Het ontwerp van een hogesterkte, isolerende steen voor betonconstructies

Transcriptie

1 Het ontwerp van een hogesterkte, isolerende steen voor betonconstructies Jonas Van Hee, Floor Waerenburgh Promotoren: prof. Patrick Ampe, prof. dr. ir. Veerle Boel Masterproef ingediend tot het behalen van de academische graad van Master of Science in de industriële wetenschappen: bouwkunde Vakgroep Industriële Technologie en Constructie Voorzitter: prof. Marc Vanhaelst Faculteit Ingenieurswetenschappen en Architectuur Academiejaar

2

3 Het ontwerp van een hogesterkte, isolerende steen voor betonconstructies Jonas Van Hee, Floor Waerenburgh Promotoren: prof. Patrick Ampe, prof. dr. ir. Veerle Boel Masterproef ingediend tot het behalen van de academische graad van Master of Science in de industriële wetenschappen: bouwkunde Vakgroep Industriële Technologie en Constructie Voorzitter: prof. Marc Vanhaelst Faculteit Ingenieurswetenschappen en Architectuur Academiejaar

4 Voorwoord In het begin van dit schooljaar leek deze opdracht, voorlopig nog zonder enige specifieke vorm, een hele uitdaging. Stap voor stap werkten we samen om uiteindelijk deze masterproef voor te leggen. Echter kon dit niet zonder enige steun of hulp, waarvoor wij enkele woorden van dank willen uitbrengen. Eerst en vooral willen wij onze promoteren prof. Patrick Ampe en prof. dr. ir. Veerle Boel bedanken. Enerzijds voor het interessante onderwerp die ons werd toegekend en vervolgens voor hun inzichten. Daarnaast zouden we graag ir. Leo Van Cauter bedanken voor de begeleiding gedurende deze volledige masterproef en om een aanspreekpunt te zijn voor onze verschillende vragen met bijhorende adviezen. Voor het uitvoeren van ons onderzoek en het opstellen van onze isolerende steen hadden wij nood aan bepaalde onderdelen. Hiervoor willen wij Lucien Van Boxstael en Kristof De Sutter bedanken voor het zagen van deze onderdelen en voor het meedelen van hun praktische ervaringen. Een laatste, maar daarom niet minder gemeende bedanking willen wij graag richten naar onze families en vrienden. Dit om ons gedurende deze, soms moeilijke, tijden te blijven steunen. "De auteurs geven de toelating deze masterproef voor consultatie beschikbaar te stellen en delen van de masterproef te kopiëren voor persoonlijk gebruik. Elk ander gebruik valt onder de beperkingen van het auteursrecht, in het bijzonder met betrekking tot de verplichting de bron uitdrukkelijk te vermelden bij het aanhalen van resultaten uit deze masterproef." "The author(s) gives (give) permission to make this master dissertation available for consultation and to copy parts of this master dissertation for personal use. In the case of any other use, the limitations of the copyright have to be respected, in particular with regard to the obligation to state expressly the source when quoting results from this master dissertation." Datum: 12/06/2014 Handtekening: Jonas Van Hee Floor Waerenburgh i

5 Overzicht 1 Druksterkte 2 Hoogbouw 3 Honingraatstructuur 4 λ-waarde 5 Kimblok Het ontwerp van een hogesterkte, isolerende steen voor betonconstructies Jonas Van Hee, Floor Waerenburgh Promotoren: prof. Patrick Ampe, prof. dr. ir. Veerle Boel Masterproef ingediend tot het behalen van de academische graad van Master of Science in de industriële wetenschappen: bouwkunde Vakgroep Industriële Technologie en Constructie Voorzitter: prof. Marc Vanhaelst Faculteit Ingenieurswetenschappen en Architectuur Academiejaar ii

6 Abstract In today s offerings concerning insulating bricks with a thermal conductivity <0,2 W/mK aimed at high-rise building, few enterprises present an equilibrium between low value insulating bricks with high compressive strength. Furthermore, little or no literature was found on the subject of insulating bricks used in high-rise buildings underneath pre-cast concrete walls or columns. In this research paper we aim to examine and manufacture a possible insulating brick consisting of a low thermal conductivity value and a high compressive strength value. To obtain that objective, an theoretical/practical insulating brick is introduced. First of all, different models are designed, each using an honeycomb structure with slightly different surfaces and wall thicknesses. There were three insulating bricks manufactured based on the model with the lowest thermal conductivity value, using low-shrink mortar for the load-bearing structure of the brick. These specimens were tested under compressive strength. Beside the constructed bricks, simulations were made Ansys, an finite elements program. This to simulate the stresses and strains of the theoretical insulating brick. The insulating brick corresponded with a thermal conductivity of 0,0537W/mK and a mean compressive strength of 10,51 N/mm². Finally, the λ-values were calculated theoretically. When, for the theoretical model of the λ-value with the associated practical defined compressive strength is compared in relation to the current available insulating bricks, it can be established that both the λ-value as the compressive strength of the stone produces good results and is able to compete with these current stones. These results could be further optimized if another material were used which has a higher compressive strength than the currently used low-shrink grout. This brick could be theoretically applied in high-rise building. The brick which was modeled in the finite element software ANSYS Workbench has a certain resemblance to reality. De isolerende stenen die op de huidige markt aangeboden worden met combinatie van een lage λ- waarde en een hoge waarde voor de druksterkte, zijn moeilijk te vinden, dit op één marktspeler na. Verder werd weinig tot geen literatuur gevonden omtrent het bestaan van kimblokken die toegepast werden onder prefab wanden/kolommen (bv. hoogbouw). Als probleemstelling zal onderzocht worden of het mogelijk is een isolerende steen te creëren die zowel een zo hoog mogelijke druksterkte combineert met een zo laag mogelijke λ-waarde. Dit opdat ze toegepast zou kunnen worden als aanvaardbare bouwknoop in bv. hoogbouw. Er werden enkele soorten draagstructuren ontworpen, waarbij de wanddiktes variëren. Op een van deze draagstructuren werden drie stenen praktisch uitgewerkt en beproefd op de druksterkte. Daarnaast werden de verschillende modellen gesimuleerd met behulp van de software ANSYS Workbench, waaruit de spanningen en vervormingen werden berekend. Tot slot werden de λ-waarden theoretisch berekend. Wanneer voor het theoretisch model de λ-waarde met de bijhorende praktisch bepaalde druksterkte vergeleken wordt ten opzichte van de hedendaagse beschikbare isolerende stenen, kan vastgesteld worden dat zowel de λ-waarde als de druksterkte van de steen goede resultaten oplevert en met deze stenen kan concurreren. Deze resultaten zouden nog geoptimaliseerd kunnen worden indien gebruik gemaakt zou worden van een andere materiaal, die een hogere druksterkte heeft dan de nu toegepaste krimparme gietmortel. Deze steen zou dan theoretisch toegepast kunnen worden in hoogbouwstructuren. In verband met de theoretische steen, gemodelleerd in de eindige elementen software werd de conclusie getrokken dat deze een realistische toetsing aan de werkelijkheid was. iii

7 Inhoudsopgave VOORWOORD... I OVERZICHT... II ABSTRACT... III INHOUDSOPGAVE... IV LIJST VAN BIJLAGEN... VI LIJST VAN AFBEELDINGEN... VII LIJST VAN FIGUREN... XII LIJST VAN TABELLEN... XIV LIJST VAN AFKORTINGEN EN SYMBOLEN... XVI INLEIDING... 1 DEEL 1: LITERATUURSTUDIE EPB-REGELGEVING Algemeen Bouwknopen KIMBLOKKEN Inleiding Soorten isolatiestenen/kimblokken POLYURETHAAN Productieproces Eigenschappen Soorten PUR BETON Inleiding Eigenschappen Zelfverdichtend beton Hoge-sterktebeton Ultrahogesterktebeton Vezels Testen van mechanische eigenschappen Vormproef Normen MORTELS Warmtebehandelingen Krimpgedrag DEEL 2: ONDERZOEK PROBLEEMSTELLING ONDERZOEKSAANPAK EN ONDERZOEKSMETHODIEK Onderzoeksaanpak Onderzoeksmethodiek GEBRUIKTE NORMEN iv

8 3.1 NBN EN NBN EN VORM EN VERHOUDINGEN DE VERSCHILLENDE ONTWERPEN VAN DE ISOLERENDE STENEN PRAKTISCHE UITVOERING VAN STEEN TYPE 1 MET WANDDIKTE 10 MM Bekisting Materiaalkeuze dragende structuur Vervaardigen van prismatische proefstukken Ontkistingsmethode Algemeen besluit van de bekistingsontwerp Aanbevelingen naar volgende jaren i.v.m. bekisting en mortel Voordien bedachte bekistingsontwerpen en de aanpassingen om tot de huidige bekistingsontwerpen te komen BEREKENING Λ- WAARDE De λ-waarde volgens de horizontale richting De λ-waarde volgens de verticale richting Resultaten conclusie resultaten DRUKSTERKTEBEREKENINGEN Druksterkte theoretisch berekening Druksterkte praktische proeven Besluit m.b.t. de druksterkte dragende structuur van de isolerende steen ANSYS WORKBENCH Toelichting begrippen Handleiding ANSYS Workbench Bespreking resultaten BREUKANALYSE Steen Steen Steen Algemene conclusie van de breukanalyse voor de 3 beproefde stenen DEEL 3: ALGEMEEN BESLUIT SAMENVATTING EN CONCLUSIES BEPERKINGEN VAN HET ONDERZOEK AANBEVELINGEN VOOR VERDER ONDERZOEK REFERENTIELIJST v

9 Lijst van bijlagen Bijlage A Bijlage B Bijlage C Bijlage D Technische fiche Triconomic special Berekeningen λ- waarden Berekeningen druksterkte Ansys modellen vi

10 Lijst van afbeeldingen Afbeelding 1: Cellenbeton (Chaudoir, 2013) Afbeelding 2: Cellulair glas("kunst en cultuur beschermd met aandacht voor de toekomst," 2012) Afbeelding 3: J-ring ("J-ring,") Afbeelding 4: Abrahams kegel ("Theoretische vorming bouw,") Afbeelding 5: Bekistingsontwerp 1 (houten bekisting; links), bekistingsontwerp 2 (hout en EPS bekisting; rechts) Afbeelding 6: Stortklaar bekistingsontwerp 1 (links), stortklaar bekistingsontwerp 2 (rechts) Afbeelding 7: Koker onderdeel kopstuk van zeshoekig koker randbekistingsonderdeel (2x) trogvormig onderdeel kopstuk trogvormig bekistingsonderdeel Afbeelding 8: Zeshoekige koker Afbeelding 9: Zaagtandvormige randbekisting Afbeelding 10: Houtlijm (links), trogvormige randbekisting met en zonder kopstukken (rechts) Afbeelding 11: Bovenaanzicht koker met 2 ingeslepen gleufjes (links), koker omtrek met afgeplakt gleufje (rechts) Afbeelding 12: Kopstuk met twee nagels (links), koker opgehangen tussen twee kopstukken die voorzien zijn van nagels (rechts) Afbeelding 13: Afgeplakt met plakband en gedeeltelijk gelijmde koker met kopstuk Afbeelding 14: Spleet tussen zijplaat en randbekisting Afbeelding 15: Aftekenen van bekistingsvorm (rechts), kopstukken bevestigd op onderplaat (links) Afbeelding 16: Vastgeschroefde kopstukken Afbeelding 17: De kokers vastgelijmd op vastgeschroefde kopstukken Afbeelding 18: Houten bekisting zonder zijplaten Afbeelding 19: Met silicone afgedichte randbekisting (links), samengedrukte bekisting m.b.v. sergeant klemmen Afbeelding 20: Vernevelen van bekistingsolie Afbeelding 21: Zeshoekige kokeronderdeel uit EPS Afbeelding 22: EPS bekistingsonderdelen; zeshoekige koker trogvormige randbekisting Afbeelding 23: Zaagtandvormige randbekisting Afbeelding 24: Aftekenen bekistingsvorm Afbeelding 25: Houten-EPS bekisting zonder zijplaten Afbeelding 26: Bekistingsmodel Afbeelding 27: Samengedrukte bekisting m.b.v. sergeant klemmen Afbeelding 28: Afstrijken met zigzaggende beweging Afbeelding 29: Afdekken van gestorte isolerende steen met plastiek folie Afbeelding 30: Onder water nabehandelen van de ontkiste proefstukken Afbeelding 31: Ontkisting van de zijplaten Afbeelding 32: Losschroeven van de kopstukken Afbeelding 33: Ontkisten van de trogvormige randbekisting m.b.v. vijs Afbeelding 34: Boren van gat in kopstukken van de zeshoekige koker Afbeelding 35: De kopstukken verwijderen totdat middenstuk zichtbaar is m.b.v. hamer en beitel Afbeelding 36: Middenstuk koker tijdens het ontkisten (links) en na ontkisten (rechts) vii

11 Afbeelding 37: Middenstuk kokervormige bekisting uit de steen verwijderen (links), eindresultaat (rechts) Afbeelding 38: Aanduiding onvolmaaktheid en schade aan de isolerende steen na ontkisten Afbeelding 39: Ontkisten zijplaat Afbeelding 40: Ontkisten bovenplaat Afbeelding 41: Vooraanzicht ontkist proefstuk Afbeelding 42: Bekistingsonderdelen Afbeelding 43: Houten zeshoekig bekistingskoker (links), EPS zeshoekige bekistingskoker (rechts) Afbeelding 44: Voor en achterzijde bekistingsontwerp 1 (hout) Afbeelding 45: Voor en achterzijde bekistingsontwerp 2 (hout-eps) Afbeelding 46: 3D model van de draagstructuur van de stisolerende steen in Ansys Afbeelding 47: Keuze static structural in analysis system Afbeelding 48: Inladen nieuwe geometrie Afbeelding 49: Controle van materialen in bibliotheek Afbeelding 50: Materiaalkeuze en parameteraanvullingen Afbeelding 51: Startscherm voor verdere aanvullingen Afbeelding 52: Instellen correcte lengte-eenheid Afbeelding 53: Instellingen algemene eenheden Afbeelding 54: Toekennen materiaaleigenschappen en parameters Afbeelding 55: Instellen van de meshgrootte Afbeelding 56: Resultaat van de mesh Afbeelding 57: Verschillende functies die op de structuur kunnen worden toegepast Afbeelding 58: Toekennen van kracht op een zijde van de steen Afbeelding 59: Grootte van de kracht instellen Afbeelding 60: Richting van de kracht instellen Afbeelding 61: Ondersteuning van de dragende structuur instellen Afbeelding 62: Gekozen opties bij solve Afbeelding 63:Foutmelding Afbeelding 64: Handmatig ingestelde grenswaarden van kleurenpatroon (vervorming) Afbeelding 65: Vervormingsresultaat van steen type 1 met wanddikte 10 mm: vooraanzicht (links) 3D model (rechts) Afbeelding 66: Vervormingsresultaat van steen type 1 met wanddikte 12 mm: vooraanzicht (links) - 3D model (rechts) Afbeelding 67: Vervormingsresultaat van steen type 1 met wanddikte 14 mm: vooraanzicht (links) - 3D model (rechts) Afbeelding 68: Vervormingsresultaat van steen type 1 met wanddikte 16 mm: vooraanzicht (links) - 3D model (rechts) Afbeelding 69: Handmatig ingestelde grenswaarden van kleurenpatroon (spanning) Afbeelding 70: Spanningsresultaat van steen type 1 met wanddikte 10 mm: vooraanzicht (links) - 3D model (rechts) Afbeelding 71: Spanningsresultaat van steen type 1 met wanddikte 12 mm: vooraanzicht (links) - 3D model (rechts) Afbeelding 72: Spanningsresultaat van steen type 1 met wanddikte 14 mm: vooraanzicht (links) - 3D model (rechts) Afbeelding 73: Spanningsresultaat van steen type 1 met wanddikte 16 mm: vooraanzicht (links) - 3D model (rechts) Afbeelding 74: Spanningsresultaat van steen type 1 met wanddikte 10 mm: bovenaanzicht (links) - onderaanzicht (rechts) viii

12 Afbeelding 75: Spanningsresultaat van steen type 1 met wanddikte 12 mm: bovenaanzicht (links) - onderaanzicht (rechts) Afbeelding 76: Spanningsresultaat van steen type 1 met wanddikte 14 mm: bovenaanzicht (links) - onderaanzicht (rechts) Afbeelding 77: Spanningsresultaat van steen type 1 met wanddikte 16 mm: bovenaanzicht (links) - onderaanzicht (rechts) Afbeelding 78: Spanningsresultaat van steen type 1 met wanddikte 10 mm: onderaanzicht 3D model Afbeelding 79: Spanningsresultaat van steen type 1 met wanddikte 16 mm: onderaanzicht 3D model Afbeelding 80: Vervormingsresultaat van stenen type 1 (wanddikte 10 mm) met nul wachtstaven (links); met twee wachtstaven (midden); met vier wachtstaven (rechts): Vooraanzicht Afbeelding 81: Spanningsresultaat van stenen type 1 (wanddikte 10 mm) met twee wachtstaven (links) en met vier wachtstaven (rechts): 3D model Afbeelding 82: Spanningsresultaat van stenen type 1 (wanddikte 10 mm) met twee wachtstaven (links) en met vier wachtstaven (rechts): bovenaanzicht Afbeelding 83: Vervormingsresultaat van stenen type 1 (wanddikte 16 mm) met nul wachtstaven (links); met twee wachtstaven (midden); met vier wachtstaven (rechts): vooraanzicht Afbeelding 84: Spanningsresultaat van stenen type 1 (wanddikte 16 mm) met twee wachtstaven (links) en met vier wachtstaven (rechts): 3D model Afbeelding 85: Spanningsresultaat van stenen type 1 (wanddikte 16 mm) met twee wachtstaven (links) en met vier wachtstaven (rechts): bovenaanzicht Afbeelding 86: Handmatig ingestelde grenswaarden van kleurenpatroon (vervorming) Afbeelding 87: Vervormingsresultaat van steen type 2 met wanddikte 10 mm: vooraanzicht (links) - 3D model (rechts) Afbeelding 88: Vervormingsresultaat van steen type 2 met wanddikte 12 mm: vooraanzicht (links) - 3D model (rechts) Afbeelding 89: Vervormingsresultaat van steen type 2 met wanddikte 14 mm: vooraanzicht (links) - 3D model (rechts) Afbeelding 90: Vervormingsresultaat van steen type 2 met wanddikte 15 mm: vooraanzicht (links) - 3D model (rechts) Afbeelding 91: Handmatig ingestelde grenswaarden van kleurenpatroon (spanning) Afbeelding 92: Spanningsresultaat van steen type 2 met wanddikte 10 mm: vooraanzicht (links) - zijaanzicht (rechts) Afbeelding 93: Spanningsresultaat van steen type 2 met wanddikte 12 mm: vooraanzicht (links) - zijaanzicht (rechts) Afbeelding 94: Spanningsresultaat van steen type 2 met wanddikte 14 mm: vooraanzicht (links) - zijaanzicht (rechts) Afbeelding 95: Spanningsresultaat van steen type 2 met wanddikte 15 mm: vooraanzicht (links) - zijaanzicht (rechts) Afbeelding 96: Spanningsresultaat van steen type 2 met wanddikte 10 mm: bovenaanzicht (links) - onderaanzicht (rechts) Afbeelding 97: Spanningsresultaat van steen type 2 met wanddikte 12 mm: bovenaanzicht (links) - onderaanzicht (rechts) Afbeelding 98: Spanningsresultaat van steen type 2 met wanddikte 14 mm: bovenaanzicht (links) - onderaanzicht (rechts) Afbeelding 99: Spanningsresultaat van steen type 2 met wanddikte 15 mm: bovenaanzicht (links) - onderaanzicht (rechts) Afbeelding 100: Spanningsresultaat van steen type 2 met wanddikte 10 mm: onderaanzicht 3D model Afbeelding 101: spanningsresultaat steen type 2 met wanddikte 15 mm: onderaanzicht 3D model ix

13 Afbeelding 102: Vervormingsresultaat van stenen type 2 (wanddikte 10 mm) met nul wachtstaven (links); met twee wachtstaven (midden); met vier wachtstaven (rechts): vooraanzicht Afbeelding 103: Spanningsresultaat vaan stenen type 2 (wanddikte 10 mm) met twee wachtstaven (links) en met vier wachtstaven (rechts): 3D model Afbeelding 104: Spanningsresultaat van stenen type 2 (wanddikte 10 mm) met twee wachtstaven (links) en met vier wachtstaven (rechts): bovenaanzicht Afbeelding 105: Vervormingsresultaat van stenen type 2 (wanddikte 15 mm) met nul wachtstaven (links); met twee wachtstaven (midden); met vier wachtstaven (rechts): vooraanzicht Afbeelding 106: Spanningsresultaat van stenen type 2 (wanddikte 15 mm) met twee wachtstaven (links) en met vier wachtstaven (rechts): 3D model Afbeelding 107: Spanningsresultaat van stenen type 2 (wanddikte 15 mm) met twee wachtstaven (links) en met vier wachtstaven (rechts): bovenaanzicht Afbeelding 108: Zijkant steen 1 onbelaste toestand na drukbelasting theoretisch spanningsmodel Afbeelding 109: Zijkant steen 1 onbelaste toestand na drukbelasting theoretisch spanningsmodel legende spanningen Afbeelding 110: Voorzijde steen 1 onbelast Afbeelding 111: Voorzijde steen 1 na drukbelasting Afbeelding 112: Theoretisch spanningsmodel steen 1 voorzijde legende spanningen Afbeelding 113: Achterzijde steen 1 onbelast Afbeelding 114: Achterzijde steen 1 na drukbelasting Afbeelding 115: Theoretisch spanningsmodel steen 1 achterzijde legende spanningen Afbeelding 116: Bovenzijde steen 1 onbelast Afbeelding 117: Bovenzijde steen 1 na drukbelasting Afbeelding 118: Theoretisch spanningsmodel steen 1 bovenzijde - legende spanningen Afbeelding 119: Onderzijde steen 1 onbelast Afbeelding 120: Onderzijde steen 1 na drukbelasting Afbeelding 121: Midden doorsnede steen 1 na drukbelasting Afbeelding 122: Theoretisch spanningsmodel steen 1 onderzijde - legende spanningen Afbeelding 123: Zijkant steen 2 onbelaste toestand na drukbelasting theoretisch spanningsmodel Afbeelding 124: Zijkant steen 2 onbelaste toestand na drukbelasting theoretisch spanningsmodel legende spanningen Afbeelding 125: Voorzijde steen 2 onbelast Afbeelding 126: Voorzijde steen 2 na drukbelasting Afbeelding 127: Theoretisch spanningsmodel steen 2 voorzijde legende spanningen Afbeelding 128: Achterzijde steen 2 onbelast Afbeelding 129: Achterzijde steen 2 na drukbelasting Afbeelding 130: Theoretisch spanningsmodel steen 2 achterzijde legende spanningen Afbeelding 131: Bovenzijde steen 2 onbelast Afbeelding 132: Bovenzijde steen 2 na drukbelasting Afbeelding 133: Theoretisch spanningsmodel steen 2 bovenzijde legende spanningen Afbeelding 134: Onderzijde steen 2 onbelast Afbeelding 135: Onderzijde steen 2 na drukbelasting Afbeelding 136: Midden doorsnede steen 2 na drukbelasting Afbeelding 137: Theoretisch spanningsmodel steen 2 onderzijde legende spanningen Afbeelding 138: Zijkant onbelaste toestand steen 3 na drukbelasting theoretisch spanningsmodel Afbeelding 139: Zijkant onbelaste toestand steen 3 na drukbelasting theoretisch spanningsmodel legende spanningen Afbeelding 140: Voorzijde steen 3 onbelast x

14 Afbeelding 141: Voorzijde steen 3 na drukbelasting Afbeelding 142: Theoretisch spanningsmodel steen 3 voorzijde legende spanningen Afbeelding 143: Achterzijde steen 3 onbelast Afbeelding 144: Achterzijde steen 3 na drukbelasting Afbeelding 145: Theoretisch spanningsmodel steen 3 achterzijde legende spanningen Afbeelding 146: Bovenzijde steen 3 onbelast Afbeelding 147: Bovenzijde steen 3 na drukbelasting Afbeelding 148: Theoretisch spanningsmodel steen 3 bovenzijde legende spanningen Afbeelding 149: Onderzijde steen 3 onbelast Afbeelding 150: Onderzijde steen 3 na drukbelasting Afbeelding 151: Midden doorsnede steen 3 na drukbelasting Afbeelding 152: Theoretisch spanningsmodel steen 3 onderzijde legende spanningen xi

15 Lijst van figuren Figuur 1: Hernieuwbare energie bij verschillende type woningen (Vlaamse energie agentschap, 2012).. 5 Figuur 2: Aanduiding plaats van lineaire bouwknopen (PAThB2010, 2010b)... 7 Figuur 3: Aansluiting tussen binnen- en buitenomgeving en AOR vormt steeds een bouwknoop (PAThB2010, 2010b)... 8 Figuur 4: Waar een buitengevel aansluit op een muur die zich bevindt op de perceelsgrens, ontstaat een lineaire bouwknoop (PAThB2010, 2010b)... 8 Figuur 5: Een lijnvormige onderbreking van de isolatielaat door een slechter isolerend materiaal vormt steeds een lineaire bouwknoop. (PAThB2010, 2010b)... 9 Figuur 6: Geen lineaire bouwknoop indien de isolatieonderbreking van muur met de scheidingsconstructie zich volledig in contact met de volle grond bevindt(pathb2010, 2010b)... 9 Figuur 7:Voorbeelden van puntbouwknopen(pathb2010, 2010b) Figuur 8: Warmteoverdracht coëfficiënt Ht (Ht= Hd+Hg+Hu) (PAThB2010, 2010b) Figuur 9: Tweedimensionale warmtestromen Φ2D warmtestroom volgens de eendimensionale referentie Φ1D (PAThB2010, 2010a; W. PAThB2010, 2010c) Figuur 10: Detaillering buiten- en binnenhoek (PAThB2010, 2010a) Figuur 11: Principeschema voor een EPB-aanvaarde bouwknoop(pathb2010, 2010a) Figuur 12: Weg van de warmtestroom met de minste weerstand(pathb2010, 2010a) Figuur 13: Weg van de minste weerstand moet >= 1m(PAThB2010, 2010a) Figuur 14: Moeilijk opsplitsbare combinatie van lineaire bouwknopen(pathb2010, 2010a) Figuur 15: Voorbeeld van gecombineerde bouwknoop(pathb2010, 2010a) Figuur 16: Koudebrug bij fundering (Milieuadvieswinkel) Figuur 17: Cellenbetonsteen om koudebrug te vermijden bij de funderingsaanzet(milieuadvieswinkel). 22 Figuur 18:Verkeerde plaatsing van isolatie bij ramen(milieuadvieswinkel) Figuur 19: Mogelijke oplossing tegen koudebrug t.h.v. van raam(milieuadvieswinkel) Figuur 20: Verkeerde plaatsing isolatie bij raamdorpel(milieuadvieswinkel) Figuur 21:Correcte plaatsing isolatie bij raamdorpel(milieuadvieswinkel) Figuur 22:Verkeerdelijke plaatsing isolatie bij vloeroplegging(milieuadvieswinkel) Figuur 23:Marmox thermoblock("marmox thermoblock," 2011b) Figuur 24:Centrisch en excentrische aangrijpende kracht(yi et al., 2005) Figuur 25:Meetapperatuur voor bepaling van de dikte Figuur 26: Aanduiding van gemeten waarden d 1,..., d n Figuur 27: Aanduiding van de lengte en breedte op proefstuk Figuur 28: Guarded hot plate method in ideale en werkelijke omstandigheden(suryono Sanjaya, Wee, & Tamilselvan, 2011) Figuur 29:Werkingsprincipe guarded hot plate method(suryono Sanjaya et al., 2011) Figuur 30: Eenvoudige weergave van de guarded hot plate method(salmon, 2001) Figuur 31:Proefopstelling om maximale bedrijfstemperatuur te bepalen Figuur 32:Verloop van de druktsterkte i.f.v. de tijd voor mortels(kizhakkumodom Venkatanarayanan et al., 2013) Figuur 33:Verschillende fasen tijdens een warmtebehandeling(kizhakkumodom Venkatanarayanan et al., 2013) Figuur 34:Buigproef opstelling Figuur 35: Stalen mal bekisting xii

16 Figuur 36: Buigproef opstelling Figuur 37: Bovenaanzicht theoretisch model (links), 3D zicht theoretisch model (rechts) Figuur 38: Doorsnede bekistingsontwerp - zeshoekige houten koker trogvormig randbekistingsstuk Figuur 39: CAD uitgetekende bekistingsonderdelen Figuur 40: Hoeveelheden en afmetingen van de te zagen bekistingsonderdelen Figuur 41: Verandering van stortrichting Figuur 42: 3D CAD model van bekistingsontwerp Figuur 43: Aanduiding verschillende horizontale richtingen ter berekening van de λ-waarde Figuur 44: Fractiebepaling van de verschillende horizontale richtingen xiii

17 Lijst van tabellen Tabel 1: samenvatting eigenschappen (druksterkte en λ-waarde) van verschillende isolerende stenen Tabel 2: Ultrahogesterktebeton: genormaliseerde samenstelling(kazemi & Lubell, 2012) Tabel 3: Snelheden van het mengblad Tabel 4: Verschillende variaties op basismodel steentype 1 en Tabel 5: Technische specificatie van de krimparme gietmortel (Triconomic Speciaal) ((krimparme gietmortel, 2013) Tabel 6: Verhoudingen componenten mortelmengsel Tabel 7: Minimale benodigde hoeveelheden voor vervaardigen mortelprisma s Tabel 8: Toegepaste hoeveelheden voor vervaardigen mortelprisma s Tabel 9: Verhoudingen componenten voor draagstructuur van isolerende steen Tabel 10: Minimale benodigde hoeveelheden voor vervaardigen van draagstructuur Tabel 11: Toegepaste hoeveelheden voor vervaardigen van draagstructuur Tabel 12: Beschrijving oppervlakte dragende structuur voor isolerende stenen Tabel 13: λ-en R berekening voor richting Tabel 14: λ-en R berekening voor richting Tabel 15: λ-en R berekening voor richting Tabel 16: Samenvatting λ-waarde (horizontaal en verticaal richting) van basismodel Tabel 17: Samenvatting λ-waarde (horizontaal en verticaal richting) van basismodel 1 met twee wachtstaven Tabel 18: Samenvatting λ-waarde (horizontaal en verticaal richting) van basismodel 1 met vier wachtstaven Tabel 19: Samenvatting λ-waarde (horizontaal en verticaal richting) van basismodel Tabel 20: Samenvatting λ-waarde (horizontaal en verticaal richting) van basismodel 2 met twee wachtstaven Tabel 21: Samenvatting λ-waarde (horizontaal en verticaal richting) van basismodel 2 met vier wachtstaven Tabel 22: Verband toename wanddikte toename λ-waarde Tabel 23: Buigkracht prismatische proefstukken na 2 dagen Tabel 24: Buigkracht prismatische proefstukken na 7 dagen Tabel 25: Buigkracht prismatische proefstukken na 28 dagen Tabel 26: Drukkracht prismatische proefstukken na 2 dagen Tabel 27: Drukkracht prismatische proefstukken na 7 dagen Tabel 28: Drukkracht prismatische proefstukken na 28 dagen Tabel 29: I,W, M buig, max, σ buig, σ buig,gem voor prismatische proefstukken na 2 dagen Tabel 30: I,W, M buig, max, σ buig, σ buig,gem voor prismatische proefstukken na 7 dagen Tabel 31: I,W, M buig, max, σ buig, σ buig,gem voor prismatische proefstukken na 28 dagen Tabel 32: σ druk,gem voor prismatische proefstukken na 2 dagen Tabel 33: σ druk,gem voor prismatische proefstukken na 7 dagen Tabel 34: σ druk,gem voor prismatische proefstukken na 28 dagen Tabel 35: samenvatting buigsterkte en druksterkte voor prismatische proefstukken Tabel 36: buigsterkte en druksterkte leverancier Tabel 37: Gewicht en dragend oppervlak Isolerende stenen Tabel 38: Gemiddelde drukkracht van isolerende stenen xiv

18 Tabel 39: σ druk,gem isolerende stenen Tabel 40: σ druk, σ druk, prisma, Afwijkingspercentage voor isolerende stenen na 28 dagen Tabel 41: σ druk, σ druk, leverancier, Afwijkingspercentage voor isolerende stenen na 28 dagen(krimparme gietmortel, 2013) Tabel 42: Eigenschappen en waarden van krimparme gietmortel Tabel 43: Keuze instelling van parameters Tabel 44: Resultaten uit ANSYS: vervorming en spanning van isolerende steen type 1 met variaties in wanddiktes Tabel 45: Resultaten uit ANSYS: vervorming en spanning van isolerende steen type 1 (wanddikte 10 mm) met variatie in aantal wachtstaven Tabel 46: Resultaten uit ANSYS: vervorming en spanning van isolerende steen type 1 (wanddikte 16 mm) met variatie in aantal wachtstaven Tabel 47: Resultaten uit ANSYS: vervorming en spanning van isolerende steen type 2 met variaties in wanddiktes Tabel 48: Resultaten uit ANSYS: vervorming en spanning van isolerende steen type 2 (wanddikte 10 mm) met variatie in aantal wachtstaven Tabel 49: Resultaten uit ANSYS: vervorming en spanning van isolerende steen type 2 (wanddikte 15 mm) met variatie in aantal wachtstaven xv

