11:44:13 19,62 0,11 1,43 -0,01 0,22 11:50:38 24,8 0,16 2,34 0,07 0,35 11:44:18 19,68 0,12 1,43 -0,01 0,23 11:50:43 24,67 0,16 2,34 0,07 0,35 11:44:23 19,55 0,11 1,43 -0,01 0,23 11:50:48 24,67 0,17 2,34 0,07 0,35 11:44:28 19,68 0,12 1,44 -0,01 0,23 11:50:53 24,85 0,16 2,34 0,07 0,35 11:44:33 19,68 0,11 1,45 -0,01 0,23 11:50:58 24,74 0,16 2,34 0,07 0,35 11:44:38 19,49 0,11 1,45 -0,01 0,22 11:51:03 24,74 0,17 2,34 0,07 0,35 11:44:43 19,44 0,12 1,44 -0,01 0,23 11:51:08 24,69 0,17 2,34 0,07 0,35 11:44:48 19,36 0,12 1,44 -0,01 0,22 11:51:13 24,66 0,17 2,34 0,07 0,35 11:44:53 19,37 0,12 1,44 -0,01 0,22 11:51:18 24,68 0,17 2,34 0,07 0,35 11:44:58 19,56 0,11 1,44 -0,01 0,23 11:51:23 24,82 0,17 2,34 0,07 0,35 11:45:03 19,43 0,11 1,44 -0,01 0,23 11:51:28 24,73 0,17 2,34 0,07 0,35 11:45:08 19,38 0,12 1,44 -0,01 0,23 11:51:33 24,67 0,17 2,34 0,07 0,35 11:45:13 19,31 0,11 1,45 -0,01 0,23 11:51:38 24,84 0,17 2,34 0,07 0,35 11:45:18 19,27 0,12 1,44 -0,01 0,23 11:51:43 25,02 0,17 2,35 0,07 0,35 11:45:23 19,25 0,12 1,44 -0,01 0,23 11:51:48 24,8 0,17 2,35 0,07 0,35 11:45:28 19,24 0,11 1,44 -0,01 0,22 11:51:53 24,73 0,16 2,35 0,07 0,35 11:45:33 19,24 0,11 1,44 -0,01 0,22 11:51:58 24,67 0,17 2,35 0,07 0,35 11:45:38 19,23 0,11 1,44 -0,01 0,22 11:52:03 24,66 0,16 2,35 0,07 0,35 11:45:43 19,48 0,12 1,45 -0,01 0,22 11:52:08 24,67 0,16 2,35 0,07 0,35 11:45:48 19,42 0,11 1,45 -0,01 0,23 11:52:13 24,69 0,17 2,34 0,07 0,35 11:45:53 19,35 0,11 1,45 -0,01 0,22 11:52:18 24,63 0,17 2,35 0,07 0,35 11:45:58 19,35 0,11 1,45 -0,01 0,22 11:52:23 24,62 0,16 2,34 0,07 0,35 11:46:03 19,29 0,11 1,57 -0,01 0,22 11:52:28 24,62 0,17 2,34 0,07 0,36 11:46:08 20,52 0,12 1,57 -0,01 0,22 11:52:33 24,61 0,16 2,34 0,07 0,36 11:46:13 22,35 0,13 1,73 -0,01 0,23 11:52:38 24,62 0,17 2,34 0,07 0,35 11:46:18 21,08 0,13 1,81 0 0,24 11:52:43 24,62 0,17 2,34 0,07 0,36 11:46:23 23,89 0,14 1,98 0 0,25 11:52:48 24,62 0,16 2,34 0,07 0,35 11:46:28 22,71 0,13 2,02 0,01 0,26 11:52:53 24,61 0,17 2,34 0,07 0,35 11:46:33 23,03 0,14 2,11 0,01 0,27 11:52:58 24,62 0,16 2,34 0,07 0,36 11:46:38 25,65 0,15 2,21 0,02 0,28 11:53:03 24,56 0,17 2,34 0,07 0,35 11:46:43 25,05 0,16 2,12 0,03 0,29 11:53:08 24,54 0,17 2,34 0,07 0,35 11:46:48 23,76 0,16 2,1 0,04 0,29 11:53:13 24,55 0,17 2,34 0,07 0,35 11:46:53 24,11 0,16 2,14 0,04 0,3 11:53:18 24,52 0,16 2,34 0,07 0,35 11:46:58 24,77 0,17 2,19 0,05 0,3 11:53:23 24,53 0,17 2,34 0,07 0,35 11:47:03 26,28 0,18 2,25 0,06 0,32 11:53:28 24,57 0,17 2,34 0,07 0,35 11:47:08 25,14 0,17 2,26 0,06 0,33 11:53:33 24,58 0,17 2,34 0,07 0,35 11:47:13 25,17 0,18 2,26 0,06 0,33 11:53:38 24,5 0,17 2,34 0,07 0,35 11:47:18 24,99 0,17 2,27 0,06 0,33 11:53:43 24,5 0,16 2,34 0,06 0,36 11:47:23 25,17 0,17 2,28 0,06 0,33 11:53:48 24,49 0,17 2,34 0,07 0,36 11:47:28 25,23 0,17 2,29 0,06 0,33 11:53:53 24,49 0,17 2,34 0,07 0,35 11:47:33 24,86 0,18 2,29 0,06 0,34 11:53:58 24,5 0,17 2,34 0,07 0,35 11:47:38 24,99 0,18 2,29 0,06 0,33 11:54:03 24,43 0,17 2,34 0,07 0,35 11:47:43 25,03 0,17 2,3 0,06 0,34 11:54:08 24,49 0,16 2,34 0,07 0,35 11:47:48 24,98 0,17 2,3 0,06 0,34 11:54:13 24,43 0,16 2,33 0,07 0,35 11:47:53 24,8 0,18 2,3 0,06 0,34 11:54:18 26,33 0,17 2,36 0,07 0,35 11:47:58 24,81 0,17 2,3 0,06 0,34 11:54:23 24,79 0,17 2,36 0,07 0,35

Time KRACHT LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4 Secs kN mm mm mm mm 11:54:28 24,74 0,17 2,36 0,07 0,35 11:54:33 24,74 0,16 2,35 0,07 0,35 11:54:38 24,68 0,17 2,36 0,07 0,35 11:54:43 24,64 0,17 2,36 0,07 0,35 11:54:48 24,67 0,17 2,36 0,07 0,35 11:54:53 24,67 0,17 2,36 0,07 0,36 11:54:58 24,61 0,17 2,36 0,07 0,35 11:55:03 24,62 0,17 2,36 0,07 0,35 11:55:08 24,62 0,17 2,36 0,07 0,36 11:55:13 24,6 0,17 2,36 0,07 0,35 11:55:18 24,62 0,17 2,36 0,07 0,35 11:55:23 24,61 0,17 2,36 0,07 0,36 11:55:28 24,61 0,17 2,36 0,07 0,35 11:55:33 24,62 0,17 2,36 0,07 0,35 11:55:38 24,61 0,17 2,36 0,07 0,36 11:55:43 24,63 0,16 2,36 0,07 0,36 11:55:48 24,62 0,16 2,36 0,07 0,36 11:55:53 24,61 0,16 2,36 0,07 0,36 11:55:58 24,57 0,17 2,36 0,07 0,35 11:56:03 24,52 0,16 2,36 0,07 0,35 11:56:08 24,61 0,16 2,36 0,07 0,36 11:56:13 24,63 0,17 2,36 0,07 0,36 11:56:18 24,57 0,17 2,36 0,07 0,36 11:56:23 18,76 0,16 2,39 0,07 0,35 11:56:28 12,54 0,13 1,81 0,06 0,34 11:56:33 2,67 0,06 0,92 0 0,25 11:56:38 0,18 0,02 0,62 -0,03 0,16 11:56:43 0 0,01 0,54 -0,02 0,11 11:56:48 0 0 0,52 -0,02 0,1 11:56:53 0,3 0 0,51 -0,02 0,1 11:56:58 0,31 0 0,51 -0,02 0,09 11:57:03 0,29 0 0,51 -0,02 0,09 11:57:08 0,3 0 0,51 -0,02 0,1 11:57:13 0,31 0 0,5 -0,02 0,09 11:57:18 0,29 0 0,51 -0,02 0,09 11:57:23 0,31 0 0,5 -0,02 0,09 11:57:28 0,3 -0,01 0,5 -0,02 0,09 11:57:33 0,3 0 0,5 -0,02 0,09 11:57:38 0,3 0 0,5 -0,02 0,09 11:57:43 0,3 0 0,5 -0,02 0,09 11:57:48 0,31 0 0,5 -0,02 0,09 11:57:53 0,3 0 0,5 -0,02 0,09 11:57:58 0,31 -0,01 0,5 -0,02 0,09 11:58:03 0,31 0 0,5 -0,02 0,09


C.8.2

159


Verplaatsing van de hoeken In deze bijlage worden de verwerkte meetgegevens weergegeven van de verplaatsingen die de hoekpunten ondergaan bij het aanleggen van de horizontale kracht in de richting van de zijgevel op de geoptimaliseerde structuur.

Aangrijpende belasing [kN]

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0

5

10

15

Verplaatsing [mm]

20

Hoek [3]

25

30

Hoek [2]

35

Hoek [1]

40



C.9

161


In deze bijlage worden de meetgegevens weergegeven van de verplaatsingen die de kolomvoeten ondergaan bij het aanleggen van de horizontale kracht in de richting van de zijgevel op de geoptimaliseerde structuur. De nummering van de kolomvoeten is weergegeven in figuur C.9.


Windmill Logger - JORISIDE.IMS File opened at 13:50:12 Wed 04 Apr 2007 File closed at 14:23:01 Wed 04 Apr 2007 Time KRACHT LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4 Secs kN mm mm mm mm 13:50:14 0,02 0 0 0 0 13:50:18 0,01 0 0 0 -0,01 13:50:23 0,02 0 0 0 -0,01 13:50:28 0,02 0 0 0 0 13:50:33 0,27 0 0 0 0 13:50:38 0,93 0 0 0 -0,01 13:50:43 2,99 0 0 0 -0,01 13:50:48 3,74 0,01 0 0 0 13:50:53 4,48 0,01 0 0,01 0 13:50:58 5,33 0,02 0 0,01 0 13:51:03 5,26 0,02 0 0,01 0 13:51:08 5,19 0,02 0 0,01 0 13:51:13 5,2 0,02 0 0,01 0,01 13:51:18 5,11 0,02 0 0,01 0 13:51:23 6,96 0,02 0 0,01 0 13:51:28 9,29 0,04 0,01 0,03 0,01 13:51:33 10,42 0,04 0,01 0,03 0,02 13:51:38 10,26 0,04 0,01 0,03 0,01 13:51:43 10,36 0,04 0,01 0,03 0,02 13:51:48 10,38 0,04 0,01 0,03 0,02 13:51:53 10,42 0,04 0,01 0,03 0,02 13:51:58 10,25 0,04 0,01 0,03 0,01 13:52:03 10,17 0,04 0,01 0,03 0,02 13:52:08 10,54 0,05 0,01 0,03 0,02 13:52:13 10,49 0,04 0,01 0,03 0,01 13:52:18 11,04 0,05 0,01 0,03 0,02 13:52:23 14,75 0,06 0,01 0,04 0,03 13:52:28 15,86 0,07 0,02 0,05 0,03 13:52:33 15,06 0,07 0,02 0,05 0,04 13:52:38 14,94 0,07 0,02 0,05 0,03 13:52:43 14,98 0,07 0,02 0,06 0,04 13:52:48 15 0,07 0,02 0,06 0,04 13:52:53 14,93 0,07 0,02 0,06 0,04 13:52:58 14,74 0,07 0,02 0,06 0,04 13:53:03 14,93 0,07 0,02 0,06 0,04 13:53:08 17,38 0,08 0,02 0,06 0,04 13:53:13 18,02 0,09 0,02 0,07 0,05 13:53:18 20,42 0,09 0,02 0,08 0,07 13:53:23 19,88 0,1 0,02 0,08 0,07 13:53:28 19,78 0,1 0,02 0,08 0,07 13:53:33 19,75 0,11 0,02 0,08 0,07 13:53:38 19,7 0,1 0,02 0,08 0,07 13:53:43 19,72 0,11 0,02 0,08 0,07 13:53:48 19,9 0,11 0,02 0,08 0,07 13:53:53 19,82 0,11 0,02 0,08 0,07 13:53:58 19,7 0,11 0,02 0,08 0,07 13:54:03 19,68 0,11 0,02 0,08 0,08 13:54:08 19,7 0,11 0,02 0,08 0,07 13:54:13 19,71 0,11 0,02 0,08 0,07 13:54:18 21,69 0,11 0,02 0,09 0,07 13:54:23 23,66 0,12 0,02 0,09 0,09 13:54:28 25,44 0,13 0,03 0,1 0,1 13:54:33 24,59 0,13 0,03 0,11 0,11 13:54:38 24,4 0,13 0,03 0,11 0,11 13:54:43 24,38 0,14 0,03 0,11 0,11 13:54:48 24,46 0,14 0,03 0,11 0,11 13:54:53 24,4 0,14 0,03 0,11 0,12 13:54:58 24,35 0,14 0,03 0,11 0,12 13:55:03 24,34 0,14 0,03 0,11 0,11 13:55:08 24,38 0,14 0,03 0,11 0,11 13:55:13 24,63 0,14 0,02 0,11 0,12 13:55:18 24,26 0,14 0,03 0,11 0,12 13:55:23 24,31 0,14 0,02 0,11 0,12 13:55:28 24,59 0,14 0,03 0,11 0,12 13:55:33 27,39 0,15 0,03 0,12 0,13 13:55:38 28,69 0,15 0,03 0,13 0,15

Time KRACHT LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4 Secs kN mm mm mm mm 13:55:43 30,11 0,16 0,03 0,13 0,15 13:55:48 29,63 0,16 0,03 0,14 0,16 13:55:53 29,53 0,16 0,03 0,14 0,16 13:55:58 29,33 0,16 0,03 0,14 0,16 13:56:03 29,4 0,16 0,03 0,14 0,17 13:56:08 29,43 0,16 0,03 0,14 0,16 13:56:13 29,5 0,16 0,03 0,14 0,17 13:56:18 29,43 0,17 0,03 0,14 0,16 13:56:23 29,56 0,17 0,03 0,14 0,17 13:56:28 29,46 0,17 0,03 0,14 0,16 13:56:33 29,5 0,17 0,03 0,14 0,16 13:56:38 29,5 0,17 0,03 0,14 0,17 13:56:43 29,33 0,17 0,03 0,14 0,17 13:56:48 25,38 0,17 0,03 0,14 0,17 13:56:53 20,77 0,16 0,03 0,14 0,15 13:56:58 8,53 0,13 0,02 0,1 0,07 13:57:03 0,92 0,08 -0,01 0,07 0,01 13:57:08 0 0,06 -0,03 0,06 0,01 13:57:13 0,02 0,05 -0,04 0,06 -0,01 13:57:18 0,02 0,05 -0,05 0,06 -0,01 13:57:23 0,01 0,05 -0,05 0,06 0 13:57:28 0,05 0,05 -0,05 0,06 -0,01 13:57:33 0 0,05 -0,05 0,06 0 13:57:38 0,01 0,05 -0,05 0,06 0 13:57:43 0,03 0,05 -0,05 0,06 0 13:57:48 0,02 0,05 -0,05 0,06 -0,01 13:57:53 0 0,05 -0,05 0,05 -0,01 13:57:58 0 0,05 -0,05 0,06 0 13:58:03 0 0,05 -0,05 0,06 0 13:58:08 0 0,05 -0,05 0,05 -0,01 13:58:13 0 0,05 -0,05 0,06 0 13:58:18 0 0,05 -0,05 0,06 -0,01 13:58:23 -0,01 0,05 -0,05 0,06 -0,01 13:58:28 -0,01 0,05 -0,05 0,05 0 13:58:33 0,04 0,05 -0,05 0,06 -0,01 13:58:38 -0,01 0,05 -0,05 0,05 -0,01 13:58:43 0,01 0,05 -0,05 0,06 -0,01 13:58:48 0 0,05 -0,05 0,06 -0,01 13:58:53 0 0,05 -0,05 0,05 0 13:58:58 -0,02 0,05 -0,05 0,06 -0,01 13:59:03 0,07 0,05 -0,05 0,05 -0,01 13:59:08 -0,01 0,05 -0,05 0,06 -0,01 13:59:13 0,02 0,05 -0,05 0,05 0 13:59:18 0 0,05 -0,05 0,05 0 13:59:23 -0,01 0,05 -0,05 0,05 0 13:59:28 0,05 0,05 -0,05 0,05 0 13:59:33 -0,01 0,05 -0,05 0,05 -0,01 13:59:38 0 0,05 -0,05 0,05 0 13:59:43 -0,01 0,05 -0,05 0,05 0 13:59:48 1,05 0,05 -0,05 0,06 0 13:59:53 1,36 0,05 -0,05 0,06 -0,01 13:59:58 0,84 0,05 -0,05 0,06 0 14:00:03 0,96 0,05 -0,05 0,06 0 14:00:08 3,16 0,05 -0,04 0,06 0 14:00:13 3,91 0,06 -0,03 0,06 0 14:00:18 5,67 0,07 -0,03 0,06 0 14:00:23 5,84 0,08 -0,02 0,06 0 14:00:28 5,85 0,08 -0,02 0,07 0,01 14:00:33 5,72 0,08 -0,02 0,07 0 14:00:38 5,92 0,08 -0,02 0,06 0,01 14:00:43 6,53 0,08 -0,02 0,07 0 14:00:48 8,28 0,09 -0,02 0,07 0,01 14:00:53 10,43 0,1 -0,01 0,08 0,02 14:00:58 10,65 0,1 -0,01 0,08 0,03 14:01:03 10,57 0,1 -0,01 0,08 0,03 14:01:08 10,65 0,1 -0,01 0,08 0,03 14:01:13 10,68 0,1 -0,01 0,08 0,03 14:01:18 10,78 0,1 -0,01 0,08 0,02

Time KRACHT LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4 Time KRACHT LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4 Secs kN mm mm mm mm Secs kN mm mm mm mm 14:01:23 12,59 0,11 0 0,09 0,04 14:07:08 0,01 0,05 -0,05 0,06 0 14:01:28 15,94 0,12 0 0,09 0,05 14:07:13 -0,01 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:01:33 15,1 0,12 0 0,1 0,06 14:07:18 0,01 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:01:38 15,38 0,12 0,01 0,1 0,05 14:07:23 0 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:01:43 15,54 0,13 0,01 0,1 0,06 14:07:28 0,01 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:01:48 15,39 0,13 0,01 0,1 0,06 14:07:33 0,02 0,05 -0,05 0,06 0 14:01:53 15,51 0,13 0,01 0,1 0,05 14:07:38 0,01 0,05 -0,05 0,06 0 14:01:58 15,4 0,13 0,01 0,1 0,06 14:07:43 0,02 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:02:03 18,59 0,13 0,01 0,1 0,06 14:07:48 0,01 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:02:08 19,06 0,14 0,01 0,11 0,08 14:07:53 0,01 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:02:13 20,21 0,14 0,01 0,11 0,09 14:07:58 0 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:02:18 20,27 0,14 0,01 0,11 0,09 14:08:03 0,01 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:02:23 20,22 0,14 0,01 0,11 0,09 14:08:08 0,02 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:02:28 20,28 0,14 0,01 0,11 0,09 14:08:13 0,01 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:02:33 20,34 0,14 0,01 0,11 0,09 14:08:18 1,55 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:02:38 22,85 0,15 0,02 0,12 0,1 14:08:23 1,51 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:02:43 23,93 0,15 0,02 0,13 0,11 14:08:28 3,37 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:02:48 25,24 0,16 0,02 0,13 0,13 14:08:33 2,75 0,06 -0,05 0,06 -0,01 14:02:53 25,59 0,16 0,02 0,13 0,13 14:08:38 6,82 0,08 -0,03 0,07 0 14:02:58 25,64 0,16 0,02 0,13 0,13 14:08:43 5,99 0,09 -0,02 0,08 0 14:03:03 25,48 0,16 0,02 0,13 0,13 14:08:48 5,98 0,09 -0,02 0,08 0 14:03:08 25,59 0,16 0,02 0,13 0,13 14:08:53 5,93 0,09 -0,02 0,08 0,01 14:03:13 25,73 0,16 0,02 0,13 0,14 14:08:58 5,92 0,08 -0,02 0,08 0 14:03:18 25,67 0,16 0,02 0,13 0,13 14:09:03 9,4 0,09 -0,01 0,08 0,01 14:03:23 25,59 0,16 0,02 0,13 0,13 14:09:08 10,17 0,11 0 0,09 0,02 14:03:28 25,93 0,16 0,02 0,13 0,13 14:09:13 10,73 0,11 0 0,09 0,03 14:03:33 25,78 0,16 0,02 0,14 0,14 14:09:18 10,84 0,11 0 0,09 0,02 14:03:38 28,26 0,16 0,02 0,14 0,14 14:09:23 11 0,11 0 0,09 0,03 14:03:43 29,98 0,17 0,03 0,15 0,16 14:09:28 10,91 0,11 0 0,09 0,03 14:03:48 29,89 0,17 0,03 0,15 0,16 14:09:33 10,85 0,11 0 0,09 0,03 14:03:53 30,11 0,17 0,03 0,15 0,16 14:09:38 10,79 0,11 0 0,09 0,03 14:03:58 30,08 0,17 0,03 0,15 0,17 14:09:43 10,73 0,11 0 0,09 0,03 14:04:03 30,02 0,17 0,03 0,15 0,17 14:09:48 10,67 0,12 0 0,09 0,03 14:04:08 29,85 0,18 0,03 0,15 0,16 14:09:53 10,62 0,11 0 0,09 0,03 14:04:13 29,85 0,18 0,03 0,15 0,17 14:09:58 10,6 0,11 0 0,09 0,03 14:04:18 29,89 0,18 0,03 0,15 0,17 14:10:03 10,62 0,11 0 0,09 0,03 14:04:23 29,92 0,18 0,03 0,15 0,17 14:10:08 10,54 0,11 0 0,09 0,03 14:04:28 30,11 0,18 0,03 0,15 0,17 14:10:13 10,55 0,12 0 0,09 0,03 14:04:33 29,92 0,18 0,03 0,15 0,17 14:10:18 10,49 0,11 0 0,09 0,02 14:04:38 29,89 0,18 0,03 0,15 0,17 14:10:23 10,49 0,11 0 0,09 0,03 14:04:43 30,05 0,18 0,03 0,15 0,17 14:10:28 13,11 0,12 0 0,1 0,04 14:04:48 29,85 0,18 0,03 0,15 0,17 14:10:33 15,35 0,13 0,01 0,11 0,06 14:04:53 24,42 0,18 0,03 0,15 0,16 14:10:38 15,35 0,13 0,01 0,11 0,06 14:04:58 16,39 0,16 0,03 0,13 0,12 14:10:43 15,37 0,13 0,01 0,1 0,06 14:05:03 1,55 0,11 0,01 0,08 0,03 14:10:48 15,46 0,13 0,01 0,11 0,05 14:05:08 0 0,06 -0,04 0,06 0 14:10:53 16,53 0,14 0,01 0,11 0,06 14:05:13 0,02 0,06 -0,04 0,06 -0,01 14:10:58 21,4 0,15 0,01 0,12 0,08 14:05:18 0 0,06 -0,05 0,06 -0,01 14:11:03 20,41 0,15 0,02 0,12 0,09 14:05:23 0,01 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:11:08 20,36 0,15 0,02 0,12 0,09 14:05:28 0 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:11:13 20,47 0,15 0,02 0,12 0,1 14:05:33 0 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:11:18 20,41 0,15 0,02 0,12 0,09 14:05:38 0 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:11:23 21,94 0,16 0,02 0,13 0,1 14:05:43 0,01 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:11:28 23,95 0,16 0,02 0,14 0,11 14:05:48 0 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:11:33 24,79 0,16 0,02 0,14 0,13 14:05:53 0 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:11:38 25 0,17 0,02 0,14 0,12 14:05:58 0,01 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:11:43 25 0,16 0,02 0,14 0,13 14:06:03 -0,01 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:11:48 24,82 0,17 0,02 0,14 0,13 14:06:08 0 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:11:53 24,83 0,17 0,02 0,14 0,13 14:06:13 0,02 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:11:58 24,89 0,17 0,02 0,14 0,13 14:06:18 0,01 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:12:03 24,81 0,17 0,02 0,14 0,13 14:06:23 -0,01 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:12:08 24,83 0,17 0,02 0,14 0,13 14:06:28 -0,01 0,05 -0,05 0,06 0 14:12:13 26,15 0,17 0,02 0,14 0,13 14:06:33 0,04 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:12:18 29,72 0,18 0,02 0,15 0,16 14:06:38 0,01 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:12:23 30,4 0,18 0,03 0,16 0,17 14:06:43 -0,01 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:12:28 30,24 0,18 0,03 0,16 0,17 14:06:48 0,02 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:12:33 30,01 0,18 0,03 0,16 0,17 14:06:53 0 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:12:38 29,95 0,18 0,03 0,16 0,17 14:06:58 0 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:12:43 29,98 0,18 0,03 0,16 0,17 14:07:03 0 0,05 -0,05 0,06 -0,01 14:12:48 29,92 0,18 0,03 0,16 0,17

