Πειραµατική διερεύνηση της επιρροής χειροποίητων και µηχανοποίητων εγκάρσιων οπλισµών σε δοµικά στοιχεία Ο/Σ.

Πειραµατική διερεύνηση της επιρροής χειροποίητων και µηχανοποίητων εγκάρσιων οπλισµών σε δοµικά στοιχεία Ο/Σ. Μ. ηµοσθένους Ινστιτούτο Τεχνικής Σεισµολογίας και Αντισεισµικών Κατασκευών (Ι.Τ.Σ.Α.Κ.), Θεσσαλονίκη. Γ. Χ. Μάνος,. Σ. Σταύρου, Β. Κουρτίδης ιάταξη Τεχνητών Σεισµών, Εργαστήριο Αντοχής Υλικών, Τµήµα Πολιτικών Μηχανικών, Α.Π.Θ. Λέξεις κλειδιά: Πειραµατική φόρτιση, υποστυλώµατα, δοκοί, εγκάρσιος οπλισµός ΠΕΡΙΛΗΨΗ: Στα πλαίσια αυτής της εργασίας διερευνάται πειραµατικά η φέρουσα ικανότητα και οι µορφές αστοχίας οµοιωµάτων δοµικών στοιχείων υποστυλωµάτων και δοκών Ο/Σ. Τα υποστυλώµατα εξετάζονται υπό αξονική θλιπτική φόρτιση και οι δοκοί σε δοκιµές κάµψης τριών σηµείων. Σε κάθε περίπτωση τα πειραµατικά αποτελέσµατα συγκρίνονται µε τα αποτελέσµατα που προκύπτουν από υπολογιστικές εκφράσεις που έχουν διατυπωθεί από άλλους ερευνητές. Η πειραµατική διερεύνηση επικεντρώνεται κυρίως στη σύγκριση της συνολικής συµπεριφοράς των υποστυλωµάτων και των δοκών για διαφορετικούς τύπους εγκάρσιου οπλισµού (χειροποίητου και µηχανοποίητου τύπου µανδύα). Για τα υποστυλώµατα, γίνεται µια επιπλέον συγκριτική διερεύνηση λόγω διαφορετικής διάταξης των διαµήκων και εγκάρσιων οπλισµών. Η πειραµατική αυτή µελέτη έγινε στο Εργαστήριο Αντοχής Υλικών του Α.Π.Θ. 1. ΕΙΣΑΓΩΓΗ Ως γνωστό, οι εγκάρσιοι οπλισµοί (συνδετήρες) σε υποστυλώµατα συµβάλλουν κυρίως στην περίσφιγξη του σκυροδέµατος και στην αποφυγή του πρόωρου λυγισµού, ενώ στις δοκούς συµβάλλουν κυρίως στην παραλαβή µέρους της τέµνουσας δύναµης. Η κατασκευή και τοποθέτησή τους στα δοµικά στοιχεία, κατά τον «παραδοσιακό» χειροποίητο τρόπο, αποτελεί επίπονη, χρονοβόρα και δαπανηρή διαδικασία. Για τους λόγους αυτούς, τόσο σε Ελλάδα και Κύπρο αλλά και σε Ευρωπαϊκές χώρες, τα τελευταία χρόνια παρατηρείται συστηµατική χρήση µηχανοποιηµένου εγκάρσιου οπλισµού αντί της κατασκευής του κατά τον «παραδοσιακό» χειροποίητο τρόπο. Η πλέον συνήθης µορφή µηχανοποιηµένου εγκάρσιου οπλισµού είναι αυτή που προκύπτει από αναδιπλωµένο ειδικό πλέγµα, γνωστός από την εµπορική του ονοµασία ως «µανδύας» (κλωβός πλέγµατος). Για την παραγωγή του απαιτούνται δύο µεταποιητικά στάδια του χάλυβα. Στο πρώτο, ο χάλυβας του εγκάρσιου οπλισµού, που είναι τυλιγµένος σε κουλούρες, αρχικώς ευθυγραµµίζεται και στη συνέχεια τα ευθύγραµµα τµήµατα τοποθετούνται σε προκαθορισµένες θέσεις στη µια διεύθυνση. Ακολούθως, συγκολλούνται µε ράβδους χάλυβα µικρότερης διατοµής που διατάσσονται στη κάθετη διεύθυνση, σε πολύ πιο αραιές αποστάσεις, και έτσι παράγεται το πλέγµα. Η διαδικασία αυτή υλοποιείται µε τη χρήση ειδικού βιοµηχανικού εξοπλισµού. Καθοριστικές παράµετροι σ αυτό το στάδιο είναι η ποιότητα ευθυγράµµισης και συγκόλλησης των χαλύβδινων ράβδων από τις οποίες µπορούν να επηρεαστούν τα φυσικοχηµικά και µηχανικά χαρακτηριστικά του χάλυβα. Στο δεύτερο στάδιο, το πλέγµα αναδιπλώνεται σε ειδική χειροκίνητη µηχανή ώστε τελικώς να λάβει το επιθυµητό σχήµα αναλόγως του δοµικού στοιχείου που προορίζεται. Καθοριστική παράµετρος σ αυτό το στάδιο είναι η κατάλληλη διαµόρφωση των καµπυλώσεων των συνδετήρων και των αγκίστρων, εργασία η οποία αφενός υποβοηθείται από την χειροκίνητη µηχανή αφ εταίρου δε απαιτεί ειδική επιµέλεια από τους χειριστές της.