19 Lijst van afkortingen en symbolen AOR EPB HSB PUR UHSCM XPS Z.C. Aangrenzende onverwarmd ruimte EnergiePrestatie en Binnenklimaat Hoge-sterktebeton Polyurethaan Ultra high strength cementious materials Geëxtrudeerd polystreenschuim Zeldzame combinatie λ E-peil K-waarde U-waarde R-waarde K A Q ΔT H T H D H g H u Ψ χ Ψ e Φ d Warmtegeleidingscoëfficiënt Energieprestatie van een woning Warmtetransmissie coëfficiënt Warmtedoorgangscoëfficiënt Warmteweerstand van het materiaal Kelvin Oppervlakte Warmtestroom door transmissie Temperatuurverschil Warmteoverdracht coëfficiënt Warmtestroom naar buitenomgeving Warmtestroom via grond Warmtestroom via aangrenzend onverwarmde ruimten Lineaire warmtedoorgangscoëfficiënt Puntwarmtedoorgangscoëfficiënt Lijnwarmtedoorgangscoëfficiënt buitenafmetingen Staat voor de totale warmtestroom die uit de binnenomgeving verloren gaat xvi

20 L θ i-θ e χ e d contact d l i C.. b ρ m V P T m T a Lengte Het temperatuurverschil tussen de binnen- en buitenomgeving Puntwarmtecoëfficiënt buitenafmetingen Contactlengte Isolatiedikte Lengte van de weg met de minste weerstand Maat voor sterkte van beton Breedte Massadichtheid Massa van het proefstuk Volume van het proefstuk Geleverde stroom aan de centrale warme plaat Temperatuur van de centrale warme plaat Temperatuur van de koude platen R c Druksterkte F c De maximale kracht bij bezwijken R f Buigsterkte F f Uitgeoefende kracht in het midden van de prisma xvii

21 Inleiding Momenteel bestaan er weinig marktspelers die isolerende stenen voorzien die toepasbaar zijn onder prefab wanden of prefab kollommen bij hoogbouw, waarin een goed evenwichtig te vinden is tussen de combinatie van een lage λ-waarde met een hoge druksterkte. Op dit moment biedt één marktspeler zowel een zeer lage λ-waarde (0,03 W/mK) als een gemiddeld hoge druksterkte (10 N/mm²) aan, dit in vergelijking met alle andere op de markt zijnde producten, namelijk de marmox thermoblock ("Marmox thermoblock,"). Het gebruik van deze isolerende stenen of kimblokken doet zich onder andere voor in de kimlaag van een woning. De stenen die in deze laag gebruikt worden, zijn dan ook de meeste belaste ten opzichte van andere stenen (bv metselblokken). Echter zullen deze lasten in hoogbouw veel hoger zijn dan bij woningen met maximum twee bouwlagen. In deze masterproef zal bijgevolg onderzocht worden of het mogelijk is een isolerende steen te creëren die een hoge druksterkte samen met een zo laag mogelijke λ waarde combineert, zodanig dat deze toegepast kan worden als aanvaardbare bouwknoop onder betonnen wanden of kolommen in hoogbouw ( +/- 10 bouwlagen). In deze masterproef zullen hiervoor drie delen aangehaald worden. In het eerste deel zal de bestaande literatuur aan bod komen waar de relevante informatie betreffende de onderzoeksopzet wordt uitgediept. In een eerste hoofdstuk wordt de EPB- regelgeving besproken, waarnaast ook het concept bouwknopen uitgewerkt wordt. Hierop wordt overgegaan naar een tweede hoofdstuk betreffende kimblokken waarin de verschillende soorten aan bod komen. Vervolgens wordt een hoofdstuk besteedt aan polyurethaan, waarna wordt overgegaan op beton. In dit onderdeel worden de verschillende soorten beton weergegeven met hun eigenschappen en gelinkt aan de bruikbare normen. Een laatste hoofdstuk in dit eerste deel biedt meer uitleg over mortels waarin warmtebehandelingen en krimpgedrag wordt besproken. Daaropvolgend bespreekt deel 2 van deze masterproef de experimentele uitvoering van het λ-blok. Allereerst wordt de probleemstelling omschreven, waarna wordt overgegaan op het beschrijven van de onderzoeksaanpak en onderzoeksmethodiek. Ter uitvoering van deze onderzoeksopzet zullen in een eerste derde hoofdstuk eerst de bijhorende normen besproken worden omtrent de bepaling van de druksterkte en beproevingsmethoden. 1

22 Vervolgens wordt het onderzoek uitgediept met onderdelen ingaand op de vorm en verhoudingen van de isolerende steen en de uiteindelijke ontwerpen van de steen. Daarna wordt in hoofdstuk 5 de praktische uitvoering, onder meer de bekisting en ontkisting, in detail besproken. Naast de onderzoeksopzet worden in de daaropvolgende twee hoofdstukken de resultaten besproken. Eerst wordt ingegaan op de berekening van de λ-waarden en vervolgens worden de druksterktes berekend. Naast het onderzoek maakt men in deze masterproef ook gebruik van een simulatie aan de hand van het programma Ansys. In hoofdstuk 8 wordt hierin een overzicht van het gebruik van het programma weergegeven en de bekomen resultaten vergeleken met de werkelijke bevindingen. Een laatste onderdeel in dit onderzoek betreft de breukanalyse van de op druksterkte geteste isolerende stenen. Deel 3 van deze masterproef biedt een samenvatting van de resultaten aan met bijhorende conclusies. Ook wordt hierin ingegaan op de beperkingen ondervonden in deze masterproef. Een laatste onderdeel geeft vervolgens enkele aanbevelingen voor verder onderzoek. 2

23 DEEL 1: Literatuurstudie In dit onderzoeksrapport wordt een literatuurstudie uitgevoerd over het eventuele bestaan van een isolerende steen, waarbij de warmtegeleidingscoëfficiënt (λ) kleiner moet zijn dan 0,2 W/mK. Deze steen zou onder meer kunnen bestaan uit een hoge-sterktebeton (HSB) en polyurethaan (PUR) en zou een druksterkte moeten bezitten zodat deze in middelhoge woning/industriebouw toegepast kan worden. Deze studie wordt onderverdeeld in 5 hoofdstukken. Een eerste hoofdstuk omvat hierbij de EPBregelgeving, waarna de bestaande isolerende stenen in hoofdstuk 2 aan bod komen. Vervolgens wordt in hoofdstuk 3 PUR toegelicht en wordt in hoofdstuk 4 hoge-sterktebeton besproken. Het laatste hoofdstuk gaat dieper in op mortels. 1 EPB-regelgeving 1.1 Algemeen Citaat: De eisen omtrent energieprestatieregelgeving worden weergegeven via de EPB-eisen. EPB staat voor EnergiePrestatie en Binnenklimaat. Deze eisen gelden zowel voor nieuwbouw als voor renovatieprojecten. ("Energieprestatieregelgeving (EPB) voor nieuwbouw en renovatie,") De EPB-eisen hebben betrekking op: De energieprestatie (E-peil, netto-energiebehoefte en hernieuwbare energie); De thermische isolatie (K-peil en U- en R-waarden); Het binnenklimaat (ventilatie en oververhitting). ("Energieprestatieregelgeving (EPB) voor nieuwbouw en renovatie,") De energieprestatie E-peil Citaat: Het E-peil is een maat voor de energieprestatie van een woning en de vaste installaties ervan in standaardomstandigheden. Hoe lager het E-peil, hoe energiezuiniger de woning is. (Vlaams energie agentschap, 2012; "E-peil,") Hoe lager het E-peil, hoe energiezuiniger het gebouw is. Het E-peil hangt van verscheidene zaken af, waaronder de luchtdichtheid, compactheid, thermische isolatie en oriëntatie van het gebouw. (Veerle, 2011) 3

24 Het energieverbruik van een gebouw is afhankelijk van de warmteverliezen, ventilatieverliezen, interne warmte-en zonnewinsten en het rendement van allerlei installaties (b.v. verwarmingsinstallaties, koelinstallaties, verlichtingsinstallaties,...). (Veerle, 2011) Het E-peil wordt berekend voor ieder deel van een gebouw dat afzonderlijk gebruikt wordt en een verschillende bestemming heeft (woongebouw, kantoor, school...). (Vlaams energie agentschap, 2012) Hernieuwbare energie Vanaf één januari 2014 moet elke nieuwe woning, kantoor en school in Vlaanderen een minimum aan energie halen uit hernieuwbare bronnen. (Vlaamse energie agentschap, 2012) Een onderscheid wordt gemaakt tussen eengezinswoningen, woongebouwen met meer dan één wooneenheid, kantoren en scholen: - Eengezinswoningen: om aan de nieuwe EPB-eis te voldoen, moet de aangifteplichtige één van de zes maatregelen uit Figuur 1 toepassen. Elk van deze maatregelen moet een voldoende hoeveelheid hernieuwbare energie produceren; - Kantoren en scholen: voor kantoren en scholen, kunnen de bovenstaande vermelde maatregelen gecombineerd worden om in totaal minstens 10 kwh/jaar energie per m² bruikbare vloeroppervlakte uit hernieuwbare energiebronnen te halen; - Woongebouwen met meer dan één wooneenheid: de grote woongebouwen hebben de keuze tussen de eis die aan eengezinswoningen wordt opgelegd en de eis die voor kantoren en scholen geldt. (Vlaamse energie agentschap, 2012) 4

25 Figuur 1: Hernieuwbare energie bij verschillende type woningen (Vlaamse energie agentschap, 2012) Thermische isolatie-eisen K-peil De K-waarde of warmtetransmissiecoëfficiënt geeft de globale isolatiewaarde weer van een gebouw. De eenheid van de warmtetransmissiecoëfficiënt is W/m²K. Hoe lager de K-waarde, hoe beter het gebouw geïsoleerd is en hoe minder warmteverliezen zich voordoen. Daarnaast speelt de ruimte van het gebouw ook een belangrijke rol, meer bepaald de compactheid. Hoe compacter de woning, hoe lager de K-waarde. Een kubusvormige woning zal bijvoorbeeld een lagere K-waarde behalen in tegenstelling tot balkvormige woningen. Ondanks dat ze beide op dezelfde manier geïsoleerd zijn. (Boel, 2011) Het K-peil eis is enkel van toepassing voor nieuwe werken. (Livios, 2013) U- en R-waarden De U-waarde of de warmtedoorgangscoëfficiënt U van een constructieonderdeel is de hoeveelheid warmte die per uur, per vierkante meter en per graad temperatuurverschil doorheen de materialen stroomt en waarvan W/m²K de eenheid is. Hoe lager de warmtedoorgangscoëfficiënt, hoe groter het isolerend vermogen is. Aan elk materiaal wordt een U-waarde gekoppeld. (Boel, 2011) De R-waarde of warmteweerstand van het materiaal wordt uitgedrukt in m²k/w. Hoe hoger de warmteweerstand, hoe beter het isolerend vermogen is. De warmteweerstand is afhankelijk van de dikte en de warmtegeleidingscoëfficiënt van de materialen. De weerstand van een wand is groter naarmate het materiaal slechter geleidt en naarmate de wand dikker is. (Boel, 2011) Voor bepaalde scheidingsconstructies worden maximale warmtedoorgangscoëfficiënten (U-waarden) opgelegd, voor andere scheidingsconstructies gelden minimale warmteweerstanden (R-waarden). (Boel, 2011) 5

26 λ-waarde De λ-waarde of warmtegeleidingscoëfficiënt is de hoeveelheid warmte, die in stationaire toestand, door een materiaal laag van 1 m dikte en 1 m² doorsnede gaat, per eenheid van tijd en per graad temperatuurverschil tussen de twee oppervlakken van dit materiaal. De warmtegeleidingscoëfficiënt wordt uitgedrukt is W/mK. Hoe lager de λ-waarde, hoe beter het materiaal isoleert. Algemeen kan gesteld worden dat een materiaal isolerende eigenschappen heeft wanneer de λ-waarde lager ligt dan 0,07 à 0,08 W/mK. Indien de λ-waarde lager is dan 0,05 W/mK, is er sprake van een groot isolatievermogen. (Boel, 2011) Eisen op het vlak van het binnenklimaat Ventilatie De ventilatie-eis is voor elk project van toepassing, met uitzondering voor verbouwingen aan gebouwen met bestemming 'industrie'. - Bij verbouwingen worden enkel in droge ruimten waar ramen vervangen worden, minimale toevoeropeningen voorzien. - Bij andere werkzaamheden moeten volledige ventilatiesystemen voorzien worden. De oververhittingsindicator moet onder de grens van Kh blijven. Dit is een eis op het vlak van binnenklimaat. (Vlaams energie agentschap, 2012) 1.2 Bouwknopen Een bouwknoop is een plaats in de gebouwschil waar extra warmteverlies kan optreden. Vroeger sprak men van koudebruggen. (Vlaams energie agentschap, 2012) De term koudebrug wordt tegenwoordig in de regelgeving vervangen voor de term bouwknoop. Dit komt door de negatieve naamgeving die ermee gepaard gaat. Een koudebrug is een plaats waar ongewenste warmteverliezen optreden, die tot verschillende problemen kunnen leiden, zoals schimmelvorming. Daarom worden op deze plaatsen speciale maatregelen voorzien om deze problemen tot een minimum te herleiden, waardoor er geen sprake meer is van koudebruggen. (W. PAThB2010, 2010a) Lineaire en puntbouwknopen Lineaire bouwknopen In de volgende drie situaties kan een lineaire bouwknoop voorkomen: 6

27 1. Waar twee scheidingsconstructies van het verliesoppervlak samenkomen; 2. Waar een scheidingsconstructie van het verliesoppervlak samenkomt met een scheidingsconstructie op de grens met een aangrenzend perceel; 3. Waar de isolatielaag in eenzelfde scheidingsconstructie van het verliesoppervlak onderbroken wordt. (W. PAThB2010, 2010b) Hierna zullen deze drie specifieke situaties nader toegelicht worden. Situatie 1: bij het samenkomen van twee scheidingsconstructies Dit type lineaire bouwknoop kan geïdentificeerd worden door gebruik van de snedeplannen van het gebouw. Deze komt steeds voor daar waar twee scheidingsconstructies elkaar snijden of op elkaar toekomen. Bijgevolg is de identificatie van dit type lineaire bouwknoop niet afhankelijk van het al dan niet behouden van de thermische snede in de detaillering. (W. PAThB2010, 2010b) Figuur 2: Aanduiding plaats van lineaire bouwknopen (PAThB2010, 2010b) Los van het feit of de isolatielaag al dan niet continu doorloopt, vormt een aansluiting tussen de aangrenzende onverwarmde ruimte (AOR) en de binnen- en buitenomgeving steeds een bouwknoop (Figuur 2). De reden hiervoor is dat er in deze situatie altijd twee verschillende scheidingsconstructies van het verliesoppervlak bijeenkomen, namelijk een met de buitenomgeving als begrenzing en een met de AOR als begrenzing, beiden met hun eigen U-waarde. (PAThB2010, 2010b) 7

28 Figuur 3: Aansluiting tussen binnen- en buitenomgeving en AOR vormt steeds een bouwknoop (PAThB2010, 2010b) Situatie 2: de scheidingsconstructie van het verliesoppervlak komt samen met een scheidingsconstructie met een aangrenzend perceel Op de grens met een aanpalend perceel ontstaan lineaire bouwknopen op plaatsen waar een scheidingsconstructie van het verliesoppervlak samenkomt met scheidingsconstructie van het aangrenzend perceel. Ongeacht het feit of deze laatste al dan niet een scheidingsconstructie van het verliesoppervlak is (Figuur 4). (PAThB2010, 2010b) Figuur 4: Waar een buitengevel aansluit op een muur die zich bevindt op de perceelsgrens, ontstaat een lineaire bouwknoop (PAThB2010, 2010b) Situatie 3: De onderbreking van de isolatielaag van een scheidingsconstructie van het verliesoppervlak In de derde en laatste situatie wordt de isolatielaag van een scheidingsconstructie geheel of gedeeltelijk lijnvormig onderbroken door een materiaal met een hogere warmtegeleidbaarheid. In Figuur 5 worden een aantal scenario s geïllustreerd. De Figuur uiterst linksboven toont een onderbreking van de isolatielaag door/met een stalen profiel. De Figuur daarnaast toont eenzelfde situatie, maar met een onderbreking door een regenpijp. De dikte van de isolatielaag kan verminderd worden door een zogenaamde balkonaansluiting, zoals weergegeven op de Figuur links in het midden. Een volgende illustratie ernaast geeft de volledige onderbreking weer van de isolatielaag door de aansluiting van de binnenmuur op de keldervloer. Ten slotte toont de onderste Figuur een onzorgvuldig uitgevoerde aansluiting van de isolatielaag met de waterkering. 8

29 Ten gevolge hiervan wordt de isolatie onderbroken door een luchtlaag waardoor er een lineaire bouwknoop ontstaat. (PAThB2010, 2010b) Figuur 5: Een lijnvormige onderbreking van de isolatielaat door een slechter isolerend materiaal vormt steeds een lineaire bouwknoop. (PAThB2010, 2010b) De snede van een gebouw op Figuur 6 geeft één lineaire bouwknoop weer waarbij de isolatielaag lijnvormig onderbroken wordt, conform situatie drie. Bij een onderbreking van de isolatielaag door een muur die volledig op volle grond staat (op de Figuur aangeduid met kruis), wordt niet beschouwd als een bouwknoop. Indien de onderbreking gebeurt boven een kelder (zie op Figuur aangeduid met cirkel), dan is dit wel een lineaire bouwknoop. (PAThB2010, 2010b) Figuur 6: Geen lineaire bouwknoop indien de isolatieonderbreking van muur met de scheidingsconstructie zich volledig in contact met de volle grond bevindt(pathb2010, 2010b) 9

30 Puntbouwknoop Om van puntbouwknopen te kunnen spreken, moet de isolatielaag van een scheidingsconstructie puntvormig doorbroken worden. Dit kan het geval zijn in volgende situaties: Kolommen die de isolatielaag doorboren van een vloer boven buitenomgeving, kelder, parkeergarage; Balken die loodrecht op het vlak van een scheidingsconstructie toekomen en daarbij de isolatielaag onderbreken; Bevestigingspunten van zonnecollectoren, masten, die de isolatielaag doorboren; Puntsgewijze ophanging van metselwerkdragers (b.v. L-profielen met puntsgewijze ophangpunten dat plaatselijk gebruikt wordt om metselwerk te ondersteunen). (PAThB2010, 2010b) Figuur 7:Voorbeelden van puntbouwknopen(pathb2010, 2010b) Prestatiekenmerken van bouwknopen Warmtestroom door transmissie Om de warmtestroom door transmissie doorheen de scheidingsconstructies te kunnen berekenen, gebruikt men genormaliseerde eendimensionale methoden (deze methoden worden beschreven in het transmissiereferentiedocument). Een element van cruciaal belang hierbij is de berekening van de U- waarden. (PAThB2010, 2010b) De U-waarde (W/m²K) van een bouwdeel geeft de warmtestroom aan, van omgeving tot omgeving, die zou optreden doorheen 1 m² bouwdeel bij 1 K temperatuurverschil. 10

31 Dit heeft tot gevolg dat de warmtestroom door transmissie Q (W) doorheen een bouwdeel met oppervlakte A (m²) bij een temperatuurverschil ΔT (K) eenduidig gekarakteriseerd door de U-waarde (PAThB2010, 2010b): Aan de hand van deze U-waarden kan het effect van lineaire en/ of puntvormige onderbrekingen, die eigen zijn aan de scheidingsconstructies en over het oppervlak ervan verdeeld zijn (bijvoorbeeld stijlen en regels bij houtskeletbouw, spouwankers, enzovoort), waargenomen worden. (PAThB2010, 2010b) De totale warmtestroom die door de transmissie ontstaat tussen de binnen- en buitenomgeving duidt men aan met de warmteoverdracht coëfficiënt, symbool H T [W/K]. Deze warmtestroom heeft drie componenten (Figuur 8): ten eerste een warmtestroom rechtstreeks naar de buitenomgeving (H D), ten tweede een warmtestroom via de grond en via onverwarmde kelders en kruipruimten in contact met de grond (H g) en tot slot een warmtestroom via aangrenzende onverwarmde ruimten (H U). (PAThB2010, 2010b) Figuur 8: Warmteoverdracht coëfficiënt Ht (Ht= Hd+Hg+Hu) (PAThB2010, 2010b) Kengetallen bouwknopen De thermische prestaties van bouwknopen kan achterhaald worden door middel van de lineaire warmtedoorgangscoëfficiënt Ψ (uitgedrukt in W/mK) of de puntwarmtedoorgangscoëfficiënt χ (uitgedrukt in W/K). Aan de hand van de warmtedoorgangscoëfficiënt kan nagegaan worden welke toeslag aangerekend dient te worden op het warmtetransport. Dit laatste is berekend op basis van U- waarden. (PAThB2010, 2010a; W. PAThB2010, 2010c) Men voegt het suffix e toe dat aanduid dat het om buitenafmetingen gaat. Zo wordt er dus gebruikt gemaakt van de symbolen Ψ e en χ e. De lijnwarmtedoorgangscoëfficiënt Ψ e van een lineaire bouwknoop is gedefinieerd als: 11

32 Met: Φ 2d : staat voor de totale warmtestroom die uit de binnenomgeving verloren gaat, ze wordt berekend met een tweedimensionale, gevalideerde numerieke berekeing (W). Φ 1d : staat voor de totale warmtestroom die uit de binnenomgeving verloren gaat, aaneenschakeling van vlakke constructiedelen. Voor de referentieberekeningen van het warmtetransport gaat men uit op basis van de buitenafmetingen en is gekenmerkt door de U-waarden U i en de oppervlakten A i van de scheidingsconstructies van het verliesoppervlak die voorkomen in de bouwknoop. Hiervoor geldt dat : L : staat voor de lengte waarover de bouwknoop zich voordoet [m]; θ i-θ e: staat voor het temperatuurverschil tussen de binnen- en buitenomgeving [K]. (PAThB2010, 2010a) Figuur 9: Tweedimensionale warmtestromen Φ2D warmtestroom volgens de eendimensionale referentie Φ1D (PAThB2010, 2010a; W. PAThB2010, 2010c) De puntwarmtedoorgangscoëfficiënt χ e van een puntbouwknoop wordt op een analoge manier bepaald: Met: θ 3D : staat voor de totale warmtestroom die uit de binnenomgeving verloren gaat, deze wordt berekend met een driedimensionale, gevalideerde numerieke berekening [W]; θ 2D : staat voor de totale warmtestroom die uit de binnenomgeving verloren gaat, deze wordt berekend volgens de referentie. Hierbij wordt het detail vervangen door een aaneenschakeling van vlakke constructiedelen. Het warmtetransport wordt bepaald door de U-waarde U i en oppervlakte A i van de scheidingsconstructies van het verliesoppervlak (op basis van buitenafmetingen) én de eventuele lineaire warmtedoorgangscoëfficiënten Ψe,k en lengtes Lk 12

33 voor de lineaire bouwknopen die ontstaan door het samenkomen van twee scheidingsconstructies. Hiervoor geldt dat: θ i -θ e: staat voor het temperatuurverschil tussen de binnen-en buitenomgeving (K). (PAThB2010, 2010a) Daar waar de U-waarden van verschillende scheidingsconstructies kunnen worden geordend van thermisch performant (lage U-waarde) naar thermisch niet performant (hoge U-waarde), ligt dit voor Ψ- en χ-waarden veel moeilijker. Deze Ψ- en χ-waarden zijn immers niet alleen afhankelijk van de thermische kwaliteit van de bouwknoop maar eveneens van de geometrie en kunnen daarbij ook negatief zijn. De waarden kunnen negatief worden wanneer de referentieberekening een overschatting van de werkelijke optredende warmtestroom inhoudt (Φ 1D > Φ 2D/3D). Aangezien de referentieberekening in België gebeurt op basis van de buitenafmetingen, komt dit frequent voor bij buitenhoeken. (PAThB2010, 2010a) Zo kan uit Figuur 10 links afgeleid worden dat de hoekzone van een buitenhoek dubbel geteld wordt, waardoor Φ 1D gemakkelijk groter wordt dan Φ 2D. Bij een binnenhoek daarentegen (Figuur 10 rechts) wordt de hoekzone niet meegeteld, waardoor Φ 1D gemakkelijk kleiner wordt dan Φ 2D. Figuur 10: Detaillering buiten- en binnenhoek (PAThB2010, 2010a) Thermisch gezien is de detaillering van de buitenhoek (links) en de binnenhoek (rechts) gelijkwaardig aan elkaar, dit wil niet zeggen dat ze een gelijkaardige Ψ-waarde hebben. 13

34 De buitenhoek vertoont meestal sterk negatieve Ψ-waarden door een overschatting van het werkelijke warmteverlies. Daarentegen ligt dit voor een binnenhoek anders, hier gebeurt een onderschatting dat resulteert in positieve Ψ-waarden. (PAThB2010, 2010a) Rekenmethode Het ontwerp tot wijziging van Bijlage IV/V van het EPB-besluit bepaalt hoe de invloed van bouwknopen op de warmteoverdrachtscoëfficiënt door transmissie berekend dient te worden. (PAThB2010, 2010a) Concreet kan men kiezen uit drie methoden: 1. Optie A: een gedetailleerde methode; 2. Optie B: een methode van de EPB-aanvaarde bouwknopen; 3. Optie C: een methode waarbij men voor een forfaitaire, ongunstige toeslag op het K-peil kiest. (PAThB2010, 2010a) Optie A: De gedetailleerde methode Met deze methode kan de invloed van de bouwknopen op de totale warmtestroom zo exact mogelijk bepaald worden. Hiervoor dienen alle lineaire en puntbouwknopen individueel ingerekend worden. (PAThB2010, 2010a) Optie B: De methode van de EPB-aanvaarde bouwknopen Deze methode kent een kleine forfaitaire toeslag op het K-peil ten gevolge van koudebrugarme bouwknopen. Voor deze bouwknopen hoeven geen lengtes en/of aantallen bepaald te worden, wat het rekenwerk beperkt. Elke niet-epb-aanvaarde bouwknopen dient bijkomend individueel ingerekend te worden. (PAThB2010, 2010a) Optie C: De methode van forfaitaire toeslag Deze methode kent eveneens een forfaitaire toeslag. Als het ontwerpteam en/of de uitvoerders geen inspanningen leveren om het warmteverlies ter plaatse van bouwknopen te beperken, dan wordt de ongekende invloed van de bouwknopen op het totale warmteverlies vastgelegd via een forfaitaire toeslag op het K-peil van 10 K-punten. (PAThB2010, 2010a) EPB-aanvaarde bouwknopen In de ontwerpfase van het op te richten gebouw dient beoordeeld te worden of de bouwknoop al dan niet in orde is met de energieprestatieregelgeving. 14

35 Het is geen vereiste om de niet-aanvaarde bouwknopen te beperken, maar het niet-beperken kan wel een negatieve invloed op het E-peil hebben. (Vlaams energie agentschap, 2012) Zoals op de vorige bladzijde beschreven, heeft methode B voornamelijk betrekking op de EPBaanvaarde bouwknopen. Met andere woorden kunnen deze bouwknopen als koudebrugarme bouwknopen beschouwd worden. Omdat de typering van zulke bouwknopen niet leidt tot ongewilde warmteverliezen. (PAThB2010, 2010a) Om als EPB-aanvaarde bouwknoop beschouwd te kunnen worden, dient de bouwknoop in kwestie: Ofwel te voldoen aan één van de basisregels voor een koudebrugarm detail. Ofwel te voldoen aan: Ψ e>= Ψ e,lim. (PAThB2010, 2010a) Een principeschema is weergegeven in Figuur 11. Opgemerkt dient te worden dat het volstaat om aan één van de twee bovenvermelde voorwaarden te voldoen. Een EPB-aanvaarde bouwknoop kan dus volstaan aan de vereiste Ψ e,lim waarde zonder te beantwoorden aan één van de basisregels of omgekeerd. (PAThB2010, 2010a) Figuur 11: Principeschema voor een EPB-aanvaarde bouwknoop(pathb2010, 2010a) De twee voorwaarden uit het principeschema worden hieronder nader toegelicht Voorwaarde 1: Voldoet aan één van de basisregels voor een koudebrugarm detail De basisregels laten toe om op simpel en hoofdzakelijk visuele wijze in te schatten of een bouwknoop al dan niet EPB-aanvaard is. Het rekenwerk is vrij beperkt gezien er geen gevalideerde numerieke berekening vereist is. De basisregels voor een koudebrugarm detail zijn gebaseerd op het principe van het garanderen van de thermische snede. Dit wil zeggen dat de isolatielagen van twee aansluitende scheidingsconstructies van het verliesoppervlak altijd continu in elkaar moeten overlopen. Er geldt hiervoor als regel dat men minimaal met een potlood door de isolatielagen en tussengevoegde isolerende delen kan tekenen zonder dit potlood te moeten opheffen. (PAThB2010, 2010a) 15

36 Dit kan verkregen worden door één van de drie volgende situaties: 1. BASISREGEL 1: Continuïteit van de isolatielagen door een minimale contactlengte.de isolatielagen sluiten rechtstreeks op elkaar aan met een minimale contactlengte. 2. BASISREGEL 2: Continuïteit van de isolatielagen door tussenvoeging van isolerende delen. De isolatielagen sluiten niet rechtstreeks op elkaar aan, maar er zijn wel isolerende delen tussengevoegd zodat de thermische snede behouden blijft. Het is evenwel onmogelijk om steeds de thermische snede met één van de twee bovenstaande basisregels te garanderen. Voor deze gevallen bestaat de derde basisregel. 3. BASISREGEL 3: Minimale lengte van de weg van de minste weerstand.de isolatielagen sluiten niet rechtstreeks op elkaar aan en de thermische snede kan niet behouden blijven, maar de weg van de minste weerstand is voldoende lang. (PAThB2010, 2010a) Als de bouwknoop aan één van de drie hierboven beschreven regels voldoet, dan is deze een EPBaanvaarde bouwknoop. (PAThB2010, 2010a) Hieronder worden deze drie basisregels explicieter verduidelijkt. Basisregel 1: minimale contactlengte van de isolatielagen Deze basisregel is van toepassing op bouwknopen waarbij de isolatie van twee samenkomende scheidingsconstructies onmiddellijk op elkaar aansluiten. Zoals bijvoorbeeld de aansluiting van twee muren of de aansluiting van een hellend dak op een buitenmuur. (PAThB2010, 2010a) Vanuit het thermisch standpunt gezien zou de ideale situatie voor deze bouwknopen een maximale aansluiting van de isolatielagen zijn. Dit betekent een maximale contactlengte (d contact) tussen twee isolatielagen. Praktisch gezien is dit niet altijd mogelijk, waardoor men genoodzaakt is om in beperkte zin van de thermische ideale situatie af te wijken. Deze afwijking wordt uitgedrukt door de contactlengte tussen twee isolatielagen afhankelijk te maken van de isolatiedikte (d 1, d 2) van de scheidingsconstructies. Hierbij is de voorwaarde dat de contactlengte groter is of gelijk is aan de helft van kleinste isolatiedikte (d 1, d 2). d contact min{d 1; d 2 } 2 Met d contact : contactlengte tussen de isolatielagen van beide scheidingsconstructies d 1, d 2 : isolatiediktes van beide scheidingsconstructies (PAThB2010, 2010a) 16

37 Basisregel 2: tussenvoeging van isolerende delen Deze basisregel geldt voor bouwknopen, waarbij geen onmiddellijke aansluiting is of kan zijn tussen de isolatielagen van twee samenkomende scheidingsconstructies, maar waar het wel mogelijk is om isolerende delen tussen te voegen. Een voorbeeld van zo n bouwknoop is een funderingsaanzet. Wel moet ervoor gezorgd worden dat de thermische snede behouden kan blijven, dit kan doordat de isolerende stenen de thermische isolerende functie zal overnemen. (PAThB2010, 2010a) De isolerende delen moeten echter wel aan drie eisen voldoen. 1. λ-waarde-eis: λ 0,2W/mK 2. R-waarde-eis: R min { R 1 2 ; R 2 2 ; 2} 3. Contactlengte-eis: d contact min{d insulating part; d 2 } 2 (PAThB2010, 2010a) Toelichting van bovenstaande eisen: λ-waarde-eis De warmtegeleidbaarheid λ isolerend onderdeel van elk van de isolerende delen mag maximaal 0,2 W/mK bedragen: Met λ 0,2W/mK λ isolerend onderdeel: de warmtegeleidbaarheid van een isolerend deel (PAThB2010, 2010a) R-waarde-eis Net zoals in basisregel 1 is de eis afhankelijk van de eigenschappen van de omliggende isolatielaag/lagen. Naarmate de kwaliteit van de isolatie/isolatielagen verbetert (vastgelegd in de warmteweerstanden R 1 en R 2), zal de warmteweerstand R van een isolerend deel groter moeten zijn. Om de R-waarde-eis haalbaar te houden voor zeer dikke isolatiepakketten wordt een bovengrens opgelegd aan R, zijnde 2 m²k/w. R min { R 1 2 ; R 2 2 ; 2} Met R: de warmteweerstand van een isolerend deel R 1 en R 2 : de warmteweerstanden van de isolatielagen van de scheidingsconstructies 17

