Νικόλαος ΓΙΑΝΝΑΚΑΣ 1, Ιωάννης ΤΕΓΟΣ 2, Λέξεις κλειδιά: Ικανοτικός έλεγχος, βάθρα, κυκλική διατομή, κοίλη, συμπαγής

Transcript

1 1 Προς ένα ορθολογικότερο ικανοτικό σχεδιασμό των γεφυρών με μεσόβαθρα κυκλικής διατομής An orthological capacity design of bridges with circle section piers Νικόλαος ΓΙΑΝΝΑΚΑΣ 1, Ιωάννης ΤΕΓΟΣ 2, Λέξεις κλειδιά: Ικανοτικός έλεγχος, βάθρα, κυκλική διατομή, κοίλη, συμπαγής ΠΕΡΙΛΗΨΗ : Το πρόβλημα του ικανοτικού ελέγχου στις γέφυρες με μεσόβαθρα κυκλικής διατομής, όπως συνήθως διεξάγεται, παρουσιάζει αδυναμίες και κατά την άποψη των συγγραφέων της παρούσας χρήζει κάποιας αναθεώρησης. Είναι γνωστό, ότι στις γέφυρες απαιτείται, συγκριτικώς προς τα κτίρια, η αντίθετη ιεράρχηση αντοχών, δηλαδή οι πλαστικές αρθρώσεις πρέπει να εμφανίζονται στους στύλους και όχι στον φορέα δοκό. Και προκειμένου να διεξαχθεί ένας τέτοιος έλεγχος είναι ανάγκη να προσδιοριστεί η καμπτική αντοχή των κυκλικής διατομής στύλων. Έχει διαπιστωθεί από τους συγγραφείς της παρούσας εργασίας ότι μία αναλυτική εκτίμηση αυτής της αντοχής με τη χρήση των διαθεσίμων στην βιβλιογραφία νομογραφημάτων υπολείπεται σημαντικά από την αντίστοιχη πειραματική τιμή. Οι λόγοι αυτής της διαφοράς οφείλονται σε διάφορους παράγοντες, οι κυριότεροι εκ των οποίων είναι: (α) Η «so order so» υπάρχουσα στο είδος αυτών των υποστυλωμάτων επιρροή της περίσφιξης και, (β) Η μη έχουσα σχέση με τη σεισμική καταπόνηση παρουσία του συντελεστή α του φορτίου διαρκείας στη θλιβόμενη ζώνη. Βεβαίως εάν το προκύπτον βάσει της καθιερωμένης αντιμετώπισης αποτέλεσμα ήταν προς την πλευρά της ασφαλείας δεν θα υπήρχε ανάγκη να επανεξεταστεί το πρόβλημα. Όμως, η υποτίμηση της αντοχής του υποστυλώματος, όταν αυτή η αντοχή πρέπει να είναι ο αδύνατος κρίκος της ικανοτικής αλυσίδας, επιβάλλει αλλαγή του τρόπου υπολογισμού της, επί το ασφαλέστερο. ABSTRACT : The problem of capacity design of circle section piers displays flaws and according to the authors of this article needs to be revised. It is well known that in bridges is required, compared to buildings, a reversed order of resistances, meaning the plastic hinges should be formed in columns and not in the superstructure beam. In order for such a check to take place, the bending resistance of circle section columns needs to be defined. It has been confirmed from the authors of the current work that an analytical evaluation of this resistance 1 Πολιτικός Μηχανικός, Θεσσαλονίκη, giannakasnikos@gmail.com 2 Καθηγητής, Σχολή Πολιτικών Μηχανικών, Aριστοτέλειο Πανεπιστήμιο Θεσσαλονίκης, itegos@metesysm.gr

