ΠΑΝΕΠΙΣΤΗΜΙΟ ΠΑΤΡΩΝ ΠΟΛΥΤΕΧΝΙΚΗ ΣΧΟΛΗ ΤΜΗΜΑ ΠΟΛΙΤΙΚΩΝ ΜΗΧΑΝΙΚΩΝ ΕΡΓΑΣΤΗΡΙΟ ΜΗΧΑΝΙΚΗΣ ΚΑΙ ΤΕΧΝΟΛΟΓΙΑΣ ΥΛΙΚΩΝ

Transcript

1 ΠΑΝΕΠΙΣΤΗΜΙΟ ΠΑΤΡΩΝ ΠΟΛΥΤΕΧΝΙΚΗ ΣΧΟΛΗ ΤΜΗΜΑ ΠΟΛΙΤΙΚΩΝ ΜΗΧΑΝΙΚΩΝ ΕΡΓΑΣΤΗΡΙΟ ΜΗΧΑΝΙΚΗΣ ΚΑΙ ΤΕΧΝΟΛΟΓΙΑΣ ΥΛΙΚΩΝ ΕΝΙΣΧΥΣΗ ΥΠΟΣΤΥΛΩΜΑΤΩΝ ΟΠΛΙΣΜΕΝΟΥ ΣΚΥΡΟΔΕΜΑΤΟΣ ΜΕ ΝΕΑ ΥΛΙΚΑ: ΙΝΟΠΛΕΓΜΑΤΑ ΑΝΟΡΓΑΝΗΣ ΜΗΤΡΑΣ, ΟΠΛΙΣΜΟΙ ΣΥΝΘΕΤΩΝ ΥΛΙΚΩΝ Ή ΑΝΟΞΕΙΔΩΤΟΥ ΧΑΛΥΒΑ ΣΕ ΕΓΚΟΠΕΣ ΔΙΔΑΚΤΟΡΙΚΗ ΔΙΑΤΡΙΒΗ ΔΙΟΝΥΣΙΟΥ Α. ΜΠΟΥΡΝΑ Πολιτικού Μηχανικού ΠΑΤΡΑ 2008

2 ii

3 i Στους γονείς μου Γιώτα και Θανάση και την αδερφή μου Βάσω

4 ii Ε Υ Χ Α Ρ Ι Σ Τ Ι Ε Σ Η παρούσα διδακτορική διατριβή πραγματοποιήθηκε στο Εργαστήριο Μηχανικής και Τεχνολογίας των Υλικών του Πανεπιστημίου Πατρών από τον Οκτώβριο του 2004 έως τον Σεπτέμβριο του 2008, υπό την επίβλεψη του Καθηγητή κ. Αθανασίου Χ. Τριανταφύλλου. Κατά την εκπόνηση της διατριβής ο συγγραφέας υποστηρίχθηκε οικονομικά μέσω υποτροφιών: α) Στα πλαίσια του ερευνητικού προγράμματος ΑΡΙΣΤΙΩΝ: Αποτίμηση Σεισμικής Τρωτότητας Υφιστάμενων Κτιρίων και Ανάπτυξη Προηγμένων Υλικών/Τεχνικών Ενίσχυσης, με χρηματοδότηση από τη ΓΓΕΤ στα πλαίσια του Γ ΚΠΣ β) Στα πλαίσια του ερευνητικού προγράμματος STREP του FP6 OPERHA: Open and Fully Compatible Next Generation of Strengthening System for the Rehabilitation of the Mediterranean Building Heritage. Θα ήθελα να εκφράσω τις θερμότερες ευχαριστίες μου στον Καθηγητή μου κ. Αθανάσιο Τριανταφύλλου για την ακούραστη, εμπνευσμένη και επιστημονικά άρτια καθοδήγησή του σε όλες τις φάσεις της παρούσας διατριβής. Η ιδιαίτερη ικανότητα του να παρέχει διαρκώς εύστοχες και διεισδυτικές υποδείξεις, επέτρεψε στο συγγραφέα την αντιμετώπιση των προβλημάτων όταν αυτά ανέκυπταν και διευκόλυνε την απαρέγκλιτη πορεία του προς την ολοκλήρωση της έρευνας. Μα, πάνω από όλα, τον ευχαριστώ από καρδιάς για την διδαχή, την ενθάρρυνση και την εμπιστοσύνη που μου προσέφερε όλα αυτά τα χρόνια. Θερμά θα ήθελα να ευχαριστήσω τη Λέκτoρa κα. Αικατερίνη Παπανικολάου για τη συμμετοχή της στην πειραματική διαδικασία. Αναμφίβολα χωρίς την ανεκτίμητη βοήθεια της η διεξαγωγή των πειραμάτων δεν θα ήταν δυνατή. Θερμά επίσης ευχαριστώ τον Αναπληρωτή Καθηγητή κ. Ευστάθιο Μπούσια για τη πολύτιμη και συνεχή βοήθειά του κατά το σχεδιασμό της πειραματικής διάταξης. Ιδιαίτερες ευχαριστίες οφείλω στα υπόλοιπα μέλη της Επταμελούς Εξεταστικής Επιτροπής κ.κ. Φαρδή Μιχαήλ, Πανταζοπούλου Σταυρούλα, Βιντζηλαίου Ελισάβετ και Δρίτσο Στέφανο. Οφείλω επίσης να αναγνωρίσω κατά σειρά την τεράστια βοήθεια των συναδέλφων πολιτικών μηχανικών Κωνσταντίνου Ζυγούρη, Παναγιώτας Λόντου, Φώτιου Σταυρόπουλου, Ιωάννη Παπαντωνίου, Ιωάννη Αλεξόπουλου και Nelson Caicedo κατά τη συμμετοχή τους στο πειραματικό

5 iii σκέλος της διατριβής και από αυτή τη θέση τους ευχαριστώ θερμά. Ο David Garcia συνέβαλλε στη φάση του προγραμματισμού σε Η/Υ, ενώ η συνάδελφος Μαρία Λέκκα συνέβαλλε με τις πολύτιμες συμβουλές της κατά τη φάση της συγγραφής. Ευχαριστώ την Ελίνα για την υπομονή, την υποστήριξη και την ενθάρρυνση των δύο τελευταίων χρόνων, μου δίνει δύναμη και έμπνευση για δουλειά. Τέλος, θα ήθελα να εκφράσω την αγάπη και τη βαθιά μου ευγνωμοσύνη στην οικογένειά μου, η οποία με στηρίζει με κάθε τρόπο, σε όλα τα βήματα της ζωής μου. Η ατελείωτη αγάπη, διαρκής κατανόηση και συμπαράσταση της μητέρας μου Γιώτας, του πατέρα μου Θανάση και της αδερφής μου Βασιλικής, συνετέλεσαν με τρόπο καταλυτικό στην ολοκλήρωση αυτής της εργασίας. Σε αυτούς θα ήθελα να αφιερώσω την παρούσα διδακτορική διατριβή.

6 iv Π Ε Ρ Ι Ε Χ Ο Μ Ε Ν Α i Ε Υ Χ Α Ρ Ι Σ Τ Ι Ε Σ ii Π Ε Ρ Ι Ε Χ Ο Μ Ε Ν Α iv ΚΑΤΑΛΟΓΟΣ ΠΙΝΑΚΩΝ xi ΚΑΤΑΛΟΓΟΣ ΣΧΗΜΑΤΩΝ xii ΚΑΤΑΛΟΓΟΣ ΣΥΜΒΟΛΩΝ xix ΣΥΝΤΟΜΟΓΡΑΦΙΕΣ xxx Κεφάλαιο 1 Εισαγωγή 1.1 Η ΑΝΑΓΚΗ ΕΝΙΣΧΥΣΗΣ ΤΩΝ ΚΑΤΑΣΚΕΥΩΝ ΟΠΛΙΣΜΕΝΟΥ ΣΚΥΡΟΔΕΜΑΤΟΣ Η ΑΝΑΓΚΗ ΕΝΙΣΧΥΣΗΣ ΤΩΝ ΥΠΟΣΤΥΛΩΜΑΤΩΝ Ανεπαρκής Καμπτική Αντοχή Μειωμένη Ικανότητα Παραμόρφωσης Αβέβαιη Καμπτική Αντοχή και Πλαστιμότητα Ανεπαρκής Διατμητική Αντοχή Η ΚΑΤΑΣΤΑΣΗ ΣΗΜΕΡΑ Ενισχύσεις Υποστυλωμάτων με Συμβατικές Τεχνικές Ενισχύσεις Υποστυλωμάτων με Μανδύες Συνθέτων Υλικών Γενικά Βιβλιογραφική Ανασκόπηση Ενίσχυση Υποστυλωμάτων σε Διάτμηση Ενίσχυση Κρίσιμων Περιοχών Υποστυλωμάτων με Στόχο την Αύξηση της Πλαστιμότητας ΑΔΥΝΑΜΙΕΣ ΤΩΝ ΙΟΠ ΚΑΙ ΠΡΟΤΕΙΝΟΜΕΝΕΣ ΜΕΘΟΔΟΙ ΕΝΙΣΧΥΣΗΣ Προβλήματα που Προκύπτουν από τη Χρήση των Ρητινών Αδυναμία Καμπτικής Ενίσχυσης Υποστυλωμάτων με ΙΟΠ ΣΤΟΧΟΣ ΤΗΣ ΔΙΑΤΡΙΒΗΣ ΤΟ ΠΕΡΙΓΡΑΜΜΑ ΤΗΣ ΔΙΑΤΡΙΒΗΣ 16 Βιβλιογραφία 21

7 v Κεφάλαιο 2 Ινοπλέγματα Ανόργανης Μήτρας και Πρόσθετοι Οπλισμοί σε Εγκοπές 2.1 ΙΝΟΠΛΕΓΜΑΤΑ ΑΝΟΡΓΑΝΗΣ ΜΗΤΡΑΣ Γενικά Ινοπλέγματα Ανόργανη Μήτρα Γενικά Συνήθη Κονιάματα Ανόργανης Μήτρας Κονιάματα που περιέχουν Πολυμερή Συνάφεια μεταξύ Πλεγμάτων - Μήτρας Εφαρμογές των ΙΑΜ Ινοπλέγματα Ανόργανης Μήτρας στο Πεδίο των Ενισχύσεων ΠΡΟΣΘΕΤΟΙ ΟΠΛΙΣΜΟΙ ΣΕ ΕΓΚΟΠΕΣ Εισαγωγή Υλικά και Τεχνική Ενίσχυσης Οπλισμοί ΙΟΠ Συγκολλητικό Υλικό Εγκοπές Συνάφεια των ΠΟΕ Ενίσχυση σε Διάτμηση με ΠΟΕ ΙΟΠ Ενίσχυση σε Κάμψη με ΠΟΕ ΙΟΠ Πρόβλεψη της Καμπτικής Αντίστασης των Ενισχυμένων με ΠΟΕ Μελών ΣΥΜΒΟΛΗ ΤΗΣ ΠΑΡΟΥΣΑΣ ΔΙΑΤΡΙΒΗΣ 43 Βιβλιογραφία 44 Κεφάλαιο 3 Πειραματική Διαδικασία - Υποστυλώματα Ενισχυμένα με Ινοπλέγματα Ανόργανης Μήτρας (ΙΑΜ) ή ΙΟΠ 3.1 ΔΟΚΙΜΕΣ ΚΕΝΤΡΙΚΗΣ ΘΛΙΨΗΣ Σκοπός της Πειραματικής Διερεύνησης Δοκίμια και Εξεταζόμενες Παράμετροι Υλικά Ενίσχυση των Δοκιμίων Πειραματική Διάταξη ΔΟΚΙΜΕΣ ΑΝΑΚΥΚΛΙΖΟΜΕΝΗΣ ΦΟΡΤΙΣΗΣ 59

8 vi Σκοπός της Πειραματικής Διερεύνησης Προετοιμασία Δοκιμίων Περιγραφή Δοκιμίων Α Φάση Προετοιμασίας Κατασκευή των Δοκιμίων Β Φάση Προετοιμασίας - Διαδικασία Ενίσχυσης των Δοκιμίων Παρουσίαση των Δοκιμίων - Παράμετροι Μελέτης Πειραματική Διάταξη ΣΥΝΟΨΗ ΚΕΦΑΛΑΙΟΥ 75 Βιβλιογραφία 76 Κεφάλαιο 4 Πειραματική Διαδικασία - Υποστυλώματα Ενισχυμένα με Πρόσθετους Οπλισμούς σε Εγκοπές (ΠΟΕ) 4.1 ΣΚΟΠΟΣ ΤΗΣ ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΗΣ ΔΙΕΡΕΥΝΗΣΗΣ ΠΑΡΟΥΣΙΑΣΗ ΔΟΚΙΜΙΩΝ ΚΑΙ ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΩΝ ΠΑΡΑΜΕΤΡΩΝ ΠΡΟΕΤΟΙΜΑΣΙΑ ΔΟΚΙΜΙΩΝ Κατασκευή Δοκιμίων Ενίσχυση Δοκιμίων Υλικά Ενίσχυσης (ΠΟΕ και ΙΑΜ) ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΗ ΔΙΑΤΑΞΗ ΣΥΝΟΨΗ ΚΕΦΑΛΑΙΟΥ 88 Βιβλιογραφία 89 Κεφάλαιο 5 Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με Ινοπλέγματα Ανόργανης Μήτρας (ΙΑΜ) ή με ΙΟΠ 5.1 ΔΟΚΙΜΙΑ ΥΠΟ ΚΕΝΤΡΙΚΗ ΘΛΙΨΗ ΣΥΜΠΕΡΙΦΟΡΑ ΔΟΚΙΜΙΩΝ ΥΠΟ ΑΝΑΚΥΚΛΙΖΟΜΕΝΗ ΦΟΡΤΙΣΗ Δοκίμια με Συνεχή Διαμήκη Οπλισμό Δοκίμια Ελέγχου L0S_C και L0_C Γενική Συμπεριφορά Ενισχυμένων Δοκιμίων 100

9 vii Ενισχυμένα Δοκίμια με Λείες Διαμήκεις Ράβδους L0S_R2 και L0S_M Ενισχυμένα Δοκίμια με Λείες Διαμήκεις Ράβδους L0_R2, L0_M4 και L0_M4G _ Δοκίμια με Ενώσεις των Ευθύγραμμων Άκρων του Διαμήκους Οπλισμού μέσω Υπερκάλυψης Δοκίμια Ελέγχου L20d_C και L40d_C Ενισχυμένα Δοκίμια L20d_R2, L20d_M4, L40d_R2, και L40d_M ΑΝΑΛΥΣΗ ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΩΝ ΑΠΟΤΕΛΕΣΜΑΤΩΝ Συγκριτικά Αποτελέσματα των Εξεταζόμενων Δοκιμίων Απορροφώμενη Ενέργεια και Απομείωση της Δυσκαμψίας Ικανότητα Παραμόρφωσης λόγω Ολίσθησης του Διαμήκους Οπλισμού ΠΡΟΒΛΕΨΗ ΤΗΣ ΣΧΕΤΙΚΗΣ ΜΕΤΑΚΙΝΗΣΗΣ ΚΑΤΑ ΤΗΝ ΑΣΤΟΧΙΑ ΣΥΜΠΕΡΑΣΜΑΤΑ 124 Βιβλιογραφία 126 Κεφάλαιο 6 Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με Πρόσθετους Οπλισμούς σε Εγκοπές (ΠΟΕ) 6.1 ΣΥΜΠΕΡΙΦΟΡΑ ΔΟΚΙΜΙΩΝ Δοκίμιο Ελέγχου και Γενική Συμπεριφορά Ενισχυμένων Δοκιμίων Δοκίμια Ενισχυμένα με Πρόσθετο Οπλισμό Συνθέτων Υλικών Δοκίμια C_Per, C_Per_ρ n2 και C_Per_ρ n Δοκίμια C_Par, και C_Par_J Δοκίμιo G Δοκίμια Ενισχυμένα με Πρόσθετο Οπλισμό Ανοξείδωτου Χάλυβα Δοκίμια S_R και S_R _J Δοκίμια S_M και S_M _J ΣΥΓΚΡΙΤΙΚΑ ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΑ ΑΠΟΤΕΛΕΣΜΑΤΑ Απόκριση και Μορφές Αστοχίας Δυσκαμψία και Απορροφώμενη Ενέργεια ΕΝΕΡΓΗ ΠΑΡΑΜΟΡΦΩΣΗ ΤΩΝ ΠΟΕ ΑΓΚΥΡΩΣΗ ΚΑΙ ΣΥΝΑΦΕΙΑ ΤΩΝ ΠΟΕ Εισαγωγή Αναλυτικός Προσδιορισμός της Μέσης Τάσης Συνάφειας Πειραματικός Προσδιορισμός της Τάσης Συνάφειας 143

10 viii Έλεγχος Αστοχίας των ΠΟΕ ΙΟΠ λόγω Απώλειας της Συνάφειας στην Περιοχή Αγκύρωσης ΑΝΑΛΥΣΗ ΤΩΝ ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΩΝ ΑΠΟΤΕΛΕΣΜΑΤΩΝ - ΣΥΖΗΤΗΣΗ ΣΥΜΠΕΡΑΣΜΑΤΑ 152 Βιβλιογραφία 154 Κεφάλαιο 7 Αντοχή σε Συνάφεια μεταξύ Ενωμένων με Παράθεση Ράβδων και Σκυροδέματος Περισφιγμένου με Μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ 7.1 ΕΙΣΑΓΩΓΗ ΑΝΤΟΧΗ ΣΕ ΣΥΝΑΦΕΙΑ ΜΕΤΑΞΥ ΕΝΩΜΕΝΩΝ ΜΕ ΠΑΡΑΘΕΣΗ ΡΑΒΔΩΝ - ΣΚΥΡΟΔΕΜΑΤΟΣ Παραμορφώσεις του Διαμήκους Οπλισμού Υπολογισμός της Αντοχής Συνάφειας κατά Μήκος της Υπερκάλυψης Σύνοψη Πειραματικών Αποτελεσμάτων ΠΡΟΣΟΜΟΙΩΜΑΤΑ ΣΥΝΑΦΕΙΑΣ ΤΩΝ ACI KAI FIB ΑΝΤΟΧΗ ΣΕ ΣΥΝΑΦΕΙΑ ΠΕΡΙΣΦΙΓΜΕΝΟΥ ΣΚΥΡΟΔΕΜΑΤΟΣ ΜΕ ΙΑΜ Ή ΙΟΠ ΤΟΠΙΚΗ ΣΧΕΣΗ ΣΥΝΑΦΕΙΑΣ - ΟΛΙΣΘΗΣΗΣ ΚΑΤΑ ΜΗΚΟΣ ΤΗΣ ΕΝΩΣΗΣ ΤΩΝ ΡΑΒΔΩΝ Προσδιορισμός της Ολίσθησης Περιβάλλουσες Συνάφειας - Ολίσθησης τ-s ΣΥΜΠΕΡΑΣΜΑΤΑ 175 Βιβλιογραφία 176 Κεφάλαιο 8 Λυγισμός των Διαμήκων Ράβδων σε Περισφιγμένο με Μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ Σκυρόδεμα 8.1 ΕΙΣΑΓΩΓΗ ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΑ ΑΠΟΤΕΛΕΣΜΑΤΑ 183

11 ix Προσδιορισμός της Έναρξης του Λυγισμού των Διαμήκων Ράβδων Δοκίμιο Ελέγχου Αποτελεσματικότητα των Μανδυών ΙΑΜ και ΙΟΠ Έναντι Λυγισμού ΠΑΡΑΜΟΡΦΩΣΗ ΤΟΥ ΜΑΝΔΥΑ ΣΤΗΝ ΕΓΚΑΡΣΙΑ ΔΙΕΥΘΥΝΣΗ Σχέση Μεταξύ Αξονικής και Εγκάρσιας Παραμόρφωσης για το Περισφιγμένο Σκυρόδεμα ΣΧΕΤΙΚΗ ΜΕΤΑΚΙΝΗΣΗ ΚΑΤΑ ΤΗΝ ΕΝΑΡΞΗ ΤΟΥ ΛΥΓΙΣΜΟΥ ΣΥΜΠΕΡΑΣΜΑΤΑ 199 Βιβλιογραφία 201 Κεφάλαιο 9 Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με Πρόσθετο Οπλισμό σε Εγκοπές (ΠΟΕ) 9.1 ΕΙΣΑΓΩΓΗ ΟΡΙΑΚΗ ΚΑΤΑΣΤΑΣΗ ΑΣΤΟΧΙΑΣ ΣΕ ΔΙΑΞΟΝΙΚΗ ΚΑΜΨΗ ΚΑΙ ΟΡΘΗ ΔΥΝΑΜΗ Βασικές Παραδοχές Οριακή Κατάσταση Αντοχής Μηχανισμοί Αστοχίας Ενεργή Παραμόρφωση των ΠΟΕ Διακριτοποίηση Ορθογωνικής Διατομής ΔΙΑΞΟΝΙΚΗ ΚΑΜΨΗ Συμβιβαστό των Παραμορφώσεων Υπολογισμός Εσωτερικών Δυνάμεων Διαμήκεις και Πρόσθετοι Οπλισμοί Συνισταμένη Θλιπτική Δύναμη του Σκυροδέματος Περισφιγμένο Σκυρόδεμα Προσομοίωμα Περίσφιγξης Υπολογισμός Ροπών Αντοχής ΔΙΑΔΙΚΑΣΙΑ ΕΠΙΛΥΣΗΣ ΑΝΑΠΤΥΞΗ ΛΟΓΙΣΜΙΚΟΥ ΣΥΓΚΡΙΣΗ ΤΟΥ ΑΝΑΛΥΤΙΚΟΥ ΠΡΟΣΟΜΟΙΩΜΑΤΟΣ ΜΕ ΤΑ ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΑ ΑΠΟΤΕΛΕΣΜΑΤΑ ΔΙΑΓΡΑΜΜΑΤΑ ΑΛΛΗΛΕΠΙΔΡΑΣΗΣ ΠΑΡΑΜΕΤΡΙΚΗ ΑΝΑΛΥΣΗ Επιρροή του Μηχανικού Ποσοστού του ΠΟΕ ω nb Επιρροή του Λόγου ω nb /ω nh Επιρροή του Αξονικού Φορτίου και της Περίσφιγξης με Μανδύες ΙΟΠ Επιρροή της Ενεργής Παραμόρφωσης των ΠΟΕ ΙΟΠ ε n,lim 242

12 x Επιρροή του Μηχανικού Ποσοστού του Εσωτερικού Διαμήκους Οπλισμού ω s ΣΥΜΠΕΡΑΣΜΑΤΑ 246 Βιβλιογραφία 248 Κεφάλαιο 10 Περίληψη Συμπεράσματα Προτάσεις για Μελλοντική Έρευνα 10.1 ΠΕΡΙΛΗΨΗ ΣΥΜΠΕΡΑΣΜΑΤΑ ΠΡΟΤΑΣΕΙΣ ΓΙΑ ΜΕΛΛΟΝΤΙΚΗ ΕΡΕΥΝΑ 257 Παράρτημα Π.1 ΕΙΣΑΓΩΓΗ 260 Π.2 ΕΚΤΕΛΕΣΗ ΠΡΟΓΡΑΜΜΑΤΟΣ 260 Π.2.1 Εισαγωγή Δεδομένων 262 Π Ανηγμένα Γεωμετρικά Χαρακτηριστικά 263 Π Ανηγμένο Αξονικό Φορτίο 263 Π Περίσφιγξη με Μανδύες Συνθέτων Υλικών 264 Π Εσωτερικός Διαμήκης Οπλισμός 264 Π Πρόσθετος Οπλισμός ΙΟΠ ή Ανοξείδωτου Χάλυβα σε Εγκοπές 264 Π.2.2 Εντολές - Αποτελέσματα 265

13 xi ΚΑΤΑΛΟΓΟΣ ΠΙΝΑΚΩΝ Πίνακας Σελίδα 3.1 Δοκίμια και πειραματικές παράμετροι Δοκίμια και πειραματικές παράμετροι Δοκίμια και πειραματικές παράμετροι Μηχανικές ιδιότητες του ΠΟΕ Αντοχή και ικανότητα παραμόρφωσης των πρισμάτων υπό κεντρική θλίψη Πίνακας συγκεντρωτικών αποτελεσμάτων Αθροιστικά απορροφώμενη ενέργεια σε διάφορες σχετικές μετακινήσεις Σύγκριση της πρόβλεψης κατά Ευρωκώδικα 8 με την πειραματική τιμή της γωνίας στροφής χορδής (σχετική μετακίνηση) κατά την αστοχία Πίνακας αποτελεσμάτων Ενεργή παραμόρφωση των ΠΟΕ Τάσεις συνάφειας των ΠΟΕ Τάσεις συνάφειας των ΠΟΕ σε σχέση με το μήκος αγκύρωσής τους Πίνακας αποτελεσμάτων Πειραματικές τιμές για την ενεργή παραμόρφωση των συνδετήρων ε sw Προσδιορισμός της μέσης ενεργούς παραμόρφωσης των μανδυών ΙΑΜ και ΙΟΠ Πίνακας αποτελεσμάτων Παραμορφώσεις ράβδων, σκυροδέματος και μανδυών και λόγος θ bb,exp /θ u,exp Σύγκριση της πρόβλεψης της εξ. (8.6) με την πειραματική τιμή της σχετικής μετακίνησης κατά την έναρξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων Σύγκριση του αναλυτικού προσομοιώματος με πειραματικά αποτελέσματα Εξεταζόμενες παράμετροι και διακύμανση των τιμών τους. 232

14 xii ΚΑΤΑΛΟΓΟΣ ΣΧΗΜΑΤΩΝ Σχήμα Σελίδα 1.1 (α) Σχηματισμός μηχανισμού μαλακού ορόφου σε ασθενή υποστυλώματα - ισχυρές δοκούς [Fardis (2006)], (β) τυπική μορφή αστοχίας ασθενούς υποστυλώματος στην περιοχή του κόμβου, (γ) (ε) καταρρεύσεις κτιρίων οπλισμένου σκυροδέματος εξαιτίας της δημιουργίας μαλακού ορόφου. 1.2 Αστοχίες υποστυλωμάτων στην περιοχή της πλαστικής άρθρωσης λόγω ανεπαρκούς περίσφιγξης. 1.3 Διατμητικές αστοχίες υποστυλωμάτων (στις δύο τελευταίες η αστοχία προκύπτει πιθανότατα μετά τη διαρροή), [Fardis (2006)]. 2.1 Πλέγματα ινών: (α) δύο διαστάσεων, (β) δύο επιπέδων οπλισμού, (γ) κυκλικό πλέγμα και διάταξη παραγωγής του. 2.2 (α) Κλώνος ινών με μερικώς εμποτισμένες ίνες (συνάφεια των περιφερειακών ινών μεγαλύτερη από των εσωτερικών), (β) εισχώρηση πολυμερών στον κλώνο και πλήρης εμποτισμός όλων των ινών του (συνάφεια των περιφερειακών ινών μικρότερη από των εσωτερικών) Εφαρμογές των ΙΑΜ στις νέες κατασκευές Η πρώτη εφαρμογή των Ινοπλεγμάτων Ανόργανης Μήτρας σε πραγματικό έργο: (α) ενίσχυση πλάκας οπλισμένου σκυροδέματος, (β) και (γ) ενίσχυση φέρουσας τοιχοποιίας Κατασκευαστικές λεπτομέρειες συστημάτων ενίσχυσης με ΠΟΕ ΙΟΠ Μηχανισμοί αστοχίας λόγω απώλειας της συνάφειας των ΠΟΕ από ΙΟΠ, [De Lorenzis and Teng (2007)]. 3.1 (α) Διατομή δοκιμίων, (β) αραιή διάταξη συνδετήρων - Ομάδα s200, (γ) πυκνή διάταξη Συνδετήρων - Ομάδα s100 (οι διαστάσεις σε mm). 3.2 (α) Χρησιμοποιούμενο πλέγμα άνθρακα δύο διευθύνσεων, (β) χρησιμοποιούμενο ύφασμα άνθρακα μιας διεύθυνσης. 3.3 Δοκιμή κάμψης τριών σημείων του κονιάματος και δοκιμή θλίψης επί των επιμέρους θραυσμάτων. 3.4 (α) Επιπέδωση της επιφάνειας του κόλουρου κώνου, (β) το κονίαμα στη φάση της εξάπλωσής του, (γ) το κονίαμα μετά την εξάπλωσή του - μέτρηση της διαμέτρου του. 3.5 (α) Επίστρωση τσιμεντοκονιάματος σε όλες τις παράπλευρες επιφάνειες και ακμές του δοκιμίου με τη βοήθεια σπάτουλας, (β,γ) αρχική τοποθέτηση του

15 xiii πλέγματος πάνω στην επίστρωση του κονιάματος και άσκηση πίεσης για την επικόλληση του πλέγματος, (δ) τοποθέτηση πρόσθετης ποσότητας κονιάματος για τη συγκόλληση της επόμενης στρώσης, (ε) κοπή του πλεονάζοντος πλέγματος στην περιοχή της υπερκάλυψης, (στ) το δοκίμιο μετά την ολοκλήρωση της ενίσχυσης. 3.6 (α) Η ισχυρή μηχανή θλίψης, (β) το βελόμετρο, (γ) μέτρηση της κατακόρυφης μετατόπισης μεταξύ δύο σημείων του δοκιμίου με τη βοήθεια του βελομέτρου Γενική μορφή δοκιμίων (οι διαστάσεις σε m) Τυπικά διαγράμματα τάσεων - παραμορφώσεων των εσωτερικών οπλισμών (α) Μεταλλικός κλωβός, (β) δοκίμιο πριν τη σκυροδέτηση μέσα σε μεταλλικό καλούπι (α) Πρώτη φάση - σκυροδέτηση του θεμελίου, (β)-(γ) δεύτερη φάση - σκυροδέτηση του υποστυλώματος με χρήση αντλίας (α) Αγρίεμα της επιφάνειας του σκυροδέματος, (β) στρογγύλεμα των γωνιών, (γ)τελική μορφή της εξωτερικής επιφάνειας (α) Αρχικός εμποτισμός υφάσματος με ρητίνη, (β) επάλειψη της προς ενίσχυση επιφάνειας, (γ) πίεση του υφάσματος με το πλαστικό ρολό, (δ) τελική μορφή του ενισχυμένου δοκιμίου (α) Παρασκευή κονιάματος, (β) επίστρωση με κονίαμα, (γ) έναρξη επικόλλησης του πλέγματος, (δ) εμποτισμός του πλέγματος με κονίαμα, (ε) περιτύλιξη του πλέγματος, (στ) τελική μορφή δοκιμίου μετά την ενίσχυση Διατομή και διαμήκης οπλισμός όλων των δοκιμίων: (α) δοκίμια με λείες συνεχείς ράβδους, (β) δοκίμια με συνεχείς ράβδους από νευροχάλυβα, (γ) δοκίμια με ευθύγραμμες παραθέσεις των διαμήκων ράβδων μήκους 20 διαμέτρων, (δ) δοκίμια με ευθύγραμμες παραθέσεις των διαμήκων ράβδων μήκους 40 διαμέτρων Γενική μορφή της πειραματικής διάταξης (οι διαστάσεις σε mm) Ιστορία οριζόντιας φόρτισης των δοκιμίων (α) Έλεγχος υπερύψωσης του πεδίλου, (β) έμβολα επιβολής αξονικού φορτίου, (γ) άρθρωση ντίζας Μηκυνσιόμετρο, (β) διάταξη μηκυνσιομέτρων στη βάση του υποστυλώματος (α)-(γ) Διάταξη των ηλεκτρομηκυνσιομέτρων στις εσωτερικές διαμήκεις ράβδους με ενώσεις, (δ)-(ε) διάταξη των ηλεκτρομηκυνσιομέτρων στα δοκίμια με συνεχείς διαμήκεις ράβδους. 74

16 xiv 4.1 Λεπτομέρειες διαμόρφωσης των ΠΟΕ στα δοκίμια: (α) C_Per, C_Per_ρ n2, C_Per_ρ s2, (β) C_Par και C_Par_J, (γ) G, (δ) S_R και S_R_J, (ε) S_Μ και S_Μ_J (οι διαστάσεις σε mm). 4.2 (α) Γεωμετρία δοκιμίων και πειραματική διάταξη, (β) διατομή δοκιμίων (οι διαστάσεις σε mm) Τοποθέτηση πλαστικών ράβδων επί των μεταλλικών καλουπιών (α)-(β) Διάνοιξη οπών επί του θεμελίου για την αγκύρωση των ΠΟΕ, (γ) τελική μορφή των οπών αγκύρωσης, (δ) καθαρισμός των οπών με χρήση πεπιεσμένου αέρα, (ε) επιφανειακή κάλυψη των οπών με αφρό πολυουρεθάνης. 4.5 (α) και (δ) Γέμισμα των οπών στην περιοχή αγκύρωσης και των εγκοπών με ρητίνη και και κονίαμα, αντίστοιχα, (β) προσθήκη της πρώτης στρώσης συγκολλητικού υλικού στις εγκοπές, (γ) και (στ) τοποθέτηση των ΠΟΕ στη θέση τους. 4.6 (α) Αρχική μορφή του ενισχυμένου με ΠΟΕ δοκιμίου, (β) επίστρωση της εξωτερικής επιφάνειας με κονίαμα, (γ) εφαρμογή του μανδύα ΙΑΜ. 4.7 (α) Ενδεικτική μορφή εφελκυστικής αστοχίας ελάσματος άνθρακα, (β) τυπικό διαγράμματα σ-ε ενός ελάσματος άνθρακα. 4.8 (α) Πειραματική διάταξη δοκιμής εφελκυσμού του ανοξείδωτου χάλυβα, (β) τυπικά διαγράμματα τάσεων - παραμορφώσεων του ανοξείδωτου χάλυβα και του συμβατικού οπλισμού κατηγορίας S500s Θέση των ηλεκτρομηκυνσιομέτρων πάνω στους ΠΟΕ (οι διαστάσεις σε mm) Καμπύλες τάσης - παραμόρφωσης για πρισματικά δοκίμια: (α) χωρίς εσωτερικό οπλισμό, (β) με αραιή διάταξη συνδετήρων (ανά 200 mm), (γ) με πυκνή διάταξη συνδετήρων (ανά 100 mm). 5.2 Χαρακτηριστικές μορφές αστοχιών των δοκιμίων υπό κεντρική θλίψη: (α) θραύση του μανδύα ΙΟΠ, (β) αποκόλληση του μανδύα ΙΑΜ στην περιοχή υπερκάλυψης των άκρων του, (γ) λυγισμός των διαμήκων ράβδων μέσα από μανδύα ΙΟΠ. 5.3 Χαρακτηριστικές μορφές αστοχιών των δοκιμίων ελέγχου: (α) και (β) αποδιοργάνωση του σκυροδέματος στην περιοχή της πλαστικής άρθωσης για τα δοκίμια L0S_C και L0_C, αντίστοιχα, (γ) και (δ) λυγισμός των διαμήκων ράβδων στη βάση των υποστυλωμάτων L0S_C και L0_C, αντίστοιχα. 5.4 Βρόχοι υστέρησης οριζόντιας δύναμης - σχετικής μετακίνησης: (α) δοκίμιο L0S_C με λείες διαμήκεις ράβδους, (β) δοκίμιο L0_C με διαμήκεις ράβδους από νευροχάλυβα (α) Απόκριση του δοκίμιου L0S_R2, (β) τοπική θραύση του μανδύα ΙΟΠ, (γ) 100

17 xv απόκριση του δοκίμιου L0S_Μ4, (δ) άθικτος μανδύας ΙΑΜ στο τέλος της δοκιμής. 5.6 (α) Λυγισμός των διαμήκων ράβδων πάνω από το μανδύα ΙΟΠ, (β) άθικτος μανδύας ΙΑΜ άνθρακα στο τέλος της δοκιμής, (γ) θραύση μανδύα ΙΑΜ γυαλιού λόγω λυγισμού των ράβδων, (δ)-(στ) Βρόχοι υστέρησης οριζόντιας δύναμης σχετικής μετακίνησης των δοκιμίων: L0_R2, L0_M4 και L0_M4G. 5.7 Βρόχοι υστέρησης οριζόντιας δύναμης-σχετικής μετακίνησης των δοκιμίων με ματίσεις. 5.8 Κατακόρυφες ρωγμές λόγω διάρρηξης του σκυροδέματος για τα δοκίμια: (α) L20d_C και (β) L40d_C, (γ) τελική μορφή του δοκιμίου L20d_C στο τέλος της δοκιμής. 5.9 Βρόχοι υστέρησης οριζόντιας δύναμης - σχετικής μετακίνησης όλων των εξεταζόμενων δοκιμίων Αθροιστικά απορροφώμενη ενέργεια κατά τη διάρκεια των δοκιμών Μέσες δυσκαμψίες των εξεταζόμενων δοκιμίων συναρτήσει της σχετικής μετακίνησης Διάταξη μετρητών μετακινήσεων για τον προσδιορισμό κρίσιμων μεγεθών στην περιοχή της πλαστικής άρθρωσης Kαμπτική ρωγμή που αναπτύσσεται στη διεπιφάνεια υποστυλώματος θεμελίου Σχέση μεταξύ στροφής λόγω ολίσθησης και συνολικής στροφής στη βάση όλων των εξεταζόμενων υποστυλωμάτων Συνολική και καμπτική παραμόρφωση στην περιοχή της πλαστικής συναρτήσει της σχετικής μετακίνησης των δοκιμίων (α) Φόρτιση στοιχείου, (β) διάγραμμα δύναμης μετατόπισης, (γ) διάγραμμα καμπυλοτήτων. [Τριανταφύλλου (2005)]. 6.1 (α) Απόκριση του δοκίμιου Ελέγχου, (β) αστοχία λόγω λυγισμού των διαμήκων ράβδων του δοκιμίου Ελέγχου. 6.2 (α)-(γ) Βρόχοι υστέρησης οριζόντιας δύναμης - σχετικής μετακίνησης των δοκιμίων C_Per, C_Per_ρ n2 και C_Per_ρ s2, αντίστοιχα, (δ) εφελκυστική θραύση των πρόσθετων ελασμάτων άνθρακα στα δοκίμια C_Per, C_Per_ρ n2 και C_Per_ρ s (α) και (γ) Βρόχοι υστέρησης οριζόντιας δύναμης - σχετικής μετακίνησης των δοκιμίων C_Par και C_Par_J, αντίστοιχα, (β) αποκόλληση λόγω λυγισμού των ελασμάτων στο δοκίμιο C_Par (α) Βρόχοι υστέρησης οριζόντιας δύναμης - σχετικής μετακίνησης του δοκιμίου 131

18 xvi G, (β) διατμητική αστοχία των νευρώσεων ράβδων γυαλιού στο δοκίμιο G, (γ) λυγισμός των ΠΟΕ γυαλιού στο δοκίμιο G. 6.5 (α) και (γ) Βρόχοι υστέρησης οριζόντιας δύναμης - σχετικής μετακίνησης των δοκιμίων S_R και S_R_J, αντίστοιχα, (β) λυγισμός των ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα στο δοκίμιο S_R, (δ) εφελκυστική θραύση των ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα στο δοκίμιο S_R_J. 6.6 (α) και (β) Βρόχοι υστέρησης οριζόντιας δύναμης - σχετικής μετακίνησης των δοκιμίων S_Μ και S_Μ_J, αντίστοιχα. 6.7 Βρόχοι υστέρησης οριζόντιας δύναμης - σχετικής μετακίνησης των εξεταζόμενων δοκιμίων Αθροιστικά απορροφώμενη ενέργεια κατά τη διάρκεια των δοκιμών Μέσες δυσκαμψίες των εξεταζόμενων δοκιμίων συναρτήσει της σχετικής μετακίνησης Ισορροπία απειροστού τμήματος του ενισχυμένου με ΠΟΕ στοιχείου Σύμβολα που χρησιμοποιήθηκαν για τον προσδιορισμό της τάσης συνάφειας (οι διαστάσεις σε mm) Κατανομή κατά μήκος της αγκύρωσης κατά το μέγιστο οριζόντιο φορτίο: (α) της αξονικής παραμόρφωσης των ΠΟΕ, (β) της τάσης συνάφειας των ΠΟΕ ΙΟΠ Τοπική σχέση τάσης συνάφειας - ολίσθησης στο φορτιζόμενο άκρο των ΠΟΕ ΙΟΠ. 7.1 Εξέλιξη των παραμορφώσεων των αρχικών ράβδων κατά τη διάρκεια των δοκιμών. 7.2 (α) Σύμβολα που χρησιμοποιήθηκαν για τον προσδιορισμό της τάσης συνάφειας της ένωσης ράβδων, (β) συσχέτιση ακτινικής πίεσης με την τάση συνάφειας. 7.3 Κατανομή των τάσεων συνάφειας σε κάθε ράβδο και μέση τάση συνάφειας στην περιοχή της υπερκάλυψης των ράβδων Περιβάλλουσες δύναμης - σχετικής μετακίνησης (α) Ορισμός των επικαλύψεων c b, c si και c so και πιθανά επίπεδα διάρρηξης, (β) δυνάμεις που αναπτύσσονται στον εγκάρσιο οπλισμό (συνδετήρες και μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ) εξαιτίας των ρωγμών διάρρηξης της επικάλυψης. 7.6 Ενεργοποίηση του μανδύα ΙΟΠ ή ΙΑΜ έναντι των κατακόρυφων ρωγμών διάρρηξης σε περιπτώσεις: (α) μικρών μηκών υπερκάλυψης, (β) μεγάλων μηκών υπερκάλυψης

19 xvii 7.7 Μέση ενεργή παραμόρφωση των μανδυών ΙΟΠ και ΙΑΜ συναρτήσει του λόγου /d. s b Παραμορφώσεις των αρχικών ράβδων στη περιοχή αγκύρωσής τους Τοπική σχέση τ s για ενισχυμένα και μη υποστυλώματα με: (α),(γ) και (δ) μικρά μήκη υπερκάλυψης, (β), (ε) και (στ) μεγάλα μήκη υπερκάλυψης. 8.1 Καμπύλες τάσης - παραμόρφωσης για θλιβόμενες ράβδους με βάση τα πειραματικά αποτελέσματα των: (α) οι Monti and Nuti (1992) και (β) Bae et al. (2005) Περιβάλλουσες δύναμης - σχετικής μετακίνησης Εξέλιξη των παραμορφώσεων των διαμήκων ράβδων που βρίσκονται στη βάση των υποστυλωμάτων στο μέσο μεταξύ των δύο πρώτων διαδοχικών συνδετήρων. 8.4 Εξέλιξη του διαχωρισμού της επικάλυψης σκυροδέματος λόγω λυγισμού στη βάση του υποστυλώματος L0_C: (α) ένα κύκλο πριν, (β) κατά και (γ) ένα κύκλο μετά την έναρξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων. 8.5 (α) Πειραματική διάταξη και (β) πειραματικά αποτελέσματα των Bae et al (2005) Εγκάρσια διόγκωση των μανδυών ΙΑΜ χωρίς θραύση των ινών Συγκεντρωτικά διαγράμματα όπου παρουσιάζονται το οριζόντιο φορτίο, η παραμόρφωση των διαμήκων ράβδων, η αξονική παραμόρφωση του σκυροδέματος στην περιοχή της πλαστικής άρθρωσης και η εγκάρσια παραμόρφωση του μανδύα συνθέτων υλικών συναρτήσει της οριζόντιας σχετικής μετακίνησης Παραμόρφωση του μανδύα συνθέτων υλικών συναρτήσει της δυσκαμψίας του Διγραμμικά προσομοιώματα τάσης - παραμόρφωσης: (α) χάλυβας και (β) σκυρόδεμα. 9.2 Κατανομή παραμορφώσεων καθ ύψος της διατομής στην οριακή κατάσταση αντοχής. 9.3 Μορφές αστοχίας υποστυλώματος ενισχυμένου σε κάμψη με ΠΟΕ ΙΟΠ ή ανοξείδωτου χάλυβα. 9.4 (α) Αρχική γενικευμένη διατομή και (β) διακριτοποιημένη διατομή με κατανομή του εσωτερικού και πρόσθετου οπλισμού στις γωνίες Γενική ορθογωνική διατομή ενισχυμένη με ΠΟΕ υπό διαξονική κάμψη Προσομοίωμα πυραμίδας για το στερεό των τάσεων περισφιγμένου ή απερίσφιγκτου σκυροδέματος υπό διαξονική κάμψη. 218

20 xviii 9.7 Σχέση μεταξύ των L x, L y και L x, L y Προσεγγιστική κατανομή μέσων τάσεων περίσφιγξης σε κάθε πλευρά ορθογωνικής διατομής. [Τριανταφύλλου (2005)]. 9.9 Η περίσφιγξη σκυροδέματος (με σύνθετα υλικά) σε ορθογωνικές διατομές επιτυγχάνεται μέσω καμπύλωσης των γωνιών. [Τριανταφύλλου (2005)] Βηματική μείωση της γωνίας κλίσης του ουδέτερου άξονα Σύγκριση αναλυτικής πρόβλεψης με την πειραματικά μετρούμενη ανηγμένη ροπή αντοχής των εξεταζόμενων δοκιμίων Διαγράμματα αλληλεπίδρασης διαξονικής κάμψης με ορθή δύναμη ορθογωνικών διατομών που έχουν ενισχυθεί σε κάμψη με ΠΟΕ. Μελέτη της επιρροής του μηχανικού ποσοστού του πρόσθετου οπλισμού: (α) ΙΟΠ σε απερίσφιγκτο σκυρόδεμα, (β) ΙΟΠ σε περισφιγμένο σκυρόδεμα, (γ) ανοξείδωτου χάλυβα σε απερίσφιγκτο σκυρόδεμα και (δ) ανοξείδωτου χάλυβα σε περισφιγμένο σκυρόδεμα Διαγράμματα αλληλεπίδρασης διαξονικής κάμψης με ορθή δύναμη ορθογωνικών διατομών που έχουν ενισχυθεί σε κάμψη με ΠΟΕ. Μελέτη της επιρροής λόγου ω nh / ω nb : (α) ΙΟΠ σε απερίσφιγκτο σκυρόδεμα, (β) ΙΟΠ σε περισφιγμένο σκυρόδεμα, (γ) ανοξείδωτου χάλυβα σε απερίσφιγκτο σκυρόδεμα και (δ) ανοξείδωτου χάλυβα περισφιγμένο σκυρόδεμα Διαγράμματα αλληλεπίδρασης μονοαξονικής ροπής αξονικού φορτίου απερίσφιγκτων ή περισφιγμένων (με τοπικούς μανδύες συνθέτων υλικών) ορθογωνικών υποστυλωμάτων που έχουν ενισχυθεί σε κάμψη με ΠΟΕ ΙΟΠ ή ανοξείδωτου χάλυβα Διαγράμματα αλληλεπίδρασης ενισχυμένων με ΠΟΕ ορθογωνικών διατομών σε μονοαξονική κάμψη. (α)-(β) Μελέτη της επιρροής του μηχανικού ποσοστού του οπλισμού περίσφιγξης σε ΠΟΕ από ΙΟΠ και ανοξείδωτου χάλυβα, αντίστοιχα. (γ)-(δ) Μελέτη της επιρροής του μηχανικού ποσοστού του ΠΟΕ ΙΟΠ και ανοξείδωτου χάλυβα, αντίστοιχα Διαγράμματα αλληλεπίδρασης διαξονικής κάμψης για διάφορα επίπεδα ανηγμένης αξονικής δύναμης (ν = 0.15, 0.30, 0.45, 0.60), ορθογωνικών διατομών που έχουν ενισχυθεί σε κάμψη με ΠΟΕ: (α) ΙΟΠ σε απερίσφιγκτο σκυρόδεμα, (β) ΙΟΠ σε περισφιγμένο σκυρόδεμα, (γ) ανοξείδωτου χάλυβα σε απερίσφιγκτο σκυρόδεμα και (δ) ανοξείδωτου χάλυβα σε περισφιγμένο σκυρόδεμα Διαγράμματα αλληλεπίδρασης διαξονικής κάμψης για δύο υψηλά επίπεδα ανηγμένης αξονικής δύναμης, ορθογωνικών διατομών που έχουν ενισχυθεί σε κάμψη με ΠΟΕ. Μελέτη της επιρροής του μηχανικού ποσοστού του οπλισμού περίσφιγξης σε: (α) ΠΟΕ ΙΟΠ για ν = 0.4, (β) ΠΟΕ ΙΟΠ για ν = 0.6, (γ) ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα για ν = 0.4 και (δ) ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα για ν =

21 xix 9.18 Διαγράμματα αλληλεπίδρασης διαξονικής κάμψης με ορθή δύναμη ορθογωνικών διατομών που έχουν ενισχυθεί σε κάμψη με ΠΟΕ. Μελέτη της επιρροής της ενεργούς παραμόρφωσης των ΙΟΠ ε n,lim, σε: (α) απερίσφιγκτο και (β) περισφιγμένο σκυρόδεμα Μεταβολή της παραμόρφωσης αστοχίας των ΠΟΕ ΙΟΠ συναρτήσει του ανηγμένου αξονικού φορτίου, για απερίσφιγκτο ή περισφιγμένο σκυρόδεμα, στις περιπτώσεις μονοαξονικής και διαξονικής κάμψης Αύξηση της ανηγμένης ροπής κάμψης συναρτήσει του λόγου ω s /ω nb, για υποστυλώματα ενισχυμένα με: (α) ΠΟΕ ΙΟΠ και (β) ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα. 244 Π.1 Αρχική φόρμα του προγράμματος NSMRIC. 260 Π.2 Κύρια φόρμα εισαγωγής των δεδομένων και παρουσίασης των αποτελεσμάτων του προγράμματος NSMRIC. 261 Π.3 Αποτέλεσμα στη μορφή διαγράμματος αλληλεπίδρασης μ ub - μ uh. 265 ΕΛΛΗΝΙΚΟΙ ΧΑΡΑΚΤΗΡΕΣ ΚΑΤΑΛΟΓΟΣ ΣΥΜΒΟΛΩΝ α α α l f = συντελεστής αποδοτικότητας της περίσφιγξης με συνδετήρες = συντελεστής αποδοτικότητας της περίσφιγξης με μανδύες συνθέτων υλικών = συντελεστής αποδοτικότητας της περίσφιγξης με συνδετήρες για μέλη με ένωση των διαμήκων ράβδων μέσω υπερκάλυψης α l,f = συντελεστής αποδοτικότητας της περίσφιγξης με μανδύες συνθέτων υλικών για μέλη με ένωση των διαμήκων ράβδων μέσω υπερκάλυψης α α V = μήκος μετάθεσης = συντελεστής που λαμβάνεται 0 αν η τέμνουσα στην καμπτική διαρροή, VMy = M y / Ls, είναι μικρότερη της τέμνουσας που προκαλεί ρηγμάτωση, V cr. Σε αντίθετη περίπτωση λαμβάνεται ίσος με 1. β = συντελεστής που προτείνεται στην παρούσα διατριβή ώστε να ληφθεί υπόψη η ενδεχόμενη μειωμένη ή αυξημένη αποτελεσματικότητα των μανδυών ΙΑΜ έναντι των ΙΟΠ, σε όρους οριακής παραμόρφωσης

22 xx β = b/b = ανηγμένη (ως προς το πλάτος b ), απόσταση του κέντρου βάρους των 1 1 gb gb εσωτερικών γωνιακών διαμήκων ράβδων από την πλευρά h β = b /b = ανηγμένη (ως προς το πλάτος b ), απόσταση του κέντρου βάρους των gh gh ΠΟΕ που έχουν επικολληθεί στην πλευρά b, από την πλευρά h. β = b /b = ανηγμένη (ως προς το πλάτος b ), απόσταση του κέντρου βάρους των ΠΟΕ που έχουν επικολληθεί στην πλευρά h, από την πλευρά h. Δ u Δ y δ = μετακίνηση των άκρων του μέλους στην αστοχία = μετακίνηση των άκρων του μέλους στη διαρροή = μετατόπιση κεφαλής υποστυλώματος δ = d / h = ανηγμένη (ως προς το ύψος h ) απόσταση του κέντρου βάρους των 1 1 gb gb εσωτερικών γωνιακών διαμήκων ράβδων από την πλευρά b. δ = d / h = ανηγμένη (ως προς το ύψος h ) απόσταση του κέντρου βάρους των ΠΟΕ gh gh που έχουν επικολληθεί στην πλευρά b, από την πλευρά b. δ = d / h = ανηγμένη (ως προς το ύψος h ) απόσταση του κέντρου βάρους των ΠΟΕ που έχουν επικολληθεί στην πλευρά h, από την πλευρά b. ε ε A ε B ε c = συνολική αξονική παραμόρφωση του σκυροδέματος = συνολική αξονική παραμόρφωση παρειάς Α = συνολική αξονική παραμόρφωση παρειάς Β = αξονική παραμόρφωση της ακραίας θλιβόμενης ίνας σκυροδέματος ε cu = θλιπτική παραμόρφωση αστοχίας απερίσφιγκτου σκυροδέματος ε ccu = θλιπτική παραμόρφωση αστοχίας περισφιγμένου σκυροδέματος cr ε c = κρίσιμη παραμόρφωση του σκυροδέματος κατά την έναρξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων ε co = αξονική παραμόρφωση που αντιστοιχεί στην θλιπτική αντοχή του απερίσφιγκτου σκυροδέματος f co ε f = αξονική εφελκυστική παραμόρφωση ράβδου ΙΟΠ ε f,buck = μέση εγκάρσια παραμόρφωσης του μανδύα ΙΑΜ ή ΙΟΠ κατά την έναρξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων

23 xxi ε f,ef = μέση ενεργή παραμόρφωση του μανδύα συνθέτων υλικών στην εγκάρσια διεύθυνση ε flex = μέση παραμόρφωση στην ακραία (εφελκυόμενη ή θλιβόμενη) ίνα σκυροδέματος λόγω κάμψης buckl ε f,s = τοπική παραμόρφωση του μανδύα συνθέτων υλικών εξαιτίας της προς τα έξω κάμψης των διαμήκων ράβδων κατά την έναρξη του λυγισμού τους ε f,ult = μέση εγκάρσια παραμόρφωσης του μανδύα ΙΑΜ ή ΙΟΠ κατά την συμβατική αστοχία του υποστυλώματος ε ε n = παραμόρφωση του μανδύα ΙΑΜ ή ΙΟΠ στην εγκάρσια διεύθυνση = εφελκυστική παραμόρφωση του ΠΟΕ ε nib = παραμόρφωση των τεσσάρων ΠΟΕ που έχουν τοποθετηθεί στην πλευρά b, i, i=1,2,3,4 ε nih = παραμόρφωση των τεσσάρων ΠΟΕ που έχουν τοποθετηθεί στην πλευρά h, i, i=1,2,3,4 ε n,lim = ενεργή παραμόρφωση των ΠΟΕ max( ε,ε ) ε ε n,max = nib nih ni, im ε nc,lim = ε n,lim / ε ccu ε s ε si = αξονική εφελκυστική παραμόρφωση ράβδου ανοξείδωτου ή συμβατικού χάλυβα = παραμόρφωση των τεσσάρων εσωτερικών γωνιακών ράβδων, i, i=1,2,3,4 cr ε s = κρίσιμη παραμόρφωση των διαμήκων ράβδων κατά την έναρξη του λυγισμού των τελευταίων ε sw = μέση ενεργή παραμόρφωση των συνδετήρων στην εγκάρσια διεύθυνση ε u = παραμόρφωση θραύσης των ΠΟΕ ε u,f = οριακή παραμόρφωση των ινών του μανδύα συνθέτων υλικών σε μονοαξονικό εφελκυσμό ε yl = παραμόρφωση διαρροής των διαμήκων ράβδων ε yw = παραμόρφωση διαρροής των συνδετήρων

24 xxii θ = γωνία κλίσης του ουδέτερου άξονα θ bb _ calc = γωνία στροφής χορδής κατά την έναρξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων θ i = στροφή της διατομής i, i =1, 2 θ slip = στροφή λόγω ολίσθησης στη βάση του υποστυλώματος θ u = γωνία στροφής χορδής στην αστοχία θ u,exp = πειραματική τιμή της γωνίας στροφής χορδής κατά την συμβατική αστοχία pl θ u = πλαστικό κομμάτι της γωνίας στροφής χορδής στην αστοχία θ y μ Δ μ θ μ φ = γωνία στροφής χορδής στη διαρροή = δείκτης πλαστιμότητας μετατοπίσεων = δείκτης πλαστιμότητας στροφών = δείκτης πλαστιμότητας καμπυλοτήτων μ max = μέγιστη ανηγμένη πειραματική ροπή αντοχής μ ub = ανηγμένη ροπή κάμψης ως προς τον b - άξονα μ uh = ανηγμένη ροπή κάμψης ως προς τον h - άξονα ν = N / bhf c = ανηγμένη στη διατομή αξονική δύναμη v u ρ d = φαινόμενος λόγος Poisson = γεωμετρικό ποσοστό τυχόν δισδιαγώνιου οπλισμού ρ = 2nt / b = γεωμετρικό ποσοστό συνθέτων υλικών παράλληλα στη διεύθυνση fx f φόρτισης x ρ n ρ s = γεωμετρικό ποσοστό ΠΟΕ = γεωμετρικό ποσοστό εσωτερικού διαμήκους οπλισμού ρsx = A sw /bwsh = γεωμετρικό ποσοστό εγκάρσιου οπλισμού συνδετήρων παράλληλα στη διεύθυνση φόρτισης x σ f σ = ορθή τάση των ΠΟΕ ΙΟΠ = μέση ενεργή τάση περίσφιγξης

25 xxiii σ u = μέση τάση περίσφιγξης κατά τη θραύση του μανδύα σ u,b = μέση τάση περίσφιγξης κατά τη θραύση του μανδύα παράλληλα στην πλευρά b σ u,h = μέση τάση περίσφιγξης κατά τη θραύση του μανδύα παράλληλα στην πλευρά h σ max,c = μέγιστη αξονική τάση των περισφιγμένων πρισματικών δοκιμίων σ max,o = μέγιστη αξονική τάση των μη περισφιγμένων πρισματικών δοκιμίων ελέγχου σ r τ = ακτινική πίεση ασκούμενη στο μέτωπο κάθε νεύρωσης = τάση συνάφειας ενωμένων με παράθεση ράβδων σκυροδέματος, τάση συνάφειας ράβδων ΠΟΕ - συγκολλητικού υλικού τ av = μέση τάση συνάφειας (στις δύο διευθύνσεις φόρτισης) που αναπτύσσεται κατά μήκος της ένωσης των ράβδων, στο μέγιστο οριζόντιο φορτίο b,c τ b = μέση τάση συνάφειας που αναπτύσσεται στη διεπιφάνεια ρητίνηςσκυροδέματος f,b τ b = μέση τάση συνάφειας που αναπτύσσεται στη διεπιφάνεια ΙΟΠ - ρητίνης τ bd = οριακή τάση συνάφειας (αντοχή σχεδιασμού) του σκυροδέματος τ max = αντοχή σε συνάφεια σε περιοχές υπερκάλυψης ράβδων φ c = ανηγμένη στη διατομή θλιπτική δύναμη του σκυροδέματος φ nib = ανηγμένη στη διατομή εσωτερική δύναμη των ΠΟΕ της πλευράς b, i=1,2,3,4 φ nih = ανηγμένη στη διατομή εσωτερική δύναμη των ΠΟΕ της πλευράς h, i=1,2,3,4 φ si = ανηγμένη στη διατομή εσωτερική δύναμη των διαμήκων ράβδων, i, i=1,2,3,4 φ u φ y φ 12 = καμπυλότητα διατομής στην αστοχία = καμπυλότητα διατομής στη διαρροή = μέση καμπυλότητα στη βάση του υποστυλώματος

26 xxiv ω ω' = μηχανικό ποσοστό εφελκυόμενου οπλισμού (περιλαμβάνει και τυχόν διαμήκη οπλισμό κορμού μεταξύ εφελκυόμενου και θλιβόμενου πέλματος) = μηχανικό ποσοστό θλιβόμενου οπλισμού ω fb = μηχανικό ποσοστό οπλισμού περίσφιγξης μανδυών συνθέτων υλικών στην πλευρά b ω fh = μηχανικό ποσοστό οπλισμού περίσφιγξης μανδυών συνθέτων υλικών στην πλευρά h ω si = μηχανικό ποσοστό του εσωτερικού διαμήκους οπλισμού, i, i=1,2,3,4 ω nib = μηχανικό ποσοστό του ΠΟΕ που έχει τοποθετηθεί στην πλευρά b, i=1,2,3,4 ω nih = μηχανικό ποσοστό του ΠΟΕ που έχει τοποθετηθεί στην πλευρά h, i=1,2,3,4 ΛΑΤΙΝΙΚΟΙ ΧΑΡΑΚΤΗΡΕΣ A b A g A n = εμβαδόν διατομής του διαμήκους οπλισμού σε περιοχές με ενώσεις ράβδων = είναι το εμβαδό όλης της διατομής = επιφάνεια όπου αναπτύσσεται η ορθή τάση A = A / 4, εμβαδόν διατομής των τοποθετημένων στην πλευρά b ΠΟΕ που nib nih nb έχουν συγκεντρωθεί στις γωνίες της διατομής, i, i=1,2,3,4 A = A / 4, εμβαδόν διατομής των τοποθετημένων στην πλευρά h ΠΟΕ που nh έχουν συγκεντρωθεί στις γωνίες της διατομής, i, i=1,2,3,4 A s A sh = εμβαδό διατομής του διαμήκους οπλισμού = επιφάνεια όπου αναπτύσσεται η διατμητική τάση A si = A s / 4, εμβαδόν διατομής των διαμήκων ράβδων που έχουν συγκεντρωθεί στις γωνίες της διατομής, i, i=1,2,3,4 A sw = εμβαδόν διατομής εγκάρσιου οπλισμού συνδετήρων παράλληλα στη διεύθυνση φόρτισης x, εντός του s h

27 xxv a e a g b b 1 b g = καθαρή απόσταση μεταξύ της εγκοπής και του άκρου του ενισχυόμενου στοιχείου = καθαρή απόσταση μεταξύ δύο διαδοχικών εγκοπών = πλάτος θλιβόμενης ζώνης = απόσταση του κέντρου βάρους των εσωτερικών γωνιακών ράβδων από την πλευρά h = πλάτος της εγκοπής b gb = απόσταση του κέντρου βάρους των ΠΟΕ που έχουν επικολληθεί στην πλευρά b, από την πλευρά h. b gh = απόσταση του κέντρου βάρους των ΠΟΕ που έχουν επικολληθεί στην πλευρά h, από την πλευρά h. b o c c d = πλάτος του περισφιγμένου πυρήνα = όρος περίσφιγξης που λαμβάνει υπόψη τον οπλισμό περίσφιγξης = min ( c b, c si, c so ) c max = μέγιστη τιμή της επικάλυψης σκυροδέματος c min = ελάχιστη τιμή της επικάλυψης σκυροδέματος c b, c si, c so = παράμετροι που ορίζουν τις επικαλύψεις σκυροδέματος (Σχ. 7.5) d 1 = απόσταση του κέντρου βάρους των εσωτερικών γωνιακών ράβδων από την πλευρά b d, d = διάμετρος των διαμήκων ράβδων b bl d d = διάμετρος των οπών αγκύρωσης των ΠΟΕ d gb = απόσταση του κέντρου βάρους των ΠΟΕ που έχουν επικολληθεί στην πλευρά b, από την πλευρά b. d gh = απόσταση του κέντρου βάρους των ΠΟΕ που έχουν επικολληθεί στην dx πλευρά h, από την πλευρά b. = απειροστό τμήμα ενισχυμένης με πρόσθετα ελάσματα ΙΟΠ διατομής Ο/Σ E c = αρχικό μέτρο ελαστικότητας του σκυροδέματος

28 xxvi E f E n E s F c = μέτρο ελαστικότητας του μανδύα συνθέτων υλικών στην εγκάρσια διεύθυνση και μέτρο ελαστικότητας του ελάσματος ΙΟΠ. = μέτρο ελαστικότητας του ΠΟΕ = μέτρο ελαστικότητας του χάλυβα = συνισταμένη θλιπτική εσωτερική δύναμη του σκυροδέματος F nib = εσωτερική δύναμη των τεσσάρων ΠΟΕ που έχουν τοποθετηθεί στην πλευρά b, i, i=1,2,3,4 F nih = εσωτερική δύναμη των τεσσάρων ΠΟΕ που έχουν τοποθετηθεί στην πλευρά h, i, i=1,2,3,4 F si f = εσωτερική δύναμη των τεσσάρων εσωτερικών γωνιακών ράβδων, i=1,2,3,4 = λοξή τάση αντίστασης που δημιουργείται έναντι εξόλκευσης στο μέτωπο κάθε νεύρωσης των διαμήκων ράβδων f bd = οριακή τάση συνάφειας (αντοχή σχεδιασμού) του σκυροδέματος βάσει του Ευρωκώδικα 2 f, f = αντοχή σκυροδέματος σε μονοαξονική θλίψη c co f ccu = αντοχή περισφιγμένου σκυροδέματος σε μονοαξονική θλίψη f ctd = εφελκυστική αντοχή σχεδιασμού του σκυροδέματος f fde = ενεργή τάση σχεδιασμού του μανδύα συνθέτων υλικών f fe = ενεργή εφελκυστική αντοχή του μανδύα συνθέτων υλικών f f,u = εφελκυστική αντοχή του μανδύα συνθέτων υλικών f n f r = εφελκυστική αντοχή του ΠΟΕ = δείκτης συνάφειας, ο οποίος για τις ράβδους που παράγονται στην Ελλάδα κυμαίνεται από , ανάλογα με τη διάμετρο της ράβδου f sl = αναπτυσσόμενη εφελκυστική τάση στις αρχικές ράβδους της μάτισης f sm = μέγιστη τάση που μπορεί να αναπτύξει ο εφελκυόμενος χάλυβας στις θέσεις υπερκάλυψης του διαμήκους ολπισμού κατά την αστοχία λόγω διάρρηξης της επικάλυψης σκυροδέματος f u,st = εφελκυστική αντοχή των ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα

29 xxvii f yl = τάση διαρροής του διαμήκους χαλύβδινου οπλισμού f y,st = τάση διαρροής του ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα f yw = τάση διαρροής συνδετήρων h h f h o h g K = πλευρά διατομής παράλληλα στη διεύθυνση φόρτισης = ύψος μανδύα ΙΑΜ ή ΙΟΠ και πλάτος ελάσματος ΙΟΠ = ύψος του περισφιγμένου πυρήνα = βάθος της εγκοπής = δυσκαμψία K tr, j = συντελεστής που λαμβάνει υπόψη τη συνεισφορά της περίσφιγξης με μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ στην αντοχή συνάφειας της υπερκάλυψης K tr,s = συντελεστής που εκφράζει την ποσότητα εγκάρσιου οπλισμού στην K tr,t = Ktr,s Ktr, j περιοχή της υπερκάλυψης +, συντελεστής ο οποίος λαμβάνει υπόψη του τη συμβολή της συνολικής περίσφιγξης που παρέχεται τόσο από τους συνδετήρες όσο και από το μανδύα συνθέτων υλικών K ε = συντελεστής αποτελεσματικότητας των μανδυών συνθέτων υλικών σε όρους παραμόρφωσης K ε,r = συντελεστής αποτελεσματικότητας του μανδύα ΙΟΠ σε όρους παραμόρφωσης K σ = συντελεστής αποτελεσματικότητας των μανδυών συνθέτων υλικών σε όρους αντοχής K σ,r = συντελεστής αποτελεσματικότητας του μανδύα ΙΟΠ σε όρους αντοχής k k b=b g / d b = 0.825, μειωτικός συντελεστής για υποστυλώματα με διαμήκεις ράβδους από νευροχάλυβα, χωρίς τις λεπτομέρειες όπλισης των σύγχρονων αντισεισμικών κανονισμών ( k =0.575 για λείες διαμήκεις ράβδους) = συντελεστής του πλάτους της εγκοπής προς τη διάμετρο των ΠΟΕ k buck = μειωτικός συντελεστής που προτείνεται ώστε να ληφθεί υπόψη (κατάλληλη) μείωση στην εφελκυστική παραμόρφωση των ΠΟΕ ΙΟΠ εξαιτίας της πρόωρης αποκόλλησής τους λόγω λυγισμού k ee _ bb = εμπειρικός συντελεστής (περίσφιγξης) ίσος με 40 και 150 για υποστυλώματα με ορθογωνική και κυκλική διατομή, αντίστοιχα

30 xxviii k f = συντελεστής βαθμονόμησης για τους μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ k jack = μειωτικός συντελεστής που προτείνεται για περισφιγμένα με μανδύες ΙΟΠ ή ΙΑΜ μέλη ώστε να ληφθεί υπόψη η παραμόρφωση αποκόλλησης ή θραύσης των ΠΟΕ ΙΟΠ k n = μειωτικός συντελεστής για την παραμόρφωση του ΠΟΕ k rupt = μειωτικός συντελεστής που λαμβάνει υπόψη την επίδραση της ανακύκλισης της φόρτισης στην παραμόρφωση θραύσης των ΠΟΕ ΙΟΠ. k s L V L x L y b = συντελεστής βαθμονόμησης για το χαλύβδινο εγκάρσιο οπλισμό = λόγος ροπής/τέμνουσας στη βάση της διατομής = ύψος θλιβόμενης ζώνης = πλάτος θλιβόμενης ζώνης = μήκος αγκύρωσης των ΠΟΕ d και d = μήκη ανάπτυξης της ελαστικής και πλαστικής περιοχής των ράβδων, αντίστοιχα i = απόσταση της διατομής i από τη βάση του υποστυλώματος, i =1, 2, 3 o = μήκος υπερκάλυψης των ενωμένων με παράθεση διαμήκων ράβδων ou = διαθέσιμο μήκος υπερκάλυψης των ενωμένων με παράθεση διαμήκων ράβδων ou,min = ελάχιστο μήκος μάτισης για την ανάπτυξη πλήρως καμπτικής συμπεριφοράς ως οι ράβδοι να ήταν συνεχείς oy,min = ελάχιστο μήκος παράθεσης των ράβδων, που απαιτείται για την πλήρη μεταφορά της τάσης, f y, από τη μία ράβδο στην άλλη s = μήκος υπερκάλυψης των ενωμένων με παράθεση διαμήκων ράβδων LVDT,i = μετρήσεις των μηκυνσιομέτρων στη διατομή i από τη βάση του υποστυλώματος, i =1, 2, 3 M y N = ροπή διαρροής της διατομής = αξονικό φορτίο

31 xxix N s n = αριθμός εγκάρσιων οπλισμών (συνδετήρας ή σιγμοειδής οπλισμός) που διαπερνούν το μήκος υπερκάλυψης = αριθμός στρώσεων υφάσματος ή πλέγματος συνθέτων υλικών s n l,sw = αριθμός σκελών σε κάθε θέση συνδετήρα που διαπερνούν τις ρωγμές διάρρηξης n 1 = συντελεστής που λαμβάνει υπόψη τον τύπο των νευρώσεων: n 1=1 για λείες ράβδους, n 1=1.4 για ράβδους με εγκοπές και n 1=2.25 για ράβδους με νευρώσεις (συνήθης οπλισμός) n 2 = συντελεστής που λαμβάνει υπόψη τη θέση της ράβδου κατά τη σκυροδέτηση. Για ευνοϊκές συνθήκες συνάφειας n 2 =1 n restr = αριθμός διαμήκων ράβδων που στηρίζονται εγκάρσια σε γωνία συνδετήρα ή σιγμοειδή οπλισμό n s = αριθμός ράβδων εφελκυόμενου οπλισμού που ενώνεται μέσω υπερκάλυψης κατά μήκος του επιπέδου της διάρρηξης n tot = συνολικός αριθμός διαμήκων ράβδων στην περίμετρο της διατομής P r c s s d = oριζόντιο φορτίο = ακτίνα καμπυλότητας στις γωνίες της διατομής = τοπική ολίσθηση που ορίζεται ως σχετική μετακίνηση μεταξύ του ΠΟΕ και του σκυροδέματος = ολίσθηση λόγω επιμήκυνσης των διαμήκων ράβδων στην περιοχή αγκύρωσής τους s fe = ολίσθηση του ελεύθερου άκρου του ΠΟΕ s h t d = απόσταση συνδετήρων = συντελεστής για τη διάμετρο της ράβδου t f = πάχος μιας στρώσης υφάσματος ή πλέγματος συνθέτων υλικών και πάχος ελάσματος ΙΟΠ t r V cr w = συντελεστής επιρροής των νευρώσεων = τέμνουσα που προκαλεί ρηγμάτωση = βέλος προς τα έξω κάμψης των διαμήκων ράβδων κατά την εξέλιξη του λυγισμού τους

32 xxx w c x z = πλάτος της μεγάλης καμπτικής ρωγμής που διανοίγεται στη διεπιφάνεια υποστυλώματος θεμελίου = συντεταγμένη κατά μήκος της υπερκάλυψης ή κατά μήκος της αγκύρωσης των ΠΟΕ και ύψος θλιβόμενης ζώνης = μοχλοβραχίονας εσωτερικών δυνάμεων στην ακραία διατομή ΣΥΝΤΟΜΟΓΡΑΦΙΕΣ O/Σ ΙΑΜ ΙΟΠ ΠΟΕ NSMRIC = οπλισμένο σκυρόδεμα = ινολέγματα ανόργανης μήτρας = ινοπλισμένα πολυμερή = πρόσθετος οπλισμός σε (επιφανειακές) εγκοπές = Near -Surface Mounted Reinforcement Interaction Curves

33 Κεφάλαιο 1 Εισαγωγή Το κεφάλαιο αυτό αποτελεί την εισαγωγή της παρούσας διδακτορικής διατριβής. Αρχικά, αφού παρουσιαστούν οι βασικοί λόγοι που καθιστούν επιβεβλημένη την ανάγκη ενίσχυσης των υφισταμένων κατασκευών οπλισμένου σκυροδέματος, τονίζεται και η ανάγκη αντισεισμικής ενίσχυσης των κρισιμότερων μελών μιας υφιστάμενης κατασκευής που είναι τα υποστυλώματα. Τα τελευταία όπως διεξοδικά αναλύεται δεν πληρούν τις απαιτήσεις των σύγχρονων αντισεισμικών κανονισμών καθώς χαρακτηρίζονται από ένα σύνολο ανεπαρκειών όπως: (α) ανεπαρκής καμπτική αντοχή, (β) μειωμένη ικανότητα παραμόρφωσης, (γ) αβέβαιη καμπτική αντοχή και πλαστιμότητα και (δ) ανεπαρκής διατμητική αντοχή. Έτσι στη συνέχεια περιγράφονται οι μέθοδοι ενίσχυσης των υποστυλωμάτων που υπάρχουν σήμερα και τα κενά που υπάρχουν. Πιο συγκεκριμένα, περιγράφονται οι συμβατικές τεχνικές ενίσχυσης των υποστυλωμάτων οπλισμένου σκυροδέματος και οι βασικότερες αδυναμίες που προκύπτουν από την εφαρμογή τους, ενώ παράλληλα δίνεται μια γενική εισαγωγή για τη χρήση των Ινοπλισμένων πολυμερών (ΙΟΠ) στο πεδίο των ενισχύσεων/επισκευών κατασκευών από οπλισμένο σκυρόδεμα. Επίσης παρουσιάζεται μια σύντομη βιβλιογραφική ανασκόπηση ορισμένων δημοσιευμένων εργασιών σε σχέση με τη χρήση μανδυών ΙΟΠ για την αντισεισμική ενίσχυση των υποστυλωμάτων, υπογραμμίζοντας ταυτόχρονα και ορισμένα κενά που η μέχρι σήμερα έρευνα έχει αφήσει πίσω της. Κατόπιν παρουσιάζονται οι βασικότερες αδυναμίες των μανδυών ΙΟΠ που σχετίζονται με τη χρήση των εποξειδικών ρητινών και την αδυναμία καμπτικής ενίσχυσης των υποστυλωμάτων, οι οποίες οδηγούν στην ανάγκη για την ανάπτυξη νέων εναλλακτικών μεθόδων αντισεισμικής ενίσχυσης των υποστυλωμάτων, όπως οι δύο προτεινόμενες. Τέλος αφού τονιστεί ο σκοπός της παρούσας διδακτορικής διατριβής, παρουσιάζεται η διάρθρωσή της ανά κεφάλαιο.

34 Κεφάλαιο 1 ο Εισαγωγή Η ΑΝΑΓΚΗ ΕΝΙΣΧΥΣΗΣ ΤΩΝ ΚΑΤΑΣΚΕΥΩΝ ΟΠΛΙΣΜΕΝΟΥ ΣΚΥΡΟΔΕΜΑΤΟΣ Μεγάλος αριθμός από τις κατασκευές οπλισμένου σκυροδέματος που υπάρχουν σήμερα έχουν κατασκευαστεί πολλές δεκαετίες πριν. Ιδιαίτερα στα τέλη της δεκαετίας του 60, οι περισσότερες από τις αναπτυγμένες σήμερα χώρες ολοκλήρωσαν μεγάλο μέρος από την κατασκευή των υποδομών τους. Κτιριακά συγκροτήματα οικιών, δημόσιων υπηρεσιών, σχολείων και νοσοκομείων, οδικές και σιδηροδρομικές γέφυρες, πολυώροφοι χώροι στάθμευσης κ.ά., κατασκευάστηκαν λόγω της ταχείας οικονομικής ανάπτυξης σε πολύ μικρό χρονικό διάστημα, χωρίς να δίνεται μεγάλη βαρύτητα σε ζητήματα ανθεκτικότητας. Η πλειονότητα των κατασκευών αυτών εξακολουθούν να είναι ακόμα σε χρήση, παρόλο που η θεωρητική διάρκεια της ζωής τους έχει εξαντληθεί. Έτσι είναι λογικό, ορισμένες από αυτές τις κατασκευές, λόγω της φθοράς που έχουν υποστεί, να χρειάζονται άμεση επισκευή και ενίσχυση για τη συνέχιση της εύρυθμης λειτουργίας τους. Η ανάγκη αυτή γίνεται εντονότερη όταν στο ιστορικό μίας κατασκευής προστίθενται οι καταπονήσεις από ισχυρούς σεισμούς και οι συνεπακόλουθες βλάβες που μειώνουν το βαθμό ασφάλειάς της. Πέρα από τη φυσιολογική γήρανση των κατασκευών και τη συσσώρευση βλαβών από σεισμούς, άλλοι λόγοι που καθιστούν τις ενισχύσεις επιβεβλημένες είναι: α) Η αλλαγή της χρήσης της κατασκευής (διάνοιξη οπών για την κατασκευή ανελκυστήρων, αύξηση ωφέλιμων φορτίων εξαιτίας της προσθήκης ορόφων, κ.ά.). β) Οι πιθανές βλάβες από προσκρούσεις οχημάτων και εκρήξεις (blast loading). γ) Τα λάθη που έγιναν κατά τη σύλληψη (μελέτη) ή και την εκτέλεση της κατασκευής (εφαρμογή της μελέτης). δ) Η επίδραση των περιβαλλοντικών συνθηκών όπως: κύκλοι ψύξης - απόψυξης, ύγρανσης - ξήρανσης, πυρκαϊά και κυρίως η διάβρωση του χαλύβδινου οπλισμού είτε λόγω γειτνίασης της κατασκευής με τη θάλασσα είτε λόγω της χρήσης αλατιού για το λιώσιμο του πάγου (περιοχές κυρίως με βαρύ χειμώνα). Επιπλέον, τα τελευταία τριάντα περίπου χρόνια έχει αυξηθεί δραματικά η γνώση γύρω από τις βλάβες που επιφέρουν οι ισχυροί σεισμοί στις κατασκευές οπλισμένου σκυροδέματος. Με αυτόν δυστυχώς τον ανεπιθύμητο τρόπο που στοίχισε την απώλεια ανθρώπινων ζωών και δημιούργησε ανυπολόγιστες υλικές ζημιές, διαφωτίστηκε η τρωτότητα των φερόντων στοιχείων μιας κατασκευής οπλισμένου σκυροδέματος και κατευθύνθηκε η παγκόσμια έρευνα πάνω στον αντισεισμικό σχεδιασμό των κατασκευών. Η αξιοποίηση της περίσσειας γνώσης που έχει προκύψει από την παγκόσμια έρευνα έχει πλέον ενσωματωθεί στους σύγχρονους αντισεισμικούς κανονισμούς, των οποίων η φιλοσοφία έχει αλλάξει καθολικά σε σύγκριση με τους παλαιότερους. Χαρακτηριστικό παράδειγμα αποτελεί ο πρώτος Ελληνικός Αντισεισμικός Κανονισμός (1959) με τα πρόσθετα άρθρα του 1984, ο οποίος θεωρούσε τη σεισμική δράση σαν οριζόντιο φορτίο που ήταν ποσοστό των κατακόρυφων φορτίων της κατασκευής, χωρίς να λαμβάνει καθόλου υπόψιν τη

35 Κεφάλαιο 1 ο Εισαγωγή 3 δυναμική φύση του φαινομένου. Οι ακόμα παλαιότερες κατασκευές σχεδιάζονταν μόνο για κατακόρυφα φορτία. Άρα η ανάγκη ενίσχυσης κρίνεται απαραίτητη όχι μόνο στις παλιές κατασκευές που παρουσίασαν βλάβες μετά από σεισμούς, αλλά ακόμα και σε αυτές που μέχρι τώρα δεν έχουν παρουσιάσει προβλήματα, έτσι ώστε να βελτιωθεί ο βαθμός ασφαλείας τους και να πληρούν τις απαιτήσεις των σύγχρονων κανονισμών. 1.2 Η ΑΝΑΓΚΗ ΕΝΙΣΧΥΣΗΣ ΤΩΝ ΥΠΟΣΤΥΛΩΜΑΤΩΝ Τα υποστυλώματα αποτελούν τα κρισιμότερα δομικά στοιχεία των κατασκευών οπλισμένου σκυροδέματος. Οι σύγχρονοι αντισεισμικοί κανονισμοί θεωρούν ότι ακόμα και αν μια κατασκευή έχει υποστεί σημαντικές βλάβες (επισκευάσιμες ή μη) στο φέροντα οργανισμό της, τα κατακόρυφα φορτία θα εξακολουθήσουν να μεταφέρονται από τα υποστυλώματα και η κατασκευή δεν θα καταρρεύσει (οιονεί κατάρρευση). Γι αυτό το λόγο, η ενίσχυση των υποστυλωμάτων κατασκευών που σχεδιάστηκαν με παλαιότερους κανονισμούς πρέπει να προηγείται έναντι των πιθανών επεμβάσεων ενίσχυσης στα υπόλοιπα φέροντα μέλη της κατασκευής (π.χ. δοκοί, κόμβοι). Οι έμφυτες ανεπάρκειες πολλών εκ των υφισταμένων υποστυλωμάτων μπορούν να ταξινομηθούν, όπως ακολουθεί Ανεπαρκής Καμπτική Αντοχή Ο συντελεστής πλευρικών δυνάμεων ήταν σύμφωνα με τους παλιούς αντισεισμικούς κανονισμούς πολύ μικρός (της τάξης του 10%), με αποτέλεσμα να προκύπτει χαμηλό ποσοστό διαμήκους οπλισμού για τα υποστυλώματα. Έτσι τα τελευταία, κάτω από έντονες σεισμικές φορτίσεις, φτάνουν γρήγορα τη διαρροή τους (σε μικρή οριζόντια μετακίνηση) και αυξάνονται σημαντικά οι ανάγκες πλαστιμότητάς τους. Τα πράγματα γίνονται ακόμα πιο κρίσιμα για τα υφιστάμενα υποστυλώματα από πλευρά καμπτικής αντοχής αν κάποιος θεωρήσει τις αντιλήψεις των σύγχρονων κανονισμών, περί ικανοτικού σχεδιασμού. Ο ικανοτικός σχεδιασμός είναι το βασικό εργαλείο που διαθέτουν στο Μελετητή η Αντισεισμική Τεχνολογία και οι Αντισεισμικοί Κανονισμοί για να κατευθύνει τη συνολική απαίτηση παραμόρφωσης και απορρόφησης ενέργειας σ' εκείνα τα μέλη και περιοχές του δομικού συστήματος που κρίνει σκοπιμότερο. Ο ικανοτικός σχεδιασμός των υποστυλωμάτων σε κάμψη απαιτεί την υπερδιαστασιολόγησή τους σε σύγκριση με τις δοκούς, με στόχο να επιβληθεί κινηματικά η μεγαλύτερη δυνατή διασπορά των απαιτήσεων ανελαστικής παραμόρφωσης και απορρόφησης ενέργειας καθ' ύψος του δομικού συστήματος. Λόγω της επιρροής της (θλιπτικής)

36 Κεφάλαιο 1 ο Εισαγωγή 4 αξονικής δύναμης, τα κατακόρυφα στοιχεία είναι εγγενώς λιγότερο πλάστιμα από τις δοκούς. Επίσης είναι σημαντικότερα από τις δοκούς για την ασφάλεια του συνόλου. Ετσι, χρειάζεται να προστατευθούν από το ενδεχόμενο να διαρρεύσουν σε κάμψη και να αναπτύξουν πλαστικές αρθρώσεις στα άκρα τους, προτού αυτό συμβεί στις δοκούς. Η εξασφάλιση του ικανοτικού σχεδιασμού των υποστυλωμάτων για τις υφιστάμενες κατασκευές είναι γενικά πολύ δύσκολη, αν όχι αδύνατη, για δύο κυρίως λόγους (εκτός του χαμηλού ποσοστού διαμήκους οπλισμού των υποστυλωμάτων): (α) οι διατομές των δοκών είναι συνήθως μεγαλύτερες από αυτές των υποστυλωμάτων και (β) οι δοκοί που πλαισιώνουν ένα υποστύλωμα είναι περισσότερες. Έτσι δημιουργείται μια τυπική κατάσταση ανεπάρκειας ισχυρών δοκών ασθενών υποστυλωμάτων, η οποία μπορεί να οδηγήσει στο σχηματισμό μαλακού ορόφου και την κατάρρευση. Αυτή η κατάσταση εξαλείφεται αυξάνοντας την καμπτική αντίσταση όλων των ασθενών υποστυλωμάτων, μεταφέροντας με αυτό τον τρόπο τις πλαστικές αρθρώσεις στις δοκούς και εξασφαλίζοντας έτσι τη νέα (επιθυμητή) κατάσταση ασθενών δοκών ισχυρών υποστυλωμάτων. Αυτό μπορεί να επιτευχθεί με την (κατάλληλη) καμπτική ενίσχυση των διατομών των υποστυλωμάτων σε ένα δεδομένο κόμβο, έτσι ώστε το άθροισμα των καμπτικών ροπών αντοχής των υποστυλωμάτων να είναι μεγαλύτερο από το άθροισμα των καμπτικών ροπών αντοχής των δοκών. Επισημαίνεται ότι χαρακτηριστική της τάσης για δημιουργία μαλακού ορόφου είναι η τιμή του λόγου Σ(ΣMR b )/Σ(ΣMR c ) για κάθε όροφο, όπου το εξωτερικό άθροισμα αφορά όλους τους κόμβους του ορόφου, ενώ ΣMR b και ΣMR c είναι τα αθροίσματα των (τιμών σχεδιασμού των) καμπτικών αντοχών των δοκών και των υποστυλωμάτων που συντρέχουν στον εξεταζόμενο κόμβο, αντίστοιχα. Τιμές του λόγου μικρότερες του 1.0 δείχνουν τάση για σχηματισμό μηχανισμού δοκών, ενώ τιμές του λόγου μεγαλύτερες του 1.0 δείχνουν τάση για σχηματισμό μαλακού ορόφου. Στο Σχ. 1.1 παρουσιάζεται σχηματικά η δημιουργία του μηχανισμού του μαλακού ορόφου, καθώς και ορισμένες τυπικές μορφές καταρρεύσεων κτιρίων οπλισμένου σκυροδέματος εξαιτίας του εν λόγω μηχανισμού.

37 Κεφάλαιο 1 ο Εισαγωγή 5 (γ) (α) (δ) (β) (ε) Σχήμα 1.1 (α) Σχηματισμός μηχανισμού μαλακού ορόφου σε ασθενή υποστυλώματα - ισχυρές δοκούς [Fardis (2006)], (β) τυπική μορφή αστοχίας ασθενούς υποστυλώματος στην περιοχή του κόμβου, (γ) (ε) καταρρεύσεις κτιρίων οπλισμένου σκυροδέματος εξαιτίας της δημιουργίας μαλακού ορόφου Μειωμένη Ικανότητα Παραμόρφωσης Η μειωμένη ικανότητα ανάληψης ανελαστικών παραμορφώσεων από τα υφιστάμενα παλαιού τύπου υποστυλώματα, αποδίδεται στη διαπιστούμενη ανεπάρκεια των λεπτομερειών όπλισης του παρελθόντος. Μια καθιερωμένη πρακτική, τόσο για τα κυκλικά όσο και για τα ορθογωνικά υποστυλώματα, αποτελούσε η χρήση λείων συνδετήρων διαμέτρου 8 mm ή 10 mm, τοποθετημένων σε αραιές αποστάσεις της τάξης των 300 mm, ανεξαρτήτως των διαστάσεων της

38 Κεφάλαιο 1 ο Εισαγωγή 6 διατομής των υποστυλωμάτων. Ακόμα η συνήθης πρακτική περιελάμβανε το κλείσιμο των συνδετήρων με τα άγκιστρα κεκαμμένα κατά 90 ο, αντί της επαρκούς αγκύρωσής τους προς τον πυρήνα του σκυροδέματος (δηλαδή μέσω της κάμψης τους κατά 135 ο ), με αποτέλεσμα οι συνδετήρες να ανοίγουν. Έτσι εκτός του χαμηλού ποσοστού του εγκάρσιου οπλισμού η αποτελεσματικότητα της περίσφιγξης στα υφιστάμενα υποστυλώματα υποβαθμίζεται σημαντικά λόγω των ανορθόδοξων κατασκευαστικών πρακτικών. Σήμερα γνωρίζουμε ότι αυτά τα παλαιού τύπου υποστυλώματα, που ο σχεδιασμός τους έχει βασιστεί αποκλειστικά σε κριτήρια αντοχής, υπόκεινται σε πρόσθετες επιβαρύνσεις λόγω της ανεπαρκούς περίσφιγξης, που μεταφράζεται σε ταχύτατη απομείωση της καμπτικής αντοχής τους όταν υποβάλλονται σε ανακυκλιζόμενη φόρτιση. Μάλιστα σε προχωρημένα στάδια θλιπτικών παραμορφώσεων, όπου αποτινάσσεται η επικάλυψη του σκυροδέματος και οι διαμήκεις ράβδοι λυγίζουν, η απομείωση της καμπτικής αντοχής των υποστυλωμάτων συνοδεύεται και από σημαντική απώλεια της φέρουσας ικανότητάς τους έναντι των κατακόρυφων φορτίων, η οποία μπορεί να οδηγήσει ακόμα (σε σπάνιες περιπτώσεις) και στην κατάρρευση της κατασκευής. Τυπικές αστοχίες υποστυλωμάτων στην περιοχή της πλαστικής άρθρωσης λόγω ανεπαρκούς περίσφιγξης παρουσιάζονται στο Σχ Η αντιμετώπιση των ανεπαρκώς περισφιγμένων υποστυλωμάτων αντιμετωπίζεται αποτελεσματικά σήμερα με την προσθήκη διαφόρων τύπων (εξωτερικού) οπλισμού περίσφιγξης στην κρίσιμη περιοχή της πλαστικής άρθρωσης. Σχήμα 1.2 Αστοχίες υποστυλωμάτων στην περιοχή της πλαστικής άρθρωσης λόγω ανεπαρκούς περίσφιγξης.

39 Κεφάλαιο 1 ο Εισαγωγή Αβέβαιη Καμπτική Αντοχή και Πλαστιμότητα Σε υφιστάμενες κατασκευές πολλά προβλήματα πτωχής αντισεισμικής συμπεριφοράς άπτονται του μηχανισμού συνάφειας μεταξύ ράβδων οπλισμού και σκυροδέματος σε περιοχές ματίσεων των διαμήκων οπλισμών (π.χ. ακριβώς πάνω από τη βάση του κάθε ορόφου, όπου σύμφωνα με τις σύγχρονες αντιλήψεις αντισεισμικού σχεδιασμού προβλέπεται η πραγματοποίηση πλαστικών αρθρώσεων, χωρίς όμως την πρόβλεψη περίσφιγξης μέσω εγκάρσιου οπλισμού). Συνηθισμένα αίτια αστοχιών σε περιοχές ματίσεων είναι το μικρό μήκος μάτισης και/ή η χρήση λείων ράβδων χωρίς επαρκή άγκιστρα (σπανιότερα), οπότε η αντοχή σε συνάφεια εξαρτάται κυρίως από το μηχανισμό τριβής στο διάστημα που αναπτύσσεται η αγκύρωση. Σε πολλά από τα υφιστάμενα κτίρια η ένωση του διαμήκους οπλισμού των υποστυλωμάτων με τις αρχικές ράβδους που εκτείνονταν από το θεμέλιο έχει γίνει με πολύ μικρό μήκος υπερκάλυψης, που σε ορισμένες περιπτώσεις δεν ξεπερνά τις 20 διαμέτρους των ράβδων. Τέτοια μήκη είναι ασφαλώς ανεπαρκή (όπως έχει πειραματικά αποδειχθεί) για τη μεταφορά των δυνάμεων κατά μήκος της διεπιφάνειας ράβδων σκυροδέματος μέσω συνάφειας, με αποτέλεσμα οι διαμήκεις ράβδοι να μη φτάνουν τη διαρροή τους. Ακόμα όμως και για μεγαλύτερα μήκη υπερκάλυψης (π.χ διαμέτρους των ράβδων) τα οποία εξασφαλίζουν τη διαρροή των διαμήκων ράβδων και την ανάπτυξη της καμπτικής αντοχής των υποστυλωμάτων, η ένωση των διαμήκων ράβδων δεν πρέπει να πραγματοποιείται στην περιοχή της πλαστικής άρθρωσης. Σε αυτές τις περιπτώσεις οι αστοχίες που έχουν παρατηρηθεί μετά από ισχυρές σεισμικές διεγέρσεις είναι ψαθυρού τύπου και εκδηλώνονται με ολίσθηση των ματιζομένων ράβδων. Οι σύγχρονοι κανονισμοί αναγνωρίζοντας το γεγονός ότι η απώλεια της συνάφειας των ενωμένων με υπερκάλυψη ράβδων επηρεάζει την πλαστιμότητα των υποστυλωμάτων επιβάλλουν οι επικαλύψεις των ματίσεων να γίνονται εκτός κόμβων και εκτός περιοχών δημιουργίας πλαστικής άρθρωσης Ανεπαρκής Διατμητική Αντοχή Η εκτίμηση της καμπτικής αντοχής με ελαστικές μεθόδους σε συνδυασμό με τις λιγότερο συντηρητικές διατάξεις που εφαρμόζονταν τις προηγούμενες δεκαετίες για τον υπολογισμό της διατμητικής αντοχής, οδήγησαν στο σχεδιασμό ορισμένων κοντών υποστυλωμάτων που η καμπτική αντοχή τους ξεπερνούσε την πραγματική διατμητική τους. Η ανεπαρκής αγκύρωση του εγκάρσιου οπλισμού περίσφιγξης συνέβαλλε στην όξυνση αυτού του προβλήματος. Έτσι η μορφή αστοχίας των υφιστάμενων υποστυλωμάτων με χαμηλή τιμή του λόγου διάτμησης (L v <2.5) είναι πιθανόν να περιλαμβάνει ψαθυρή διατμητική αστοχία με χαμηλή πλαστιμότητα και εξαιρετικά

40 Κεφάλαιο 1 ο Εισαγωγή 8 μειωμένη ικανότητα απορρόφησης ενέργειας. Η ακολουθία της διατμητικής αστοχίας συνοψίζεται ως εξής: Εμφάνιση διαγωνίων ρωγμών όταν ξεπερασθεί η εφελκυστική αντοχή του σκυροδέματος. Άνοιγμα των διαγωνίων ρωγμών και θραύση της επικάλυψης. Άνοιγμα ή θραύση των συνδετήρων ή και του κατακόρυφου οπλισμού. Λυγισμός των κατακόρυφων ράβδων οπλισμού και Αποσάθρωση του πυρήνα του σκυροδέματος. Τυπικές μορφές διατμητικών αστοχιών υποστυλωμάτων οπλισμένου σκυροδέματος παρουσιάζονται στο Σχ. 1.3, [Fardis (2006)]: Σχήμα 1.3 Διατμητικές αστοχίες υποστυλωμάτων (στις δύο τελευταίες η αστοχία προκύπτει πιθανότατα μετά τη διαρροή), [Fardis (2006)].

41 Κεφάλαιο 1 ο Εισαγωγή Η ΚΑΤΑΣΤΑΣΗ ΣΗΜΕΡΑ Ενισχύσεις Υποστυλωμάτων με Συμβατικές Τεχνικές Οι συμβατικές τεχνικές ενίσχυσης των υποστυλωμάτων διακρίνονται σε δύο κατηγορίες ανάλογα με το αν ο στόχος της ενίσχυσης είναι η αύξηση της αντοχής ή η αύξηση της πλαστιμότητας των υποστυλωμάτων. Στην πρώτη περίπτωση η ενίσχυση είναι δυνατή μέσω αύξησης της διατομής του υποστυλώματος με νέες στρώσεις σκυροδέματος και νέους οπλισμούς κατασκευάζοντας ένα μανδύα οπλισμένου σκυροδέματος γύρω από το αρχικό υποστύλωμα. Η μέθοδος αυτή είναι μια από τις αποτελεσματικότερες για την ενίσχυση υποστυλωμάτων αλλά και η πιο δύσκολη, δοθέντος ότι προϋποθέτει τις πιο πολλές φορές μανδύες σε όλα τα δομικά στοιχεία που συνδέονται με τα υποστυλώματα, με αποτέλεσμα να χρειάζεται επίπονη προετοιμασία πριν την εφαρμογή της, όπως εκτραχύνσεις επιφανειών, διατρήσεις πλακών για τη διέλευση οπλισμών και αποκατάσταση του σκυροδέματος με εποξειδικές ρητίνες ή μη συρρικνούμενο τσιμεντοκονίαμα. Η μέθοδος εφαρμόζεται στην περίπτωση πλήρους ανασχεδιασμού της κατασκευής, αφού μπορεί να αντιστρέψει καταστάσεις όπως ισχυρές δοκοί ασθενή υποστυλώματα. Είτε χρησιμοποιείται εκτοξευόμενο σκυρόδεμα είτε έγχυτο, η αντοχή του θα πρέπει να υπερβαίνει αυτή του υπάρχοντος κατά 5 MPa τουλάχιστον. Περισσότερες πληροφορίες και κατασκευαστικές λεπτομέρειες μανδυών οπλισμένου σκυροδέματος έχουν δοθεί από το Δρίτσο (2003). Στη δεύτερη περίπτωση, όπου ζητούμενο είναι η αύξηση της πλαστιμότητας των υποστυλωμάτων, η ενίσχυση επιτυγχάνεται μέσω περίσφιγξης με εξωτερικώς επικολλούμενα μεταλλικά στοιχεία. Η επιβολή εξωτερικής περίσφιγξης με μεταλλικά στοιχεία μπορεί να γίνει με διάφορους τρόπους, ανάλογα με τον τρόπο κατασκευής του μανδύα, όπως είναι: η προσθήκη ελασμάτων, ο συνδυασμός γωνιακών και λαμών ανά αποστάσεις (τεχνική του μεταλλικού κλωβού) που ακολουθείται από κάλυψη των κενών μεταξύ μεταλλικού κλωβού και σκυροδέματος από ένα μη συρρικνούμενο κονίαμα, η τοποθέτηση εξωτερικού σπειροειδούς οπλισμού, η εφαρμογή ανά αποστάσεις μεταλλικών ελασμάτων (λωρίδων) και η κατασκευή ολόσωμου μεταλλικού μανδύα καθ ύψος του υποστυλώματος. Οι βασικότερες αδυναμίες που προκύπτουν από την εφαρμογή μανδυών οπλισμένου σκυροδέματος εντοπίζονται τόσο στην αύξηση των διαστάσεων των προς ενίσχυση υποστυλωμάτων, με άμεση συνέπεια την αλλαγή της γεωμετρίας και στατικότητας του συνολικού φορέα, όσο και στις κατασκευαστικές δυσκολίες που αναφέρθηκαν παραπάνω. Όσον αφορά τις επεμβάσεις ενισχύσεων με μεταλλικούς μανδύες το σημαντικότερο πρόβλημα σχετίζεται με την έλλειψη ανθεκτικότητας του απροστάτευτου μεταλλικού οπλισμού ενίσχυσης έναντι διάβρωσης.