38 (PAThB2010, 2010a) Contactlengte-eis Bij de onmiddellijke aansluiting van twee isolatielagen of van een isolatielaag op een ander isolerend deel, speelt de dikte van de samenkomende delen of lagen een belangrijke rol in de formulering van de eis: d contact min { d insulating part ; d x 2 2 } Met d contact : de contactlengte ter plaatse van aansluiting i d insulating part : de dikte van een isolerend deel d x: de dikte van ofwel de aansluitende isolatielaag, ofwel een aansluitend ander isolerend deel (PAThB2010, 2010a) Basisregel 3: minimale lengte van weg van de minste weerstand Er bestaan situaties waar isolatielagen niet direct op elkaar aansluiten en waar het niet mogelijk is om een isolerend deel ertussen te voegen, dit kan bijvoorbeeld door stabiliteitsredenen. Daarbij blijft de thermische snede niet behouden, maar dit wil niet zeggen dat dit een slecht ontworpen detail is. Om toch tot een EPB-aanvaarde bouwknoop te bekomen, waarbij de thermische snede niet aanwezig is, voorziet de basisregel 3 deze mogelijkheid.(pathb2010, 2010a) Basisregel 3 neemt aan dat de warmtestroom altijd de gemakkelijkste weg van binnen naar buiten zal volgen (Figuur 12). Bij afwezigheid van de thermische snede, zal de warmtestroom de weg volgen doorheen de onderbreking van de isolatielagen naar buiten. Dit is de weg met de minste weerstand en kan dus nooit doorheen een isolatielaag lopen. De weg met de minste weerstand is ook meestal de kortste afstand tussen de binnen- en buitenomgeving. (PAThB2010, 2010a) Figuur 12: Weg van de warmtestroom met de minste weerstand(pathb2010, 2010a) 18

39 Er is sprake van een EPB-aanvaarde bouwknoop indien de lengte van de weg met de minste weerstand voldoende lang is. De lengte moet namelijk groter dan of gelijk aan 1 m zijn (Figuur 12). De warmstroom moet dus een voldoende grote afstand overbruggen, waarbij het warmteverlies beperkt blijft. In formulevorm: l i 1 meter Met l i: de lengte van de weg met de minste weerstand (PAThB2010, 2010a) Figuur 13: Weg van de minste weerstand moet >= 1m(PAThB2010, 2010a) Voorwaarde 2: voldoet aan Ψ e Ψ e,lim De bouwknoop is EPB-aanvaard als aan de hand van gevalideerde numerieke berekening kan aangetoond worden dat Ψ e waarde van een bouwknoop kleiner dan of gelijk is aan de overeenkomstige Ψ e,lim waarde. Per type bouwknoop worden grenswaarden voor de lineaire warmtedoorgangscoëfficiënt, Ψ e,lim, bepaald. Fysisch gezien is het incorrect om de lineaire bouwknopen onder te verdelen, indien in bepaalde situaties de lineaire bouwknopen zich zo dicht bij elkaar bevinden. Waarbij er voor elke onderverdeling aparte Ψ e-waarden worden bepaald en bijgevolg ook aan de grenswaarde wordt afgetoetst. Zo n situaties kunnen zich voordoen bij funderingsaanzetten in combinatie met raam- of deurdorpel of balkon uitkragingen in combinatie met raamaansluitingen boven en/of onder het balkon (Figuur 14 en 15). Omdat in deze gevallen de lineaire bouwknopen zo dicht in elkaars buurt liggen, worden ze als 1 gecombineerde bouwknoop beschouwd, bestaande uit verschillende deelbouwknopen. Daarbij is op te merken dat puntknopen nooit kunnen deel uitmaken van een gecombineerde bouwknoop.(pathb2010, 2010a) 19

40 Figuur 14: Moeilijk opsplitsbare combinatie van lineaire bouwknopen(pathb2010, 2010a) Figuur 15: Voorbeeld van gecombineerde bouwknoop(pathb2010, 2010a) De gecombineerde bouwknoop moet gecontroleerd worden of ze EPB-aanvaard is, dit gebeurt aan de hand van het controleren van een gevalideerde numerieke berekening. Daarbij is het noodzakelijk om de gecombineerde bouwknoop in zijn geheel door te rekenen en de totale berekende Ψ e-waarde af te toetsen aan de som van de Ψ e,lim waarden van de afzonderlijke typologieën die erin voorkomen.(pathb2010, 2010a) 20

41 2 Kimblokken 2.1 Inleiding Bouwknopen in gebouwen zijn een onzichtbare bron van warmteverliezen en het is ten zeerste aangewezen deze ten allen tijde te beperken of te elimineren. Een koudebrug ontstaat als een bouwonderdeel van een woning niet geïsoleerd of te weinig geïsoleerd is, waardoor de warmte binnenhuis gemakkelijk zijn weg naar buiten vindt en zo een warmteverlies creëert. Klassieke plaatsen waar koudebruggen kunnen voorkomen zijn (Milieuadvieswinkel): De overgang van de fundering naar de muren Als de muurisolatie geen aansluiting vindt met de vloerisolatie, dan is sprake van een koudebrug over de volledige lengte van de aanzet van de muur (zie Figuur 16). Figuur 16: Koudebrug bij fundering (Milieuadvieswinkel) Om deze koudebrug bij de funderingsaanzet te vermijden, worden isolerende blokken (bv. cellenbetonsteen) in de kimlaag ingewerkt (zie Figuur 17).Citaat: De kim, kimlaag of kimstrook is de eerste laag stenen of blokken van een muur. Deze blokken worden kimblokken genoemd. Deze hebben isolerende eigenschappen en bezitten een druksterkte ("Ytong gehydrofobeerde kimblok,"). Een voorstelling is te zien op de volgende Figuur

42 Figuur 17: Cellenbetonsteen om koudebrug te vermijden bij de funderingsaanzet(milieuadvieswinkel) Overgang tussen de ramen en de muren Een verkeerde uitvoering van de isolatie kan leiden tot het ontstaat van warmteverliezen. (zie Figuur 18) Figuur 18:Verkeerde plaatsing van isolatie bij ramen(milieuadvieswinkel) Een mogelijke oplossing om de koudebrug t.h.v.de funderingsaanzet te voorkomen is te zien op Figuur

43 Figuur 19: Mogelijke oplossing tegen koudebrug t.h.v. van raam(milieuadvieswinkel) Bij de overgang van de raamdorpels naar de muren Indien de isolatie niet goed aansluit aan de zijkanten van het raam, kunnen er warmteverliezen optreden. De onderkant van de dorpel kan tegen het binnenspouwblad geplaatst worden, die als gevolg een koudebrug heeft (zie Figuur 20). Figuur 21 geeft de juiste wijze van plaatsing aan om geen koudebrug te hebben. Figuur 20: Verkeerde plaatsing isolatie bij raamdorpel(milieuadvieswinkel) 23

44 Figuur 21:Correcte plaatsing isolatie bij raamdorpel(milieuadvieswinkel) Bij de overgang van vloeropleggingen en muren Ook bij geprefabriceerde vloerelementen kunnen er koudebruggen ontstaan, doordat de muren te dicht bij elkaar staan, en er bijgevolg geen plaats meer voorzien is voor de isolatie in de spouw. Dit wordt weergegeven in Figuur 22. Figuur 22:Verkeerdelijke plaatsing isolatie bij vloeroplegging(milieuadvieswinkel) 24

45 2.2 Soorten isolatiestenen/kimblokken Cellenbeton Cellenbeton bestaat uit natuurlijke grondstoffen zoals kwartszand, kalk en cement. Deze drie componenten worden vermalen en vermengd met water waaraan een hoeveelheid aluminiumpoeder wordt toegevoegd. Vervolgens wordt het mengsel uitgegoten in stalen mallen tot deze deels gevuld zijn. Het aluminiumpoeder in het mengsel zorgt voor een chemische reactie waarbij waterstof ontstaat in de celstructuur. Dit zorgt ervoor dat het mengsel uitzet en rijst zodat de mallen zich volledig opvullen. Na korte tijd verstijft het geheel. Tegelijk met het verstijvingsproces wordt het waterstofgas in de cellen verdrongen door de zwaardere omgevingslucht en ontstaan er ontelbare onregelmatige met lucht gevulde cellen. Deze cellen zijn typerend voor dit type van bouwmateriaal. Als het mengsel voldoende is verstijfd, wordt de mal verwijderd. Er kunnen ook wapeningsnetten in de mallen voorzien om een verhoogde sterkte te bekomen. ("Xella BE,") De specifieke eigenschappen van cellenbeton wordt bekomen door de stenen in autoclaven (lange ketels) te plaatsen. In deze autoclaven heerst een stoomdruk van 10 bar en een temperatuur van circa. 180 C. Door ze in de autoclaven te plaatsen ontstaat na uitharding de feitelijke cellenbetonblokken. ("Xella BE,") Dit resulteert dat het volume van cellenbeton voor 80% uit lucht bestaat, terwijl de vaste massa 20 % uitmaakt. (Febecel, 2008) De druksterkten [1 N/mm² =1 MPa] en de λ-waarden [W/mK] van de isolerende stenen kunnen variëren naargelang de producenten. In tabel 1 staan verscheidene producenten van isolerende blokken, waarbij er enkele cellenbetonblokken, met hun bijhorende druksterkte en λ-waarde, van verschillende producenten vermeld zijn. ("cellenbeton/kimblok Cellumat," ; "Ytong gehydrofobeerde kimblok,") Afbeelding 1: Cellenbeton (Chaudoir, 2013) 25

46 2.2.2 Cellulair glas Cellulair glas, ook wel cellenglas of schuimglas genoemd, wordt vervaardigd uit kwartszand. Het zand wordt gesmolten op een temperatuur van ongeveer 1000 C, waarbij er vervolgens koolstof aan toegevoegd wordt. Hierdoor wordt een glasmengsel verkregen die door chemische interactie begint op te schuimen. Vervolgens ontstaat een hard isolatiemateriaal met een waterdampdichte functie en een gesloten cellenstructuur. Er ontstaat een sterk isolerend vermogen en dit maakt cellenglas geschikt om koudebruggen weg te werken. Cellenglas is zowel in plaatvorm als in metselblokken verkrijgbaar en wordt vaak toegepast als kimblok in platte daken. ("Foamglas," ; "P. GEENS CONSULT BVBA,") Afbeelding 2: Cellulair glas("kunst en cultuur beschermd met aandacht voor de toekomst," 2012) Marmox thermoblock Marmox thermoblock is een bouwblok, bestaande uit een isolerend deel met een bepaalde dikte, waarvan de boven- en onderzijde bekleed is met een (nano)polymeercementmortel en gewapend met een dubbel glasvezelnet. Het isolerend deel zelf bestaat uit geëxtrudeerd polystyreenschuim (XPS) met daarin op regelmatige afstanden cilindervormige uitsparingen, welke opgevuld zijn met (nano)polymeerbeton. Deze cilinders zijn met de boven- en onderlaag cementmortel verbonden en zorgen voor de druksterkte van de bouwblok. ("Marmox thermoblock," 2011a; "Weston Isolatie B.V.," ; "Weston Isolatie B.V.,") Figuur 23:Marmox thermoblock("marmox thermoblock," 2011b) 26

47 Samenvatting tabel 1 Tabel 1: samenvatting eigenschappen (druksterkte en λ-waarde) van verschillende isolerende stenen Producent Isolerende steen Gem. genormaliseerde Karakteristieke blokdruksterkte λ-waarde druksterkte [N/mm²] [N/mm²] [W/mK] YTONG C2/300 2,0 1,6 0,080 Cellenbeton C2/350 2,0 1,8 0,090 C2/450 3,4 3,0 0,120 C2/500 4,5 4,0 0,125 C2/550 4,5 4,0 0,145 C2/650 5,6 5,0 0,170 Cellumat Passifblock 1,6 0,070 Cellenbeton Energiebloc 2,0 0,080 C3/450 3,0 0,110 C4/500 4,0 0,125 C5/600 5,0 0,150 Maxiblok 2,0 0,090 Kimblok cm 4,0 0,125 Albintra Foamglas Cellenglas 0,7 0,042 Isorex Foamglas Cellenglas 0,7 0,042 Albintra Marmox thermoblock 10,0 2,0 0,030 Hybride steen nano/53 Marmox thermoblock 10,0 2,0 0,030 R2 nano/100 Marmox thermoblock 10,0 2,0 0,030 R2 nano/pir88 Bron: technische fiches van("cellenbeton/kimblok Cellumat," ; "Foamglas," ; "Marmox thermoblock," 2011a; "Ytong gehydrofobeerde kimblok,") 27

48 Conclusie tabel 1: Bovenstaande tabel werd zo opgesteld dat elke isolerende steen die erin voorkomt, gebruikt kan worden als kimblok. Uit de tabel kan vastgesteld worden dat cellenglas de zwakste karakteristieke blokdruksterkte vertoont, daarna de hybride steen om zo te eindigen bij cellenbeton. Echter als gekeken wordt naar de λ-waarden, zien we dat de hybride steen hierin als beste scoort, gevolgd door cellenglas. Algemeen kan uit de tabel besloten worden dat voor isolerende stenen niet echt een goede combinatie bestaat tussen karakteristieke blokdruksterkte en lage λ-waarde. Als voorbeeld zouden we een isolerende steen kunnen stellen met een karakteristieke blokdruksterkte van 5,0 N/ mm² gecombineerd met een λ-waarde van 0,030 W/mK. 28

49 3 Polyurethaan 3.1 Productieproces Polyurethanen zijn polymeren die gevormd worden door een poly-additie van polyolen met polyisocyanaten. Deze reactie gaat door op een referentietemperatuur van ± 20 C en bij aanwezigheid van een interne luchtdruk welke 1000 mbar bedraagt. Hieraan kunnen nog reactiebestanddelen toegevoegd worden om de gewenste of verbeterde eigenschappen te verkrijgen. Dit verkregen mengsel wordt gecombineerd met een blaascomponent omdat deze de vloei van het mengsel bevordert. Deze blaascomponenten zijn milieuvriendelijke gassen, die evenwel een ontvlambaar karakter kunnen hebben. Door het ter plaatse spuiten van twee-componenten polyurethaanschuim, komen de verschillende bestanddelen met elkaar in contact. Een exotherme reactie zal tussen polyol en polyisocyanaat optreden, waardoor het schuimproces in werking treedt en zo een schuimlaag bekomt. (Girotti, Parenti, & Pignagnoli, 2012; Smits & Thoen, 1991) 3.2 Eigenschappen De dichtheid van het schuim ligt algemeen tussen de kg/m³. De warmtegeleidingscoëfficiënt λ voor het schuim bedraagt 0,021 tot 0,029 W/mK. Het is zeer weinig waterdamp doorlatend en heeft een onschadelijke samenstelling. (Girotti et al., 2012) De drukweerstand van gespoten PUR bij 10 % vervorming is groter dan 150 kpa. ("gespoten PUR schuim,") 3.3 Soorten PUR Wanneer in de bouwwereld gesproken wordt over soorten PUR, kunnen veel soorten gedefinieerd worden, omdat de eigenschappen van polyurethaanschuim aangepast kunnen worden door te gaan variëren in de basis elementen van het schuim. (Demharter, 1997) Echter, indien men het heeft over de soorten PUR, wordt voornamelijk een onderscheid gemaakt tussen deze met een gesloten celstructuur versus een open celstructuur. Bij een gesloten cel structuur bevindt zich in de cel een gasmengsel, die ervoor zorgt dat de thermische eigenschappen van gesloten t.o.v. open celstructuur voor een hogere thermische weerstand zorgt. (Smits & Thoen, 1992) PUR met open celstructuur heeft een warmtegeleidingscoëfficiënt van 0,035 W/mK en de warmtegeleidingscoëfficiënt van PUR met een gesloten celstructuur is 0,021 W/mK. ("Thermische isolatie voor spouwmuren,") 29

50 4 Beton 4.1 Inleiding Beton is een van de belangrijkste bouwmaterialen op de markt en werd de laatste decennia enorm gediversifieerd. Zo bestaan nieuwe betonsoorten, zoals hoge-sterktebeton, ultrahogesterktebeton en zelfverdichtend beton. Tevens bestaat er de mogelijkheid om vezels te verwerken in beton. Standaard of normaal beton is samengesteld uit 70 à 80 % granulaten, 10 à 15 % cement, 15 à 20 % water en 2 à 5 % lucht. De granulaten vormen het betonskelet en worden aan elkaar gehecht door een cementmatrix, die een hydraulische reactie van cement en water is. (Lambotte et al., 2006) De druksterkte van beton is tien maal groter dan de treksterkte. De druksterkte van zelfverdichtend beton ligt tussen 60 MPa en 100 MPa, voor zelfverdichtend hoge-sterktebeton tussen 50 MPa en 130 MPa en voor zelfverdichtend ultrahogesterktebeton is de druksterkte groter dan 150 Mpa. (Farrokhi). NBN EN 206-1:2001 definieert hoge-sterktebeton (HSB) als Citaat: beton met een druksterkteklasse hoger dan C50/60 in geval van normaal en zwaar beton ofwel als beton met een druksterkteklasse hoger dan LC50/55 in geval van licht beton. Ditzelfde wordt bevestigd door de betonvoorschriften NEN-EN en NEN 8005, welke bij HSB vermelden dat: beton welke in sterkteklasse hoger dan C50/60 bij normaalbeton of zwaar beton en hoger dan LC 50/55 bij licht beton.(lambotte et al., 2009c) 4.2 Eigenschappen De sterkteklasse C.../.. is een maat voor de sterkte van het beton. Deze klasse is gebaseerd op de druksterkte en wordt uitgedrukt in N/mm² welke bekomen wordt na een verharding van 28 dagen. ("Marell b.v.,") De λ-waarde voor ongewapend beton bedraagt 1,3 W/mK, en voor gewapend beton 1,7 W/mK. Deze waarden gelden voor binnen gebruik. Voor buitengebruik heeft ongewapend beton een λ-waarde van 1,7 W/mK en gewapend beton 2,2 W/mK. (Lambotte et al., 2009b) 4.3 Zelfverdichtend beton Zelfverdichtend beton wordt vaak toegepast in situaties waar moeilijk verdicht kan worden, zoals in complexe bekistingsvormen of waar heel veel wapening voorzien is. Zelfverdichtend beton is hiervoor de goede oplossing omdat het beton onder zijn eigengewicht overal naartoe vloeit en zichzelf verdicht. Hierdoor kan het verdichten (klassiek wordt dit gedaan met een trilnaad) van het beton achterwege gelaten worden. 30

51 Daarentegen moet het betonmengsel zowel stabiliteit verzekeren als ervoor zorgen dat geen ontmenging kan plaatsvinden. Daarvoor moet de vloeigrens verlaagd worden, maar moet de plastische viscositeit van het mengsel behouden blijven. Dit kan onder andere bekomen worden door het toevoegen van een superplastificeerder of door de waterhoeveelheid te verhogen. (Lambotte et al., 2009a) Voordelen: Gemakkelijke verwerking en uitvoering; Mogelijk in dicht gewapende elementen; Mogelijk in complexe bekistingsvormen; Kortere uitvoeringstijd; Betere kwaliteit van het betonvlak; Minder hinder (geluid en trillingen); Goedkoper, door minder arbeidsuren; Betere en uniforme betonkwaliteit, zorgt voor een verhoogde duurzaamheid. (Lambotte et al., 2009c) 4.4 Hoge-sterktebeton Hoge-sterktebeton (HSB) of High Strength Concrete wordt verondersteld indien de druksterkteklasse hoger is dan C50/60 voor normaal en zwaar beton en LC50/55 voor licht beton. Het is mogelijk om druksterktes hoger dan 140 N/mm² te creëren. Voor hoge-sterktebeton wordt naar de norm NBN EN 206-1:2001 gerefereerd.(lambotte et al., 2009c) Voordelen van hoge-sterktebeton t.o.v. normaal beton: HSB heeft een grotere dichtheid dan normaal beton, waardoor het vervaardigen van slankere constructies mogelijk is vanwege de grotere sterkte; De grotere dichtheid van het beton zorgt een grotere duurzaamheid en vraagt om minder onderhoud; Geschikt in agressief milieu vanwege de hogere dichtheid van het beton, waardoor een aantasting minder snel gebeurt. (Lambotte et al., 2009c) Nadelen van hoge-sterktebeton t.o.v. normaal beton HSB heeft een minder goed gedrag bij brand; Door het hoge aandeel fijne vulstoffen en cementpasta heeft de specie een grotere samenhang (taaiheid). De specie is alleen hoog vloeibaar als hier energie aan wordt toegevoegd. 31

52 Bovendien dempen de trilnaalden behoorlijk uit omdat het mengsel erg stabiel is. De werkingssfeer van de trilnaalden is dus beperkt. Dus ook al vloeit de specie tijdens het verdichten mooi horizontaal uit, dan nog is goed en diep trillen op korte tussenafstanden noodzakelijk. (Lambotte et al., 2009c) De taaiheid kan verbeterd worden door gebruik te maken van ultrafijne hulpstoffen en/of vulstoffen in samenwerking met een superplastificeerder. De definitie van hulpstoffen volgens (Lambotte et al., 2006) citaat: Elk product dat, met het oog op de wijziging van de eigenschappen van het verse of verharde mengsel, tijdens het aanmaken van het beton toegevoegd wordt met een dosering kleiner dan of hoogstens gelijk aan 5 % van de cementmassa. Een voorbeeld van deze hulpstoffen zijn: plastificeerder, luchtbelvormer,bindingsvertrager /versneller, De definitie van vulstoffen volgens (Lambotte et al., 2006) citaat: is een inerte, puzzolane of latent hydraulische stof, meestal fijner dan 80 micrometer, die aan het beton wordt toegevoegd ter verbetering van bepaalde eigenschappen. Zowel de eigenschappen van vers beton als de eigenschappen van verhard beton kunnen door toevoeging van hulpstoffen gewijzigd worden. Een voorbeeld van deze vulstoffen zijn: vliegassen, kalksteenfiller, microsilica, gemalen hoogovenslak, Samengevat zorgt de combinatie van deze stoffen ervoor dat het cement om tot een hoge-sterktebeton mengsel te komen, betere eigenschappen bezit zoals verwerkbaar, vloeibaarder, etc. (Nehdi, Mindess, & Aïtcin, 1998) 4.5 Ultrahogesterktebeton Ultrahogesterktebeton is gekenmerkt door zijn extreem hoge druksterkte ( 150 N/mm²). Dit betontype heeft evenwel een zeer bros breukgedrag en kan zonder enige waarschuwing bezwijken. Om dit te voorkomen worden vezels toegevoegd aan het betonmengsel. Dit heeft dan weer als gevolg dat de vloeibaarheid van het beton verlaagd wordt. De vloeibaarheid kan terug verhoogd worden door toevoeging van hulpstoffen met een hoog water reducerend karakter of door de keuze van een geoptimaliseerde opeenstapeling van granulaten. Bijkomend is het gebruik van een hoge-energiemixer aan te raden, samen met een voldoende lange mix tijd (Kazemi & S.lubell, 2012). De grootte of vorm der granulaten beïnvloeden de druksterkte van het beton. Kleinere granulaten zorgen voor een grotere druksterkte, waardoor de maximale korrelgrootte van de granulaten moet beperkt worden. Ultrahogesterktebeton heeft een W/C-factor die kleiner is dan 0,2. (Lambotte et al., 2006) Het productie proces van ultrahogesterktebeton kan als volgt beschreven worden: Droge menging van het kwartszand, cement en silica fume, gedurende 3 minuten. Gelijkmatige toevoeging van water gedurende een periode van 30 seconden. Ongeveer 2 minuten na het toevoegen van water, worden gedurende 30 seconden, 50 % van de hulpstoffen toegevoegd. 32

53 1 minuut later worden de overige 50 % van de hulpstoffen toegevoegd. Vervolgens wordt gedurende 6 minuten het mengsel gemengd. Toevoeging van stalen vezels (9 minuten nadat het water was toegevoegd). De vezels worden over een periode van 2 minuten gelijkmatig verspreid in het mengsel. Als totale mix tijd, wordt er ca. 20 minuten gerekend. De minimum tijd, die nodig is voor het mengen, hangt af van de energie die toegevoegd wordt door de mixer. (Kazemi & S.lubell, 2012) 4.6 Vezels Staalvezels verbeteren de mechanische eigenschappen en de ductiliteit van beton. (Deeb, Ghanbari, & Karihaloo, 2011) Het toevoegen van vezels aan beton heeft echter als nadeel dat de vloeibaarheid van het betonmengsel aanzienlijk verminderd wordt, waardoor de verwerkbaarheid negatief beïnvloed wordt. Tevens dient ervoor gezorgd te worden dat het mengsel niet gaat ontmengen. Dit probleem kan verholpen worden door de hoeveelheden van kleine bestanddelen in de pasta te verhogen en de maximumkorrelgrootte van de granulaten te verlagen. (Deeb et al., 2011) Er bestaan verschillende soorten vezels die verwerkbaar zijn in betonmengsels, tegenwoordig worden er meestal staalvezels of polypropyleenvezels gebruikt. (Kamal, Safan, Etman, & Kasem, 2013) De vezeloriëntatie is een zeer belangrijke factor voor de treksterkte van beton. Het is belangrijk te weten dat de vezels in het beton voornamelijk in willekeurige richtingen liggen. Aan de rand van de proefstukken/elementen wordt evenwel vastgesteld dat de richting van de vezels beïnvloed wordt door het zogenaamde muureffect waarbij bedoeld wordt dat het merendeel van de vezels die aan de rand liggen, zich evenwijdig met de rand positioneren. (Kazemi & S.lubell, 2012) Het allerbelangrijkste is dat ervoor gezorgd moet worden dat de vezels niet gaan samenkleven. (Deeb et al., 2011) Meerdere studies werden al uitgevoerd omtrent de mechanische eigenschappen van ultrahogesterktebeton. Om tot een vergelijking te komen tussen enkele verschillende onderzoeken, wordt er genormaliseerd naar de cementmassa. Deze vergelijking wordt weergegeven in onderstaande tabel 2. (Kazemi & S.lubell, 2012) 33

54 Tabel 2: Ultrahogesterktebeton: genormaliseerde samenstelling(kazemi & Lubell, 2012) 4.7 Testen van mechanische eigenschappen Vloeibaarheid Het effect van de water-cement verhoudingen of het effect van superplastificeerder op de vloeibaarheid kan onderzocht worden aan de hand van testen van mengsel met verschillende watercement verhoudingen of verschillende hoeveelheden superplastificeerder. Er werd vastgesteld dat het gebruik van de superplastificeerder geen bijkomende verbetering aanbracht als deze de grens van 2 % van de poedermassa overschreed. Er kan dus besloten worden dat de maximale hoeveelheid superplastificeerder 2 % van de poedermassa bedraagt. Door het toevoegen van een superplastificeerder aan normaal beton verkrijgt men zelfverdichtend beton. (Farrokhi) Druksterkte Om het effect op de mechanische eigenschappen van ultrahogesterktebeton te bepalen, worden proefstukken (cilinder- en kubusvorm) gemaakt waarbij de afmetingen van het proefstuk en de hoeveelheid vezels in het beton variëren. De maximale hoeveelheid staalvezels in het beproefd materiaal is 5 %. De vezels hebben een lengte van 13 mm, een diameter van 0,2 mm en een treksterkte van 2500 MPa. Vervolgens kan besloten worden dat de druksterkte daalt naarmate de proefstukken groter worden. Daarnaast kan ook vastgesteld worden dat hoe groter het percentage aan vezels in het beton, hoe sterker het beton is. Hoewel er geen unieke definitie is voor ultrahogesterktebeton is, kan verondersteld worden dat wanneer de druksterkte hoger ligt dan 150 Mpa, er gesproken kan worden over ultrahogesterktebeton. (Kazemi & S.lubell, 2012) 34

55 4.7.3 Abrams-kegel en J-ring Deze test is conform met NBN EN waarbij een open afgeknotte kegelmantel met een hoogte van 300 mm wordt gebruikt. Deze kegel heeft een inwendige diameter van onderaan 200 +/-2 mm en bovenaan 100 +/- 2 mm. De conus wordt met behulp van een opzetstuk gevuld in drie lagen, waarbij iedere laag verdicht wordt door vijfentwintig prikken met een genormaliseerde stalen prikstaaf (diameter 16 mm, lengte 600 mm), en waarbij de uiteinden van de prikstaaf afgerond zijn volgens een half boloppervlak. Onmiddellijk na het vullen wordt de vorm langzaam en gelijkmatig verticaal opgelicht. De inzakking van het vers beton, die gemeten wordt evenwijdig met de as van de kegel, wordt de zetmaat of slump genoemd. Deze komt overeen met het verschil tussen de hoogte van de kegel en het hoogste punt van de betonspecie. De zetmaat wordt volgens de norm uitgedrukt in mm met een nauwkeurigheid van 10 mm. (Lambotte et al., 2009b) Met de Abrams-kegel kan de uniforme verdeling van de vezels in het beton nagegaan worden. De J- ring apparaat onderzoekt of de mengsels doorheen smallere doorgangen kunnen vloeien (zie Afbeelding 3 en 4).(Deeb et al., 2011) De J-ring bestaat uit een stalen kroon met staven die een diameter van 16 à 18 mm dik zijn. Tijdens de uitvoering van de proef wordt de spreiding en de tijd, die nodig is om het zelfverdichtend beton door te ring te laten vloeien, opgemeten. Dit bepaalt de doorgangsmogelijkheden van het betonmengsel. ("Controls Group,") Er wordt aangeraden om vezelversterkt zelfverdichtend beton niet te gebruiken bij toepassingen waar kleine ruimtes/kanalen opgevuld moeten worden.(deeb et al., 2011) Afbeelding 3: J-ring ("J-ring,") 35

56 Afbeelding 4: Abrahams kegel ("Theoretische vorming bouw,") 4.8 Vormproef Yi,Yang en Choi hebben onderzocht wat het effect op de druksterkte van een proefstuk is als de vorm en grootte van het proefstuk variëren. Tijdens het onderzoek naar vorm en grootte worden hierbij de proefstukken axiaal belast tot ze bezwijken. Hiervoor wordt er gebruik gemaakt drie verschillende te onderzoeken vormen: cilinder, kubus en prisma. (Yi, Yang, & Choi, 2005) Eerst zal een drukproef uitgevoerd worden op cilinders en kubussen met genormaliseerde afmetingen. Voor cilindrische proefstukken bedraagt de diameter 150 mm en de hoogte 300 mm. Voor kubussen bedragen de ribben 150 mm. (Yi et al., 2005) Alhoewel in het algemeen wordt aangenomen dat de drukkracht van beton een unieke materiaaleigenschap is, is deze aanname foutief. Dit omdat de drukkracht van beton varieert als de proefstukafmetingen veranderen. In veel Europese landen worden drukproeven uitgevoerd op zowel cilinders als kubussen, met als gevolg dat vastgesteld kan worden dat het verschil in vorm, hoogte en diameter een invloed heeft op de resultaten. Zo tonen de resultaten aan dat kubussen een hogere sterkte kunnen weerstaan ten opzichte van cilinders. (Yi et al., 2005) Vanaf het begin van de 20ste eeuw zijn reeds vele studies uitgevoerd naar het desbetreffende onderwerp. De meeste onderzoeken zijn gericht op het bepalen van richtlijnen met betrekking tot het vastleggen van de relatie van druksterkten tussen proefstukken en welke hierbij afwijken van de standaard en omtrent de standaard proefstukken. Onderzoek wordt verricht naar de relatie tussen de drukkracht die enerzijds door een kubus, anderzijds door een cilinder opgevangen wordt voor normaal beton. Hetgeen uit deze onderzoeken vastgesteld kan worden, is dat een factor van 1,2 kan gebruikt worden om de omschakeling van druksterkte, door een cilinder opgenomen, om te zetten naar de druksterkte opneembaar door een kubus. (Yi et al., 2005) 36

57 Onderzoek wijst echter ook uit dat de waarde van 1,2, om tot de kubussterkte te komen, vermindert als de sterkte van het beton verhoogt. Voor hoge-sterktebeton speelt de invloed van de afmetingen van het proefstuk een grote rol. (Yi et al., 2005) Murdock en Kesler (1957) ontdekten dat de correctiefactor afhangt van de sterkte van het beton en dat hoge-sterktebeton hierdoor minder beïnvloed wordt dan normaal beton De proefstukken In onderstaande uiteenzetting wordt beschreven hoe de drie proefstukken, met name cilinder, kubus en prisma, worden bekomen. (Yi et al., 2005) Type 1 Portland cement wordt voor ieder mengsel gebruikt. Als grove granulaten wordt grind gehanteerd met een maximale afmeting van 13 mm. Daarbij wordt het beton verdicht en wordt de verwerkbarheid verbeterd door toevoeging van een hoog water reducerend middel en het gebruik van een vibratietafel. (Yi et al., 2005) De cilindrische proefstukken worden verticaal gegoten en de kubussen en prisma s kunnen zowel verticaal als horizontaal gegoten worden. De proefstukken worden verdicht in stalen bekisting op een vibratie tafel (60Hz, amplitude = 0,4 mm) met een maximale vibratietijd van 10 seconden. Na het gieten en verdichten, worden alle proefstukken onderworpen aan vochtbehandeling. Tot slot wordt de bekisting verwijderd en worden de proefstukken geplaatst in een standaard vochtige ruimte bij een temperatuur van 20±3 C. Deze proefstukken worden hier bewaard tot aanvang van de test. (Yi et al., 2005) De proefstukken nemen volgende afmetingen aan (in mm): - Cilinders: φ50 100, φ , φ , φ Kubussen: , , , Prisma s: , , , De experimentele uitvoeringsmethode De test verloopt door axiale drukkracht op het proefstuk aan te brengen waarbij de machine een drukkracht kan genereren tot 7500 KN. De kracht wordt daarbij continu gemeten totdat de proefstukken bezwijken. (Yi et al., 2005) 37