Παραµένει ωστόσο το ερώτηµα κατά πόσον το τελικό βιοµηχανικό προϊόν (µανδύας) πληροί και σε πιο βαθµό τις απαιτήσεις που θα πρέπει να διαθέτει ο εγκάρσιος οπλισµός σύµφωνα µε τις διατάξεις των κανονισµών. Ο έλεγχος αυτός µπορεί να γίνει κατά έµµεσο τρόπο, δηλ. µέσα από πειραµατικές δοκιµές σε δοκίµια οπλισµένου σκυροδέµατος (δοκούς ή υποστυλώµατα), εξετάζοντας την εν γένει συµπεριφορά τέτοιων δοκιµίων κατασκευασµένα µε µηχανοποίητους εγκάρσιους οπλισµούς και συγκρίνοντάς την µε αυτή που παρουσιάζουν όµοια πειραµατικά δοκίµια µε «χειροποίητους» συνδετήρες (Χρονόπουλος κ.σ. 1999, Καραγιάννης και Χαλιορής, 1999). Είναι βεβαίως προφανές ότι µια ολοκληρωµένη µελέτη αποτίµησης της συµπεριφοράς τέτοιων βιοµηχανοποιηµένων προϊόντων απαιτεί ελέγχους σε δοκίµια οπλισµένου σκυροδέµατος τόσο µέσα από απλές όσο και σύνθετες φορτιστικές διατάξεις µε δυνατότητα επιβολής στατικών και δυναµικών φορτίσεων. Στα πλαίσια αυτής της εργασίας καταβάλλεται προσπάθεια αποτίµησης της συµπεριφοράς µηχανοποίητων εγκάρσιων οπλισµών (µανδυών) σε υποστυλώµατα και δοκούς, συγκριτικά µε αυτή που εµφανίζουν ίδια δοκίµια αλλά µε χειροποίητο εγκάρσιο οπλισµό, µέσα από πειράµατα µε απλές φορτιστικές διατάξεις επιβολής στατικών φορτίσεων. Ειδικά για τα υποστυλώµατα εξετάζονται δύο µορφές διάταξης των συνδετήρων (οµάδα Α και Β), όπως περιγράφεται στη συνέχεια, και για τα οποία γνωρίζουµε ότι αναµένεται διαφορετική συµπεριφορά µεταξύ τους. Έτσι λοιπόν, συγκρίνοντας σε πρώτο στάδιο τα αποτελέσµατα µεταξύ των δύο οµάδων υποστυλωµάτων µε χειροποίητο εγκάρσιο οπλισµό, όπου αναµένονται σχετικές διαφορές, µπορούµε να αποφανθούµε σε πιο βαθµό η πειραµατική διαδικασία που εφαρµόσαµε οδηγεί σε αξιόπιστα αποτελέσµατα. Ακολούθως, σε δεύτερο στάδιο, γίνεται σύγκριση των πειραµατικών µετρήσεων και παρατηρήσεων (µορφές αστοχίας) κατά τη φορτιστική διαδικασία µεταξύ των δοµικών στοιχείων που εξετάστηκαν (υποστυλώµατα και δοκούς), µε µηχανοποίητο και χειροποίητο εγκάρσιο οπλισµό. Τέλος τα αποτελέσµατα από τις πειραµατικές δοκιµές συγκρίνονται µε αντίστοιχα αποτελέσµατα που έχουν προκύψει µε βάση υπολογιστικές εκφράσεις που έχουν προταθεί από άλλους ερευνητές. 2. ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΗ ΜΕΛΕΤΗ ΣΕ ΥΠΟΣΤΥΛΩΜΑΤΑ Τα πειραµατικά οµοιώµατα των υποστυλωµάτων Ο/Σ που εξετάστηκαν ήταν τετραγωνικής διατοµής, διαστάσεων cm Χ cm και ύψους h=1,36m. Κατασκευάστηκαν δύο οµάδες υποστυλωµάτων (οµάδα Α και οµάδα Β) µε διαφορετική διάταξη οπλισµών (σχήµα 1). Για κάθε οµάδα υποστυλωµάτων κατασκευάστηκαν δύο υποοµάδες χρησιµοποιώντας δύο διαφορετικούς τύπους εγκάρσιων οπλισµών, µε χειροποίητους (C) η πρώτη υποοµάδα και µε µηχανοποίητους (J), τύπου µανδύα, η δεύτερη. Για κάθε υποοµάδα κατασκευάστηκαν τέσσερα δοκίµια, δηλαδή συνολικά 16 δοκίµια υποστυλωµάτων (βλέπε Πίνακα 1). Οµάδα Α: Οµάδα Β: CAC1, CAC2, CAC3, CAC4 (χειροποίητοι συνδετήρες) CAJ1, CAJ2, CAJ3, CAJ4 (µηχανοποίητοι συνδετήρες τύπου µανδύα) CΒC1, CΒC2, CΒC3, CΒC4 (χειροποίητοι συνδετήρες) CΒJ1, CΒJ2, CΒJ3, CΒJ4 (µηχανοποίητοι συνδετήρες τύπου µανδύα) Το ποσοστό του διαµήκους οπλισµού ήταν το ίδιο και για τις δύο οµάδες υποστυλωµάτων. Αυτά της οµάδας Α έφεραν τέσσερις διαµήκεις οπλισµούς Φ (συνολικό εµβαδόν As=12.7cm 2 ), ενώ αυτά της οµάδας Β έφεραν οκτώ διαµήκεις οπλισµούς Φ14 (συνολικό εµβαδόν As=12.32cm 2 ). Επίσης, για όλα τα υποστυλώµατα οι εγκάρσιοι οπλισµοί ήταν Φ8/ διατεταγµένοι στις ίδιες θέσεις καθ ύψος του υποστυλώµατος, και µε τη µορφή που φαίνεται στον πίνακα 1. Οι κλωβοί των οπλισµών όλων των δοκιµίων, υποστυλωµάτων και δοκών, τόσο µε µηχανοποίητο όσο και χειροποίητο οπλισµό µορφοποιήθηκαν στο εργοστάσιο κατασκευής των µανδυών και στάλθηκαν στο εργαστήριο. Κατά την παράδοση τους διαπιστώθηκε ότι τα υποστυλώµατα µε τέσσερις διαµήκεις ράβδους (οµάδα Α), είχαν διαµορφωµένα τα άγκιστρά τους προς τον πυρήνα του κλωβού υπό γωνία 4 ο. Αντίθετα, σ αυτά µε τους οκτώ διαµήκεις ράβδους (οµάδα Β), τόσο οι