42 Κεφάλαιο 1 ο Εισαγωγή 10 Έτσι προκειμένου να αυξηθεί η ταχύτητα τοποθέτησης των μανδυών, να μειωθεί η παρενόχληση της λειτουργίας του προς ενίσχυση κτιρίου κατά τη φάση της επέμβασης, να αντιμετωπιστούν αποτελεσματικότερα τα προβλήματα ανθεκτικότητας των οπλισμών ενίσχυσης και τέλος να μην μεταβάλλεται η αρχική γεωμετρία των ενισχυόμενων υποστυλωμάτων, κατασκευάστηκαν διαφορετικοί τύποι μανδυών από προηγμένα σύνθετα υλικά Ενισχύσεις Υποστυλωμάτων με Μανδύες Συνθέτων Υλικών Γενικά Τα τελευταία 20 χρόνια έχει αναπτυχθεί μία νέα τεχνική ενίσχυσης, η οποία βασίζεται στη χρήση προηγμένων υλικών που αποτελούνται από το συνδυασμό ινών (π.χ. άνθρακα, γυαλιού, αραμιδίου, βασάλτη) σε μήτρα εποξειδικής ρητίνης. Τα υλικά αυτά, γνωστά ως ινοπλισμένα πολυμερή (Fibre Reinforced Polymers FRP) ή απλώς σύνθετα υλικά, χαρακτηρίζονται από εξαιρετικές ιδιότητες, που κάνουν την εφαρμογή τους στα τεχνικά έργα, και ιδιαίτερα στο πεδίο των ενισχύσεων/επισκευών ιδιαίτερα ελκυστική. Η εφαρμογή τους ως οπλισμός ενίσχυσης στοιχείων οπλισμένου σκυροδέματος ή φέρουσας τοιχοποιίας συνίσταται στη μέσω εποξειδικών ρητινών επικόλλησή τους σε εξωτερικές επιφάνειες δομικών μελών, με προσανατολισμό ινών τέτοιο ώστε να παραλαμβάνουν εφελκυστικές δυνάμεις. Η τεχνική ενισχύσεων με ινοπλισμένα πολυμερή (ΙΟΠ) αξιοποιεί τις ευνοϊκές ιδιότητες των υλικών αυτών, όπως είναι η ανθεκτικότητα σε διάβρωση, το χαμηλό βάρος (περίπου 1/4-1/5 του χάλυβα), η διατήρηση των αρχικών διαστάσεων για τα ενισχυόμενα μέλη, η εξαιρετικά υψηλή (εφελκυστική) αντοχή (πολλαπλάσια του κοινού χάλυβα), η διαθεσιμότητα των υλικών σε πολύ μεγάλα μήκη και η μεγάλη ευκαμψία τους, με αποτέλεσμα η αντίστοιχη τεχνική ενίσχυσης να χαρακτηρίζεται από εξαιρετική ευκολία και ταχύτητα εφαρμογής, ακόμα και σε τμήματα κατασκευών με δύσκολη πρόσβαση. Έτσι, τόσο διεθνώς όσο και στη χώρα μας, ο αριθμός επεμβάσεων σε υφιστάμενα δομήματα όπου γίνεται χρήση ΙΟΠ αυξάνεται με ταχείς ρυθμούς. Προς την κατεύθυνση αυτή έχει βοηθήσει σημαντικά και η πλούσια διεθνής βιβλιογραφία, η οποία έχει φωτίσει πάρα πολλές πτυχές του πεδίου των επεμβάσεων με ΙΟΠ Βιβλιογραφική Ανασκόπηση Οι βιβλιογραφικές αναφορές γύρω από το πεδίο των ενισχύσεων στοιχείων οπλισμένου σκυροδέματος με σύνθετα υλικά είναι πολυάριθμες. Από τον εκτεταμένο αριθμό άρθρων που έχουν δημοσιευτεί είτε σε επιστημονικά περιοδικά είτε σε συνέδρια, καλύπτεται ένα ευρύ φάσμα εφαρμογών επεμβάσεων ενισχύσεων, η εκτενής αναφορά των οποίων ξεφεύγει από τους

43 Κεφάλαιο 1 ο Εισαγωγή 11 σκοπούς της παρούσας διδακτορικής διατριβής. Οι βασικότερες αρχές που διέπουν τη χρήση των συνθέτων υλικών ως υλικά ενίσχυσης κατασκευών οπλισμένου σκυροδέματος συνοψίζονται π.χ. από τους Τριανταφύλλου (2003) και Teng et al. (2001). Η βιβλιογραφική ανασκόπηση που ακολουθεί επικεντρώνεται στην αντισεισμική ενίσχυση υποστυλωμάτων με μανδύες συνθέτων υλικών. Σε επεμβάσεις αντισεισμικής ενίσχυσης υποστυλωμάτων όπου ζητούμενο είναι η αύξηση της παραμορφωσιμότητάς τους κατά την αστοχία, η χρήση μανδυών συνθέτων υλικών έχει πειραματικά αποδειχθεί εξαιρετικά αποτελεσματική για την αναβάθμιση των ανεπαρκώς οπλισμένων υποστυλωμάτων. Πιο συγκεκριμένα, τα ΙΟΠ που εφαρμόζονται με τη μορφή συνεχών μανδυών στα υποστυλώματα είναι πολύ αποτελεσματικά στην ανάληψη τέμνουσας δύναμης και για την εξασφάλιση επαρκούς περίσφιγξης στη θλιβόμενη ζώνη του σκυροδέματος, με αποτέλεσμα την προστασία των ενισχυόμενων υποστυλωμάτων έναντι των περισσότερων μορφών αστοχίας όπως: διάτμηση, σύνθλιψη του σκυροδέματος, λυγισμός των διαμήκων ράβδων και αστοχία λόγω απώλειας της συνάφειας σε περιοχές ανεπαρκών ενώσεων των διαμήκων ράβδων Ενίσχυση Υποστυλωμάτων σε Διάτμηση Από τα πειραματικά αποτελέσματα πολλών εργασιών [π.χ. Priestley and Seible (1995), Masukawa et al. (1997), Fujisaki et al. (1997), Sirbu et al. (1998), Xiao et al. (1999), Matsuzaki et al. (2000)], φαίνεται ότι η διατμητική αντοχή των υποστυλωμάτων αυξάνεται με την αύξηση του πάχους του εξωτερικού μανδύα συνθέτων υλικών. Η συμπεριφορά των ενισχυμένων υποστυλωμάτων γίνεται πιο πλάστιμη. Οι βρόχοι δύναμης - μετατόπισης παρουσιάζουν μικρότερη στένωση (pinching) και η ικανότητα του μέλους να απορροφά ενέργεια αυξάνεται Ενίσχυση Κρίσιμων Περιοχών Υποστυλωμάτων με Στόχο την Αύξηση της Πλαστιμότητας Η περίσφιγξη των υποστυλωμάτων στις περιοχές πλαστικών αρθρώσεων (άκρα υποστυλωμάτων) είναι κρίσιμη όχι μόνο για την ακεραιότητα του μέλους, ιδίως όταν αυτό υπόκειται σε μεγάλες σχετικές μετακινήσεις, άλλα και συνολικά της κατασκευής. Πλήθος εργασιών έχουν αποδείξει πειραματικά ότι περισφίγγοντας τις κρίσιμες περιοχές των υποστυλωμάτων με μανδύες συνθέτων υλικών μπορούν να επιτευχθούν σημαντικά μεγάλοι δείκτες πλαστιμότητας μετακινήσεων, μ Δ, καθώς η ενεργοποίηση του μανδύα κατά την εγκάρσια διεύθυνση έχει ως αποτέλεσμα: την αύξηση της θλιπτικής αντοχής και της παραμορφωσιμότητας

44 Κεφάλαιο 1 ο Εισαγωγή 12 του σκυροδέματος, την καθυστέρηση της εμφάνισης λυγισμού των διαμήκων ράβδων σε περιοχές με αραιή διάταξη συνδετήρων και τη βελτίωση των συνθηκών συνάφειας μεταξύ ράβδων οπλισμού και σκυροδέματος σε περιοχές με ανεπαρκείς ενώσεις των ράβδων με υπερκάλυψη. Χαρακτηριστικά αναφέρονται οι πρώτες και ορισμένες από τις σημαντικότερες εργασίες που φώτισαν την ευεργετική επιρροή των τοπικών μανδυών από σύνθετα υλικά (τοποθετημένων στις κρίσιμες περιοχές των υποστυλωμάτων) στην αύξηση της παραμορφωσιμότητάς τους κατά την αστοχία, οι οποίες είναι: Saadatmanesh et al. (1996), Seible et al. (1997), Vintzileou et al. (1998), Fukuyama et al. (1999), Seible et al. (1999), Mutsuyoshi et al.(1999), Saiidi et al. (2000), Sheikh et al. (2000), Iacobucci et al. (2003), Bousias et al. (2004), και Memon and Sheikh (2005). Στις εργασίες αυτές αναφέρθηκε σημαντική αύξηση της πλαστιμότητας των ενισχυμένων με τοπικούς μανδύες ΙΟΠ δοκιμίων σε σχέση με τα δοκίμια που δοκιμάστηκαν χωρίς ενίσχυση. Ο λυγισμός των διαμήκων ράβδων καθυστερείται ή αποτρέπεται ανάλογα με το πάχος - δυσκαμψία του μανδύα ΙΟΠ. Για εύκαμπτους μανδύες, ο λυγισμός των διαμήκων ράβδων και η αστοχία του σκυροδέματος της θλιβόμενης ζώνης δεν καθυστερούνται σημαντικά, με αποτέλεσμα την περιορισμένη αύξηση της παραμορφωσιμότητας των ενισχυμένων υποστυλωμάτων. Διατυπώθηκε ότι για την επίτευξη μεγάλης αύξησης της πλαστιμότητας (μέσω καθυστέρησης του λυγισμού) θα πρέπει ο εφαρμοζόμενος μανδύας ΙΟΠ να έχει επαρκή δυσκαμψία. Παρόλα αυτά όμως, η μελέτη της αλληλεπίδρασης μεταξύ του μανδύα ΙΟΠ και των διαμήκων ράβδων, κατά την έναρξη και εξέλιξη του λυγισμού των τελευταίων, δεν έχει εκπονηθεί μέχρι σήμερα για την περίπτωση καμπτομένων υποστυλωμάτων πλήρους κλίμακας. Η ευνοϊκή δράση της περίσφιγξης που παρέχουν οι μανδύες συνθέτων υλικών σε περιοχές υπερκάλυψης των διαμήκων ράβδων έχει μελετηθεί εκτενώς από αρκετές ερευνητικές εργασίες [π.χ. Saadatmanesh et al. (1997), Seible et al. (1997), Restrepo et al. (1998), Ma and Xiao (1999), Osada et al. (1999), Ma et al. ( 2000), Chang et al. (2001), Haroun et al. (2001), Saatcioglu and Elnabelsy (2001), Harries et al. (2003), Schlick and Brena (2004), Bousias et al. (2007)]. Στις εργασίες αυτές καταδεικνύεται ότι η περίσφιγξη που παρέχουν οι μανδύες ΙΟΠ βελτιώνει τις συνθήκες συνάφειας μεταξύ ράβδων οπλισμού και σκυροδέματος σε περιοχές με ενώσεις ράβδων, με αποτέλεσμα την αύξηση της αντοχής και της ικανότητας παραμόρφωσης των ενισχυμένων μελών. Οι Seible et al. (1997) μάλιστα, βασισμένοι σε πειραματικά αποτελέσματα, διετύπωσαν μία επί πλέον συνθήκη, σύμφωνα με την οποία για να εξασφαλισθεί η συνάφεια ράβδου σκυροδέματος θα πρέπει η εγκάρσια παραμόρφωση (διόγκωση του σκυροδέματος) να μην ξεπερνά μία κρίσιμη τιμή, γύρω στο Έτσι, κατά το σχεδιασμό του πάχους μανδύα, η ενεργή τάση σχεδιασμού των συνθέτων υλικών f fde έχει καθιερωθεί να λαμβάνεται ίση με μια

45 Κεφάλαιο 1 ο Εισαγωγή 13 μέση τιμή, E, ανεξαρτήτως του μήκους παράθεσης των διαμήκων ράβδων. Όμως ο f μηχανισμός με τον οποίο η περίσφιγξη με μανδύες ΙΟΠ συνεισφέρει στη βελτίωση των συνθηκών συνάφειας μεταξύ ράβδων οπλισμού - σκυροδέματος δεν έχει μελετηθεί σε βάθος, μέχρι σήμερα. Διερευνώντας πειραματικά και αναλυτικά το μηχανισμό ενεργοποίησης των μανδυών συνθέτων υλικών έναντι διάρρηξης του σκυροδέματος, θα ήταν δυνατός ο (προσεγγιστικός) προσδιορισμός της ενεργοποίησης των μανδυών ΙΟΠ στην εγκάρσια διεύθυνση συναρτήσει του μήκους υπερκάλυψης των ράβδων. Έτσι θα μπορούσε να επιτευχθεί ένας ορθολογικότερος σχεδιασμός του πάχους μανδύα συνθέτων υλικών για την ενίσχυση υποστυλωμάτων με κοντά μήκη υπερκάλυψης. Συνολικά, παρόλα τα πλεονεκτήματά της, η τεχνική ενίσχυσης υποστυλωμάτων με μανδύες ΙΟΠ έχει ορισμένες εγγενείς αδυναμίες, οι οποίες οφείλονται τόσο στη χρήση ρητινών (κατά κανόνα εποξειδικών), όσο και στην αδυναμία τους για καμπτική ενίσχυση υποστυλωμάτων οπλισμένου σκυροδέματος. 1.4 ΑΔΥΝΑΜΙΕΣ ΤΩΝ ΙΟΠ ΚΑΙ ΠΡΟΤΕΙΝΟΜΕΝΕΣ ΜΕΘΟΔΟΙ ΕΝΙΣΧΥΣΗΣ Προβλήματα που Προκύπτουν από τη Χρήση των Ρητινών Οι αδυναμίες που σχετίζονται με τη χρήση εποξειδικών ρητινών αφορούν: (α) στην πτωχή συμπεριφορά (απώλεια αντοχής) των ρητινών σε θερμοκρασίες πάνω από τη θερμοκρασία υαλώδους μετάπτωσης (της τάξης των ο C), (β) στο σχετικά υψηλό κόστος των ρητινών, (γ) στην αδυναμία εφαρμογής σε υγρές επιφάνειες (εκτός αν γίνει χρήση ρητινών ειδικού τύπου), (δ) στον περιορισμό της ικανότητας αναπνοής των δομικών στοιχείων που καλύπτονται από μανδύες ΙΟΠ, (ε) στην ασυμβατότητα ρητινών με υλικά ιστορικών κατασκευών και (στ) στη δυσκολία διεξαγωγής μη καταστροφικής αποτίμησης πιθανών βλαβών πίσω από μανδύες ΙΟΠ μετά από σεισμούς. Μια εκ πρώτης όψεως λογικοφανής λύση στα παραπάνω προβλήματα θα μπορούσε να είναι η αντικατάσταση της ρητίνης, η οποία αποτελεί το συνδετικό υλικό μεταξύ των συνεχών ινών, δηλαδή τη μήτρα, με πολύ λεπτόκοκκο υλικό ανόργανης σύστασης, π.χ. τύπου κονιάματος με βάση το τσιμέντο. Τέτοιες λύσεις έχουν δοκιμασθεί τα τελευταία χρόνια χωρίς ιδιαίτερη επιτυχία, διότι η κοκκομετρία των κονιαμάτων, ακόμα και των εξαιρετικά λεπτόκοκκων, δεν επιτρέπει τον πλήρη εμποτισμό των ινών, με αποτέλεσμα την εμφάνιση πτωχών χαρακτηριστικών συνάφειας μεταξύ των ινών και του μητρικού υλικού (κονίαμα). Μια ενδιαφέρουσα εναλλακτική πρόταση, η οποία αναπτύσσεται και μελετάται συστηματικά στην παρούσα διδακτορική διατριβή, είναι αυτή

46 Κεφάλαιο 1 ο Εισαγωγή 14 της αντικατάστασης των συμβατικών υφασμάτων συνεχών ινών (συνήθως) μίας διεύθυνσης με υφάσματα ινών σε μορφή πλέγματος (textile) με βροχίδες. Τα πλέγματα αυτά μπορούν να κατασκευάζονται από δέσμες ινών ανά αποστάσεις σε δύο ή περισσότερες διευθύνσεις, έτσι ώστε να εξασφαλίζεται η καλή συνεργασία ινών μητρικού υλικού (δηλαδή κονιάματος) κυρίως μέσω μηχανικής εμπλοκής του κονιάματος στα κενά μεταξύ των δεσμών. Ο όρος που έχει προταθεί από τους Triantafillou et al. (2006) στη διεθνή βιβλιογραφία για τα νέα αυτά σύνθετα υλικά μανδυών ενίσχυσης είναι Textile - Reinforced Mortars (TRM), ενώ στην Ελληνική γλώσσα θα μπορούσε να αποδοθεί ως Ινοπλέγματα σε Ανόργανη Μήτρα (ΙΑΜ). Τα πλέγματα αυτά παρασκευάζονται από συνήθεις ίνες άνθρακα, γυαλιού κλπ. Σημειώνεται πάντως ότι στην περίπτωση πλεγμάτων από ίνες γυαλιού θα πρέπει να γίνεται είτε χρήση γυαλιού τύπου AR (alkali - resistant) είτε προεμποτισμός των δεσμών με κάποιο πολυμερές χαμηλού κόστους, ώστε να αποφεύγεται η πρώιμη φθορά των ινών λόγω της υψηλής αλκαλικότητας των κονιαμάτων Αδυναμία Καμπτικής Ενίσχυσης Υποστυλωμάτων με ΙΟΠ Τα ΙΟΠ που εφαρμόζονται με τη μορφή συνεχών μανδυών στα υποστυλώματα είναι, όπως προαναφέρθηκε, πολύ αποτελεσματικά στην ανάληψη τέμνουσας δύναμης και για την εξασφάλιση επαρκούς περίσφιγξης στη θλιβόμενη ζώνη. Παρόλα αυτά η αποτελεσματική ενίσχυση των υποστυλωμάτων σε κάμψη (π.χ. λόγω των απαιτήσεων ικανοτικού σχεδιασμού, αναβάθμισης των δομημάτων λόγω αλλαγής χρήσης, διάβρωσης των ράβδων κλπ.) προϋποθέτει τη συνέχιση και την αγκύρωση του διαμήκους οπλισμού πέραν της κρίσιμης διατομής μέγιστης ροπής, οπότε η τοποθέτηση εξωτερικά επικολλημένων ΙΟΠ δεν είναι εφαρμόσιμη. Γι αυτό το λόγο η καμπτική ενίσχυση των υποστυλωμάτων γίνεται μέχρι σήμερα κατά κανόνα με τη χρήση μανδυών εκτοξευόμενου σκυροδέματος. Η τεχνική αυτή χαρακτηρίζεται όπως προαναφέρθηκε (Ενότητα 1.3.1) από σημαντικό εργατικό κόπο, δύσκολες κατασκευαστικές λεπτομέρειες, αύξηση των διαστάσεων και του βάρους των υποστυλωμάτων και επιπροσθέτως τη διακοπή της λειτουργίας του δομήματος κατά τη διάρκεια της επέμβασης. Επομένως, η ανάπτυξη μιας νέας μεθόδου για την καμπτική ενίσχυση των υποστυλωμάτων οπλισμένου σκυροδέματος που να συνδυάζει την ευκολία εφαρμογής με την ελάχιστη δυνατή παρεμπόδιση της χρήσης του προς ενίσχυση κτιρίου παραμένει ένα ελκυστικό εγχείρημα, που αντιμετωπίζεται στη παρούσα διδακτορική διατριβή για πρώτη φορά με χρήση Πρόσθετου Οπλισμού σε Εγκοπές (ΠΟΕ). Η τεχνική της χρήσης πρόσθετου οπλισμού σε εγκοπές περιλαμβάνει τη διάνοιξη επιφανειακών εγκοπών επί της διαθέσιμης επικάλυψης σκυροδέματος και την επικόλληση ράβδων οπλισμού μέσω ενός κατάλληλου συγκολλητικού υλικού (εποξειδική ρητίνη ή

47 Κεφάλαιο 1 ο Εισαγωγή 15 τσιμεντοειδές κονίαμα). Σημαντικό πλεονέκτημα της τεχνικής είναι η δυνατότητα αγκύρωσης του πρόσθετου διαμήκους οπλισμού πέραν της κρίσιμης διατομής μέγιστης ροπής, εντός των κόμβων ή πεδίλων στα άκρα υποστυλωμάτων. Στην παρούσα διδακτορική διατριβή γίνεται η πρώτη διεθνώς συστηματική μελέτη καμπτικής ενίσχυσης υποστυλωμάτων υπό ανακυκλιζόμενη φόρτιση (και σταθερό αξονικό φορτίο) με πρόσθετους οπλισμούς συνθέτων υλικών ή ανοξείδωτου χάλυβα σε εγκοπές. 1.5 ΣΤΟΧΟΣ ΤΗΣ ΔΙΑΤΡΙΒΗΣ Στόχος της παρούσας διδακτορικής διατριβής είναι η ανάπτυξη νέων καινοτόμων μεθόδων και υλικών για την ενίσχυση των υφιστάμενων υποστυλωμάτων οπλισμένου σκυροδέματος. Πιο συγκεκριμένα, ζητούμενο αποτελεί η αύξηση της καμπτικής αντοχής και της πλαστιμότητας των υφιστάμενων υποστυλωμάτων με νέες μεθόδους που χαρακτηρίζονται από εξαιρετική ευκολία και ταχύτητα κατά την εφαρμογής τους. Ο συνδυασμός των δύο προτεινόμενων μεθόδων ενίσχυσης, δηλαδή των τοπικών μανδυών από Ινοπλέγματα σε Ανόργανη Μήτρα και του Πρόσθετου Οπλισμού σε (επιφανειακές) Εγκοπές, οδηγεί σε μια υβριδικού τύπου μέθοδο ενίσχυσης, που επιτρέπει την ταυτόχρονη αύξηση της καμπτικής αντοχής και της πλαστιμότητας των ενισχυμένων υποστυλωμάτων. Κίνητρο για την αναζήτηση εναλλακτικών μεθόδων ενίσχυσης απετέλεσαν ορισμένες από τις εγγενείς αδυναμίες που προκύπτουν από τη χρήση των συνθέτων υλικών, όπως είναι τα προβλήματα που οφείλονται στη χρήση των εποξειδικών ρητινών και η αδυναμία τους για την καμπτική ενίσχυση υποστυλωμάτων οπλισμένου σκυροδέματος. Ο στόχος αυτός κατακτάται μέσω της εκτεταμένης πειραματικής και αναλυτικής διερεύνησης της συνεισφοράς των μανδυών ΙΑΜ και ΙΟΠ και του ΠΟΕ ΙΟΠ ή ανοξείδωτου χάλυβα, στην αύξηση της πλαστιμότητας και της καμπτικής αντοχής των παλαιού τύπου υποστυλωμάτων, αντίστοιχα. 1.6 ΤΟ ΠΕΡΙΓΡΑΜΜΑ ΤΗΣ ΔΙΑΤΡΙΒΗΣ Ακολούθως, μετά το παρόν εισαγωγικό κεφάλαιο, δίνεται εν συντομία το περίγραμμα της διατριβής, όπως η τελευταία διαρθρώνεται ανά κεφάλαιο.

48 Κεφάλαιο 1 ο Εισαγωγή 16 Κεφάλαιο 2 Στο πρώτο μέρος αυτού του κεφαλαίου παρουσιάζονται γενικές πληροφορίες για τα Ινοπλέγματα Ανόργανης Μήτρας (τύποι πλεγμάτων συνθέτων υλικών, τύποι ανόργανης μήτρας, συνάφεια πλέγματος - μητρικού υλικού), ορισμένες από τις εφαρμογές των ΙΑΜ στις νέες κατασκευές καθώς και μια εκτενής βιβλιογραφική ανασκόπηση για τον περιορισμένο αριθμό ερευνητικών εργασιών που αφορούν την εφαρμογή των ΙΑΜ στο πεδίο των ενισχύσεων των κατασκευών. Στο δεύτερο μέρος του κεφαλαίου παρουσιάζεται η τεχνική της χρήσης του ΠΟΕ ΙΟΠ. Μετά από μια προσεκτική βιβλιογραφική ανασκόπηση των δημοσιευμένων εργασιών γίνεται μια απόπειρα ομαδοποίησης των συμπερασμάτων και των χρήσιμων πληροφοριών που εξάγονται από αυτές. Τέλος, παρουσιάζεται η συμβολή της παρούσας διατριβής σχετικά με την αποτελεσματικότητα των μανδυών ΙΑΜ, ως μέσου περίσφιγξης στις κρίσιμες περιοχές μη σεισμικά σχεδιασμένων υποστυλωμάτων, και σχετικά με τη μελέτη καμπτικής ενίσχυσης υποστυλωμάτων υπό ανακυκλιζόμενη κάμψη με ΠΟΕ. Κεφάλαιο 3 Το κεφάλαιο αυτό αποσκοπεί στην παρουσίαση της πειραματικής διαδικασίας που ακολουθείται στην παρούσα διατριβή για τη διερεύνηση της συμπεριφοράς των υποστυλωμάτων που ενισχύονται με μανδύες ανόργανης (ΙΑΜ) ή οργανικής (ΙΟΠ) μήτρας. Το πειραματικό πρόγραμμα περιλαμβάνει συνολικά 28 δοκιμές επί δοκιμίων υποστυλωμάτων δύο τύπων: (α) 15 πρισματικά δοκίμια οπλισμένου σκυροδέματος που δοκιμάζονται σε κεντρική θλίψη και (β) 13 δοκίμια υποστυλωμάτων πλήρους κλίμακας, τα οποία δοκιμάζονται σε ανακυκλιζόμενη κάμψη με σταθερό αξονικό φορτίο. Παρουσιάζονται κατά σειρά ο σκοπός της πειραματικής διερεύνησης, οι μηχανικές ιδιότητες όλων των χρησιμοποιούμενων υλικών, η προετοιμασία των υπό εξέταση δοκιμίων (φάσεις κατασκευής και ενίσχυσης), η παρουσίαση των δοκιμίων και των πειραματικών παραμέτρων και η πειραματική διάταξη που υιοθετήθηκε για τη διεξαγωγή των δοκιμών. Κεφάλαιο 4 Αντίστοιχα με το Κεφάλαιο 3, στο κεφάλαιο αυτό παρουσιάζεται η πειραματική διαδικασία που ακολουθήθηκε για την απόκτηση δεδομένων γύρω από τη συμπεριφορά υποστυλωμάτων οπλισμένου σκυροδέματος, ενισχυμένων σε κάμψη με πρόσθετους οπλισμούς σε εγκοπές (ΠΟΕ). Το πειραματικό πρόγραμμα περιλαμβάνει τη διεξαγωγή 11 δοκιμών επί υποστυλωμάτων πλήρους κλίμακας, τα οποία δοκιμάστηκαν σε ανακυκλιζόμενη κάμψη και σταθερό αξονικό φορτίο. Η δομή που ακολουθείται στο παρόν κεφάλαιο για την περιγραφή του πειραματικού προγράμματος περιλαμβάνει: (α) το σκοπό της πειραματικής διερεύνησης, (β) την παρουσίαση των δοκιμίων και των εξεταζόμενων παραμέτρων, (γ) την περιγραφή του τρόπου κατασκευής και των τεχνικών

49 Κεφάλαιο 1 ο Εισαγωγή 17 ενίσχυσης των υποστυλωμάτων, (δ) τις μηχανικές ιδιότητες όλων των χρησιμοποιούμενων υλικών και (ε) την πειραματική διάταξη που υιοθετείται για τη διεξαγωγή των δοκιμών. Κεφάλαιο 5 Στο κεφάλαιο αυτό παρουσιάζονται, αναλύονται και συγκρίνονται τα πειραματικά αποτελέσματα όλων των δοκιμίων που είχαν ενισχυθεί με μανδύες συνθέτων υλικών σε ανόργανη και οργανική μήτρα. Για τα δοκίμια που υποβλήθηκαν σε κεντρική θλίψη παρουσιάζονται οι καμπύλες τάσης - παραμόρφωσης και οι μορφές αστοχίας των δοκιμίων, βάσει των οποίων αξιολογείται η αποτελεσματικότητα των μανδυών ΙΑΜ σε σχέση με τους ΙΟΠ σε όρους αντοχής και ικανότητας παραμόρφωσης. Η αποτελεσματικότητα των μανδυών ΙΑΜ σε σύγκριση με μανδύες ΙΟΠ ίσης δυστένειας, ως μέσου περίσφιγξης στις κρίσιμες περιοχές (πόδας και κορυφή) μη σεισμικά σχεδιασμένων υποστυλωμάτων υπό ανακυκλιζόμενη φόρτιση, αξιολογείται με βάση τους βρόχους υστέρησης οριζόντιας δύναμης σχετικής μετακίνησης. Η σύγκριση της αποτελεσματικότητας των δύο συστημάτων περίσφιγξης (ΙΑΜ έναντι ΙΟΠ) ολοκληρώνεται μέσω της παρουσίασης της ικανότητας απορρόφησης ενέργειας και της μείωσης της δυσκαμψίας, κατά τη διάρκεια των δοκιμών, για όλα τα υποστυλώματα πλήρους κλίμακας. Στη συνέχεια προσδιορίζεται το ποσοστό της συνολικής σχετικής μετακίνησης των υποστυλωμάτων που οφείλεται στη στροφή λόγω ολίσθησης των διαμήκων ράβδων. Τέλος τροποποιώντας ορισμένες εμπειρικές εκφράσεις του Ευρωκώδικα 8 - Μέρος 3 για τη γωνία στροφής χορδής κατά την αστοχία (σχετική μετακίνηση), γίνετε μια απόπειρα πρόβλεψης της ικανότητας παραμόρφωσης των υποστυλωμάτων που έχουν ενισχυθεί με τοπικούς μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ. Κεφάλαιο 6 Αντίστοιχα με το Κεφάλαιο 5, στο κεφάλαιο αυτό παρουσιάζονται, αναλύονται και συγκρίνονται τα πειραματικά αποτελέσματα όλων των υποστυλωμάτων που είχαν ενισχυθεί με πρόσθετους οπλισμούς συνθέτων υλικών ή ανοξείδωτου χάλυβα σε επιφανειακές εγκοπές. Η περιγραφή των πειραματικών αποτελεσμάτων ξεκινά με την παρουσίαση της συμπεριφοράς των ενισχυμένων με ΠΟΕ υποστυλωμάτων στη μορφή βρόχων υστέρησης οριζόντιας δύναμης σχετικής μετακίνησης. Η αποτελεσματικότητα των δοκιμίων που είχαν ενισχυθεί με ΠΟΕ ΙΟΠ και ανοξείδωτου χάλυβα αξιολογείται επίσης, συγκρίνοντας την ικανότητα απορρόφησης ενέργειας και τη μείωση της δυσκαμψίας των ενισχυμένων υποστυλωμάτων. Στη συνέχεια με βάση τις μετρήσεις των ηλεκτρομηκυνσιομέτρων προσδιορίζεται πειραματικά η εφελκυστική παραμόρφωση λειτουργίας των ΠΟΕ, η κατανομή των αναπτυσσόμενων τάσεων συνάφειας κατά μήκος της αγκύρωσης των ΠΟΕ ΙΟΠ και η τοπική σχέση τάσης συνάφειας - ολίσθησης στο φορτιζόμενο άκρο των ΠΟΕ ΙΟΠ. Ακολουθεί διεξοδική ανάλυση των πειραματικών αποτελεσμάτων η οποία

50 Κεφάλαιο 1 ο Εισαγωγή 18 βασίζεται στην προσεκτική εξέταση όλων των εξεταζόμενων παραμέτρων. Τέλος παρατίθενται τα βασικά συμπεράσματα για την επιρροή των παραμέτρων που εξετάστηκαν στη συμπεριφορά των ενισχυμένων με ΠΟΕ υποστυλωμάτων. Κεφάλαιο 7 Στο κεφάλαιο αυτό παρουσιάζονται εκείνα τα αποτελέσματα των δοκιμών επί των υποστυλωμάτων με υπερκαλύψεις ράβδων που δίνουν χρήσιμες πληροφορίες για την τοπική σχέση συνάφειας - ολίσθησης στην περιοχή της ένωσης των διαμήκων ράβδων. Προς αυτή την κατεύθυνση βοηθούν οι μετρήσεις των ηλεκτρομηκυνσιομέτρων στην περιοχή της υπερκάλυψης των ράβδων, βάσει των οποίων προσδιορίζεται η κατανομή των τάσεων συνάφειας στην εν λόγω περιοχή. Ακόμα περιγράφονται δύο γνωστά προσομοιώματα συνάφειας για ενωμένες με υπερκάλυψη ράβδους, τα οποία (αφού αξιολογηθούν) τροποποιούνται κατάλληλα προκειμένου να ληφθεί υπόψη στην αντοχή συνάφειας της υπερκάλυψης, η συμβολή της περίσφιγξης που παρέχουν οι μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ. Ο συνδυασμός των τροποποιημένων προσομοιωμάτων συνάφειας και των αυξήσεων στις τάσεις συνάφειας των περισφιγμένων υποστυλώματων, όπως οι τελευταίες καταγράφηκαν πειραματικά, επιτρέπει τον υπολογισμό της ενεργής παραμόρφωσης των μανδυών στην εγκάρσια διεύθυνση, συσχετίζοντας την μάλιστα με το μήκος υπερκάλυψης των ενωμένων ράβδων. Κατόπιν προσδιορίζεται η ολίσθηση των διαμήκων ράβδων στην περιοχή υπερκάλυψής τους και παρουσιάζεται η τοπική σχέση συνάφειας - ολίσθησης στην εν λόγω περιοχή για τα απερίσφιγκτα και τα περισφιγμένα με μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ υποστυλώματα. Το κεφάλαιο ολοκληρώνεται με τα συμπεράσματα που απορρέουν για την αντοχή σε συνάφεια μεταξύ των ενωμένων με παράθεση ράβδων και του περισφιγμένου με μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ σκυροδέματος. Κεφάλαιο 8 Στο κεφάλαιο αυτό επιχειρείται η διερεύνηση της εξέλιξης του λυγισμού των διαμήκων σε παλαιού τύπου υποστυλώματα που υποβάλλονται σε σεισμική φόρτιση. Ιδιαίτερη έμφαση δίνεται στην αποτελεσματικότητα των μανδυών ΙΑΜ και ΙΟΠ έναντι του λυγισμού των ράβδων. Η αλληλεπίδραση μεταξύ του μανδύα (ή της επικάλυψης για το απερίσφιγκτο σκυρόδεμα) και των διαμήκων ράβδων κατά την έναρξη και εξέλιξη του λυγισμού των τελευταίων προσδιορίζεται μέσω αξιόπιστων μετρήσεων από ηλεκτρομηκυνσιόμετρα που είχαν επικολληθεί πάνω στις διαμήκεις ράβδους. Ακόμα για τη συσχέτιση των αξονικών και των εγκάρσιων παραμορφώσεων υιοθετείται ένα νέο προσομοίωμα περίσφιγξης από τη διεθνή βιβλιογραφία, βάσει του οποίου υπολογίζεται προσεγγιστικά η ενεργή παραμόρφωση των μανδυών ΙΑΜ και ΙΟΠ στην εγκάρσια διεύθυνση, ώστε να λαμβάνεται υπόψη η επιρροή της δυσκαμψίας του μανδύα κατά τη μεταλυγισμική

51 Κεφάλαιο 1 ο Εισαγωγή 19 απόκριση των ενισχυμένων υποστυλωμάτων. Στη συνέχεια, τροποποιώντας μια ημιεμπειρική έκφραση μέσω της οποίας υπολογίζεται η σχετική μετακίνηση υποστυλωμάτων οπλισμένου σκυροδέματος κατά την έναρξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων τους, γίνεται μια απόπειρα πρόβλεψης της σχετικής μετακίνησης υποστυλωμάτων που έχουν ενισχυθεί με τοπικούς μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ, κατά την έναρξη του λυγισμού των ράβδων τους. Το κεφάλαιο ολοκληρώνεται με τα συμπεράσματα που απορρέουν από τη μελέτη της εξέλιξης του φαινομένου του λυγισμού των διαμήκων ράβδων σε περισφιγμένο με μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ σκυρόδεμα. Κεφάλαιο 9 Στο κεφάλαιο αυτό αναπτύσσεται ένα νέο αναλυτικό προσομοίωμα για τον υπολογισμό των ροπών αντοχής υποστυλωμάτων (ορθογωνικής διατομής) ενισχυμένων σε κάμψη με ΠΟΕ ΙΟΠ ή ανοξείδωτου χάλυβα. Παρουσιάζονται κατά σειρά οι υιοθετούμενες απλοποιητικές παραδοχές, οι μηχανισμοί αστοχίας κατά την οριακή κατάσταση αντοχής διατομών ενισχυμένων σε κάμψη με ΠΟΕ και η διακριτοποίηση της ορθογωνικής διατομής που περιλαμβάνει την κατανομή των εσωτερικών και των πρόσθετων οπλισμών στις γωνίες της διατομής. Στη συνέχεια θεωρείται η γενική περίπτωση ενισχυμένου σε κάμψη με ΠΟΕ υποστυλώματος που υποβάλλεται σε διαξονική κάμψη. Τα βήματα που ακολουθούνται για τον υπολογισμό των ροπών αντοχής των ενισχυμένων υποστυλωμάτων, περιλαμβάνουν: (α) τον υπολογισμό της παραμόρφωσης των ΠΟΕ και των εσωτερικών ράβδων βάσει του συμβιβαστού των παραμορφώσεων, (β) τον υπολογισμό των εσωτερικών δυνάμεων των διαμήκων ράβδων, των πρόσθετων οπλισμών και της συνισταμένης θλιπτικής δύναμης του σκυροδέματος, (γ) τον υπολογισμό της θέσης του ουδέτερου για την εξασφάλιση ισορροπίας μεταξύ των εσωτερικών δυνάμεων, (δ) το υιοθετούμενο προσομοίωμα βάσει του οποίου λαμβάνεται υπόψη η συνεισφορά της περίσφιγξης με μανδύες συνθέτων υλικών και (ε) τη θεώρηση ισορροπίας καμπτικών ροπών ως προς τους δύο ορθογωνικούς άξονες. Η διαδικασία επίλυσης των παραπάνω βημάτων υλοποιείται σε προγράμματα Η/Υ. Ακολουθεί η σύγκριση των προβλέψεων του αναλυτικού προσομοιώματος με τα πειραματικά αποτελέσματα δύο ανεξάρτητων πηγών. Τέλος, αφού η συμφωνία μεταξύ αναλυτικού προσομοιώματος πειραματικών αποτελεσμάτων κρίνεται πολύ ικανοποιητική, εξετάζεται η επιρροή μιας σειράς παραμέτρων στις ροπές αντοχής των ενισχυμένων υποστυλωμάτων, όπως: το μηχανικό ποσοστό του ΠΟΕ, το ανηγμένο αξονικό φορτίο, το μηχανικό ποσοστό του οπλισμού περίσφιγξης, η ενεργή παραμόρφωση των ΠΟΕ ΙΟΠ, και το μηχανικό ποσοστό του εσωτερικού διαμήκους οπλισμού.

52 Κεφάλαιο 1 ο Εισαγωγή 20 Κεφάλαιο 10 Το τελευταίο κεφάλαιο της διατριβής συνοψίζει τα βασικότερα σημεία της, δίνοντας έμφαση στη συμβολή της παρούσας έρευνας στην υπάρχουσα γνώση σχετικά με την αντισεισμική ενίσχυση των υφιστάμενων υποστυλωμάτων οπλισμένου σκυροδέματος. Παρατίθενται τα κυριότερα συμπεράσματα τα οποία απορρέουν από τη σύνθεση των διακριτών πτυχών της διατριβής (βιβλιογραφική έρευνα, πειραματικά αποτελέσματα, ανάλυση) και δίδονται βασικές συστάσεις για το σχεδιασμό επεμβάσεων ενισχύσεων σε υποστυλώματα οπλισμένου σκυροδέματος. Το κεφάλαιο ολοκληρώνεται με τις προτάσεις για μελλοντική έρευνα. Βιβλιογραφία Δρίτσος, Σ. Η., (2003), Επισκευές και Ενισχύσεις Κατασκευών από Οπλισμένο Σκυρόδεμα, Εκδόσεις Πανεπιστημίου Πατρών, Πάτρα. Τριανταφύλλου, Αθ. Χ., (2003), Ενισχύσεις Κατασκευών Οπλισμένου Σκυροδέματος με Σύνθετα Υλικά (Ινοπλισμένα Πολυμερή), Βιβλιοπ. Παπασωτηρίου. Bousias, S.N., Triantafillou, T.C., Fardis, M.N., Spathis, L., O Regan, B. (2004), Fiber - Reinforced Polymer Retrofitting of Rectangular Reinforced Concrete Columns with or without Corrosion, ACI Structural Journal, V. 101, No 4, pp Bousias, S. N., Spathis, A-L., and Fardis, M. N., (2007), Seismic Retrofitting of Columns with Lap Spliced Smooth Bars through FRP or Concrete Jackets, Journal of Earthquake Engineering, V. 11, No. 5, pp Chang, K. C., Lin, K. Y., and Cheng, S. B., (2001), Seismic Retrofit Study of RC Rectangular Bridge Columns Lap - Spliced at the Plastic Hinge Zone, Proceedings, International Conference of FRP composites in Civil Engineering, Hong Kong, pp Fardis, M.N., (2006), Design of Concrete Buildings for Earthquake Resistance, University of Patras, Patras. Fujisaki, T., Hosotani, M., Ohno, S., and Mutsuyoshi, H., (1997), JCI State of the - Art on Retrofitting by CFRM - Research, Non-metallic (FRP) Reinforcement for Concrete Structures, Japan Concrete Institute, Vol. 1, pp Fukuyama, H., Suzuki, H., and Nakamura, H., (1999), Seismic Retrofit of Reinforced Concrete Columns by Fiber Sheet Wrapping without Removal of Finishing Mortar and Side Wall Concrete In: Dolan CW, Rizkalla SH & Nanni A. (eds), Fiber reinforced polymer reinforcement concrete structures ACI Report SP-188, Detroit Michigan, ACI,

53 Κεφάλαιο 1 ο Εισαγωγή 21 Haroun, M. A., Mosallam, A. S., Feng, M. Q., and Elsanedeby, L. L., (2001), Experimental Investigation of Seismic Repair and Retrofit of Bridge Columns by Composite Jackets, Proceedings of the International Conference of FRP composites in Civil Engineering, J.-G. Teng, ed., Hong Kong, pp Harries, K. A., Ricles, J. R., Pessiki, S., Sause, R., (2003), Rehabilitation of Lap - Splices in Nonductile Reinforced Concrete Columns using CFRP Jackets, 10th International Conference Structural Faults and Repair, Forde, M. Ed., Eng. Techn. Press. Iacobucci, R. D., Sheikh S. A., and Bayrak O., (2003), Retrofit of Square Concrete Columns with Carbon Fiber - Reinforced Polymer for Seismic Resistance, ACI Structural Journal, V. 100, No 6, pp Ma, R., and Xiao, Y., (1999), Seismic Retrofit and Repair of Circular Bridge Columns with Advanced Composite Materials, Earthquake Spectra, V. 15, No 4, pp Ma, P., Xiao, Y., and Li, K. N., (2000), Full - Scale Testing of a Parking Structure Column Retrofitted with Carbon - fiber Reinforced Composites, Elsevier Construction and Building Materials, V. 14, No 2, pp Masukawa, J., Akiyama, H., and Saito, H., (1997), Retrofit of Existing Reinforced Concrete Piers by using Carbon Fiber Sheet and Aramid Fiber Sheet, In: Non-metallic (FRP) Reinforcement for Concrete Structures, Japan Concrete Institute, Vol.1, Matsuzaki, Y., Nakano, K., Fujii, S., and Fukuyama, H., (2000), Seismic Retrofit using Continuous Fiber Sheets, In: Proceedings of 12 th World Conference on Earthquake Engineering, New Zealand, Memon, Muhammad S., Sheikh, Shamim A., (2005), Seismic Resistance of Square Concrete Columns Retrofitted with Glass Fiber - Reinforced Polymer, ACI Structural Journal, V. 102, No 5, pp Mutsuyoshi, H., Ishibashi, T., Okano, M., and Katsuki, F., (1999), New Design Method for Deismic Retrofit of Bridge Columns with Continuous Fiber Sheet Performance - Based Design, In: Dolan CW, Rizkalla SH & Nanni A (eds), Fiber Reinforced Polymer Reinforcement for RC Structures, ACI Report SP-188, Detroit, Michigan: ACI, pp Osada, K., Yamaguchi, T., and Ikeda, S., (1999), Seismic Performance and the Retrofit of Hollow Circular Reinforced Concrete Piers having Reinforcement Cut - off Planes and Variable Wall Thickness, Transactions of the Japan Concrete Institute, V. 21, pp Priestley, M.J.N., and Seible, F., (1995), Design of Seismic Retrofit Measures for Concrete and Masonry Structures, Elsevier Construction and Building Materials, Vol. 9, (6), Saadatmanesh, H., Ehsani, M.R., and Jin, L., (1996), Seismic Strengthening of Circular Bridge Pier Models with Fiber Composites, ACI Structural Journal, V. 93, No 6, 1996, pp

54 Κεφάλαιο 1 ο Εισαγωγή 22 Saadatmanesh, H., Ehsani, M. R., and Jin, L., (1997), Repair of Earthquake - Damaged RC Columns with FRP Wraps, ACI Structural Journal, V. 94, No 2, pp Saatcioglu, M., and Elnabelsy, G., (2001), Seismic Retrofit of Bridge Columns with CFRP Jackets Proceedings, International Conference of FRP Composites in Civil Engineering, Hong Kong, pp Saiidi, S., Sanders, D.H., Gordaninejad, F., Martinovic, F.M., and McElhaney, B.A., (2000), Seismic Retrofit of Non - prismatic RC Bridge Columns with Fibrous Composites, In: Proceedings of 12 th World Conference on Earthquake Engineering, New Zealand, pp Schlick, B. M., and Brena, S. F., (2004), Seismic Rehabilitation of Reinforced Concrete Bridge Columns in Moderate Earthquake Regions using FRP Composites, 13th World Conference on Earthquake Engineering, Vancouver Canada, Paper No Seible, F., Priestley, M.J.N., Hegemier, G.A., and Innamorato, D., (1997), Seismic Retrofit of RC Columns with Continuous Carbon fiber Fackets, ASCE Journal of Composites for Construction, V. 1, No 2, pp Seible, F., Innamorato, D., Baumgartner, J., Karbhari, V., and Sheng, L.H., (1999), Seismic Retrofit of Flexural Bridge Spandrel Columns using Fiber - reinforced Polymer Composite Jackets, Fiber Reinforced Polymer Reinforcement for Reinforced Concrete Structures, SP- 188, Dolan, C.W., Rizkalla, S.H., Nanni, A., ed, American Concrete Institute, Detroit, MI, pp Sirbu, G., Yoshihiro, T., Sato, Y., and Ueda, T., (1998), Shear Resisting Capacity of a Reinforced Concrete Pier Retrofitted with Carbon Fiber Sheet, In: Transactions of the Japan Concrete Institute, Vol. 20, pp Teng, J. G., Chen, J.F., Smith, S. T., and Lam, L., (2001), FRP Strengthened RC structures, John Wiley & Sons Inc. Triantafillou, T. C., Papanicolaou, C. G., Zissimopoulos, P., and Laourdekis, T., (2006), Concrete Confinement with Textile - Reinforced Mortar Jackets, ACI Structural Journal, V. 103, No. 1, pp Vintzileou, E., Labrinou, E., Moretti, M., (1998), Preliminary Report on the Seismic Behavior of RC Columns Strengthened by Means of SikaWrap Hex-230C/Sikadur-330 LVP, National Technical University of Athens, Laboratory of Reinforced Concrete. Xiao, Y., Wu, H., and Martin, R.G., (1999), Prefabricated Composite Jacketing of RC Columns for Enhanced Shear Strength, ASCE Journal of Structural Engineering, Vol. 125, (3),

55 Κεφάλαιο 2 Ινοπλέγματα Ανόργανης Μήτρας και Πρόσθετοι Οπλισμοί σε Εγκοπές Το κεφάλαιο αυτό απαρτίζεται από τρεις ενότητες. Στην πρώτη ενότητα παρουσιάζονται οι ανάγκες που ώθησαν τη διεθνή επιστημονική κοινότητα στην εισαγωγή των Ινοπλεγμάτων Ανόργανης Μήτρας (ΙΑΜ) στο πεδίο των κατασκευών και δίνεται μια σύντομη βιβλιογραφική αναφορά ορισμένων ερευνητικών εργασιών που έχουν δημοσιευτεί τα τελευταία χρόνια. Στη συνέχεια παρουσιάζονται πληροφορίες για τους τύπους των πλεγμάτων συνθέτων υλικών, τους τύπους ανόργανης μήτρας, τη συνάφεια μεταξύ πλεγμάτων - μητρικού υλικού, καθώς και ορισμένες εφαρμογές των ΙΑΜ στις νέες κατασκευές. Ακολουθεί εκτενής βιβλιογραφική ανασκόπηση για τον περιορισμένο όμως αριθμό ερευνητικών εργασιών που αφορούν την εφαρμογή των Ινοπλεγμάτων Ανόργανης Μήτρας στο πεδίο των ενισχύσεων των κατασκευών, τονίζοντας παράλληλα ότι τα ΙΑΜ δεν έχουν εφαρμοστεί μέχρι σήμερα στη μορφή μανδυών για την περίσφιγξη του σκυροδέματος. Στη δεύτερη ενότητα, παρουσιάζεται η πρόσφατα ανεπτυγμένη τεχνική της χρήσης Πρόσθετου Οπλισμού ΙΟΠ σε επιφανειακές Εγκοπές (ΠΟΕ), η οποία έχει τύχει εφαρμογών στο πεδίο των ενισχύσεων των κατασκευών τόσο από την ερευνητική κοινότητα όσο και από την κατασκευαστική πρακτική. Μετά από μια βιβλιογραφική ανασκόπηση γίνεται μια απόπειρα ομαδοποίησης των συμπερασμάτων. Έτσι δίνονται πληροφορίες για τα υλικά και τις τεχνικές ενίσχυσης (οπλισμοί ΙΟΠ, συγκολλητικό υλικό, γεωμετρία εγκοπών), για τη συνάφεια των ΠΟΕ ΙΟΠ και τους μηχανισμούς αστοχίας λόγω απώλειας της συνάφειάς τους, για την ενίσχυση στοιχείων οπλισμένου σκυροδέματος σε διάτμηση με ΠΟΕ ΙΟΠ, για την καμπτική ενίσχυση δοκών οπλισμένου σκυροδέματος με ΠΟΕ ΙΟΠ και για την πρόβλεψη της καμπτικής αντίστασης των ενισχυμένων μελών με ΠΟΕ. Στην τελευταία ενότητα παρουσιάζεται η συμβολή της παρούσας διατριβής σχετικά με την αποτελεσματικότητα των μανδυών ΙΑΜ ως μέσου περίσφιγξης στις κρίσιμες μη σεισμικά σχεδιασμένων υποστυλωμάτων και σχετικά με τη μελέτη καμπτικής ενίσχυσης υποστυλωμάτων υπό ανακυκλιζόμενη κάμψη με ΠΟΕ.

56 Κεφάλαιο 2 ο Ινοπλεγματα Ανόργανης Μήτρας και Πρόσθετοι Οπλισμοί σε Εγκοπές ΙΝΟΠΛΕΓΜΑΤΑ ΑΝΟΡΓΑΝΗΣ ΜΗΤΡΑΣ Γενικά Το σκυρόδεμα είναι σήμερα το πλέον διαδεδομένο υλικό δόμησης παγκοσμίως, χάριν του εξαιρετικά ευνοϊκού συνδυασμού ιδιοτήτων και κόστους. Η υψηλή θλιπτική αντοχή του σκυροδέματος σε συνδυασμό με την υψηλή εφελκυστική αντοχή του χάλυβα έδωσαν στο Μηχανικό τη δυνατότητα να σχεδιάσει δομικά στοιχεία ποικίλων σχημάτων και διαστάσεων με ικανότητα ανάληψης πολλών συνδυασμών δράσεων. Η ανάγκη όμως για κατασκευές με ειδικές απαιτήσεις (π.χ. μικρό βάρος, αυξημένη ανθεκτικότητα σε περιβαλλοντικές δράσεις) και μειωμένο κόστος έχει οδηγήσει την έρευνα προς την αναζήτηση νέων συνθέτων υλικών στις κατασκευές. Την τελευταία δεκαετία η διεθνής επιστημονική κοινότητα έχει στρέψει την έρευνα προς ένα νέο σύνθετο υλικό. Το νέο αυτό σύνθετο υλικό αποδίδεται στη διεθνή βιβλιογραφία με τον όρο Textile Reinforced Concrete (TRC), και αποτελείται από ινοπλέγματα (δύο ή περισσότερων διαστάσεων) συνθέτων υλικών σε μήτρα εξαιρετικά λεπτόκοκκου σκυροδέματος (ή κονιάματος) με μέγιστο κόκκο αδρανών τα 2 mm. Η μήτρα που περιβάλλει τις ίνες αποτελεί τη συγκολλητική ύλη μεταξύ των ινών και είναι υπεύθυνη για τη μεταφορά των δυνάμεων προς αυτές. Η Ελληνική απόδοση του παραπάνω όρου είναι όπως προαναφέρθηκε στην Ενότητα Ινοπλέγματα Ανόργανης Μήτρας (ΙΑΜ). Η ανάπτυξη των ΙΑΜ αποτελεί κατά κάποιο τρόπο εξέλιξη του ινοπλισμένου σκυροδέματος, όπου σε όλο τον όγκο του σκυροδέματος προστίθενται τυχαία ίνες μικρού μήκους. Η τυχαία διεύθυνση των ινών δεν επιτρέπει μεγάλη εκμετάλλευση των ιδιοτήτων τους ως προς τη δυνατότητα ανάληψης δυνάμεων. Αντιθέτως η τοποθέτηση των ινοπλεγμάτων παράλληλα στη διεύθυνση των κυρίων τάσεων επιτρέπει καλύτερη εκμετάλλευση των μηχανικών ιδιοτήτων των ινών. Παρόλο που η έρευνα γύρω από τη χρήση ινοπλεγμάτων ως οπλισμού στοιχείων με βάση το τσιμέντο ξεκίνησε στις αρχές της δεκαετίας του 80, η εν λόγω τεχνική έτυχε ευρύτερης ανάπτυξης από την ερευνητική κοινότητα μόλις στα τέλη της δεκαετίας του 90. Τα τελευταία χρόνια έχει διεξαχθεί μεγάλος αριθμός πειραματικών εργασιών [Bischoff et al. (1998), Curbach and Jesse (1999), Sato et al. (1999), Brameshuber et al. (2001), Molter et al. (2001), Mu and Meyer (2002), Nakai et al. (2002), Naaman (2003), Reinhardt et al. (2003), Banholzer and Brameshuber (2005), Brockmann and Brameshuber (2005), Inoue et al. (2005), Peled et al. (2005), Roye and Gries (2005), Hegger and Niewels (2006), Hegger and Voss (2006), Hauίler- Combe and Hartig (2007), Hegger and Voss (2008)] από τα αποτελέσματα των οποίων έχει καταδειχθεί η αυξημένη αποτελεσματικότητα των ΙΑΜ στις νέες κατασκευές, μέσω της συστηματικής διερεύνησης διαφόρων χαρακτηριστικών τους όπως: η συμπεριφορά τους κατά την αστοχία, ο μηχανισμός μεταφοράς των δυνάμεων από τη μήτρα στις ίνες και η ανθεκτικότητά τους

57 Κεφάλαιο 2 ο Ινοπλεγματα Ανόργανης Μήτρας και Πρόσθετοι Οπλισμοί σε Εγκοπές 25 έναντι υψηλών θερμοκρασιών και δυσμενών περιβαλλοντικών δράσεων. Μάλιστα ο σχεδιασμός στοιχείων ΙΑΜ καλύπτεται μερικώς από την πρόσφατα δημοσιευμένη επιστημονική έκθεση Textile Reinforced Concrete της τεχνικής επιτροπής της RILEM, 201-TRC Ινοπλέγματα Τα πλέγματα (textiles) ινών παράγονται με τις μεθόδους παραγωγής που εφαρμόζονται στη κλωστοϋφαντουργία ενώ οι ίνες που χρησιμοποιούνται είναι κυρίως ίνες από γυαλί, άνθρακα, αραμίδιο και βασάλτη. Ένα πλέγμα αποτελείται από τη σύνθεση κλώνων ινών σε δύο ή περισσότερες διευθύνσεις, ενώ οι αποστάσεις μεταξύ των κλώνων καθορίζονται από τις απαιτήσεις της εφαρμογής του ΙΑΜ. Σημαντικότερο κριτήριο για τον καθορισμό της απόστασης μεταξύ των κλώνων ινών σε κάθε διεύθυνση αποτελεί η δυνατότητα εισχώρησης επαρκούς ποσότητας μητρικού υλικού μεταξύ και εντός των κλώνων. Ακόμα μια σημαντική απαίτηση για τα πλέγματα ινών αποτελεί η γεωμετρική τους σταθερότητα, η ικανότητα τους δηλαδή να διατηρούν την ευθυγραμμία των κλώνων τους σταθερή σε κάθε διεύθυνση κατά τη διαδικασία του εμποτισμού τους με το μητρικό υλικό. Η γεωμετρική σταθερότητα των πλεγμάτων επιτυγχάνεται συνήθως με προεμποτισμό των ινών του πλέγματος. Οι πιο συνηθισμένοι τύποι ινοπλεγμάτων που χρησιμοποιούνται σε εφαρμογές ΙΑΜ συνοψίζονται στο Σχ Αποτελούνται κατά κύριο λόγο από πλέγματα δύο διαστάσεων (Σχ. 2.1α), όπου η διάταξη των δεσμών ινών μπορεί να είναι κάθετη (0 ο /90 ο ) ή χιαστί (45 ο /-45 ο ) για πλέγματα δύο διευθύνσεων ή συνδυασμός και των δύο (0 ο /45/ ο 90 ο /-45 ο ) για πλέγματα τεσσάρων διευθύνσεων. Τρισδιάστατα πλέγματα (Σχ. 2.1β) εφαρμόζονται σε στοιχεία που απαιτούν εφελκυόμενο οπλισμό και στις δύο πλευρές τους, με δυνατότητα διαφορετικής διάταξης της ποσότητας οπλισμού ινών στα δύο επίπεδα. Τέλος στο Σχ. 2.1γ παρουσιάζεται η διάταξη παραγωγής κυκλικών ινοπλεγμάτων τα οποία χρησιμοποιούνται για την κατασκευή κυκλικών στοιχείων από IAM (π.χ. αγωγοί, δεξαμενές επεξεργασίας υγρών αποβλήτων).

58 Κεφάλαιο 2 ο Ινοπλεγματα Ανόργανης Μήτρας και Πρόσθετοι Οπλισμοί σε Εγκοπές 26 Σχήμα 2.1 Πλέγματα ινών: (α) δύο διαστάσεων, (β) δύο επιπέδων οπλισμού, (γ) κυκλικό πλέγμα και διάταξη παραγωγής του Ανόργανη Μήτρα Γενικά Η ανόργανη μήτρα (inorganic matrix) σκυροδέματος που χρησιμοποιείται στα στοιχεία ΙΑΜ πρέπει να πληροί ορισμένες ειδικές απαιτήσεις οι οποίες σχετίζονται με τη μέθοδο παραγωγής, τις μηχανικές ιδιότητες και την ανθεκτικότητα του οπλισμού των ινοπλεγμάτων. Στις περισσότερες περιπτώσεις χρησιμοποιείται μικρός μέγιστος κόκκος αδρανών (<2 mm) με αποτέλεσμα το μητρικό υλικό να χαρακτηρίζεται ως κονίαμα. Η βασικότερη απαίτηση για το σύνθετο υλικό ΙΑΜ είναι η ικανότητα διείσδυσης του κονιάματος μέσα στο πλέγμα ινών προκειμένου να επιτευχθούν καλές συνθήκες συνάφειας μεταξύ μήτρας και πλέγματος. Γι αυτό το λόγο η σύσταση της μήτρας πρέπει να προσαρμόζεται βάσει των ιδιοτήτων του πλέγματος που χρησιμοποιείται. Για παράδειγμα ορισμένα πλέγματα ινών που χαρακτηρίζονται από υψηλή απορροφητικότητα (capillary suction) και μικρά κενά μεταξύ των κλώνων απαιτούν για τον εμποτισμό τους κονίαμα με ιδιαίτερα υψηλή ρευστότητα. Όσον αφορά την ανθεκτικότητα των ΙΑΜ αυτή καθορίζεται από τη χημική συμβατότητα των ινοπλεγμάτων και της ανόργανης μήτρας. Εν κατακλείδι, ο σχεδιασμός της σύστασης της μήτρας πρέπει να έγκειται σε έναν (βέλτιστο) συνδυασμό υλικών, ο οποίος θα συμμορφώνεται με όλες τις απαιτήσεις περί εργασιμότητας, μηχανικών ιδιοτήτων και ανθεκτικότητας καθώς και με το κόστος παραγωγής των στοιχείων ΙΑΜ από τη βιομηχανία. Τα διάφορα είδη κονιαμάτων που χρησιμοποιούνται είναι δυνατό να διακριθούν σε δύο βασικές κατηγορίες, ανάλογα με τη σύσταση της βασικής τους κονίας. Στην πρώτη κατηγορία ανήκουν τα μείγματα όπου η κονία είναι το κοινό τσιμέντο Πόρτλαντ (Portland), ενώ στη δεύτερη κατηγορία ανήκουν τα μείγματα όπου στο τσιμέντο Πόρτλαντ προστίθεται και κλάσμα πολυμερών.

59 Κεφάλαιο 2 ο Ινοπλεγματα Ανόργανης Μήτρας και Πρόσθετοι Οπλισμοί σε Εγκοπές Συνήθη Κονιάματα Ανόργανης Μήτρας Σε αυτή τη κατηγορία ανήκουν τα συμβατικά κονιάματα, όπου η βασική κονία αποτελείται από τσιμέντο Πόρτλαντ, με κάποιες πρόσθετες ειδικές απαιτήσεις. Πρώτη απαίτηση είναι η επίτευξη μεγάλης ρευστότητας για το μείγμα (η οποία εξασφαλίζει και τη δυνατότητα διείσδυσης του κονιάματος στο πλέγμα), η οποία καθίσταται εφικτή με τη χρησιμοποίηση αδρανών με μέγιστο κόκκο τα 0.6 mm. Σημαντική απαίτηση για τα κονιάματα ανόργανης μήτρας αποτελεί επίσης η μείωση της ποσότητας υδρασβέστου [Ca(OH) 2 ] στον τσιμεντοπολτό, η οποία συνοδεύεται από τη μείωση της αλκαλικότητας της μήτρας με αποτέλεσμα την προστασία των ινών υάλου. Τούτου επιτυγχάνεται μέσω προσθήκης κατάλληλης ποσότητας λεπτόκοκκων υλικών με μεγάλη περιεκτικότητα σε οξείδια του πυριτίου (SiO 2 ), όπως η ιπτάμενη τέφρα, η πυριτική παιπάλη και λιγότερο ο καολινήτης. Τα οξείδια του πυριτίου αντιδρούν με την ελεύθερη υδράσβεστο προς το σχηματισμό ασβεστοπυριτικών ενύδρων. Τέλος το ποσοστό της πυριτικής παιπάλης δεν πρέπει να ξεπερνά το 10% της συνολικής ποσότητας λεπτόκοκκων υλικών έτσι ώστε να διατηρηθεί η εργασιμότητα του μείγματος Κονιάματα που περιέχουν Πολυμερή Η προσθήκη κλάσματος πολυμερών διαμέτρου 0.1 έως 0.2 μm στην ανόργανη μήτρα κονιάματος επιφέρει αύξηση της εφελκυστικής αντοχής του κονιάματος και σημαντική βελτίωση στις συνθήκες συνάφειας μεταξύ μήτρας και πλέγματος. Λόγω της εξαιρετικά μικρής διαμέτρου των μορίων του πολυμερούς, τα τελευταία μπορούν να εισχωρήσουν στα μικρά κενά των κλώνων ινών (yarn) που δημιουργούνται μεταξύ των μεμονωμένων ινών (filaments) πριν την τοποθέτηση του κονιάματος, με αποτέλεσμα τον καλύτερο εμποτισμό των ινών. Γενικότερα, οι ιδιότητες των κονιαμάτων που περιέχουν πολυμερή, είτε βρίσκονται σε νωπή είτε σε σκληρυμένη κατάσταση, καθορίζονται από πολλούς παράγοντες όπως είναι ο τύπος του πολυμερούς, ο λόγος πολυμερούς προς τσιμέντο, ο λόγος νερού προς τσιμέντο, το ποσοστό αέρα και οι συνθήκες συντήρησης. Οι αναλογίες των συστατικών για τα περισσότερα κονιάματα που περιέχουν πολυμερή είναι: λόγος τσιμέντου προς λεπτόκοκκη άμμο 1:2 ή 1:3 (ανάλογα με το βάρος τους), λόγος πολυμερούς προς τσιμέντο, 5-20%, λόγος νερού προς τσιμέντο , ανάλογα με την απαιτούμενη εργασιμότητα (η οποία βελτιώνεται και με προσθήκη υπερευστοποιητών στο μείγμα). Στην παρούσα διδακτορική διατριβή χρησιμοποιήθηκε ένα νέο κονίαμα με πολυμερή, τα επιμέρους χαρακτηριστικά του οποίου παρουσιάζονται αναλυτικά στο επόμενο κεφάλαιο.

60 Κεφάλαιο 2 ο Ινοπλεγματα Ανόργανης Μήτρας και Πρόσθετοι Οπλισμοί σε Εγκοπές Συνάφεια μεταξύ Πλεγμάτων - Μήτρας Η τελική αντοχή των ινοπλεγμάτων ανόργανης μήτρας δε μπορεί να προσδιοριστεί μόνο από τις μηχανικές ιδιότητες του κονιάματος και του πλέγματος, αλλά είναι απαραίτητο να προσδιοριστεί η συνάφεια του πλέγματος μέσα στη μήτρα. Κάθε κλώνος αποτελείται από πλήθος ινών, οι οποίες διακρίνονται στις περιφερειακές ίνες (sleeve filaments) και στις ίνες του πυρήνα (core filaments) ανάλογα με τη θέση που βρίσκονται. Οι περιφερειακές ίνες έρχονται σε άμεση επαφή με την ανόργανη μήτρα και επομένως έχουν πολύ καλή συνάφεια με το μητρικό υλικό, με αποτέλεσμα να αποφεύγεται η ολίσθηση τους και να συμμετέχουν με υψηλό βαθμό αποδοτικότητας στη μεταφορά φορτίων. Αντίθετα οι εσωτερικές ίνες, παρουσιάζουν μειωμένη συνάφεια με το μητρικό υλικό σε σχέση με τις περιφερειακές ίνες, δεδομένου ότι μικρή ποσότητα ανόργανης μήτρας μπορεί να εισχωρήσει στον πυρήνα του κλώνου (Σχ. 2.2α), με αποτέλεσμα να ολισθαίνουν σημαντικά, σχεδόν ελεύθερες με μοναδική αντίσταση την τριβή μεταξύ τους. Η αύξηση της συνάφειας μεταξύ των εσωτερικών ινών και του μητρικού υλικού επιτυγχάνεται με χρήση πολυμερικής μήτρας (εποξειδική ρητίνη). Όπως φαίνεται στο Σχ. 2.2β, η ρητίνη εισχωρεί σε όλο το βάθος του πυρήνα (του κλώνου) και εξασφαλίζει την πλήρη σύνδεση των ινών με τη ρητίνη, με αποτέλεσμα ο κλώνος να συμπεριφέρεται σαν ένα απόλυτα ομοιογενές υλικό. Προκειμένου να περιγράψει τον τρόπο αστοχίας των μερικώς εμποτισμένων κλώνων (Σχ. 2.2α) ο Bartos (1987) πρότεινε ένα σύνθετο μηχανισμό συνάφειας μεταξύ κλώνων ινών - μητρικού υλικού ο οποίος περιλαμβάνει τηλεσκοπικού τύπου ολίσθηση μεταξύ των ινών του κλώνου κατά την αστοχία. Σύμφωνα με αυτό το μηχανισμό οι περιφερειακές ίνες που είναι επαρκώς εμποτισμένες με το μητρικό υλικό μπορεί να αστοχήσουν ενώ οι εσωτερικές ολισθαίνουν. Επισημαίνεται ότι όταν η ολίσθηση των εσωτερικών ινών είναι ελεγχόμενη, ο εν λόγω μηχανισμός συνάφειας είναι εξαιρετικά ευνοϊκός, καθώς συνδυάζει υψηλές τάσεις συνάφειας που εξασφαλίζονται από τις περιφερειακές ίνες και αυξημένη απορρόφηση ενέργειας που εξασφαλίζεται από την ολίσθηση των ινών του πυρήνα.

61 Κεφάλαιο 2 ο Ινοπλεγματα Ανόργανης Μήτρας και Πρόσθετοι Οπλισμοί σε Εγκοπές 29 Περιφερειακές ίνες (Α ext) Εσωτερικές ίνες (Α int ) Ζώνη Συνάφειας- Εμποτισμένες ίνες Ζώνη Συνάφειας Πλήρης εμποτισμός των ινών μέσω ρητίνης Σχήμα 2.2 (α) Κλώνος ινών με μερικώς εμποτισμένες ίνες (συνάφεια των περιφερειακών ινών μεγαλύτερη από των εσωτερικών), (β) εισχώρηση πολυμερών στον κλώνο και πλήρης εμποτισμός όλων των ινών του (συνάφεια των περιφερειακών ινών μικρότερη από των εσωτερικών) Εφαρμογές των ΙΑΜ Η χρησιμοποίηση των ΙΑΜ ανοίγει το δρόμο στην κατασκευή λεπτότοιχων δομικών στοιχείων με πάχος από 10 έως 30 mm και μεγάλη δυνατότητα παραλαβής φορτίων. Χαρακτηριστικό είναι ότι το λεπτότερο δομικό στοιχείο σκυροδέματος με συμβατικό οπλισμό έχει πάχος μεταξύ 70 και 100 mm εξαιτίας της ανάγκης για προστασία του χαλύβδινου οπλισμού από διάβρωση. Επίσης τα βασικότερα πλεονεκτήματα που προκύπτουν από τη χρήση των λεπτότοιχων στοιχείων ΙΑΜ είναι οι λείες εξωτερικές επιφάνειες και η ευκολία σχεδιασμού καμπύλων επιφανειακών στοιχείων. Επομένως είναι δυνατή η κατασκευή διαφόρων προκατασκευασμένων δομικών στοιχείων όπως: στοιχεία κάλυψης επιφανειών, στοιχεία τύπου σάντουιτς, δομικά στοιχεία που χρησιμοποιούνται σε τεχνικά έργα, κατασκευές και στοιχεία για την παραλαβή φορτίων, τα οποία πληρούν υψηλά περιβαλλοντικά και αισθητικά κριτήρια. Οι εφαρμογές στοιχείων από ΙΑΜ στις νέες κατασκευές ανέρχονται ήδη σε εκατοντάδες στις χώρες της Βόρειας Ευρώπης. Χαρακτηριστικά παραδείγματα εφαρμογών ΙΑΜ σε νέες κατασκευές και τεχνικά έργα παρουσιάζονται στο Σχ. 2.3, ενώ εκτενέστερη αναφορά για την εφαρμογή των ΙΑΜ σε τεχνικά έργα έχει δοθεί από τον Παπαντωνίου (2007).

62 Κεφάλαιο 2 ο Ινοπλεγματα Ανόργανης Μήτρας και Πρόσθετοι Οπλισμοί σε Εγκοπές 30 (α) Στοιχεία κάλυψης επιφανειών από ΙΑΜ (β) Στοιχεία τύπου σάντουιτς από ΙΑΜ (γ) Στοιχεία από ΙΑΜ σε τεχνικά έργα (δ) Κατασκευές από ΙΑΜ που παραλαμβάνουν φορτία Σχήμα 2.3 Εφαρμογές των ΙΑΜ στις νέες κατασκευές.

63 Κεφάλαιο 2 ο Ινοπλεγματα Ανόργανης Μήτρας και Πρόσθετοι Οπλισμοί σε Εγκοπές Ινοπλέγματα Ανόργανης Μήτρας στο Πεδίο των Ενισχύσεων Η κοκκομετρία των κονιαμάτων, ακόμα και των εξαιρετικά λεπτόκοκκων, δεν επιτρέπει τον πλήρη εμποτισμό των ινών συνεχών υφασμάτων, με αποτέλεσμα την εμφάνιση πτωχών χαρακτηριστικών συνάφειας μεταξύ των ινών και του κονιάματος. Παρόλα αυτά η χρήση υφασμάτων με ίνες μιας διεύθυνσης σε μήτρα κονιάματος έχει μελετηθεί από αρκετούς ερευνητές σε εφαρμογές ενισχύσεων. Οι Kurtz and Balaguru (2001) και οι Garon et al. (2001), εξέτασαν τη συμπεριφορά υφασμάτων από ίνες άνθρακα σε ανόργανη μήτρα πυριτικού αλουμινίου παρουσία υδατοδιαλυτού διεγέρτη. Τα υφάσματα συνεχών ινών άνθρακα που επικολλήθηκαν εξωτερικά ως οπλισμός καμπτικής ενίσχυσης πάνω σε δοκούς οπλισμένου σκυροδέματος χαρακτηρίστηκαν από παρόμοια συμπεριφορά σε όρους αντοχής και δυσκαμψίας σε σύγκριση με αντίστοιχες ίνες άνθρακα που είχαν επικολληθεί μέσω ρητίνης, αλλά με εμφανώς μειωμένη πλαστιμότητα. Επίσης η αντοχή σε κόπωση δοκών οπλισμένου σκυροδέματος που είχαν ενισχυθεί σε κάμψη με ύφασμα ινών άνθρακα και την ίδια ανόργανη μήτρα εξετάστηκε από τους Toutanji et al. (2003), και βρέθηκε ικανοποιητική. Ο Wiberg (2003), στα πλαίσια της διδακτορικής του διατριβής διεξήγαγε δοκιμές πλήρους κλίμακας σε δοκούς οπλισμένου σκυροδέματος που είχαν ενισχυθεί έναντι κάμψης ή διάτμησης, με ανθρακοϋφάσματα σε ανόργανη ή οργανική μήτρα. Τα αποτελέσματα των δοκιμών έδειξαν ότι η μέθοδος ενίσχυσης μέσω ανόργανης μήτρας, παρόλο που υπολείπεται σε σύγκριση με αυτή της οργανικής, είναι εξαιρετικά αποτελεσματική, ιδιαίτερα όταν στο κονίαμα προστεθεί μικρή ποσότητα πολυμερών. Οι πρώτες εργασίες όπου ινοπλέγματα συνδυάστηκαν με κονιάματα για την ενίσχυση δομικών στοιχείων οπλισμένου σκυροδέματος ήταν αυτές των Curbach and Brueckner (2003) και Curbach and Ortlepp (2003). Στις εργασίες αυτές γίνονται μελέτες συνάφειας ινοπλεγμάτων ανόργανης μήτρας σκυροδέματος και παρουσιάζονται αποτελέσματα δοκιμών κάμψης επί δοκών ενισχυμένων με υαλοπλέγματα σε τσιμεντοκονίαμα. Το βασικό συμπέρασμα που προκύπτει από αυτές τις εργασίες είναι ότι μέσω σωστού σχεδιασμού του συστήματος ενίσχυσης, ο οποίος περιλαμβάνει κατάλληλη επιλογή πλέγματος και κονιάματος, η ενίσχυση στοιχείων οπλισμένου σκυροδέματος μέσω ΙΑΜ μπορεί να αποτελέσει μια ενδιαφέρουσα εναλλακτική πρόταση. Η εναλλακτική αυτή πρόταση της χρήσης ΙΑΜ ως υλικού ενίσχυσης στοιχείων οπλισμένου σκυροδέματος και φέρουσας τοιχοποιίας αναπτύσσεται και μελετάται συστηματικά τα τελευταία έξι χρόνια περίπου στο Εργαστήριο Μηχανικής & Τεχνολογίας Υλικών του Πανεπιστημίου Πατρών. Κύριος στόχος του εκτεταμένου πειραματικού προγράμματος που διεξάγεται αποτελεί η αξιολόγηση της αποτελεσματικότητας των στοιχείων ΙΑΜ και η σύγκρισή τους με ισοδύναμους οπλισμούς ενίσχυσης από ΙΟΠ, σε αρκετές εφαρμογές ενισχύσεων, όπως: (α) Η περίσφιγξη άοπλου σκυροδέματος υπό αξονική θλίψη. (β) Η ενίσχυση δομικών στοιχείων έναντι τέμνουσας.

64 Κεφάλαιο 2 ο Ινοπλεγματα Ανόργανης Μήτρας και Πρόσθετοι Οπλισμοί σε Εγκοπές 32 (γ) Η ενίσχυση στοιχείων φέρουσας τοιχοποιίας. (δ) Η καμπτική ενίσχυση πλακών οπλισμένου σκυροδέματος. Η χρήση των ινοπλεγμάτων σε ανόργανη μήτρα για την κατασκευή μανδυών με στόχο την περίσφιγξη σκυροδέματος παρουσιάστηκε διεθνώς για πρώτη φορά από τους Triantafillou et al. (2006). Διεξήχθη πειραματικό πρόγραμμα το οποίο περιελάμβανε δοκιμές κεντρικής θλίψης σε τρεις ομάδες δοκιμίων. Κύριοι στόχοι του πειραματικού προγράμματος ήταν να μελετηθούν: (1) Ο ρόλος της αντοχής του κονιάματος στα χαρακτηριστικά περίσφιγξης του άοπλου σκυροδέματος. (2) Η αποτελεσματικότητα των μανδυών ΙΑΜ συγκριτικά με αυτήν των μανδυών ΙΟΠ ως προς την περίσφιγξη άοπλου σκυροδέματος. (3) Ο ρόλος του αριθμού των στρώσεων μανδυών ΙΑΜ στην περίσφιγξη άοπλου σκυροδέματος. (4) Η αποτελεσματικότητα μιας νέας τεχνικής, βάσει της οποίας η περίσφιγξη επιβάλλεται μέσω λωρίδων σε σπειροειδή διάταξη χωρίς επικόλληση. Με βάση την απόκριση των δοκιμίων οι συγγραφείς κατέληξαν στα ακόλουθα συμπεράσματα: Η αποτελεσματικότητα των μανδυών από ΙΑΜ ως προς την αύξηση της αντοχής και της παραμορφωσιμότητας στοιχείων άοπλου είναι γενικώς υψηλή και μόνον ελαφρώς μειωμένη ως προς την αντίστοιχη των μανδυών από ινοπλισμένα πολυμερή (ΙΟΠ). Όπως και στην περίπτωση μανδυών ΙΟΠ, η αποτελεσματικότητα των μανδυών ΙΑΜ αυξάνεται (μη αναλογικά) με τον αριθμό των στρώσεων. Η μορφή των καμπυλών τάσης - παραμόρφωσης σκυροδέματος περισφιγμένου με μανδύες ΙΑΜ έχει την περίπου διγραμμική μορφή που παρατηρείται και στο σκυρόδεμα με μανδύες ΙΟΠ. Υπό την προϋπόθεση κατάλληλης επιλογής κονιάματος, οι μανδύες ΙΑΜ εξαντλούν την εφελκυστική αντοχή τους, γεγονός που καταδεικνύει την πλήρη αξιοποίηση της υψηλής αντοχής των ινών. Η αστοχία των μανδυών ΙΑΜ λόγω εγκάρσιας διόγκωσης του περισφιγμένου σκυροδέματος είναι γενικώς βαθμιαία και όχι τόσο ξαφνική (και ψαθυρή) όπως στην περίπτωση των μανδυών ΙΟΠ, γεγονός που οφείλεται στη σταδιακή θραύση δεσμών ινών. Η αναλυτική προσομοίωση για την περίσφιγξη σκυροδέματος με ΙΑΜ μπορεί να γίνει αξιοποιώντας υφιστάμενα προσομοιώματα περίσφιγξης με ΙΟΠ, στα οποία λαμβάνεται υπόψη η μειωμένη αποτελεσματικότητα των μανδυών ΙΑΜ μέσω κατάλληλων μειωτικών συντελεστών. Η περίσφιγξη μέσω λωρίδων σε ελικοειδή διάταξη και αγκύρωση μόνο στα άκρα των δομικών στοιχείων αποτελεί ενδιαφέρουσα τεχνική ικανοποιητικής αποτελεσματικότητας. Οι Triantafillou and Papanicolaou (2006) μελέτησαν τη χρήση μανδυών ΙΑΜ ως μέσου ενίσχυσης κρισίμων έναντι τέμνουσας περιοχών σε στοιχεία οπλισμένου σκυροδέματος. Η διερεύνηση έγινε μέσω δοκιμών μονοτονικής και ανακυκλιζόμενης κάμψης τεσσάρων σημείων επί έξι αμφιερείστων στοιχείων ορθογωνικής διατομής mm και συνολικού μήκους 2.60 m.

65 Κεφάλαιο 2 ο Ινοπλεγματα Ανόργανης Μήτρας και Πρόσθετοι Οπλισμοί σε Εγκοπές 33 Κύριοι στόχοι του πειραματικού προγράμματος ήταν να μελετηθούν: (1) Η αποτελεσματικότητα μανδύα ΙΑΜ συγκριτικά με αυτήν του μανδύα ΙΟΠ ως προς την ενίσχυση οπλισμένου σκυροδέματος έναντι τέμνουσας. (2) Ο ρόλος του αριθμού των στρώσεων μανδυών ΙΑΜ στην ενίσχυση έναντι τέμνουσας. (3) Η αποτελεσματικότητα μανδύα ο οποίος κατασκευάζεται με λωρίδες σε ελικοειδή διάταξη συγκριτικά με το συμβατικό μανδύα του μονού υφάσματος. Κύριο συμπέρασμα της εργασίας αυτής ήταν ότι οι μανδύες ΙΑΜ αποτελούν μια εξαιρετικά ενδιαφέρουσα πρόταση διατμητικής ενίσχυσης στοιχείων οπλισμένου σκυροδέματος, με αποτελεσματικότητα ενδεχομένως μικρότερη σε σχέση με τους μανδύες ΙΟΠ, κάτι όμως που μπορεί να αντισταθμιστεί εύκολα μέσω της κατάλληλης επιλογής του αριθμού των στρώσεων. Οι Papanicolaou et al. (2007) και Papanicolaou et al. (2008) διεξήγαγαν εκτεταμένο πειραματικό πρόγραμμα προκειμένου να διερευνήσουν την αποτελεσματικότητα των ΙΑΜ ως υλικού ενίσχυσης στοιχείων φέρουσας τοιχοποιίας. Το πειραματικό πρόγραμμα περιελάμβανε δοκιμές επί 41 δρομικών τοιχίσκων οπτοπλινθοδομής, μικρής και μεσαίας κλίμακας, η πλειονότητα των οποίων ενισχύθηκε με αμφίπλευρους (και συμμετρικούς ως προς τον αριθμό των στρώσεων) μανδύες ΙΑΜ. Τα δοκίμια δοκιμάστηκαν υπό συνθήκες ανακυκλιζόμενης φόρτισης σε: (1) εντός επιπέδου κάμψη με την παράλληλη επιβολή αξονικού φορτίου, (2) εκτός επιπέδου κάμψη και (γ) εντός επιπέδου διάτμηση με ή δίχως την παράλληλη επιβολή αξονικού φορτίου. Κύρια παράμετρος προς διερεύνηση ήταν ο αριθμός των στρώσεων, ενώ παράλληλα έγινε σύγκριση των ενισχυμένων με ΙΑΜ δοκιμίων με αντίστοιχα δοκίμια ενισχυμένα με μανδύες από ΙΟΠ, οι οποίοι διέφεραν ως προς τους μανδύες ΙΑΜ μόνο ως προς το συνδετικό υλικό των ινών (εποξειδική ρητίνη έναντι κονιάματος με βάση το τσιμέντο). Βάσει των αποτελεσμάτων των εν λόγω εργασιών, η αύξηση της αποδοτικότητας αυτής (ΙΑM συγκριτικά με ΙΟΠ) ήταν 15%-30% για την περίπτωση των διατμητικών τοιχωμάτων, 135% για την περίπτωση στοιχείων τύπου δοκού - υποστυλώματος και 350% για την περίπτωση στοιχείων τύπου δοκού. Επιπλέον, ανεξάρτητα από το συνδετικό υλικό (κονίαμα ή ρητίνη), η αντοχή αυξανόταν με την αύξηση των στρώσεων και του εφαρμοζόμενου αξονικού φορτίου, με ταυτόχρονη μείωση της παραμορφωσιμότητας του στοιχείου. Τέλος στα πλαίσια του ερευνητικού προγράμματος ΑΡΙΣΤΙΩΝ ( υλοποιήθηκε ήδη στη χώρα μας η πρώτη εφαρμογή των μανδυών ΙΑΜ (κατά πάσα πιθανότητα σε παγκόσμιο επίπεδο) για την ενίσχυση ενός πραγματικού κτιρίου.

66 Κεφάλαιο 2 ο Ινοπλεγματα Ανόργανης Μήτρας και Πρόσθετοι Οπλισμοί σε Εγκοπές 34 (α) (β) (γ) Σχήμα 2.4 Η πρώτη εφαρμογή των Ινοπλεγμάτων Ανόργανης Μήτρας σε πραγματικό έργο: (α) ενίσχυση πλάκας οπλισμένου σκυροδέματος, (β) και (γ) ενίσχυση φέρουσας τοιχοποιίας. Τα πρώτα πειραματικά αποτελέσματα που αφορούσαν τη χρήση των ινοπλεγμάτων σε ανόργανη μήτρα για την κατασκευή μανδυών ήταν αρκετά ελπιδοφόρα. Πιο συγκεκριμένα, για τα υπό κλίμακα στοιχεία άοπλου σκυροδέματος που δοκιμάστηκαν σε κεντρική θλίψη, η αποτελεσματικότητα των μανδυών ΙΑΜ βρέθηκε γενικώς υψηλή ως προς την αύξηση της αντοχής και της παραμορφωσιμότητας των περισφιγμένων στοιχείων. Όμως η αποτελεσματικότητα των μανδυών ΙΑΜ ως μέσου περίσφιγξης οπλισμένου σκυροδέματος και μάλιστα στις κρίσιμες περιοχές (πόδας και κορυφή) μη σεισμικά σχεδιασμένων υποστυλωμάτων που υποβάλλονται σε ανακυκλιζόμενη φόρτιση, δεν έχει προσδιοριστεί μέχρι σήμερα. 2.2 ΠΡΟΣΘΕΤΟΙ ΟΠΛΙΣΜΟΙ ΣΕ ΕΓΚΟΠΕΣ Εισαγωγή Την τελευταία δεκαπενταετία έχει διεξαχθεί εκτενής έρευνα γύρω από την ενίσχυση κατασκευών οπλισμένου σκυροδέματος με χρήση εξωτερικά επικολλούμενων ελασμάτων συνθέτων υλικών και έχει ήδη υλοποιηθεί μεγάλος αριθμός πρακτικών εφαρμογών ανά τον κόσμο. Πιο πρόσφατα η τεχνική της χρήσης πρόσθετου οπλισμού συνθέτων υλικών σε επιφανειακές εγκοπές (Near-Surface Mounted FRP Reinforcement), έχει τύχει ευρύτερης ανάπτυξης τόσο από την ερευνητική κοινότητα όσο και από την κατασκευαστική πρακτική. Όπως προαναφέρθηκε στην Ενότητα 1.4.2, η τεχνική του πρόσθετου οπλισμού σε εγκοπές (ΠΟΕ) περιλαμβάνει τη διάνοιξη επιφανειακών εγκοπών επί της διαθέσιμης επικάλυψης σκυροδέματος

67 Κεφάλαιο 2 ο Ινοπλεγματα Ανόργανης Μήτρας και Πρόσθετοι Οπλισμοί σε Εγκοπές 35 και την επικόλληση ράβδων οπλισμού μέσω ενός κατάλληλου συγκολλητικού υλικού (εποξειδική ρητίνη ή τσιμεντοειδές κονίαμα). Σε σύγκριση με τα συστήματα εξωτερικής επικόλλησης συνθέτων υλικών, η χρήση ΠΟΕ συνθέτων υλικών χαρακτηρίζεται από πολλά πλεονεκτήματα, όπως: (1) καλύτερες συνθήκες συνάφειας για τους ΠΟΕ, (2) οι ΠΟΕ είναι δυνατό να αγκυρώνονται εύκολα σε γειτονικά μέλη (π.χ. κόμβους), πέραν της κρίσιμης διατομής μέγιστης ροπής, (3) οι ΠΟΕ είναι δυνατό να προενταθούν σχετικά εύκολα, (4) οι ΠΟΕ προφυλάσσονται μέσω της επικάλυψης σκυροδέματος έναντι φωτιάς, μηχανική βλάβης, και τυχηματικής σύγκρουσης ή βανδαλισμών, (5) η αισθητική της ενισχυόμενης κατασκευής παραμένει αναλλοίωτη αφού οι ΠΟΕ ενσωματώνονται στα ενισχυόμενα μέλη. Έτσι η χρήση ΠΟΕ ΙΟΠ είναι στις περισσότερες περιπτώσεις ενισχύσεων ευνοϊκότερη σε σύγκριση με τα εξωτερικώς επικολλούμενα ελάσματα. Αναγκαία προϋπόθεση όμως για την εφαρμογή της μεθόδου των ΠΟΕ ΙΟΠ είναι το βάθος της διαθέσιμης επικάλυψης σκυροδέματος να είναι επαρκές για τη δημιουργία των κατάλληλων εγκοπών Υλικά και Τεχνική Ενίσχυσης Οπλισμοί ΙΟΠ Στις περισσότερες από τις δημοσιευμένες εργασίες για την ενίσχυση στοιχείων οπλισμένου σκυροδέματος έχουν χρησιμοποιηθεί ΠΟΕ από ΙΟΠ άνθρακα. Η εφελκυστική αντοχή και το μέτρο ελαστικότητας των ΙΟΠ άνθρακα είναι πολύ μεγαλύτερα από αυτά των ΙΟΠ γυαλιού. Έτσι, για ίδια εφελκυστική αντοχή μια ράβδος από ΙΟΠ άνθρακα μπορεί να έχει πολύ μικρότερη διατομή, με αποτέλεσμα να απαιτείται μικρότερη εγκοπή. Με αυτό τον τρόπο διευκολύνεται η κατασκευαστική πρακτική, αφού επιταχύνεται η διάνοιξη μικρότερων εγκοπών και γίνεται οικονομία συγκολλητικού υλικού. Οι οπλισμοί συνθέτων υλικών κατασκευάζονται σε ποικίλες διατομές όπως: κυκλικές, τετραγωνικές, ορθογωνικές και ελλειπτικές. Διαφορετικές διατομές διακρίνονται από διαφορετικά πλεονεκτήματα και προσφέρουν εναλλακτικές επιλογές σε πρακτικές εφαρμογές. Για παράδειγμα, με χρήση τετραγωνικών ράβδων μεγιστοποιείται η διατομή της ράβδου για δεδομένη τετραγωνική εγκοπή. Οι ράβδοι κυκλικής διατομής διατίθενται πιο εύκολα στην αγορά και μπορούν επίσης να αγκυρωθούν εύκολα σε εφαρμογές με προένταση. Από την άλλη, με χρήση ελασμάτων ΙΟΠ μεγιστοποιείται η ειδική επιφάνεια επαφής μεταξύ ΠΟΕ - συγκολλητικού υλικού και έτσι ελαχιστοποιείται ο κίνδυνος πρόωρης αποκόλλησης του πρόσθετου οπλισμού. Γενικότερα σε κάθε πρακτική εφαρμογή ενίσχυσης με ΠΟΕ, η επιλογή του τύπου και της διατομής των ράβδων ΙΟΠ εξαρτάται από ορισμένους περιοριστικούς παράγοντες όπως είναι το βάθος της διαθέσιμης επικάλυψης σκυροδέματος καθώς και η διαθεσιμότητα και το κόστος κάθε τύπου ράβδων ΙΟΠ.

68 Κεφάλαιο 2 ο Ινοπλεγματα Ανόργανης Μήτρας και Πρόσθετοι Οπλισμοί σε Εγκοπές Συγκολλητικό Υλικό Το συγκολλητικό υλικό (groove filler) είναι το μέσο που είναι υπεύθυνο για τη μεταφορά των τάσεων μεταξύ των ράβδων ΙΟΠ και του σκυροδέματος. Οι κύριες μηχανικές ιδιότητες που καθορίζουν την αποτελεσματικότητα του συγκολλητικού υλικού είναι η εφελκυστική και η διατμητική του αντοχή. Η εφελκυστική αντοχή είναι κρίσιμη όταν οι επικολλούμενες ράβδοι έχουν επιφάνεια διαμορφωμένη με νευρώσεις, με αποτέλεσμα να δημιουργούνται υψηλές ακτινικές εφελκυστικές τάσεις εξαιτίας των υψηλών τάσεων συνάφειας. Η διατμητική αντοχή γίνεται κρίσιμη όταν η αντοχή σε συνάφεια του ΠΟΕ ελέγχεται από τη διατμητική αστοχία του συγκολλητικού υλικού. Τέλος σημειώνεται ότι η επιρροή του μέτρου ελαστικότητας του συγκολλητικού υλικού δεν έχει εξεταστεί πειραματικά μέχρι σήμερα. Το πιο συνηθισμένο και αποτελεσματικό υλικό συγκόλλησης είναι η εποξειδική ρητίνη δύο συστατικών. Ρητίνες με χαμηλό συντελεστή ιξώδους επιλέγονται συνήθως για ενισχύσεις σε περιοχές αρνητικών ροπών (π.χ. περιοχές στηρίξεων δοκών ή πλακών) καθώς εξασφαλίζουν την επιθυμητή ρευστότητα. Για τις υπόλοιπες εφαρμογές απαιτούνται ρητίνες με υψηλό συντελεστή ιξώδους προκειμένου να αποφευχθεί η αστάθεια του υλικού υπό τις βαρυτικές δυνάμεις. Η προσθήκη άμμου στη ρητίνη μπορεί αυξήσει τον όγκο, να ρυθμίσει το ιξώδες, να μειώσει το συντελεστή θερμικής διαστολής και να αυξήσει τη θερμοκρασία υαλώδους μετάπτωσης. Βέβαια, σύμφωνα με την εργασία του Warren (1998), η προσθήκη άμμου μειώνει τη συνάφεια στη διεπιφάνεια μεταξύ ράβδου - ρητίνης, ιδιαίτερα για ράβδους χωρίς νευρώσεις. Η χρήση τσιμεντοειδούς κονιάματος ως συγκολλητικού υλικού αντί ρητίνης έχει προσφάτως αρχίσει να διερευνάται για διάφορους λόγους, όπως: μείωση του κόστους, δυνατότητα επικόλλησης σε υγρές επιφάνειες και αύξηση της αντίστασης του συστήματος ενίσχυσης έναντι υψηλών θερμοκρασιών. Παρόλα αυτά, οι μηχανικές ιδιότητες των κονιαμάτων είναι σημαντικά υποδεέστερες σε σύγκριση με τις αντίστοιχες των ρητινών (π. χ. η εφελκυστική αντοχή είναι μια τάξη μεγέθους μικρότερη για τα κονιάματα). Η μειωμένη αποτελεσματικότητα των κονιαμάτων ως υλικού συγκόλλησης των ΠΟΕ ΙΟΠ έχει επιβεβαιωθεί πειραματικά από τους Nordin and Taljsten (2003) και Taljsten et al. (2003), De Lorenzis et. al (2004), μέσω δοκιμών συνάφειας και δοκιμών κάμψης, όπου η χρήση κονιάματος ως συγκολλητικού υλικού ανέδειξε τις εγγενείς του αδυναμίες του. Έτσι έχει επικρατήσει η επικόλληση των ΠΟΕ ΙΟΠ να γίνεται μέσω ρητίνης Εγκοπές Στο Σχ. 2.5 παρουσιάζονται διάφορες διαμορφώσεις των ΠΟΕ από ΙΟΠ, όπου d b είναι η ονομαστική διάμετρος μιας κυκλικής ράβδου και t f και h f είναι το πάχος/πλάτος και το ύψος ενός ελάσματος ή τετραγωνικής ράβδου ΙΟΠ, αντίστοιχα. Το πλάτος της εγκοπής (groove) b g, το

69 Κεφάλαιο 2 ο Ινοπλεγματα Ανόργανης Μήτρας και Πρόσθετοι Οπλισμοί σε Εγκοπές 37 βάθος της εγκοπής h g, η καθαρή απόσταση μεταξύ δύο διαδοχικών εγκοπών a g, καθώς και η καθαρή απόσταση μεταξύ της εγκοπής και του άκρου του ενισχυόμενου στοιχείου a e, είναι οι κύριες κατασκευαστικές παράμετροι που επηρεάζουν την αντοχή σε συνάφεια των ΠΟΕ και άρα καθορίζουν τη γενικότερη απόκριση του ενισχυόμενου μέλους. Για κυκλικές ράβδους ΙΟΠ, η De Lorenzis (2002), βασιζόμενη σε αποτελέσματα δοκιμών συνάφειας σε τετραγωνικές εγκοπές (b g =d b ), όρισε το συντελεστή k b =b g / d b, και πρότεινε σαν ελάχιστη τιμή του k b το 1.5 για ράβδους χωρίς νευρώσεις και το 2 για ράβδους με νευρώσεις. Οι Parretti and Nanni (2004) πρότειναν ότι τόσο το πλάτος b g όσο και το ύψος h g της εγκοπής πρέπει να υπερβαίνουν τη διάμετρο των κυκλικών ράβδων ΙΟΠ τουλάχιστον κατά 150%. Για ελάσματα ΙΟΠ, ο Blaschko (2003) πρότεινε ότι το βάθος και το πλάτος των διανοιγόμενων εγκοπών πρέπει να είναι τουλάχιστον κατά 3 mm μεγαλύτερο από το ύψος και το πάχος του χρησιμοποιούμενου ελάσματος ΙΟΠ, αντίστοιχα, έτσι ώστε να παραμένει μια στρώση συγκολλητικού υλικού 1-2 mm περίπου. Υπόστρωμα σκυροδέματος Έλασμα ΙΟΠ Τρίπλευρα επικολλημένο έλασμα ΙΟΠ Υπόστρωμα σκυροδέματος Κυκλική ράβδος ΙΟΠ Εγκοπή Ρητίνη ή Κονίαμα Εγκοπή Ρητίνη ή Κονίαμα Υπόστρωμα σκυροδέματος Ράβδος ΙΟΠ ορθογωνική/τετραγωνική Τρίπλευρα επικολλημένο έλασμα ΙΟΠ Εγκοπή Ρητίνη ή Κονίαμα Σχήμα 2.5 Κατασκευαστικές λεπτομέρειες συστημάτων ενίσχυσης με ΠΟΕ ΙΟΠ. Τέλος, με βάση τις υπάρχουσες εργασίες η επικόλληση των πρόσθετων ελασμάτων ΙΟΠ μέσω ρητίνης γίνεται είτε κατά μήκος και των τεσσάρων πλευρών του ελάσματος [Sena Cruz and Barros (2002), Blaschko (2003)], είτε κατά μήκος των τριών πλευρών του [Blaschko (2001), Hassan and Rizkalla (2003)]. Λόγω της υψηλής τιμής του λόγου μήκος h f προς πάχος t f των ελασμάτων, η μείωση της επιφάνειας επαφής για την παραπάνω περίπτωση είναι αμελητέα.

70 Κεφάλαιο 2 ο Ινοπλεγματα Ανόργανης Μήτρας και Πρόσθετοι Οπλισμοί σε Εγκοπές Συνάφεια των ΠΟΕ Η εξασφάλιση της συνάφειας μεταξύ των ΠΟΕ και των υλικών του υποστρώματος (ρητίνη και σκυρόδεμα) καθορίζει την αποτελεσματικότητα της μεθόδου των ΠΟΕ. Η αντοχή σε συνάφεια εξαρτάται από τις ακόλουθες παραμέτρους: τις διαστάσεις της εγκοπής και της ράβδου, την εφελκυστική και διατμητική αντοχή του σκυροδέματος και του υλικού συγκόλλησης, το είδος της διατομής των πρόσθετων ράβδων και τη διαμόρφωση της εξωτερικής τους επιφάνειας. Ο μεγάλος αριθμός παραμέτρων που επηρεάζει την αντοχή σε συνάφεια των ΠΟΕ από ΙΟΠ έχει στρέψει τη διεθνή επιστημονική κοινότητα σε εκτεταμένη έρευνα γύρω από αυτό το πεδίο [Blaschko and Zilch (1999), Carolin et al. (2001), De Lorenzis and Nanni (2002), Hassan and Rizkalla (2003), Harmon et al. (2003), Täljsten et al. (2003), De Lorenzis et al. (2004), De Lorenzis (2004), Sena-Cruz and Barros (2004), Novidis and Pantazopoulou (2005), Kotynia (2005), Liu et al. (2006), Teng et al. (2006), Borchert and Zilch (2007)]. Με βάση τις πειραματικά καταγεγραμμένες μορφές αστοχιών των ανωτέρω δοκιμών, οι αστοχίες λόγω απώλειας της συνάφειας των ΠΟΕ μπορούν να χωριστούν σε τρεις κατηγορίες: Αστοχία στη διεπιφάνεια ράβδου ΙΟΠ - ρητίνης, αστοχία στη διεπιφάνεια ρητίνης - σκυροδέματος και αστοχία λόγω διάρρηξης της ρητίνης. Όλες οι μορφές αστοχίας αναπαρίστανται σχηματικά στο Σχ. 2.6 [De Lorenzis and Teng (2007)]. Η πρώτη μορφή αστοχίας μπορεί να οφείλεται είτε σε διατμητική αστοχία στο επίπεδο της διεπιφάνειας ράβδου - ρητίνης (Σχ. 2.6α-β), είτε σε διατμητική αστοχία της ρητίνης εντός της εγκοπής (Σχ. 2.6γ). Αντίστοιχα η αστοχία στη διεπιφάνεια ρητίνης - σκυροδέματος μπορεί να οφείλεται είτε σε αποκόλληση στη διεπιφάνεια (Σχ. 2.6δ), είτε λόγω διατμητικής αστοχίας του σκυροδέματος με αποχωρισμό μέρους της επικάλυψης κατά μήκος της εγκοπής (Σχ. 2.6ε). Αστοχίες λόγω διάρρηξης της ρητίνης (Σχ. 2.6στ-η) καταγράφηκαν κυρίως για ΠΟΕ από ΙΟΠ με νευρώσεις, λόγω των υψηλών τάσεων συνάφειας μεταξύ ράβδων - ρητίνης, οι οποίες οδήγησαν σε υψηλές εφελκυστικές ακτινικές τάσεις που προκάλεσαν τελικά τη θραύση της ρητίνης. Τέλος, μια τυπική μορφή αστοχίας λόγω απόσχισης του σκυροδέματος κοντά σε ακμή δίνεται στο Σχ. 2.6θ.