2 2 with the use of existing nomograms of bibliography leads to a significantly smaller value than the one derived from experiments. The reasons for such a difference are due to many factors, some of them are: (a) The so order so existing influence of confinement in circle section columns and, (b) The presence of coefficient α of permanent load in the compressive zone, which has nothing to do with the seismic action. Of course, if the result according to the existing procedure was on the safe side then it would be no need to revise the problem. But the undervaluation of the column resistance, when this specific resistance has to be the weak ring in the capacity chain, dictates a safety change in the way this resistance is evaluated. ΕΙΣΑΓΩΓΗ Εις τον υπολογισμό των αναγκαίων υπολογιστικών καμπτικών ροπών αντοχής M Rd των διατομών των προβλεπομένων θέσεων πλαστικών αρθρώσεων, που αντιστοιχούν στη διεύθυνση του ικανοτικού ελέγχου του συστήματος, επισημαίνονται ορισμένα σημεία, τα οποία προσφέρονται για κριτική, όσον αφορά την ισχύουσα αντιμετώπισή τους και τη σχέση αυτής με την πραγματικότητα. Αναφέρονται από αυτά τα εξής: Σχήμα 1. Μεταβολή του μεγέθους του μοχλοβραχίονα z όταν περνάει ο στύλος από διαδοχικά στάδιο φόρτισης

3 3 α) Τα διατιθέμενα διαγράμματα των ανηγμένων μεγεθών ορθής έντασης της βιβλιογραφίας προς υπολογισμό των αναγκαίων ροπών αντοχής, θεωρούν ότι η οριακή σχετική παραμόρφωση του σκυροδέματος στη θλιβόμενη ίνα δεν υπερβαίνει την τιμή του 3,5, ενώ είναι γνωστό, ότι χάρη στην περισφικτική δράση του εγκάρσιου σπειροειδή οπλισμού, ιδίως στις θέσεις των πλαστικών αρθρώσεων, εμφανίζονται πολύ μεγαλύτερες σχετικές βραχύνσεις, γεγονός που έχει ως συνέπεια την υπό τη συνέχιση της σεισμικής φόρτισης, μετακίνηση της θέσης του ουδέτερου άξονα και κατ επέκταση την αύξηση του μοχλοβραχίονα z των εσωτερικών δυνάμεων της διατομής, Σχήμα 1. Η αγνοούμενη, επίσης περίσφιξη του εγκάρσιου οπλισμού «ανεβάζει» και τη αντοχή του σκυροδέματος, οπότε η περεταίρω αύξηση της ροπής επιτείνεται. Το ίδιο φαινόμενο στις ορθογωνικές διατομές εμφανίζεται πολύ ηπιότερα. β) Στα ίδια διαγράμματα θεωρείται η υπολογιστική αντοχή του σκυροδέματος μειωμένη κατά 15% εξαιτίας του συντελεστού φορτίου διαρκείας α =,85, ενώ αυτό δεν ισχύει για τις ροπές σεισμικής προέλευσης. Τα ανωτέρω διευκρινίζονται σαφέστερα μέσω της παράθεσης ενός διαγράμματος της βιβλιογραφίας (Priestley, 1996), στο οποίο φαίνεται η σημαντική απόσταση που χωρίζει τη ροπή διαρροής, την υπολογιστική τιμή αντοχής και την πραγματική αντοχή μίας κυκλικής διατομής οπλισμένης με διαμήκεις και εγκάρσιους οπλισμούς, Σχήμα 2. Σχήμα 2. Διάγραμμα ροπών καμπυλοτήτων πειράματος της βιβλιογραφίας, (Priestley, 1996)

