Blijvende vervorming van een momentoverbrengend stiftverbindingspatroon o.i.v. een dynamische wisselbelasting, equivalent aan de windbelasting

1ÜJ

^^B'

TECHNISCHE HOGESCHOOL DELFT

AFDELING DER CIVIELE TECHNIEK

Rapp

CT

Hout

8 1 - 0 9

Rapport 4-81-9

Onderzoek TRV-6 Blijvende vervorming van een momentover-brengend stiftverbindingspatroon o.i.v. een dynamische wisselbelasting, equivalent aan de windbelasting.

Juni 1981 Ir. T.A.C.M, van der Put

STEVIN-LABORATORIUM

HOUTCONSTRUCTIES

STEVIN LABORATOR van de afdeling der

Civiele Techniek der TECHNISCHE HOGESCHOOL

IIÜM I 1

o

o

*-§il>ïiQtl^j^CKnele;^chniek

^ 3 2628 CN Delft

Rapport 4-81-9 Onderzoek TRV-6

Blijvende vervorming van een momentover-brengend stiftverbindingspatroon o.i.v. een dynamische wisselbelasting, equivalent aan de windbelasting.

j u n i 1981 '

Kc.

_rp

CT

ö i -

OCj I r . T.A.C.M, van d e r P u t . Stevinweg 4 2600 GA Delft tel.: 015-781837

Technische Universiteit Delli

Faculteit CiTG

Bibliotheek Civiele Techniek

Stevinweg 1

2628 CN Delft

BIBLIOTHEEK TU Delft

Inhoud

biz.

1. Inleiding 1 2. Probleemstelling 2

3. Belasting van de luifel-constructie door de wind 4

4. Vermoeiing van de verbinding 7 5. Beproefde verbinding en proefopstelling 11

6. Invloed van inwendige evenwichtssystemen en speling

6.1. Dwarskrachtvervorming 14 6.2. Eigen spanningen en speling 15

6.3. Bewegingstendens van de toe te passen verbinding I9 7. Bespreking van de proefresultaten

7.1. Stijfheid van de verbindingen 23

7.2. Stijfheid van balk 1 2 4 7.3. Stijfheid van balk 2 25 7.4. Stijfheid van balk 3 26

8. Conclusie 28 9. Aanbevelingen.

B i j l a g e n I t/m VI: Kracht-vervormingsdiagrammen

Technische Universiteit Delli

Faculteit CiTG

Bibliotheek Civiele Techniek

Stevinweg ]

1

-Inleiding

Voor een ontwerp van een luifelconstructie is, in samenwerking met fa. De Groot Vroomshoop en TNO-IBBC, de verbinding tussen balk en kolom van die constructie getest op de gevolgen van een dynamische windbelast ing.

Het doel van het onderzoek was de stijfheidsvermindering van de verbinding, mede afhankelijk van de fabrikage-methode, te meten en eventueel de nodige verbeteringen voor te stellen en te onderzoeken. Uit het onderzoek volgde geen merkbare vermindering van de gemiddel-de stijfheid van gemiddel-de verbinding indien gemiddel-deze verbinding voldoengemiddel-de zorgvuldig, volgens het voorschrift, vervaardigd was. D.w.z.: passende gaten in de staalplaten voor de stiften, en een minimaal gatverloop van de platen t.o.v. elkaar en t.o.v. de balk. Door afna-me van de hysteresis, o.i.v. belastingswisselingen, zijn de stijf-heidsvariaties kleiner dan de variaties bij de eerste maximale be-lasting. De "statische" waarden, volgend uit de korte duurproef zijn

2

-P r o b l e e m s t e l l i n g

Een l u i f e l - c o n s t r u c t i e i s i . h . a . een g e v o e l i g e c o n s t r u c t i e voor de dynamische w i n d b e l a s t i n g . Voor een b e p a a l d ontwerp r e e s de v r a a g , hoe de s t i j f h e i d afneemt van de v e r b i n d i n g t u s s e n dak en kolom o . i . v . de t r i l l i n g e n door deze w i n d b e l a s t i n g .

700

4200

12710

//yy/ aan zi

fcU

7 0 0 0

èto

590 öf^ckUina 132 X 5 3 0 ^Verbindina ko^om-iakDalk 2sh3!€n xijplaten t-ï)2mm <^«-1^5t öp kolom

Sfifl"en h20 \}\ar\V

cr5-sen-ti&250 mm

-yT7 7Tr

~\>a\V 132X590

//> ^

Fig. 1. Luifelconstructie.

In fig. 1. is een schets gegeven van de luifelconstructie met de ver-binding.

De verbinding is op ware grootte, apart beproefd op een dynamische belasting, equivalent aan de dynamische windbelasting, waarbij de vervorming is gemeten.

->1>-Het eerste proefstuk was vervaardigd i.o.m. de optimale uitvoering van het project. In de, op elkaar geklemde, stalen platen werd het stiftpatroon geboord waarna ze op de stalen kolom werden gelast. Bij deze methode is er een gatverloop door het boren ("drijven" van de onderplaat) en door het lassen (platen niet zuiver tegenover el-kaar). Als tweede proefstuk is, ter vergelijking, een laboratorium proefstuk getest met minimaal gatverloop in de platen en houten balk. Tenslotte is een derde proefstuk getest volgens een verbeterde fabrikage methode. Hierbij werden eerst de stalen knoopplaten op de kolom gelast, waarna de gaten in een keer door platen en houten balk geboord zijn. Na het boren van een gat is de balk d.m.v. een bout of stift tegen "drijven" te borgen. Als laatste bewerking zijn de gaten in de staalplaten geruimd. Van elk type zijn twee verbindingen gelijk-tijdig beproefd (totaal 6 verbindingen).

_4-Belasting van de luifelconstructie door de wind

19

'0,8'^M

mm]

0;8

1^

Fig. 2. 777777

In de T.G.B, wordt geen uitspraak gedaan over de wijze waarop een luifel-constructie belast wordt door de wind.

De constructie is berekend op een statische winddruk en zuiging volgens fig. 2. die op de ene helft omhoog werkt en op de andere helft omlaag is aangenomen. Dit moment is bijna 4 maal het moment door een eenzijdige nuttige belasting op het dak.

Uit de Zwitserse voorschriften,

geba-seerd op windtunnelproeven, blijkt dat

dit een te ongunstige aanname is omdat

druk en zuiging over de hele daklengte in een richting werken. Afhankelijk van de omstandigheden van al of geen on-gunstige bebouwing (fig. 3.) is het mo-ment volgens dit voorschrift ca 0,1 a 0,4 maal het moment volgens de aanname in fig. 2.