71 Κεφάλαιο 2 ο Ινοπλεγματα Ανόργανης Μήτρας και Πρόσθετοι Οπλισμοί σε Εγκοπές 39 (α) (β) Διεπιφάνεια ράβδου-ρητίνης διατμητική αστοχία στο επίπεδο της διεπιφάνειας (γ) Διεπιφάνεια ράβδου-ρητίνης διατμητική αστοχία της ρητίνης (δ) Διεπιφάνεια ρητίνης -σκυροδέματος διατμητική αστοχία στο επίπεδο της διεπιφάνειας (ε) (στ) Διεπιφάνεια ρητίνης -σκυροδέματος διατμητική αστοχία και αποχωρισμός μέρους της επικάλυψης του σκυροδέματος Διάρρηξη της ρητίνης χωρίς ρηγμάτωση του σκυροδέματος (ζ) (η) Διάρρηξη της ρητίνης και θραύση του σκυροδέματος κατά μήκος λοξών ρωγμών Μη ορατή διάρρηξη της ρητίνης και θραύση του σκυροδέματος κατά μήκος λοξών ρωγμών (θ) Απόσχιση του σκυροδέματος από το άκρο του ενισχυόμενου στοιχείου Σχήμα 2.6 Μηχανισμοί αστοχίας λόγω απώλειας της συνάφειας των ΠΟΕ από ΙΟΠ, [De Lorenzis and Teng (2007)].

72 Κεφάλαιο 2 ο Ινοπλεγματα Ανόργανης Μήτρας και Πρόσθετοι Οπλισμοί σε Εγκοπές Ενίσχυση σε Διάτμηση με ΠΟΕ ΙΟΠ Η ενίσχυση των στοιχείων οπλισμένου σκυροδέματος σε διάτμηση με ΠΟΕ συνθέτων υλικών επιτυγχάνεται μέσω της επικόλλησης των πρόσθετων ράβδων με κατεύθυνση όσο το δυνατόν παράλληλη στις τροχιές των κυρίων τάσεων, δηλαδή περίπου κάθετα σε πιθανές ρωγμές. Παρόλο που ο αριθμός των μέχρι σήμερα δημοσιευμένων εργασιών είναι περιορισμένος [De Lorenzis and Nanni (2001), De Lorenzis and Rizzo (2006), Dias and Barros (2006)] και αφορά αποκλειστικά στη διατμητική ενίσχυση δοκών, τα αποτελέσματα είναι αρκετά ενθαρρυντικά. Με βάση τα μέχρι σήμερα αποτελέσματα η διατμητική αντίσταση των ενισχυμένων δοκών αυξάνεται σημαντικά (μέχρι 106 %), ιδιαίτερα όταν το ποσοστό του εγκάρσιου οπλισμού είναι πολύ μικρό έως μηδαμινό. Αυτό είχε ως αποτέλεσμα την αλλαγή του μηχανισμού αστοχίας από διάτμηση για τα δοκίμια ελέγχου σε κάμψη για τα ενισχυόμενα με ΠΟΕ ΙΟΠ δοκίμια Ενίσχυση σε Κάμψη με ΠΟΕ ΙΟΠ Οι Hassan and Rizkalla (2004) διεξήγαγαν δοκιμές κάμψης σε δοκούς οπλισμένου σκυροδέματος οι οποίες είχαν ενισχυθεί με πρόσθετες ράβδους και ελάσματα από ίνες άνθρακα σε επιφανειακές εγκοπές, με κύρια παράμετρο μελέτης το μήκος αγκύρωσής τους. Η αστοχία των δοκών που είχαν ενισχυθεί με ράβδους ΙΟΠ με νευρώσεις προήλθε σε όλες τις περιπτώσεις εξαιτίας της αποκόλλησης των ράβδων μαζί με κομμάτι της επικάλυψης σκυροδέματος. Οι συγγραφείς κατέληξαν στο συμπέρασμα ότι για τους οπλισμούς αυτού του τύπου είναι απίθανο η τελική αστοχία να προέλθει από την εφελκυστική τους θραύση ανεξάρτητα από το μήκος αγκύρωσής τους και έτσι η εφελκυστική παραμόρφωση σχεδιασμού κατά την αστοχία πρέπει να περιορίζεται σε τιμές περίπου %, ενώ το μήκος αγκύρωσης πρέπει να είναι τουλάχιστον 800 mm. Αντίθετα στην περίπτωση των ΠΟΕ ελασμάτων άνθρακα, όπου οι συνθήκες συνάφειας ήταν αρκετά ευνοϊκότερες, η εφελκυστική θραύση των ελασμάτων επετεύχθη όταν το μήκος αγκύρωσής τους ξεπέρασε τα 850 mm. Η μέχρι σήμερα ερευνητική δραστηριότητα πάνω στην καμπτική ενίσχυση δοκών και πλακών με χρήση ΠΟΕ ΙΟΠ έχει δείξει ότι τόσο η αντοχή όσο και η δυσκαμψία (μετά τη διαρροή των διαμήκων ράβδων) των ενισχυμένων στοιχείων, αυξάνεται σημαντικά. Σε ορισμένα πειραματικά προγράμματα [Alkhrdaji et al. (1999), Hassan and Rizkalla (2002)] εξετάστηκε η απόκριση δοκών οπλισμένου σκυροδέματος οι οποίες είχαν ενισχυθεί σε κάμψη με ΠΟΕ ΙΟΠ ή με ισοδύναμους (σε όρους εφελκυστικής αντοχής) εξωτερικά επικολλημένους οπλισμούς ΙΟΠ. Σε όλες τις περιπτώσεις, οι πρόσθετοι σε εγκοπές οπλισμοί ήταν πολύ αποτελεσματικότεροι σε σύγκριση με τους εξωτερικά επικολλημένους. Αυτό αποδίδεται στο γεγονός ότι η αποκόλλησή

73 Κεφάλαιο 2 ο Ινοπλεγματα Ανόργανης Μήτρας και Πρόσθετοι Οπλισμοί σε Εγκοπές 41 τους είτε απετράπη είτε συνέβη σε εφελκυστική παραμόρφωση σημαντικά μεγαλύτερη από την αντίστοιχη παραμόρφωση αποκόλλησης των εξωτερικά επικολλημένων οπλισμών. Τέλος οι El- Hacha and Rizkalla (2004) συνέκριναν ισοδύναμες ΠΟΕ ράβδων και ελασμάτων ΙΟΠ. Όπως ήταν αναμενόμενο, τα ελάσματα συμπεριφέρθηκαν καλύτερα, καθώς αστόχησαν σε υψηλότερη εφελκυστική παραμόρφωση λόγω θραύσης, σε αντίθεση με τις ράβδους που αποκολλήθηκαν όταν υποβλήθηκαν σε υψηλές τάσεις συνάφειας. Η μοναδική εργασία στη διεθνή βιβλιογραφία που αναφέρεται στην καμπτική ενίσχυση υποστυλωμάτων με χρήση ΠΟΕ είναι αυτή των Barros et al. (2006), οι οποίοι υπέβαλαν σε ανακυκλιζόμενη φόρτιση υπό σταθερό αξονικό φορτίο υποστυλώματα μέσης κλίμακας (δοκίμια τύπου προβόλου, ύψους 1 m). Παρόλο που στη συγκεκριμένη εργασία αναφέρθηκε σημαντική αύξηση της αντίστασης για τα δοκίμια που είχαν ενισχυθεί με πρόσθετα ελάσματα άνθρακα σε εγκοπές σε σύγκριση με το δοκίμιο ελέγχου, δεν διαφωτίστηκε πλήρως η απόκριση των ενισχυμένων δοκιμίων και ο τρόπος αστοχίας τους, αφού όλες οι δοκιμές τερματίζονταν πριν από την αστοχία των δοκιμίων σε οριζόντια μετακίνηση 20 mm (δυναμικότητα του εμβόλου), η οποία αντιστοιχεί σε σχετική οριζόντια μετακίνηση μικρότερη από 2% Πρόβλεψη της Καμπτικής Αντίστασης των Ενισχυμένων με ΠΟΕ Μελών Η κρισιμότερη παράμετρος για τον ασφαλή σχεδιασμό καμπτικών ενισχύσεων με χρήση ΠΟΕ ΙΟΠ είναι η πρόβλεψη της αντοχής των ενισχυμένων μελών. Ο υπολογισμός της ροπής αντοχής σε εφαρμογές καμπτικών ενισχύσεων με ΠΟΕ γίνεται κατ αναλογία με αυτόν για συμβατικά οπλισμένα (με χαλύβδινες ράβδους) μέλη, δηλαδή βάσει ισορροπίας των εσωτερικών δυνάμεων, του συμβιβαστού των παραμορφώσεων και ισορροπίας ροπών, λαμβάνοντας υπόψη όμως: (α) τις ιδιαιτερότητες της μηχανικής συμπεριφοράς των συνθέτων υλικών (π.χ. γραμμική ελαστικότητα μέχρι τη θραύση) και (β) το ενδεχόμενο πρόωρης αποκόλλησής τους από το σκυρόδεμα. Έτσι για τον προσδιορισμό της αντοχής δοκών που έχουν ενισχυθεί με ΠΟΕ ΙΟΠ είναι απαραίτητη η υιοθέτηση ενός προσομοιώματος συνάφειας, βάσει του οποίου θα είναι δυνατή η πρόβλεψη της παραμόρφωσης κατά την αποκόλληση των ΠΟΕ ΙΟΠ, πολλαπλασιάζοντας απλά την εφελκυστική παραμόρφωση θραύσης τους επί έναν μειωτικό συντελεστή. Η ανάπτυξη ενός αξιόπιστου προσομοιώματος συνάφειας απαιτεί την εις βάθος κατανόηση του μηχανισμού αποκόλλησης των ΠΟΕ ΙΟΠ. Το πιο κρίσιμο ζήτημα κατά τη διαφώτιση του εν λόγω προβλήματος αποτελεί η αδυναμία απευθείας συσχέτισης των μορφών αστοχίας σε δοκιμές συνάφειας (δοκιμές εξόλκευσης) με τις μορφές αστοχίας λόγω αποκόλλησης που παρατηρούνται στις ενισχυμένες σε κάμψη δοκούς με ΠΟΕ ΙΟΠ. Πιθανοί λόγοι γι αυτό αποτελούν: η παρουσία καμπτικών και καμπτο-διατμητικών ρωγμών οι οποίες επηρεάζουν την κατανομή των τάσεων

74 Κεφάλαιο 2 ο Ινοπλεγματα Ανόργανης Μήτρας και Πρόσθετοι Οπλισμοί σε Εγκοπές 42 συνάφειας, η καμπυλότητα του καμπτόμενου μέλους και η δράση βλήτρου των ΠΟΕ που περιορίζει την ανάπτυξη των λοξών ρωγμών συνάφειας, φαινόμενα τα οποία απουσιάζουν σε δοκιμές εξόλκευσης των ΠΟΕ. Ο μηχανισμός συνάφειας των ΠΟΕ περιπλέκεται ακόμα περισσότερο όταν τα ενισχυμένα μέλη υποβάλλονται σε ανακυκλιζόμενη κάμψη. Σε αυτήν την περίπτωση, κατά την καμπτική ενίσχυση δηλαδή υποστυλωμάτων με ΠΟΕ, ανακύπτουν ορισμένες διαφορετικού τύπου αστοχίες λόγω αποκόλλησης ή θραύσης των ΠΟΕ εξαιτίας της ανακύκλισης της φόρτισης. Εκτός της ανακύκλισης της φόρτισης, είναι επίσης αρκετά πιθανό κατά τη διάρκεια ενός σεισμού τα υποστυλώματα μιας κατασκευής να υποβληθούν σε διαξονική κάμψη. Γι αυτό το λόγο είναι πολύ σημαντικό, κατά το σχεδιασμό καμπτικών ενισχύσεων για τα υφιστάμενα υποστυλώματα, να λαμβάνεται υπόψη η σύζευξη μεταξύ των καμπτικών ροπών στις δύο κύριες διευθύνσεις. Μέχρι σήμερα η μόνη ερευνητική εργασία στην οποία λαμβάνεται υπόψη η διαξονική κάμψη κατά το σχεδιασμό καμπτικών ενισχύσεων υποστυλωμάτων με σύνθετα υλικά, είναι αυτή των Monti and Alessandri (2007). Στην εν λόγω εργασία οι συγγραφείς προτείνουν κλειστού τύπου εξισώσεις για τον υπολογισμό της απαιτούμενης ποσότητας οπλισμού ενίσχυσης από ΙΟΠ για υποστυλώματα που υποβάλλονται σε διαξονική κάμψη, προκειμένου να αποκτηθούν οι ροπές αντοχής σχεδιασμού. Κύριο όμως μειονέκτημα του προσομοιώματος των Monti and Alessandri (2007) αποτελεί η χρήση του απλοποιητικού ορθογωνικού στερεού των τάσεων για το σκυρόδεμα σε θλίψη, το οποίο για ενισχυμένες σε κάμψη διατομές που υποβάλλονται σε διαξονική κάμψη, οδηγεί σε σημαντική, αν όχι μεγάλη, υπερτίμηση της συνισταμένης θλιπτικής δύναμης του σκυροδέματος. Επομένως, τόσο η διεξαγωγή μιας συστηματικής πειραματικής μελέτης καμπτικής ενίσχυσης υποστυλωμάτων υπό ανακυκλιζόμενη κάμψη (και αξονικό φορτίο) με πρόσθετους οπλισμούς σε εγκοπές, όσο και διατύπωση αναλυτικών σχέσεων και διαγραμμάτων αλληλεπίδρασης που θα επιτρέπουν το σχεδιασμό καμπτικών ενισχύσεων με ΠΟΕ, παραμένουν πεδία που δεν έχουν καλυφθεί μέχρι σήμερα.

75 Κεφάλαιο 2 ο Ινοπλεγματα Ανόργανης Μήτρας και Πρόσθετοι Οπλισμοί σε Εγκοπές ΣΥΜΒΟΛΗ ΤΗΣ ΠΑΡΟΥΣΑΣ ΔΙΑΤΡΙΒΗΣ Στην παρούσα διδακτορική διατριβή διεξάγεται για πρώτη φορά μια συστηματική μελέτη σχετικά με την αποτελεσματικότητα των μανδυών ΙΑΜ σε σύγκριση με μανδύες ΙΟΠ ίσης δυστένειας, ως μέσου περίσφιγξης στις κρίσιμες περιοχές (πόδας και κορυφή) μη σεισμικά σχεδιασμένων υποστυλωμάτων υπό ανακυκλιζόμενη φόρτιση. Στη μελέτη αυτή εξετάζονται διάφορες παράμετροι, που περιλαμβάνουν τη χρήση ράβδων λείων ή με νευρώσεις, την πιθανή ένωση των ράβδων με υπερκάλυψη στον πόδα των υποστυλωμάτων και το μήκος υπερκάλυψης. Έτσι προσδιορίζεται η αποτελεσματικότητα των μανδυών ΙΑΜ και συγκρίνεται με αυτή τον ΙΟΠ ως μέσου περίσφιγξης στις κρίσιμες περιοχές υφισταμένων υποστυλωμάτων για όλες τις περιπτώσεις καμπτικών αστοχιών στην περιοχή της πλαστικής άρθρωσης. Το πειραματικό πρόγραμμα που ακολουθείται για την απόκτηση δεδομένων γύρω από τη συμπεριφορά υποστυλωμάτων οπλισμένου σκυροδέματος, ενισχυμένων με μανδύες ανόργανης (ΙΑΜ) ή οργανικής (ΙΟΠ) μήτρας, περιλαμβάνει συνολικά 28 δοκιμές επί δοκιμίων υποστυλωμάτων δύο τύπων: (α) 15 πρισματικά δοκίμια οπλισμένου σκυροδέματος που δοκιμάζονται σε κεντρική θλίψη και (β) 13 δοκίμια υποστυλωμάτων πλήρους κλίμακας, τα οποία δοκιμάζονται σε ανακυκλιζόμενη κάμψη με σταθερό αξονικό φορτίο. Επιπροσθέτως, τα πειραματικά αποτελέσματα των 13 υποστυλωμάτων πλήρους κλίμακας που υποβλήθηκαν σε ανακυκλιζόμενη κάμψη (με σταθερό αξονικό φορτίο), συμβάλλουν στη διερεύνηση δύο ακόμα θολών μέχρι σήμερα πεδίων, όπως: (α) Ο λυγισμός των διαμήκων ράβδων σε περισφιγμένο με μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ σκυρόδεμα. Ιδιαίτερη έμφαση δίνεται στη μελέτη της αλληλεπίδρασης μεταξύ του μανδύα ΙΑΜ ή ΙΟΠ και των διαμήκων ράβδων, κατά την έναρξη και εξέλιξη του λυγισμού των τελευταίων. (β) Η αντοχή σε συνάφεια μεταξύ των ενωμένων με παράθεση ράβδους και του περισφιγμένου με μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ σκυροδέματος. Ιδιαίτερη έμφαση δίνεται στην πειραματική και αναλυτική μελέτη του μηχανισμού με τον οποίο η περίσφιγξη με μανδύες ΙΟΠ και ΙΑΜ συνεισφέρει στη βελτίωση των συνθηκών συνάφειας μεταξύ ράβδων οπλισμού και σκυροδέματος. Στην παρούσα διδακτορική διατριβή γίνεται επίσης η πρώτη συστηματική μελέτη καμπτικής ενίσχυσης υποστυλωμάτων υπό ανακυκλιζόμενη κάμψη (και σταθερό αξονικό φορτίο) με πρόσθετους οπλισμούς νέου τύπου σε εγκοπές. Εξετάζονται υποστυλώματα που έχουν ενισχυθεί με πρόσθετο οπλισμό ινοπλισμένων πολυμερών (ελάσματα άνθρακα ή ράβδους γυαλιού) καθώς και με ράβδους ανοξείδωτου χάλυβα τοποθετημένων σε εγκοπές. Άλλη μια καινοτομία της παρούσας εργασίας είναι ο συνδυασμός του ΠΟΕ με τοπικούς μανδύες ινοπλεγμάτων σε ανόργανη μήτρα (IAM), οι οποίοι αποτελούν ένα εξαιρετικά αποτελεσματικό και πολλά

76 Κεφάλαιο 2 ο Ινοπλεγματα Ανόργανης Μήτρας και Πρόσθετοι Οπλισμοί σε Εγκοπές 44 υποσχόμενο σύστημα περίσφιγξης, όπως αναπτύσσεται και περιγράφεται λεπτομερώς στην παρούσα διδακτορική διατριβή. Η έρευνα που υλοποιείται για την απόκτηση δεδομένων γύρω από τη συμπεριφορά υποστυλωμάτων οπλισμένου σκυροδέματος ενισχυμένων σε κάμψη με ΠΟΕ, περιλαμβάνει τη διεξαγωγή 11 δοκιμών επί υποστυλωμάτων πλήρους κλίμακας, τα οποία δοκιμάζονται σε ανακυκλιζόμενη κάμψη υπό σταθερό αξονικό φορτίο. Τα χρήσιμα πειραματικά ευρήματα από τα ενισχυμένα με ΠΟΕ υποστυλώματα, συμπληρώνονται με την ανάπτυξη ενός αναλυτικού και υπολογιστικού προσομοιώματος, το οποίο έχει διττή συμβολή, καθώς επιτρέπει: (α) την εκτέλεση παραμετρικών αναλύσεων ώστε να μελετηθεί σε βάθος και χωρίς κόπο (πειραματικές δοκιμές) η επίδραση όλων σχεδόν των παραμέτρων, στην καμπτική αντίσταση των ενισχυμένων με ΠΟΕ υποστυλωμάτων. (β) Τη χρήση του ως πολύτιμου υπολογιστικού εργαλείου από το Μηχανικό για το σχεδιασμό καμπτικών ενισχύσεων υποστυλωμάτων με ΠΟΕ και / ή μανδύες συνθέτων υλικών. Η αξία της συμβολής του εν λόγω προσομοιώματος μεγιστοποιείται αν ληφθούν υπόψη ορισμένα χαρακτηριστικά του όπως: (1) Η μείωση των ροπών αντοχής ως προς τους δύο κύριους άξονες (ισχυρός και ασθενής), η οποία οφείλεται στην έντονη σύζευξή τους, για τα ενισχυμένα σε κάμψη υποστυλώματα που υποβάλλονται σε διαξονική κάμψη. (2) Η εφαρμογή ενός τραπεζοειδούς στερεού τάσεων για το σκυρόδεμα σε θλίψη, το οποίο σε σύγκριση με το κλασικό ορθογωνικό στερεό, προσομοιώνει με αρκετά μεγαλύτερη ακρίβεια τον όγκο του σκυροδέματος της θλιβόμενης ζώνης, ιδιαίτερα για τις ενισχυμένες διατομές. (3) Η ταυτόχρονη δράση της εξωτερικής περίσφιγξης με μανδύες συνθέτων υλικών στις ενισχυμένες σε κάμψη διατομές. Βιβλιογραφία Παπαντωνίου, Ι., (2007), Πειραματική Διερεύνηση στοιχείων Σκυροδέματος επί/εντός Προκατασκευασμένων τύπων από Ινοπλέγματα Ανόργανης Μήτρας, Διατριβή Μεταπτυχιακού Διπλώματος Ειδίκευσης, Πανεπιστήμιο Πατρών, Πάτρα, σελ.: 230. Alkhrdaji, T., Nanni, A., Chen, G., Barker, M., (1999), Upgrading the Transportation Infrastructure: Solid RC Decks Strengthened with FRP, Concrete International, V. 21, No. 10, pp Banholzer, B., and Brameshuber, W., (2005), Lost Formwork Elements made of Textile Reinforced Concrete, fib Symposium Keep Concrete Attractive, Budapest, pp

77 Κεφάλαιο 2 ο Ινοπλεγματα Ανόργανης Μήτρας και Πρόσθετοι Οπλισμοί σε Εγκοπές 45 Barros, J.A.O., Fortes, A.S., (2005), Flexural Strengthening of Concrete Beams with CFRP Laminates Bonded into Slits, Cement and Concrete Composites, V. 27, No. 4, pp Bartos, P., (1987), Brittle Matrix Composites Reinforced with Bundles of Fibres, In From Material Science to Construction Materials Engineering, J. Maso, Ed., Chapman and Hall, pp Bischoff, Th., Wulfhorst, B., Franzke, G., Offermann, P., Bartl, A.-M., Fuchs, H., Hempel, R., Curbach, M., Pachow, U. and Weiser, W., (1998), Textile Reinforced Concrete Façade Elements - An Investigation to Optimize Concrete Composite Technologies, 43rd International SAMPE Symposium, pp Blaschko, M., and Zilch, K., (1999), Rehabilitation of Concrete Structures with Strips Glued into Slits, Proceedings of the 12 th International Conference on Composite Materials, Paris, (CD- ROM). Blaschko, M., (2003), Bond Behaviour of CFRP Strips glued into Slits, In: Proceedings FRPRCS-6. Singapore: World Scientific, pp Blaschko, M., (2001), Zum tragverhalten von betonbauteilen mit in schlitze eingeklebten CFKlamellen, Bericht 8/2001 aus dem Konstruktiven Ingenieurbau, TU Mϋnchen, 147 pp., (in German). Borchert, K., and Zilch, K., (2007), A General Bond Stress - Slip Relationship for NSM FRP Strips, Proceedings of the FRPRCS-8 International Symposium, University of Patras, Greece, paper ID 8-1. Brameshuber, W., Brockmann, J., and Roessler, G., (2001), Textile Reinforced Concrete for Formwork Elements - Investigations of Structural Behaviour, FRPRCS-5 Fiber Reinforced Plastics for Reinforced Concrete Structures, C. J. Burgoyne, ed., Thomas Telford, London, V. 2, pp Brockmann, T., and Brameshuber, W., (2005), Matrix Development for the Production Technology of Textile Reinforced Concrete (TRC) Structural Elements, 3 rd International Conference on Composites in Construction, Lyon, France, pp Carolin, A., Nordin, H., and Täljsten, B., (2001), Concrete Beams Strengthened with Near Surface Mounted Reinforcement of CFRP, Proceedings of the International Conference on FRP Composites in Civil Engineering, Research Centre for Advanced Technology in Structural Engineering, Dept. of Civil and Structural Engineering, The Hong Kong Polytechnic Univ., Hong Kong, V. II, pp Curbach, M., and Jesse, F., (1999), High - Performance Textile - Reinforced Concrete, Structural Engineering International, IABSE, V. 4, pp

78 Κεφάλαιο 2 ο Ινοπλεγματα Ανόργανης Μήτρας και Πρόσθετοι Οπλισμοί σε Εγκοπές 46 De Lorenzis, L., and Nanni, A., (2001), Shear Strengthening of Reinforced Concrete Beams with NSM Fiber - Reinforced Polymer Rods, ACI Structural Journal, V. 98, No. 1, pp De Lorenzis L., (2002), Strengthening of RC Structures with Near-surface Mounted FRP Rods, PhD Thesis, Department of Innovation Engineering, University of Lecce, Italy. De Lorenzis, L., and Nanni, A., (2002), Bond between Near-Surface Mounted Fiber-Reinforced Polymer Rods and Concrete in Structural Strengthening, ACI Structural Journal, V. 99, No. 2, pp De Lorenzis, L., (2004), Anchorage Length of Near-Surface Mounted Fiber-Reinforced Polymer Rods for Concrete Strengthening - Analytical Modeling, ACI Structural Journal, V. 101, No. 3, pp De Lorenzis, L., Lundgren, K., and Rizzo, A., (2004), Anchorage Length of Near-Surface Mounted Fiber-Reinforced Polymer Bars for Concrete Strengthening Experimental Investigation and Numerical Modeling, ACI Structural Journal, V. 101, No. 2, pp De Lorenzis, L., and Rizzo, A., (2006), Behavior and Capacity of RC Beams Strengthened in Shear with NSM FRP Reinforcement, Proceedings of the 2 nd International fib Congress, Naples, Italy, (CD-ROM, paper ID 10-9). De Lorenzis, L., and Teng J. G., (2007), Near-surface Mounted FRP Reinforcement: An Emerging Technique for Strengthening Structures, Composites: Part B, V. 38, No. 2, pp Dias, S. J. E., and Barros, J. A. O., (2006), NSM CFRP Laminates for the Shear Strengthening of T Section RC Beams, Proceedings of the 2 nd International fib Congress, Naples, Italy, (CD- ROM, paper ID 10-58). El-Hacha, R., and Rizkalla, S., (2004), Near-Surface-Mounted Fiber-Reinforced Polymer Reinforcements for Flexural Strengthening of Concrete Structures, ACI Structural Journal, V. 101, No. 5, pp Garon, R., Balaguru, P. N., and Toutanji, H., (2001), Performance of Inorganic Polymer-Fiber Composites for Strengthening and Rehabilitation of Concrete Beams, FRPRCS-5 Fiber Reinforced Plastics for Reinforced Concrete Structures, C. J. Burgoyne, ed., Thomas Telford, London, V. 1, pp Harmon, T., Kim, Y. J., Kardos, J. Johnson, T., and Stark, A., (2003), Bond of Surface-Mounted Fiber-Reinforced Polymer Reinforcement for Concrete Stuctures, ACI Structural Journal, V. 100, No. 5, pp Hassan, T., Rizkalla, S., (2002), Flexural Strengthening of Prestressed Bridge Slabs with FRP Systems, PCI JOURNAL, V. 47, No. 1, pp

79 Κεφάλαιο 2 ο Ινοπλεγματα Ανόργανης Μήτρας και Πρόσθετοι Οπλισμοί σε Εγκοπές 47 Hassan, T., and Rizkalla, S., (2003), Investigation of Bond in Concrete Structures Strengthened with Near Surface Mounted Carbon Fiber Reinforced Polymer Strips, ASCE Journal of Composites for Construction, V. 7, No. 3, pp Hassan, T., and Rizkalla, S., (2004), Bond Mechanism of Near-Surface-Mounted Fiber- Reinforced Polymer Bars for Flexural Strengthening of Concrete Structures, ACI Structural Journal, V. 101, No. 6, pp Hauίler-Combe, U., and Hartig, J., (2007), Bond and Failure Mechanisms of Textile Reinforced Concrete (TRC) under Uniaxial Tensile Loading, Elsevier Cement and Concrete Composites, V. 29, No. 4, pp Hegger, J., and Niewels, J., (2006), Processing of a Carbon Textile as Concrete Reinforcement, 2 nd International fib Congress, Naples, Italy, Session 14. Hegger, J., and Voss, S., (2006), Design Methods for Textile Reinforced Concrete under Bending and Shear Loading, 2 nd International fib Congress, Naples, Italy, Session 14. Hegger, J., and Voss, S., (2008), Investigations on the Bearing Behaviour and Application Potential of Textile Reinforced Concrete, Elsevier Engineering Structures, V. 30, No. 7, pp Inoue, M., Takagi, N., and Kojima, T., (2005), Behaviour of RC Beams using Highly Durable Permanent Formwork made of Three-Dimensional Hollow Structure Glass Fabric, ConMat 05 and Mindess Symposium - Construction Materials, Banthia, N., Uomoto, T., Bentur, A., and Shah, S. P., eds., The University of British Columbia. Kotynia, R., (2005), Strain Efficiency of Near-Surface Mounted CFRP-Strengthened Reinforced Concrete Beams, Proceedings of the 3 rd International Conference on Composites in Construction, Lyon, France, (CD-ROM). Kurtz, S., and Balaguru, P., (2001), Comparison of Inorganic and Organic Matrices for Strengthening of RC Beams with Carbon Sheets, Journal of Structural Engineering, ASCE, V. 127, No. 1, pp Liu, I. S. T., Oehlers, D. J., and Seracino, R., (2006), Tests on the Ductility of Reinforced Concrete Beams Retrofitted with FRP and Steel Near-Surface Mounted Plates, ASCE Journal of Composites for Construction, V. 10, No. 2, pp Molter, M., Littwin, R., and Hegger, J., (2001), Cracking and Failure Modes of Textile Reinforced Concrete, FRPRCS-5 Fiber Reinforced Plastics for Reinforced Concrete Structures, C. J. Burgoyne, ed., Thomas Telford, London, V. 2, pp Mu, B. and Meyer, C. (2002), Flexural Behavior of Fiber Mesh-Reinforced Concrete with Glass Aggregate, ACI Materials Journal, V. 99, Νο. 5, pp

80 Κεφάλαιο 2 ο Ινοπλεγματα Ανόργανης Μήτρας και Πρόσθετοι Οπλισμοί σε Εγκοπές 48 Naaman, A. E., (2003), Progress in Ferrocement and Textile Hybrid Composites, 2 nd Colloquium on Textile Reinforced Structures, Curbach M., ed., Dresden, pp Nakai, H., Terada, N., Honma, A. and Nishikawa, K., (2002), Improvement in Performance of Concrete Structures by using Sandy Fiber Mesh, 1 st fib Congress, Osaka, Japan, Session 8, pp Nordin, H., Taljsten B., (2003), Concrete Beams Strengthened with CFRP. A Study of Anchor Lengths, In: Proceedings 10th conference on structural faults and repair, London (UK). Novidis, D., and Pantazopoulou, S. J., (2005), Pullout Tests of NSM-FRP Bars in Concrete, Proceedings of the 3 rd International Conference on Composites in Construction, Lyon, France, (CD-ROM). Parretti, R., Nanni A., (2004), Strengthening of RC Members using Near - surface Mounted FRP Composites: Design Overview, Advances in Structural Engineering, V. 7, No. 6, pp Peled, A., and Mobasher, B., (2005), Pultruded Fabric-Cement Composites, ACI Materials Journal, V. 102, No. 1, pp Reinhardt, H. W., Krueger, M., αnd Grosse, C. U., (2003), Concrete Prestressed with Textile Fabric, Journal of Advanced Concrete Technology, V. 1, No. 3, pp Roye, A., and Gries, Th., (2005), Tensile Behavior of Rovings, Textiles and Concrete Elements Possible to Compare Directly?, 3 rd International Conference on Composites in Construction, Lyon, France, pp Sato, Y., Fujii, S., Seto, Y., and Fujii, T., (1999), Structural Behavior of Composite Reinforced Concrete Members Encased by Continuous Fiber-Mesh Reinforced Mortar Permanent Forms, FRPRCS-4 Fiber Reinforced Polymer Reinforcement for Reinforced Concrete Structures, SP-188, C. W. Dolan, S. H. Rizkalla and A. Nanni, eds., American Concrete Institute, Farmington Hills, Michigan, pp Sena-Cruz, J.M., Barros, J.A.O., (2002), Bond Behavior of Carbon Laminate Strips into Concrete by Pull-out Bending Tests, In: Proceedings of the international symposium Bond in concrete from research to standards, Budapest (Hungary), pp Sena-Cruz, J. M., and Barros, J. A. O., (2004), Modeling of Bond between Near-Surface Mounted CFRP Laminate Strips and Concrete, ASCE Journal of Composites for Construction, V. 8, No. 6, pp Sena-Cruz, J. M., and Barros, J. A. O., (2004), Bond Between Near-Surface Mounted Carbon- Fiber-Reinforced Polymer Laminate Strips and Concrete, Computers and Structures, V. 82, No , pp

81 Κεφάλαιο 2 ο Ινοπλεγματα Ανόργανης Μήτρας και Πρόσθετοι Οπλισμοί σε Εγκοπές 49 Täljsten, B., Carolin, A., and Nordin, H., (2003), Concrete Structures Strengthened with Near Surface Mounted Reinforcement of CFRP, Advances in Structural Engineering, V. 6, No. 3, pp Teng, J. G., De Lorenzis, L., Wang, B., Li, R., Wong, T. N., and Lam, L., (2006), Debonding Failures of RC Beams Strengthened with Near Surface Mounted CFRP Strips, ASCE Journal of Composites for Construction, V. 10, No. 2, pp Toutanji, H., Deng, Y., and Jia, M., (2003), Fatigue Performance of RC Beams Strengthened with CF Sheets Bonded by Inorganic Matrix, FRPRCS-6 Fiber Reinforced Polymer Reinforcement for Concrete Structures, K. H. Tan, ed., World Scientific Publishing Co, V. 2, pp Triantafillou, T. C., Papanicolaou, C. G., Zissimopoulos, P., and Laourdekis, T., (2006), Concrete Confinement with Textile-Reinforced Mortar Jackets, ACI Structural Journal, V. 103, No. 1, pp Triantafillou, T. C. and Papanicolaou, C. G., (2006), Shear Strengthening of Reinforced Concrete Members with Textile Reinforced Mortar (TRM) Jackets, RILEM Materials and Structures, V. 39, No. 1, pp Papanicolaou, C. G., Triantafillou, T. C., Papathanasiou, M. & Karlos, K., (2007), Textile Reinforced Mortar (TRM) versus FRP as Strengthening Material of URM Walls, RILEΜ, Materials and Structures, V. 40, No. 10, pp Papanicolaou, C. G., Triantafillou, T. C., Karlos, K. & Papathanasiou, M., (2008), Textile Reinforced Mortar (TRM) versus FRP as Strengthening Material of URM Walls, RILEM, Materials and Structures, V. 41, No. 1, pp Warren, G. E., (1998), Waterfront Repair and Upgrade, Advanced Technology Demonstration site No. 2: Pier 12, NAVSTA San Diego. Site Specific Report SSR-2419-SHR, Naval Facilities Engineering Service Center, Port Hueneme (CA). Wiberg, A., (2003), Strengthening of Concrete Beams Using Cementitious Carbon Fibre Composites, doctoral thesis, Royal Institute of Technology, Stockholm, 137 pp.

82 Κεφάλαιο 3 Πειραματική Διαδικασία - Υποστυλώματα Ενισχυμένα με Ινοπλέγματα Ανόργανης Μήτρας (ΙΑΜ) ή ΙΟΠ Στο κεφάλαιο αυτό παρουσιάζεται η πειραματική διαδικασία που ακολουθήθηκε στην παρούσα διδακτορική διατριβή για την απόκτηση δεδομένων γύρω από τη συμπεριφορά υποστυλωμάτων οπλισμένου σκυροδέματος, ενισχυμένων με μανδύες ανόργανης (ΙΑΜ) ή οργανικής (ΙΟΠ) μήτρας. Το πειραματικό πρόγραμμα περιελάμβανε συνολικά 28 δοκιμές επί δοκιμίων υποστυλωμάτων δύο τύπων: (α) 15 πρισματικά δοκίμια οπλισμένου σκυροδέματος που δοκιμάστηκαν σε κεντρική θλίψη και (β) 13 δοκίμια υποστυλωμάτων πλήρους κλίμακας, τα οποία δοκιμάστηκαν σε ανακυκλιζόμενη κάμψη με σταθερό αξονικό φορτίο. Η δομή που ακολουθείται στις επόμενες ενότητες για την περιγραφή του πειραματικού προγράμματος περιλαμβάνει: (α) το σκοπό της πειραματικής διερεύνησης, (β) τον υπολογισμό των μηχανικών ιδιοτήτων όλων των χρησιμοποιούμενων υλικών, (γ) την προετοιμασία των υπό εξέταση δοκιμίων (φάσεις κατασκευής και ενίσχυσης), (δ) την παρουσίαση των δοκιμίων και των πειραματικών παραμέτρων και (ε) την υιοθετούμενη πειραματική διάταξη για τη διεξαγωγή κάθε τύπου δοκιμών. 3.1 ΔΟΚΙΜΕΣ ΚΕΝΤΡΙΚΗΣ ΘΛΙΨΗΣ Σκοπός της Πειραματικής Διερεύνησης Η πειραματική διερεύνηση των δοκιμών κεντρικής θλίψης επί πρισματικών δοκιμίων (άοπλων ή οπλισμένων) τύπου υποστυλώματος είχε σκοπό: α) τη μελέτη της περίσφιγξης σκυροδέματος με μανδύες ινοπλεγμάτων σε ανόργανη μήτρα, β) τη σύγκριση της

83 Κεφάλαιο 3 ο Πειραματική Διαδικασία Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 51 αποτελεσματικότητας των μανδυών ΙΑΜ με αυτήν των μανδυών ΙΟΠ ως προς την περίσφιγξη αόπλου και οπλισμένου σκυροδέματος. Για τους σκοπούς αυτούς, κατασκευάστηκαν συνολικά 15 δοκίμια κλίμακας περίπου 2/3, εκ των οποίων τα 12 ενισχύθηκαν με μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ, ενώ τα υπόλοιπα τρία χρησιμοποιήθηκαν ως δοκίμια αναφοράς. Οι παράμετροι που μελετήθηκαν σε αυτήν την πειραματική διερεύνηση ήταν: α) το είδος της μήτρας που χρησιμοποιήθηκε για την ενίσχυση των πρισματικών δοκιμίων (η χρήση ανόργανης μήτρας κονιάματος σε σχέση με τη χρήση εποξειδικής ρητίνης), β) ο αριθμός των στρώσεων του σύνθετου υλικού (2 και 3 στρώσεις υφάσματος ινών άνθρακα μίας διεύθυνσης για το σύστημα ινοπλισμένων πολυμερών και 4 και 6 στρώσεις πλέγματος συνεχών ινών δύο διευθύνσεων για το σύστημα ανόργανης μήτρας, αντίστοιχα) και γ) η γεωμετρική διάταξη του εσωτερικού, εγκάρσιου οπλισμού (συνδετήρων) των δοκιμίων (αραιή σε σχέση με πυκνή διάταξη) Δοκίμια και Εξεταζόμενες Παράμετροι Τα δοκίμια ήταν τετραγωνικής διατομής διαστάσεων 200mm x 200mm και αντιπροσώπευαν υποστυλώματα σε κλίμακα 2/3 περίπου. Εξαιτίας των περιορισμών της μηχανής θλίψης καθώς επίσης και για πρακτικούς λόγους το ύψος των δοκιμίων επιλέχθηκε ίσο με 380 mm. Σύμφωνα με τους Tastani et al. (2006) ο καθορισμός του ύψους των δοκιμίων χρήζει προσοχής γιατί ο πλευρικός περιορισμός ή αλλιώς η «περίσφιγξη» που υφίστανται οι ακραίες ζώνες των υποστυλωμάτων λόγω της επαφής τους με τις πλάκες φόρτισης είναι πιθανό να εισάγει μία πλασματική αύξηση στην συνολική αντοχή και ικανότητα παραμόρφωσής τους. Επειδή όμως αυτή η τεχνητή περίσφιγξη στα άκρα τους είναι η ίδια για όλα τα υποστυλώματα που εξετάζονται, η πιθανή επιρροή της στα πειραματικά αποτελέσματα δεν αναλύεται περαιτέρω καθώς δεν αλλοιώνεται ο κύριος στόχος του εν λόγω πειραματικού προγράμματος που είναι η σύγκριση των μανδυών από ΙΑΜ και ΙΟΠ ως μέσα περίσφιγξης υποστυλωμάτων οπλισμένου σκυροδέματος. Ακόμα θεωρείται ότι η γεωμετρία και οι λεπτομέρειες όπλισης που επιλέχθηκαν για τα εξεταζόμενα δοκίμια προσομοιώνουν επαρκώς τη συμπεριφορά των θλιβομένων ζωνών υποστυλωμάτων όπου η αστοχία λόγω λυγισμού των διαμήκων ράβδων περιορίζει την ικανότητα παραμόρφωσής τους. Τα πρίσματα χωρίστηκαν σε τρεις ομάδες. Η πρώτη ομάδα αποτελείτο από άοπλα δοκίμια (Ομάδα U). Τα πρίσματα της δεύτερης και τρίτης ομάδας ήταν οπλισμένα με τέσσερις διαμήκεις ράβδους διαμέτρου 12 mm τοποθετημένες στις γωνίες της διατομής με στατικό ύψος 166 mm και συνδετήρες διαμέτρου 8 mm. Τόσο οι διαμήκεις ράβδοι όσο και οι συνδετήρες ήταν από νευροχάλυβα. Οι ακραίες περιοχές όλων των δοκιμίων περισφίχθηκαν με επιπρόσθετους συνδετήρες διαμέτρου 8 mm ώστε να αποφευχθεί η πρόωρη αστοχία κοντά στις φορτιζόμενες επιφάνειες. Η αγκύρωση των συνδετήρων έγινε με ένα καμπύλο (135 ο ) άγκιστρο. Η καθαρή

84 Κεφάλαιο 3 ο Πειραματική Διαδικασία Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 52 περιμετρική επικάλυψη σκυροδέματος ήταν μόλις 20 mm, δηλαδή μικρότερη από 2Φ (2Χ12=24 mm). Στο Σχ. 3.1 απεικονίζονται όλες οι γεωμετρικές λεπτομέρειες των δοκιμίων. 20 Φ (α) Φ (β) (γ) Σχήμα 3.1 (α) Διατομή δοκιμίων, (β) αραιή διάταξη συνδετήρων - Ομάδα s200, (γ) πυκνή διάταξη Συνδετήρων - Ομάδα s100 (οι διαστάσεις σε mm). Η κύρια παράμετρος για τα πρίσματα οπλισμένου σκυροδέματος ήταν η απόσταση των συνδετήρων. Η δεύτερη oμάδα στην οποία η απόσταση μεταξύ των συνδετήρων ήταν σχετικά μεγάλη και ίση με 200 mm (Ομάδα s200), προσομοιώνει την παλιά κατασκευαστική πρακτική. Τέλος στην τρίτη oμάδα η διάταξη των συνδετήρων ήταν πυκνότερη, ίση με 100 mm (Ομάδα s100) αντιπροσωπεύοντας τις λεπτομέρειες όπλισης που εφαρμόζονται σήμερα. Κάθε μια από τις τρεις ομάδες δοκιμίων αποτελείτο από 5 δοκίμια: το δοκίμιο ελέγχου που δοκιμάσθηκε χωρίς ενίσχυση, δύο δοκίμια που ενισχύθηκαν με 2 ή 3 στρώσεις μανδύα ΙΟΠ και δύο δοκίμια που ενισχύθηκαν με 4 ή 6 στρώσεις μανδύα ΙΑΜ. Τονίζεται ότι ανά ζεύγη (ΙΟΠ και ΙΑΜ) τα δοκίμια ήταν ενισχυμένα με μανδύες ίσης δυστένειας, ώστε να είναι εύκολη η άμεση σύγκριση της αποτελεσματικότητας των μανδυών ΙΑΜ (ανόργανης μήτρας) ως προς αυτήν των αντίστοιχων ΙΟΠ (πολυμερικής μήτρας). Αυτό κατέστη εφικτό χρησιμοποιώντας διπλάσιο αριθμό στρώσεων για τους μανδύες ΙΑΜ έναντι των ΙΟΠ (τεσσάρων έναντι δύο και έξι έναντι τριών), ώστε να είναι (περίπου) ίσο το γινόμενο του αριθμού των στρώσεων επί το ονομαστικό πάχος κάθε στρώσης (οι ίνες ήταν του ιδίου τύπου άνθρακα και στις δύο περιπτώσεις). Έτσι, τα εξής ζεύγη δοκιμίων είναι ισοδύναμα ως προς τη δυστένεια των μανδυών: U_R2 με U _Μ4, U_R3 με U _Μ6, s200_r2 με s200_μ4, s200_r3 με s200_μ6, s100_r2 με s100 _Μ4 και s100_r3 με s100 _Μ6. Η σήμανση των δοκιμίων δίνεται ως X_YN, όπου: X δηλώνει την ύπαρξη ή όχι συνδετήρων καθώς και την απόσταση αυτών (U για άοπλα δοκίμια, s200 για συνδετήρες ανά 200 mm, s100 για συνδετήρες ανά 100 mm), Υ δηλώνει τον τύπο του μανδύα (C για δοκίμια αναφοράς, δηλαδή χωρίς μανδύα, R για δοκίμια με μανδύα όπου η μήτρα των συνθέτων υλικών είναι η ρητίνη, Μ για

85 Κεφάλαιο 3 ο Πειραματική Διαδικασία Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 53 δοκίμια με μανδύα σε μήτρα κονιάματος) και Ν δηλώνει τον αριθμό των στρώσεων του μανδύα. Όλα τα δοκίμια και οι πειραματικές παράμετροι συνοψίζονται στον Πίνακα 3.1. Πίνακας 3.1 Δοκίμια και πειραματικές παράμετροι. Ομάδα Ελέγχου 2 στρώσεις μανδύα ΙΟΠ 3 στρώσεις μανδύα ΙΟΠ 4 στρώσεις μανδύα ΙΑΜ 6 στρώσεις μανδύα ΙΑΜ U_C U_R2 U_R3 U_M4 U_M6 U s200_c s200_r2 s200_r3 s200_m4 s200_m6 s200 s100_c s100_r2 s100_r3 s100_m4 s100_m6 s Υλικά Το σκυρόδεμα που χρησιμοποιήθηκε για την κατασκευή των δοκιμίων προήλθε από εργοστάσιο παραγωγής έτοιμου σκυροδέματος και παραδόθηκε σε μία παρτίδα. Η κατηγορία αντοχής του ήταν C16/20. Η μέση θλιπτική αντοχή σε ηλικία 28 ημερών μετρήθηκε από 3 κυβικά δοκίμια πλευράς 150 mm ίση με MPa. Οι διαμήκεις ράβδοι είχαν τάση διαρροής 563 MPa, εφελκυστική αντοχή 658 MPa και παραμόρφωση θραύσης 10%. Για τα δοκίμια που ενισχύθηκαν με μανδύες ΙΑΜ (U _Μ4, U _Μ6, s200_μ4, s200_μ6, s100 _Μ4 και s100 _Μ6) χρησιμοποιήθηκε πλέγμα ινών άνθρακα αποτελούμενο από δέσµες ινών πλάτους 3 mm, ισόποσα διατεταγµένων σε δύο κάθετες µεταξύ τους διευθύνσεις (0 /90 ), µε καθαρό άνοιγµα βροχίδων ίσο µε 7 mm, όπως φαίνεται στο Σχ. 3.2α. Κάθε στρώση πλέγµατος ινών άνθρακα είχε βάρος ίσο µε 348 g/m 2 και ονοµαστικό πάχος ίσο µε mm (υπολογισµένο βάσει ισοδύναµης κατανοµής των ινών σε οµοιόµορφη διάταξη ανά διεύθυνση, δηλαδή χωρίς τα κενά των βροχίδων). Η εγγυηµένη εφελκυστική αντοχή των ινών άνθρακα (όπως και ολόκληρου του πλέγματος, όταν χρησιμοποιείται το ονομαστικό πάχος) ήταν 3800 MPa, ενώ το µέτρο

86 Κεφάλαιο 3 ο Πειραματική Διαδικασία Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 54 ελαστικότητας ήταν 225 GPa. Για τα δοκίμια που ενισχύθηκαν με μανδύες ΙΟΠ (U_R2, U_R3, s200_r2, s200_r3, s100_r2 και s100_r3) χρησιμοποιήθηκε συνεχές ύφασμα άνθρακα (Σχ. 3.2β) βάρους 300 g/m 2, ονοµαστικού πάχους 0.17 mm και ίδιες μηχανικές ιδιότητες με το πλέγμα άνθρακα. Τέλος η οργανική μήτρα που χρησιµοποιήθηκε για την επικόλληση των συνεχών υφασμάτων άνθρακα ήταν τύπου εποξειδικής ρητίνης δύο συστατικών µε αναλογία ανάµιξης ρητίνης:σκληρυντή ίση με 3:1. Σύµφωνα µε το τεχνικό φυλλάδιο του προϊόντος, η εφελκυστική αντοχή της εποξειδικής ρητίνης ήταν ίση µε 70 MPa και το µέτρο ελαστικότητας ίσο µε 3.2 GPa (οι τιµές αυτές αντιστοιχούν σε ηλικία 7 ηµερών µετά από συντήρηση του υλικού στους 23 C). (α) (β) Σχήμα 3.2 (α) Χρησιμοποιούμενο πλέγμα άνθρακα δύο διευθύνσεων, (β) χρησιμοποιούμενο ύφασμα άνθρακα μιας διεύθυνσης. Η ανόργανη μήτρα που χρησιµοποιήθηκε ήταν από λεπτόκοκκο ρητινούχο τσιµεντοκονίαµα µε λόγο τσιµέντου προς πολυµερή περίπου ίσο µε 8:1 κ.β. Η αναλογία ανάµιξης νερού προς κονίαμα ήταν 0.23:1, ενώ το νωπό ανάµιγµα χαρακτηριζόταν από ικανή εργασιµότητα για εφαρµογή σε κατακόρυφες επιφάνειες (πλαστικό κονίαµα) και από µικρή απώλεια κάθισης στο χρόνο (µισή ώρα σε θερµοκρασία περιβάλλοντος 20 C). Η εφελκυστική αντοχή από κάμψη του τσιμεντοκονιάματος στις 28 ημέρες προσδιορίσθηκε από δοκιμές κάμψης τριών σημείων επί πρισματικών δοκιμίων με διαστάσεις mm και η θλιπτική του αντοχή (στην ίδια ηλικία) εκτιμήθηκε από δοκιμές θλίψης επί των τεμαχίων τα οποία προέκυψαν από τις προαναφερθείσες δοκιμές κάμψης [σχετικό πρότυπο EN (1993)]. Η παραπάνω διαδικασία απεικονίζεται στο Σχ Βάσει των παραπάνω, οι μέσες τιμές (έξι δοκιμίων) της εφελκυστικής αντοχής από κάμψη και της θλιπτικής αντοχής του τσιμεντοκονιάματος στις 28 ημέρες βρέθηκαν ίσες με 6.80 MPa και MPa, αντίστοιχα. Η μέση τιμή του μέτρου ελαστικότητας του κονιάματος υπολογίστηκε ίση με 8 GPa.

87 Κεφάλαιο 3 ο Πειραματική Διαδικασία Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 55 Σχήμα 3.3 Δοκιμή κάμψης τριών σημείων του κονιάματος και δοκιμή θλίψης επί των επιμέρους θραυσμάτων. Εκτός από την επίτευξη υψηλής εφελκυστικής αντοχής για ένα κονιάμα, εξίσου σημαντική είναι και η εξασφάλιση των επιθυμητών ρεολογικών χαρακτηριστικών. Τόσο η έλλειψη ρευστότητας όσο και η έλλειψη συνεκτικότητας μπορούν να οδηγήσουν σε απόμιξη των συστατικών από τα οποία αποτελείται το κονίαμα με αποτέλεσμα τον ανεπαρκή εμποτισμό των ινών του πλέγματος. Για τους λόγους που προαναφέρθηκαν, μέρος του κονιάματος που παρασκευάστηκε για την ενίσχυση των δοκιμίων υποβλήθηκε σε δοκιμή εξάπλωσης. Η δοκιμή εξάπλωσης έγινε σύμφωνα με τις οδηγίες του προτύπου ASTM C Αρχικά, μέρος του παρασκευασμένου κονιάματος πλήρωσε μεταλλικό κώνο κατά το ήμισυ του ύψους του και συμπυκνώθηκε με ράβδο διατομής διαμέτρου 40 mm x 40 mm, με δέκα ελαφρά χτυπήματα. Στη συνέχεια συμπληρώθηκε και το υπόλοιπο μέρος και συμπυκνώθηκε με τον ίδιο τρόπο. Το καλούπι με το κονίαμα ήταν τοποθετημένο πάνω στον επίπεδο μεταλλικό δίσκο της συσκευής που ονομάζεται και δίσκος εξάπλωσης. Ο δίσκος αυτός έχει τη δυνατότητα να πέφτει ελεύθερα κατά ορισμένο ύψος μεταδίδοντας την κρούση στη μάζα του κονιάματος. Έπειτα ακολούθησε επιπέδωση της επιφάνειας (Σχ. 3.4α) και μετά από διάστημα ενός λεπτού η συσκευή τέθηκε σε λειτουργία ώστε ο μεταλλικός δίσκος της να κινηθεί παλινδρομικά κατακόρυφα 25 φορές. Η αρχικά κωνική μορφή της πάστας (Σχ. 3.4β), μετά την εξάπλωσή της μετατράπηκε σχεδόν σε κυκλική και μετρήθηκαν τρεις διάμετροι (Σχ. 3.4γ). Η μέση τιμή των διαμέτρων της μάζας του κονιάματος, όπως αυτή διαμορφώθηκε τελικά, ονομάζεται μέτρο εξάπλωσης και υπολογίσθηκε ίση με 184 mm. Ανάλογα με την τιμή του μέτρου εξάπλωσης τα κονιάματα κατατάσσονται σε πλαστικά και ρευστά. Με βάση τη μέση τιμή του μέτρου εξάπλωσης που υπολογίστηκε μπορεί να εξαχθεί ότι το κονίαμα έχει επιθυμητά ρεολογικά χαρακτηριστικά αφού συνδυάζει μέση ρευστότητα και πλαστικότητα. Αξίζει να σημειωθεί ότι η επιφάνεια που προέκυψε μετά τη δοκιμή εξάπλωσης ήταν ομοιόμορφη

88 Κεφάλαιο 3 ο Πειραματική Διαδικασία Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 56 και συνεκτική. Αν δεν συνέβαινε αυτό ήταν πιθανόν η μελέτη σύνθεσης του κονιάματος να μην θεωρείτο κατάλληλη για τον επαρκή εμποτισμό των ινών των πλεγμάτων, και να έπρεπε να επαναληφθεί. (α) (β) (γ) Σχήμα 3.4 (α) Επιπέδωση της επιφάνειας του κόλουρου κώνου, (β) το κονίαμα στη φάση της εξάπλωσής του, (γ) το κονίαμα μετά την εξάπλωσή του - μέτρηση της διαμέτρου του Ενίσχυση των Δοκιμίων Η εφαρμογή των μανδυών ΙΑΜ έγινε κατά το συνήθη τρόπο επικόλλησης υφασμάτων ή ελασμάτων ΙΟΠ σε δομικά στοιχεία. Αρχικά οι επιφάνειες των δοκιμίων προετοιμάστηκαν ελαφρά με ηλεκτρικό τριβείο και καθαρίστηκαν. Ακολούθως κατασκευάστηκαν οι μανδύες με επάλληλες στρώσεις κονιάματος και πλέγματος. Το κονίαμα εφαρμόστηκε με σπάτουλα και το πλέγμα πιεζόταν εντός του κονιάματος ώστε το τελευταίο να διαπεράσει τις βροχίδες, εξασφαλίζοντας την αλληλεμπλοκή πλέγματος - κονιάματος. Κάθε στρώση πλέγματος - κονιάματος είχε συνολικό πάχος ίσο με 2 mm περίπου. Η διαδικασία επαναλαμβανόταν έως ότου συμπληρωθεί ο απαιτούμενος αριθμός των στρώσεων (κάθε επακόλουθη στρώση εφαρμοζόταν επί νωπής ακόμα της προηγούμενης) και η τελική στρώση πλέγματος καλυπτόταν από μια τελική στρώση κονιάματος. Στο Σχ. 3.5 παρουσιάζεται αναλυτικά η συνολική διαδικασία που ακολουθήθηκε για την εφαρμογή των μανδυών ανόργανης μήτρας σε ένα δοκίμιο.

89 Κεφάλαιο 3 ο Πειραματική Διαδικασία Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 57 (α) (β) (γ) (δ) (ε) (στ) Σχήμα 3.5 (α) Επίστρωση τσιμεντοκονιάματος σε όλες τις παράπλευρες επιφάνειες και ακμές του δοκιμίου με τη βοήθεια σπάτουλας, (β,γ) αρχική τοποθέτηση του πλέγματος πάνω στην επίστρωση του κονιάματος και άσκηση πίεσης για την επικόλληση του πλέγματος, (δ) τοποθέτηση πρόσθετης ποσότητας κονιάματος για τη συγκόλληση της επόμενης στρώσης, (ε) κοπή του πλεονάζοντος πλέγματος στην περιοχή της υπερκάλυψης, (στ) το δοκίμιο μετά την ολοκλήρωση της ενίσχυσης Πειραματική Διάταξη Οι δοκιμές θλίψης των 12 δοκιμίων που προέκυψαν μετά την ενίσχυση και των τριών απερίσφιγκτων δοκιμίων ελέγχου διεξήχθησαν σε ισχυρή μηχανή θλίψης (Form+Test ALPHA ) η οποία είναι εγκατεστημένη στο Εργαστήριο Μηχανικής και Τεχνολογίας Υλικών του Τμήματος Πολιτικών Μηχανικών του Πανεπιστημίου Πατρών (Σχ. 3.6α). Η μηχανή διαθέτει δυναμικότητα 4000 kn ενώ το έμβολό της έχει δυνατότητα ανύψωσης 100 mm. Όλες οι δοκιμές θλίψης έγιναν μονοτονικά, κάτω από συνθήκες ελεγχομένων μετατοπίσεων και με ρυθμό

90 Κεφάλαιο 3 ο Πειραματική Διαδικασία Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 58 φόρτισης τα 0.5 mm/min. Ο σταθμός καταγραφής της μηχανής αποτελείται από ηλεκτρονικά εξαρτήματα καταγραφής επιβαλλόμενου φορτίου και μετατόπισης. Συγκεκριμένα ένας αισθητήρας πίεσης (pressure transducer) καταγράφει το επιβαλλόμενο φορτίο ενώ αρκετά ηλεκτρικά μηκυνσιόμετρα καταγράφουν τη μετατόπιση του δοκιμίου. Για την αξιόπιστη μέτρηση της αξονικής βράχυνσης των δοκιμίων κατά τη διάρκεια της φόρτισης, πέρα από την καταγραφή της κίνησης του εσωτερικού μηκυνσιομέτρου του εμβόλου χρησιμοποιήθηκε και ένα εξωτερικό όργανο μέτρησης των μετατοπίσεων (βελόμετρο, Σχ. 3.6β). Το βελόμετρο είναι πρακτικά ένα μηκυνσιόμετρο μεταβολών και όχι απολύτων τιμών. Το όργανο αυτό χρησιμεύει στη μέτρηση της μετατόπισης μεταξύ δύο σταθερών σημείων του δοκιμίου σε απόσταση 200 mm (Σχ. 3.6γ) με τα οποία έρχονται σε επαφή οι ακίδες του βελομέτρου χωρίς να απαιτείται μόνιμη στερέωσή τους πάνω στο δοκίμιο. Οι καταγραφές που προέκυψαν από τις ενδείξεις του βελομέτρου κρίθηκαν περισσότερο αντιπροσωπευτικές για την κλίση του αρχικού (ευθύγραμμου) τμήματος των διαγραμμάτων τάσεων παραμορφώσεων που προέκυψαν, μετά το τέλος των δοκιμών. Σταθερή αρθρωτή κεφαλή 200 mm Έμβολο (α) (β) (γ) Σχήμα 3.6 (α) Η ισχυρή μηχανή θλίψης, (β) το βελόμετρο, (γ) μέτρηση της κατακόρυφης μετατόπισης μεταξύ δύο σημείων του δοκιμίου με τη βοήθεια του βελομέτρου.

91 Κεφάλαιο 3 ο Πειραματική Διαδικασία Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΙΑΜ ή ΙΟΠ ΔΟΚΙΜΕΣ ΑΝΑΚΥΚΛΙΖΟΜΕΝΗΣ ΦΟΡΤΙΣΗΣ Σκοπός της Πειραματικής Διερεύνησης Η πειραματική διερεύνηση των υποστυλωμάτων που δοκιμάστηκαν σε ανακυκλιζόμενη φόρτιση είχε σκοπό: α) τον προσδιορισμό της αποτελεσματικότητας των μανδυών ΙΑΜ ως μέσου περίσφιγξης στις κρίσιμες περιοχές υφισταμένων υποστυλωμάτων για όλες τις περιπτώσεις καμπτικών αστοχιών στην περιοχή της πλαστικής άρθρωσης, δηλαδή λόγω σύνθλιψης του σκυροδέματος, λυγισμού των διαμήκων ράβδων και απώλειας συνάφειας σε περιοχές ενώσεων των διαμήκων ράβδων με ανεπαρκή μήκη υπερκάλυψης, β) τη σύγκριση της αποτελεσματικότητας των μανδυών ΙΑΜ με αυτήν των μανδυών ΙΟΠ ίσης δυστένειας, ως προς την περίσφιγξη που παρέχουν στις κρίσιμες περιοχές των υφισταμένων υποστυλωμάτων. Για τους σκοπούς αυτούς, κατασκευάστηκαν συνολικά 13 δοκίμια πλήρους κλίμακας, εκ των οποίων τα 9 ενισχύθηκαν με μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ, ενώ τα υπόλοιπα 4 χρησιμοποιήθηκαν ως δοκίμια αναφοράς. Οι μεταβλητές που μελετήθηκαν σε αυτήν την πειραματική διερεύνηση ήταν: α) το είδος της μήτρας που χρησιμοποιήθηκε για την ενίσχυση των κρίσιμων περιοχών των υποστυλωμάτων (η χρήση ανόργανης μήτρας κονιάματος σε σχέση με τη χρήση εποξειδικής ρητίνης), β) η χρήση διαμήκους οπλισμού από λείες ράβδους ή νευροχάλυβα, γ) ο τύπος των ινών (άνθρακας ή γυαλί) των μανδυών ΙΑΜ και δ) η ενδεχόμενη ένωση των διαμήκων ράβδων με υπερκάλυψη καθώς και το μήκος της υπερκάλυψης. Θα πρέπει να τονιστεί ότι ο αρχικός σχεδιασμός όλων των δοκιμίων έγινε με τέτοιο τρόπο, ώστε η αστοχία τους να είναι καθαρά καμπτική. Ετσι ήταν εφικτή η ποιοτική και ποσοτική σύγκριση των μανδυών ΙΑΜ και ΙΟΠ που εφαρμόζονται στις κρίσιμες περιοχές των υποστυλωμάτων, ως προς την αύξηση της πλαστιμότητας των τελευταίων Προετοιμασία Δοκιμίων Περιγραφή Δοκιμίων Τα δοκίμια που κατασκευάστηκαν ήταν στοιχεία τύπου προβόλου αναπαριστώντας περίπου σε πλήρη κλίμακα υποστυλώματα με ύψος ίσο με το μισό του ύψους τυπικού ορόφου (1.60 m). Η διατομή των υποστυλωμάτων ήταν τετραγωνική με διαστάσεις 0.25x0.25 m. Το υποστύλωμα πακτώνονταν σε ένα υπέρ-οπλισμένο πέδιλο διαστάσεων 1.20x0.50 m σε κάτοψη και ύψους 0.50 m μέσα στο οποίο αγκυρώνονταν οι διαμήκεις ράβδοι. Αξίζει να σημειωθεί σε αυτό το σημείο ότι τα δοκίμια μορφής προβόλου σε πλήρη κλίμακα προσομοιώνουν με μεγάλη ακρίβεια το μισό του υποστυλώματος (το υπόλοιπο μισό είναι απολύτως συμμετρικό) μιας κατασκευής και ακόμα αυτή η μορφή δοκιμίων είναι κοινώς αποδεκτή από τη διεθνή επιστημονική κοινότητα για δοκιμές

92 Κεφάλαιο 3 ο Πειραματική Διαδικασία Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 60 υποστυλωμάτων σε ανακυκλιζόμενη φόρτιση, τα τελευταία 40 χρόνια περίπου. Στο ακόλουθο Σχ. 3.7 παρουσιάζονται οι διαστάσεις και η γενική μορφή των δοκιμίων. Οπές πάκτωσης του οριζοντίου εμβόλου Κεφαλή υποστυλώματος 0.40 Υποστύλωμα Οπές ντιζών μηκυνσιομέτρων 1.40 Βάση (θεμέλιο) Σχήμα 3.7 Γενική μορφή δοκιμίων (οι διαστάσεις σε m). Η διαστασιολόγηση των υποστυλωμάτων έγινε με βάση τους προ του 1985 κανονισμούς. Πιο συγκεκριμένα σε κάθε δοκίμιο τοποθετήθηκαν τέσσερις διαμήκεις ράβδοι διαμέτρου 14 mm (λείες ή με νευρώσεις) στις γωνίες. Ο διαμήκης οπλισμός ήταν είτε συνεχής είτε με ένωση στο ύψος της βάσης μέσω παράθεσης των ράβδων με υπερκάλυψη. O εγκάρσιος οπλισμός αποτελείτο από λείους συνδετήρες διαμέτρου 8 mm, οι οποίοι ήταν διατεταγμένοι σε απόσταση 200 mm, με τα άγκιστρα κεκαμμένα κατά Για την αποφυγή τοπικής αστοχίας λόγω θλίψης του σκυροδέματος στο ανώτερο τμήμα του υποστυλώματος όπου εφαρμόζεται το οριζόντιο έμβολο και το αξονικό φορτίο, κρίθηκε αναγκαία η πύκνωση των συνδετήρων στο υπόψη τμήμα σε αποστάσεις των 100 mm. Το θεμέλιο οπλίστηκε με πλέγμα διαμέτρου 16 mm και στις δύο διευθύνσεις (ποιότητας S500s), σε αποστάσεις των 150 mm.

93 Κεφάλαιο 3 ο Πειραματική Διαδικασία Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΙΑΜ ή ΙΟΠ Α Φάση Προετοιμασίας Κατασκευή των Δοκιμίων Τα θεμέλια και τα υποστυλώματα σκυροδετήθηκαν από διαφορετικές παρτίδες έτοιμου σκυροδέματος κατηγορίας C16/20. Η μέση θλιπτική αντοχή κάθε δοκιμίου (τη μέρα της δοκιμής του) μετρήθηκε από 3 κυβικά δοκίμια πλευράς 150 mm και δίνεται στον Πίνακα 3.2. Τέλος, η εφελκυστική αντοχή του σκυροδέματος για τα υποστυλώματα με ενώσεις ράβδων εκτιμήθηκε βάσει δοκιμών διάρρηξης σε κυλινδρικά δοκίμια (Βραζιλιάνικη δοκιμή) διαμέτρου 150 mm και ύψους 300 mm. Η μέση τιμής της αντοχής αυτής (από μετρήσεις 6 δοκιμίων) ήταν ίση με 3 MPa. Οι διαμήκεις λείες ράβδοι είχαν τάση διαρροής 372 MPa, εφελκυστική αντοχή 433 MPa και οριακή παραμόρφωση 17%, ενώ οι αντίστοιχες τιμές για τις ράβδους με νευρώσεις ήταν 523 MPa, 624 MPa και 12%. Ο εγκάρσιος οπλισμός είχε τάση διαρροής 351 MPa, εφελκυστική αντοχή 444 MPa και οριακή παραμόρφωση 19.5%. Χαρακτηριστικά διαγράμματα τάσεων - παραμορφώσεων των οπλισμών όπως αυτά κατεγράφησαν κατά τις δοκιμές, φαίνονται στο παρακάτω Σχ S500s Φ14 -διαμήκης Τάση (MPa) S220 Φ8 - συνδετήρων Φ14 -διαμήκης Παραμόρφωση (-) Σχήμα 3.8 Τυπικά διαγράμματα τάσεων - παραμορφώσεων των εσωτερικών οπλισμών. Η συναρμολόγηση των μεταλλικών κλωβών (Σχ. 3.9α) δηλαδή το δέσιμο διαμήκων ράβδων με συνδετήρες έγινε από ειδικό τεχνικό προσωπικό, με αποτέλεσμα οι θέσεις και οι αποστάσεις των οπλισμών να διατηρούνται όσο το δυνατό σταθερές για όλα τα δοκίμια. Προκειμένου να είναι δυνατή η μεταφορά των δοκιμίων, τοποθετήθηκαν τέσσερις χαλύβδινοι συνδετήρες επί του

94 Κεφάλαιο 3 ο Πειραματική Διαδικασία Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 62 θεμελίου, περιμετρικά του υποστυλώματος, οι οποίοι μετά τη σκυροδέτηση χρησίμευαν ως λαβές για το μηχάνημα ανύψωσης ( κλαρκ ). Για την κατασκευή των δοκιμίων έγινε χρήση μεταλλικών συναρμολογούμενων καλουπιών (Σχ. 3.9β), έτσι ώστε να είναι δυνατή η επίτευξη ακρίβειας στις διαστάσεις των δοκιμίων καθώς και η επαναχρησιμοποίηση των καλουπιών. Για τη δημιουργία των οπών πάκτωσης του εμβόλου, χρησιμοποιήθηκαν χαλκοσωλήνες κατάλληλης διαμέτρου. (α) (β) Σχήμα 3.9 (α) Μεταλλικός κλωβός, (β) δοκίμιο πριν τη σκυροδέτηση μέσα σε μεταλλικό καλούπι. Πριν τη σκυροδέτηση τοποθετήθηκαν στις δύο από τις τέσσερις γωνίες των μεταλλικών καλουπιών τεταρτοκύκλια πλαστικού σωλήνα ακτίνας r c = 25 mm, με στόχο την καμπύλωση των γωνιών των στοιχείων, ώστε να αποφευχθεί η πρόωρη αστοχία του μανδύα λόγω συγκέντρωσης τάσεων στις περιοχές αυτές. Η καμπύλωση στις άλλες δύο γωνίες - όπου δεν ήταν δυνατή η επικόλληση πλαστικών τεταρτοκυκλίων - έγινε μετά το ξεκαλούπωμα με χρήση ηλεκτρικού τριβείου. Τέλος κατά την τοποθέτηση των κλωβών στα μεταλλικά καλούπια τοποθετήθηκαν πλαστικοί αποστάτες επί των συνδετήρων για την εξασφάλιση της απαιτούμενης επικάλυψης, η οποία ήταν 20 mm για τα δοκίμια με λείες διαμήκεις ράβδους και 10 mm για τα δοκίμια με διαμήκεις ράβδους από νευροχάλυβα. Κατά τη διάρκεια της σκυροδέτησης έγινε δόνηση του σκυροδέματος των υποστυλωμάτων και των θεμελίων σε συνδυασμό με κτύπημα των καλουπιών

95 Κεφάλαιο 3 ο Πειραματική Διαδικασία Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 63 με μεταλλικό σφυρί. Η διαδικασία των δύο φάσεων της σκυροδέτησης (θεμελίου - υποστυλώματος) απεικονίζεται στο Σχ (α) (β) (γ) Σχήμα 3.10 (α) Πρώτη φάση - σκυροδέτηση του θεμελίου, (β)-(γ) δεύτερη φάση - σκυροδέτηση του υποστυλώματος με χρήση αντλίας. Μετά το τέλος της σκυροδέτησης, τα δοκίμια έμεναν 72 ώρες στα καλούπια τους, για την απόκτηση επαρκούς αντοχής πριν την απομάκρυνσή τους. Μετά την παρέλευση του παραπάνω χρονικού διαστήματος, τα καλούπια λύνονταν και τα δοκίμια ξεκαλουπώνονταν. Η συντήρηση των δοκιμίων κατά τα αρχικά στάδια της ενυδάτωσης η οποία αποσκοπούσε στην προστασία του σκυροδέματος από πρόωρη ξήρανση, πραγματοποιήθηκε μέσω διαβροχής μέχρι κορεσμού των δοκιμίων δύο φορές τη μέρα, για χρονικό διάστημα 14 ημερών Β Φάση Προετοιμασίας - Διαδικασία Ενίσχυσης των Δοκιμίων Η δεύτερη φάση περιλαμβάνει την προετοιμασία των επιφανειών των δοκιμίων και την επικόλληση των μανδυών συνθέτων υλικών μέσω ανόργανης ή οργανικής μήτρας. Τα υλικά που χρησιμοποιήθηκαν για την κατασκευή των μανδυών ΙΑΜ και ΙΟΠ είναι τα ίδια με αυτά που περιγράφηκαν στην Ενότητα Επιπροσθέτως χρησιμοποιήθηκε πλέγμα ινών γυαλιού ίδιας γεωμετρίας με το αντίστοιχο πλέγμα άνθρακα και τα ακόλουθα τεχνικά χαρακτηριστικά και μηχανικές ιδιότητες: βάρος ίσο με 480 g/m 2, ονοµαστικό πάχος ίσο µε mm (υπολογισµένο βάσει ισοδύναµης κατανοµής των ινών σε οµοιόµορφη διάταξη ανά διεύθυνση, δηλαδή χωρίς τα κενά των βροχίδων), εγγυηµένη εφελκυστική αντοχή των ινών γυαλιού (όπως και ολόκληρου του

96 Κεφάλαιο 3 ο Πειραματική Διαδικασία Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 64 πλέγματος, όταν χρησιμοποιείται το ονομαστικό πάχος) ίση με 1700 MPa και µέτρο ελαστικότητας ίσο με 70 GPa. Μετά την παρέλευση δύο εβδομάδων από τη σκυροδέτηση ξεκίνησε η διαδικασία προεργασίας των 9 δοκιμίων τα οποία επρόκειτο να ενισχυθούν με τους μανδύες υφασμάτων και πλεγμάτων συνθέτων υλικών. Η προεργασία αυτή έχει ως σκοπό την εκτράχυνση των επιφανειών μέχρι απομακρύνσεως του επιφανειακού τσιμεντοπολτού και αποκαλύψεως των αδρανών. Με τον τρόπο αυτό βελτιώνεται η πρόσφυση μεταξύ της επιφάνειας σκυροδέματος και της ρητίνης ή της ανόργανης μήτρας και ελαχιστοποιείται ο κίνδυνος τραυματισμού του μανδύα από τυχόν εξογκώματα. Η διαδικασία της προεργασίας των δοκιμίων απεικονίζεται Σχ (α) (β) (γ) Σχήμα 3.11 (α) Αγρίεμα της επιφάνειας του σκυροδέματος, (β) στρογγύλεμα των γωνιών, (γ)τελική μορφή της εξωτερικής επιφάνειας. Αρχικά έγινε η κοπή των υφασμάτων και των πλεγμάτων συνθέτων υλικών στο επιθυμητό μήκος εξασφαλίζοντας παράλληλα ένα ελάχιστο μήκος υπερκάλυψης για την αγκύρωση του μανδύα. Επίσης το ύψος του μανδύα ήταν τέτοιο που να αφήνεται ένα κενό 10 mm από τη βάση του υποστυλώματος ώστε αφενός να μην παρεμποδίζεται η στροφή της ακραίας διατομής και αφετέρου να μην υφίσταται σύνθλιψη ο μανδύας λόγω της στροφής αυτής. Στη συνέχεια περιγράφονται διαδοχικά οι διαδικασίες ενίσχυσης των υποστυλωμάτων με μανδύες συνθέτων υλικών σε οργανική μήτρα εποξειδικής ρητίνης και ανόργανη μήτρα κονιάματος. Για τα δοκίμια που ενισχύθηκαν με μανδύες ΙΟΠ, η διαδικασία ενίσχυσης ξεκίνησε με την παρασκευή του υλικού της οργανικής μήτρας, η οποία αποτελείται από εποξειδική ρητίνη δυο συστατικών. Στη συνέχεια ακολούθησε ο αρχικός εμποτισμός του υφάσματος με τη ρητίνη. Πριν την εφαρμογή του στο υποστύλωμα το ύφασμα απλώθηκε με προσοχή σε καθαρή επιφάνεια και εμποτίστηκε σε όλο το μήκος του, με τη βοήθεια ενός πλαστικού ρολού (Σχ. 3.12α). Κατόπιν,

97 Κεφάλαιο 3 ο Πειραματική Διαδικασία Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 65 τοποθετήθηκε στρώση εποξειδικής ρητίνης πάνω στην επιφάνεια που επρόκειτο να γίνει η επικόλληση του σύνθετου υλικού για τον εμποτισμό τυχόν μικροκοιλοτήτων οι οποίες παρέμεναν και μετά τη λείανσή της όπως φαίνεται στο Σχ. 3.12β. Η τοποθέτηση του υφάσματος στο δοκίμιο έγινε με τέτοιο τρόπο ώστε να διατηρείται η ευθυγραμμία των ινών και να μην εγκλωβίζεται αέρας ανάμεσα στο ύφασμα και στη ρητίνη. Κατά την τοποθέτηση του υφάσματος στις πλευρές του δοκιμίου ασκήθηκε ελαφρά πίεση κατά τη διεύθυνση της περιτύλιξης με τη βοήθεια πλαστικού ρολού (Σχ. 3.12γ), έως ότου η ρητίνη διαπερνούσε τα κενά των ινών και εμφανιζόταν στην εξωτερική πλευρά του υφάσματος. Η επίστρωση της ρητίνης γινόταν πάντοτε με φορά αυτή των ινών. Η επικόλληση της δεύτερης στρώσης εξασφαλίστηκε με τη συνεχή περιτύλιξη του υφάσματος σε κάθε δοκίμιο και την ταυτόχρονη εφαρμογή ρητίνης πάνω στη νέα στρώση. Για την αγκύρωση του υφάσματος χρησιμοποιήθηκε μήκος υπερκάλυψης περίπου ίσο με το μισό της πλευράς του δοκιμίου. Τα διαδοχικά στάδια της ενίσχυσης απεικονίζονται στο Σχ (α) (β) (γ) (δ) Σχήμα 3.12 (α) Αρχικός εμποτισμός υφάσματος με ρητίνη, (β) επάλειψη της προς ενίσχυση επιφάνειας, (γ) πίεση του υφάσματος με το πλαστικό ρολό, (δ) τελική μορφή του ενισχυμένου δοκιμίου. Η διαδικασία ενίσχυσης της βάσης των υποστυλωμάτων πλήρους κλίμακας με μανδύες ΙΑΜ περιγράφεται βήμα προς βήμα στο Σχ Αρχικά κατασκευάστηκε το μητρικό υλικό με ανάμειξη κατάλληλης ποσότητας νερού και τσιμεντοκονιάματος (η αναλογία ανάμιξης νερού προς κονίαμα ήταν 0.23:1) με τη βοήθεια μηχανικού αναδευτήρα, όπως φαίνεται στο Σχ. 3.13α. Στη συνέχεια τοποθετήθηκε μία στρώση τσιμεντοκονιάματος σε όλες τις παράπλευρες επιφάνειες και ακμές του δοκιμίου προκειμένου να χρησιμεύσει ως υπόστρωμα υποδοχής για το πλέγμα (Σχ. 3.13β). Αφού τοποθετήθηκε το πλέγμα όσο το δυνατόν πιο ευθύγραμμα πάνω στην αρχική επίστρωση κονιάματος (Σχ. 3.13γ) ασκήθηκε πίεση χειρωνακτικά προκειμένου να επικολληθεί πάνω σε αυτή. Ακολούθως έγινε η περιτύλιξη του πλέγματος με τον ίδιο περίπου τρόπο με εκείνον που εφαρμόστηκε στα δοκίμια των συνθέτων υλικών με ρητίνη, με μόνη διαφορά ότι η

98 Κεφάλαιο 3 ο Πειραματική Διαδικασία Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 66 διάστρωση και το τελείωμα της επιφάνειας γίνονταν χειρωνακτικά και με σπάτουλα αντί ρολού. Σε κάθε περιστροφή το πλέγμα τεντωνόταν προκειμένου να μην δημιουργούνται θύλακες συγκέντρωσης τάσεων λόγω ύπαρξης πτυχώσεων. Ιδιαίτερη μέριμνα δόθηκε στον πλήρη και ομοιόμορφο εμποτισμό των ινών του πλέγματος με κονίαμα. Αυτό επετεύχθη μέσω άσκησης πίεσης επί του πλέγματος και τάνυσής του με τρόπο ώστε το κονίαμα να εξέρχεται από τις βροχίδες του τελευταίου (Σχ. 3.13δ-ε). Τέλος η εξωτερική επιφάνεια της ενισχυόμενης περιοχής καλύφθηκε από μια τελική στρώση κονιάματος, η οποία εξασφάλιζε τόσο την προστασία του μανδύα από εξωτερικές φθορές όσο και μια καλαίσθητη λεία εξωτερική επιφάνεια όπως φαίνεται στο Σχ. 3.13στ. (α) (β) (γ) (δ) (ε) (στ) Σχήμα 3.13 (α) Παρασκευή κονιάματος, (β) επίστρωση με κονίαμα, (γ) έναρξη επικόλλησης του πλέγματος, (δ) εμποτισμός του πλέγματος με κονίαμα, (ε) περιτύλιξη του πλέγματος, (στ) τελική μορφή δοκιμίου μετά την ενίσχυση.

99 Κεφάλαιο 3 ο Πειραματική Διαδικασία Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΙΑΜ ή ΙΟΠ Παρουσίαση των Δοκιμίων - Παράμετροι Μελέτης Το πειραματικό πρόγραμμα αποσκοπεί στη μελέτη της αποτελεσματικότητας των μανδυών ΙΑΜ συγκριτικά με αυτήν των μανδυών ΙΟΠ ως μέσου περίσφιγξης στις κρίσιμες περιοχές (πόδας και κορυφή) μη σεισμικά σχεδιασμένων παλαιού τύπου υποστυλωμάτων. Κατασκευάστηκαν συνολικά 13 δοκίμια υποστυλωμάτων πλήρους κλίμακας και ίδιας γεωμετρίας: τα 7 είχαν συνεχή διαμήκη οπλισμό (λείο ή με νευρώσεις) και τα 6 είχαν ευθύγραμμες ενώσεις των διαμήκων ράβδων (με νευρώσεις) με υπερκάλυψη στην περιοχή της πλαστικής άρθρωσης. Τα δοκίμια με λείο οπλισμό αποτελούσαν τμήμα ομάδας δοκιμίων που έγινε στην πρώτη φάση της παρούσας διδακτορικής διατριβής, γι αυτό και είχαν διαφορετική επικάλυψη (25 mm) συγκριτικά με αυτά με νευροχάλυβα (10 mm). Φυσικά η διαφορά αυτή δεν επηρεάζει τη σύγκριση των αποτελεσμάτων, δεδομένου ότι αυτή γίνεται ανεξάρτητα για τους δύο διαφορετικούς τύπους οπλισμών. Από τα 7 δοκίμια με συνεχή διαμήκη οπλισμό, 3 ήταν οπλισμένα με λείες ράβδους κατηγορίας S220 (Ομάδα L0S_) και 4 με διαμήκεις ράβδους από νευροχάλυβα κατηγορίας S500s (Ομάδα L0_). Δύο εκ των δοκιμίων με συνεχή διαμήκη οπλισμό δοκιμάστηκαν χωρίς ενίσχυση ως δοκίμια ελέγχου: ένα εξ αυτών είχε λείες ράβδους (L0S_C) και το άλλο είχε ράβδους με νευρώσεις (L0_C). Κατ αντιστοιχία, δύο δοκίμια ενισχύθηκαν στη βάση τους με δύο στρώσεις μανδύα ΙΟΠ άνθρακα (L0S_R2 και L0_R2), ενώ άλλα δύο (L0S_M4 και L0_M4) ενισχύθηκαν με μανδύα 4 στρώσεων από ΙΑΜ, ίσης αντοχής και δυστένειας με το μανδύα ΙΟΠ. Το τελευταίο δοκίμιο αυτής της ομάδας με ράβδους από νευροχάλυβα (L0_M4G) ενισχύθηκε με μανδύα χαμηλοτέρου κόστους αλλά μικρότερης αντοχής και δυστένειας, αποτελούμενο από 4 στρώσεις ΙΑΜ γυαλιού. Η αποτελεσματικότητα των μανδυών ΙΑΜ σε σύγκριση με μανδύες ΙΟΠ (στις κρίσιμες περιοχές υποστυλωμάτων) για τη σεισμική ενίσχυση υποστυλωμάτων με ανεπαρκείς ενώσεις των ράβδων εξετάστηκε στην παρούσα διατριβή για δύο διαφορετικά μήκη υπερκάλυψης διαμήκων ράβδων από νευροχάλυβα. Το μικρότερο μήκος υπερκάλυψης των διαμήκων ράβδων, που είναι ίσο με 20 φορές τη διάμετρο των τελευταίων (Ομάδα L20d_) και αντιπροσωπεύει υποστυλώματα που έχουν κατασκευαστεί στις Ευρωπαϊκές χώρες μέχρι τα τέλη της δεκαετίας του 70 περίπου, εξετάστηκε σε 3 δοκίμια: το πρώτο δοκιμάστηκε χωρίς ενίσχυση ως δοκίμιο ελέγχου (L20d_C), το δεύτερο ενισχύθηκε στη βάση του με μανδύα ΙΟΠ άνθρακα δύο στρώσεων (L20d_R2), ενώ το τρίτο ενισχύθηκε στη βάση του με μανδύα ΙΑΜ τεσσάρων στρώσεων (L20d_M4). Κατ αντιστοιχία, τα δοκίμια με τις μεγαλύτερες ενώσεις μήκους 40 διαμέτρων (αντιπροσωπευτικά υποστυλωμάτων που κατασκευάζονταν μέχρι τα τέλη της δεκαετίας του 90 - Ομάδα L40d) είναι τα L40d_C, L40d_R2 και L40d_M4. Θα πρέπει πάντως να επισημανθεί ότι αποτελεσματικότητα των μανδυών ΙΑΜ σε σύγκριση με τους μανδύες ΙΟΠ δεν εξετάστηκε για την περίπτωση ματίσεων λείων ράβδων διότι σε αυτές τις περιπτώσεις η ένωση των ράβδων γίνεται μέσω αγκίστρων 180 ο

100 Κεφάλαιο 3 ο Πειραματική Διαδικασία Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 68 και η ολίσθηση των οπλισμών λόγω απώλειας συνάφειας κατά κανόνα αποτρέπεται [Bousias et al. (2006)]. Τονίζεται ότι ανά ζεύγη (ΙΟΠ και ΙΑΜ) τα δοκίμια ήταν ενισχυμένα με μανδύες ίσης δυστένειας, ώστε να είναι εύκολη η άμεση σύγκριση της αποτελεσματικότητας των μανδυών ΙΑΜ (ανόργανης μήτρας) ως προς αυτήν των αντιστοίχων ΙΟΠ (πολυμερικής μήτρας). Αυτό κατέστη εφικτό χρησιμοποιώντας διπλάσιο αριθμό στρώσεων για τους μανδύες ΙΑΜ έναντι των ΙΟΠ (τεσσάρων έναντι δύο), ώστε να είναι (περίπου) ίσο το γινόμενο του αριθμού των στρώσεων επί το ονομαστικό πάχος κάθε στρώσης (οι ίνες ήταν του ιδίου τύπου άνθρακα και στις δύο περιπτώσεις). Έτσι, τα εξής ζεύγη δοκιμίων είναι ισοδύναμα ως προς τη δυστένεια των μανδυών: L0S_R2 με L0S _Μ4, L0_R2 με L0_Μ4, L20d_R2 με L20d _Μ4 και L40d _R2 με L40d _Μ4.. Η γεωμετρία τυπικών διατομών όλων των ομάδων δοκιμίων δίνεται στο Σχ Φ8/200 Φ8/200 Αρχικές ράβδοι Διαμήκεις ράβδοι 10 Φ8/200 Αρχικές ράβδοι Διαμήκεις ράβδοι 10 Φ8/200 Φ Φ Φ Φ (α) Ομάδα L0S_ (β) Ομάδα L0_ (γ) Ομάδα L20d_ (δ) Ομάδα L40d_ Σχήμα 3.14 Διατομή και διαμήκης οπλισμός όλων των δοκιμίων: (α) δοκίμια με λείες συνεχείς ράβδους, (β) δοκίμια με συνεχείς ράβδους από νευροχάλυβα, (γ) δοκίμια με ευθύγραμμες παραθέσεις των διαμήκων ράβδων μήκους 20 διαμέτρων, (δ) δοκίμια με ευθύγραμμες παραθέσεις των διαμήκων ράβδων μήκους 40 διαμέτρων. Η σήμανση των δοκιμίων δίνεται ως LX_YN, όπου: X δηλώνει το μήκος υπερκάλυψης πάνω από τη βάση του υποστυλώματος (0 για συνεχή οπλισμό χωρίς ένωση, 20d για υπερκάλυψη μήκους 20 διαμέτρων, 40d για υπερκάλυψη μήκους 40 διαμέτρων), Υ δηλώνει τον τύπο του μανδύα (C για δοκίμια αναφοράς, δηλαδή χωρίς μανδύα, R για δοκίμια με μανδύα όπου η μήτρα των συνθέτων υλικών είναι η ρητίνη, Μ για δοκίμια με μανδύα σε μήτρα κονιάματος) και Ν δηλώνει τον αριθμό των στρώσεων του μανδύα. Επισημαίνεται ότι για τα δοκίμια με λείο χάλυβα (Ομάδα

101 Κεφάλαιο 3 ο Πειραματική Διαδικασία Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 69 L0S_), το γράμμα S έχει προστεθεί μετά το Χ για τη δήλωση των λείων ράβδων οπλισμού, ενώ το γράμμα G έχει προστεθεί μετά το Ν υποδηλώνοντας υλικό ινών το γυαλί για το μανδύα ΙΑΜ. Οι μανδύες κάλυπταν τον πόδα των υποστυλωμάτων (εκτός μικρού κενού 10 mm) σε ύψος 430 mm, εκτός αυτών που εφαρμόστηκαν στα δύο ενισχυμένα δοκίμια με τις μεγαλύτερες ενώσεις (L40d _R2 και L40d _Μ4), όπου το ύψος τους ήταν 600 mm, ξεπερνώντας έτσι τα 560 mm του μήκους υπερκάλυψης. Όλες οι πληροφορίες για το σχεδιασμό των δοκιμίων συνοψίζονται στον Πίνακα 3.2. Πίνακας 3.2 Δοκίμια και πειραματικές παράμετροι. Ονομασία δοκιμίου Μήκος υπερκάλυψης Τύπος διαμήκους οπλισμού L0S_C -- Λείος L0S_R2 -- Λείος L0S_M4 -- Λείος L0_C -- Νευρώσεις L0_R2 -- Νευρώσεις L0_M4 -- Νευρώσεις L0_M4G -- Νευρώσεις L20d_C 20d=280 mm Νευρώσεις L20d_R2 20d=280 mm Νευρώσεις L20d_M4 20d=280 mm Νευρώσεις L40d_C 40d=560 mm Νευρώσεις L40d_R2 40d=560 mm Νευρώσεις L40d_M4 40d=560 mm Νευρώσεις Αντοχή σκυρ/τος f c, (MPa) Μέθοδος ενίσχυσης Περίσφιγξη με σύνθετα υλικά Υλικό Αρ. στρώσεων/ Ύψος μανδύα ΙΟΠ Άνθρακας 2 / 430 mm ΙΑΜ Άνθρακας 4 / 430 mm ΙΟΠ Άνθρακας 2 / 430 mm ΙΑΜ Άνθρακας 4 / 430 mm ΙΑΜ Γυαλί 4 / 430 mm ΙΟΠ Άνθρακας 2 / 430 mm ΙΑΜ Άνθρακας 4 / 430 mm ΙΟΠ Άνθρακας 2 / 600 mm ΙΑΜ Άνθρακας 4 / 600 mm

102 Κεφάλαιο 3 ο Πειραματική Διαδικασία Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΙΑΜ ή ΙΟΠ Πειραματική Διάταξη Ο σχεδιασμός της πειραματικής διάταξης βασίστηκε στην απαίτηση για ταυτόχρονη επιβολή οριζόντιας ανακυκλιζόμενης φόρτισης (στην κεφαλή του δοκιμίου) και σταθερού αξονικού φορτίου κατά τη διάρκεια της δοκιμής. Επίσης, είχε ως στόχο την εύκολη και άμεση καταγραφή μεγάλου αριθμού δεδομένων, όπως αυτά προέκυπταν από τις δοκιμές. Για την υλοποίηση του σχεδιασμού της πειραματικής διάταξης χρησιμοποιήθηκε το ισχυρό πλαίσιο διαξονικής καταπόνησης του Εργαστηρίου Μηχανικής και Τεχνολογίας Υλικών του Πανεπιστημίου Πατρών. Το πλαίσιο αυτό προσφέρει τη δυνατότητα χρήσης ενός συστήματος με ισχυρό δάπεδο και ακλόνητα κατακόρυφα στοιχεία αντίδρασης. Το δάπεδο του πλαισίου διαθέτει οπές ανά σταθερές αποστάσεις, οι οποίες επιτρέπουν τη διέλευση χαλύβδινων ντιζών, στις οποίες είναι δυνατή η πάκτωση διαφόρων τμημάτων της πειραματικής διάταξης. Προκειμένου να πακτωθεί το πέδιλο στο ισχυρό δάπεδο του πλαισίου τοποθετήθηκαν δύο ισχυρές κοιλοδοκοί (Σχ. 3.15α) σε κάθε πλευρά του πεδίλου μέσα από τις οποίες διέρχονταν ντίζες υψηλής αντοχής διαμέτρου 30 mm που βιδώνονταν σφιχτά στις οπές του πλαισίου. Με αυτό τον τρόπο επετεύχθη πλήρης πάκτωση του πεδίλου, οποία επιβεβαιώθηκε κατά τη διάρκεια των δοκιμών από τη μηδενική υπερύψωση του τελευταίου (Σχ. 3.17α). Η πειραματική διάταξη παρουσιάζεται αναλυτικά στα Σχ. 3.15α-γ. Τα δοκίμια φορτίστηκαν με οριζόντια δύναμη σε ύψος 1.60 m από τη βάση, μέσω σερβοϋδραυλικού εμβόλου MTS αγκυρωμένου στην κεφαλή του στοιχείου. Η ιστορία φόρτισης αποτελούνταν από επαναλαμβανόμενους κύκλους μετατοπίσεων αυξανομένου εύρους (κατά 5 mm) μέχρι είτε την αστοχία του δοκιμίου είτε την επιβολή μεγάλης μετατόπισης (125 mm σε κάθε διεύθυνση) έως εξαντλήσεως της δυναμικότητας του εμβόλου. Με στόχο την καλύτερη εποπτεία του πειράματος η ταχύτητα φόρτισης μεταβάλλονταν από 0.2 mm/s στους πρώτους κύκλους έως 1.1 mm/s στους τελευταίους, με αποτέλεσμα η διάρκεια κάθε δοκιμής να κυμαίνεται από 40 λεπτά (δοκίμια ελέγχου) έως δύο ώρες περίπου (για τα ενισχυμένα δοκίμια). Εξάλλου έχει βρεθεί ότι ταχύτητες φόρτισης αυτού του εύρους επηρεάζουν ελάχιστα την απόκριση των δοκιμίων σε σύγκριση με δυναμικές (σεισμικές) διεγέρσεις. Η ιστορία φόρτισης οριζόντιων μετακινήσεων παρουσιάζεται στο Σχ

103 Κεφάλαιο 3 ο Πειραματική Διαδικασία Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 71 Ισχυρή δοκός αντίδρασης Έμβολα (4) επιβολής αξονικού φορτίου Έμβολο επιβολής οριζόντιου φορτίου Διάταξη αρθρώσεων Κατακόρυφες ντίζες για την μεταφορά του αξονικού φορτίου Έλεγχος του αξονικού φορτίου μέσω ηλεκτρομηκυνσιομέτρων Ισχυρές κοιλοδοκοί (α) (β) Αξονικό φορτίο 0.28 Agfc Σερβοϋδραυλικό έμβολο MTS Ανακυκλιζ. οριζόντια φόρτιση (γ) LVDT's Άρθρωση Σχήμα 3.15 Γενική μορφή της πειραματικής διάταξης (οι διαστάσεις σε mm).