Time KRACHT LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4 Secs kN mm mm mm mm 14:12:53 31,35 0,19 0,03 0,16 0,18 14:12:58 33,68 0,19 0,03 0,17 0,2 14:13:03 33,49 0,19 0,03 0,17 0,2 14:13:08 34,27 0,2 0,04 0,17 0,21 14:13:13 33,84 0,2 0,04 0,17 0,22 14:13:18 34,17 0,2 0,04 0,18 0,22 14:13:23 34,49 0,2 0,04 0,18 0,23 14:13:28 34,75 0,2 0,04 0,18 0,23 14:13:33 34,72 0,2 0,04 0,18 0,22 14:13:38 34,78 0,2 0,04 0,18 0,23 14:13:43 34,69 0,2 0,04 0,18 0,23 14:13:48 34,75 0,2 0,04 0,18 0,23 14:13:53 34,65 0,2 0,04 0,18 0,23 14:13:58 34,62 0,2 0,04 0,18 0,23 14:14:03 34,59 0,2 0,04 0,18 0,23 14:14:08 34,36 0,2 0,04 0,18 0,23 14:14:13 34,2 0,21 0,04 0,18 0,23 14:14:18 34,04 0,2 0,04 0,18 0,22 14:14:23 34,07 0,21 0,04 0,18 0,23 14:14:28 34,23 0,2 0,04 0,18 0,23 14:14:33 34,27 0,2 0,04 0,18 0,22 14:14:38 34,2 0,21 0,04 0,18 0,22 14:14:43 31,96 0,21 0,04 0,18 0,23 14:14:48 23,58 0,2 0,04 0,17 0,2 14:14:53 4,83 0,15 0,02 0,11 0,07 14:14:58 0,02 0,07 -0,05 0,08 0 14:15:03 0,01 0,06 -0,07 0,07 0 14:15:08 0,01 0,06 -0,07 0,07 0 14:15:13 0 0,06 -0,07 0,07 -0,01 14:15:18 0 0,06 -0,07 0,07 -0,01 14:15:23 0 0,06 -0,08 0,07 -0,01 14:15:28 0 0,06 -0,08 0,07 0 14:15:33 0,01 0,06 -0,08 0,07 -0,01 14:15:38 0,01 0,06 -0,08 0,07 -0,01


C.9.1

165

Belasting op de nok

Verplaatsing van de nok In deze bijlage worden de verwerkte meetgegevens weergegeven van de verplaatsing die de nok ondergaat bij het aanleggen van de verticale kracht aan de nok op de geoptimaliseerde structuur.


0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

140

150

0

5

10

meting1: hoek [2]

15

25

Verplaatsing [mm]

20

30

35

meting2: hoek [2]

40

45



167

Verplaatsing van de kolomvoeten In deze bijlage worden de meetgegevens weergegeven van de verplaatsingen die de kolomvoeten ondergaan bij het aanleggen van de verticale kracht in de richting op de geoptimaliseerde structuur. De nummering van de kolomvoeten is weergegeven in figuur C.10.


Windmill Logger - JORISIDE.IMS File opened at 16:01:50 Wed 04 Apr 2007 File closed at 17:33:59 Wed 04 Apr 2007 Time KRACHT LVDT1 LVDT2 LVDT3 Secs kN mm mm mm 16:01:52 0,01 0 0 16:01:56 0 0 0 16:02:01 0,01 0 0 16:02:06 0,01 0 0 16:02:11 5,97 0 0 16:02:16 5,85 0 -0,01 16:02:21 5,67 0 0 16:02:26 5,56 0 0 16:02:31 5,48 0 0 16:02:36 5,48 0 0 16:02:41 5,43 0 0 16:02:46 5,55 0 0 16:02:51 5,5 0 0 16:02:56 5,49 0 0 16:03:01 7,81 0 0 16:03:06 11,46 0 0 16:03:11 11,44 0 0 16:03:16 11,2 0 0 16:03:21 11,13 0 0 16:03:26 11,01 0 0 16:03:31 10,95 0 0 16:03:36 10,89 0 0 16:03:41 10,85 0 0 16:03:46 14,93 0 0 16:03:51 15,89 0 0 16:03:56 15,89 0 0 16:04:01 15,82 0 0 16:04:06 15,95 0 0,01 16:04:11 15,95 0 0 16:04:16 15,88 0 0,01 16:04:21 15,77 0 0,01 16:04:26 19,37 0 0,01 16:04:31 21,06 0 0,01 16:04:36 21,17 0 0,01 16:04:41 20,94 0 0,01 16:04:46 20,76 0 0,01 16:04:51 20,64 0 0,01 16:04:56 20,49 0 0,01 16:05:01 20,58 0 0,01 16:05:06 25,84 -0,01 0,01 16:05:11 25,85 -0,01 0,01 16:05:16 25,82 -0,01 0,01 16:05:21 26,01 -0,01 0,01 16:05:26 25,7 -0,01 0,01 16:05:31 25,51 -0,01 0,01 16:05:36 26,28 -0,01 0,01 16:05:41 29,66 -0,01 0,02 16:05:46 29,66 -0,02 0,02 16:05:51 30,5 -0,02 0,02 16:05:56 29,98 -0,02 0,02 16:06:01 30,11 -0,02 0,02 16:06:06 30,21 -0,02 0,02 16:06:11 30,14 -0,02 0,02 16:06:16 29,98 -0,02 0,02 16:06:21 29,92 -0,02 0,02 16:06:26 29,79 -0,02 0,02 16:06:31 29,72 -0,02 0,02 16:06:36 33,45 -0,02 0,02 16:06:41 33,68 -0,02 0,02 16:06:46 34,27 -0,02 0,02 16:06:51 34,98 -0,02 0,02 16:06:56 34,85 -0,02 0,03 16:07:01 34,65 -0,02 0,03 16:07:06 34,65 -0,02 0,02 16:07:11 34,62 -0,02 0,03 16:07:16 34,85 -0,02 0,03

0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

LVDT4 mm -0,01 0 0 -0,01 -0,01 -0,01 0 -0,01 -0,01 -0,01 0 -0,01 -0,01 -0,01 -0,01 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0,01 0 0 0 0 0,01 0 0 0 0,01 0,01 0,01 0,01 0,01 0,01 0,01 0,01 0,02 0,02 0,01 0,02 0,02 0,02 0,03 0,03 0,03 0,02 0,03 0,03 0,03 0,03 0,02 0,03 0,03 0,03 0,03 0,04 0,04 0,03 0,03 0,03 0,03

Time KRACHT LVDT1 LVDT2 LVDT3 Secs kN mm mm mm 16:07:21 34,62 -0,02 0,03 16:07:26 35,66 -0,02 0,03 16:07:31 35,89 -0,03 0,03 16:07:36 36,73 -0,03 0,03 16:07:41 37,54 -0,03 0,03 16:07:46 38,91 -0,03 0,03 16:07:51 38,87 -0,03 0,03 16:07:56 38,65 -0,03 0,03 16:08:01 38,42 -0,03 0,03 16:08:06 38,35 -0,03 0,03 16:08:11 38,52 -0,03 0,03 16:08:16 38,48 -0,03 0,03 16:08:21 38,58 -0,03 0,03 16:08:26 38,58 -0,03 0,03 16:08:31 38,42 -0,03 0,03 16:08:36 38,39 -0,03 0,03 16:08:41 38,22 -0,03 0,03 16:08:46 38,13 -0,03 0,03 16:08:51 38 -0,03 0,03 16:08:56 38,22 -0,03 0,03 16:09:01 38,26 -0,03 0,03 16:09:06 38,26 -0,03 0,03 16:09:11 38,16 -0,03 0,03 16:09:16 38,13 -0,03 0,03 16:09:21 38,58 -0,03 0,03 16:09:26 38,42 -0,03 0,03 16:09:31 38,48 -0,03 0,03 16:09:36 38,39 -0,03 0,03 16:09:41 38,26 -0,03 0,04 16:09:46 38,16 -0,03 0,03 16:09:51 38,16 -0,03 0,03 16:09:56 25,55 -0,03 0,03 16:10:01 7,2 -0,02 0 16:10:06 0,01 -0,02 -0,02 16:10:11 0,01 -0,01 -0,03 16:10:16 0,01 -0,01 -0,03 16:21:30 0 -0,01 -0,03 16:21:35 0,02 -0,01 -0,03 16:21:40 1,91 -0,01 -0,03 16:21:45 1,38 -0,01 -0,03 16:21:50 3,27 -0,01 -0,03 16:21:55 6,4 -0,01 -0,02 16:22:00 6,45 -0,01 -0,02 16:22:05 6,52 -0,01 -0,02 16:22:10 6,64 -0,01 -0,02 16:22:15 11,82 -0,01 -0,01 16:22:20 11,55 -0,01 -0,01 16:22:25 15,55 -0,01 -0,01 16:22:30 16,13 -0,01 0 16:22:35 15,88 -0,01 0 16:22:40 16,12 -0,02 0 16:22:45 15,94 -0,02 0 16:22:50 20,03 -0,02 0 16:22:55 20,57 -0,02 0,01 16:23:00 20,51 -0,02 0,01 16:23:05 20,7 -0,02 0,01 16:23:10 20,44 -0,02 0,01 16:23:15 25,53 -0,02 0,01 16:23:20 25,52 -0,02 0,01 16:23:25 25,52 -0,02 0,01 16:23:30 25,39 -0,02 0,01 16:23:35 25,27 -0,02 0,02 16:23:40 27,61 -0,02 0,02 16:23:45 30,5 -0,02 0,02 16:23:50 30,53 -0,02 0,02 16:23:55 30,21 -0,02 0,02 16:24:00 29,98 -0,02 0,02 16:24:05 33,16 -0,02 0,03

0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

LVDT4 mm 0,03 0,03 0,04 0,04 0,04 0,04 0,05 0,04 0,05 0,05 0,05 0,04 0,04 0,04 0,04 0,04 0,04 0,04 0,04 0,05 0,05 0,05 0,04 0,04 0,04 0,04 0,04 0,05 0,05 0,04 0,05 0,04 0,02 0 0,01 0,01 0,01 0,01 0,01 0 0,01 0 0,01 0,01 0 0,01 0,01 0,02 0,01 0,01 0,01 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02 0,03 0,03 0,02 0,02 0,03 0,03 0,03 0,03 0,03 0,03 0,04

Time KRACHT LVDT1 LVDT2 LVDT3 Secs kN mm mm mm 16:24:10 34,49 -0,02 0,03 16:24:15 35,11 -0,02 0,03 16:24:20 35,3 -0,02 0,03 16:24:25 35,3 -0,02 0,03 16:24:30 35,08 -0,02 0,03 16:24:35 35,4 -0,03 0,03 16:24:40 36,7 -0,03 0,03 16:24:45 38,91 -0,03 0,03 16:24:50 40,2 -0,03 0,03 16:24:55 39,78 -0,03 0,03 16:25:00 39,72 -0,03 0,03 16:25:05 39,78 -0,03 0,03 16:25:10 39,98 -0,03 0,03 16:25:15 39,88 -0,03 0,03 16:25:20 40,59 -0,03 0,03 16:25:25 42,41 -0,03 0,03 16:25:30 43,94 -0,03 0,04 16:25:35 44,78 -0,03 0,04 16:25:40 45,36 -0,03 0,04 16:25:45 42,12 -0,03 0,04 16:25:50 42,47 -0,03 0,04 16:25:55 42,22 -0,03 0,04 16:26:00 42,05 -0,03 0,04 16:26:05 41,99 -0,03 0,04 16:26:10 41,86 -0,03 0,04 16:26:15 41,73 -0,03 0,04 16:26:20 41,7 -0,03 0,04 16:26:25 41,63 -0,03 0,04 16:26:30 41,5 -0,03 0,04 16:26:35 41,4 -0,03 0,04 16:26:40 41,4 -0,03 0,04 16:26:45 41,31 -0,03 0,04 16:26:50 41,31 -0,03 0,04 16:26:55 41,24 -0,03 0,04 16:27:00 41,18 -0,03 0,04 16:27:05 41,08 -0,03 0,04 16:27:10 41,08 -0,03 0,04 16:27:15 41,01 -0,03 0,04 16:27:20 40,95 -0,03 0,04 16:27:25 40,95 -0,03 0,04 16:27:30 40,92 -0,03 0,04 16:27:35 40,82 -0,03 0,04 16:27:40 42,09 -0,03 0,04 16:27:45 43,77 -0,03 0,04 16:27:50 45,33 -0,03 0,05 16:27:55 45,4 -0,03 0,05 16:28:00 45,72 -0,03 0,05 16:28:05 45,59 -0,03 0,05 16:28:10 45,43 -0,03 0,05 16:28:15 45,46 -0,03 0,05 16:28:20 45,56 -0,03 0,05 16:28:25 46,4 -0,03 0,05 16:28:30 50,39 -0,03 0,05 16:28:35 51,53 -0,03 0,05 16:28:40 51,37 -0,03 0,05 16:28:45 51,59 -0,03 0,05 16:28:50 52,01 -0,03 0,05 16:28:55 51,66 -0,03 0,05 16:29:00 51,43 -0,03 0,05 16:29:05 52,83 -0,03 0,06 16:29:10 55,45 -0,03 0,06 16:29:15 55,03 -0,02 0,06 16:29:20 55,39 -0,02 0,06 16:29:25 55,39 -0,02 0,06 16:29:30 55,52 -0,02 0,06 16:29:35 55,39 -0,02 0,06 16:29:40 55,62 -0,02 0,06 16:29:45 55,97 -0,02 0,06 16:29:50 58,47 -0,02 0,06

0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

LVDT4 Time KRACHT LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4 mm Secs kN mm mm mm mm 0,04 16:29:55 59,71 -0,02 0,07 0 0,1 0,04 16:30:00 60,16 -0,02 0,07 0,01 0,1 0,04 16:30:05 59,93 -0,02 0,07 0 0,1 0,04 16:30:10 60,26 -0,02 0,07 0 0,11 0,04 16:30:15 60,29 -0,02 0,07 0 0,1 0,04 16:30:20 60,22 -0,02 0,07 0 0,1 0,04 16:30:25 60,03 -0,02 0,07 0 0,1 0,04 16:30:30 60,22 -0,02 0,07 0 0,1 0,04 16:30:35 61,2 -0,02 0,07 0 0,11 0,04 16:30:40 62,56 -0,02 0,07 0 0,11 0,05 16:30:45 63,79 -0,02 0,07 0 0,11 0,05 16:30:50 64,86 -0,01 0,08 0 0,11 0,04 16:30:55 64,86 -0,01 0,08 0 0,12 0,04 16:31:00 65,16 -0,01 0,08 0 0,12 0,05 16:31:05 64,9 -0,01 0,08 0 0,11 0,05 16:31:10 64,83 -0,01 0,08 0 0,12 0,05 16:31:15 64,93 -0,01 0,08 0 0,11 0,05 16:31:20 65,09 -0,01 0,08 0 0,12 0,06 16:31:25 65,06 -0,01 0,08 0,01 0,11 0,06 16:31:30 66,26 -0,01 0,08 0 0,12 0,06 16:31:35 68,56 -0,01 0,08 0 0,12 0,06 16:31:40 70,06 -0,01 0,09 0 0,13 0,06 16:31:45 69,57 0 0,09 0,01 0,12 0,06 16:31:50 69,6 0 0,09 0,01 0,13 0,06 16:31:55 69,8 0 0,09 0,01 0,13 0,06 16:32:00 69,76 0 0,09 0 0,13 0,06 16:32:05 70,38 0 0,09 0 0,13 0,06 16:32:10 72,55 0 0,09 0 0,14 0,06 16:32:15 73,63 0,01 0,1 0,01 0,14 0,06 16:32:20 74,4 0,01 0,1 0 0,14 0,06 16:32:25 74,44 0,01 0,1 0 0,14 0,06 16:32:30 74,86 0,01 0,1 0 0,15 0,06 16:32:35 74,89 0,01 0,1 0 0,15 0,06 16:32:40 75,05 0,01 0,1 0 0,15 0,06 16:32:45 75,05 0,01 0,1 0 0,14 0,06 16:32:50 75,09 0,01 0,11 0,01 0,14 0,06 16:32:55 76,55 0,01 0,11 0,01 0,15 0,06 16:33:00 77,81 0,01 0,11 0,01 0,15 0,06 16:33:05 79,04 0,01 0,11 0 0,16 0,06 16:33:10 79,69 0,01 0,11 0 0,16 0,06 16:33:15 79,92 0,01 0,11 0,01 0,16 0,06 16:33:20 79,73 0,01 0,11 0 0,16 0,06 16:33:25 79,76 0,01 0,11 0 0,16 0,07 16:33:30 79,76 0,01 0,12 0 0,17 0,06 16:33:35 79,82 0,01 0,12 0 0,16 0,06 16:33:40 79,73 0,01 0,12 0 0,16 0,07 16:33:45 80,5 0,01 0,12 0,01 0,17 0,06 16:33:50 81,48 0,01 0,12 0 0,17 0,07 16:33:55 82,09 0,01 0,12 0,01 0,17 0,07 16:34:00 81,96 0,01 0,12 0,01 0,17 0,06 16:34:05 83,04 0,01 0,12 0 0,17 0,07 16:34:10 84,66 0,01 0,12 0 0,18 0,07 16:34:15 84,56 0,01 0,12 0 0,18 0,08 16:34:20 85,5 0,01 0,13 0 0,19 0,08 16:34:25 85,01 0,01 0,13 0 0,18 0,08 16:34:30 85,08 0,01 0,13 0 0,19 0,07 16:34:35 85,18 0,01 0,13 0 0,19 0,08 16:34:40 84,85 0,01 0,13 0 0,18 0,07 16:34:45 84,79 0,01 0,13 0 0,19 0,08 16:34:50 84,43 0,01 0,13 0,01 0,19 0,08 16:34:55 72,62 0,01 0,13 0,01 0,19 0,09 16:35:00 57,24 0,01 0,12 0,01 0,15 0,09 16:35:05 1,11 0,03 0,01 0,01 0,04 0,08 16:35:10 0,01 0,03 -0,02 0 0,03 0,09 16:35:15 0,01 0,03 -0,02 0 0,03 0,09 16:35:20 0,01 0,03 -0,02 0 0,03 0,09 16:35:25 0,03 0,03 -0,02 0 0,03 0,09 16:35:30 0 0,03 -0,02 0 0,03 0,09 16:35:35 0 0,03 -0,03 0 0,03