In het algemeen zal voor een rechte plaat het moment klein zijn en is er vrijwel alleen een liftkracht als stati-sche component van de windkrachten (t.g.v. het loslaten van de eindwervels). Maatge-vend voor een licht gedempte constructie

(stalen kolom) zal de dynamische belas-ting zijn t.g.v. windvlagen, waardoor de constructie in zijn eigen frequentie gaat Fig. 4. , • opslingeren.

[TfTTTTTTTTTTrrmTTTTTn

venturi

effect

777777" F i g .

-5-Fig. 5,

,«-

70

m

t

zaA,5 m

777777

In de T.G.B, worden alleen belastings-factoren (J)^ en (j) , resp. evenwijdig- en loodrecht op de windrichting, gegeven voor de windbelasting op het verticale vlak. Deze belasting is klein door de kleine afmetingen van de boorden. De factor (J)^ (zie fig. 4.) uit het vlaag-spectrum in verticale richting, als belasting van het horizontale vlak is niet gegeven, maar is wel bekend in de literatuur (H. Panofsky; Quart. J. Roy. Met. Soc. 1960).

Hiervoor is T.N.O. geraadpleegd.

De statisch equivalente belasting lood-recht op het dakvlak q volgt uit:

q = -r- p V (gr / T ~ ) (Notatie T.G.B.)

Fig. 6. r T is gelijk aan het oppervlak van het

spectrum van Panofsky gedeeld door de damping 5.

Het maximale moment treedt op als de lengte van de vlaag ongeveer 2x de breedte van de plaat is (2 x 7 m ) . Dus X = V/n = 14 m. Op een hoogte van

HZ

het dakvlak van 4,5 m wordt — - 4,5/14 ^ 0,3. De bijbehorende waarde F van het spectrum (fig. 5.) is ca. 0,35.

De laagste eigenfrequentie is, afhankelijk van de fundering, ongunstig te schatten op ca. 1,4 a 1,5 Hz. In het andere uiterste geval als deze eigen frequentie vooral bepaald wordt door de flexibiliteit van de sta-len kolommen alleen, wordt dit ca. 2 Hz. (j> is dan kleiner, maar ook de

O

critieke windsnelheid hoger (met een kleinere kans van optreden) zodat •hogere frequenties buiten beschouwing kunnen blijven. Bij ca. 1,4 Hz is

de critieke windsnelheid ca. V = X.n - 14.1,4 = 20 m/sec. Met een waarde K = 0,005 voor open terrein en 6 = 0,01 (staalprofiel) wordt:

1 2

-| . 1,25.20 \/4.0,005.0,35

•^ ^ 0,01 830 N/nn

Het moment op een verbinding wordt:

.6-//

Onder extreme omstandigheden (V = 20 m/sec) kan dit moment een keer optreden met een kans van 50% gedurende de levensduur van 25 jaar. In fig. 7. is het aantal wisselingen gegeven bij de lagere belastings-niveau' s die gedurende de levensduur op kunnen treden. Voor de beproe-ving is dit benaderd door een "trapjes-lijn" van "gewogen" gemiddelden

(fig. 7.). Dus: lx de maximale belasting; dan 9x 83% van de max. be-lasting; vervolgens 90x op 63% van de max. belasting, enz.

frequentie belasting benadering bij beproeving

35%-9.10^

2A%-9.10^ 1670-9.10^ 10%-9.10^x

aantal wisselingen

Fig. 7. Belastingsschema.

De stiftbelasting in de verbinding t.g.v. eigen gewicht, al of niet in combinatie met de liftkracht is gering t.o.v. de stiftbelasting door het moment. In het proefstuk is dit benaderd door de vijzelkracht met een voldoende grote hefboom van ca. 1,5 m op de verbinding over te brengen.

Het maximale vlaagmoment van 55 kNm ligt beneden het moment waarop ge-dimensioneerd is volgens fig. 2. (t.w.v. 75 kNm). Om de mogelijkheid te hebben de verbinding aan te passen aan het kleiner optredend moment is het eerste proefstuk belast met het toelaatbaar moment van de ver-binding (75 kNm). Omdat de T.G.B, echter zodanig geïnterpreteerd kan worden dat de belasting volgens fig. 2. aangenomen moet worden is be-sloten voor het 2e en 3e proefstuk de afmetingen van de verbinding niet te veranderen en het mogelijk optredend moment van 55 kNm op de verbin-ding te zetten, volgend uit de djmamische berekening. De windsnelheid voor flutter van de constructie kan geacht worden boven de voorkomende snelheden van de windvlagen van voldoende lange duur te liggen

-7-Vermoeiing van de verbinding

In fig. 8. is de "WÖhlerlijn" voor hout en houtproducten gegeven voor de "sprongsterkte" d.w.z. voor wisselingen tussen de maximale waarde en ca. O,lx deze waarde.

1,18

OM

,fs/ , sprongsterkte" hout

A.5C£.-Joufn. 5 T 5 - I 9 6 0

--^^I'l—b

• • • <

max. windbelasting

2 3 Z 5 B T

10 10 10 10 10 10 10

Fig. 8.

De ondergrens waar beneden geen breuk meer geacht kan worden op te tre-den is ongeveer 45% van de korte duursterkte.

Voor buig- en trek met een recht vezelverloop is dit ca. 50%. Is de ve-zelhelling ca. 1:12 dan wordt dit 0,45 voor buiging. De schuifsterkte ligt wat lager nl. ca. 0,45, ook voor gelamineerd hout en hardhout. Voor een vezelhelling 1:12 wordt dit 0,35, in een proefstuk met een verzwakte doorsnede. Ook voor hardboard en spaanplaat ligt de ondergrens van trek-en rolafschuiving bij ca. 45% trek-en voor vingerlasstrek-en tusstrek-en de 40 trek-en 45%, Voor druk ligt deze grens hoger (ca. 0,75) en is er, na het optreden van vermoeiingsbreuk (stuiklijnen), nauwelijks enige achteruitgang van de sterkte. Hetzelfde is te verwachten voor stuik, als niet afschuiven of splijten maatgevend wordt.

8

-Voor verbindingen met bouten wordt in de literatuur vermeld (Proceed. ASCE; Journ. of Struct. Div. ST5, 1960), dat er alleen vervormings-toename door gatvergroting optreedt, zonder sterktevermindering. Ver-moedelijk betreft het hier slanke bouten, met voldoende grote

rand-rij-eind- en bout-afstanden, om brosse breuktypen te voorkomen, waarvoor, zelfs als de stuiksterkte iets terugloopt, het bezwijkmechanisme III

(met 2 plastische scharnieren) kan optreden of waarvoor de kopinklem-ming van moer en volgplaat dit mechanisme kan veroorzaken. De vermoei-ingssterkte hangt dus af van deze mechanismen.