104 Κεφάλαιο 3 ο Πειραματική Διαδικασία Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΙΑΜ ή ΙΟΠ Οριζόντια μετακίνηση (mm) Χρόνος (sec) Σχήμα 3.16 Ιστορία οριζόντιας φόρτισης των δοκιμίων. Τα δοκίμια φορτίζονταν ταυτόχρονα κατά τη διεύθυνση του άξονά τους με σταθερό αξονικό φορτίο, το οποίο αντιστοιχεί στο 28% της θλιπτικής αντοχής των υποστυλωμάτων υπό κεντρική θλίψη. Το φορτίο ασκούνταν στην κεφαλή κάθε δοκιμίου μέσω τεσσάρων συμμετρικά τοποθετημένων ως προς τον άξονα του δοκιμίου εμβόλων, σύμφωνα με τη διάταξη του Σχ. 3.17β, η οποία εξασφαλίζει τη συνεχή εφαρμογή του αξονικού φορτίου κατά την αξονική διεύθυνση του στοιχείου, μέσω δύο κατακόρυφων ντιζών. Επειδή η κεφαλή των υποστυλωμάτων μετακινούνταν οριζόντια, ήταν αναγκαία η τοποθέτηση διάταξης ζεύγους αρθρώσεων στα δύο άκρα των ντιζών επιβολής του αξονικού φορτίου (Σχ. 3.17γ) ώστε να μην προκαλείται η κάμψη των τελευταίων. Με την ανωτέρω πειραματική διάταξη η δευτερογενής ροπή λόγω των οριζόντιων μετακινήσεων και του αξονικού φορτίου (P-Δ) στη βάση του υποστυλώματος, είναι ίση με το αξονικό φορτίο επί τη μέγιστη οριζόντια μετακίνηση (στο σημείο επιβολής του οριζόντιου φορτίου) του υποστυλώματος, επί το λόγο της απόστασης της άρθρωσης από τη βάση (0.25 m) και την κορυφή ( = 1.85 m) του υποστυλώματος που είναι ίσος με 0.25/1.85 =

105 Κεφάλαιο 3 ο Πειραματική Διαδικασία Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 73 (α) (β) (γ) Σχήμα 3.17 (α) Έλεγχος υπερύψωσης του πεδίλου, (β) έμβολα επιβολής αξονικού φορτίου, (γ) άρθρωση ντίζας. Κατά τη διάρκεια των δοκιμών καταγράφονταν η δύναμη και η μετατόπιση του εμβόλου, η στροφή και η κατακόρυφη (αξονική) μετατόπιση τριών διατομών μέσω 6 μηκυνσιομέτρων (LVDTs), τα οποία είχαν τοποθετηθεί σε ύψη 130 mm, 260 mm και 450 mm πάνω από τη βάση των στοιχείων όπως φαίνεται στο Σχ (α) (β) Σχήμα 3.18 (α) Μηκυνσιόμετρο, (β) διάταξη μηκυνσιομέτρων στη βάση του υποστυλώματος (οι διαστάσεις σε mm). Η εγκατάσταση των οργάνων περιελάμβανε ακόμα 12 ηλεκτρομηκυνσιόμετρα (strain gages) που είχαν επικολληθεί πάνω στα μήκη υπερκάλυψης των ράβδων για τα υποστυλώματα των Ομάδων L20d_ και L40d_, όπως φαίνεται στο Σχ (6 ηλεκτρομηκυνσιόμετρα σε δύο ζεύγη ράβδων, ένα ζεύγος ανά διεύθυνση φόρτισης). Οι μετρήσεις των ηλεκτρομηκυνσιομέτρων αξιοποιήθηκαν για τον προσδιορισμό των τάσεων συνάφειας μεταξύ ματιζόμενων ράβδων - σκυροδέματος κατά τη διάρκεια των δοκιμών. Τέλος, για τα δοκίμια με συνεχείς ράβδους νευροχάλυβα (Ομάδα L0_) επικολλήθηκαν δύο ηλεκτρομηκυνσιόμετρα σε κάθε ράβδο, σε ύψος 100 mm πάνω από τη βάση του υποστυλώματος, προκειμένου να διαπιστωθεί η έναρξη του λυγισμού τους. Οι αισθητήρες παραμόρφωσης επικαλύφθηκαν με ειδική ελαστική κόλλα για την

106 Κεφάλαιο 3 ο Πειραματική Διαδικασία Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 74 προστασία τους κατά τη σκυροδέτηση. Τα καλώδια των αισθητήρων παραμόρφωσης περιτυλίχθηκαν με μονωτική ταινία για προστασία τους από πιθανές εξωγενείς φθορές. Στο Σχ φαίνεται η τοποθέτηση των αισθητήρων παραμόρφωσης στις εσωτερικές διαμήκεις ράβδους mm 25 Φ (γ) (α) (β) ls=40d ls=20d Hλεκτρομηκυνσιόμετρα 190 db=14 d b =14 mm (α) (ε) sh=200 s h =200 mm (β) (δ) stain gages ηλεκτρομηκυνσιόμετρα Σχήμα 3.19 (α)-(γ) Διάταξη των ηλεκτρομηκυνσιομέτρων στις εσωτερικές διαμήκεις ράβδους με ενώσεις, (δ)-(ε) διάταξη των ηλεκτρομηκυνσιομέτρων στα δοκίμια με συνεχείς διαμήκεις ράβδους. 3.3 ΣΥΝΟΨΗ ΚΕΦΑΛΑΙΟΥ Το πειραματικό πρόγραμμα το οποίο παρουσιάστηκε σε αυτό το κεφάλαιο στοχεύει στην κατανόηση των ιδιαιτεροτήτων που χαρακτηρίζουν το μηχανισμό περίσφιγξης με μανδύες

107 Κεφάλαιο 3 ο Πειραματική Διαδικασία Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 75 ανόργανης μήτρας και στην άμεση σύγκριση της αποτελεσματικότητας των τελευταίων με μανδύες ΙΟΠ ίσης δυστένειας. Αυτό επιτυγχάνεται μέσω της κατασκευής 15 πρισματικών δοκιμίων οπλισμένου σκυροδέματος τα οποία δοκιμάστηκαν σε κεντρική θλίψη και 13 δοκιμίων υποστυλωμάτων πλήρους κλίμακας, τα οποία δοκιμάστηκαν σε ανακυκλιζόμενη κάμψη με σταθερό αξονικό φορτίο. Η βασική παράμετρος διερεύνησης που τίθεται και για του δύο τύπους δοκιμίων στην εν λόγω πειραματική διαδικασία είναι η σύγκριση των μανδυών ΙΑΜ με ισοδύναμους (σε όρους δυστένειας) μανδύες ΙΟΠ. Οι επιμέρους πειραματικές παράμετροι που τέθηκαν στις δοκιμές κεντρικής θλίψης είναι ο αριθμός των στρώσεων του σύνθετου υλικού και η γεωμετρική διάταξη του εσωτερικού, εγκάρσιου οπλισμού (συνδετήρων) των δοκιμίων. Η χρήση οπλισμών από λείες ράβδους ή νευροχάλυβα, η ενδεχόμενη ένωση ράβδων με υπερκάλυψη καθώς και το μήκος της υπερκάλυψης ήταν οι επιμέρους παράμετροι των 13 υποστυλωμάτων πλήρους κλίμακας. Τέλος η υιοθετούμενη πειραματική διάταξη για τη διεξαγωγή κάθε τύπου δοκιμών εξασφάλιζε τόσο την κατάλληλη προσομοίωση των εξεταζόμενων φαινομένων (συμπεριφορά θλιβόμενων ζωνών υποστυλωμάτων και υποστυλωμάτων υπό σεισμική φόρτιση), όσο και την εύκολη και άμεση καταγραφή μεγάλου αριθμού δεδομένων, όπως αυτά προέκυπταν από τις δοκιμές. Τα αποτελέσματα των υποστυλωμάτων που είχαν ενισχυθεί με μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ παρουσιάζονται στο Κεφάλαιο 5. Βιβλιογραφία ASTM C , (2001), Standard test method for flow of hydraulic cement mortar, American Society for Testing and Materials, Philadelphia. Bousias, S. N., Spathis, A-L., and Fardis, M. N., (2007), Seismic Retrofitting of Columns with Lap Spliced Smooth Bars through FRP or Concrete Jackets, Journal of Earthquake Engineering, V. 11, No. 5, pp EN , (1993), Methods of test for mortar for masonry Part 11: Determination of flexural and compressive strength of hardened mortar, European Committee for Standardization, Brussels. Tastani, S. P., Pantazopoulou, S. J., Zdoumba, D., Plakantaras, V., and Akritidis, E., (2006), Limitations of FRP Jacketing in Confining Old - Type Reinforced Concrete Members in Axial Compression, ASCE Journal of Composites for Construction, V. 10, No. 1, pp

108 Κεφάλαιο 4 Πειραματική Διαδικασία - Υποστυλώματα Ενισχυμένα με Πρόσθετους Οπλισμούς σε Εγκοπές (ΠΟΕ) Στο παρόν κεφάλαιο παρουσιάζεται η πειραματική διαδικασία που ακολουθήθηκε για την απόκτηση δεδομένων γύρω από τη συμπεριφορά υποστυλωμάτων οπλισμένου σκυροδέματος, ενισχυμένων σε κάμψη με πρόσθετους οπλισμούς σε εγκοπές (ΠΟΕ). Το πειραματικό πρόγραμμα περιλαμβάνει τη διεξαγωγή 11 δοκιμών επί υποστυλωμάτων πλήρους κλίμακας, τα οποία δοκιμάστηκαν σε ανακυκλιζόμενη κάμψη υπό σταθερό αξονικό φορτίο. Αρχικά περιγράφεται ο σκοπός της πειραματικής διερεύνησης και παρουσιάζονται ένα προς ένα τα εξεταζόμενα δοκίμια και οι πειραματικές παράμετροι. Στη συνέχεια περιγράφεται λεπτομερώς ο τρόπος κατασκευής, οι τεχνικές ενίσχυσης και οι μηχανικές ιδιότητες όλων των χρησιμοποιούμενων υλικών (ΠΟΕ και ΙΑΜ), για τα εξεταζόμενα δοκίμια. Τέλος περιγράφεται πειραματική διάταξη που υιοθετήθηκε για τη διεξαγωγή των δοκιμών. 4.1 ΣΚΟΠΟΣ ΤΗΣ ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΗΣ ΔΙΕΡΕΥΝΗΣΗΣ Ο σκοπός της παρούσας πειραματικής διερεύνησης ήταν η διεξαγωγή μιας συστηματικής μελέτης για την καμπτική ενίσχυση υποστυλωμάτων οπλισμένου σκυροδέματος υπό ανακυκλιζόμενη κάμψη (και σταθερό αξονικό φορτίο) με πρόσθετους οπλισμούς σε εγκοπές (ΠΟΕ). Εξετάστηκαν συνολικά 11 υποστυλώματα που είχαν ενισχυθεί με ΠΟΕ ΙΟΠ (ελάσματα άνθρακα ή ράβδους γυαλιού) καθώς και ράβδους ανοξείδωτου χάλυβα. Επίσης στο παρόν πειραματικό πρόγραμμα εξετάστηκε ο συνδυασμός του ΠΟΕ με τοπικούς μανδύες ινοπλεγμάτων σε ανόργανη μήτρα, οι οποίοι αποτελούν ένα εξαιρετικά αποτελεσματικό και πολλά υποσχόμενο σύστημα περίσφιγξης, όπως αναπτύσσεται και περιγράφεται λεπτομερώς στην παρούσα

109 Κεφάλαιο 4 ο Πειραματική Διαδικασία - Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΠΟΕ 77 διδακτορική διατριβή. Για τους σκοπούς αυτούς, κατασκευάστηκαν συνολικά 11 δοκίμια πλήρους κλίμακας, εκ των οποίων τα 10 ενισχύθηκαν με ΠΟΕ, ενώ ένα χρησιμοποιήθηκε ως δοκίμιο ελέγχου. Θα πρέπει να τονιστεί ότι ο αρχικός σχεδιασμός όλων των δοκιμίων έγινε με τέτοιο τρόπο, ώστε η αστοχία τους να είναι καμπτικού τύπου. Έτσι είναι εφικτή η ποιοτική και ποσοτική αξιολόγηση της αποτελεσματικότητας της μεθόδου του ΠΟΕ για την καμπτική ενίσχυση υποστυλωμάτων. 4.2 ΠΑΡΟΥΣΙΑΣΗ ΔΟΚΙΜΙΩΝ ΚΑΙ ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΩΝ ΠΑΡΑΜΕΤΡΩΝ Τα δοκίμια είχαν σχεδιαστεί έτσι ώστε να μπορεί να εξετασθεί η επιρροή μιας σειράς παραμέτρων στην καμπτική τους αντίσταση. Αυτές οι παράμετροι είναι: ο τύπος του ΠΟΕ (ελάσματα άνθρακα, ράβδοι γυαλιού, ράβδοι ανοξείδωτου χάλυβα), η διαμόρφωση του ΠΟΕ (ελάσματα άνθρακα με τη μεγάλη τους διάσταση κάθετη ή παράλληλη προς την ενισχυόμενη πλευρά του υποστυλώματος, αναλόγως της διαθέσιμης επικάλυψης σκυροδέματος), το γεωμετρικό ποσοστό του ΠΟΕ ή του εσωτερικού διαμήκους οπλισμού, ο τύπος του συγκολλητικού υλικού (εποξειδική ρητίνη, τσιμεντοκονίαμα) και η ύπαρξη ΠΟΕ με ή χωρίς τοπική περίσφιγξη στις κρίσιμες περιοχές των υποστυλωμάτων από μανδύες ΙΑΜ. Μια σύντομη περιγραφή των εξεταζόμενων δοκιμίων δίνεται παρακάτω καθώς και στα Σχ. 4.1 και Πίνακα 4.1. Ένα υποστύλωμα δοκιμάστηκε χωρίς ενίσχυση ως δοκίμιο Ελέγχου. Το C_Per ενισχύθηκε με δύο συμμετρικά τοποθετημένα ελάσματα ινών άνθρακα σε δύο αντίθετες παρειές του υποστυλώματος (αυτές με μέγιστο εφελκυσμό/θλίψη). Η διατομή των ελασμάτων ήταν 16x2 mm και αυτά ήταν τοποθετημένα μέσα σε ορθογωνικές εγκοπές 20x10 mm με τη μεγάλη τους διάσταση κάθετη στην ενισχυόμενη πλευρά του υποστυλώματος (Σχ. 4.1α). Αυτή η διάταξη είναι εφικτή μόνο αν η διαθέσιμη επικάλυψη είναι της τάξης των 20 mm. Το C_Per_ρ n2 ενισχύθηκε όπως και το C_Per, αλλά με μεγαλύτερο ποσοστό ΠΟΕ (ρ n2 = 0.3%), τοποθετώντας τρία ελάσματα άνθρακα (αντί για δύο - ρ n = 0.2%) σε κάθε ενισχυόμενη πλευρά. Το C_Per_ρ s2 ενισχύθηκε όπως το C_Per, αλλά ήταν αρχικά σχεδιασμένο με χαμηλότερο ποσοστό εσωτερικού διαμήκους οπλισμού. Αυτό το δοκίμιο ήταν οπλισμένο με ράβδους διαμέτρου 12 mm (ρ s2 = 0.72%), ενώ όλα τα άλλα ήταν οπλισμένα με ράβδους 14 mm (ρ s = 0.98%).

110 Κεφάλαιο 4 ο Πειραματική Διαδικασία - Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΠΟΕ 78 Το C_Par ενισχύθηκε με δύο συμμετρικά τοποθετημένα ελάσματα άνθρακα (με τις ανωτέρω διαστάσεις) σε δύο αντίθετες πλευρές του υποστυλώματος, αλλά με τη μεγάλη τους διάσταση παράλληλη στην ενισχυόμενη πλευρά του υποστυλώματος (Σχ. 4.1β). Τα ελάσματα ήταν τοποθετημένα σε ορθογωνικές εγκοπές 20x5 mm. Σ αυτή τη διάταξη η συνάφεια των ΠΟΕ αναμένεται μειωμένη σε σύγκριση με τη C_Per. Βασικό πλεονέκτημα όμως της εν λόγω διαμόρφωσης είναι η εφαρμοσιμότητά της σε περιπτώσεις πολύ μικρών επικαλύψεων. Το C_Par_J έχει τον ίδιο ΠΟΕ με το C_Par και έναν πρόσθετο τοπικό μανδύα περίσφιγξης ΙΑΜ, ο οποίος εκτείνεται 600 mm από τη βάση του υποστυλώματος και αποσκοπεί στην προστασία του ΠΟΕ έναντι πρόωρου λυγισμού, ο οποίος μπορεί να συνοδευτεί από την αποκόλλησή του. Το G ενισχύθηκε με δύο ράβδους ινών γυαλιού 8 mm με νευρώσεις συμμετρικά τοποθετημένες στις δύο αντίθετες πλευρές του υποστυλώματος, μέσα σε τετραγωνικές εγκοπές 20x20 mm (Σχ. 4.1γ). Το S_R ενισχύθηκε με δύο ράβδους ανοξείδωτου χάλυβα 12 mm με νευρώσεις συμμετρικά τοποθετημένες στις δύο αντίθετες πλευρές του υποστυλώματος, εντός τετραγωνικών εγκοπών 20x20 mm (Σχ. 4.1δ). Η επικόλληση του χάλυβα έγινε, όπως και σε όλες τις ανωτέρω περιπτώσεις, μέσω εποξειδικής ρητίνης. Το S_M έχει τον ίδιο ΠΟΕ με το S_R, αλλά το συγκολλητικό υλικό είναι κονίαμα (Σχ. 4.1ε). Το S_R_J έχει τον ίδιο ΠΟΕ με το S_R και έναν πρόσθετο τοπικό μανδύα περίσφιγξης ΙΑΜ ίδιο με αυτόν του δοκιμίου C_Par_J. Το S_M_J έχει τον ίδιο ΠΟΕ με το S_M, και έναν πρόσθετο τοπικό μανδύα περίσφιγξης ΙΑΜ ίδιο με αυτόν του δοκιμίου S_R_J.

111 Κεφάλαιο 4 ο Πειραματική Διαδικασία - Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΠΟΕ 79 (α) (β) (γ) μόνο στο C_Par_J (δ) 20 (ε) 20 κονίαμα μόνο στο S_R_J μόνο στο S_M_J Σχήμα 4.1 Λεπτομέρειες διαμόρφωσης των ΠΟΕ στα δοκίμια: (α) C_Per, C_Per_ρ n2, C_Per_ρ s2, (β) C_Par και C_Par_J, (γ) G, (δ) S_R και S_R_J, (ε) S_Μ και S_Μ_J (οι διαστάσεις σε mm). Συνοψίζοντας, με εξαίρεση το δοκίμιο ελέγχου, η ονοματολογία των δοκιμίων προκύπτει ως εξής: το πρώτο σύμβολο δηλώνει το υλικό του ΠΟΕ (C για ελάσματα CFRP, G για ράβδους GFRP, S για τον ανοξείδωτο χάλυβα), το δεύτερο σύμβολο της σειράς C δηλώνει τον προσανατολισμό της μεγάλης πλευράς των ελασμάτων (Per για κάθετη και Par για παράλληλη τοποθέτηση), το δεύτερο σύμβολο της σειράς S δηλώνει το είδος του συγκολλητικού υλικού (R για ρητίνη, M για κονίαμα), το τρίτο σύμβολο της σειράς C δηλώνει αν υπάρχει διαφορετικό γεωμετρικό ποσοστό οπλισμού σε σχέση με τα υπόλοιπα δοκίμια (ρ n2 για τον ΠΟΕ, ρ s2 για τον εσωτερικό διαμήκη οπλισμό) και το σύμβολο J δηλώνει την ύπαρξη τοπικού μανδύα ΙΑΜ στην κρίσιμη περιοχή του υποστυλώματος. Σε αυτό το σημείο πρέπει να επισημανθεί ότι η χρήση κονιάματος ως συγκολλητικού υλικού εξετάστηκε μόνο για τη σειρά S (ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα), καθώς η συνάφεια του ΠΟΕ ΙΟΠ με κονίαμα σε σύγκριση με τη ρητίνη κρίνεται γενικά πτωχή [π.χ. Nordin and Taljsten (2003), Taljsten et al. (2003), De Lorenzis et al. 2004], όπως προαναφέρθηκε και στην Ενότητα Τέλος η επιλογή των διατομών για κάθε τύπο ΠΟΕ έγινε με βάση την ικανότητα ανάληψης ίσης εφελκυστικής δύναμης.

112 Κεφάλαιο 4 ο Πειραματική Διαδικασία - Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΠΟΕ 80 Ονομασία δοκιμίου Τύπος ΠΟΕ Πίνακας 4.1 Δοκίμια και πειραματικές παράμετροι. Αντοχή σκυρ/τος f, c (MPa) Γεωμετρικό ποσοστό διαμήκους οπλισμού ρ s, % Γεωμετρικό ποσοστό ΠΟΕ ρ n, % Συγκολλητικό υλικό Διαμόρφωση των ελασμάτων άνθρακα στις εγκοπές Ύπαρξη τοπικού μανδύα (ΙΑΜ) Ελέγχου Όχι C_Per Ελάσματα CFRP Ρητίνη Κάθετα Όχι C_Per_ρ n2 Ελάσματα CFRP Ρητίνη Κάθετα Όχι C_Per_ρ s2 Ελάσματα CFRP Ρητίνη Κάθετα Όχι C_Par Ελάσματα CFRP Ρητίνη Παράλληλα Όχι C_Par_J Ελάσματα CFRP Ρητίνη Παράλληλα Ναι G Ράβδοι GFRP Ρητίνη -- Όχι S_R S_M S_R_J S_M_J Ράβδοι Ανοξείδωτου Χάλυβα Ράβδοι Ανοξείδωτου Χάλυβα Ράβδοι Ανοξείδωτου Χάλυβα Ράβδοι Ανοξείδωτου Χάλυβα Ρητίνη -- Όχι Κονίαμα -- Όχι Ρητίνη -- Ναι Κονίαμα -- Ναι 4.3 ΠΡΟΕΤΟΙΜΑΣΙΑ ΔΟΚΙΜΙΩΝ Κατασκευή Δοκιμίων Τα 11 δοκίμια υποστυλωμάτων ήταν ίδιου τύπου και γεωμετρίας με τα δοκίμια που περιγράφηκαν στην Ενότητα Για την καλύτερη εποπτεία του αναγνώστη η γεωμετρία των δοκιμίων και η πειραματική διάταξη επαναλαμβάνονται στο Σχ. 4.2, καθώς επίσης δίνεται και η γεωμετρία της διατομής των δοκιμίων. Τα υποστυλώματα είχαν τετραγωνική διατομή mm με διαμήκη οπλισμό από τέσσερις γωνιακές λείες ράβδους Φ14 και εγκάρσιο οπλισμό συνδετήρων λείων ράβδων Φ8 σε αποστάσεις 200 mm, με τα άγκιστρα κεκαμμένα κατά 90 ο. Τα θεμέλια και τα υποστυλώματα σκυροδετήθηκαν από διαφορετικές παρτίδες έτοιμου σκυροδέματος κατηγορίας C16/20. Η μέση θλιπτική αντοχή κάθε δοκιμίου (τη μέρα της δοκιμής του) μετρήθηκε από 3 κυβικά δοκίμια πλευράς 150 mm και δίνεται στον Πίνακα 4.1. Η μέση τιμή και η τυπική απόκλιση βρέθηκαν ίσες με 25.8 MPa και 1.07 MPa, αντίστοιχα, υποδεικνύοντας ότι η διασπορά της θλιπτικής αντοχής του σκυροδέματος δεν θα επηρεάσει τα πειραματικά αποτελέσματα των υποστυλωμάτων. Οι διαμήκεις λείες ράβδοι είχαν τάση διαρροής 372 MPa, εφελκυστική αντοχή 433 MPa και οριακή παραμόρφωση 17%, ενώ οι αντίστοιχες τιμές για τον

113 Κεφάλαιο 4 ο Πειραματική Διαδικασία - Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΠΟΕ 81 εγκάρσιο οπλισμό ήταν 351 MPa, 444 MPa και 19.5%. Η διαδικασία κατασκευής και σκυροδέτησης των δοκιμίων ήταν ίδια με αυτή που περιγράφηκε στην Ενότητα με μοναδική διαφοροποίηση την επικόλληση πλαστικών ράβδων επί των μεταλλικών καλουπιών, με στόχο τον εύκολο σχηματισμό των εγκοπών στις ενισχυόμενες πλευρές των υποστυλωμάτων, όπως φαίνεται στο Σχ Σερβοϋδραυλικό έμβολο MTS Ανακυκλιζ. οριζόντια φόρτiση Αξονικό φορτίο 0.20 Ag fc (α) LVDTs Μόνο στο δοκίμιο C_Per_ρn2 Φ14 (or 12) ΠΟΕ 500 Άρθρωση Συγκολλητικό Συγγκολλητικό υλικό Αγκύρωση του ΠΟΕ (β) Σχήμα 4.2 (α) Γεωμετρία δοκιμίων και πειραματική διάταξη, (β) διατομή δοκιμίων (οι διαστάσεις σε mm). Η αγκύρωση των πρόσθετων οπλισμών επετεύχθη μέσω διάνοιξης κυκλικών οπών (διαμέτρου 25 mm και μήκους 300 mm) επί των θεμελίων. Η διαδικασία αυτή, η οποία έλαβε χώρα πριν τη σκυροδέτηση των υποστυλωμάτων παρουσιάζεται στο Σχ Αφού αποσυναρμολογήθηκαν τα μεταλλικά καλούπια των υποστυλωμάτων, διανοίχθηκαν οι οπές αγκύρωσης των ΠΟΕ με χρήση ηλεκτρικού τρυπανιού (Σχ. 4.4α-β). Στη συνέχεια ακολούθησε σχολαστικός καθαρισμός των οπών αγκύρωσης με τη βοήθεια πεπιεσμένου αέρα (Σχ. 4.4δ) και οι οπές καλύφθηκαν με αφρό πολυουρεθάνης (Σχ. 4.4ε) προκειμένου να προφυλαχθούν κατά τη σκυροδέτηση των υποστυλωμάτων. Τέλος μετά τη σκυροδέτηση των υποστυλωμάτων απομακρύνθηκαν οι πλαστικές ράβδοι και οι εγκοπές καθαρίστηκαν με χρήση πεπιεσμένου αέρα.

114 Κεφάλαιο 4 ο Πειραματική Διαδικασία - Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΠΟΕ 82 Σχήμα 4.3 Τοποθέτηση πλαστικών ράβδων επί των μεταλλικών καλουπιών. (α) (β) (γ) (δ) (ε) Σχήμα 4.4 (α)-(β) Διάνοιξη οπών επί του θεμελίου για την αγκύρωση των ΠΟΕ, (γ) τελική μορφή των οπών αγκύρωσης, (δ) καθαρισμός των οπών με χρήση πεπιεσμένου αέρα, (ε) επιφανειακή κάλυψη των οπών με αφρό πολυουρεθάνης.

115 Κεφάλαιο 4 ο Πειραματική Διαδικασία - Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΠΟΕ Ενίσχυση Δοκιμίων Όταν ολοκληρώθηκε η προετοιμασία των δοκιμίων, οι οπές επί του θεμελίου συμπληρώθηκαν μέσω έγχυσης συγκολλητικού υλικού χρησιμοποιώντας ένα απλό πιστόλι σιλικόνης (ή μια πλαστική χοάνη όταν το συγκολλητικό υλικό ήταν κονίαμα) όπως φαίνεται στα Σχ. 4.5α και δ. Στη συνέχεια προστέθηκε μια στρώση συγκολλητικού υλικού (ίση περίπου με το μισό του βάθους της εγκοπής, Σχ. 4.5β) και οι πρόσθετοι οπλισμοί τοποθετήθηκαν στη θέση τους ασκώντας ελαφρά πίεση επί του συγκολλητικού υλικού, με αποτέλεσμα το τελευταίο να εκτοπιστεί ρέοντας γύρω από τον πρόσθετο οπλισμό όπως φαίνεται στα Σχ. 4.5γ και στ. Τέλος προστέθηκε η ποσότητα του συγκολλητικού υλικού που έλειπε στις εγκοπές και η τελική επιφάνεια επιπεδώθηκε. (α) (β) (γ) (δ) (ε) (στ) Σχήμα 4.5 (α) και (δ) Γέμισμα των οπών στην περιοχή αγκύρωσης και των εγκοπών με ρητίνη και και κονίαμα, αντίστοιχα, (β) προσθήκη της πρώτης στρώσης συγκολλητικού υλικού στις εγκοπές, (γ) και (στ) τοποθέτηση των ΠΟΕ στη θέση τους.

116 Κεφάλαιο 4 ο Πειραματική Διαδικασία - Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΠΟΕ 84 H συμπύκνωση του συγκολλητικού υλικού μέσα στις οπές του θεμελίου καθώς και η εξασφάλιση της επιθυμητής ρευστότητας επετεύχθη είτε μέσω δόνησης της εποξειδικής ρητίνης με μια μεταλλική ράβδο διαμέτρου 6 mm, είτε μέσω προσθήκης υπερευστοποιητή σε αναλογία 0.2% κατ όγκο στο μίγμα του κονιάματος. Η εφαρμογή του μανδύα ΙΑΜ σε τρία από τα δοκίμια (C_Par_J, S_R_J και S_Μ_J) με ΠΟΕ οπλισμούς έγινε όπως περιγράφηκε στην Ενότητα Η διαδικασία εφαρμογής του μανδύα ΙΑΜ σε ένα από τα δοκίμια που είχαν ενισχυθεί καμπτικά με ΠΟΕ φαίνεται στο Σχ (α) (β) (γ) Σχήμα 4.6 (α) Αρχική μορφή του ενισχυμένου με ΠΟΕ δοκιμίου, (β) επίστρωση της εξωτερικής επιφάνειας με κονίαμα, (γ) εφαρμογή του μανδύα ΙΑΜ Υλικά Ενίσχυσης (ΠΟΕ και ΙΑΜ) Όπως προαναφέρθηκε η επιλογή των διατομών για κάθε τύπο ΠΟΕ (ελάσματα ινών άνθρακα, ράβδοι ινών γυαλιού, ράβδοι ανοξείδωτου χάλυβα) έγινε με βάση την ικανότητα ανάληψης ίσης εφελκυστικής δύναμης (όχι εμβαδού διατομής ή δυστένειας). Η παραπάνω απαίτηση εξασφαλίστηκε με κατάλληλο συνδυασμό των διατομών και της εφελκυστικής αντοχής των οπλισμών. Η επιλογή των ΠΟΕ με κριτήριο την ικανότητα ανάληψης ίσης εφελκυστικής δύναμης οδήγησε στην επιλογή οπλισμών με λόγους δυστένειας (μέτρο ελαστικότητας επί εμβαδόν διατομής) άνθρακας:γυαλί:ανοξείδωτος χάλυβας ίσους με 1:0.7:4.9. Οι μηχανικές ιδιότητες των ελασμάτων άνθρακα και των ράβδων γυαλιού προσδιορίστηκαν σύμφωνα με τις οδηγίες του προτύπου ACI 440.3R-04. Οι μέσες τιμές της εφελκυστικής αντοχής, του μέτρου ελαστικότητας και της παραμόρφωσης θραύσης των ελασμάτων άνθρακα μετρήθηκαν

117 Κεφάλαιο 4 ο Πειραματική Διαδικασία - Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΠΟΕ 85 από έξι δοκίμια με τη βοήθεια της σερβοϋδραυλικής μηχανής εφελκυσμού/θλίψης MTS του Εργαστηρίου Μηχανικής και Τεχνολογίας Υλικών του Πανεπιστημίου Πατρών, ενώ οι αντίστοιχες μηχανικές ιδιότητες των ράβδων γυαλιού μετρήθηκαν από τους προμηθευτές τους. Το φορτίο επιβάλλονταν μέσω του εμβόλου της μηχανής και μετρούνταν με κυψέλη φορτίου MTS δυναμικότητας 250 kn συνδεδεμένης σε σειρά με το έμβολο. Οι δοκιμές εκτελέστηκαν με έλεγχο κλειστού βρόχου (closed-loop control) και ελεγχόμενη ποσότητα τη μετακίνηση που επιβάλλονταν από το έμβολο της μηχανής. Ο ρυθμός επιβολής μετακίνησης από το έμβολο ήταν 2 mm/min που αντιστοιχεί στο μέσο όρο του εύρους φόρτισης που συνιστάται από το Πρότυπο ACI 440.3R-04. Ο ρυθμός αυτός διατηρήθηκε σταθερός καθ όλη τη διάρκεια της δοκιμής και σε όλες τις δοκιμές. Η παραμόρφωση των οπλισμών μετρήθηκε με έναν εξωτερικό αισθητήρα μέτρησης μετατοπίσεων (DCDT) της MTS και δύο ηλεκτρομηκυνσιόμετρα που είχαν επικολληθεί στο μέσο περίπου των οπλισμών. Στο επόμενο σχήμα παρουσιάζονται ενδεικτικά τόσο η μορφή αστοχίας ενός ελάσματος από ίνες άνθρακα (Σχ. 4.7α), όσο και το διάγραμμα τάσεων - παραμορφώσεων (Σχ. 4.7β) όπως προέκυψε από τη δοκιμή μονοαξονικού εφελκυσμού. Το μέτρο ελαστικότητας ορίζεται από την αρχική κλίση του διαγράμματος σ-ε, προτού δηλαδή αρχίσει η σταδιακή θραύση μεμονωμένων ινών άνθρακα και απομειωθεί σημαντικά η δυσκαμψία του ελάσματος. Μάλιστα σύμφωνα με το πρότυπο ACI 440.3R-04, ο προσδιορισμός του μέτρου ελαστικότητας για ελάσματα και ράβδους συνθέτων υλικών πρέπει να γίνεται για εύρη αξονικής παραμόρφωσης που δεν ξεπερνούν το 50% της οριακής παραμόρφωσης θραύσης των τελευταίων Τάση (MPa) (α) Σχήμα Παραμόρφωση (+) (-) (α) Ενδεικτική μορφή εφελκυστικής αστοχίας ελάσματος άνθρακα, (β) τυπικό διαγράμματα σ-ε ενός ελάσματος άνθρακα. (β)

118 Κεφάλαιο 4 ο Πειραματική Διαδικασία - Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΠΟΕ 86 Το διάγραμμα τάσεων - παραμορφώσεων (σ-ε) του ανοξείδωτου χάλυβα διαφέρει σημαντικά σε σύγκριση με το αντίστοιχο του συμβατικού χάλυβα λόγω της απουσίας σαφούς σημείου διαρροής. Σύμφωνα με το πρότυπο EN ISO (2002) προσδιορίστηκε το διάγραμμα σ-ε του ανοξείδωτου χάλυβα μέσω δοκιμών μονοαξονικού εφελκυσμού με την πειραματική διάταξη του Σχ. 4.8α. Με βάση τα εξαγόμενα διαγράμματα σ-ε (Σχ. 4.8β) έξι δοκιμίων, προσδιορίστηκαν η συμβατική τάση διαρροής (που αντιστοιχεί σε πλαστική παραμόρφωση ίση με 0.2%), η εφελκυστική αντοχή, το μέτρο ελαστικότητας και η παραμόρφωση θραύσης του ανοξείδωτου χάλυβα Ανοξείδωτος 600 S500s Τάση (MPa) (α) Σχήμα (β) Παραμόρφωση (+) (α) Πειραματική διάταξη δοκιμής εφελκυσμού του ανοξείδωτου χάλυβα, (β) τυπικά διαγράμματα τάσεων - παραμορφώσεων του ανοξείδωτου χάλυβα και του συμβατικού οπλισμού κατηγορίας S500s. Οι μηχανικές ιδιότητες των πρόσθετων οπλισμών ενίσχυσης συνοψίζονται στον Πίνακα 4.2. Με βάση τις τιμές της εφελκυστικής αντοχής του Πίνακα 4.2 και του εμβαδού διατομής των ΠΟΕ υπολογίζεται η εφελκυστική δύναμη που μπορεί να αναληφθεί από κάθε έναν από τους τρεις ΠΟΕ ίση με: 69.5 kn για τα ελάσματα άνθρακα, 75 kn για τις ράβδους γυαλιού, 75.6 kn για τις ράβδους ανοξείδωτου χάλυβα (με βάση τη συμβατική τάση διαρροής).

119 Κεφάλαιο 4 ο Πειραματική Διαδικασία - Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΠΟΕ 87 Τύπος ΠΟΕ Πίνακας 4.2. Μηχανικές ιδιότητες του ΠΟΕ. Μέτρο ελαστικότητας E, (GPa) Τάση διαρροής f y,st (MPa) Εφελκυστική αντοχή f u, (MPa) Οριακή παραμόρφωση ε u, (%) Ελάσματα CFRP Ράβδοι GFRP Ράβδοι Ανοξείδωτου Χάλυβα Το πλέγµα ινών άνθρακα και το κονίαμα που χρησιµοποιήθηκαν για την κατασκευή των μανδυών από ΙΑΜ ήταν τα ίδια με αυτά που περιγράφηκαν στην Ενότητα Το ίδιο τσιμεντοκονίαμα χρησιμοποιήθηκε επίσης και για την επικόλληση και αγκύρωση των ΠΟΕ οπλισμών των δοκιμίων S_M και S_M_J. Οι µέσες τιµές της θλιπτικής και της καμπτικής αντοχής του τσιµεντοκονιάµατος στις 28 ηµέρες ήταν 17.5 MPa και 6.31 MPa, αντίστοιχα, ενώ η μέση τιμή του μέτρου ελαστικότητάς του υπολογίστηκε ίση με 8 GPa. Τέλος η εποξειδική ρητίνη που χρησιµοποιήθηκε για την επικόλληση των ΠΟΕ ήταν τύπου δύο συστατικών µε αναλογία ανάµιξης ρητίνης:σκληρυντή ίση με 4:1. Σύµφωνα µε το τεχνικό φυλλάδιο του προϊόντος, η εφελκυστική αντοχή της εποξειδικής ρητίνης ήταν ίση µε 30 MPa και το µέτρο ελαστικότητας ίσο µε 4.5 GPa. 4.4 ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΗ ΔΙΑΤΑΞΗ Για τη διεξαγωγή της πειραματικής μελέτης των ενισχυμένων δοκιμίων έναντι κάμψης με ΠΟΕ υιοθετήθηκε η ίδια πειραματική διάταξη με αυτή που χρησιμοποιήθηκε για τη δοκιμή των υποστυλωμάτων που είχαν ενισχυθεί με μανδύες ΙΑΜ (Ενότητα 3.2.4). Τα δοκίμια φορτίστηκαν με οριζόντια ανακυκλιζόμενη δύναμη σε ύψος 1.60 m από τη βάση, μέσω σερβοϋδραυλικού εμβόλου MTS αγκυρωμένου στην κεφαλή του στοιχείου (Σχ. 4.2α). Τα δοκίμια φορτίζονταν ταυτόχρονα κατά τη διεύθυνση του άξονά τους με σταθερό αξονικό φορτίο, το οποίο αντιστοιχεί στο 20% περίπου της θλιπτικής αντοχής των υποστυλωμάτων υπό κεντρική θλίψη. Κατά τη διάρκεια των δοκιμών καταγράφονταν η δύναμη και η μετατόπιση του εμβόλου, η στροφή και η κατακόρυφη (αξονική) μετατόπιση τριών διατομών μέσω έξι μηκυνσιομέτρων (LVDTs) που είχαν τοποθετηθεί σε ύψη 130 mm, 260 mm και 450 mm πάνω από τη βάση των στοιχείων (Σχ. 4.2α). Η εγκατάσταση των οργάνων περιελάμβανε ακόμα 12 ηλεκτρομηκυνσιόμετρα, τα οποία είχαν επικολληθεί στους πρόσθετους οπλισμούς. Πιο συγκεκριμένα καταγράφονταν οι παραμορφώσεις μιας ράβδου ΠΟΕ σε κάθε διεύθυνση φόρτισης του υποστυλώματος. Τα έξι ηλεκτρομηκυνσιόμετρα σε κάθε στοιχείο ΠΟΕ είχαν τοποθετηθεί όπως φαίνεται και στο Σχ. 4.9 ως εξής: (α) τέσσερα κατά μήκος της αγκύρωσης των ΠΟΕ στο

120 Κεφάλαιο 4 ο Πειραματική Διαδικασία - Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΠΟΕ 88 πέδιλο σε αποστάσεις από το ελεύθερο άκρο του ΠΟΕ ίσες με 20 mm, 90 mm, 160 mm και 230 mm, (β) ένα στη διατομή μέγιστης ροπής (βάση του υποστυλώματος) σε απόσταση 300 mm από το ελεύθερο άκρο του ΠΟΕ και (γ) ένα σε απόσταση 100 mm πάνω από τη βάση του υποστυλώματος. Οι μετρήσεις των παραμορφώσεων των ηλεκτρομηκυνσιομέτρων χρησιμοποιούνταν τόσο για τον προσδιορισμό της τοπικής σχέσης τάσεων συνάφειας - ολίσθησης στην περιοχή αγκύρωσης των ΠΟΕ, όσο και για τον προσδιορισμό της παραμόρφωσης των ΠΟΕ στη διατομή μέγιστης ροπής κατά την αστοχία των υποστυλωμάτων X Βάση υποστυλώματος Μήκος αγκύρωσης Ελεύθερο άκρο Σχήμα 4.9 Θέση των ηλεκτρομηκυνσιομέτρων πάνω στους ΠΟΕ (οι διαστάσεις σε mm). 4.5 ΣΥΝΟΨΗ ΚΕΦΑΛΑΙΟΥ Στο κεφάλαιο αυτό παρουσιάστηκε ένα εκτεταμένο πειραματικό πρόγραμμα το οποίο σχεδιάστηκε κατάλληλα προκειμένου να μελετηθεί συστηματικά μια νέα τεχνική καμπτικής ενίσχυσης υποστυλωμάτων με τη χρήση πρόσθετου οπλισμού συνθέτων υλικών ή ανοξείδωτου χάλυβα τοποθετημένου σε επιφανειακές εγκοπές. Για την αξιολόγηση της αποτελεσματικότητας της νέας αυτής τεχνικής δοκιμάστηκαν 11 υποστυλώματα πλήρους κλίμακας σε ανακυκλιζόμενη φόρτιση υπό σταθερό αξονικό φορτίο. Η σύγκριση διαφορετικών τύπων οπλισμών σε εγκοπές (ισοδύναμων σε όρους εφελκυστικής αντοχής) όπως ανθρακοελασμάτων, ράβδων γυαλιού και ράβδων ανοξείδωτου χάλυβα, με το δοκίμιο ελέγχου, επιτρέπει την αξιολόγηση της αποτελεσματικότητας κάθε τύπου οπλισμού. Επίσης εξετάστηκαν το είδος του υλικού

121 Κεφάλαιο 4 ο Πειραματική Διαδικασία - Υποστυλώματα Ενισχυμένα με ΠΟΕ 89 επικόλλησης των επιφανειακών οπλισμών (εποξειδική ρητίνη ή κονίαμα) και η επίδραση της εξωτερικής περίσφιγξης μέσω μανδυών ινοπλεγμάτων ανόργανης μήτρας για τα ενισχυμένα με επιφανειακούς οπλισμούς δοκίμια. Τα αποτελέσματα των υποστυλωμάτων που είχαν ενισχυθεί με ΠΟΕ παρουσιάζονται στο Κεφάλαιο 6. Βιβλιογραφία ACI 440.3R-04, (2004), Guide Test Methods for Fiber-Reinforced Polymers (FRPs) for Reinforcing or Strengthening Concrete Structures, American Concrete Institute. De Lorenzis, L., Lundgren, K., and Rizzo, A., (2004), Anchorage Length of Near-Surface Mounted Fiber-Reinforced Polymer Bars for Concrete Strengthening Experimental Investigation and Numerical Modeling, ACI Structural Journal, V. 101, No. 2, pp EN ISO , (2002), Steel for the Reinforcement and Prestressing of Concrete Test Methods Part 1: Reinforcing Bars and Wires, International Standardisation Organisation. Nordin, H., Taljsten, B., (2003), Concrete Βeams Strengthened with CFRP. A Study of Anchor Lengths, In: Proceedings 10th conference on structural faults and repair, London (UK). Täljsten, B., Carolin, A., and Nordin, H., (2003), Concrete Structures Strengthened with Near Surface Mounted Reinforcement of CFRP, Advances in Structural Engineering, V. 6, No. 3, pp

122 Κεφάλαιο 5 Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με Ινοπλέγματα Ανόργανης Μήτρας (ΙΑΜ) ή με ΙΟΠ Στο κεφάλαιο αυτό περιγράφεται αναλυτικά η μηχανική συμπεριφορά όλων των δοκιμίων που είχαν ενισχυθεί με μανδύες συνθέτων υλικών σε ανόργανη και οργανική μήτρα. Αρχικά παρουσιάζονται οι καμπύλες τάσης - παραμόρφωσης και οι μορφές αστοχίας των πρισμάτων που δοκιμάστηκαν σε κεντρική θλίψη, με βάση τις οποίες αξιολογείται η αποτελεσματικότητα των μανδυών ΙΑΜ σε σχέση με τους ΙΟΠ σε όρους αντοχής και ικανότητας παραμόρφωσης. Η αποτελεσματικότητα των μανδυών ΙΑΜ σε σύγκριση με μανδύες ΙΟΠ ίσης δυστένειας, ως μέσου περίσφιγξης στις κρίσιμες περιοχές (πόδας και κορυφή) μη σεισμικά σχεδιασμένων υποστυλωμάτων υπό ανακυκλιζόμενη φόρτιση, αξιολογείται με βάση τους βρόχους υστέρησης οριζόντιας δύναμης σχετικής μετακίνησης. Οι εν λόγω βρόχοι παρουσιάζονται κατά σειρά για δοκίμια με λείες διαμήκεις ράβδους, με διαμήκεις ράβδους από νευροχάλυβα και δοκίμια με ευθύγραμμη ένωση των διαμήκων ράβδων με υπερκάλυψη στον πόδα των υποστυλωμάτων. Έτσι προσδιορίζεται η αποτελεσματικότητα των μανδυών ΙΑΜ ως μέσου περίσφιγξης στις κρίσιμες περιοχές υφισταμένων υποστυλωμάτων για όλες τις περιπτώσεις καμπτικών αστοχιών στην περιοχή της πλαστικής άρθρωσης. Στη συνέχεια αξιολογείται η αποτελεσματικότητα των μανδυών ΙΑΜ έναντι των ΙΟΠ συγκρίνοντας την ικανότητα απορρόφησης ενέργειας και τη μείωση της δυσκαμψίας για όλα τα υποστυλώματα πλήρους κλίμακας. Ακόμα προσδιορίζεται κατά τη διάρκεια των δοκιμών η σχετική μετακίνηση των υποστυλωμάτων που οφείλεται στη στροφή λόγω ολίσθησης των διαμήκων ράβδων, σε σύγκριση με τη συνολική. Τέλος τροποποιώντας ορισμένες εμπειρικές εκφράσεις του Ευρωκώδικα 8 - Μέρος 3 για τη γωνία στροφής χορδής κατά την αστοχία (σχετική μετακίνηση), γίνετε μια απόπειρα πρόβλεψης της ικανότητας παραμόρφωσης των υποστυλωμάτων που έχουν ενισχυθεί με τοπικούς μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ.

123 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ ΔΟΚΙΜΙΑ ΥΠΟ ΚΕΝΤΡΙΚΗ ΘΛΙΨΗ Η απόκριση των 15 πρισματικών δοκιμίων παρουσιάζεται στο Σχ. 5.1α-γ στη μορφή καμπυλών τάσης - παραμόρφωσης. Γενικά η καμπύλη τάσης - παραμόρφωσης είναι περίπου διγραμμική για όλα τα εξεταζόμενα δοκίμια, με αλλαγή κλίσης στην παραμόρφωση (ε co = 0.002) που αντιστοιχεί στην αντοχή του απερίσφιγκτου σκυροδέματος (f co ). Κάνοντας μία συνοπτική περιγραφή της συμπεριφοράς των δοκιμίων σε όλη τη διάρκεια της φόρτισης προκύπτουν τα εξής στάδια μέχρι την αστοχία: Μέχρι να εξαντληθεί η θλιπτική αντοχή του πυρήνα σκυροδέματος ο μανδύας δεν συνεισφέρει στην απόκριση των δοκιμίων. Στη φάση αυτή τα περισφιγμένα δοκίμια συμπεριφέρονται όπως τα δοκίμια ελέγχου και η όποια συνεισφορά του μανδύα οφείλεται στη μικρή του δυστένεια. Από τη στιγμή που εξαντλείται η θλιπτική αντοχή του, το σκυρόδεμα αρχίζει σταδιακά να διογκώνεται εγκάρσια, με αποτέλεσμα ο μανδύας συνθέτων υλικών που το περιβάλλει να ενεργοποιείται (μέσω της ανάπτυξης εφελκυστικών παραμορφώσεων στις ίνες), επιβάλλοντας έτσι εγκάρσιες θλιπτικές τάσεις (περίσφιγξης) κάθετα στον άξονα του μέλους. Στο τελικό στάδιο επέρχεται η αστοχία λόγω εξάντλησης της εφελκυστικής αντοχής του μανδύα στην εγκάρσια διεύθυνση (Σχ. 5.2α). Η αστοχία είναι συνήθως ψαθυρή και συνοδεύεται από την απότομη πτώση του φορτίου, η ταχύτητα της οποίας εξαρτάται από τα επιμέρους χαρακτηριστικά των δοκιμίων (γεωμετρία, αριθμός στρώσεων, μητρικό υλικό). Σε αυτό το σημείο ορίζονται τόσο η θλιπτική αντοχή όσο και η παραμόρφωση αστοχίας για τα περισφιγμένα δοκίμια, σε αντίθεση με τα απερίσφιγκτα δοκίμια ελέγχου στα οποία η αστοχία ορίζεται συμβατικά, όταν η θλιπτική αντοχή μειωθεί κατά 15%.

124 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ U_R3 (α) Τάση (MPa) U_M4 U_M6 10 U_C U_R Παραμόρφωση (-) s200_r3 (β) Τάση (MPa) s200_c s200_r2 s200_m6 s200_m Παραμόρφωση (-) 40 (γ) Τάση (MPa) s100_m4 s100_m6 S100_C s100_r2 10 s100_r Παραμόρφωση (-) Σχήμα 5.1 Καμπύλες τάσης - παραμόρφωσης για πρισματικά δοκίμια: (α) χωρίς εσωτερικό οπλισμό, (β) με αραιή διάταξη συνδετήρων (ανά 200 mm), (γ) με πυκνή διάταξη συνδετήρων (ανά 100 mm).

125 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 93 Σε ορισμένα από τα πρίσματα που είχαν ενισχυθεί με μανδύες ΙΑΜ (s200_m4 και s100_m6), η θραύση των ινών συνοδεύτηκε από την αποκόλληση του μανδύα στην περιοχή υπερκάλυψης των δύο άκρων του, όπως φαίνεται στο Σχ. 5.2β. Σε άλλες περιπτώσεις, η θραύση του μανδύα επήλθε ταυτόχρονα με το λυγισμό των διαμήκων ράβδων. Ως εκ τούτου, η τάνυση και η τελική αστοχία των μανδυών οφειλόταν τόσο στη διόγκωση του σκυροδέματος, όσο και στην προς τα έξω κάμψη των διαμήκων ράβδων στο μέσο του ύψους των δοκιμίων, όπως φαίνεται στο Σχ. 5.2γ. Παρόμοιες διαπιστώσεις έχουν γίνει και από τους Tastani et al. (2006). (α) (β) (γ) Σχήμα 5.2 Χαρακτηριστικές μορφές αστοχιών των δοκιμίων υπό κεντρική θλίψη: (α) θραύση του μανδύα ΙΟΠ, (β) αποκόλληση του μανδύα ΙΑΜ στην περιοχή υπερκάλυψης των άκρων του, (γ) λυγισμός των διαμήκων ράβδων μέσα από μανδύα ΙΟΠ. Η απόκριση των περισφιγμένων με ΙΑΜ δοκιμίων φανέρωσε κάποια ιδιαίτερα χαρακτηριστικά, καθώς η μορφή αστοχίας των μανδυών ΙΑΜ επήλθε γενικώς βαθμιαία σε αντίθεση με τους μανδύες ΙΟΠ, όπου η τελευταία ήταν απότομη (ψαθυρή). Όπως έχει αναφερθεί και από τους Triantafillou et al. (2006), στην περίπτωση των μανδυών ΙΑΜ, η θραύση ξεκινά από περιορισμένο αριθμό κλώνων (όταν οι εγκάρσιες τάσεις εξαντλήσουν την εφελκυστική αντοχή τους), και επεκτείνεται αργά στους γειτονικούς κλώνους, με αποτέλεσμα ο τρόπος αστοχίας να γίνεται περισσότερο πλάστιμος από τους μανδύες ΙΟΠ. Αυτό το φαινόμενο παρατηρήθηκε μόνο για τους μανδύες ΙΑΜ (και όχι για τους ΙΟΠ), για δύο λόγους: (α) οι εσωτερικές ίνες των κλώνων στους μανδύες ΙΑΜ δεν εμποτίζονται επαρκώς, με αποτέλεσμα η φόρτισή τους να γίνεται ανομοιόμορφα. Έτσι κατά την αστοχία οι περιφερειακές ίνες των κλώνων που είναι επαρκώς εμποτισμένες με το μητρικό υλικό μπορεί να αστοχήσουν, ενώ οι εσωτερικές μπορούν να ολισθαίνουν υπό τάση (τηλεσκοπικού τύπου αστοχία - Ενότητα 2.1.4), και (β) ο πολλαπλασιασμός

126 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 94 των ρωγμών στην ανόργανη μήτρα σε χαμηλά επίπεδα εγκάρσιων εφελκυστικών τάσεων, οδηγεί στην εξόλκευση των ινών από τη μήτρα σε υψηλότερα επίπεδα τάσεων από αυτά που αντιστοιχούν στην αστοχία των ινών λόγω θραύσης. Στην παρούσα διδακτορική διατριβή, η αποτελεσματικότητα των μανδυών περίσφιγξης σε όρους αντοχής, K σ, υπολογίζεται ως ο λόγος της μέγιστης αξονικής τάσης που παραλαμβάνει το περισφιγμένο δοκίμιο προς την αξονική τάση που παραλαμβάνει το δοκίμιο ελέγχου, και δίνεται από την εξ. (5.1): K σ σ = σ max,c max,o A A A A s g s g f f yl yl (5.1) όπου σ max,c είναι η μέγιστη αξονική τάση των περισφιγμένων δοκιμίων, σ max,o είναι η μέγιστη αξονική τάση των μη ενισχυμένων - δοκιμίων ελέγχου, A g είναι το εμβαδόν όλης της διατομής, A s και f yl είναι το εμβαδόν διατομής και η τάση διαρροής των διαμήκων οπλισμών, αντίστοιχα. Κατ αντιστοιχία, δηλαδή διαιρώντας την οριακή παραμόρφωση στο περισφιγμένο δοκίμιο με αυτή στο δοκίμιο ελέγχου, ορίζεται και ο συντελεστής αποδοτικότητας του μανδύα σε όρους ικανότητας παραμόρφωσης, K ε. Τα βασικότερα αποτελέσματα των δοκιμών κεντρικής θλίψης συνοψίζονται στον Πίνακα 5.1 και περιλαμβάνουν: (α) Τη θλιπτική αντοχή. (β) Την οριακή θλιπτική παραμόρφωση. (γ) Το συντελεστή αποτελεσματικότητας των μανδυών σε όρους αντοχής. (δ) Το συντελεστή αποτελεσματικότητας των μανδυών σε όρους παραμόρφωσης. (ε) Το λόγο του συντελεστή αποτελεσματικότητας σε όρους αντοχής των περισφιγμένων δοκιμίων κάθε ομάδας προς την αντίστοιχη τιμή του συντελεστή αποτελεσματικότητας των ενισχυμένων με ΙΟΠ δοκίμια. (στ) Το λόγο του συντελεστή αποτελεσματικότητας σε όρους παραμόρφωσης των περισφιγμένων δοκιμίων κάθε ομάδας προς την αντίστοιχη τιμή του συντελεστή αποτελεσματικότητας των ενισχυμένων με ΙΟΠ δοκίμια. Συγκρίνοντας την απόκριση των περισφιγμένων δοκιμίων με αυτή των δοκιμίων ελέγχου, προκύπτει ότι τόσο οι μανδύες ΙΟΠ όσο και οι μανδύες ΙΑΜ (σε ελαφρώς χαμηλότερο βαθμό), είναι αρκετά αποτελεσματικοί στην αύξηση της αντοχής και της ικανότητας παραμόρφωσης πρισμάτων οπλισμένου σκυροδέματος που καταπονούνται σε μονοαξονική θλίψη και επιπρόσθετα στην καθυστέρηση του λυγισμού των διαμήκων ράβδων. Η μέση

127 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 95 αποτελεσματικότητα σε όρους αντοχής ( K ), ήταν περίπου 2 (μέσος όρος των 2.0, 1.91 και 2.05 σ στον Πίνακα 5.1) για τα δοκίμια που είχαν ενισχυθεί με δύο στρώσεις μανδύα ΙΟΠ και περίπου 2.3 για αυτά με τρεις στρώσεις. Στην περίπτωση των μανδυών ΙΑΜ, οι αντίστοιχες τιμές ήταν 1.77 και Μια σύγκριση της αποτελεσματικότητας των μανδυών σε ανόργανη μήτρα κονιάματος με τους μανδύες όπου η μήτρα των συνθέτων υλικών ήταν η ρητίνη μπορεί να γίνει διαιρώντας τις τιμές K σ των δοκιμίων με ΙΑΜ προς τα ισοδύναμα δοκίμια με ΙΟΠ ( K σ /K σ,r στον Πίνακα 5.1). Αυτός ο λόγος προκύπτει περίπου ίσος με 0.9 για το μικρότερο αριθμό στρώσεων (δύο ΙΟΠ ή τέσσερις ΙΑΜ) και περίπου ίσος με 0.85 για το μεγαλύτερο αριθμό στρώσεων (τρεις ΙΟΠ ή έξι ΙΑΜ). Πίνακας 5.1 Αντοχή και ικανότητα παραμόρφωσης των πρισμάτων υπό κεντρική θλίψη. Ονομασία δοκιμίου Θλιπτική αντοχή, f cc, (MPa) Οριακή παραμόρφωση ε ccu, (%) K σ K ε Kσ Kσ,R Κ Κ ε ε,r U_C U_R2 U_M4 U_R3 U_M s200_c s200_r2 s200_m4 s200_r3 s200_m s100_c s100_r2 s100_m4 s100_r3 s100_m Παρόμοιες συγκρίσεις μπορούν να γίνουν και σε όρους οριακής παραμόρφωσης κατά τη συμβατική αστοχία. Σε αυτή την περίπτωση, η αποτελεσματικότητα του μανδύα αυξάνεται με τον αριθμό των στρώσεων, αλλά μειώνεται με την αύξηση της περίσφιγξης που προσδίδεται από τους συνδετήρες. Ο συντελεστής K ε κυμαινόταν από 2.83 μέχρι 1.91 για δύο στρώσεις ΙΟΠ και 4.41 μέχρι 2.49 για τρεις στρώσεις ΙΟΠ. Στην περίπτωση των μανδυών ΙΑΜ, οι αντίστοιχες τιμές ήταν ελαφρώς χαμηλότερες, κατά μέσο όρο 7% για τέσσερις στρώσεις ΙΑΜ (ισοδύναμες με δύο ΙΟΠ) και 13% για έξι στρώσεις ΙΑΜ (ισοδύναμες με τρεις ΙΟΠ).

128 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 96 Τονίζεται ότι τα ποσοτικά συμπεράσματα που παρουσιάστηκαν προηγουμένως πρέπει να χρησιμοποιούνται προσεκτικά, καθώς βασίζονται σε σχετικά μικρό αριθμό δοκιμών και σε χρήση συγκεκριμένων υλικών. Άλλα υλικά (για παράδειγμα διαφορετικά κονιάματα, χρήση πλεγμάτων από ίνες γυαλιού), ή πλέγματα με διαφορετικές γεωμετρίες, μπορεί να οδηγήσουν σε διαφορετικές τιμές του συντελεστή αποτελεσματικότητας των ΙΑΜ σε σχέση με τα ΙΟΠ. Με βάση λοιπόν τα πειραματικά αποτελέσματα των δοκιμών κεντρικής θλίψης της παρούσας διδακτορικής διατριβής, συνάγονται τα εξής συμπεράσματα: Η αποτελεσματικότητα των μανδυών από ινοπλέγματα σε ανόργανη μήτρα (ΙΑΜ) ως προς την αύξηση της αντοχής και της παραμορφωσιμότητας στοιχείων άοπλου ή οπλισμένου σκυροδέματος είναι γενικώς υψηλή και μόνον ελαφρώς μειωμένη ως προς την αντίστοιχη των μανδυών από ινοπλισμένα πολυμερή (ΙΟΠ). Η μείωση αυτή είναι της τάξης του 10%, στην περίπτωση οπλισμένων στοιχείων, όπου κύριος στόχος της περίσφιγξης είναι η καθυστέρηση του λυγισμού των διαμήκων ράβδων. Η μείωση της αποτελεσματικότητας των μανδυών ΙΑΜ σε σύγκριση με τους μανδύες ΙΟΠ δείχνει να είναι ανεξάρτητη από το μηχανικό ποσοστό του εγκάρσιου οπλισμού συνδετήρων. Όπως και στην περίπτωση μανδυών ΙΟΠ, η αποτελεσματικότητα των μανδυών ΙΑΜ αυξάνεται (μη αναλογικά) με τον αριθμό των στρώσεων. Η μορφή των καμπυλών τάσης - παραμόρφωσης σκυροδέματος περισφιγμένου με μανδύες ΙΑΜ έχει περίπου (τη γνώριμη) διγραμμική μορφή που παρατηρείται και στο σκυρόδεμα με μανδύες ΙΟΠ. Υπό την προϋπόθεση κατάλληλης επιλογής κονιάματος, οι μανδύες ΙΑΜ εξαντλούν την εφελκυστική αντοχή τους, γεγονός που καταδεικνύει την πλήρη αξιοποίηση της υψηλής αντοχής των ινών. Η αστοχία των μανδυών ΙΑΜ λόγω εγκάρσιας διόγκωσης του περισφιγμένου σκυροδέματος είναι γενικώς βαθμιαία και όχι τόσο ξαφνική (και ψαθυρή) όπως στην περίπτωση των μανδυών ΙΟΠ, γεγονός που οφείλεται στη σταδιακή θραύση δεσμών ινών. Η θραύση αυτή επεκτείνεται σχετικά αργά σε γειτονικές δέσμες, ως αποτέλεσμα της μειωμένης ανακατανομής της έντασης που παρέχει η ανόργανη μήτρα (κονίαμα) σε σχέση με την πολυμερική (εποξειδική ρητίνη). Έτσι, η συμπεριφορά σκυροδέματος περισφιγμένου με ΙΑΜ είναι περισσότερο πλάστιμη σε σχέση με το αντίστοιχο περισφιγμένο με ΙΟΠ.

129 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ ΣΥΜΠΕΡΙΦΟΡΑ ΔΟΚΙΜΙΩΝ ΥΠΟ ΑΝΑΚΥΚΛΙΖΟΜΕΝΗ ΦΟΡΤΙΣΗ Δοκίμια με Συνεχή Διαμήκη Οπλισμό Δοκίμια Ελέγχου L0S_C και L0_C Κύριο χαρακτηριστικό της απόκρισης των δύο δοκιμίων ελέγχου με συνεχή διαμήκη οπλισμό ήταν η διαρροή τους σε κάμψη, η οποία όμως ακολουθήθηκε από λυγισμό των διαμήκων ράβδων, λόγω του μεγάλου αστήρικτου μήκους από τους αραιά τοποθετημένους συνδετήρες, και αποδιοργάνωση του σκυροδέματος πάνω από τη βάση όπως φαίνεται στο Σχ. 5.3α-β. Ανεξαρτήτως του τύπου διαμήκους οπλισμού (λείος ή με νευρώσεις) και τα δύο δοκίμια ελέγχου L0S_C και L0_C εμφάνισαν σημαντική πτώση της αντοχής τους (που αντιστοιχούσε στη συμβατική αστοχία - πτώση της δύναμης απόκρισης κατά 20% έναντι της μέγιστης καταγεγραμμένης τιμής της) σε παραπλήσιες μέσες τιμές (στις δύο διευθύνσεις φόρτισης) σχετικής μετακίνησης, ίσες με 3.75% και 3.43%, αντίστοιχα. Οι βρόχοι υστέρησης οριζόντιας δύναμης - σχετικής μετακίνησης για τα δύο δοκίμια ελέγχου παρουσιάζονται στο Σχ (α) (β) (γ) (δ) Σχήμα 5.3 Χαρακτηριστικές μορφές αστοχιών των δοκιμίων ελέγχου: (α) και (β) αποδιοργάνωση του σκυροδέματος στην περιοχή της πλαστικής άρθωσης για τα δοκίμια L0S_C και L0_C, αντίστοιχα, (γ) και (δ) λυγισμός των διαμήκων ράβδων στη βάση των υποστυλωμάτων L0S_C και L0_C, αντίστοιχα.

130 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 98 (α) (β) Φορτίο (kn) Φορτίο (kn) L0S_C Αστοχία 3.75% -30 Αστοχία % kn L0_C Σχετική μετακίνηση (%) kn Αστοχία 3.43% -30 Αστοχία % kn Σχετική μετακίνηση (%) kn Σχήμα 5.4 Βρόχοι υστέρησης οριζόντιας δύναμης σχετικής μετακίνησης: (α) δοκίμιο L0S_C με λείες διαμήκεις ράβδους, (β) δοκίμιο L0_C με διαμήκεις ράβδους από νευροχάλυβα.

131 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ Γενική Συμπεριφορά Ενισχυμένων Δοκιμίων Η συμπεριφορά όλων των ενισχυμένων δοκιμίων βελτιώθηκε σημαντικά καθώς ο τρόπος αστοχίας τους δεν καθορίστηκε από το λυγισμό των διαμήκων ράβδων στην περιοχή της πλαστικής άρθρωσης. Με βάση τις μετρήσεις των ηλεκτρομηκυνσιομέτρων που είχαν επικολληθεί στους οπλισμούς συνάγεται ότι ο λυγισμός των διαμήκων ράβδων μέσα από τους μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ δεν απετράπη αλλά καθυστέρησε σημαντικά να εμφανιστεί, κατά περίπου 3 έως 7 κύκλους σε σύγκριση με τα δοκίμια ελέγχου. Ακόμα όμως και όταν συνέβη, ο λυγισμός ήταν περιορισμένος και ελεγχόμενος, με αποτέλεσμα να οδηγεί γενικά σε μικρή πτώση της αντοχής των δοκιμίων. Φαίνεται λοιπόν ότι λόγω της περίσφιγξης μέσω των μανδυών ΙΑΜ και ΙΟΠ, οι ελαφρώς λυγισμένες μέσα από τους μανδύες ράβδοι μπορούσαν να παραλάβουν σημαντικό ποσοστό της θλιπτικής τους αντοχής, καθώς η αποτίναξη της επικάλυψης παρεμποδίζονταν από τους μανδύες. Επισημαίνεται σε αυτό το σημείο ότι τόσο οι μετρήσεις των ηλεκτρομηκυνσιομέτρων πάνω στις διαμήκεις ράβδους που φανερώνουν την έναρξη του λυγισμού τους, όσο και η αναλυτική μελέτη γύρω από το φαινόμενο του λυγισμού των διαμήκων ράβδων για τα περισφιγμένα με μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ υποστυλώματα, αναπτύσσονται λεπτομερώς στο Κεφάλαιο Ενισχυμένα Δοκίμια με Λείες Διαμήκεις Ράβδους L0S_R2 και L0S_M4 Η απόκριση των ενισχυμένων δοκιμίων με λείες ράβδους (L0S_R2 σε σύγκριση με L0S_M4) ήταν αρκετά όμοια μεταξύ τους (Σχ. 5.5α και γ), αλλά πολύ διαφορετική και πολύ καλύτερη σε σύγκριση με το αντίστοιχο δοκίμιο ελέγχου L0S_C. Η αντοχή καθορίσθηκε και πάλι από καμπτική διαρροή στη διατομή της βάσης στο ίδιο περίπου φορτίο, ωστόσο ο επακόλουθος λυγισμός των διαμήκων ράβδων ήταν σχετικά ελεγχόμενος, λόγω της περίσφιγξης μέσω των μανδυών. Έτσι κατέστη δυνατή η ανάπτυξη μεγάλης οριζόντιας μετατόπισης, η οποία συνοδεύτηκε από μικρή (μανδύας ΙΟΠ) έως οριακή (μανδύας ΙΑΜ) πτώση του φορτίου. Σημειώνεται πάντως ότι σημαντικό ποσοστό της οριζόντιας μετατόπισης οφείλονταν στην ολίσθηση των διαμήκων ράβδων (ακολουθεί αναλυτική περιγραφή του εν λόγω φαινομένου στην Ενότητα 5.3.3). Η ικανότητα παραμόρφωσης των ενισχυμένων δοκιμίων υπερδιπλασιάστηκε. Τέλος, ενώ ο μανδύας ΙΟΠ του δοκιμίου L0S_R2 εμφάνισε τοπική θραύση μήκους 50 mm περίπου πάνω από τη βάση του υποστυλώματος (σε σχετική μετακίνηση 7.2%), ο μανδύας ΙΑΜ παρέμεινε άθικτος μέχρι το τέλος της δοκιμής σε σχετική μετακίνηση 7.8%, όπως φαίνεται στα Σχ. 5.5β και δ, αντίστοιχα.

132 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 100 Φορτίο (kn) L0S_R kn (α) kn Σχετική μετακίνηση (%) (β) Τοπική θραύση Φορτίο (kn) L0S_M kn (γ) kn Σχετική μετακίνηση (%) (δ) Σχήμα 5.5 (α) Απόκριση του δοκίμιου L0S_R2, (β) τοπική θραύση του μανδύα ΙΟΠ, (γ) απόκριση του δοκίμιου L0S_Μ4, (δ) άθικτος μανδύας ΙΑΜ στο τέλος της δοκιμής.

133 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ Ενισχυμένα Δοκίμια με Λείες Διαμήκεις Ράβδους L0_R2, L0_M4 και L0_M4G Για τα ενισχυμένα δοκίμια με ράβδους νευροχάλυβα, η αποτελεσματικότητα των μανδυών ΙΑΜ (L0_M4 και L0_M4G) ήταν εμφανώς μεγαλύτερη αυτής του μανδύα ΙΟΠ (L0_R2). Η μειωμένη αποτελεσματικότητα της περίσφιγξης του μανδύα ΙΟΠ οφείλεται στον τρόπο αστοχίας του δοκιμίου L0_R2. Σε σχετική μετακίνηση περίπου 5% ο λυγισμός των διαμήκων ράβδων εκδηλώθηκε πάνω από το μανδύα ΙΟΠ, μεταξύ του σημείου που αυτός τερμάτιζε (430 mm από τη βάση) και του επόμενου συνδετήρα (600 mm από τη βάση), δηλαδή σε ύψος περίπου 530 mm από τη βάση του υποστυλώματος, όπως φαίνεται στο Σχ. 5.6α. Η μεταφορά του λυγισμού των διαμήκων ράβδων πάνω από το μανδύα μπορεί να αποδοθεί στη δυσκαμψία του μανδύα ΙΟΠ στην περιοχή της πλαστικής άρθρωσης, η οποία δεν επέτρεψε στις θλιβόμενες ράβδους να καμφθούν ελαφρώς προς τα έξω στις γωνίες, με συνέπεια τη συγκέντρωση θλιπτικών τάσεων οι οποίες μεταφέρθηκαν και εκτονώθηκαν εκεί όπου υπήρχε η δυνατότητα της προς τα έξω κάμψης, δηλαδή έξω από το μανδύα. Αξίζει να σημειωθεί ότι παρόμοιες παρατηρήσεις λυγισμού των διαμήκων ράβδων πάνω από το μανδύα ΙΟΠ (σε περιοχές με αρκετά χαμηλότερη ροπή κάμψης από τη βάση του υποστυλώματος) έχουν αναφερθεί και από τους Bousias et al. (2007). Αντιθέτως, στην περίπτωση των ενισχυμένων δοκιμίων με μανδύες ΙΑΜ, ο λυγισμός των διαμήκων ράβδων ήταν ελεγχόμενος, καθώς αυτό το σύστημα ενίσχυσης επιτρέπει μεγαλύτερη εγκάρσια διόγκωση, με αποτέλεσμα να μειώνονται οι συγκεντρώσεις τάσεων στις γωνίες των ορθογωνικών διατομών. Πιο συγκεκριμένα, για το δοκίμιο L0_M4 o μανδύας παρέμεινε άθικτος μέχρι το τέλος της δοκιμής σε σχετική μετακίνηση 7.8% (Σχ. 5.6β), ενώ για το δοκίμιο L0_M4G η θραύση του μανδύα λόγω διόγκωσης του σκυροδέματος και λυγισμού των διαμήκων ράβδων (Σχ. 5.6γ) οδήγησε στην αστοχία σε μέση σχετική μετακίνηση (στις δύο διευθύνσεις φόρτισης) ίση με 7.2%. Συνοψίζοντας, η συμπεριφορά των δοκιμίων L0_M4 και L0_M4G ήταν πολύ παρόμοια, αλλά αρκετά διαφορετική και πολύ καλύτερη από τη συμπεριφορά τόσο του δοκιμίου L0_R2, όσο και του δοκιμίου έλεγχου L0_C. Η ικανότητα παραμόρφωσης σε σύγκριση με το δοκίμιο ελέγχου αυξήθηκε κατά 50%, 130% και 110% για τα δοκίμια L0_R2, L0_M4 και L0_M4G, υποδεικνύοντας μια αύξηση της αποτελεσματικότητας (σε όρους ικανότητας παραμόρφωσης των υποστυλωμάτων) των μανδυών ΙΑΜ της τάξης του 50% σε σύγκριση με τους μανδύες ΙΟΠ. Οι βρόχοι υστέρησης οριζόντιας δύναμης σχετικής μετακίνησης των δοκιμίων L0_R2, L0_M4 και L0_M4G παρουσιάζονται στα Σχ. 5.6δ-στ.

134 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 102 (γ) (α) (β) Φορτίο (kn) Φορτίο (kn) Φορτίο (kn) L0_R kn Αστοχία 5% -30 Αστοχία % (δ) kn Σχετική μετακίνηση (%) L0_M kn -40 (ε) kn Σχετική μετακίνηση (%) kn L0_M4G Αστοχία 6.9% Αστοχία 7.5% -40 (στ) kn Σχετική μετακίνηση (%) Σχήμα 5.6 (α) Λυγισμός των διαμήκων ράβδων πάνω από το μανδύα ΙΟΠ, (β) άθικτος μανδύας ΙΑΜ άνθρακα στο τέλος της δοκιμής, (γ) θραύση μανδύα ΙΑΜ γυαλιού λόγω λυγισμού των ράβδων, (δ)-(στ) Βρόχοι υστέρησης οριζόντιας δύναμης σχετικής μετακίνησης των δοκιμίων: L0_R2, L0_M4 και L0_M4G.

135 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ Δοκίμια με Ενώσεις των Ευθύγραμμων Άκρων του Διαμήκους Οπλισμού μέσω Υπερκάλυψης Η απόκριση όλων των υποστυλωμάτων με υπερκαλύψεις ράβδων δίνεται στο Σχ. 5.7 στη μορφή βρόχων υστέρησης οριζόντιας δύναμης - σχετικής μετακίνησης (drift ratio). συμπεριφορά και ο τρόπος αστοχίας τους καθορίστηκε και πάλι από την κάμψη, όπως αναμενόταν, λόγω της υψηλής τιμής του λόγου διάτμησης (L v / h=6.4). Η Φορτίο (kn) L20d_C kn Αστοχία 4.06% L40d_C kn Αστοχία 3.43% Αστοχία 3.12% L20d_R kn kn Αστοχία 5.31% Αστοχία 3.12% L40d_R kn kn Φορτίο (kn) Αστοχία 6.25% L20d_M kn kn Αστοχία 5% kn L40d_M kn Φορτίο (kn) Αστοχία -60 5% kn kn Σχετική μετακίνηση (%) Σχετική μετακίνηση (%) 6 8 Σχήμα 5.7 Βρόχοι υστέρησης οριζόντιας δύναμης-σχετικής μετακίνησης των δοκιμίων με ματίσεις.

136 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ Δοκίμια Ελέγχου L20d_C και L40d_C Στα δύο δοκίμια ελέγχου L20d_C και L40d_C σχηματίσθηκαν σημαντικές κατακόρυφες ρωγμές λόγω διάρρηξης του σκυροδέματος κατά μήκος των μηκών υπερκάλυψης σε σχετικές μετακινήσεις 1.56% και 2.5%, αντίστοιχα, όπως φαίνεται στα Σχ. 5.8α-β. Σε μεγαλύτερες σχετικές μετακινήσεις το μήκος και το πλάτος των ρωγμών αυτών κατά μήκος της ένωσης ράβδων αυξανόταν, καθώς η συνάφεια μεταξύ ράβδων - σκυροδέματος απομειωνόταν. Τη διεύρυνση και επέκταση των κατακόρυφων ρωγμών λόγω διάρρηξης ακολούθησε η αποτίναξη του θλιβομένου σκυροδέματος σε μια περιοχή 100 mm και 175 mm από τη βάση των υποστυλωμάτων L20d_C (Σχ. 5.8γ) και L40d_C αντίστοιχα, με αποτέλεσμα την άμεση πτώση της αντοχής τους. Σε αντίθεση με τα δοκίμια ελέγχου με συνεχή οπλισμό, η αποτίναξη της επικάλυψης δεν ακολουθήθηκε από λυγισμό των διαμήκων ράβδων για κανένα εκ των δοκιμίων L20d_C και L40d_C, για δύο λόγους: πρώτον διότι ο θλιβόμενος οπλισμός ήταν διπλάσιος, και δεύτερον διότι η απώλεια συνάφειας στην περιοχή της ένωσης των ράβδων μείωσε την απαίτηση για θλιβόμενο οπλισμό. Η σχετική μετακίνηση κατά την αστοχία (μέσες τιμές στις δύο διευθύνσεις φόρτισης) για τα δοκίμια L20d_C και L40d_C ήταν 3.6% και 3.3%, αντίστοιχα, ενώ οι αντίστοιχες τιμές της αντοχής συνάφειας (τ) μεταξύ ράβδων με ενώσεις και σκυροδέματος υπολογίστηκαν ίσες με 4.4 MPa και 2.5 MPa. Ας σημειωθεί ότι ο τρόπος υπολογισμού των τάσεων συνάφειας με βάση τις μετρήσεις των ηλεκτρομηκυνσιομέτρων καθώς και η σχέση συνάφειας - ολίσθησης στην περιοχή ενώσης των ράβδων, περιγράφονται λεπτομερέστατα στο Κεφάλαιο 7, για όλα τα δοκίμια με ενώσεις των διαμήκων ράβδων μέσω υπερκάλυψης. Τέλος της υπερκάλυψης (α) (β) (γ) Σχήμα 5.8 Κατακόρυφες ρωγμές λόγω διάρρηξης του σκυροδέματος για τα δοκίμια: (α) L20d_C και (β) L40d_C, (γ) τελική μορφή του δοκιμίου L20d_C στο τέλος της δοκιμής.

137 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ Ενισχυμένα Δοκίμια L20d_R2, L20d_M4, L40d_R2, και L40d_M4 Η απόκριση των ενισχυμένων δοκιμίων με μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ ήταν καλύτερη τόσο σε όρους αντοχής όσο και σε όρους ικανότητας παραμόρφωσης κατά την αστοχία. Μέσω της περίσφιγξης και της ενεργοποίησης των οριζόντιων ινών των μανδυών έναντι διάρρηξης του σκυροδέματος περιορίστηκε η ανάπτυξη των κατακόρυφων ρωγμών, με αποτέλεσμα την αύξηση της αντοχής των ενισχυμένων δοκιμίων. Ακόμα, η απόκριση των ενισχυμένων δοκιμίων χαρακτηρίστηκε από την ανάπτυξη μεγάλων οριζόντιων μετακινήσεων, οι οποίες συνοδεύτηκαν από μικρή (δοκίμια L20d_R2 και L20d_M4) έως οριακή (δοκίμια L40d_R2 και L24d_M4) πτώση του οριζόντιου φορτίου. Για τα δοκίμια L20d_R2 και L20d_M4 η αντοχή σε συνάφεια στην περιοχή της μάτισης υπολογίστηκε ίση με 6.8 MPa και 6.4 MPa, αντίστοιχα, θεαματικά αυξημένη σε σχέση με το δοκίμιο ελέγχου L20d_C. Οι υψηλές τάσεις συνάφειας διατηρήθηκαν σταθερές για 4-6 κύκλους μετά το μέγιστο φορτίο, εξασφαλίζοντας έτσι και τη διατήρηση του οριζόντιου φορτίου. Όταν όμως οι ρωγμές λόγω διάρρηξης επεκτάθηκαν σε όλο το μήκος υπερκάλυψης των ράβδων, η απόκριση των δοκιμίων χαρακτηρίστηκε από μια σταδιακή πτώση του οριζόντιου φορτίου λόγω εξόλκευσης των ράβδων. Σε αυτό το σημείο η παρουσία των εξωτερικών μανδυών δεν είχε ουσιαστική συμβολή στην εναπομένουσα αντοχή συνάφειας των ενώσεων. Σε αντίθεση με τα δοκίμια με μικρά μήκη υπερκάλυψης ράβδων, για τα δοκίμια L40d_R2 και L40d_M4 οι αναπτυσσόμενες μέσες τάσεις συνάφειας στην περιοχή της ένωσης ήταν αρκετά χαμηλότερες, ίσες με 3.1 MPa και 2.9 MPa, αντίστοιχα (3 MPa εφελκυστική αντοχή του σκυροδέματος), με αποτέλεσμα να αποτραπεί η επέκταση των κατακόρυφων ρωγμών λόγω διάρρηξης καθ όλο το μήκος υπερκάλυψης των ράβδων. Για τα υποστυλώματα με μικρά μήκη υπερκάλυψης ράβδων (L20d_R2 και L20d_M4), η μέση αύξηση της αντοχής (μέσες τιμές στις δύο διευθύνσεις φόρτισης) για τα δύο συστήματα περίσφιγξης με μανδύες ΙΟΠ και ΙΑΜ ήταν ίση με 20.3% και 25.6%, αντίστοιχα, σε σύγκριση με το δοκίμιο ελέγχου, ενώ οι αντίστοιχες αυξήσεις της ικανότητας παραμόρφωσης κατά την αστοχία ήταν 64.7% και 39%. Τα δοκίμια L40d_R2 και L40d_M4 με τα μεγαλύτερα μήκη υπερκάλυψης είχαν εξαιρετική απόκριση μέχρι το τέλος της δοκιμής σε σχετική οριζόντια μετακίνηση 7.8%. Σε σχέση με το δοκίμιο ελέγχου L40d_C, η ικανότητα παραμόρφωσης αυξήθηκε κατά 150%, ενώ η αντοχή ήταν πρακτικά η ίδια. Συμπερασματικά, οι μανδύες ΙΑΜ είναι εξαιρετικά αποτελεσματικοί όταν εφαρμόζονται σε υποστυλώματα με μικρά μήκη υπερκάλυψης ράβδων για την αύξηση της αντοχής και της ικανότητας παραμόρφωσής τους κατά την αστοχία. Συγκρινόμενοι με μανδύες ΙΟΠ ίσης δυστένειας χαρακτηρίζονται από ελαφρώς μειωμένη αποτελεσματικότητα για υποστυλώματα με μικρά μήκη υπερκάλυψης ράβδων (l s = 20d) και από ίδια αποτελεσματικότητα (μέχρι το τέλος της

138 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 106 δοκιμής για τα δοκίμια L40d_R2 και L40d_M4) όταν εφαρμόζονται σε υποστυλώματα με μεγαλύτερες υπερκαλύψεις ράβδων (l s = 40d). 5.3 ΑΝΑΛΥΣΗ ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΩΝ ΑΠΟΤΕΛΕΣΜΑΤΩΝ Συγκριτικά Αποτελέσματα των Εξεταζόμενων Δοκιμίων Η απόκριση όλων των υποστυλωμάτων δίνεται στο Σχ. 5.9 στη μορφή βρόχων υστέρησης οριζόντιας δύναμης - σχετικής μετακίνησης (drift ratio. Τα βασικότερα αποτελέσματα των δοκιμών περιγράφονται στον Πίνακα 5.2 και περιλαμβάνουν: (α) Τη μέγιστη οριζόντια δύναμη στις δύο διευθύνσεις φόρτισης. (β) Τη σχετική μετακίνηση που αντιστοιχεί στη μέγιστη οριζόντια δύναμη, στις δύο διευθύνσεις φόρτισης. (γ) Τη σχετική μετακίνηση που αντιστοιχεί στη συμβατική αστοχία, η οποία ορίζεται στο σημείο όπου σημειώνεται πτώση της δύναμης απόκρισης κατά 20% έναντι της μέγιστης καταγεγραμμένης τιμής της, στην αντίστοιχη διεύθυνση φόρτισης. (δ) Τη μορφή αστοχίας που παρατηρήθηκε για κάθε δοκίμιο. Ονομασία δοκιμίου Μέγιστο φορτίο (kn) Πίνακας 5.2. Πίνακας συγκεντρωτικών αποτελεσμάτων. Σχετική μετακίνηση στο μέγιστο φορτίο (%) Σχετική μετακίνηση στην αστοχία (%) Ώθηση Έλξη Ώθηση Έλξη Ώθηση Έλξη Μορφή αστοχίας L0S_C Λυγισμός των διαμήκων ράβδων L0S_R Δεν επετεύχθη η συμβατική αστοχία L0S_M Δεν επετεύχθη η συμβατική αστοχία L0_C Λυγισμός των διαμήκων ράβδων L0_R Λυγισμός των διαμήκων ράβδων έξω από το μανδύα ΙΟΠ L0_M Δεν επετεύχθη η συμβατική αστοχία L0_M4G L20d_C L20d_R L20d_M L40d_C Θραύση του μανδύα ΙΑΜ λόγω λυγισμού και διαστολή του σκυροδέματος Διάρρηξη σκυροδέματος και στη συνέχεια αποτίναξη της επικάλυψης Διαμήκεις ρωγμές διάρρηξης και εξόλκευση των ράβδων με ενώσεις Διαμήκεις ρωγμές διάρρηξης και εξόλκευση των ράβδων με ενώσεις Διάρρηξη σκυροδέματος και στη συνέχεια αποτίναξη της επικάλυψης L40d_R Δεν επετεύχθη η συμβατική αστοχία L40d_M Δεν επετεύχθη η συμβατική αστοχία

139 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 107 Φορτίο (kn) Φορτίο (kn) Φορτίο (kn) Φορτίο (kn) Φορτίο (kn) (α) L0S_C (β) L0S_R2 (γ) L0S_M (δ) L0_C (ε) L0_R2 (στ) L0_M (ζ) L0_M4G (η) L20d_C (θ) L20d_R (ια) L40d_C (ιβ) L40d_R2 (ιγ) L40d_M Σχετική μετακίνηση (%) Σχετική μετακίνηση (%) (ι) L20d_M Σχετική μετακίνηση (%) Σχήμα 5.9 Βρόχοι υστέρησης οριζόντιας δύναμης - σχετικής μετακίνησης όλων των εξεταζόμενων δοκιμίων.

140 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ Απορροφώμενη Ενέργεια και Απομείωση της Δυσκαμψίας Για να αξιολογηθεί η αποτελεσματικότητα των μανδυών ΙΑΜ σε σχέση με τους μανδύες ΙΟΠ, καταγράφηκε η αθροιστικά απορροφώμενη ενέργεια των δοκιμίων για κάθε κύκλο φόρτισης μέχρι τη συμβατική τους αστοχία (Σχ. 5.10). Η τελευταία υπολογίστηκε αθροίζοντας το εμβαδόν που περικλείεται από τους βρόχους υστέρησης δύναμης μετατόπισης. Το Σχ συνοδεύει ο Πίνακας 5.3, ο οποίος συνοψίζει την απορροφώμενη ενέργεια για διάφορες σχετικές μετακινήσεις: 1.87%, 3.43% και κατά τη συμβατική αστοχία των δοκιμίων (ή σε σχετική μετακίνηση 7.81%, όταν η τελευταία δεν επετεύχθη). Ταυτόχρονα παρουσιάζονται και οι ποσοστιαίες (%) διαφορές της απορροφώμενης ενέργειας των ενισχυμένων δοκιμίων ως προς τα δοκίμια αναφοράς κάθε ομάδας. Απορροφώμενη ενέργεια (kn. mm) 8x10 4 7x10 4 6x10 4 5x10 4 4x10 4 3x10 4 2x10 4 1x L0S_C L0S_R2 L0S_M4 L0_C L0_R2 L0_M4 L0_M4G L20d_C L20d_R2 L20d_M4 L40d_C L40d_R2 L40d_M Κύκλοι φόρτισης Σχήμα 5.10 Αθροιστικά απορροφώμενη ενέργεια κατά τη διάρκεια των δοκιμών. Για τα δοκίμια με λείες συνεχείς ράβδους (Ομάδα L0S_ ) η ικανότητα απορρόφησης ενέργειας ήταν περίπου η ίδια και για τα δύο συστήματα περίσφιγξης (ΙΑΜ σε σύγκριση με ΙΟΠ), αυξημένη κατά 500% περίπου σε σχέση με το δοκίμιο αναφοράς. Για τα δοκίμια με συνεχείς ράβδους από νευροχάλυβα (Ομάδα L0_ ) η ενέργεια που απορροφήθηκε (κατά τη συμβατική αστοχία) από τα περισφιγμένα με μανδύες ΙΑΜ υποστυλώματα (L0_Μ4 και L0_Μ4G), ήταν

141 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 109 περίπου 5 φορές μεγαλύτερη από αυτήν που απορροφήθηκε από το δοκίμιο ελέγχου (L0_C) και 2.5 φορές μεγαλύτερη από την ενέργεια που απορροφήθηκε από το ενισχυμένο με μανδύα ΙΟΠ υποστύλωμα L0_R2. Τέλος η ικανότητα απορρόφησης ενέργειας ήταν περίπου ίση για τα δύο συστήματα περίσφιγξης (ΙΑΜ σε σύγκριση με ΙΟΠ), όταν εφαρμόστηκαν σε υποστυλώματα με ένωση των διαμήκων ράβδων τους μέσω υπερκάλυψης, ανεξαρτήτως του μήκους υπερκάλυψης. Πιο συγκεκριμένα για την Ομάδα L20d_ η ενέργεια που απορροφήθηκε από τα δύο ενισχυμένα δοκίμια ήταν περίπου 2.5 φορές μεγαλύτερη από αυτήν που απορροφήθηκε από το δοκίμιο αναφοράς, ενώ για την Ομάδα L40d_, όπου η περίσφιγξη ήταν αρκετά αποτελεσματικότερη, η αντίστοιχη τιμή ήταν περίπου 9.5. Πίνακας 5.3. Αθροιστικά απορροφώμενη ενέργεια σε διάφορες σχετικές μετακινήσεις. Δοκίμιο Αθροιστικά απορροφώμενη ενέργεια (kn. mm) και (%) διαφορά ως προς τα αντίστοιχα δοκίμια αναφοράς 1.87% διαφορά (%) 3.43% διαφορά (%) 7.81% και/ή κατά την αστοχία E i /E L0S_C L0S_R L0S_M L0_C L0_R L0_M L0_M4G L20d_C L20d_R L20d_M L40d_C L40d_R L40d_M

142 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 110 Στο Σχ παρουσιάζεται η μέση δυσκαμψία (για έναν κύκλο φόρτισης) όλων των υποστυλωμάτων συναρτήσει της οριζόντιας σχετικής μετακίνησής τους. Από τις καμπύλες δυσκαμψίας - σχετικής μετακίνησης καθίσταται σαφές ότι η μείωση της δυσκαμψίας για τα μη ενισχυμένα δοκίμια γίνεται εμφανώς εντονότερη μετά το μέγιστο φορτίο. Αντίθετα η μείωση της δυσκαμψίας μετά το μέγιστο φορτίο ήταν αρκετά μικρότερη για τα ενισχυμένα δοκίμια και συστηματικά ίση και για τα δύο συστήματα περίσφιγξης (ΙΑΜ σε σύγκριση με ΙΟΠ), ανεξαρτήτως ομάδας. Δυσκαμψία, K (kn/mm) K = (P + P ) /( δ + δ δ - P + δ+ P - ) L0S_C L0S_R2 L0S_M4 L0_C L0_R2 L0_M4 L0_M4G L20d_C L20d_R2 L20d_M4 L40d_C L40d_R2 L40d_M Σχετική μετακίνηση (%) Σχήμα 5.11 Μέσες δυσκαμψίες των εξεταζόμενων δοκιμίων συναρτήσει της σχετικής μετακίνησης Ικανότητα Παραμόρφωσης λόγω Ολίσθησης του Διαμήκους Οπλισμού Σημαντικό ποσοστό της οριζόντιας μετακίνησης των υποστυλωμάτων οφειλόταν στην ολίσθηση των διαμήκων ράβδων κατά πλάτος της μεγάλης καμπτικής ρωγμής που αναπτύχθηκε στη βάση των υποστυλωμάτων κατά τη διάρκεια των δοκιμών. Πιο συγκεκριμένα, η κύρια καμπτική ρωγμή που δημιουργήθηκε στη διεπιφάνεια υποστυλώματος - πεδίλου (διατομή μέγιστης ροπής) συνεισέφερε στην ικανότητα παραμόρφωσης των υποστυλωμάτων μέσω της στροφής των τελευταίων ως άκαμπτων σωμάτων, καθ όλο το διατμητικό μήκος τους L V. Αυτή η

143 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 111 επίδραση ήταν, όπως αναμενόταν, αρκετά εντονότερη στην περίπτωση των περισφιγμένων δοκιμίων όπου οι τοπικές αστοχίες στην περιοχή της πλαστικής άρθρωσης (λυγισμός διαμήκων ράβδων, αστοχία λόγω απώλειας της συνάφειας) προφυλάσσονταν και το πλάτος της καμπτικής ρωγμής στη βάση αυξανόταν σημαντικά μέχρι την αστοχία των δοκιμίων. Ο πειραματικός προσδιορισμός ορισμένων κρίσιμων μεγεθών στην περιοχή της πλαστικής άρθρωσης των υποστυλωμάτων βασίζεται στις μετρήσεις των μηκυνσιομέτρων σε τρεις στάθμες των παρειών τους. Προσδιορίζεται λοιπόν κατά τη διάρκεια των δοκιμών η διακύμανση των εξής μεγεθών: της συνολικής αξονικής παραμόρφωσης του σκυροδέματος (ε ), της παραμόρφωσης του σκυροδέματος λόγω κάμψης ( ε flex ), και της στροφής λόγω ολίσθησης (slip rotation, θ slip ). Για τον υπολογισμό των ανωτέρω μεγεθών αξιοποιούνται τα μηκυνσιόμετρα που είχαν τοποθετηθεί σε ύψη 130 mm, 260 mm και 450 mm πάνω από τη βάση των υποστυλωμάτων (Ενότητα 3.2.4). Πιο συγκεκριμένα απαιτούνται δύο μετρητές μετακινήσεων σε κάθε πλευρά και σε δύο τουλάχιστον διαφορετικά ύψη (συνήθως τοποθετούνται σε ύψος 1= μισό του πλάτους της διατομής και 2 = πλάτος της διατομής) όπως φαίνεται στο Σχ Στη συνέχεια αναφέρονται αναλυτικά οι σχέσεις με βάση τις οποίες εξάγονται από τις καταγεγραμμένες μετρήσεις τα ζητούμενα μεγέθη. N N N P P P i LVDTi,T LVDTi,C LVDT2,T LVDT1,T LVDT2,C LVDT1,C 2 1 θslip S Σχήμα 5.12 Διάταξη μετρητών μετακινήσεων για τον προσδιορισμό κρίσιμων μεγεθών στην περιοχή της πλαστικής άρθρωσης.

144 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 112 Η συνολική γωνία στροφής χορδής μιας διατομής οφείλεται στη γωνία στροφής χορδής λόγω κάμψης και στη γωνία στροφής χορδής λόγω ολίσθησης. Έτσι οι γωνίες στροφής χορδής των διατομών 1 και 2 του Σχ εκφράζονται από τις παρακάτω σχέσεις: θ = + (5.2) 1 ϕ12 1 θslip θ = + (5.3) 2 ϕ12 2 θslip όπου: θ 1 και θ 2 οι γωνίες στροφής χορδής στις διατομές 1 και 2 αντίστοιχα, 1 και 2 οι αποστάσεις των διατομών 1 και 2 από τη βάση του υποστυλώματος, αντίστοιχα, φ 12 η μέση καμπυλότητα λόγω κάμψης μεταξύ των διατομών 1 και 2 (η οποία προσεγγιστικά λαμβάνεται σταθερή στο μήκος της πλαστικής άρθρωσης), θ slip η γωνία στροφής χορδής που δημιουργείται λόγω ολίσθησης των διαμήκων ράβδων. Αφαιρώντας κατά μέλη τις εξ. (5.2) και (5.3) προκύπτει: θ θ = ϕ ( ) ή θ1 ϕ12 1 = θ2 ϕ12 2 (5.4) Η μέση καμπυλότητα ορίζεται και μετράται πειραματικά ως η σχετική γωνία στροφής μεταξύ δύο διατομών οι οποίες βρίσκονται μεταξύ τους σε απόσταση η οποία είναι παρόμοια σε τάξη μεγέθους: α) με την απόσταση μεταξύ δύο διαδοχικών ρωγμών και β) με το μήκος στο οποίο εκτείνεται ο λυγισμός των ράβδων ή και η θλιπτική αστοχία του σκυροδέματος [Φαρδής (2004)]. Έτσι, μεταξύ των διατομών 1 και 2 η μέση καμπυλότητα θα δίνεται από τη σχέση: θ θ 1 2 φ 12 = (5.5) 1 2 Η εξ. (5.4) με χρήση της εξ. (5.5) γράφεται: θ θ θ = θ2 ϕ (5.6) Αντικαθιστώντας τη σχέση (5.6) στην (5.2) και λύνοντας ως προς τη γωνία στροφής χορδής που προκαλείται λόγω ολίσθησης, θ slip, προκύπτει :

145 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 113 θ slip θ = θ θ ή θ slip θ = θ (5.7) Εξαιτίας της μεγάλης καμπτικής ρωγμής που αναπτύσσεται στη βάση του υποστυλώματος (Σχ. 5.13) και της δημιουργίας μεγάλων ολισθήσεων για τις διαμήκεις ράβδους μέσα σ αυτή, καταγράφονται κατά τη διάρκεια των δοκιμών εξαιρετικά μεγάλες τιμές αξονικών παραμορφώσεων. Γι αυτό το λόγο κρίνεται σκόπιμο να διαχωριστεί από τη συνολική, η παραμόρφωση λόγω κάμψης. Η τελευταία μπορεί να υπολογιστεί μεταξύ δύο διατομών (δεδομένου ότι η ολίσθηση είναι ίδια και στις δύο διατομές) αφαιρώντας από τη μία την παραμόρφωση της άλλης. Έτσι έχουμε : ε flex = LVDT1 LVDT (5.8) όπου ε flex είναι η μέση παραμόρφωση στην ακραία (εφελκυόμενη ή θλιβόμενη) ίνα λόγω κάμψης, LVDT1 και LVDT2 είναι οι μετρήσεις των μηκυνσιομέτρων στις διατομές 1 και 2 αντίστοιχα. Η συνολική αξονική παραμόρφωση κάθε παρειάς υπολογίζεται από τις επόμενες σχέσεις: LVDT 1,A ε A = 1 (5.9α) LVDT 1,B ε B = 1 (5.9β) Στο Σχ παρουσιάζεται η σχέση μεταξύ της συνολικής γωνίας στροφής (drift ratio) και της στροφής λόγω ολίσθησης θ slip, στη διεπιφάνεια υποστυλώματος - θεμελίου. Η τελευταία υπολογίστηκε καθ όλη τη διάρκεια των δοκιμών με βάση την εξ. (5.7) και τις μετρήσεις των μηκυνσιομέτρων σε δύο διατομές με αποστάσεις 1= 130 mm και 2 = 260 mm από τη βάση των υποστυλωμάτων. Σύμφωνα με τη μορφή των καμπυλών θslip - σχετικής μετακίνησης προκύπτουν ορισμένες σημαντικές διαπιστώσεις, όπως: (α) Η σχέση θslip - σχετικής μετακίνησης είναι περίπου διγραμμική για όλα τα ενισχυμένα δοκίμια (με αλλαγή κλίσης σε σχετική μετακίνηση που αντιστοιχεί περίπου στο μέγιστο οριζόντιο φορτίο), ενώ αντίθετα για τα απερίσφιγκτα δοκίμια ελέγχου η εν λόγω καμπύλη μπορεί προσεγγιστικά να χαρακτηριστεί ως γραμμική. (β) Η

146 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 114 συνεισφορά της στροφής λόγω ολίσθησης στη συνολική στροφική ικανότητα των υποστυλωμάτων ήταν δεσπόζουσα. Πιο συγκεκριμένα για τα δοκίμια με λείες συνεχείς ράβδους η στροφή λόγω ολίσθησης βρέθηκε ίση με το 70% και το 90% της συνολικής στροφής για το δοκίμιο ελέγχου (L0S_C) και τα ενισχυμένα δοκίμια (L0S_R2 και L0S_Μ4), αντίστοιχα. Κατ ακολουθίαν τα αντίστοιχα ποσοστά για τα δοκίμια με συνεχείς ράβδους από νευροχάλυβα L0_C, L0_R2, και L0_M4 (και L0_M4G), ήταν 50%, 75% και 95%. Τέλος για τα υποστυλώματα με ένωση των διαμήκων ράβδων τους μέσω υπερκάλυψης το ποσοστό της στροφής λόγω ολίσθησης κυμαινόταν. Για τα δοκίμια με μικρά μήκη υπερκάλυψης η στροφή λόγω ολίσθησης αποτέλεσε περίπου το το 50% (L20d_C) και 80% (L20d_R2 και L20d_M4) της συνολικής στροφής. Τα αντίστοιχα ποσοστά για τα υποστυλώματα με μεγάλα μήκη υπερκάλυψης ήταν 65% (L40d_C) και 95% (L40d_R2 και L40d_M4). Η στροφή λόγω ολίσθησης στη μεγάλη καμπτική ρωγμή της διεπιφάνειας υποστυλώματος - θεμελίου (Σχ. 5.13) αποτελεί γενικά σημαντική πηγή απορρόφησης σεισμικής ενέργειας, ιδιαίτερα σε περιπτώσεις ανεπαρκούς συνάφειας των οπλισμών (ματίσεις, λείες ράβδοι οπλισμού). Αυτή η στροφή λόγω ολίσθησης ενεργοποιεί το τμήμα του βάρους του κτιρίου που στηρίζεται στο υποστύλωμα για προσωρινή αποθήκευση μέρους της ενέργειας ταλάντωσης σε δυναμική ενέργεια, αντί σε ενέργεια παραμόρφωσης (καμπτική παραμόρφωση) του υποστυλώματος και του δομικού συστήματος. Επιπλέον, ενεργοποιεί σε κάμψη και διάτμηση τις δοκούς που συνδέονται με οποιοδήποτε σημείο της εφελκυόμενης ζώνης του υποστυλώματος, είτε αυτές είναι συνεπίπεδες είτε εγκάρσιες στο τελευταίο [Φαρδής (2004)]. Σχήμα 5.13 Kαμπτική ρωγμή που αναπτύσσεται στη διεπιφάνεια υποστυλώματος θεμελίου.