Time KRACHT LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4 Time KRACHT LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4 Secs kN mm mm mm mm Secs kN mm mm mm mm 16:35:40 0,01 0,03 -0,03 0 0,03 16:41:25 52,1 0,02 0,07 0 0,09 16:35:45 0,02 0,03 -0,03 0 0,03 16:41:30 54,63 0,02 0,07 0 0,1 16:35:50 0,01 0,03 -0,03 0,01 0,03 16:41:35 57,68 0,02 0,07 0 0,1 16:35:55 0,01 0,03 -0,03 0,01 0,02 16:41:40 59,14 0,02 0,08 0 0,11 16:36:00 0,01 0,03 -0,03 0 0,02 16:41:45 60,54 0,02 0,08 0 0,11 16:36:05 0,01 0,03 -0,03 0,01 0,03 16:41:50 60,83 0,02 0,08 0,01 0,11 16:36:10 0,02 0,03 -0,03 0 0,03 16:41:55 60,44 0,02 0,09 0,01 0,11 16:36:15 0,01 0,03 -0,03 0 0,03 16:42:00 60,7 0,02 0,09 0 0,11 16:36:20 0,01 0,03 -0,03 0 0,01 16:42:05 60,93 0,02 0,08 0 0,1 16:36:25 0,01 0,03 -0,03 0 0,02 16:42:10 60,9 0,02 0,09 0 0,11 16:36:30 0,02 0,03 -0,03 0 0,02 16:42:15 62,1 0,02 0,09 0 0,1 16:36:35 0 0,03 -0,03 0 0,02 16:42:20 64,08 0,02 0,09 0,01 0,12 16:36:40 0 0,03 -0,03 0 0,02 16:42:25 66,44 0,02 0,09 0,01 0,11 16:36:45 0 0,03 -0,03 0 0,02 16:42:30 68,75 0,02 0,1 0 0,12 16:36:50 0,01 0,03 -0,03 0 0,02 16:42:35 70,47 0,02 0,1 0 0,13 16:36:55 0 0,03 -0,03 0 0,02 16:42:40 69,82 0,02 0,1 0 0,13 16:37:00 0,01 0,03 -0,03 0 0,02 16:42:45 69,53 0,02 0,1 0,01 0,13 16:37:05 0 0,03 -0,03 0 0,01 16:42:50 70,21 0,02 0,1 0 0,13 16:37:10 0 0,03 -0,03 0 0,02 16:42:55 70,37 0,02 0,1 0 0,13 16:37:15 0,01 0,03 -0,03 0 0,02 16:43:00 71,28 0,02 0,11 0 0,13 16:37:20 0,01 0,03 -0,03 0 0,02 16:43:05 74,14 0,02 0,11 0 0,13 16:37:25 0 0,03 -0,03 0 0,02 16:43:10 75,86 0,02 0,11 0 0,15 16:37:30 0 0,03 -0,03 0 0,02 16:43:15 77,38 0,02 0,11 0 0,14 16:37:35 0,01 0,03 -0,03 0 0,01 16:43:20 78,91 0,02 0,12 0 0,15 16:37:40 0 0,03 -0,03 0 0,02 16:43:25 80,07 0,02 0,12 0 0,16 16:37:45 1,39 0,03 -0,03 0 0,02 16:43:30 80,76 0,02 0,12 0,01 0,16 16:37:50 2,16 0,03 -0,03 0 0,02 16:43:35 81,11 0,02 0,12 0 0,16 16:37:55 4,43 0,03 -0,03 0 0,02 16:43:40 81,11 0,02 0,12 0,01 0,16 16:38:00 1,44 0,03 -0,03 0 0,02 16:43:45 81,53 0,01 0,12 0,01 0,16 16:38:05 4,83 0,03 -0,03 0 0,02 16:43:50 81,66 0,01 0,12 0,01 0,16 16:38:10 6,81 0,03 -0,02 0 0,02 16:43:55 81,53 0,02 0,12 0 0,16 16:38:15 6,82 0,03 -0,02 0 0,02 16:44:00 66,22 0,01 0,13 0 0,16 16:38:20 14,51 0,03 -0,01 0 0,03 16:44:05 0,58 0,03 0 0 0,02 16:38:25 16,12 0,03 -0,01 0 0,03 16:44:10 0,02 0,03 -0,02 0 0,02 16:38:30 16,18 0,03 -0,01 0 0,03 16:44:15 0 0,03 -0,02 0 0,01 16:38:35 15,91 0,03 -0,01 0 0,03 16:44:20 0,01 0,03 -0,03 0 0,02 16:38:40 15,94 0,03 -0,01 0 0,03 16:44:25 0 0,03 -0,03 0 0,02 16:38:45 16,25 0,03 -0,01 0 0,03 16:44:30 0 0,03 -0,03 0 0,01 16:38:50 20,57 0,03 0 0 0,04 16:44:35 0 0,03 -0,03 0 0,01 16:38:55 22,21 0,03 0 0 0,04 16:44:40 0 0,03 -0,03 0 0,02 16:39:00 22,48 0,03 0 0 0,04 16:44:45 -0,01 0,03 -0,03 0 0,02 16:39:05 23,14 0,03 0,01 0 0,04 16:44:50 0,01 0,04 -0,03 0 0,01 16:39:10 23,75 0,03 0,01 0 0,04 16:44:55 0,03 0,03 -0,03 0 0,01 16:39:15 24,36 0,02 0,01 0 0,05 16:45:00 0 0,03 -0,03 0 0,01 16:39:20 28,87 0,02 0,01 0 0,05 16:45:05 0,05 0,03 -0,03 0 0,02 16:39:25 30,2 0,02 0,02 0 0,05 16:45:10 0 0,03 -0,03 0 0,01 16:39:30 29,74 0,02 0,02 0 0,05 16:45:15 0 0,03 -0,03 0 0,01 16:39:35 30,65 0,02 0,02 0 0,05 16:45:20 0 0,03 -0,03 0 0,02 16:39:40 30,52 0,02 0,02 0 0,05 16:45:25 -0,01 0,03 -0,03 0 0,02 16:39:45 30,29 0,02 0,02 0 0,05 16:45:30 0 0,03 -0,03 0 0,01 16:39:50 31,33 0,02 0,02 0 0,05 16:45:35 0 0,03 -0,03 0 0,02 16:39:55 34,58 0,02 0,03 0,01 0,05 16:45:40 1,77 0,03 -0,03 0 0,02 16:40:00 35,65 0,02 0,03 0,01 0,05 16:45:45 2,25 0,03 -0,03 0 0,01 16:40:05 37,21 0,02 0,03 0 0,06 16:45:50 1,32 0,03 -0,03 0 0,01 16:40:10 38,31 0,02 0,03 0 0,06 16:45:55 5,13 0,03 -0,03 0 0,01 16:40:15 39,54 0,02 0,04 0 0,06 16:46:00 12,11 0,03 -0,02 0 0,02 16:40:20 40,84 0,02 0,04 0 0,06 16:46:05 16,12 0,03 -0,01 0 0,03 16:40:25 40,81 0,02 0,04 0 0,07 16:46:10 21,04 0,03 0 0 0,04 16:40:30 40,94 0,02 0,04 0 0,07 16:46:15 21,12 0,03 0 0 0,04 16:40:35 41,07 0,02 0,04 0 0,06 16:46:20 21,06 0,03 0 0 0,03 16:40:40 42,33 0,02 0,04 0 0,07 16:46:25 21,17 0,03 0 0 0,04 16:40:45 45,09 0,02 0,05 0 0,07 16:46:30 27,79 0,03 0,01 0 0,04 16:40:50 46,55 0,02 0,05 0 0,08 16:46:35 32,99 0,02 0,02 0,01 0,05 16:40:55 49,6 0,02 0,06 0 0,08 16:46:40 33,34 0,02 0,02 0 0,06 16:41:00 51,35 0,02 0,06 0 0,09 16:46:45 33,38 0,02 0,03 0 0,05 16:41:05 51,97 0,02 0,06 0 0,08 16:46:50 33,28 0,02 0,03 0 0,05 16:41:10 52,07 0,02 0,07 0 0,09 16:46:55 33,28 0,02 0,03 0 0,05 16:41:15 52,1 0,02 0,07 0,01 0,09 16:47:00 33,51 0,02 0,03 0 0,05 16:41:20 52,2 0,02 0,07 0 0,09 16:47:05 35,06 0,02 0,03 0 0,06

Time KRACHT LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4 Time KRACHT LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4 Secs kN mm mm mm mm Secs kN mm mm mm mm 16:47:10 37,63 0,02 0,03 0 0,05 16:52:55 94,58 0 0,14 0,01 0,23 16:47:15 39,38 0,02 0,04 0 0,06 16:53:00 94,61 0 0,14 0,01 0,22 16:47:20 41,72 0,02 0,04 0 0,07 16:53:05 96,04 0 0,14 0,01 0,23 16:47:25 41,85 0,02 0,04 0 0,06 16:53:10 97,11 0 0,15 0,01 0,23 16:47:30 41,78 0,02 0,04 0 0,07 16:53:15 97,89 0 0,15 0,01 0,24 16:47:35 42,11 0,02 0,04 0,01 0,07 16:53:20 99,06 -0,01 0,15 0,01 0,24 16:47:40 43,63 0,02 0,05 0 0,07 16:53:25 98,12 -0,01 0,15 0,01 0,24 16:47:45 46,52 0,02 0,05 0 0,07 16:53:30 96,85 -0,01 0,15 0,01 0,23 16:47:50 50,58 0,02 0,06 0,01 0,08 16:53:35 96,66 -0,01 0,15 0,01 0,24 16:47:55 52,07 0,02 0,06 0,01 0,08 16:53:40 96,43 -0,01 0,15 0,01 0,23 16:48:00 53,01 0,02 0,07 0 0,09 16:53:45 96,24 -0,01 0,15 0,01 0,24 16:48:05 53,2 0,02 0,07 0,01 0,09 16:53:50 96,14 -0,01 0,15 0,01 0,24 16:48:10 53,43 0,02 0,07 0 0,09 16:53:55 96,04 -0,01 0,15 0,01 0,24 16:48:15 53,59 0,02 0,07 0 0,09 16:54:00 95,91 -0,01 0,15 0,01 0,23 16:48:20 53,53 0,02 0,07 0 0,09 16:54:05 95,75 -0,01 0,15 0,01 0,24 16:48:25 53,72 0,02 0,07 0,01 0,09 16:54:10 95,72 -0,01 0,15 0,01 0,24 16:48:30 53,63 0,02 0,07 0 0,08 16:54:15 95,65 -0,01 0,15 0,01 0,23 16:48:35 57,62 0,02 0,08 0 0,09 16:54:20 95,52 -0,01 0,15 0,01 0,23 16:48:40 60,6 0,02 0,08 0 0,1 16:54:25 95,46 -0,01 0,15 0,01 0,23 16:48:45 61,97 0,02 0,09 0,01 0,1 16:54:30 95,39 -0,01 0,15 0,01 0,24 16:48:50 61,97 0,02 0,09 0 0,11 16:54:35 95,36 -0,01 0,15 0,01 0,24 16:48:55 62,23 0,02 0,09 0,01 0,11 16:54:40 95,26 -0,01 0,15 0,01 0,23 16:49:00 62,32 0,02 0,09 0,01 0,11 16:54:45 95,2 -0,01 0,15 0,01 0,24 16:49:05 62,49 0,02 0,09 0,01 0,1 16:54:50 95,16 -0,01 0,15 0,01 0,23 16:49:10 64,98 0,02 0,09 0,01 0,11 16:54:55 95,1 -0,01 0,15 0,01 0,24 16:49:15 67,94 0,02 0,1 0 0,12 16:55:00 95,03 -0,01 0,15 0,01 0,23 16:49:20 70,21 0,02 0,1 0 0,12 16:55:05 94,94 -0,01 0,15 0,01 0,23 16:49:25 70,24 0,02 0,1 0 0,12 16:55:10 94,97 -0,01 0,15 0,01 0,24 16:49:30 70,37 0,02 0,1 0 0,13 16:55:15 94,9 -0,01 0,15 0,01 0,23 16:49:35 70,44 0,02 0,1 0,01 0,13 16:55:20 94,87 -0,01 0,15 0,01 0,24 16:49:40 71,83 0,02 0,11 0,01 0,13 16:55:25 94,77 -0,01 0,15 0,01 0,24 16:49:45 74,91 0,02 0,11 0,01 0,14 16:55:30 94,77 -0,01 0,15 0,01 0,23 16:49:50 76,28 0,02 0,11 0,01 0,14 16:55:35 94,71 -0,01 0,15 0,01 0,23 16:49:55 77,67 0,02 0,12 0,01 0,15 16:55:40 94,65 -0,01 0,15 0,01 0,23 16:50:00 79,1 0,02 0,12 0,01 0,15 16:55:45 94,68 -0,01 0,15 0,01 0,23 16:50:05 80,11 0,02 0,12 0,01 0,16 16:55:50 94,61 -0,01 0,15 0,01 0,24 16:50:10 80,85 0,02 0,12 0 0,16 16:55:55 94,58 -0,01 0,15 0,01 0,24 16:50:15 80,79 0,02 0,12 0,01 0,16 16:56:00 94,48 0 0,15 0,01 0,24 16:50:20 81,53 0,02 0,12 0 0,16 16:56:05 94,52 0 0,15 0,01 0,23 16:50:25 83,51 0,02 0,13 0,01 0,16 16:56:10 94,42 -0,01 0,15 0,01 0,23 16:50:30 84,88 0,01 0,12 0,01 0,17 16:56:15 94,35 -0,01 0,15 0,01 0,24 16:50:35 84,78 0,01 0,13 0,01 0,17 16:56:20 94,39 0 0,15 0,01 0,25 16:50:40 85,36 0,01 0,13 0,01 0,17 16:56:25 94,36 -0,01 0,15 0,01 0,24 16:50:45 85,33 0,01 0,13 0,01 0,17 16:56:30 63,05 0,01 0,15 0,01 0,21 16:50:50 85,46 0,01 0,13 0,01 0,18 16:56:35 0,02 0,04 -0,01 0,01 0,04 16:50:55 85,23 0,01 0,13 0,01 0,17 16:56:40 0 0,04 -0,03 0,01 0,04 16:51:00 85,01 0,01 0,13 0,01 0,17 16:56:45 0,01 0,04 -0,03 0,01 0,04 16:51:05 86,01 0,01 0,13 0,01 0,17 17:06:30 0,01 0,04 -0,04 0,01 0,04 16:51:10 87,28 0,01 0,13 0 0,18 17:06:35 0,01 0,04 -0,04 0,01 0,03 16:51:15 89,06 0,01 0,13 0,01 0,18 17:06:40 0 0,04 -0,05 0,01 0,03 16:51:20 89,65 0,01 0,13 0,01 0,18 17:06:45 0,14 0,04 -0,05 0,01 0,03 16:51:25 89,84 0,01 0,13 0,01 0,19 17:06:50 3,67 0,04 -0,04 0,01 0,03 16:51:30 89,49 0,01 0,13 0,01 0,2 17:06:55 5,39 0,04 -0,04 0,01 0,04 16:51:35 89,74 0,01 0,14 0,01 0,19 17:07:00 5,6 0,04 -0,04 0,01 0,04 16:51:40 89,49 0,01 0,14 0,01 0,19 17:07:05 5,49 0,04 -0,04 0,01 0,04 16:51:45 89,74 0,01 0,14 0,01 0,19 17:07:10 5,37 0,04 -0,04 0,01 0,04 16:51:50 91,69 0,01 0,14 0,01 0,19 17:07:15 5,96 0,04 -0,04 0,01 0,03 16:51:55 91,85 0,01 0,14 0,01 0,2 17:07:20 5,77 0,04 -0,04 0,01 0,03 16:52:00 93,25 0,01 0,14 0,01 0,2 17:07:25 5,65 0,04 -0,04 0,01 0,04 16:52:05 93,57 0,01 0,14 0,01 0,21 17:07:30 5,64 0,04 -0,04 0,01 0,04 16:52:10 94,68 0 0,14 0,01 0,21 17:07:35 5,65 0,04 -0,04 0,01 0,04 16:52:15 94,09 0 0,14 0,01 0,22 17:07:40 5,6 0,04 -0,04 0,01 0,03 16:52:20 94,09 0 0,14 0,01 0,21 17:07:45 5,58 0,04 -0,04 0,01 0,04 16:52:25 94,55 0 0,14 0,01 0,22 17:07:50 5,53 0,04 -0,04 0,01 0,04 16:52:30 95,52 0 0,14 0,01 0,22 17:07:55 5,5 0,04 -0,04 0,01 0,04 16:52:35 95,49 0 0,14 0,01 0,23 17:08:00 5,49 0,04 -0,04 0,01 0,03 16:52:40 95,2 0 0,14 0,01 0,22 17:08:05 9,36 0,03 -0,03 0,01 0,04 16:52:45 94,77 0 0,14 0,01 0,22 17:08:10 15,06 0,03 -0,03 0,01 0,04 16:52:50 94,9 0 0,14 0,01 0,22 17:08:15 28,75 0,02 -0,01 0,01 0,06

Time KRACHT LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4 Time KRACHT LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4 Secs kN mm mm mm mm Secs kN mm mm mm mm 17:08:20 32,48 0,02 0,01 0,01 0,08 17:14:05 -0,01 -0,04 -0,06 0,01 0 17:08:25 34,14 0,01 0,01 0,01 0,08 17:14:10 -0,01 -0,04 -0,06 0,01 0,01 17:08:30 35,01 0,01 0,02 0,01 0,09 17:14:15 0 -0,04 -0,06 0,01 0 17:08:35 38,35 0,01 0,02 0,01 0,09 17:14:20 0,02 -0,04 -0,06 0,01 0,01 17:08:40 39,91 0,01 0,03 0,01 0,09 17:14:25 0 -0,04 -0,06 0,01 0 17:08:45 43,55 0,01 0,03 0,01 0,11 17:14:30 0 -0,04 -0,06 0,01 0,01 17:08:50 45,53 0,01 0,04 0,01 0,11 17:14:35 -0,01 -0,04 -0,06 0,01 0,01 17:08:55 50,17 0,01 0,04 0,01 0,12 17:14:40 0 -0,04 -0,06 0,01 0 17:09:00 52,83 0,01 0,05 0,01 0,13 17:14:45 0,78 -0,04 -0,06 0,01 0,01 17:09:05 56,33 0,01 0,06 0,01 0,14 17:14:50 10,54 -0,05 -0,04 0,01 0,01 17:09:10 60,32 0 0,06 0,01 0,14 17:14:55 22,8 -0,06 -0,02 0,01 0,04 17:09:15 63,14 0 0,07 0,01 0,16 17:15:00 33,78 -0,07 0 0,01 0,06 17:09:20 66,68 0 0,08 0,01 0,17 17:15:05 33,58 -0,06 0,01 0,01 0,06 17:09:25 70,93 0 0,09 0,01 0,17 17:15:10 35,24 -0,06 0,01 0,01 0,06 17:09:30 73,85 0 0,09 0,01 0,19 17:15:15 36,34 -0,06 0,02 0,01 0,06 17:09:35 76,87 0 0,1 0,01 0,2 17:15:20 37,74 -0,05 0,02 0,01 0,07 17:09:40 80,5 -0,01 0,11 0,01 0,2 17:15:25 39,65 -0,05 0,03 0,01 0,07 17:09:45 82,48 -0,01 0,11 0,01 0,21 17:15:30 41,47 -0,05 0,03 0,01 0,07 17:09:50 82,74 -0,01 0,11 0,01 0,21 17:15:35 43,77 -0,04 0,04 0,01 0,07 17:09:55 83,46 -0,01 0,11 0,01 0,21 17:15:40 47,28 -0,04 0,04 0,01 0,07 17:10:00 83,62 -0,01 0,12 0,01 0,22 17:15:45 51,27 -0,04 0,05 0,01 0,08 17:10:05 84,01 -0,01 0,12 0,01 0,22 17:15:50 54,25 -0,03 0,06 0,01 0,09 17:10:10 84,37 -0,01 0,12 0,01 0,22 17:15:55 57,11 -0,03 0,07 0,01 0,11 17:10:15 84,69 -0,01 0,12 0,01 0,22 17:16:00 60,19 -0,03 0,08 0,01 0,11 17:10:20 84,33 -0,01 0,12 0,01 0,21 17:16:05 63,11 -0,03 0,08 0,01 0,11 17:10:25 84,01 -0,01 0,12 0,01 0,22 17:16:10 65,38 -0,03 0,09 0,01 0,12 17:10:30 83,75 -0,01 0,12 0,01 0,22 17:16:15 68,34 -0,03 0,09 0,01 0,12 17:10:35 83,55 -0,01 0,12 0,01 0,22 17:16:20 71,24 -0,03 0,09 0,01 0,13 17:10:40 86,7 -0,01 0,12 0,01 0,22 17:16:25 74,1 -0,03 0,1 0,01 0,13 17:10:45 0,37 -0,04 -0,04 0,01 0,01 17:16:30 76,76 -0,03 0,1 0,01 0,14 17:10:50 0,19 -0,04 -0,05 0,01 0,01 17:16:35 80,14 -0,03 0,1 0,01 0,15 17:10:55 0,18 -0,04 -0,05 0,01 0,01 17:16:40 83,54 -0,03 0,1 0,01 0,16 17:11:00 0,19 -0,04 -0,05 0,01 0,01 17:16:45 85 -0,03 0,1 0,01 0,16 17:11:05 0,12 -0,04 -0,05 0,01 0,01 17:16:50 88,7 -0,03 0,1 0,01 0,17 17:11:10 0,12 -0,04 -0,05 0,01 0,01 17:16:55 90,1 -0,03 0,11 0,01 0,17 17:11:15 0,12 -0,04 -0,05 0,01 0 17:17:00 90,84 -0,03 0,11 0,01 0,18 17:11:20 0,12 -0,04 -0,05 0,01 0,01 17:17:05 91,43 -0,03 0,11 0,01 0,18 17:11:25 0,01 -0,04 -0,05 0,01 0,01 17:17:10 90,68 -0,03 0,11 0,01 0,17 17:11:30 -0,01 -0,04 -0,05 0,01 0,01 17:17:15 90,32 -0,03 0,11 0,01 0,18 17:11:35 0 -0,04 -0,05 0,01 0,01 17:17:20 92,43 -0,03 0,11 0,01 0,18 17:11:40 -0,01 -0,04 -0,05 0,01 0,01 17:17:25 94,02 -0,03 0,12 0,01 0,18 17:11:45 -0,01 -0,04 -0,06 0,01 0,01 17:17:30 95,68 -0,03 0,12 0,01 0,19 17:11:50 -0,01 -0,04 -0,05 0,01 0,01 17:17:35 95,78 -0,03 0,12 0,01 0,19 17:11:55 0,01 -0,04 -0,06 0,01 0 17:17:40 95,81 -0,03 0,12 0,01 0,19 17:12:00 0 -0,04 -0,05 0,01 0,01 17:17:45 95,45 -0,03 0,12 0,01 0,19 17:12:05 0 -0,04 -0,06 0,01 0 17:17:50 95,19 -0,03 0,12 0,01 0,19 17:12:10 0 -0,04 -0,06 0,01 0 17:17:55 97,89 -0,03 0,12 0,01 0,19 17:12:15 -0,01 -0,04 -0,06 0,01 0 17:18:00 98,7 -0,03 0,12 0,01 0,19 17:12:20 0 -0,04 -0,06 0,01 0,01 17:18:05 100,45 -0,03 0,13 0,01 0,2 17:12:25 0 -0,04 -0,06 0,01 0,01 17:18:10 100,77 -0,03 0,13 0,01 0,2 17:12:30 0 -0,04 -0,06 0,01 0,01 17:18:15 100,68 -0,03 0,13 0,01 0,2 17:12:35 0 -0,04 -0,06 0,01 0,01 17:18:20 100,58 -0,03 0,13 0,01 0,2 17:12:40 0 -0,04 -0,06 0,01 0 17:18:25 100,42 -0,02 0,13 0,01 0,2 17:12:45 0 -0,04 -0,06 0,01 0 17:18:30 100,19 -0,02 0,13 0,01 0,2 17:12:50 -0,01 -0,04 -0,06 0,01 0,01 17:18:35 99,99 -0,02 0,13 0,01 0,2 17:12:55 -0,01 -0,04 -0,06 0,01 0,01 17:18:40 99,83 -0,02 0,13 0,01 0,2 17:13:00 0,01 -0,04 -0,06 0,01 0 17:18:45 100,25 -0,02 0,13 0,01 0,2 17:13:05 0 -0,04 -0,06 0,01 0 17:18:50 103,6 -0,02 0,13 0,01 0,2 17:13:10 0,01 -0,04 -0,06 0,01 0,01 17:18:55 104,25 -0,02 0,13 0,01 0,21 17:13:15 -0,01 -0,04 -0,06 0,01 0 17:19:00 104,6 -0,02 0,14 0,01 0,21 17:13:20 0 -0,04 -0,06 0,01 0,01 17:19:05 104,08 -0,02 0,14 0,01 0,21 17:13:25 -0,01 -0,04 -0,06 0,01 0,01 17:19:10 103,86 -0,02 0,14 0,01 0,22 17:13:30 0,01 -0,04 -0,06 0,01 0,01 17:19:15 103,73 -0,02 0,14 0,01 0,21 17:13:35 0 -0,04 -0,06 0,01 0 17:19:20 103,5 -0,02 0,14 0,01 0,21 17:13:40 0 -0,04 -0,06 0,01 0,01 17:19:25 103,37 -0,02 0,14 0,01 0,21 17:13:45 -0,01 -0,04 -0,06 0,01 0,01 17:19:30 104,41 -0,02 0,14 0,01 0,22 17:13:50 0 -0,04 -0,06 0,01 0,01 17:19:35 105,87 -0,02 0,14 0,01 0,21 17:13:55 0 -0,04 -0,06 0,01 0 17:19:40 107,26 -0,02 0,14 0,01 0,22 17:14:00 0 -0,04 -0,06 0,01 0,01 17:19:45 108,37 -0,02 0,14 0,01 0,23