7

Hoewel de vermoeiingsgrens van ca. 45% bij 10 wisselingen een goede waarde is voor technische toepassingen, gezien het grote aantal wisse-lingen, is de juiste waarde hiervan nog niet vastgesteld.

In de oudere literatuur zijn aanwij-^ * zingen te vinden dat de sprongsterkte

en lange duursterkte bij de

evenredig-—f- '••d- sterkte heidsgrens liggen in het a-e diagram ("vloei"-grens - kruip-grens - grens toe-name reksnelheid).

Wordt de spreiding van de sterkte in Fig. 9. rekening gebracht dan kan volgens recente

schademodellen (Forschi) de WÖhlerlijn sterk afbuigen, afhankelijk van de ondergrens van de sprongsterkte (zie fig. 8, lijn a ) .

In principe is in dit model de regel van Miner ingebouwd: n.

1 1

(n, = aantal optredende lastwisselingen met spanning a. ; N. = aantal wisselingen tot breuk bij dat spanningsniveau).

De breükmechanica elimineert de "sprong" in de WÖhlerlijn (fig. 8, lijn a) door materiaal met dezelfde verzwakking te groeperen in de parameter — waarbij k de spannmgsintensiteitsfactor is en r de straal van de

.-9-Log n

Fig. 10.

Op grond van scheurgroei-proeven blijkt

log ^ = log ^ (sprongbel) ^^ Wöhlerlijn nu een rechte te zijn op dubbel logarithmische schaal (fig. 10.) Het scheur-groei model moet nog aange-past worden aan een inwendig herverde-lingsmechanisme . Dit kan in princiepe met een eenvoudig rheologisch model ge-beuren waarbij ook de viscoelasticiteit in rekening is te brengen. Hoewel dit model nog nader uitgewerkt moet worden laat een eerste schatting zien dat er een geknikte WÖhlerlijn is te ver-wachten (fig. 10.); dat er rekening gehouden kan worden met de Reiner-Weisenberg hypothese waarbij breuk optreedt als de viscens opgeslagen elastische energie een kritische waarde bereikt en met de hj^ophese van de critieke waarde van K . Het model kan ook de sterkte toename van de jjeststerkte na een kruipperiode verklaren (of de afhankelijkheid van de belastingshistorie).

Nadere uitwerking is nodig om de grenzen van sprongsterkte-wisselsterkte-enz. aan te kunnen geven welke waarschijnlijk beneden de lange duursterkte liggen. Dit is niet het geval in het schademodel van Foschi. Dit model, dat in overeenstemming is met meetgegevens voor de lange duur sterkte en equivalent is aan de regel van Miner voorspelt het "Smith"-diagram vol-gens fig. 11-a. waarbij de sprong- en wisselsterkte gelijk zijn en iets boven de duursterkte (0,95) liggen.

A O / O N t. O^/Ooo

+ 1 ,Un<?«

<ii«-ur-Ogerr/ON

wisselbel.

.-10-De ondergrens van geen schade (fig. 11-b.) is onafhankelijk van de be-lastingshistorie in alle modellen. Dat er een redelijke ondergrens van de sterkte is, waarbeneden geen breuk optreedt, wordt bevestigd door het onderzoek van Madsen waaruit voor hout met grote afmetingen en groeifouten, geen afname van de sterkte met de belastingstijd volgde beneden de '^'5% ondergrens van de spreiding van de sterkte. Dit komt overeen met de hypothese van de breükmechanica dat voor k < k .^. ,

•'^ critiek geen scheurvorming optreedt.

Uit fig. B. en 11. volgt dat er door de windbelasting geen schade zal optreden (beneden de toelaatbare spanning) van de constructie.

Voor de stiftverbinding is de situatie wat gecompliceerder. Bij het in-slaan van een stift in een te nauw gat treden hoge spanningen op. Hier-op wordt de stiftbelasting gesuperponeerd zodat blijvende vervorming kan optreden. Het is echter duidelijk dat met de vervormingstoename de hoge opgelegde spanningen zullen verdwijnen zodat geen vermoeiingsbreuk is te verwachten. Hetzelfde geldt voor de opgelegde vervormingen t.g.v. het gatverloop in balk en zijplaten. Aangezien deze opgelegde vervor-ming groot kan zijn, afhankelijk van de maatafwijkingen, is hierdoor een belangrijke stijfheidsvermindering van de verbinding, t.g.v. vervor-mingstoename , denkbaar.

De bedoeling van het onderzoek was deze vermindering, afhankelijk van het fabrikage-proces, te meten, en eventueel de nodige verbeteringen voor te stellen en te onderzoeken. Omdat het waarschijnlijk is dat de schade-accumulatie niet lineair is maar b.v. aanvankelijk klein en na verloop van tijd versneld groter ..afhankelijk van de geleden schade, is de ongunstigste belastinghistorie van de wind gevolgd bij de beproeving.

(Dus eerst de hoogst te verwachten belasting, en daarna - de frequen-ter voorkomende- lagere belastingen.)

1 1

-Beproefde verbinding en proefopstelling

De momentoverbrengende stiftverbinding met stalen zijplaten is op ware grootte beproefd.

95ir

100,. 9 5 J : 30 5x110 30 )flf ^ If If If Irk X balk 132x590 k r u i s l a a g h o u i s t a l e n z i j p l a t e n d i k t e 12 mm -3,0 m moeren . ^ ^

27^:::-.

Fig. 12a.

n s t i f t p a t r o o n s t i f t ^ 2 0 mm assenstaai scharnier

Schema p r o e f o p s t e l l i n g .

-7'-1,5 m vijzelkracht*—*-r vijzelkracht*—*-r vijzelkracht*—*-r

Met de opstelling volgens fig. 12. was het mogelijk twee verbindingen gelijktijdig te beproeven. De krachtsoverdracht is zodanig dat de dwarskracht in het hout binnen het stiftpatroon t.g.v. het moment van de verbinding maximaal is. Het effect van een eventueel optredende scheurgroei in het hout is dan ook maximaal. Onder invloed van zuiging van de wind tegen de zwaartekracht in is het mogelijk dat dit ongunstige belastinggeval benaderd wordt. Om deze reden is ook de waarschijnlijk ongunstigste zuivere wisselbelasting als belastinggeval gekozen. Verondersteld kan worden dat dit belastingsgeval ook het ongunstigst is voor de stift-staalplaatverbinding. Van staalconstructies is bekend

dat bouten onder een zuivere wisselbelasting slijtage met roestvorming

kunnen vertonen. Het zou denkbaar zijn dat ditzelfde mechanisme slijta-ge van de stiften en gaten in de staalplaat zou kunnen veroorzaken.