147 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 115 Στροφή λόγω ολίσθησης (%) (α) L0S_C (β) L0S_R2 (γ) L0S_M (δ) L0_C (ε) L0_R2 (στ) L0_M (ζ) L0_M4G (ια) L40d_C (ιβ) L40d_R2 (ιγ) L40d_M θ slip (η) L20d_C (θ) L20d_R Σχετική μετακίνηση (%) (ι) L20d_M Σχήμα 5.14 Σχέση μεταξύ στροφής λόγω ολίσθησης και συνολικής στροφής στη βάση όλων των εξεταζόμενων υποστυλωμάτων. Η ενεργοποίηση του ανωτέρου μηχανισμού και η απορρόφηση σεισμικής ενέργειας μέσω ολίσθησης οδήγησε στη μείωση των καμπτικών παραμορφώσεων στην περιοχή της πλαστικής άρθρωσης, άρα και των βλαβών. Αυτό επιβεβαιώνεται και πειραματικά από τη σύγκριση της συνολικής παραμόρφωσης με την παραμόρφωση λόγω κάμψης, που υπολογίστηκαν στην εν λόγω περιοχή με βάση τις εξ. (5.8) και (5.9). Πιο συγκεκριμένα στο Σχ παρουσιάζονται οι τιμές των μέσων παραμορφώσεων (συνολικής και λόγω κάμψης), μεταξύ εφελκυόμενης και

148 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 116 θλιβόμενης παρειάς, που αντιστοιχούν στη μέγιστη μετακίνηση κάθε κύκλου. Ας σημειωθεί ότι οι καμπύλες των παραμορφώσεων του Σχ. 5.15, δεν έχουν ιδιαίτερη πρακτική αξία παρά μόνο ποιοτική, καθώς υποδηλώνουν (το μικρό) ποσοστό της καμπτικής προς τη συνολική αξονική παραμόρφωση. Το εν λόγω ποσοστό κυμαίνεται από 18-38%, ενώ είναι σαφής η τάση μείωσης του εν λόγω ποσοστού για τα ενισχυμένα δοκίμια. Οι μέσες τιμές του ποσοστού της καμπτικής προς τη συνολική παραμόρφωση για τα απερίσφιγκτα και τα περισφιγμένα δοκίμια μετρήθηκαν ίσες με 33% και 21%, αντίστοιχα. Αξονικές παραμορφώσεις κατά τη διάρκεια των δοκιμών (%) (α) L0S_C (β) L0S_R2 (γ) L0S_M4 2 (δ) L0_C (ε) L0_R2 (στ) L0_M4 2 4 (ζ) L0_M4G 6 συνολική παραμόρφωση καμπτική παραμόρφωση 2 (η) L20d_C (θ) L20d_R2 (ι) L20d_M4 (ια) L40d_C (ιβ) L40d_R (ιγ) L40d_M Σχετική μετακίνηση (%) Σχήμα 5.15 Συνολική και καμπτική παραμόρφωση στην περιοχή της πλαστικής συναρτήσει της σχετικής μετακίνησης των δοκιμίων.

149 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ ΠΡΟΒΛΕΨΗ ΤΗΣ ΣΧΕΤΙΚΗΣ ΜΕΤΑΚΙΝΗΣΗΣ ΚΑΤΑ ΤΗΝ ΑΣΤΟΧΙΑ Συχνά ένας από τους βασικούς στόχους των αντισεισμικών ενισχύσεων σε υφιστάμενα υποστυλώματα είναι η αύξηση της γωνίας στροφής χορδής στην αστοχία θ u (Σχ. 5.16α), κάτι που (περίπου) ισοδυναμεί με την αύξηση της πλαστιμότητάς τους. Η τελευταία μπορεί να ποσοτικοποιηθεί μέσω του δείκτη πλαστιμότητας της γωνίας στροφής χορδής του μέλους, μ = θ / θ, ή μέσω του δείκτη πλαστιμότητας καμπυλοτήτων, μφ = φ u / φy, όπου: θ y = γωνία θ u y στροφής χορδής στη διαρροή, φ u = καμπυλότητα διατομής στην αστοχία και διατομής στη διαρροή. Αξίζει να επισημανθεί ότι ουσιαστικά ο δείκτης πλαστιμότητας μετακίνησης των άκρων του μέλους, μδ = Δ u / Δy, όπου Δ u και φ y = καμπυλότητα μ θ ισούται με το δείκτη Δ y η μετακίνηση των άκρων του μέλους στην αστοχία και στη διαρροή, αντίστοιχα (Σχ. 5.16). Επαναλαμβάνεται ότι η αστοχία ορίζεται στο σημείο της καμπύλης δύναμης οριζόντιας μετακίνησης όπου η δύναμη έχει μειωθεί κατά 20% έναντι της μέγιστης τιμής της (Σχ. 5.16β). Δ y Δ u P P P u 0.2P L s θ u L pl Δ y (α) (β) (γ) Δu φ u φ y Σχήμα 5.16 (α) Φόρτιση στοιχείου, (β) διάγραμμα δύναμης μετατόπισης, (γ) διάγραμμα καμπυλοτήτων [Τριανταφύλλου (2005)]. Έτσι λοιπόν στην παρούσα ενότητα η ικανότητα παραμόρφωσης των υποστυλωμάτων που εξετάστηκαν συγκρίνεται με τις προβλέψεις του Ευρωκώδικα 8 - Μέρος 3 (2005). Η μέγιστη σχετική μετακίνηση η οποία ορίζεται ως γωνία στροφής χορδής κατά την καμπτική αστοχία στον Ευρωκώδικα 8, δίνεται από την επόμενη εμπειρική σχέση: ( 001 ) ν max., ω L θu = k ( 0. 3 ) f max., ω h V c 100 ρd c ( ) ( 001 ) (5.10)

150 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 118 όπου: f c = θλιπτική αντοχή σκυροδέματος, ω = μηχανικό ποσοστό εφελκυόμενου οπλισμού (περιλαμβάνει και τυχόν διαμήκη οπλισμό κορμού μεταξύ εφελκυόμενου και θλιβόμενου πέλματος), ω' = μηχανικό ποσοστό θλιβόμενου οπλισμού, ν = N / bhf = ανηγμένη στη διατομή αξονική δύναμη, b = πλάτος θλιβόμενης ζώνης, h = πλευρά διατομής παράλληλα στη διεύθυνση φόρτισης, LV = M/Vh= λόγος διάτμησης, c = αρ sx f yw / fc, ρsx = A sw /bwsh = γεωμετρικό ποσοστό εγκάρσιου οπλισμού συνδετήρων παράλληλα στη διεύθυνση φόρτισης x, c A sw = εμβαδόν διατομής εγκάρσιου οπλισμού συνδετήρων παράλληλα στη διεύθυνση φόρτισης x εντός του s h, s h = απόσταση συνδετήρων, f yw = τάση διαρροής συνδετήρων, k = για υποστυλώματα με διαμήκεις ράβδους από νευροχάλυβα, χωρίς τις λεπτομέρειες όπλισης των σύγχρονων αντισεισμικών κανονισμών (k = για λείες διαμήκεις ράβδους), αλλά αν το υποστύλωμα είναι ενισχυμένο με μανδύα ΙΟΠ ή ΙΑΜ, δεν πρέπει να γίνεται μείωση και ο συντελεστής k πρέπει να λαμβάνεται ίσος με 1 αντί για 0.825, καθώς η έλλειψη αντισεισμικών λεπτομερειών όπλισης έχει αντισταθμιστεί από την εξωτερική περίσφιγξη που παρέχουν οι μανδύες συνθέτων υλικών, ρ d = γεωμετρικό ποσοστό τυχόν δισδιαγώνιου οπλισμού και α = συντελεστής αποδοτικότητας της περίσφιγξης με συνδετήρες, ίσος με: sh sh α = bo 2ho 6boho 2 bi (5.11) Στην παραπάνω εξ. (5.11) b o και h o είναι οι διαστάσεις του περισφιγμένου πυρήνα και b i είναι οι αποστάσεις μεταξύ διαμήκων ράβδων που συγκρατούνται από συνδετήρα στην περίμετρο της διατομής. Πάντως τονίζεται ότι αν οι συνδετήρες δεν κλείνουν με άγκιστρο προς το εσωτερικό του σκυροδέματος ( 135 ο στις γωνίες, 90 ο στο ενδιάμεσο των πλευρών), συνιστάται να αμελείται η περίσφιγξη λόγω συνδετήρων ( α = 0). Εάν ένα υποστύλωμα έχει ενισχυθεί τοπικά στην περιοχή της πλαστικής άρθρωσης με ένα μανδύα ΙΟΠ ή ΙΑΜ, είναι λογικό να υιοθετηθεί η παραπάνω εξ. (5.10) με τον όρο c να δίνεται από το άθροισμα δύο όρων: έναν που να λαμβάνει υπόψη τη συνεισφορά των συνδετήρων και έναν δεύτερο που να λαμβάνει τη συνεισφορά του μανδύα συνθέτων υλικών, ως εξής: f yw f fe c = aρ sx + a f ρ fx (5.12) fc fc

151 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 119 όπου ρ fx = 2nt f / b = γεωμετρικό ποσοστό συνθέτων υλικών παράλληλα στη διεύθυνση φόρτισης x, n = αριθμός στρώσεων υφάσματος ή πλέγματος συνθέτων υλικών, t f = πάχος μιας στρώσης υφάσματος ή πλέγματος συνθέτων υλικών και f fe η ενεργή εφελκυστική αντοχή του μανδύα συνθέτων υλικών. Ο συντελεστής αποδοτικότητας της περίσφιγξης με σύνθετα υλικά α f, δίνεται από τη σχέση: α f = β 1 ( b 2r ) + ( h 2r ) 2 2 c c 3bh (5.13) όπου r c = ακτίνα καμπυλότητας στις γωνίες της διατομής, f f,u = εφελκυστική αντοχή του μανδύα συνθέτων υλικών, ε u,f = οριακή παραμόρφωση των ινών του μανδύα συνθέτων υλικών σε μονοαξονικό εφελκυσμό. Ο συντελεστής β στην εξ. (5.13) προτείνεται στην παρούσα διδακτορική διατριβή ώστε να ληφθεί υπόψη η ενδεχόμενη μειωμένη ή αυξημένη αποτελεσματικότητα των μανδυών ΙΑΜ έναντι των ΙΟΠ, σε όρους οριακής παραμόρφωσης. Βάση των αποτελεσμάτων των δοκιμών κεντρικής θλίψης που παρουσιάστηκαν στην Ενότητα 5.1, η τιμή του β, η οποία είναι ίση με το λόγο K ε /K ε,r του Πίνακα 5.1, βρέθηκε περίπου ίση με 0.9. Αλλά αν η αστοχία του μανδύα δεν έχει επέλθει μέχρι τη συμβατική αστοχία των υποστυλωμάτων (δοκίμια πλήρους κλίμακας) καμία αλλαγή (μείωση ή αύξηση) δεν θα πρέπει γίνεται στο συντελεστή β, ο οποίος θα πρέπει να λαμβάνεται ίσος με 1. Θα πρέπει να επισημανθεί ότι σε περιπτώσεις ματίσεων λείων ράβδων με άγκιστρα 180 ο η ολίσθηση των οπλισμών λόγω απώλειας συνάφειας κατά κανόνα αποτρέπεται, οπότε τα στοιχεία που δόθηκαν στην προηγούμενη ενότητα για τη διαστασιολόγηση μανδυών ισχύουν χωρίς καμία τροποποίηση. Τα παρακάτω αφορούν σε ματίσεις ευθύγραμμων άκρων ράβδων με νευρώσεις. Έτσι, σύμφωνα με τον Ευρωκώδικα 8, σε υποστυλώματα με ευθύγραμμες ενώσεις των διαμήκων ράβδων με παράθεση στις κρίσιμες περιοχές, το πλαστικό κομμάτι της γωνίας στροφής χορδής λαμβάνεται από μια εμπειρική σχέση, ισοδύναμη με την εξ. (5.10), η οποία όμως πρέπει να χρησιμοποιείται με το ποσοστό του θλιβόμενου οπλισμού ω διπλάσιο αυτού που ισχύει εκτός της περιοχής μάτισης pl ν max ( 0012., ω ). L c u ( ) 02 V 100 ρd c ( ) ( 001 ) θ = k f max., ω h (5.14)

152 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 120 Ακόμα αν το διαθέσιμο μήκος υπερκάλυψης των ράβδων ou είναι μικρότερο από το ou,min, το πλαστικό κομμάτι της γωνίας στροφής χορδής που υπολογίζεται από την εξ. (5.14), θα πολλαπλασιάζεται με το λόγο ou / ou,min, με: dbl fyl ou,min = (5.15) ( αρ f / f ) f l sx yw c c όπου d bl = διάμετρος των διαμήκων ράβδων, yl f = τάση διαρροής των διαμήκων ράβδων, al = a(n restr / n tot ), n restr = αριθμός διαμήκων ράβδων που στηρίζονται εγκάρσια σε γωνία συνδετήρα ή σιγμοειδή οπλισμό, n tot = συνολικός αριθμός διαμήκων ράβδων στην περίμετρο της διατομής. Κατά την άποψη του συγγραφέα, σε συμφωνία με τον Μπισκίνη (2007), για μέλη που έχουν ενισχυθεί με μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ, ο συντελεστής a l,f θα ήταν σκόπιμο να αντικατασταθεί με τον όρο a = a ( 4 / n ) έναντι της έκφρασης a = ( 4 / n ) που δίνεται στον Ευρωκώδικα 8. l,f f tot l,f Δεδομένου ότι ο μηχανισμός της περίσφιγξης είναι ο ίδιος τόσο στην περίπτωση των συνδετήρων όσο και των μανδυών συνθέτων υλικών, είναι σκόπιμο να συμπεριληφθεί και ο συντελεστής αποδοτικότητας του μανδύα συνθέτων υλικών ( a ) στην έκφραση του, όπως άλλωστε λαμβάνεται και ο αντίστοιχος συντελεστής αποτελεσματικότητας των συνδετήρων (a ) στην έκφραση αl = a( n restr / n tot ) του Ευρωκώδικα 8. Θα πρέπει επίσης να τονιστεί στο σημείο αυτό ότι για να αποφευχθεί η εισαγωγή της συμβολής των συνθέτων υλικών δύο φορές στη διόρθωση για τη pl θ u, το α f στον εκθέτη του 25 στην εξ. (5.14) θα πρέπει να ληφθεί ίσο με μηδέν. Η τιμή της γωνίας στροφής χορδής στη διαρροή f tot a l,f θ y που προστίθεται στο πλαστικό τμήμα (εξ. 5.14), για να υπολογιστεί η συνολική στροφική ικανότητα του μέλους, μπορεί να εκτιμηθεί από την ακόλουθη έκφραση του Ευρωκώδικα 8: Lv + αvz h θ = φ φ 3 Lv y y y d f b f yl c (5.16)

153 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 121 Ο όρος av z είναι το μήκος μετάθεσης a για διατμητική ρηγμάτωση κατά 45 ο και εκφράζει την επιρροή της επέκτασης των δυνάμεων του εφελκυόμενου πέλματος κατά παραμορφώσεις του μέλους. Ο συντελεστής εσωτερικών δυνάμεων στην ακραία διατομή, z, στον 1 ο a στις καμπτικές a V που πολλαπλασιάζει το μοχλοβραχίονα όρο και λαμβάνει την τιμή 0 αν η τέμνουσα στην καμπτική διαρροή, VMy = M y / Ls, είναι μικρότερη της τέμνουσας που προκαλεί ρηγμάτωση, V cr. Σε αντίθετη περίπτωση a V = 1. Σημειώνεται ότι η τιμή της ληφθεί ίση με την τέμνουσα αντοχής χωρίς οπλισμό διάτμησης, κατά τον Ευρωκώδικα 2 με επιμέρους συντελεστή γ c = 1. V cr μπορεί να V R,c, όπως αυτή υπολογίζεται Η καμπυλότητα κατά τη διαρροή των υποστυλωμάτων μπορεί να εκτιμηθεί ίση με φ = 155. f /Ed, όπως προτείνεται στη διδακτορική διατριβή του Μπισκίνη (2007). Σε αυτό το y yl s σημείο πρέπει να επισημανθεί ότι στην εν λόγω διατριβή αναπτύχθηκαν όλες οι εκφράσεις του Ευρωκώδικα 8 για τον υπολογισμό της γωνίας στροφής χορδής (διαρροής και αστοχίας). Αυτό κατέστη δυνατό αξιοποιώντας μια εκτεταμένη βάση πειραματικών δεδομένων μελών οπλισμένου σκυροδέματος, η οποία περιελάμβανε περισσότερα από 2800 πειράματα. Η προηγούμενη εξ. (5.16) η οποία είχε αρχικά εξαχθεί για τον υπολογισμό της γωνίας στροφής χορδής κατά τη διαρροή θ y, υποστυλωμάτων με συνεχείς διαμήκεις ράβδους, μπορεί να εφαρμοστεί και σε υποστυλώματα με ενώσεις των διαμήκων ράβδων μέσω υπερκάλυψης, αλλά με τη ροπή και την καμπυλότητα διαρροής υπολογισμένες με ποσοστό θλιβόμενου οπλισμού ω διπλάσιο αυτού που ισχύει εκτός της περιοχής μάτισης. Ακόμα αν σε ευθύγραμμες ενώσεις ράβδων με νευρώσεις, το μήκος υπερκάλυψης είναι μικρότερο από = 03.d f / f, o oy,min bl yl c ο υπολογισμός M y και φ y θα γίνεται πολλαπλασιάζοντας την τάση διαρροής του διαμήκους χάλυβα επί o / y,min. Επιπροσθέτως θα πρέπει να πολλαπλασιάζεται ο 2 ος όρος της εξ. (5.16) επί το λόγο της τροποποιημένης λόγω μάτισης ροπής διαρροής προς την τιμή της εκτός της μάτισης. Στη συνέχεια με βάση τις εκφράσεις του Ευρωκώδικα 8 υπολογίζονται οι γωνίες στροφής χορδής των δοκιμίων ελέγχου κατά την αστοχία, ενώ οι αντίστοιχες τιμές για τα ενισχυμένα με μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ υποστυλώματα υπολογίζονται με βάση τις τροποποιήσεις επί των εκφράσεων του Ευρωκώδικα 8, που προτείνονται στην παρούσα διατριβή. Οι εν λόγω προβλέψεις για την ικανότητα στροφής των ενισχυμένων και μη υποστυλωμάτων παρουσιάζονται και συγκρίνονται με τις αντίστοιχες πειραματικά μετρημένες τιμές στον Πίνακα 5.4.

154 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 122 Πίνακας 5.4. Σύγκριση της πρόβλεψης κατά Ευρωκώδικα 8 με την πειραματική τιμή της γωνίας στροφής χορδής (σχετική μετακίνηση) κατά την αστοχία. Δοκίμιο Πειραματική τιμή της σχετικής μετακίνησης θ u,exp, (%) Πρόβλεψη της σχετικής μετακίνησης κατά Ευρωκώδικα 8 θ u,pred, (%) θ u,pred /θ u,exp L0S_C L0S_R L0S_M L0_C L0_R L0_M L0_M4G L20d_C L20d_R L20d_M L40d_C L40d_R L40d_M Για τα υποστυλώματα με λείες ράβδους η τιμή της γωνίας στροφής χορδής κατά την αστοχία, που υπολογίστηκε με βάση τις εμπειρικές εκφράσεις του Ευρωκώδικα 8, ήταν χαμηλότερη κατά 27% και 45-43% από τις αντίστοιχες πειραματικές τιμές για το μη ενισχυμένο (L0S_C) και τα ενισχυμένα δοκίμια (L0S_R2, L0S_M4), αντίστοιχα. Αυτό το γεγονός οδηγεί στο συμπέρασμα ότι όταν συγκρίνονται με πειραματικά αποτελέσματα, οι εκφράσεις του Ευρωκώδικα 8 είναι αρκετά συντηρητικές για υποστυλώματα με λείες ράβδους, ιδιαίτερα όταν τα τελευταία έχουν περισφιχθεί με μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ. Αυτό πιθανότατα οφείλεται στον περιορισμένο αριθμό πειραματικών αποτελεσμάτων υποστυλωμάτων με λείες ράβδους και στην αρκετά συντηρητική τιμή του συντελεστή k (k= 0.575). Για τα υποστυλώματα με ράβδους από νευροχάλυβα η πρόβλεψη του Ευρωκώδικα 8 για τη σχετική μετακίνηση κατά την αστοχία, ήταν 14% μεγαλύτερη από την αντίστοιχη πειραματική τιμή για το δοκίμιο ελέγχου L0_C και 20% χαμηλότερη από την πειραματική τιμή για το υποστύλωμα που είχε ενισχυθεί με μανδύα ΙΑΜ από ίνες γυαλιού. Για το δοκίμιο L0_M4 η θεωρητική τιμή της σχετικής μετακίνησης αστοχίας βρέθηκε ίση με την πειραματική. Βέβαια στην εν λόγω δοκιμή η τελευταία προσδιορίστηκε στο τέλος της δοκιμής (όπου το φορτίο έχει μειωθεί κατά 12% έναντι της μέγιστης τιμής του) και όχι κατά τη συμβατικά ορισμένη αστοχία (20% μείωση). Τέλος δεν έχει

155 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 123 νόημα η σύγκριση του λόγου θ u,pred / θ u,exp στην περίπτωση του υποστυλώματος L0_R2 αφού η ικανότητα παραμόρφωσης του εν λόγω δοκιμίου καθορίστηκε από το λυγισμό των διαμήκων ράβδων στο απερίσφιγκτο κομμάτι πάνω από το μανδύα ΙΟΠ. Συνοψίζοντας, καταλήγουμε στο συμπέρασμα ότι οι εμπειρικές σχέσεις του Ευρωκώδικα 8 για τη σχετική μετακίνηση κατά την αστοχία είναι σε καλή συμφωνία με τα πειραματικά αποτελέσματα υποστυλώματων με ράβδους από νευροχάλυβα που παρουσιάστηκαν στην παρούσα διατριβή. Τέλος για τα υποστυλώματα με ευθύγραμμες ενώσεις των διαμήκων ράβδων με υπερκάλυψη, οι σχετικές μετακινήσεις που εκτιμήθηκαν μέσω Ευρωκώδικα 8 (με την τροποποιημένη τιμή για το a l,f ) ήταν σε πολύ καλή συμφωνία με τις αντίστοιχες πειραματικές τιμές των ενισχυμένων δοκιμίων με το κοντό μήκος υπερκάλυψης L20d_R2 και L20d_M4. Αντιθέτως για τα περισφιγμένα υποστυλώματα με τα μεγαλύτερα μήκη υπερκάλυψης, οι εμπειρικές εκφράσεις του Ευρωκώδικα 8 βρέθηκαν αρκετά συντηρητικές. Η πρόβλεψη για σχετική μετακίνηση κατά την αστοχία βρέθηκε ίση με 5.95% για τα δοκίμια L40d_R2 και L40d_M4, αρκετά μικρότερη δηλαδή από την πειραματική τους τιμή. Ας σημειωθεί σε αυτό το σημείο ότι όταν η δοκιμή τερματίστηκε σε σχετική οριζόντια μετακίνηση ίση με 7.81%, η μέση πτώση του οριζόντιου φορτίου (υποστυλώματα L40d_R2 και L40d_M4) ήταν οριακή, μόλις 6%, σε σχέση με τη μέγιστη καταγεγραμμένη τιμή του. 5.5 ΣΥΜΠΕΡΑΣΜΑΤΑ Σε αυτό το κεφάλαιο παρουσιάστηκαν τα πειραματικά αποτελέσματα μιας νέας τεχνικής ενίσχυσης υποστυλωμάτων οπλισμένου σκυροδέματος μέσω περίσφιγξης. Η τεχνική βασίζεται στη χρήση συνθέτων υλικών τα οποία αποτελούνται από ινοπλέγματα ινών σε ανόργανη μήτρα (π.χ. κονίαμα με βάση το τσιμέντο), αποσκοπώντας στην επίλυση πιθανών προβλημάτων που χαρακτηρίζουν τα ινοπλισμένα πολυμερή (ΙΟΠ) σχετικά με τη χρήση εποξειδικών ρητινών. Τα ινοπλέγματα ινών σε ανόργανη μήτρα (ΙΑΜ) δοκιμάζονται στη μορφή μανδυών περίσφιγξης πρισματικών δοκιμίων άοπλου και οπλισμένου σκυροδέματος και στη μορφή τοπικών μανδυών στις κρίσιμες περιοχές (πόδας και κορυφή) παλαιού τύπου υποστυλωμάτων με στόχο την αύξηση της πλαστιμότητάς τους μέσω καθυστέρησης του λυγισμού των διαμήκων ράβδων και μέσω αποτροπής αστοχιών λόγω διάρρηξης του σκυροδέματος σε περιοχές με ανεπαρκή μήκη ενώσεων των διαμήκων ράβδων. Τα πειραματικά αποτελέσματα των 15 δοκιμών κεντρικής θλίψης που παρουσιάστηκαν στην Ενότητα 5.1 έδειξαν ότι οι μανδύες περίσφιγξης ΙΑΜ προσδίδουν σημαντική αύξηση τόσο σε

156 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 124 όρους αντοχής όσο και σε όρους ικανότητας παραμόρφωσης, καθυστερώντας το λυγισμό των διαμήκων ράβδων. Συγκρινόμενοι με μανδύες ΙΟΠ ίσης αντοχής και δυστένειας, οι μανδύες ΙΑΜ βρέθηκαν περίπου κατά 10% λιγότερο αποτελεσματικοί, σε όρους αντοχής και ικανότητας παραμόρφωσης. Η μείωση αυτή της αποτελεσματικότητας των μανδυών ΙΑΜ σε σύγκριση με τους μανδύες ΙΟΠ, δείχνει να είναι ανεξάρτητη από το μηχανικό ποσοστό του εγκάρσιου οπλισμού συνδετήρων. Με βάση τα πειραματικά αποτελέσματα των υποστυλωμάτων που δοκιμάστηκαν σε ανακυκλιζόμενη κάμψη με σταθερό αξονικό φορτίο, καταδεικνύεται ότι η αποτελεσματικότητα των μανδυών ΙΑΜ είναι υψηλή και γενικώς παρόμοια (αν όχι υψηλότερη) με αυτή των μανδυών ΙΟΠ ίσης δυστένειας. Πιο συγκεκριμένα, για τα δοκίμια με συνεχή οπλισμό και λείες ράβδους, η αποτελεσματικότητα των μανδυών ΙΑΜ βρέθηκε ίση με αυτή των μανδυών ΙΟΠ, ενώ στα δοκίμια με διαμήκεις ράβδους νευροχάλυβα, η αποτελεσματικότητα των μανδυών ΙΑΜ ήταν κατά 50% περίπου μεγαλύτερη από τους μανδύες ΙΟΠ. Τέλος οι μανδύες ΙΟΠ βρέθηκαν ελαφρώς αποτελεσματικότεροι για την ενίσχυση υποστυλωμάτων με μικρά μήκη ένωσης των ράβδων σε σύγκριση με τους μανδύες ΙΑΜ και το ίδιο αποτελεσματικοί για μεγάλα μήκη ένωσης των διαμήκων ράβδων. Παρόλο το σχετικά περιορισμένο αριθμό δοκιμών ανά τύπο δοκιμίων και ανά εξεταζόμενη παράμετρο, όλα τα πειραματικά αποτελέσματα που παρουσιάστηκαν στο παρόν κεφάλαιο καταδεικνύουν την υψηλή αποτελεσματικότητα των μανδυών σε ινοπλέγματα ανόργανης μήτρας. Αναμένεται ότι, όπως η τεχνική των ΙΟΠ, έτσι και η τεχνική των ΙΑΜ, στο εγγύς μέλλον θα αποτελεί μια εξαιρετικά ενδιαφέρουσα, αν όχι επαναστατική, πρόταση για την αναβάθμιση των ανεπαρκώς σχεδιασμένων υποστυλωμάτων. Τα αποτελέσματα που αποκτήθηκαν στο παρόν κεφάλαιο αποτελούν τη βάση για την ανάπτυξη των Κεφάλαιων 7 και 8, όπου διερευνώνται αντίστοιχα ο υπολογισμός της αντοχής συνάφειας μεταξύ ενωμένων μέσω παράθεσης ράβδων - σκυροδέματος και ο λυγισμός των διαμήκων ράβδων, για υποστυλώματα που έχουν ενισχυθεί με τοπικούς μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ. Κλείνοντας αναφέρουμε ότι ένα μέρος των αποτελεσμάτων που παρουσιάστηκαν σε αυτό το κεφάλαιο έχουν γίνει δεκτά προς δημοσίευση [Bournas et al. (2007)], ενώ τα υπόλοιπα έχουν υποβληθεί προς δημοσίευση από τους Bournas et al. (2008).

157 Κεφάλαιο 5 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΙΑΜ ή ΙΟΠ 125 Βιβλιογραφία Μπισκίνης, Δ., (2007), Αντοχή και ικανότητα παραμόρφωσης μελών Ο/Σ, με ή χωρίς ενίσχυση, Διδακτορική Διατριβή, Πανεπιστήμιο Πατρών, Πάτρα, 528 σελ. Τριανταφύλλου, Αθ., Χ., (2005), Ενισχύσεις Κατασκευών Οπλισμένου Σκυροδέματος με Σύνθετα Υλικά (Ινοπλισμένα Πολυμερή), Σημειώσεις Μεταπτυχιακού Μαθήματος, Πανεπιστήμιο Πατρών, Πάτρα. Φαρδής, Μ.,Ν., (2004), Αντισεισμικός Σχεδιασμός Κατασκευών Οπλισμένου Σκυροδέματος, Σημειώσεις Μεταπτυχιακού Μαθήματος, Πανεπιστήμιο Πατρών, Πάτρα. Bournas, D. A., Lontou, P. V., Papanicolaou, C. G. and Triantafillou, T. C., (2007), Textile- Reinforced Mortar (TRM) versus FRP Confinement in Reinforced Concrete Columns, ACI Structural Journal, V. 104, No. 6, pp Bournas, D. A., Triantafillou, T. C., Zygouris, K., and Stavropoulos, F., (2008), Textile-Reinforced Mortar versus FRP Jacketing in RC Columns with Continuous or Lap - Spliced Deformed Bars, ASCE Journal of Composites for Construction, submitted. Bousias, S. N., Spathis, A-L., and Fardis, M. N., (2007), Seismic Retrofitting of Columns with Lap Spliced Smooth Bars through FRP or Concrete Jackets, Journal of Earthquake Engineering, V. 11, No. 5, pp EN , Eurocode 8 (2005): Design of structures for earthquake resistance Part 3: Assessment and retrofitting of buildings, European Committee for Standardization, Brussels. Tastani, S. P., Pantazopoulou, S. J., Zdoumba, D., Plakantaras, V., and Akritidis, E., (2006), Limitations of FRP Jacketing in Confining Old - Type Reinforced Concrete Members in Axial Compression, ASCE Journal of Composites for Construction, V. 10, No. 1, pp Triantafillou, T. C., Papanicolaou, C. G., Zissimopoulos, P., and Laourdekis, T., (2006), Concrete Confinement with Textile-Reinforced Mortar jackets, ACI Structural Journal, V. 103, No. 1, pp

158 Κεφάλαιο 6 Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με Πρόσθετους Οπλισμούς σε Εγκοπές (ΠΟΕ) Στο κεφάλαιο αυτό περιγράφεται η μηχανική συμπεριφορά των υποστυλωμάτων που ενισχύθηκαν με πρόσθετους οπλισμούς συνθέτων υλικών ή ανοξείδωτου χάλυβα σε επιφανειακές εγκοπές. Η δομή που ακολουθείται στις επόμενες ενότητες για την περιγραφή των πειραματικών αποτελεσμάτων ξεκινά με την παρουσίαση της συμπεριφοράς των ενισχυμένων με ΠΟΕ υποστυλωμάτων στη μορφή βρόχων υστέρησης οριζόντιας δύναμης σχετικής μετακίνησης. Οι εν λόγω βρόχοι παρουσιάζονται κατά σειρά για το δοκίμιο ελέγχου, για τα ενισχυμένα με ΠΟΕ ΙΟΠ και ανοξείδωτου χάλυβα υποστυλώματα, αντίστοιχα, και τέλος συγκριτικά για όλα τα εξεταζόμενα δοκίμια Στη συνέχεια αξιολογείται η αποτελεσματικότητα των ενισχυμένων με ΠΟΕ ΙΟΠ και ανοξείδωτου χάλυβα υποστυλωμάτων συγκρίνοντας τόσο την ικανότητα απορρόφησης ενέργειας όσο και τη μείωση της δυσκαμψίας τους. Κατόπιν με βάση τις μετρήσεις των ηλεκτρομηκυνσιομέτρων προσδιορίζονται πειραματικά η εφελκυστική παραμόρφωση λειτουργίας των ΠΟΕ ( ενεργή παραμόρφωση), η κατανομή των αναπτυσσόμενων τάσεων συνάφειας κατά μήκος της αγκύρωσης των ΠΟΕ ΙΟΠ και η τοπική σχέση τάση συνάφειας - ολίσθησης στο φορτιζόμενο άκρο των ΠΟΕ ΙΟΠ. Ακολουθεί διεξοδική ανάλυση των πειραματικών αποτελεσμάτων η οποία βασίζεται στην προσεκτική εξέταση όλων των εξεταζομένων παραμέτρων. Τέλος με την παράθεση των βασικών συμπερασμάτων καταδεικνύεται ότι η αποτελεσματικότητα της χρήσης επιφανειακού οπλισμού σε εγκοπές για την αύξηση της καμπτικής αντίστασης υποστυλωμάτων είναι υψηλή, ιδιαίτερα όταν αυτή συνδυάζεται με τοπικούς μανδύες συνθέτων υλικών στις κρίσιμες περιοχές των υποστυλωμάτων.

159 Κεφάλαιο 6 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ ΣΥΜΠΕΡΙΦΟΡΑ ΔΟΚΙΜΙΩΝ Δοκίμιο Ελέγχου και Γενική Συμπεριφορά Ενισχυμένων Δοκιμίων Η συμπεριφορά και η μορφή αστοχίας όλων των δοκιμίων ήταν, όπως αναμενόταν, καμπτική, λόγω των χαρακτηριστικών του σχεδιασμού τους (υψηλή τιμή του λόγου διάτμησης L V /h=6.4, σχετικά μικρό ποσοστό διαμήκους οπλισμού). Άλλωστε αυτό ήταν μια σημαντική απαίτηση, προκειμένου να είναι εφικτή η αξιολόγηση της αποτελεσματικότητας της μεθόδου του ΠΟΕ για την καμπτική ενίσχυση υποστυλωμάτων. Το δοκίμιο ελέγχου έφτασε σε οριζόντιο φορτίο 33 kn και σε σχετική οριζόντια μετακίνηση κατά την αστοχία ίση με 6.25% (Σχ. 6.1α). Κύριο χαρακτηριστικό της απόκρισής του ήταν η καμπτική διαρροή, η οποία όμως ακολουθήθηκε από λυγισμό των διαμήκων ράβδων (Σχ. 6.1β), λόγω του μεγάλου αστήρικτου μήκους από τους αραιά τοποθετημένους συνδετήρες, και αποδιοργάνωση του σκυροδέματος πάνω από τη βάση Eλέγχου Αστοχία kn Φορτίο (kn) kn Αστοχία (α) Σχετική μετακίνηση (%) (β) Σχήμα 6.1 (α) Απόκριση του δοκίμιου Ελέγχου, (β) αστοχία λόγω λυγισμού των διαμήκων ράβδων του δοκιμίου Ελέγχου. Με μόνο μία εξαίρεση (δοκίμιο C_Par), η καμπτική αντίσταση όλων των ενισχυμένων δοκιμίων αυξήθηκε σημαντικά (μέχρι και 100%) σε σχέση με το δοκίμιο ελέγχου. Στους πρώτους κύκλους φόρτισης παρατηρήθηκαν καμπτικές ρωγμές κοντά στη βάση των ενισχυμένων υποστυλωμάτων οι οποίες αυξάνονταν και διευρύνονταν με την αύξηση της οριζόντια επιβαλλόμενης μετακίνησης. Επίσης, πριν από τη μέγιστη απόκριση άρχισαν να σχηματίζονται λοξές ρωγμές γύρω από τις εγκοπές και στις δύο διευθύνσεις φόρτισης ως αποτέλεσμα των

160 Κεφάλαιο 6 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 128 υψηλών δυνάμεων εξόλκευσης που ασκούνταν από τον πρόσθετο οπλισμό ενίσχυσης. Σε αντίθεση με το δοκίμιο ελέγχου κανένα από τα ενισχυμένα δοκίμια δεν αστόχησε λόγω λυγισμού των διαμήκων εσωτερικών ράβδων, καθώς με την προσθήκη θλιβόμενου οπλισμού οι τελευταίες ανακουφίστηκαν. Ωστόσο ο λυγισμός των διαμήκων ράβδων επήλθε απότομα, μετά την αστοχία των πρόσθετων οπλισμών για όλα τα ενισχυμένα με ΠΟΕ δοκίμια που δεν είχαν εξωτερική περίσφιγξη. Η συμπεριφορά κάθε δοκιμίου περιγράφεται αναλυτικά παρακάτω Δοκίμια Ενισχυμένα με Πρόσθετο Οπλισμό Συνθέτων Υλικών Δοκίμια C_Per, C_Per_ρ n2 και C_Per_ρ n2 Η απόκριση των δοκιμίων C_Per, C_Per_ρ n2 και C_Per_ρ s2, με τη μεγάλη διάσταση των ελασμάτων κάθετη στην ενισχυόμενη πλευρά του υποστυλώματος, παρουσιάζεται στο Σχ. 6.2α-γ. Η αστοχία των εν λόγω δοκιμίων οφείλεται στη θραύση των ελασμάτων άνθρακα στη διατομή μέγιστης ροπής (βάση υποστυλώματος) όπως φαίνεται στο Σχ. 6.2δ. Σε σύγκριση με το δοκίμιο ελέγχου η μέγιστη δύναμη αυξήθηκε μέχρι 40%, ενώ η σχετική μετακίνηση (στη μέγιστη δύναμη) ήταν περίπου ίδια, της τάξης του 3%. Η θραύση των πρόσθετων ελασμάτων άνθρακα οδήγησε σε απότομη πτώση του φορτίου, όταν οι μέσες καταγεγραμμένες τιμές των παραμορφώσεων των ελασμάτων στη βάση των υποστυλωμάτων ήταν ίσες με 0.95%, 0.93% και 0.85% για τα δοκίμια C_Per, C_Per_ρ n2 και C_Per_ρ s2, αντίστοιχα. Αυτές οι τιμές των παραμορφώσεων που μετρήθηκαν κατά την αστοχία είναι περίπου οι μισές των αντίστοιχων τιμών που μετρήθηκαν μέσω δοκιμών μονοαξονικού εφελκυσμού (Πίνακας 4.2, Ενότητα ), καταδεικνύοντας έτσι τη δυσμενή επίδραση της ανακύκλισης στην εφελκυστική αντοχή των ελασμάτων άνθρακα. Πιο συγκεκριμένα, η μερική αποκόλληση των ελασμάτων άνθρακα όταν αυτά υποβάλλονται σε υψηλές εφελκυστικές δυνάμεις έχει ως αποτέλεσμα την απώλεια της πλευρικής τους στήριξης από το συγκολλητικό υλικό. Συνέπεια της απώλειας στήριξης για τους πρόσθετους οπλισμούς είναι ο τοπικός λυγισμός τους στον αμέσως επόμενο κύκλο φόρτισης όταν οι τελευταίοι υποβληθούν σε υψηλές θλιπτικές τάσεις, με αποτέλεσμα η θραύση των ελασμάτων που έχουν υποστεί τοπικό λυγισμό να γίνεται σε παραμόρφωση σημαντικά μικρότερη από τη μέγιστη. Αυτή η δυσμενής επίδραση της ανακυκλιζόμενης φόρτισης (π.χ. διαδοχική θλίψη εφελκυσμός θλίψη - εφελκυσμός κλπ.) στην εφελκυστική αντοχή των ΙΟΠ έχει επίσης περιγραφεί και από άλλους ερευνητές [π.χ. Gamstedt and Sjorgen(1999), Helmi et al. (2008)].

161 Κεφάλαιο 6 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ C_Per kn Θραύση ελασμάτων C_Per_ρ n kn 1 ο Θραύση ελασμάτων 2 ο και 3 ο Φορτίο (kn) Φορτίο (kn) Θραύση kn ελασμάτων (α) Θραύση ελασμάτων kn Θραύση Σχετική μετακίνηση (%) C_Per_ρ s2 ελασμάτων (δ) kn (β) (γ) -40 Θραύση kn -60 ελασμάτων Σχετική μετακίνηση (%) Θραύση ελάσματος Σχήμα 6.2 (α)-(γ) Βρόχοι υστέρησης οριζόντιας δύναμης - σχετικής μετακίνησης των δοκιμίων C_Per, C_Per_ρ n2 και C_Per_ρ s2, αντίστοιχα, (δ) εφελκυστική θραύση των πρόσθετων ελασμάτων άνθρακα στα δοκίμια C_Per, C_Per_ρ n2 και C_Per_ρ s Δοκίμια C_Par και C_Par_J Η απόκριση του δοκιμίου C_Par, με τη μεγάλη διάσταση των ελασμάτων παράλληλη προς την ενισχυόμενη πλευρά του υποστυλώματος, χαρακτηρίστηκε από πτωχά χαρακτηριστικά ενίσχυσης (Σχ. 6.3α). Το δοκίμιο αστόχησε εξαιτίας της πρόωρης αποκόλλησης των ελασμάτων άνθρακα σε φορτίο οριακά μεγαλύτερο σε σχέση με το δοκίμιο ελέγχου και σε σχετική μετακίνηση ίση με 2%, ενώ η μέση παραμόρφωση που καταγράφηκε στο μέγιστο φορτίο ήταν πολύ μικρότερη από την οριακή, μόλις 0.5%. Η αποκόλληση των πρόσθετων ελασμάτων άνθρακα σε αρκετά χαμηλή εφελκυστική παραμόρφωση αποδίδεται στην προς τα έξω εκτίναξη των τελευταίων λόγω λυγισμού, όπως φαίνεται και στο Σχ. 6.3β. Η άποψη αυτή επιβεβαιώνεται εξετάζοντας την απόκριση του δοκιμίου C_Par_J (Σχ. 6.3γ), το οποίο ήταν ισοδύναμο με το C_Par αλλά είχε περισφιχθεί στη βάση του με εξωτερικό μανδύα ΙΑΜ. Σε αυτό το δοκίμιο ο μανδύας προσέδωσε πλευρική στήριξη στα θλιβόμενα ελάσματα έναντι λυγισμού, με αποτέλεσμα το φορτίο να αυξηθεί

162 Κεφάλαιο 6 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 130 κατά 46% και 26% στις διευθύνσεις ώθησης και έλξης του εμβόλου, αντίστοιχα, ενώ οι αντίστοιχες τιμές για τη σχετική μετακίνηση ήταν 4% και 2.5%. Η μειωμένη ενεργοποίηση των ελασμάτων κατά τη διεύθυνση έλξης του εμβόλου σε σύγκριση με αυτή της ώθησης οφείλεται στην αποκόλλησή τους, γεγονός που επιβεβαιώνεται και από τις μέσες καταγεγραμμένες παραμορφώσεις κατά το μέγιστο φορτίο, οι οποίες ήταν ίσες με 1.6% και 0.85% στις διευθύνσεις ώθησης και έλξης, αντίστοιχα. Αυτές οι τιμές είναι σε συμφωνία με την παρατήρηση της θραύσης του ελάσματος άνθρακα μόνο στη διεύθυνση ώθησης του εμβόλου C_Par kn Αποκόλληση ελασμάτων Φορτίο (kn) Αποκόλληση kn (α) ελασμάτων Σχετική μετακίνηση (%) kn 40 C_Par_J Φορτίο (kn) Θραύση ελασμάτων (β) -40 (γ) Αποκόλληση kn ελασμάτων Σχετική μετακίνηση (%) Σχήμα 6.3 (α) και (γ) Βρόχοι υστέρησης οριζόντιας δύναμης - σχετικής μετακίνησης των δοκιμίων C_Par και C_Par_J, αντίστοιχα, (β) αποκόλληση λόγω λυγισμού των ελασμάτων στο δοκίμιο C_Par.

163 Κεφάλαιο 6 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ Δοκίμιo G Η απόκριση του δοκιμίου G (Σχ. 6.4α) που είχε ενισχυθεί με πρόσθετες ράβδους γυαλιού διαμέτρου 8 mm φανέρωσε ορισμένα ιδιαίτερα χαρακτηριστικά. Σε σχετική μετακίνηση του δοκιμίου ίση περίπου με 2% άρχισαν να αποτέμνονται οι νευρώσεις των ράβδων (Σχ. 6.4β), με αποτέλεσμα την ανάπτυξη σημαντικής ολίσθησης μεταξύ ράβδων και ρητίνης μέσα στην εγκοπή. Κατά την έναρξη της αποκόλλησης των νευρώσεων από τις ράβδους οι μέσες καταγεγραμμένες παραμορφώσεις των ράβδων ήταν 0.45%, πολύ μικρότερες δηλαδή από την οριακή εφελκυστική παραμόρφωσή τους. Η τελική αστοχία αυτού του δοκιμίου προήλθε και στις δύο διευθύνσεις φόρτισης εξαιτίας του λυγισμού των πρόσθετων ράβδων γυαλιού σε σχετική μετακίνηση της τάξης του 5%, ενώ η μέση τιμή των παραμορφώσεων των ράβδων ήταν περίπου 1.1%. Τελικά ο βαθμός καμπτικής ενίσχυσης ήταν περίπου ίσος με G kn Λυγισμός των ΠΟΕ Φορτίο (kn) Αστοχία Αστοχία * -40 (α) Λυγισμός kn των ΠΟΕ Σχετική μετακίνηση (%) Κομμένες νευρώσεις (β) Διατμητική απότμηση (γ) Σχήμα 6.4 (α) Βρόχοι υστέρησης οριζόντιας δύναμης - σχετικής μετακίνησης του δοκιμίου G, (β) διατμητική αστοχία των νευρώσεων ράβδων γυαλιού στο δοκίμιο G, (γ) λυγισμός των ΠΟΕ γυαλιού στο δοκίμιο G.

164 Κεφάλαιο 6 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ Δοκίμια Ενισχυμένα με Πρόσθετο Οπλισμό Ανοξείδωτου Χάλυβα Δοκίμια S_R και S_R _J Η απόκριση των δοκιμίων S_R και S_R_J, που είχαν ενισχυθεί με δύο ράβδους ανοξείδωτου χάλυβα 12 mm σε κάθε ενισχυόμενη πλευρά, παρουσιάζεται στο Σχ. 6.5α και γ. Το δοκίμιο S_R αστόχησε απότομα λόγω λυγισμού των πρόσθετων ράβδων ανοξείδωτου χάλυβα όπως φαίνεται στο Σχ. 6.5β, με ένα μήκος λυγισμού περίπου 500 mm. Ο βαθμός καμπτικής ενίσχυσης του δοκιμίου ήταν 1.6 και η σχετική μετακίνησή του κατά την αστοχία ίση με 5.3% και στις δύο διευθύνσεις φόρτισης. Η απόκριση του δοκιμίου S_R_J (όμοιο με το δοκίμιο S_R αλλά με τοπικό μανδύα ΙΑΜ στη βάση του), ήταν σημαντικά βελτιωμένη, περιλαμβάνοντας σταθερούς βρόχους υστέρησης μέχρι υψηλές τιμές της σχετικής μετακίνησης, της τάξης του 8%. Αυτό το δοκίμιο σημείωσε τη μεγαλύτερη καμπτική ενίσχυση, διπλασιάζοντας περίπου το αναλαμβανόμενο οριζόντιο φορτίο σε σύγκριση με το δοκίμιο ελέγχου. Η περίσφιγξη που προσδόθηκε από το μανδύα στη βάση του δοκιμίου παρεμπόδισε το λυγισμό των πρόσθετων ράβδων ανοξείδωτου χάλυβα, με αποτέλεσμα οι τελευταίες να φτάσουν τη θραύση τους στη διεύθυνση έλξης του εμβόλου, όπως φαίνεται στο Σχ. 6.5β Δοκίμια S_M και S_M _J Στα δοκίμια S_M και S_M_J, όπου οι πρόσθετοι οπλισμοί ανοξείδωτου χάλυβα είχαν επικολληθεί και αγκυρωθεί με κονίαμα αντί ρητίνης, παρατηρήθηκε ένας διαφορετικός μηχανισμός αστοχίας, ο οποίος χαρακτηρίσθηκε από την ολίσθηση των ΠΟΕ στην περιοχή της αγκύρωσής τους. Λόγω της χαμηλής διατμητικής αντοχής του κονιάματος, το τελευταίο απετμήθη μεταξύ των διαδοχικών νευρώσεων των ράβδων ανοξείδωτου χάλυβα, με αποτέλεσμα την ολίσθηση μεταξύ ράβδων και κονιάματος στην περιοχή της αγκύρωσης και τον περιορισμό της μεταφοράς της δύναμης προς την αγκύρωση. Η βλάβη του κονιάματος μέσα στο θεμέλιο αυξανόταν σταθερά με την αύξηση της οριζόντιας μετακίνησης μέχρι το μέγιστο φορτίο. Αυτό σημειώθηκε σε σχετική μετακίνηση 2% και στις δύο διευθύνσεις φόρτισης, τη στιγμή που ο βαθμός ενίσχυσης ήταν Εκτός από μια μικρή πτώση του φορτίου, η απόκριση μετά το μέγιστο φορτίο ήταν αρκετά σταθερή σημειώνοντας ελάχιστη πτώση της αντοχής, μέχρι ένα επίπεδο οριζόντιου φορτίου που οφειλόταν στην εναπομένουσα τριβή μεταξύ ράβδων και κονιάματος. Αυτή η αντίσταση εξόλκευσης των ράβδων λόγω τριβής έχει σαν αποτέλεσμα την ολίσθηση των ράβδων ανοξείδωτου χάλυβα μέσα στην περιοχή της αγκύρωσης σαν άκαμπτο σώμα, εξασφαλίζοντας έτσι στα δοκίμια S_M και S_M_J μια ψευδο - πλάστιμη συμπεριφορά. Η απόκριση των δοκιμίων S_M και S_M_J, δίνεται στο Σχ. 6.6.

165 Κεφάλαιο 6 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ kn Φορτίο (kn) S_R Λυγισμός των ΠΟΕ και αστοχία Λυγισμός των ΠΟΕ και αστοχία -60 (α) kn Σχετική μετακίνηση (%) (β) S_R_J kn Φορτίο (kn) Θραύση ράβδου ΠΟΕ (δ) (γ) kn Σχετική μετακίνηση (%) Θραύση ράβδου Σχήμα 6.5 (α) και (γ) Βρόχοι υστέρησης οριζόντιας δύναμης - σχετικής μετακίνησης των δοκιμίων S_R και S_R_J, αντίστοιχα, (β) λυγισμός των ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα στο δοκίμιο S_R, (δ) εφελκυστική θραύση των ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα στο δοκίμιο S_R_J.

166 Κεφάλαιο 6 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ S_M kn Αστοχία Φορτίο (kn) Αστοχία kn (α) -60 Φορτίο (kn) S_M_J kn kn Σχετική μετακίνηση (%) (β) Σχήμα 6.6 (α) και (β) Βρόχοι υστέρησης οριζόντιας δύναμης - σχετικής μετακίνησης των δοκιμίων S_Μ και S_Μ_J, αντίστοιχα. 6.2 ΣΥΓΚΡΙΤΙΚΑ ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΑ ΑΠΟΤΕΛΕΣΜΑΤΑ Απόκριση και Μορφές Αστοχίας Η απόκριση όλων των υποστυλωμάτων συνοψίζεται στο Σχ. 6.7 στη μορφή βρόχων υστέρησης οριζόντιας δύναμης - σχετικής μετακίνησης (drift ratio). Τα βασικότερα αποτελέσματα

167 Κεφάλαιο 6 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 135 των δοκιμών περιγράφονται ακόμα στον Πίνακα 6.1 και περιλαμβάνουν: (α) Tη μέγιστη οριζόντια δύναμη στις δύο διευθύνσεις φόρτισης. (β) Τη σχετική μετακίνηση που αντιστοιχεί στη μέγιστη οριζόντια δύναμη, στις δύο διευθύνσεις φόρτισης. (γ) Τη σχετική μετακίνηση που αντιστοιχεί στη συμβατική αστοχία, η οποία ορίζεται στο σημείο όπου σημειώνεται πτώση της δύναμης απόκρισης κατά 20% έναντι της μέγιστης καταγεγραμμένης τιμής της, στην αντίστοιχη διεύθυνση φόρτισης. (δ) Το βαθμό της ενίσχυσης, που είναι ίσος με το λόγο της μέγιστης δύναμης απόκρισης των ενισχυμένων δοκιμίων προς το μέγιστο φορτίο που ανέλαβε το δοκίμιο ελέγχου, στις δύο διευθύνσεις φόρτισης. (ε) Τη σχετική οριζόντια μετακίνηση που ανέλαβαν τα ενισχυμένα δοκίμια κατά τη συμβατική αστοχία ανηγμένη προς την αντίστοιχη τιμή του δοκιμίου ελέγχου. (στ) Τη μορφή αστοχίας που παρατηρήθηκε για κάθε δοκίμιο. Πίνακας 6.1 Πίνακας αποτελεσμάτων. Ονομασία δοκιμίου Μέγιστο φορτίο, (kn) Σχετική μετακίνηση στο μέγιστο φορτίο (%) Σχετική μετακίνηση στην αστοχία (%) Βαθμός ενίσχυσης P max, Δοκιμίου P max,control Ανηγμένη σχετική μετακίνηση Δοκίμιο Ελέγχου Μορφή αστοχίας Ώθηση Έλξη Ώθηση Έλξη Ώθηση Έλξη Ώθηση Έλξη Ώθηση Έλξη Ελέγχου C_Per C_Per_ρ n Λ των διαμήκων ράβδων Θ των ΠΟΕ ελασμάτων Θ των ΠΟΕ ελασμάτων C_Per_ρ s Θ των ΠΟΕ -- ελασμάτων C_Par C_Par_J Α των ΠΟΕ ελασμάτων Θ/Α των ΠΟΕ ελασμάτων G Λ των ΠΟΕ GFRP S_R S_R_J > > Λ των ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα Θ των ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα S_M ΕΞ στην αγκύρωση S_M_J > > ΕΞ στην αγκύρωση Λ: δηλώνει λυγισμό. Θ: δηλώνει θραύση. Α: δηλώνει αποκόλληση. ΕΞ: δηλώνει εξόλκευση. 1 Δεν εφαρμόζεται, αφού το δοκίμιο ελέγχου και τα ενισχυμένα έχουν διαφορετικά ποσοστά εσωτ. οπλισμού. 2 Μέγιστη οριζόντια μετακίνηση εμβόλου.

168 Κεφάλαιο 6 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 136 Load Φορτίο (kn) (kn) Φορτίο Load (kn) (kn) Φορτίο Load (kn) (kn) (α) (a) Control Ελέγχου (β) (b) C_Per (γ) (c) C_Per_ρ (d) n2 n2 (δ) C_Per_ρ s2 s2 (ε) (e) C_Par (στ) (f) C_Par_J (ζ) (g) G (η) (h) S_R (θ) (i) S_R_J (j) (ι) S_M (ια) (k) S_M_J Drift ratio (%) Drift ratio (%) Drift ratio (%) Drift ratio (%) Σχετική μετακίνηση (%) Σχετική μετακίνηση (%) Σχετική μετακίνηση (%) Σχετική μετακίνηση (%) mortar mortar Σχήμα 6.7 Βρόχοι υστέρησης οριζόντιας δύναμης - σχετικής μετακίνησης των εξεταζόμενων δοκιμίων Δυσκαμψία και Απορροφώμενη Ενέργεια Για την καλύτερη αξιολόγηση της αποτελεσματικότητας των διαφόρων διατάξεων ΠΟΕ που παρουσιάστηκαν παραπάνω, καταγράφηκαν για όλα τα υποστυλώματα και για κάθε κύκλο φόρτισης η δυσκαμψία (Σχ. 6.8) και η αθροιστικά απορροφώμενη ενέργεια (Σχ υπολογιζόμενη αθροίζοντας το εμβαδόν που περικλείεται από τους βρόχους υστέρησης δύναμης μετατόπισης) μέχρι τη συμβατική τους αστοχία. Γενικά, η ενίσχυση των υποστυλωμάτων με ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα οδήγησε σε σημαντική αύξηση της δυσκαμψίας και της απορροφώμενης ενέργειας, η οποία ήταν μέγιστη στην περίπτωση περισφιγμένου δοκιμίου, όπου ο ανοξείδωτος χάλυβας είχε επικολληθεί με εποξειδική ρητίνη (S_R_J). Πιο συγκεκριμένα κατά τη συμβατική αστοχία τόσο η δυσκαμψία όσο και η απορροφώμενη ενέργεια αυτού του δοκιμίου ήταν περίπου τρεις φορές μεγαλύτερες από τις αντίστοιχες τιμές του δοκιμίου Ελέγχου. Σε αυτό το σημείο πρέπει να διευκρινιστεί ότι η καλύτερη συμπεριφορά των ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα έναντι των ΠΟΕ ΙΟΠ ήταν λίγο έως πολύ αναμενόμενη, καθώς η επιλογή των ΠΟΕ έγινε με κριτήριο την ισοδυναμία εφελκυστικής δύναμης.

169 Κεφάλαιο 6 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 137 Ως εκ τούτου, η δυστένεια των ράβδων ανοξείδωτου χάλυβα προέκυψε περίπου 5 και 7 φορές μεγαλύτερη από αυτήν των ελασμάτων άνθρακα και ράβδων γυαλιού, αντίστοιχα. 4.5 x 104 Απορροφώμενη ενέργεια (kn.mm) Ελέγχου Control C_Per C_Per_ρ n2 C_Par C_Par_J G S_R S_M S_R_J S_M_J Κύκλοι φόρτισης Σχήμα 6.8 Αθροιστικά απορροφώμενη ενέργεια κατά τη διάρκεια των δοκιμών. Δυσκαμψία, K (kn/mm) Control Ελέγχου C_Per C_Per_ρ n2 C_Par C_Par_J G S_R S_M S_R_J S_M_J Σχετική μετακίνηση (%) Σχήμα 6.9 Μέσες δυσκαμψίες των εξεταζόμενων δοκιμίων συναρτήσει της σχετικής μετακίνησης.

170 Κεφάλαιο 6 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ ΕΝΕΡΓΗ ΠΑΡΑΜΟΡΦΩΣΗ ΤΩΝ ΠΟΕ Η κρισιμότερη παράμετρος, προκειμένου να εκτιμηθεί από το μελετητή μηχανικό ο βαθμός καμπτικής ενίσχυσης ενός υφιστάμενου δομικού στοιχείου (δοκός, πλάκα ή υποστύλωμα), είναι το ποσοστό ενεργοποίησης των ΠΟΕ. Ιδιαίτερα στην περίπτωση των ΠΟΕ από ΙΟΠ, η εφελκυστική παραμόρφωση στην οποία ενεργοποιούνται τα συνθέτα υλικά ή ενεργή παραμόρφωση ε n,lim, καθορίζει και το απαιτούμενο εμβαδόν διατομής των ΠΟΕ από ΙΟΠ. Η τελευταία εξαρτάται από πλήθος παραμέτρων όπως: το χρησιμοποιούμενο υλικό (π.χ. ίνες άνθρακα ή γυαλιού), ο τύπος του πρόσθετου οπλισμού (π.χ. έλασμα ή ράβδος), η γεωμετρία της εγκοπής, οι μηχανικές ιδιότητες του συγκολλητικού υλικού και η μορφή αστοχίας των ΠΟΕ ΙΟΠ. Έτσι ο προσδιορισμός της ενεργής παραμόρφωσης των ΠΟΕ από ΙΟΠ αποτελεί αναμφισβήτητα ένα κρίσιμο ζήτημα για το μηχανικό, σε αντίθεση με τους ΠΟΕ από ανοξείδωτο χάλυβα όπου η γνώση της τάσης διαρροής τους αρκεί για το σχεδιασμό καμπτικών ενισχύσεων. Η επικρατούσα τακτική με βάση τους κανονισμούς (π.χ. ACI - 440) για τον προσδιορισμό της παραμόρφωσης λειτουργίας των ΠΟΕ από ΙΟΠ σε επεμβάσεις καμπτικών ενισχύσεων είναι η χρήση ενός μειωτικού συντελεστή k n, με τον οποίο πολλαπλασιάζεται η παραμόρφωση αστοχίας τους, ε u. Βέβαια ο εν λόγω συντελεστής έχει προκύψει με βάση τα πειραματικά αποτελέσματα δοκιμών εξόλκευσης των ΠΟΕ και δοκών (ή σπανιότερα πλακών) που είχαν ενισχυθεί με ΠΟΕ ΙΟΠ υπό μονοτονική κάμψη. Επομένως η εφαρμογή του δεν μπορεί να επεκταθεί στην περίπτωση υποστυλωμάτων που έχουν ενισχυθεί με ΠΟΕ ΙΟΠ, όπου λόγω της ανακύκλισης της φόρτισης εμφανίστηκαν διαφορετικές μορφές αστοχιών. Γι αυτό το λόγο τοποθετήθηκαν ηλεκτρομηκυνσιόμετρα στους ΠΟΕ στη διατομή μέγιστης ροπής (Ενότητα 4.4), οι καταγραφές των οποίων παρουσιάζονται πιο κάτω. Τονίζεται ακόμα ότι ο προσδιορισμός του μειωτικού συντελεστή k n για υποστυλώματα που έχουν ενισχυθεί με ΠΟΕ, παρουσιάζονται εκτενέστερα στο Κεφάλαιο 9. Η μέγιστη εφελκυστική παραμόρφωση των πρόσθετων οπλισμών χρησιμοποιείται σε αυτή την ενότητα για τον προσδιορισμό της ενεργής παραμόρφωσης, η οποία συνοψίζεται στον Πίνακα 6.2 για όλους τους ΠΟΕ. Η τιμή της ενεργής παραμόρφωσης υπολογίστηκε ως η μέση τιμή όλων των παραμορφώσεων των ΠΟΕ στη βάση των υποστυλωμάτων (διατομή μέγιστης ροπής) για κάθε διεύθυνση φόρτισης κατά το μέγιστο φορτίο ή κατά τη συμβατική αστοχία για τα δοκίμια S_R και S_R_J. Επίσης στον Πίνακα 6.2 υπολογίζεται και ο λόγος της ενεργής ε eff προς την οριακή παραμόρφωση ε u.

171 Κεφάλαιο 6 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 139 Για τα δοκίμια που ενισχύθηκαν με ελάσματα άνθρακα με τη μεγάλη τους διάσταση κάθετη στην ενισχυόμενη πλευρά του υποστυλώματος (Ομάδα C_Per_), η ενεργή παραμόρφωση βρέθηκε ίση περίπου με τη μισή της οριακής εφελκυστικής παραμόρφωσης σε μονοαξονικό εφελκυσμό. Όμως όταν τα ελάσματα άνθρακα τοποθετήθηκαν στις εγκοπές με τη μεγάλη τους διάσταση παράλληλη στην ενισχυόμενη πλευρά του υποστυλώματος (C_Par), η ενεργή παραμόρφωση μειώθηκε σημαντικά (27% της οριακής παραμόρφωσης). Αλλά με την παρουσία εξωτερικής περίσφιγξης μέσω τοπικού μανδύα ΙΑΜ (δοκίμιο C_Par_J), η ενεργή παραμόρφωση των ελασμάτων αυξήθηκε σημαντικά στα 2/3 της οριακής εφελκυστικής τους παραμόρφωσης. Παρομοίως, για τα υποστυλώματα που είχαν ενισχυθεί με ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα, η ενεργή εφελκυστική παραμόρφωση κατά την αστοχία αυξήθηκε σημαντικά για το περισφιγμένο με ΙΑΜ δοκίμιο S_R_J σε σύγκριση με το δοκίμιο S_R. Τέλος για τις πρόσθετες ράβδους γυαλιού η ενεργή παραμόρφωση ήταν περίπου ίση με το 1/3 της παραμόρφωσης θραύσης των ράβδων. Γενικότερα η αύξηση της ενεργής παραμόρφωσης των ΠΟΕ, η οποία επετεύχθη μέσω τοπικών μανδυών ΙΑΜ, ήταν ευνοϊκή για τη συνολική απόκριση των δοκιμίων, τόσο στην αύξηση της αντοχής (ΠΟΕ από ΙΟΠ), όσο και στην αύξηση της παραμορφωσιμότητας (ΠΟΕ από ανοξείδωτο χάλυβα) κατά την αστοχία. Πίνακας 6.2 Ενεργή παραμόρφωση των ΠΟΕ. Ονομασία δοκιμίου Μέγιστη παραμόρφωση του ΠΟΕ ενεργή παραμόρφωση ε n,lim, (%) ε n,lim / ε u C_Per C_Per_ρ n C_Per_ρ s C_Par C_Par_J G S_R S_R_J S_M S_M_J Εκτιμηθείσες τιμές από μετρήσεις που αποκτήθηκαν μέσω μηκυνσιομέτρων.

172 Κεφάλαιο 6 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ ΑΓΚΥΡΩΣΗ ΚΑΙ ΣΥΝΑΦΕΙΑ ΤΩΝ ΠΟΕ Εισαγωγή Το μήκος αγκύρωσης των ΠΟΕ δεν απετέλεσε παράμετρο μελέτης για την παρούσα διδακτορική διατριβή. Αντιθέτως επελέγη μια σταθερή τιμή [ = 300 mm ] για όλα τα ενισχυμένα δοκίμια, βάσει της οποίας εξασφαλιζόταν (οι υπολογισμοί δίνονται στην Ενότητα 6.4.4) ότι οι ΠΟΕ που είχαν επικολληθεί με εποξειδική ρητίνη δεν θα αστοχούσαν λόγω απώλειας της αγκύρωσής τους μέσα στα θεμέλια. Παρόλα αυτά η συνάφεια των ΠΟΕ κατά μήκος της αγκύρωσής τους εξετάζεται λεπτομερώς στις επόμενες παραγράφους με στόχο την απόκτηση δεδομένων γύρω από τη συμπεριφορά της συνάφειας των ΠΟΕ σε συνθήκες εγκιβωτισμού εντός σκυροδέματος. Αυτά τα δεδομένα είναι αρκετά χρήσιμα για την προσομοίωση της συνάφειας των ΠΟΕ που περιβάλλονται από σκυρόδεμα, όπως στην περίπτωση αγκύρωσης των ΠΟΕ σε περιοχές θεμελίων ή κόμβων (4 πλευρές της εγκοπής περιβάλλονται από σκυρόδεμα). Ας σημειωθεί ότι δεν υπάρχουν ανάλογα πειραματικά δεδομένα στη διεθνή βιβλιογραφία, η οποία βασίζεται στα αποτελέσματα δοκιμών, όπου οι συνθήκες συνάφειας είναι λιγότερο ευνοϊκές, αφού τρεις πλευρές της εγκοπής περιβάλλονται από σκυρόδεμα έναντι τεσσάρων. b Αναλυτικός Προσδιορισμός της Μέσης Τάσης Συνάφειας Θεωρώντας ισορροπία ενός απειροστού τμήματος της ενισχυμένης με πρόσθετα ελάσματα ΙΟΠ διατομής Ο/Σ, όπως φαίνεται στο Σχ. 6.10, η διατμητική τάση τ στο μήκος dx μπορεί να εξαχθεί σε όρους αυξανόμενης ορθής τάσης στο έλασμα, t f, ως εξής: dσ f, και του πάχους του ελάσματος

173 Κεφάλαιο 6 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 141 συγκολλητικό υλικό έλασμα συγκολλητικό υλικό h f σ f dx t f Σχήμα 6.10 Ισορροπία απειροστού τμήματος του ενισχυμένου με ΠΟΕ στοιχείου. dσ f σ f + dx = τ + σ f dx dσ f dx Αn τ(x) A sh dx = (6.1) όπου A n και A sh οι επιφάνειες όπου αναπτύσσονται η ορθή και διατμητική τάση, αντίστοιχα, όπως φαίνεται στο Σχ Έτσι η εξ. (6.1) γράφεται: dσ f dx ( t f h f ) = τ(x)( 2 h f dx + 2 t f dx ) dx tf hf dσ f τ(x) = 2(h + t ) dx f f Και τελικά η τοπική τάση συνάφειας στη διεπιφάνεια ελάσματος - ρητίνης εκφράζεται ως εξής: tf hfef dε f τ(x) = (6.2) 2(h + t ) dx f f όπου: x = συντεταγμένη κατά μήκος του μήκους αγκύρωσης του ελάσματος, t f = πάχος του ελάσματος ΙΟΠ, ελάσματος ΙΟΠ και h f = πλάτος του ελάσματος ΙΟΠ, E f = μέτρο ελαστικότητας του ελάσματος ΙΟΠ. ε f = αξονική εφελκυστική παραμόρφωση του Αν αντί ελασμάτων χρησιμοποιηθούν ράβδοι συνθέτων υλικών ή ανοξείδωτου χάλυβα οι τάσεις συνάφειας υπολογίζονται με ανάλογο τρόπο, εξ. (6.3α) και (6.3β), αντίστοιχα:

174 Κεφάλαιο 6 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 142 d Ef dε f τ(x) = (6.3α) 4 dx d Es dεs τ(x) = (6.3β) 4 dx όπου: d = διάμετρος της ράβδου, ε f = αξονική εφελκυστική παραμόρφωση της ράβδου ΙΟΠ, E f = μέτρο ελαστικότητας των ΙΟΠ, ε s = αξονική εφελκυστική παραμόρφωση της ράβδου ανοξείδωτου χάλυβα και E s = μέτρο ελαστικότητας του ανοξείδωτου χάλυβα Πειραματικός Προσδιορισμός της Τάσης Συνάφειας Οι τοπικές τάσεις συνάφειας στη διεπιφάνεια ελάσματος -ρητίνης μπορούν να υπολογιστούν με βάση τις καταγεγραμμένες παραμορφώσεις των ηλεκτρομηκυνσιομέτρων που τοποθετούνται σε διαδοχικές θέσεις του ΠΟΕ (ελάσματος ή ράβδου). Με τον άξονα x να ξεκινά από το ελεύθερο άκρο και τον ορισμό των συμβόλων του Σχ. 6.11, ο ανωτέρω υπολογισμός γίνεται ως εξής: 400 x 5 = 300 x 4 = 230 x 3 = 160 x 2 = 90 x 1 = ε 5 ε 1 ε 4 ε 3 ε 2 X Βάση υποστυλώματος Μήκος αγκύρωσης Ελεύθερο άκρο Σχήμα 6.11 Σύμβολα που χρησιμοποιήθηκαν για τον προσδιορισμό της τάσης συνάφειας (οι διαστάσεις σε mm).

175 Κεφάλαιο 6 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 143 tf hfef εi εi 1 εi+ 1 εi τi = τ(x 0 = 0 ) = ( ), με i =1,2,3,4,5 (6.4α) 2(h + t ) x x x x i 0 f f i i 1 i+ 1 i ή de ε ε ε ε τ = τ(x = ) = ( + ), με i =1,2,3,4,5 (6.4β) i i 1 i 1 i 0 4 xi xi 1 xi+ 1 xi Με τις παραπάνω εξ. (6.4α) και (6.4β) υπολογίζονται οι τάσεις συνάφειας των ΠΟΕ ελασμάτων και ράβδων, αντίστοιχα, στις θέσεις όπου είχαν τοποθετηθεί τα ηλεκτρομηκυνσιόμετρα. Ακόμα οι τοπικές ολισθήσεις s, οι οποίες ορίζονται ως σχετικές μετακινήσεις μεταξύ του ΠΟΕ και του σκυροδέματος, μπορούν να εκφραστούν ως εξής: x s( x ) = s fe + ε i(x)dx (6.5) 0 όπου s fe = ολίσθηση του ελεύθερου άκρου των ΠΟΕ. Αντικαθιστώντας τις μετρηθείσες τιμές των παραμορφώσεων η παραπάνω έκφραση εξ. (6.5) γράφεται: s0 = s(x = 0 ) = sfe (6.6α) 1 si = s i 1+ (εi 1+ ε i )( xi x i 1) (6.6β) 2 Στο Σχ. 6.12α παρουσιάζεται η κατανομή των αξονικών παραμορφώσεων των ΠΟΕ κατά μήκος της αγκύρωσής τους, που αντιστοιχεί στο μέγιστο οριζόντιο φορτίο των υποστυλωμάτων. Ακόμα με βάση τις αξονικές παραμορφώσεις των ΠΟΕ υπολογίστηκαν οι τάσεις συνάφειας των ΠΟΕ ΙΟΠ στη διεπιφάνεια ΙΟΠ - ρητίνης κατά μήκος της αγκύρωσής τους [στις θέσεις των ηλεκτρομηκυνσιομέτρων εξ. (6.4α) ή (6.4β)] και απεικονίζονται στο Σχ. 6.12β. Η κατανομή των αξονικών παραμορφώσεων των ΠΟΕ ΙΟΠ στο μήκος αγκύρωσής τους ακολουθεί μια σχεδόν παραβολική καμπύλη, με αποτέλεσμα η αντίστοιχη κατανομή των εξαγομένων τάσεων συνάφειας να είναι περίπου τριγωνική. Παρόλο που δεν παρατηρήθηκε αστοχία λόγω απώλειας της συνάφειας για κανένα από τα δοκίμια (με ΠΟΕ ΙΟΠ), οι τάσεις συνάφειας που αναπτύχθηκαν (6-12 MPa) είναι συγκρίσιμες με αυτές που μετρήθηκαν σε δοκιμές

176 Κεφάλαιο 6 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 144 εξόλκευσης των ΠΟΕ ΙΟΠ μέχρι αστοχίας από ορισμένους ερευνητές [Teng et al. (2006) και Novidis and Pantazopoulou (2008)], αλλά εμφανώς χαμηλότερες από αυτές που μετρήθηκαν από τους Cruz et al. (2006) - αντοχή σε συνάφεια της τάξης των 20 MPa Αξονική παραμόρφωση του ΠOE (-) C_Per C_Per_ρ n2 C_Par C_Par_J G S_M S_R_J S_M_J Απόσταση του ΠΟΕ από το ελεύθερο άκρο (mm) (α) 12 Τάση συνάφειας του ΠΟΕ ΙΟΠ (MPa) C_Per C_Per_ρ n2 C_Par C_Par_J G (β) Απόσταση του ΠΟΕ ΙΟΠ από το ελεύθερο άκρο (mm) Σχήμα 6.12 Κατανομή κατά μήκος της αγκύρωσης κατά το μέγιστο οριζόντιο φορτίο: (α) της αξονικής παραμόρφωσης των ΠΟΕ, (β) της τάσης συνάφειας των ΠΟΕ ΙΟΠ. Τα βασικότερα αποτελέσματα σε σχέση με τις τάσεις συνάφειας των ΠΟΕ κατά μήκος της αγκύρωσής τους συνοψίζονται στον Πίνακα 6.3 και περιλαμβάνουν: (α) Tη μέγιστη τάση συνάφειας στο φορτιζόμενο άκρο των ΠΟΕ. (β) Την πειραματική τιμή της μέσης τάσης συνάφειας κατά μήκος της αγκύρωσης. (γ) Τη θεωρητική τιμή της μέσης τάσης συνάφειας [(εξ. (6.2) και

177 Κεφάλαιο 6 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 145 (6.3)] κατά μήκος της αγκύρωσης, υπολογιζόμενη με βάση την πειραματικά μετρούμενη ενεργή παραμόρφωση των ΙΟΠ, υπολογιζόμενη μέση τάση συνάφειας. ε n,lim. (δ) Το λόγο της πειραματικής προς την θεωρητικά Ονομασία δοκιμίου Πίνακας 6.3 Τάσεις συνάφειας των ΠΟΕ. Μέγιστη τάση συνάφειας στο φορτιζόμενο άκρο, τ l,end, (MPa) Πειραματική τιμή της μέσης τάσης συνάφειας κατά μήκος της αγκύρωσης, τ exp, (MPa) Αναλυτική τιμή της μέσης τάσης συνάφειας κατά μήκος αγκύρωσης, τ an, (MPa) τ an / τ exp C_Per C_Per_ρ n C_Per_ρ s2 αναξιόπιστες καταγραφές αναξιόπιστες καταγραφές C_Par C_Par_J G S_R δεν υπάρχουν μετρήσεις δεν υπάρχουν μετρήσεις S_R_J S_M S_M_J Υπολογίστηκε με βάση τη συμβατική τάση διαρροής των ράβδων ανοξείδωτου χάλυβα. 2 Υπολογίστηκε με βάση την εφελκυστική αντοχή των ράβδων ανοξείδωτου χάλυβα. Με βάση τα αποτελέσματα των Πινάκων 6.2 και 6.3 προκύπτουν ορισμένες σημαντικές διαπιστώσεις, όπως: (α) για όλα τα εξεταζόμενα υποστυλώματα, οι μετρηθείσες αξονικές παραμορφώσεις και οι τιμές των τάσεων συνάφειας που υπολογίστηκαν (μέγιστες και μέσες) είναι σε συμφωνία με την αντίστοιχη αύξηση του οριζόντιου φορτίου τους, σε σχέση με το δοκίμιο Ελέγχου, και (β) η πρόβλεψη της μέσης τάσης συνάφειας των ΠΟΕ στην περιοχή της αγκύρωσής τους μπορεί να γίνει με πολύ καλή ακρίβεια χρησιμοποιώντας τις απλές εξισώσεις ισορροπίας μεταξύ ορθών και διατμητικών τάσεων, ιδιαίτερα για την περίπτωση των πρόσθετων ελασμάτων συνθέτων υλικών. Αυτό βέβαια ήταν εφικτό για δύο λόγους: πρώτον επειδή χρησιμοποιήθηκε η πειραματική τιμή της ενεργής παραμόρφωσης των ΙΟΠ, ε n,lim (και όχι η οριακή παραμόρφωση,

178 Κεφάλαιο 6 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 146 ε u ), και δεύτερον επειδή η κατανομή των τάσεων συνάφειας των ΠΟΕ ΙΟΠ στο μήκος αγκύρωσής τους ήταν περίπου τριγωνική. Επομένως όπως και για την πρόβλεψη της καμπτικής αντίστασης, η γνώση της ενεργής παραμόρφωσης των ΠΟΕ ΙΟΠ, είναι καθοριστικής σημασίας για την πρόβλεψη των τάσεων συνάφειας, άρα και για το σχεδιασμό του μήκους αγκύρωσης των ΠΟΕ ΙΟΠ, όπως αναλύεται στην επόμενη ενότητα. Τέλος στο Σχ παρουσιάζεται η τοπική σχέση τάσης συνάφειας - ολίσθησης (τ-s), στο φορτιζόμενο άκρο των ΙΟΠ (διατομή της βάσης του υποστυλώματος), όπως αυτή υπολογίστηκε με βάση τις μετρήσεις των ηλεκτρομηκυνσιομέτρων [εξ. (6.4) και (6.6β)]. Η απουσία φθίνοντος κλάδου από τα διαγράμματα τ-s ήταν αναμενόμενη, δεδομένου ότι δεν προέκυψαν αστοχίες στη περιοχή της αγκύρωσης των ΙΟΠ. Έτσι όλες οι καμπύλες τερματίζουν σε σημείο το οποίο αντιστοιχεί στο μέγιστο οριζόντιο φορτίο των υποστυλωμάτων. 14 Τάση συνάφειας του ΠΟΕ ΙΟΠ, τ l,end (MPa) C_Per 4 C_Per_ρ n2 C_Par 2 C_Par_J G Ολίσθηση φορτιζόμενου άκρου του ΠΟΕ ΙΟΠ, s (mm) Σχήμα 6.13 Τοπική σχέση τάσης συνάφειας - ολίσθησης στο φορτιζόμενο άκρο των ΠΟΕ ΙΟΠ.

179 Κεφάλαιο 6 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ Έλεγχος Αστοχίας των ΠΟΕ ΙΟΠ λόγω Απώλειας της Συνάφειας στην Περιοχή Αγκύρωσης Η αστοχία λόγω απώλειας της συνάφειας των ΠΟΕ ΙΟΠ (Ενότητα 2.2.3) μπορεί να γίνει με δύο τρόπους, βάσει των οποίων προσδιορίζεται η μέση τάση συνάφειας των ΠΟΕ ελασμάτων ή ράβδων, αντίστοιχα: (α) αποκόλληση στη διεπιφάνεια ΙΟΠ - ρητίνης. Η μέση τάση συνάφειας που αναπτύσσεται στη εν λόγω διεπιφάνεια ( τ f,b b ελασμάτων και ράβδων ΙΟΠ, αντίστοιχα. ), μπορεί να υπολογιστεί από τις εξ. (6.7α) και (6.7β) για την περίπτωση τ f,b b tf hfefεn,lim = (6.7α) 2(h + t ) f f b τ f,b b E ε b t = π d f n,lim g f b (6.7β) (β) αποκόλληση στη διεπιφάνεια ρητίνης - σκυροδέματος. Η μέση αναπτυσσόμενη τάση συνάφειας σε αυτήν τη διεπιφάνεια ( την περίπτωση ελασμάτων και ράβδων ΙΟΠ, αντίστοιχα. τ b,c b ), μπορεί να υπολογιστεί από τις εξ. (6.8α) και (6.8β) για τ b,c b E ε h t = π d f n,lim f f d b (6.8α) τ b,c b E f εn,lim d = 4 d d b 2 (6.8β) όπου ΠΟΕ. b g =πλευρά (μήκος) της τετραγωνικής εγκοπής, d d =διάμετρος των οπών αγκύρωσης των

180 Κεφάλαιο 6 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 148 Οι μέσες τάσεις συνάφειας που υπολογίστηκαν με τις εξ. (6.7) και (6.8) παρουσιάζονται στον Πίνακα 6.4. Οι τάσεις συνάφειας που αναπτύσσονται στη διεπιφάνεια ΙΟΠ - ρητίνης για τα ελάσματα ΙΟΠ είναι μικρότερες από τις αντίστοιχες των ράβδων ΙΟΠ. Αυτό γίνεται λόγω της μεγαλύτερης ειδικής επιφάνειας επαφής με το μέσο επικόλλησης που έχει το έλασμα από ότι μια ράβδος κυκλικής διατομής. Ακόμα είναι εμφανές ότι οι τάσεις συνάφειας που αναπτύσσονται στη διεπιφάνεια ΙΟΠ - ρητίνης είναι σημαντικά μεγαλύτερες από τις αντίστοιχες τάσεις της διεπιφάνειας ρητίνης - σκυροδέματος και για τους δύο τύπους ΙΟΠ (ελάσματα, ράβδοι). Βέβαια η αστοχία στη διεπιφάνεια ΙΟΠ - ρητίνης εξαρτάται κυρίως από τη διατμητική αντοχή της ρητίνης η οποία είναι συνήθως της τάξης των 30 MPa τουλάχιστον, με αποτέλεσμα η αστοχία λόγω αποκόλλησης στην εν λόγω διεπιφάνεια να καθίσταται σπάνια. Αντιθέτως, η αστοχία στη διεπιφάνεια ρητίνης - σκυροδέματος είναι πιθανότερο να εμφανιστεί. Μήκος αγκύρωσης, b, (mm) Πίνακας 6.4 Τάσεις συνάφειας των ΠΟΕ σε σχέση με το μήκος αγκύρωσής τους. Αναπτυσσόμενη μέση τάση συνάφειας στις διεπιφάνειες ΙΟΠ - ρητίνης και ρητίνης - σκυροδέματος, (ΜPa) Ελάσματα ΙΟΠ άνθρακα ΙΟΠ - ρητίνης Ράβδοι ΙΟΠ γυαλιού ΙΟΠ - ρητίνης ρητίνηςσκυροδέματος ρητίνηςσκυροδέματος Η αστοχία στη διεπιφάνεια ρητίνης - σκυροδέματος οφείλεται κυρίως στη διατμητική αστοχία του σκυροδέματος με αποχωρισμό μέρους της επικάλυψης κατά μήκος της εγκοπής. Έτσι ο έλεγχος για την εν λόγω μορφή αστοχίας βασίζεται στη σύγκριση των αναπτυσσόμενων τάσεων συνάφειας του Πίνακα 6.4 με την οριακή τάση συνάφειας ( τ bd, αντοχή σχεδιασμού) του σκυροδέματος. Η τελευταία (με βάση τον Ευρωκώδικα 2) προκύπτει ως πολλαπλάσιο της εφελκυστικής αντοχής σχεδιασμού του σκυροδέματος: f = τ = 225. nn 1 2f, ίση με 2.53 MPa. bd bd ctd Έτσι προκύπτει ότι για την ασφαλή αγκύρωση των ΠΟΕ ΙΟΠ απαιτείται μήκος αγκύρωσης τουλάχιστον 225 mm. Τελικά επελέγη μεγαλύτερο μήκος, ίσο με 300 mm.

181 Κεφάλαιο 6 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ ΑΝΑΛΥΣΗ ΤΩΝ ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΩΝ ΑΠΟΤΕΛΕΣΜΑΤΩΝ - ΣΥΖΗΤΗΣΗ Όλα τα υποστυλώματα αποκρίθηκαν όπως είχαν αρχικά σχεδιαστεί, με κύριο χαρακτηριστικό τη διαρροή των εσωτερικών ράβδων, η οποία ακολουθήθηκε από την αστοχία των ΠΟΕ. Με βάση τις διάφορες παραμέτρους που μελετήθηκαν στο παρόν πειραματικό πρόγραμμα, μια προσεκτική εξέταση των αποτελεσμάτων (Πίνακας 6.1) σε όρους αντοχής (μέση αύξηση στις δύο διευθύνσεις φόρτισης) αλλά και σε όρους που χαρακτηρίζουν τη συνολική απόκριση, δίνει τις παρακάτω πληροφορίες: Τύπος ΠΟΕ (C_Per/G/S_R). Παρόλο που η εφελκυστική αντοχή των οπλισμών CFRP, GFRP και ανοξείδωτου χάλυβα ήταν περίπου ίση, ο τελευταίος ήταν αρκετά αποτελεσματικότερος, αυξάνοντας της αντοχή κατά 64%. Οι αντίστοιχες τιμές για του οπλισμούς συνθέτων υλικών ήταν χαμηλότερες (26% για τα ελάσματα άνθρακα και 22% για τις ράβδους γυαλιού), λόγω της αστοχίας των συνθέτων υλικών σε παραμορφώσεις μικρότερες από αυτές που αντιστοιχούν στη μέγιστη τάση τους, εξαιτίας της επίδρασης της ανακύκλισης της φόρτισης. Σε όρους ικανότητας παραμόρφωσης που ποσοτικοποιείται εδώ μέσω της σχετικής μετακίνησης κατά τη συμβατική αστοχία, οι ράβδοι ανοξείδωτου χάλυβα και γυαλιού υπερτερούν των ελασμάτων άνθρακα κατά 25% περίπου, λόγω της μικρότερης παραμορφωσιμότητας των ινών άνθρακα σε σύγκριση με τα άλλα δύο υλικά. Γεωμετρικό Ποσοστό ΠΟΕ (C_Per/C_Per_ρ n2 ). Αύξηση του ποσοστού του ΠΟΕ κατά 50% (τρία έναντι δύο ελασμάτων σε κάθε ενισχυόμενη πλευρά) είχε ως αποτέλεσμα γραμμική σχεδόν αύξηση της αντοχής, που είναι από 26% στο δοκίμιο C_Per σε 35% στο δοκίμιο C_Per_ρ n2. Βέβαια αυτή η γραμμικότητα μπορεί να μην ισχύει και για υψηλά γεωμετρικά ποσοστά πρόσθετου οπλισμού. Γεωμετρικό Ποσοστό Εσωτερικού Διαμήκους Οπλισμού (C_Per/C_Per_ρ s2 ). Με ανάλυση διατομής (υπόθεση Navier - Bernoulli περί επιπεδότητας διατομών) και υιοθετώντας το προσομοίωμα του ορθογωνικού στερεού τάσεων για το σκυρόδεμα σε θλίψη (χωρίς συντελεστές ασφαλείας), υπολογίζεται η θεωρητική τιμή για το δοκίμιο αναφοράς του υποστυλώματος C_Per_ρ s2, ίση με kn (να σημειωθεί ότι το εν λόγω προσομοίωμα προέβλεψε την αντοχή του δοκιμίου ελέγχου με σφάλμα μικρότερο του 5%, επομένως θεωρείται αξιόπιστο). Διαιρώντας την αντοχή του δοκιμίου C_Per_ρ s2 (μέση τιμή στις δύο διευθύνσεις φόρτισης) με την ανωτέρω θεωρητικά υπολογισμένη τιμή, προκύπτει βαθμός ενίσχυσης ίσος με Επομένως είναι φανερό ότι η αποτελεσματικότητα του ΠΟΕ αυξάνεται όσο μικρότερο είναι το ποσοστό οπλισμού των εσωτερικών ράβδων: 2 ΠΟΕ ελάσματα σε κάθε ενισχυόμενη πλευρά αύξησαν την αντοχή κατά 34% για το υποστύλωμα με

182 Κεφάλαιο 6 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 150 ποσοστό εσωτερικού οπλισμού ρ s =0.724%, ενώ η αντίστοιχη αύξηση ήταν μόλις 26% στην περίπτωση μεγαλύτερου ρ s = 0.98%. Διαμόρφωση των Πρόσθετων Ελασμάτων Άνθρακα (C_Per/C_Par). Απουσία τοπικού μανδύα, η επικόλληση των ελασμάτων άνθρακα με τη μεγάλη τους πλευρά κάθετη προς την ενισχυόμενη παρειά του υποστυλώματος βρέθηκε πολύ αποτελεσματικότερη από την παράλληλη τοποθέτησή της, λόγω των ευνοϊκοτέρων συνθηκών συνάφειας. Η αύξηση της αντοχής ήταν 26% για το δοκίμιο C_Per, ενώ μόλις 4%, πρακτικά αμελητέα, για το δοκίμιο C_Par. ΠΟΕ με ή χωρίς Τοπικό Μανδύα (C_Par/C_Par_J, S_R/S_R_J, S_M/S_M_J). Με εξαίρεση την περίπτωση χρήσης κονιάματος στις εγκοπές, που οδήγησε σε αστοχίες λόγω αποκόλλησης στην περιοχή της αγκύρωσης, η ύπαρξη τοπικού μανδύα ήταν εξαιρετικά ευνοϊκή σε όλες τις περιπτώσεις, συντελώντας στη θεαματική αύξηση τόσο της αντοχής όσο και της ικανότητας παραμόρφωσης των ενισχυμένων δοκιμίων. Πιο συγκεκριμένα, μέσω της περίσφιγξης βελτιώθηκαν οι συνθήκες συνάφειας των ΠΟΕ και απετράπη ο λυγισμός τους, με αποτέλεσμα την αύξηση της αντοχής από 4% σε 36% για την περίπτωση των πρόσθετων ελασμάτων άνθρακα και από 64% σε 90% για την περίπτωση του πρόσθετου ανοξείδωτου χάλυβα. Στα υποστυλώματα όπου οι ράβδοι ανοξείδωτου χάλυβα επικολλήθηκαν με κονίαμα, η προσφορά του μανδύα σε όρους αντοχής ήταν αμελητέα, ενώ σε όρους παραμορφωσιμότητας ήταν μέση. Από όλα τα δοκίμια που δοκιμάστηκαν, το δοκίμιο S_R_J (Σχ. 6.7θ) που ενισχύθηκε με ανοξείδωτο χάλυβα και τοπικό μανδύα ΙΑΜ σημείωσε την απόκριση με τα καλύτερα χαρακτηριστικά, συνδυάζοντας σταθερή συμπεριφορά μετά το μέγιστο και ελάχιστη πτώση του φορτίου ακόμα και σε μεγάλες σχετικές μετακινήσεις. Με βάση τα αποτελέσματα που παρουσιάστηκαν εδώ, φαίνεται ότι ο συνδυασμός ενίσχυσης με ΠΟΕ και τοπικό μανδύα περίσφιγξης μπορεί να είναι μια εφαρμόσιμη λύση για επεμβάσεις αύξησης της καμπτικής αντίστασης υποστυλωμάτων χωρίς να μειώνεται η ικανότητα παραμόρφωσης στην αστοχία, ακόμα και για υφιστάμενα υποστυλώματα με χαμηλά επίπεδα αξονικού φορτίου. Σε αυτό το σημείο αξίζει να σημειωθεί ότι υψηλότερα αξονικά φορτία οδηγούν σε σημαντικά μικρότερες τιμές σχετικών μετακινήσεων κατά την αστοχία, γεγονός που επιβεβαιώθηκε από τη δοκιμή ενός υποστυλώματος ομοίου με το δοκίμιο ελέγχου, αλλά με ανηγμένο αξονικό φορτίο ίσο με 0.3. Στο δοκίμιο αυτό η οριζόντια σχετική μετακίνηση κατά την αστοχία ήταν 3.75% (πολύ μικρότερη από το 6.25% που κατεγράφη για το δοκίμιο αναφοράς με ανηγμένο αξονικό φορτίο ίσο με 0.2). Ως εκ τούτου αναμένεται μεγαλύτερη αύξηση της σχετικής μετακίνησης στην αστοχία, για τα ενισχυμένα υποστυλώματα με ΠΟΕ και τοπικό μανδύα, όσο το αξονικό φορτίο αυξάνεται.

183 Κεφάλαιο 6 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 151 Τύπος Συγκολλητικού Υλικού (S_R/S_M, S_R_J/S_M_J). Η εποξειδική ρητίνη βρέθηκε πολύ αποτελεσματικότερη ως συγκολλητικό υλικό για τις πρόσθετες ράβδους ανοξείδωτου χάλυβα σε σύγκριση με το κονίαμα. Για τα απερίσφικτα δοκίμια, όταν χρησιμοποιήθηκε κονίαμα (S_M) αντί ρητίνης (S_R), η αύξηση της αντοχής μειώθηκε από 64% σε 24%, ενώ οι αντίστοιχες τιμές για τα περισφιγμένα με μανδύες δοκίμια ήταν 90% και 29%. Συμπερασματικά, η χρήση κονιάματος αντί εποξειδικής ρητίνης μείωσε την αποτελεσματικότητα της μεθόδου ενίσχυσης περίπου στο 1/3, λόγω της εξόλκευσης των πρόσθετων οπλισμών χάλυβα. 6.6 ΣΥΜΠΕΡΑΣΜΑΤΑ Στο παρόν κεφάλαιο παρουσιάστηκε μια συστηματική μελέτη της καμπτικής ενίσχυσης υποστυλωμάτων με πρόσθετους οπλισμούς τοποθετημένους σε εγκοπές. Μελετήθηκε η καμπτική ενίσχυση υποστυλωμάτων μέσω πρόσθετων οπλισμών ελασμάτων άνθρακα, ράβδων γυαλιού και ράβδων ανοξείδωτου χάλυβα. Μια ακόμα καινοτομία που εισήγαγε η παρούσα εργασία είναι ο συνδυασμός πρόσθετου οπλισμού καμπτικής ενίσχυσης και τοπικών μανδυών περίσφιγξης, με χρήση ενός πρόσφατα ανεπτυγμένου συστήματος περίσφιγξης μέσω μανδυών ινοπλεγμάτων σε ανόργανη μήτρα κονιάματος. Ο σχεδιασμός των δοκιμίων επέτρεψε τη διερεύνηση αρκετών παραμέτρων, λεπτομέρειες των οποίων περιγράφτηκαν πιο πάνω. Τα βασικά συμπεράσματα συνοψίζονται ως εξης: Ο πρόσθετος οπλισμός συνθέτων υλικών ή ανοξείδωτου χάλυβα αποτελεί μια βιώσιμη λύση για την καμπτική ενίσχυση υποστυλωμάτων Ο/Σ που υποβάλλονται σε σεισμική φόρτιση. Μέσω ενός κατάλληλου σχεδιασμού, στα πλαίσια του οποίου ο πρόσθετα τοποθετημένος οπλισμός συνδυάζεται με τοπικό μανδύα στα άκρα του υποστυλώματος (κορυφή και πόδα), είναι εφικτό η αύξηση της καμπτικής αντίστασης των υποστυλωμάτων να μην συνοδεύεται από μείωση της διαθέσιμης παραμορφωσιμότητας. Ο ΠΟΕ ελασμάτων άνθρακα συμπεριφέρθηκε αρκετά αποτελεσματικά ακόμα και όταν το πάχος της διαθέσιμης επικάλυψης ήταν οριακό (2 5 mm), μέσω τοποθέτησης της μεγάλης διάστασης του ελάσματος παράλληλα στην ενισχυόμενη πλευρά του υποστυλώματος και σε συνδυασμό με τοπικό μανδύα στα άκρα του υποστυλώματος. Οι ΠΟΕ συνθέτων υλικών (ελάσματα άνθρακα και ράβδοι γυαλιού) ίσης αντοχής έχουν την ίδια αποτελεσματικότητα σε όρους αύξησης της αντοχής, ενώ οι ράβδοι γυαλιού ήταν εμφανώς αποτελεσματικότερες σε όρους παραμορφωσιμότητας στην αστοχία.

184 Κεφάλαιο 6 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 152 Όλοι οι τύποι ΠΟΕ (που είχαν επικολληθεί με εποξειδική ρητίνη) έφτασαν υψηλές αξονικές παραμορφώσεις, ωστόσο λόγω της επίδρασης της ανακύκλισης της φόρτισης αυτές οι παραμορφώσεις ήταν αρκετά μικρότερες σε σχέση με τις αντίστοιχες τιμές τους σε μονοαξονικό εφελκυσμό. Γι αυτό το λόγο η σύγκριση διαφορετικών υλικών ως ΠΟΕ με κριτήριο την εφελκυστική δύναμη που αναλαμβάνεται από τον καθένα ευνοεί τον ανοξείδωτο χάλυβα, ο οποίος εξαντλεί σχεδόν την ικανότητα παραλαβής εφελκυστικής δύναμης μέχρι τη διαρροή του. Έτσι αυτή η σύγκριση θα ήταν ουσιαστικότερη αν γινόταν σε όρους ενεργών εφελκυστικών τάσεων που ενεργοποιούνται για κάθε ΠΟΕ υπό ανακυκλιζόμενη φόρτιση. Η τοπική περίσφιγξη των κρίσιμων περιοχών είναι ιδιαίτερα αποτελεσματική για την προστασία έναντι λυγισμού των ΠΟΕ, εξασφαλίζοντας έτσι την ανάπτυξη μεγαλυτέρων εφελκυστικών παραμορφώσεων κατά την αστοχία. Η χρήση εποξειδικής ρητίνης ως υλικού συγκόλλησης υπερτερεί έναντι του κονιάματος. Η αγκύρωση των ΠΟΕ μήκους 300 mm βρέθηκε επαρκής για τις διατομές και τα υλικά των ΠΟΕ που χρησιμοποιήθηκαν στην παρούσα διδακτορική διατριβή. Για τις ράβδους γυαλιού και ανοξείδωτου χάλυβα τα μήκη αγκύρωσης ήταν ίσα με 38 και 25 φορές τη διάμετρο των τελευταίων, αντίστοιχα. Άποψη του συγγραφέα είναι ότι η ενίσχυση υποστυλωμάτων Ο/Σ με χρήση πρόσθετου οπλισμού σε εγκοπές είναι μια νέα τεχνική ενίσχυσης με μεγάλη δυναμική και γι αυτό το λόγο η μελλοντική έρευνα πρέπει να στραφεί προς την καλύτερη διερεύνηση ορισμένων ακόμα παραμέτρων οι οποίες περιλαμβάνουν: το επίπεδο του αξονικού φορτίου, την πρότερη βλάβη του προς ενίσχυση υποστυλώματος, διαφορετικά διατμητικά ανοίγματα, διαφορετικά μήκη αγκύρωσης για τους ΠΟΕ, άλλες διατομές και άλλους τύπους συνθέτων υλικών. Τα αποτελέσματα που αποκτήθηκαν στο παρόν κεφάλαιο χρησιμοποιούνται για την αξιολόγηση του αναλυτικού και υπολογιστικού προσομοιώματος υποστυλωμάτων ενισχυμένων με ΠΟΕ που παρουσιάζεται στο Κεφάλαιο 9. Τέλος σημειώνεται ότι τα αποτελέσματα που παρουσιάστηκαν σε αυτό το κεφάλαιο έχουν γίνει δεκτά προς δημοσίευση από τους Bournas and Triantafillou (2008).