εξωτερικοί συνδετήρες ορθογωνικής διατοµής όσο και εσωτερικοί, ροµβοειδούς σχήµατος, έφεραν άγκιστρα υπό γωνία 9 ο. Ως εκ τούτου, οι συνδετήρες των υποστυλωµάτων αυτής της οµάδας (οµάδα Β) ήσαν «µερικώς» αγκυρωµένοι. Η µορφοποίηση αυτή των συνδετήρων ήταν ίδια τόσο για τα δοκίµια µε χειροποίητο όσο και µε µηχανοποίητο εγκάρσιο οπλισµό. Από δοκιµές εφελκυσµού που έγιναν σε δοκίµια χάλυβα διαπιστώθηκε ότι τα µηχανικά χαρακτηριστικά των οπλισµών των κλωβών (διαµήκων και εγκάρσιων) κάθε υποοµάδας µε χειροποίητους εγκάρσιους οπλισµούς ήταν ίδια µε αυτά της αντίστοιχης υποοµάδας µε µηχανοποίητους. Η µέση τάση διαρροής που µετρήθηκε στους χάλυβες ήταν fy=48mpa και η οριακή τάση αστοχίας fu=66mpa. Η σκυροδέτηση όλων των υποστυλωµάτων έγινε στο εργαστήριο. Από δοκίµια σκυροδέµατος που εξετάστηκαν σε θλιπτική φόρτιση µετρήθηκαν τάσεις σκυροδέµατος από.39 έως 31.31Mpa (Σταύρου και Σκόδρας 1). Με βάση τα γεωµετρικά χαρακτηριστικά των υποστυλωµάτων, τη διάταξη των συνδετήρων και τα µηχανικά χαρακτηριστικά του χάλυβα και του σκυροδέµατος, υπολογίστηκε το µέγιστο θλιπτικό φορτίο που µπορούν να παραλάβουν οι δύο οµάδες υποστυλωµάτων καθώς και η αξονική παραµόρφωση κατά την ανάπτυξη του µέγιστου φορτίου µε βάση τις πιο κάτω εκφράσεις (Pauley και Priestley 1992). Ο υπολογισµός αυτών των παραµέτρων έγινε αφενός για την κατάλληλη οργάνωση της πειραµατικής διαδικασίας και αφ εταίρου για σύγκριση µε τις αντίστοιχες πειραµατικές µετρήσεις (πίνακας 1). f l f l f cc = 1,24 + 2,24 1 + 7,94 2 f c f c f c f cc ε.2 1 1 cr = + f c (1) (2) όπου : f cc : η αντοχή του περισφιγµένου σκυροδέµατος f c : η αντοχή του απερίσφικτου σκυροδέµατος, f l : η συµµετοχή του εγκάρσιου οπλισµού Ισχύει: f l =k*ρ* f y k=,7 για τετραγωνική διατοµή συνδετήρων, f y η τάση διαρροής των συνδετήρων n * Aw και ρ=, όπου έχουµε : dx * Sw dx είναι το µήκος της περισφιγµένης διατοµής Sw είναι η απόσταση των συνδετήρων n*aw είναι το εµβαδόν των συνδετήρων που λειτουργούν υπό την εξεταζόµενη διεύθυνση ε cr : αξονική παραµόρφωση που αντιστοιχεί στη µέγιστη αξονική τάση. εκατέσσερα υποστυλώµατα έχουν ήδη υποβληθεί σε κεντρική θλίψη µέχρι πλήρους αστοχίας. Για να οριοθετηθεί η αστοχία των δοκιµίων στην κεντρική καθ ύψος ζώνη, επιβαλλόταν στα δοκίµια ισχυρή εξωτερική περίσφιξη στο άνω και κάτω τµήµα αφήνοντας απερίσφικτη µία κεντρική ζώνη ύψους h=,3m (σχήµα 2). Κατά τη διάρκεια της κεντρικής θλιπτικής φορτίσεως εµφανιζόταν αρχικά αποφλοίωση του σκυροδέµατος της επικαλύψεως, στη συνέχεια λυγισµός των διαµήκων οπλισµών και τέλος θραύση του σκυροδέµατος στον πυρήνα του δοµικού στοιχείου καθώς και τοπικές αστοχίες των αγκίστρων των εγκάρσιων οπλισµών. Οι µορφές αστοχίας και η διαδοχή τους εξελικτικά µε την επιβολή του θλιπτικού φορτίου ήταν ίδια για όλα τα υποστυλώµατα. Καθ όλη τη διάρκεια της φορτιστικής διαδικασίας καταγραφόταν η µεταβολή του επιβαλλόµενου φορτίου και των βραχύνσεων της κεντρικής ζώνης µέσω ηλεκτρονικών οργάνων που συνδεόταν άµεσα µε Η/Υ. Για ένα υποστύλωµα (CAJ1) δεν είχαν ληφθεί τέτοιες µετρήσεις παρά µόνο το µέγιστο θλιπτικό φορτίο (Pcr), γι αυτό δεν γίνεται καµιά αναφορά στη συνέχεια σ

αυτό το υποστύλωµα. Τα διαγράµµατα των θλιπτικών τάσεων αξονικών παραµορφώσεων (βραχύνσεων) των υποστυλωµάτων φαίνονται στα σχήµατα 3α, 3β, 3γ και 3δ. Στα διαγράµµατα αυτά φαίνονται συγκριτικά τα αποτελέσµατα µεταξύ των δύο οµάδων υποστυλωµάτων µε χειροποίητο και µηχανοποίητο εγκάρσιο οπλισµό (σχήµατα 3α και 3β) καθώς και συγκριτικά µεταξύ υποστυλωµάτων της ίδιας οµάδας αλλά µε διαφορετικό τύπο εγκάρσιου οπλισµού (σχήµατα 3γ και 3δ). Από τα διαγράµµατα αυτά αποτιµάται η µέγιστη θλιπτική τάση κάθε υποστυλώµατος και η εξέλιξη της µετελαστικής του συµπεριφοράς. Για να γίνει µια πιο ποσοτική σύγκριση της συνολικής συµπεριφοράς των υποστυλωµάτων κάθε οµάδας και τύπου εγκάρσιου οπλισµού, υπολογίστηκε για κάθε υποστύλωµα η συνολική απορροφούµενη ενέργεια µέχρι το επίπεδο παραµόρφωσης ε = 3%ο, επίπεδο για το οποίο διαθέτουµε µετρήσεις τάσεων παραµορφώσεων για όλα τα υποστυλώµατα. Η ενέργεια αυτή προσδιορίζεται εδώ από το εµβαδόν που περικλείεται από τις καµπύλες τάσεων παραµορφώσεων κάθε υποστυλώµατος. Ακολούθως βρέθηκε ο µέσος όρος για κάθε οµάδα υποστυλωµάτων και τύπο εγκάρσιου οπλισµού (σχήµα 4). Από τα αποτελέσµατα αυτής της πειραµατικής ακολουθίας µπορούν να διατυπωθούν συνοπτικά τα εξής συµπεράσµατα: 1) Για τα υποστυλώµατα που ήταν κατασκευασµένα µε χειροποίητο εγκάρσιο οπλισµό (σχήµα 3α), προκύπτει ότι τόσο αυτά της οµάδας Α όσο και αυτά της οµάδας Β παραλαµβάνουν κατά µέσο όρο της ίδιας τάξεως µέγιστη αξονική τάση. Αυτά της οµάδας Β διατηρούν σηµαντικό ποσοστό του µέγιστου φορτίου για πολύ µεγαλύτερες παραµορφώσεις, από αυτά της οµάδας Α, δηλαδή επέδειξαν καλύτερη µετελαστική συµπεριφορά, όπως και άλλωστε αναµενόταν. 2) Ανάλογα συµπεράσµατα προκύπτουν από τη σύγκριση των πειραµατικών αποτελεσµάτων των υποστυλωµάτων της οµάδας Α και Β µε µηχανοποίητους εγκάρσιους οπλισµούς (σχήµα 3β). 3) Από τη σύγκριση των υποστυλωµάτων µε χειροποίητο και µηχανοποίητο εγκάρσιο οπλισµό της οµάδας Α (σχήµα 3γ) παρατηρούµε σχεδόν πανοµοιότυπη συµπεριφορά τόσο σε µέγιστη θλιπτική τάση όσο και σε µετελαστική συµπεριφορά. Ελαφρώς καλύτερη προκύπτει η µετελαστική συµπεριφορά των υποστυλωµάτων µε µηχανοποίητο εγκάρσιο οπλισµό στις µεγάλες παραµορφώσεις (ε>%ο). 