58 4.8.3 De experimentele resultaten Algemeen Hoge-sterktebeton vertoont een broos karakter ten opzichte van normaal beton. Dit wil zeggen dat de afmetingen van de breukzone en het effect van de vorm van hoge-sterktebeton kleiner en duidelijker is t.o.v. normaal beton. Voor kubussen is de spanning geconcentreerd aan de randen van het proefstuk. (Yi et al., 2005) Invloed van afmeting op de drukkracht van de proefstukken Het effect op de drukkracht daalt naarmate het formaat van de proefstukken vergroot. Meer in detail is vastgesteld dat voor cilinders en kubussen, gemaakt uit hoge-sterktebeton het verschil in drukkracht vlugger verdwijnt ten aanzien van proefstukken uit normaal beton. (Yi et al., 2005) Kubussen en prisma s daarentegen zijn gevoeliger aan afmetingsveranderingen in vergelijking met cilinders. Hiermee wordt bedoeld dat de drukkracht afneemt als de afmetingen van de proefstukken stijgen. Prismatische proefstukken zijn het meest vatbaar aan verandering van afmetingen en het effect hiervan op de drukkracht. (Yi et al., 2005) Wanneer de drukkracht van kubussen met ribben van 150 mm vergeleken wordt met overeenkomstige cilinders met een diameter van 150 mm en een hoogte van 300 mm, dan wordt geconstateerd dat de drukkracht bij kubussen hoger ligt voor lagere sterkteklassen van beton. Echter bij ongeveer 65 MPa vertonen beide soorten proefstukken een identieke drukkracht. Voorbij dit gemeenschappelijk punt tonen de cilindervormige proefstukken een iets hogere/ betere waarde voor de drukkracht ten opzichte van de kubusvormige proefstukken. (Yi et al., 2005) Algemeen kan hierdoor worden vastgesteld dat de relatie tussen prismatische en cilindervormige proefstukken gelijkaardig is aan de relatie tussen kubussen en cilinders. Uit het onderzoek blijkt ook dat er een gelijkaardige druksterkte geleverd wordt bij proefstukken met een diameter 50 mm. Echter bij proefstukken met een diameter < 50 mm, variëren de maximumwaardes lichtjes. Daaruit kan besloten worden dat de sterkte een limiet bereikt wanneer de diameter een bepaalde grootte overschrijdt(yi et al., 2005) Het effect van richting van de drukkracht op het proefstuk Een andere piste welke beproeft wordt, is het effect van krachtswerking op de verschillende soorten en vormen van proefstukken. Hiervoor wordt de kracht zowel centrisch op het proefstuk geplaatst als loodrecht op de centrale as, zie figuur 24. (Yi et al., 2005) 38

59 Figuur 24:Centrisch en excentrische aangrijpende kracht(yi et al., 2005) Voor normaal beton is het effect van de verschillende richtingen nauwelijks waar te nemen. Bij proefstukken uit hoge-sterktebeton is wel een opmerkelijk verschil zichtbaar. Vervolgens aanschouwt men bij prisma s, gemaakt uit normaal beton, dat de drukkracht kleiner wordt wanneer de plaats waar de kracht aangrijpt parallel is met de richting van de belasting. Voor hoge-sterktebeton wordt het tegenovergestelde geconstateerd. (Yi et al., 2005) 4.9 Normen De isolerende stenen moeten voldoen aan verschillende normen om zo het correct omschrijvend label te krijgen. Normen worden normaliter heel uitvoerig beschreven, hieronder kan een summiere samenvatting terugvonden worden NBN EN 823: Materialen voor de thermische isolatie van gebouwen Bepaling van de dikte. (De tekst en figuren horende bij deze norm werd gerefereerd uit: (NBN EN 823: Materialen voor de thermische isolatie van gebouwen-bepaling van de dikte., 2013)) Principe: De afstand wordt gemeten vanaf een verhard oppervlak waartegen het proefstuk rust en een drukplaat die vrij rust op de bovenkant van het proefstuk. 39

60 Materiaal: De meetapparatuur bestaat uit een vierkante drukplaat en een meetklokje welke een precisie van 0,5 mm heeft. De drukplaat heeft een zijde van 200 mm die op het proefstuk ofwel een druk van 50±1.5 Pa of 250±5 Pa uitoefent. 1) Stijf kader 2) Meten a.d.h.v. wijzerplaat 3) Vierkante drukplaat Figuur 25:Meetapperatuur voor bepaling van de dikte 4) Proefstuk welke met volledige afmeting erin wordt geplaatst. Het kan wel zijn, dat door de omvang van het product, deze in kleinere stukken zal moeten versneden worden. 5) Vlakke stijve bodemplaat Voorwaarden van proefstukken : De proefstukken moeten opgeslagen worden voor minstens 6u bij 23±5 C. in het geval van discussie zullen de proefstukken bewaard worden bij een temperatuur van 23±2 C en een relatieve vochtigheid van 50±5 % voor een bepaalde duur die van toepassing is voor het specifieke product Testcondities: Elke bekleding of coatings zullen behouden worden. Voor gecomprimeerde producten zullen de proefstukken moeten voldoen zoals beschreven in annex A Test procedure: Het proefstuk moet zorgvuldig op de vlakke stijve bodemplaat gelegd worden. Zorg ervoor dat de meetzone in contact is met de basisplaat. Proefstukken met een coating aan één zijde zullen zo geplaatst worden dat de gecoate kant tegen de basisplaat rust. Plaats daarna de drukplaat op het proefstuk en laat deze een druk geven van 50±1.5 Pa of 250±5 Pa. 40

61 Voer de meting twee maal uit voor proefstukken welke een lengte hebben die kleiner of gelijk is aan 600 mm. Indien de lengte groter is dan 600 mm en kleiner dan of gelijk aan 1500 mm in lengte, dan moet de meting vier maal worden uitgevoerd. Voor proefstukken welke een grotere lengte dan 1500 mm hebben moet per bijkomende 500 mm steeds één extra meting plaatsvinden. Neem hierna de gemeten waarden van d 1, d 2, en d n aan het oppervlakte, zoals hieronder vertoont. De dikte van het proefstuk moet uitgedrukt worden in mm. Figuur 26: Aanduiding van gemeten waarden d1,..., dn NBN EN 822: Materialen voor de thermische isolatie van gebouwen Bepaling van lengte en breedte (De tekst en figuren horende bij deze norm werd gerefereerd uit: (NBN EN 822: materialen voor de thermische isolatie van gebouwen-bepaling van lengte en breedte., 2013)) Principe: Het proefstuk wordt geplaatst op een vlak oppervlak en de lineaire meting wordt uitgevoerd met een metalen lat of meetband Materiaal: Een vlak oppervlak, een metalen lat of meetband welke een as heeft uitgedrukt in mm en die toelaat af te lezen tot op 0,5 mm nauwkeurig. Elk ander materiaal die dezelfde resultaten zou kunnen weergeven mogen ook toegepast worden om de proef uit te voeren. 41

62 Voorwaarden van proefstukken : De proefstukken moeten opgeslagen worden voor minstens 6u bij 23±5 C. In het geval van discussie zullen de proefstukken bewaard worden bij een temperatuur van 23±2 C en een relatieve vochtigheid 50±5 % voor een bepaalde duur die van toepassing is voor het specifieke product Test procedure: Leg het proefstuk voorzichtig op een vlak oppervlak. Voor een proefstuk met beide dimensies kleiner of gelijk aan 1,5 m, moet één meting van de lengte l en één meting van de breedte b genomen worden (Zie Figuur 27). Voor grotere proefstukken moet een extra meting genomen worden voor iedere extra meter lengte die erbij komt, dit tot een maximum van vijf extra metingen. Voor de proefstukken met een grotere breedte dan 1,5 m, moet één extra lengtemeting plaatsvinden voor iedere extra meter breedte. Alle lengtes en breedtes worden tot op de mm nauwkeurig gelezen. Figuur 27: Aanduiding van de lengte en breedte op proefstuk Met l: lengte b: breedte De lengte en breedte zullen uitgedrukt worden tot op de mm nauwkeurig. Voor producten die langer dan 3 m zijn, moeten de lengtemaat afgerond worden tot de dichtste 5 mm NBN EN 1602: Materialen voor de thermische isolatie van gebouwen Bepaling van de schijnbare dichtheid. (De tekst en figuren horende bij deze norm werd gerefereerd uit: (NBN EN 1602 Materialen voor de thermische isolatie van gebouwen-bepaling van de schijnbare dichtheid, 2013)) Principe: De dichtheid van het proefstuk wordt bepaald door de verhouding van de massa tot het volume van het proefstuk Materiaal: Een weegschaal die in staat is om de massa van het proefstuk tot op 0,5 % nauwkeurig te bepalen. 42

63 Dimensies van het proefstuk: De dimensies van het proefstuk worden getest met de volledige afmetingen of een deel ervan. De vorm van het proefstuk zal zo moeten bepaald zijn, dat het volume ervan gemakkelijk kan worden berekend Voorbereiding van de proefstukken: De proefstukken worden gesneden volgens methodes waar geen verandering in de originele structuur aangebracht wordt. Voor het bepalen van de algemene dichtheid zullen alle coating verwijderd worden van het product Voorwaarden van proefstukken: De proefstukken zullen bij een temperatuur van 23±5 C en een relatieve vochtigheid van 50±5 % bewaard worden tot een constante massadichtheid bekomen wordt. De tijd welke nodig is om het proefstuk te conditioneren kan verkort worden door het proefstuk voordien te drogen in een geventileerde oven op een voorgeschreven temperatuur Test procedure: Meet de lineaire dimensies van het volledige product in overeenstemming met EN 822 en EN 823. Meet de lineaire dimensies van het proefstuk in overeenstemming met EN Voor het volledige product zal de lengte, breedte en dikte weergegeven worden tot op de mm nauwkeurig. Voor proefstukken zullen de maten tot op een 0,5 % nauwkeurigheid weergegeven worden. Bereken het volume van de proefstuk voor deze maten. Weeg vervolgens ieder proefstuk tot op 0,5 % nauwkeurigheid en vermeld de massa in kg. Als de bekleding en of de coating weggehaald is, dan zal de massa van het product berekend worden door de massa van de bekleding en of de coating van het gehele gewicht af te trekken. De berekeningen en uitdrukking van de resultaten zullen als volgt weergegeven worden: ρ=m/v Met: ρ: massadichtheid [kg/m³] m: massa van het proefstuk [kg] V: volume van het proefstuk [m³] 43

64 4.9.4 NBN EN 12664: Thermische eigenschappen van bouwmaterialen enproducten - Bepaling van de warmteweerstand volgens de methode met de afgeschermde hot plate en de methode met warmtestroommeter - Droge en natte producten met een lage en een gemiddelde warmteweerstand. (De tekst en figuren horende bij deze norm werd indien niet anders vermeld, gerefereerd uit: (NBN EN Thermische eigesnchappen van bouwmaterialen en-producten - Bepaling van de warmteweerstand volgens de methode met de afgeschermde "hot plate" en de methode met warmtestroommeter-droge en natte producten met een lage en een gemiddelde warmteweerstand, 2001)) Wegens de omvang van deze norm wordt deze hieronder zeer kort beschreven zonder te diep op de specificaties in te gaan Principe: De soortelijke warmte, temperatuurverschil doorheen het proefstuk, de thermische geleiding (λ waarde) en weerstandsfactor worden bepaalt aan de hand van 2 soorten proeven. De hot plate methode en de methode met warmtestroommeter Voorwaarden van proefstukken: Eén of twee proefstukken zullen geselecteerd worden naargelang het type van apparaat dat wordt gebruikt. De genomen proefstukken moeten minimum de grootte hebben dat zij het opwarmoppervlak volledig bedekken en de lineaire dimensie van de opwarm unit niet overschrijden Testprocedure: Om de warmteweerstand van een bepaalt product te bepalen, zal dit volgens de afgeschermde hot plate method gebeuren. Deze techniek is erkend als een 1 van de meest accurate technieken welke gebruikt kunnen worden voor het bepalen van thermische geleiding bij isolatie materialen/producten. Deze techniek heeft slechts een onzekerheid van ongeveer 1,5 %. Het principe van een guarded hot plate method is het genereren van een gekende eenrichting warmtestroom. Deze warmtestroom zal doorheen een gekozen proefstuk stromen. De hot plate method bestaat uit een centrale warme plaat (hot plate) welke omringd is door een ringvormige bescherming (annular guard). Tussen de warme plaat en zijn ringvormige bescherming bevindt zich een smalle luchtstrook, die dient als thermische barrière (zie Figuren 32 t.e.m. 34)(Salmon, 2001). Dankzij deze thermische barrière wordt de laterale warmtestroom geminimaliseerd. Zo wordt een lineaire warmtestroom in één richting gegarandeerd. Deze stroomt van de centrale warme plaat naar de koude platen. Het apparaat heeft twee identieke proefstukken nodig om een symmetrische warmtestroom op- en neerwaarts te garanderen. 44

65 De proefstukken worden zo geplaatst dat zij liggen tussen de centrale warme plaat en tussen een koude plaat. Beide koude platen worden zo geregeld dat zij eenzelfde temperatuur hebben. De gemeten temperaturen en het temperatuurverschil worden geregeld a.d.h.v. een gelijkstroom waarmee de centrale warme plaat gevoed wordt. De warmtestroom doorheen de proefstukken is gelijk aan de stroom welke gebruikt word in de centrale warme plaat. Figuur 28: Guarded hot plate method in ideale en werkelijke omstandigheden(suryono Sanjaya, Wee, & Tamilselvan, 2011) Thermische geleidbaarheid wordt bepaald door het vaststellen van een schommeling in temperatuur over een proefstuk, de dikte van een proefstuk, de stroom welke gebruikt wordt in de centrale warme plaat en het gebied/oppervlakte van de centrale warme plaat. (Suryono Sanjaya et al., 2011) 45

66 Figuur 29:Werkingsprincipe guarded hot plate method(suryono Sanjaya et al., 2011) Praktisch: De platen van het apparaat moeten zo dun mogelijk zijn en bestaan uit een hoog geleidbaar materiaal. Zo kan de temperatuur uniform verdeeld worden over deze oppervlakken. Bijkomend zouden de oppervlakken een hoog emissie gehalte moeten hebben, voornamelijk wanneer het proefstukken betreft met een lage dichtheid. De temperatuur balans tussen de ringvormige bescherming en de centrale warme plaat moet binnen bepaalde limieten (±0,01 C) gehouden worden. Dit om laterale warmte uitwisseling te voorkomen. Algemeen moet de breedte van de bescherming ten minste 0,25 keer de breedte van het meetoppervlak zijn en een minimum dikte bedragen welke gelijk is aan de dikte van het proefstuk. Als laatste is het zeer belangrijk dat de thermische koppels, welke in de warme als koude platen voorzien zijn, in goed contact zijn met de platen zelf en dat ze gekalibreerd zijn. De thermische koppels zouden gemaakt moeten zijn uit fijne draad met een dikte van 0,2 mm of minder. Deze thermische koppels registreren de warmte. (Salmon, 2001) 46

67 Figuur 30: Eenvoudige weergave van de guarded hot plate method(salmon, 2001) Op Figuur 30 is een eenvoudige weergave van de guarded hot plate method weergegeven. De thermische geleidbaarheid wordt berekend door gebruik te maken van: K = P [t (Tm Ta)] Met P: geleverde stroom aan de centrale warme plaat t: totale dikte van het proefstuk T m: temperatuur van de centrale warme plaat T a: temperatuur van de koude platen (ISO 8302 Test Standard Explained) NBN EN 14706: Materialen voor de thermische isolatie van gebouw- en industriële installaties - Bepaling van de maximale bedrijfstemperatuur Principe: Meten van de dikte, lengte en breedte na eenzijdige warmtebehandeling voor een vooraf bepaalde tijdsduur en bij een maximum temperatuur. De dikte van het proefstuk wordt gemeten gedurende de warmtebehandeling, en de lengte en breedte worden gemeten na koeling. Dit is een iteratieve procedure zodat de uiteindelijke maximale bedrijfstemperatuur bepaald kan worden Materiaal: De proefopstelling omvat onder andere een platte vierkante of cirkelvormige warme plaat. Deze plaat heeft een uniforme temperatuur verspreiding in het gemeten deel van de warme plaat. De warmtestroom staat loodrecht op het vlak van de warme plaat. Dit is zo ook het geval bij de guarded hot plate method. Enerzijds zal de warme plaat in staat zijn om de grenzen van temperatuur gecontroleerd (±2 % afwijking) te houden. Anderzijds kan de temperatuur op voorhand vastgelegd worden op ±10 C. De keuze hangt af van welke de kleinste waarde is. 47

68 Als een smal proefstuk diameter (±100 mm) wordt gebruikt, zal er op toegezien moeten worden dat het proefstuk niet vrij kan bewegen tijdens het uitvoeren van de proef. Deze beweging kan beperkt worden door het plaatsen van randisolatie. Een ander onderdeel van de opstelling is een vierkante of cirkelvormige drukplaat. Deze zal dezelfde afmetingen moeten hebben als het proefstuk. Tijdens de proef zal de dikte van het proefstuk gemeten worden tot op 0,1 mm nauwkeurig. Temperatuursensors worden aangebracht om de temperatuur te meten tot op 1 % nauwkeurig en wordt uitgedrukt in graden ( C). Deze sensors worden geplaatst in de groeven van de warme plaat. Figuur 31:Proefopstelling om maximale bedrijfstemperatuur te bepalen 1) Apparaat voor de dikte te meten (elektromechanisch) 2) Proefstuk 3) Drukplaat 4) Randisolatie om de beweging van het proefstuk te beperken 5) Warme plaat 6) Thermisch koppel 7) Kleine opening Afmetingen van proefstukken: De proefstukken zullen cilinders of vierkanten zijn. De doorsnede zal 1 van volgende dimensies hebben: 1) 100 mm*100 mm of diameter 100 mm 2) 150 mm*150 mm of diameter 150 mm 3) 200 mm*200 mm of diameter 200 mm 4) 300 mm*300 mm of diameter 300 mm 48

69 De dikte van het proefstuk zal 100± 5 mm bedragen. Wanneer er geen richtlijnen zijn van het standaard product of enig andere Europese technische specificatie van de dimensies, dan zal hierover een overeenkomst tussen de verschillende betrokken partijen gemaakt worden Test procedure: Meet de lengte en breedte van het proefstuk of diameter in overeenkomst met EN Meet vervolgens de dikte in overeenkomst met EN 823. Plaats vervolgens het proefstuk in het apparaat en verzeker dat er contact is tussen het proefstuk en de warme plaat. Laad het proefstuk daarna met een druk van 500 Pa en lees de dikte af tot de op 0,1 mm nauwkeurig. Verwarm het proefstuk door een temperatuur te gebruiken welke steeds stijgt volgens de opgegeven richtlijnen. Indien geen richtlijnen voor handen zijn, zal de stapgrootte niet lager dan 5 C zijn, tot een maximum van 100 C is bereikt. Vanaf dat dit maximum bereikt is zal de stapgrootte niet lager zijn dan 10 C. Behoud de temperatuur gedurende 72 uren van de warme kant. De temperatuur welke verwacht wordt dat het proefstuk/product zal moeten kunnen weerstaan, wanneer deze wordt toegepast in werkelijke condities. De temperatuur mag slecht ± 2 % afwijken van deze maximale temp ofwel ± 10 C afwijken. De kleinste waarde moet gekozen worden. De dikte moet continu gemeten worden gedurende de 72 uren en dit tot op 0,1 mm nauwkeurig. Koel het proefstuk tot een temperatuur lager dan 35 C en meet nogmaals de dikte tot op 0,1 mm nauwkeurig. Haal nu het proefstuk uit de opstelling en meet de lengte en breedte opnieuw tot op 0,5 mm nauwkeurig. Bereken hierna de veranderingen in dimensies (dikte, lengte en breedte) en druk dit uit in procentuele verandering Algemeen voor iedere norm Voor iedere beproeving wordt hetzelfde gezegd i.v.m. het aantal proefstukken. Namelijk dat deze wordt bepaald zoals het relevant is voor een product standaard te bekomen. Indien geen productstandaard voor handen is, dan kan het aantal van proefstukken overeengekomen worden tussen de belanghebbende partijen. Als laatste hoort bij iedere beproeving, welke volgens een norm verlopen, een test rapport. Hierin moeten volgende zaken in vermeld staan: a) Referentie b) Product identificatie 1) Product naam, bedrijf, fabrikant of leverancier; 2) Productie code nummer; 3) Type product; 4) Verpakking; 5) De vorm hoe het product arriveerde in het laboratorium; 49

70 6) Andere informatie welke passend is. c) Test procedure: 1) Geschiedenis van voorheen gedane tests en bemonstering; 2) Voorwaarden; 3) Afwijkingen van clausules 6 en 7 als er al zijn; 4) Datum waarop getest werd; 5) Algemene informatie welke gerelateerd was aan het testen van het product, inclusief de gebruikte druk; 6) Enkele omstandigheden welke het effect zouden gehad hebben op de resultaten. d) Resultaten: alle individuele waarden en de gemiddelde waarde. 50

71 5 Mortels Ultra high strength cementious materials (UHSCM s), ook wel reactive powder concretes (RPC s) genoemd, zijn mortels die een uitzonderlijke druksterkte bezitten door middel van de specifieke samenstelling. Daarbij kan deze druksterkte verhoogd worden door bepaalde warmtebehandelingen op de mortels uit te voeren. De druksterkte kan oplopen van 170 MPa tot 230 Mpa. Bijkomend kunnen de mortels een treksterkte bezitten van 40 MPa tot 60 MPa. (Kizhakkumodom Venkatanarayanan, Jamboor Krishnamurthy, & Meyappan, 2013) Voor de samenstelling van UHSCM wordt er rekening gehouden met de verhouding van verschillende bestanddelen, de opeenstapeling van de deeltjes, de keuze van de warmtebehandelingen, de dichtheid, etc. (Kizhakkumodom Venkatanarayanan et al., 2013) De samenstelling van de ultra hogesterkte mortel kan bestaan uit een tiental bestanddelen, waaronder cement, silica fume, kwartspoeder, silica zand, water en superplastificeerder. Afhankelijk van de toepassing kunnen de verhoudingen van deze bestanddelen variëren. Silica fume en kwartspoeder vervullen twee belangrijke functies. Als eerste vullen ze de gaten tussen de verschillende cementdeeltjes en zanddeeltjes. Tijdens de warmtebehandeling vervullen ze de tweede functie, namelijk deelnemen in de puzzolane reactie en ondergaan een transformatie in de silica structuur om zo tobermorite, xonotlite of andere mengsels te vormen.(kizhakkumodom Venkatanarayanan et al., 2013) Op figuur 32 is het verloop van de druksterkte in functie van de tijd weergegeven. Figuur 32:Verloop van de druktsterkte i.f.v. de tijd voor mortels(kizhakkumodom Venkatanarayanan et al., 2013) 51

72 5.1 Warmtebehandelingen Warmtebehandeling wordt beschouwd als de klassieke benadering om de microstructuur van cement gebaseerde materialen te verbeteren, dit heeft ook als gevolg dat de sterkte eigenschap vergroot wordt. Voorbeelden van deze warmtebehandelingen zijn warmwaterbehandeling, warme luchtbehandeling, stoombehandeling en de autoclaaf behandeling.(cwirzen, Penttala, & Vornanen, 2008) Op figuur 33 kan het verband worden beschouwd tussen de toegepaste temperatuur en het aantal dagen dat deze toepast kunnen worden op de mortelstukken.(kizhakkumodom Venkatanarayanan et al., 2013) Figuur 33:Verschillende fasen tijdens een warmtebehandeling(kizhakkumodom Venkatanarayanan et al., 2013) Zone 1: De krimp en kruip vinden plaats in deze fase, die ongeveer 24 uur duurt. Er wordt intussen een verticale voorbelasting op het natte mengsel geplaatst. Deze belasting heeft als gevolg een verlaging van de porositeit en een verhoging ven de dichtheid van het mengsel. Hierdoor ontstaat er een verbetering van de mechanische eigenschappen.(kizhakkumodom Venkatanarayanan et al., 2013) Zone 2: Deze fase omvat de initiële warmtebehandeling gedurende een periode van één tot twaalf dagen. Er wordt warmte toegevoegd aan het mengsel, waardoor de reactiviteit van cement, silica fume en kwarts-poeder versneld wordt. 52

73 De warmtebehandelingen die hier kunnen worden toegepast zijn: warmwaterbehandeling, warme luchtbehandeling, stoombehandeling en de autoclaaf behandeling of een combinatie van deze behandelingen. De temperaturen kunnen voor deze warmtebehandelingen variëren.(kizhakkumodom Venkatanarayanan et al., 2013) De meest frequente temperaturen die gebruikt worden zijn: 60, 90, 160, 200 en 250 C. Het resultaat van deze beproeving op verschillende temperatuur toont aan dat er verschillende verbindingen ontstaan bij verschillende temperaturen.(cwirzen et al., 2008) Er wordt uiteindelijk een substantie bekomen, bijvoorbeeld tobermorite, gyrolite, xonolite. (Kizhakkumodom Venkatanarayanan et al., 2013) Zone 3: De bekomen substanties kunnen zich nu stabiliseren. De sterkte kan hierbij ofwel afnemen ofwel toenemen. (Kizhakkumodom Venkatanarayanan et al., 2013) 5.2 Krimpgedrag De krimp is twee keer zo groot voor ultra hoge sterkte mortels in vergelijking met de krimp van het ultra hoge sterkte beton. Om deze krimp tegen te gaan, bestaan krimp arme/ krimp vaste mortels. Deze mortels worden gekenmerkt doordat deze bijna/geen krimpverschijnselen vertoont.(cwirzen et al., 2008) 53

74 DEEL 2: onderzoek 1 Probleemstelling Uit de literatuurstudie is gebleken dat bij de isolerende stenen die zich momenteel op de huidige markt aanbieden, het moeilijk is om een goed evenwichtig te vinden tussen de combinatie van een lage λ- waarde met een hoge druksterkte. Er bestaat momenteel één marktspeler die zowel een zeer lage λ-waarde (0,03 W/mK) als een gemiddeld hoge druksterkte (10 N/mm²) heeft bekomen, dit in vergelijking met alle andere op de markt zijnde producten, namelijk de marmox thermoblock ("Marmox thermoblock,"). Het gebruik van deze isolerende stenen of kimblokken doet zich onder andere voor in de kimlaag van een woning. De stenen die in deze laag gebruikt worden, zijn dan ook de meeste belaste ten opzichte van andere stenen (bv metselblokken). Echter werd weinig/geen literatuur gevonden omtrent het bestaan van isolerende stenen of kimblokken die toepasbaar zijn onder prefab wanden of prefab kolommen, in bijvoorbeeld hoogbouw, waar de lasten die herleid worden naar de kimlaag en kolommen veel hoger liggen dan de lasten van een woning met maximum twee bouwlagen. Als probleemstelling zal onderzocht worden of het mogelijk is een isolerende steen te creëren die een hoge druksterkte samen met een zo laag mogelijke λ waarde combineert, zodanig dat deze toegepast kan worden als aanvaardbare bouwknoop onder betonnen wanden of kolommen in hoogbouw ( +/- 10 bouwlagen). 54

75 2 Onderzoeksaanpak en onderzoeksmethodiek 2.1 Onderzoeksaanpak Om wat meer inzicht en zekerheid te bekomen naar vormgeving toe zal op de dragende structuur van de steen drukproeven uitgevoerd worden. Hiervoor zullen allereerst drie praktische modellen uitgewerkt worden die nauw aansluiten met hun theoretisch model. Deze modellen zullen 28 dagen na het storten op druksterkte beproefd worden. De praktisch bekomen druksterkten van de draagstructuren van de stenen zullen worden vergeleken met zowel de theoretisch berekende druksterkte, die bekomen zullen worden via het beproeven van prisma s, als met de druksterktes die meegedeeld zullen worden door de leverancier. De λ- waarde zal theoretisch worden berekend en dit zowel in horizontale als verticale richting. Verder zal gebruik gemaakt worden van de eindige elementen software ANSYS workbench, waarbij verschillende modellen van de dragende structuur worden gesimuleerd. Aan de hand van dit gesimuleerde model zullen de bekomen spanningen en vervormingen nader bestudeerd worden. Een vergelijking tussen dit theoretisch model en het praktisch belaste model zal uitgevoerd worden om een conclusie te trekken of de theorie aan de werkelijkheid getoetst kan worden. 2.2 Onderzoeksmethodiek Op basis van de voorafgaande literatuurstudie werd besloten om zich vooral toe te spitsen op het theoretisch en praktisch ontwikkelen van een realiseerbare vorm van een isolerende steen waarmee een grote druksterkte bekomen kan worden. Theoretisch zal worden nagegaan of de vorm gecombineerd kan worden met een zo laag mogelijke λ- waarde. Vervolgens zal een theoretisch model gemodelleerd worden in een eindige elementen software zodat deze vergeleken kan worden met de praktische modellen. De vergelijking zal onder meer gedaan worden naar mogelijke overeenkomsten tussen de theoretisch gesimuleerde trek- en drukspanningen en praktische breuken/scheuren. Eenmaal zou blijken dat het theoretisch model aansluit/ overeenkomsten vertoond met de werkelijkheid, zullen meerdere variaties van het basis model, gesimuleerd worden. Het belang van dit onderzoek bestaat erin de mogelijkheid te bekijken tot het ontwikkelen van een realiseerbare model van een steen waarmee een grote druksterkte en lage λ-waarde bekomen kan worden. 55

76 3 Gebruikte normen 3.1 NBN EN :Producten en systemen voor de bescherming en reparatie van betonnendraagsystemen-beproevinsmethoden-bepaling van de druksterkte van reparatiemortel (De tekst en figuren horende bij deze norm werden gerefereerd uit: NBN EN : Producten en systemen voor de bescherming en reparatie van betonnendraagsystemenbeproevinsmethoden-bepaling van de drukstere van reparatiemortel.,1999) Principe Voor het bepalen van de druksterkte van reparatiemortels zullen er proefstukken vervaardigd moeten worden met een doorsnede van 40mm x 40mm. Een alternatief is het vervaardigen van prisma s met afmetingen 40x40x160mm. De prisma s kunnen vervolgens versneden worden tot de gewenste kubussen Materiaal Beton- of mortelmixer (beschreven volgens EN 196-1); Mal van 40x40x160 mm (beschreven volgens EN 196-1); Drukpers en buigbank (beschreven volgens EN 196-1) Vervaardigen van proefstukken Het vervaardigen gebeurt door gebruik te maken van een mengtechniek die meegegeven wordt met de leverancier en die verder wordt toegelicht in de masterproef. Het mengsel in de kom wordt geplaatst in een menginstallatie waarna de droge ingrediënten toegevoegd worden. Vervolgens moet het mengsel gedurende twee minuten gemengd worden met een mortelmixer die een lage mengsnelheid heeft. De leverancier heeft vooraf bepaalde menginstructies opgelegd, die moeten gevolgd worden door de klanten om een optimaal mengsel te bekomen. Het bekomen mengsel wordt vervolgens zorgvuldig in de mal gegoten. Deze zal nadien verdicht worden door gebruik te maken van een trilnaald of door gebruik te maken van een vibratie tafel. Er kan afgeweken worden van deze verdichting indien dit zo omschreven is in de instructies van de leverancier. Het bewaren en ontkisten van de mal/proefstukken zal overeenkomstig met EN gebeuren. 56

77 3.1.4 Druksterkte De mortelprisma s moeten gesneden of gebroken worden in gelijke helften. Daarna dient de druksterkte van de zes kubussen / prisma s bepaald te worden volgens EN De richtlijnen in verband met de ouderdom van de mortelproefstukken waarop zij getest dienen te worden, zijn omschreven in EN 1504 en EN Standaard moet er getest worden na minimaal 7 en 28 dagen. De druksterkte R c wordt uitgedrukt tot op 0,5N/mm² nauwkeurig en wordt berekend volgens : R c= F c/a Met: F c : de maximale kracht bij bezwijken, uitgedrukt in Newton A : is doorsnede van het proefstuk, ofwel 1600 mm² Nabehandeling Na het gieten van de stenen, moeten ze afgedekt worden met een niet-waterdoorlatende folie. Zodat het vocht die aanwezig is in de steen blijft en niet verdampt aan de omgeving. Het ontkisten van de proefstukken gebeurt 24 uur na het storten van de stenen, waarbij de proefstukken vervolgens onder water moeten bewaard worden. De specificaties worden omschreven in de norm EN NBN EN 196-1: Beproevingsmethoden voor cement-deel 1: bepaling van de sterkte (De tekst en figuren horende bij deze norm werd gerefereerd uit: NBN EN :Beproevingsmethoden voor cement Deel 1 : bepaling van sterkte.,2005) De ruimte waarin de proefstukken bewaard zullen worden, moet een constante temperatuur van 20,0 +/-2 C bezitten en er moet een relatieve vochtigheid van minder dan 50% aanwezig zijn. De proefstukken worden bewaard in opslagcontainers, die gevuld worden met een vloeistof die meestal water zal zijn. Deze vloeistof mag niet reageren met de proefstukken en moet een constante temperatuur hebben van 20,0 +/- 1 C hebben. 57

78 3.2.1 Materiaal Mixer De mixer bestaat uit: a) Een roestvrije stalen kom met een capaciteit van 5 liter. Deze kom heeft een typische vorm die weergegeven wordt in figuur 34. De kom wordt zo geplaats in het mixerframe, zodat de hoogte van de kom in relatie tot het blad fijn geregeld kan worden. b) Een roestvrij stalen blad, met een typische vorm zoals voorgesteld is op figuur 34, dat draaibaar is rond zijn eigen as en elektrisch wordt aangedreven. De beweging van het stalen blad is een planetaire beweging rond de as van de kom en dit aan een gecontroleerde snelheid. De ruimte tussen het blad en de kom zal regelmatig gecontroleerd worden en zou in principe 3 +/-1 mm moeten bedragen. Deze afstand refereert naar de situatie wanneer het blad in de lege kom is gebracht. De mixer zal één van de snelheden uit tabel 3 hanteren. Tabel 3: Snelheden van het mengblad 58