185 Κεφάλαιο 6 ο Πειραματικά Αποτελέσματα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 153 Βιβλιογραφία American Concrete Institute Technical Committee 440., (2002), Guide for the Design and Construction of Externally Bonded FRP Systems for Strengthening Concrete Structures, ACI 440.2R-02. Bournas, D. A., and Triantafillou, T. C., (2008), Flexural Strengthening of RC Columns with NSM FRP or Stainless Steel, ACI Structural Journal, accepted. Gamstedt, E., and Sjogren, B. (1999), Micromechanisms in Tension - Compression Fatigue of Composite Laminates Containing Transverse Plies. Compos. Sci. Technol., V. 59, pp Helmi, K., Fam, A., and Mufti, A., (2008), Fatigue Life Assessment and Static Testing of Structural GFRP Tubes Based on Coupon Tests, ASCE Journal of Composites for Construction, V. 12, No. 2, pp Novidis, D. G., and, Pantazopoulou, S. J., (2008), Bond Tests of Short NSM-FRP and Steel Bar Anchorages, ASCE Journal of Composites for Construction, V. 12, No. 3, pp Sena-Cruz, J. M., Barros, J. A. O., Gettu, R., and Azevedo, A. F. M., (2008), Bond Behavior of Near-Surface Mounted CFRP Laminate Strips under Monotonic and Cyclic Loading, ASCE Journal of Composites for Construction, V. 10, No. 4, pp Teng, J. G., De Lorenzis, L., Wang, B., Li, R., Wong, T. N., and Lam, L., (2006), Debonding Failures of RC Beams Strengthened with Near Surface Mounted CFRP Strips, ASCE Journal of Composites for Construction, V. 10, No. 2, pp

186 Κεφάλαιο 7 Αντοχή σε Συνάφεια μεταξύ Ενωμένων με Παράθεση Ράβδων και Σκυροδέματος Περισφιγμένου με Μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ Στο παρόν κεφάλαιο παρουσιάζονται εκείνα τα αποτελέσματα των δοκιμών επί των υποστυλωμάτων με υπερκαλύψεις ράβδων που δίνουν χρήσιμες πληροφορίες για την τοπική σχέση συνάφειας - ολίσθησης στην περιοχή της ένωσης των διαμήκων ράβδων. Αρχικά με βάση τις μετρήσεις των ηλεκτρομηκυνσιομέτρων προσδιορίζεται η κατανομή των τάσεων συνάφειας στην περιοχή υπερκάλυψης των ράβδων. Στη συνέχεια περιγράφονται δύο γνωστά προσομοιώματα συνάφειας για ενωμένες με υπερκάλυψη ράβδους, τα οποία αφού αξιολογηθούν, τροποποιούνται κατάλληλα προκειμένου να ληφθεί υπόψη η συμβολή της περίσφιγξης που παρέχουν οι μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ στην αντοχή συνάφειας της υπερκάλυψης. Κατόπιν με βάση τις πειραματικά καταγεγραμμένες αυξήσεις των τάσεων συνάφειας των περισφιγμένων δοκιμίων και τα τροποποιημένα προσομοιώματα συνάφειας υπολογίζεται (έμμεσα) η ενεργή παραμόρφωση των μανδυών στην εγκάρσια διεύθυνση συναρτήσει του μήκους υπερκάλυψης των ράβδων. Τέλος αφού προσδιοριστεί η ολίσθηση των διαμήκων ράβδων στην περιοχή υπερκάλυψής τους, παρουσιάζεται η τοπική σχέση συνάφειας - ολίσθησης στην εν λόγω περιοχή για τα απερίσφιγκτα και τα περισφιγμένα με μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ υποστυλώματα. 7.1 ΕΙΣΑΓΩΓΗ Σε αρκετές από τις υφιστάμενες κατασκευές πολλά προβλήματα πτωχής αντισεισμικής συμπεριφοράς άπτονται του μηχανισμού συνάφειας μεταξύ ράβδων οπλισμού και σκυροδέματος

187 Κεφάλαιο 7 ο Αντοχή σε Συνάφεια Μεταξύ Ενώσεων Ράβδων - Περισφιγμένου Σκυροδέματος 155 σε περιοχές ένωσης με παράθεση των (ευθύγραμμων) διαμήκων οπλισμών από νευροχάλυβα. Για παράδειγμα ακριβώς πάνω από τη βάση του κάθε ορόφου, όπου σύμφωνα με τις σύγχρονες αντιλήψεις αντισεισμικού σχεδιασμού προβλέπεται η πραγματοποίηση πλαστικών αρθρώσεων, χωρίς όμως την πρόβλεψη περίσφιγξης μέσω εγκάρσιου οπλισμού. Συνηθισμένα αίτια αστοχιών σε περιοχές ενώσεων ράβδων είναι το μικρό μήκος υπερκάλυψης των ράβδων χωρίς τον επαρκή εγκάρσιο οπλισμό. Η ευνοϊκή δράση της περίσφιγξης που παρέχουν οι μανδύες συνθέτων υλικών σε περιοχές ματίσεων έχει μελετηθεί εκτενώς σε αρκετές ερευνητικές εργασίες (Ενότητα ). Στις εργασίες αυτές καταδεικνύεται ότι η περίσφιγξη που παρέχουν οι μανδύες ΙΟΠ βελτιώνει τις συνθήκες συνάφειας μεταξύ ράβδων οπλισμού και σκυροδέματος σε περιοχές με ενώσεις ράβδων, με αποτέλεσμα την αύξηση της αντοχής και της ικανότητας παραμόρφωσης των ενισχυμένων μελών. Όμως ο μηχανισμός με τον οποίο η περίσφιγξη με μανδύες ΙΟΠ συνεισφέρει στη βελτίωση των συνθηκών συνάφειας μεταξύ ράβδων οπλισμού και σκυροδέματος έχει περιγραφεί σε ελάχιστες δημοσιευμένες εργασίες [Harajli et al. (2004), Hamad et al. (2004)]. Βέβαια ακόμα και σε αυτές, η αντοχή συνάφειας μεταξύ ματιζόμενων ράβδων - σκυροδέματος προσδιορίζεται είτε προσεγγιστικά μέσω της σχέσης τ = P/πdbLb, είτε από δοκιμές εξόλκευσης (pull out bond tests) μικρής κλίμακας με πολύ μικρά μήκη υπερκάλυψης (5-10 d ) που δεν μπορούν να προσομοιώσουν ρεαλιστικά τις συνθήκες συνάφειας των ενωμένων με παράθεση ράβδων στις κρίσιμες περιοχές των καμπτόμενων υποστυλωμάτων. Πιθανοί λόγοι γι αυτό αποτελούν: η παρουσία καμπτικών και καμπτο-διατμητικών ρωγμών οι οποίες επηρεάζουν την κατανομή των τάσεων συνάφειας και η καμπυλότητα του καμπτόμενου μέλους. Στο παρόν κεφάλαιο της διατριβής, η τάση συνάφειας μεταξύ ράβδων - σκυροδέματος στην περιοχή της υπερκάλυψης προσδιορίζεται πειραματικά με ακρίβεια (με βάση τις μετρήσεις ηλεκτρομηκυνσιομέτρων) για υποστυλώματα πλήρους κλίμακας που υποβάλλονται σε σεισμική φόρτιση. Μέσω των αυξήσεων στις τάσεις συνάφειας αξιολογείται η συμβολή της περίσφιγξης που παρέχεται από τους μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ στην αντοχή συνάφειας της υπερκάλυψης. Για να ληφθεί υπόψη αυτή η συμβολή τροποποιούνται κατάλληλα δύο αναλυτικά προσομοιώματα συνάφειας για ενωμένες με υπερκάλυψη ράβδους. Τέλος υπολογίζεται προσεγγιστικά η παραμόρφωση ενεργοποίησης των μανδυών ΙΑΜ και ΙΟΠ στην εγκάρσια διεύθυνση συναρτήσει του μήκους υπερκάλυψης των ράβδων. Η γνώση της ενεργής παραμόρφωσης είναι πολύ σημαντική για το σχεδιασμό του πάχους μανδύα συνθέτων υλικών για την ενίσχυση υποστυλωμάτων με κοντά μήκη υπερκάλυψης. b

188 Κεφάλαιο 7 ο Αντοχή σε Συνάφεια Μεταξύ Ενώσεων Ράβδων - Περισφιγμένου Σκυροδέματος ΑΝΤΟΧΗ ΣΕ ΣΥΝΑΦΕΙΑ ΜΕΤΑΞΥ ΕΝΩΜΕΝΩΝ ΜΕ ΠΑΡΑΘΕΣΗ ΡΑΒΔΩΝ - ΣΚΥΡΟΔΕΜΑΤΟΣ Παραμορφώσεις του Διαμήκους Οπλισμού Στο Σχ. 7.1 παρουσιάζεται η εξέλιξη των παραμορφώσεων των αρχικών ράβδων στη διατομή της βάσης των υποστυλωμάτων, όπως αυτές μετρήθηκαν από τα ηλεκτρομηκυνσιόμετρα που είχαν επικολληθεί πάνω στα μήκη υπερκάλυψης των ράβδων. Σύμφωνα με τις μετρηθείσες τιμές των παραμορφώσεων και θεωρώντας διγραμμική σχέση τάσης - παραμόρφωσης για το χάλυβα, μπορεί εύκολα να υπολογιστεί η δύναμη που αναπτύχθηκε στις ματιζόμενες ράβδους. Έτσι με βάση την εξέλιξη των παραμορφώσεων των αρχικών ράβδων και των αντίστοιχων αναπτυσσόμενων τάσεων (Πίνακας 7.1), εξάγεται το συμπέρασμα ότι το μήκος υπερκάλυψης των 20 διαμέτρων είναι ανεπαρκές για την ανάπτυξη της τάσης διαρροής των ενωμένων ράβδων. Αντίθετα η ένωση των ράβδων με μήκος υπερκάλυψης 40 διαμέτρων βρέθηκε επαρκής για την ανάπτυξη της τάσης διαρροής των τελευταίων στη διεύθυνση ώθησης του εμβόλου μόνο. Επίσης η κατανομή των παραμορφώσεων κατά μήκος της υπερκάλυψης για τις ενωμένες ράβδους είναι χρήσιμη για τον προσδιορισμό της τάσης συνάφειας μεταξύ των ράβδων και του σκυροδέματος Υπολογισμός της Αντοχής Συνάφειας κατά Μήκος της Υπερκάλυψης Η κατανομή των τάσεων συνάφειας (τ) μεταξύ των ενωμένων με παράθεση ράβδων και του σκυροδέματος υπολογίστηκε με βάση τις καταγραφές των ηλεκτρομηκυνσιομέτρων κατά μήκος της υπερκάλυψης, ως εξής: de dε de ε - ε = = (7.1) b s b s i ι-1 τi lim ( ) 4 dx 4 δxi 0 xi -xi-1 όπου d b = διάμετρος των διαμήκων ράβδων, E s = μέτρο ελαστικότητας του χάλυβα και x = συντεταγμένη κατά μήκος της υπερκάλυψης. Ο άξονας x ξεκινά από το ελεύθερο άκρο των αρχικών και των διαμήκων ράβδων, αντίστοιχα, όπως φαίνεται στο Σχ. 7.2α.

189 Κεφάλαιο 7 ο Αντοχή σε Συνάφεια Μεταξύ Ενώσεων Ράβδων - Περισφιγμένου Σκυροδέματος 157 Παραμόρφωση Longitudinal των steel αρχικών strain ράβδων 6 x 10-3 (a) (α) L20d_C C x 10-3 (γ) (c) L20d_R2 Data R2 Point Number x 10-3 (ε) (e) L40d_R2 L20d Data Μ4 Point Number Παραμόρφωση διαρροής, ε y Data Χρόνος point number (sec) (b) (β) L40d_C C (d) (δ) L20d_M4 L40d Displacement R2 (mm) (στ) (f) L40d_M4 M4 Displacement (mm) Data Χρόνος point number (sec) Σχήμα 7.1 Εξέλιξη των παραμορφώσεων των αρχικών ράβδων κατά τη διάρκεια των δοκιμών. Φορτιζόμενο άκρο της Loaded διαμήκους End of ράβδου Longitudinal B x f rad =σ r f 0 ε3 x3 (α) x1 x2 ε1 ε2 ε2 ε1 x2 ls α f b =τ x1 x3 x ε3 0 Φορτιζόμενο άκρο Loaded End of Starter της αρχικής Bar ράβδου (β) Σχήμα 7.2 (α) Σύμβολα που χρησιμοποιήθηκαν για τον προσδιορισμό της τάσης συνάφειας της ένωσης ράβδων, (β) συσχέτιση ακτινικής πίεσης με την τάση συνάφειας.

190 Κεφάλαιο 7 ο Αντοχή σε Συνάφεια Μεταξύ Ενώσεων Ράβδων - Περισφιγμένου Σκυροδέματος 158 Με βάση την εξ. (7.1) και θεωρώντας μηδενική παραμόρφωση στα ελεύθερα άκρα των ματιζόμενων ράβδων, εξήχθη η κατανομή των τάσεων συνάφειας (σε κάθε διευθύνση φόρτισης) κατά μήκος της υπερκάλυψης που αντιστοιχεί στο μέγιστο οριζόντιο φορτίο. Η εν λόγω κατανομή καθώς και η μέση τάση συνάφειας, που υπολογίστηκε για όλο το μήκος της υπερκάλυψης, παρουσιάζονται στο Σχ Η λοξή τάση αντίστασης f (Σχ. 7.2β), που δημιουργείται έναντι εξόλκευσης στο μέτωπο κάθε νεύρωσης των ράβδων είναι υψηλότερη για τα μικρότερα μήκη υπερκάλυψης της Ομάδας L20d_ σε σύγκριση με τα μεγαλύτερα της Ομάδας L40d_. Αυτό οφείλεται στο γεγονός ότι για την Ομάδα L20d_ ο αριθμός των νευρώσεων που συμμετέχουν κατά μήκος της υπερκάλυψης είναι μικρότερος. Ως εκ τούτου η οριζόντια συνιστώσα της εν λόγω λοξής τάσης, η οποία αποτελεί την τάση συνάφειας τ, είναι μεγαλύτερη για τα υποστυλώματα με τα μικρότερα μήκη υπερκάλυψης, όπως φαίνεται και στο Σχ Αντίστοιχα, η ακτινική της συνιστώσα f rad, η οποία είναι υπεύθυνη για τις αστοχίες λόγω διάρρηξης του γύρω σκυροδέματος, είναι επίσης υψηλότερη για τα δοκίμια με τα μικρότερα μήκη υπερκάλυψης των ράβδων, ιδιαίτερα κοντά στα φορτιζόμενα άκρα τους. Σημειώνεται ότι επειδή στην Ελλάδα, οι διάφορες μονάδες παραγωγής νευροχαλύβων ακολουθούν τις γερμανικές προδιαγραφές (DIN 488), η ελάχιστη επιτρεπόμενη κλίση γωνία μετώπου νεύρωσης είναι α= 45 ο. Για τα υποστυλώματα με μικρά μήκη υπερκάλυψης ράβδων (L20d_R2 και L20d_M4) η αύξηση της τάσης συνάφειας για τα δύο συστήματα περίσφιγξης με μανδύες ΙΟΠ και ΙΑΜ ήταν ίση με 54% και 45%, αντίστοιχα, σε σύγκριση με το δοκίμιο ελέγχου. Οι αντίστοιχες αυξήσεις των δοκιμίων με μεγαλύτερα μήκη υπερκάλυψης ράβδων (L40d_R2 και L40d_M4) ήταν 23% και 18%.

191 Κεφάλαιο 7 ο Αντοχή σε Συνάφεια Μεταξύ Ενώσεων Ράβδων - Περισφιγμένου Σκυροδέματος 159 L20d_C L20d_R2 L20d_M4 τav=4.42 MPa τav=6.78 MPa τav=6.03 MPa Ώθηση τav=6.86 MPa τav=6.82 MPa Έλξη L40d_C L40d_R2 L40d_M4 τav=2.95 MPa τav=3.06 MPa Ώθηση τav=2.03 MPa τav=3.05 MPa τav=2.93 MPa Έλξη Σχήμα 7.3 Κατανομή των τάσεων συνάφειας σε κάθε ράβδο και μέση τάση συνάφειας στην περιοχή της υπερκάλυψης των ράβδων.

192 Κεφάλαιο 7 ο Αντοχή σε Συνάφεια Μεταξύ Ενώσεων Ράβδων - Περισφιγμένου Σκυροδέματος Σύνοψη Πειραματικών Αποτελεσμάτων Η απόκριση των υποστυλωμάτων με υπερκαλύψεις ράβδων στη μορφή βρόχων υστέρησης οριζόντιας δύναμης - σχετικής μετακίνησης δόθηκε στην Ενότητα Για την καλύτερη εποπτεία του αναγνώστη στο Σχ. 7.4 παρουσιάζονται οι περιβάλλουσες των εν λόγω βρόχων των υποστυλωμάτων με υπερκαλύψεις ράβδων καθώς και του δοκιμίου ελέγχου, L0_C, με συνεχείς διαμήκεις ράβδους Φορτίο (kn) L0_C L20d_C L20d_R2 L20d_M4 L40d_C L40d_R2 L40d_M Σχετική μετακίνηση (%) Σχήμα 7.4 Περιβάλλουσες δύναμης - σχετικής μετακίνησης. Τα βασικότερα αποτελέσματα των δοκιμών που δίνουν χρήσιμες πληροφορίες για την τοπική σχέση συνάφειας - ολίσθησης στην περιοχή της ένωσης των διαμήκων ράβδων συνοψίζονται στον Πίνακα 7.1 και περιλαμβάνουν: (α) Τη μέγιστη οριζόντια δύναμη των υποστυλωμάτων στις δύο διευθύνσεις φόρτισης. (β) Την αναπτυσσόμενη εφελκυστική τάση στις αρχικές ράβδους (starter bars) ως ποσοστό της τάσης διαρροής τους στη μέγιστη οριζόντια δύναμη, στις δύο διευθύνσεις φόρτισης. Η f sl f yl, που αντιστοιχεί f sl υπολογίστηκε με βάση τις αντίστοιχες παραμορφώσεις που μετρήθηκαν από τα ηλεκτρομηκυνσιόμετρα (στο φορτιζόμενο

193 Κεφάλαιο 7 ο Αντοχή σε Συνάφεια Μεταξύ Ενώσεων Ράβδων - Περισφιγμένου Σκυροδέματος 161 άκρο) θεωρώντας διγραμμική σχέση τάσης - παραμόρφωσης για το χάλυβα. (γ) Τη μέση τάση συνάφειας στη μέγιστη οριζόντια δύναμη τ av που αναπτύχθηκε κατά μήκος της ένωσης των ράβδων στις δύο διευθύνσεις φόρτισης. (δ) Το λόγο της μέσης τάσης συνάφειας κατά το μέγιστο οριζόντιο φορτίο προς την τετραγωνική ρίζα της θλιπτικής αντοχής του σκυροδέματος, τ av/ f c. (ε) Τη συνολική ολίσθηση στο μήκος υπερκάλυψης των ράβδων (όπως εξηγείται παρακάτω λαμβάνεται προσεγγιστικά ίση με την ολίσθηση των ράβδων στη διεπιφάνεια υποστυλώματος - θεμελίου) που αντιστοιχεί στη συμβατική αστοχία. Πίνακας 7.1. Πίνακας αποτελεσμάτων. Ονομασία δοκιμίου Μέγιστο φορτίο (kn) f / f sl yl στο μέγιστο φορτίο Τάση συνάφειας στο μέγιστο φορτίο τ av, (MPa) τ / f av c Ολίσθηση στην αστοχία (mm) Ώθηση Έλξη Ώθηση Έλξη Ώθηση Έλξη Ώθηση Έλξη Ώθηση Έλξη L0_C L20d_C L20d_R L20d_M L40d_C L40d_R L40d_M ΠΡΟΣΟΜΟΙΩΜΑΤΑ ΣΥΝΑΦΕΙΑΣ ΤΩΝ ACI KAI FIB Οι παράμετροι που έχει βρεθεί ότι επηρεάζουν κυρίως την αντοχή συνάφειας μεταξύ σκυροδέματος και ενωμένων με παράθεση ράβδων που βρίσκονται σε εφελκυσμό, περιλαμβάνουν: την επικάλυψη του σκυροδέματος, το μήκος υπερκάλυψης των ράβδων, την εφελκυστική αντοχή του σκυροδέματος (η οποία λαμβάνεται μέσω της θλιπτικής), τη διάμετρο των ράβδων που ενώνονται και την περίσφιγξη του σκυροδέματος. Στη συνέχεια παρουσιάζονται δύο προσομοιώματα συνάφειας για το μήκος παράθεσης των ενώσεων ράβδων οπλισμού. Οι Zuo and Darwin (2000), βασιζόμενοι σε επεξεργασία μιας σειράς 367 πειραμάτων σε δοκίμια με ενώσεις των διαμήκων ράβδων με υπερκάλυψη, πρότειναν μια ημιεμπειρική έκφραση για τον υπολογισμό της αντοχής σε συνάφεια σε περιοχές υπερκάλυψης ράβδων. Από τα δοκίμια

194 Κεφάλαιο 7 ο Αντοχή σε Συνάφεια Μεταξύ Ενώσεων Ράβδων - Περισφιγμένου Σκυροδέματος 162 της βάσης δεδομένων των Zuo and Darwin (2000), τα 171 δεν περιελάμβαναν εγκάρσια περίσφιγξη, ενώ σε 196 εξετάστηκε η επιρροή της περίσφιγξης που παρέχει ο εγκάρσιος χαλύβδινος οπλισμός. Αξίζει να σημειωθεί ότι η εν λόγω έκφραση υπολογισμού της αντοχής συνάφειας των ενωμένων με παράθεση ράβδων έχει υιοθετηθεί από την Επιστημονική Επιτροπή του Αμερικάνικου Ινστιτούτου Σκυροδέματος - ACI 408R-03 (2003) - με ελάχιστες τροποποιήσεις. Η έκφραση των Zuo και Darwin (2000) έχει ως εξής: 1 c τ [(. ( c. d ). A )(.. ) f K f ] max 1/ 4 3/ 4 max = 144 s min 05 b 563 b c tr,s c πdb + + s c + + min (7.2) όπου: s = μήκος υπερκάλυψης, σκυροδέματος, με c min = min( c so, c b, si c si ορίζονται στο Σχ. 7.5, c min και c max c +d b/2), c max = ελάχιστη και μέγιστη τιμή της επικάλυψης = max( c so, b A b = εμβαδόν διατομής των διαμήκων ράβδων, c ), όπου οι μεταβλητές c so, c b, f c = θλιπτική αντοχή σκυροδέματος και K tr,s = συντελεστής που αντιπροσωπεύει την επίδραση της περίσφιγξης των συνδετήρων, ίσος με: Asw Ktr,s = k(ns s s h ) (7.3) s h k s t r t = d (7.4) n s όπου t r = 96. f r = συντελεστής επιρροής των νευρώσεων και f r = δείκτης συνάφειας, ο οποίος για τις ράβδους που παράγονται στην Ελλάδα κυμαίνεται από , ανάλογα με τη διάμετρο της ράβδου ( d b = 6-28 mm, για d b = 14 mm προκύπτει f r = 0.047), t(mm) = 078. d = συντελεστής για τη διάμετρο της ράβδου, A sw = εμβαδόν διατομής d b εγκάρσιου οπλισμού συνδετήρων παράλληλα στη διεύθυνση φόρτισης s h, s h = απόσταση συνδετήρων, n s = αριθμός ράβδων εφελκυόμενου οπλισμού που ενώνεται μέσω υπερκάλυψης κατά μήκος του επιπέδου της διάρρηξης, N s = αριθμός εγκάρσιων οπλισμών (συνδετήρας ή σιγμοειδής οπλισμός) που διαπερνούν το μήκος υπερκάλυψης s.

195 Κεφάλαιο 7 ο Αντοχή σε Συνάφεια Μεταξύ Ενώσεων Ράβδων - Περισφιγμένου Σκυροδέματος 163 Fs Ff cb 2csi Fs cso ns=3 nl,sw=2 (α) Ff (β) Σχήμα 7.5 (α) Ορισμός των επικαλύψεων c b, c si, c so και πιθανά επίπεδα διάρρηξης, (β) δυνάμεις που αναπτύσσονται στον εγκάρσιο οπλισμό (συνδετήρες και μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ) εξαιτίας των ρωγμών διάρρηξης της επικάλυψης. Οι Lettow and Eligehausen (2006) πρότειναν μια νέα εξίσωση για τον υπολογισμό της μέγιστης τάσης που μπορεί να αναπτύξει ο εφελκυόμενος χάλυβας στις θέσεις υπερκάλυψης του διαμήκους ολπισμού κατά την αστοχία λόγω διάρρηξης της επικάλυψης σκυροδέματος: c c 20 f.( ) (f ) ( ) ( ) ( ) ( K ) s / 4 d 1/ 3 max sm = 24 2 c 1+ tr,s db db db db (7.5) Αυτή η εξίσωση έχει προκύψει από επεξεργασία μιας εκτεταμένης βάσης δεδομένων με 793 πειραματικές δοκιμές, 402 χωρίς και 391 με εγκάρσιο οπλισμό, για τις οποίες δίνει πολύ καλή συμφωνία με την πειραματικά μετρούμενη μέγιστη τάση του χάλυβα (ο μέσος όρος του λόγου πειραματικής προς πρόβλεψη τάσης είναι ίσος με 1 και ο συντελεστής μεταβλητότητας του λόγου είναι 15%). Η εξ. (7.5), η οποία έχει προταθεί για να συμπεριληφθεί στο Νέο Model Code της fib, μπορεί να χρησιμοποιηθεί ακόμα και για τον υπολογισμό της αντοχής συνάφειας μεταξύ ενωμένων με παράθεση ράβδων - σκυροδέματος ως εξής: d c c 20 τ [. ( ) ( f ) ( ) ( ) ( ) ( K )] b s / 4 d 1/ 3 max max = 24 2 c 1 tr,s 4 s db db db d + b (7.6) Aswnl,sw Ktr,s = k( s ) (7.7) s h k s 10 = (7.8) dn b s

196 Κεφάλαιο 7 ο Αντοχή σε Συνάφεια Μεταξύ Ενώσεων Ράβδων - Περισφιγμένου Σκυροδέματος 164 όπου: c d = min ( c so, c b, c si ), c max = max ( c so, c b, c si ), n l,sw= αριθμός σκελών σε κάθε θέση συνδετήρα που διαπερνούν τις ρωγμές διάρρηξης, όπως ορίστηκε στο Σχ. 7.5α. Επίσης για την εφαρμογή των εξ. (7.6) - (7.8) ισχύουν οι ακόλουθοι περιορισμοί: 20 /d 1. 0, 10. c / d 30., c / c 50. και 10K d b max min tr,s Οι προβλέψεις των εξ. (7.2) και (7.6) συγκρίθηκαν με τις πειραματικά μετρημένες τιμές των αντοχών συνάφειας στην περιοχή της υπερκάλυψης των ράβδων για τα δύο δοκίμια ελέγχου L20d_C και L40d_C. Στην περίπτωση των μικρότερων μηκών υπερκάλυψης ο λόγος πρόβλεψης προς πειραματική τιμή βρέθηκε ίσος με 1.13 και 0.92, αντίστοιχα. Η συμφωνία μεταξύ της αναλυτικής πρόβλεψης του προσομοιώματος των Zuo and Darwin (2000) και της πειραματικής τιμής ήταν πολύ καλή, ενώ η μεγαλύτερη ακρίβεια επετεύχθη με την έκφραση των Lettow and Eligehausen (2006), όπου ο λόγος πρόβλεψης προς πειραματική τιμή ήταν ίσος με Οι αντίστοιχες τιμές για την περίπτωση του μεγαλύτερου μήκους υπερκάλυψης των διαμήκων ράβδων 40 d, ήταν 1.44 και Η καλύτερη πρόβλεψη της πειραματικής τάσης συνάφειας b έγινε και πάλι από το προσομοίωμα των Zuo and Darwin (2000) (πρόβλεψη/πειραματική τάση συνάφειας = 1.08), με το προσομοίωμα των Lettow and Eligehausen (2006) να έχει μέση ακρίβεια (πρόβλεψη/πειραματική τάση συνάφειας) Έτσι προκύπτει το συμπέρασμα ότι οι προβλέψεις για την αντοχή σε συνάφεια μεταξύ ενωμένων με παράθεση ράβδων - σκυροδέματος σύμφωνα με τα προσομοιώματα των Zuo and Darwin (2000) και Lettow and Eligehausen (2006), είναι γενικά σε άριστη και καλή συμφωνία, αντίστοιχα, με την αντοχή συνάφειας που προσδιορίστηκε πειραματικά και για τα δύο μήκη υπερκάλυψης των διαμήκων ράβδων. Εξαιτίας τούτου και λαμβάνοντας επίσης υπόψη το γεγονός ότι αυτά τα δύο προσομοιώματα έχουν συμπεριληφθεί στις διατάξεις των δύο πιο έγκυρων οργανισμών (επιτροπή 408 της ACI και Νέος Mode Code της fib), τα εν λόγω προσομοιώματα τροποποιούνται στην επόμενη ενότητα προκειμένου να συμπεριληφθεί η συνεισφορά της περίσφιγξης μέσω μανδυών ΙΟΠ ή ΙΑΜ στην αντοχή συνάφειας της υπερκάλυψης ράβδων. b 7.4 ΑΝΤΟΧΗ ΣΕ ΣΥΝΑΦΕΙΑ ΠΕΡΙΣΦΙΓΜΕΝΟΥ ΣΚΥΡΟΔΕΜΑΤΟΣ ΜΕ ΙΑΜ Ή ΙΟΠ Η περίσφιγξη στην περιοχή ένωσης των διαμήκων ράβδων με μανδύες ΙΟΠ ή ΙΑΜ προσδίδει μια επιπρόσθετη (σε αυτή των συνδετήρων) αντίσταση ενάντια στη διάρρηξη του σκυροδέματος με τον ίδιο ακριβώς μηχανισμό που λειτουργούν και οι χαλύβδινοι συνδετήρες, όπως φαίνεται στο Σχ. 7.5β. Προκειμένου να ληφθεί υπόψη η συνεισφορά της περίσφιγξης με

197 Κεφάλαιο 7 ο Αντοχή σε Συνάφεια Μεταξύ Ενώσεων Ράβδων - Περισφιγμένου Σκυροδέματος 165 μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ στην αντοχή συνάφειας της υπερκάλυψης είναι λογικό να προστεθεί ένας νέος συντελεστής K tr, j στον αντίστοιχο συντελεστή του εγκάρσιου οπλισμού K tr,s [εξ. (7.3) και (7.7)]. Ο τροποποιημένος συντελεστής K tr,t, ο οποίος λαμβάνει υπόψη του τη συμβολή της συνολικής περίσφιγξης που παρέχεται τόσο από τους συνδετήρες όσο και από το μανδύα συνθέτων υλικών, εκφράζεται ως εξής: Asw Ktr,t = Ktr,s + Ktr, j = ks + kf 2ntf (7.9) s h όπου k s = συντελεστής βαθμονόμησης για το χαλύβδινο εγκάρσιο οπλισμό του κάθε προσομοιώματος συνάφειας, όπως ορίστηκε στις εξ. (7.4) και (7.8), k f = συντελεστής βαθμονόμησης για τους μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ, n = αριθμός στρώσεων υφάσματος ή πλέγματος συνθέτων υλικών, t f = πάχος μιας στρώσης υφάσματος ή πλέγματος συνθέτων υλικών. Για τα προσομοιώματα των Zuo and Darwin (2000) και Lettow and Eligehausen (2006), αντίστοιχα, οι προτεινόμενοι συντελεστές k f δίνονται από την εξ. (7.10): E ε = (7.10α) f f,ef kf kshf E s ε sw E ε = (7.10β) f f,ef kf ks E s ε sw όπου h f = ύψος του μανδύα ΙΑΜ ή ΙΟΠ, στην εγκάρσια διεύθυνση, διεύθυνση και διεύθυνση. ε f,ef E f = μέτρο ελαστικότητας του μανδύα συνθέτων υλικών ε sw = μέση ενεργή παραμόρφωση των συνδετήρων στην εγκάρσια = μέση ενεργή παραμόρφωση του μανδύα συνθέτων υλικών στην εγκάρσια Ο προτεινόμενος συντελεστής K tr, j λαμβάνει υπόψη του όλα τα χαρακτηριστικά του μανδύα, δηλαδή: το εμβαδόν διατομής του εξωτερικού ΙΑΜ ή ΙΟΠ οπλισμού περίσφιγξης (2nt ) στην περιοχή υπερκάλυψης των ράβδων, την επιρροή του μέτρου ελαστικότητας των ινών του f

198 Κεφάλαιο 7 ο Αντοχή σε Συνάφεια Μεταξύ Ενώσεων Ράβδων - Περισφιγμένου Σκυροδέματος 166 μανδύα συνθέτων υλικών ( E ) και τη μέση ενεργή παραμόρφωση του μανδύα συνθέτων υλικών f στην εγκάρσια διεύθυνση ε f,ef. Το ύψος του μανδύα h f περιλαμβάνεται μόνο στην προτεινόμενη εξ. (7.10α) και αντιστοιχεί στον ισοδύναμο όρο των συνδετήρων Ns s h του προσομοιώματος των Zuo and Darwin (2000). Βέβαια πρέπει να ληφθεί ένα άνω όριο για το ύψος του μανδύα σε σχέση με το μήκος υπερκάλυψης ( h f / s ), πέρα από το οποίο η επιρροή του θα είναι αμελητέα. Για τον προσδιορισμό του εν λόγω ορίου απαιτούνται περισσότερα πειραματικά αποτελέσματα. Η εφαρμογή του προσομοιώματος των Lettow and Eligehausen (2006) και της εξ. (7.10β) για τον υπολογισμό της αντοχής συνάφειας σε μέλη περισφιγμένα με μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ, προϋποθέτει το ύψος του μανδύα να είναι τουλάχιστον ίσο με το μήκος υπερκάλυψης των διαμήκων ράβδων. Η τάση διαρροής του εγκάρσιου οπλισμού έχει απομακρυνθεί από τα δύο προσομοιώματα συνάφειας που παρουσιάστηκαν παραπάνω καθώς βρέθηκε ότι δεν έχει επιρροή στην αντοχή συνάφειας της μάτισης. Η επιρροή της τάσης διαρροής των συνδετήρων δεν ήταν μετρήσιμη στις περισσότερες εκ των πειραματικών δοκιμών αφού η αστοχία λόγω διάρρηξης του σκυροδέματος στην περιοχή της υπερκάλυψης των ράβδων λάμβανε χώρα συνήθως πριν τη διαρροή των συνδετήρων. Παρόλα αυτά το ποσοστό ενεργοποίησης των συνδετήρων στην εγκάρσια διεύθυνση έναντι των ρωγμών διάρρηξης, που ποσοτικοποιείται με τη μέση ενεργή παραμόρφωση των συνδετήρων ε sw στην εγκάρσια διεύθυνση, πρέπει να προσδιοριστεί. Στην παρούσα διατριβή προκειμένου να προσδιοριστεί μια μέση πειραματική τιμή για την ε sw έγινε μια προσεκτική ανασκόπηση των πειραματικών αποτελεσμάτων της διεθνούς βιβλιογραφίας που αφορούσαν δοκίμια με ενώσεις των διαμήκων ράβδων μέσω υπερκάλυψης στα οποία είχαν όμως επικολληθεί ηλεκτρομηκυνσιόμετρα πάνω στους συνδετήρες που βρίσκονταν μέσα στο μήκος υπερκάλυψης [Cairns and Arthur (1979), Lukose et al. (1982), Paulay (1982), Panahshani et al. (1992), Valluvan et al. (1993), Azizinamini et al. (1999), Haroun et al. (1999), Ma and Xiao (1999), Saadatmanesh et al. (1999), Melek and Wallace (2003)]. Ο προσδιορισμός της ε sw των συνδετήρων έγινε κατά την αστοχία των δοκιμίων λόγω διάρρηξης του σκυροδέματος για διάφορα μήκη υπερκάλυψης. Γενικά, η κατανομή των παραμορφώσεων στους συνδετήρες δεν ήταν ομοιόμορφη με τους δύο εξώτατους (φορτιζόμενο άκρο αρχικής και διαμήκους ράβδου, αντίστοιχα) να πλησιάζουν τη διαρροή κατά την αστοχία της μάτισης και τους υπόλοιπους να παραμένουν ελαστικοί. Γι αυτό το λόγο υπολογίστηκε μια μέση πειραματική τιμή για την ενεργή παραμόρφωση των συνδετήρων κατά την αστοχία της υπερκάλυψης από κάθε ερευνητική εργασία ή οποία παρουσιάζεται στον Πίνακα 7.2. Τονίζεται σε αυτό το σημείο ότι παρόλο που μεταξύ των εν λόγω πειραματικών εργασιών υπήρχαν σημαντικές διαφοροποιήσεις

199 Κεφάλαιο 7 ο Αντοχή σε Συνάφεια Μεταξύ Ενώσεων Ράβδων - Περισφιγμένου Σκυροδέματος 167 τόσο στα μήκη υπερκάλυψης των ενώσεων ράβδων, όσο και στη μορφή αστοχίας λόγω διάρρηξης (πλευρική ή μετωπική), οι καταγεγραμμένες μέσες τιμές των παραμορφώσεων είχαν πολύ μικρή τυπική απόκλιση, ίση με %. Έτσι προσεγγιστικά υιοθετείται μια μέση τιμή για την ε sw όλων των πειραματικών δοκιμών, η οποία υπολογίστηκε ίση με 0.134%. ε sw Πίνακας 7.2. Πειραματικές τιμές για την ενεργή παραμόρφωση των συνδετήρων ε sw. Αναφορά Τύπος δοκιμίων ε sw ε yw εsw/ ε Cairns and Arthur (1979) Υποστυλώματα Lukose et al. (1982) Δοκοί Paulay (1982) Υποστυλώματα Panahshani et al. (1992) Δοκοί Valluvan et al. (1993) Υποστυλώματα Azizinamini et al. (1999) Δοκοί Haroun et al. (1999) Υποστυλώματα Ma and Xiao (1999) Υποστυλώματα Saadatmanesh et al. (1999) Υποστυλώματα Melek and Wallace (2004) Υποστυλώματα y Ο μόνος όρος των προτεινόμενων - τροποποιημένων προσομοιωμάτων συνάφειας που δεν έχει προσδιοριστεί είναι η μέση ενεργή παραμόρφωση του μανδύα συνθέτων υλικών στην εγκάρσια διεύθυνση, η οποία κατά τη γνώμη του συγγραφέα εξαρτάται από το λόγο του μήκους υπερκάλυψης προς τη διάμετρο των ράβδων, s /db. Για τα περισφιγμένα υποστυλώματα με μικρά μήκη μάτισης οι αναπτυσσόμενες ακτινικές τάσεις κατά μήκος της υπερκάλυψης (ίσες με τις τάσεις συνάφειας για α=45 ο ) είναι αρκετά υψηλότερες από την εφελκυστική αντοχή του σκυροδέματος, ιδιαίτερα στο τέλος του μήκους υπερκάλυψης (π.χ. Σχ. 7.3). Έτσι οι ρωγμές λόγω διάρρηξης της επικάλυψης σκυροδέματος επεκτείνονται και εκτός της περιοχής ένωσης των διαμήκων ράβδων, μέχρι οι ακτινικές τάσεις να μειωθούν σε επίπεδα μικρότερα από την εφελκυστική αντοχή του σκυροδέματος (3 MPa στη παρούσα μελέτη), σε μήκος το οποίο αυξάνεται αντιστρόφως ανάλογα από λόγο s /db. Συνεπώς στην περίπτωση των κοντών ματίσεων το κομμάτι του μανδύα ΙΑΜ ή ΙΟΠ που εκτείνεται πάνω από την περιοχή της υπερκάλυψης ενεργοποιείται περισσότερο σε σύγκριση με τα μεγαλύτερα μήκη μάτισης αφού αντιστέκεται σε μια πιο εκτεταμένη ζώνη έναντι της διάδοσης των κατακόρυφων ρωγμών διάρρηξης. Αυτός ο μηχανισμός απεικονίζεται στο Σχ. 7.6.

200 Κεφάλαιο 7 ο Αντοχή σε Συνάφεια Μεταξύ Ενώσεων Ράβδων - Περισφιγμένου Σκυροδέματος 168 Σχήμα 7.6 Ενεργοποίηση του μανδύα ΙΟΠ ή ΙΑΜ έναντι των κατακόρυφων ρωγμών διάρρηξης σε περιπτώσεις: (α) μικρών μηκών υπερκάλυψης, (β) μεγάλων μηκών υπερκάλυψης. Σύμφωνα με πειραματικά αποτελέσματα που παρουσιάστηκαν στον Πίνακα 7.1 υπολογίστηκε ότι η μέση αντοχή συνάφειας της υπερκάλυψης αυξήθηκε κατά 54% και 45% για τα περισφιγμένα με μανδύες ΙΟΠ δοκίμια και κατά 23% και 18% για τα δοκίμια που ενισχύθηκαν με μανδύες ΙΑΜ, για τα μήκη υπερκάλυψης των 20 και 40 διαμέτρων, αντίστοιχα, σε σύγκριση με τα αντίστοιχα δοκίμια ελέγχου. Με βάση την αύξηση της αντοχής συνάφειας των περισφιγμένων υποστυλωμάτων και τη χρήση των εξ. (7.2) - (7.10) των δύο εξεταζόμενων προσομοιωμάτων, προσδιορίζεται (έμμεσα) η τιμή της μέσης ενεργής παραμόρφωσης του μανδύα συνθέτων υλικών, ε f,ef (Πίνακας 7.3). Πίνακας 7.3. Προσδιορισμός της μέσης ενεργής παραμόρφωσης των μανδυών ΙΑΜ και ΙΟΠ. Τροποποιημένο προσομοίωμα Μέση ενεργή παραμόρφωση των μανδυών, ε f,eff ΙΟΠ ΙΑΜ s=20db s=40db s=20db s=40db Zuo and Darwin (2000) Lettow and Eligehausen (2006)

201 Κεφάλαιο 7 ο Αντοχή σε Συνάφεια Μεταξύ Ενώσεων Ράβδων - Περισφιγμένου Σκυροδέματος 169 Μέση ενεργή παραμόρφωση, ε f,ef (α) Zuo and Darwin (2000) ΙΟΠ-2nt f E f =156 kn/mm ΙΑΜ-2nt f E f =175 kn/mm Seible et al. (1997) Μέση ενεργή παραμόρφωση, ε f,ef Μήκος υπερκάλυψης / διάμετρος ράβδου (l s /d b ) (β) Lettow and Eligehausen (2006) Seible et al. (1997) ΙΟΠ-2nt f E f =156 kn/mm ΙΑΜ-2nt f E f =175 kn/mm Μήκος υπερκάλυψης / διάμετρος ράβδου (l s /d b ) Σχήμα 7.7 Μέση ενεργή παραμόρφωση των μανδυών ΙΟΠ και ΙΑΜ συναρτήσει του λόγου s /db. Η μεταβολή της μέσης ενεργής παραμόρφωσης του μανδύα συνθέτων υλικών στην εγκάρσια διεύθυνση ε f,ef, παρουσιάζεται στο Σχ. 7.7 συναρτήσει του λόγου μήκους υπερκάλυψης προς διάμετρο ράβδων. Οι τιμές του s /db κυμαίνονται από 15 έως 45 ενώ οι τιμές της ποσότητας 2nt f E f είναι ίσες με kn/mm και 175 kn/mm για τους μανδύες ΙΟΠ και ΙΑΜ, αντίστοιχα. Βέβαια το διάγραμμα του Σχ. 7.7 προκύπτει από τη γραμμική ένωση δύο μόνο σημείων που αντιστοιχούν στα δύο διαφορετικά μήκη υπερκάλυψης που εξετάστηκαν. Γι αυτό το λόγο κρίνεται απαραίτητη η διεξαγωγή περισσότερων πειραματικών δοκιμών για την απόκτηση δεδομένων για διάφορα μήκη υπερκάλυψης του παραπάνω εύρους ώστε να είναι εφικτή μια ακριβέστερη γραμμική (ή πολυωνυμική) προσαρμογή του διαγράμματος του Σχ. 7.7.

202 Κεφάλαιο 7 ο Αντοχή σε Συνάφεια Μεταξύ Ενώσεων Ράβδων - Περισφιγμένου Σκυροδέματος 170 Στα διαγράμματα του Σχ. 7.7 αποτυπώνεται η μεγαλύτερη ενεργοποίηση των μανδυών ΙΑΜ και ΙΟΠ σε υποστυλώματα με μικρά μήκη υπερκάλυψης και μείωση της ε f,ef καθώς το μήκος υπερκάλυψης αυξάνεται. Όπως αναφέρθηκε και προηγούμενα η κύρια διαπίστωση που προκύπτει είναι ότι στην περίπτωση των κοντών μηκών υπερκάλυψης λαμβάνει χώρα μεγαλύτερη ενεργοποίηση του μανδύα έξω από το μήκος υπερκάλυψης ( ), η οποία προσδιορίζεται μέσω της ενεργής παραμόρφωσης του μανδύα s ε f,ef. Με αυτό τον τρόπο είναι δυνατός ο προσδιορισμός της επιρροής που παρέχει η περίσφιγξη με μανδύες συνθέτων υλικών σε δοκίμια με ενώσεις των διαμήκων ράβδων τους μέσω υπερκάλυψης. Αυτή η επιρροή ποσοτικοποιείται για πρώτη φορά στην παρούσα διδακτορική διατριβή συναρτήσει του μήκους υπερκάλυψης των διαμήκων ράβδων σε αντίθεση με τους Seible et al. (1997) που προτείνουν σταθερές τιμές για την ε f,ef ( ), ανεξαρτήτως του μήκους της υπερκάλυψης. 7.5 ΤΟΠΙΚΗ ΣΧΕΣΗ ΣΥΝΑΦΕΙΑΣ - ΟΛΙΣΘΗΣΗΣ ΚΑΤΑ ΜΗΚΟΣ ΤΗΣ ΕΝΩΣΗΣ ΤΩΝ ΡΑΒΔΩΝ Προσδιορισμός της Ολίσθησης Η συνολική ολίσθηση των διαμήκων ράβδων κατά μήκος της υπερκάλυψής τους αποτελείται από: (1) την ολίσθηση των ράβδων στη διεπιφάνεια υποστυλώματος - θεμελίου (fixed - end slip) εξαιτίας της δημιουργίας μίας μεγάλης καμπτικής ρωγμής, (2) την ολίσθηση εξαιτίας των μεγάλων μηκύνσεων των ράβδων στη περιοχή αγκύρωσής τους (θεμέλιο), ιδιαίτερα μετά τη διαρροή τους (slip due to yield penetration), και (3) την ολίσθηση λόγω της μήκυνσης των ενωμένων ράβδων στην περιοχή της υπερκάλυψής τους. Η ολίσθηση που προέκυψε από τη συσσώρευση αξονικών παραμορφώσεων στην περιοχή αγκύρωσης των διαμήκων ράβδων υπολογίζεται με ολοκλήρωση των παραμορφώσεων των ράβδων από την περιοχή της μέγιστης παραμόρφωσής τους (φορτιζόμενο άκρο) μέχρι το σημείο μηδενισμού των αξονικών παραμορφώσεων (ελεύθερο άκρο). s d d εsl d ε dx 2 0 = =, για εsl εy (7.11α)

203 Κεφάλαιο 7 ο Αντοχή σε Συνάφεια Μεταξύ Ενώσεων Ράβδων - Περισφιγμένου Σκυροδέματος ' d d d ε sl d ' d sd = ε dx + ε dx = + ( εsl + ε y ),για d ε > ε (7.11β) s y όπου s d = ολίσθηση εξαιτίας των επιμηκύνσεων των διαμήκων ράβδων στην περιοχή αγκύρωσής τους, και d = μήκη ανάπτυξης της ελαστικής και πλαστικής περιοχής των ράβδων, d αντίστοιχα. Ακόμα οι τοπικές ολισθήσεις εξαιτίας της επιμήκυνσης στην περιοχή υπερκάλυψης των ράβδων μπορούν να υπολογιστούν με βάση τις μετρήσεις των ηλεκτρομηκυνσιομέτρων (Σχ. 7.2α), ως εξής: 1 si = si 1+ ( εi 1+ εi)( xi xi 1) (7.12) 2 Χρησιμοποιώντας τη διγραμμική κατανομή του Σχ. 7.8 και την εξ. (7.11), η ολίσθηση εξαιτίας της μήκυνσης των ράβδων στη περιοχή αγκύρωσής τους, υπολογίστηκε για δύο οριακές καταστάσεις. Αρχικά για την περίπτωση των απερίσφιγκτων δοκιμίων, όπου θεωρήθηκε ότι οι διαμήκεις ράβδοι διαρρέουν μόνο στο φορτιζόμενο άκρο τους, δηλαδή στη διεπιφάνεια υποστυλώματος - θεμελίου, η εν λόγω η ολίσθηση υπολογίστηκε ίση με 0.70 mm. Η αντίστοιχη τιμή της ολίσθησης για τα περισφιγμένα με μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ υποστυλώματα υπολογίστηκε, θεωρώντας πλαστικοποίηση των διαμήκων ράβδων σε μήκος 100 mm ( ' d = 100 mm και ε s = 0.02), ίση με 1.84 mm. Επισημαίνεται ότι αυτή η παραδοχή δεν ήταν αυθαίρετη αλλά βασίστηκε στην αντίστοιχη κατανομή των παραμορφώσεων των αρχικών ράβδων στην περιοχή της υπερκάλυψης, όπως αυτή προσδιορίστηκε από τα ηλεκτρομηκυνσιόμετρα.

204 Κεφάλαιο 7 ο Αντοχή σε Συνάφεια Μεταξύ Ενώσεων Ράβδων - Περισφιγμένου Σκυροδέματος 172 ηλεκτρομηκυνσιόμετρα διεπιφάνεια υποστυλ.-θεμελίου Asfy αρχική ράβδος διαρροή στη διεπιφάνεια υποστυλ.-θεμελίου εy πλαστικοποίηση μήκος 100 mm της ράβδου στην περιοχή της αγκύρωσης εs περιοχή αγκύρωσης εy l 'd l d Σχήμα 7.8 Παραμορφώσεις των αρχικών ράβδων στη περιοχή αγκύρωσής τους. της ρωγμής Η ολίσθηση των ράβδων στη διεπιφάνεια υποστυλώματος - θεμελίου είναι ίση με το πλάτος w c που αναπτύσσεται σε αυτή. Το τελευταίο υπολογίζεται με βάση τις μετρήσεις των μηκυνσιομέτρων (Ενότητα 5.3.3) ως εξής: w = ε = ε (7.13) c LVDT 2 flex 2 LVDT1 flex 1 Όπως καταγράφηκε κατά τη διάρκεια των πειραματικών δοκιμών το πλάτος της ρωγμής στη διεπιφάνεια υποστυλώματος - θεμελίου (άρα και η ολίσθηση των ράβδων) αυξάνεται με την αύξηση της οριζόντιας μετακίνησης των υποστυλωμάτων χωρίς να περιορίζεται από την παρουσία εξωτερικής περίσφιγξης. Σε παρόμοια συμπεράσματα, ότι δηλαδή η περίσφιγξη με μανδύες ΙΟΠ δεν έχει επίδραση στην ολίσθηση των διαμήκων ράβδων στη διεπιφάνεια υποστυλώματος - θεμελίου, έχουν καταλήξει και οι Harajli and Rteil (2004). Υπολογίζοντας την ολίσθηση των ράβδων για κάθε μια από τις επιμέρους περιοχές [εξ. (7.11) - (7.13)] βρέθηκε ότι η ολίσθηση από τη συσσώρευση αξονικών παραμορφώσεων στην περιοχή αγκύρωσης των διαμήκων ράβδων κυμαίνεται από 5 έως 10% της ολίσθησης των ράβδων στη διεπιφάνεια υποστυλώματος - θεμελίου. Το αντίστοιχο ποσοστό για την ολίσθηση λόγω επιμήκυνσης των ενωμένων ράβδων στην περιοχή της υπερκάλυψής τους ήταν 2 έως 3%. Συνεπώς (και χάριν απλότητος), για τον προσδιορισμό του καταστατικού νόμου συνάφειας - ολίσθησης στην περιοχή της υπερκάλυψης χρησιμοποιείται η ολίσθηση των διαμήκων ράβδων που καταγράφεται στη διεπιφάνεια υποστυλώματος - θεμελίου.

205 Κεφάλαιο 7 ο Αντοχή σε Συνάφεια Μεταξύ Ενώσεων Ράβδων - Περισφιγμένου Σκυροδέματος Περιβάλλουσες Συνάφειας - Ολίσθησης τ-s Στο Σχ. 7.9 παρουσιάζονται οι περιβάλλουσες καμπύλες τάσης συνάφειας - ολίσθησης ( τ s ) στην περιοχή υπερκάλυψης των ράβδων για τις δύο διευθύνσεις φόρτισης. Στον ανερχόμενο κλάδο όλων των καμπυλών η σχέση τ s είναι γραμμική μέχρι το σημείο όπου καταγράφηκε η μέγιστη τάση συνάφειας, ενώ η μορφή των καμπυλών στον κατιόντα κλάδο (μετά τη μέγιστη τάση συνάφειας) διαφοροποιείται μεταξύ των ενισχυμένων και των δοκιμίων ελέγχου. Για τα δοκίμια ελέγχου L20d_C και L40d_C (Σχ. 7.9α και β), η διάρρηξη του σκυροδέματος κατά μήκος της υπερκάλυψης των ράβδων οδήγησε στην απότομη πτώση της αντοχής συνάφειας. Η μέση τιμή (στις δύο διευθύνσεις φόρτισης) της ολίσθησης κατά τη συμβατική αστοχία των δοκιμίων ελέγχου L20d_C και L40d_C ήταν 4.4 mm και 6.6 mm, αντίστοιχα. Η απόκριση των περισφιγμένων με μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ υποστυλωμάτων σε όρους τ s ήταν πολύ καλύτερη στον κατιόντα κλάδο. Πιο συγκεκριμένα, για τα δοκίμια L20d_R2 και L20d_Μ4 (Σχ. 7.9γ και δ) η αστοχία λόγω διάρρηξης του σκυροδέματος ήταν ελεγχόμενη και δεν οδήγησε απευθείας στην απομείωση της αντοχής συνάφειας, αφού η εκτίναξη της επικάλυψης προφυλασσόταν από τους μανδύες. Έτσι οι υψηλές τάσεις συνάφειας διατηρήθηκαν περίπου σταθερές (τουλάχιστον στη μία διεύθυνση) για 4-6 κύκλους μετά τη μέγιστη τάση. Όταν όμως οι ρωγμές λόγω διάρρηξης επεκτάθηκαν σε όλο το μήκος υπερκάλυψης των ράβδων, η απόκριση των δοκιμίων χαρακτηρίστηκε από μια σταδιακή πτώση του οριζόντιου φορτίου. Η μέση τιμή (στις δύο διευθύνσεις φόρτισης) της ολίσθησης κατά τη συμβατική αστοχία των δοκιμίων L20d_R2 και L20d_M4 ήταν 12.1 mm και 8.8 mm, αντίστοιχα. Σε αντίθεση με τα δοκίμια με μικρά μήκη υπερκάλυψης ράβδων, για τα δοκίμια L40d_R2 και L40d_M4 (Σχ. 7.9ε και στ) οι αναπτυσσόμενες μέσες τάσεις συνάφειας στην περιοχή της ένωσης ήταν αρκετά χαμηλότερες, ίσες με 3.1 MPa και 2.9 MPa, αντίστοιχα (3 MPa εφελκυστική αντοχή του σκυροδέματος), με αποτέλεσμα να αποτραπεί η επέκταση των κατακόρυφων ρωγμών λόγω διάρρηξης καθ όλο το μήκος υπερκάλυψης των ράβδων. Έτσι η σχέση τ s ήταν σχεδόν ελαστοπλαστική και για τα δύο υποστυλώματα. Οι τάσεις συνάφειας διατηρήθηκαν σταθερές μετά το μέγιστο ενώ οι ολισθήσεις αυξάνονταν, μέχρι το τέλος των δοκιμών. Οι καταγεγραμμένες μέσες τιμές των ολισθήσεων στο τέλος των δοκιμών ήταν ίσες με 19.5 mm και 20.6 mm για τα δοκίμια L40d_R2 και L40d_M4, αντίστοιχα.

206 Κεφάλαιο 7 ο Αντοχή σε Συνάφεια Μεταξύ Ενώσεων Ράβδων - Περισφιγμένου Σκυροδέματος 174 Bond stress (MPa) Τάση συνάφειας (MPa) Τάση συνάφειας (MPa) Τάση συνάφειας (MPa) Bond stress (MPa) Bond stress (MPa) (α) L20d_C (β) L40d_C (γ) L20d_R (δ) L20d_M4 Fixed end slip (mm) (ε) L40d_R (στ) L40d_M4 Displacement (mm) Ολίσθηση Fixed end στη slip διεπιφάνεια (mm) υποστυλώματος Fixed - θεμελίου end slip (mm) Σχήμα 7.9 Τοπική σχέση τ s για ενισχυμένα και μη υποστυλώματα με: (α),(γ) και (δ) μικρά μήκη υπερκάλυψης, (β),(ε) και (στ) μεγάλα μήκη υπερκάλυψης.

207 Κεφάλαιο 7 ο Αντοχή σε Συνάφεια Μεταξύ Ενώσεων Ράβδων - Περισφιγμένου Σκυροδέματος ΣΥΜΠΕΡΑΣΜΑΤΑ Στο παρόν κεφάλαιο εξετάστηκε πειραματικά και αναλυτικά ο μηχανισμός με τον οποίο η περίσφιγξη με μανδύες ΙΟΠ και ΙΑΜ συνεισφέρει στη βελτίωση των συνθηκών συνάφειας μεταξύ ράβδων οπλισμού και σκυροδέματος. Ο άμεσος προσδιορισμός της εξέλιξης των τάσεων συνάφειας στις κρίσιμες περιοχές υποστυλωμάτων σχεδόν πλήρους κλίμακας που υποβάλλονται σε σεισμική φόρτιση προσδίδει ιδιαίτερη βαρύτητα στα αποτελέσματα του σχετικά μικρού αριθμού των 6 δοκιμίων. Σε αντίθεση με μικρής κλίμακας δοκιμές εξόλκευσης όπου προσομοιώνεται συνήθως η δυσμενέστερη εντατική κατάσταση καθαρού εφελκυσμού, με την πειραματική διάταξη που υιοθετήθηκε στην παρούσα εργασία προσομοιώθηκαν ρεαλιστικά οι συνθήκες συνάφειας των ενωμένων με παράθεση ράβδων στην περιοχή της πλαστικής άρθρωσης. συμπεράσματα συνοψίζονται ως ακολούθως: Τα βασικά Το μήκος υπερκάλυψης των 20 διαμέτρων δεν ήταν επαρκές για την ανάπτυξη της τάσης διαρροής των διαμήκων ράβδων, ενώ η ένωση των ράβδων με μήκος υπερκάλυψης 40 διαμέτρων βρέθηκε επαρκής για την ανάπτυξη της τάσης διαρροής των τελευταίων στη μια μόνο διεύθυνση φόρτισης. Ακόμα, για τα απερίσφιγκτα δοκίμια η αστοχία λόγω διάρρηξης του σκυροδέματος στην περιοχή της υπερκάλυψης οδήγησε στην απότομη πτώση του οριζόντιου φορτίου και τη μείωση της ικανότητας παραμόρφωσής τους. Περισφίγγοντας την περιοχή της υπερκάλυψης με μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ εμποδίστηκε η ανάπτυξη των κατακόρυφων ρωγμών διάρρηξης με αποτέλεσμα την αύξηση της αντοχής συνάφειας της υπερκάλυψης των υποστυλωμάτων. Γενικά μέσω της περίσφιγξης επετεύχθη σημαντική βελτίωση της τοπική σχέσης συνάφειας - ολίσθησης στην περιοχή της ένωσης των ράβδων, η οποία οδήγησε στη γενικότερη βελτίωση της απόκρισης των ενισχυμένων δοκιμίων τόσο σε όρους αντοχής όσο και σε όρους ικανότητας παραμόρφωσης. Οι προβλέψεις των προσομοιωμάτων των Zuo and Darwin (2000) και Lettow and Eligehausen (2006) για την αντοχή συνάφειας μεταξύ ενωμένων με παράθεση ράβδων - σκυροδέματος, είναι γενικά σε πολύ καλή συμφωνία με την αντοχή συνάφειας που προσδιορίστηκε πειραματικά και για τα δύο μήκη υπερκάλυψης ράβδων των δοκιμίων ελέγχου. Με κατάλληλη τροποποίηση των προσομοιωμάτων συνάφειας λαμβάνεται υπόψη η συνεισφορά της περίσφιγξης με μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ στην αντοχή συνάφειας της υπερκάλυψης. Ο προτεινόμενος συντελεστής K tr, j λαμβάνει υπόψη του την επιρροή όλων των βασικών χαρακτηριστικών του μανδύα όπως είναι: το εμβαδόν διατομής του οπλισμού περίσφιγξης, το μέτρο ελαστικότητας των ινών του μανδύα συνθέτων υλικών και την μέση ενεργή παραμόρφωση του μανδύα συνθέτων υλικών στην εγκάρσια διεύθυνση.

208 Κεφάλαιο 7 ο Αντοχή σε Συνάφεια Μεταξύ Ενώσεων Ράβδων - Περισφιγμένου Σκυροδέματος 176 Η ενεργοποίηση του μανδύα έξω από το μήκος υπερκάλυψης (η οποία προσδιορίζεται μέσω της ενεργής παραμόρφωσης του μανδύα) είναι μεγαλύτερη για την περίπτωση των μικρότερων μηκών υπερκάλυψης, αφού ο μανδύας αντιστέκεται σε μια πιο εκτεταμένη ζώνη έναντι της διάδοσης των κατακόρυφων ρωγμών διάρρηξης. Η μέση ενεργή παραμόρφωση του μανδύα συνθέτων υλικών μειώνεται καθώς ο λόγος μήκους υπερκάλυψης προς διάμετρο ράβδων αυξάνεται. Έτσι, κατά το σχεδιασμό του πάχους μανδύα ώστε να εξασφαλισθεί η συνάφεια ράβδων σκυροδέματος, η ενεργή παραμόρφωση σχεδιασμού των συνθέτων υλικών θα πρέπει να λαμβάνεται συναρτήσει του μήκους υπερκάλυψης των ράβδων. Η ολίσθηση για τον προσδιορισμό του καταστατικού νόμου συνάφειας - ολίσθησης στην περιοχή της υπερκάλυψης λαμβάνεται (προσεγγιστικά) ίση με την ολίσθηση των διαμήκων ράβδων στη διεπιφάνεια υποστυλώματος - θεμελίου. Βιβλιογραφία ACI Committee 408, (2003), Bond and Development of Straight Reinforcing Bars in Tension (ACI 408R-03), American Concrete Institute, Farmington Hills, Mich., 49 pp Azizinamini, A., Pavel, R., Hatfield, E., and Ghosh, S. K., (1999), Behavior of Lap - Spliced Reinforcing Bars Embedded in High - Strength Concrete, ACI Structural Journal, V. 96, No. 5, pp Cairns, J., and Arthur, P. D., (1979), Strength of Lapped Splices in Reinforced Concrete Columns, ACI Structural Journal, V. 76, No.2, pp Hamad, B.S., Rteil, A. A., and Soudki,K.D., (2004), Bond Strength of Tension Lap Splices in High - Strength Concrete Beams Strengthened with Glass Fiber Reinforced Polymer Wraps, ASCE Journal of Composites for Construction, V. 8, No. 1, pp Harajli, M. H., and Rteil, A. A., (2004), Effect of Confinement Using Fiber-Reinforced Polymer or Fiber - Reinforced Concrete on Seismic Performance of Gravity Load - Designed Columns, ACI Structural Journal, V. 101, No. 1, pp Harajli, M. H., Hamad, B.S., and Rteil, A. A., (2004), Effect of Confinement on Bond Strength between Steel Bars and Concrete, ACI Structural Journal, V. 101, No. 5, pp Haroun, M. A., Feng, M. Q., Bhatia, H., Baird, K., and Elsanadedy, H. M., (1999), Structural Qualification Testing of Composite - jacketed Circular and Rectangular Bridge Columns,

209 Κεφάλαιο 7 ο Αντοχή σε Συνάφεια Μεταξύ Ενώσεων Ράβδων - Περισφιγμένου Σκυροδέματος 177 Final Report, California Department of Transportation, Dept. of Civil and Environmental Engineering, Univ. of California at Irvine, Irvine, Calif. Lettow, S., and Eligehausen, R., (2006), Formulation of Application Rules for Lap Splices in the New Model Code, Presentation, Task group Bond Models, fib (federation internationale du Beton), Stuttgart, Nov. 13th, Lukose, N., Gergely, P., and White, R. N., (1982), Behavior of Reinforced Concrete Lapped Splices for Inelastic Cyclic Loading, ACI Structural Journal, V. 79, No. 5, pp Ma, R., and Xiao, Y., (1999), Seismic Retrofit and Repair of Circular Bridge Columns with Advanced Composite Materials, Earthquake Spectra, V. 15, No. 4, pp Melek, M., and Wallace, J. W., (2004), Cyclic Behavior of Columns with Short Lap Splices, ACI Structural Journal, V. 101, No. 6, pp Panahshahi, N., White, R. N., and Gergely, P., (1992), Reinforced Concrete Compression Lap Splices under Inelastic Cyclic Loading, ACI Structural Journal, V. 89, No. 2, pp Paulay, T., (1982), Lapped Splices in Earthquake - Resisting Columns, ACI Structural Journal, V. 79, No.6, pp Saadatmanesh, H., Ehsani, M. R., and Jin, L., (1997), Seismic Retrofitting of Rectangular Bridge Columns with Composite Straps, Earthquake Spectra, V. 13, No. 2, pp Seible, F.; Priestley, M. J. N.; Hegemier, G. A.; and Innamorato, D., (1997), Seismic Retrofit of RC Columns with Continuous Carbon Fiber Jackets, ASCE Journal of Composites for Construction, V. 1, No. 1, pp Valluvan, R., Kreger, M. E., and Jirsa, J. O., (1993), Strengthening of Column Splices for Seismic Retrofit of Nonductile Reinforced Concrete Frames, ACI Structural Journal, V. 91, No.46, pp Zuo, J., and Darwin, D., (2000), Splice Strength of Conventional and High Relative Rib Area Bars in Normal and High - Strength Concrete, ACI Structural Journal, V. 97, No. 4, pp

210 Κεφάλαιο 8 Λυγισμός των Διαμήκων Ράβδων σε Περισφιγμένο με Μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ Σκυρόδεμα Στο παρόν κεφάλαιο παρουσιάζονται τα αποτελέσματα των δοκιμών επί των υποστυλωμάτων με συνεχείς διαμήκεις ράβδους από νευροχάλυβα, που δίνουν χρήσιμες πληροφορίες για την έναρξη και την εξέλιξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων. Αρχικά σύμφωνα με τις μετρήσεις των ηλεκτρομηκυνσιομέτρων προσδιορίζεται η έναρξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων. Στη συνέχεια με βάση τις πειραματικές μαρτυρίες αναλύεται εκτενώς η αλληλεπίδραση μεταξύ του μανδύα συνθέτων υλικών ή της επικάλυψης (για το απερίσφιγκτο σκυρόδεμα) και των διαμήκων ράβδων κατά την έναρξη και εξέλιξη του λυγισμού των τελευταίων. Κατόπιν παρουσιάζεται ένα νέο προσομοίωμα περίσφιγξης που συνδέει τις αξονικές με τις εγκάρσιες παραμορφώσεις. Βάσει του προσομοιώματος αυτού, υπολογίζεται προσεγγιστικά η ενεργή παραμόρφωση των μανδυών ΙΑΜ και ΙΟΠ στην εγκάρσια διεύθυνση, με αποτέλεσμα να είναι δυνατή η συσχέτιση της δυσκαμψίας του μανδύα με τη μεταλυγισμική απόκριση των ενισχυμένων υποστυλωμάτων. Τέλος, τροποποιώντας μια ημιεμπειρική έκφραση μέσω της οποίας υπολογίζεται η σχετική μετακίνηση υποστυλωμάτων οπλισμένου σκυροδέματος κατά την έναρξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων τους, γίνεται μια απόπειρα πρόβλεψης της σχετικής μετακίνησης υποστυλωμάτων που έχουν ενισχυθεί με τοπικούς μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ, κατά την έναρξη του λυγισμού των ράβδων τους. 8.1 ΕΙΣΑΓΩΓΗ Σε παλαιού τύπου υποστυλώματα με ανεπαρκείς λεπτομέρειες όπλισης για τον εγκάρσιο οπλισμό το μήκος των διαμήκων ράβδων μεταξύ διαδοχικών σημείων πλευρικής στήριξης

211 Κεφάλαιο 8 ο Λυγισμός των Διαμήκων Ράβδων σε Περισφιγμένο με Μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ Σκυρόδεμα 179 (διαδοχικοί συνδετήρες) είναι μεγάλο. Έτσι όταν αυτά τα υποστυλώματα υποβάλλονται σε ανακυκλιζόμενη ένταση είναι πιθανόν οι διαμήκεις ράβδοι τους να υποστούν λυγισμό κάτω από ένα κρίσιμο επίπεδο θλιπτικών τάσεων. Αποτέλεσμα του λυγισμού των διαμήκων ράβδων είναι η επίσπευση της αστοχίας των υποστυλωμάτων και η μείωση της ικανότητας παραμόρφωσής τους. Ακόμα και όταν ο λυγισμός δεν οδηγεί στην τελική αστοχία των υποστυλωμάτων αποτελεί σημαντική βλάβη για την οποία απαιτούνται εκτεταμένες και δαπανηρές επισκευές. Επίσης είναι πιθανόν μια ράβδος η οποία έχει υποστεί λυγισμό να υποστεί θραύση σε εφελκυσμό στον επόμενο κύκλο φόρτισης. Η ευστάθεια των διαμήκων ράβδων οπλισμού έχει μελετηθεί από αρκετές πειραματικές και αναλυτικές εργασίες μέχρι σήμερα [Mau (1990), Monti and Nuti (1992), Gomes and Appleton (1997), Pantazopoulou (1998), Rodriguez et al. (1999), Dhakal and Maekawa (2002), Bae et al. (2005)]. Η κύρια υπό μελέτη παράμετρος που σε όλες σχεδόν τις εργασίες ήταν ο λόγος του αστήρικτου μήκους των ράβδων (απόσταση συνδετήρων s h ) προς τη διάμετρό τους d b, εξετάστηκε για τιμές του λόγου s h / d b που κυμαίνονταν από 2 έως 12. Με βάση τα πειραματικά και αναλυτικά τους αποτελέσματα όλοι οι ερευνητές κατέληξαν στο συμπέρασμα ότι τοποθετώντας επαρκή ποσότητα εγκάρσιου οπλισμού ώστε η τιμή του λόγου s h / d b να προκύπτει μεγαλύτερη από μια κρίσιμη τιμή, είναι εφικτό να επιτευχθεί ικανοποιητική συμπεριφορά των διαμήκων ράβδων μετά τη διαρροή τους σε θλίψη. Η κρίσιμη τιμή του λόγου s / d, η οποία όπως βρέθηκε εξαρτάται και από την τάση διαρροής των ράβδων, κυμαινόταν h b από 6 έως 8 καθώς η τάση διαρροής των διαμήκων ράβδων μειωνόταν. Επισημαίνεται πάντως ότι σε υφιστάμενα (παλαιού τύπου) υποστυλώματα η απόσταση μεταξύ διαδοχικών συνδετήρων είναι αρκετά μεγάλη (200 mm mm) με αποτέλεσμα η τιμή του λόγου s h /d b να λαμβάνει τιμές από 10 έως 42 για διατομές διαμήκων ράβδων από 12 mm έως 20 mm. Οι Monti and Nuti (1992) και Bae et al. (2005) εξέτασαν συστηματικά την ικανότητα ανάληψης θλιπτικού φορτίου από τις διαμήκεις ράβδους περιλαμβάνοντας την επίδραση του λυγισμού. Σύμφωνα με τα πειραματικά τους αποτελέσματα (Σχ. 8.1) παρατηρείται ότι η μεταλυγισμική συμπεριφορά των διαμήκων ράβδων είναι πολύ ευαίσθητη στην τιμή του λόγου s h / d b. Ιδιαίτερα για τιμές του s h / d b μεγαλύτερες από 6, οι ράβδοι εκδήλωσαν μεγάλη αστάθεια μετά το μέγιστο φορτίο τους με αποτέλεσμα η αναλαμβανόμενη θλιπτική τάση να μειώνεται βαθμιαία με την αύξηση της θλιπτικής παραμόρφωσης. Τελικά για υψηλές αξονικές παραμορφώσεις (από 0.1 έως 0.15) η μέση μεταλυγισμική τάση των διαμήκων ράβδων σημείωσε σημαντική πτώση ίση περίπου με το 20%-50% της τάσης διαρροής των ράβδων.

212 Κεφάλαιο 8 ο Λυγισμός των Διαμήκων Ράβδων σε Περισφιγμένο με Μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ Σκυρόδεμα 180 (α) 800 (β) Δοκιμή εφελκυσμού Ανηγμένη τάση (MPa) Δοκιμές θλίψης Δοκιμή εφελκυσμού Ανηγμένη παραμόρφωση Τάση (MPa) Δοκιμές θλίψης s h /d b = 4 έως Παραμόρφωση 0.15 Σχήμα 8.1 Καμπύλες τάσης - παραμόρφωσης για θλιβόμενες ράβδους με βάση τα πειραματικά αποτελέσματα των: (α) Monti and Nuti (1992) και (β) Bae et al. (2005). Βέβαια η ανάπτυξη τόσο υψηλών θλιπτικών παραμορφώσεων στις διαμήκεις ράβδους είναι δυνατή μόνο κατά τη διεξαγωγή δοκιμών κεντρικής θλίψης, όπου τα δοκίμια υποβάλλονται σε αυξανόμενες θλιπτικές παραμορφώσεις μέχρι την αστοχία τους. Η μέχρι σήμερα μελέτη γύρω από την αποτελεσματικότητα της περίσφιγξης που παρέχουν οι μανδύες συνθέτων υλικών έναντι του λυγισμού των διαμήκων είναι αρκετά περιορισμένη. Για την περίπτωση αυτή όπου το ζητούμενο είναι η μελέτη της αλληλεπίδρασης μεταξύ των θλιβόμενων ράβδων και του μανδύα συνθέτων υλικών συστηματική έρευνα έχει διεξαχθεί από τους Tastani et al. (2006). Σε αυτή την εργασία μελετήθηκε η ανωτέρω αλληλεπίδραση πειραματικά και αναλυτικά μέσω δοκιμών κεντρικής θλίψης επί 31 κοντών υποστυλωμάτων που είχαν ενισχυθεί με μανδύες ΙΟΠ. Κύριο συμπέρασμα της εν λόγω εργασίας ήταν ότι η χρήση των μανδυών ΙΟΠ είναι αποτελεσματική ως προς τη βελτίωση της συμπεριφοράς ενός ανεπαρκώς οπλισμένου υποστυλώματος, ωστόσο το τελευταίο κληρονομεί το πρόβλημα του λυγισμού των διαμήκων ράβδων του, λόγω της αραιής διάταξης των συνδετήρων, πρόβλημα που τελικά οδηγεί στη θραύση του μανδύα με αποτέλεσμα να περιορίζεται σημαντικά η βελτίωση που παρατηρείται σε άοπλα δοκίμια. Παρόμοιες παρατηρήσεις αναφέρθηκαν στην Ενότητα 5.1 της παρούσας διατριβής για την περίπτωση πρισματικών δοκιμίων που είχαν ενισχυθεί με μανδύες ΙΟΠ και ΙΑΜ και δοκιμάστηκαν σε μονοαξονική θλίψη μέχρι αστοχίας. Αλλά η συμπεριφορά και ο τρόπος αστοχίας των περισφιγμένων υποστυλωμάτων που υποβάλλονται σε κεντρική θλίψη είναι τελείως διαφορετικός από αυτή των περισφιγμένων υποστυλωμάτων που υποβάλλονται σε σεισμική φόρτιση. Η βλάβη σε υποστυλώματα οπλισμένου σκυροδέματος που υποβάλλονται σε ανακυκλιζόμενες πλευρικές μετακινήσεις καθορίζεται από μια ακολουθία πολύπλοκων αλληλεπιδράσεων. Προκειμένου να διαχωριστούν οι διαφορές στους μηχανισμούς αστοχίας των

213 Κεφάλαιο 8 ο Λυγισμός των Διαμήκων Ράβδων σε Περισφιγμένο με Μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ Σκυρόδεμα 181 υποστυλωμάτων υπό κεντρική θλίψη και ανακυκλιζόμενη κάμψη, παρουσιάζεται μια ανασκόπηση της εξέλιξης των βλαβών για κάθε περίπτωση, αντίστοιχα. Αρχικά θεωρούμε ένα υποστύλωμα οπλισμένου σκυροδέματος το οποίο υποβάλλεται σε μονοαξονική θλίψη: Καθώς αυξάνονται οι αξονικές παραμορφώσεις στο υποστύλωμα αυξάνονται και οι παραμορφώσεις στην επικάλυψη σκυροδέματος ώσπου η τελευταία αποτινάσσεται. Αποτέλεσμα της απώλειας επικάλυψης είναι η επιβολή πρόσθετων θλιπτικών τάσεων στον εναπομείναντα πυρήνα του σκυροδέματος και στις διαμήκεις ράβδους [Bresler and Gilbert (1961)]. Οι συνδετήρες περιορίζουν την πλευρική μετακίνηση των διαμήκων ράβδων και περισφίγγουν τον εκτεινόμενο πυρήνα σκυροδέματος. Αυτή η περισφιγκτική τάση των συνδετήρων δεν είναι ομοιόμορφη αλλά εξαρτάται από τη δυσκαμψία τους [Bresler and Gilbert (1961)]. Επιπλέον, η δυσκαμψία ενός σκέλους συνδετήρα εξαρτάται από την παραμόρφωσή του, η οποία με τη σειρά της επηρεάζεται από την αξονική παραμόρφωση του υποστυλώματος και τη συνεπακόλουθη διόγκωση του πυρήνα [Pantazopoulou (1998)]. Ακόμα, ο λυγισμός των διαμήκων ράβδων επηρεάζει τις παραμορφώσεις στους συνδετήρες. Οι αυξανόμενες αξονικές παραμορφώσεις και οι επιβαλλόμενες πλευρικές μετακινήσεις (εξαιτίας της διόγκωσης του πυρήνα) οδηγούν στην αστάθεια των διαμήκων ράβδων [Bayrak and Sheikh (2001)]. Όταν τα σκέλη του εγκάρσιου οπλισμού είναι επαρκώς δύσκαμπτα, οι διαμήκεις ράβδοι είναι εύκαμπτες και/ή η απόσταση μεταξύ των συνδετήρων είναι μεγάλη, ο λυγισμός των διαμήκων ράβδων είναι πολύ πιθανό να προκύψει μεταξύ δύο διαδοχικών συνδετήρων [Dhakal and Maekawa (2002)]. Διαφορετικά ο λυγισμός των διαμήκων ράβδων μπορεί να εκδηλωθεί σε μήκος στο οποίο περιλαμβάνονται περισσότεροι από δύο συνδετήρες. Η εξέλιξη της βλάβης είναι πιο πολύπλοκη εάν τα υποστυλώματα σε συνδυασμό με το θλιπτικό φορτίο υποβάλλονται και σε ανακυκλιζόμενη κάμψη : Η μεταβολή της ροπής καθ ύψος του υποστυλώματος δημιουργεί μια βαθμιαία μεταβολή στις παραμορφώσεις των διαμήκων οπλισμών. Ο λυγισμός των διαμήκων ράβδων επηρεάζεται από τη μέγιστη εφελκυστική παραμόρφωση και το ρυθμό αύξησης της εφελκυστικής παραμόρφωσης (σχετιζόμενος με τις ανελαστικές ανακυκλιζόμενες παραμορφώσεις) του διαμήκους οπλισμού [Moyer and Kowalsky (2001)]. Η ιστορία φόρτισης και η ανακύκλιση επηρεάζουν την εξέλιξη των βλαβών και ιδιαίτερα το λυγισμό των διαμήκων ράβδων [Kunnath et al. (1997)]. Η επίδραση της ανακύκλισης στον καταστατικό νόμο τόσο του σκυροδέματος όσο και του χάλυβα είναι σημαντική. Αρκετοί ερευνητές [Monti and Nuti (1992), Gomes and Appleton (1997) και Rodriguez et al. (1999)] έχουν αναγνωρίσει τη σημασία της ανακύκλισης κατά την

214 Κεφάλαιο 8 ο Λυγισμός των Διαμήκων Ράβδων σε Περισφιγμένο με Μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ Σκυρόδεμα 182 προσομοίωση της μη γραμμικής απόκρισης των ράβδων οπλισμού σε όρους τάσης - παραμόρφωσης. Σε επεμβάσεις αντισεισμικών ενισχύσεων μας ενδιαφέρει περισσότερο, όμως, η αστοχία του περισφιγμένου με μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ σκυροδέματος της θλιβόμενης ζώνης καμπτόμενων στοιχείων, και μάλιστα στην περιοχή της πλαστικής άρθρωσης. Σε αντίθεση με την περίπτωση της κεντρικής θλίψης, στα καμπτόμενα στοιχεία οι θλιπτικές παραμορφώσεις μεταβάλλονται κατά μήκος και πλάτος της κρίσιμης διατομής. Η θλιπτική παραμόρφωση του σκυροδέματος που είναι μέγιστη στην ακραία θλιβόμενη ίνα λαμβάνει πρόσθετη περίσφιγξη από τις γειτονικές περιοχές του λιγότερο θλιβόμενου σκυροδέματος οδηγώντας με αυτό τον τρόπο τη θλιβόμενη ζώνη στην ανάπτυξη υψηλότερων παραμορφώσεων. Η ευνοϊκή συμπεριφορά που παρέχουν οι τοπικοί μανδύες συνθέτων υλικών στην περιοχή της πλαστικής άρθρωσης έχει επιβεβαιωθεί από πλήθος ερευνητικών εργασιών. Όμως η αλληλεπίδραση μεταξύ του μανδύα συνθέτων υλικών και των διαμήκων ράβδων κατά την έναρξη και εξέλιξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων δεν έχει προσδιοριστεί μέχρι σήμερα για την περίπτωση καμπτομένων υποστυλωμάτων πλήρους κλίμακας. Στο παρόν κεφάλαιο επιχειρείται η διερεύνηση της εξέλιξης του λυγισμού των διαμήκων ράβδων σε παλαιού τύπου υποστυλώματα που υποβάλλονται σε σεισμική φόρτιση. Ιδιαίτερη έμφαση δίνεται στην αποτελεσματικότητα των μανδυών ΙΑΜ και ΙΟΠ έναντι του λυγισμού των ράβδων. Η αλληλεπίδραση μεταξύ του μανδύα (ή της επικάλυψης για το απερίσφιγκτο σκυρόδεμα) και των διαμήκων ράβδων κατά την έναρξη και εξέλιξη του λυγισμού των τελευταίων προσδιορίζεται μέσω αξιόπιστων μετρήσεων από τα ηλεκτρομηκυνσιόμετρα που είχαν επικολληθεί πάνω στις διαμήκεις ράβδους. Επισημαίνεται ότι η μελέτη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων γίνεται για τα δοκίμια με συνεχείς ράβδους από νευροχάλυβα L0_C, L0_R2, L0_M4 και L0_M4G. 8.2 ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΑ ΑΠΟΤΕΛΕΣΜΑΤΑ Η απόκριση των υποστυλωμάτων L0_C, L0_R2, L0_M4 και L0_M4G στη μορφή βρόχων υστέρησης οριζόντιας δύναμης - σχετικής μετακίνησης δόθηκε στην Ενότητα Για την καλύτερη εποπτεία του αναγνώστη στο Σχ. 8.2 παρουσιάζονται οι περιβάλλουσες των εν λόγω βρόχων. Ακόμα τα βασικότερα αποτελέσματα των δοκιμών από τα οποία προκύπτουν χρήσιμες πληροφορίες για την έναρξη και την εξέλιξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων μέχρι την τελική αστοχία των υποστυλωμάτων συνοψίζονται στον Πίνακα 8.1 και περιλαμβάνουν: (α) Τη μέγιστη οριζόντια δύναμη στις δύο διευθύνσεις φόρτισης. (β) Τη σχετική μετακίνηση που αντιστοιχεί στη

215 Κεφάλαιο 8 ο Λυγισμός των Διαμήκων Ράβδων σε Περισφιγμένο με Μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ Σκυρόδεμα 183 μέγιστη οριζόντια δύναμη, στις δύο διευθύνσεις φόρτισης. (γ) Τη σχετική μετακίνηση που αντιστοιχεί στη έναρξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων στις δύο διευθύνσεις φόρτισης, όπως αυτή ορίζεται στην επόμενη ενότητα. (δ) Τη σχετική μετακίνηση που αντιστοιχεί στη συμβατική αστοχία των υποστυλωμάτων, στις δύο διευθύνσεις φόρτισης Φορτίο (kn) L0_C L0_R2 L0_M4 L0_M4G Σχετική μετακίνηση (%) Σχήμα 8.2 Περιβάλλουσες δύναμης - σχετικής μετακίνησης. Πίνακας 8.1. Πίνακας αποτελεσμάτων. Ονομασία δοκιμίου Μέγιστο φορτίο (kn) Σχετική μετακίνηση στο μέγιστο φορτίο (%) Σχετική μετακίνηση κατά την έναρξη του λυγισμού των ράβδων (%) Σχετική μετακίνηση στην αστοχία (%) Ώθηση Έλξη Ώθηση Έλξη Ώθηση Έλξη Ώθηση Έλξη L0_C L0_R L0_M (0.87P max ) (0.90P max ) L0_M4G Δεν υπάρχουν οι αντίστοιχες καταγραφές των ηλεκτομηκυνσιομέτρων.

216 Κεφάλαιο 8 ο Λυγισμός των Διαμήκων Ράβδων σε Περισφιγμένο με Μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ Σκυρόδεμα Προσδιορισμός της Έναρξης του Λυγισμού των Διαμήκων Ράβδων Στις δημοσιευμένες πειραματικές εργασίες παρατηρείται μεγάλη διαφοροποίηση στον τρόπο προσδιορισμού της αξονικής παραμόρφωσης κατά την έναρξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων. Αυτό μπορεί να οφείλεται σε αρκετούς λόγους: (α) διαφορετικοί ερευνητές προσδιορίζουν την έναρξη του λυγισμού με διαφορετικό τρόπο, (β) διαφορές στις πειραματικές συνθήκες μεταξύ των διαφόρων δοκιμών και (γ) σε ορισμένες περιπτώσεις η έναρξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων σημειώνεται (λανθασμένα) με καθυστέρηση μέσω της οπτικής παρατήρησης και μόνο. Στις πειραματικές δοκιμές αυτής της διατριβής ο προσδιορισμός της έναρξης του λυγισμού (για τα δοκίμια της Ομάδας L0_), βασίστηκε σε άμεσες - αξιόπιστες μετρήσεις των θλιπτικών παραμορφώσεων των διαμήκων ράβδων. Το τελευταίο κατέστη δυνατό μέσω των δύο ηλεκτρομηκυνσιομέτρων που είχαν επικολληθεί σε κάθε διαμήκη ράβδο, σε ύψος 100 mm πάνω από τη βάση του υποστυλώματος όπως παρουσιάστηκε στο Σχ. 3.19ε. Η θέση επικόλλησης των ηλεκτρομηκυνσιομέτρων ήταν στο μέσο μεταξύ των δύο κοντινότερων στη βάση του υποστυλώματος διαδοχικών συνδετήρων, όπου αναμενόταν να εκδηλωθεί ο λυγισμός. Σύμφωνα με τις μετρήσεις που αποκτήθηκαν από τα ηλεκτρομηκυνσιόμετρα (Σχ. 8.3), είναι σαφές ότι ο λυγισμός των διαμήκων ράβδων λαμβάνει χώρα στον κύκλο φόρτισης κατά τον οποίο συμβαίνει ταυτόχρονα μια ακολουθία γεγονότων: (α) Σημειώνεται άλμα στις τιμές των θλιπτικών παραμορφώσεων των διαμήκων ράβδων. (β)παρατηρείται απόκλιση μεταξύ των μετρούμενων παραμορφώσεων των δύο ηλεκτρομηκυνσιομέτρων που είχαν επικολληθεί στην ίδια στάθμη και διαταχθεί περιμετρικά σε κάθε ράβδο. (γ) Παρατηρείται απόκλιση μεταξύ των θλιπτικών παραμορφώσεων των διαμήκων ράβδων και των μέσων θλιπτικών παραμορφώσεων του σκυροδέματος λόγω κάμψης, όπως οι τελευταίες υπολογίστηκαν με βάση τις μετρήσεις των μηκυνσιομέτρων (Ενότητα 5.3.3). Ας σημειωθεί ότι πριν την έναρξη αυτής της αποκλίσεως (έναρξη του λυγισμού) οι τιμές μεταξύ των εν λόγω μετρήσεων ήταν παραπλήσιες. Στο Σχ. 8.3 παρουσιάζεται η εξέλιξη των παραμορφώσεων των διαμήκων ράβδων στη θέση όπου αναμενόταν να εκδηλωθεί ο λυγισμός τους. Οι τελευταίες δείχνουν καθαρά ότι ο λυγισμός των διαμήκων ράβδων συνέβη (για όλα σχεδόν τα δοκίμια) αμέσως μετά τη διαρροή τους σε θλίψη και μάλιστα στον επόμενο κύκλο φόρτισης. Εξαίρεση αποτελεί το υποστύλωμα L0_R2 όπου η έναρξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων συνέβη 3 κύκλους μετά τη διαρροή των τελευταίων σε θλίψη. Η έναρξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων αμέσως μετά τη διαρροή τους ήταν λίγο έως πολύ αναμενόμενη αφού η αξονική δυσκαμψία των ράβδων στο πλατώ διαρροής είναι μηδενική.

217 Κεφάλαιο 8 ο Λυγισμός των Διαμήκων Ράβδων σε Περισφιγμένο με Μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ Σκυρόδεμα 185 Longitudinal Steel Strain Παραμορφώσεις των διαμήκων ράβδων Longitudinal Steel Strain (α) L0_C L0_M4 sh/db=14.3 buckling db=14 strain mm yielding of s h sh=200 mm compressive reinforcement ηλεκτρομηκυνσιόμετρα stain gages Data Point Number Χρόνος (sec) Έναρξη του λυγισμού Διαρροή, ε y L0_R2 L0_M4G Data Point Number Χρόνος (sec) Σχήμα 8.3 Εξέλιξη των παραμορφώσεων των διαμήκων ράβδων που βρίσκονται στη βάση των υποστυλωμάτων στο μέσο μεταξύ των δύο πρώτων διαδοχικών συνδετήρων. Αξιοσημείωτο είναι ότι για όλα τα δοκίμια που παρουσιάστηκαν παραπάνω (περισφιγμένα και μη) η θλιπτική παραμόρφωση των διαμήκων ράβδων κατά την έναρξη του λυγισμού τους είναι παραπλήσια με μέση τιμή 0.70% (οι μετρηθείσες τιμές των θλιπτικών παραμορφώσεων κυμαίνονται από 0.58% %). Αυτό οφείλεται στο γεγονός ότι η έναρξη του λυγισμού είναι ένα κινηματικό φαινόμενο και εξαρτάται από μια κρίσιμη τιμή πλευρικής παραμόρφωσης (προς τα έξω κάμψη) της ράβδου, μετά από την οποία η ράβδος χάνει την ευστάθειά της. Στην περίπτωση των υποστυλωμάτων παλαιού τύπου, όπου το μήκος λυγισμού των ράβδων είναι ίσο με την απόσταση μεταξύ διαδοχικών συνδετήρων, η τιμή αυτής της κρίσιμης πλευρικής παραμόρφωσης των ράβδων εξαρτάται από την τιμή του λόγου s h / d b. Έτσι εξηγείται γιατί η παραμόρφωση κατά την έναρξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων είναι ανεξάρτητη από την περίσφιγξη που παρέχουν οι μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ. Μια εκτίμηση για την τιμή της κρίσιμης παραμόρφωσης των διαμήκων ράβδων κατά την έναρξη του λυγισμού τους μπορεί να γίνει από την ακόλουθη σχέση: cr cr 04. s c 002 h d ε ε =. (s / d ) (8.1)

218 Κεφάλαιο 8 ο Λυγισμός των Διαμήκων Ράβδων σε Περισφιγμένο με Μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ Σκυρόδεμα 186 όπου cr ε c και cr ε s είναι αντίστοιχα οι τιμές της κρίσιμης παραμόρφωσης του σκυροδέματος και των διαμήκων ράβδων κατά την έναρξη του λυγισμού των τελευταίων. Η εξ. (8.1) έχει προταθεί από την Pantazopoulou (1998) για την εκτίμηση της κρίσιμης παραμόρφωσης του σκυροδέματος κατά την έναρξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων για s / d 15.. Δεδομένου βέβαια ότι πριν την έναρξη του λυγισμού των ράβδων (πριν δηλαδή αρχίσουν να αυξάνονται απότομα οι θλιπτικές παραμορφώσεις τους) ισχύει το συμβιβαστό των παραμορφώσεων και επειδή οι τιμές των παραμορφώσεων στο θλιβόμενο χάλυβα και στην ακραία θλιβόμενη ίνα σκυροδέματος είναι παρόμοιες, η εξ. (8.1) εφαρμόζεται εδώ για τον προσδιορισμό της h b cr ε s. Για την τιμή του λόγου απόστασης συνδετήρων προ διάμετρο ράβδων των υποστυλωμάτων που εξετάστηκαν, η θεωρητική τιμή της cr ε s βρέθηκε ίση με 0.69%, σε πολύ καλή συμφωνία δηλαδή με τις μετρήσεις των ηλεκτρομηκυνσιομέτρων κατά την έναρξη του λυγισμού των ράβδων. Επισημαίνεται εδώ ότι οι παραμορφώσεις στο πλατώ διαρροής κυμαίνονταν από 0.29% έως 2.4% Δοκίμιο Ελέγχου Η απόκριση του δοκιμίου ελέγχου L0_C όπως περιγράφηκε και στην Ενότητα χαρακτηρίστηκε από διαρροή του σε κάμψη, η οποία ακολουθήθηκε από λυγισμό των διαμήκων ράβδων και αποδιοργάνωση του σκυροδέματος πάνω από τη βάση. Ιδιαίτερη αξία έχουν οι πειραματικές παρατηρήσεις σε συνδυασμό με τις μετρήσεις των ηλεκτρομηκυνσιομέτρων για την εξέλιξη της βλάβης του εν λόγω δοκιμίου στην περιοχή της πλαστικής άρθρωσης. Ενώ στις περισσότερες πειραματικές εργασίες αναφέρεται ότι ο λυγισμός των διαμήκων ράβδων έπεται της εκτίναξης της επικάλυψης σκυροδέματος ή ότι τα δύο αυτά τα φαινόμενα αλληλοεξαρτώνται, η πειραματική συμπεριφορά του δοκιμίου ελέγχου ήταν διαφορετική. Παρατηρήθηκε ότι η εκτίναξη της επικάλυψης σκυροδέματος προκλήθηκε ή τουλάχιστον επιταχύνθηκε σημαντικά από την έναρξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων. Παρόλο που η εκτίναξη της επικάλυψης δεν ήταν πειραματικά μετρήσιμη, η σύγκριση της οπτικής εικόνας στη βάση του υποστυλώματος L0_C έναν κύκλο πριν, κατά, και ένα κύκλο μετά το λυγισμό των διαμήκων ράβδων, είναι αρκετά διαφωτιστική. Όπως φαίνεται στο Σχ. 8.4α μέχρι τον 9 ο κύκλο φόρτισης και κατά τη διεύθυνση ώθησης του εμβόλου δεν είχαν δημιουργηθεί εμφανείς κατακόρυφες ρωγμές λόγω αποχωρισμού της επικάλυψης σκυροδέματος. Αντιθέτως στο 10 ο κύκλο φόρτισης όπου καταγράφηκε η έναρξη του λυγισμού (σχετική μετακίνηση 3.1%) εμφανίστηκε ξαφνικά η πρώτη κατακόρυφη ρωγμή (Σχ. 8.4β) στη θλιβόμενη παρειά, υποδηλώνοντας την έναρξη αποχωρισμού της επικάλυψης. Η αποτίναξη

219 Κεφάλαιο 8 ο Λυγισμός των Διαμήκων Ράβδων σε Περισφιγμένο με Μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ Σκυρόδεμα 187 της επικάλυψης επιταχύνθηκε όπως φαίνεται στο Σχ. 8.4γ στον 11 ο κύκλο φόρτισης, αφού η τελευταία έχει αποκολληθεί στον προηγούμενο κύκλο. Συνοψίζοντας μπορεί να τονιστεί ότι με βάση την πειραματική μαρτυρία του δοκιμίου L0_C φαίνεται τελικά ότι η έναρξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων προηγείται της αποτίναξης της επικάλυψης σκυροδέματος και μάλιστα είναι υπεύθυνη για την έναρξη και την εξέλιξη της τελευταίας. (α) (β) (γ) Σχήμα 8.4 Εξέλιξη του διαχωρισμού της επικάλυψης σκυροδέματος λόγω λυγισμού στη βάση του υποστυλώματος L0_C: (α) ένα κύκλο πριν, (β) κατά και (γ) ένα κύκλο μετά την έναρξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων. Όπως προσδιορίστηκε πειραματικά η αποτίναξη της επικάλυψης σκυροδέματος οφείλεται στην έντονη προς τα έξω κάμψη των ράβδων στις γωνίες της διατομής κατά την έναρξη του λυγισμού τους. Η προς τα έξω κάμψη των ράβδων λόγω λυγισμού οδηγεί σε εγκάρσια μετατόπιση w στο μέσο του μήκους λυγισμού L = s των ράβδων. Αυτή η εγκάρσια μετατόπιση w έχει συσχετιστεί πειραματικά και αναλυτικά με την κρίσιμη αξονική παραμόρφωση των διαμήκων ράβδων κατά το λυγισμό από τους Bae et al. (2005). Μέσω της πειραματικής διάταξης του Σχ. 8.5α οι Bae et al. (2005) μέτρησαν την εγκάρσια μετατόπιση w και την αξονική παραμόρφωση των ράβδων κατά τη διάρκεια της εξέλιξης του λυγισμού ράβδων για διάφορες τιμές του λόγου s h / d b. Τα πειραματικά αποτελέσματα (Σχ. 8.5β) έδειξαν ότι η σχέση της εγκάρσιας μετατόπισης και της αξονικής παραμόρφωσης μιας ράβδου κατά το λυγισμό μπορεί να εκφραστεί από μια διγραμμική καμπύλη, η κλίση των κλάδων της οποίας εξαρτάται από το λόγο s / d. h b h

220 Κεφάλαιο 8 ο Λυγισμός των Διαμήκων Ράβδων σε Περισφιγμένο με Μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ Σκυρόδεμα 188 Πείραμα Προσομοίωμα s/d b w εs (α) (β) Σχήμα 8.5 (α) Πειραματική διάταξη και (β) πειραματικά αποτελέσματα των Bae et al (2005). w/d b Η σχέση που προτάθηκε για τη συσχέτιση της εγκάρσιας μετατόπισης και της αξονικής παραμόρφωσης είναι η εξής: cosθ+ θ w 007. cosθ+ θ w εs = max, cos θ θ d b cos θ 0. 07θ d b (8.2) όπου 69. θ = 005. (8.3) ( s / d ) 2 h b Εφαρμόζοντας τις εξ. (8.2) και (8.3) για τις τιμές του λόγου s h / d b και της κρίσιμης παραμόρφωσης cr ε s του δοκιμίου ελέγχου υπολογίστηκε ότι η προς τα έξω κάμψη των ράβδων κατά την έναρξη του λυγισμού τους είναι ίση με w = 5.74 mm. Αυτή η προσεγγιστική τιμή για την εγκάρσια μετατόπιση είναι πολύ μεγάλη και επιβεβαιώνει την πειραματική εικόνα, ότι δηλαδή η προς τα έξω κάμψη των διαμήκων ράβδων κατά την έναρξη του λυγισμού τους είναι υπεύθυνη για την αποτίναξη της επικάλυψης σκυροδέματος.

221 Κεφάλαιο 8 ο Λυγισμός των Διαμήκων Ράβδων σε Περισφιγμένο με Μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ Σκυρόδεμα Αποτελεσματικότητα των Μανδυών ΙΑΜ και ΙΟΠ Έναντι Λυγισμού Η συμπεριφορά όλων των ενισχυμένων δοκιμίων βελτιώθηκε σημαντικά καθώς ο τρόπος αστοχίας τους δεν καθορίστηκε από το λυγισμό των διαμήκων ράβδων. Με βάση τις μετρήσεις των ηλεκτρομηκυνσιομέτρων που είχαν επικολληθεί στους οπλισμούς συνάγεται ότι ο λυγισμός των διαμήκων ράβδων μέσα από τους μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ δεν απετράπη αλλά καθυστέρησε σημαντικά να εμφανιστεί, κατά περίπου 3 έως 7 κύκλους σε σύγκριση με το δοκίμιο ελέγχου, όπως φαίνεται στο Σχ Ακόμα όμως και όταν συνέβη, ο λυγισμός ήταν περιορισμένος και ελεγχόμενος, με αποτέλεσμα να οδηγεί γενικά σε μικρή πτώση της αντοχής των δοκιμίων. Σε όρους δύναμης, η κρίσιμη ποσότητα βάσει της οποίας καθορίζεται εάν τα περισφιγμένα με μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ υποστυλώματα θα αστοχήσουν κατά τη διάρκεια του λυγισμού των διαμήκων ράβδων τους είναι η θλιπτική αντοχή του περισφιγμένου σκυροδέματος. Αρκεί λοιπόν η απώλεια φέρουσας ικανότητας θλιπτικού φορτίου από τις λυγισμένες ράβδους να παραληφθεί από τη θλιβόμενη ζώνη του περισφιγμένου σκυροδέματος. Έτσι αν η αστοχία στη φάση της ανακατανομής του θλιπτικού φορτίου από τις λυγισμένες ράβδους στο περισφιγμένο σκυρόδεμα αποφευχθεί, η αποτελεσματικότητα της περίσφιγξης δεν περιορίζεται από το λυγισμό των διαμήκων ράβδων. Θεωρούμε για παράδειγμα τα δύο δοκίμια L0_M4 και L0_M4G που είχαν περισφιχθεί με μανδύες ΙΑΜ. Επειδή ο λυγισμός ήταν ελεγχόμενος, οι αξονικές παραμορφώσεις των διαμήκων ράβδων παρέμειναν σχεδόν σταθερές μετά την έναρξη του λυγισμού (Σχ. 8.3) καταγράφοντας οριακές αυξήσεις σε σχέση με την cr ε s. Έτσι οι θλιβόμενες ράβδοι δεν απώλεσαν μεγάλο ποσοστό της φέρουσας ικανότητάς τους σε θλιπτικό φορτίο. Πιο συγκεκριμένα, με βάση τις καμπύλες τάσης - παραμόρφωσης του Σχ. 8.1 και τις καταγεγραμμένες τιμές των θλιπτικών παραμορφώσεων των ράβδων, μπορεί να υπολογιστεί ότι η εναπομείνουσα φέρουσα ικανότητα των λυγισμένων ράβδων σε θλίψη είναι της τάξης του % της τάσης διαρροής των τελευταίων. Επιπλέον, θεωρώντας ότι το ύψος της θλιβόμενης ζώνης κυμαίνεται από % του ύψους της διατομής των υποστυλωμάτων h, μπορεί να προσδιοριστεί η απαιτούμενη αύξηση της θλιπτικής αντοχής του περισφιγμένου σκυροδέματος ώστε να αποφευχθεί η αστοχία κατά το λυγισμό των ράβδων. Αυτό γίνεται εδώ για την περίπτωση όπου η εναπομείνουσα αντοχή των θλιβόμενων ράβδων είναι ίση με το 50 % της τάσης διαρροής των τελευταίων. Προκύπτει τελικά ότι οι απαραίτητες αυξήσεις της θλιπτικής αντοχής για τον περισφιγμένο πυρήνα είναι μόλις 2.14 ΜPa και 6.44 ΜPa για τις περιπτώσεις της μεγαλύτερης και της μικρότερης θλιβόμενης ζώνης, αντίστοιχα. Είναι ως εκ τούτου αυτονόητο ότι οι παραπάνω αυξήσεις της θλιπτικής αντοχής υπερκαλύπτονται για περισφιγμένα με μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ υποστυλώματα.