4) Ανάλογα συµπεράσµατα προκύπτουν και για τα υποστυλώµατα της οµάδας Β όπου όµως η καλυτέρευση της µετελαστικής συµπεριφοράς των υποστυλωµάτων µε µηχανοποίητο εγκάρσιο οπλισµό αρχίζει να γίνεται αισθητή σε µικρότερα επίπεδα παραµορφώσεων (σχ. 3δ). ) Συγκρίνοντας τις µέσες τιµές της απορροφούµενης ενέργειας µεταξύ των υποστυλωµάτων της οµάδας Α και Β παρατηρούµε ότι αυτά της οµάδας Β απορροφούν περισσότερη ενέργεια από αυτά της οµάδας Α (22% για χειροποίητο και 14% για µηχανοποίητο εγκάρσιο οπλισµό). Αντίστοιχα, συγκρίνοντας τα υποστυλώµατα µε χειροποίητο και µηχανοποίητο εγκάρσιο οπλισµό της ίδιας οµάδας, παρατηρούµε ότι αυτά µε µηχανοποίητο οπλισµό απορροφούν περισσότερη ενέργεια από τα αντίστοιχα µε χειροποίητο οπλισµό (1% για τα υποστυλώµατα της οµάδας Α και 8% της οµάδας Β). Σχήµα 1. ιάταξη εγκάρσιου οπλισµού υποστυλωµάτων Σχήµα 2. Ενοργάνωση και ιάταξη φόρτισης υποστυλωµάτων

6 4 ΣΥΓΚΡΙΣΗ ΟΜΑ ΑΣ Α ΜΕ ΟΜΑ Α Β ΧΕΙΡΟΠΟΙΗΤΟΣ ΕΓΚΑΡΣΙΟΣ ΟΠΛΙΣΜΟΣ CAC1 σmax=47,21 MPa CAC2 σmax=3,34 MPa CAC4 σmax=47,94 MPa CBC1 σmax=,67 MPa CBC3 σmax=2,9 MPa CBC4 σmax= 49,3 MPa () 6 4 ΣΥΓΚΡΙΣΗ ΟΜΑ ΑΣ Α ΜΕ ΟΜΑ Α Β ΜΗΧΑΝΟΠΟΙΗΤΟΣ ΕΓΚΑΡΣΙΟΣ ΟΠΛΙΣΜΟΣ CAJ2 σmax=,2 MPa CAJ3 σmax=,39 MPa CAJ4 σmax=49,66 MPa CBJ1 σmax=48,6 MPa CBJ2 σmax=8, MPa CBJ3 σmax=8, MPa CBJ4 σmax=49,79 MPa σ [MPa] 3 A B σ [MPa] 3 A B 1 2 3 3 4 4 ε [%o] Σχήµα 3α. Τάσεις παραµορφώσεις υποστυλωµάτων µε χειροποίητους εγκάρσιους οπλισµούς 1 2 3 3 4 4 ε [%o] Σχήµα 3β. Τάσεις παραµορφώσεις υποστυλωµάτων µε µηχανοποίητους εγκάρσιους οπλισµούς σ [MPa] 6 4 3 ΣΥΓΚΡΙΣΗ ΧΕΙΡΟΠΟΙΗΤΟΥ ΧΕΙΡΟΠΟΙΗΤΟΥ-ΜΗΧΑΝΟΠΟΙΗΤΟΥ ΕΓΚΑΡΣΙΟΥ ΟΠΛΙΣΜΟΥ ΟΜΑ ΑΣ Α CAC1 σmax=47,21 MPa CAC2 σmax=3,34 MPa CAC4 σmax=47,94 MPa CAJ2 σmax=,2 MPa CAJ3 σmax=,39 MPa CAJ4 σmax=49,66 MPa σ [MPa] 6 4 3 ΣΥΓΚΡΙΣΗ ΜΗΧΑΝΟΠΟΙΗΤΟΥ ΧΕΙΡΟΠΟΙΗΤΟΥ ΕΓΚΑΡΣΙΟΥ ΟΠΛΙΣΜΟΥ ΟΜΑ ΑΣ Β CBC1 σmax=,67 MPa CBC3 σmax=2,9 MPa CBC4 σmax=49,3 Mpa CBJ1 σmax=48,6mpa CBJ2 σmax=8, MPa CBJ3 σmax=8, MPa CBJ4 σmax=49,79 MPa 3 4 6 ε [%o] Σχήµα 3γ. Τάσεις παραµορφώσεις υποστυλωµάτων οµάδας Α 1 2 3 3 4 4 ε [%o] Σχήµα 3δ. Τάσεις παραµορφώσεις υποστυλωµάτων οµάδας Β

Πίνακας:1. Συγκεντρωτικά αποτελέσµατα πειραµατικών δοκιµών αξονικής θλίψης οµοιωµάτων υποστυλωµάτων ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΑ ΑΠΟΤΕΛΕΣΜΑΤΑ ΑΝΑΛΥΤΙΚΑ ΑΠΟΤΕΛΕΣΜΑΤΑ ΣΥΓΚΡΙΣΗ ΟΜΑ Α ΟΚΙΜΙΑ ΙΑΤΟΜΗ εmax* εcr Pmax/ Pmax [tn] σmax [MPa] Pcr [tn] εmax/εcr [%ο] [%ο] Pcr CAC1 192, 47,21 4,391 19, 8,99 1,1,49 Α CAC2 217, 3,34 4,7 19, 8,99 1,14,3 CAC3 CAC4 19,46 47,94 4,7 19, 8,99 1,3,47 CBC1 6,9,67 6,187 213,43 8,86,97,7 Β CBC2 CBC3 212,41 2,9,89 213,43 8,86 1,,66 Α Β CBC4 1, 49,3,476 213,43 8,86,94,62 CAJ1 2, 3,96 19, 8,99 1,16 CAJ2 3,97,2 4,424 19, 8,99 1,7,49 CAJ3,48,39 4,717 19, 8,99 1,8,2 CAJ4 2, 49,66 3,444 19, 8,99 1,7,38 CBJ1 19,96 48,6 9,939 213,43 8,86,92 1,12 CBJ2 236, 8, 3,98 213,43 8,86 1,11,4 CBJ3 237,3 8, 4,79 213,43 8,86 1,11,3 CBJ4 3, 49,79 8,27 213,43 8,86,9,91 εmax* :ανηγµένη αξονική παραµόρφωση δοκιµίων στο µέγιστο φορτίο 1,2 1, ΜΕΣΟΣ ΟΡΟΣ ΑΠΟΡΟΦΟΥΜΕΝΗΣ ΕΝΕΡΓΕΙΑΣ ΥΠΟΣΤΥΛΩΜΑΤΩΝ ΑΝΑ ΚΑΤΗΓΟΡΙΑ ΚΑΙ ΤΥΠΟ,876 1,719 1,12 1,188,8 MJ/m^3,6,4,2, ΟΜΑ Α Α ΟΜΑ Α Β ΟΜΑ Α Α ΟΜΑ Α Β Σχήµα 4. Μέσος όρος απορροφούµενης ενέργειας ανά οµάδα υποστυλωµάτων και τύπο εγκάρσιου οπλισµού για ανηγµένη αξονική παραµόρφωση 3%ο.

3. ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΗ ΜΕΛΕΤΗ ΣΕ ΟΚΟΥΣ Η ως άνω διερεύνηση επεκτάθηκε και σε οµοιώµατα δοκών µε στόχο να εξετάσει την επιρροή των χειροποίητων (C) ή µηχανοποίητων (J) εγκάρσιων οπλισµών, στη φέρουσα ικανότητα και στις µορφές αστοχίας των δοκών. Τα οµοιώµατα αυτών των δοκών είχαν ορθογωνική διατοµή cm x 3cm, και µήκος l=3,m και ήταν οπλισµένα µε διαµήκη οπλισµό 4Φ στο πάνω και κάτω πέλµα, και µε τετραγωνικούς εγκάρσιους οπλισµούς Φ8/ (σχήµα ). Η διάκρισή τους γίνεται σε δύο οµάδες C, J, αναλόγως και πάλι του τρόπου κατασκευής των εγκάρσιων οπλισµών (χειροποίητων ή µηχανοποίητων). Κατασκευάστηκαν και εδώ από τέσσερα όµοια δοκίµια, δηλαδή συνολικά 8 οµοιώµατα δοκών (BAC1, BAC2, BAC3 και BAC4 µε χειροποίητο εγκάρσιο οπλισµό και BAJ1, BAJ2, BAJ3 και BAJ4 µε µηχανοποίητο). Τα άγκιστρα των συνδετήρων όλων των δοκών ήταν αγκυρωµένα στον πυρήνα των δοκών υπό γωνία 4 ο. Τα µηχανικά χαρακτηριστικά των οπλισµών των δοκών βρέθηκαν ίδια µε αυτά των υποστυλωµάτων ενώ από δοκιµές σε πειραµατικά δοκίµια σκυροδέµατος, που λήφθηκαν κατά τη σκυροδέτηση, βρέθηκε µέση θλιπτική αντοχή 31 MPa. Επτά από αυτά τα δοκίµια έχουν ήδη υποβληθεί σε δοκιµή κάµψης τριών σηµείων µέχρι πλήρους αστοχίας. Πέντε από αυτές τις δοκούς