4 4 Οι ανωτέρω επισημάνσεις συνεπάγονται σοβαρές επιπτώσεις αναφορικώς με τα δύο σκέλη του ικανοτικού σχεδιασμού των γεφυρών, στις οποίες οι στύλοι των μεσοβάθρων είναι κυκλικής διατομής και μέλλουν να εμφανίσουν πλαστικές αρθρώσεις στα άκρα τους. Στο πρώτο σκέλος, που η ορθή ιεράρχηση αντοχών επιβάλει την εμφάνιση της άρθρωσης στο στύλο και όχι στον φορέα, είναι σχεδόν αδύνατον να υπάρξει, τουλάχιστον θεωρητικώς, ανατροπή, λόγω του ισχύοντος ετεροβαρούς των αντοχών μεταξύ φορέων και στύλων. Στο δεύτερο, όμως, σκέλος, πλην του ότι είναι δυνατόν να υπάρξει ανατροπή, εάν η ικανοτική τέμνουσα υποτιμηθεί εξ αιτίας των υποτιμηθεισών ροπών αντοχής, εδώ επιπροσθέτως ελλοχεύει και δεύτερος κίνδυνος προερχόμενος από τις γνωστές αβεβαιότητες διαστασιολόγησης των στύλων κυκλικής διατομής έναντι τέμνουσας. Διότι είναι γνωστές στους μελετητές οι δύο ασάφειες των Κανονισμών, οι οποίες σχετίζονται με τον προσδιορισμό της V Rd3 για τις συμπαγείς διατομές και με τον προσδιορισμό της V Rd2 και V Rd3 για τις κοίλες διατομές κυκλικής διατομής. Η αδυναμία όσον αφορά την V Rd3 προέρχεται, κυρίως, από την αλληλεπίδραση του μοχλοβραχίονα z και του αξονικού φορτίου. ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΗ ΔΙΕΡΕΥΝΗΣΗ Σκοπός Προς διερεύνηση της πραγματικής μηχανικής συμπεριφοράς και κυρίως της αντοχής των στύλων κυκλικής διατομής, συμπαγών και κοίλων, έναντι των μεγεθών ορθής έντασης καταστρώθηκε πρόγραμμα πειραματικής έρευνας. Κατασκευάστηκαν πέντε δοκίμια κυκλικής διατομής, τρία συμπαγούς και δύο κοίλης. Βάσει των πειραματικών και των αναλυτικώς εξαχθεισών υπολογιστικών τιμών, σύμφωνα με τα ισχύοντα στην βιβλιογραφία διαγράμματα αλληλεπίδρασης επιχειρήθηκε να διαλευκανθεί το ερώτημα, εάν η μέχρι ακολοθούμενη τούδε στον πρακτική στον ικανοτικό υπολογισμό των γεφυρών με στύλους μεσοβάθρου κυκλικής διατομής, εξασφαλίζει στο σύστημα το ζητούμενο αποτέλεσμα. Πίνακας 1 Γεωμετρικά χαρακτηριστικά Δοκιμίων διερεύνησης της καμπτικής συμπεριφοράς Αριθμός Δοκιμίου D [m] Di [m] t [m] L [m] A s f c [MPa] f y [MPa] Δ1,3,24,3 1, Δ2,3,24,3 1, Δ3, , Δ4, ,5 2x Δ5, ,7 2x Στον Πίνακα 1 διακρίνονται τα γεωμετρικά χαρακτηριστικά και η όπλιση των Δοκιμίων. Ο εγκάρσιος οπλισμός, κατά περίπτωση, τοποθετήθηκε με ικανοτικά κριτήρια, ούτως ώστε όλα τα δοκίμια να αστοχήσουν καμπτικώς. Στον πίνακα