79 Figuur 34:Buigproef opstelling Mallen Uit elke mal kunnen drie gelijke prismatische proefstukken gelijktijdig vervaardigd worden. De afmeting van de prisma is 160 x 40 x 40 mm. Zoals opgegeven in de norm. De mal is zo ontworpen dat het ontkisten gemakkelijk en zonder schade aan de prisma's kan uitgevoerd worden. De mal is opgebouwd uit een stalen onderplaat en stalen zijplaten met een dikte van 10 mm. De platen aan de twee uiteinden van de mal zijn voorzien van gleuven waardoor de zijplaatjes er ingeschoven kunnen worden. De mal moet hierbij voldoen aan volgende eisen: a) De interne dimensies en toleranties van elk compartiment van de mal: Lengte : 160 mm; Breedte: 40,0+/-0,2 mm; Diepte 40,1+/-0,1mm. b) De vlakheid over het geheel van elke interne oppervlakte mag niet groter zijn dan 0,03 mm. c) De loodrechtheid voor elke interne kant, respectievelijk voor de bodem van het oppervlak van de mal en de aangrenzend interne kant en de aanslagzijden, mag niet groter zijn dan 0,2 mm. d) De oppervlaktetextuur van elke interne zijde mag niet ruwer zijn dan klasse N8. 59

80 Als de mallen aan voorgaande eisen voldoen, wordt de mal van een geschikte afdichting voorzien, namelijk was. Deze afdichting moet aangebracht worden over de voegen. Daarnaast wordt de binnenzijde van de mal ingeolied met ontkistingsolie. Daarna kan de mortel of het beton erin gegoten worden en wordt de bovenzijde met behulp van een afstrijklat afgestreken met een zagende beweging. Figuur 35: Stalen mal bekisting De behandeling van de proefstukken Na het storten van de proefstukken moeten ze bedekt worden met een ondoorlatend materiaal die niet reageert met de mortel of beton. Dit ondoorlatend materiaal kan bijvoorbeeld een glasplaat of een stalen plaat zijn met afmetingen van 210 x 185 x 6 mm. Vervolgens worden de mallen met de vers gestorte proefstukken die bedekt zijn met een glasplaatje onmiddellijk in een vochtige kamer geplaatst. De mallen worden pas uit de vochtige kamer gehaald als ze ontkist zullen worden. 60

81 3.2.3 Ontkisten van proefstukken Het ontkisten moet zorgvuldig gebeuren zonder dat de proefstukken hierbij schade oplopen. Hiervoor kunnen o.a. plastieken/rubberen hamers gebruikt worden. Indien de proefstukken later dan 24 uur na het storten zullen beproefd worden, moeten de proefstukken tussen 20 à 24 uur na het storten ontkist worden. Opmerking: het ontkisten mag 24 uur uitgesteld worden indien de mortel/beton/ niet de verworven sterkte zou bekomen, zodat het risico op schade vermeden kan worden. Ook deze proefstukken worden onmiddellijk in een vloeistof (bv water) geplaatst en bewaard. Als controle op de meng- en verdichtingsoperaties en de luchtinhoud van de mortel/beton/... is het aangeraden de proefstukken van elke mal te wegen Behandelen van proefstukken in water Dompel de ontkiste proefstukken onmiddellijk (horizontaal of verticaal) in het water. Het water heeft een temperatuur van 20,0 +/- 1 C. Plaats de proefstukken in roosters, zodat het water toegang heeft aan alle zijden van het proefstuk. Er moet tijdens de bewaring een waterlaag voorzien zijn van ten minste 5 mm boven en rond ieder afzonderlijk proefstuk. De proefstukken moeten minsten 15 minuten voor aanvang van de praktische testen, uit het water gehaald worden Buigsterkte (Nota: het gebruik van dit apparaat is optioneel. Indien enkel de druksterkte gemeten moet worden, wordt deze stap overgeslagen. Er moet wel opgelet worden dat de prisma's niet onderworpen worden aan schadelijke spanningen. ) De buigsterkte kan gemeten worden door gebruik te maken van een buigbank. De buigbank moet voldoen aan volgende eisen: Het apparaat moet capabel zijn om een kracht van meer dan 10kN toe te passen met een nauwkeurigheid van +/-1% aan de gemeten kracht. De snelheid van krachtstoename moet met 50 +/- 10 N/s toenemen. Het apparaat is voorzien van een flexibel toestel met twee stalen ondersteunende cilinders van 10,0 +/- 0,5mm diameter en gelegen op een afstand van 100,0+/-0,5 mm van elkaar. Een derde stalen cilinder met eenzelfde diameter wordt geplaatst centraal tussen de andere twee. 61

82 De lengte van deze cilinders bedraagt 45 mm à 50 mm. Zie figuur 36 ter illustratie van de opstelling van de proefstukken op de buigbank drukpers Figuur 36: Buigproef opstelling De drukpers moet over een voldoende grote capaciteit beschikken met een precisie van 1,0%. De snelheidstoename waarmee de kracht zal stijgen bedraagt /- 200 N/s. Een indicatietoestel moet zo ingesteld worden dat hij de krachtswaarde weergeeft wanneer het proefstuk bezwijkt en deze waarde blijft tonen, ook nadat de machine ontladen is. Voor manueel geopereerde testmachines (o.a. de drukpers) moet een snelheid voorzien zijn die stapvoets verhoogt. De verticale as met daarop de stamper valt samen met de verticale as van de machine. De krachtsresultante gaat daarbij door het centrum van het proefstuk. Voor gedetailleerdere specificaties raadpleeg de norm Ouderdom van de te beproeven proefstukken i.v.m. sterkte: De sterktetesten kunnen uitgevoerd worden op verschillende leeftijden binnen de volgende limieten na het storten van de proefstukken: - 24u +/- 15 min - 48u +/- 30 min - 72 u + /- 45 min - 7dagen +/- 2u - 28 dagen +/- 8u 62

83 3.2.8 Test procedures Buigsterkte Gebruik de driepuntsbuigproef zoals beschreven. Plaats de prisma in het apparaat met een zijde op de ondersteunende cilinders en met de longitudinale as loodrecht op de ondersteuning. Laat de kracht verticaal aangrijpen en laat de kracht stijgen met een snelheid van 50 +/- 10 N/s tot het proefstuk bezwijkt. Bereken de buigsterkte R f in MPa aan de hand van volgende formule: Met: R f : buigsterkte [MPa]; R f = 1,5 x F f x l b³ b : breedte, zijde van de doorsnede van de prisma [mm]; F f : de uitgeoefende kracht in het midden van de prisma, [N]; l : de afstand tussen de cilindervormige ondersteuningen [mm] Druksterkte Voer de testen uit op de helften van de gebroken prisma s test elke halve prisma zoals beschreven in NBN EN Plaats de halve prisma lateraal tussen de platen van de machine binnen een grens van +/- 0,5mm en longitudinaal zo dat de uiteinden van de prismahelft het plaatje overschrijd met een lengte van +/- 10 mm. Laat vervolgens de kracht aangrijpen en drijf deze vervolgens op. Indien de snelheid van de krachtstoename handmatig geregeld wordt, dan moet er zorgvuldig omgesprongen worden met de krachtstoename wanneer men de geschatte breukwaarde benadert, dit vanwege de significatie van de waarde bij bezwijken. Bereken de druksterkte R c met behulp van volgende formule: Met: R c: druksterkte [MPa]; F c: maximale kracht bij breuk [N]; R c = F c is de oppervlakte van de doorsnede [mm²] ( 40x40mm²). 63

84 Resultaten Buigsterkte Bereken de buigsterkte als het algemeen gemiddelde van de drie individuele resultaten, uitgedrukt tot op 0,1 Mpa nauwkeurig. Druksterkte Bereken de druksterkte als het algemeen gemiddelde van zes resultaten. Elk resultaat bepaalt op één set van drie prisma s die in twee helften gebroken zijn. De resultaten worden uitgedrukt tot op 0,1 Mpa nauwkeurig. Als een van de resultaten van de zes individuele resultaten meer dan +/- 10% afwijkt van het gemiddelde, dan moet deze uitwijkende waarde buiten beschouwing gelaten worden en het gemiddelde herrekend worden. Als één van de vijf waarden meer dan +/- 10% afwijkt van het gemiddelde, dan moet deze uitwijkende waarde buiten beschouwing gelaten worden en het gemiddelde herrekend worden enz 64

85 4 Vorm en verhoudingen De vormbepaling van de isolerende steen werd in overleg met de promotoren en co-promotor besproken. Daarbij werd er gekozen om een honingraatstructuur te hanteren als inwendige draagstructuur van de steen. De vooraf opgelegde afmetingen voor de isolerende steen waren: - Breedte = 150 mm; - Lengte = 300 mm; - Hoogte = 200 mm. In eerste instantie werd een verhouding beton/pur voorgesteld van 1/5 om zo een goede λwaarde te verkrijgen. De totale grondoppervlakte van de steen was mm² waarvan de betonoppervlakte 9000 mm² en voor PUR mm² zou bedragen indien volgens de voorgestelde verhouding gerekend werd. Indien dit werd toegepast in het ontworpen model, dan kwam dit neer op een kokerwanddikte van 5 mm. Omdat deze wanddikte niet de nodige druksterkte kon behalen, moest er afgeweken worden van de voorgestelde beton/pur verhouding. Dit door de kokerwanddikte te verbreden naar minimaal 10 mm. Door deze verbreding van de kokerwanddikte zou er bij het ontkisten minder kans zijn op schade op de kokerwanden. De verhouding beton/pur was vervolgens 0,27 en het betonoppervlak was mm². Zie figuur 37 voor de aanduiding van de afmetingen PUR en beton. Figuur 37: Bovenaanzicht theoretisch model (links), 3D zicht theoretisch model (rechts) 65

86 5 De verschillende ontwerpen van de isolerende stenen Doel van de verschillende ontwerpen: Het voorzien van een optimale combinatie tussen de druksterkte en de isolerende waarde van de steen, waarbij de druksterkte zo hoog mogelijk moest zijn en de isolerende waarde minder moest bedragen dan 0,2 W/mK. Maximale λ-waarde = 0,2 W/mK; maar om een veiligheid te voorzien voor onvoorziene omstandigheden werd een veiligheidspercentage van 15% genomen waardoor de maximale λ- waarde 0,17 W/mK mocht bedragen. De steen moest een druksterkte van 360 kn kunnen opnemen. De isolerende steen type 1 was het eerste ontwerp, zie tabel 4, waarbij er hoofdzakelijk meer belang gehecht werd aan de isolerende waarde van de steen dan de druksterkte. De draagstructuur werd niet over de volledige oppervlakte van de steen voorzien. De buitenranden waren voorzien van een isolerende rand. De kern van de steen bestond uit een combinatie van de dragende structuur en isolatie. De dragende structuur werd wel over de volledige lengte van de steen voorzien, omdat de stenen naast elkaar geplaatst werden, waardoor de draagstructuur moest doorlopen over de volledige muur. De isolerende waarde bleek echter zeer goed te zijn, zie de resultaten die worden beschreven in onderdeel 7.3, waardoor de dragende structuur kon verbeterd worden. De buitenrand van de dragende structuur paste perfect binnen de afmetingen van de steen, waardoor dit niet zou aangepast worden. De wanddiktes vergroten van de structuur was een oplossing om de structuur te versterken, dit werd verwezenlijkt door de kokers naar binnen toe te verkleinen en dit telkens met een waarde van 1 mm. De wanddiktes varieerden vervolgens van 10 mm tot en met 16 mm. Bij het berekenen van de λ- waarden voor deze varianten van het eerste ontwerp, bleek dat deze nog steeds een goede waarde bezaten, waardoor de draagstructuur nog versterkt kon worden. Zo ontstond het tweede ontwerp, namelijk isolerende steen type 2 (zie tabel 4). In dit ontwerp werden er twee rijen met kokers toegevoegd aan de draagstructuur van het eerste ontwerp, waardoor de dragende structuur over de volledige steen voorzien was. De resultaten van de λ-waarden waren van dit type ook aanvaardbaar, waardoor ook hier de wanddiktes konden vergroot worden. Aan de zijden van de steen was er voldoende plaats om zowel aan de kokers naar binnen toe te verkleinen als de buitenrand te vergroten met een gelijkwaardige waarde. De wanddikte varieerde van 10 mm tot en met 15 mm. De isolerende stenen zullen in de kimlaag worden geplaatst onder een betonnen wand of kolom. De wand of kolom zal moeten verankerd worden met de vloer, waardoor er mogelijke wachtstaven voorzien zullen worden. 66

87 De wachtstaven zullen door de kokers lopen van de draagstructuur waarbij de koker opgevuld zal worden met beton of mortel specie. Hierbij is het belangrijk dat de wachtstaven een voldoende dekking moeten hebben. De opening van de kokers moeten dus voldoende groot zijn om de dekking te vrijwaren. Er zullen dus twee of vier kokers opgevuld worden, waardoor de λ waardes negatief beïnvloed worden. Daarom werd de λ- waarde bekeken van twee situaties, de ene situatie met twee wachtstaven en de ander met vier wachtstaven. Mogelijke problemen die zich zouden kunnen voordoen bij type 1 is het doorponsen vanwege het kleine contactoppervlak tussen de dragende structuur van de steen en de betonnen constructie erboven. Tabel 4: Verschillende variaties op basismodel steentype 1 en 2 Isolerende steen type 1 Isolerende steen type 2 Basismodel Twee wachtstaven voorzien Vier wachtstaven voorzien Het uiteindelijke ontwerp waarvoor werd gekozen omvat isolerend steen type 1 met een wanddikte van 10mm. Deze isolerende steen gaf namelijk de beste λ- waarde weer ten opzichte van alle andere variaties in de verschillende modellen. De oppervlakte van deze dragende structuur was ook groot genoeg om een voldoende hoge sterkte te bekomen. Deze sterkte zal afhangen van het gebruikte materiaal, bijvoorbeeld HSB, UHSB, Specifiek zal de sterkteklasse van het beton hierop invloed hebben. Hoe hoger de sterkteklasse hoe draagkrachtiger de structuur. 67

88 6 Praktische uitvoering van steen type 1 met wanddikte 10 mm 6.1 Bekisting Met oog op de toekomst werd rekening gehouden met enkele zaken omvattende het productieproces. Zo diende het produceren van de stenen, het bekisten en ontkisten ervan goedkoop, efficiënt en eenvoudig te gebeuren. Hierbij moesten heel wat keuzes gemaakt worden zoals het bekistingsmateriaal, het bekistingsontwerp, de herbruikbaarheid van de bekisting, de kosten en dit met een minimum aan materiaalverlies. Hiervoor waren meerdere bekistingsontwerpen bedacht die verder in deze thesis zullen besproken worden, maar er werden uiteindelijk maar twee bekistingsontwerpen uitgevoerd voor het produceren van de stenen. Het eerste bekistingsontwerp bestond volledig uit multiplexplaten met een dikte van 8 en 18 mm. Het andere ontwerp bestond uit een combinatie van multiplexplaten met een dikte van 18 mm en geëxpandeerd polystyreen (EPS). Afbeelding 5: Bekistingsontwerp 1 (houten bekisting; links), bekistingsontwerp 2 (hout en EPS bekisting; rechts) 68

89 Afbeelding 6: Stortklaar bekistingsontwerp 1 (links), stortklaar bekistingsontwerp 2 (rechts) Bekistingsontwerp 1: houten bekisting Voor dit ontwerp werd enkel gebruik gemaakt van multiplexplaten met een dikte van 18 mm en 8 mm. De kopstukken van alle kokers, de randbekisting (zaagtandvorm), de basisplaat en de zijplaten waren gemaakt uit de 18 mm dikke multiplexplaten. De overige bekisting, namelijk alles die zich tussen de twee kopstukken bevond, bestond uit multiplexplaten van 8 mm. De bekisting was zo ontworpen dat de steen al liggend gestort werd, zodanig dat boven- en onderkant perfect recht waren. Figuur 38: Doorsnede bekistingsontwerp - zeshoekige houten koker trogvormig randbekistingsstuk Op figuur 38 is uiterst links de doorsnede van het bekistingsontwerp te zien, er naast een voorbeeld van de opbouw van de zeshoekige koker. Helemaal rechts is een opbouw van de vierhoekige koker zichtbaar. Vooraleer de bekisting in de praktijk werd uitgewerkt, werd het model in 3D in Autocad Architecture uitgewerkt. Zo kon een algemeen beeld gecreëerd worden, waar eventuele problemen zich zouden voordoen. 69

90 Het uitzagen van alle bekistingsdelen was echter een behoorlijke obstakel, want de delen moesten op de millimeter nauwkeurig worden uitgezaagd. De wanddiktes van de kokers waren tenslotte maar 10 mm, waardoor dit een precisiewerk werd. Helaas was de nodige apparatuur niet aanwezig, maar dankzij twee medewerkers werd dit zo goed mogelijk uitgevoerd. De verschillende bekistingselementen werden in 3D uitgetekend en aan de elementen werden maten toegekend. Deze maten werden doorgegeven, met vermelding van het aantal nodige stukken van elk element, zodat ze konden uitgezaagd worden. Het oorspronkelijk doel was om drie van deze mallen te maken en zo drie stenen te produceren om achteraf praktische proeven op uit te voeren. Tijdens het monteren van de bekistingsmal werd er vastgesteld dat niet alles zo nauwkeurig werd uitgevoerd, waardoor er spleten ontstonden van 1 à 2 mm. Om deze redenen werd er besloten om enkel de methode van het ontkisten te testen. Figuur 39: CAD uitgetekende bekistingsonderdelen Afbeelding 7: Koker onderdeel kopstuk van zeshoekig koker randbekistingsonderdeel (2x) trogvormig onderdeel kopstuk trogvormig bekistingsonderdeel 70

91 In totaal waren er 129 bekistingselementen nodig om dit bekistingsmodel te realiseren. De onderstaande figuur bevat een samenvatting van alle elementen met hun afmetingen en hun aantal stuks. Figuur 40: Hoeveelheden en afmetingen van de te zagen bekistingsonderdelen Bekistingsontwerp 1 - de uitvoering (stappenplan) 1) De zeshoekige kokers bestonden uit twee kopstukken (nr. 2 in figuur 40) en zes trapeziumvormige latjes (nr. 1 in figuur 40). De trapeziumvormige latjes werden aan elkaar gelijmd met behulp van houtlijm en werden vervolgens samengedrukt door middel van het aanbrengen van elastieken rondom de kokers. Afbeelding 8: Zeshoekige koker 2) De randbekisting bestond uit twee elementen nr. 3 (zie figuur 40) en twee elementen nr. 4 (zie figuur 40) en had een zaagtandvorm. Ze werden met behulp van houtlijm aan elkaar bevestigd. 71

92 Afbeelding 9: Zaagtandvormige randbekisting 3) De trapeziumvormige/trogvormige kokers bestonden uit twee elementen nr. 1, één element nr. 6 en twee kopstukken nr. 5 (zie figuur 40). Alle elementen werden met houtlijm aan elkaar bevestigd en de kopstukken werden met behulp van plakband nog eens extra verbonden aan de romp van de koker. Afbeelding 10: Houtlijm (links), trogvormige randbekisting met en zonder kopstukken (rechts) 4) Nadat de lijm van de zeshoekige kokers voldoende gedroogd was, werden er twee gleuven aan twee tegenover elkaar liggende zijden gezaagd van ongeveer 7 mm diep en 4 mm breed. Deze gleuven mochten niet volledig doorheen de houten wand van de kokers gezaagd worden, zie afbeelding 11. Vervolgens werden de ruwere gedeelten met schuurpapier glad gewreven en kon er plakband over de volledige lengte van de gleuven worden aangebracht. De plakband voorkomt dat er mortel in de gleuven kwam. 72

93 Afbeelding 11: Bovenaanzicht koker met 2 ingeslepen gleufjes (links), koker omtrek met afgeplakt gleufje (rechts) 5) Het middenstuk van de zeshoekige koker hing nog niet samen met de twee kopstukken en ze werden in principe ook niet volledig aan elkaar vastgezet. Tijdens het monteren van enkele proefstukken werd vastgesteld dat de verbinding tussen de kopstukken en het middengedeelte van de koker behoorlijk zwak was. Op het eerste zicht was dit geen probleem want het ontkisten zou zo eenvoudiger verlopen, maar gedurende het storten kon dit echter wel een probleem vormen. Tijdens het storten zou er namelijk op de bovenste stukken gewicht van de mortel komen waardoor er een mogelijkheid zou kunnen bestaan dat de middenstukken van de koker naar beneden zullen worden geduwd door het gewicht van de mortel. Als oplossing hiervoor werd elke kopstuk voorzien van twee nagels waar het middenstuk als het ware werd opgehangen, mits de verbinding extra werd verstevigd met behulp van een combinatie van lijm en plakband. De reden om twee nagels te plaatsen was vanwege de stabiliteit en het op zijn plaats houden van het middengedeelte van de koker. Indien er maar met één nagel zou gewerkt worden, dan was het mogelijk dat de koker rond zijn eigen as zou roteren en zo de vorm van de honingraatstructuur teniet zou doen. Door op beide kopstukken twee nagels te voorzien aan dezelfde bovenzijde van de koker, kon deze rotatie niet plaatsvinden. Vooraleer de nagels in de kopstukken te hameren, werden emblemen (schaal 1/1) van de kopstukken afgedrukt waarop de plaats van de nagels werden aangeduid. Deze emblemen werden vastgekleefd aan de kopstukken en daarna werden de nagels op de hoekpunten genageld. Indien het middenstuk niet perfect aansloot op de kopstukken, kon dit nog bijgewerkt worden door de nagels wat te verduwen tot deze wel perfect aansloten. Afbeelding 12: Kopstuk met twee nagels (links), koker opgehangen tussen twee kopstukken die voorzien zijn van nagels (rechts) 73

94 6) Het middenstuk werd gedeeltelijk vastgelijmd op de kopstukken, waarna de naad tussen kopstuk en middenstuk vervolgens werd afgedicht met plakband. Afbeelding 13: Afgeplakt met plakband en gedeeltelijk gelijmde koker met kopstuk Opmerking Tijdens het in elkaar steken van de bekisting werd er vastgesteld dat de zijplaat van de randbekisting niet perfect aansloot op de kokeruiteinden. Hierbij waren afwijkingen tot 2 mm vastgesteld. Deze konden echter niet aangepast worden door de zijplaten aan te spannen met sergeanten, want dit zou de bekisting krom trekken. Een ander voorstel was om silicone in de spleten te voorzien om die 2 mm te overbruggen. Het grote nadeel hiervan was dat de spleet niet overal dezelfde was. Indien silicone voorzien zou worden, zou er een kleine laag mortel over sommige kopstukken komen te liggen, waardoor het ontkisten moeizamer zou worden. Uiteindelijk werd er gekozen om de steen verticaal te storten in plaats van het storten waar de steen op zijn zijde lag. Hieruit volgde ook dat stap 5 overbodig werd. Afbeelding 14: Spleet tussen zijplaat en randbekisting 74

95 Figuur 41: Verandering van stortrichting 7) De kopstukken die nog niet verbonden waren met de middenstukken werden op de zijplaat (nu onderplaat) vastgelijmd met houtlijm. Om de kopstukken te positioneren op de onderplaat, werd de theoretische structuur op schaal 1/1 (A3 formaat) afgedrukt. Vervolgens werd op het papier de omtrek van elke koker en de randbekisting overtrokken met potlood. Daarna werd dit blad omgedraaid en op de onderplaat bevestigd met behulp van plakband zodat het papier niet zou verschuiven. Daarna werd aan de nog niet beschreven kant opnieuw met potlood over dezelfde grenslijnen gegaan. Zo werd de structuur doorgedrukt op het hout en gaf dit een goede indicatie van waar de aparte onderdelen dienden te komen (calqueren) (zie afbeelding 15). Nadat de kopstukken op de onderplaat vastgelijmd waren en voldoende gedroogd waren, werd de verbinding tussen de kopstukken en onderplaat extra verstevigd door de kopstukken vast te vijzen aan de onderplaat. Daarbij moet opgemerkt worden dat de kop van de vijs aan de buitenkant van de onderplaat zat. Afbeelding 15: Aftekenen van bekistingsvorm (rechts), kopstukken bevestigd op onderplaat (links) 75

96 Afbeelding 16: Vastgeschroefde kopstukken 8) Nu konden de kokers van stap 6 op de structuur van stap 7 vastgelijmd worden. Afbeelding 17: De kokers vastgelijmd op vastgeschroefde kopstukken 9) Vervolgens werden de randbekisting (zaagtandvorm) en de trogvormige kokers op de onderplaat bevestigd met houtlijm. Afbeelding 18: Houten bekisting zonder zijplaten 10) De zijplaten werden vastgevezen en vastgelijmd aan de onderplaat. Om een volledig waterdichte bekisting te verkrijgen moesten de naden tussen de verschillende elementen met silicone worden opgevuld. Tot slot werd de bekisting samengedrukt met twee klemmen. 76

97 Afbeelding 19: Met silicone afgedichte randbekisting (links), samengedrukte bekisting m.b.v. sergeant klemmen 11) Als laatste stap voor het storten werd de ontkistingsolie aangebracht. Het is echter onmogelijk deze aan te brengen met een borstel. Daarom werd een verstuiver opgevuld met bekistingsolie zodat de olie in de bekisting kon gespoten worden. Er waren nog andere mogelijke opties, zoals: De bekisting volledig onder dompelen in een bak met ontkistingsolie De ontkistingsolie in de bekisting te gieten om vervolgens de overschot terug in het reservoir van de ontkistingsolie te gieten. Afbeelding 20: Vernevelen van bekistingsolie Bekistingsontwerp 2: hout en EPS bekisting De randbekisting bestond uit multiplexplaten van 18 mm, de zeshoekige en trogvormige kokers werden verworven uit geëxpandeerd polystyreen. Omdat vastgesteld werd dat de mallen van het bekistingsontwerp 1 niet rendabel genoeg waren om er praktische proeven op uit te voeren, werd er gezocht naar een alternatief. Als alternatief materiaal van de zeshoekige en trogvormige kokers werd gekozen voor geëxpandeerd polystyreen. De tijdsduur voor het maken van de bekisting was veel korter doordat de kokers in één stuk gemaakt waren. Daarnaast was de tijdsduur voor het ontkisten ook veel korter, want de geëxpandeerde polystyrene kokers bleven in de steen zitten. 77

98 Deze kokers waren gemakkelijk samendrukbaar, waardoor bij het beproeven van de stenen op druk, de kokers geen ondersteuning gaven aan de mortelstructuur. Ook van dit bekistingsontwerp werd een 3D model uitgetekend in Autocad Architecture om te kijken of alles goed op elkaar aansloot en of er zich eventuele problemen voordeden. Figuur 42: 3D CAD model van bekistingsontwerp 2 De kokers werden uit één grote blok EPS gezaagd, waarna de kokers op de correct lengte werden afgesneden. Afbeelding 21: Zeshoekige kokeronderdeel uit EPS De randbekisting van dit bekistingsmodel was dezelfde als de randbekisting van bekistingmodel 1, namelijk werd ook gebruik gemaakt van onderdelen nummer 3, 4, 7 en 8 (zie figuur 40). De randbekisting werd vervaardigd uit multiplexplaten met dikte van 18mm. Deze werden bij het ontkisten wel weggenomen in tegenstelling tot de kokers. 78

99 Afbeelding 22: EPS bekistingsonderdelen; zeshoekige koker trogvormige randbekisting Bekistingsontwerp 2 - de uitvoering (stappenplan) 1) De houten onderdelen met nummers 3 en 4 (zie figuur 40) werden aan elkaar gelijmd met behulp van houtlijm en vormden de randbekisting met een zaagtandvorm. Afbeelding 23: Zaagtandvormige randbekisting 2) Met de calqueermethode zoals gebruikt in bekistingsmodel 1 werd de positionering van de kokers op de zijplaten aangebracht. Afbeelding 24: Aftekenen bekistingsvorm 3) Daarna werden de randbekisting, zeshoekige en trogvormige EPS-kokers vastgelijmd op één van de zijplaten met behulp van houtlijm. 79

100 Afbeelding 25: Houten-EPS bekisting zonder zijplaten 4) De tweede zijplaat werd vastgelijmd nadat alles voldoende opgedroogd was, zodat er niets meer kon verschuiven wanneer de tweede plaat bevestigd werd. 5) Daarna werd de onderplaat vastgelijmd aan zowel de houten randbekisting als de onderste trogvormige kokers. Om het geheel voldoende te versterken werd de onderplaat met de twee zijplaten vastgevezen. Afbeelding 26: Bekistingsmodel 2 6) Tot slot werden er nog twee klemmen op de zijplaten bevestigd om het geheel samen te drukken. Afbeelding 27: Samengedrukte bekisting m.b.v. sergeant klemmen 7) Als voorlaatste stap dienden de naden afgedicht te worden met behulp van silicone. 80

101 8) Als laatste stap voor het storten werd de ontkistingsolie aangebracht. Er werd enkel op de houten onderdelen bekistingsolie aangebracht met behulp van een fijne borstel. 6.2 Materiaalkeuze dragende structuur Als materiaal voor de dragende structuur van de isolerende steen werden volgende opties onderzocht: Beton; Zelf verdichtend beton; Hoge-sterkte beton; Ultra hoge sterkte beton; Mortel; Vezel versterkte mortel; Krimparme mortel Beton Traditionele beton (tot C 40/50) en hoge-sterkte beton (tot C 100/115) waren niet van toepassing op dit ontwerp wegens volgende redenen: De isolerende steen moest een bepaalde druksterkte bezitten om toegepast te kunnen worden in betonnen constructies. Veronderstel dat er een betonnen kolom met betonklasse C30/37 en met afmetingen 300 mm op 150 mm, op één isolerende steen zou komen. Dan zou de steen een drukkracht van 1665 kn moeten kunnen opnemen (37 N/mm² x mm²). Indien de isolerende steen type 1 met wanddikte van 10 mm zou worden toegepast, dan is het contactoppervlak van de dragende structuur van de isolerende steen met de kolom gelijk aan mm². De berekende minimale druksterkte van de steen zou dan 137,30 N/mm² moeten bedragen, dit betekent dat het beton een minimale betonklasse van C137/... zou moeten bezitten. Dit komt overeen met ultra hoge sterkte beton (UHSB). Naast de druksterkte van het beton, moest de steen ook een voldoende hoge treksterkte kunnen opnemen. Dit kon gerealiseerd worden door toevoeging van vezels. Door deze vezels zou de spanning in de mantel beter opgenomen worden. De standaard vezellengte varieert echter van 16 tot 25 mm, maar in dit ontwerp waren er maar wanddiktes van 10 mm voorzien, waardoor de vezels niet in alle richtingen evenveel zou verdeeld worden. Daardoor zou de lengte van de vezels beperkt moeten worden tot maximaal 4 mm. Ook de korrelgrootte van de granulaten zou moeten beperkt worden tot 4 mm. Indien er toch voor de optie vezelversterkte UHSB gekozen zou worden, dan zou een fabrikant gezocht moeten worden die bereid zou zijn een kleine hoeveelheid te komen leveren. Dit zou een hoge kost met zich mee brengen voor de levering van deze kleine hoeveelheid, daarnaast stond het ontwerp ook nog niet op punt. 81

102 Er kan besloten worden dat in de toekomst de vezelversterkte UHSB zeker van toepassing zal zijn, maar omdat het ontwerp van de steen zich nog maar in een beginfase bevindt, en de kosten te groot zijn, zal er in dit ontwerp gebruik gemaakt worden van een alternatieve hoge-sterkte materiaal Mortel Er bestaan veel verschillende soorten mortels op de markt, zoals vezelversterkte mortels, hogesterkte mortels, vezelversterkte hogesterkte mortels, krimparme mortels, etc. De meest toegewezen mortel die voor dit ontwerp van toepassing was, was de vezelversterkte hogesterkte mortel. Wegens dezelfde redenen als bij beton werd dit type mortel niet toegepast. De mortel die wel toegepast werd in dit ontwerp was een krimparme gietmortel, meer bepaald: triconomic special. De korrelgroottes van dit morteltype variëren tussen 0 en 4 mm. De verantwoording voor deze keuze was dat dit morteltype tot een laagdikte van 250 mm mag gestort worden, dit was hoger dan de steenhoogte. Anderzijds had deze mortel een zeer lage hydratatiekrimp (<500 μm). Voor meer technische specificaties wordt doorverwezen naar de toegevoegde bijlage. Deze mortelsoort werd zelf bereid door enkel water toe te voegen en moest dus niet kant en klaar door de leverancier geleverd worden. De technische fiche van de krimparme gietmortel Triconomic special wordt in onderstaande tabel weergegeven. Het testrapport is terug te vinden in bijlage A. Tabel 5: Technische specificatie van de krimparme gietmortel (Triconomic Speciaal) ((krimparme gietmortel, 2013) 82