υποβλήθηκαν σε µονοτονική φόρτιση µέχρι πλήρους αστοχίας (BAC1, BAC2, BAJ1, BAJ2, BAJ4), ενώ οι άλλες δύο είχαν υποβληθεί σε µια διαδικασία φόρτισης αποφόρτισης επαναφόρτισης επίσης µέχρι πλήρους αστοχίας (BAC4, BAJ3). Κατά τη διάρκεια της πειραµατικής διαδικασίας διαπιστώθηκε ότι µια από τις πέντε δοκούς που υποβλήθηκαν σε µονοτονική φόρτιση έτυχε κακής σκυροδέτησης (BAC1), γι αυτό στη συνέχεια τα πειραµατικά αποτελέσµατα αυτής της δοκιµής δεν σχολιάζονται. Επίσης, για τις δοκούς που είχαν υποβληθεί σε διαδικασία φόρτισης αποφόρτισης επαναφόρτισης, παρατίθενται στη συνέχεια τα πειραµατικά αποτελέσµατα µόνο του πρώτου κύκλου φόρτισης, για λόγους σύγκρισης µε τις υπόλοιπες δοκούς. Κατά την πειραµατική ακολουθία χρησιµοποιήθηκαν τρεις διαφορετικές διατάξεις «δοκιµής κάµψης τριών σηµείων». Στην πρώτη το µεσαίο άνοιγµα ήταν 1.m και τα δύο ακραία ανοίγµατα.9m έκαστο (a=.9). Με αυτή τη διάταξη φόρτισης εξετάστηκαν οι δοκοί BAC2 και BAJ4. Η εικόνα των βλαβών αυτών των δοκών κυριαρχείται από έντονα καµπτικά ρήγµατα στο κάτω πέλµα του µεσαίου ανοίγµατος. Στη δεύτερη διάταξη και τα τρία ανοίγµατα ήταν.8m (a=.8) και µε αυτή τη διάταξη εξετάστηκαν οι δοκοί BAC4, BAJ1 και BAJ3. Η εικόνα των βλαβών αυτών των δοκών παρουσιάζει καµπτικά ρήγµατα στο µεσαίο άνοιγµα και καµπτοδιατµητικά ρήγµατα στα δύο ακραία ανοίγµατα µε κυρίαρχη τη διατµητική αστοχία. Τέλος στην τρίτη διάταξη το µεσαίο άνοιγµα ήταν.68m και τα δύο ακραία ανοίγµατα.66m (a=.66). Σ αυτή την περίπτωση το µεσαίο άνοιγµα της δοκού BAJ2 είχε ενισχυθεί καµπτικά µε περιτύλιξη από φύλλα ινοπλισµένου πολυµερούς ώστε να πετύχουµε περίσφιγξη της θλιβόµενης ζώνης σ αυτή την περιοχή και επαύξηση της καµπτικής φέρουσας ικανότητάς της επιδιώκοντας να αστοχήσει µόνο από διάτµηση στα ακραία ανοίγµατα, στόχος ο οποίος και επετεύχθη. Τα διαγράµµατα επιβαλλόµενου φορτίου (P) βύθισης (δ) στο µέσο κάθε δοκού δίνονται στο σχήµα 6. Παρατηρούµε ότι όλες οι δοκοί αναπτύσσουν έντονες βυθίσεις µετά το µέγιστο φορτίο, διατηρώντας σηµαντικό µέρος του µέγιστου φορτίου, ακόµα και για σχετικά µεγάλες βυθίσεις. Ωστόσο, λόγω των διαφορετικών διατάξεων φόρτισης των δοκών, δεν µπορούν να γίνουν συγκρίσεις µεταξύ των πειραµατικών µετρήσεων κατά άµεσο τρόπο. Για το λόγο αυτό, για κάθε διάταξη φόρτισης και για κάθε δοκό ξεχωριστά έχει υπολογιστεί η αναπτυσσόµενη ροπή κάµψης (M) στο µεσαίο άνοιγµα και η τέµνουσα δύναµη (Q) των ακραίων ανοιγµάτων συναρτήσει του επιβαλλόµενου φορτίου και των γεωµετρικών στοιχείων της διάταξης φόρτισης. Έτσι έχουν προκύψει αντίστοιχα διαγράµµατα αυτών των µεγεθών (Q και Μ) συναρτήσει των βυθίσεων (δ) στο µέσο της δοκού, όπως µετρήθηκαν εργαστηριακά (σχήµατα 6α έως 6στ). Επιπλέον, σε κάθε περίπτωση υπολογίζεται η φέρουσα καµπτική αντοχή της δοκού για δύο επίπεδα αντοχής. Το πρώτο επίπεδο (χαµηλό) προσδιορίζει την καµπτική ροπή (My) η οποία απαιτείται για την διαρροή των διαµήκων ράβδων στο κάτω πέλµα της δοκού (fy=48mpa) και συνθήκες παραµόρφωσης του

σκυροδέµατος στο άνω πέλµα ε c = 3.%o. Το δεύτερο επίπεδο (υψηλό) προσδιορίζει την καµπτική ροπή (Mu) στο µεσαίο άνοιγµα µέσω της οριακή αντοχής του διαµήκους χάλυβα στο άνω και κάτω πέλµα fu=66mpa (όπως έχει µετρηθεί από πειράµατα εφελκυσµού). Η διατµητική αντοχή (Qu) της δοκού έχει υπολογιστεί µε βάση τις σχέσεις που διατυπώθηκαν από άλλους ερευνητές καθώς και αντίστοιχες εκφράσεις του ΕΚΩΣ-, χωρίς τη χρήση συντελεστών ασφαλείας (πίνακες2, 3 και 4)(Kani 1966, Zsutty 1968, Pauley and Priestley 1992, Ζαράρης 2, ΕΚΩΣ- ). Ως γνωστό, η διατµητική αντοχή της δοκού προκύπτει ως άθροισµα της συνεισφοράς του σκυροδέµατος και της λειτουργίας βλήτρου (Vc) και της συνεισφοράς των συνδετήρων (Vw). Ωστόσο, στις εκφράσεις που δίνονται από τους Kani (1966) και Zsutty (1968) προσδιορίζεται µόνο το µέγεθος Vc. Γι αυτό, για πληρέστερη σύγκριση µε τα πειραµατικά αποτελέσµατα, για τον προσδιορισµό της συνολικής διατµητικής αντοχής, στις τιµές του Vc, προστίθενται οι τιµές του Vw που προκύπτουν από την έκφραση των Priestle and Pauley (1992). Αντίθετα, οι εκφράσεις των Priestley and Pauley (1992), του Ζαράρη (2) και του ΕΚΩΣ δίνουν τιµές τόσο για το Vc όσο και για το Vw. 3cm 4 Φ Φ8/ 3. m Σχήµα. Γεωµετρία και τρόπος όπλισης των δοκών. ΕΠΙΒΑΛΛΟΜΕΝΟ ΦΟΡΤΙΟ - ΒΥΘΙΣΗ ΣΤΟ ΜΕΣΟ ΤΩΝ ΟΚΩΝ 4 P [tn] 3 BAC 2, Pmax=37, tn BAC 4, Pmax=42, tn (1ος κύκλος) BAJ 1, Pmax=44, tn BAJ 2, Pmax=1,78 tn BAJ 3, Pmax=44,3 tn (1ος κύκλος) BAC 2 BAJ 4 BAJ 4, Pmax=39,66 tn BAJ 2 P/2 P/2,9 m 1, m,9 m P/2 P/2 BAC 4 BAJ 1 BAJ 3,8 m,8 m,8 m,66 m,68 m,66 m 3 4 6 7 8 δ [mm] P/2 P/2 Σχήµα 6. Επιβαλλόµενο φορτίο βύθιση στη µέση των δοκών.