5 5 δίνονται οι τιμές των ενεργών σχετικών ανοιγμάτων διάτμησης των δοκιμίων, οι οποίες έχουν επιλεγεί με κριτήριο τη συχνότητα εμφάνισής τους στην πράξη. Στο σημείο αυτό θα πρέπει να τονιστεί, ότι το απαιτούμενο στατικό ύψος προκειμένου να υπολογιστεί η αντίστοιχη τιμή του ενεργού σχετικού ανοίγματος διάτμησης, ελήφθη βάσει του κέντρου βάρους της εφελκυόμενης ζώνης και όχι την ακραία εφελκυστική ίνα. Η σκυροδέτηση των κοίλων Δοκιμίων πραγματοποιήθηκε σε δονητική τράπεζα, ώστε να αποφευχθούν τυχόν προβλήματα συμπύκνωσης του σκυροδέματος, ενώ και στις δύο περιπτώσεις Δοκιμίων, συμπαγών και κοίλων, πραγματοποιήθηκε επιμελημένη συμπύκνωση σκυροδέματος με τη βοήθεια εξωτερικής συσκευής δόνησης. Πίνακας 2 Στατικό άνοιγμα, άνοιγμα διάτμησης και ενεργό άνοιγμα διάτμησης Δοκιμίων Αριθμός Δοκιμίου L [m] l [m] α α eff Δ1 1,7 1,5,75 2,8 Δ2 1,7 1,5,75 2,8 Δ3 1,5 1,35,5 3,75 Δ4 1,5 1,35,525 2,5 Δ5 1,7 1,5,75 2,8 Διάταξη φόρτισης - μετρήσεις Τα κοίλα Δοκίμια εξετάστηκαν ως αμφιέρειστες δοκοί με ένα μοναχικό φορτίο στο μέσο του στατικού ανοίγματός τους, ενώ στα συμπαγή εφαρμόστηκαν δύο συμμετρικά τοποθετημένα μοναχικά φορτία, Σχήμα 3. Προς αποφυγή τοπικής αστοχίας αφενός στα σημεία επιβολής του φορτίου και αφετέρου στις στηρίξεις παρεμβλήθηκαν τμήματα μεταλλικών δακτυλίων ώστε κάθε μοναχική φόρτιση να κατανέμεται σε μία ευρύτερη περιοχή. (α) Σχήμα 3. Τα είδη της φόρτισης των δοκιμίων (β) Όσον αφορά τη διάταξη μετρήσεων τοποθετήθηκε στο μέσο του ανοίγματος κάθε δοκιμίου βελόμετρο διακριτικής ικανότητας,1 mm ενώ στα Δοκίμια Δ1 και Δ4 τοποθετήθηκαν επιπλέον στους κατώτερους εφελκυόμενους οπλισμούς ταινίες, strain gages, ώστε να προσδιοριστούν οι τιμές των μηκύνσεων τους για κάθε

6 6 επίπεδο φόρτισης. Για το σκοπό αυτό χρησιμοποιήθηκε ηλεκτρονική διάταξη καταγραφής, μέσω της οποίας πραγματοποιήθηκε η ανάγνωση των παραμορφώσεων των ράβδων χάλυβα. Η διακριτική ικανότητα των ταινιών ανέρχονταν στο 1 μstrain ισοδύναμο με παραμόρφωση,1. Αποτελέσματα Από τα δοκίμια, τα οποία εξετάστηκαν, τα Δ2,Δ3 και Δ5 εξάντλησαν την καμπτική φέρουσα ικανότητά τους και αστόχησαν καμπτικά ενώ τα Δ1 και Δ4 δεν πρόλαβαν να αστοχήσουν, λόγω υπέρβασης της καμπτικής φέρουσας ικανότητά τους, εξαιτίας πρόωρης διατμητικής αστοχίας, μολονότι είχαν σχεδιαστεί, ώστε να αστοχήσουν από υπέρβαση της καμπτικής φέρουσας ικανότητάς τους P [kn] 15 5 δ [mm] Σχήμα 4. Διάγραμμα φορτίου βέλους κάμψης στο μέσο του Δοκιμίου Δ P [kn] 15 5 ε [ ] Σχήμα 5. Διάγραμμα φορτίου ανηγμένης παραμόρφωσης ακραίου διαμήκους οπλισμού στο μέσο του Δοκιμίου Δ1 Το Δοκίμιο Δ1 κοίλης κυκλικής διατομής εμφάνισε μετά την έναρξη της μονότονης φόρτισης σημαντικό εύρος καμπτικής ρηγμάτωσης, την οποία στη συνέχεια διαδέχθηκε έντονη διατμητική ρηγμάτωση με ταχέως αυξανόμενο εύρος. Η αστοχία προήλθε από υπέρβαση της διατμητικής αντοχής του Δοκιμίου