222 Κεφάλαιο 8 ο Λυγισμός των Διαμήκων Ράβδων σε Περισφιγμένο με Μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ Σκυρόδεμα 190 Βέβαια παρόλο που βάσει ισορροπίας της διατομής η αστοχία κατά το λυγισμό των διαμήκων ράβδων για περισφιγμένα με μανδύες συνθέτων υλικών υποστυλώματα φαίνεται να μην είναι κρίσιμη, ο κίνδυνος αστοχίας λόγω λυγισμού των ράβδων δεν εξαλείφεται. Ιδιαίτερα για υποστυλώματα που έχουν ενισχυθεί με μανδύες ΙΟΠ μπορεί να συμβούν δύο διαφορετικών τύπων αστοχίες: εκδήλωση του λυγισμού των διαμήκων ράβδων πάνω από το μανδύα ΙΟΠ, όπως συνέβη στο δοκίμιο L0_R2. Η μεταφορά του λυγισμού των διαμήκων ράβδων πάνω από το μανδύα μπορεί να αποδοθεί στη δυσκαμψία του μανδύα ΙΟΠ στην περιοχή της πλαστικής άρθρωσης, η οποία δεν επέτρεψε στις θλιβόμενες ράβδους να καμφθούν ελαφρώς προς τα έξω στις γωνίες, με συνέπεια τη συγκέντρωση θλιπτικών τάσεων οι οποίες μεταφέρθηκαν και εκτονώθηκαν εκεί όπου υπήρχε η δυνατότητα της προς τα έξω κάμψης, δηλαδή έξω από το μανδύα. Αξίζει να σημειωθεί ότι παρόμοιες παρατηρήσεις λυγισμού των διαμήκων ράβδων πάνω από το μανδύα ΙΟΠ (σε περιοχές με αρκετά χαμηλότερη ροπή κάμψης από τη βάση του υποστυλώματος) έχουν αναφερθεί και από τους Bousias et al. (2006). Ο λυγισμός των διαμήκων ράβδων συχνά οδηγεί στην πρόωρη θραύση των ινών του μανδύα ΙΟΠ. Ο κύριος λόγος γι αυτό είναι η πτωχή αντίσταση των μανδυών ΙΟΠ σε τοπικές συγκεντρώσεις τάσεων, οι οποίες κατά κανόνα εμφανίζονται στο μέσο μεταξύ δύο διαδοχικών συνδετήρων όταν οι διαμήκεις θλιβόμενες ράβδοι αρχίσουν να λυγίζουν (Tastani and Pantazopoulou 2004). Αντιθέτως, στην περίπτωση των ενισχυμένων με μανδύες ΙΑΜ δοκιμίων L0_M4 και L0_M4G, ο λυγισμός των διαμήκων ράβδων ήταν ελεγχόμενος και δεν οδήγησε σε τοπικές αστοχίες των μανδυών. Αυτό το σύστημα περίσφιγξης μπορεί να χαρακτηριστεί ως πλάστιμο, καθώς επιτρέπει μεγαλύτερη εγκάρσια διόγκωση του μανδύα χωρίς θραύση των ινών του, όπως φαίνεται στο Σχ Έτσι κατά το λυγισμό όπου οι διαμήκεις ράβδοι κάμπτονται προς τα έξω στις γωνίες της διατομής, οι μανδύες ΙΑΜ παραλαμβάνουν τις συγκεντρώσεις τάσεων που δημιουργούνται χωρίς να αστοχούν. Επιπροσθέτως επετράπη στις θλιβόμενες ράβδους να καμφθούν ελαφρώς προς τα έξω στις γωνίες με αποτέλεσμα να εκτονωθούν οι θλιπτικές τάσεις, αποφεύγοντας με αυτό τον τρόπο την εκδήλωση του λυγισμού πάνω από το μανδύα.

223 Κεφάλαιο 8 ο Λυγισμός των Διαμήκων Ράβδων σε Περισφιγμένο με Μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ Σκυρόδεμα 191 Σχήμα 8.6 Εγκάρσια διόγκωση των μανδυών ΙΑΜ χωρίς θραύση των ινών. 8.3 ΠΑΡΑΜΟΡΦΩΣΗ ΤΟΥ ΜΑΝΔΥΑ ΣΤΗΝ ΕΓΚΑΡΣΙΑ ΔΙΕΥΘΥΝΣΗ Η γνώση της εγκάρσιας παραμόρφωσης των μανδυών ΙΑΜ ή ΙΟΠ ε f είναι απαραίτητη για τη μελέτη της αλληλεπίδρασης μεταξύ του μανδύα και των διαμήκων ράβδων κατά την έναρξη και εξέλιξη του λυγισμού των τελευταίων. Σύμφωνα με τους Tastani et al. (2006), η τοπική παραμόρφωση του μανδύα ΙΟΠ εξαιτίας της προς τα έξω κάμψης των διαμήκων ράβδων κατά την έναρξη του λυγισμού μπορεί να εκτιμηθεί από τη σχέση: ε buckl f,s cr u s = v ε (8.4) όπου η τιμή του φαινόμενου λόγου Poisson v u στην παραπάνω μελέτη λήφθηκε ίση με 0.5 και 1 για κυκλικές και τετραγωνικές διατομές, αντίστοιχα. Βέβαια η εφαρμογή της εξ. (8.4) δίνει παραπλήσιες τιμές για την buckl ε f,s για τα δοκίμια L0_R2, L0_M4 και L0_M4G, ίσες δηλαδή με την cr ε s του κάθε δοκιμίου (αφού v u =1). Αυτό οφείλεται στο γεγονός ότι με βάση την εξ. (8.1) και τις

224 Κεφάλαιο 8 ο Λυγισμός των Διαμήκων Ράβδων σε Περισφιγμένο με Μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ Σκυρόδεμα 192 πειραματικές μετρήσεις η κρίσιμη αξονική παραμόρφωση των ράβδων εξωτερικής περίσφιγξης που παρέχουν οι μανδύες συνθέτων υλικών. cr ε s είναι ανεξάρτητη της Όμως η εξέλιξη του λυγισμού εξαρτάται από τη δυσκαμψία του μανδύα ΙΑΜ ή ΙΟΠ. Παρόλο που η δυσκαμψία του μανδύα φαίνεται να μην επηρεάζει την αξονική παραμόρφωση έναρξης του λυγισμού, καθώς η τελευταία καθορίζεται από το λόγο s h / d b, η συνεισφορά της είναι μεγάλη στη μεταλυγισμική φάση. Έτσι η αντίσταση του μανδύα στην προς τα έξω κάμψη των ράβδων και τη διόγκωση του σκυροδέματος αυξάνεται με την αύξηση της δυσκαμψίας του. Προκειμένου να ποσοτικοποιηθεί η επίδραση της δυσκαμψίας του μανδύα είναι αναγκαία η υιοθέτηση ενός προσομοιώματος που να συνδέει τις αξονικές με τις εγκάρσιες παραμορφώσεις Σχέση Μεταξύ Αξονικής και Εγκάρσιας Παραμόρφωσης για το Περισφιγμένο Σκυρόδεμα Σε αντίθεση με τον εγκάρσιο χαλύβδινο οπλισμό ο οποίος ασκεί σταθερή περισφιγκτική τάση μετά τη διαρροή του, οι λόγω διόγκωσης εγκάρσιες (κατά την ακτινική διεύθυνση) τάσεις στο μανδύα συνθέτων υλικών αυξάνονται με τις εγκάρσιες παραμορφώσεις. Έτσι το επίπεδο της περισφικτικής τάσης που παρέχουν οι μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ είναι ανάλογο της εγκάρσιας διόγκωσης του σκυροδέματος, η οποία με τη σειρά της εξαρτάται από τη δυσκαμψία του υλικού περίσφιγξης. Εξαιτίας αυτής της αλληλεπίδρασης η εξαγωγή της σχέσης μεταξύ των αξονικών και των εγκάρσιων παραμορφώσεων γίνεται έμμεσα για τα περισσότερα προσομοιώματα περίσφιγξης [Mirmiran and Shahawy (1996), Spoelstra and Monti (1999), Fam and Rizkalla (2001), Chun and Park (2002), Harries and Kharel (2002) και Marques et al. (2004)], με αποτέλεσμα να είναι απαραίτητη η εφαρμογή μιας επαναληπτικής διαδικασίας για την παραγωγή των καμπυλών τάσης - παραμόρφωσης. Λόγω αυτής της πολυπλοκότητας, η απευθείας εφαρμογή των παραπάνω προσομοιωμάτων περίσφιγξης κατά το σχεδιασμό καθίσταται προβληματική. Αρκετά πρόσφατα οι Teng et al. (2007), βασιζόμενοι σε μια προσεκτική ανασκόπηση πειραματικών αποτελεσμάτων που περιελάμβαναν δοκίμια απερίσφιγκτα, ενεργά περισφιγμένα και περισφιγμένα μέσω μανδυών ΙΟΠ, ανέπτυξαν ένα νέο προσομοίωμα τάσης - παραμόρφωσης. Σε αυτό το προσομοίωμα η απόκριση του πυρήνα σκυροδέματος και του μανδύα ΙΟΠ καθώς και η αλληλεπίδρασή τους λαμβάνεται υπόψη άμεσα. Η εμπειρική σχέση που προτάθηκε για την περιγραφή της σχέσης αξονικής - εγκάρσιας παραμόρφωσης για δοκίμια απερίσφιγκτα, ενεργά περισφιγμένα και περισφιγμένα μέσω μανδυών ΙΟΠ είναι η ακόλουθη:

225 Κεφάλαιο 8 ο Λυγισμός των Διαμήκων Ράβδων σε Περισφιγμένο με Μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ Σκυρόδεμα εc σ ε ε = exp 7 (8.5) εco fc εco εco όπου η μέση ενεργή τάση περίσφιγξης σ υπολογίζεται προσεγγιστικά από τη σχέση: ( b+ h) σ = a t E ε bh f f f f (8.6) όπου ε c = αξονική παραμόρφωση του σκυροδέματος, ε co = αξονική παραμόρφωση που αντιστοιχεί στην αντοχή του απερίσφιγκτου σκυροδέματος κεντρικής θλίψης (Ενότητα 5.1), εf f c, ίση με με βάση τις δοκιμές = ε η παραμόρφωση του μανδύα ΙΑΜ ή ΙΟΠ στην εγκάρσια διεύθυνση, f c = θλιπτική αντοχή σκυροδέματος, E f = μέτρο ελαστικότητας των ινών του υφάσματος ή πλέγματος στην εγκάρσια διεύθυνση, t f = πάχος του υφάσματος ή πλέγματος συνθέτων υλικών και α f ο συντελεστής αποδοτικότητας της περίσφιγξης με σύνθετα υλικά [εξ. (5.13)]. Οι μέσες θλιπτικές παραμορφώσεις του σκυροδέματος στην περιοχή της πλαστικής άρθρωσης έχουν υπολογιστεί [εξ. (5.8)] σύμφωνα με τις μετρήσεις των μηκυνσιομέτρων που είχαν τοποθετηθεί στην βάση του υποστυλώματος (3.18β). Με βάση αυτές τις τιμές αξονικών παραμορφώσεων και εφαρμογή των εξ. (8.5) και (8.6) μπορεί να εκτιμηθεί η μέση εγκάρσια παραμόρφωση των μανδυών συνθέτων υλικών. Με αυτό τον τρόπο υπολογίζεται προσεγγιστικά η τιμή της εγκάρσιας παραμόρφωσης του μανδύα ε f, που αντιστοιχεί, στη έναρξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων ε f,buck και στη συμβατική αστοχία του ε f,ult, για κάθε εξεταζόμενο υποστύλωμα. Στο Σχ. 8.7 παρουσιάζονται τα σημαντικότερα πειραματικά και αναλυτικά αποτελέσματα συναρτήσει της σχετικής μετακίνησης των υποστυλωμάτων. Σχεδιάζονται ταυτόχρονα με το οριζόντιο φορτίο και οι μέσες τιμές (στις δύο διευθύνσεις φόρτισης) των ακόλουθων μεγεθών απόκρισης: (α) αξονική παραμόρφωση των θλιβόμενων ράβδων, (β) αξονική παραμόρφωση του σκυροδέματος στην περιοχή της πλαστικής άρθρωσης (θλιβόμενη ζώνη) και (γ) η εγκάρσια παραμόρφωση των μανδυών ΙΑΜ ή ΙΟΠ. Επίσης στον Πίνακα 8.2 παρουσιάζονται οι τιμές των ανωτέρω μεγεθών κατά την έναρξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων και κατά την συμβατική αστοχία των υποστυλωμάτων.

226 Κεφάλαιο 8 ο Λυγισμός των Διαμήκων Ράβδων σε Περισφιγμένο με Μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ Σκυρόδεμα 194 Φορτίο (kn) Παραμόρφωση ράβδων Αξονική παραμόρφωση Εγκάρσια παραμόρφωση L0_C Έναρξη του λυγισμού Αστοχία Σχετική μετακίνηση (%) L0_R2 L0_M4 L0_M4G Φ (%) Σχετική μετακίνηση (%) Σχετική μετακίνηση (%) Σχετική μετακίνηση (%) Σχήμα 8.7 Συγκεντρωτικά διαγράμματα όπου παρουσιάζονται το οριζόντιο φορτίο, η παραμόρφωση των διαμήκων ράβδων, η αξονική παραμόρφωση του σκυροδέματος στην περιοχή της πλαστικής άρθρωσης και η εγκάρσια παραμόρφωση του μανδύα συνθέτων υλικών συναρτήσει της οριζόντιας σχετικής μετακίνησης. Πίνακας 8.2. Παραμορφώσεις ράβδων, σκυροδέματος και μανδυών και λόγος θ bb,exp /θ u,exp. Ονομασία δοκιμίου Θλιπτική παραμόρφωση των διαμήκων ράβδων ε s Έναρξη του λυγισμού Συμβατική Αστοχία Αξονική παραμόρφωση του σκυροδέματος ε c Έναρξη του λυγισμού Συμβατική Αστοχία Παραμόρφωση του μανδύα στην εγκάρσια διεύθυνση ε f Έναρξη του λυγισμού Συμβατική Αστοχία θ bb,exp / θ u,exp L0_C L0_R L0_M L0_M4G Η αστοχία του δοκιμίου L0_R2 πραγματοποιήθηκε πάνω από το μανδύα. 2 Κατά τη μέγιστη μετακίνηση του εμβόλου, καθώς η συμβατική αστοχία δεν επετεύχθη.

227 Κεφάλαιο 8 ο Λυγισμός των Διαμήκων Ράβδων σε Περισφιγμένο με Μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ Σκυρόδεμα 195 Για το δοκίμιο ελέγχου είναι εμφανές ότι η πτώση του οριζόντιου φορτίου ξεκινά ταυτόχρονα με την έναρξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων και μάλιστα η συμβατική αστοχία του λαμβάνει χώρα στον αμέσως επόμενο κύκλο. Ακόμα συγκρίνοντας τα μεγέθη απόκρισης των δοκιμίων L0_M4 και L0_M4G συνάγεται το συμπέρασμα ότι η μεταλυγισμική συμπεριφορά των περισφιγμένων με μανδύες συνθέτων υλικών υποστυλωμάτων συνδέεται με τη δυσκαμψία των μανδυών στην εγκάρσια διεύθυνση. Παρόλο που και για τα δύο δοκίμια που είχαν περισφιχθεί με μανδύες ΙΑΜ ο λυγισμός των διαμήκων ράβδων ήταν ελεγχόμενος, μόνο ο πιο δύσκαμπτος μανδύας από ίνες άνθρακα (δοκίμιο L0_M4) κατόρθωσε να παραλάβει υψηλές τιμές αξονικών παραμορφώσεων χωρίς να αστοχήσει. Πιο συγκεκριμένα, για το ίδιο επίπεδο αξονικών παραμορφώσεων της τάξης του 1% που σημειώθηκε κατά την έναρξη του λυγισμού των ράβδων, οι αντίστοιχες μέσες παραμορφώσεις των μανδυών ΙΑΜ από ίνες άνθρακα και γυαλιού στην εγκάρσια διεύθυνση ήταν 0.64% και 1.38%. Η περαιτέρω αύξηση των αξονικών παραμορφώσεων λόγω της εξέλιξης του λυγισμού των ράβδων και της διόγκωσης του σκυροδέματος οδήγησε στη θραύση του μανδύα από ίνες γυαλιού και την τελική αστοχία του δοκιμίου L0_M4G, όταν η τιμή της μέσης εγκάρσιας παραμόρφωσης του μανδύα υπολογίστηκε ίση με 1.6%. Έτσι καταδεικνύεται ότι η αποτελεσματικότητα ενός σχετικά εύκαμπτου μανδύα [4 στρώσεις μανδύα ΙΑΜ (ή αντίστοιχα 2 στρώσεις μανδύα ΙΟΠ) γυαλιού], είναι χαμηλή όταν αναπτύσσονται υψηλές αξονικές παραμορφώσεις (μεγαλύτερες από 1%) στη θλιβόμενη ζώνη των υποστυλωμάτων. Αντιθέτως η αποτελεσματικότητα των δύσκαμπτων μανδυών είναι μεγαλύτερη. Αυτό επιβεβαιώνεται από τη συμπεριφορά του δοκίμιου L0_M4 όπου παρόλο που στο τέλος της δοκιμής η μέγιστη αξονική παραμόρφωση στη βάση του υποστυλώματος ήταν ίση με 1.56% (τιμή αρκετά υψηλή), η μέση αναπτυσσόμενη εγκάρσια παραμόρφωση του μανδύα παρέμεινε σε χαμηλά επίπεδα (μόλις 1.1%). Επισημαίνεται εδώ ότι η αξιολόγηση της αποτελεσματικότητας του μανδύα ΙΟΠ στην περιοχή της πλαστικής άρθρωσης δεν είναι δυνατή, καθώς η αστοχία του δοκιμίου L0_R2 καθορίστηκε από το λυγισμό των διαμήκων ράβδων πάνω από την περιοχή δράσης του μανδύα ΙΟΠ. Στην τελευταία στήλη του Πίνακα 8.3 υπολογίζεται ο λόγος των πειραματικών τιμών της σχετικής μετακίνησης κατά την έναρξη του λυγισμού, θ bb,exp, προς την αντίστοιχη τιμή κατά την συμβατική αστοχία των δοκιμίων, θ u,exp. Η τιμής του λόγου θ bb,exp /θ u,exp φανερώνει την έντονη εξάρτηση της ικανότητας παραμόρφωσης του δοκιμίου ελέγχου από το λυγισμό των διαμήκων ράβδων. Για τα περισφιγμένα με τοπικούς μανδύες ΙΑΜ υποστυλώματα αυτή η εξάρτηση εξασθενεί, καθώς καταγράφεται σημαντικό περιθώριο διαθέσιμης στροφικής ικανότητας από την έναρξη του λυγισμού των διαμήκων μέχρι την τελική αστοχία των υποστυλωμάτων. Αυτό το περιθώριο διαθέσιμης στροφικής ικανότητας αυξάνεται με την αύξηση της δυσκαμψίας του μανδύα.

228 Κεφάλαιο 8 ο Λυγισμός των Διαμήκων Ράβδων σε Περισφιγμένο με Μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ Σκυρόδεμα 196 Στο Σχ. 8.8 παρουσιάζεται η πρόβλεψη για την παραμόρφωση του μανδύα συνθέτων υλικών στην εγκάρσια διεύθυνση ε f συναρτήσει της δυσκαμψίας του. Η ε f έχει υπολογιστεί, βάσει των πειραματικών αποτελεσμάτων, κατά την έναρξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων και κατά την συμβατική αστοχία των υποστυλωμάτων. Η εγκάρσια παραμόρφωση για το σημείο μηδενικής δυσκαμψίας έχει υπολογιστεί με εφαρμογή των εξ. (8.5) και (8.6) για μηδενική μέση τάση περίσφιγξης (σ = 0) και την αξονική παραμόρφωση του δοκιμίου ελέγχου κατά το λυγισμό. Βέβαια το διάγραμμα του Σχ. 8.8 προκύπτει από τη γραμμική ένωση τριών μόνο σημείων που αντιστοιχούν στις δυσκαμψίες των μανδυών ΙΑΜ (δοκίμια L0_M4 και L0_M4G) και τη μηδενική δυσκαμψία του δοκιμίου ελέγχου. Γι αυτό το λόγο κρίνεται απαραίτητη η διεξαγωγή περισσότερων πειραματικών δοκιμών για την απόκτηση δεδομένων για (πολλές) διαφορετικές τιμές της δυσκαμψίας των μανδυών ΙΑΜ ή ΙΟΠ. Επιπλέον τα διαγράμματα του Σχ. 8.8 αναφέρονται μόνο σε μια τιμή του λόγου s h / d b, μεταβολή του οποίου μπορεί να οδηγήσει σε διαφορετικά αποτελέσματα, ιδιαίτερα όσον αναφορά την εγκάρσια παραμόρφωση του μανδύα κατά την έναρξη του λυγισμού των ράβδων. Εγκάρσια παραμόρφωση του μανδύα, ε f Έναρξη του λυγισμού των ράβδων Συμβατική αστοχία E f t f (MPa*mm) s h /d b =14.3 Σχήμα 8.8 Παραμόρφωση του μανδύα συνθέτων υλικών συναρτήσει της δυσκαμψίας του.

229 Κεφάλαιο 8 ο Λυγισμός των Διαμήκων Ράβδων σε Περισφιγμένο με Μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ Σκυρόδεμα ΣΧΕΤΙΚΗ ΜΕΤΑΚΙΝΗΣΗ ΚΑΤΑ ΤΗΝ ΕΝΑΡΞΗ ΤΟΥ ΛΥΓΙΣΜΟΥ Για την υλοποίηση εφαρμογών ενισχύσεων με βάση τους σύγχρονους αντισεισμικούς κανονισμούς και την ικανοποίηση διαφορετικών απαιτήσεων συμπεριφοράς (στάθμες επιτελεστικότητας), είναι απαραίτητη η σύνδεση της ικανότητας παραμόρφωσης των μελών (ιδιαίτερα των υποστυλωμάτων) με την πιθανότητα να φτάσουν τα εν λόγω μέλη σε συγκεκριμένα επίπεδα βλαβών. Η έναρξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων αποτελεί μια αρκετά σημαντική βλάβη για τα υποστυλώματα οπλισμένου σκυροδέματος που σε αντίθεση με άλλες ηπιότερες καμπτικές βλάβες, για την αποκατάστασή της απαιτείται η εκτέλεση εκτεταμένων επισκευών. Γι αυτό το λόγο οι απαιτήσεις οριζόντιων μετακινήσεων των υφισταμένων υποστυλωμάτων πρέπει να συσχετισθούν με την πιθανότητα έναρξης του λυγισμού των διαμήκων ράβδων. Αρκετά πρόσφατα οι Berry and Eberhard (2005) βασιζόμενοι σε αναλύσεις ροπών - καμπυλοτήτων στην περιοχή της πλαστικής άρθρωσης υποστυλωμάτων και συμπεριλαμβάνοντας την επιρροή της περίσφιγξης στην παραμόρφωση λυγισμού των διαμήκων ράβδων, ανέπτυξαν διάφορες εκφράσεις που συνδέουν την οριζόντια σχετική μετακίνηση των υποστυλωμάτων με την έναρξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων τους. Αυτές οι εκφράσεις, οι οποίες λαμβάνουν υπόψη μια σειρά από παραμέτρους, έχουν βαθμονομηθεί με 62 πειραματικά αποτελέσματα ορθογωνικών υποστυλωμάτων που υποβλήθηκαν σε ανακυκλιζόμενη κάμψη, στα οποία είχε σημειωθεί η οριζόντια μετακίνηση στην οποία εκδηλωνόταν ο λυγισμός των διαμήκων ράβδων τους. Για πρακτικές εφαρμογές, προτάθηκε η εκτίμηση της σχετικής μετακίνησης των υποστυλωμάτων κατά την έναρξη του λυγισμού των ράβδων να γίνεται με την παρακάτω ημιεμπειρική σχέση: db LV θ bb _ calc(%) = kee _ bbc ( 1 v) 1 h + 10 h (8.6) όπου k ee _ bb = 40 και 150 για υποστυλώματα με ορθογωνική και κυκλική διατομή, αντίστοιχα, ρ A /b s c = αρ sx f yw / fc, sx = sw w h = γεωμετρικό ποσοστό εγκάρσιου οπλισμού συνδετήρων παράλληλα στη διεύθυνση φόρτισης x, A sw = εμβαδόν διατομής εγκάρσιου οπλισμού συνδετήρων παράλληλα στη διεύθυνση φόρτισης x εντός του συνδετήρων, c s h, f yw = τάση διαρροής ν = N/bhf = ανηγμένη στη διατομή αξονική δύναμη, b = πλάτος θλιβόμενης ζώνης, h = πλευρά διατομής παράλληλα στη διεύθυνση φόρτισης, LV = M/Vh= λόγος

230 Κεφάλαιο 8 ο Λυγισμός των Διαμήκων Ράβδων σε Περισφιγμένο με Μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ Σκυρόδεμα 198 διάτμησης. Για την παραπάνω έκφραση ο μέσος όρος του λόγου πειραματικής προς πρόβλεψη τάσης είναι ίσος με 1 και ο συντελεστής μεταβλητότητας του λόγου είναι 25%. Εάν ένα υποστύλωμα έχει ενισχυθεί τοπικά στην περιοχή της πλαστικής άρθρωσης με ένα μανδύα ΙΟΠ ή ΙΑΜ, είναι λογικό να υιοθετηθεί η παραπάνω εξ. (8.6) με τον όρο c να δίνεται από το άθροισμα δύο όρων: ένα που να λαμβάνει υπόψη τη συνεισφορά των συνδετήρων και ένα δεύτερο που να λαμβάνει υπόψη τη συνεισφορά του μανδύα συνθέτων υλικών, όπως παρουσιάστηκε στην Ενότητα 5.4 [εξ. (5.12)]. Στη συνέχεια, με βάση την εξ. (8.6) υπολογίζεται η σχετική μετακίνηση του δοκιμίου ελέγχου κατά την έναρξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων, ενώ οι αντίστοιχες τιμές για τα ενισχυμένα με μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ υποστυλώματα υπολογίζονται βάσει της τροποποίησης επί της εξ. (8.6) των Berry and Eberhard (2005), που προτείνεται στην παρούσα διατριβή. Οι εν λόγω προβλέψεις για την ικανότητα στροφής των ενισχυμένων και μη υποστυλωμάτων παρουσιάζονται και συγκρίνονται με τις αντίστοιχες πειραματικά μετρημένες τιμές (Πίνακας 8.1) στον Πίνακα 8.3. Πίνακας 8.3. Σύγκριση της πρόβλεψης της εξ. (8.6) με την πειραματική τιμή της σχετικής μετακίνησης κατά την έναρξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων. Δοκίμιο Πειραματική τιμή της σχετικής μετακίνησης κατά την έναρξη του λυγισμού των ράβδων θ bb,exp, (%) Πρόβλεψη της σχετικής μετακίνησης κατά Berry and Eberhard (2005) θ bb,pred, (%) θ bb,pred / θ bb,exp L0_C L0_R L0_M L0_M4G Η αστοχία του δοκιμίου L0_R2 πραγματοποιήθηκε πάνω από το μανδύα. Η πρόβλεψη των Berry and Eberhard (2005) για τη σχετική μετακίνηση κατά την έναρξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων, ήταν κατά 31%, 48% και 47% μεγαλύτερη από την πειραματική τιμή για τα δοκίμια L0_C, L0_R2 και L0_M4, αντίστοιχα. Για το δοκίμιο L0_M4G η θεωρητική τιμή της σχετικής μετακίνησης κατά την έναρξη του λυγισμού ήταν παραπλήσια με την πειραματική. Τέλος επισημαίνεται ότι πιθανόν η σύγκριση του λόγου θ bb,pred / θ bb,exp να μην έχει νόημα στην περίπτωση του υποστυλώματος L0_R2, αφού η έναρξη του λυγισμού στην κρίσιμη περιοχή της πλαστικής άρθρωσης δεν συνοδεύτηκε από την αστοχία. Αντιθέτως η ικανότητα παραμόρφωσης του εν λόγω δοκιμίου καθορίστηκε από το λυγισμό των διαμήκων ράβδων στο απερίσφιγκτο κομμάτι πάνω από το μανδύα ΙΟΠ.

231 Κεφάλαιο 8 ο Λυγισμός των Διαμήκων Ράβδων σε Περισφιγμένο με Μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ Σκυρόδεμα 199 Με βάση τον περιορισμένο αριθμό δοκιμίων που παρουσιάστηκαν σε αυτό το κεφάλαιο, καταλήγουμε στο συμπέρασμα ότι η ημιεμπειρική εξ. (8.6) υπερεκτιμά την τιμή της σχετικής μετακίνησης των υποστυλωμάτων κατά την έναρξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων τους. Αυτό πιθανότατα οφείλεται στο γεγονός ότι στην παρούσα διατριβή η έναρξη του λυγισμού των ράβδων καταγράφεται απευθείας μέσω των ηλεκτρομηκυνσιομέτρων. Αντιθέτως στα πειράματα της βάσης δεδομένων των Berry and Eberhard (2005) δεν υπάρχει τόσο μεγάλη ευαισθησία στην καταγραφή της έναρξης του λυγισμού των ράβδων, με αποτέλεσμα ο τελευταίος να γίνεται αντιληπτός σε μεταγενέστερους κύκλους φόρτισης. 8.5 ΣΥΜΠΕΡΑΣΜΑΤΑ Στο κεφάλαιο αυτό παρουσιάστηκε η πειραματική διερεύνηση της εξέλιξης του λυγισμού των διαμήκων ράβδων σε παλαιού τύπου υποστυλώματα που υποβάλλονται σε σεισμική φόρτιση. Μελετήθηκε η αποτελεσματικότητα των μανδυών ΙΑΜ και ΙΟΠ έναντι του λυγισμού των ράβδων καθώς και η αλληλεπίδραση μεταξύ του μανδύα (ή της επικάλυψης για το απερίσφιγκτο σκυρόδεμα) και των διαμήκων ράβδων κατά την έναρξη και εξέλιξη του λυγισμού των τελευταίων. Μια προσεκτική εξέταση των πειραματικών και αναλυτικών αποτελεσμάτων που παρουσιάστηκαν οδηγεί στα εξής συμπεράσματα: Η κρίσιμη αξονική παραμόρφωση καθορίζεται από την τιμή του λόγου s h / d b. Η cr ε s έναρξης του λυγισμού των διαμήκων ράβδων cr ε s ήταν ανεξάρτητη από την περίσφιγξη που παρέχουν οι μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ, αφού μετρήθηκαν πολύ κοντινές τιμές της για όλα τα δοκίμια με μέση τιμή 0.70%. Αυτό οφείλεται στο γεγονός ότι η έναρξη του λυγισμού είναι ένα κινηματικό φαινόμενο και εξαρτάται από μια κρίσιμη τιμή πλευρικής παραμόρφωσης (προς τα έξω κάμψη) της ράβδου, μετά από την οποία η ράβδος χάνει την ευστάθειά της. Ο λυγισμός των διαμήκων ράβδων λαμβάνει χώρα αμέσως μετά τη διαρροή τους σε θλίψη και μάλιστα στον επόμενο κύκλο φόρτισης. Αυτό αποδίδεται στη (σχεδόν) μηδενική αξονική δυσκαμψία των ράβδων στο πλατώ διαρροής. Με βάση την πειραματική μαρτυρία του δοκιμίου L0_C φαίνεται τελικά ότι ο αρχικός διαχωρισμός της επικάλυψης σκυροδέματος αποδίδεται στο λυγισμό των διαμήκων ράβδων. Έτσι η αποτίναξη της επικάλυψης σκυροδέματος στη θλιβόμενη ζώνη που οδηγεί στην πτώση του οριζόντιου φορτίου και την αστοχία, επιταχύνεται από το λυγισμό των διαμήκων ράβδων. Ο λυγισμός των διαμήκων ράβδων μέσα από τους μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ δεν απετράπη αλλά καθυστέρησε σημαντικά να εμφανιστεί, κατά περίπου 3 έως 7 κύκλους σε σύγκριση με το

232 Κεφάλαιο 8 ο Λυγισμός των Διαμήκων Ράβδων σε Περισφιγμένο με Μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ Σκυρόδεμα 200 δοκίμιο ελέγχου. Ακόμα όμως και όταν συνέβη, ο λυγισμός ήταν περιορισμένος και ελεγχόμενος, με αποτέλεσμα να οδηγεί γενικά σε μικρή πτώση της αντοχής των δοκιμίων. Φαίνεται λοιπόν ότι λόγω της περίσφιγξης μέσω των μανδυών ΙΑΜ και ΙΟΠ υπήρχε η δυνατότητα ανακατανομής του θλιπτικού φορτίου από τις λυγισμένες μέσα από τους μανδύες ράβδους προς τον περισφιγμένο πυρήνα σκυροδέματος, καθώς η αποτίναξη της επικάλυψης παρεμποδίζονταν από τους μανδύες. Σε αντίθεση με τους μανδύες ΙΟΠ, οι μανδύες ΙΑΜ μπορούν να παραλάβουν τοπικές συγκεντρώσεις τάσεων χωρίς θραύση των ινών τους. Έτσι κατά το λυγισμό όπου οι διαμήκεις ράβδοι κάμπτονται προς τα έξω στις γωνίες της διατομής, οι μανδύες ΙΑΜ παραλαμβάνουν τις συγκεντρώσεις τάσεων που δημιουργούνται χωρίς να αστοχούν πρόωρα. Όταν ανεπτύχθησαν υψηλές αξονικές παραμορφώσεις (μεγαλύτερες από 1%) στη θλιβόμενη ζώνη των υποστυλωμάτων, ο εύκαμπτος μανδύας ΙΑΜ διογκώθηκε σημαντικά και διερράγει. Αντιθέτως η αποτελεσματικότητα του πιο δύσκαμπτου μανδύα ΙΑΜ από ίνες άνθρακα ήταν μεγαλύτερη. Παρόλο που στο τέλος της δοκιμής η μέγιστη αξονική παραμόρφωση στη βάση του υποστυλώματος L0_M4, ήταν αρκετά υψηλή ίση με 1.56%, η μέση αναπτυσσόμενη εγκάρσια παραμόρφωση του μανδύα παρέμεινε σε χαμηλά επίπεδα της τάξης του 1%. Υπάρχει σημαντικό περιθώριο διαθέσιμης στροφικής ικανότητας από την έναρξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων μέχρι την τελική αστοχία των υποστυλωμάτων. Η τιμή του λόγου θ bb,exp /θ u,exp μειώνεται όταν η δυσκαμψία του μανδύα συνθέτων υλικών στην εγκάρσια διεύθυνση αυξάνεται. Η ημιεμπειρική έκφραση των Berry and Eberhard (2005) βρέθηκε να υπερεκτιμά την τιμή της σχετικής μετακίνησης των υποστυλωμάτων κατά την έναρξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων τους. Βιβλιογραφία Bae, C., Mieses, A. M., Bayrak, O., (2005), Inelastic Buckling of Reinforcing Bars, ASCE Journal of Structural Engineering, V. 131, No. 2, pp Berry, M. P., and Eberhard, M. O., (2005), Practical Performance Model for Bar Buckling, ASCE Journal of Structural Engineering, V 131, No 7, pp Bresler, B., and Gilbert, P.H., (1961), Tie Requirements for Reinforced Concrete Columns, ACI Journal, V. 58, No. 5, pp

233 Κεφάλαιο 8 ο Λυγισμός των Διαμήκων Ράβδων σε Περισφιγμένο με Μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ Σκυρόδεμα 201 Chun, S. S., and Park, H. C., (2002), Load Carrying Capacity and Ductility of RC Columns Confined by Carbon Fiber Reinforced Polymer, Proc., 3rd Int. Conf. on Composites in Infrastructure, (CD - ROM). Dhakal, P. R., and Maekawa, K., (2002), Modelling for Postyield Buckling of Reinforcement, ASCE Journal of Structural Engineering, V 128, No 9, pp Fam, A. Z., and Rizkalla, S. H., (2001). Confinement Model for Axially Loaded Concrete Confined by Circular Fiber - Reinforced Polymer Tubes, ACI Structural Journal, V. 98, No. 4, pp Gomes, A., and Appleton, J., (1997), Nonlinear Cyclic Stress - Strain Relationship of Reinforcing Bars Including Buckling, Elsevier Engineering Structures, V. 19, No. 10, pp Harries, K. A., and Kharel, G., (2002), Behavior and Modeling of Concrete Subject to Variable Confining Pressure, ACI Structural Journal, V. 99, No. 2, pp Kunnath, S., El-Bahy, A., Taylor, A., and Stone, W., (1997), Cumulative Seismic Damage of RC Bridge Piers, Technical Report, NCEER , National Center for Earthquake Engineering Research, Buffalo, N.Y. Marques, S.P.C., Marques, D.C.S.C., da Silva, J.L., Cavalcante, M.A.A., (2004), Model for Analysis of Short Columns of Concrete Confined by Fiber - reinforced Polymer, ASCE Journal of Composites for Construction, V. 8, No. 4, pp Mau, S., (1990), Effect of Tie Spacing on Inelastic Buckling of Reinforcing Bars, ACI Structural Journal, V. 87, No. 6, pp Mirmiran, A., and Shahawy, (1996), A New Concrete - Filled Hollow FRP Composite Column, Composites - Part B, V. 27, No. 3-4, pp Monti, G., and Nuti, C., (1992), Nonlinear Cyclic Behavior of Reinforcing Bars Including Buckling, ASCE Journal of Structural Engineering, V 118, No 12, pp Moyer, M., and Kowalsky, M., (2001), Influence of Tension Strain on Buckling of Reinforcement in RC Bridge Columns, Dept. of Civil Engineering, North Carolina State University, Raleigh, N.C. Pantazopoulou, S. J., (1998), Detailing for Reinforcement Stability in RC members, ASCE Journal of Structural Engineering, V. 124, No. 6, pp Rodriguez, M., Botero, J., and Villa, J., (1999), Cyclic Stress - Strain Behavior of Reinforcing Steel Including Effect of Buckling, ASCE Journal of Structural Engineering, V. 125, No. 6, pp Spoelstra, M. R., and Monti, G., (1999), FRP - Confined Concrete Model, ASCE Journal of Composites for Construction, V. 3, No. 3, pp

234 Κεφάλαιο 8 ο Λυγισμός των Διαμήκων Ράβδων σε Περισφιγμένο με Μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ Σκυρόδεμα 202 Tastani, S., and Pantazopoulou, S., (2004), Experimental Evaluation of FRP Jackets in Upgrading RC Corroded Columns with Substandard Detailing, Elsevier Engineering Structures, V 26, No 6, pp Tastani, S. P., Pantazopoulou, S. J., Zdoumba, D., Plakantaras, V., and Akritidis, E., (2006), Limitations of FRP Jacketing in Confining Old - Type Reinforced Concrete Members in Axial Compression, ASCE Journal of Composites for Construction, V. 10, No. 1, pp

235 Κεφάλαιο 9 Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με Πρόσθετο Οπλισμό σε Εγκοπές (ΠΟΕ) Στο κεφάλαιο αυτό αναπτύσσεται ένα νέο αναλυτικό και υπολογιστικό προσομοίωμα για το σχεδιασμό καμπτικών ενισχύσεων υποστυλωμάτων με ΠΟΕ ΙΟΠ ή ανοξείδωτου χάλυβα. Αρχικά παρουσιάζονται οι υιοθετούμενες απλοποιητικές παραδοχές και οι μηχανισμοί αστοχίας κατά την οριακή κατάσταση αντοχής, για διατομές ενισχυμένες σε κάμψη με ΠΟΕ. Στη συνέχεια λαμβάνει χώρα η διακριτοποίηση της ορθογωνικής διατομής η οποία περιλαμβάνει την κατανομή των εσωτερικών και των πρόσθετων οπλισμών στις γωνίες της διατομής. Για τη διακριτοποιημένη διατομή θεωρείται η γενική περίπτωση ενισχυμένου σε κάμψη με ΠΟΕ υποστυλώματος που υποβάλλεται σε διαξονική κάμψη. Τα βήματα που ακολουθούνται στις επόμενες Ενότητες για τον υπολογισμό των ροπών αντοχής των ενισχυμένων υποστυλωμάτων, περιλαμβάνουν: (α) τον υπολογισμό της παραμόρφωσης των ΠΟΕ και των εσωτερικών ράβδων βάσει του συμβιβαστού των παραμορφώσεων, (β) τον υπολογισμό των εσωτερικών δυνάμεων των διαμήκων ράβδων, των πρόσθετων οπλισμών και της συνισταμένης θλιπτικής δύναμης του σκυροδέματος, (γ) τον υπολογισμό της θέσης του ουδέτερου για την εξασφάλιση ισορροπίας μεταξύ των εσωτερικών δυνάμεων, (δ) το υιοθετούμενο προσομοίωμα βάσει του οποίου λαμβάνεται υπόψη η συνεισφορά της περίσφιγξης με μανδύες συνθέτων υλικών και (ε) τη θεώρηση ισορροπίας καμπτικών ροπών ως προς τους δύο ορθογωνικούς άξονες. Κατόπιν παρουσιάζεται λεπτομερώς η διαδικασία επίλυσης των παραπάνω βημάτων μέσω της υλοποίησης προγράμματος σε Η/Υ. Ακολουθεί η σύγκριση των προβλέψεων του αναλυτικού προσομοιώματος με τα πειραματικά αποτελέσματα δύο ανεξάρτητων πηγών. Τέλος, αφού η συμφωνία μεταξύ αναλυτικού προσομοιώματος πειραματικών αποτελεσμάτων κρίνεται ικανοποιητική, εξετάζεται η επιρροή μιας σειράς παραμέτρων στις ροπές αντοχής των ενισχυμένων υποστυλωμάτων, όπως: το μηχανικό ποσοστό του ΠΟΕ, το ανηγμένο αξονικό φορτίο, το μηχανικό ποσοστό του οπλισμού περίσφιγξης, η ενεργή παραμόρφωση των ΠΟΕ ΙΟΠ και το μηχανικό ποσοστό του εσωτερικού διαμήκους οπλισμού.

236 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ ΕΙΣΑΓΩΓΗ Ο υπολογισμός της ροπής αντοχής σε εφαρμογές καμπτικών ενισχύσεων με ΠΟΕ γίνεται κατ αναλογία με αυτόν για συμβατικά οπλισμένα (με χαλύβδινες ράβδους) μέλη, δηλαδή βάσει ισορροπίας των εσωτερικών δυνάμεων, του συμβιβαστού των παραμορφώσεων και ισορροπίας ροπών, λαμβάνοντας υπόψη όμως: (α) τις ιδιαιτερότητες της μηχανικής συμπεριφοράς των συνθέτων υλικών (π.χ. γραμμική ελαστικότητα μέχρι τη θραύση) και (β) το ενδεχόμενο πρόωρης αποκόλλησής τους από το σκυρόδεμα. Έτσι για τον προσδιορισμό της αντοχής δοκών που έχουν ενισχυθεί με ΠΟΕ συνθέτων υλικών είναι απαραίτητη η υιοθέτηση ενός προσομοιώματος συνάφειας, βάσει του οποίου θα είναι δυνατή η πρόβλεψη της παραμόρφωσης κατά την αποκόλληση των ΠΟΕ συνθέτων υλικών, πολλαπλασιάζοντας απλά την εφελκυστική παραμόρφωση θραύσης τους επί ένα μειωτικό συντελεστή. Η ανάλυση διατομών για τις οποίες πρέπει να ληφθεί υπόψη η αλληλεπίδραση ροπής κάμψης αξονικής δύναμης (υποστυλώματα) γίνεται σε πλήρη αντιστοιχία με τα προαναφερθέντα, με βασική διαφορά την προσθήκη ενός επί πλέον όρου στις εξισώσεις ισορροπίας δυνάμεων και υπολογισμού ροπών, αυτού που αντιστοιχεί στην αξονική δύναμη που ασκείται στη διατομή. Έτσι, με μια σχετικά απλή επαναληπτική διαδικασία, προσδιορίζεται το ύψος της θλιβόμενης ζώνης και η ροπή κάμψης (για δεδομένο αξονικό φορτίο) των ενισχυμένων σε κάμψη υποστυλωμάτων. Επαναλαμβάνοντας την ίδια πορεία για αρκετά αξονικά φορτία, είναι δυνατή και η κατασκευή των διαγραμμάτων αλληλεπίδρασης μονοαξονικής ροπής κάμψης αξονικής δύναμης, για διάφορα ποσοστά πρόσθετου οπλισμού ενίσχυσης. Βάσει αυτών των διαγραμμάτων αλληλεπίδρασης θα μπορούσε να πραγματοποιηθεί και ο σχεδιασμός των καμπτικών ενισχύσεων υποστυλωμάτων, ο οποίος μάλιστα θα κάλυπτε και τις απαιτήσεις των αντισεισμικών κανονισμών. Βέβαια, σύμφωνα με τους σύγχρονους αντισεισμικούς κανονισμούς, οι κατασκευές αναλύονται και σχεδιάζονται θεωρώντας ανεξάρτητα τη δράση σχεδιασμού της σεισμικής κίνησης σε κάθε κατεύθυνση. Αυτές ο κατευθύνσεις, για κατασκευές με συνηθισμένο δομικό σχήμα, επιλέγονται έτσι ώστε να συμπίπτουν με τους κύριους άξονες της κατασκευής σε κάτοψη. Κάτω από αυτές τις συνθήκες θεωρείται ότι η απόκριση της κατασκευής λαμβάνει χώρα κυρίως ή αποκλειστικά στη μία οριζόντια διεύθυνση και τα υποστυλώματα υποβάλλονται στην ουσία σε μονοαξονική κάμψη με αξονικό φορτίο. Οι σεισμοί, ωστόσο, διαθέτουν δύο ταυτόχρονες οριζόντιες συνιστώσες, εξαιτίας των οποίων η κατασκευή αποκρίνεται σε μια κεκλιμένη διεύθυνση, με αποτέλεσμα τα υποστυλώματα να υποβάλλονται σε διαξονική κάμψη. Τα πράγματα γίνονται πολύ χειρότερα σε ορισμένες (τυπικές) κτιριακές κατασκευές, οι οποίες χαρακτηρίζονται από

237 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 205 έντονη ασυμμετρία σε κάτοψη, και έχουν την τάση να αναπτύσσουν στρεπτική απόκριση και διαξονική κάμψη στα υποστυλώματα, ακόμα και για σεισμικές κινήσεις μιας διεύθυνσης. Έτσι είναι πολύ σημαντικό, κατά το σχεδιασμό καμπτικών ενισχύσεων για υφιστάμενα υποστυλώματα, να λαμβάνεται υπόψη η σύζευξη μεταξύ των καμπτικών ροπών στις δύο κύριες διευθύνσεις. Μέχρι σήμερα η μόνη ερευνητική εργασία στην οποία λαμβάνεται υπόψη η διαξονική κάμψη κατά το σχεδιασμό καμπτικών ενισχύσεων υποστυλωμάτων με σύνθετα υλικά είναι αυτή των Monti and Alessandri (2007). Στην εν λόγω εργασία οι συγγραφείς προτείνουν κλειστού τύπου εξισώσεις για τον υπολογισμό της απαιτούμενης ποσότητας οπλισμού ενίσχυσης από ΙΟΠ, για υποστυλώματα που υποβάλλονται σε διαξονική κάμψη, προκειμένου να αποκτηθούν οι ροπές αντοχής σχεδιασμού. Βασικό όμως μειονέκτημα του προσομοιώματος των Monti and Alessandri (2007) αποτελεί η χρήση του απλοποιητικού ορθογωνικού στερεού των τάσεων για το σκυρόδεμα σε θλίψη. Είναι γνωστό [π.χ. Park and Paulay (1974)], ότι για υποστυλώματα με μη ορθογωνική θλιβόμενη περιοχή, η χρήση των παραμέτρων που προκύπτουν για ορθογωνικές θλιβόμενες περιοχές μπορεί να οδηγήσουν σε μη αποδεκτή ακρίβεια. Συγκρίνοντας τις προβλέψεις των ροπών αντοχής που είχαν υπολογιστεί βάσει του ισοδύναμου ορθογωνικού στερεού των τάσεων για διάφορα σχήματα των θλιβομένων ζωνών όπως: ορθογωνικό, ημικυκλικό και τριγωνικό (διαξονική κάμψη), οι Kahn and Meyer (1995), κατέληξαν στο συμπέρασμα ότι υπάρχει σαφής τάση υπερεκτίμησης της πειραματικής ροπής αντοχής για τριγωνικές θλιβόμενες ζώνες. Ακόμα όμως και όταν (προσεγγιστικά) υιοθετείται το ορθογωνικό στερεό των τάσεων, η σωστή εφαρμογή του, για την περίπτωση διατομών που έχουν ενισχυθεί με πρόσθετο οπλισμό συνθέτων υλικών και υποβάλλονται σε διαξονική κάμψη, είναι εξαιρετικά δύσκολη. Ενώ για τις μη ενισχυμένες σε κάμψη διατομές, όπου η αστοχία λαμβάνει χώρα εξαιτίας της σύνθλιψης του σκυροδέματος όλη η θλιβόμενη ζώνη πλαστικοποιείται, για τα ενισχυμένα μέλη η αστοχία μπορεί να προέλθει από αποκόλληση του πρόσθετου οπλισμού ενίσχυσης, όταν οι παραμορφώσεις του σκυροδέματος στη θλιβόμενη ζώνη βρίσκονται σε χαμηλά επίπεδα. Έτσι, σ αυτήν την περίπτωση, ο σωστός προσδιορισμός του ισοδύναμου ορθογωνικού στερεού των τάσεων, ο οποίος εξαρτάται από την παραμόρφωση της ακραίας θλιβόμενης ίνας προϋποθέτει τη λήψη μιας ομάδας ισοδύναμων ορθογωνικών στερεών, καθένα από τα οποία θα αντιστοιχεί σε ένα διαφορετικό επίπεδο θλιπτικής παραμόρφωσης, εκατέρωθεν της ακραίας θλιβόμενης ίνας ε c. Αυξάνοντας τον αριθμό των ισοδύναμων ορθογωνικών στερεών πλάτους b i (όπου, b i = b ) αυξάνεται και η ακρίβεια στον υπολογισμό της συνισταμένης θλιπτικής δύναμης του σκυροδέματος. Απεναντίας, η λήψη ενός μόνο ισοδύναμου ορθογωνικού στερεού τάσεων (που αντιστοιχεί στην παραμόρφωση της ακραίας θλιβόμενης ίνας ε c ) για ενισχυμένες σε κάμψη ε c,

238 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 206 διατομές που υποβάλλονται σε διαξονική κάμψη [Monti and Alessandri (2007)], οδηγεί σε σημαντική, αν όχι μεγάλη, υπερτίμηση της συνισταμένης θλιπτικής δύναμης του σκυροδέματος. Τέλος, σε κανένα από τα αναλυτικά προσομοιώματα που έχουν αναπτυχθεί μέχρι σήμερα για τον υπολογισμό της ροπής αντοχής ενισχυμένων με πρόσθετο οπλισμό (εξωτερικά επικολλούμενο ή ΠΟΕ) μελών, δεν περιλαμβάνεται η ταυτόχρονη επίδραση της εξωτερικής περίσφιγξης με μανδύες συνθέτων υλικών. Η τελευταία είναι όπως παρουσιάστηκε και στα πειραματικά αποτελέσματα του 6 ου Κεφαλαίου δεσπόζουσα, καθώς στις περισσότερες περιπτώσεις καθορίζει τη μορφή αστοχίας. Επομένως η ανάπτυξη ενός γενικής ισχύος αναλυτικού προσομοιώματος για την καμπτική ενίσχυση υποστυλωμάτων οπλισμένου σκυροδέματος παραμένει ένα ανοιχτό πεδίο. Στο παρόν κεφάλαιο αναπτύσσεται για πρώτη φορά ένα αναλυτικό και υπολογιστικό προσομοίωμα υποστυλωμάτων που έχουν ενισχυθεί σε κάμψη με ΠΟΕ (ΙΟΠ ή ανοξείδωτου χάλυβα), το οποίο περιλαμβάνει: (1) Τη μείωση των ροπών αντοχής ως προς τους δύο κύριους άξονες (ισχυρό και ασθενή), η οποία οφείλεται στην έντονη σύζευξή τους, για τα ενισχυμένα σε κάμψη υποστυλώματα που υποβάλλονται σε διαξονική κάμψη. (2) Την εφαρμογή ενός τραπεζοειδούς στερεού (κομμένη πυραμίδα) τάσεων για το σκυρόδεμα σε θλίψη, το οποίο σε σύγκριση με το κλασικό ορθογωνικό στερεό, προσομοιώνει με αρκετά μεγαλύτερη ακρίβεια τον όγκο του σκυροδέματος της θλιβόμενης ζώνης, ιδιαίτερα για τις ενισχυμένες διατομές. (3) Την ταυτόχρονη επίδραση της εξωτερικής περίσφιγξης με μανδύες συνθέτων υλικών στις ενισχυμένες σε κάμψη διατομές.

239 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ ΟΡΙΑΚΗ ΚΑΤΑΣΤΑΣΗ ΑΣΤΟΧΙΑΣ ΣΕ ΔΙΑΞΟΝΙΚΗ ΚΑΜΨΗ ΚΑΙ ΟΡΘΗ ΔΥΝΑΜΗ Βασικές Παραδοχές Οι παραδοχές που εφαρμόζονται στην οριακή κατάσταση αστοχίας, για διατομές που έχουν ενισχυθεί σε κάμψη με πρόσθετο οπλισμό σε εγκοπές, βασίζονται στις ίδιες υποθέσεις που υιοθετούνται στην περίπτωση μη ενισχυμένων ορθογωνικών διατομών: Οι επίπεδες διατομές παραμένουν επίπεδες. Πλήρης συνεργασία μεταξύ διαμήκους οπλισμού και σκυροδέματος. Αγνοείται η μικρή συνεισφορά του σκυροδέματος σε εφελκυσμό. Η μη γραμμική σχέση τάσης - παραμόρφωσης του χάλυβα (εσωτερικού ή ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα) λαμβάνεται διγραμμική (δε λαμβάνεται υπόψη η κράτυνση), όπως φαίνεται στο Σχ. 9.1α. Για υποστυλώματα που έχουν ενισχυθεί έναντι κάμψης ή/και περισφιγκτεί με μανδύες συνθέτων υλικών, θεωρούνται επιπροσθέτως οι εξής παραδοχές: Πλήρης συνεργασία μεταξύ ΠΟΕ και σκυροδέματος μέχρι την αστοχία. Γραμμική σχέση τάσης - παραμόρφωσης για τους ΠΟΕ ΙΟΠ. Θεωρείται διγραμμική συμπεριφορά τόσο για το περισφιγμένο με μανδύες ΙΟΠ σκυρόδεμα (με κράτυνση μετελαστικού κλάδου που εξαρτάται από τη δυσκαμψία του μανδύα ΙΟΠ), όσο και για το απερίσφιγκτο (μηδενική δυσκαμψία στο μετελαστικό κλάδο), αντί του παραβολικού διαγράμματος σ - ε. Όπως φαίνεται στο Σχ 9.1β η αλλαγή της κλίσης πραγματοποιείται και στις δύο περιπτώσεις σε παραμόρφωση ( ε co =0.002), η οποία αντιστοιχεί στην αντοχή του απερίσφιγκτου σκυροδέματος ( f co ).

240 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 208 Εφελκυσμός f y (α) ε y ε y Παραμόρφωση Τυπική καμπύλη σ-ε Διγραμμικό προσομοίωμα f y Θλίψη (β) Θλιπτική τάση f ccu f co σ c Τυπική καμπύλη σ-ε Διγραμμικό προσομοίωμα Περισφιγμένο με μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ σκυρόδεμα Απερίσφιγκτο σκυρόδεμα ε co ε cu ε ccu ε c Παραμόρφωση Σχήμα 9.1 Διγραμμικά προσομοιώματα τάσης - παραμόρφωσης: (α) χάλυβας και (β) σκυρόδεμα.

241 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ Οριακή Κατάσταση Αντοχής Μηχανισμοί Αστοχίας Η παραμορφωσιακή κατάσταση μιας διατομής ορίζεται μονοσήμαντα με βάση τη θλιπτική παραμόρφωση του σκυροδέματος ε c και την εφελκυστική παραμόρφωση του ΠΟΕ ε n. Η αστοχία μπορεί να οφείλεται είτε σε σύνθλιψη του σκυροδέματος όταν η παραμόρφωση στην ακραία θλιβόμενη ίνα του ε c γίνει ίση με την οριακή ε cu (ή ε ccu για περισφιγμένο σκυρόδεμα), είτε σε αστοχία των ΠΟΕ όταν η παραμόρφωσή τους στην ακραία εφελκυόμενη ίνα γίνει ίση με μια οριακή τιμή εn = εn,lim. Ο έλεγχος για το ποια μορφή αστοχίας προηγείται εξασφαλίζεται μέσω του συμβιβαστού των παραμορφώσεων με βάση τα γεωμετρικά χαρακτηριστικά της διατομής, όπως φαίνεται στο Σχ. 9.2: ε cu (ή ε ccu ) ε n,lim Αστοχία λόγω σύνθλιψης του σκυροδέματος Αστοχία λόγω αποκόλλησης ή θραύσης του ΠΟΕ Σχήμα 9.2 Κατανομή παραμορφώσεων καθ ύψος της διατομής στην οριακή κατάσταση αντοχής. Η οριακή παραμόρφωση των ΠΟΕ ε n,lim, εξαρτάται από τη μορφή αστοχίας τους, η οποία μπορεί οφείλεται στην αποκόλληση ή θραύση των ΙΟΠ. Κατά το σχεδιασμό καμπτικών ενισχύσεων σε στοιχεία τύπου δοκού εφαρμόζεται ένας μειωτικός συντελεστής με τον οποίο πολλαπλασιάζεται η τιμή της εφελκυστικής αντοχής των ΠΟΕ. Βέβαια ο εν λόγω συντελεστής έχει προκύψει βάσει πειραματικών αποτελεσμάτων δοκιμών εξόλκευσης των ΠΟΕ ΙΟΠ και δοκών ή σπανιότερα πλακών (Ενότητα 2.2.3) που είχαν ενισχυθεί με ΠΟΕ ΙΟΠ και υποβλήθηκαν σε μονοτονική κάμψη. Αντιθέτως στο 6 ο κεφάλαιο, όπου παρουσιάστηκαν τα πειραματικά αποτελέσματα της πρώτης συστηματικής μελέτης καμπτικής ενίσχυσης υποστυλωμάτων υπό

242 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 210 ανακυκλιζόμενη κάμψη (και σταθερό αξονικό φορτίο) με ΠΟΕ, ανέκυψαν ορισμένες διαφορετικού τύπου αστοχίες λόγω αποκόλλησης ή θραύσης των ΠΟΕ εξαιτίας της ανακύκλισης της φόρτισης. Η δυσμενής επίδραση της ανακύκλισης της φόρτισης (π.χ. διαδοχική θλίψη εφελκυσμός θλίψη - εφελκυσμός κλπ.) στο μηχανισμό αστοχίας των ελασμάτων άνθρακα [με τη μεγάλη τους διάσταση κάθετη στην ενισχυμένη πλευρά του υποστυλώματος (Ομάδα C_Per_)] είναι η ακόλουθη. : Η μερική αποκόλληση των ελασμάτων άνθρακα όταν αυτά υποβάλλονται σε υψηλές εφελκυστικές δυνάμεις έχει ως αποτέλεσμα την απώλεια της πλευρικής τους στήριξης από το συγκολλητικό υλικό. Συνέπεια της απώλειας στήριξης για τους πρόσθετους οπλισμούς είναι ο τοπικός λυγισμός τους στον αμέσως επόμενο κύκλο φόρτισης όταν οι τελευταίοι υποβληθούν σε υψηλές θλιπτικές τάσεις, με αποτέλεσμα η θραύση των ελασμάτων που έχουν υποστεί τοπικό λυγισμό να γίνεται σε παραμόρφωση σημαντικά μικρότερη από τη μέγιστη. Επίσης για τα υποστυλώματα που είχαν ενισχυθεί με ΠΟΕ από ελάσματα άνθρακα [με τη μεγάλη τους διάσταση παράλληλη στην ενισχυόμενη πλευρά του υποστυλώματος (Ομάδα C_Par_)], ράβδους γυαλιού και ράβδους ανοξείδωτου χάλυβα, η ανακύκλιση της φόρτισης οδήγησε σε ένα νέο μηχανισμό αστοχίας λόγω αποκόλλησης των θλιβόμενων ΠΟΕ. Η αποκόλληση των ΠΟΕ αποδίδεται στην προς τα έξω εκτίναξη των τελευταίων λόγω λυγισμού. Βέβαια όπως παρουσιάστηκε και στο Κεφάλαιο 6, αν τα ενισχυμένα με ΠΟΕ δοκίμια περισφιγχθούν με ένα τοπικό μανδύα συνθέτων υλικών στη βάση τους, ο λυγισμός καθυστερείται και αυξάνεται η τιμή της ε n,lim. Τέλος για τα δοκίμια όπου οι ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα είχαν επικολληθεί και αγκυρωθεί με κονίαμα αντί ρητίνης, παρατηρήθηκε ένας διαφορετικός μηχανισμός αστοχίας, ο οποίος χαρακτηρίσθηκε από την εξόλκευση των ΠΟΕ στην περιοχή της αγκύρωσής τους. Οι πιο πιθανοί μηχανισμοί αστοχίας υποστυλωμάτων οπλισμένου σκυροδέματος ενισχυμένων σε κάμψη με ΠΟΕ ΙΟΠ ή ανοξείδωτου χάλυβα, που υποβάλλονται σε σεισμική φόρτιση, περιγράφονται παραστατικά στο Σχ Τονίζεται σ αυτό το σημείο ότι η αστοχία λόγω τοπικού λυγισμού των διαμήκων ράβδων δεν έχει ληφθεί υπόψη στο αναλυτικό προσομοίωμα υπολογισμού των ροπών αντοχής ακόμα και για παλαιού τύπου υποστυλώματα με χαμηλό ποσοστό εγκάρσιου οπλισμού. Η μη θεώρηση της επίδρασης του λυγισμού των εσωτερικών ράβδων κατά τον υπολογισμό της ροπής αντοχής υποστυλωμάτων ενισχυμένων με ΠΟΕ έχει βασιστεί στα πειραματικά αποτελέσματα που παρουσιάστηκαν στο Κεφάλαιο 6. Με βάση την πειραματική μαρτυρία σε κανένα από τα ενισχυμένα με ΠΟΕ δοκίμια δεν παρατηρήθηκε αστοχία λόγω λυγισμού των εσωτερικών ράβδων, καθώς ένα σημαντικό ποσοστό της θλιπτική δύναμης αναλαμβανόταν από τους ΠΟΕ με αποτέλεσμα την ανακούφιση των διαμήκων ράβδων που βρίσκονταν σε θλίψη. Αντιθέτως παρατηρήθηκε απότομος λυγισμός των διαμήκων ράβδων αμέσως μετά την αστοχία των ΠΟΕ. Βέβαια παρόλο που η ανωτέρω συμπεριφορά παρατηρήθηκε συστηματικά στα εξεταζόμενα

243 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 211 δοκίμια, πρέπει να θεωρείται σαν ενδεικτική και στις περιπτώσεις υποστυλωμάτων με χαμηλό ποσοστό εγκάρσιου οπλισμού, όπου οι τοπικές αστοχίες λόγω λυγισμού πρέπει να εξασφαλίζονται ανεξάρτητα, μέσω εξωτερικής περίσφιγξης. Σύνθλιψη σκυρ/τος Η σύνθλιψη του σκυροδέματος αποτρέπεται Θραύση του ΠΟΕ Θραύση του ΠΟΕ σε μεγάλη εφελκυστική παραμόρφωση Λυγισμός του ΠΟΕ Ο Λυγισμός του ΠΟΕ αποτρέπεται ή περιορίζεται Εξόλκευση του ΠΟΕ στην αγκύρωση Η εξόλκευση του ΠΟΕ στην αγκύρωση δεν περιορίζεται Εγκοπές με κονίαμα Σχήμα 9.3 Μορφές αστοχίας υποστυλώματος ενισχυμένου σε κάμψη με ΠΟΕ ΙΟΠ ή ανοξείδωτου χάλυβα Ενεργή Παραμόρφωση των ΠΟΕ Η ενεργή παραμόρφωση ε n,lim των ΙΟΠ, για μέλη που έχουν ενισχυθεί σε κάμψη με ΠΟΕ ΙΟΠ και υποβάλλονται σε ανακυκλιζόμενη φόρτιση, λαμβάνεται ως ένα ποσοστό της παραμόρφωσης θραύσης ε u των ΙΟΠ σε μονοαξονικό εφελκυσμό, ως εξής: ε n,lim = k ε (9.1) n u όπου ο μειωτικός συντελεστής των παραμορφώσεων των ΠΟΕ ΙΟΠ ( kn = ε n,lim / εu) προσδιορίζεται σε αυτή την ενότητα, βάσει των μορφών αστοχίας που παρουσιάστηκαν στο Κεφάλαιο 6, δηλαδή:

244 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 212 k n rupt = k, για να ληφθεί υπόψη η επίδραση της ανακυκλιζόμενης φόρτισης στην παραμόρφωση θραύσης των ΠΟΕ ΙΟΠ. k = k, ώστε να ληφθεί υπόψη (κατάλληλη) μείωση στην εφελκυστική παραμόρφωση των n buck ΠΟΕ ΙΟΠ εξαιτίας της πρόωρης αποκόλλησής τους λόγω λυγισμού. k = k, για περισφιγμένα με μανδύες ΙΟΠ ή ΙΑΜ μέλη ώστε να ληφθεί υπόψη η n jack παραμόρφωση αποκόλλησης ή θραύσης των ΠΟΕ ΙΟΠ. Ο συντελεστής k jack περιλαμβάνει και τους δύο τύπους αστοχιών (αποκόλληση και θραύση). Η τιμή του γενικά αυξάνεται με την αύξηση του πάχους (δυσκαμψία) του μανδύα ΙΟΠ. Βέβαια καθώς η μορφή αστοχίας των ΠΟΕ ΙΟΠ αλλάζει βαθμιαία από αποκόλληση σε θραύση η εξάρτηση του k jack από τη δυσκαμψία του μανδύα ( E f t f ) μειώνεται δραματικά. Η υιοθέτηση τιμών για τους μειωτικούς συντελεστές γίνεται στο παρόν κεφάλαιο, ελλείψει άλλων αντίστοιχων πειραματικών αποτελεσμάτων, βάσει των ενεργών παραμορφώσεων των ΠΟΕ, όπως αυτές προσδιορίστηκαν στην Ενότητα 6.3. Για τα δοκίμια της Ομάδας C_Per_, η ενεργή παραμόρφωση θραύσης των ΙΟΠ βρέθηκε ίση περίπου με τη μισή της οριακής εφελκυστικής παραμόρφωσής τους σε μονοαξονικό εφελκυσμό ( k rupt = 0.5). Όμως όταν τα ελάσματα άνθρακα τοποθετήθηκαν στις εγκοπές με τη μεγάλη τους διάσταση παράλληλη στην ενισχυόμενη πλευρά του υποστυλώματος (C_Par), η ενεργή παραμόρφωσή τους μειώθηκε στο μισό εξαιτίας της πρόωρης αποκόλλησης λόγω λυγισμού ( k buck = 0.25). Αλλά με την παρουσία εξωτερικής περίσφιγξης μέσω τοπικού μανδύα ΙΑΜ (δοκίμιο C_Par_J), η ενεργή παραμόρφωση των ελασμάτων αυξήθηκε σημαντικά στα 2/3 της οριακής εφελκυστικής τους παραμόρφωσης ( k jack = 0.67). Τέλος για τις πρόσθετες ράβδους γυαλιού η ενεργή παραμόρφωση ήταν περίπου ίση με το 1/3 της παραμόρφωσης θραύσης των ράβδων ( k buck = 0.35). Η γνώση της ενεργής παραμόρφωσης ε n,lim των ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα δεν έχει ιδιαίτερη πρακτική σημασία για το σχεδιασμό καμπτικών ενισχύσεων, καθώς η τιμή της τελευταίας είναι αρκετά μεγαλύτερη από την παραμόρφωση συμβατικής διαρροής του ανοξείδωτου χάλυβα. Έτσι η πρόβλεψη της ροπής αντοχής υποστυλωμάτων που έχουν ενισχυθεί σε κάμψη με ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα μπορεί να γίνει με ακρίβεια χρησιμοποιώντας τη συμβατική τάση διαρροής.

245 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ Διακριτοποίηση Ορθογωνικής Διατομής Τόσο οι εσωτερικοί όσο και οι πρόσθετοι οπλισμοί θεωρούνται κατανεμημένοι στις τέσσερις γωνίες της διατομής. Πιο συγκεκριμένα οι διαμήκεις χαλύβδινες ράβδοι αριθμούνται με 1,2,3 και 4, οι πρόσθετοι οπλισμοί κατά το πλάτος b της ορθογωνικής διατομής αριθμούνται με 1b, 2b, 3b και 4b, ενώ οι πρόσθετοι οπλισμοί καθ ύψος h της ορθογωνικής διατομής αριθμούνται με 1h, 2h, 3h και 4h. Οι διατομές με περισσότερες εσωτερικές ράβδους ή οπλισμό ενίσχυσης (Σχ. 9.4α), μπορούν να διακριτοποιηθούν μοιράζοντας τόσο τον πρόσθετο όσο και τον εσωτερικό οπλισμό κοντά στις τέσσερις γωνίες της ορθογωνικής διατομής όπως φαίνεται στο Σχ. 9.4β. Οι αποστάσεις των κέντρων βαρών των εσωτερικών γωνιακών ράβδων από τις δύο πλευρές b και h ορίζονται αντίστοιχα ως b 1 και d 1. Παρόμοια, οι αντίστοιχες αποστάσεις των ΠΟΕ που τοποθετούνται στις πλευρές b και h είναι b gb, gb d και b gh, d gh. 2b 1b r c A nb /2 b 1 d 1 (α) h 2h 4h h 3h (β) A s A nh /2 b gh d gh 4b b 3b d gb b gb Σχήμα 9.4 (α) Αρχική γενικευμένη διατομή και (β) διακριτοποιημένη διατομή με κατανομή του εσωτερικού και πρόσθετου οπλισμού κοντά στις γωνίες. 9.3 ΔΙΑΞΟΝΙΚΗ ΚΑΜΨΗ Ο ουδέτερος άξονας κάθε ορθογωνικής διατομής που υποβάλλεται σε διαξονική κάμψη και αξονικό φορτίο έχει κλίση ως προς τον οριζόντιο άξονα, όπως φαίνεται στο Σχ Το μέγεθος

246 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 214 αυτής της κλίσης εξαρτάται από το λόγο των ροπών κάμψης ως προς τις δύο ορθογωνικές διευθύνσεις b και h, αντίστοιχα. d gh xtanθ 2b 0.25x 2 2h G 1b 1 1h b 1 d 1 F n1b + F n2b F s1 + F s2 F c F n1h + F n2h h b gh 4h 0.25y θ 3h 4 4b 3b 3 x h-0.25x h-d gb h-d gh h-d gh 0.5h d gh N F n3h + F n4h F s3 + F s4 F n3b + F n4b d gb 0.5b b b gb Ουδέτερος άξονας Neutral Axis εn1h εcu (or ε ccu ) b-0.25y εs1 b-b gb b-b 1 εn2h εs2 εn1b b-b gh εs3 εn3h εn2b εs4 εnlim εn3b εn4h Fn2h + Fn4h Fs2 + Fs4 Fn2b + Fn4b N F c Fn1b+ Fn3b Fs1 + Fs3 F n1h F n3h εn4b Σχήμα 9.5 Γενική ορθογωνική διατομή ενισχυμένη με ΠΟΕ υπό διαξονική κάμψη Συμβιβαστό των Παραμορφώσεων Οι παραμορφώσεις των ΠΟΕ και των εσωτερικών ράβδων μπορούν να υπολογιστούν βάσει του συμβιβαστού των παραμορφώσεων (θεωρώντας τα όμοια τρίγωνα του διαγράμματος του Σχ. 9.5). Οι θετικές παραμορφώσεις υποδηλώνουν εφελκυσμό. εs1 εc = x d b cotθ x 1 1 (9.2)

247 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 215 εs2 εc = x d (b b )cotθ x 1 1 (9.3) εs3 εc = x (h d ) b cotθ x 1 1 (9.4) εs4 εc = x (h d ) (b b )cotθ x 1 1 (9.5) όπου ε c = παραμόρφωση του σκυροδέματος στην ακραία θλιβόμενη ίνα, ε si = παραμόρφωση των τεσσάρων εσωτερικών γωνιακών ράβδων (i, i=1,2,3,4) και θ = γωνία κλίσης του ουδέτερου άξονα. Οι παραμορφώσεις των ΠΟΕ που έχουν τοποθετηθεί στις πλευρές b και h, δίνονται από εξισώσεις ίδιες με τις παραπάνω. Πιο συγκεκριμένα, αντικαθιστώντας το d 1 με d gb και το b 1 με b gb υπολογίζονται οι παραμορφώσεις των τεσσάρων ΠΟΕ που έχουν τοποθετηθεί στην πλευρά b, ε nib (i, i=1,2,3,4), ενώ οι αντίστοιχες παραμορφώσεις ε nih (i, i=1,2,3,4) των τεσσάρων ΠΟΕ που έχουν τοποθετηθεί στην πλευρά h μπορούν να υπολογιστούν αντικαθιστώντας το d 1 με και το b 1 με b gh. Οι παραπάνω εξισώσεις των παραμορφώσεων μπορούν να γραφούν σε μια γενικότερη ανηγμένη τους μορφή, ως εξής: d gh 1 1 x d1 b1cotθ d1 b1cotθ d1 x b1 x εs1 = ε c = ε c 1 = ε c 1 tanθ x x x h h b b 1 1 x x εs1= ε c 1 δ 1 β 1 tanθ h b (9.6) 1 1 x x εs2 = ε c 1 δ 1 ( 1 β 1) tanθ h b (9.7)

248 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ x x εs3 = ε c 1 (h δ 1) β 1 tanθ h b (9.8) 1 1 x x εs4 = ε c 1 (h δ 1) ( 1 β 1) tanθ h b (9.9) όπου δ1 = d 1/ h και β1= b/b 1 είναι αντίστοιχα οι ανηγμένες αποστάσεις (στις δύο πλευρές h και b ) των κέντρων βαρών των εσωτερικών ράβδων από τις δύο πλευρές b και h, αντίστοιχα, όπως ορίστηκαν στο Σχ. 9.4β. Οι αντίστοιχες ανηγμένες παραμορφώσεις ε nib και ε nib μπορούν να υπολογιστούν με τις παραπάνω σχέσεις [εξ. (9.6) - (9.9)], χρησιμοποιώντας δgb = d gb / h και gb = gb, gh gh β b /b δ = d / h και βgh = b gh /b, αντίστοιχα, αντί των δ 1 και β 1. Προϋποθέσεις για την εφαρμογή των ανωτέρω σχέσεων αποτελούν ο έλεγχος διαρροής των διαμήκων εσωτερικών ράβδων και των πρόσθετων ράβδων ανοξείδωτου χάλυβα. Όταν για πρόσθετο οπλισμό χρησιμοποιούνται σύνθετα υλικά πρέπει η παραμόρφωσή τους να είναι μικρότερη της ενεργής, ε n,lim, αυτής δηλαδή που αντιστοιχεί στη θραύση ή αποκόλλησή τους, όπως ορίστηκε στην Ενότητα 9.2.3, δηλαδή: Αν ε si f y τότε fsi = fy E s Αν f E y s f y > εsi > τότε fsi = Esεsi Es Αν ε si f y τότε fsi = fy E s Καθώς επίσης ε = max( ε 4,ε 4 ) ε (μόνο για ΠΟΕ ΙΟΠ). n,max n b n h ni, im

249 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ Υπολογισμός Εσωτερικών Δυνάμεων Διαμήκεις και Πρόσθετοι Οπλισμοί Οι εσωτερικές δυνάμεις των διαμήκων και πρόσθετων οπλισμών υπολογίζονται ως εξής: F = A E ε (9.10) si si s si Fnib = Anib Enεnib (9.11) Fnih = Anih Enεnih (9.12) όπου A = A / 4 = εμβαδόν διατομής των διαμήκων ράβδων που έχουν συγκεντρωθεί στις si s γωνίες της διατομής (i, i=1,2,3,4), A = A / 4 = εμβαδόν διατομής των τοποθετημένων στην nib nb πλευρά b ΠΟΕ που έχουν συγκεντρωθεί στις γωνίες της διατομής, όπως ορίστηκε στο σχήμα Σχ. 9.4β (i, i=1,2,3,4), A = A / 4 = εμβαδόν διατομής των τοποθετημένων στην πλευρά h ΠΟΕ nih nh που έχουν συγκεντρωθεί στις γωνίες της διατομής, όπως ορίστηκε στο σχήμα Σχ. 9.4β (i, i=1,2,3,4), E s= μέτρο ελαστικότητας του χάλυβα και E n = μέτρο ελαστικότητας του ΠΟΕ Συνισταμένη Θλιπτική Δύναμη του Σκυροδέματος Στην ελαστική περιοχή, το μέγεθος της συνισταμένης θλιπτικής δύναμης του σκυροδέματος (στερεό τάσεων) είναι για την περίπτωση της διαξονικής κάμψης ίσο με τον όγκο μιας πυραμίδας (OABC), το ύψος της οποίας λαμβάνεται ίσο με την τάση του σκυροδέματος σε αυτό το σημείο, όπως φαίνεται στο Σχ Στις περισσότερες όμως οριακές καταστάσεις αστοχίας το θλιβόμενο σκυρόδεμα δεν παραμένει στην ελαστική περιοχή. Εξαιτίας των εκτεταμένων ρηγματώσεων χάνει σταδιακά τη δυσκαμψία του, μέχρι την αστοχία του λόγω θραύσης, εκτός και αν προηγείται η αστοχία των συνθέτων υλικών. Είναι επομένως αυτονόητο ότι η μη γραμμική συμπεριφορά του σκυροδέματος πρέπει να ληφθεί υπόψη κατά την ανάλυση. Θεωρώντας διγραμμική συμπεριφορά τόσο για το απερίσφιγκτο (μηδενική δυσκαμψία στο μετελαστικό κλάδο) όσο και για το περισφιγμένο σκυροδέμα (κράτυνση στο μετελαστικό κλάδο) η πολύπλοκη ανελαστική ανάλυση μπορεί να εκφυλιστεί σε μια ισοδύναμη ελαστική ανάλυση. Έτσι για τη γενικότερη περίπτωση του περισφιγμένου σκυροδέματος, όπως παρουσιάζεται στο Σχ. 9.6,

250 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 218 η ζητούμενη συνισταμένη δύναμη (όγκος OABGDE) μπορεί να υπολογιστεί με επαλληλία ισοδύναμων όγκων πυραμίδων, οι οποίοι αντιστοιχούν σε καταστάσεις ελαστικών παραμορφώσεων του σκυροδέματος. Πιο συγκεκριμένα η ζητούμενη συνισταμένη δύναμη του σκυροδέματος προκύπτει με επαλληλία ισοδύναμων όγκων πυραμίδων, ως εξής: σ i =Ε c ε i E 2 (α) Ε c F c,i Σχήμα 9.6 Προσομοίωμα πυραμίδας για το στερεό των τάσεων περισφιγμένου ή απερίσφιγκτου σκυροδέματος υπό διαξονική κάμψη. Fc = V OABGDE = (VOABC V FEGC ) + VFEGD 1 1 ' ' 1 ' ' Fc = LxLyEcεc LLE(ε x y c c ε co ) + LxLyE 2(εccu ε co ) ή (9.13) όπου Lx = x και Ly = xtanθ το ύψος τη θλιβόμενης στις δύο ορθογώνιες διευθύνσεις αντίστοιχα, E c = αρχικό μέτρο ελαστικότητας του σκυροδέματος, ε co = παραμόρφωση ( 0.002) που αντιστοιχεί στην αντοχή του απερίσφιγκτου σκυροδέματος ( f co ), ε ccu = θλιπτική παραμόρφωση αστοχίας του περισφιγμένου σκυροδέματος. Ακόμα θεωρώντας τα όμοια τρίγωνα του Σχ. 9.7, προκύπτει μια σχέση [εξ. (9.14)] μεταξύ των L, L και x y ' x ' y L, L.

251 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 219 ε c L x ε co L x Σχήμα 9.7 Σχέση μεταξύ των L x, L y και L x, L y. ' x L ε co = Lx (9.14α) εc ' y L ε co = Ly (9.14β) εc Επομένως, αντικαθιστώντας την εξ. (9.14) στην εξ. (9.13), η έκφραση για τη συνισταμένη θλιπτική δύναμη του σκυροδέματος παίρνει τη μορφή: εco εco Fc = x( xtanθ ) Ecεc E(ε c c ε co ) + E 2(εccu ε co ) 6 εc εc (9.15) Στη συνέχεια υπολογίζονται οι ανηγμένες ως προς την ποσότητα δυνάμεις, οι οποίες συμβολίζονται με φ si, φ nib bhf co εσωτερικές, φ nih και φ c. Οι τελευταίες είναι πολύ γενικές αφού μπορούν να εφαρμοστούν για οποιαδήποτε ορθογωνική διατομή, ανεξαρτήτως των γεωμετρικών χαρακτηριστικών και των λεπτομερειών όπλισης. Fsi AsiEsεsi Asi Esεsi 1 f y Esεsi ωsi Es φ = = = = ρ = ε bhfco bhfco 4bh fco 4 fco f y 4 f y si si si (9.16) Fnib AnibEnεnib Anib Enεnib 1 fn Enεnib ωnib En φ = = = = ρ = ε bhfco bhfco 4bh fco 4 fco fn 4 fn nib nib nib (9.17)

252 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 220 Fnih AnihEnεnih Anih Enεnih 1 fn Enεnih ωnih En φ = = = = ρ = ε bhfco bhfco 4bh fco 4 fco fn 4 fn nih nih nih (9.18) φ c 2 2 εco εco Ecεc E(ε c c ε co) + E 2(εccu ε co) F 1 εc εc con x x = = tanθ bhf 6 h b f c co (9.19) Αντικαθιστώντας την αντοχή του απερίσφιγκτου σκυροδέματος με fco = Ecεco, την κλίση του = και περισφιγμένου σκυροδέματος στην πλαστική περιοχή με E ( f f ) /( ε ε ) 2 ccu co ccu co εκτελώντας πράξεις και απλοποιήσεις προκύπτει η τελική ανηγμένη έκφραση για τη συνισταμένη θλιπτική δύναμη του σκυροδέματος: x x εc εco εc εco f ccu φc = tanθ ( 1) + ( 1) 6 h b εcο εc εcο εc fco (9.20) όπου ω si = (A si /bh)(f yl / f co ) = μηχανικό ποσοστό του διαμήκους οπλισμού, ω nib = (A nib /bh)(f n / f co ) και ω nih = (A nih /bh)(f n / f co ) μηχανικά ποσοστά των ΠΟΕ που έχουν τοποθετηθεί στις πλευρές b και h, αντίστοιχα, f yl = τάση διαρροής των διαμήκων ράβδων, f n = εφελκυστική αντοχή του ΠΟΕ. Επισημαίνεται ότι για τον υπολογισμό της ροπής αντοχής διατομών που έχουν ενισχυθεί με ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα πρέπει να χρησιμοποιείται η συμβατική τάση διαρροής του ανοξείδωτου χάλυβα f n = f. u,st f y,st, αντί της εφελκυστικής αντοχής του Για την εξασφάλιση ισορροπίας μεταξύ των εσωτερικών δυνάμεων, η θέση του ουδέτερου άξονα πρέπει να είναι τέτοια ώστε το αλγεβρικό άθροισμα της συνισταμένης θλιπτικής δύναμης (που ασκείται στη θλιβόμενη ζώνη), της συνισταμένης εφελκυστικής δύναμης (που ασκείται στη εφελκυόμενη ζώνη) και του αξονικού φορτίου v να είναι μηδέν. Άρα: φsi + φnib + φnih + φc + v = 0 (9.21)

253 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ Περισφιγμένο Σκυρόδεμα Προσομοίωμα Περίσφιγξης Η επιρροή της περίσφιγξης με μανδύες συνθέτων υλικών στη συμπεριφορά των ενισχυμένων με ΠΟΕ υποστυλωμάτων είναι δεσπόζουσα. Μέσω της περίσφιγξης αυξάνεται τόσο η θλιπτική αντοχή του σκυροδέματος όσο και η ικανότητα της θλιβόμενης ζώνης να υποβάλλεται σε υψηλές θλιπτικές παραμορφώσεις χωρίς σημαντική απώλεια φέρουσας ικανότητας. Για τον υπολογισμό της θλιπτικής ανοχής f ccu και της οριακής παραμόρφωσης ε ccu του περισφιγμένου με μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ σκυρόδεμα, υιοθετείται ένα απλό προσομοίωμα, της μορφής: f f ccu co m σ u 1 k = + 1 f co (9.22) σ ε ε k u ccu = cu + 2 f co n (9.23) όπου k 1, k 2, m και n είναι εμπειρικές σταθερές. Στις ευρέως αποδεκτές (στη διεθνή βιβλιογραφία) τιμές για τις εμπειρικές σταθερές των εξ. (9.22) και (9.23) περιλαμβάνονται οι εξής: k 1 = 2.15, m = 1, k 2 = 0.02 ή 0.04 για υλικά ινών άνθρακα ή γυαλιού, αντίστοιχα, και n = 1. Εναλλακτικά, εδώ χρησιμοποιούνται ανεξαρτήτως του τύπου των ινών k 1 = 2.6, m = 2/3, k 2 = και n = 0.5. Σημειώνεται ότι η οριακή παραμόρφωση του απερίσφιγκτου σκυροδέματος λαμβάνεται ίση με ε cu = Η τάση περίσφιγξης σ u (κατά τη θραύση του μανδύα) είναι γενικά ανομοιόμορφη, ιδιαίτερα κοντά στις γωνίες των ορθογωνικών διατομών. Σε μια ορθογωνική διατομή με διαστάσεις b και h η μέση τάση περίσφιγξης (Σχ. 9.8): σ u (ανηγμένη στην f co ) μπορεί να ληφθεί προσεγγιστικά ίση με

254 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 222 σ u,b σ u,h h b Σχήμα 9.8 Προσεγγιστική κατανομή μέσων τάσεων περίσφιγξης σε κάθε πλευρά ορθογωνικής διατομής [Τριανταφύλλου (2005)]. σ σ u,b + σ 1 u,h 2tf f fe 2t u f f fe = = αf + α f f 2f 2 b f h f co co co co 1 f fe f fe 1 = α ρ ρ α ω ω 2 + = + f f 2 ( ) f f,b f,h f fb fh co co (9.24) όπου σ u,b και σ u,h οι μέσες τάσεις περίσφιγξης παράλληλα στις πλευρές b και h, αντίστοιχα, ω fb και ω fh είναι τα μηχανικά ποσοστά συνθέτων υλικών ανά διεύθυνση: ω fb = ( 2t f /b)( f fe / f co ) και ω fh = ( 2t f / h)( f fe / f co ) και α f = συντελεστής αποδοτικότητας του μανδύα, που εξαρτάται: (α) από τη γεωμετρία της διατομής [λόγος πλευρών, ακτίνα καμπυλότητας στις γωνίες, Σχ. (9.9)], (β) από το βαθμό περιτύλιξης (κάλυψης) του σκυροδέματος και (γ) από τη διεύθυνση των ινών σε σχέση με τον άξονα του περισφιγμένου μέλους. Συγκεκριμένα είναι an = an as aa, ενώ για πλήρη κάλυψη του στοιχείου α s =1 και για οριζόντια διάταξη των ινών, ο συντελεστής αποδοτικότητας δίνεται από τη σχέση: α f ( b r ) + ( h r ) 2 2 c ' 2 ' 2 A 2 2 e b + h c = αn = = 1 1 A g A 3bh s 3A g 1 Ag (9.25)

255 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 223 r c h Α e h=d-2r c b'=b-2r c b Περισφιγμένο σκυρόδεμα Σχήμα 9.9 Η περίσφιγξη σκυροδέματος (με σύνθετα υλικά) σε ορθογωνικές διατομές επιτυγχάνεται μέσω καμπύλωσης των γωνιών [Τριανταφύλλου (2005)]. Εκτελώντας τις πράξεις και αντικαθιστώντας τις ανηγμένες τιμές των καμπυλοτήτων rcb = r c /b και r ch = r c / h, η εξ. (9.25) γράφεται σε ανηγμένη μορφή, ως εξής: α r r r r 2 2 β1 + δ1 4 8 f = 1 ( cb + ch ) + cb ch 3βδ (9.26) Υπολογισμός Ροπών Αντοχής Οι ροπές που δρουν γύρω από τους δύο ορθογωνικούς άξονες (Σχ. 9.5) κατά την οριακή κατάσταση καμπτικής αστοχίας (λόγω σύνθλιψης του σκυροδέματος ή αστοχίας των ΠΟΕ) υπολογίζονται με ισορροπία ροπών των εσωτερικών δυνάμεων ως προς τον άξονα b (ως προς τη βάση της διατομής) και τον άξονα h (ως προς την αριστερή πλευρά της διατομής). Στη συνέχεια υπολογίζονται οι ανηγμένες στις ποσότητες 2 bh f και co 2 bhf co ροπές, ub μ και μ uh, οι οποίες είναι πολύ γενικές και μπορούν να εφαρμοστούν για κάθε ορθογωνική διατομή, ανεξαρτήτως των γεωμετρικών χαρακτηριστικών και των λεπτομερειών όπλισής της. μub = φ c( x ) + (φs1+ φ s2 )( 1 δ 1) + (φn1b+ φ n2b )( 1 δ gb ) + (φn1h+ φ n2h )( 1 δ gh ) h + ( φ + φ )δ + ( φ + φ )δ + ( φ + φ )δ +.v (9.27) s3 s4 1 n3b n4b gb n3h n4h gh 05

256 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 224 μuh = φ c( x tanθ ) + (φs1+ φ s3)( 1 β 1) + (φn1b + φ n3b )( 1 β gb ) + (φn1h+ φ n3h )( 1 β gh ) b + ( φ + φ )β + ( φ + φ )β + ( φ + φ )β +.v (9.28) s2 s4 1 n2b n4b gb n2h n4h gh ΔΙΑΔΙΚΑΣΙΑ ΕΠΙΛΥΣΗΣ ΑΝΑΠΤΥΞΗ ΛΟΓΙΣΜΙΚΟΥ Τόσο η ανάλυση όσο και ο σχεδιασμός διατομών οπλισμένου σκυροδέματος που υποβάλλονται σε διαξονική κάμψη είναι γενικά αρκετά κοπιώδης, καθώς απαιτείται η διεξαγωγή μιας επαναληπτικής διαδικασίας για τον προσδιορισμό του ύψους και της κλίσης της θλιβόμενης ζώνης. Ειδικά κατά το σχεδιασμό καμπτικών ενισχύσεων με ΠΟΕ και μανδύες συνθέτων υλικών η κατάσταση περιπλέκεται ακόμα περισσότερο και η εφαρμογή του αναλυτικού προσομοιώματος που παρουσιάστηκε καθίσταται δύσκολη. Γι αυτό το λόγο το αναλυτικό προσομοίωμα που αναπτύχθηκε στο παρόν κεφάλαιο υλοποιήθηκε σε πρόγραμμα Η/Υ σε γλώσσα προγραμματισμού Visual Basic 6.0 [Πρόγραμμα NSMRIC (Near - Surface Mounted Reinforcement Interaction Curves) Παράρτημα]. Στόχος του εν λόγω φιλικού προς το χρήστη προγράμματος, είναι ο αυτοματοποιημένος υπολογισμός των διαγραμμάτων αλληλεπίδρασης ροπών - αξονικής δύναμης, τα οποία είναι πολύ χρήσιμα για το σχεδιασμό καμπτικών ενισχύσεων υποστυλωμάτων με ΠΟΕ και/ή μανδύες συνθέτων υλικών. Τα δεδομένα που πρέπει να εισαχθούν από το χρήστη περιλαμβάνουν: (1) τα ανηγμένα γεωμετρικά χαρακτηριστικά: β 1, β gb, β gh, δ 1, δ gb, δ gh, r cb και r ch, (2) τις μηχανικές ιδιότητες των υλικών f y και ολισμό από ΙΟΠ, ποσοστό E s για τον εσωτερικό χαλύβδινο οπλισμό, f fe E f και ε f,lim για τον πρόσθετο f y,st, f u,st και Es,st = Es για τον πρόσθετο οπλισμό χάλυβα, (3) το μηχανικό ω s για τον εσωτερικό χαλύβδινο οπλισμό, ω nb and ω nh για τον πρόσθετο οπλισμό που έχει τοποθετηθεί στις πλευρές b και h, αντίστοιχα, (4) τα χαρακτηριστικά της περίσφιγξης, τα οποία αποτελούνται από το μηχανικό ποσοστό του οπλισμού περίσφιγξης πλευρές b και h, αντίστοιχα, (για απερίσφιγκτα υποστυλώματα k 1, k 2, m, n και (5) το ανηγμένο αξονικό φορτίο v. ω fb = ω fh ω fb και ω fh στις = 0) και τις σταθερές Σαν πρώτο βήμα το πρόγραμμα υπολογίζει το λόγο f ccu / f co και την οριακή παραμόρφωση θραύσης του σκυροδέματος ε ccu (για απερίσφιγκτο σκυρόδεμα είναι f ccu / f co = 1 και ε ccu = ε cu = ).. Οι τιμές του συντελεστή αποδοτικότητας του μανδύα a f και της

257 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 225 ανηγμένης μέσης τάσης περίσφιγξης σ u / fco είναι απαραίτητες για τους παραπάνω υπολογισμούς [εξ. (9.22) - (9.24) και εξ. (9.26)]. Με βάση την τιμή που υπολογίστηκε για την παραμόρφωση θραύσης του σκυροδέματος ε ccu, προσδιορίζεται ο λόγος εnc,lim = ε n,lim / εccu, η τιμή του οποίου καθορίζει ποιά μορφή αστοχίας προηγείται. Για να αναπαραχθούν τα διαγράμματα αλληλεπίδρασης πρέπει να θεωρηθούν πολλοί συνδυασμοί ανηγμένων καμπτικών ροπών μ ub και μ uh που να οδηγούν στην αστοχία. Αυτό επιτυγχάνεται θέτοντας τιμές για τη γωνία κλίσης του ουδετέρου άξονα θ, οι οποίες μειώνονται βηματικά από 90 ο μέχρι 0 ο σε ένα σύνολο 45 βημάτων, όπως φαίνεται στο Σχ x/h*tan(θ) θ(1)=90 ο 0<θ(i)<90 ο θ(i) x/h θ(n)=0 ο Σχήμα 9.10 Βηματική μείωση της γωνίας κλίσης του ουδέτερου άξονα. Για κάθε βήμα, δηλαδή για κάθε τιμή της γωνίας κλίσης του ουδετέρου άξονα θ, υπολογίζονται μέσω μιας επαναληπτικής διαδικασίας οι ανηγμένες καμπτικές ροπές μ ub και μ uh. Η πορεία της επαναληπτικής διαδικασίας έχει ως εξής: για την πρώτη τιμή της γωνίας θ (i=1), θεωρείται μια αρχική (μικρή) τιμή για το ανηγμένο ύψος της θλιβόμενης ζώνης ( x/ h 0, για j=1). Με βάση αυτές τις τιμές των θ και x /h υπολογίζονται το ανηγμένο πλάτος της θλιβόμενης ζώνης και η μέγιστη εφελκυστική παραμόρφωση των ΠΟΕ, ανηγμένη στην παραμόρφωση της ακραίας θλιβόμενης ίνας σκυροδέματος ε c, ως εξής:

258 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 226 x x = tanθ (9.29) b h 1 1 ε n,max x x = 1 ( 1 δ gb ) ( 1 β gb ) tanθ ε, αν c h b εn,max = εn4b (9.30α) ή ε n,max x x = 1 ( 1 δ gh ) ( 1 β gh ) tanθ ε c h b 1 1, αν εn,max = εn4h (9.30β) Σε αυτό το σημείο το πρόγραμμα ελέγχει δύο καταστάσεις, δηλαδή ποια μορφή αστοχίας προηγείται, ως εξής: Εάν εnc,lim > ε n,max / εc, προηγείται η αστοχία εξαιτίας της αποκόλλησης ή θραύσης των ΙΟΠ και οι παραμορφώσεις για το σκυρόδεμα και τα ΙΟΠ στη ακραία θλιβόμενη και εφελκυόμενη ίνα, αντίστοιχα, υπολογίζονται από την εξ. (9.31): ε n = ε (9.31α) n,lim ε c = εn,lim, j=b ή h (9.31β) 1 1 x x 1 ( 1 δ gj ) ( 1 β gj ) tanθ h b Εάν εnc,lim < ε n,max / εc, προηγείται η αστοχία εξαιτίας της σύνθλιψης του σκυροδέματος και οι παραμορφώσεις για το σκυρόδεμα και τα ΙΟΠ στη ακραία θλιβόμενη και εφελκυόμενη ίνα, αντίστοιχα, υπολογίζονται από την εξ. (9.32): x x εn = ε ccu 1 ( 1 δ gj ) ( 1 β gj ) tanθ h b 1 1, j=b ή h (9.32α) ε c = ε (9.32β) ccu

259 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 227 Με γνωστές τις τιμές των παραμορφώσεων ε n και ε c από τις εξ. (9.31) ή (9.32), υπολογίζονται οι παραμορφώσεις και οι δυνάμεις των εσωτερικών οπλισμών, των ΠΟΕ και η θλιπτική δύναμη του σκυροδέματος [εξ. (9.6) - (9.9), εξ. (9.10) - (9.12) και εξ. (9.16) - (9.20)]. Στο τέλος κάθε βήματος το πρόγραμμα ελέγχει εάν η εξίσωση ισορροπίας εσωτερικών δυνάμεων [εξ. (9.21)] ικανοποιεί μια προκαθορισμένη ακρίβεια, ίση με (που αντιστοιχεί στο 0.5% της θλιπτικής αντοχής του μέλους). Αν η απόλυτη τιμή του αριστερού μέλους της εξ. (9.21) είναι μεγαλύτερη από 0.005, τότε θεωρείται ότι η εξίσωση ισορροπίας δεν ικανοποιείται, τίθεται μεγαλύτερη τιμή για το ανηγμένο ύψος της θλιβόμενης ζώνης x /h (βήμα αύξησης ) και η διαδικασία [εξ. (9.29) - (9.32), εξ. (9.6) - (9.9) και εξ. (9.16) - (9.20)] επαναλαμβάνεται. Όταν η ζητούμενη ακρίβεια ικανοποιηθεί, υπολογίζονται οι τιμές των ανηγμένων καμπτικών ροπών και μ uh [εξ. (9.27) και (9.28)]. Η ίδια διαδικασία ακολουθείται για κάθε τιμή της γωνίας κλίσης του ουδετέρου άξονα θ, που κυμαίνεται από 90 ο μ ub (μονοαξονική κάμψη ως προς τον κατακόρυφο άξονα) έως 0 ο (μονοαξονική κάμψη ως προς τον οριζόντιο άξονα). Έτσι οι τιμές των μ ub και μ uh υπολογίζονται για όλες τις περιπτώσεις. Τέλος σχεδιάζονται τα διαγράμματα αλληλεπίδρασης, μ ub - μ uh. 9.5 ΣΥΓΚΡΙΣΗ ΤΟΥ ΑΝΑΛΥΤΙΚΟΥ ΠΡΟΣΟΜΟΙΩΜΑΤΟΣ ΜΕ ΤΑ ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΑ ΑΠΟΤΕΛΕΣΜΑΤΑ Στόχος αυτής της ενότητας είναι ο έλεγχος της αξιοπιστίας του αναλυτικού προσομοιώματος που αναπτύχθηκε στο παρόν κεφάλαιο. Αυτό επιτυγχάνεται με τη σύγκριση μεταξύ των πειραματικά μετρούμενων ροπών αντοχής, τετραγωνικών υποστυλωμάτων ενισχυμένων σε κάμψη με ΠΟΕ ΙΟΠ και ανοξείδωτου χάλυβα, και των θεωρητικών ροπών αντοχής των ιδίων υποστυλωμάτων, εξαγομένων βάσει του αναλυτικού προσομοιώματος. Τα αποτελέσματα προέρχονται από δύο πηγές: από τα πειράματα που διεξήχθησαν στο πλαίσιο αυτής της διατριβής και παρουσιάστηκαν στο Κεφάλαιο 6 και από πειράματα που διεξήγαγαν οι Barros et al. (2006). Τα πειραματικά αποτελέσματα αναφέρονται τόσο σε ενισχυμένα όσο και σε δοκίμια ελέγχου που αστόχησαν όμως καμπτικά. Όπως έχει αναφερθεί και στο Κεφάλαιο 6, η συμπεριφορά και η μορφή αστοχίας όλων των δοκιμίων ήταν καμπτική λόγω των χαρακτηριστικών του σχεδιασμού τους (υψηλή τιμή του λόγου διάτμησης L V /h=6.4, σχετικά μικρό ποσοστό διαμήκους οπλισμού). Άλλωστε αυτό ήταν μια σημαντική απαίτηση, προκειμένου να είναι εφικτή η αξιολόγηση της αποτελεσματικότητας της

260 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 228 μεθόδου του ΠΟΕ για την καμπτική ενίσχυση υποστυλωμάτων. Έτσι με αυτό τον τρόπο είναι εφικτός και ο έλεγχος της αξιοπιστίας του προτεινόμενου αναλυτικού προσομοιώματος. Με βάση το μέγιστο φορτίο του οριζόντιου εμβόλου στις δύο διευθύνσεις φόρτισης, που αντιστοιχεί στο μέγιστο βαθμό καμπτικής ενίσχυσης του υποστυλώματος, υπολογίστηκε η ροπή αντοχής στη βάση του τελευταίου. Δύο από τα πειραματικά αποτελέσματα του Κεφαλαίου 6 εξαιρέθηκαν από τη σύγκριση επειδή η μορφή αστοχίας θεωρήθηκε μη ρεαλιστική σε σχέση με τον τρόπο λειτουργίας του αναλυτικού προσομοιώματος. Πιο συγκεκριμένα για τα δύο δοκίμια (S_M και S_M_J) όπου οι πρόσθετοι οπλισμοί ανοξείδωτου χάλυβα είχαν επικολληθεί και αγκυρωθεί με κονίαμα αντί ρητίνης, παρατηρήθηκε ένας διαφορετικός μηχανισμός αστοχίας, ο οποίος χαρακτηρίσθηκε από την ολίσθηση των ΠΟΕ στην περιοχή της αγκύρωσής τους (λόγω της χαμηλής διατμητικής αντοχής του κονιάματος) και όχι στη διατομή μέγιστης καμπτικής ροπής που είναι η βάση του υποστυλώματος. Η σύγκριση μεταξύ των προβλέψεων του αναλυτικού προσομοιώματος και των πειραματικά αποκτηθεισών ανηγμένων ροπών αντοχής, συνοψίζονται στην τελευταία στήλη του Πίνακα 9.1. Ακόμα στις στήλες του ίδιου πίνακα περιλαμβάνονται (κατά σειρά) οι εξής πειραματικές παράμετροι: ο τύπος του ΠΟΕ, το μηχανικό ποσοστό του εσωτερικού διαμήκους οπλισμού, το μηχανικό ποσοστό του ΠΟΕ, το μηχανικό ποσοστό του οπλισμού περίσφιγξης, η μέγιστη ενεργή πειραματικά μετρούμενη (με ηλεκτρομηκυνσιόμετρα) παραμόρφωση των ΠΟΕ ΙΟΠ, το ανηγμένο αξονικό φορτίο των υποστυλωμάτων και η πειραματικά μετρούμενη ανηγμένη ροπή κάμψης. Τονίζεται ότι οι τιμές όλων αυτών των παραμέτρων έχουν προκύψει με βάση τις ακριβείς πειραματικές τιμές για τις μηχανικές ιδιότητες των χρησιμοποιούμενων υλικών. Μια εποπτικότερη σύγκριση μεταξύ των πειραματικά αποκτηθεισών και αναλυτικά υπολογιζόμενων ροπών αντοχής είναι δυνατή μέσω του Σχ Ο μέσος όρος, ο διάμεσος και η τιμή του συντελεστή μεταβλητότητας του λόγου θεωρητικής προς πειραματική τιμή για την ανηγμένη ροπή αντοχής υπολογίσθηκαν, ίσοι με 0.96, 0.93 και 8.5%, αντιστοίχως.