Πίνακας 2. ιατµητική αντοχή και οριακό φορτίο δοκών για a =,9 m. ΜΕΘΟ ΟΛΟΓΙΑ ΑΝΑΛΥΤΙΚΟΣ ΥΠΟΛΟΓΙΣΜΟΣ Vc Vw V R =Vc+Vw Pcr=2V R ΜΕΣΟΣ ΟΡΟΣ ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΩΝ ΤΙΜΩΝ* Pmax=(364,93+ + 389,46)/2= =377, ΣΥΓΚΡΙΣΗ Pmax/Pcr Kani 69,87 146,12 21,99 431,98 377,,87 Zsutty 66,8 146,12 212,97 42,94 377,,89 Paulay-Priestley 8,6 146,12 4,18 48,36 377,,92 Ζαράρης 136,1 126,4 262,96 2,92 377,,72 ΕΚΩΣ (χωρίς Σ.Α.) 3, 131,1 23,6 47,12 377,,8 Πίνακας 3. ιατµητική αντοχή και οριακό φορτίο δοκών για a =,8 m. ΜΕΣΟΣ ΟΡΟΣ ΑΝΑΛΥΤΙΚΟΣ ΥΠΟΛΟΓΙΣΜΟΣ ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΩΝ ΣΥΓΚΡΙΣΗ ΤΙΜΩΝ* Pmax=(436,+434, Vc Vw V R =Vc+Vw Pcr=2V R 8+413,98)/3= 428,37 ΜΕΘΟ ΟΛΟΓΙΑ Pmax/Pcr Kani 71,66 146,12 217,78 43,6 428,37,98 Zsutty 69,3 146,12 21,6 431,3 428,37,99 Paulay-Priestley 8,6 146,12 4,18 48,36 428,37 1, Ζαράρης 137,7 112,1 2,26,2 428,37,86 ΕΚΩΣ (χωρίς Σ.Α.) 3, 131,1 23,6 47,12 428,37,91 Πίνακας 4. ιατµητική αντοχή και οριακό φορτίο δοκών για a =,66 m. ΜΕΘΟ ΟΛΟΓΙΑ ΑΝΑΛΥΤΙΚΟΣ ΥΠΟΛΟΓΙΣΜΟΣ Vc Vw V R =Vc+Vw Pcr=2V R [κν] ΜΕΣΟΣ ΟΡΟΣ ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΩΝ ΤΙΜΩΝ* Pmax=7 ΣΥΓΚΡΙΣΗ Pmax/Pcr Kani,69 146,12 21,81 3,62 7,96 1,1 Zsutty 74,13 146,12 2,2 44, 7,96 1,1 Paulay-Priestley 8,6 146,12 4,18 48,36 7,96 1,24 Ζαράρης 139, 92,73 232,23 464,46 7,96 1,9 ΕΚΩΣ (χωρίς Σ.Α.) 3, 131,1 23,6 47,12 7,96 1,8 * Η τιµή του Pmax προκύπτει από τις πειραµατικές τιµές, µετρηµένες σε ton (σχήµα 6), και πολλαπλασιασµένες µε 9.81. Στο σχήµα 7α δίνονται τα διαγράµµατα της αναπτυσσόµενης τέµνουσας στις δοκούς BAC2 και BAJ4 (a=.9). Στο ίδιο σχήµα δίνονται επίσης οι αντίστοιχες τιµές της διατµητικής αντοχής (Qu: ευθείες γραµµές) όπως υπολογίστηκαν µε βάση τις εκφράσεις που αναφέρθηκαν προηγουµένως. Φαίνεται καθαρά ότι και για τις δύο δοκούς, η µέγιστη αναπτυσσόµενη τέµνουσα δύναµη κατά την πειραµατική φόρτιση, δεν υπερβαίνει καµιά από τις τιµές της διατµητικής αντοχής όπως υπολογίστηκαν, γεγονός που υποδηλώνει τη µη ανάπτυξη διατµητικής αστοχίας. Στο σχήµα 6β δίνονται τα αντίστοιχα διαγράµµατα αναπτυσσόµενης ροπής στο µεσαίο τµήµα της δοκού και

ροπών αντοχής (Μy και Μu). Φαίνεται καθαρά ότι η ροπή που αναπτύσσεται στο µεσαίο άνοιγµα των δοκών, λόγω της επιβολής του εξωτερικού φορτίου, ξεπερνά την My (χαµηλό επίπεδο αντοχής), γεγονός που υποδηλώνει την ανάπτυξη καµπτικής µορφής αστοχία στις δοκούς. Οι παρατηρήσεις αυτές είναι σε πολύ καλή συµφωνία µε την αντίστοιχη εικόνα βλαβών που παρατηρήθηκε στο εργαστήριο. Στο σχήµα 7γ δίνονται τα διαγράµµατα της αναπτυσσόµενης τέµνουσας στις δοκούς BAC4, BAJ1 και BAJ3 (a=.8) µαζί µε τις αντίστοιχες τιµές της διατµητικής αντοχής όπως αναφέρθηκαν πιο πάνω. Φαίνεται ότι η αναπτυσσόµενη τέµνουσα υπερβαίνει κάποιες από αυτές τις τιµές διατµητικής αντοχής, γεγονός που υποδηλώνει εµφάνιση διατµητικών αστοχιών. Οµοίως, στο σχήµα 7δ δίνονται τα αντίστοιχα διαγράµµατα αναπτυσσόµενης ροπής και ροπών αντοχής (My και Mu) των τριών δοκών, όπου και πάλι υποδηλώνεται η εµφάνιση καµπτικών αστοχιών λόγω ανάπτυξης καµπτικής ροπής µεγαλύτερης από την My (χαµηλό επίπεδο αντοχής). Και αυτή η παρατήρηση είναι σε πολύ καλή συµφωνία µε την εικόνα των βλαβών που εµφανίστηκαν εργαστηριακά, όπου καταγράφηκαν καµπτικές αστοχίες στο κεντρικό τµήµα της δοκού και καµπτοδιατµητικές στα ακραία τµήµατα µε κυρίαρχη τη διατµητική αστοχία. Οι πιο πάνω παρατηρήσεις ισχύουν για όλες τις δοκούς που εξετάστηκαν, κατασκευασµένες τόσο µε χειροποίητους όσο και µηχανοποίητους εγκάρσιους οπλισµούς (συνδετήρες), οι οποίες παρουσίασαν παρόµοιες µορφές αστοχίας και επίπεδα µέγιστης έντασης. Τέλος, στο σχήµα 7ε δίνεται το διάγραµµα της αναπτυσσόµενης τέµνουσας της δοκού BAJ2 (a=.66) ) µαζί µε τις αντίστοιχες τιµές της διατµητικής αντοχής όπως αναφέρθηκαν πιο πάνω. Φαίνεται ότι η αναπτυσσόµενη τέµνουσα υπερβαίνει όλες αυτές τις τιµές γεγονός που υποδηλώνει εµφάνιση διατµητικών αστοχιών. Αντίθετα, στο σχήµα 7στ δίνεται το αντίστοιχο διάγραµµα της αναπτυσσόµενης καµπτικής ροπής και «υψηλής» ροπής αντοχής Μu (µε συνεκτίµηση της περίσφιγξης λόγω ινοϋφάσµατος). Φαίνεται ότι κατά την επιβολή του µέγιστου φορτίου η αναπτυσσόµενη ροπή υπερβαίνει την «χαµηλή» καµπτική αντοχή της δοκού (My=1.7tnm - χωρίς συνεκτίµηση