103 Mengprocedure van de mortel volgens de leverancier Voor het mengen van TricoNomic Special kan gebruik gemaakt worden van een dwang menger of een boormachine met spindel, waarbij de mortel gemengd wordt in een kuip of emmer. Vul het mengvat met ongeveer drievierde van de benodigde hoeveelheid (leiding)water en voeg de mortel hieraan toe. Laat de motor enige tijd mengen (tenminste 1 minuut) en voeg daarna de rest van het water toe, totdat de gewenste consistentie bereikt is. In het algemeen is een mengtijd van ongeveer drie minuten voldoende om een klontervrije en homogene mortel verkrijgen. Afhankelijk van de mengintensiteit moet de mengtijd aangepast worden. (krimparme gietmortel, 2013). 6.3 Vervaardigen van prismatische proefstukken De handelingen om de mortelprisma s te storten, na te behandelen en te bewaren, zijn overeenkomstig met de vooropgestelde regels beschreven in NBN EN Een korte samenvatting kan geraadpleegd worden in onderdeel 6.2. In onderstaande tekst wordt zeer kort vermeld wat er bij iedere stap van de handeling toegepast werd Mortelsamenstelling Er werden telkens drie prisma s in één keer gemaakt omdat uit één mal drie prisma s gecreëerd konden worden. Eén prisma had een theoretische afmeting van 40 x 40 x 160 mm met een bijhorend volume van mm³ = 0, m³. Voor drie prisma s was dit 0, m³ ofwel 0,768 liter. De toegepaste water-mortel verhouding was 0,13. In onderstaande tabel wordt de verhouding weergegeven van het verse mortelmengsel. Tabel 6: Verhoudingen componenten mortelmengsel Beschrijving materiaal Massa mortel [kg] Massa water [kg] Totale massa [kg] Water-mortel verhouding [-] Krimparme mortel 1,0000 0,1300 1,1300 0,130 Verhoudingspercentage 88,5 % 11,5 % 100 % De dichtheid van de verse mortel bedroeg 2,2 kg/liter. Hieruit werd de water- en mortelmassa berekend die nodig was om de drie prisma s te produceren (zie tabel 7). Tabel 7: Minimale benodigde hoeveelheden voor vervaardigen mortelprisma s Beschrijving element Totaal volume [l] Totaal massa [kg] Massa mortel [kg] Massa water [kg] één prisma 0,256 0,5632 0,4984 0,0648 drie prisma s 0,768 1,6896 1,4952 0,1944 De berekening voor één prisma ging als volgt: Totaal volume = lengte x breedte x hoogte = 40mm x 40mm x 160mm = mm² = 0,256 l 83

104 Totale massa = totaal volume x dichtheid = 0,256 l x 2,2 kg/l = 0,5632 kg Massa mortel = verhoudingspercentage x totale massa = 88,5% x 0,5632 kg = 0,4984 kg Massa water = verhoudingspercentage x totale massa = 11,5% x 0,5632 kg = 0,0648 kg Deze rekenwaarden zijn de minimum hoeveelheden die nodig waren om de prisma s volledig te vullen. Rekening houdend met de kans dat verlies kon optreden, werd er een marge van 15% in rekening gebracht. Zo moesten alle waarden met een factor 1,15 vermenigvuldigd worden. Tabel 8: Toegepaste hoeveelheden voor vervaardigen mortelprisma s Beschrijving element Totaal volume [l] Totaal massa [kg] Massa mortel [kg] Massa water [kg] één prisma 0,294 0,6477 0,5732 0,0745 drie prisma s 0,883 1,9430 1,7195 0, Mengprocedure Er werd afgeweken van de voorgestelde mengprocedure die gegeven werd door de fabrikant. De reden hiervoor was dat de voorgestelde elektrische toestellen niet voor handen waren. Daarnaast waren ook de hoeveelheden nodig om drie prisma s te vullen te klein om dit mengproces toe te passen. Het mengproces die werd toegepast was het mengproces die beschreven staat in norm NBN EN maar met een wijziging van de tijdsduur. Het mengen werd opgedeeld in twee delen, eerst werd de volledige mortelmassa en drie vierde van de watermassa gemengd gedurende zestig seconden met behulp van een mixer die beschreven staat in norm EN De mengsnelheid bedroeg 140 +/- 5 rotaties per minuut en een planetaire beweging van 62 +/- 5 keer per minuut. Dit kwam overeen met de lage snelheid waarmee de mixer mengde. In het tweede deel van het mengproces werd de rest van de watermassa toegevoegd en werd er opnieuw zestig seconden gemengd aan dezelfde mengsnelheid en dezelfde planetaire beweging als in het eerste deel van het mengproces. De reden waarom er niet langer gemengd werd, namelijk gedurende 240 seconden zoals de norm omschrijft, was omdat er ontmenging optrad in het mortelmengsel Storten De mortel die gebruikt was, was krimparme gietmortel, waardoor het onnodig was om te trillen of een andere vorm van verdichten toe te passen na het storten van de prisma s. Na het vullen van de mal, werd met ijzeren lat de overtollige mortel afgestreken met een zigzaggende beweging, zoals omschreven in EN

105 6.3.4 Bewaren Na het afstrijken van de mortelprisma s in de mal, werden deze afgedekt met een glasplaat en in een vochtige ruimte geplaatst Nabehandeling De prisma s moesten onmiddellijk na het ontkisten in water ondergedompeld worden. Ze konden horizontaal of verticaal in het water geplaatst worden, afhankelijk van het rooster die voorhanden was. Het water moest een temperatuur van 20,0 +/- 1 C hebben Ontkisten Het ontkisten gebeurde door een lichte tik te geven met behulp van een hamer zonder dat aan de prisma s schade toegebracht werd. De prisma s werden ontkist 20 à 24 uur na het storten en vervaardigen van de isolerende stenen Mortelsamenstelling Het dragend grondoppervlakte van de isolerende steen type 1 met wanddikte 10 mm bedroeg mm². De hoogte van de steen was 200 mm en zorgde voor een totaal volume van mm³ of 2,4254 liter. De water-mortel verhouding was 0,13 zodat de resultaten van de drukproeven van de prisma s vergeleken kunnen worden met de resultaten van de isolerende stenen. In onderstaande tabel wordt de verhouding weergegeven van het verse mortelmengsel. Tabel 9: Verhoudingen componenten voor draagstructuur van isolerende steen Beschrijving materiaal Massa mortel [kg] Massa water [kg] Totale massa [kg] Water-mortel verhouding [-] Krimparme mortel 1,000 0,1300 1,1300 0,130 Verhoudingspercentage 88,5% 11,5% 100% De dichtheid van de verse mortel bedroeg 2,2 kg/liter. Hieruit werd de water- en mortelmassa berekend die nodig waren per isolerende steen. Tabel 10: Minimale benodigde hoeveelheden voor vervaardigen van draagstructuur Beschrijving element Totaal volume [l] Totaal massa [kg] Massa-mortel [kg] Massa water [kg] één isolerende steen 2,4254 5,3359 4,7222 0,6136 drie isolerende stenen 7, , ,1666 1,8408 De berekening voor één isolerende steen: Totale massa = totaal volume x dichtheid = 2,4254 l x 2,2 kg/l = 5,3359 kg 85

106 Massa mortel = verhoudingspercentage x totale massa = 88,5% x 5,3359 kg = 4,7220 kg Massa water = verhoudingspercentage x totale massa = 11,5% x 5,3359 kg = 0,6136 kg Deze rekenwaarden zijn de minimum hoeveelheden die nodig waren om de draagstructuur van één steen volledig te vullen. Rekening houdend met de kans dat verlies kon optreden, werd er een marge van 15% in rekening gebracht. Zo moesten alle waarden met een factor 1,15 vermenigvuldigd worden. Tabel 11: Toegepaste hoeveelheden voor vervaardigen van draagstructuur Beschrijving element Totaal volume [l] Totaal massa [kg] Massa mortel [kg] Massa water [kg] Één isolerende steen 2,7892 6,1363 5,4305 0,7056 drie isolerende stenen 8, , ,2916 2, Mengprocedure De mengprocedure was dezelfde als de mengprocedure van de mortelprisma s, beschreven in Storten De hoeveelheid verse mortel die nodig was om één steen te vullen was te veel om in één keer te maken, het voorziene materiaal was namelijk te klein. Daardoor werd de hoeveelheid opgesplitst in vier gelijke hoeveelheden. De massahoeveelheid voor één portie bedroeg 1,5341 kg waarin de marge van vijftien procent reeds meegerekend was. Eenmaal de mal gevuld was, werd deze afgestreken met een ijzeren lat door een zigzaggende beweging te maken, zoals omschreven in EN Bewaren Afbeelding 28: Afstrijken met zigzaggende beweging Na het afstrijken van de mal, werden de stenen afgedekt met een plastieken folie en in een vochtige ruimte geplaatst. 86

107 Afbeelding 29: Afdekken van gestorte isolerende steen met plastiek folie Nabehandeling De stenen werden onmiddellijk na het ontkisten in een reservoir met water ondergedompeld. De watertemperatuur moest 20,0 +/- 1 C bedragen Ontkistingsmethode Afbeelding 30: Onder water nabehandelen van de ontkiste proefstukken De manier van ontkisten wordt in het volgend onderdeel in detail omschreven. 87

108 6.4 Ontkistingsmethode Ontkistingsmethode: bekistingsontwerp 1 isolerende steen type 1 met wanddikte 10 mm 1) De eerste stap was het doorsnijden van de siliconen afdichting van de naden. 2) De zijplaten werden van de basisplaat gescheiden door deze los te schroeven en de twee componenten vervolgens aan de hand van een lichte tik van de hamer van elkaar te scheiden. Afbeelding 31: Ontkisting van de zijplaten 3) Vervolgens werden de vijzen, die de kopstukken van de houten kokers met de zijplaat verbonden, uit geschroefd. Nadat alle schroeven verwijderd waren, werden de zijplaten door het toebrengen van een lichte tik met de hamer verwijderd. Afbeelding 32: Losschroeven van de kopstukken 88

109 4) Hierna werd de trogvormige randbekisting verwijderd door een vijs in het kopstuk te boren. Door het geven van een horizontale tik tegen deze vijs viel de randbekisting eruit. Afbeelding 33: Ontkisten van de trogvormige randbekisting m.b.v. vijs 5) Met behulp van een boor met een boorkop die groter was dan de vooraf geboorde gaten, werden gaten in de kopstukken gemaakt. Afbeelding 34: Boren van gat in kopstukken van de zeshoekige koker 6) Oorspronkelijk was het niet de bedoeling om in deze kopstukken te boren. Echter was het de bedoeling om vijzen in de voorgeboorde gaten te schroeven en ze daarna eruit te trekken, zoals een kurkentrekker. Dit lukte echter niet doordat er een te grote hechting was tussen de kopstukken en de mortel waardoor er een alternatief moest gezocht worden. Het alternatief bestond eruit de kopstukken bestaande uit multiplexplaten, laag per laag te verwijderen. Dit met behulp van een hamer en een beitel totdat het middengedeelte van de koker zichtbaar was. 89

110 Afbeelding 35: De kopstukken verwijderen totdat middenstuk zichtbaar is m.b.v. hamer en beitel 7) Eenmaal de kokers zichtbaar waren, werden de gleuven over de volledige lengte van de koker doorgebeiteld, zodat er twee helften ontstonden van de kokers. Afbeelding 36: Middenstuk koker tijdens het ontkisten (links) en na ontkisten (rechts) 8) Eenmaal de randen doorbroken waren, konden de twee overgebleven helften van de koker niet samengedrukt worden doordat de verbinding tussen het hout en de mortel te sterk was waardoor er eventuele schade kon optreden door het te forceren. Een andere oplossing was de middenstukken van de kokers daar het gat te slaan door gebruik te maken van een hamer en een tussenstuk, namelijk een reserveonderdeel. Deze reserveonderdelen werden als een verlengstuk van de hamer op de rand van de kokerhelften geplaatst, waarna vervolgens op deze reservestukken met een hamer werd geslagen. Zo zakten de kokerhelften na iedere slag naar beneden tot ze eruit konden getrokken worden of eruit vielen. 90

111 Afbeelding 37: Middenstuk kokervormige bekisting uit de steen verwijderen (links), eindresultaat (rechts) Conclusie van het bekistingsontwerp 1: Het maken van de bekisting was een lang proces en was te onnauwkeurig om een degelijk resultaat aan te kunnen tonen. Enerzijds doordat de nodige apparatuur niet voorhanden was en anderzijds doordat het berust was op handarbeid, wat menselijke onnauwkeurigheden met zich mee bracht. Het storten verliep behoorlijk vlot, maar niet alle plaatsen werden voldoende gevuld met mortel. Dit wordt weergegeven door een blauw kader in afbeelding 38. Het ontkisten was een lange en intensieve procedure. De tijdsduur voor het ontkisten van één steen bedroeg namelijk drie uur. Daarnaast was er tijdens het ontkisten schade berokkend aan de draagstructuur, deze schade wordt in afbeelding 38 aangeduid met een rood kader. Afbeelding 38: Aanduiding onvolmaaktheid en schade aan de isolerende steen na ontkisten 91

112 6.4.2 Ontkistingsmethode: bekistingsontwerp 2 - isolerende steen type 1 met wanddikte 10 mm 1) De eerste stap was het doorsnijden van de siliconen afdichting van de naden. 2) De zijplaten werden van de onderplaat gescheiden door deze los te schroeven en de twee componenten vervolgens aan de hand van een lichte tik van de hamer van elkaar te scheiden. De randbekisting werd met een tik van de hamer losgemaakt van de steen. Afbeelding 39: Ontkisten zijplaat Afbeelding 40: Ontkisten bovenplaat 3) De trogvormige kokers bestaande uit EPS werden verwijderd om zo de breuklijnen te kunnen vaststellen tijdens de drukproef. De zeshoekige EPS kokers werden bovenaan ongeveer 1 cm uitgehold om vast te kunnen stellen of de mortel overal omheen gevloeid was en hiervan een foto te kunnen nemen. De foto werd gebruikt om de werkelijke oppervlakte van de dragende structuur te bepalen. 92

113 Afbeelding 41: Vooraanzicht ontkist proefstuk Conclusie bekistingsontwerp 2 Het maken van de drie bekistingen duurde slechts een dag. Het ontkisten duurde ongeveer één uur. Tijdens het ontkisten werd geen schade berokkend, maar er kon wel vastgesteld worden dat op één plaats een kleine grindnest voorkwam. 6.5 Algemeen besluit van de bekistingsontwerp Bekisting - Voor bekistingsontwerp 1 duurde het drie dagen om met twee personen alle stukken aan elkaar te lijmen, de lijm te laten drogen, de onderdelen vast te tapen, vast te vijzen, het geheel samen te kitten en te laten drogen. - Daarnaast was het een omvattend werk om de houten bekistingsonderdelen, ongeveer vierhonderd onderdelen in totaal, te zagen. Dit was geen secuur werk en heeft ongeveer twee dagen in beslag genomen. Het duurde in totaal vijf dagen om het eerste bekistingsontwerp te realiseren. Het maken van het tweede bekistingsontwerp duurde slechts één dag. Dit is één vijfde van de duurtijd om het eerste bekistingsmodel te maken. Het eerste bekistingsontwerp had oorspronkelijk als doel herbruikbaar te zijn. De trogvormige kokers en de randbekisting zijn hierbij herbruikbaar, maar de zeshoekige kokers zijn helaas niet meer herbruikbaar. Daarbij was het maken van de kokers het meeste werk, naast het zagen van alle bekistingsonderdelen. 93

114 Afbeelding 42: Bekistingsonderdelen - Bij het vergelijken van de afmetingen van het theoretisch model met de afmetingen van de praktisch uitgevoerde modellen kan opgemerkt worden dat er grote afwijkingen zijn, vooral bij het eerste bekistingsontwerp. Dit is te wijten door enerzijds het niet voorhanden hebben van de nodige apparatuur en anderzijds door handarbeid, waardoor menselijke onnauwkeurigheden ontstaan. De afwijkingen tussen de verschillende kokers was vervolgens groter bij het eerste bekistingsontwerp dan het tweede. De kokers bestaande uit EPS werden in één keer gezaagd en daarna pas op lengte verzaagd. De houten kokers werden daarentegen elk apart gemaakt. Afbeelding 43: Houten zeshoekig bekistingskoker (links), EPS zeshoekige bekistingskoker (rechts) 94

115 - Door een afwijking in de lengte van de kokers bij het eerste bekistingsontwerp, sloot de tweede zijplaat niet goed aan op de kokers en de zaagtandvormige randbekisting. Hierdoor werd het ontwerp wat aangepast. In plaats van horizontaal te storten, werd er nu verticaal gestort. De steen die gerealiseerd werd aan de hand van bekistingsontwerp 1 werd niet beproefd, maar diende dan nog enkel om de ontkistingsmethode uit te testen ontkisting - Bij bekistingsontwerp 1 werd vastgesteld dat er schade werd aangericht door het ontkisten. De wanden waren maar 10 mm, wat de structuur fragiel maakte om te ontkisten. De totale ontkistingsduur voor één steen was drie uur. Dit was veel meer dan het half uur dat nodig was om drie stenen te ontkisten afkomstig uit het tweede bekistingsontwerp. - Na het ontkisten en verwijderen van de trogvormige houten randbekisting bij het eerste bekistingsontwerp, werd vastgesteld dat er een gladdere afwerking en betere verdichting van de mortel bekomen werd ten opzichte van het tweede bekistingontwerp. Bij het eerste bekistingsontwerp waren minder holtes/luchtbellen zichtbaar in vergelijking met het tweede bekistingsontwerp (zie afbeelding 44 en 45). Afbeelding 44: Voor en achterzijde bekistingsontwerp 1 (hout) - Afbeelding 45: Voor en achterzijde bekistingsontwerp 2 (hout-eps) 95

116 - De praktische modellen 1 en 2 verschilden sterk van het theoretische model. Voor het werkelijke model varieerden de wanddiktes van 6 mm tot 15 mm in plaats van de theoretische 10 mm. De grondoppervlakte van het theoretisch model bedroeg mm². De grondoppervlaktes van de praktische modellen hadden een afwijking van ongeveer tien procent van het theoretisch model. De afwijkingen zijn te wijten aan het handmatig maken van de bekisting. In tabel 12 worden deze theoretische en praktische gegevens weergegeven van de stenen die gebruik maken van bekistingsontwerp 2. Tabel 12: Beschrijving oppervlakte dragende structuur voor isolerende stenen Beschrijving element Praktisch oppervlak Theoretisch oppervlak Afwijkingspercentage [mm²] [mm²] [%] Steen ,38 Steen ,07 Steen ,36 Gemiddelde , Aanbevelingen naar volgende jaren i.v.m. bekisting en mortel Indien eenzelfde steen ontworpen zou worden volgen hieronder enkele aanbevelingen die voorgaande ondervonden problemen kunnen oplossen: Houten oplossing 1. De zijplaten waarop de structuur van de steen gekalkeerd werd, vervangen door eenzelfde houten multiplexplaat van 18 mm. In plaats van de posities, waar de kokers geplaatst moesten worden, aan te duiden met potlood, deze plaatsen uit te frezen in de houten zijplaten. 2. De onderplaat, welke nu handmatig gezaagd was en welke met de zijplaten verbonden werd, machinaal laten zagen op ten minste 0,1 mm nauwkeurig. 3. Indien het mogelijk zou zijn, de zaagtandrandbekisting vervangen door eenzelfde zaagtandrandbekisting maar nu bestaande uit 1 stuk i.p.v. 4 houten onderdelen aan elkaar gelijmd. 4. De EPS kokers, welke nu 200 mm in lengte waren, vergroten naar 236mm. Deze aanpassing dient enkel te gebeuren als stap 1 toegepast zou worden. Zo zouden de EPS kokers doorheen de uitgefreesde gaten geplaatst kunnen worden en zo de bekisting vervolledigen. Er zouden dan geen kokers kunnen verdraaien of verschuiven tijdens het storten. Wel zou voor de zekerheid de bovenkanten afgeplakt dienen te worden zodat er tijdens het horizontaal storten geen mortel weg zou kunnen lekken. 5. Bij het ontkisten zou,indien stap 1 en 4 toegepast zou zijn, de mortel zichtbaar zijn en de EPS kokers langs beide zijden 18 mm uitsteken. 96

117 6. De EPS zou dan kunnen afgesneden worden m.b.v. een ijzeren draad die gloeiend heet gemaakt wordt. Deze zal gemakkelijk door de EPS heen branden. 7. De houten trogvormige randbekisting zou kunnen behouden worden. Dit onderdeel van de bekisting bleek samen met basisplaat, zijplaat en de zaagtandvormige bekisting herbruikbaar te zijn Metalen oplossing 1. Hiervoor zou de gehele vorm van de bekisting uit 1 stuk metaal moeten bestaan. Hierbij zouden voldoende scharnieren of kliksystemen voorzien moeten worden per onderdeel zodat de ontkisting ervan makkelijk kan verlopen Vezelversterkte krimparme mortel i.p.v. de gebruikte krimparme mortel 1. Er zou moeten op gelet worden dat de lengte van de staalvezels +/- 4mm bedraagt. Dit zodat de staalvezels ook dwars in de mortelkanaaltjes zou passen. De lengte zal afhankelijk zijn van de breedte die voor de mortelkanaaltjes gekozen wordt. Bij het storten zal uitgekeken moeten worden indien de staalvezels homogeen in het mengsel voorkomen en dat dit zo blijft bij het storten. In onderdeel 8.3 worden verscheidenen vormen gemodelleerd in Ansys. Deze modellen kunnen mogelijks dienen voor een aangepast ontwerp van de isolerende steen in verder onderzoek. 6.7 Voordien bedachte bekistingsontwerpen en de aanpassingen om tot de huidige bekistingsontwerpen te komen. Voor het begin model werden dezelfde houten stukken gebruikt zoals te zien was op afbeelding 42. De volgende stappen, problemen en oplossingen gelden voor model 1 (volledig houten bekisting). Voor het eindresultaat zie afbeelding De gezaagde onderdelen voor het vervaardigen van de bekisting van de zeshoeken (kokers) werden gelijmd m.b.v. houtlijm en samengedrukt door gebruik te maken van elastieken. Deze kokers waren voorzien van een lengte van 200 mm. Probleem 1 Indien de mortel gestort zou worden, bestond de kans erin dat deze in de binnenste holte van de koker zou kunnen vloeien. 97

118 Oplossing probleem 1 Er werden zeskantige kop en eindstukken van 18 mm dikte in multiplex voorzien om de koker boven en onderaan af te dekken. Plakband werd op de naden tussen de kopstukken voorzien en onderaan zorgde een lijmlaag ervoor dat de mortel bij het storten niet via de naad kon invloeien. Voor het eindresultaat zie afbeelding De gezaagde onderdelen voor het vervaardigen van de zaagtandvormige randbekisting werden gelijmd. Voor het eindresultaat zie afbeelding De gezaagde onderdelen voor het vervaardigen van de trogvormige randbekisting werden gelijmd. Eerst was de lengte van deze onderdelen ook 200 mm. Probleem 1 Indien de mortel gestort zou worden, bestond de kans erin dat deze in de binnenste holte van de trogvormige bekisting zou kunnen vloeien. Oplossing probleem 1 Trapeziumvormige kop en eindstukken werden voorzien in multiplex (dikte 18 mm) op de trogvormige bekisting. Plakband werd op de naden tussen kop -en eindstukken voorzien om het invloeien van de mortel tegen te gaan. Voor het eindresultaat zie afbeelding Nadat de lijm van bovenstaande onderdelen voldoende uitgehard was, was het de bedoeling om de kokers met kopstukken op de onderplaat te lijmen. Probleem 1 Bij het ontkisten zou het onmogelijk zijn om de koker (nadat de kopstukken verwijdert zouden zijn) zonder schade uit de steen te ontkisten. De extra schuifspanningen tussen de zijden van de houten koker en de mortel zouden hier nadelig werken. Oplossing probleem 1 Er werden 2 gleufjes voorzien die diep genoeg in de houten koker geslepen werd zodat de overblijvende rand makkelijk te doorbreken was. Zo werd extra ruimte gecreëerd in de kokervormige holte. De gleufjes moesten niet doorlopen in de houten kop en eindstukken. Hierdoor werd een vermindering van de spanning bekomen, die optrad tussen hout en mortel wanneer de kokers ontkist werden. Voor het eindresultaat zie afbeelding

119 Probleem 2 Nadat de gleufjes voorzien waren in de kokers en de kopstukken erop bevestigd werden, werd er getwijfeld of het voldoende zou zijn om de kop- en eindstukken enkel te lijmen op de zijplaten. Oplossing probleem 2 De eindstukken werden op de zijplaten gelijmd. Na het drogen van de lijm werden de eindstukken vastgeschroefd aan de zijplaten. Daarna konden de kokers samen met de kopstukken (welke gelijmd en geplakt waren op de koker) vastgelijmd worden op de vastgeschroefde eindstukken. Eenmaal de lijm opnieuw gedroogd was, werd de zijplaat op de kopstukken geplaatst en ook hier werden de kopstukken aan de zijplaat geschroefd. Voor het eindresultaat zie afbeelding 15. Probleem 3 Hoe de plaats bepalen waar de kop en eindstukken op de zijplaten moesten komen. Oplossing probleem 3 Om de plaats te bepalen waar de eindstukken gepositioneerd moesten worden, werd de theoretische structuur op schaal 1/1 (A3 formaat) afgedrukt. Vervolgens werd op papier de omtrek van elke koker en de rand van de randbekisting overtrokken met potlood. Daarna werd het met potlood aangeduide blad, bevestigd m.b.v. plakband op de zijplaten. Let hierbij op dat de met potlood aangeduide kant tegen het hout aangedrukt werd. Daarna werd aan de nog niet beschreven kant opnieuw met potlood over dezelfde grenslijnen gegaan. Zo werd de vorm doorgedrukt op het hout en gaf dit een goede indicatie van waar de aparte kop en eindstukken dienden te komen (calqueren). Voor het eindresultaat zie afbeelding 15. Probleem 4 Bij het horizontaal storten van de steen zou er een kans zijn dat de plakband en lijm loskwam tussen de naden van de kop -en eindstukken bij de kokers. Het nadeel hiervan was dat de koker zou loskomen met als gevolg dat de koker zou zinken, roteren of verplaatsen terwijl gestort werd. Dit kon onopgemerkt plaatsvinden. Oplossing probleem 4 De kop- en eind stukken werden voorzien van 2 nageltjes. Het nut van deze nagels bevond zich bij het storten van de steen. De reden om 2 nagels te plaatsen was vanwege het op zijn plaats houden van de koker. 99

120 Indien er met 1 nagel gewerkt zou worden, dan was het mogelijk dat de koker rond zijn eigen as zou roteren en zo de vorm van de honingraatstructuur teniet deed. Door zowel op de kop als eindstukken 2 nagels te voorzien die aan dezelfde zijde van de koker en in dezelfde hoekpunten van de koker geplaatst werden, kon deze rotatie niet plaatsvinden. Voor het eindresultaat zie afbeelding 12. Probleem 5 Als de oplossing voor probleem 4 toegepast werd, dan moest nog met een zekere precisie bepaald worden waar deze nagels moesten komen. Oplossing probleem 5 Om deze nagels zo goed mogelijk te plaatsen op de kop en eindstukken werd de structuur van de steen op papier afgedrukt op schaal 1/1. Vervolgens werden de zeskanten in papier uitgeknipt en op de houten kop- en einstukken vast getapet. Vervolgens werd zo bepaald waar de nagels dienden te komen. Indien de nagels niet perfect aansloten, kon dit bijgewerkt worden door de nagels te verduwen/buigen tot deze wel perfect aansloten. Voor het eindresultaat zie afbeelding Vervolgens werden de zaagtand en trogvormige randbekisting ook op de zijplaat bevestigd met behulp van houtlijm. Voor het eindresultaat zie afbeelding De basisplaat werd onderaan voorzien en vastgevezen aan de zijplaten. Voor het eindresultaat zie afbeelding Bij deze stap zat de volledige bekisting reeds in elkaar en werd deze samengeklemd door gebruik te maken van 2 klemmen. Voor het eindresultaat zie afbeelding Als voorlaatste stap dienden de naden afgedicht te worden. Om deze te dichten werd gebruik gemaakt van silicone en plakband. Voor het eindresultaat zie afbeelding Als laatste stap voor het storten werd de ontkistingsolie aangebracht. Het was echter onmogelijk deze aan te brengen met een borstel. De optie welke toegepast werd, was de ontkistingsolie te verstuiven door gebruik te maken van een verstuiver om zo alles te bedekken. Voor het eindresultaat zie afbeelding 20. Andere mogelijke opties waaraan gedacht was: 100

121 De bekisting volledig onder te dompelen in een bak met ontkistingsolie De ontkistingsolie in de bekisting te gieten om vervolgens de overschot terug in het reservoir van de ontkistingsolie te gieten. 10. Na het oplossen van alle voorgaande problemen bekwamen we het huidige bekistingsmodel. 11. Het huidige bekistingsmodel 2 kwam tot stand omdat er gedacht werd dat het onmogelijk zou zijn de houten bekisting te verwijderen uit de steen zonder deze schade toe te brengen. Hier was het basisidee realiseerbaar en werden geen problemen ontdekt bij het vervolledigen van de bekisting. 101

122 7 Berekening λ- waarde De doelstelling van de isolerende steen betreft het beperken/vermijden van warmteverliezen. De warmtestroom gaat steeds van een hoger naar een lager niveau en is de hoeveelheid warmte die van de ene plaats naar de andere overgaat. De materiaalkeuze is zeer belangrijk om deze wamteverliezen te beperken. De warmtegeleidingscoëfficiënt of λ-waarde van een materiaal is de hoeveelheid warmte, die in stationaire toestand, door een materiaal laag van 1 m dikte en 1 m² doorsnede gaat, per tijdseenheid en per graad temperatuurverschil tussen de twee oppervlakken van dit materiaal. De λ-waarde wordt uitgedrukt in W/mK. Hoe lager de λ-waarde is, hoe beter het materiaal isoleert. Algemeen kan gesteld worden dat een materiaal isolerende eigenschappen heeft wanneer de λ-waarde lager ligt dan 0,07 à 0,08 W/mK. (Boel, 2011) 7.1 De λ-waarde volgens de horizontale richting Als voorbeeld wordt de isolerende steen type 1 met wanddikte van 10 mm, zonder wachtstaven besproken. De warmtestroom verloopt horizontaal door de steen. Indien de structuur van de steen bekeken wordt, kan er worden opgemerkt dat er drie verschillende wegen zijn, namelijk richting 1, 2 en 3. Deze richtingen worden op figuur 43 weergegeven. Voorgesteld wordt een warmtestroom die door twee kokers stroomt, een warmtestroom die door één koker stroomt en de derde warmtestroom die gaat via de zijkant van de kokers. Het berekenen van de λ-waarde zal voor deze drie richtingen niet dezelfde zijn. Voor elke richting wordt de λ-waarde berekend en vervolgens wordt er een gemiddelde, op basis van de procentuele breedte van elke richting, berekend. Figuur 43: Aanduiding verschillende horizontale richtingen ter berekening van de λ-waarde Van elke laag die voorkomt in de richtingen 1,2 en 3, zoals aangegeven op figuur 43, zijn de λ- waarden en diktes gekend. Zo kan de warmteweerstand berekend worden van elke laag. De warmteweerstand of R-waarde is het warmte-isolerend vermogen van een materiaal laag en wordt uitgedrukt in m²k/w. De warmteweerstand van elke materiaal laag wordt met behulp van volgende formule berekend: 102

123 R = λ d [m2. K W ] Met λ = warmtegeleidingscoëfficiënt [W/m.K] d = laagdikte [m] Nadat de warmteweerstand van elke laag berekend is, wordt de totale warmteweerstand berekend door de som te nemen van alle warmteweerstanden. R x,totaal = R i Vervolgens kan de totale warmtegeleidingscoëfficiënt voor richting x berekend worden. Met: λ x = d totaal R x,totaal [ W mk ] d totaal = totale dikte van de steen [m] R totaal = de totale warmteweerstand van de steen [m²k/w] Toegepast op isolerende steen type 1 met wanddikte 10 mm, zonder wachtstaven worden volgende resultaten bekomen. Tabel 13: λ-en R berekening voor richting 1 richting 1 materiaal laagnr d (m) λ(w/(m.k) ) R (=d/λ) (m²k/w ) PUR 1 0,0254 0,030 0,8453 UHSB 2 0,0100 2,200 0,0045 PUR 3 0,0346 0,030 1,1547 UHSB 4 0,0100 2,200 0,0045 pur 5 0,0346 0,030 1,1547 UHSB 6 0,0100 2,200 0,0045 PUR 7 0,0254 0,030 0,8453 Totaal 0,1500 0,0374 4,0136 Tabel 14: λ-en R berekening voor richting 2 richting 2 materiaal laagnr d (m) λ(w/(m.k) ) R (=d/λ) (m²k/w ) PUR 1 0,0320 0,030 1,0667 UHSB 2 0,0860 2,200 0,0391 PUR 3 0,0320 0,030 1,0667 Totaal 0,1500 0,0690 2,

124 Tabel 15: λ-en R berekening voor richting 3 richting 3 materiaal laagnr d (m) λ(w/(m.k) ) R (=d/λ) (m²k/w ) PUR 1 0,0477 0,030 1,5893 UHSB 2 0,0100 2,200 0,0045 PUR 3 0,0346 0,030 1,1547 UHSB 4 0,0100 2,200 0,0045 PUR 5 0,0477 0,030 1,5893 Totaal 0,1500 0,0345 4,3424 De λ-waarden zijn vervolgens berekend voor de verschillende richtingen. Om een totale λ-waarde te bekomen, moet het voorkomen van de richtingen procentueel berekend worden ten opzichte van de lengte van de steen. De steen wordt hierbij verdeeld in stukken waarbij de lijnen de grenzen tussen de verschillende richtingen vormen. De breedtes van de gebieden die behoren tot een bepaalde richting worden opgeteld. Figuur 44: Fractiebepaling van de verschillende horizontale richtingen De totale breedte van richting 1 = 80,00 mm De totale breedte van richting 2 = 160,00 mm De totale breedte van richting 3 = 60,00 mm De totale breedte van de steen = 300,00 mm Nu wordt de fractie berekend van elke richting. fractie x = breedte richting x totale breedte steen [%] 104