Time KRACHT LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4 Time KRACHT LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4 Secs kN mm mm mm mm Secs kN mm mm mm mm 17:19:50 108,59 -0,02 0,14 0,01 0,23 17:25:35 112,75 0 0,15 0,02 0,26 17:19:55 109,57 -0,02 0,14 0,01 0,23 17:25:40 112,75 0 0,15 0,01 0,26 17:20:00 109,96 -0,02 0,14 0,01 0,23 17:25:45 114,11 0 0,15 0,01 0,25 17:20:05 109,83 -0,02 0,14 0,01 0,24 17:25:50 115,8 0 0,15 0,01 0,26 17:20:10 109,5 -0,02 0,14 0,01 0,24 17:25:55 117,49 0 0,15 0,02 0,27 17:20:15 109,34 -0,02 0,14 0,01 0,23 17:26:00 117,26 0 0,15 0,01 0,26 17:20:20 109,11 -0,01 0,15 0,01 0,23 17:26:05 118,07 0 0,15 0,02 0,27 17:20:25 108,98 -0,01 0,15 0,01 0,23 17:26:10 118,95 0 0,15 0,01 0,27 17:20:30 108,85 -0,01 0,15 0,01 0,23 17:26:15 120,93 0 0,16 0,02 0,28 17:20:35 108,79 -0,01 0,15 0,01 0,23 17:26:20 119,82 0 0,16 0,02 0,28 17:20:40 108,63 -0,01 0,15 0,01 0,23 17:26:25 119,3 0 0,16 0,02 0,28 17:20:45 108,53 -0,01 0,15 0,01 0,23 17:26:30 119,14 0 0,16 0,02 0,28 17:20:50 108,43 -0,01 0,15 0,01 0,24 17:26:35 118,98 0 0,16 0,02 0,28 17:20:55 108,37 -0,01 0,15 0,01 0,24 17:26:40 118,88 0 0,16 0,02 0,29 17:21:00 108,24 -0,01 0,15 0,01 0,24 17:26:45 118,78 0 0,16 0,02 0,28 17:21:05 108,2 -0,01 0,15 0,01 0,24 17:26:50 118,52 0 0,16 0,02 0,28 17:21:10 108,14 -0,01 0,15 0,01 0,24 17:26:55 118,49 0 0,16 0,02 0,28 17:21:15 108,01 -0,01 0,15 0,01 0,23 17:27:00 118,49 0 0,16 0,02 0,28 17:21:20 107,91 -0,01 0,15 0,01 0,23 17:27:05 118,36 0 0,16 0,01 0,28 17:21:25 107,88 -0,01 0,15 0,01 0,24 17:27:10 118,26 0 0,16 0,02 0,28 17:21:30 107,82 -0,01 0,15 0,02 0,23 17:27:15 118,26 0 0,16 0,01 0,28 17:21:35 107,82 -0,01 0,15 0,01 0,23 17:27:20 118,13 0 0,16 0,01 0,28 17:21:40 107,98 -0,01 0,15 0,01 0,24 17:27:25 118,1 0 0,16 0,02 0,28 17:21:45 107,82 -0,01 0,15 0,02 0,23 17:27:30 118,04 0 0,16 0,01 0,28 17:21:50 107,75 -0,01 0,15 0,01 0,23 17:27:35 118 0 0,16 0,02 0,28 17:21:55 107,72 -0,01 0,15 0,02 0,23 17:27:40 117,97 0 0,16 0,01 0,28 17:22:00 107,62 -0,01 0,15 0,01 0,23 17:27:45 117,91 0 0,16 0,01 0,28 17:22:05 107,59 -0,01 0,15 0,02 0,23 17:27:50 117,88 0 0,16 0,02 0,28 17:22:10 107,52 -0,01 0,14 0,02 0,23 17:27:55 117,78 0 0,16 0,01 0,28 17:22:15 107,43 -0,01 0,15 0,01 0,24 17:28:00 117,71 0 0,16 0,02 0,28 17:22:20 107,39 -0,01 0,14 0,01 0,23 17:28:05 117,71 0 0,16 0,01 0,28 17:22:25 107,36 -0,01 0,15 0,01 0,23 17:28:10 117,71 0 0,16 0,01 0,28 17:22:30 107,52 -0,01 0,14 0,02 0,24 17:28:15 117,58 0 0,16 0,01 0,28 17:22:35 107,36 -0,01 0,15 0,01 0,24 17:28:20 117,58 0 0,16 0,02 0,27 17:22:40 107,33 -0,01 0,14 0,01 0,24 17:28:25 117,55 0 0,16 0,02 0,27 17:22:45 107,26 -0,01 0,15 0,01 0,23 17:28:30 117,52 0 0,16 0,02 0,28 17:22:50 107,26 0 0,15 0,01 0,23 17:28:35 117,52 0 0,16 0,01 0,28 17:22:55 108,95 0 0,14 0,01 0,24 17:28:40 117,42 0 0,16 0,02 0,28 17:23:00 110,93 -0,01 0,14 0,01 0,24 17:28:45 117,42 0 0,16 0,02 0,28 17:23:05 111,81 -0,01 0,14 0,01 0,24 17:28:50 117,39 0 0,16 0,02 0,28 17:23:10 113,1 -0,01 0,15 0,01 0,24 17:28:55 117,32 0 0,16 0,02 0,28 17:23:15 114,08 -0,01 0,15 0,02 0,25 17:29:00 117,32 0 0,16 0,02 0,28 17:23:20 114,6 -0,01 0,15 0,01 0,25 17:29:05 117,32 0 0,16 0,02 0,28 17:23:25 115,67 -0,01 0,15 0,01 0,25 17:29:10 117,29 0 0,16 0,02 0,28 17:23:30 114,89 -0,01 0,15 0,01 0,26 17:29:15 117,26 0 0,16 0,02 0,28 17:23:35 114,63 -0,01 0,15 0,01 0,26 17:29:20 117,26 0 0,16 0,02 0,28 17:23:40 114,4 -0,01 0,15 0,02 0,26 17:29:25 117,19 0 0,16 0,02 0,28 17:23:45 114,24 -0,01 0,15 0,02 0,26 17:29:30 116,9 0 0,16 0,02 0,28 17:23:50 114,11 -0,01 0,15 0,01 0,25 17:29:35 118 0 0,16 0,01 0,28 17:23:55 113,98 0 0,15 0,02 0,25 17:29:40 117,97 0 0,16 0,02 0,28 17:24:00 113,85 0 0,15 0,01 0,26 17:29:45 118,33 0 0,16 0,02 0,28 17:24:05 113,79 0 0,15 0,01 0,26 17:29:50 118,17 0 0,16 0,02 0,28 17:24:10 113,72 0 0,15 0,02 0,25 17:29:55 118,17 0 0,16 0,02 0,28 17:24:15 113,59 0 0,15 0,01 0,25 17:30:00 118,1 0 0,16 0,02 0,28 17:24:20 113,53 0 0,15 0,01 0,25 17:30:05 118,1 0 0,16 0,02 0,28 17:24:25 113,46 0 0,15 0,01 0,26 17:30:10 118,07 0 0,16 0,02 0,28 17:24:30 113,4 0 0,15 0,01 0,26 17:30:15 117,97 0 0,16 0,02 0,28 17:24:35 113,4 0 0,15 0,01 0,26 17:30:20 67,32 0,02 0,14 0,02 0,21 17:24:40 113,33 0 0,15 0,02 0,26 17:30:25 0,01 0,04 -0,06 0,01 0,02 17:24:45 113,27 0 0,15 0,02 0,26 17:30:30 0,02 0,05 -0,08 0,01 0,02 17:24:50 113,23 0 0,15 0,01 0,25 17:24:55 113,14 0 0,15 0,02 0,25 17:25:00 113,07 0 0,15 0,01 0,26 17:25:05 112,98 0 0,15 0,01 0,25 17:25:10 113,01 0 0,15 0,02 0,26 17:25:15 112,94 0 0,15 0,02 0,25 17:25:20 112,88 0 0,15 0,01 0,25 17:25:25 112,88 0 0,15 0,02 0,26 17:25:30 112,78 0 0,15 0,01 0,26

Bijlage D

Geoptimaliseerde verbindingsstukken D.1

Geoptimaliseerde verbindingsstukken

174

VERBINDINGSSTUK VAN HET WINDVERBAND

HOEKSTUK

KOLOMVOET

VERBINDINGSSTUK VAN DE HORIZONTALE TREKSTAAF

NOKSTUK

U-STUK VOOR WINDVERBAND

Bijlage E

Functionaliteit van de tabbladen in Excel-rekenblad E.1

Algemene geometrie (General info and geometry)

In het tabblad ’Algemene geometrie’ (General info and geometry) moet eerst de globale geometrie ingevuld worden, namelijk: • L, de spanwijdte • H, de hoogte van de kolom • Ht , de hoogte waarop de trekstaaf aangebracht wordt • α, de dakhelling • d, de diepte en • ss , de afstand tussen de spanten Het aantal spanten wordt hieruit automatisch berekend. Vervolgens moeten de profielen van de verschillende structuurelementen opgegeven worden. Eerst wordt er ingegeven of een Zed- dan wel een Sigma-profiel gebruikt wordt. Daarna worden ook de hoogte en de dikte van het profiel ingegeven. Deze drie gegevens worden samengevoegd en vormen de naam van het profiel. In Excel wordt voor elk onderdeel apart een verwijzing gemaakt. Over het hele rekenblad wordt automatisch naar dit profiel verwezen, zodat dit maar één keer ingegeven moet worden. Dit wordt gedaan voor de kolommen en de liggers, waarbij automatisch naar een dubbel profiel verwezen wordt. Ook voor de trekstaaf wordt het profiel berekend. Voor de wanden dakgordingen en de extra kolommen in de kopgevel moet bijkomend hun aantal ingevoerd worden. De windverbanden zijn niet opgebouwd uit Zed- of Sigma-profielen maar wel uit Rails. Voor de windverbanden moet hun typenummer en hun aantal worden ingegeven. Daarna geeft de gebruiker van het rekenblad de karakteristieke waarden van de belastingen in als krachten per eenheidsoppervlakte waarop ze aangrijpen. Deze karakteristieke waarden worden door de ontwerparchitect of de opdrachtgever opgegeven. Er wordt een onderscheid gemaakt tussen de permanente en de veranderlijke belastingen. De permanente belasting bestaat uit de verdeelde belasting vanwege het eigengewicht van de isolatiepanelen van de wanden en het dak. Later zullen ook het eigengewicht van de kolommen, de liggers en de daken wandgordingen ingerekend worden. Aangezien deze waarden berekend kunnen worden uit de gebruikte profielen, worden deze niet gevraagd in deze input-file. De veranderlijke belasting bevat de onderhoudsbelasting q, de sneeuwbelasting s en de windbelasting w. De karakteristieke waarde van de sneeuwbelasting is voorgeschreven in Eurocode 181

BIJLAGE E. FUNCTIONALITEIT VAN DE TABBLADEN IN EXCEL-REKENBLAD

182

1 Deel 2-3 [9]. De karakteristieke waarde van de onderhoudsbelasting is vastgelegd in Eurocode 1 Deel 2-1 [8] waarbij de belasting op een dak wordt beschouwd dat enkel toegankelijk is voor onderhoud. De windbelasting wordt verder apart uitgewerkt. Twee belastingsgevallen van de windbelasting worden beschouwd, namelijk de windbelasting op de zijgevel w1,s en op de kopgevel w2,f . Voor elk van de belastingsgevallen wordt de windbelasting op de wanden en op het dak beschouwd. De figuren E.1 en E.2 geven een overzicht van de krachten die vanwege de windbelasting op de wanden en het dak aangrijpen. De totale windbelasting w kan geschreven worden als volgt: w = we − wi

(E.1)

met we de windbelasting op de externe oppervlakken (vergelijking (5.1) Eurocode 1 Deel 2-4 [10]): we = qref · ce (ze ) · cpe

(E.2)

en wi de windbelasting op de interne oppervlakken (vergelijking (5.2) Eurocode 1 Deel 2-4 [10]): wi = qref · ce (zi ) · cpi

(E.3)

ce (z) is een factor die functie is van de terreincategorie en van de hoogte. qref is de referentie winddruk en wordt gegeven door de volgende formule (vergelijking (7.1) Eurocode 1 Deel 2-4 [10]): qref =

ρ 2 1, 25 2 · vref = · qref 2 2

(E.4)

met ρ de luchtdichtheid met een waarde 1, 25 kg/m3 en vref de referentiewaarde van de windsnelheid die gelijk is aan 26, 2 m/s.

Figuur E.1: Windbelasting w1,s op de zijgevel

De interne en externe drukcoëfficiënten zijn eveneens gevraagd. Voor de interne drukcoëfficiënt moeten enkel de minimale en maximale waarde opgegeven worden. Volgens Eurocode 1 [10] zijn deze minimale en maximale waarde gelijk aan cpi,min =-0,5 en cpi,max =0,8. De waarden van de externe drukcoëfficiënt


183

Figuur E.2: Windbelasting w2,f op de kopgevel

cpe moeten voor de vier wanden en voor de beide dakhelften ingevuld worden. In figuren E.1 en E.2 verwijzen de indices A, B, C, D en E naar de wandvlakken en de indices F, G, H, I en J naar de dakvlakken, overeenkomstig Eurocode 1 [10]. Voor de wanden is cpe afhankelijk van de verhouding van de spanwijdte tot de hoogte. Voor de verschillende wanden kan de waarde van cpe afgelezen worden in tabel 10.2.1 van Eurocode 1 [10]. Per gevel wordt slechts één waarde van cpe gebruikt, namelijk de waarde van het middelste deel van de wand. Dit is een vereenvoudiging ten opzichte van de normvoorschriften. De randeffecten moeten namelijk niet ingerekend worden op een gemiddelde spant aangezien ter hoogte van de hoeken toch steeds een bijkomende stijfheid aanwezig is van de wandpanelen. Een extra marge is dus aanwezig, wat ook blijkt uit de experimenten van de loods met panelen. Voor de beide dakhelften is cpe afhankelijk van de dakhelling en van de zijde van het gebouw waarop de wind aangrijpt. De waarde van cpe kan afgelezen worden uit tabel 10.2.4 in Eurocode 1 [10]. Hier kan eveneens opgemerkt worden dat slechts één waarde van cpe , namelijk de waarde van het middelste deel van het dakvlak, gebruikt wordt voor de volledige dakhelft. Deze vereenvoudiging mag doorgevoerd worden voor dezelfde reden als aangegeven bij de wanden. Ten slotte worden de kip- en de kniklengtes, zowel omheen de sterke als de zwakke as, berekend uit de ingevulde waarden van de geometrie van de structuur. Deze kip- en kniklengtes worden berekend voor de kolom, de ligger, de wanden de dakgordingen. Om deze lengtes te berekenen, moet eerst bepaald worden of de structuur geschoord dan wel ongeschoord en zijdelings gesteund of ongesteund is. De structuur kan als geschoord beschouwd worden wegens de aanwezigheid van de windverbanden. Of de structuur al dan niet zijdelings gesteund is, wordt berekend met behulp van de volgende formule (vergelijking (5.6) Eurocode 3 [13]): P δ V · P ≤ 0, 1 (E.5) h H Wanneer aan deze vergelijking voldaan is, kan de structuur als zijdelings gesteund geclassificeerd


184

worden. Voor de kolommen moet dus als kniklengte omheen de sterke as Lk 0, 7 l genomen worden. De kiplengte van de kolommen bedraagt de tussenafstand van de wandgordingen. De kniklengte van de ligger omheen de sterke as is gelijk aan de lengte van de ligger tussen het nokstuk en de aansluiting van de trekstaaf op de dakligger. De kiplengte is gelijk aan de tussenafstand van de dakgordingen. Voor de wanden dakgordingen zijn zowel de kniklengte omheen de sterke as als de kiplengte gelijk aan de systeemlengte van de gording aangezien deze scharnierend verbonden is met de kolom of de ligger. Voor de kolommen, de liggers en de wanden dakgordingen kan geen knik optreden volgens de buigzwakke as aangezien ze zijdelings gesteund zijn door de beplating. De kniklengte volgens de buigzwakke as is dus niet van toepassing.

E.2

Belastingsgevallen en belastingscombinaties (Load cases and load combinations)

In een tweede tabblad ’Belastingsgevallen en belastingscombinaties’ (Load cases and load combinations) worden eerst de verschillende belastingsgevallen besproken. Vervolgens worden de verschillende combinaties in uiterste grenstoestand en in gebruiksgrenstoestand samengesteld. Een spant wordt daarna opgedeeld in elementen. Voor elk element wordt dan de belasting bepaald. Deze belastingen zullen later gebruikt worden als input voor de eindige elementen-berekening. De verschillende belastingen die in het eerste tabblad ingegeven zijn, worden hier omgezet in een kracht per eenheidslengte van het spant. Voor de onderhouds-, de sneeuw- en de windbelasting gebeurt deze omzetting door de kracht per eenheidsoppervlakte te vermenigvuldigen met de afstand tussen de spanten. De permanente belasting wordt apart bekeken voor de kolommen en de liggers. Voor een kolom wordt de permanente belasting gegeven door de volgende formule: nowa · ss gk0 ,c = gk,washeeting · ss + gk,column + gk,wapurlin · · 1, 2 (E.6) H De eerste term brengt het eigengewicht van de wandpanelen in rekening, dat reeds in de vorige paragraaf berekend is. De tweede term is het eigengewicht van de kolom zelf. De derde term houdt rekening met het eigengewicht van de wandgordingen, waarbij nowa het aantal wandgordingen is. De som van de laatste twee termen wordt dan nog vermenigvuldigd met een factor 1,20. Er wordt dus 20% extra bijgeteld om alle verbindingen in rekening te brengen. In Eurocode 3 [13] wordt klassiek voorgesteld om 10% extra te rekenen voor het in het rekening brengen van de verbindingen. Deze grotere waarde van 20% is echter verkregen door voor een standaardstructuur het gewicht van de verbindingen te vergelijken met het totale gewicht van de structuur. Deze verhouding is groot aangezien de profielen zelf dunwandig en dus licht zijn. De permanente belasting van een ligger wordt op een analoge manier berekend: norf · ss gk0 ,b = gk,rfsheeting · ss + gk,beam + gk,rf p urlin · · 1, 2 L/ cos(α)

(E.7)

Het eigengewicht van de dakpanelen, van de ligger zelf en van de dakgordingen wordt in rekening gebracht. Ook hier wordt de som van de laatste twee termen vermenigvuldigd met een factor 1,20 om de verbindingen in rekening te brengen. Om tot de rekenwaarden van de belastingen te komen, moeten de partiële veiligheidsfactoren gekend zijn. Voor een bepaalde belastingscombinatie worden de verschillende belastingen dan via de juiste


185

partiële veiligheidsfactoren en combinatiefactoren samengesteld. De belastingscombinatie wordt gegeven door de volgende vergelijking volgens EN 1990:2002 [7]:   X X γG,j · Gk,j + γq,1 · Qk,1 + γq,i · ψ0,i · Qk,i  Ed = E  (E.8) i>1

j≥1

Tabel E.1 geeft een verklaring voor de symbolen die gebruikt worden in vergelijking E.8. De waarden zelf voor de partiële veiligheidsfactoren en de combinatiefactoren worden in tabel E.2 voorgesteld, zowel voor uiterste als voor gebruiksgrenstoestand. Tijdelijke of blijvende ontwerpsituaties Vergelijking E.8

Permanente belastingen

Ongunstig γGj,sup · Gkj,sup

Overheersende veranderlijke belasting

Begeleidende veranderlijke belastingen

γq,1 · Qk,1

γq,i · ψ0,i · Qk,i

Gunstig γGj,inf · Gkj,inf

Tabel E.1: Verklaring van de symbolen bij vergelijking E.8

UGT γG γq γw γs

sup 1,35 1,5 1,5 1,5

inf 1 0 0 0

ψ0

ψ1

ψ2

0 0,6 0,5

0 0,2 0,2

0 0 0

GGT γG γq γw γs

sup 1 1 1 1

inf 1 0 0 0

ψ0

ψ1

ψ2

0 0,6 0,5

0 0,2 0,2

0 0 0

Tabel E.2: Partiële veiligheidsfactoren en combinatiefactoren voor de uiterste respectievelijk de gebruiksgrenstoestand

De karakteristieke waarden van alle permanente belastingen afkomstig van eenzelfde bron worden vermenigvuldigd met γG,sup wanneer het totale resulterende belastingseffect ongunstig is en met γG,inf wanneer het totale resulterende belastingseffect gunstig is. De waarden van de partiële veiligheidsfactoren voor de uiterste en de gebruiksgrenstoestand worden gegeven in tabel E.2 volgens tabel A1.2(B) respectievelijk tabel A1.4 in EN 1990:2002 [7]. De partiële veiligheidsfactoren voor de veranderlijke belastingen zijn binnen uiterste grenstoestand en binnen gebruiksgrenstoestand dezelfde, zoals te zien is in tabel E.2. Voor de begeleidende veranderlijke belastingen echter wordt de rekenwaarde berekend door ook nog een ψ-factor in rekening te brengen. De aanbevolen waarden voor ψ-factoren of combinatiefactoren, voor gebouwen, worden eveneens gegeven in tabel E.2 naar Tabel A1.1 in EN 1990:2002 [7]. Voor de opgelegde belastingen op gebouwen wordt gerekend met ψ0 =0 uit de ’Categorie H: Daken’. Voor de windbelasting is ψ0 =0,6. Voor de sneeuwbelasting, gerekend voor plaatsen gelegen op een hoogte H die kleiner is dan 1000 m boven de zeespiegel, is ψ0 =0,50. De belastingen worden nu in verschillende combinaties samengesteld met behulp van de juiste combinatiefactoren. Op deze manier worden de belastingscombinaties verkregen zowel voor de uiterste grenstoestand als voor de gebruiksgrenstoestand. Voor de windbelasting worden twee verschillende belastingen beschouwd, namelijk de windbelasting op de zijgevel w1,s én op de kopgevel w2,f , zoals beschreven staat in het eerste tabblad.