7 7 στα 21 kn. Από τα διαγράμματα φορτίου - βέλους κάμψης και φορτίου ανηγμένης παραμόρφωσης της ταινίας επιμήκυνσης, η οποία τοποθετήθηκε στο μέσο του στατικού ανοίγματος στον ακραίο εφελκυόμενο διαμήκη οπλισμό, Σχήματα 4 και 5, διαπιστώνεται ότι ο ακραίος εφελκυόμενος οπλισμός εισέρχεται στη διαρροή (ε s = ε y = 2, 5 ), σε φορτίο των 13 kn, ενώ η μέγιστη επιτευχθείσα ανηγμένη παραμόρφωσή του, πλησίασε το 7. Η αστοχία στην εφελκυόμενη ίνα του Δοκιμίου πραγματοποιήθηκε στα 21 kn, σε φορτίο, το οποίο απέχει σημαντικά από αυτό της διαρροής του ακραίου οπλισμού. Το γεγονός αυτό αποτελεί δείγμα αναξιοπιστίας για τον ικανοτικό σχεδιασμό που εφαρμόστηκε στην περίπτωση. Το Δοκίμιο Δ2, το οποίο διέθετε μικρότερο ποσοστό διαμήκη οπλισμού εν σχέσει με το πρώτο, όπως αναμένετο, εμφάνισε έντονη και συνεχώς διευρυνόμενη καμπτική ρηγμάτωση στο κεντρικό τμήμα και συγκεκριμένα στην σύνδεση μεταξύ της κεντρικής συμπαγούς ζώνης με το κοίλο τμήμα του Δοκιμίου. Η αυξανόμενη καμπτική ρηγμάτωση εξελίχθηκε σε καμπτική αστοχία του Δοκιμίου με οριακό φορτίο 13 kn. Από το διάγραμμα φορτίου βέλους κάμψης του Σχήματος 6 προέκυψε ότι η διαρροή του Δοκιμίου επήλθε στα kn, ωστόσο η αύξηση της φέρουσας ικανότητας μετά τη διαρροή ανήλθε στο 3% P [kn] δ [mm] Σχήμα 6. Διάγραμμα φορτίου βέλους κάμψης στο μέσο του ανοίγματος και καμπτική ρηγμάτωση Δοκιμίου Δ2 Το συμπαγούς κυκλικής διατομής Δοκίμιο Δ3, το οποίο καταπονήθηκε μέσω δύο μοναχικών συμμετρικώς τοποθετημένων φορτίων, εμφάνισε έντονη καμπτική ρηγμάτωση στην περιοχή της αμιγούς κάμψης. Με την εξέλιξη της φόρτισης παρατηρήθηκε διεύρυνση των καμπτικών ρωγμών ενώ εμφανίστηκαν επιπλέον άνευ ιδιαίτερης σημασίας τριχοειδείς διατμητικές ρηγματώσεις, οι οποίες, όπως παρατηρήθηκε, δεν διευρύνθηκαν σημαντικά. Η μέγιστη καμπτική φέρουσα ικανότητα του συμπαγούς κυκλικής διατομής Δοκιμίου άγγιξε τα 135 kn ενώ παρουσίασε εξαιρετικά πλάστιμη συμπεριφορά, γεγονός που παρατηρήθηκε αφενός οπτικά και αφετέρου από το μέγεθος των βυθίσεων, Σχήμα 7.

8 Σχήμα 7. Διάγραμμα φορτίου βέλους κάμψης στο μέσο της δοκού και εικόνα αστοχίας δοκιμίου Δ P [kn] Διαρροή δ [mm] P [kn] Σχήμα 8. Διάγραμμα φορτίου βέλους κάμψης στο μέσο του Δοκιμίου Δ4 και καμπτική ρηγμάτωση στο μέσο του ανοίγματος Ρ [kn] δ [mm] ε [ ] 2,5 5 7,5 1 12,5 Σχήμα 9. Διάγραμμα φορτίου παραμόρφωσης κάτω διαμήκους οπλισμού του Δοκιμίου Δ4 Το Δοκίμιο Δ4 συμπαγούς κυκλικής διατομής εμφάνισε αρχικά καμπτικού τύπου ρωγμές, οι οποίες εξελίχθηκαν σε μεγάλου εύρους με ταυτόχρονη εμφάνιση