125 Fractie 1 = 80,00 mm / 300,00 mm = 26,7% Fractie 2 = 160,00 mm / 300,00 mm = 53,3 % Fractie 3 = 60,00 mm / 300,00 mm = 20,0 % Berekening van de totale λ-waarde van de isolerende steen gaat als volgt: λ totaal = fractie x λ x λ totaal = 26,7% * 0,0374 W/mK + 53,3% * 0,0690 W/mK + 20,0% * 0,0345 W/mK = 0,0537 W/mK 7.2 De λ-waarde volgens de verticale richting De warmtestroom verloopt verticaal door de steen, dat wil zeggen dat in dit geval de warmtstroom maar door één materiaal laag gaat. Om een totale warmtegeleidingscoëfficiënt te bepalen wordt de λ- waarde van het materiaal vermenigvuldigd met haar fractie van het grond oppervlak. fractie x = oppervlakte materiaal x totale grondoppervlakte steen [%] Toegepast op isolerende steen type 1 met wanddikte 10 mm zonder wachtstaven worden de fracties: Fractie PUR = 0,0329 m² / 0,0450 m² = 73,05 % Fractie beton = 0,0121 m² / 0,0450 m² = 26,95 % De totale λ-waarde wordt berekend door de fracties te vermenigvuldigen met hun λ-waarde. λ totaal = fractie x λ x λ totaal = 73,05 % * 0,030 W/mK + 26,95% * 2,200 W/mK = 0,615 W/mK 7.3 Resultaten λ-waarde: Isolerende steen type 1 basismodel: Tabel 16: Samenvatting λ-waarde (horizontaal en verticaal richting) van basismodel 1 Samenvatting: basismodel 1 met variatie in wanddikte steenvariatie wanddikte [mm] λ horizontaal [W/(mK)] λ verticaal [W/(mK)] 1 10,00 0,0537 0, ,00 0,0544 0, ,00 0,0550 0, ,00 0,0556 0, ,00 0,0563 0, ,00 0,0569 0, ,00 0,0575 0,

126 7.3.2 λ-waarde: Isolerende steen type 1 basismodel met voorziening voor twee wachtstaven: Tabel 17: Samenvatting λ-waarde (horizontaal en verticaal richting) van basismodel 1 met twee wachtstaven Samenvatting: basismodel 1 met twee wachtstaven steenvariatie wanddikte [mm] λ horizontaal [W/(mK)] λ verticaal [W/(mK)] 1 10,00 0,0553 0, ,00 0,0559 0, ,00 0,0565 0, ,00 0,0570 0, ,00 0,0576 0, ,00 0,0582 0, ,00 0,0587 0, λ-waarde: Isolerende steen type 1 basismodel met voorziening voor vier wachtstaven: Tabel 18: Samenvatting λ-waarde (horizontaal en verticaal richting) van basismodel 1 met vier wachtstaven Samenvatting: basismodel 1 met vier wachtstaven steenvariatie wanddikte [mm] λ horizontaal [W/(mK)] λ verticaal [W/(mK)] 1 10,00 0,0602 0, ,00 0,0606 0, ,00 0,0610 0, ,00 0,0614 0, ,00 0,0618 0, ,00 0,0621 0, ,00 0,0625 0, λ-waarde: Isolerende steen type 2 basismodel: Tabel 19: Samenvatting λ-waarde (horizontaal en verticaal richting) van basismodel 2 Samenvatting: basismodel 2 met variatie in wanddikte steenvariatie wanddikte [mm] λ horizontaal [W/(mK)] λ verticaal [W/(mK)] 1 10,00 0,0992 0, ,00 0,1013 0, ,00 0,1034 1, ,00 0,1055 1, ,00 0,1076 1, ,00 0,1097 1,

127 7.3.5 λ-waarde: Isolerende steen type 2 basismodel met voorziening voor twee wachtstaven: Tabel 20: Samenvatting λ-waarde (horizontaal en verticaal richting) van basismodel 2 met twee wachtstaven Samenvatting: basismodel 2 met twee wachtstaven steenvariatie wanddikte [mm] λ horizontaal [W/(mK)] λ verticaal [W/(mK)] 1 10,00 0,1017 0, ,00 0,1038 1, ,00 0,1059 1, ,00 0,1081 1, ,00 0,1102 1, ,00 0,1124 1, λ-waarde: Isolerende steen type 2 basismodel met voorziening voor vier wachtstaven: Tabel 21: Samenvatting λ-waarde (horizontaal en verticaal richting) van basismodel 2 met vier wachtstaven Samenvatting: basismodel 2 met vier wachtstaven steenvariatie wanddikte [mm] λ horizontaal [W/(mK)] λ verticaal [W/(mK)] 1 10,00 0,1080 1, ,00 0,1103 1, ,00 0,1127 1, ,00 0,1151 1, ,00 0,1175 1, ,00 0,1199 1, conclusie resultaten De λ-waarde in horizontale richting voor het basismodel van steen type 1 bedraagt ongeveer 0,0537 W/mK voor een wanddikte van 10 mm en 0,0575 W/mK voor een wanddikte van 16 mm. Deze resultaten liggen ruim onder de maximale richtwaarde van 0,17 W/mK, wat als zeer goede waarden kan gezien worden. Zelfs indien de praktische waarde hoger zou liggen dan eerder berekende theoretische waarden, dan is er nog steeds een ruimschootse marge waarbinnen gewerkt kan worden. De variaties op basismodellen 1 en 2, dit zijn de modellen die twee of vier wachtstaven bevatten, hebben een nadeligere λ-waarde. Indien er twee of vier wachtstaven voorzien worden, worden de kokers waarin de staven zich bevinden, opgevuld. Voor het steen type 1 met wanddikte 16 mm en vier wachtstaven bedraagt de λ-waarde 0,0625 W/mK en voor twee wachtstaven is de waarde gelijk aan 0,0587 W/mK. Indien naar de λ-waarde wordt gekeken voor het basismodel van steen type 1 dan voldoen de bekomen resultaten nog steeds. De λ-waarde stijgt naarmate de toename van het beton. 107

128 Ook voor steen type 2 kan hetzelfde besloten worden. De λwaarde voor het basismodel bedraagt 0,0992 W/mK voor een wanddikte van 10 mm en 0,1097 W/mK voor een wanddikte van 15 mm. Voor twee wachtstaven is de meest ongunstigste waarde 0,1124 W/mK, dit geldt voor de steen met wanddikte van 15 mm. Voor vier wachstaven bedraagt de λ waarde 0,1199 W/mK, wat nog steeds voldoet aan de richtwaarde van 0,17 W/mK. Bij een toename van de wanddikte met 1 mm stijgt de λ-waarde lineair, zie onderstaande tabel. Tabel 22: Verband toename wanddikte toename λ-waarde Δwanddikte Δλ horizontaal,gem Δλ verticaal,gem basismodel mm -0,0006 W/mK -0,0282 W/mK basismodel 1 met 2 wachtstaven + 1 mm -0,0006 W/mK -0,0238 W/mK basismodel 1 met 4 wachtstaven + 1 mm -0,0004 W/mK -0,0185 W/mK basismodel mm -0,0021 W/mK -0,0730 W/mK basismodel 2 met 2 wachtstaven + 1 mm -0,0015 W/mK -0,0676 W/mK basismodel 2 met 4 wachtstaven + 1 mm -0,0024 W/mK -0,0622 W/mK Aangezien de maximale λwaarde van de resultaten 0,1199 W/mK bedraagt, kan de stuctuur nog verzwaard/versterkt worden vooraleer de richtwaarde van 0,17 W/mK bereikt wordt. 108

129 8 Druksterkteberekeningen 8.1 Druksterkte theoretisch berekening Druksterkte leverancier De druksterkte van de mortel was gegeven door de leverancier en bedraagt 65 MPa of 65 N/mm² op 28 dagen(krimparme gietmortel, 2013). De grondoppervlakte van de dragende structuur van de isolerende steen van type 1 met wanddikte van 10 mm was mm². Uit deze gegevens kon de drukkracht berekend worden. Drukkracht = 65 N/mm² * mm² = N = 778,255 kn Toelaatbare belasting volgens stabiliteitsbureau Voor het gebruik van de praktische isolerende steen in de kimlaag of onder een kolom van bijvoorbeeld een hoogbouw (+/- 10 bouwlagen hoog), werd ook aan een onafhankelijk stabiliteitsbureau gevraagd welke belasting (N/mm²) de dragende structuur zou moeten kunnen opnemen zonder enige bezwijking te vertonen. Het stabiliteitsbureau deelde mee dat gerekend kon worden met een toelaatbare belasting van 8N/mm² (in Z.C.) voor een kolom welke de hoogbouw ondersteuning zou bieden. Diezelfde waarde voor de toelaatbare belasting kan gebruikt worden als toetsing voor de belasting die de isolerende steen zou moeten kunnen opnemen. Voor het theoretisch model welke men praktisch probeerde te verwezenlijken, zou dit neerkomen op een dragende structuur die ongeveer 30N/mm² zou moeten kunnen opnemen. De berekening gaat hierbij als volgt: Afmetingen theoretische steen : Opp steen = breedte x lengte Breedte: 150 m m Lengte: 300 mm 45000mm² = 150mm x 300mm totaal op te nemen belasting = Opp steen x toelaatbare belasting toelaatbare belasting: 8N/mm² totaal op te nemen belasting = 45000mm² x 8N/mm² totaal op te nemen belasting = N werkelijke belasting per mm² = totaal op te nemen belasting theoretisch bepaalde dragend opp. 109

130 theoretisch bepaalde dragend opp.: 12127mm² werkelijke belasting per mm² = N 12127mm² werkelijke belasting per mm² = 29,69N mm Druksterkte praktische proeven Prismatische proefstukken 30N/mm² De prismatische proefstukken werden volgens normen EN en NBN EN vervaardigd, bewaard en beproefd. Deze norm werden reeds in deel 2 onderdeel 2 uitgebreid besproken Meetgegevens Samenstelling mortel: Één prisma bestond uit 0,4984 kg droge mortel waarbij 0,0648 kg water werd toegevoegd. De mortelspecie had een water-mortelverhouding van 0,13. Afmeting prismatische proefstukken Hoogte = 40 mm Breedte = 40 mm Lengte = 160 mm Buigkracht op 2 dagen, 7 dagen en 28 dagen De kalibratiewaarde van 0,95, die weergegeven werd op de buigbank, is reeds in rekening gebracht in onderstaande tabellen. Tabel 23: Buigkracht prismatische proefstukken na 2 dagen Na 2 dagen Buigkracht [kg] Buigkracht [N] Prisma 1 254, ,63 Prisma 2 245, ,43 Prisma 3 243, ,79 Tabel 24: Buigkracht prismatische proefstukken na 7 dagen Na 7 dagen Buigkracht [kg] Buigkracht [N] Prisma 4 349, ,58 Prisma 5 337, ,42 Prisma 6 313, ,44 Tabel 25: Buigkracht prismatische proefstukken na 28 dagen Na 28 dagen Buigkracht [kg] Buigkracht [N] Prisma 7 411, ,34 Prisma 8 447, ,48 Prisma 9 415, ,62 110

131 Drukkracht op 2 dagen, 7 dagen en 28 dagen Tabel 26: Drukkracht prismatische proefstukken na 2 dagen Na 2 dagen Drukkracht: Deel 1 [kn] Drukkracht: Deel 2 [kn] Prisma 1 43,50 48,20 Prisma 2 35,60 40,50 Prisma 3 44,00 41,60 Tabel 27: Drukkracht prismatische proefstukken na 7 dagen Na 7 dagen Drukkracht: Deel 1 [kn] Drukkracht: Deel 2 [kn] Prisma 4 75,40 75,80 Prisma 5 66,50 68,50 Prisma 6 69,30 74,40 Tabel 28: Drukkracht prismatische proefstukken na 28 dagen Na 28 dagen Drukkracht: Deel 1 [kn] Drukkracht: Deel 2 [kn] Prisma 7 96,20 86,70 Prisma 8 89,00 103,60 Prisma 9 59,60 105, Verwerking van de meetgegevens Berekening van de buigsterkte: Voor de berekening van de buigsterkte worden eerst het traagheidsmoment I, zwaartepunt e, weerstandsmoment W en het maximaal buigend moment M buig,max berekend. Traagheidsmoment I [mm 4 ]: breedte (hoogte )3 I = 12 [mm 4 ] Weerstandsmoment W [ mm³]: W = I e [mm³] Maximaal buigend moment M buig,max: M buig,max = F buig L 4 [Nm] 111

132 Buigsterkte σ buig : σ buig = M buig,max W [MPa of N mm² ] Met L = de afstand tussen de twee steunpunten en is 106,7 mm volgens de norm NBN EN Uitgewerkt voor prisma 1 wordt dit: I = 40 mm (40 mm)3 12 = ,33 mm 4 W = ,33 mm4 20,0 = ,67 mm 3 M buig = 2497,63 N 106,7 mm 4 = ,28 Nmm ,28 Nmm σ buig = ,67 mm³ N = 6,25 = 6, 25 MPa mm2 Tabel 29: I,W, Mbuig, max, σbuig, σbuig,gem voor prismatische proefstukken na 2 dagen Na 2 dagen I [mm 4 ] e [mm] W [mm³] Mbuig,max [Nmm] σbuig [MPa] Prisma ,33 20, , ,17 6,25 Prisma ,33 20, , ,20 6,01 Prisma ,33 20, , ,00 5,97 σ buig,gem.= 6,08 MPa Tabel 30: I,W, Mbuig, max, σbuig, σbuig,gem voor prismatische proefstukken na 7 dagen Na 7 dagen I [mm 4 ] e [mm] W [mm³] Mbuig,max [Nmm] σbuig [MPa] Prisma ,33 20, , ,94 8,58 Prisma ,33 20, , ,17 8,27 Prisma ,33 20, , ,23 7,69 σ buig,gem.= 8,18 MPa Tabel 31: I,W, Mbuig, max, σbuig, σbuig,gem voor prismatische proefstukken na 28 dagen Na 28 dagen I [mm 4 ] e [mm] W [mm³] Mbuig,max [Nmm] σbuig [MPa] Prisma ,33 20, , ,79 10,09 Prisma ,33 20, , ,50 10,98 Prisma ,33 20, , ,18 10,18 σ buig,gem.= 10,42 MPa 112

133 Berekening van de druksterkte: De druksterkte is de verhouding van de drukkracht op het grondoppervlak van het proefstuk. σ druk = drukkracht oppervlak [MPa of N mm 2] Tabel 32: σdruk,gem voor prismatische proefstukken na 2 dagen Na 2 dagen Drukkracht [kn] σ druk [MPa] Prisma 1 - deel 1 43,50 27,19 Prisma 1 - deel 2 48,20 30,13 Prisma 2 - deel 1 35,60 22,25 Prisma 2 - deel 2 40,50 25,31 Prisma 3 - deel 1 44,00 27,50 Prisma 3 - deel 2 41,60 26,00 σ druk,gem = 26,50 MPa Tabel 33: σdruk,gem voor prismatische proefstukken na 7 dagen Na 7 dagen Drukkracht [kn] σ druk [MPa] Prisma 4 - deel 1 75,40 47,13 Prisma 4 - deel 2 75,80 47,38 Prisma 5 - deel 1 66,50 41,56 Prisma 5 - deel 2 68,50 42,81 Prisma 6 - deel 1 69,30 43,31 Prisma 6 - deel 2 74,40 46,50 σ druk,gem = 44,78 MPa Tabel 34: σdruk,gem voor prismatische proefstukken na 28 dagen Na 28 dagen Drukkracht [kn] σ druk [MPa] Prisma 7 - deel 1 96,20 60,13 Prisma 7 - deel 2 86,70 54,19 Prisma 8 - deel 1 89,00 55,63 Prisma 8 - deel 2 103,60 64,75 Prisma 9 - deel 1 59,60 / Prisma 9 - deel 2 105,80 66,13 σ druk,gem = 60,16 MPa Opmerking De doorstreepte resultaten weergegeven in tabel 32 en 34 hebben een te grote afwijking, waardoor ze niet in rekening gebracht worden. Voor de drukkracht is er een afwijking bij het eerste deel van prisma 9. Indien de waarde meer dan 10% afwijkt van de gemiddelde waarde bij σ druk dan worden deze geëlimineerd in de berekeningen. 113

134 Samenvatting van de gemiddelde waarden van de druk en buigproef. Tabel 35: samenvatting buigsterkte en druksterkte voor prismatische proefstukken Proefresultaten Buigsterkte [MPa] Druksterkte [MPa] Na 2 dagen 6,08 26,50 Na 7 dagen 8,18 44,78 Na 28 dagen 10,42 60,16 De richtwaarden van de leverancier(krimparme gietmortel, 2013): Tabel 36: buigsterkte en druksterkte leverancier Leverancier Buigsterkte [MPa] Druksterkte [MPa] Na 3 dagen / 33 Na 7 dagen 6,0 55 Na 28 dagen 7, Bespreking resultaten: Indien de resultaten van de buig- en drukproef worden vergeleken met de richtwaarden van de leverancier, dan is op te merken dat de bekomen waarden van de buigsterkte groter zijn dan de richtwaarden medegedeeld door de leverancier. Als dezelfde vergelijking gemaakt wordt naar de waarden van de druksterkte, dan liggen deze waarden lager dan de richtwaarden van de leverancier. Ook moet opgemerkt worden dat de proeven werden uitgevoerd op 2, 7 en 28 dagen en bij de leverancier op 3, 7 en 28 dagen, wat een belangrijk verschil vormt tussen de resultaten op 2 dagen en op 3 dagen Isolerende stenen De praktisch beproefde stenen waren van het model type 1 met wanddikte 10 mm, zonder enige voorziening van wachtstaven Meetgegevens Voor het beproeven van de proefstukken werden eerst de massa s gewogen om eventuele afwijkingen te kunnen verklaren. De oppervlaktes van de dragende structuren van elke steen werden opgemeten. Tabel 37: Gewicht en dragend oppervlak Isolerende stenen massa [kg] oppervlakte [mm²] Dragende structuur steen 1 6, ,3 Dragende structuur steen 2 6, ,3 Dragende structuur steen 3 6, ,2 De gemeten drukkrachten op 28 dagen, rekening houdende met de kalibratiewaarde van 0,9, die weergegeven werd op de drukpers, zijn in onderstaande tabel weergegeven. 114

135 Tabel 38: Gemiddelde drukkracht van isolerende stenen Na 28 dagen Drukkracht [kn] Dragende structuur steen 1 394,20 Dragende structuur steen 2 470,70 Dragende structuur steen 3 552, Verwerking van de meetgegevens De berekening van de druksterkte: De druksterkte is de verhouding van de drukkracht op het grondoppervlak van het proefstuk. σ druk = drukkracht oppervlak [MPa of N mm 2] Tabel 39: σdruk,gem isolerende stenen Na 28 dagen σ druk,gem [MPa] Dragende structuur steen 1 29,46 Dragende structuur steen 2 34,13 Dragende structuur steen 3 41,76 Berekening van de verwachte drukkracht met de proefondervindelijke druksterkte van de prisma s (60,16 MPa): Drukkracht 1,verwacht = σ proefondervindelijk oppervlak steen [kn] Steen 1: Drukkracht 1,verwacht = 60,16 MPa ,3 mm 2 = 805,11 kn Steen 2: Drukkracht 2,verwacht = 60,16 MPa ,3 mm 2 = 829,78 kn Steen 1: Drukkracht 3,verwacht = 60,16 MPa ,2 mm 2 = 796,20 kn Vergelijking van de druksterktes tussen isolerende stenen en de prismatische proefstukken. Tabel 40: σdruk, σdruk,prisma, Afwijkingspercentage voor isolerende stenen na 28 dagen Na 28 dagen σ druk [MPa] σ druk,prisma [MPa] Afwijkingspercentage [%] Dragende structuur steen 1 29,46 60,16 51,04 Dragende structuur steen 2 34,13 60,16 43,27 Dragende structuur steen 3 41,76 60,16 30,60 Gemiddelde 35,12 60,16 41,62 115

136 Vergelijking van de praktisch bekomen druksterkte en de druksterkte opgegeven door de leverancier: Tabel 41: σdruk, σdruk,leverancier, Afwijkingspercentage voor isolerende stenen na 28 dagen(krimparme gietmortel, 2013) Na 28 dagen σ druk [MPa] σ druk,leverancier [MPa] Afwijkingspercentage [%] Dragende structuur steen 1 29,46 65,00 54,68 Dragende structuur steen 2 34,13 65,00 47,50 Dragende structuur steen 3 41,76 65,00 35,76 Gemiddelde 35,12 65,00 45, Bespreking resultaten De gemiddelde bekomen druksterkte van de dragende structuur van de isolerende steen bedraagt 35,12 N/mm². Als dit vergeleken wordt met de gemiddelde bekomen druksterkte van de prisma s, namelijk 60,16 N/mm², dan wordt een afwijking van 41,62 % geconstateerd. Indien op dezelfde manier gekeken wordt naar de druksterkte opgegeven door de leverancier, wordt een afwijking van 46,97% vastgesteld. De vorm van de isolerende steen zorgt voor een duidelijke verminderde druksterkte. 8.3 Besluit m.b.t. de druksterkte dragende structuur van de isolerende steen De theoretische steen had een dragend grondoppervlak van mm², echter door de complexe structuur was het bekomen van dit grondoppervlak niet eenvoudig door de moeilijkheid omtrent de praktische vervaardiging. Voor het vervaardigen van deze praktische proefstukken werden de onderdelen handmatig vervaardigd. Dit resulteerde in onderdelen die enige afwijking vertoonden met de ontworpen afmetingen. Als gevolg werd een dragend grondoppervlak bekomen die voor de drie stenen afweken ten opzichte van de theoretisch bepaalde waarde. De grondoppervlaktes van de praktische stenen waren: ,2 mm², ,3 mm² en ,2 mm². Dit wijst erop dat de wanden afweken van de voorziene theoretische afmetingen. Na het opmeten van de wanddiktes werd vastgesteld dat deze voornamelijk groter waren dan 10 mm. Ondanks de afwijkende wanddiktes zijn de praktische drukkrachten (394,20 kn; 470,70kN; 552,60 kn) nog steeds veel kleiner dan de theoretische drukkracht (788,255kN). De druksterkte is afhankelijk van de vorm van de structuur, welke hier nadelig blijkt te zijn. Door variaties in de wanddikte is het mogelijk dat een dikkere wand zwaarder belast werd door het eerder bezwijken van een dunnere wand. Er ontstonden zowel druk- als trekspanningen in de wanden. Om deze trekspanning beter op te kunnen nemen, zou er kunnen gebruik gemaakt worden van vezels in het mortelmengsel. 116

137 Zoals in tabel 40 waar te nemen is, blijkt dat de gemiddelde druksterkte 35,12 N/mm² bedraagt voor de drie stenen. Dit enkel gerekend over de dragende structuur van de steen (honingraatstructuur). Wanneer deze waarde omgerekend wordt voor de gehele oppervlakte van de steen, wordt dit 10.51N/mm². De toelaatbare belasting waarmee een onafhankelijk studiebureau zou rekenen, bedraagt 8N/mm². Wanneer vervolgens de gemiddelde draagkracht van de praktische stenen vergeleken wordt met deze omgerekende waarde(10.51 N/mm²>8N/mm²), kan vastgesteld worden dat deze voldoet. 117

138 9 ANSYS Workbench ANSYS Workbench is een eindige elementen rekenprogramma die het mogelijk maakt om structurele elementen/constructies te simuleren. Voor de analyse van de ontworpen isolerende steen werd er gebruik gemaakt van de software ANSYS Workbench v14.0. In deze software is het mogelijk de spanningen en vervormingen die zich voordoen in de steen onder bepaalde drukkrachten te berekenen. Deze berekening is echter geen exacte berekening, maar een benadering. In deze masterproef worden spanningen en de vervormingen van de dragende structuur bekeken. Het is mogelijk om in deze software ook de warmtestromen te berekenen, maar dit wordt in deze masterproef niet behandeld. 9.1 Toelichting begrippen Vooraleer de verschillende stappen in ANSYS Workbench worden besproken, worden eerst enkele begrippen die in het programma voorkomen toegelicht Mesh De structuur, met name de isolerende steen, wordt opgedeeld in kleinere delen. De vervormingen aan de randen van een deeltje komen overeen met de vervormingen van aangrenzende deeltjes. De verdeling van de kleinere delen gebeurt in een eindig aantal mazen, waarbij de vorm en het aantal mazen de nauwkeurigheid bepalen van de berekeningen. Hoe kleiner de meshgrootte, hoe nauwkeuriger het resultaat is, maar hoe zwaarder het programma zal moeten berekenen. De vorm van de mesh is in de meest ideale situatie een driehoekige vorm. Een driehoekige vorm heeft namelijk het minst aantal hoekpunten van alle veelhoeken, wat ervoor zorgt dat het aantal vergelijkingen beperkt blijven en de berekeningen minder gecompliceerd zijn. Het bepalen van de meshgrootte gebeurt op basis van de kleinste afmeting van de structuur/constructie. De ene zijde van een wanddikte zal niet dezelfde spanningen vertonen als de andere zijde van de wanddikte, waardoor de minimale dikte minstens in drie delen moet verdeeld worden om een goed/nauwkeurig resultaat te verkrijgen Toelichting van enkele parameters: Stiffness Behavior is de stijfheid van het object en bevat één van volgende keuzes: rigid: het object wordt sterk vereenvoudigd en vervangen door een puntmassa gasket: het object wordt gezien als een zegel tussen twee andere onderdelen flexibel: het object wordt niet vereenvoudigd 118

139 Coordinate System is het coördinatensysteem die van toepassing is op dit object Reference Temperature is de referentietemperatuur voor het object en bevat één van volgende keuzes: environment: de temperatuur is voor alles dezelfde en wordt op het einde ingesteld body: de temperatuur geldt enkel voor dat object Nonlineair Effects bepaalt of er niet-lineaire effecten in rekening gebracht worden. Thermal Strain Effects bepaalt of er thermische spanningseffecten worden berekend. 9.2 Handleiding ANSYS Workbench Uittekenen 3D model Vooraleer de geometry in ANSYS Workbench kon ingeladen worden, moest het model eerst in AutoCAD uitgetekend worden. Het was belangrijk dat dit 3D-model werd geëxporteerd naar een.satbestand, anders zou het niet lukken om het model in te laden in ANSYS. Het was mogelijk om in ANSYS het model zelf te tekenen, maar het tekenen zou hierin veel complexer zijn geweest. Naargelang de grootte van het model werd een bepaalde eenheid (meter, decimeter, centimeter, millimeter) gekozen. De afmetingen van de isolerende steen waren 300 x 150 x 200 mm, waardoor het 3D-model in millimeters uitgetekend werd. Afbeelding 46: 3D model van de draagstructuur van de stisolerende steen in Ansys 119

140 9.2.2 Geometrie importeren Bij het opstarten van ANSYS Workbench werd een nieuw project aangemaakt. In de linkerkolom van het venster stonden verschillende analyse systemen, waarbij static structural voor dit project van belang was. Static structural werd aangeklikt en vervolgens versleept naar de witte ruimte. Afbeelding 47: Keuze static structural in analysis system De geometrie, het 3D-model die reeds in autocad getekend werd, werd ingeladen door met de rechtermuisknop op Geometry te klikken en vervolgens op import Geometry te klikken. 120

141 Afbeelding 48: Inladen nieuwe geometrie Materialen Vooraleer er materiaaleigenschappen aan de structuur toegekend werden, moest er gecontroleerd worden of de materialen zich reeds in de beperkte bibliotheek van ANSYS bevonden. Indien dit niet het geval was konden nieuwe materialen met bijhorende eigenschappen aangemaakt worden. Door rechts te klikken op Engineering Data konden via edit deze materialen worden gecontroleerd. 121

142 Afbeelding 49: Controle van materialen in bibliotheek Er werd een nieuw materiaal aangemaakt, namelijk krimparme gietmortel. In de linkerkolom van het venster bevonden zich alle mogelijke eigenschappen die onderverdeeld werden in categorieën. De eigenschappen werden toegevoegd aan het materiaal door de eigenschappen van de linkerkolom te verslepen naar Properties of Outline Row 3: Krimparme gietmortel. 122

143 Afbeelding 50: Materiaalkeuze en parameteraanvullingen De eigenschappen die voor deze mortel van toepassing waren, wordt in onderstaande tabel weergegeven. Tabel 42: Eigenschappen en waarden van krimparme gietmortel Eigenschap Density Isotropic Elasticity Young s modulus Poisson s Ratio Tensile yield strength Compressive yield strength Tensile ultimate strength Compressive ultimate strength Waarde 2200 kg/m³ MPa 0,18 0 MPa 0 MPa 7,5 MPa 65 MPa Parameters Model Via return to project kwam men terug op het startscherm. Nu werden alle parameters gedefinieerd van het model, dit door met de rechtermuisknop op model en vervolgens op edit te klikken. Nu opende er een nieuw venster, waarin de rest van stappen (Model, Setup, Solutions en Results) zouden plaatsvinden. 123

144 In de linkerbovenkolom bevonden zich alle onderdelen om de analyse te kunnen uitvoeren. De onderste kolom aan de linker kant gaf de details weer van het aangeduide onderdeel. In het rechterdeel van het venster was het 3D model weergegeven. Afbeelding 51: Startscherm voor verdere aanvullingen Eerst en vooral zouden de eenheden van het 3D model correct geplaatst moeten worden. In de linker kolom bovenaan werd het onderdeel Geometry aangeklikt en kon de lengte eenheid (Length Unit) aangepast worden bij de details. 124

145 Afbeelding 52: Instellen correcte lengte-eenheid Naast deze aanpassing moesten ook de algemene eenheden aangepast worden. De algemene eenheden zijn te vinden bij units, bovenaan het venster. Deze moesten veranderd worden naar Metric (mm, kg, N, s, mv, ma). Afbeelding 53: Instellingen algemene eenheden Onder Geometry staat Part 1, dit is een onderdeel van het 3D-model, maar in dit geval bestond het 3Dmodel uit één stuk. In de details stonden er verschillende parameters waaraan correcte waarden moesten toegekend worden. Onder Material stond er een parameter Assignment, hier werd het materiaal die in de vorige stap werd aangemaakt, toegekend. 125

146 Afbeelding 54: Toekennen materiaaleigenschappen en parameters In onderstaande tabel worden de waarden weergegeven die aan de parameters zijn toegekend. Tabel 43: Keuze instelling van parameters Parameter Stiffness Behavior Coordinate System Reference Temperature Assignment Nonlinear Effects Thermal Strain Effects Waarde Flexible Default Coordinate System By Environment Krimparme gietmortel No Yes Genereren van de Mesh De grootte van de mesh werd bepaald aan de hand van de kleinste afmeting, namelijk de wanddikte. De wanddikte van de koker moest minimaal in drie delen worden opgedeeld om een aanvaardbaar resultaat te bekomen. De spanningen aan de binnenkant van de koker zouden niet dezelfde zijn als de spanningen aan de buitenkant van de koker. De meshgrootte moest dus voldoende klein gekozen worden. In het geval dat de wanddikte 10 mm was, dan zou de meshgrootte maximaal 3,33 mm mogen bedragen. Eerst werd op het onderdeel mesh geklikt om vervolgens de details van de mesh aan te passen. 126

147 Bij de details was element Size terug te vinden, waarbij automatisch door het programma de waarde Default aangegeven wordt. Dit werd aangepast naar 0,0033 meter. De mesh werd berekend door op Update te klikken. Afbeelding 55: Instellen van de meshgrootte 127

148 Afbeelding 56: Resultaat van de mesh Opmerking Afhankelijk van de computercapaciteit (RAM-geheugen, etc.) deden er zich problemen voor, waardoor het programma de mesh niet wou uitrekenen. De oplossing hiervoor was de meshgrootte vergroten. Anderzijds was de licentie van de software beperkt, waardoor het soms ook noodzakelijk was de mesh wat te vergroten Static Structural (A5): ondersteuning en krachten aanbrengen Er werd een oppervlaktelast op de bovenkant van de structuur aangebracht met als krachtgrootte N. Deze last werd bekomen door de grondoppervlakte van de kolom (300 mm x 150 mm) te vermenigvuldigen met de 8 N/mm² gegeven door het studiebureau. Via een rechtermuisklik op Static Structural (A5) en door vervolgens op insert te klikken werd een lijst verkregen met alle mogelijke functies die op de structuur kon worden toegepast. 128

149 Afbeelding 57: Verschillende functies die op de structuur kunnen worden toegepast Om de oppervlaktelast op de structuur aan te brengen werd de functie force geselecteerd. Daarna werd het oppervlak aangeduid waar de kracht op zou aangrijpen, dit was de bovenkant van de structuur. Daarna moest er bij de details op Apply geklikt worden om de oppervlakte toe te wijzen. 129

150 Afbeelding 58: Toekennen van kracht op een zijde van de steen Hierna werd de grootte van de kracht ingevuld in het detailvenster bij Magnitude. Op het 3D model verscheen er een pijl met de richting van de kracht, deze zou momenteel een trekkracht zijn. De richting van de pijl kon aangepast worden door op Direction te klikken die onder Magnitude stond, en vervolgens de richting van de pijl te veranderen. Afbeelding 59: Grootte van de kracht instellen 130

151 Afbeelding 60: Richting van de kracht instellen Het aanbrengen van de ondersteuning gebeurde op dezelfde wijze als bij de kracht, in plaats van Force aan te duiden, werd er nu Fixed Support aangeduid. Nu werd het grondvlak toegewezen als ondersteuning. Afbeelding 61: Ondersteuning van de dragende structuur instellen 131