186

In uiterste grenstoestand (Ultimate Limit State of ULS) worden vijf belastingscombinaties, ULS-LC1 tot en met ULS-LC5, beschouwd. Dit zijn niet alle mogelijke belastingscombinaties maar wel de combinaties die aanleiding geven tot de meest negatieve snedekrachten. Binnen het rekenblad in Excel wordt namelijk getracht tot een ontwerp te komen met een minimum aan combinaties. Uit een validatie met Powerframe blijkt dat de beschouwde combinaties inderdaad de meest negatieve zijn. Tabel E.3 geeft deze belastingscombinaties schematisch weer en duidt aan welke de bedoelde belastingscombinatie en de overheersende veranderlijke belasting of hoofdbelasting zijn. Voor elke belastingscombinatie wordt dan in tabel E.4 aangegeven welke belastingen een gunstig dan wel ongunstig effect hebben en welke combinatiefactoren erop toegepast moeten worden. Belastingscombinaties ULS-LC1 en ULS-LC2 hebben dezelfde bedoelde belasting en hoofdbelasting. Het enige verschil is dat in ULS-LC2 het effect van de windbelasting op de zijgevel ongunstig is, terwijl dit gunstig is voor ULS-LC1. Belastingscombinatie ULS-LC1 ULS-LC2 ULS-LC3 ULS-LC4 ULS-LC5

Bedoelde belastingscombinatie Maximale verticale belasting Maximale verticale belasting Minimale verticale en maximale zijdelingse belasting Maximale verticale en maximale zijdelingse belasting Minimale verticale belasting

Hoofdbelasting q q w1,s w1,s w2,f

Tabel E.3: Belastingscombinaties in uiterste grenstoestand

Belastingscombinatie ULS-LC1 ULS-LC2 ULS-LC3 ULS-LC4 ULS-LC5

G γG,sup γG,sup γG,inf γG,sup γG,inf

q γq,sup γq,sup γq,inf · ψ0 γq,sup · ψ0 γq,inf · ψ0

w1,s γw1,s ,inf · ψ0 γw1,s ,sup · ψ0 γw1,s ,sup γw1,s ,sup γw1,s ,inf · ψ0

w2,f γw2,f ,inf · ψ0 γw2,f ,inf · ψ0 γw2,f ,inf · ψ0 γw2,f ,inf · ψ0 γw2,f ,sup

s γs,sup γs,sup γs,inf γs,sup γs,inf

· ψ0 · ψ0 · ψ0 · ψ0 · ψ0

Tabel E.4: Samenstelling van elke belastingscombinatie in uiterste grenstoestand

De gebruiksgrenstoestand (Serviceability Limit State of SLS) telt vier verschillende belastingscombinaties, SLS-LC1 tot en met SLS-LC4. Deze combinaties zijn ook weer niet alle mogelijke combinaties maar wel de meest negatieve. Validatie met Powerframe wijst ook hier uit dat dit de meest negatieve belastingscombinaties zijn. Deze worden op een analoge manier uitgewerkt als beschreven staat voor de uiterste grenstoestand. De vier belastingscombinaties worden in tabel E.5 schematisch weergegeven. Daarnaast geeft de tabel ook aan wat de bedoelde belastingscombinatie is en welke de hoofdbelasting is. Voor elke belastingscombinatie wordt dan in tabel E.6 aangegeven welke belastingen een gunstig dan wel ongunstig effect hebben en welke combinatiefactoren erop toegepast moeten worden. Opnieuw kan opgemerkt worden dat het enige verschil tussen de belastingscombinaties SLS-LC1 en SLS-LC2 is dat de windbelasting op de zijgevel in het tweede geval een ongunstig effect heeft. Het tweedimensionale raamwerk is opgebouwd uit zeven onderdelen of staafelementen. In oplopende volgorde worden de volgende staafelementen onderscheiden: de linkerkolom (1), het onderste deel van de linkerligger (2), het bovenste deel van de linkerligger (3), het bovenste deel van de rechterligger (4), het onderste deel van de rechterligger (5), de rechterkolom (6) en de trekstaaf (7). Deze verdeling van een spant in verschillende staafelementen wordt voorgesteld in figuur E.3. In elk element worden de krachten uitgedrukt in een lokaal (x,y)-assenstelsel. De x-as verloopt steeds

BIJLAGE E. FUNCTIONALITEIT VAN DE TABBLADEN IN EXCEL-REKENBLAD Belastingscombinatie SLS-LC1 SLS-LC2 SLS-LC3

SLS-LC4

Bedoelde belastingscombinatie Maximale verticale belasting - Maximale doorbuiging middenspant Maximale verticale belasting - Maximale doorbuiging middenspant Minimale verticale en maximale zijdelingse belasting - Maximale zijdelingse doorbuiging en maximale doorbuiging middenspant Maximale frontale belasting - Maximale zijdelingse doorbuiging

187

Hoofdbelasting q q w1,s

w2,f

Tabel E.5: Belastingscombinaties in gebruiksgrenstoestand

Belastingscombinatie SLS-LC1 SLS-LC2 SLS-LC3 SLS-LC4

G γG,sup γG,sup γG,sup γG,sup

q γq,sup γq,sup γq,inf · ψ0 γq,sup · ψ0

w1,s γw1,s ,inf · ψ0 γw1,s ,sup · ψ0 γw1,s ,sup γw1,s ,inf · ψ0

w2,f γw2,f ,inf · ψ0 γw2,f ,inf · ψ0 γw2,f ,inf · ψ0 γw2,f ,sup

s γs,sup γs,sup γs,sup γs,sup

· ψ0 · ψ0 · ψ0 · ψ0

Tabel E.6: Samenstelling van elke belastingscombinatie in gebruiksgrenstoestand

Figuur E.3: Verdeling van een spant in de verschillende staafelementen

volgens de langsrichting van het element. De y-as staat daar loodrecht op. Voor elk element worden nu de verschillende belastingen bekeken die erop aangrijpen. De belastingen worden dus omgezet naar equivalente lijnlasten op de staafelementen. Deze belastingen worden telkens ontbonden in een x-component qx volgens de as van het element en in een y-component qy loodrecht op de as van het element. Eerst worden, voor elke belasting apart, de x- en y-component van de kracht opgesteld die werken op de zeven verschillende elementen van het spant. Dit gebeurt volgens de tekenconventie die eveneens is aangegeven in figuur E.3. Een voorbeeld wordt uitgewerkt voor het eigengewicht G. Wanneer het eigengewicht in het globale


188

assenstelsel bekeken wordt, zorgen de kolommen, de liggers en de daken wandgordingen voor verticaal naar beneden gerichte krachten. Deze kracht moet nu voor elk element apart ontbonden worden in een x- en een y-component.

Figuur E.4: Ontbinding van de belasting in x- en y-component

Element 1 is de linkse kolom met beginknoop 1 en eindknoop 2. Het lokale assenstelsel van dit element bestaat uit een x-as die verticaal naar boven gericht staat (volgens de as van het element) en een y-as die horizontaal naar links gericht is (loodrecht op de x-as), zoals weergegeven in figuur E.3. Aangezien het eigengewicht in het globale assenstelsel verticaal naar beneden werkt, is de y-component qy in dit element steeds gelijk aan nul. De x-component qx is gelijk aan de permanente belasting op een kolom, zoals bepaald in deze paragraaf. De waarde van de permanente belasting moet nog vermenigvuldigd worden met de juiste partiële veiligheidsfactor. Deze factor is afhankelijk van de belastingscombinatie die beschouwd wordt. Aangezien de lokale x-as verticaal naar boven gericht is en de kracht verticaal naar beneden, moet het teken nog omgewisseld worden. Elementen 2 en 3 zijn respectievelijk het onderste en het bovenste deel van de linkerligger. Deze elementen staan onder een hoek die gelijk is aan de dakhelling α die in het eerste tabblad ’Algemene geometrie’ is ingegeven. Het lokaal assenstelsel is opnieuw aangegeven in figuur E.3. Aangezien de x-as volgens de as van het element gelegen is, ligt deze ook onder de hoek α. De y-as staat daar loodrecht op. In het globale assenstelsel staat het eigengewicht verticaal naar beneden gericht. Deze kracht moet nu ontbonden worden in de x- en y-component, zoals voorgesteld wordt in figuur E.4. De permanente belasting van de ligger werd reeds in deze paragraaf bepaald. De x-component bestaat dus uit vermenigvuldigd met sin(α). De y-component is dan gelijk aan de waarde van de permanente belasting vermenigvuldigd met cos(α). Voor zowel de x- als de y-component moet nog van teken verwisselen. Vervolgens wordt in beide gevallen de verkregen term vermenigvuldigd met de gepaste partiële veiligheidsfactor. De waarde van deze factor is afhankelijk van de beschouwde belastingscombinatie. Voor de andere belastingen, zoals bijvoorbeeld de sneeuwbelasting s, moeten de termen voor qx en qy ook nog vermenigvuldigd worden met de juiste combinatiefactoren. De waarden van deze factoren zijn eveneens afhankelijk van de belastingscombinatie die beschouwd wordt. De onderhoudsbelasting q en de sneeuwbelasting s werken enkel op de elementen 2, 3, 4 en 5. Dit zijn de liggers. Zij worden op een analoge wijze afgeleid als beschreven voor het eigengewicht G. De windbelastingen op de zijgevel


189

w1,s en op de kopgevel w2,f grijpen steeds loodrecht op de elementen aan. De krachten zijn dus steeds gericht volgens de richting van de lokale y-as van het element, maar ze hebben wel een tegengestelde zin. Dit betekent dat voor deze twee belastingen voor elk element qx steeds gelijk is aan nul. De y-component qy is dan gelijk aan de windbelasting, die wordt vermenigvuldigd met de gepaste partiële veiligheidsfactoren en combinatiefactoren. Vanwege de tegengestelde zin van de kracht ten opzichte van de lokale y-as, moet het teken omgewisseld worden. De totale windbelasting wordt verkregen door de windbelasting op de interne oppervlakken af te trekken van de windbelasting op de externe oppervlakken, zoals aangegeven in vergelijking(E.1). De windbelastingen w1,s en w2,f zorgen ook voor krachten op de voorste en achterste gevel, zoals te zien is in de figuren E.1 en E.2. De kracht wordt gegeven door vergelijking (E.2). Voor elk belastingsgeval worden de krachten vanwege de twee windbelastingen op deze gevels, op deze manier berekend. Afhankelijk van de belastingscombinatie wordt nog vermenigvuldigd met de juiste partiële veiligheids- en combinatiefactoren. Deze kracht is dus nog steeds een verdeelde kracht over de gehele oppervlakte van de kopgevel. Voor elk element zijn de aangrijpende krachten vanwege de verschillende belastingen nu bepaald. De volgende stap is dat voor elke belastingscombinatie, zowel voor de uiterste als voor de gebruiksgrenstoestand, de belastingen die aangrijpen op elk element, worden opgeteld. Hierbij worden de verschillende belastingen op de juiste wijze in rekening gebracht door gebruik te maken van de combinatiefactoren. Vervolgens wordt de belasting op de wandgordingen bepaald. Een wandgording kan beschouwd worden als een balk op twee steunpunten, die belast wordt door de windbelasting en het eigengewicht. In het geval van drie wandgordingen in de wand is de middelste gording het zwaarst belast door de wind. Deze windbelasting per eenheidslengte wordt gegeven door de volgende formule volgens het principe van de belasting op het middelste steunpunt van een balk op drie steunpunten: 10 · γw · wk · (cpe − cpi,min ) · lw (E.9) 8 waarin lw de afstand is tussen twee opeenvolgende wandgordingen. De verdeelde belasting vanwege het eigengewicht bedraagt: qw =

qG = γG · ggording

(E.10)

Voor elke belastingscombinatie, zowel in uiterste als in gebruiksgrenstoestand, worden deze belastingen bepaald, rekening houdend met de partiële veiligheids- en combinatiefactoren. In uiterste grenstoestand worden drie belastingscombinaties ULS-LC1 tot en met ULS-LC3 beschouwd, zoals aangegeven in tabel E.7. Tabel E.8 geeft voor elke belastingscombinatie aan of de belastingen een gunstig dan wel ongunstig effect hebben. Belastingscombinatie ULS-LC1 ULS-LC2 ULS-LC3

Bedoelde belastingscombinatie Minimale verticale en maximale zijdelingse belasting Maximale verticale en maximale zijdelingse belasting Minimale verticale belasting

Hoofdbelasting w1,s w1,s w2,f

Tabel E.7: Belastingscombinaties in uiterste grenstoestand voor wandgordingen

In gebruiksgrenstoestand worden twee belastingscombinaties SLS-LC1 en SLS-LC2 beschouwd, zoals aangegeven in tabel E.9. Tabel E.10 geeft aan of een belasting een gunstig of ongunstig effect heeft voor de verschillende belastingscombinaties.

BIJLAGE E. FUNCTIONALITEIT VAN DE TABBLADEN IN EXCEL-REKENBLAD Belastingscombinatie ULS-LC1 ULS-LC2 ULS-LC3

G γG,inf γG,sup γG,inf

w1,s γw1,s ,sup γw1,s ,sup γw1,s ,inf · ψ0

190

w2,f γw2,f ,inf · ψ0 γw2,f ,inf · ψ0 γw2,f ,sup

Tabel E.8: Samenstelling van elke belastingscombinatie in uiterste grenstoestand voor wandgordingen

Belastingscombinatie SLS-LC1

SLS-LC2

Bedoelde belastingscombinatie Minimale verticale en maximale zijdelingse belasting - Maximale zijdelingse doorbuiging en maximale doorbuiging middenspant Maximale frontale belasting - Maximale zijdelingse doorbuiging

Hoofdbelasting w1,s

w2,f

Tabel E.9: Belastingscombinaties voor gebruiksgrenstoestand in wandgordingen

Belastingscombinatie SLS-LC1 SLS-LC2

G γG,sup γG,sup

w1,s γw1,s ,sup γw1,s ,inf · ψ0

w2,f γw2,f ,inf · ψ0 γw2,f ,sup

Tabel E.10: Samenstelling van elke belastingscombinatie in gebruiksgrenstoestand voor wandgordingen

Ten slotte worden voor alle belastingscombinaties de belastingen op de dakgordingen berekend. De beschouwde belastingscombinaties in uiterste en gebruiksgrenstoestand zijn dezelfde als voor de kolommen en de liggers. De belastingscombinaties en het effect van de verschillende belastingen worden weergegeven in tabellen E.3 en E.4 voor uiterste grenstoestand en in tabellen E.5 en E.6 voor gebruiksgrenstoestand. Een dakgording kan eveneens als een balk op twee steunpunten beschouwd worden. Bij deze gordingen moet de invloed van het eigengewicht, de wind-, sneeuw- en onderhoudsbelasting ingerekend worden. De belastingen op deze dakgordingen worden berekend op een analoge wijze als beschreven staat voor de wandgordingen. Bij de windbelasting wordt echter de factor 10 8 weggelaten aangezien deze enkel geldig is voor het specifieke geval van drie gordingen. In plaats daarvan wordt een factor 1 gebruikt die een goede benadering vormt voor het geval van een ligger op een groot aantal steunpunten.

E.3

Algemeen overzicht van de uit te voeren controles

In deze paragraaf wordt een overzicht gegeven van de controles die volgens Eurocode 3 [13] op de elementen uitgevoerd moeten worden. Er moet getoetst worden dat geen maatgevende grenstoestand overschreden worden. Een onderscheid wordt gemaakt tussen uiterste en gebruiksgrenstoestand. In uiterste grenstoestand dienen raamwerken getoetst te worden op (paragraaf 5.1.2 Eurocode 3 [13]): • weerstand van de doorsnede volgens paragraaf 5.4 van Eurocode 3 [13] Deze controle wordt voor de verschillende onderdelen van het raamwerk uitgevoerd in bijlage E.4. • weerstand van staven volgens paragraaf 5.5 van Eurocode 3 [13] Deze controle wordt beschreven in bijlage E.5.


191

• weerstand van verbindingen volgens hoofdstuk 6 van Eurocode 3 [13] Bijlage E.6 beschrijft de controles die volgens de norm uitgevoerd moeten worden. • algemene stabiliteit volgens paragraaf 5.2.6 van Eurocode 3 [13] In bijlage E.1 wordt bepaald of het raamwerk zijdelings gesteund of ongesteund is. Enkel voor zijdelings ongesteunde raamwerken moet deze controle uitgevoerd worden. Aangezien dit raamwerk zijdelings gesteund moet de raamwerkstabiliteit dus niet getoetst worden. • statisch evenwicht volgens paragraaf 2.3.2.4 van Eurocode 3 [13] Bij het opstellen van de belastingscombinaties in bijlage E.2 worden de belastingen reeds op de juiste manier in rekening gebracht in de verschillende combinaties. In gebruiksgrenstoestand dient getoetst te worden dat (vergelijking (2.13) paragraaf 2.3.4 Eurocode 3 [13]): Ed ≤ Cd

(E.11)

waarin Ed de rekenwaarde van het effect van de belastingen is en Cd de nominale waarde of een functie van bepaalde ontwerpeigenschappen van materialen is, die verband houdt met de rekenwaarden van de beschouwde belastingen. Voor het raamwerk wordt dus gecontroleerd of de doorbuigingen de grenswaarden niet overschrijden. Deze controle wordt uitgevoerd in bijlage E.7.

E.4

Weerstand van de dwarsdoorsnede van een spant (Cross-section resistance of the main frame)

De weerstand van de dwarsdoorsnede van een spant wordt besproken volgens paragraaf 5.4 in Eurocode 3 [13]. Eerst worden de kolommen en de liggers bekeken, dit wil zeggen de elementen 1 tot en met 6. De geometrische eigenschappen van de dwarsdoorsnede worden opgesteld. Automatisch wordt het type profiel dat gebruikt wordt voor de kolommen en de liggers opgezocht aan de hand van de gegevens die in het eerste tabblad ’Algemene geometrie’ zijn ingegeven. Dit type profiel wordt in de materiaalbibliotheek opgezocht en de overeenkomstige eigenschappen worden weergegeven. Deze eigenschappen zijn de oppervlakte A, het elastische traagheidsmoment rondom de y- en de z-as Iel,y en Iel,z en het elastische weerstandsmoment rondom de y- en de z-as Wel,y en Wel,z . Aangezien de profielen tot klasse 4 behoren, zijn ook de effectieve eigenschappen van belang. Daarom worden ook deze eigenschappen opgezocht. Deze eigenschappen zijn de effectieve oppervlakte Ac,ef f , het effectieve traagheidsmoment rondom de y- en de z-as Ief f,y en Ief f,z en het effectieve weerstandsmoment rondom de y- en de z-as Wef f,y en Wef f,z . Daarnaast worden ook de werkzame afschuifoppervlakte Avz en het torsiemoment TM W weergegeven. Afhankelijk van het type profiel wordt ook de klasse van de staalsterkte opgevraagd. De gebruikte profielen behoren tot staalsoort S280 of S350. De vloeigrens fy wordt weergegeven door het getal achter 0 S 0 en kan dus 280 N/mm2 of 350 N/mm2 bedragen. De bezwijkspanning fu neemt dan respectievelijk de waarde 350 N/mm2 en 410 N/mm2 aan. Vervolgens worden voor de verschillende elementen twee controles uitgevoerd. Elk element wordt in tien gelijke delen opgesplitst. De weerstandscontrole wordt uitgevoerd voor de elf sneden (beginen eindpunt en negen tussenliggende punten) waarin de snedekrachten bepaald zijn in de eindige


192

elementen-analyse. Deze manier van werken is analoog aan de werkwijze in CALM [6] of in Powerframe (zie paragraaf 3.2). In een eerste controle wordt de dwarskracht bekeken. Het is dus een controle op afschuiving. Er wordt nagegaan of voldaan is aan de volgende vergelijking (vergelijking (5.20) paragraaf 5.4.6 in Eurocode 3 [13]): VSd ≤1 Vpl,Rd

(E.12)

De tweede controle bestaat uit een controle van de normaalkracht en het buigmoment volgens vergelijking (5.40) paragraaf 5.4.8.3 in Eurocode 3 [13]. Aan de volgende vergelijking moet voldaan zijn: My,Sd + NSd · eN y Mz,Sd NSd ≤1 + + Nc−t,Rd My,c,Rd Mz,c,Rd + NSd · eN z

(E.13)

Als NSd zelf een drukkracht is, dan wordt voor Nc−t,Rd de waarde van Nc,Rd genomen. Als NSd daarentegen een trekkracht is, wordt Nt,Rd gebruikt. Deze vergelijking is geldig voor doorsneden van klasse 4. Zoals echter reeds is aangegeven, worden de berekeningen uitgevoerd volgens Eurocode 3 Deel 1-1 [13] en dus niet volgens Eurocode 3 Deel 1-3 [14]. De fout die hierbij gemaakt wordt, is dat het bijkomend moment ten gevolge van de verschuiving eN van de neutrale as niet ingerekend wordt. In vergelijking (E.13) wordt de tweede factor in de teller van de tweede en derde term dus niet ingerekend. Op deze manier wordt de vergelijking voor doorsneden van klasse 3 verkregen waarbij echter de effectieve doorsnedekarakteristieken in rekening gebracht zijn. Voor de kolommen en de liggers wordt gebruik gemaakt van een dubbel profiel. De waarde van eN is dan gelijk aan nul, waardoor de extra termen wegvallen. Voor de wanden dakgordingen verschilt eN van nul, maar de waarde is echter klein waardoor het bijkomend moment te verwaarlozen is. Deze twee controles worden voor elke belastingscombinatie in de elf sneden van elk element uitgevoerd. Enkel als voor alle belastingscombinaties aan de beide voorwaarden voldaan is, voldoet het gekozen profiel. Voor elk van de elf sneden van een bepaald element wordt dan de maximale waarde die de controles aannemen over de verschillende belastingscombinaties genomen. Deze waarde wordt in een grafiek uitgezet in het volgende tabblad ’ULS-figuur’ (ULS-figure) voor de opeenvolgende elementen 1 tot en met 7. Ook de waarde 1, de maximale waarde die de verhoudingen niet mogen overschrijden, staat aangeduid in deze grafiek, zoals weergegeven in figuur E.5. Van deze figuur kan dan gemakkelijk afgeleid worden of ergens in de elementen niet voldaan is aan de voorwaarden. Deze werkwijze wordt door Joris Ide NV reeds gebruikt voor andere toepassingen en laat hen toe om snel een ontwerp te beoordelen in uiterste grenstoestand. Element 7, de trekstaaf, kan enkel treknormaalkrachten opnemen. Automatisch worden ook hier het gebruikte type profiel en de overeenkomstige eigenschappen opgevraagd. De waarde van NSd wordt opgehaald uit de eindige elementen-berekening. De controle die voor dit element uitgevoerd wordt, kijkt na of voldaan is aan de volgende vergelijking van axiale trek (vergelijking (5.13) paragraaf 5.4.3 in Eurocode 3 [13]): NSd ≤1 Nt,Rd

(E.14)

Aangezien dit element op trek werkt, wordt gerekend met de volledige doorsnede A en dus niet met Aef f . Enkel als in elke belastingscombinatie aan de voorwaarde voldaan is, voldoet het profiel voor de optredende krachten.


193

Figuur E.5: Grafische voorstelling van de controle in UGT (ULS-figuur)

Vervolgens worden ook de windverbanden aan een controle onderworpen. De krachten die in de windverbanden ontstaan ten gevolge van de windbelasting w2,f die op de kopgevels van de structuur aangrijpt, worden berekend in het tabblad ’Eindige Elementen Lateraal’, bijlage E.10. De waarde van NSd is dus gekend voor de verschillende belastingscombinaties. Voor de windverbanden moet voldaan zijn aan vergelijking (E.14) van axiale trek. Opnieuw geldt de voorwaarde dat het gebruikte profiel slechts voldoet als in alle belastingscombinaties voldaan is aan deze voorwaarde. Ten slotte worden de wanden dakgordingen getoetst. Een gording kan beschouwd worden als een balk op twee steunpunten. Op de gordingen werkt een verdeelde belasting die reeds berekend is in bijlage E.2. Voor de wandgordingen wordt enkel de windbelasting beschouwd aangezien alleen deze belasting zorgt voor een buigmoment rond de buigstijve as. Voor de dakgordingen worden zowel de windbelasting als de componenten van het eigengewicht, de sneeuw- en onderhoudsbelasting loodrecht op de dakgording in rekening gebracht. De controle van de weerstand van de dwarsdoorsnede bestaat dan uit de controle van het buigmoment en de normaalkracht volgens vergelijking (E.13) en een controle van de dwarskracht volgens vergelijking (E.12). In alle belastingscombinaties in uiterste grenstoestand moet aan deze vergelijking voldaan zijn, zowel voor de wand- als voor de dakgordingen.