9 9 διατμητικών στο κεντρικό του τμήμα. Η αστοχία τελικώς επήλθε από τέμνουσα από ανεπάρκεια της εφελκυστικής αντοχής του εγκάρσιου σπειροειδή οπλισμού υπό φορτίο 31 kn, ενώ παρατηρήθηκε στην περιοχή αστοχίας αποφλοίωση της επικάλυψης των σπειροειδούς οπλισμού. Ωστόσο όπως είναι δυνατόν να διαπιστωθεί από το διάγραμμα φορτίου βύθισης του Σχήματος 8 το Δοκίμιο παρά την απότομη διατμητική αστοχία, συμπεριφέρθηκε σχετικά πλάστιμα, δεδομένου ότι εισήλθε στην πλαστική περιοχή και συνέχισε να διατηρεί την αντοχή του μάλιστα να την αυξάνει. Ο ακραίος στην εφελκυστική ζώνη διαμήκης οπλισμός παρουσίασε μήκυνση έως και 11, γεγονός που διαπιστώθηκε από τις μετρήσεις της ταινίας επιμήκυνσης (strain gauge) που τοποθετήθηκε σ αυτόν, ενώ η δοκός αστόχησε υπολογιστικώς υπό φορτίο 23 kn, Σχήμα 9. Το Δοκίμιο Δ5, στο οποίο εφαρμόστηκε ένα μοναχικό φορτίο στο μέσο του ανοίγματος, αποκρίθηκε εξαιρετικά πλάστιμα, όπως διακρίνεται στο διάγραμμα φορτίου βέλους κάμψης του Σχήματος 1. Μετά την έναρξη της φόρτισης εμφανίστηκαν έντονες καμπτικές ρηγματώσεις, οι οποίες συνεχώς διευρύνονταν μέχρι την αστοχία ενώ παρουσιάστηκαν ορισμένες τριχοειδούς μορφής διατμητικές ρωγμές, οι οποίες παρά τη σταδιακή τους διερεύνηση δεν οδήγησαν σε αστοχία από τέμνουσα. Η καμπτική φέρουσα ικανότητά του πλησίασε τα 6 kn, η μέγιστη βύθιση ξεπέρασε τα 4,5 cm και η αστοχία πραγματοποιήθηκε από υπέρβαση της καμπτικής αντοχής του Δοκιμίου. 7 P [KN] δ [mm] Σχήμα 1. Διάγραμμα φορτίου βέλους κάμψης Δοκιμίου Δ5 και εικόνα αστοχίας του Αξιολόγηση αποτελεσμάτων Προς αξιολόγηση των αποτελεσμάτων των πειραματικών Δοκιμών υπολογίστηκαν αναλυτικές τιμές της καμπτικής φέρουσας ικανότητας των Δοκιμίων βάσει της συμβατικής μεθοδολογίας με την εφαρμογή των διαγραμμάτων αλληλεπίδρασης της βιβλιογραφίας (Schneider, Goris, 27). Στον Πίνακα 3 δίνονται αφενός οι μέγιστες τιμές της πειραματικής καμπτικής ροπής που ανέπτυξαν τα Δοκίμια και αφετέρου οι προκύπτουσες από την γεωμετρία, την όπλιση και τα διαγράμματα διαστασιολόγησης αναλυτικές τιμές της καμπτικής φέρουσας ικανότητάς τους.

10 1 Πίνακας 3 Υπολογιστικές και πειραματικές καμπτικές αντοχές Δοκιμίων Δοκίμιο Πειραματική καμπτική αντοχή M max [knm] ω μ Υπολογιστική καμπτική αντοχή M cal [knm] M max /M cal [%] Δ1 89,25 1,3,38 72,5 1,23 Δ2 48,75,73,3 4,8 1,21 Δ3 67,5,78,27 45,24 1,49 Δ4 162,75 1,6, ,81 1,24 Δ5 168,75,85,29 127,2 1,33 Priestley, Με βάση τις τιμές του Πίνακα 3 κατασκευάζεται το διάγραμμα συσχέτισης αναλυτικών και πειραματικών τιμών αντοχών για τις περιπτώσεις που εξετάστηκαν, στις οποίες προστίθεται και το δοκίμιο Priestley, του Σχήματος 2, Σχήμα 11. Εάν στο διάγραμμα αχθεί η ευθεία που αντιστοιχεί στην απαίτηση του Κανονισμού, η οποία έχει κλίση 1:1,4, προκύπτει το συμπέρασμα ότι ο Κανονισμός μόνον οριακώς καλύπτει το ικανοτικό επιθυμητό για τα μεσόβαθρα κυκλικής διατομής 2 18 Mcal Πείραμα Priestley του Σχήματος Κλίση 1:1,4 απαίτησης του Κανονισμού Mexp Σχήμα 11. Συγκριτικό διάγραμμα πειραματικών και αναλυτικών τιμών καμπτικής αντοχής δοκιμίων