152 9.2.7 Oplossingen Er moest vooraf aangeduid worden welke berekeningen er moesten uitgevoerd worden. Omdat er ook praktische proeven werden uitgevoerd op isolerende steen type 1 met wanddikte 10 mm, was het interessant om de vervorming van de steen en de spanningen in de steen te bekijken. Bij Solution (A6) werd zowel Total Deformation en Normal Stress aangeduid. Afbeelding 62: Gekozen opties bij solve De berekeningen werden gestart, wanneer er op solve geklikt werd. De resultaten waren na het beëindigen van de berekeningen terug te vinden bij Total Deformation en Normal Stress. Opmerking Indien de berekeningen onderbroken werden, gaf het programma een foutmelding. Eén van de foutmeldingen kon het volgende zijn: Your product license has numerical problem size limits, you have exceeded these problem size limits and the solver cannot proceed. Een te kleine meshgrootte kon de oorzaak hiervan zijn. Het vergroten van de mesh kon een oplossing bieden. Afbeelding 63:Foutmelding 132

153 9.3 Bespreking resultaten Er werden twee type stenen onderzocht om te bepalen welke spanningen en vervormingen er voordeden in de stenen. Deze werden belast met een drukkracht van 360 kn. Het basismodel van beide steentypes had een wanddikte van 10 mm. Omdat de berekende λwaarde zeer ver onder de maximale richtwaarde lag, werden de wanddiktes vergroot. De onderzochte modellen van het eerste steentype hebben volgende wanddiktes: 10 mm, 12 mm, 14 mm en 16mm. De wanddiktes van het tweede steentype zijn 10 mm, 12 mm, 14 mm en 15 mm. De grootste wanddiktes van beide steentypes verschillen omdat de afmetingen van de dragende structuur te groot werd om binnen de opgelegde buitenafmetingen van de isolerende steen te blijven, indien de wanddikte 16 mm werd toegepast. Daarnaast werd er ook onderzocht hoe de steen zou reageren indien er wachtstaven voorzien werden. De kokers waarin de wachtstaven zullen komen zouden worden opgevuld met beton, wat voor heel andere waarden zou zorgen. Er werden twee gevallen bekeken, enerzijds een steen waarbij twee wachtstaven voorzien werden en anderzijds een steen waar vier wachtstaven voorzien werden. De bekomen resultaten, vervormingen en spanningen zijn terug te vinden in onderstaande tabellen Isolerende steen type Isolerende steen type 1 met variaties in wanddiktes Tabel 44: Resultaten uit ANSYS: vervorming en spanning van isolerende steen type 1 met variaties in wanddiktes Isolerende steen type 1 Vervorming [mm] Spanning [MPa] Min. Max. Min. Max. TYPE 1 wanddikte 10 mm - 0 staven 0,000 0,202-11,302 2,212 TYPE 1 wanddikte 12 mm - 0 staven 0,000 0,183-10,380 2,028 TYPE 1 wanddikte 14 mm - 0 staven 0,000 0,168-9,717 1,884 TYPE 1 wanddikte 16 mm - 0 staven 0,000 0,156-8,906 1,725 De minimale vervorming is 0 mm, omdat het ondervlak van de steen, die onvervormbaar wordt verondersteld, wordt ondersteund. De maximale vervorming bevindt zich aan de bovenzijde van de steen. Het basismodel met de kleinste wanddikte zal het minst draagkrachtig zijn waardoor de vervorming het grootst zal zijn. Dit geldt voor steen met wanddikte 10 mm waarbij de maximale vervorming 0,202 mm bedraagt. Voor de steen met 16 mm wanddikte bedraagt deze 0,156 mm. Dit zijn zeer kleine vervormingen, die zo goed als verwaarloosbaar kunnen opgevat worden. In bovenstaande tabel 44 worden de minimale spanningen weergegeven met negatieve waarden, deze waarden zijn in feite de maximale drukspanningen die zich voordoen in de steen. 133

154 De positieve maximale spanningen in de tabel zijn de maximale trekspanningen. De maximale drukspanningen zijn ongeveer vier keer zo groot als de maximale trekspanningen. Dit is omdat de mortel een betere druksterkte bezit dan een treksterkte. De maximale spanningen, zowel trek- als drukspanningen, verminderen naarmate de wanddikte stijgt. Voor steen met wanddikte 10 mm, bedraagt de maximale drukspanning 11,302 N/mm² en de maximale trekspanning 2,212 N/mm². Wanneer de wand met 6 mm verbreedt, worden deze waarden 8,906 N/mm² voor de drukspanning en 1,725 N/mm² voor de trekspanning. Vervorming Onderstaande figuren geven de visuele vervorming weer bij een drukkracht van 360 kn. Met behulp van intervallen, weergegeven in verschillende kleuren, wordt visueel aangetoond op welke plaats welke vervorming zich voordoet. De intervallen worden met grenzen aangeduid. Om een totaal beeld te krijgen over de vervormingen van alle stenen met verschillende wanddiktes, worden deze grenzen handmatig ingegeven. Hierbij wordt steeds gebruikt gemaakt van dezelfde intervallen, namelijk 0,02 mm. De grenzen gelden voor alle stenen, uitgezonderd de maximale grens (maximale vervorming). Afbeelding 64: Handmatig ingestelde grenswaarden van kleurenpatroon (vervorming) De onderste strook van het interval, aangeduid in donkerblauw, geeft de minimale vervorming weer. De vervorming stijgt laagsgewijs naar boven waar de strook helemaal bovenaan, in het rood, de maximale vervorming is. Alle intervalstroken, aangeduid met verschillende kleuren, hebben ongeveer dezelfde dikte, uitgezonderd de rode strook, en lopen over de volledige doorsnede van de steen. Een vast interval gaat hier gepaard met een vaste vervormingslaag. In onderstaande afbeeldingen is duidelijk te zien dat de strook met de maximale vervorming, vermindert naarmate de wanddikte toeneemt. Daarnaast kan ook opgemerkt worden dat de vervormingslagen niet volledig recht zijn, maar lichtjes afbuigen naar beneden naarmate ze dichter bij de zijkanten gaan. Met andere woorden is er meer druk aan de kortste zijden van de steen. 134

155 Vooraanzicht: 3D model: Afbeelding 65: Vervormingsresultaat van steen type 1 met wanddikte 10 mm: vooraanzicht (links) 3D model (rechts) Afbeelding 66: Vervormingsresultaat van steen type 1 met wanddikte 12 mm: vooraanzicht (links) - 3D model (rechts) Afbeelding 67: Vervormingsresultaat van steen type 1 met wanddikte 14 mm: vooraanzicht (links) - 3D model (rechts) Afbeelding 68: Vervormingsresultaat van steen type 1 met wanddikte 16 mm: vooraanzicht (links) - 3D model (rechts) 135

156 Spanning De intervallen, die geassocieerd zijn met een bepaald kleur, zijn hier ook handmatig ingegeven, waarbij elk interval 1N/mm² of 1MPa is. De grenswaarden verspringen dus telkens met 1 MPa. Kleuren oranje en rood wijzen op trekspanningen en de andere kleuren zijn drukspanningen. Afbeelding 69: Handmatig ingestelde grenswaarden van kleurenpatroon (spanning) De kleuren zijn niet zoals bij de vervorming mooi verdeeld in lagen boven elkaar. De grootste trekspanningen, aangeduid in het rood, bevinden zich voornamelijk aan de buitenzijde van de buitenste middelste kokers, die zich aan de voor- en achterzijde bevinden. Maar naarmate de wanddikte stijgt, verkleinen deze rode zones, dus de grootste trekspanningen verminderen. De trekspanningen doen zich voornamelijk voor over bijna de volledige hoogte van de buitenste kokers en aan de buitenste bovenzijde van de kokers in het midden. Aan de kortste zijden is de trekzone heel wat minder dan de voorzijde, zoals te zien in onderstaande resultaatsafbeeldingen. De grootste drukspanningen, aangeduid in donkerblauw, bevinden zich duidelijk aan de onderzijde van de steen. Aan de onderzijde van de buitenste kolommen merkt men een overgang van de druknaar de trekspanning in de vorm van een boog. Bij de halve cirkel die gevormd wordt, gaat de grootste drukspanning geleidelijk over naar de kleinste drukspanning, die zich aan de buitenzijde van de halve cirkel bevindt. Bij het vergelijken van de stenen, kan er opgemerkt worden dat de grootste trekspanningen afnemen, naarmate de wanddikte vergroot. Echter de trekspanningen, aangeduid in het oranje, verminderen aan de bovenzijde van de buitenste rij kolommen, maar in de middelste rij kolommen neemt de trekspanning toe. Ook aan de kortste zijden neemt de trekspanning geleidelijk aan toe, bij een toename van de wanddikte. De drukzones blijven ongeveer dezelfde naarmate de wanddiktes toenemen. De grootte van de drukspanningen dalen wel, voornamelijk de waarden van de grootste drukspanningen. Dit is te zien doordat het donkerblauwe gedeelte geleidelijk afneemt, maar dat de drukzones vanaf lichtgroen dezelfde blijven. 136

157 Vooraanzicht: Zijaanzicht: Afbeelding 70: Spanningsresultaat van steen type 1 met wanddikte 10 mm: vooraanzicht (links) - 3D model (rechts) Afbeelding 71: Spanningsresultaat van steen type 1 met wanddikte 12 mm: vooraanzicht (links) - 3D model (rechts) Afbeelding 72: Spanningsresultaat van steen type 1 met wanddikte 14 mm: vooraanzicht (links) - 3D model (rechts) Afbeelding 73: Spanningsresultaat van steen type 1 met wanddikte 16 mm: vooraanzicht (links) - 3D model (rechts) Bij het bekijken van het bovenaanzicht, stelt men vast dat er zowel druk- als trekspanningen zich voordoen. De drukspanningen bevinden zich voornamelijk voor alle stenen aan de kortste zijde van de dragende structuur. 137

158 Enkel bij de steen met wanddikte van 10 mm bevindt er zich in het middengedeelte een drukzone. De grootte van de drukzone blijft zo goed als volledig dezelfde bij toename van de wanddikte. Vooral aan de buitenrand van de onderzijde van de draagstructuur zijn de grootste drukspanningen aanwezig. Ook aan de randen, die evenwijdig zijn met de lengterichting, bevinden zich ook grotere drukspanningen dan het middengedeelte van de wanden. De drukspanningen nemen eerst af in de dwarse richting van de steen, dit wordt weergegeven in cyaankleur op de steen met wanddikte van 12 mm. Bij de structuur met wanddikte van 15 mm is de binnen structuur volledig in cyaankleur en de buitenrand in donkerblauw. Bovenaanzicht: Onderaanzicht: Afbeelding 74: Spanningsresultaat van steen type 1 met wanddikte 10 mm: bovenaanzicht (links) - onderaanzicht (rechts) Afbeelding 75: Spanningsresultaat van steen type 1 met wanddikte 12 mm: bovenaanzicht (links) - onderaanzicht (rechts) Afbeelding 76: Spanningsresultaat van steen type 1 met wanddikte 14 mm: bovenaanzicht (links) - onderaanzicht (rechts) 138

159 Afbeelding 77: Spanningsresultaat van steen type 1 met wanddikte 16 mm: bovenaanzicht (links) - onderaanzicht (rechts) Er is duidelijk te zien dat de trekspanningen zich vooral voordoen aan de buitenzijde van de buitenste kokers, maar is de situatie dezelfde aan de binnenkant van de buitenste kokers? Bij het bekijken van het 3D-model, is er duidelijk een andere situatie te zien. Aan de binnenzijde zijn er geen trek- maar drukspanningen te zien. Er treden dus trekspanningen op aan de buitenkant en drukspanningen aan de binnenkant van de buitenste kokerzijden die gelegen zijn aan de buitenkant van de structuur. In de andere wanden is er een wisselwerking tussen lage trek- en drukspanning. Afbeelding 78: Spanningsresultaat van steen type 1 met wanddikte 10 mm: onderaanzicht 3D model 139

160 Afbeelding 79: Spanningsresultaat van steen type 1 met wanddikte 16 mm: onderaanzicht 3D model Isolerende steen type 1 met wanddikte 10 mm en variatie in aantal wachtstaven: Tabel 45: Resultaten uit ANSYS: vervorming en spanning van isolerende steen type 1 (wanddikte 10 mm) met variatie in aantal wachtstaven Isolerende steen type 1 Vervorming [mm] Spanning [MPa] Min. Max. Min. Max. TYPE 1 wanddikte 10 mm - 0 staven 0,000 0,202-11,302 2,212 TYPE 1 wanddikte 10 mm - 2 staven 0,000 0,177-12,978 21,859 TYPE 1 wanddikte 10 mm - 4 staven 0,000 0,158-11,247 17,803 De maximale vervorming neemt af naarmate het aantal wachtstaven worden toegevoegd. De maximale vervorming bij een steen zonder staven is 0,202 mm. Bij een steen met twee staven bedraagt deze 0,177 mm en bij vier staven 0,158 mm. Desondanks is de vervorming zeer klein, waardoor deze zo goed als verwaarloosbaar wordt. Zoals eerder vermeld zijn de negatieve waarden bij de minimale spanningen gelijk aan de maximale drukspanningen en de maximale spanningen zijn de maximale trekspanningen. De wrijvingscoëfficiënt tussen de wachtstaven en de mortel bedroeg 0,8, die een grote wrijving met zich meebracht. De maximale spanningen die zich voordoen, zijn voornamelijk in de wachtstaven zelf. Waardoor de waarden die in de tabel staan, niet accuraat zijn voor de draagstructuur van de steen zelf. 140

161 vervorming Afbeelding 80: Vervormingsresultaat van stenen type 1 (wanddikte 10 mm) met nul wachtstaven (links); met twee wachtstaven (midden); met vier wachtstaven (rechts): Vooraanzicht Bij het bekijken van de vervormingen in bovenstaande afbeeldingen, moet er opgemerkt worden dat de intervallen niet dezelfde zijn, waardoor de modellen niet volgens het kleurpatroon met elkaar kunnen vergeleken worden. Er kan wel besloten worden dat de vorm van de vervorming die zich voordoet verandert bij de drie modellen. Bij model twee is de vervorming in het middengedeelte, tussen de twee staven, horizontaal en tussen de staven en de buitenrand verloopt deze schuin, vanwege de wrijving tussen de mortel en de wachtstaaf. Bij het derde model verloopt de vervorming in een boog bovenaan de structuur en onderaan blijft de vervorming voor het middengedeelte horizontaal en aan de randen verloopt deze toch onder een kleine helling. spanning Afbeelding 81: Spanningsresultaat van stenen type 1 (wanddikte 10 mm) met twee wachtstaven (links) en met vier wachtstaven (rechts): 3D model Afbeelding 82: Spanningsresultaat van stenen type 1 (wanddikte 10 mm) met twee wachtstaven (links) en met vier wachtstaven (rechts): bovenaanzicht Ook hier moet vermeld worden dat het kleurenpatroon van de verschillende modellen niet met elkaar vergeleken kan worden. De overgang van trekspanning naar drukspanning kan wel met elkaar 141

162 vergeleken worden. Zo is te zien dat de spanningen veranderen naargelang het aantal staven en de plaats waar de staven zich bevinden. Er treden duidelijk meer trekspanningen op rondom de wachtstaven. In het overige gedeelte van het bovenoppervlak zijn vooral drukspanningen aanwezig. In beide modellen is ook te zien dat aan de hoeken van de kokers, trekspanningen optreden. Het is interessant op te merken hoe de spanningen zich in de wachtstaven voordoen. Aan de ene zijde van de staafdoorsnede is er trekspanning en aan de andere zijde drukspanning Isolerende steen type 1 met wanddikte 16 mm en variatie in aantal wachtstaven Tabel 46: Resultaten uit ANSYS: vervorming en spanning van isolerende steen type 1 (wanddikte 16 mm) met variatie in aantal wachtstaven Isolerende steen type 1 Vervorming [mm] Spanning [MPa] Min. Max. Min. Max. TYPE 1 wanddikte 16 mm - 0 staven 0,000 0,156-8,906 1,725 TYPE 1 wanddikte 16 mm - 2 staven 0,000 0,146-15,376 25,857 TYPE 1 wanddikte 16 mm - 4 staven 0,000 0,137-14,903 24,013 Het besluit is analoog aan het besluit van de resultaten van de steen met wanddikte van 10 mm. De maximale vervorming bij de steen zonder staven is 0,156 mm, voor de steen met twee staven is dit 0,146 mm en met vier stenen 0,137 mm. Deze vervorming kan verwaarloosd worden. De maximale druk- en trekspanningen doen zich vooral voor in de wachtstaven, waardoor er geen accurate waarden zijn voor de stenen. vervorming Afbeelding 83: Vervormingsresultaat van stenen type 1 (wanddikte 16 mm) met nul wachtstaven (links); met twee wachtstaven (midden); met vier wachtstaven (rechts): vooraanzicht Het kleurpatroon van de verschillende modellen kan niet met elkaar vergeleken worden, doordat de grenzen niet dezelfde zijn. De vervormingswijze verandert bij het toepassen van wachtstaven. Zonder wachtstaven verloopt de vervorming in een boogvorm, met volle kant naar boven. Bij de steen met twee staven verloopt de vervorming vanaf de staven schuin naar beneden naar de buitenrand toe en is de vervorming horizontaal tussen de twee staven. Bij vier staven verloopt de vervorming van de bovenste helft van de steen in een boog waarbij de bolle zijde naar de onderkant ligt. 142

163 De vervorming in de onderste helft van de steen is vergelijkbaar met de vervormingswijze van de steen zonder staven. spanning Afbeelding 84: Spanningsresultaat van stenen type 1 (wanddikte 16 mm) met twee wachtstaven (links) en met vier wachtstaven (rechts): 3D model Afbeelding 85: Spanningsresultaat van stenen type 1 (wanddikte 16 mm) met twee wachtstaven (links) en met vier wachtstaven (rechts): bovenaanzicht Het kleurpatroon van beide modellen kan niet met elkaar vergeleken worden, vanwege de verschillende grenzen. Rond de staven ontstaan er voornamelijk trekspanningen en over de rest van de bovenzijde van de structuur treden er drukspanningen op. Ook hier zijn er in de hoeken van de kokers trekspanningen aanwezig Isolerende sten type Isolerende steen type 2 met variaties in wanddiktes Tabel 47: Resultaten uit ANSYS: vervorming en spanning van isolerende steen type 2 met variaties in wanddiktes Isolerende steen type 2 Vervorming [mm] Spanning [MPa] Min. Max. Min. Max. TYPE 2 wanddikte 10 mm - 0 staven 0,000 0,140-7,762 1,536 TYPE 2 wanddikte 12 mm - 0 staven 0,000 0,119-6,804 1,325 TYPE 2 wanddikte 14 mm - 0 staven 0,000 0,105-6,138 1,156 TYPE 2 wanddikte 15 mm - 0 staven 0,000 0,098-5,822 1,

164 De minimale vervorming bedraagt 0,000 mm voor alle vier stenen omdat de ondersteuning van de het grondvlak onvervormbaar geacht wordt. De grootste vervorming bevindt zich aan de bovenzijde van de steen. Hoe dikker de wand, hoe sterker de structuur is en hoe minder de structuur vervormt. Dit wordt weergegeven in bovenstaande tabel. De maximale vervorming voor het model met wanddikte van 10 mm bedraagt 0,140 mm. Voor model met wanddikte 12 mm is dit 0,119 mm, voor model met wanddikte 14 mm is dit 0,105 mm en voor het model met wanddikte van 15 mm bedraagt de maximale vervorming 0,098 mm. Deze vervormingen zijn zo klein dat ze allemaal verwaarloosbaar verondersteld worden. De negatieve waarden die bij de minimale spanningen staan, zijn de maximale drukspanningen die zich voordoen in de steen. De maximale spanningen zijn de maximale trekspanningen. Uit de tabel kan besloten worden dat de maximale trekspanningen vijf keer kleiner zijn dan de maximale drukspanningen. Zowel druk- als trekspanningen nemen af naarmate de wanddikte toeneemt. De maximale drukspanning voor een steen met wanddikte 10 mm bedraagt 7,762 N/mm² en voor de maximale trekspanning is dit 1,536 N/mm². Bij een verbreding van 5 mm van de wanddikte worden de maximale druk- en trekspanningen 5,822 N/mm² en 1,117 N/mm². Vervorming Alle stenen worden onder een drukkracht van 360 kn belast. Onderstaande afbeeldingen geven visueel weer hoe de vervormingen veranderen naarmate de wanddikte toeneemt. Met behulp van een kleurenpatroon kunnen zones afgebakend worden door grenswaarden van de vervormingen. Deze grenswaarden worden automatisch gegenereerd in het programma, maar om de verschillende stenen met elkaar te vergelijken worden de grenswaarden handmatig ingevoerd. De grenswaarden verspringen met een waarde van 0,01 mm, uitgezonderd de maximale waarde, die voor alle stenen anders is. Afbeelding 86: Handmatig ingestelde grenswaarden van kleurenpatroon (vervorming) Zoals te zien is op onderstaande figuren worden de stenen opgedeeld in verschillende evenwijdige vervormingslagen volgens het vooraf bepaalde kleurenpatroon. De donkerblauwe laag onderaan de steen geeft de minimale vervorming weer. De rode laag, bovenaan geeft dan weer de maximale vervorming weer. Omdat de grenswaarden van het kleurenpatronen telkens met 0,01 mm verandert, 144

165 zal de rode strook breder zijn dan de andere stroken. Aan de hand van deze strook is het gemakkelijker om te zien hoe sterk de vervorming vermindert naarmate de wanddikte toeneemt. De drukkracht blijft voor alle stenen dezelfde. De vervormingswijze verloopt niet horizontaal maar is licht gebogen met de bolle zijde gericht naar boven. Vooraanzicht: 3D-model: Afbeelding 87: Vervormingsresultaat van steen type 2 met wanddikte 10 mm: vooraanzicht (links) - 3D model (rechts) Afbeelding 88: Vervormingsresultaat van steen type 2 met wanddikte 12 mm: vooraanzicht (links) - 3D model (rechts) Afbeelding 89: Vervormingsresultaat van steen type 2 met wanddikte 14 mm: vooraanzicht (links) - 3D model (rechts) 145

166 Afbeelding 90: Vervormingsresultaat van steen type 2 met wanddikte 15 mm: vooraanzicht (links) - 3D model (rechts) Spanning Elke steen wordt onder een drukkracht van 360 kn belast. Onderstaande afbeeldingen geven visueel weer hoe de spanningen veranderen naarmate de wanddikte toeneemt. Met behulp van een kleurenpatroon kunnen zones afgebakend worden aan de hand van spanningsgrenswaarden. Deze grenswaarden worden automatisch gegenereerd in het programma, maar om de verschillende stenen met elkaar te vergelijken worden de grenswaarden handmatig ingevoerd. De grenswaarden nemen voor de drukspanning niet volledig gelijkmatig toe, er worden twee tussenwaarden voorzien om nauwkeuriger te bekijken hoe de maximale spanning verandert naarmate de wanddikte toeneemt. De grenswaarde voor de trekwaarde is ongeveer de helft van de maximale trekspanning, om ook hier een onderscheid te maken. Afbeelding 91: Handmatig ingestelde grenswaarden van kleurenpatroon (spanning) De kleuren zijn niet zoals bij de vervorming mooi verdeeld in lagen boven elkaar. De maximale trekspanningen, aangeduid in het rood, bevinden zich voornamelijk aan de buitenzijde van de buitenste kokers, die zich aan de voor- en achterzijde bevinden. Maar naarmate de wanddikte stijgt, verkleinen deze zones geleidelijk. De trekspanningen doen zich voornamelijk voor, over bijna de volledige hoogte van de buitenste kokers en aan de bovenzijde van de kokers die inspringen in de structuur. Aan de kortste zijden is de trekspanningszone heel wat kleiner dan de voorzijde. De grootste drukspanningen, aangeduid in donkerblauw, bevinden zich duidelijk aan de onderzijde van de steen. Aan de onderzijde van de buitenste kolommen merkt men een overgang van de druknaar de trekspanning in de vorm van een boog. 146

167 Aan de buitenzijde van de inspringende kokers bevindt de maximale drukspanning zich in de onderkant. De drukspanningen dalen naarmate de hoogte stijgt en gaan uiteindelijk over in een trekspanning bovenaan de koker. Bij het vergelijken van de stenen, kan er opgemerkt worden dat de maximale trekspanningen afnemen, naarmate de wanddikte vergroot. Dit is te zien op de vooraanzichten van de verschillende modellen. De trekspanningen op de zijkanten van de steen nemen toe naarmate de wanddikte toeneemt. De drukzones blijven ongeveer dezelfde, bij het toenemen van de wanddiktes. De grootte van de drukspanningen dalen echter wel, voornamelijk bij de grootste drukspanningen. Dit is te zien doordat het donkerblauwe gedeelte geleidelijk afneemt. Vooraanzicht: Horizontaal zijaanzicht: Afbeelding 92: Spanningsresultaat van steen type 2 met wanddikte 10 mm: vooraanzicht (links) - zijaanzicht (rechts) Afbeelding 93: Spanningsresultaat van steen type 2 met wanddikte 12 mm: vooraanzicht (links) - zijaanzicht (rechts) Afbeelding 94: Spanningsresultaat van steen type 2 met wanddikte 14 mm: vooraanzicht (links) - zijaanzicht (rechts) 147

168 Afbeelding 95: Spanningsresultaat van steen type 2 met wanddikte 15 mm: vooraanzicht (links) - zijaanzicht (rechts) Bij het bestuderen van de figuren van de bovenzijde van de modellen, kan er opgemerkt worden dat er voornamelijk trekspanning optreedt over de volledige oppervlakte, uitgezonderd aan de kortste zijden van de structuur, daar treedt er drukspanning op. Op de afbeeldingen van de onderzijde is er duidelijk te zien dat maximale drukspanningen optreden aan de buitenrand van de structuur. Dit is voor alle modellen zo. Bij het eerste model zijn de maximale drukspanningen ook terug te vinden aan de binnenzijde van de kokers, voornamelijk in de lengterichting van de steen. In het midden van het oppervlak van de onderzijde neemt de drukspanning geleidelijk aan af naarmate de wanddikte toeneemt. Bovenaanzicht: Onderaanzicht: Afbeelding 96: Spanningsresultaat van steen type 2 met wanddikte 10 mm: bovenaanzicht (links) - onderaanzicht (rechts) Afbeelding 97: Spanningsresultaat van steen type 2 met wanddikte 12 mm: bovenaanzicht (links) - onderaanzicht (rechts) 148

169 Afbeelding 98: Spanningsresultaat van steen type 2 met wanddikte 14 mm: bovenaanzicht (links) - onderaanzicht (rechts) Afbeelding 99: Spanningsresultaat van steen type 2 met wanddikte 15 mm: bovenaanzicht (links) - onderaanzicht (rechts) Er treden voornamelijk trekspanningen op aan de buitenzijde van de uitspringende kokers aan de voorzijden, maar is de situatie dezelfde aan de binnenkant van de buitenste kokers? Bij het bekijken van het 3D-model, is er duidelijk een andere situatie te zien. Aan de binnenzijde treden er geen trekmaar drukspanningen op. Bij de zijden die binnen in de structuur zitten is er een wisselwerking tussen lage trek- en drukspanningen. Afbeelding 100: Spanningsresultaat van steen type 2 met wanddikte 10 mm: onderaanzicht 3D model 149

170 Afbeelding 101: spanningsresultaat steen type 2 met wanddikte 15 mm: onderaanzicht 3D model Isolerende steen type 2 met wanddikte 10 mm en variatie in aantal wachtstaven: Tabel 48: Resultaten uit ANSYS: vervorming en spanning van isolerende steen type 2 (wanddikte 10 mm) met variatie in aantal wachtstaven Isolerende steen type 2 Vervorming [mm] Spanning [MPa] Min. Max. Min. Max. TYPE 2 wanddikte 10 mm - 0 staven 0,000 0,140-7,762 1,536 TYPE 2 wanddikte 10 mm - 2 staven 0,000 0,129-8,035 13,962 TYPE 2 wanddikte 10 mm - 4 staven 0,000 0,117-13,505 22,341 Bij toevoeging van wachtstaven daalt de maximale vervorming. Voor een steen zonder wachtstaven bedraagt de maximale vervorming 0,140 mm, maar indien er twee wachtstaven worden toegevoegd wordt deze 0,129 mm. Voorziet men vier wachtstaven dan wordt de maximale vervorming 0,117 mm. Deze waarden zijn zo klein dat ze verwaarloosbaar zijn. Zoals eerder vermeld zijn de negatieve waarden bij de minimale spanningen gelijk aan de maximale drukspanningen en de maximale spanningen zijn de maximale trekspanningen. De wrijvingscoëfficiënt tussen de wachtstaven en de mortel bedraagt 0,8. De maximale spanningen die zich voordoen, treden voornamelijk op in de wachtstaven. Daardoor zijn de waarden die in de tabel worden weergegeven niet accuraat voor de draagstructuur van de steen zelf. 150

171 vervorming Afbeelding 102: Vervormingsresultaat van stenen type 2 (wanddikte 10 mm) met nul wachtstaven (links); met twee wachtstaven (midden); met vier wachtstaven (rechts): vooraanzicht Het kleurpatroon van de verschillende modellen kan niet met elkaar vergeleken worden, doordat de grenzen niet dezelfde zijn. De vervormingswijze verandert bij het toepassen van wachtstaven. Zonder wachtstaven verloopt de vervorming in een boogvorm, met bolle kant naar boven. Bij de steen met twee staven verloopt de vervorming vanaf de staven schuin naar beneden naar de buitenrand toe en is de vervorming eerder horizontaal tussen de twee staven. Bij vier staven verloopt de vervorming van de bovenste helft van de steen in een boog waarbij de bolle zijde naar de onderkant ligt. De vervorming in de onderste helft van de steen is vergelijkbaar met de vervormingswijze van de steen zonder staven. spanning Afbeelding 103: Spanningsresultaat vaan stenen type 2 (wanddikte 10 mm) met twee wachtstaven (links) en met vier wachtstaven (rechts): 3D model Afbeelding 104: Spanningsresultaat van stenen type 2 (wanddikte 10 mm) met twee wachtstaven (links) en met vier wachtstaven (rechts): bovenaanzicht Het kleurpatroon van beide modellen kan niet met elkaar vergeleken worden, vanwege de verschillende grenswaarden. De wand die de twee wachtstaven verbindt moet gemiddeld een grotere drukspanning opnemen dan de andere drukspanningszones die zich voordoen aan de bovenzijde van 151

172 de dragende structuur. In de rest van de bovenzijde treden hoofdzakelijk trekkrachten op. Bij het tweede model waarbij er vier wachtstaven voorzien werden, ontstaan er voornamelijk trekspanningen rond deze staven. Bij het middengedeelte van het bovenoppervlak deden er zich hoofdzakelijk drukspanningen voor. In de hoeken van de kokers zijn trekspanningen aanwezig. De doorsnede van de wachtstaven van beide modellen moet enerzijds drukspanningen opnemen en anderzijds trekspanningen. Het drukspanningsgedeelte doet zich voor aan de kant waar de dragende structuur trek opneemt en het trekspanningsgedeelte doet zich aan de andere kant voor waar de dragende structuur druk opneemt Isolerende steen type 2 met wanddikte 15 mm en variatie in aantal wachtstaven: Tabel 49: Resultaten uit ANSYS: vervorming en spanning van isolerende steen type 2 (wanddikte 15 mm) met variatie in aantal wachtstaven Isolerende steen type 2 Vervorming [mm] Spanning [MPa] Min. Max. Min. Max. TYPE 2 wanddikte 15 mm - 0 staven 0,000 0,098-5,822 1,117 TYPE 2 wanddikte 15 mm - 2 staven 0,000 0,094-6,775 11,732 TYPE 2 wanddikte 15 mm - 4 staven 0,000 0,088-13,255 23,120 Het besluit is analoog aan het besluit van de resultaten van de steen met wanddikte van 10 mm. De maximale vervorming bij de steen zonder staven is 0,098 mm, voor de steen met twee staven is dit 0,094 mm en met vier stenen 0,088 mm. Dit zijn minieme waarden die verwaarloosd mogen worden. De maximale druk- en trekspanningen treden op in de wachtstaven en niet in de steen zelf, waardoor deze geen accurate waarden vormen voor de dragende structuur. vervorming Afbeelding 105: Vervormingsresultaat van stenen type 2 (wanddikte 15 mm) met nul wachtstaven (links); met twee wachtstaven (midden); met vier wachtstaven (rechts): vooraanzicht Er kan eenzelfde conclusie genomen worden als de conclusie bij steentype 1 met wanddikte 10 mm waarbij er twee of vier wachtstaven werden toegevoegd. Namelijk dat de vervormingswijze zich aanpast bij het toepassen van wachtstaven. De vervorming van het model zonder wachtstaven verloopt in een boogvorm, met bolle kant naar boven. Het tweede model blijft de vervorming gelijkaardig met de vervorming van het eerste model. Bij het model met vier staven verloopt de vervorming van de 152

173 bovenste helft van de steen in een boog, waarbij de bolle zijde naar de onderkant gericht is. De onderzijde van de drie modellen blijven steeds ongeveer dezelfde. spanning Afbeelding 106: Spanningsresultaat van stenen type 2 (wanddikte 15 mm) met twee wachtstaven (links) en met vier wachtstaven (rechts): 3D model Afbeelding 107: Spanningsresultaat van stenen type 2 (wanddikte 15 mm) met twee wachtstaven (links) en met vier wachtstaven (rechts): bovenaanzicht Het kleurpatroon van beide modellen kan niet met elkaar vergeleken worden, vanwege de verschillende grenzen. De conclusie is analoog aan de conclusie waarbij de wanddikte 10 mm bedroeg. 153