E.5

194

Stabiliteit van de staven - Knik- en kipcontrole van de elementen (Member stability - Buckling of the main frame elements)

De toetsing van de stabiliteit van de staven gebeurt volgens paragraaf 5.5 van Eurocode 3 [13]. De controle wordt uitgevoerd voor de vijf belastingscombinaties van de uiterste grenstoestand in de elf sneden van elk element. Alleen als voor alle belastingscombinaties in elke snede voldaan is, dan voldoet het gebruikte profiel voor de knik- en kipstabiliteit. Voor doorsneden van klasse 4 moet voldaan zijn aan (vergelijking (5.57) paragraaf 5.5.4 in Eurocode 3 [13]): kLT · (My,Sd + NSd · eN y ) kz · (Mz,Sd + NSd · eN z ) NSd + + ≤1 χz · Aef f · fy /γM 1 Wef f,y · fy /γM 1 Wef f,z · fy /γM 1

(E.15)

Ook hier wordt opgemerkt dat de berekeningen uitgevoerd worden volgens Eurocode 3 Deel 1-1 [13] en dus niet volgens Eurocode 3 Deel 1-3 [14]. De fout die hierbij gemaakt wordt, is eveneens dat het bijkomend moment ten gevolge van eN niet ingerekend wordt. In de tweede en derde term van vergelijking (E.15) worden deze bijkomende momenten dus niet in rekening gebracht. Aangezien de waarde van eN klein is, kan dit bijkomend moment verwaarloosd worden. De fout die gemaakt wordt, is dus slechts klein. In deze formule is χz de reductiefactor voor de knikvorm die van toepassing is en χLT de reductiefactor voor kippen. Via kz en kLT worden de knik- en de kiplengte in rekening gebracht. Deze kniklengte wordt be¨ınvloed door de eigenschappen van de structuur, namelijk of de structuur al dan niet geschoord en/of zijdelings gesteund is. In bijlage E.1 werd reeds bepaald dat de structuur geschoord en zijdelings gesteund is. De invloed hiervan op de kniklengtes werd daar ook reeds in rekening gebracht. Knik kan voor de kolommen en de liggers niet optreden volgens de buigzwakke as aangezien ze zijdelings gesteund worden door de wanden dakpanelen. Volgens de buigstijve as kan echter wel knik optreden. Er wordt gezocht naar de meest negatieve combinatie van snedekrachten die kan optreden. Als deze combinatie van snedekrachten voldoet aan vergelijking (E.15) dan voldoet het geheel. Voor elk element wordt binnen elke belastingscombinatie gezocht naar de minimale normaalkracht NSd , dit is dus de grootste drukkracht, die optreedt over de elf sneden. Deze waarden zijn via een eindige elementen-analyse berekend in het vorige tabblad, bijlage E.4. De waarden van VSd , My,Sd en Mz,Sd die met deze waarde van NSd overeenkomen, worden eveneens opgevraagd voor elke belastingscombinatie. Op deze manier worden voor elk element vijf combinaties van snedekrachten verkregen die ingevuld worden in vergelijking (E.15) en die aan deze vergelijking moeten voldoen. Vervolgens wordt voor elk element binnen elke belastingscombinatie gezocht naar de maximale absolute waarde van My,Sd die optreedt over de elf sneden. De overeenkomstige waarden van NSd , VSd en Mz,Sd worden opnieuw opgezocht. Zo worden opnieuw vijf combinaties van snedekrachten gevonden die allemaal moeten voldoen aan vergelijking (E.15). Voor elk element worden dus tien combinaties van snedekrachten gecontroleerd. Deze controles worden uitgevoerd voor de kolommen (elementen 1 en 6) en de liggers (elementen 2 en 5 en elementen 3 en 4) van het spant. Dit onderscheid wordt gemaakt omdat deze elementen verschillende kniklengtes hebben en dus andere waarden worden ingevuld in vergelijking (E.15). Daarnaast wordt ook de knik- en kipstabiliteit van de wanden dakgordingen getoetst volgens vergelijking (E.15). Ook voor de wanden dakgordingen kan knik enkel optreden volgens de buigsterke as. Volgens de buigzwakke as zullen de gordingen niet uitknikken omdat ze zijdelings gesteund zijn door de wanden dakpanelen. Knik kan echter wel optreden volgens de buigstijve as. De relatieve slankheid λLT is afhankelijk van de kiplengte LLT . Om deze reden moet de gebruiker invullen of kipverkorters


195

aangebracht zijn. De kiplengte wordt dan gegeven door de volgende formule: LLT =

E.6

ss (n + 1)

(E.16)

Verbindingen (Connections)

Het tabblad ’Verbindingen’ (Connections) beschrijft de controle van de verbindingsstukken voor de krachten die erop aangrijpen. Deze controle vormt een meerwaarde voor het rekenblad in Excel aangezien het in commerciële softwarepakketten als Powerframe niet aanwezig is. Voor alle belastingscombinaties in uiterste grenstoestand, worden de controles uitgevoerd volgens Eurocode 3 [13]. De verbindingsstukken die gecontroleerd worden, zijn de kolomvoet, het aansluitstuk van de trekstaaf, het hoekstuk, het nokstuk, het verbindingsstuk van de windverbanden en de oplegging van wanden dakregels. De verbindingsstukken zelf zijn opgebouwd uit staalsoort S235, S275 of S355. De vloeigrens fy wordt weergegeven door het getal achter S en kan dus 235 N/mm2 , 275 N/mm2 of 355 N/mm2 bedragen. De bezwijkspanning fu neemt dan respectievelijk de volgende waarde aan 360 N/mm2 , 430 N/mm2 of 510 N/mm2 . Het rekenblad laat toe om het ontwerp van de verbindingsstukken te wijzigen. De gebruiker kan de grootte van een aantal ontwerpparameters zelf invullen waarbij automatisch wordt nagegaan of de desbetreffende verbinding nog wel volstaat om de aangrijpende belastingen op te nemen. Zo kan de gebruiker voor elk specifiek geval nagaan of de zware en dus dure verbindingsstukken die voorgesteld worden (op basis van een structuur met 18 m overspanning) ook nog wel nodig zijn voor een loods met een beperkte overspanning. Op deze manier kan de gebruiker dus zelf zijn verbindingsstukken optimaliseren. De parameters die door de gebruiker ingevuld moeten worden, zijn in het blauw aangeduid. De andere waarden van het rekenblad zijn beveiligd tegen overschrijven zodat niet per ongeluk een vaste waarde aangepast wordt. Dit onderdeel vormt een belangrijke meerwaarde voor dit rekenblad en is op maat van de klant gemaakt.

E.6.1

Kolomvoet

De gebruiker moet de grootte van de volgens ontwerpparameters invullen: • voor de bouten die de kolomvoet met de fundering verbinden: de boutsterkteklasse, de boutdiameter d en de gatdiameter d0 • voor de voetplaat: de staalsoort S en de dikte tp • voor de fundering: de sterkteklasse C van het beton • voor de bouten die de kolomvoet en de kolom verbinden: de boutsterkteklasse, de boutdiameter d en de gatdiameter d0 • voor de opstaande platen van de kolomvoet: de staalsoort S, de dikte t en de breedte b Eerst worden de kolomvoeten bekeken en worden de verschillende deelcomponenten gecontroleerd. Bij het ontwerp van de kolomvoet wordt uitgegaan van een inklemming. Tijdens de ontwerpberekeningen wordt uitgegaan van een excentrische belasting die afkomstig is van het aangrijpend moment en de aangrijpende drukkracht. De krachten die aangrijpen in de kolomvoeten zijn de krachten in het


196

beginpunt van element 1, dit is de linkse kolom, en in het uiteinde van element 6, dit is de rechtse kolom. Deze krachten, NSd , VSd en MSd , worden voor alle belastingscombinaties bepaald in het tabblad ’Weerstand van de dwarsdoorsnede van een spant’, zie bijlage E.4. Vervolgens worden de eigenschappen van de bouten en de voetplaat ingegeven door de gebruiker, zoals in het begin van deze paragraaf aangegeven is. Uit deze gegevens kunnen de andere eigenschappen zoals de totale en netto-opppervlakte Ab en AS,b en de vloeigrens fyb en treksterkte fub opgevraagd worden in het tabblad ’Materiaalbibliotheek’, bijlage E.8. De lengte ap en de breedte bp van de voetplaat staan vast en moeten dus niet ingevuld worden door de gebruiker. Aan de hand van deze gegevens worden opnieuw andere karakteristieken opgevraagd. Aan de hand van de sterkteklasse van de fundering, die door de gebruiker ingegeven wordt, kunnen de karakteristieke druksterkte fck en de ontwerpwaarde van de druksterkte fcd,b bepaald worden aan de hand van Eurocode 2 [11]. In een eerste fase wordt onderzocht welke krachten ontstaan in de bouten die de verbinding maken tussen de voetplaat en de fundering, zie figuur E.6. De drukkracht op de fundering kan berekend worden aan de hand van de volgende formule (paragraaf 4.10.1.4 Ontwerp van constructiecomponenten [22]): Nb,Sd =

3 · xc · bc · fcd,b 4

(E.17)

Figuur E.6: Momentverdeling in voetplaat bij niet-lineaire spanningsverdeling [22]

xc bepaalt de positie van de neutrale as en kan berekend worden door de momentenevenwicht ten opzichte van één van de boutgaten op te lossen. Deze vergelijking is een tweedegraadsvergelijking waaruit de positie van de neutrale as bepaald wordt. bc is de breedte van bovenste deel van de kolomvoet. Aangezien de totale normaalkracht in de kolom gekend is, kan de trekkracht NT,Sd bepaald worden door van deze totale normaalkracht de waarde van de drukkracht af te trekken. De trekkracht per bout NSb,1 kan dan ook bepaald worden door de totale trekkracht te delen door de helft van het totale aantal bouten, aangezien enkel de bouten in de trekzone meewerken. Ook het maximale buigmoment MSd,p kan bepaald worden. Hiervoor wordt een onderscheid gemaakt tussen een kolomvoet met of zonder een verstijving. Deze verstijving wordt meestal uitgevoerd in de vorm van een verbreding aan


197

de onderzijde van de opstaande platen. Omwille van praktische overwegingen is deze verbreding over de totale hoogte van de opstaande platen doorgetrokken. In figuur E.6 wordt de benodigde verbreding in stippellijn weergegeven. De verbreding die in werkelijkheid is aangebracht, wordt als een volle lijn aangeduid op deze figuur. In het geval zonder verstijving geldt: MSd,p = NT,Sd · e

(E.18)

met e de horizontale afstand tussen de boutgaten en de zijde van het bovenste deel van de kolomvoet. In het geval met verstijving geldt: MSd,p = NSb,1 · e1

(E.19)

met e1 als horizontale afstand van de boutenrij tot aan de buitenzijde van de voetplaat. Nu de opgewekte krachten gekend zijn, kunnen de controles uitgevoerd worden. Eerst wordt gekeken of de dikte van de voetplaat tp voldoet. s 6 · MSd,p tp ≥ tp,req = (E.20) bp · fy,d Deze controle wordt zowel uitgevoerd voor het geval met als zonder verstijving om zo te bepalen of de verstijving al dan niet nodig is. Vervolgens wordt de trekkracht in één bout NSb,1 vergeleken met de grenstrekkracht Ft,Rd volgens tabel 6.5.3 paragraaf 6.5 in Eurocode 3 [13]. NSb,1 ≤ Ft,Rd = 0, 85 ·

0, 9 · fub · AS,b γM b

(E.21)

met γM b als een partiële veiligheidsfactor voor de sterkte van geboute verbindingen volgens paragraaf 6.1.1 van Eurocode 3 [13]. γM b heeft de waarde 1,25. De trekkracht in de bouten moet echter ook nog aan een tweede voorwaarde voldoen, namelijk ze mag de grensponskracht van de boutkop en de moer Bp,Rd niet overschrijden. Bp,Rd is bepaald volgens vergelijking (6.5) paragraaf 6.5.5 van Eurocode 3 [13]: NSb,1 ≤ Bp,Rd = 0, 6 · π · dm · tp · fub /γM b

(E.22)

waarin dm het gemiddelde is van de ingeschreven en omschreven cirkel van de boutkop of van de moer. De waarde van dm wordt automatisch in het tabblad ’Materiaalbibliotheek’ (bijlage E.8) opgezocht aan de hand van de gebruikte boutdiameter. Ten slotte wordt de vereiste verankeringslengte lb,net bepaald. De nodige basisverankeringslengte lb voor het verankeren van een staaf met diameter d is gelijk aan (vergelijking (5.3) paragraaf 5.2.2.3 in Eurocode 2 [11]): lb =

NSb,1 d0 · π · fbd,b

(E.23)

De nodige verankeringslengte lb,net wordt vervolgens berekent via vergelijking (5.4) paragraaf 5.2.3.4.1 in Eurocode 2 [11]: lb,net = lb ·

NSb,1 ≥ lb,min Ft,Rd

(E.24)

waarbij lb,min de minimale verankeringslengte is (vergelijking (5.5) paragraaf 5.2.3.4.1 in Eurocode 2 [11]):


198

lb,min ≥ 0, 3 · lb

(E.25)

≥ 10 · d0

(E.26)

≥ 100 mm

(E.27)

Voor elke belastingscombinatie ULS-LC1 tot en met ULS-LC5 worden deze controles uitgevoerd, zowel voor het beginpunt van element 1 als voor het eindpunt van element 6. Een tweede analyse voor de kolomvoet beschrijft welke afschuifkrachten ontstaan in de bouten die de verbinding maken tussen de kolomvoet en de kolom en controleert of deze de grenswaarden niet overschrijden. Deze krachten ontstaan ten gevolge van de krachten NSd , VSd en MSd die in de kolommen aanwezig zijn. Elk van deze krachten zorgt voor het ontstaan van een dwarskracht in de bouten, zoals aangegeven in figuur E.7. Deze componenten worden vervolgens gecombineerd tot de totale dwarskracht die in de bouten ontstaat.

Figuur E.7: Dwarskrachten in bouten tussen profiel en kolomvoet

Eerst wordt de dikte en het gebruikte type profiel voor de kolom opgezocht. De boutsterkteklasse, de boutdiameter d en de diameter van het boutgat d0 worden door de gebruiker ingevuld, zoals reeds vermeld werd. Hieruit kunnen enkele bouteigenschappen opgevraagd worden uit het tabblad ’Materiaalbibliotheek’. Ook worden de eigenschappen van de rechtstaande platen van de kolomvoet beschreven, onder andere het totale aantal bouten in de twee platen nb en de afstand tussen opeenvolgende boutgaten p1 en p2 . Vervolgens worden de componenten van de dwarskracht berekend die ten gevolge van de krachten in de kolom ontstaan. De dwarskracht die in de bouten ontstaat ten gevolge van de normaalkracht NSd in de kolom heeft enkel een y-component en bedraagt: FV,Sd,y =

NSd nb

(E.28)


199

De dwarskracht VSd in de kolom wekt op zijn beurt een dwarskracht op in de bouten die enkel een x-component heeft en gelijk is aan: FV,Sd,x =

VSd nb

(E.29)

Het torsiemoment MSd zorgt voor een dwarskracht met zowel een x- als een y-component in elke bout die gelijk is aan:

FV,Sd,1x = FV,Sd,1y =

MSd · y2 Pnb 2 2 i=1 xi + yi MSd · x1 Pnb 2 2 i=1 xi + yi

(E.30) (E.31)

waarin xi en yi de horizontale respectievelijk verticale afstand is tussen boutgat i en het zwaartepunt van alle boutgaten, zoals aangegeven in figuur E.7. De totale dwarskracht die ontstaat op de bouten wordt dan verkregen door een combinatie te maken van de dwarskrachten die ontstaan door elk van de krachten in de kolom: r FV,Sd =

2 2 + FV,Sd,x FV,Sd,1x

2

2 2 + FV,Sd,y + FV,Sd,1y

2

(E.32)

Nu de opgewekte dwarskrachten in de bouten voor de vijf belastingscombinaties in uiterste grenstoestand gekend zijn voor de beide kolomvoeten, wordt nagegaan of deze de maximaal opneembare krachten niet overschrijden. In uiterste grenstoestand mag de rekenwaarde van de afschuifkracht FV,Sd op een bout de grensafschuifkracht FV,Rd en de grensstuikkracht Fb,Rd niet overschrijden. De grensafschuifkracht FV,Rd wordt beschreven in tabel 6.5.3 paragraaf 6.5.5 in Eurocode 3 [13] en bedraagt: FV,Rd =

0, 6 · fub · AS,b γM b

(E.33)

De grensstuikkracht Fb,Rd wordt eveneens beschreven in tabel 6.5.3 paragraaf 6.5.5 in Eurocode 3 [13] en bedraagt: Fb,Rd =

2, 5 · α · fub · d · t γM b

(E.34)

waarin α gegeven wordt door: α = min

p1 1 fub e1 ; − ; ;1 3 · d0 3 · d0 4 fu

(E.35)

In deze formule is fu de de bezwijkspanning van het profiel en niet die van de opstaande platen aangezien het opstuiken van het dunwandige profiel maatgevend is. De waarden van FV,Rd en Fb,Rd zijn enkel afhankelijk van de eigenschappen van de bouten, de kolom en de kolomvoet en zijn dus hetzelfde voor alle belastingscombinaties. Slechts wanneer zowel voor het beginpunt van element 1 als voor het eindpunt van element 6 voldaan is aan beide voorwaarden in alle belastingscombinaties van uiterste grenstoestand, voldoen de bouten voor de verbinding tussen de kolom en de opstaande zijden van de kolomvoet. De derde analyse beschrijft de controle van de weerstand van de dwarsdoorsnede van de opstaande platen van de kolomvoet. De gebruiker vult de waarden van de staalsoort S, de dikte t en de breedte b van de opstaande platen in. Vervolgens wordt berekend tot welke klasse van doorsneden de opstaande platen behoren. De klasse wordt bepaald aan de hand van de breedte-dikte verhouding volgens tabel


200

5.3.1 paragraaf 5.3.2 Eurocode 3 [13]: b t

≤ 72 ·

Klasse 1

(E.36)

> 72 ·

Klasse 3

(E.37)

met

s =

235 fy

(E.38)

Vervolgens worden twee controles uitgevoerd. De eerste controle bekijkt de dwarskracht. Er moet voldaan zijn aan de volgende vergelijking (vergelijking (5.20) paragraaf 5.4.6 Eurocode 3 [13]): VSd ≤1 Vpl,Rd

(E.39)

Maar er wordt nog een extra voorwaarde gesteld. Namelijk indien de volgende vergelijking geldt dan dient er geen reductie te worden gemaakt voor de interactie tussen buigend moment en normaalkracht: VSd ≤ 0, 5 Vpl,Rd

(E.40)

Zo wordt een tweede controle verkregen, die een voorwaarde stelt voor de normaalkracht en het buigmoment volgens vergelijking (5.38) paragraaf 5.4.8.2 in Eurocode 3 [13]: My,Sd Mz,Sd NSd + + ≤1 Npl,Rd My,c,Rd Mz,c,Rd

(E.41)

Enkel indien voor zowel het beginpunt van element 1 als voor het eindpunt van kolom 6 voldaan is aan beide voorwaarden voor alle belastingscombinaties ULS-LC1 tot en met ULS-LC5, voldoen de rechtstaande platen van de kolomvoet voor de aangrijpende krachten.

E.6.2

Aansluitstuk van de trekstaaf met de spantligger

De gebruiker voert de grootte van de volgens ontwerpparameters in: • voor de bouten die de trekstaaf met het aansluitstuk verbinden: de boutsterkteklasse, de boutdiameter d en de gatdiameter d0 • voor de regelbout: de boutsterkteklasse, de boutdiameter d en de gatdiameter d0 • voor het inzetstuk: de staalsoort S en de keeldikte a van de hoeklas van het inzetstuk • voor het verbindingsstuk met buis: staalsoort S en de keeldikte a van de las Het aansluitstuk van de trekstaaf met de spantligger wordt nu gecontroleerd. Eerst worden de eigenschappen van de bouten, van de trekstaaf en van de regelbout door de gebruiker ingevuld. Aan de hand van deze gegevens kunnen andere eigenschappen opgevraagd worden uit het tabblad ’Materiaalbibliotheek’ (bijlage E.8). In de trekstaaf werken enkel normaalkrachten. Deze krachten worden reeds in bijlage E.4 bepaald voor de vijf belastingscombinaties in uiterste grenstoestand. Alle controles worden uitgevoerd met de maximale waarde van de normaalkracht over de vijf belastingscombinaties. Als de controles voldoen


201

voor deze waarde van de normaalkracht zullen ze zeker ook voldoen voor kleinere waarden van NSd . De eerste analyse controleert of de optredende krachten in de bouten kleiner zijn dan de grenskrachten. De grensafschuifkracht FV,Rd wordt berekend volgens vergelijking (E.33). Het vereiste aantal bouten nb,req kan dan als volgt berekend worden: nb,req1 =

NSd ≤ nb FV,Rd

(E.42)

De controle wordt uitgevoerd of het voorziene aantal bouten nb groter is dan het benodigde aantal bouten nb,req . Daarnaast wordt ook de grensstuikkracht Fb,Rd berekend volgens vergelijking (E.34). Hieruit kan opnieuw het benodigde aantal bouten berekend worden. nb,req2 =

NSd ≤ nb Fb,Rd

(E.43)

Opnieuw wordt gecontroleerd op het voorziene aantal bouten groter is dan het benodigde aantal bouten. Enkel als aan de beide voorwaarden voldaan is, voldoet het aantal bouten.

Figuur E.8: Inzetstuk van het aansluitstuk van de trekstaaf

Een tweede analyse kijkt de sterkte van de hoeklas van het inzetstuk na, zie figuur E.8. De keeldikte a van de hoeklas wordt door de gebruiker ingevuld. Hieruit wordt de lengte l van de las bepaald. De sterkte van de hoeklas wordt getoetst volgens de methode beschreven in bijlage M in Eurocode 3 [13]. In deze methode worden de krachten die door een eenheidslengte van de las worden overgedragen, ontbonden in componenten evenwijdig aan en loodrecht op de lengte-as van de las en in componenten in en loodrecht op het vlak van de keeldoorsnede van de las. De spanningsverdeling in de keeldoorsnede van de las wordt gelijkmatig verondersteld, wat leidt tot normaal- en schuifspanningen. De normaalspanning evenwijdig met de lengte-as van de las σ// en de schuifspanning (in het vlak van de keeldoorsnede) evenwijdig aan de lengte-as van de las τ// zijn gelijk aan nul. De normaalspanning loodrecht op het vlak van de keeldoorsnede σ⊥ en de schuifspanning (in het vlak van de keeldoorsnede)


202

loodrecht op de lengte-as van de las τ⊥ worden weergegeven door de volgende vergelijking: σ ⊥ = τ⊥ =

NSd √ a·l· 2

(E.44)

De waarde van de correlatiefactor βW is afhankelijk van de gebruikte staalsoort voor de plaat van het verbindingsstuk. De waarden van βW zijn overeenkomstig paragraaf 6.6.5.3(5) Eurocode 3 [13] opgenomen in het tabblad ’Materiaalbibliotheek’ en worden automatisch opgezocht aan de hand van de waarde van fu van de plaat. De sterkte van de hoeklas is voldoende als aan beide volgende voorwaarden voldaan is (vergelijking (M.1) paragraaf 6.6.5.3 Eurocode 3 [13]): r

2 + 3 · τ2 + τ2 σ⊥ ≤ ⊥ // σ⊥ ≤

fu βW · γM w fu γM w

(E.45) (E.46)

γM w is de partiële veiligheidsfactor voor de sterkte van gelaste verbindingen en is gelijk aan 1,25 volgens paragraaf 6.1.1 Eurocode 3 [13]. Vervolgens wordt de weerstand van de plaat van het verbindingsstuk met buis gecontroleerd. Enkele eigenschappen van de plaat worden door de gebruiker ingegeven, zoals beschreven in het begin van dit deel. Aangezien in de trekstaaf enkel trekkrachten optreden, bestaat de weerstandscontrole uit een controle op axiale trek. Voor de plaat, die onderworpen is aan axiale trek, moet de rekenwaarde van de trekkracht NSd in elke doorsnede voldoen aan de volgende vergelijkingen (vergelijking (5.13) paragraaf 5.4.3 Eurocode 3 [13]): NSd ≤1 Nu,Rd NSd ≤1 Npl,Rd

(E.47) (E.48)

met Nu,Rd = 0, 9 · Anet · fu /γM 2

(E.49)

Npl,Rd = AS,b · fy /γM b

(E.50)

en In deze laatste vergelijking worden de eigenschappen van de verbindingsstaaf gebruikt. Enkel als aan beide voorwaarden voldaan is, voldoet de weerstand van de plaat. De laatste analyse is de toetsing van de sterkte van de las van het verbindingsstuk met de dakligger, zie figuur E.9. De controle van de sterkte van deze las verloopt net als bij de hoeklas volgens de methode beschreven in bijlage M in Eurocode 3 [13]. De normaal- en schuifspanningen worden opnieuw bepaald. σ⊥ = τ⊥ = σ// = 0 τ// =

N P Sd j aj · lj

(E.51) (E.52)

Enkel als aan beide vergelijkingen E.45 en E.46 voldaan is, voldoet de las van het verbindingsstuk met de dakligger.