. 1 2

-^ 610

30 110 110 110 110 110 3

Tf-* * *-— Tt' Jf^ ^

t

• > " - -^ in a i C3 o» LD o o o o o i n en • , ^ • , '

-^ o

O

®

o

o o

o o

+z

o o

o

0

©

o

®

o

o

j

1

staalplaat

12 mm dik

-stiften

j<20

assenstaai

Fig. 13.

In figuur 13 zijn de afmetingen gegeven van de toegepaste twee-snedige staal-hout-verbindingen met een moment overbrengend stiftpatroon. De verbinding is gedimensioneerd zonder de gunstige werking van de opleg-plaat op de kolom in rekening te brengen. Bij de eerste proefstukken volgens de aanvankelijk gekozen fabrikage methode was de speling tus-sen deze oplegplaat en de balk ook te groot om hiervan een positieve bijdrage te kunnen verwachten. Bij de volgende twee series is daarom deze oplegging van de balk weggelaten. Indien de moeren zijn vastge-draaid (zie fig. 13.), is er ook een directe krachtsoverdracht van

balk naar platen d.m.v. wrijving. Op deze ontlasting van de verbindingen kan echter niet gerekend worden omdat het hout kan krimpen. Daarom

zijn bij de eerste balk, na de eerste belastingswisseling, de moeren losgedraaid en na afloop van alle wisselingen weer vastgezet waarna de eerste belastingswisseling is herhaald om de vervormingstoename te kun-nen vaststellen.

.-13-Bij de volgende twee series is er een ruime speling gelaten tussen platen en balk (krimp- en montage-speling). De moeren waren vastge-draaid tegen het einde van de gesneden draad op de stiften.

Gemeten zijn de translaties en rotaties in het centrum van het stift-patroon en op twee plaatsen aan de rand van de staalplaat (Verometer-opstelling, zie rig. 12b).

®

aan de achterkant a.d. achterzijde ^ _ ^ J S )

Ploaf-5 veronieTfer^

nr%; I ^Im ^ In ceritrutn •st'aal blaien

w r j ; S en b op bovenlfioek v o o r s f e st'<jalplQ'«" verplaatsings -meter vijzel-kracht F i g . 12b.

-u-6. Invloed van inwendige evenwichtssystemen en speling

Bij de staal-hout-verbinding heeft de vervorming van het hout een be-langrijke invloed op de stijfheid van de verbinding en de krachtsver-deling van de stiften.

In het volgende wordt dit schematisch besproken. 6.1. Dwarskrachtvervorming

Worden de krachten die de stiften op het hout overbrengen samengesteld tot vier resultanten (zie fig. 14.) dan zal de schuifvervorming van het balkgedeelte binnen het stiftpatroon een verdraaiing van het rotatie-centrvmi Z veroorzaken van Y / 2 .

balk

I(M ijtTt

D - l i j n

staalplaat

F i g . 14.

I schuifvervorming

rotatie

centrum z roteert y / ^

<> verbind. = <l5^+-y

De schuifvervorming van de staalplaat is t.o.h. verwaarloosbaar zo-dat ook de staalplaat roteert over een hoek Y / 2 . De hoekverdraaiings-meter in het punt z registreert deze verdraaiing dus niet, maar alleen de rotatie van de staalplaat t.o.v. het hout t.g.v. de vervorming van de stiften. . , •

-15-Aan de p.and van de staalplaat punt A wordt de verdraaiing t.g.v. dwarskracht, moment en verbinding geregistreerd en is ca. 3x groter dan die van de verbinding alleen (zie Rapport 4-76-2 Onderzoek V23 Proeven of stiftverbindingen e.v. blz. 49 tabel 22 proefstuk 0404 bij 4.0^^).

Globaal geldt als extra verdraaiing van punt A: <() =^ y omdat:

Y = m T _ _V_ G " AG 1/2 M£ EI V GTil 1 / 2 . 20V E t £ 2VA.£ 12 E t£' Et£. t.g.v. dwarskracht t.g.v. moment In punt A is (() =: (j) + Y / 2 22V orde EtJl - ' <t>2 + Y / 2 De-stijfheid van de verbinding (j) wordt bepaald door: ^

waarbij <{) de gemeten rotatie is van de verbinding in het zwaartepunt z. De stiften krijgen een extra belasting t.g.v. de schuifvervorming.

Omdat de vervorming van het hout een groot aandeel vormt van de totale vervorming zullen ook eigen spanningen een grote invloed hebben op de vervorming.

6.2. Eigen_sganningen_en sgeling

Als door het oplassen van de staalplaten op de kolom, de gatpatronen van deze platen t.o.v. elkaar verdraaid zijn, ontstaat er een wringend moment in het balkeinde door het inslaan van de stiften.

fl - ! •

®

Mw=Vot

M )

V/2

)j> M„„Vi

i ^ ^ VO-^1

,p/k

v«

•V

. ^ .

Mw:^Vot

X ^ 4 •

Mw=Vo-|

Fig. 15,

•-16-Hierdoor ontstaat een verwringing van de balkeinden en extra excentri-citeiten bij belasten van de (niet meer rechte) balk. Ook de max. stiftbelasting is hoger.

Als door dit evenwichtssysteem de speling van de stiften weggedrukt is zal door een uitwendig moment aanvankelijk het wringend moment con-stant blijven (zie fig. 15-c) waarbij de stiften in de ene plaat extra belast worden en in de andere plaat ontlast worden. Als de ontlaste stiften het spelingsgebied doorlopen gaat de toename van het uitwendig moment naar een zijplaat en neemt het wringend moment toe. Dit komt vooral tot uiting door een tegengesteld verschil in de verticale ver-plaatsingen van meetpunten Z t.p.v. de platen (zie fig. 16.) en een verschil in de hoekverdraaiing a t.p.v. de staalplaten, mede afhankelijk van de mate waarin de moeren zijn vastgedraaid.

)MU

Fig. 16.

Het is duidelijk dat er vele mogelijke inwendige evenwichtssystemen kunnen optreden. Als er b.v. alleen een horizontaal gatverloop is in een van de platen, zal door belasten, omdat hier de speling weggedrukt is, op dezelfde v/ijze als boven beschreven, dwarsbuiging kunnen optre-den.

De bewegingen zijn mede gekoppeld d.m.v. de veerconstanten van de ver-bindingsmiddelen. Gezien de onbekendheid van de grootte, verdeling, en herverdeling van de gatspelingen, afhankelijk van de fabrikage, is het oplossen van de verplaatsingsvergelijkingen niet mogelijk (onbekende randvoorwaarden).