της περίσφιγξης λόγω ινουφάσµατος) και στη συνέχεια παρουσιάζει κάποια πτώση κάτω από αυτή την τιµή την οποία διατηρεί για σχετικά µεγάλες βυθίσεις. Κατά τη διάρκεια του πειράµατος και µετά απ αυτό, όταν αφαιρέθηκε το ινοϋφασµα, δεν είχαν παρατηρηθεί αστοχίες καµπτικού τύπου στο κεντρικό τµήµα της δοκού όπου τοποθετήθηκε το ινοϋφασµα. Από τα αποτελέσµατα αυτής της πειραµατικής ακολουθίας µπορούν να διατυπωθούν συνοπτικά τα εξής συµπεράσµατα: 1) Όλες οι δοκοί που εξετάστηκαν, κατασκευασµένες µε χειροποίητο και µηχανοποίητο εγκάρσιο οπλισµό, επέδειξαν παρόµοια συµπεριφορά, χωρίς ουσιαστικές διαφορές, τόσο σε επίπεδο παραλαβής µέγιστης έντασης (διατµητικής και καµπτικής) όσο και σε µετελαστική συµπεριφορά που χαρακτηρίζεται από την εκδήλωση µεγάλων βυθίσεων στο µέσο κάθε δοκού και διατήρηση σηµαντικού ποσοστού του µέγιστου φορτίου για σχετικά µεγάλα επίπεδα βυθίσεων. 2) Ωστόσο, δεδοµένου ότι η κύρια συνεισφορά του εγκάρσιου οπλισµού στις δοκούς είναι η παραλαβή µέρους του διατµητικού φορτίου, και δεδοµένου ότι µόνο µία δοκός είχε εµφανίσει καθαρά διατµητική αστοχία (BAJ2), δεν µπορεί να γίνει γενίκευση του πιο πάνω συµπεράσµατος κατά τρόπο ώστε να αποφανθούµε µετά πάσης βεβαιότητας για την ίδια συµπεριφορά χειροποίητου και µηχανοποίητου εγκάρσιου οπλισµού στην παραλαβή διατµητικού φορτίου µέχρι πλήρους αστοχίας. Για το σκοπό αυτό επιβάλλεται να γίνουν και άλλες παρόµοιες πειραµατικές δοκιµές. 3) Από τις πειραµατικές δοκιµές κάµψης τριών σηµείων, για τρεις διαφορετικές διατάξεις φόρτισης, οι δοκοί εµφάνισαν αναλόγως της διάταξης φόρτισης, καµπτικές, καµπτοδιατµητικές και διατµητικές αστοχίες. Οι θέσεις εµφάνισης και οι µορφές αυτών των αστοχιών διαφοροποιούνται αναλόγως της διάταξης φόρτισης. Τα επίπεδα διατµητικής και καµπτικής έντασης που προκάλεσαν αυτές τις αστοχίες, κατά περίπτωση, είναι σε πολύ καλή συµφωνία µε τα επίπεδα αντοχής που προσδιορίζονται από αντίστοιχες αναλυτικές εκφράσεις άλλων ερευνητών καθώς και από τον ΕΚΩΣ-.

α) 3 ΙΑΓΡΑΜΜΑ ΤΕΜΝΟΥΣΑΣ - ΒΥΘΙΣΗΣ ΣΤΟ ΜΕΣΟ ΤΩΝ ΟΚΩΝ (ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΕΣ ΤΙΜΕΣ, α=,9 m) ΚΑΙ ΣΥΓΚΡΙΣΗ ΜΕ ΥΠΟΛΟΣΤΙΚΕΣ ΤΙΜΕΣ β) ΙΑΓΡΑΜΜΑ ΡΟΠΗΣ - ΒΥΘΙΣΗΣ ΣΤΟ ΜΕΣΟ ΤΩΝ ΟΚΩΝ (ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΕΣ ΤΙΜΕΣ, α =,9 m) ΚΑΙ ΣΥΓΚΡΙΣΗ ΜΕ ΥΠΟΛΟΣΤΙΚΕΣ ΤΙΜΕΣ 2 1 Q [tn] 1 a =,9 m BAC2 Qmax=18,6 tn BAJ4 Qmax=19,83 tn KANI Qu=22,1 tn ZSUTTY Qu=21,7 tn PAULAY-PRIESTLEY Qu=,81 tn ΖΑΡΑΡΗΣ Qu= 26,8 ΕΚΩΣ (χωρίς Σ.Α.) Qu=23,96 tn 3 4 6 7 8 δ [mm] M [tnm] a =,9 m BAC2 Mmax=16,74 tnm BAJ4 Mmax=17,8 tnm Mu=18,61 tnm (fu=66 MPa) My=1,7 tnm (fy=4 MPa) 3 4 6 7 8 δ [m m] γ) ΙΑΓΡΑΜΜΑ ΤΕΜΝΟΥΣΑΣ - ΒΥΘΙΣΗΣ ΣΤΟ ΜΕΣΟ ΤΩΝ ΟΚΩΝ (ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΕΣ ΤΙΜΕΣ, α=,8 m) ΚΑΙ ΣΥΓΚΡΙΣΗ ΜΕ ΥΠΟΛΟΣΤΙΚΕΣ ΤΙΜΕΣ δ) ΙΑΓΡΑΜΜΑ ΡΟΠΗΣ - ΒΥΘΙΣΗΣ ΣΤΟ ΜΕΣΟ ΤΩΝ ΟΚΩΝ (ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΕΣ ΤΙΜΕΣ, α =,8 m) ΚΑΙ ΣΥΓΚΡΙΣΗ ΜΕ ΥΠΟΛΟΣΤΙΚΕΣ ΤΙΜΕΣ 3 2 1 Q [tn] 1 a =,8 m BAC4 Qmax=21,2 tn BAJ1 Qmax=22, tn BAJ3 Qmax=22,1 tn KANI Qu=22, tn ZSUTTY Qu=21,98 tn PAULAY-PRIESTLEY Qu=,81 tn ΖΑΡΑΡΗΣ Qu=2, tn ΕΚΩΣ (χωρίς Σ.Α.) Qu=23,96 tn 3 4 6 7 8 δ [mm] M [tnm] a =,8 m BAC4 Mmax=16,96 tnm BAJ1 Mmax=17,8 tnm BAJ3 Mmax=17,72 tnm Mu=18,61 tnm (fu=66 MPa) My=1,7 tnm (fy=4 MPa) 3 4 6 7 8 δ [mm] ε) 3 ΙΑΓΡΑΜΜΑ ΤΕΜΝΟΥΣΑΣ - ΒΥΘΙΣΗΣ ΣΤΟ ΜΕΣΟ ΤΩΝ ΟΚΩΝ (ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΕΣ ΤΙΜΕΣ, α=,66 m) ΚΑΙ ΣΥΓΚΡΙΣΗ ΜΕ ΥΠΟΛΟΣΤΙΚΕΣ ΤΙΜΕΣ στ) ΙΑΓΡΑΜΜΑ ΡΟΠΗΣ - ΒΥΘΙΣΗΣ ΣΤΟ ΜΕΣΟ ΤΩΝ ΟΚΩΝ (ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΕΣ ΤΙΜΕΣ, α =,66 m) ΚΑΙ ΣΥΓΚΡΙΣΗ ΜΕ ΥΠΟΛΟΣΤΙΚΕΣ ΤΙΜΕΣ 2 1 Q [tn] 1 a =,66 m BAJ 2 Qmax=2,89 tn KANI Qu=2,8 tn ZSUTTY Qu=23,48 tn PAULAY-PRIESTLEY Qu=,81 tn ΖΑΡΑΡΗΣ Qu=26,1 tn ΕΚΩΣ (χωρίς Σ.Α.) Qu=24,84 tn 3 4 6 7 8 δ [mm] M [tnm] a =,66 m BAJ 2 Mmax=17,9 tnm Mu=19,7 tnm (fu=66 MPa και fcc=38,2 MPa) 3 4 6 7 8 δ [mm] Σχήµα 7. ιαγράµµατα τέµνουσας βύθισης (α, γ, ε) και καµπτικής ροπής βύθισης (β, δ, στ) για τις τρεις φορτιστικές διατάξεις (a=.9m, a=.8m, a=.66m). 