203

Figuur E.9: Aansluitstuk van de trekstaaf met de spantligger

E.6.3

Hoekstuk

De gebruiker vult de grootte van de volgens ontwerpparameters in: • voor de platen van het hoekstuk: de staalsoort S, de breedte b, de dikte t en de steken p1 en p2 • voor de bouten: de boutsterkteklasse, de boutdiameter d en de gatdiameter d0 Het hoekstuk vormt de verbinding tussen de kolom en de ligger. Het eerste hoekstuk verbindt het einde van element 1, de linkerkolom, met het beginpunt van element 2, het onderste deel van de linkerligger. Het tweede hoekstuk verbindt het einde van element 5, het onderste deel van de rechtse ligger, met het beginpunt van element 6, de rechtse kolom. De krachten (NSd , VSd en MSd ) die ter plaatse van deze vier punten optreden in de profielen zijn reeds berekend in bijlage E.4. Een eerste analyse beschrijft de krachten die in de bouten van het hoekstuk opgewekt worden ten gevolge van de krachten in de dwarsdoorsnede van de profielen. Elk van deze krachten zorgt voor het ontstaan van een dwarskracht in de bouten, zoals te zien is in figuur E.10. Deze componenten worden vervolgens gecombineerd tot de totale dwarskracht die in de bouten ontstaat. Deze werkwijze is dus volkomen analoog aan het geval van de dwarskrachten opgewekt in de kolomvoet, zoals beschreven staat in bijlage E.6.1. De normaalkracht NSd wekt een dwarskracht FV,Sd,y met vergelijking (E.28) op. De dwarskracht VSd zorgt op zijn beurt voor een dwarskracht FV,Sd,x met vergelijking (E.29). Het torsiemoment MSd wekt FV,Sd,1x en FV,Sd,1y (vergelijking (E.31)) op. MSd · y3 FV,Sd,1x = Pnb 2 2 i=1 xi + yi

(E.53)


204

Figuur E.10: Hoekstuk

De totale dwarskracht FV,Sd die ontstaat op de bouten wordt dan verkregen door een combinatie te maken van de dwarskrachten die ontstaan door elk van de krachten in de profielen (vergelijking (E.32)): r FV,Sd =

2 2 + FV,Sd,x FV,Sd,1x

2

2 2 + FV,Sd,y + FV,Sd,1y

2

(E.54)

Vervolgens worden enkele eigenschappen van de bouten opgegeven. Daarna wordt gecontroleerd of de optredende dwarskrachten in de bouten de maximaal toelaatbare waarden niet overschrijden. In uiterste grenstoestand mag de rekenwaarde van de afschuifkracht FV,Sd op een bout de grensafschuifkracht FV,Rd (vergelijking (E.33)) en de grensstuikkracht Fb,Rd (vergelijking (E.34)) niet overschrijden. Deze controle wordt uitgevoerd op basis van tabel 6.5.3 paragraaf 6.5.5 Eurocode 3 [13]. Als in de vier punten in alle belastingscombinaties aan beide voorwaarden voldaan is, voldoet de treksterkte van de bouten. De tweede analyse is een controle van de weerstand van de dwarsdoorsnede van het hoekstuk. Eerst worden enkele geometrische eigenschappen van de platen van het hoekstuk opgesomd zoals de dikte t, de breedte b en het aantal platen nf . Dan wordt berekend tot welke klasse van doorsneden de platen behoren. De klasse wordt bepaald aan de hand van de breedte-dikte verhouding, vergelijking (E.36) volgens Tabel 5.3.1 paragraaf 5.3.2 Eurocode 3 [13]. Vervolgens worden twee controles uitgevoerd. De eerste controle bekijkt de dwarskracht. Er moet voldaan zijn aan vergelijking (E.39) (volgens vergelijking (5.20) paragraaf 5.4.6 Eurocode 3 [13]). Een extra voorwaarde wordt gesteld, namelijk indien vergelijking (E.40) geldt dan dient er geen reductie te worden gemaakt voor de interactie tussen buigend moment en normaalkracht. Zo wordt een tweede controle verkregen, die een voorwaarde stelt voor de normaalkracht en het buigmoment, namelijk vergelijking (E.41) volgens vergelijking (5.38) paragraaf 5.4.8.2 in Eurocode 3 [13]. Enkel indien voor elk van de vier punten voldaan is aan beide voorwaarden voor alle belastingscombinaties ULS-LC1 tot en met ULS-LC5, voldoen de platen van het hoekstuk voor de aangrijpende krachten.


E.6.4

205

Nokstuk

De gebruiker voert de grootte van de volgens ontwerpparameters in: • voor de platen van het nokstuk: de staalsoort S, de breedte b, de dikte t en de steken p1 en p2 • voor de bouten: de boutsterkteklasse, de boutdiameter d en de gatdiameter d0 Het nokstuk verbindt de twee liggers van een spant. Het nokstuk in deze spant verbindt het einde van element 3, het bovenste deel van de linkerligger, met het beginpunt van element 4, het bovenste deel van de rechterligger. De krachten NSd , VSd en MSd die ter plaatse van deze punten aanwezig, zijn in de dwarsdoorsnede van de elementen zijn reeds berekend in bijlage E.4. De twee analyses die bij het nokstuk gemaakt worden, zijn dezelfde als bij het hoekstuk in de vorige paragraaf. De krachten NSd , VSd en MSd in de dwarsdoorsnede van de profielen wekken elk een dwarskracht op in de bouten (vergelijkingen (E.28) tot en met (E.31)). Dit wordt schematisch voorgesteld in figuur E.11.

Figuur E.11: Nokstuk

Deze componenten worden gecombineerd tot de totale dwarskracht FV,Sd volgens vergelijking (E.54). De eerste analyse kijkt dan of in de uiterste grenstoestand FV,Sd nergens de waarden van FV,Rd (vergelijking (E.33)) en Fb,Rd (vergelijking (E.34)) overschrijdt. Slechts wanneer zowel in het eindpunt van element 3 als in het beginpunt van element 4 voor elk van de vijf belastingscombinaties in uiterste grenstoestand voldaan is aan de beide voorwaarden, kunnen de bouten de optredende krachten opnemen.


206

De tweede analyse controleert de weerstand van de dwarsdoorsnede van het nokstuk. Deze tweede analyse gebeurt volledig analoog aan de tweede analyse bij het hoekstuk in de vorige paragraaf. Eerst wordt de klasse van de doorsnede bepaald aan de hand van vergelijking (E.36). Vervolgens worden twee controles uitgevoerd. Voor de dwarskracht moet er voldaan zijn aan vergelijking (E.39). Een extra voorwaarde die gesteld wordt is vergelijking (E.40). Op deze manier wordt de tweede controle verkregen. De normaalkracht en het buigmoment moeten voldaan zijn aan vergelijking (E.41). Slechts wanneer zowel in het eindpunt van element 3 als in het beginpunt van element 4 voldaan is aan beide controles voor elk van de belastingscombinaties ULS-LC1 tot en met ULS-LC5, is er voldaan aan de weerstandscontrole.

E.6.5

Verbindingsstuk windverband

De gebruiker vult de grootte van de volgens ontwerpparameters in: • voor de platen van het hoekstuk: de staalsoort S, de breedte b, de dikte t en de steken p1 en p2 • voor de zes bouten die het RAIL-profiel en het verbindingsstuk verbinde: de boutsterkteklasse, de boutdiameter d, de gatdiameter d0 , de eindafstand e1 en de steek p1 • voor de bout die het verbindingsstuk en de kolom of de ligger verbinden: de boutsterkteklasse, de boutdiameter d, de gatdiameter d0 en de eindafstand e1 • voor het verbindingsstuk: de staalsoort S, de breedte b en de dikte t Het verbindingsstuk van het windverband verbindt het windverband met de kolom respectievelijk de ligger al naargelang het windverband in de wand of in het dak gelegen is. De krachten die in de windverbanden optreden, worden voor alle belastingscombinaties in uiterste grenstoestand berekend in het tabblad ’Eindige Elementenberekening Lateraal’ (bijlage E.10). Aangezien de krachten in de windverbanden in de wand steeds groter zijn dan in windverbanden in het dak, wordt verder gerekend met de krachten in de windverbanden in de wand. Als deze voldoen aan de voorwaarden, voldoen de windverbanden in het dak eveneens. Het verbindingsstuk wordt schematisch voorgesteld in figuur E.12. Eerst worden de gegevens van de bouten die het verbindingsstuk en de kolom verbinden opgegeven door de gebruiker. Door de kracht FV,Sd , die gevonden wordt in bijlage E.10, te delen door het aantal bouten nb , wordt de kracht per bout FV,Sd,1 berekend. Een eerste analyse bestaat dan uit het vergelijken van de optredende krachten en de grenskrachten per bout volgens tabel 6.5.3 in paragraaf 6.5.5 Eurocode 3 [13]. In uiterste grenstoestand moet FV,Sd,1 op een bout kleiner blijven dan FV,Rd (vergelijking (E.33)) en Fb,Rd (vergelijking (E.34)), zoals beschreven wordt in bijlage E.6.1. Opnieuw wordt gesteld dat de bouten pas voldoen wanneer in elke belastingscombinatie aan beide voorwaarden voldaan is. Een tweede analyse beschrijft de controle van de krachten in de bouten die de verbinding maken tussen het verbindingsstuk zelf en de kolom. Opnieuw worden de twee controles op de grenskrachten van de bouten uitgevoerd zoals in de eerste analyse beschreven staat. Daarnaast wordt echter nog een derde controle uitgevoerd, namelijk een controle op axiale trek. Aan deze vergelijking moet eveneens voldaan zijn (vergelijking (5.13) paragraaf 5.4.3 Eurocode 3 [13]): NSd ≤ Nu,Rd = 0, 9 · Anet · fu /γM 2

(E.55)

Als in alle belastingscombinaties aan de drie voorwaarden is voldaan, dan voldoen de bouten die de verbinding vormen tussen het verbindingsstuk en de kolom.


207

Figuur E.12: Verbindingsstuk van het windverband

E.6.6

Oplegging van de wandgordingen

De gebruiker moet de volgende ontwerpparameters invullen: • voor de bouten die het L-stuk en de wandgording verbinden: de boutsterkte, de boutdiameter d en de gatdiameter d0 • voor de bouten die het L-stuk en de kolom verbinden: de boutsterkte, de boutdiameter d en de gatdiameter d0 • voor het L-stuk zelf: de staalsoort S, de breedte b en de dikte t van de dwarsdoorsnede Het L-stuk verbindt de wandgordingen met de kolommen. Op de wandgordingen grijpen twee krachten aan: de windbelasting en het eigengewicht. Deze krachten zorgen enkel voor dwarskrachten ter hoogte van de verbinding van de wandgording met de kolom aangezien deze verbinding scharnierend verondersteld wordt. De dwarskracht in deze punten, VSd,1 respectievelijk VSd,2 , kan berekend worden aan de hand van de krachten per eenheidslengte die reeds bepaald zijn in bijlage E.2. Deze dwarskrachten doen afschuifkrachten ontstaan in de bouten. Eerst worden de bouten beschouwd die de wandgordingen en het L-stuk met elkaar verbinden. De windbelasting zorgt voor een dwarskracht VSd ter plaatse van de verbinding. Deze kracht veroorzaakt een afschuifkracht FV,Sd in de bouten die wordt weergegeven in figuur E.13 en die gelijk is aan: FV,Sd =

VSd nb

(E.56)

met nb het aantal bouten in het verbindingsstuk. De eerste analyse betreft dan de vergelijking van de optredende krachten en de grenskrachten per bout (vergelijkingen (E.33) en (E.34)) volgens Tabel


208

Figuur E.13: Verbindingsstuk van de wandgording

6.5.3 in paragraaf 6.5.5 Eurocode 3 [13]. De tweede analyse is de controle van de weerstand van de dwarsdoorsnede van het verbindingsstuk. Eerst wordt de klasse bepaald volgens vergelijking (E.36). Slechts één controle wordt uitgevoerd, namelijk de controle op de dwarskracht volgens vergelijking (E.39). Vervolgens worden de bouten die het L-stuk en de kolom verbinden, getoetst. De windbelasting zorgt voor een x-component FV,Sd,x van de afschuifkracht. Het eigengewicht zorgt daarentegen voor een y-component FV,Sd,y . De beide componenten worden weergegeven in figuur E.13. De totale dwarskracht FV,Sd wordt dan bepaald als de combinatie van deze twee componenten. Opnieuw wordt deze dwarskracht vergeleken met de grenskrachten, zoals beschreven voor de bouten die het L-stuk met de wandgording verbinden.

E.6.7

Oplegging van de dakgordingen

De gebruiker moet de volgende gegevens invullen: • voor de bouten die het L-stuk en de dakgording verbinden: de boutsterkte, de boutdiameter d en de gatdiameter d0 • voor de bouten die het L-stuk en de ligger verbinden: de boutsterkte, de boutdiameter d en de gatdiameter d0 • voor het L-stuk zelf: de staalsoort S, de breedte b de dikte t van de dwarsdoorsnede


209

De verbinding van de dakgordingen met de ligger wordt ook uitgevoerd met een L-stuk. Deze verbinding wordt eveneens scharnierend verondersteld. Dezelfde controles worden uitgevoerd als in het geval van de oplegging van de wandgordingen. Op de dakgordingen grijpen echter naast de windbelasting en het eigengewicht nog extra krachten aan, namelijk de onderhouds- en sneeuwbelasting.

Figuur E.14: Verbindingsstuk van de dakgording

Eerst worden de bouten bekeken die de dakgording en het L-stuk met elkaar verbinden. De windbelasting zorgt voor een x-component van de afschuifkracht. Het eigengewicht, de onderhouds- en de sneeuwbelasting doen eveneens een x-component van de afschuifkracht ontstaan, maar wekken daarnaast ook een trekkracht op in de bouten. Deze krachten zijn weergegeven in figuur E.14. De totale afschuifkracht FV,Sd wordt opnieuw bepaald als een combinatie van deze twee componenten. Dezelfde controles op de grenskrachten van de bouten worden uitgevoerd (vergelijking (E.33) en vergelijking (E.34)) als in het geval van de wandgordingen. Aangezien de bouten zowel aan afschuiving als aan trek worden onderworpen, moet een extra controle uitgevoerd worden volgens vergelijking (6.6) paragraaf 6.5.5 in Eurocode 3 [13]: FV,Sd Ft,Sd + ≤ 1, 0 FV,Rd 1, 4 · Ft,Rd

(E.57)

De tweede analyse bevat een controle van de dwarsdoorsnede van de oplegging van de dakgordingen, die volledig analoog is aan de tweede analyse van bijlage E.6.6. Daarnaast worden ook de bouten die het L-stuk en de liggers verbinden, gecontroleerd. De wind wekt een y-component van de afschuifkracht op. Het eigengewicht, de onderhouds- en sneeuwbelasting wekken zowel een x- als een y-component van de afschuifkracht op, zoals weergegeven op figuur E.14. Deze componenten worden vervolgens gecombineerd tot de totale afschuifkracht FV,Sd . Deze kracht wordt opnieuw vergeleken met de grenskrachten van de bouten (vergelijking (E.33) en vergelijking (E.34)).


E.7

210

Controle van de gebruiksgrenstoestand (Serviceability Limit State Control - SLS)

De controle van de gebruiksgrenstoestand wordt uitgevoerd volgens paragraaf 4 in Eurocode 3 [13]. Zowel de laterale als de transversale verplaatsingen van de structuur worden berekend. Eerst worden de laterale verplaatsingen ten gevolge van de windbelasting bekeken. De normaalkrachten in de windverbanden ten gevolge van de windbelasting worden berekend in het tabblad ’Eindige Elementenberekening Lateraal’ (bijlage E.10). Er wordt een onderscheid gemaakt tussen de binnenste windverbanden van het dak, de buitenste windverbanden van het dak en de windverbanden van de wand. Voor de vier verschillende belastingscombinaties in gebruiksgrenstoestand (SLS-LC1 tot en met SLS-LC4) kunnen de normaalkrachten in de windverbanden weergegeven worden. Zowel voor de binnenste als voor de buitenste windverbanden wordt nog een verdere opsplitsing gemaakt voor de krachten in de voorste en in de achterste kopgevel. Deze krachten verschillen van elkaar aangezien de drukcoëfficiënten waar ze afhankelijk van zijn, verschillen zoals beschreven in het tabblad ’Algemene geometrie’. De verlenging van de windverbanden ∆L kan dan berekend worden met behulp van de volgende formule: NSd · L (E.58) E ·A ∆L1 , ∆L2 en ∆L3 zijn de verlenging van respectievelijk de buitenste en binnenste windverbanden in het dak en de windverbanden in de wand. De horizontale verplaatsing u kan vervolgens uit de verlenging berekend worden. Figuur E.15 geeft de horizontale verplaatsingen van de windverbanden ten gevolge van de windbelasting weer. ∆L =

Figuur E.15: Horizontale verplaatsingen van de windverbanden

De horizontale verplaatsing ux1 van de buitenste windverbanden bedraagt dan:


ux1 =

∆L1 cos (αrf )

211

(E.59)

waarin αrf de hoek is waaronder de windverbanden in het dak gelegen zijn. De horizontale verplaatsing ux2 van de binnenste windverbanden is gelijk aan: ∆L2 cos (αrf )

ux2 = ux1 +

(E.60)

De horizontale verplaatsing ux3 van de windverbanden in de wand bedraagt: ux3 =

∆L3 cos (αwall )

(E.61)

waarin αwall de hoek is waaronder de windverbanden in de wand gelegen zijn. De totale horizontale verplaatsing in de nok is dan gelijk aan: unok = ux1 + ux2 + ux3

(E.62)

Eerst wordt de horizontale uitwijking ux3 aan de top van de kolommen (elementen 1 en 6) gecontroleerd. Deze uitwijking mag de maximaal toelaatbare waarde die gegeven is in paragraaf 4.2.2 van Eurocode 3 [13] niet overschrijden. H (E.63) 150 met H als de hoogte van de kolom. Daarnaast wordt ook gecontroleerd of de totale horizontale verplaatsing van de nok de maximaal toelaatbare waarde niet overschrijdt. Deze grenswaarde wordt eveneens gegeven in paragraaf 4.2.2 van Eurocode 3 [13]. ux3 ≤

unok ≤

Hnok 150

(E.64)

met Hnok als de hoogte van de nok. Vervolgens worden de transversale verplaatsingen berekend. Deze transversale verplaatsingen bestaan enerzijds uit de horizontale verplaatsing aan de top van de kolom en in de nok en anderzijds uit de verticale verplaatsingen in de nok. Deze verplaatsingen worden berekend in het tabblad ’Eindige Elementenberekening Transversaal’ (bijlage E.11) via een analyse die overeenkomt met het Eindige Elementen-programma CALFEM [4]. De horizontale verplaatsingen aan de top van de kolom en in de nok moeten kleiner zijn dan de maximaal toelaatbare waarde. Deze maximaal toelaatbare waarden worden opnieuw gegeven door paragraaf 4.2.2 van Eurocode 3 [13].

ukolom ≤ unok ≤

H 150 Hnok 150

(E.65) (E.66)

De verticale verplaatsing van de nok ten gevolge van het eigengewicht en de nuttige last δmax moet op zijn beurt kleiner zijn dan de grenswaarde voor verticale doorbuiging, die vastgelegd is in paragraaf 4.2.2 in Eurocode 3 [13]. L δmax ≤ (E.67) 250


212

met L de spanwijdte. De verticale verplaatsing van de nok ten gevolge van de nuttige last δ2 moet kleiner zijn dan de grenswaarde voor δ2 die vastgelegd is in paragraaf 4.2.2 in Eurocode 3 [13]. uvert,2 ≤

L 300

(E.68)

Slechts als in alle gevallen aan de controles van de gebruiksgrenstoestand voldaan is, voldoet het gebruikte profiel. Daarna worden de horizontale verplaatsingen van de wandgordingen vergeleken met de grenswaarden. De windbelasting zorgt voor deze horizontale verplaatsingen van de wandgordingen, loodrecht op het vlak van de isolatiepanelen. Deze windbelasting qw is een verdeelde belasting die reeds berekend is in bijlage E.2. Aangezien de wandgording een balk op twee steunpunten is, bedraagt de maximale verplaatsing: 5 · qw · L4 (E.69) 384 · E · I met L de lengte van de wandgording, namelijk de afstand tussen de spanten. Deze verplaatsing moet voor elke belastingscombinatie SLS-LC1 tot en met SLS-LC4 vergeleken worden met de grenswaarden die vastgelegd zijn in paragraaf 4.2.2 in Eurocode 3 [13]: uw =

uw ≤

L 250

(E.70)

Ten slotte worden de verticale verplaatsingen van de dakgordingen, loodrecht op het vlak van de isolatiepanelen, gecontroleerd. Deze gordingen kunnen eveneens beschouwd worden als een balk op twee steunpunten. Enerzijds wordt de totale doorbuiging δmax ten gevolge van het eigengewicht en de nuttige lasten vergeleken met de grenswaarde (paragraaf 4.2.2 in Eurocode 3 [13]): L (E.71) 250 Anderzijds moet de verticale doorbuiging ten gevolge van de nuttige lasten δ2 vergeleken worden met de grenswaarde die daarvoor opgelegd is (paragraaf 4.2.2 in Eurocode 3 [13]): δmax ≤

δ2 ≤

E.8

L 300

(E.72)

Materiaalbibliotheek (Material library)

In het tabblad ’Materiaalbibliotheek’ (’Material library’) worden alle eigenschappen opgesomd van het gamma profielen, verbindingsstukken en bouten dat gebruikt kan worden voor het opstellen van een volledige structuur. • Eerst zijn de eigenschappen van alle Sigma- en Zed-profielen, zowel enkele als dubbele profielen, opgesomd. Deze eigenschappen zijn onder andere de geometrische eigenschappen, zoals de dikte t en de afmetingen van de flenzen en de lijven. Daarnaast worden ook de eigenschappen van de bruto en de effectieve doorsnede weergegeven. In bijlage A worden de effectieve doorsneden van deze profielen bepaald. Vervolgens wordt ook de massa per strekkende meter opgesteld. Om de prijs te berekenen, wordt voor de profielen de prijs per strekkende meter vermenigvuldigd met het aantal strekkende meter. Om de kostprijs per strekkende meter te begroten, wordt de massa per strekkende meter vermenigvuldigd met een richtprijs die overeenstemt met 1 /kg.