-17-Equivalente, gemiddelde, stijfheden zijn echter wel te geven.

?v

l -l+t

i

t

-l

c'

-^z

Fig. 17.

In eenvoudigste vorm zijn deze vergelijkingen (zie fig. 17.) voor meetpunt z bij een rotatie om punt c

X = x + qa - JIY z co y = y - pa + B£ = -pa + Bil z c ( 1 ) (2) en voor punt z' X , = X + qa' + (t - £ ) Y z' co ^ y^, = -pa' - 3(t-Ü-) (3) (4) waarbij x , x , , y , y , , a e n a ' gemeten worden en x ,

^» P» 1> 3, Y onbekend zijn. Voor de oplossing zijn nog constitutieve vergelijkingen nodig.

-18-Hiervoor zijn de volgende equivalente stijfheden te definiëren:

C yi = T (5)

XX co

C ^ a = F(h + q) (met a = " ^ "') (6)

C^.Y + C^^.x = F(t/2 - Z) (7)

Door deze definitie is C niet lineair en bevat de invloeden van XX

gatspeling en eigenspanningen.

Door de betrekkingen uit te drukken in de verplaatsingen t.o.v. een rotatiecentrum vervallen de koppelingstermen C . Het voordeel hier-van is dat er een equivalente translatiestijfheid c en rotatie-stijfheid c worden geschat.

De stijfheden C ; C ; C ; C-„ ; C„ ,zijn gekoppeld met c en

•^ aa YY Yct BB By xx c afhankelijk van p, q, 5, en de plaats van de stiften waar ook een

equivalente gemiddelde stijfheid moet worden aangehouden (t.b.v. de equivalente c en c ).

^ xx aa

Omdat het rotatiecentrum kan verplaatsen gelden deze betrekkingen steeds over een beperkt belastingsgebied en is voor deze gebieden uit de 8 vergelijkingen (1) t/m (8) in de 8 ongekenden: x , £, p, q, B, Y» c , c de waarden c , c en c op te lossen.

xx' yy XX yy aa ^

Met b.ehulp van vergelijking (1) t/m (4) zijn de bewegingstendensen na te gaan van de verschillende belastingstrajecten.

Deze vergelijkingen zijn ook als volgt te schrijven:

^^^=-co-^^^^4^-^(1-^)^ °^= ^i^-co^'ii^i^^i-v^i (^>

x^ - x^ = q(a - a') - tY (11) y^ - y^ = -p(a - a') + Bt (12)

-19-I.v.m. vergelijking (5) dient x de gemiddelde invloed van de spe-lingen te bevatten zodat x geschat kan worden uit het gemiddelde

co

van de maximale verplaatsingen van het heengaande traject en het te-gengestelde traject (index 2 ) .

X + |x I _ oc + |« I

- V - ^ = -co ^ ^- - V - ^ ' (| - ^>^

Een ongunstige aanname i.o.m. de- minimale vervormingsarbeid is:

— q = z o d a t : - c o 0 == en - 1 _ l + 2 t 2 X2I

een redelijk uitgangspunt is voor de analyse van de bewegingstendensen t.o.v. de geidealiseerde stijfheid van de verbinding.

Bewegingstendens_van_de_toe te_£assen_verbindingen_(^testbalk_3)

Als voorbeeld wordt gekeken naar: balk ,3 laatste proef (verometer 2 en 4) verbinding 2.

In fig. I. (zie bijlage I) is te zien dat in het eerste traject o< en oc' uiteen gaan lopen. Daarna volgt een traject waarbij de toename van

OC en e<' ongeveer gelijk is of het verschil « -of' ongeveer constant is. In fig. II is te zien dat x - O blijft terwijl x' toeneemt en uit fig. III volgt y = y' = O in het hele Ie belastings- en ontlastingstraject. Uit verg. (12) volgt: O = p(« - oc') + Bt of pA(« - <x') + tAB = O of AB = O omdat oc - « ' =; constant is. Volgens verg. (2) is p« = Qi of

pAet = £AB = O ^ p - 0. Voor het hogere belastingstraject is p - O en B - O te stellen.

Uit verg. (1) volgt O = x + qix. - ly of hx = - qAcc + ühy en uit (3) volgt 2x =x + qcc' + Y(t-Jl) of Ax - qAx' - M Y + tAY en omdat

AK = Ax' is:

Ax - yr Ay en (TT - il)AY = -qAc<

-20-Voor q = O is £ = — zodat de hoofdbeweging is te beschrijven als een translatie van, en een rotatie om, het zwaartepunt van de verbinding met voornamelijk een dwarsbuiging Y ^Lan de einden van de balk

(p = q - O ; £ = t/2).

In het volgende ontlastingstraject neemt a-a' af en voor M = O is a-a' = O (fig. I.) en is X = x' = y = y' = 0 (fig. II en III) zodat ook Y = O is geworden. Over is een blijvende hoekverdraaiing a = a'. In het nu volgende belastingsstadium de andere kant op blijkt bij de maximale uitwijking x-x' klein te zijn zodat

(1) : Ax = Ax + Aqoc - My of qAK = M Y (3) : qyW' = (£-t)AY

Met A« - 0,5A3<' (- evenredige toename) is 2£ - l~t of £ =^ t. Dit kan echter niet met Ae<' ^ O zodat: q = A Y - O in het laatste traject.

Uit verg. (2) volgt:

Ay = -pAa + M B -^ Ay = -2pAc<' + ÜAQ en uit (4): Ay'= -pAa'- AB(t-£) ^ l,5Ay = -pAsf' -(t-£)AB omdat AB(| + t) =^ 2pAK' en Ay ^ AB(| - t)

p zal nu geschat moeten worden uit de toegenomen stijfheid van de ver-binding in dit traject (zie fig. I) uit verg. (6)

- - KI

c ^ .«, = Fh en X .«„ = Fh ^ c = — c - 2c (fig. I) «J<j_ 1 0^0^ 2 ««2 « (XK oox ^ C •

KK is de stijfheid met p - q - O en c^^ is in p uit te drukken (q - 0 ) . Dan volgt B uit (12) B = - ^ ^ + ^ («-«') en i, uit (2): 1 = '^ '^J^ .

t t t> De waarde van p blijkt dan groot te zijn en daarmee de waarde van Z

zo-dat het rotatiepunt buiten de constructie komt te liggen (Z - - t ) .

Wordt l - O aangenomen i.o.m. de volgende teruggang van de belasting dan wordt p veel kleiner. Mogelijk wisselt het rotatiepunt snel (p, q en l)

in het keerpunt van de belasting. (Een andere mogelijkheid is een onnauw-keurigheid in de registratie van « enck'; zie verder.).