4. ΣΥΜΠΕΡΑΣΜΑΤΑ Στα πλαίσια αυτής της εργασίας διερευνήθηκε πειραµατικά η συµπεριφορά υποστυλωµάτων σε κεντρική αξονική θλίψη και δοκών Ο/Σ σε δοκιµές κάµψης τριών σηµείων µέχρι πλήρους αστοχίας. Τόσο τα υποστυλώµατα όσο και οι δοκοί ήσαν κατασκευασµένα µε χειροποίητους και µηχανοποίητους εγκάρσιους οπλισµούς και κύριος στόχος αυτής της προσπάθειας ήταν να συγκρίνει τη φέρουσα ικανότητα και τις µορφές αστοχίας των πιο πάνω δοµικών στοιχείων λόγω διαφορετικού τύπου εγκάρσιου οπλισµού (χειροποίητου και µηχανοποίητου, τύπου µανδύα). Από τα αποτελέσµατα αυτής της εργασίας προκύπτει ότι τα δοκίµια που εξετάστηκαν (υποστυλώµατα και δοκοί) παρουσίασαν γενικώς ίδια περίπου επίπεδα φέρουσας ικανότητας (παραλαβή µέγιστου φορτίου) και ίδιες µορφές αστοχίας. Για τα υποστυλώµατα µπορεί να αναφερθεί ότι αυτά που ήσαν κατασκευασµένα µε µηχανοποίητο εγκάρσιο οπλισµό, παρουσίασαν ελαφρώς καλύτερο µετελαστικό κλάδο, διατηρώντας υψηλότερο επίπεδο φορτίου σε µεγάλες παραµορφώσεις, και ως εκ τούτου, η απορροφούµενη ενέργεια ήταν µεγαλύτερη από απ αυτή των υποστυλωµάτων µε χειροποίητο εγκάρσιο οπλισµό. Η διαφορά στο ποσοστό της συνολικής απορροφούµενης ενέργειας µέχρι το επίπεδο αξονικής παραµόρφωσης 3%ο, βρέθηκε κατά µέσο όρο περίπου 1% για τα υποστυλώµατα της οµάδας Α και 8% για τα

υποστυλώµατα της οµάδας Β. Από τη σύγκριση των πειραµατικών µετρήσεων µε τα αποτελέσµατα αντίστοιχων αναλυτικών εκφράσεων βρέθηκε πολύ καλή σύγκλιση για το µέγιστο αξονικό φορτίο, µε αποκλίσεις της τάξεως του %, ενώ για τις τιµές της αξονικής παραµόρφωσης που αντιστοιχεί στο µέγιστο αξονικό φορτίο η απόκλιση ήταν πολύ µεγαλύτερη, και για τις δύο οµάδες υποστυλωµάτων τόσο µε χειροποίητο όσο και µε µηχανοποίητο εγκάρσιο οπλισµό. Ωστόσο, µε βάση αυτά τα αποτελέσµατα, και λαµβάνοντας επίσης υπόψη το γεγονός ότι οι συνδετήρες των υποστυλωµάτων της οµάδας Β δεν ήσαν «πλήρως» αγκυρωµένοι, κατά πως προβλέπεται από τους κανονισµούς, δεν µπορεί να γίνει γενίκευση των πιο πάνω συµπερασµάτων και πιστοποίηση των βιοµηχανικών προϊόντων. Για το σκοπό αυτό επιβάλλεται να γίνουν πειραµατικές δοκιµές σε µεγαλύτερο αριθµό δοκιµίων τόσο υπό απλές φορτιστικές διατάξεις όπως αυτές που χρησιµοποιήθηκαν στα πλαίσια αυτής της εργασίας, όσο και υπό πιο σύνθετες διατάξεις στατικής και δυναµικής φόρτισης. Από τις πειραµατικές δοκιµές σε δοκούς, οι οποίες εξετάστηκαν για διαφορετικές διατάξεις δοκιµών κάµψης τριών σηµείων, βρέθηκε επίσης πολύ καλή σύγκλιση µορφών αστοχίας και µέγιστου φορτίου µεταξύ δοκιµίων µε χειροποίητο και µηχανοποίητο εγκάρσιο οπλισµό. Βρέθηκε επίσης πολύ καλή σύγκλιση των πειραµατικών αποτελεσµάτων µε αποτελέσµατα από αντίστοιχες αναλυτικές εκφράσεις, κατά τρόπο που να προδιαγράφονται οι µορφές αστοχίας που ανέπτυξαν οι δοκοί στο εργαστήριο. Λόγω του ιδιαίτερα µικρού αριθµού δοκιµίων που εξετάστηκαν για τις δοκούς ισχύει η ίδια παρατήρηση που έγινε και για τα υποστυλώµατα, δηλ. δεν µπορεί να γίνει γενίκευση των συµπερασµάτων και γι αυτό απαιτείται να γίνει έλεγχος µεγαλύτερου αριθµού δοµικών στοιχείων. ΕΥΧΑΡΙΣΤΙΕΣ: Μέρος αυτής της εργασίας εκπονήθηκε στα πλαίσια ερευνητικού προγράµµατος που συγχρηµατοδοτήθηκε από το Ίδρυµα Προώθησης Έρευνας (ΙΠΕ) της Κύπρου και της κυπριακής βιοµηχανίας παραγωγής µανδυών από χάλυβα. Νικολάου και Υιοί τους οποίους και ευχαριστούµε. ΒΙΒΛΙΟΓΡΑΦΙΑ 1. Μ. Χρονόπουλος, Θ. Παπαθεοδώρου και Π. Μαυροειδής, «Συµπεριφορά βιοµηχανικώς παραγοµένων σπειροειδών συνδετήρων για υποστυλώµατα από ωπλισµένο σκυρόδεµα», πρακτικά 13 ου ΕΣΣ, τόµος Ι, σελ. 171-178, Ρέθυµνο 1999. 2. Χρ. Γ. Καραγιάννης και Κ. Ε. Χαλιορής, «Πειραµατική διερεύνηση της στρεπτικής συµπεριφοράς ορθογωνικών δοκών οπλισµένων µε σπειροειδή οπλισµό», πρακτικά 13 ου ΕΣΣ, τόµος Ι, σελ. 142-1, Ρέθυµνο 1999. 3.. Σταύρου και Ρ. Σκόδρας, «Πειραµατική ιερεύνηση Μονοαξονικής Θλίψης Υποστυλωµάτων Ο.Σ. µε Χειροποίητο ή Μηχανοποίητο Εγκάρσιο Οπλισµό», ιπλωµατική εργασία, Τµήµα Πολιτικών Μηχανικών, Νοέµβριος 1. 4. G. N. J. Kani, «Basic Facts Concerning Shear Failure», Journal ACI, Vol. 63, June 1966, pp. 67-692.. T. C. Zsutty, «Beam Shear Strength Prediction by Analysis of Existing Data», Journal ACI, Vol. 6, November 1968, pp. 943-91. 6. Τ. Pauley, M. J. N. Priestley «Seismic Design of Reinforced Concrete and Masonry Structures», J. Wiley & Sons, INC USA 1992. 7. Π.. Ζαράρης (2) «Μέθοδοι Υπολογισµού Σιδηροπαγούς Σκυροδέµατος», Εκδοτικός οίκος Αδελφών Κυριακίδη, Θεσσαλονίκη. 8. ΟΑΣΠ ΣΠΜΕ (), «Ελληνικός Κανονισµός Ωπλισµένου Σκυροδέµατος ΕΚΩΣ».