11 11 ΣΥΜΠΕΡΑΣΜΑΤΑ Στον αντισεισμικό σχεδιασμό και ειδικότερα στο ικανοτικό του σκέλος διαπιστώθηκε ότι ο υπολογισμός της καμπτικής αντοχής με βάση τα ισχύοντα διαγράμματα της βιβλιογραφίας καταλήγει σε σημαντική υποτίμηση της πραγματικής αντοχής και απέχει σημαντικά από την πραγματικότητα. Ως εκ τούτου δεν εξασφαλίζει στον απαιτούμενο βαθμό την αποφυγή της, εξ αιτίας της τέμνουσας, ψαθυρής αστοχίας των κυκλικής διατομής μεσοβάθρων στις γέφυρες, που υπολογίζονται με τιμή συντελεστή συμπεριφοράς q > 1,5. Εάν μάλιστα αυτό συνδυαστεί με τις αυξημένες αβεβαιότητες της έναντι V Rd3 διαστασιολόγησης, κρίνεται ότι μία αύξηση του καθιερωμένου ικανοτικού συντελεστή 1,4 για τους στύλους κυκλικής διατομής, θα πρέπει να αποτελέσει αντικείμενο ενδιαφέροντος των αρμοδίων. Εξάλλου, εις τούτο συνηγορεί και η αρχή της ισοτιμίας στην ασφάλεια μεταξύ στύλων ορθογωνικής και κυκλικής διατομής, καθώς στις ορθογωνικές τα προβλήματα είναι σαφώς ηπιότερα. Όσον αφορά το άλλο σκέλος του ικανοτικού σχεδιασμού, που σχετίζεται με την αποφυγή πλαστικών αρθρώσεων στους φορείς δεν φαίνεται, να υπάρχει σε συγκρίσιμο βαθμό με το προηγούμενο, καθόσον στις εκατέρωθεν των στηρίξεων των φορέων κρίσιμες έναντι κάμψης διατομές υπάρχει κατά κανόνα σημαντικό πλεόνασμα αντοχών. ΑΝΑΦΟΡΕΣ Άρθρα σε διεθνή επιστημονικά συνέδρια (δημοσιευμένα σε πρακτικά) Γιάννακας Ν., Τέγος Ι., H όπλιση έναντι μεγεθών ορθής έντασης των στύλων κυκλικής διατομής των αντισεισμικών κατασκευών, 3ο Πανελλήνιο Συνέδριο Αντισεισμικής Μηχανικής & Αντισεισμικής Τεχνολογίας, Αθήνα, 28 Priestley M.J.N., Ranzo G., Benzoni G., and Kowalsky M. J., Yield Displacements of Circular Bridge Columns, Proceedings of the 4th Caltrans Seismic Research, California Department of Transportation Engineering Center, Sacramento, CA, July 9 11, 1996 Πρότυπα (standards) Ελληνικός Κανονισμός Ωπλισμένου Σκυροδέματος 2, ΟΑΣΠ 2 Οδηγίες για την Αντισεισμική Μελέτη Γεφυρών σε Συνδυασμό με DIN-FB 12, 13, 14 (ΟΑΜΓ-FB), ΥΠΕΧΩΔΕ, Ιούνιος 27 Βιβλία Priestley M. J. N., Seible F.,Calvi G. M., Seismic Design and Retrofit of Bridges, John Wiley&Sons, 1996

12 12