2 1

-Voor de nu volgende teruggang is A« = Ay = Ay' = Ax = Ax' = 0 . Omdat Ac< ongeveer gelijk blijft in de teruggang aan AK van het belastingstraject zal p ook ongeveer gelijk zijn.

Een mogelijke oplossing is: Ax'

il = O ; AB = - P - - ^ ; q - A Y = O

Een andere mogelijkheid, i.o.m. de helling van Aol' is:

p = = q = = A B - A Y = 0. Dit klopt niet met de veel grotere stijfheid van dit traject.

Er is echter twijfel mogelijk aan de meting van «-o^'. Door verwringing wordt het as-staafje van de verometer op torsie belast. Het is denkbaar dat het staafje aan een kant beter wordt vastgehouden (in combinatie met dwarsbuiging b.v.) dan aan de andere kant vooral na de vele wisse-lingen tijdens de laatste proef. De lijnen van fig. I hadden dan meer in overeenstemming met fig. IV moeten zijn, zodat oc te groot geschat wordt in de heengaande beweging, en o<„ te klein in de teruggaande bewe-ging. Indien dit het geval is geweest is er een onbekende nulpuntsver-schuiving van «. Een conservatieve schatting van o< is dan:

^1 •" "^2

cx =! voor een rotatie om het zwaartepunt ( p - q - O ) i n dit geval. Aanwijzingen dat slippen kan zijn opgetreden door de grote verwringing zijn:

De andere verbinding in dezelfde balk vertoonde een geringe verwringing; een vrijwel symmetrische stijfheid in heen- en teruggang en geen ver-schil in <3( tussen de eerste en laatste proef. Ook de verplaatsing van de poot van de constructie liet geen toename zien.

Voor een vervolgproef op de balk is het gewenst het asje van de verometer in het midden door te zagen.

Op grond van het voorgaande is de volgende benadering mogelijk.

De equivalente sterkte en stijfheid wordt berekend voor een translatie van, en een rotatie om, het zwaartepunt van de verbinding, dus met p = q = - r - i l = 0. De equivalente dwarsbuigingshoek van de verbinding t.o.v. de balk is dan:

x' - X

Y = ^ t ^ (verg. 11) De equivalente verwringingshoek is dan:

y - y'

-22-De horizontale verplaatsing wordt: X + x'

X = ; 5 —- (verg. 9)

co Z

y + y' z z

en krijgt het karakter van een beginspeling die de grootte van een inwendig evenwichtssysteem (verg. (8)) bepaalt en voor de stijfheid buiten beschouwing kan blijven.

In deze equivalente vervorming zit dan de invloed van speling en excen-triciteiten.

De translatiestijfheid is dan: c

XX

en de rotatiestijfheid: c

(XOt

De werkelijke spanningsverdeling zal hiermee een inwendig evenwichts-systeem verschillen. De maximale stiftbelasting is hierdoor hoger dan die volgens de bovenstaande vergelijkingen. Gezien de plasticiteit van de verbinding heeft dit geen invloed op de sterkte, terwijl deze invloed van het inwendig evenwichtssysteem op de stijfheid wordt ge-meten door de stijfheid van de eerste proef te vergelijken met de laatste, na alle wisselingen van de windbelasting. De voorgestelde

middeling van verplaatsingen in het heengaande en tegengestelde traject, (6.2.;^6.3.) elimineert een eventuele nulpuntsverschuiving.

(zie verg. (5)) X X + x' co z z F.h _ 2Fh , . /•c^^

~^ -^rr^ ^^^^ ^^^s. (6))

(X

-23-7. Bespreking van de proefresultaten

7.1. Stijfheid_van_de_verbindingen

Fig. 18.

/^

Gewoonlijk zal een verbinding maar in een richting belast worden. Gerekend kan dan worden met de stijfheid C' (zie fig. 18a.) van het eerste belastingstraject of met een beginvervorming (()' en de stijfheid C' van ontlastings- en herbelastings-trajecten (met M = 0,4 M ) . Voor een verbinding die in twee richtingen belast wordt ligt de stijf-heidsfactor tussen c en c (zie fig. 18b.). Dit is het eenvoudigst uit te drukken in een middelbare stijfheid c. omdat:

"e ^ ^l*e "" ^2^*e " *o^ ~ '^3^*e ^ ^ o ^ ' ^^^'^' l^^*^' ^^

'3 1 + ((> /(|) o e

en

_{<=2 = r}

_{(j) /(j)}

^o e

Een equivalente waarde voor C' is niet nauwkeurig te berekenen omdat een andere belastingsweg is gevolg en de hysteresis een grote invloed heeft. Een equivalente waarde voor C' wordt:

1 + a/(j) (zie fig. 18a.)

Ook deze waarde is onnauwkeurig omdat M niet gelijk is aan 0,4 x M (M = breukmoment) als grens van het gelineariseerde gebied, waarmee

.-24-vergelijking met ander onderzoek mogelijk wordt. De grote hysteresis is waarschijnlijk toe te schrijven aan de omkering van de wrijving, vooral langs de stiften. De wrijvingskrachten kunnen een koppel leve-ren dat tegengesteld is aan het koppel van de reactiekrachten van de stift in de staalplaat, zodat er een tegengesteld moment nodig is om de stift weer helemaal recht te drukken.

Berekend zullen worden: de stijfheid C, , ó /* en a/d) voor rotatie. -^ 1 o e ^e

De translatiekrachten van de verbinding zijn te gering om de transla-tiestijfheid te kunnen berekenen overeenkomstig met de opzet van de beproeving van een overwegend door een moment belaste verbinding. 7.2. Stijfheid van_balk_l

De platen van balk 1 vertoonden een gatverloop t.o.v. elkaar en t.o.v. de balk en een te grote gatspeling. De stiften waren gemakkelijk in de gaten te schuiven.

Hierdoor was de verbinding slap, en waren de stiften hoog belast door eigenspanningen. Bij het inslaan van de laatste stiften, trad splijten op van het hout.

De gemiddelde stijfheid bij de eerste proef met aangedraaide moeren was: ( 2 verbindingen)

71 5 4 4

Civ = '..o'o. 10 = 3,61.10 kNm/ ,. De gemiddelde eindstijfheid is veel Ib 19,8 rad ^ -' hoger. Bij deze laatste proef werd er in een verbinding een zeer grote verwringing geregistreerd. Zoals besproken in § 6.3. is er hierdoor geen goede schatting van de rotatie mogelijk (wat hier een te hoge eind-stijfheid opleverde).