213

Prijsactualisatie kan door de gebruiker worden doorgerekend door middel van een prijsfactor op de profielsecties. Ten slotte wordt de staalsoort voor elk profiel aangegeven. Alle Sigma-profielen zijn vervaardigd uit staal S350. Dit betekent dat de vloeigrens fy gelijk is aan 350 N/mm2 en de bezwijkspanning fu gelijk aan 410 N/mm2 . De Zed-profielen met een hoogte van 250 mm of 300 mm behoren eveneens tot staalsoort S350. Alle andere Zed-profielen, dus met hoogtes van 140 mm tot 220 mm, behoren tot staalsoort S280. Zij hebben dus een vloeigrens fy gelijk aan 280 N/mm2 en een bezwijkspanning fu met een waarde van 350 N/mm2 . • Voor de windverbanden wordt gebruik gemaakt van RAIL-profielen. Drie types van deze RAILprofielen zijn beschikbaar, namelijk R20, R50 en R250. Deze profielen zijn van staalsoort S280. Enkele eigenschappen, waaronder de massa per strekkende meter, worden weergegeven. De kostprijs per strekkende meter wordt op een analoge manier bepaald als voor de profielen. Dezelfde prijsfactor als bij de profielen wordt ingerekend. • Vervolgens worden de verbindingsstukken opgesomd. Een onderscheid wordt gemaakt voor de middenspanten en voor de voorste en achterste gevel. Voor een middenspant zijn de kolomvoet, het hoekstuk, het nokstuk en de verbindingsstukken van de trekstaaf opgegeven. Voor de vooren achtergevel zijn dezelfde verbindingsstukken als in het geval van een middenspant opgesomd met uitzondering van de trekstaaf. Drie verbindingsstukken zijn echter toegevoegd aan het lijstje, namelijk de L-stukken die als oplegging voor de daken wandgordingen dienen en de verbindingsstukken van de extra kolom, zowel met de ligger als met de fundering. Naast het type verbindingsstuk wordt ook telkens het nummer en de prijs per stuk opgegeven. De prijs van de verbindingsstukken wordt net als bij de profielen bepaald aan de hand van de massa van het verbindingsstuk. Deze massa is gerelateerd aan de geometrie die ingegeven is in het tabblad ’Verbindingen’. Als bijvoorbeeld voor een kleinere structuur kolomvoeten met een dunnere voetplaat voorzien worden, dan zal de massa en dus ook de prijs kleiner zijn. De prijs is dus afhankelijk van het ontwerp dat gedeeltelijk door de gebruiker ingevuld moet worden. Voor de verbindingsstukken wordt eveneens een eenheidsprijs van 1 /kg vooropgesteld. De gebruiker kan ook hier een andere prijsfactor voor de verbindingsstukken die prijsactualisatie toelaat en die eveneens prijsverschillen in functie van de projectgrootte kunnen bevatten. • Daarnaast zijn ook de verbindingsstukken voor de windverbanden en een aantal speciale verbindingen voorzien, die zelf ingevuld kunnen worden naargelang de structuur. Deze speciale verbindingen zijn bijvoorbeeld een deur waarvan het frame is opgebouwd uit Z-profielen. Ook wordt een kolom weergegeven met de bouten en ankers waaronder de mechanische bouten en de chemische ankers. • Vervolgens worden de eigenschappen van de bouten aangegeven. De nominale waarden van de vloeigrens fyb en de treksterkte fub worden in functie van de sterkteklasse van de bouten in een eerste tabel weergegeven. Daarnaast worden de boutdoorsneden A en AS en de spoed p in functie van de boutdiameter d aangegeven. De laatste tabel stelt dm , het gemiddelde van de ingeschreven en omschreven cirkel van de boutkop, voor in functie van de boutdiameter. Deze waarde is nodig voor het berekenen van de grensponskracht. • De prijs van de wanden dakpanelen wordt aangegeven per eenheidsoppervlakte. Voor enkele speciale afwerkingsonderdelen, namelijk een windveer, een nokstuk en een hoekprofiel, wordt de prijs per strekkende meter opgegeven. • De verbindingsstukken zijn gemaakt uit één van de volgende drie staalsoorten S235, S275 of S355. De bijbehorende waarden van fy en fu worden opgesteld. Ten slotte wordt voor de lassen de correlatiefactor βW in functie van de staalsoort van het zwakst verbonden onderdeel weergegeven.


E.9

214

Prijsberekening (Price-calculator)

In het tabblad ’Prijsberekening’ (Price-calculator) wordt de kostprijs van de gehele structuur berekend uitgaande van de gegevens die ingevoerd worden in het rekenblad. Deze prijsberekening wordt onderverdeeld in zes delen: een middenspant, de voorgevel, de achtergevel, de wanden dakgordingen, de windverbanden en de bouten en ankers. In elk deel wordt aangegeven welke gegevens door de gebruiker ingevuld moeten worden en welke gegevens automatisch berekend worden. Door de prijzen van elk deel op te tellen, wordt de totale prijs van de structuur verkregen. De prijs van de profielen en de prijs van de verbindingsstukken wordt afzonderlijk opgeteld zodat een beeld verkregen wordt van het aandeel van deze stukken in de totale prijs. • Middenspant De gebruiker moet zelf geen gegevens invoeren in dit deel van de prijsberekening. Eerst worden de onderdelen van een middenspant bekeken, namelijk de profielen en de verbindingsstukken. Van de kolom, de ligger en de trekstaaf worden automatisch het type profiel, de lengte en de prijs per eenheidslengte opgevraagd uit het tabblad ’Materiaalbibliotheek’. De totale kostprijs van de profielen van een middenspant wordt dan berekend door de som te nemen van de prijzen van de drie onderdelen. Daarna wordt de prijs van de verbindingsstukken van een middenspant bepaald. Deze verbindingsstukken zijn de kolomvoeten, de hoekstukken, het nokstuk en de verbindingsstukken van de trekstaaf. De prijs per verbindingsstuk wordt opgevraagd uit het tabblad ’Materiaalbibliotheek’ en wordt vermenigvuldigd met het aantal. De prijs van een verbindingsstuk is afhankelijk van zijn geometrische eigenschappen van het tabblad ’Verbindingen’, zoals beschreven is in bijlage E.9. De prijs van de profielen en de verbindingsstukken van één middenspant wordt vervolgens vermenigvuldigd met het aantal middenspanten. Op deze manier wordt de totale prijs van alle middenspanten verkregen. • Voorgevel Vervolgens wordt de totale prijs van de voorgevel bepaald. De gebruiker vult het type en het aantal extra profielen en verbindingsstukken in dat voorzien wordt in de voorgevel. Voor de standaardprofielen en -verbindingsstukken moeten geen gegevens ingegeven worden door de gebruiker. Voor de voorgevel worden eveneens de profielen en de verbindingsstukken bekeken. Echter wordt een onderscheid gemaakt tussen de profielen en verbindingsstukken die standaard aanwezig zijn en de profielen en verbindingsstukken die optioneel aangebracht zijn. De profielen die standaard voorzien zijn, zijn de kolommen, de liggers en de extra kolommen in de wand. Het aantal extra kolommen in de wand moet in het eerste tabblad ’Algemene geometrie’ ingevuld worden. Hier wordt automatisch naar dit aantal verwezen en wordt de prijs per extra kolom vermenigvuldigd met het aantal. Dus wanneer geen extra kolommen voorzien worden, wordt de prijs per extra kolom automatisch vermenigvuldigd met 0. De verbindingsstukken die standaard aanwezig zijn, zijn de kolomvoeten, de hoekstukken, het nokstuk en de verbindingsstukken van de extra kolommen, zowel met de ligger als met de fundering. Hun aantal, prijs per stuk en totale prijs worden automatisch berekend. De extra profielen moeten door de gebruiker zelf ingevuld worden. Hierbij wordt bijvoorbeeld verwezen naar een deur die voorzien wordt in de voorgevel. Deze speciale profielen zijn voorzien in het tabblad ’Materiaalbibliotheek’ en kunnen daar nog aangevuld worden. Hier moet de gebruiker dan enkel de naam van het speciale profiel en de lengte invullen. De prijs per


215

eenheidslengte wordt dan automatisch opgevraagd en de totale prijs wordt berekend. Voor de extra verbindingsstukken wordt dezelfde werkwijze toegepast. De gebruiker vult het type en het aantal verbindingsstukken in en de prijs wordt automatisch berekend aan de hand van de gegevens die in ’Materiaalbibliotheek’ zijn opgenomen. Door de prijzen van alle profielen en verbindingsstukken op te tellen, is de prijs van de volledige voorgevel gekend. • Achtergevel Voor de achtergevel is de werkwijze volledig analoog als voor de voorgevel. De gebruiker vult het type en het aantal extra profielen en verbindingsstukken in die voorzien worden in de structuur. De andere profielen en verbindingsstukken worden automatisch bepaald. De totale prijs van de achtergevel wordt dan berekend als de som van de prijzen van alle onderdelen. • Wand- en dakgordingen De gebruiker moet geen gegevens invullen in de prijsberekening van de wanden dakgordingen. Het type profiel, het aantal, de lengte en de prijs per eenheidslengte van beide gordingen worden automatisch berekend aan de hand van de gegevens uit de vorige tabbladen. Op deze manier wordt de prijs van de gordingen zelf bepaald. Bij de bepaling van het aantal wandgordingen wordt rekening gehouden met het al dan niet aanwezig zijn van wandgordingen in de vooren achtergevel. De L-stukken zijn de opleggingen van de wanden dakgordingen. De prijs van deze verbindingsstukken is opgenomen in het vorige tabblad ’Materiaalbibliotheek’. Het aantal wordt automatisch berekend aan de hand van het aantal wanden dakgordingen dat aanwezig is. Zo wordt de prijs van de verbindingsstukken van de wanden dakgordingen bepaald. De totale prijs van de wanden dakgordingen wordt verkregen door de prijs van de gordingen zelf en de verbindingsstukken op te tellen. • Windverbanden Voor de prijsberekening van de windverbanden moet de gebruiker geen gegevens invoeren. Ook hier worden het type profiel, het aantal, de lengte en de prijs per eenheidslengte van de windverbanden in het dak en in de wand automatisch berekend aan de hand van de gegevens uit de vorige tabbladen. De prijs van de windverbanden is dus gekend. Het aantal verbindingsstukken van de windverbanden wordt berekend door het aantal wanden dakgordingen te verdubbelen. De prijs per stuk wordt opgevraagd uit het tabblad ’Materiaalbibliotheek’ en wordt vermenigvuldigd met het aantal verbindingsstukken. Op deze manier is ook de prijs van de verbindingsstukken gekend. De totale prijs voor de windverbanden zelf en de verbindingsstukken wordt dan berekend door de som te nemen van de vorige twee termen. • Bouten en ankers De gebruiker moet het type bouten, gekenmerkt door de diameter en de sterkte, invullen. Voor de chemische ankers moet hij eveneens de diameter opgeven.


216

Het type bouten, gekenmerkt door de diameter en de sterkte, wordt automatisch bepaald aan de hand van de gegevens die ingevuld werden in het tabblad ’Verbindingen’ (bijlage E.6). Het aantal bouten wordt automatisch berekend aan de hand van het aantal bouten per verbindingsstuk in het tabblad ’Verbindingen’, het aantal verbindingsstukken per spant en het aantal spanten. Het totale aantal bouten wordt afgerond naar het bovenliggende honderdtal aangezien de bouten per 100 stuks verpakt zijn. De prijs per 100 stuks bouten is opgenomen in het tabblad ’Materiaalbibliotheek’. Voor de chemische ankers wordt op een analoge manier de prijs berekend, met uitzondering dat de prijs per anker gegeven is in ’Materiaalbibliotheek’ en dus het aantal chemische ankers niet op het bovenliggende honderdtal moeten afgerond worden.

E.10

Eindige Elementenberekening Lateraal (Finite Elements Lateral)

Dit tabblad beschrijft de laterale eindige elementenberekening. Ten gevolge van de windbelasting op de vooren achtergevel van de structuur ontstaan krachten in de windverbanden en in de kolommen. Deze elementen worden als BEAM-elementen beschouwd in deze eindige elementenberekening. De windbelasting op de vooren achtergevel is voor alle belastingscombinaties, zowel in uiterste als in gebruiksgrenstoestand, berekend in het tabblad ’Belastingsgevallen en belastingscombinaties’ (bijlage E.2). Deze belasting wordt uitgedrukt als een kracht per eenheidsoppervlakte en de grootte van deze belasting wordt hier voorgesteld als qw . De oppervlakte van de vooren achtergevel van de structuur die door de wind belast wordt, Af ront , wordt voorgesteld in figuur E.17 als de grijze oppervlakte. Dit is een veilige benadering voor de belaste oppervlakte.

Figuur E.16: Oppervlakte van de vooren achtergevel belast door de wind

Deze windbelasting veroorzaakt trekkrachten in de binnenste en buitenste windverbanden van het dak en in de windverbanden in de wand. Daarnaast veroorzaakt ze ook drukkrachten in de kolommen. De windbelasting en de krachten die ze opwekt in de elementen worden voorgesteld in figuren ?? en ??. De trekkrachten die door de windbelasting met grootte qw opgewekt worden in de binnenste windverbanden van het dak worden weergegeven door de volgende formule: F1 [N ] =

qw · Af ront · (n − 4) 2 · n · cos(αrf )

(E.73)

met als αrf de hoek tussen de windverbanden in het dak en de wandgordingen, zoals te zien is op figuur ??, en n als het aantal aangrijpingspunten van de windbelasting op de structuur. De trekkrachten die opgewekt worden in de buitenste windverbanden van de structuur zijn:


217

Figuur E.17: Krachten in de wanden dakgordingen vanwege de windbelasting

F2 [N ] =

qw · Af ront · (n − 2) 2 · n · cos(αrf )

(E.74)

Ten laatste worden de trekkrachten in de windverbanden van de wand ten gevolge van de windbelasting weergegeven door: F3 [N ] =

q · Af ront 2 · cos(αw )

(E.75)

waarbij αw de hoek tussen de windverbanden in de wand en de ligger voorstelt, zoals aangeduid is op figuur ??. De windbelastingen induceren echter ook drukkrachten in de kolommen, zoals te zien is in figuur ??. Deze drukkrachten worden weergegeven door de volgende formule: F4 [N ] =

qw · Af ront 2 · tan(αw )

(E.76)

Het geval dat voorgesteld wordt in figuur ?? heeft vijf aangrijpingspunten, dus n = 5. Hierdoor worden de volgende trekkrachten verkregen:

F1 = F2 = F3 =

qw · Af ront 10 · cos(αrf ) qw · Af ront · 3 10 · cos(αrf ) qw · Af ront 2 · cos(αw )


Figuur E.18: Knoopverplaatsingen van tweedimensionaal BEAMelement [4]

E.11

218

Figuur E.19: Snedekrachten in tweedimensionaal BEAM-element [4]

Eindige Elementenberekening Transversaal (Finite Elements Transversal)

De transversale eindige elementenberekening berekent de snedekrachten in de elf sneden van elk element van het spant. De elementen 1 tot en met 6, dit zijn de kolommen en de liggers, zijn tweedimensionale BEAM-elementen (figuur E.18). Deze werkwijze is analoog aan de berekening in CALFEM [4]. Eerst worden de coördinaten van de knopen bepaald aan de hand van de geometrische eigenschappen van de structuur. Voor elk element worden dan de beginen eindknoop vastgelegd. Elke knoop krijgt vervolgens drie vrijheidsgraden toegewezen, namelijk een verplaatsing in de horizontale en verticale richting en een rotatie rond de z-as. Voor elk element worden tenslotte de twee componenten van de aangrijpende kracht per eenheidslengte, qx en qy , getabelleerd, voor alle belastingscombinaties zowel in uiterste als in gebruiksgrenstoestand. Deze componenten zijn reeds bepaald in het tabblad ’Belastingsgevallen en belastingscombinaties’ (bijlage E.2). Voor elk element apart wordt dan de volgende werkwijze toegepast. Uit de coördinaten van de beginen de eindknoop van het element worden de richtingscosinussen bepaald volgens de volgende formules: x2 − x1 L y2 − y1 nyx = −nxy = L p 2 L = (x2 − x1 ) + (y2 − y1 )2

nxx = nyy =

(E.77) (E.78) (E.79)

waarin L de lengte is van het element. Vervolgens wordt de stijfheidsmatrix Ke van het element in het globale assenstelsel bepaald volgens de formule: e

K e = GT K G

(E.80)

BIJLAGE E. FUNCTIONALITEIT VAN DE TABBLADEN IN EXCEL-REKENBLAD waarin G de transformatiematrix is die de richtingscosinussen bevat:   nxx nyx 0 0 0 0  nyx nyy 0 0 0 0     0  0 1 0 0 0  G=  0 0 0 nxx nyx 0     0 0 0 nxy nyy 0  0 0 0 0 0 1

219

(E.81)

e

en K de stijfheidsmatrix van het element in het lokale asstenstelsel: 

EA L

 0   0 e K =  − EA  L  0 0

− EA L 0 0

0

0

12EI L3 6EI L2

6EI L2 4EI L

0

0

− 12EI L3

− 6EI L2

6EI L2

EA L

0 0

2EI L

0

0

− 12EI L3 − 6EI L2 0

6EI L2 2EI L

12EI L3 − 6EI L2

− 6EI L2

0

       

(E.82)

4EI L

De belastingsvector fle in het globale assenstelsel wordt samengesteld uit de componenten van de e aangrijpende krachten qx en qy . Deze vector wordt berekend uit de belastingsvector f l in het lokale assenstelsel door toepassing van de transformatiematrix G: e

fle = GT f l

(E.83)

waarin        e  fl =       

qx L 2 qy L 2 qy L2 12 qx L 2 qy L 2 qy L2 12

              

(E.84)

De bepaling van de snedekrachten is gebaseerd op de oplossingen van de volgende vergelijkingen: d2 u + qx = 0 dx2 d4 v EI 4 − qy = 0 dx

EA

(E.85) (E.86)

Uit deze vergelijkingen kunnen de verplaatsingen van het element bepaald worden als de som van de homogene en particuliere oplossing: u(x) u= = uh + up (E.87) v(x) waarin de homogene oplossing gegeven wordt door uh = N C−1 G ae

(E.88)


220

en de particuliere oplossing door

up =

up (x) v p (x)



qx L x 2EA

1−

x L



=

qy L2 x2 24EI

1−

x 2 L



(E.89) (E.90)

De homogene oplossing uh stelt de verplaatsingen voor ten gevolge van de equivalente knoopkrachten. Aangezien de elementen echter een verdeelde belasting hebben in plaats van krachten die in de knopen aangrijpen, wordt hierbij up opgeteld. Deze term levert dus een correctie voor de verdeelde belasting. De homogene oplossing uh wordt bepaald uit de volgende matrices: 1 x 0 0 0 0 N= 0 0 1 x x2 x3     C=   

1 0 0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 1 0 6 1 L 0 0 0 0 0 0 1 L L2 L3 0 0 0 1 2L 3L2

(E.91)

       

(E.92)

en uit de vector van de knoopverplaatsingen

   a =  e

u1 u2 .. .

    

(E.93)

u6 Aangezien zowel de begin- als de eindknoop drie vrijheidsgraden heeft, bestaat deze vector uit 6 elementen. u1 geeft de verplaatsing in de horizontale richting weer, u2 de verplaatsing in verticale richting en u3 de rotatie van de beginknoop weer. u4 , u5 en u6 kunnen analoog opgesteld worden voor de eindknoop. Het opstellen van deze verplaatsingsvectoren volgt uit de volgende vergelijkingen:

(E.94)

P = KU e

U

e

e

= a =L U X K = LeT Ke Le

(E.95) (E.96)

e

P is een [n×1] kolomvector met de uitwendige lasten in de knopen. n is gelijk aan het aantal vrijheidsgraden per knoop vermenigvuldigd met het totaal aantal knopen. Deze matrix P wordt opgesteld aan de hand van de belastingsvectoren fle van de elementen. Voor elke knoop worden de krachten bepaald die volgens de drie vrijheidsgraden aangrijpen. Knopen waarin twee of meer elementen samenkomen, moeten de knoopkrachten van al deze elementen inrekenen. K is de globale stijfheidsmatrix, die aan de hand van de locatiematrices samengesteld wordt uit de stijfheidsmatrices van de elementen Ke . Uit vergelijking (E.94) kan de globale verplaatsingsvector U bepaald worden. De locatiematrix Le


Figuur E.20: Knoopverplaatsingen van tweedimensionaal BARelement [4]

221

Figuur E.21: Normaalkracht in tweedimensionaal BAR-element [4]

zorgt er voor dat de verplaatsingen van de elementen juist terechtkomen in deze [n × 1]-kolomvector U. Op deze manier kunnen dus de matrices ae bepaald worden. In het rekenblad wordt een eenvoudigere mathematische vorm van deze vergelijkingen ingevoerd die echter hetzelfde resultaat geeft. Deze mathematische vorm wordt beschreven in de matlab-file over een tweedimensionaal BEAM-element. Voor elke belastingscombinatie, zowel in uiterste als in gebruiksgrenstoestand, worden u(x) en v(x) berekend in de elf sneden van het element volgens vergelijking (E.87). De snedekrachten in elk van de elf sneden kunnen dan berekend worden uit deze verplaatsingen van het element volgens de vergelijkingen:

N V M

du dx d3 v = −EI 3 dx d2 v = EI 2 dx = EA

(E.97) (E.98) (E.99)

Element 7, de trekstaaf, is een tweedimensionaal BAR-element (figuur E.20). Deze werkwijze is analoog aan de berekening in CALFEM [4]. De stijfheidsmatrix Ke van het element in het globale assenstelsel bepaald volgens vergelijking (E.80) waarin G de transformatiematrix is die de richtingscosinussen bevat: nxx nyx 0 0 G= (E.100) 0 0 nxx nyx De normaalkracht in het BAR-element (figuur E.21) wordt dan bepaald aan de hand van de volgende formule: N=

E ·A −1 1 · G · ae L

(E.101)


222

waarin ae een matrix is die de knoopverplaatsingen in het globale assenstelsel bevat: ae =

u1 u2 u3 u4

T

(E.102)

De normaalkracht kan dus geschreven worden als volgt: N=

E ·A · (−u1 + u4 ) L

(E.103)

en de verplaatsing van een punt x van het element wordt gegeven door: x L x v = u2 + (u5 − u2 ) · L

u = u1 + (u4 − u1 ) ·

E.12

Berekeningsvoorbeeld

(E.104) (E.105)

Ontwerp van 3D-structuren met koudgevormde staalprofielen klasse 4: theorie, praktijk en realiteit

Recommend Documents