261 Πίνακας 9.1 Σύγκριση του αναλυτικού προσομοιώματος με πειραματικά αποτελέσματα. Ονομασία δοκιμίου Τύπος του ΠΟΕ Μηχανικό ποσοστό του εσωτερικού οπλισμού ω s Μηχανικό ποσοστό των ΠΟΕ ω nb Μηχανικό ποσοστό του οπλισμού περίσφιγξης ω = ω fb fh Μέγιστη ενεργή παραμόρφωση των ΠΟΕ ΙΟΠ ε n,lim Ανηγμένο αξονικό φορτίο v Μέγιστη ανηγμένη πειραματική ροπή αντοχής μ max Ελέγχου C_Per Ελάσματα CFRP C_Per_ρ n2 Ελάσματα CFRP C_Per_ρ s2 Ελάσματα CFRP C_Par Ελάσματα CFRP C_Par_J Ελάσματα CFRP G Ράβδοι GFRP S_R Ράβδοι Αν. Χάλυβα μ μ max max Αναλ. Πειρ. S_R_J Ράβδοι Αν. Χάλυβα / Barros-Ελέγχου_Φ Barros-C_Per_ Φ10 Ελάσματα CFRP Barros-Ελέγχου_Φ Barros-C_Per_ Φ12 Ελάσματα CFRP Υπολογίστηκε με βάση τη συμβατική τάση διαρροής των ράβδων ανοξείδωτου χάλυβα. 2 Υπολογίστηκε με βάση την εφελκυστική αντοχή των ράβδων ανοξείδωτου χάλυβα. 229

262 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ Αναλυτική - μ max Πειραματική - μ max Σχήμα 9.11 Σύγκριση αναλυτικής πρόβλεψης με την πειραματικά μετρούμενη ανηγμένη ροπή αντοχής των εξεταζόμενων δοκιμίων. Η συμφωνία μεταξύ αναλυτικού προσομοιώματος και πειραματικών αποτελεσμάτων βρέθηκε γενικά πολύ ικανοποιητική. Πιο συγκεκριμένα για τα υποστυλώματα που ενισχύθηκαν με ΠΟΕ ΙΟΠ, όπου χρησιμοποιήθηκαν οι ακριβείς τιμές των ενεργών παραμορφώσεων των ΙΟΠ, η συμφωνία ήταν σχεδόν άριστη. Για τα δοκίμια που ενισχύθηκαν με ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα σημειώθηκε μια μικρή υποεκτίμηση της ανηγμένης ροπής αντοχής από το αναλυτικό προσομοίωμα, καθώς η εφελκυστική τάση λειτουργίας των ράβδων περιορίστηκε στη συμβατική τάση διαρροής τους. Όμως αν αντί της τάσης διαρροής χρησιμοποιηθεί η εφελκυστική αντοχή των ράβδων ανοξείδωτου χάλυβα (π.χ. δοκίμιο S_R_J, όπου η αστοχία σηματοδοτήθηκε από τη θραύση ράβδου ανοξείδωτου χάλυβα στη διατομή μέγιστης ροπής), ο λόγος αναλυτικής πρόβλεψης προς πειραματική τιμή αυξάνεται από 0.90 σε Βέβαια κατά το σχεδιασμό καμπτικών ενισχύσεων με ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα δεν μπορεί παρά να χρησιμοποιείται η συμβατική τάση διαρροής των ράβδων. H συμφωνία μεταξύ του αναλυτικού προσομοιώματος και των πειραματικών αποτελεσμάτων, για τα δύο υποστυλώματα των Barros et al. (2006), που ενισχύθηκαν με ΠΟΕ ΙΟΠ ήταν αρκετά ικανοποιητική.

263 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 231 Τέλος, με βάση τον περιορισμένο αριθμό των διαθέσιμων πειραματικών αποτελεσμάτων, ο συγγραφέας αισθάνεται ότι το αναλυτικό προσομοίωμα που αναπτύχθηκε σε αυτό το κεφάλαιο μπορεί να χρησιμοποιηθεί με ασφάλεια για το σχεδιασμό καμπτικών ενισχύσεων υποστυλωμάτων με ΠΟΕ ή/και μανδύες συνθέτων υλικών. Εκτός της καλής συμφωνίας μεταξύ αναλυτικής πρόβλεψης και πειραματικής τιμής, αυτό αποδίδεται και στο γεγονός ότι το αναλυτικό προσομοίωμα υποεκτιμά ελαφρώς τις τιμές των πειραματικών ροπών αντοχής (ο λόγος μ / μ ήταν, εκτός 3 υποστυλωμάτων, πάντα μικρότερος της μονάδας). max,αναλ. max,πειρ. 9.6 ΔΙΑΓΡΑΜΜΑΤΑ ΑΛΛΗΛΕΠΙΔΡΑΣΗΣ ΠΑΡΑΜΕΤΡΙΚΗ ΑΝΑΛΥΣΗ Με βάση το αναλυτικό και υπολογιστικό προσομοίωμα που αναπτύχθηκε στο παρόν κεφάλαιο, στις επόμενες ενότητες παράγεται μια σειρά διαγραμμάτων αλληλεπίδρασης αξονικής δύναμης - καμπτικών ροπών. Η αξία αυτών των διαγραμμάτων αλληλεπίδρασης είναι διττή, αφού αυτά μπορούν να χρησιμοποιηθούν τόσο ως καμπύλες σχεδιασμού για υποστυλώματα που έχουν ενισχυθεί με ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα, όσο και ως μέσο για τη μελέτη της επίδρασης αρκετών παραμέτρων στην καμπτική αντίσταση των ενισχυμένων με ΠΟΕ υποστυλωμάτων. Οι κύριες υπό εξέταση παράμετροι είναι: το μηχανικό ποσοστό του ΠΟΕ που έχει τοποθετηθεί στην πλευρά b, ω nb, ο λόγος ω nh / ω nb του μηχανικού ποσοστού του ΠΟΕ που έχει τοποθετηθεί στην πλευρά b προς το αντίστοιχο μηχανικό ποσοστό της πλευράς h, το ανηγμένο αξονικό φορτίο ν, το μηχανικό ποσοστό του οπλισμού περίσφιγξης ωfb = ωfh, η ενεργή παραμόρφωση των ΠΟΕ ΙΟΠ ε n,lim και τέλος το μηχανικό ποσοστό του εσωτερικού διαμήκους οπλισμού ω s. Η επίδραση κάθε παραμέτρου εξετάστηκε σε σχέση με το αν το σκυρόδεμα ήταν απερίσφιγκτο ή περισφιγμένο με μανδύες συνθέτων υλικών. Η διακύμανση των τιμών για κάθε εξεταζόμενη παράμετρο παρουσιάζεται στον Πίνακα 9.2. Η επιλογή αυτών των τιμών έγινε με ιδιαίτερη προσοχή έτσι ώστε με κατάλληλο συνδυασμό (γραμμική παρεμβολή) των τελικών διαγραμμάτων αλληλεπίδρασης να καλύπτονται όσο το δυνατόν περισσότερες πρακτικές εφαρμογές. Άλλωστε με χρήση του υπολογιστικού προγράμματος NSMRIC είναι εφικτός ο σχεδιασμός της καμπτικής ενισχύσης με ΠΟΕ οποιασδήποτε ορθογωνικής διατομή. Σημειώνεται εδώ ότι για ορισμένες από τις παραμέτρους, των οποίων η επιρροή βρέθηκε να είναι επουσιώδης, θεωρήθηκαν σταθερές τιμές κατά τις παραμετρικές αναλύσεις, δηλαδή: β1= δ1= 0.10, β δ gb = gh =0.30, gh gb β = δ =0.03 και rcb = rch = 0.10 για τις ανηγμένες γεωμετρικές

264 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 232 παραμέτρους, f y = 250 MPa και E s = 200 GPa για τις μηχανικές ιδιότητες του εσωτερικού διαμήκους οπλισμού, f y,st = 700 MPa, f u,st = 800 MPa και E s,st = 200 GPa για τις μηχανικές ιδιότητες του ανοξείδωτου χάλυβα. Το μηχανικό ποσοστό του διαμήκους οπλισμού θεωρείται ίσο με ω s = Πίνακας 9.2 Εξεταζόμενες παράμετροι και διακύμανση των τιμών τους. Εξεταζόμενη παράμετρος Διακύμανση των τιμών [σταθερές τιμές] ω 0.10 [0.20] [0.30] n,b n,h ω ( = 020. ) n,b ω ω [0] 0.5 [1] v 0 [0.2] = ω [0] [0.20] 0.40 f,b f,h ε n,lim 0.3% 0.6% [0.9%] 1.2% 1.5% ω s [0.15] Επιρροή του Μηχανικού Ποσοστού του ΠΟΕ ω nb Αύξηση του μηχανικού ποσοστού του ΠΟΕ, ω nb, που είχε τοποθετηθεί στην πλευρά b από 0.1 έως 0.5, είχε ως αποτέλεσμα γραμμική σχεδόν αύξηση για τη μέγιστη ανηγμένη καμπτική ροπή μ ub, και για τους δύο τύπους ΠΟΕ (ΙΟΠ ή ανοξείδωτο χάλυβα), ανεξαρτήτως από το αν το σκυρόδεμα ήταν περισφιγμένο ή όχι, όπως φαίνεται στο Σχ Αυτή η αύξηση της μέγιστης ανηγμένης καμπτικής ροπής μ ub (η οποία αντιστοιχεί στη μονοαξονική ροπή αντοχής ως προς τον άξονα b ) ήταν, όπως αναμενόταν, σημαντικά υψηλότερη από την αντίστοιχη αύξηση της μέγιστης ανηγμένης καμπτικής ροπής μ uh ως προς τον άξονα h (Σχ. 9.12α - γ), αφού ο ΠΟΕ είχε τοποθετηθεί μόνο στην πλευρά b. Ένα ακόμα σημαντικό συμπέρασμα που προκύπτει από τις καμπύλες του Σχ είναι ότι για ίδια μηχανικά ποσοστά ΠΟΕ ω nb μεταξύ ΙΟΠ και ανοξείδωτου χάλυβα, ο τελευταίος είναι πολύ αποτελεσματικότερος, σημειώνοντας τριπλάσιες περίπου αυξήσεις για τη μ ub.

265 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 233 Ανηγμένη καμπτική ροπή, μ uh ω nb =0 (α) ΠΟΕ ΙΟΠ - Απερίσφιγκτο ω nb =0.5 ω nh =0 v=0.2 ε n,lim =0.009 ω fb =ω fh =0 ωnb =0 (β) ΠΟΕ ΙΟΠ - Περισφιγμένο ω nh =0 v=0.2 ε n,lim =0.009 ω fb =ω fh =0.20 Ανηγμένη καμπτική ροπή, μ uh (γ) ΠΟΕ Αν. χάλυβα - Απερίσφιγκτο ω nb = ω nh =0 v=0.2 f y,st =700 MPa ω fb =ω fh =0 (δ) ΠΟΕ Αν. χάλυβα - Περισφιγμένο ω nb =0 ω nh =0 v=0.2 f y,st =700 MPa ω fb =ω fh = Ανηγμένη καμπτική ροπή, μ ub Ανηγμένη καμπτική ροπή, μ ub Σχήμα 9.12 Διαγράμματα αλληλεπίδρασης διαξονικής κάμψης με ορθή δύναμη ορθογωνικών διατομών που έχουν ενισχυθεί σε κάμψη με ΠΟΕ. Μελέτη της επιρροής του μηχανικού ποσοστού του πρόσθετου οπλισμού: (α) ΙΟΠ σε απερίσφιγκτο σκυρόδεμα, (β) ΙΟΠ σε περισφιγμένο σκυρόδεμα, (γ) ανοξείδωτου χάλυβα σε απερίσφιγκτο σκυρόδεμα και (δ) ανοξείδωτου χάλυβα σε περισφιγμένο σκυρόδεμα. Η επιρροή της περίσφιγξης που παρέχουν οι τοπικoί μανδύες συνθέτων υλικών ήταν εξαιρετικά ευνοϊκή και για τους δύο τύπους ΠΟΕ. Για τα απερίσφιγκτα υποστυλώματα που είχαν ενισχυθεί με ΠΟΕ ΙΟΠ (Σχ. 9.12α) η αστοχία προήλθε σε όλες τις περιπτώσεις (εκτός δύο περιπτώσεων μέγιστης μονοαξονικής ανηγμένης καμπτικής ροπής δύο χαμηλότερα μηχανικά ποσοστά ω nb = 0.1 και ω nb μ ub,max, που αντιστοιχεί στα = 0.2) εξαιτίας της σύνθλιψης του σκυροδέματος, σε θλιπτική παραμόρφωση ίση με αυτήν της τιμής σχεδιασμού, ε cu = , ενώ

266 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 234 οι παραμορφώσεις των εφελκυόμενων ΙΟΠ κυμαίνονταν σε χαμηλές τιμές. Μέσω της περίσφιγξης η παραμόρφωση θραύσης του σκυροδέματος αυξάνεται σημαντικά και η μορφή αστοχίας αλλάζει από θραύση του σκυροδέματος σε εφελκυστική αστοχία των ΙΟΠ, σε παραμόρφωση ίση με την ε n,lim. Επομένως, η αύξηση των ανηγμένων καμπτικών ροπών αντοχής μ ub και μ uh, των υποστυλωμάτων που είχαν ενισχυθεί με ΠΟΕ ΙΟΠ, ήταν θεαματικά αυξημένη για τα περισφιγμένα υποστυλώματα (Σχ. 9.12β), ιδιαίτερα για συνδυασμούς αξονικού φορτίου και καμπτικών ροπών που προκαλούσαν καθαρή διαξονική κάμψη ( μ ub = μ uh ). Παρομοίως, για τα υποστυλώματα που είχαν ενισχυθεί με ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα, η επιρροή της περίσφιγξης ήταν εμφανώς εντονότερη κατά την παρουσία δύο ταυτόχρονων καμπτικών ροπών μ ub και μ uh. Μάλιστα η αποτελεσματικότητα της περίσφιγξης αυξανόταν σχεδόν γραμμικά καθώς η αστοχία μετακινούνταν από την περίπτωση της καθαρής μονοαξονικής κάμψης ( μ ub = μ ub,max και μ uh =0) προς την περίπτωση της καθαρής διαξονικής κάμψης ( μ ub = μ uh ). Τέλος επισημαίνεται ότι για τα περισφιγμένα υποστυλώματα, η αύξηση της μέγιστης ανηγμένης καμπτικής ροπής, μ ub,max, ήταν σχετικά μικρή, της τάξης του 5-10% (Σχ. 9.12δ), σε σχέση με τα αντίστοιχα υποστυλώματα που δεν είχαν λάβει εξωτερική περίσφιγξη. Αυτό οφείλεται στο γεγονός ότι η αστοχία αποδίδεται και στις δύο περιπτώσεις στη θραύση του σκυροδέματος, η οποία όμως εκδηλώθηκε, μετά τη διαρροή των ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα Επιρροή του Λόγου ω nb /ω nh Στο Σχ παρουσιάζεται η επιρροή του λόγου ω nh / ω nb στις ανηγμένες καμπτικές ροπές μ ub και μ uh. Όταν το μηχανικό ποσοστό του ΠΟΕ της πλευράς b παραμένει σταθερό ( ω nb = 0.30), η αύξηση του μηχανικού ποσοστού του ΠΟΕ που έχει επικολληθεί στην πλευρά h, ω nh, οδηγεί σε γραμμική αύξηση των μ ub και μ uh. Βέβαια τόσο για την περίπτωση των υποστυλωμάτων που ενισχύονται με ΠΟΕ ΙΟΠ [Σχ. (9.13α) και (9.13β)], όσο και για την περίπτωση των απερίσφιγκτων υποστυλωμάτων που ενισχύονται με ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα (Σχ. 9.13γ), η αύξηση της ροπής μ ub είναι πολύ μικρή σε σχέση με την αύξηση της ανηγμένης καμπτικής μ uh που αντιστοιχεί στην πλευρά όπου προστίθεται οπλισμός. Όμως για περισφιγμένα υποστυλώματα που ενισχύονται με ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα (Σχ. 9.13δ), η κατάσταση διαφοροποιείται. Σε αυτή την περίπτωση η αύξηση του ω nh είχε ως αποτέλεσμα εκτός από τη

267 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 235 θεαματική αύξηση της μ uh και την καμπτική ενίσχυση της διατομής ως προς τον ασθενή άξονά της, αυξάνοντας σημαντικά την ανηγμένη καμπτική ροπή μ ub. Ανηγμένη καμπτική ροπή, μ uh Ανηγμένη καμπτική ροπή, μ uh ω nh /ω nb = ω nh /ω nb =0 (α) ΠΟΕ ΙΟΠ - Απερίσφιγκτο ω nh /ω nb =2 ω nb =0.30 v=0.2 ε n,lim =0.009 ω fb =ω fh =0 (γ) ΠΟΕ Αν. χάλυβα - Απερίσφιγκτο ω nb =0.30 v=0.2 f y,st =700 MPa ω fb =ω fh = ω nh /ω nb =0 (β) ΠΟΕ ΙΟΠ - Περισφιγμένο ωnh /ω nb =0 ω nb =0.30 v=0.2 ε n,lim =0.009 ω fb =ω fh =0.20 (δ) ΠΟΕ Αν. χάλυβα - Περίσφιγμένο ω nb =0.30 v=0.2 f y,st =700 MPa ω fb =ω fh = Ανηγμένη καμπτική ροπή, μ ub Ανηγμένη καμπτική ροπή, μ ub Σχήμα 9.13 Διαγράμματα αλληλεπίδρασης διαξονικής κάμψης με ορθή δύναμη ορθογωνικών διατομών που έχουν ενισχυθεί σε κάμψη με ΠΟΕ. Μελέτη της επιρροής λόγου ω nh / ω nb : (α) ΙΟΠ σε απερίσφιγκτο σκυρόδεμα, (β) ΙΟΠ σε περισφιγμένο σκυρόδεμα, (γ) ανοξείδωτου χάλυβα σε απερίσφιγκτο σκυρόδεμα και (δ) ανοξείδωτου χάλυβα σε περισφιγμένο σκυρόδεμα Επιρροή του Αξονικού Φορτίου και της Περίσφιγξης με Μανδύες ΙΟΠ Στο Σχ παρουσιάζονται τα διαγράμματα αλληλεπίδρασης ανηγμένης μονοαξονικής ροπής - ανηγμένου αξονικού φορτίου, υποστυλωμάτων που έχουν ενισχυθεί με μηχανικό

268 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 236 ποσοστό ΠΟΕ ΙΟΠ (διακεκομμένη καμπύλη) και ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα (συνεχής καμπύλη), ίσο με ω nb = Ακόμα στα ίδια διαγράμματα διαφωτίζεται η επίδραση της περίσφιγξης μέσω μανδυών συνθέτων υλικών ( ω fb = ω fh = 0.20). Η τελευταία φαίνεται να είναι αμελητέα για τα ενισχυμένα με ΠΟΕ μέλη σε συνθήκες καθαρής κάμψης (π.χ. δοκοί, όπου ν = 0). Ωστόσο η συνεισφορά της περίσφιγξης αυξάνεται θεαματικά με την αύξηση του αξονικού φορτίου καθώς αυξάνεται το ύψος της θλιβόμενης ζώνης και άρα το τμήμα της διατομής που βρίσκεται υπό θλίψη. 3.2 Ανηγμένo αξονικό φορτίο, v ΙΟΠ ω nb =0.30 ε n,lim =0.009 Δοκίμιο Ελέγχου ω fb =ω fh =0.2 Αν. χάλυβας ω nb =0.30 f y,st =700 MPa Ανηγμένη καμπτική ροπή, μ u Σχήμα 9.14 Διαγράμματα αλληλεπίδρασης μονοαξονικής ροπής αξονικού φορτίου απερίσφιγκτων ή περισφιγμένων (με τοπικούς μανδύες συνθέτων υλικών) ορθογωνικών υποστυλωμάτων που έχουν ενισχυθεί σε κάμψη με ΠΟΕ ΙΟΠ ή ανοξείδωτου χάλυβα. Με στόχο την καλύτερη κατανόηση της επιρροής της περίσφιγξης για διαφορετικά επίπεδα του ανηγμένου αξονικού φορτίου με πρακτική αξία (σε αντίθεση με το Σχ. 9.14), στα Σχ. 9.15α-β, αναπαράγονται τα διαγράμματα αλληλεπίδρασης, μονοαξονικής ροπής - αξονικού φορτίου, για ενισχυμένα με ΠΟΕ υποστυλώματα ( ω nb = 0.30) που έχουν λάβει διαφορετικά μηχανικά ποσοστά οπλισμού περίσφιγξης ( ω fb = ω fh = 0.05, 0.10, 0.20, 0.40). Από τα διαγράμματα αυτά φαίνεται ότι όταν το ανηγμένο αξονικό φορτίο είναι μικρότερο από 0.4, η αύξηση της ανηγμένης μονοαξονικής ροπής των περισφιγμένων δοκιμίων είναι σχεδόν ανεξάρτητη από το ποσοστό του

269 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 237 οπλισμού περίσφιγξης. Έτσι για μηχανικά ποσοστά ΠΟΕ της τάξης του 0.3, η περίσφιγξη είναι αποτελεσματική ακόμα και με ελάχιστα ποσοστά οπλισμού περίσφιγξης (π.χ. ω fb = ω fh = 0.05). Η επιρροή της ποσότητας του οπλισμού περίσφιγξης γίνεται εντονότερη με την αύξηση του αξονικού φορτίου, η οποία μάλιστα για πάρα πολύ υψηλά ανηγμένα αξονικά φορτία (μεγαλύτερα από 0.7), οδηγεί σε σημαντικές αυξήσεις της ροπής αντοχής. Βέβαια ανηγμένα αξονικά φορτία μεγαλύτερα από 0.7 δεν είναι αποδεκτά για καμπτόμενα μέλη αφού συνοδεύονται από έντονα φαινόμενα αστάθειας (P - Δ). Επίσης τονίζεται σ αυτό το σημείο ότι οι τοπικές αστοχίες λόγω λυγισμού των εσωτερικών διαμήκων ράβδων ή των ΠΟΕ δεν έχουν ληφθεί υπόψη στο αναλυτικό προσομοίωμα υπολογισμού των ροπών αντοχής. Γι αυτό το λόγο είναι πολύ πιθανόν το ποσοστό του οπλισμού περίσφιγξης, δηλαδή το πάχος του μανδύα συνθέτων υλικών, να καθορίζεται τελικά από την εξασφάλιση των ανωτέρω τοπικών αστοχιών. Ο συνδυασμός ροπής αξονικής δύναμης κατά την αστοχία της κρίσιμης διατομής, η οποία έχει ενισχυθεί με διαφορετικά μηχανικά ποσοστά ΠΟΕ ( ω nb = 0.15, 0.30, 0.60, 0.90), παριστάνεται γραφικά από τα διαγράμματα αλληλεπίδρασης του Σχ. 9.15γ-δ. Από τα τελευταία φαίνεται ότι η αποτελεσματικότητα των ΠΟΕ ΙΟΠ στην αύξηση της ροπής αντοχής εξαρτάται σημαντικά από το μέγεθος του αξονικού φορτίου, και πάντως μειώνεται όσο αυτό αυξάνεται. Αυτό οφείλεται στο γεγονός ότι καθώς το αξονικό φορτίο αυξάνεται, η αστοχία της διατομής λόγω σύνθλιψης του σκυροδέματος λαμβάνει χώρα για μικρότερες εφελκυστικές παραμορφώσεις των ΙΟΠ. Έτσι όπως φαίνεται και στο Σχ. 9.15γ, οι καμπύλες αλληλεπίδρασης συγκλίνουν προς ένα σημείο πάνω από το οποίο ολόκληρη η διατομή βρίσκεται σε θλίψη, και επομένως η δράση των συνθέτων υλικών μπορεί (προσεγγιστικά) να αγνοηθεί (οπότε όλες οι καμπύλες σχεδόν ταυτίζονται). Αντίθετα με τον ΠΟΕ ΙΟΠ, η χρήση ανοξείδωτου χάλυβα φαίνεται να είναι πολύ αποτελεσματικότερη για υψηλά αξονικά φορτία (Σχ. 9.15δ), αφού η αστοχία της διατομής λόγω σύνθλιψης του σκυροδέματος λαμβάνει χώρα συνήθως μετά τη διαρροή του ανοξείδωτου χάλυβα. Ως γενικό συμπέρασμα μπορούμε να αναφέρουμε ότι η εφαρμογή των ΠΟΕ ΙΟΠ για την αύξηση της καμπτικής αντίστασης υποστυλωμάτων είναι γενικά περιορισμένης αποτελεσματικότητας για υψηλά αξονικά φορτία, εκτός αν ο ΠΟΕ ΙΟΠ συνδυάζεται με τοπικό μανδύα συνθέτων υλικών στα άκρα του υποστυλώματος (κορυφή και πόδας).

270 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 238 Ανηγμένo αξονικό φορτίο, v Ανηγμένo αξονικό φορτίο, v (α) ΠΟΕ ΙΟΠ Δοκίμιο Ελέγχου ω nb =0.30 ε n,lim =0.009 (γ) ΠΟΕ ΙΟΠ ω fb =ω fh =0.05 ω fb =ω fh =0 ω fb =ω fh =0.1 ω fb =ω fh =0.2 ω fb =ω fh =0.40 Μη Μη αποδεκτά αποδεκτά αξ.φορτία- αξ.φορτίαπροβλήματα ευστάθειας Πιθανός περιορισμός για την μ u, λόγω τοπικών αστοχιών,πριν οι ΠΟΕ ΙΟΠ φτάσουν την ε n,lim ω nb =ω nh =0.20 ε n,lim =0.009 ω fb =ω fh =0 Ασφαλείς τιμές για την μ u Δοκίμιο Ελέγχου ω nb =0 ω nb =0.15 ω nb =0.30 (β) ΠΟΕ Αν. χάλυβα ω fh =ω fb =0 (δ) ΠΟΕ Αν. χάλυβα ω fb =ω fh = ω nb =0.60 ω nb = Ανηγμένη καμπτική ροπή, μ u Ανηγμένη καμπτική ροπή, μ u ω fb =ω fh =0.1 ω fb =ω fh = ω nb =0.30 f y,st =700 MPa ω nb =ω nh =0.20 f y,st =700 MPa ω fb =ω fh =0 Σχήμα 9.15 Διαγράμματα αλληλεπίδρασης ενισχυμένων με ΠΟΕ ορθογωνικών διατομών σε μονοαξονική κάμψη. (α)-(β) Μελέτη της επιρροής του μηχανικού ποσοστού του οπλισμού περίσφιγξης σε ΠΟΕ από ΙΟΠ και ανοξείδωτου χάλυβα, αντίστοιχα. (γ)-(δ) Μελέτη της επιρροής του μηχανικού ποσοστού του ΠΟΕ ΙΟΠ και ανοξείδωτου χάλυβα, αντίστοιχα. Στο Σχ παρουσιάζονται διαγράμματα αλληλεπίδρασης διαξονικής κάμψης, ορθογωνικών υποστυλωμάτων που έχουν ενισχυθεί σε κάμψη με ΠΟΕ, για διάφορα επίπεδα ανηγμένης αξονικής δύναμης, δηλαδή ν = 0.15, 0.30, 0.45, Η κατασκευή των εν λόγω διαγραμμάτων έχει γίνει τόσο για την περίπτωση απερίσφιγκτου σκυροδέματος, όσο και για ένα συγκεκριμένο μηχανικό ποσοστό οπλισμού περίσφιγξης μανδυών συνθέτων υλικών, ω fb = ω fh =

271 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 239 Ανηγμένη καμπτική ροπή, μ uh Ανηγμένη καμπτική ροπή, μ uh ω nb =ω nb =0.20 ε n,lim =0.009 ω fb =ω fh =0 (α) ΠΟΕ ΙΟΠ - Απερίσφιγκτο v=0 v=0.15 v=0.30 v=0.45 v=0.60 (γ) ΠΟΕ Αν. χάλυβα - Απερίσφιγκτο ω nb =ω nh =0.20 f y,st =700 MPa ω fb =ω fh =0 (β) ΠΟΕ ΙΟΠ - Περισφιγμένο ω nb =ω nb =0.20 ε n,lim =0.009 ω fb =ω fh =0.20 (δ) ΠΟΕ Αν. χάλυβα - Περισφιγμένο ω nb =ω nh =0.20 f y,st =700 MPa ω fb =ω fh = Ανηγμένη καμπτική ροπή, μ ub Ανηγμένη καμπτική ροπή, μ ub Σχήμα 9.16 Διαγράμματα αλληλεπίδρασης διαξονικής κάμψης για διάφορα επίπεδα ανηγμένης αξονικής δύναμης (ν = 0.15, 0.30, 0.45, 0.60), ορθογωνικών διατομών που έχουν ενισχυθεί σε κάμψη με ΠΟΕ: (α) ΙΟΠ σε απερίσφιγκτο σκυρόδεμα, (β) ΙΟΠ σε περισφιγμένο σκυρόδεμα, (γ) ανοξείδωτου χάλυβα σε απερίσφιγκτο σκυρόδεμα και (δ) ανοξείδωτου χάλυβα σε περισφιγμένο σκυρόδεμα. Τέλος στο Σχ δίνονται τα διαγράμματα αλληλεπίδρασης διαξονικής κάμψης, ορθογωνικών υποστυλωμάτων που έχουν ενισχυθεί σε κάμψη με ΠΟΕ ( ω nb = ω nh = 0.20), για δύο επίπεδα σχετικά υψηλού ανηγμένου αξονικού φορτίου, δηλαδή ν = 0.40, Αυτά τα επίπεδα αξονικού φορτίου επελέγησαν ώστε να διερευνηθεί η επίδραση του μηχανικού ποσοστού του οπλισμού περίσφιγξης ( ω fb = ω fh = 0.15, 0.30, 0.45, 0.60) κατά την ταυτόχρονη παρουσία δύο ροπών κάμψης. Για την περίπτωση των ΠΟΕ ΙΟΠ (Σχ. 9.17α-β) παρατηρείται ότι η επίδραση του οπλισμού περίσφιγξης αυξάνεται όσο η σύζευξη των ανηγμένων ροπών μ ub και μ uh γίνεται

272 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 240 εντονότερη. Πιο συγκεκριμένα, η τιμή του οπλισμού περίσφιγξης, πέρα από την οποία περαιτέρω αύξησή της, δεν συνοδεύεται από αντίστοιχη αύξηση των ροπών κάμψης αντίστοιχα, φορτία. ω fb = ω fh = 0.30 και ω fb = ω fh μ ub και μ uh, ήταν = 0.45, για τα δύο υπό μελέτη ανηγμένα αξονικά Αντίθετα για την περίπτωση των ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα (Σχ. 9.17γ-δ) δεν καταγράφηκε αντίστοιχο πάνω όριο για την τιμή του οπλισμού περίσφιγξης καθώς δε σημειώθηκε αλλαγή στη μορφή αστοχίας με την αύξηση του μηχανικού ποσοστού του οπλισμού περίσφιγξης. Ανηγμένη καμπτική ροπή, μ uh (α) ΠΟΕ ΙΟΠ- v = 0.4 ω nh =ω nb =0.20 ε n,lim = , 0.45, ω fb =ω fh =0 (β) ΠΟΕ ΙΟΠ- v = 0.6 ω nh =ω nb =0.20 ε n,lim = , ω fb =ω fh =0 Ανηγμένη καμπτική ροπή, μ uh (γ) ΠΟΕ Αν. χάλυβα - v = 0.4 (δ) ΠΟΕ Αν. χάλυβα - v = ω fb =ω fh = ω nh =ω nb =0.20 f y,st = 700 MPa ω fb =ω fh =0 ω nh =ω nb = fy,st= 700 MPa Ανηγμένη καμπτική ροπή, μ ub Ανηγμένη καμπτική ροπή, μ ub Σχήμα 9.17 Διαγράμματα αλληλεπίδρασης διαξονικής κάμψης για δύο υψηλά επίπεδα ανηγμένης αξονικής δύναμης, ορθογωνικών διατομών που έχουν ενισχυθεί σε κάμψη με ΠΟΕ. Μελέτη της επιρροής του μηχανικού ποσοστού του οπλισμού περίσφιγξης σε: (α) ΠΟΕ ΙΟΠ για ν = 0.4, (β) ΠΟΕ ΙΟΠ για ν = 0.6, (γ) ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα για ν = 0.4 και (δ) ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα για ν = 0.6.

273 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ Επιρροή της Ενεργής Παραμόρφωσης των ΠΟΕ ΙΟΠ ε n,lim Η τιμή της ενεργής παραμόρφωσης των ΠΟΕ ΙΟΠ εξαρτάται από πλήθος παραμέτρων όπως: το χρησιμοποιούμενο υλικό (π.χ. ίνες άνθρακα ή γυαλιού), ο τύπος του πρόσθετου οπλισμού (π.χ. έλασμα ή ράβδος), η γεωμετρία της εγκοπής, οι μηχανικές ιδιότητες του συγκολλητικού υλικού και η μορφή αστοχίας των ΠΟΕ ΙΟΠ (θραύση ή αποκόλληση - Ενότητα 9.2.3). Στην παρούσα παραμετρική μελέτη η τιμή της ενεργής παραμόρφωσης, ε n,lim, κυμαίνεται από 0.3% - 1.5%, με βήμα αύξησης 0.3%. Οι ακραίες τιμές (ελάχιστη και μέγιστη) επιλέχθηκαν ώστε να αντιπροσωπεύουν αστοχίες λόγω πρόωρης αποκόλλησης και θραύσης των ΠΟΕ ΙΟΠ, αντίστοιχα. Η αύξηση της ενεργής παραμόρφωσης των ΙΟΠ πάνω από 0.6% (για το δεδομένο επίπεδο του ανηγμένου αξονικού φορτίου) βρέθηκε ότι δεν έχει επίδραση στις τιμές των ανηγμένων καμπτικών ροπών μ ub και μ uh, όπως φαίνεται στο Σχ. 9.18α. Η ερμηνεία αυτού του αποτελέσματος βασίζεται στην εξέταση της μορφής αστοχίας των απερίσφιγκτων υποστυλωμάτων που έχουν ενισχυθεί με ΠΟΕ ΙΟΠ. Η τελευταία, για παραμορφώσεις των ΙΟΠ μεγαλύτερες από 0.6%, καθορίζεται από τη σύνθλιψη του σκυροδέματος για όλους τους συνδυασμούς ανηγμένων καμπτικών ροπών ροπών που αντιστοιχούν σε καθαρή διαξονική κάμψη ( μ ub και μ uh. Μάλιστα για συνδυασμούς καμπτικών μ ub = μ uh ), η αστοχία λόγω σύνθλιψης του σκυροδέματος προηγείται ακόμα και για πολύ μικρές παραμορφώσεις των ΙΟΠ (π.χ. 0.3%). ε n,lim = Αντίθετα στην περίπτωση του περισφιγμένου σκυροδέματος (Σχ. 9.18β), η αύξηση της ενεργής παραμόρφωσης των ΙΟΠ, είχε ως αποτέλεσμα γραμμική σχεδόν αύξηση για τις ανηγμένες καμπτικές ροπές μ ub και μ uh, ανεξαρτήτως του συνδυασμού τους. Αυτή η συμπεριφορά οφείλεται στην αύξηση της ε ccu, εξαιτίας της οποίας τα ενισχυμένα υποστυλώματα οδηγούνται σε αστοχίες των ΠΟΕ ΙΟΠ πριν τη θραύση του σκυροδέματος. Μόνο στην ανώτερη καμπύλη του Σχ. 9.18β (η οποία αντιστοιχεί σε εξαιρετικά μεγάλη παραμόρφωση των ΙΟΠ, ε n,lim = 1.5%), καταγράφονται ορισμένα σημεία όπου η θραύση του σκυροδέματος προηγείται της αστοχίας των ΠΟΕ ΙΟΠ. Τέλος στο Σχ παρουσιάζεται η μεταβολή της παραμόρφωσης αστοχίας των ΠΟΕ ΙΟΠ συναρτήσει του ανηγμένου αξονικού φορτίου. Η αύξηση του ανηγμένου αξονικού φορτίου, η οποία συνοδεύεται από αύξηση του ύψους της θλιβόμενης ζώνης και άρα και της θλιπτικής παραμόρφωσης του σκυροδέματος, οδηγεί γενικά σε γραμμική σχεδόν μείωση της παραμόρφωσης αστοχίας των ΠΟΕ ΙΟΠ. Η μείωση αυτή είναι εντονότερη στην περίπτωση όπου

274 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 242 η σύζευξη των ροπών κάμψης είναι μέγιστη (καθαρή διαξονική κάμψη, μ ub = μ uh ), ενώ η παρουσία της εξωτερικής περίσφιγξης δρα ευεργετικά, αφού μέσω της αύξησης που προσφέρει στην ε ccu, επιτυγχάνεται και η αύξηση της αξιοποιήσιμης ενεργής παραμόρφωση των ΠΟΕ ΙΟΠ. Ανηγμένη καμπτική ροπή, μ uh (α) ΠΟΕ ΙΟΠ - Απερίσφιγκτο εf =0.6%=0.9%=1.2%=1.5% εf =0.3% ω nb =ω nh =0.20 v=0.2 ω fb =ω fh =0 ε f =0.45% (β) ΠΟΕ ΙΟΠ - Περισφιγμένο 1.2% 0.9% 0.6% ε f =0.3% ω nb =ω nh =0.20 v=0.2 ω fb =ω fh = % Ανηγμένη καμπτική ροπή, μ ub Ανηγμένη καμπτική ροπή, μ ub Σχήμα 9.18 Διαγράμματα αλληλεπίδρασης διαξονικής κάμψης με ορθή δύναμη ορθογωνικών διατομών που έχουν ενισχυθεί σε κάμψη με ΠΟΕ. Μελέτη της επιρροής της ενεργής παραμόρφωσης των ΙΟΠ ε n,lim, σε: (α) απερίσφιγκτο και (β) περισφιγμένο σκυρόδεμα.

275 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 243 Παραμόρφωση κατά την αστοχία των ΠΟΕ ΙΟΠ ε n,lim =ε fu M ub ω fb =ω fh =0.20 ω fb =ω fh =0.10 ω fb =ω fh =0 ω fb =ω fh =0.20 M ub M ub M uh ω fb =ω fh = Ανηγμένο αξονικό φορτίο, ν Σχήμα 9.19 Μεταβολή της παραμόρφωσης αστοχίας των ΠΟΕ ΙΟΠ συναρτήσει του ανηγμένου αξονικού φορτίου, για απερίσφιγκτο ή περισφιγμένο σκυρόδεμα, στις περιπτώσεις μονοαξονικής και διαξονικής κάμψης Επιρροή του Μηχανικού Ποσοστού του Εσωτερικού Διαμήκους Οπλισμού ω s Στο Σχ παρουσιάζεται η αύξηση της ανηγμένης ροπής κάμψης που επιτυγχάνεται για ενισχυμένα με ΠΟΕ υποστυλώματα ( ω nb = ω nh = 0.20) συναρτήσει του λόγου του μηχανικού ποσοστού του εσωτερικού διαμήκους οπλισμού, ω, προς το μηχανικό ποσοστό του ΠΟΕ, ω, που είχε επικολληθεί στην πλευρά b. Οι τιμές του s ω s, κυμαίνονται από 0.05 έως 0.30, με βήμα αύξησης Είναι φανερό ότι σε όλες τις περιπτώσεις η αποτελεσματικότητα του ΠΟΕ αυξάνεται όσο μικρότερο είναι το μηχανικό ποσοστό του οπλισμού των εσωτερικών ράβδων ή αντίστροφα όσο περισσότερος πρόσθετος οπλισμός επικολληθεί. nb Για το απερίσφιγκτο σκυρόδεμα η αύξηση αυτή είναι αρκετά μεγαλύτερη στην περίπτωση μονοαξονικής κάμψης μ = μ ub,max και μ uh =0 ) σε σύγκριση με την περίπτωση πλήρους διαξονικής κάμψης ( μ ub = μ uh ). ( u Αντίθετα, παρουσία εξωτερικής περίσφιγξης με μανδύες ΙΟΠ η κατάσταση αντιστρέφεται, με τις μεγαλύτερες αυξήσεις για τις καμπτικές ροπές να καταγράφονται όταν η σύζευξη των είναι μέγιστη. μ ub και μ uh

276 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 244 (α) Αύξηση της ανηγμένης ροπής καμψης (%) M uh M ub μ ub =μ uh ω fb =ω fh =0.20 M ub μ u =μ ub,max ω fb =ω fh =0 M ub M uh μ u =μ ub,max ω fb =ω fh =0.20 ΠΟΕ ΙΟΠ ω nb =ω nh =0.20 v=0.2 ε n,lim = M ub μ ub =μ uh ω fb =ω fh = Λόγος του εσωτερικού προς τον πρόσθετο οπλισμό, ω s /ω nb (β) Αύξηση της ανηγμένης ροπής καμψης (%) M ub M ub M uh M ub μ u =μ ub,max ω fb =ω fh =0 μ ub =μ uh ω fb =ω fh =0.20 μ u =μ ub,max ω fb =ω fh =0.20 ΠΟΕ Αν. χάλυβα ω nb =ω nh =0.20 v=0.2 f y,st =700 MPa 40 M uh M ub μ ub =μ uh 20 ω fb =ω fh = Λόγος του εσωτερικού προς τον πρόσθετο οπλισμό, ω s /ω nb Σχήμα 9.20 Αύξηση της ανηγμένης ροπής κάμψης συναρτήσει του λόγου ω s /ω nb, για υποστυλώματα ενισχυμένα με: (α) ΠΟΕ ΙΟΠ και (β) ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα.

277 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ ΣΥΜΠΕΡΑΣΜΑΤΑ Στο παρόν κεφάλαιο παρουσιάστηκε ένα νέο αναλυτικό προσομοίωμα για τον υπολογισμό καμπτικών ενισχύσεων υποστυλωμάτων με ΠΟΕ ΙΟΠ ή ανοξείδωτου χάλυβα. Μέσω του προσομοιώματος αυτού εξετάστηκε για πρώτη φορά η οριακή κατάσταση αντοχής μιας ενισχυμένης σε κάμψη (με σύνθετα υλικά) ορθογωνικής διατομής που υποβάλλεται σε διαξονική κάμψη. Αυτό κατέστη δυνατό υιοθετώντας διγραμμική συμπεριφορά για το σκυρόδεμα σε θλίψη με αποτέλεσμα η πολυπλοκότητα της ανελαστικής ανάλυσης να εκφυλιστεί σε μια ισοδύναμη ελαστική. Η ζητούμενη συνισταμένη δύναμη του σκυροδέματος υπολογίστηκε εύκολα με επαλληλία ισοδύναμων όγκων πυραμίδων (οι οποίοι αντιστοιχούν σε καταστάσεις ελαστικών παραμορφώσεων του σκυροδέματος) και τελικά προέκυψε μια κλειστή σχέση για τον υπολογισμό της τιμής της. Μια ακόμα καινοτομία που εισήγαγε το παρόν αναλυτικό προσομοίωμα είναι ο συνδυασμός πρόσθετου οπλισμού καμπτικής ενίσχυσης και περίσφιγξης της κρίσιμης διατομής με μανδύες συνθέτων υλικών. Το αναλυτικό προσομοίωμα που αναπτύχθηκε στο παρόν κεφάλαιο υλοποιήθηκε στο φιλικό προς το χρήστη πρόγραμμα Η/Υ, NSMRIC. Το NSMRIC αποτελεί ένα χρήσιμο εργαλείο για το σχεδιασμό καμπτικών ενισχύσεων υποστυλωμάτων οπλισμένου σκυροδέματος με ΠΟΕ ΙΟΠ ή ανοξείδωτου χάλυβα και μανδύες συνθέτων υλικών. Αφού εισάγει ο χρήστης μια σειρά μηχανικών ιδιοτήτων και γεωμετρικών χαρακτηριστικών, το πρόγραμμα αναπαράγει το διάγραμμα αλληλεπίδρασης διαξονικής κάμψης για δεδομένη αξονική δύναμη, το οποίο αποκαλύπτει όλους του πιθανούς συνδυασμούς ανηγμένων καμπτικών ροπών που οδηγούν σε καμπτική αστοχία. Ό έλεγχος της αξιοπιστίας του αναλυτικού προσομοιώματος πραγματοποιήθηκε με τη σύγκριση των πειραματικά μετρούμενων ροπών αντοχής, τετραγωνικών υποστυλωμάτων ενισχυμένων σε κάμψη με ΠΟΕ (προερχόμενων από δύο ανεξάρτητες πηγές), και των αντίστοιχων προβλέψεων του αναλυτικού προσομοιώματος. Η συμφωνία μεταξύ αναλυτικού προσομοιώματος και πειραματικών αποτελεσμάτων ήταν πολύ καλή, με το αναλυτικό προσομοίωμα να υποεκτιμά γενικώς τις τιμές των πειραματικών ροπών αντοχής. Έτσι αφού η αξιοπιστία του αναλυτικού προσομοιώματος κρίθηκε ικανοποιητική και υπέρ της ασφαλείας, διεξήχθη εκτεταμένη παραμετρική ανάλυση με στόχο τη διαφώτιση της επιρροής αρκετών παραμέτρων στις ροπές αντοχής των ενισχυμένων υποστυλωμάτων. Τα βασικά συμπεράσματα της παραμετρικής ανάλυσης συνοψίζονται ως εξής: Η αύξηση του μηχανικού ποσοστού του ΠΟΕ που τοποθετείται στην ενισχυμένη πλευρά της διατομής είχε ως αποτέλεσμα γραμμική σχεδόν αύξηση για τη μέγιστη ανηγμένη καμπτική ροπή ως προς τον άξονα αυτής της πλευράς, και για τους δύο τύπους ΠΟΕ (ΙΟΠ ή ανοξείδωτο χάλυβα), ανεξαρτήτως από το αν το σκυρόδεμα ήταν περισφιγμένο ή όχι. Αντίθετα για περισφιγμένα

278 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 246 υποστυλώματα που ενισχύονται με ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα, η αύξηση του μηχανικού ποσοστού του ΠΟΕ στη μία ενισχυμένη πλευρά (π.χ. ω nh ), είχε ως αποτέλεσμα εκτός από τη θεαματική αύξηση της μ uh και την καμπτική ενίσχυση της διατομής ως προς τον ασθενή άξονά της, αυξάνοντας σημαντικά την ανηγμένη καμπτική ροπή μ ub. Η επίδραση της περίσφιγξης με μανδύες συνθέτων υλικών στις ροπές κάμψης των ενισχυμένων με ΠΟΕ υποστυλωμάτων ήταν εξαιρετικά ευνοϊκή. Βρέθηκε ότι η συνεισφορά της περίσφιγξης αυξάνεται δραματικά με την αύξηση του αξονικού φορτίου. Μάλιστα, για την περίπτωση της μονοαξονικής κάμψης, όταν το ανηγμένο αξονικό φορτίο είναι μικρότερο από 0.4, η αύξηση της ανηγμένης μονοαξονικής ροπής των περισφιγμένων δοκιμίων είναι σχεδόν ανεξάρτητη από το ποσοστό του οπλισμού περίσφιγξης, οπότε ένα ελάχιστο ποσοστό (π.χ. ω fh ω fb = = 0.05) μπορεί να θεωρηθεί επαρκές. Κατά την ταυτόχρονη παρουσία δύο ροπών κάμψης, η επίδραση του οπλισμού περίσφιγξης αυξάνεται όσο η σύζευξη των ανηγμένων ροπών μ ub και μ uh γίνεται εντονότερη. Η τιμή του οπλισμού περίσφιγξης, πέρα από την οποία περαιτέρω αύξησή της, δεν συνοδεύεται από αντίστοιχη αύξηση των ροπών κάμψης ων μ ub και μ uh, ήταν ω fb = ω fh = 0.30 και ω fb = ω fh = 0.45, για ανηγμένα αξονικά φορτία 0.4 και 0.6, αντίστοιχα. Η εφαρμογή των ΠΟΕ ΙΟΠ για την αύξηση της καμπτικής αντοχής υποστυλωμάτων είναι γενικά περιορισμένης αποτελεσματικότητας για υψηλά αξονικά φορτία, εκτός αν ο ΠΟΕ ΙΟΠ συνδυάζεται με τοπικό μανδύα συνθέτων υλικών στα άκρα του υποστυλώματος. Η χρήση όμως ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα ήταν πολύ αποτελεσματικότερη για υψηλά αξονικά φορτία. Για ανηγμένο αξονικό φορτίο v = 0.2, βρέθηκε ότι η αύξηση της ενεργής παραμόρφωσης των ΙΟΠ πάνω από 0.6% δεν έχει επίδραση στις τιμές των ανηγμένων καμπτικών ροπών μ uh μ ub και. Αντίθετα στην περίπτωση του περισφιγμένου σκυροδέματος, η αύξηση της ενεργής παραμόρφωσης των ΙΟΠ είχε ως αποτέλεσμα γραμμική σχεδόν αύξηση για τις ανηγμένες καμπτικές ροπές μub και μ uh, ανεξαρτήτως του συνδυασμού τους. Επίσης, η αύξηση του ανηγμένου αξονικού φορτίου οδηγεί γενικά σε γραμμική σχεδόν μείωση της παραμόρφωσης αστοχίας των ΠΟΕ ΙΟΠ. Η μείωση αυτή ήταν εντονότερη στην περίπτωση της μέγιστης σύζευξης των ροπών κάμψης, ενώ η παρουσία περίσφιγξης οδήγησε στην αύξηση της αξιοποιήσιμης ενεργής παραμόρφωση των ΠΟΕ ΙΟΠ. Τέλος βρέθηκε ότι η αποτελεσματικότητα του ΠΟΕ αυξάνεται όσο μικρότερο είναι το μηχανικό ποσοστό του οπλισμού των εσωτερικών ράβδων ή αντίστροφα όσο μεγαλύτερο είναι το μηχανικό ποσοστό του ΠΟΕ.

279 Κεφάλαιο 9 ο Αναλυτικό και Υπολογιστικό Προσομοίωμα Υποστυλωμάτων Ενισχυμένων με ΠΟΕ 247 Βιβλιογραφία Τριανταφύλλου, Αθ., Χ., (2005), Ενισχύσεις Κατασκευών Οπλισμένου Σκυροδέματος με Σύνθετα Υλικά (Ινοπλισμένα Πολυμερή), Σημειώσεις Μεταπτυχιακού Μαθήματος, Πανεπιστήμιο Πατρών, Πάτρα. Barros, J. A. O., Ferreira, D. R. S. M., Fortes, A. S., and Dias, S. J. E., (2006), Assessing the Effectiveness of Embedding CFRP Laminates in the Near Surface for Structural Strengthening, Elsevier, Construction and Building Materials, V. 20, No. 7, pp Kahn, L. F., and Meyer, K. F., (1995), Rectangular Stress Block for Nonrectangular Compression Zone, ACI Structural Journal, V. 92, No. 3, pp Monti, G., and Alessandri, S., (2007), Design Equations for FRP-Strengthened RC Rectangular Columns under Combined Biaxial Bending and Axial Load, Proc. of the 8th International Conference on FRP for reinforced concrete structures (FRPRCS-8), Patra, Greece, paper ID Park, R., Paulay, T., (1974), Reinforced concrete structures, Wiley, New York.

280 Κεφάλαιο 10 Περίληψη Συμπεράσματα Προτάσεις για Μελλοντική Έρευνα Το κεφάλαιο αυτό αποτελεί τον επίλογο της παρούσας διατριβής συνοψίζοντας τα βασικότερα σημεία της και δίνοντας έμφαση στη συμβολή της στην υπάρχουσα γνώση σχετικά με την ενίσχυση υποστυλωμάτων οπλισμένου σκυροδέματος. Παρατίθενται τα συμπεράσματα που προκύπτουν από τη σύνθεση των διακριτών πτυχών της διατριβής (βιβλιογραφική έρευνα, πειραματικό πρόγραμμα, ανάλυση) ενώ παράλληλα δίδονται βασικές συστάσεις για το σχεδιασμό επεμβάσεων ενισχύσεων σε υποστυλώματα Ο/Σ. Τέλος, συνδυάζοντας διάφορα ζητήματα που ανέκυψαν στην παρούσα διατριβή καθώς και ορισμένες παραμέτρους που δεν μελετήθηκαν σε σχέση με τους μανδύες ΙΑΜ και τους ΠΟΕ, η διδακτορική διατριβή λειτουργεί και ως μία δεξαμενή ιδεών για μελλοντικές ερευνητικές αναζητήσεις. Το κεφάλαιο ολοκληρώνεται με τις προτάσεις για μελλοντική έρευνα ΠΕΡΙΛΗΨΗ Η μόνη μέθοδος που υπήρχε μέχρι σήμερα για την (αποτελεσματική) καμπτική ενίσχυση των υποστυλωμάτων οπλισμένου σκυροδέματος ήταν η κατασκευή μανδυών οπλισμένου σκυροδέματος. Η εφαρμογή όμως της εν λόγω μεθόδου συνοδεύεται από βασικές αδυναμίες, οι οποίες εντοπίζονται τόσο στην αύξηση των διαστάσεων των προς ενίσχυση υποστυλωμάτων, με άμεση συνέπεια την αλλαγή της γεωμετρίας και στατικότητας του συνολικού φορέα, όσο και στις κατασκευαστικές δυσκολίες (χρειάζεται επίπονη προετοιμασία πριν την εφαρμογή της, όπως εκτραχύνσεις επιφανειών, διατρήσεις πλακών για τη διέλευση οπλισμών και αποκατάσταση του σκυροδέματος με εποξειδικές ρητίνες ή μη συρρικνούμενο τσιμεντοκονίαμα).

281 Κεφάλαιο 10 ο Περίληψη Συμπεράσματα Προτάσεις για Μελλοντική Έρευνα 249 Ακόμα, σε επεμβάσεις αντισεισμικής ενίσχυσης υποστυλωμάτων όπου ζητούμενο είναι η αύξηση της παραμορφωσιμότητάς τους κατά την αστοχία, η χρήση τοπικών μανδυών ΙΟΠ έχει πειραματικά αποδειχθεί εξαιρετικά αποτελεσματική. Η εν λόγω τεχνική ενίσχυσης αξιοποιεί ιδιότητες των υλικών αυτών όπως είναι η εξαιρετικά υψηλή εφελκυστική αντοχή, η ανθεκτικότητα στο χρόνο, το χαμηλό βάρος και η ικανοποιητική ικανότητα παραμόρφωσης. Έτσι, τόσο διεθνώς όσο και στη χώρα μας, ο αριθμός επεμβάσεων σε υφιστάμενα υποστυλώματα όπου γίνεται χρήση μανδυών ΙΟΠ αυξάνεται με ταχείς ρυθμούς. Ωστόσο, παρόλα τα πλεονεκτήματά της, η τεχνική ενίσχυσης υποστυλωμάτων με μανδύες ΙΟΠ έχει ορισμένες εγγενείς αδυναμίες, οι οποίες οφείλονται στη χρήση των εποξειδικών ρητινών [πτωχή συμπεριφορά (απώλεια αντοχής) των ρητινών σε θερμοκρασίες πάνω από τη θερμοκρασία υαλώδους μετάπτωσης, υψηλό κόστος των ρητινών, αδυναμία εφαρμογής σε υγρές επιφάνειες, περιορισμός της ικανότητας αναπνοής των δομικών στοιχείων που καλύπτονται από μανδύες ΙΟΠ, ασυμβατότητα ρητινών και υλικών ιστορικών κατασκευών, δυσκολία διεξαγωγής μη καταστροφικής αποτίμησης πιθανών βλαβών πίσω από μανδύες ΙΟΠ μετά από σεισμούς]. Στην παρούσα διατριβή αναπτύχθηκαν δύο καινοτόμες μέθοδοι για την αντισεισμική ενίσχυση υφιστάμενων υποστυλωμάτων οπλισμένου σκυροδέματος. Κίνητρο για την αναζήτηση εναλλακτικών μεθόδων ενίσχυσης απετέλεσαν οι αδυναμίες που προκύπτουν από τη χρήση των μανδυών οπλισμένου σκυροδέματος και των μανδυών ΙΟΠ, για την αύξηση της καμπτικής αντοχής και της πλαστιμότητας των υφιστάμενων υποστυλωμάτων, αντίστοιχα. Πιο συγκεκριμένα, εφαρμόστηκαν για πρώτη φορά Ινοπλέγματα σε Ανόργανη Μήτρα για την κατασκευή τοπικών μανδυών περίσφιγξης στις κρίσιμες περιοχές των υποστυλωμάτων με στόχο την αύξηση της πλαστιμότητάς τους. Επίσης διεξήχθη η πρώτη συστηματική μελέτη καμπτικής ενίσχυσης υποστυλωμάτων υπό ανακυκλιζόμενη φόρτιση (και σταθερό αξονικό φορτίο) με πρόσθετους οπλισμούς συνθέτων υλικών ή ανοξείδωτου χάλυβα σε εγκοπές. Ο συνδυασμός των δύο προτεινόμενων μεθόδων ενίσχυσης, δηλαδή των τοπικών μανδυών από Ινοπλέγματα σε Ανόργανη Μήτρα (ΙΑΜ) και του Πρόσθετου Οπλισμού σε (επιφανειακές) Εγκοπές (ΠΟΕ), οδηγεί σε μια υβριδικού τύπου μέθοδο ενίσχυσης, που επιτρέπει την ταυτόχρονη αύξηση της καμπτικής αντοχής και της πλαστιμότητας των ενισχυμένων υποστυλωμάτων. Τα πειραματικά αποτελέσματα και η αναλυτική δουλειά της διατριβής συνεισφέρουν σημαντικά τόσο στην κατανόηση της συμπεριφοράς των ενισχυμένων με ΙΑΜ και ΠΟΕ, όσο και στο σχεδιασμό ενισχύσεων υφισταμένων υποστυλωμάτων με τις εν λόγω μεθόδους. Η παρούσα εργασία εκτός των άλλων περιλαμβάνει τα ακόλουθα: Την παρουσίαση των βασικών λόγων που καθιστούν επιβεβλημένη την ανάγκη ενίσχυσης των υφιστάμενων υποστυλωμάτων Ο/Σ. Τα τελευταία όπως διεξοδικά αναφέρεται δεν

282 Κεφάλαιο 10 ο Περίληψη Συμπεράσματα Προτάσεις για Μελλοντική Έρευνα 250 πληρούν τις απαιτήσεις των σύγχρονων αντισεισμικών κανονισμών καθώς χαρακτηρίζονται από ένα σύνολο ανεπαρκειών. Την παρουσίαση των συμβατικών μεθόδων ενίσχυσης των υποστυλωμάτων Ο/Σ. Την αντιπροσωπευτική βιβλιογραφική ανασκόπηση των δημοσιευμένων ερευνητικών εργασιών σε σχέση με τη χρήση μανδυών ΙΟΠ για την αντισεισμική ενίσχυση υποστυλωμάτων Ο/Σ. Την παρουσίαση βασικών πληροφοριών για τα ΙΑΜ (ινοπλέγματα, ανόργανη μήτρα, συνάφεια πλεγμάτων - μητρικού υλικού, εφαρμογές των ΙΑΜ στις νέες κατασκευές). Επίσης, δίνεται μια σύντομη βιβλιογραφική αναφορά των εργασιών που αφορούν την εφαρμογή των ΙΑΜ στις νέες κατασκευές, ενώ παρουσιάζεται εκτενώς ο περιορισμένος αριθμός ερευνητικών εργασιών που αφορούν την εφαρμογή των ΙΑΜ στο πεδίο των ενισχύσεων των κατασκευών. Την παρουσίαση της τεχνικής ενίσχυσης με ΠΟΕ ΙΟΠ και την παράθεση χρήσιμων πληροφοριών για τα υλικά και τις τεχνικές ενίσχυσης (οπλισμοί ΙΟΠ, συγκολλητικό υλικό, γεωμετρία εγκοπών), όπως αυτές ομαδοποιούνται μετά από μια προσεκτική βιβλιογραφική ανασκόπηση. Την αναλυτική παρουσίαση της πειραματικής διαδικασίας που ακολουθήθηκε στην παρούσα διατριβή για την απόκτηση δεδομένων γύρω από τη συμπεριφορά 28 υποστυλωμάτων οπλισμένου σκυροδέματος, ενισχυμένων με μανδύες ανόργανης (ΙΑΜ) ή οργανικής (ΙΟΠ) μήτρας. Την αναλυτική παρουσίαση της πειραματικής διαδικασίας που ακολουθήθηκε στην παρούσα διατριβή για την απόκτηση δεδομένων γύρω από τη συμπεριφορά 11 υποστυλωμάτων οπλισμένου σκυροδέματος, ενισχυμένων σε κάμψη με πρόσθετους οπλισμούς σε εγκοπές (ΠΟΕ). Την παρουσίαση, ανάλυση και σύγκριση των πειραματικών αποτελεσμάτων όλων των δοκιμίων που είχαν περισφιγθεί με τοπικούς μανδύες συνθέτων υλικών σε ανόργανη και οργανική μήτρα, βάσει των οποίων προσδιορίζεται η αποτελεσματικότητα των μανδυών ΙΑΜ σε σύγκριση με ισοδύναμης δυστένειας μανδύες ΙΟΠ. Την παρουσίαση, ανάλυση και σύγκριση των πειραματικών αποτελεσμάτων όλων των υποστυλωμάτων που είχαν ενισχυθεί σε κάμψη με ΠΟΕ ΙΟΠ ή ανοξείδωτου χάλυβα. Έτσι γίνεται εφικτή η ποιοτική και ποσοτική αξιολόγηση της αποτελεσματικότητας της μεθόδου του ΠΟΕ για την καμπτική ενίσχυση υποστυλωμάτων. Την πειραματική και αναλυτική μελέτη της αντοχής σε συνάφεια μεταξύ ενωμένων με παράθεση ράβδων και σκυροδέματος περισφιγμένου με τοπικούς μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ, με στόχο την αξιολόγηση της συμβολής της περίσφιγξης στην αντοχή συνάφειας της υπερκάλυψης. Αυτή η συμβολή λαμβάνεται υπόψη μέσω κατάλληλης τροποποίησης δύο

283 Κεφάλαιο 10 ο Περίληψη Συμπεράσματα Προτάσεις για Μελλοντική Έρευνα 251 αναλυτικών προσομοιωμάτων συνάφειας για ενωμένες με υπερκάλυψη ράβδους. Τέλος υπολογίζεται προσεγγιστικά η παραμόρφωση ενεργοποίησης των μανδυών ΙΑΜ και ΙΟΠ στην εγκάρσια διεύθυνση συναρτήσει του μήκους υπερκάλυψης των ράβδων. Την πειραματική και αναλυτική μελέτη της εξέλιξης του λυγισμού των διαμήκων ράβδων σε περιβάλλον περισφιγμένου με μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ και απερίσφιγκτου σκυροδέματος. Η αλληλεπίδραση μεταξύ του μανδύα (ή της επικάλυψης για το απερίσφιγκτο σκυρόδεμα) και των διαμήκων ράβδων κατά την έναρξη και εξέλιξη του λυγισμού των τελευταίων, προσδιορίζεται μέσω αξιόπιστων μετρήσεων από τα ηλεκτρομηκυνσιόμετρα που είχαν επικολληθεί πάνω στις διαμήκεις ράβδους. Με αυτό τον τρόπο είναι δυνατή η συσχέτιση της δυσκαμψίας του μανδύα με τη μεταλυγισμική απόκριση των περισφιγμένων υποστυλωμάτων. Την ανάπτυξη ενός νέου αναλυτικού και υπολογιστικού προσομοιώματος για το σχεδιασμό καμπτικών ενισχύσεων υποστυλωμάτων με χρήση ΠΟΕ ΙΟΠ και ανοξείδωτου χάλυβα. Η αξία του εν λόγω προσομοιώματος είναι μεγάλη καθώς το τελευταίο ενσωματώνει για πρώτη φορά ορισμένα χαρακτηριστικά, όπως: (1) Η μείωση των ροπών αντοχής ως προς τους δύο κύριους άξονες (ισχυρός και ασθενής), η οποία οφείλεται στην έντονη σύζευξή τους, για τα ενισχυμένα σε κάμψη υποστυλώματα που υποβάλλονται σε διαξονική κάμψη. (2) Η εφαρμογή ενός τραπεζοειδούς στερεού τάσεων για το σκυρόδεμα σε θλίψη, το οποίο σε σύγκριση με το κλασικό ορθογωνικό στερεό, προσομοιώνει με μεγαλύτερη ακρίβεια τον όγκο του σκυροδέματος της θλιβόμενης ζώνης, ιδιαίτερα για τις ενισχυμένες διατομές. (3) Η ταυτόχρονη επίδραση της εξωτερικής περίσφιγξης που παρέχουν μανδύες ΙΟΠ στις ενισχυμένες σε κάμψη διατομές. Τη σύγκριση των ροπών αντοχής των ενισχυμένων με ΠΟΕ δοκιμίων της παρούσας διατριβής και άλλων της διεθνούς βιβλιογραφίας με τις προβλέψεις του αναλυτικού προσομοιώματος για την εξακρίβωση τις αξιοπιστίας του δεύτερου. Την υλοποίηση του αναλυτικού προσομοιώματος σε πρόγραμμα Η/Υ σε γλώσσα προγραμματισμού Visual Basic 6.0, για την αυτοματοποιημένη δημιουργία των διαγραμμάτων αλληλεπίδρασης διαξονικής κάμψης με ορθή δύναμη, ορθογωνικών διατομών που έχουν ενισχυθεί σε κάμψη με ΠΟΕ και είναι περισφιγμένες (ή όχι) με μανδύες συνθέτων υλικών. Την εκτέλεση εκτενών παραμετρικών αναλύσεων για τη μελέτη της επίδρασης αρκετών παραμέτρων στην καμπτική αντοχή των ενισχυμένων με ΠΟΕ υποστυλωμάτων, όπως: το μηχανικό ποσοστό του ΠΟΕ, το ανηγμένο αξονικό φορτίο, το μηχανικό ποσοστό του οπλισμού περίσφιγξης, η ενεργή παραμόρφωση των ΠΟΕ ΙΟΠ και το μηχανικό ποσοστό του εσωτερικού διαμήκους οπλισμού.

284 Κεφάλαιο 10 ο Περίληψη Συμπεράσματα Προτάσεις για Μελλοντική Έρευνα ΣΥΜΠΕΡΑΣΜΑΤΑ ακόλουθα: Τα συμπεράσματα που εξάγονται από την παρούσα διδακτορική διατριβή είναι τα 1. Τα πειραματικά αποτελέσματα των 15 δοκιμών κεντρικής θλίψης που παρουσιάστηκαν στην Ενότητα 5.1 έδειξαν ότι οι μανδύες περίσφιγξης ΙΑΜ προσδίδουν σημαντική αύξηση τόσο σε όρους αντοχής όσο και σε όρους ικανότητας παραμόρφωσης, καθυστερώντας το λυγισμό των διαμήκων ράβδων. Συγκρινόμενοι με μανδύες ΙΟΠ ίσης αντοχής και δυστένειας, οι μανδύες ΙΑΜ βρέθηκαν περίπου κατά 10% λιγότερο αποτελεσματικοί, σε όρους αντοχής και ικανότητας παραμόρφωσης. Η μείωση αυτή της αποτελεσματικότητας των μανδυών ΙΑΜ σε σύγκριση με τους μανδύες ΙΟΠ, δείχνει να είναι ανεξάρτητη από το μηχανικό ποσοστό του εγκάρσιου οπλισμού συνδετήρων. 2. Με βάση τα πειραματικά αποτελέσματα των υποστυλωμάτων που δοκιμάστηκαν σε ανακυκλιζόμενη κάμψη με σταθερό αξονικό φορτίο, καταδεικνύεται ότι η αποτελεσματικότητα των μανδυών ΙΑΜ είναι υψηλή και γενικώς παρόμοια (αν όχι υψηλότερη) με αυτή των μανδυών ΙΟΠ ίσης δυστένειας. Πιο συγκεκριμένα, για τα δοκίμια με συνεχή οπλισμό και λείες ράβδους, η αποτελεσματικότητα των μανδυών ΙΑΜ βρέθηκε ίση με αυτή των μανδυών ΙΟΠ, ενώ στα δοκίμια με διαμήκεις ράβδους νευροχάλυβα, η αποτελεσματικότητα των μανδυών ΙΑΜ ήταν κατά 50% περίπου μεγαλύτερη από τους μανδύες ΙΟΠ. Τέλος οι μανδύες ΙΟΠ βρέθηκαν ελαφρώς αποτελεσματικότεροι για την ενίσχυση υποστυλωμάτων με μικρά μήκη ένωσης των ράβδων σε σύγκριση με τους μανδύες ΙΑΜ και το ίδιο αποτελεσματικοί για μεγάλα μήκη ένωσης των διαμήκων ράβδων. 3. Παρόλο το σχετικά περιορισμένο αριθμό δοκιμών ανά τύπο δοκιμίων και ανά εξεταζόμενη παράμετρο, όλα τα πειραματικά αποτελέσματα που παρουσιάστηκαν στο Κεφάλαιο 5 καταδεικνύουν την υψηλή αποτελεσματικότητα των μανδυών με Ινοπλέγματα Ανόργανης Μήτρας. Αναμένεται ότι, όπως η τεχνική των ΙΟΠ, έτσι και η τεχνική των ΙΑΜ, στο εγγύς μέλλον θα αποτελεί μια εξαιρετικά ενδιαφέρουσα, αν όχι επαναστατική, πρόταση για την αναβάθμιση των ανεπαρκώς σχεδιασμένων υποστυλωμάτων. 4. Ο ΠΟΕ ΙΟΠ ή ανοξείδωτου χάλυβα αποτελεί μια βιώσιμη λύση για την καμπτική ενίσχυση υποστυλωμάτων Ο/Σ που υποβάλλονται σε σεισμική φόρτιση. Μέσω ενός κατάλληλου σχεδιασμού, στα πλαίσια του οποίου ο πρόσθετα τοποθετημένος οπλισμός συνδυάζεται με τοπικό μανδύα στα άκρα του υποστυλώματος (κορυφή και πόδα), είναι εφικτό η αύξηση της καμπτικής αντίστασης των υποστυλωμάτων να μην συνοδεύεται από μείωση της διαθέσιμης παραμορφωσιμότητας.

285 Κεφάλαιο 10 ο Περίληψη Συμπεράσματα Προτάσεις για Μελλοντική Έρευνα Ο ΠΟΕ ελασμάτων άνθρακα συμπεριφέρθηκε αρκετά αποτελεσματικά ακόμα και όταν το πάχος της διαθέσιμης επικάλυψης ήταν οριακό (2 5 mm), μέσω τοποθέτησης της μεγάλης διάστασης του ελάσματος παράλληλα στην ενισχυόμενη πλευρά του υποστυλώματος και σε συνδυασμό με τοπικό μανδύα στα άκρα του υποστυλώματος. 6. Οι ΠΟΕ ΙΟΠ (ελάσματα άνθρακα και ράβδοι γυαλιού) ίσης αντοχής είχαν την ίδια αποτελεσματικότητα σε όρους αύξησης της αντοχής, ενώ οι ράβδοι γυαλιού ήταν εμφανώς αποτελεσματικότερες σε όρους ικανότητας παραμόρφωσης στην αστοχία. 7. Όλοι οι τύποι ΠΟΕ (που είχαν επικολληθεί με εποξειδική ρητίνη) έφτασαν υψηλές αξονικές παραμορφώσεις, ωστόσο λόγω της επίδρασης της ανακύκλισης της φόρτισης αυτές οι παραμορφώσεις ήταν αρκετά μικρότερες σε σχέση με τις αντίστοιχες τιμές τους σε μονοαξονικό εφελκυσμό. Γι αυτό το λόγο η σύγκριση διαφορετικών υλικών ως ΠΟΕ με κριτήριο την εφελκυστική δύναμη που αναλαμβάνεται από τον καθένα ευνοεί τον ανοξείδωτο χάλυβα, ο οποίος εξαντλεί σχεδόν την ικανότητα παραλαβής εφελκυστικής δύναμης μέχρι τη διαρροή του. Έτσι αυτή η σύγκριση θα ήταν ουσιαστικότερη αν γινόταν σε όρους ενεργών εφελκυστικών τάσεων που ενεργοποιούνται για κάθε ΠΟΕ υπό ανακυκλιζόμενη φόρτιση. 8. Η τοπική περίσφιγξη των κρίσιμων περιοχών είναι ιδιαίτερα αποτελεσματική για την προστασία έναντι λυγισμού των ΠΟΕ, εξασφαλίζοντας έτσι την ανάπτυξη μεγαλυτέρων εφελκυστικών παραμορφώσεων κατά την αστοχία. 9. Η χρήση εποξειδικής ρητίνης ως υλικού συγκόλλησης υπερτερεί έναντι του κονιάματος. 10. Η αγκύρωση των ΠΟΕ μήκους 300 mm βρέθηκε επαρκής για τις διατομές και τα υλικά των ΠΟΕ που χρησιμοποιήθηκαν στην παρούσα διατριβή. Για τις ράβδους γυαλιού και ανοξείδωτου χάλυβα τα μήκη αγκύρωσης ήταν ίσα με 38 και 25 φορές τη διάμετρο των τελευταίων, αντίστοιχα. 11. Το μήκος υπερκάλυψης των 20 διαμέτρων δεν ήταν επαρκές για την ανάπτυξη της τάσης διαρροής των διαμήκων ράβδων, ενώ η ένωση των ράβδων με μήκος υπερκάλυψης 40 διαμέτρων βρέθηκε επαρκής για την ανάπτυξη της τάσης διαρροής των τελευταίων στη μια μόνο διεύθυνση φόρτισης. Ακόμα, για τα απερίσφιγκτα δοκίμια η αστοχία λόγω διάρρηξης του σκυροδέματος στην περιοχή της υπερκάλυψης οδήγησε στην απότομη πτώση του οριζόντιου φορτίου και τη μείωση της ικανότητας παραμόρφωσής τους. 12. Περισφίγγοντας την περιοχή της υπερκάλυψης με μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ εμποδίστηκε η ανάπτυξη των κατακόρυφων ρωγμών διάρρηξης με αποτέλεσμα την αύξηση της αντοχής συνάφειας της υπερκάλυψης των υποστυλωμάτων. Γενικά μέσω της περίσφιγξης επετεύχθη σημαντική βελτίωση της τοπική σχέσης συνάφειας - ολίσθησης στην περιοχή της ένωσης των ράβδων, η οποία οδήγησε στη γενικότερη βελτίωση της απόκρισης των

286 Κεφάλαιο 10 ο Περίληψη Συμπεράσματα Προτάσεις για Μελλοντική Έρευνα 254 ενισχυμένων δοκιμίων τόσο σε όρους αντοχής όσο και σε όρους ικανότητας παραμόρφωσης. 13. Οι προβλέψεις των προσομοιωμάτων των Zuo and Darwin (2000) και Lettow and Eligehausen (2006) για την αντοχή συνάφειας μεταξύ ενωμένων με παράθεση ράβδων - σκυροδέματος, είναι γενικά σε πολύ καλή συμφωνία με την αντοχή συνάφειας που προσδιορίστηκε πειραματικά και για τα δύο μήκη υπερκάλυψης ράβδων των δοκιμίων ελέγχου. 14. Με κατάλληλη τροποποίηση των προσομοιωμάτων συνάφειας λαμβάνεται υπόψη η συνεισφορά της περίσφιγξης με μανδύες ΙΑΜ ή ΙΟΠ στην αντοχή συνάφειας της υπερκάλυψης. Ο προτεινόμενος συντελεστής K tr, j λαμβάνει υπόψη του την επιρροή όλων των βασικών χαρακτηριστικών του μανδύα όπως είναι: το εμβαδόν διατομής του οπλισμού περίσφιγξης, το μέτρο ελαστικότητας των ινών του μανδύα συνθέτων υλικών και τη μέση ενεργή παραμόρφωση του μανδύα συνθέτων υλικών στην εγκάρσια διεύθυνση. 15. Η ενεργοποίηση του μανδύα έξω από το μήκος υπερκάλυψης (η οποία προσδιορίζεται μέσω της ενεργής παραμόρφωσης του μανδύα) είναι μεγαλύτερη για την περίπτωση των μικρότερων μηκών υπερκάλυψης, αφού ο μανδύας αντιστέκεται σε μια πιο εκτεταμένη ζώνη έναντι της διάδοσης των κατακόρυφων ρωγμών διάρρηξης. 16. Η μέση ενεργή παραμόρφωση του μανδύα συνθέτων υλικών μειώνεται καθώς ο λόγος μήκους υπερκάλυψης προς διάμετρο ράβδων αυξάνεται. Έτσι, κατά το σχεδιασμό του πάχους μανδύα ώστε να εξασφαλισθεί η συνάφεια ράβδων σκυροδέματος, η ενεργή παραμόρφωση σχεδιασμού των συνθέτων υλικών θα πρέπει να λαμβάνεται συναρτήσει του μήκους υπερκάλυψης των ράβδων. 17. Η κρίσιμη αξονική παραμόρφωση καθορίζεται από την τιμή του λόγου s h / d b. Η cr ε s έναρξης του λυγισμού των διαμήκων ράβδων cr ε s ήταν ανεξάρτητη από την περίσφιγξη που παρέχουν οι μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ, αφού μετρήθηκαν πολύ κοντινές τιμές της για όλα τα δοκίμια με μέση τιμή 0.70%. Αυτό οφείλεται στο γεγονός ότι η έναρξη του λυγισμού είναι ένα κινηματικό φαινόμενο και εξαρτάται από μια κρίσιμη τιμή πλευρικής παραμόρφωσης (προς τα έξω κάμψη) της ράβδου, μετά από την οποία η ράβδος χάνει την ευστάθειά της. 18. Ο λυγισμός των διαμήκων ράβδων λαμβάνει χώρα αμέσως μετά τη διαρροή τους σε θλίψη και μάλιστα στον επόμενο κύκλο φόρτισης. Αυτό αποδίδεται στη (σχεδόν) μηδενική αξονική δυσκαμψία των ράβδων στο πλατώ διαρροής. 19. Με βάση την πειραματική μαρτυρία του δοκιμίου L0_C φαίνεται τελικά ότι ο αρχικός διαχωρισμός της επικάλυψης σκυροδέματος αποδίδεται στο λυγισμό των διαμήκων ράβδων. Έτσι η αποτίναξη της επικάλυψης σκυροδέματος στη θλιβόμενη ζώνη που οδηγεί

287 Κεφάλαιο 10 ο Περίληψη Συμπεράσματα Προτάσεις για Μελλοντική Έρευνα 255 στην πτώση του οριζόντιου φορτίου και την αστοχία, επιταχύνεται από το λυγισμό των διαμήκων ράβδων. 20. Ο λυγισμός των διαμήκων ράβδων μέσα από τους μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ δεν απετράπη αλλά καθυστέρησε σημαντικά να εμφανιστεί, κατά περίπου 3 έως 7 κύκλους σε σύγκριση με το δοκίμιο ελέγχου. Ακόμα όμως και όταν συνέβη, ο λυγισμός ήταν περιορισμένος και ελεγχόμενος, με αποτέλεσμα να οδηγεί γενικά σε μικρή πτώση της αντοχής των δοκιμίων. Φαίνεται λοιπόν ότι λόγω της περίσφιγξης μέσω των μανδυών ΙΑΜ και ΙΟΠ υπήρχε η δυνατότητα ανακατανομής του θλιπτικού φορτίου από τις λυγισμένες μέσα από τους μανδύες ράβδους προς τον περισφιγμένο πυρήνα σκυροδέματος, καθώς η αποτίναξη της επικάλυψης παρεμποδίζονταν από τους μανδύες. 21. Σε αντίθεση με τους μανδύες ΙΟΠ, οι μανδύες ΙΑΜ μπορούν να παραλάβουν τοπικές συγκεντρώσεις τάσεων χωρίς θραύση των ινών τους. Έτσι κατά το λυγισμό όπου οι διαμήκεις ράβδοι κάμπτονται προς τα έξω στις γωνίες της διατομής, οι μανδύες ΙΑΜ παραλαμβάνουν τις συγκεντρώσεις τάσεων που δημιουργούνται χωρίς να αστοχούν πρόωρα. 22. Όταν ανεπτύχθησαν υψηλές αξονικές παραμορφώσεις (μεγαλύτερες από 1%) στη θλιβόμενη ζώνη των υποστυλωμάτων, ο εύκαμπτος μανδύας ΙΑΜ διογκώθηκε σημαντικά και διερράγει. Αντιθέτως η αποτελεσματικότητα του πιο δύσκαμπτου μανδύα ΙΑΜ από ίνες άνθρακα ήταν μεγαλύτερη. Παρόλο που στο τέλος της δοκιμής η μέγιστη αξονική παραμόρφωση στη βάση του υποστυλώματος L0_M4, ήταν αρκετά υψηλή ίση με 1.56%, η μέση αναπτυσσόμενη εγκάρσια παραμόρφωση του μανδύα παρέμεινε σε χαμηλά επίπεδα της τάξης του 1%. 23. Υπάρχει σημαντικό περιθώριο διαθέσιμης στροφικής ικανότητας από την έναρξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων μέχρι την τελική αστοχία των υποστυλωμάτων. Η τιμή του λόγου θ bb,exp /θ u,exp μειώνεται όταν η δυσκαμψία του μανδύα συνθέτων υλικών στην εγκάρσια διεύθυνση αυξάνεται. 24. Η ημιεμπειρική έκφραση των Berry and Eberhard (2005) βρέθηκε να υπερεκτιμά την τιμή της σχετικής μετακίνησης των υποστυλωμάτων κατά την έναρξη του λυγισμού των διαμήκων ράβδων τους. 25. Ό έλεγχος της αξιοπιστίας του αναλυτικού προσομοιώματος πραγματοποιήθηκε με τη σύγκριση των πειραματικά μετρούμενων ροπών αντοχής, τετραγωνικών υποστυλωμάτων ενισχυμένων σε κάμψη με ΠΟΕ (προερχόμενων από δύο ανεξάρτητες πηγές), και των αντίστοιχων προβλέψεων του αναλυτικού προσομοιώματος. Η συμφωνία μεταξύ αναλυτικού προσομοιώματος και πειραματικών αποτελεσμάτων ήταν πολύ καλή, με το αναλυτικό προσομοίωμα να υποεκτιμά γενικώς τις τιμές των πειραματικών ροπών αντοχής.

288 Κεφάλαιο 10 ο Περίληψη Συμπεράσματα Προτάσεις για Μελλοντική Έρευνα 256 Έτσι αφού η αξιοπιστία του αναλυτικού προσομοιώματος κρίθηκε ικανοποιητική και υπέρ της ασφαλείας, διεξήχθη εκτεταμένη παραμετρική ανάλυση με στόχο τη διαφώτιση της επιρροής αρκετών παραμέτρων στις ροπές αντοχής των ενισχυμένων υποστυλωμάτων. 26. Η αύξηση του μηχανικού ποσοστού του ΠΟΕ που τοποθετείται στην ενισχυμένη πλευρά της διατομής είχε ως αποτέλεσμα γραμμική σχεδόν αύξηση για τη μέγιστη ανηγμένη καμπτική ροπή ως προς τον άξονα αυτής της πλευράς, και για τους δύο τύπους ΠΟΕ (ΙΟΠ ή ανοξείδωτο χάλυβα), ανεξαρτήτως από το αν το σκυρόδεμα ήταν περισφιγμένο ή όχι. Αντίθετα για περισφιγμένα υποστυλώματα που ενισχύονται με ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα, η αύξηση του μηχανικού ποσοστού του ΠΟΕ στη μία ενισχυμένη πλευρά (π.χ. αποτέλεσμα εκτός από τη θεαματική αύξηση της ω nh ), είχε ως μ uh και την καμπτική ενίσχυση της διατομής ως προς τον ασθενή άξονά της, αυξάνοντας σημαντικά την ανηγμένη καμπτική ροπή μ ub. 27. Η επίδραση της περίσφιγξης με μανδύες συνθέτων υλικών στις ροπές κάμψης των ενισχυμένων με ΠΟΕ υποστυλωμάτων ήταν εξαιρετικά ευνοϊκή. Βρέθηκε ότι η συνεισφορά της περίσφιγξης αυξάνεται δραματικά με την αύξηση του αξονικού φορτίου. Μάλιστα, για την περίπτωση της μονοαξονικής κάμψης, όταν το ανηγμένο αξονικό φορτίο είναι μικρότερο από 0.4, η αύξηση της ανηγμένης μονοαξονικής ροπής των περισφιγμένων δοκιμίων είναι σχεδόν ανεξάρτητη από το ποσοστό του οπλισμού περίσφιγξης, το οποίο αρκεί να είναι πολύ χαμηλό (π.χ. ω fb = ω fh = 0.05). Κατά την ταυτόχρονη παρουσία δύο ροπών κάμψης, η επίδραση του οπλισμού περίσφιγξης αυξάνεται όσο η σύζευξη των ανηγμένων ροπών μ ub και μ uh γίνεται εντονότερη. Η τιμή του οπλισμού περίσφιγξης, πέρα από την οποία περαιτέρω αύξησή της δε συνοδεύεται από αντίστοιχη αύξηση των ροπών κάμψης μ ub και μ uh, ήταν ω fb = ω fh = 0.30 και ω fb = ω fh = 0.45, για ανηγμένα αξονικά φορτία 0.4 και 0.6, αντίστοιχα. 28. Η εφαρμογή των ΠΟΕ ΙΟΠ για την αύξηση της καμπτικής αντοχής υποστυλωμάτων είναι γενικά περιορισμένης αποτελεσματικότητας για υψηλά αξονικά φορτία, εκτός αν ο ΠΟΕ ΙΟΠ συνδυάζεται με τοπικό μανδύα συνθέτων υλικών στα άκρα του υποστυλώματος. Η χρήση όμως ΠΟΕ ανοξείδωτου χάλυβα ήταν πολύ αποτελεσματικότερη για υψηλά αξονικά φορτία. 29. Για ανηγμένο αξονικό φορτίο v = 0.2, βρέθηκε ότι η αύξηση της ενεργής παραμόρφωσης των ΙΟΠ πάνω από 0.6%, δεν έχει επίδραση στις τιμές των ανηγμένων καμπτικών ροπών μ ub και μ uh. Αντίθετα στην περίπτωση του περισφιγμένου σκυροδέματος, η αύξηση της ενεργής παραμόρφωσης των ΙΟΠ, είχε ως αποτέλεσμα γραμμική σχεδόν αύξηση για τις

289 Κεφάλαιο 10 ο Περίληψη Συμπεράσματα Προτάσεις για Μελλοντική Έρευνα 257 ανηγμένες καμπτικές ροπές μub και μ uh, ανεξαρτήτως του συνδυασμού τους. Επίσης, η αύξηση του ανηγμένου αξονικού φορτίου, οδηγεί γενικά σε γραμμική σχεδόν μείωση της παραμόρφωσης αστοχίας των ΠΟΕ ΙΟΠ. Η μείωση αυτή ήταν εντονότερη στην περίπτωση της μέγιστης σύζευξης των ροπών κάμψης, ενώ η παρουσία περίσφιγξης οδήγησε στην αύξηση της αξιοποιήσιμης ενεργής παραμόρφωσης των ΠΟΕ ΙΟΠ. 30. Τέλος βρέθηκε ότι η αποτελεσματικότητα του ΠΟΕ αυξάνεται όσο μικρότερο είναι το μηχανικό ποσοστό του οπλισμού των εσωτερικών ράβδων ή αντίστροφα όσο μεγαλύτερο είναι το μηχανικό ποσοστό του ΠΟΕ ΠΡΟΤΑΣΕΙΣ ΓΙΑ ΜΕΛΛΟΝΤΙΚΗ ΕΡΕΥΝΑ Άποψη του συγγραφέα είναι ότι η αντισεισμική ενίσχυση υποστυλωμάτων Ο/Σ με χρήση ΠΟΕ και μανδυών ΙΑΜ γεννά δύο νέες τεχνικές με μεγάλη δυναμική και γι αυτό το λόγο η μελλοντική έρευνα πρέπει να στραφεί προς την καλύτερη πειραματική διερεύνηση ορισμένων ακόμα παραμέτρων. Η αναλυτική δουλειά της παρούσας διατριβής σε σχέση με τη μελέτη της αντοχής συνάφειας των ενωμένων με παράθεση ράβδων και του λυγισμού των διαμήκων ράβδων σε περισφιγμένο με μανδύες ΙΑΜ και ΙΟΠ σκυρόδεμα, χρειάζεται να συμπληρωθεί με αρκετά μεγαλύτερο αριθμό πειραματικών δοκιμών και μελετούμενων παραμέτρων. Το αναλυτικό προσομοίωμα που αναπτύχθηκε για τον υπολογισμό των ροπών αντοχής των ενισχυμένων με ΠΟΕ ή/και μανδύες συνθέτων υλικών υποστυλωμάτων, παρέχει πολύ καλή συμφωνία με τα πειραματικά αποτελέσματα, μονοαξονικής κάμψης. Απομένει η επιβεβαίωση του προσομοιώματος για την περίπτωση διαξονικής κάμψης. Η μελλοντική έρευνα για την καλύτερη κατανόηση ορισμένων παραμέτρων πρέπει να περιλαμβάνει τα ακόλουθα: 1. Την πειραματική διερεύνηση ορισμένων ακόμα παραμέτρων οι οποίες περιλαμβάνουν: το επίπεδο του αξονικού φορτίου, την πρότερη βλάβη του προς ενίσχυση υποστυλώματος, διαφορετικά διατμητικά ανοίγματα, ορθογωνικές διατομές υποστυλωμάτων, διαφορετικές ιστορίες φόρτισης που να προσομοιώνουν επιφανειακές σεισμικές διεγέρσεις (near fault ground motions) και άλλους τύπους συνθέτων υλικών. 2. Την πειραματική και αναλυτική διερεύνηση της αποτελεσματικότητας των μανδυών ΙΑΜ για διάφορους συνδυασμούς γεωμετρίας πλέγματος και μητρικού υλικού. Η ποσότητα και η απόσταση των κλώνων σε κάθε διεύθυνση μπορούν να σχεδιάζονται ανεξάρτητα και να

290 Κεφάλαιο 10 ο Περίληψη Συμπεράσματα Προτάσεις για Μελλοντική Έρευνα 258 επηρεάζουν ανάλογα το βαθμό διείσδυσης του κονιάματος και τα μηχανικά χαρακτηριστικά του ΙΑΜ. Με αυτό τον τρόπο μπορεί να προσδιοριστεί ο βέλτιστος συνδυασμός ινοπλέγματος και μητρικού υλικού ανά εφαρμογή. 3. Τη μελέτη της αποτελεσματικότητας των μανδυών ΙΑΜ σε σύγκριση με ισοδύναμούς τους μανδύες ΙΟΠ, για την περίσφιγξη υποστυλωμάτων Ο/Σ που έχουν υποβληθεί σε υψηλές θερμοκρασίες, πριν τη σεισμική φόρτιση. 4. Τη μελέτη της αποτελεσματικότητας των μανδυών ΙΑΜ για την αύξηση της διατμητικής αντοχής κοντών υποστυλωμάτων. 5. Την πειραματική διερεύνηση της αποτελεσματικότητας των ΠΟΕ και των ΙΑΜ σε περιπτώσεις υποστυλωμάτων που καταπονούνται σε διαξονική κάμψη και στρέψη. 6. Την ανάπτυξη ενός αναλυτικού προσομοιώματος για τον υπολογισμό της ενεργής παραμόρφωσης των ΠΟΕ ΙΟΠ όταν οι τελευταίοι χρησιμοποιούνται για την ενίσχυση υποστυλωμάτων. Τα τελευταία υποβάλλονται σε ανακυκλιζόμενη κάμψη κατά τη σεισμική διέγερση, με αποτέλεσμα την εμφάνιση διαφορετικών μηχανισμών αστοχίας των ΠΟΕ ΙΟΠ εξαιτίας της ανακύκλισης της φόρτισης. 7. Τη μελέτη του μήκους αγκύρωσης των ΠΟΕ που περιβάλλονται από σκυρόδεμα, όπως στην περίπτωση αγκύρωσης των ΠΟΕ σε περιοχές θεμελίων ή κόμβων, όπου δηλαδή 4 πλευρές της εγκοπής περιβάλλονται από σκυρόδεμα, με στόχο τον προσδιορισμό του καταστατικού νόμου συνάφειας ολίσθησης των ΠΟΕ. Σημειώνεται ότι δεν υπάρχουν ανάλογα πειραματικά δεδομένα στη διεθνή βιβλιογραφία, η οποία βασίζεται στα αποτελέσματα δοκιμών, όπου οι συνθήκες συνάφειας είναι λιγότερο ευνοϊκές, αφού τρεις πλευρές της εγκοπής περιβάλλονται από σκυρόδεμα έναντι τεσσάρων. 8. Η μεταβολή της μέσης ενεργής παραμόρφωσης του μανδύα συνθέτων υλικών στην εγκάρσια διεύθυνση, ε f,ef, συναρτήσει του λόγου μήκους υπερκάλυψης προς διάμετρο ράβδων, έχει προσδιοριστεί στην παρούσα διατριβή από τη γραμμική ένωση δύο μόνο σημείων που αντιστοιχούν στα δύο διαφορετικά μήκη υπερκάλυψης που εξετάστηκαν. Γι αυτό το λόγο κρίνεται απαραίτητη η διεξαγωγή περισσότερων πειραματικών δοκιμών για την απόκτηση δεδομένων για διαφορετικά μήκη υπερκάλυψης και δυσκαμψίες μανδυών συνθέτων υλικών, ώστε να είναι εφικτή μια ακριβέστερη γραμμική (ή πολυωνυμική) προσαρμογή του διαγράμματος του Σχ Τη συστηματικότερη πειραματική μελέτη της επίδρασης της δυσκαμψίας των μανδυών ΙΑΜ και ΙΟΠ στη μεταλυγισμική απόκριση των περισφιγμένων (πλήρους κλίμακας) υποστυλωμάτων, με στόχο τη συσχέτιση του πάχους του μανδύα συνθέτων υλικών με την προστασία από την αστοχία λόγω λυγισμού των διαμήκων ράβδων.

291 Παράρτημα

292 Παράρτημα Πρόγραμμα διαστασιολόγησης NSMRIC 260 Π.1 ΕΙΣΑΓΩΓΗ Στο Παράρτημα αυτό περιγράφεται η χρήση του προγράμματος διαστασιολόγησης NSMRIC, το οποίο μπορεί να χρησιμοποιηθεί για τους υπολογισμούς ενισχύσεων υποστυλωμάτων οπλισμένου σκυροδέματος σε κάμψη με ΠΟΕ ΙΟΠ και ανοξείδωτου χάλυβα, λαμβάνοντας παράλληλα υπόψη την περίσφιγξη που παρέχουν οι μανδύες συνθέτων υλικών. Το πρόγραμμα αναπτύχθηκε σε γλώσσα προγραμματισμού Microsoft Visual Basic 6.0 και μπορεί να εφαρμοστεί σε υπολογιστικά συστήματα που χρησιμοποιούν περιβάλλον εργασίας των Microsoft Windows 95/98/ME/XP/Vista. Το πρόγραμμα εκμεταλλεύεται τη δυνατότητα που παρέχει η συγκεκριμένη γλώσσα προγραμματισμού και συνδυάζει τη διαχείριση φορμών, πεδίων εισαγωγής δεδομένων, πλήκτρα εντολών και εικόνων με κλασικές μεθόδους προγραμματισμού, όπως οι επαναληπτικές διαδικασίες (looping), λογικές προτάσεις if then κ.τ.λ. Π.2 ΕΚΤΕΛΕΣΗ ΠΡΟΓΡΑΜΜΑΤΟΣ Με την επιλογή του εικονιδίου για την εκτέλεση του προγράμματος NSMRIC, εμφανίζεται η αρχική φόρμα του προγράμματος (Σχ. Π.1), στην οποία αναφέρονται τα στοιχεία του προγράμματος, δηλαδή ο τίτλος του, η έκδοσή του, μία σύντομη περιγραφή της λειτουργίας του, καθώς και τα φυσικά πρόσωπα που συνετέλεσαν στη δημιουργία του. Σχήμα Π.1 Αρχική φόρμα του προγράμματος NSMRIC.