De andere verbinding had een beginstijfheid: Civ = -TF^-IO^ = 4,36.10^ kNm/rad

Ib Ib , 4

en een eindstijfheid:

7'^ 5 4 4 C, = 4 ^ - 1 0 = 3,75 10 kNm/rad.

Ie 19,6

Beide met vastgedraaide moeren.

Met losse moeren was de eindstijfheid van deze verbinding: *^lil ^ Tf\'^^^ "" 2,70.10^ kNm/rad

2 5

-en de waard-en a/cf) :

-é^ - <^i^i '

TITI

= °'i^^ - w!^ = °'°««

Het eerste belastingstraject buigt sterk af en heeft vervolgens een flauw gekrom.d traject. De stijfheid van deze meer lineaire tak kan gekarakterisserd worden door de waarde b/(j) (zie fig. 18).

Voor de bovengenoemde verbinding wordt b/cf) : ^ = 0,329 ; ^ = 0,128 en ^ = 0,114

Te zien is dat aanvankelijk het eerste belastingstraject de hysteresis-lus gaat volgen (^ /^ - b/tj) ) terwijl o.i.v. het herhaald wisselen de hysteresislus smaller wordt (afname (({> /(j) ; b/()) en a/cf) ).

O.i.v. de hoge eigenspanning wordt de stijfheid een factor:

4,36 _ , -.c 1 -1 •

g%^5 = 1,16 kleiner.

De kleine waarde van C . = 2,7.10 kNm/rad (ca. de helft van balk 2) laat de invloed van de gatspeling zien.

De grote gatspeling veroorzaakte een verschuiving van enkele stiften in hun asrichting met slijtage sporen die een draaiende beweging van de stift aangaven.

Een noodzakelijke voorwaarde voor een goede verbinding onder dynamische belasting is een passend gat voor de stift in de staalplaat zoals blijkt uit de beproeving van balk 2 en 3 waar dit verschijnsel niet optrad. 7.3. Sti2fbeid_van_balk_2

Proefstuk 2 is zo zuiver mogelijk geboord. Desondanks trad dwarsbuiging op o.i.v. eigenspanningen.

Tussen de staalplaten en de balk was een speling van enkele millimeters gelaten om de invloed van wrijving te elimineren. De gemiddelde begin-stijfheid was:

55,1.10^ = 5,3.10^ kNm/rad Ib ~ 10,3

ó /(j) = 0,45 ; a/<}) = 0,20 ; b/cf) = 0,46

^o e e e

-26-7.4. Stijfheid_van_balk_3

Proefstuk 3 is vervaardigd volgens de verbeterde fabrikage-methode, zoals die in de praktijk zal worden toegepast.

De gemiddelde beginstijfheid was: ( 2 verbindingen ) C,v = 11^.10^ = 4,48.10^ kNm/rad met

Ib 12,3

De gemiddelde eindstijfheid na alle wisselingen was: C, =-11^.10^ = 4,05. lo'^ kN/m/rad met:

Ie 13,b

(j)^/(|)^ = 0,12 ; a/4)^ = 0,18 ; j - = 0,24 e

Gezien de spreiding is dit geen significante achteruitgang van de stijfheid.

In een proefstuk is een grote verwringing geregistreerd. Zoals bespro-ken in §6.3. is de meting van de rotatie hierdoor onnauwkeurig.

Een betere schatting levert de tweede verbinding waarvoor de gemiddel-de beginstijfheid was:

C , = TT^-10^ - ^+.79.10^ kNm/rad met

en de eindstijfheid:

Ci =

_{I e 115 o} T T 4 - 1 0 ^

= 4,67.10^ kNni/rad met

V * e = T i : ! = °'15 ; a/*^ = 3 ^ ; ! = 0,14 ; b/cj,^ = ^ = 0,19

T.p.v. vijzel (zie fig. 12b.), waar de totale vervorming van de balk en de verbindingen werd geregistreerd, werd geen toename van de ver-vorming gemeten o.i.v. de wisselingen.

De "schuifvervorming" is gemeten aan een zijde van de plaat (zie fig. 12b.: verometers 5 en 6 ) .

De beste waarde volgt uit de scan waar de verwringing minimaal is. Ge-_3

meten is (verometer 6 bij de maximale teruggang) (f), = 1,68.10 bij _3

de eerste proef en (f) =1,64.10 bij de laatste proef. De verwachte waarde ligt in de orde van (§6.1.)

-27-, 2 2 V 2 2 M 1 1 . 5 5 -27-, 1 . 1 0 . -27-, ^ -27-,„-3 --27-, c i n ' ^

'^"'WS^ 2= 2 17=1,7.10 ->Y=^ 1,6.10

2Et.il (470) .132.1,2.10

Een verwachtingswaarde voor de stijfheid van de verbinding, vermeld in het genoemde rapport 4-76-2, is:

C = C I = 0,3 E.d.I = 0,3.10^.20.1,4.10^ = 8,4.10"'-° ^ = 8,4.10'^ ^ s p p rad rad 4 2 (E = 10 N/mm. is in rapport 4-76-2 ingevoerd en I = 10(275)^ + 4(165)^+4(55)^ + 12(200)^+4(100)^ = 1,4.10^ mm^ (zie fig. P 12a)) De hier gemeten stijfheid is ca. de helft van deze waarden, wat is toe

te schrijven aan de eliminatie van de wrijving tussen platen en balk en aan de grote speling die tussen de platen en de balk gelaten is. Té zien is dat o.i.v. wisselingen de waarde -r^ dicht bij a/cb komt te

<Pe e l i g g e n z o d a t d e g e w o o n l i j k b e p a a l d e b e g i n s t i j f h e i d : C- - •::; 77— e e n g o e d e m a a t i s v o o r d e l a a g s t e w a a r d e v a n e e n o p w i s -3 1 + a/(p a r s e l b e l a s t i n g b e l a s t e v e r b i n d i n g . M a a t g e v e n d v o o r d e s t i j f h e i d s v a r i a t i e is d e e e r s t e g r o t e w i s s e l i n g d o o r d e g r o t e h y s t e r e s i s .

28

Overzicht stijfheidsparameters;C, in KNm/rad.

Balk

1 verb.

1 bouten

h i b - ' ° ' '

C, X 10"'* Ie 0 / 0 b 1 o e 0 / 0 e o e a/0 b e a/0 e e b/0 b

1 ^

b/0 e 1 e I economische uitvoering m/ gatspeling en gatverloop A vast 4,4 3,8 0,34 0,37 0,17 0,12 0,33 0,13 los -2,7 -0,12 -0,09 -0,11 B vast 3,1 (6,9)" 0,35 [0,69)" 0,18 (0,00)" 0,31 (0,01)" los (5,9)" -K -K H

1 index b: beginwaarde van Ie proef 1 index e: eindwaarde van laatste proef 1 s grootheden niet te schatten door gr 1 - niet gemeten

1 R3€ onnauwkeurig door verwringing

2 laboratorium proefstuk A los 5,3 -0,42 -0,34 -0,39 -B los 5,4 -0,48 -0,39 -• 0,53 -Gem. 5,3 -0,45 -0,37 -0,46 -3 gekozen uitvoering m/ minimale speling en gatverloop 1 A los 4,8 4,7 0,34 0,15 0,26 0,14 0,46 0,19 B"" los 4.2 (3,6)"" 0,30 0,09 0,11 0,21 0,27 0,31

3te verwringing en kantelbeweging

1 Gem. j

1

4,5 4,1 0,32 0,12 0,18 0,18 0,36 0,24

II

29

Conclusie

- De eerste verbinding (balk 1) voldeed niet, voornamelijk door te grote gatspeling van de stiften in de staalplaten. Hierdoor was de verbinding relatief slap en kon er "uittrillen" van stiften optreden.

Door hoge eigenspanningen (nabij de scheurgrens van het hout) t.g.v. het gatverloop in de verbinding was er een afname van de stijfheid o.i.v. de belastingswisselingen (factor 0,86).

Een voorwaarde voor een goede verbinding onder dynamische belasting is een passend gat voor de stift in de staalplaat en een minimaal gatverloop

i.o.m. de richtlijnen (als balk 2 en 3 ) .

- De verbinding volgens de verbeterde fabrikage-methode (balk 3) liet geen afname van de stijfheid zien.

O.i.v. belastingswisselingen werd de hysteresislus smaller, zodat de stijfheidsverschillen tussen heengaande en teruggaande beweging kleiner zijn dan die van de eerste grote belasting. Maatgevend voor de stijfheid van een verbinding is dus de statische proef.

- Het eerste maximale belastingstraject gaat snel de hysteresislus volgen. Hierdoor zijn de, uit de standaardproef bepaalde beginstijfheid en

elastische stijfheid, redelijke grenzen voor de stijfheidsverschillen die bij belastingswisselingen op kunnen treden.

- De hysteresislus kan verklaard worden door de wrijving langs de stiften in de staalplaat en het hout. De afname van de hysteresis is dan het ge-volg van de polijstende werking van de trillingen.

- De windbelasting veroorzaakt geen stijfheidsvermindering van de verbin-dingen van een constructie.

30

Aanbevelingen - Vervaardiging.

De vervaardiging van de verbinding zal i.o.m. de V.H.C.-richtlijnen voor stiftverbindingen art. 9 dienen te geschieden.

Belangrijk voor een dynamisch goede verbinding zijn passende gaten voor de stiften in de staalplaat.

Het in êén keer boren door alle te verbinden constructie-delen heen is gewenst om hoge eigenspanningen en de daarmee samenhangende stijf-heidsvermindering te voorkomen.

Berekening.

De dynamische windbelasting van een horizontaal vlak is niet gegeven in de T.G.B, -algemeen.

Hiervoor kan een parabolisch verdeelde belasting aangehouden worden

^ ^ -7777777 ^ //^//'f //f//f/f'll>f/?7

f.g. 19

met een max, waarde q van: o

q^ = 830(1:^) / ° ^ inN/m^

L = breedte dak in m f = eigen frequentie in Hz (d.w.z.: trillingen p/seq.) . / 0,25 „ ^ , . f = / —rr,— Hz, met hier: e V

V = max. uitbuiging in m van de kolom o.i.v. de horizontaal werkend gedachte eigen gewicht van de constructie

D = dempingsmaat

= 0,01 voor een stalen kolom = 0,05 voor een houten kolom. De belasting van proefbalk 1 was hoger, zodanig, dat de stiftbelasting dicht bij de toelaatbare rekenwaarde lag en ook de schuifspanning in het

31

hout binnen het stiftpatroon dicht bij de toelaatbare waarde lag, terwijl de eigenspanningen zeer hoog waren. Niettemin trad er geen schade op in de vorm van scheurvoortplanting of gatopstuiking o.i.v. de wisselbelasting, zodat de statisch toelaatbare waarden volgens de richtlijn voldoen.

De toelaatbare belasting zou verhoogd kunnen worden om de volgende redenen:

Voor de eenmalig voorkomende hoogste kortdurende belasting is de tijd-factor niet van toepassing, terwijl de frequentie-verdeling van de windbelasting zodanig is, dat vermoeiing van het hout, bij de veel voorkomende lagere belastingen, dan niet maatgevend is (stuik- of

schuif-sterkte), Hier staat echter tegenover, dat de werkelijke stift-belastingen o.i.v. eigenspanningen veel hoger kunnen zijn dan berekend is, en dat de vermoeiingssterkte van staal klein kan zijn o.i.v. een ruw oppervlak of kerven in de stift. Op grond hiervan lijkt het, tot nader onderzoek, niet gewenst de toelaatbare belasting te verhogen en de dimensionering te baseren op de hiervoor gegeven waarde van q . - Verder onderzoek.

Zoals genoemd, is het gewenst, ter bepaling van een goede dynamische belastingsfactor, de vermoeiingssterkte van stiftverbindingen te onder-zoeken. Indien de vermoeiingssterkte van het staal maatgevend is, kan het nodig zijn minder slanke stiften toe te passen in sterk dynamisch belaste constructies.

Om eigenspanningen te vermijden, en voor een uitvoeringswij ze waarbij een relatief grote maattolerantie en stelruimte nodig is, kan het ge-wenst zijn grotere gaten te boren en te werken met injectiebouten. Het gedrag van deze verbinding zal onderzocht moeten worden.

Bijlage fig. I Balk 3, moment, laatste proef; verometers 2 en 4.

\ -\

V»

h

•X3 I 1

s

X •*- Si 1

5

1 \ ^ I

^1

3 2 j

4 • \ \ ^ . Q o o \ CVA v v »% J- «»

Bijlage fig. II Balk 3» horizontale verpl. ; verometers 2 en 4» laatste proef,

(§)

-!-•

•8 _{^.tl *é *B *K>}

B i j l a g e f i g . I l l

B i j l a g e f i g . IV

Bijlage fig. V

Balk 3» moment, eerste proef; verometers 1 en 3»

*»

9

•-1 H

é

-. 4

I >l •! I iy^^y ' > ' « » »•

^3

8 -Jo 'IX - m -16

<i> K I O ToA.

B i j l a g e f i g . VI

Balk 3» moment, l a a t s t e proef; verometers 1 en 3 .

Verwijderd uit catalogus

TU Delft Library