ΚΑΤΑΣΚΕΥΕΣ ΑΣΚΕΥΕΣ ΑΠΟ ΟΠΛΙΣΜΕΝΟ ΣΚΥΡΟ ΕΜΑ ÂÈÚ Ì ÙÈÎ ÈÂÚÂ ÓËÛË apple Ï ÈÔ Ù appleô ıïè fiìâóˆó ÛÙÔÈ Â ˆÓ O.. ÌÂ appleúfiùâúë Ï Ë: EÓ Û ÛË / ÂappleÈÛÎÂ ÌÂ Ì Ó Â Û ÓıÂÙˆÓ ÏÈÎÒÓ ΣΟΥΖΑΝΑ Π. TAΣTANH ΣΤΑΥΡΟΥΛΑ I. ΠANTAZOΠOYΛOY ƒπ æ Με κίνητρο τη «διπλή» τρωτότητα υφιστάµενων κατασκευών παλαιάς τεχνολογίας (δηλ. σχεδιασµένων σύµφωνα µε τους προ του 1985 κανονισµούς) στο έντονα διαβρωτικό περιβάλλον του ελλαδικού χώρου, διεξήχθη πειραµατικό πρόγραµµα αποτελούµενο από 52 πρισµατικά υποστυλώµατα οπλισµένου σκυροδέµατος, τα οποία δοκιµάσθηκαν σε κεντρική θλίψη µέχρι αστοχίας. Τα δοκίµια ήταν αντιπροσωπευτικά δείγµατα παλαιότερων κατασκευαστικών πρακτικών µε ανεπαρκείς διατάξεις οπλισµών και υποβλήθηκαν στις δοκιµές κατόπιν ενίσχυσης ή επισκευής πρότερης βλάβης µε χρήση µανδυών περίσφιγξης από σύνθετα υλικά. Η αρχική βλάβη προκλήθηκε είτε από µηχανική προφόρτιση µέχρι αποφλοίωσης της επικάλυψης είτε από συντήρηση σε ελεγχόµενες συνθήκες επιταχυνµένης ηλεκτροχηµικής διάβρωσης µέχρι ρηγµάτωσης της επικάλυψης. Παράµετροι της µελέτης ήταν το είδος και η αξονική δυσκαµψία του µανδύα ως µέσο για βελτίωση της παραµορφωσιµότητας του θλιβόµενου οπλισµένου σκυροδέµατος λόγω της συµβαλλόµενης παθητικής περίσφιγξης του µανδύα. Από την άποψη της ανθεκτικότητας η προτεινόµενη λύση αξιολογείται µε βάση την ικανότητα του µανδύα για αναχαίτιση περαιτέρω διάβρωσης λόγω της αδιαπερατότητας του συστήµατος ρητίνης σύνθετου µανδύα σε διαβρωτικούς παράγοντες. 1. π ø Η χαρτογράφηση µετά τον καταστροφικό σεισµό της Αθήνας (9/99) των βλαβών που υπέστησαν πολλές κατασκευές παλαιού τύπου ανέδειξε, ε- κτός των εγγενών ανεπαρκειών, που αφορούν στις ανεπαρκείς λεπτο- µέρειες όπλισης εποχής, το συνδυασµένο πρόβληµα της εκτεταµένης διάβρωσης των οπλισµών (διαµήκεις και εγκάρσιες ράβδοι) που στην πλειοψηφία των περιπτώσεων οφείλονταν σε ενανθράκωση του σκυροδέµατος επικάλυψης. Η διαπιστούµενη ανεπάρκεια των πρακτικών όπλισης που εντοπίζεται στην αραιή διάταξη συνδετήρων ανεπαρκώς αγκυρωµένων είναι αποτέλεσµα της διαφορετικής φιλοσοφίας σχεδιασµού της εποχής (προ του 1980) που βασιζόταν αποκλειστικά σε κριτήρια α- ντοχής χωρίς ικανοτικούς ελέγχους. Σήµερα γνωρίζουµε ότι στοιχεία αυτής της κατηγορίας υπόκεινται σε πρόσθετες επιβαρύνσεις λόγω της ανεπαρκούς περίσφιγξης, που συνοψίζονται σε ταχύτατη αποσύνθεση της καµπτοδιατµητικής αντοχής του δοµικού στοιχείου σε ανακυκλιζό- µενη φόρτιση και απώλεια φέρουσας ικανότητας έναντι κατακόρυφων φορτίων λόγω πρώιµου λυγισµού των διαµήκων οπλισµών. Με αυτά τα δεδοµένα διάταξης οπλισµών, οι συνέπειες της διάβρωσης είναι πολλαπλές: Παρατηρείται δραστική αποµείωση της διατοµής των συνδετήρων, διότι αφενός πρόκειται συνήθως για ράβδους µικρής διαµέτρου και αφετέρου, λόγω εγγύτητας προς την ελεύθερη παρειά του στοιχείου, αποτελούν το πρώτο µέτωπο χηµικής προσβολής του µετάλλου. Με την οξείδωση ο χάλυβας ψαθυροποιείται, η δε επικάλυψη του σκυροδέµατος αποφλοιώνεται εκθέτοντας έτσι και τους διαµήκεις οπλισµούς σε περαιτέρω αποσύνθεση (σχήµα 1α). Σηµειώνεται ότι µε τη διαδικασία της οξείδωσης ο σίδηρος αποσυντίθεται σε ποικίλα σιδηρούχα και σιδηρικά οξέα (κοινώς σκουριά), τα οποία καταλαµβάνουν όγκο πολλαπλάσιο αυτού του καταναλωθέντος µητρικού µετάλλου (2-6 φορές 1,2 ). Επιπλέον, η ικανότητα αγκύρωσης των διαµήκων ράβδων φθείρεται µετά από εκτεταµένη έκθεση σε οξείδωση, επειδή οι δύο µηχανισµοί συνάφειας και διάβρωσης EΠIΣTHMONIKH EK OΣH - 83
Α - Β/ 2004 δρουν ανταγωνιστικά ως προς την ενεργοποίηση / κατανάλωση της εφελκυστικής αντοχής του σκυροδέµατος έναντι των εσωτερικών αποσχιστικών πιέσεων που επιβάλλουν και οι δύο µηχανισµοί στην άντυγα της ο- πής, που αρχικά καταλαµβάνει η ράβδος (σχήµατα 1β, 1γ). Το διττό πρόβληµα ανεπαρκούς όπλισης και συσσωρευµένης βλάβης λόγω διάβρωσης υπαγορεύει την ανάγκη για πρακτικές λύσεις συστη- µατικής αναβάθµισης. Πρόσφατα πειραµατικά αποτελέσµατα δείχνουν ότι βιώσιµη λύση αποτελεί η χρήση µανδυών από ινοπλισµένα πολυµερή (FRP wraps) ως µέσο ενίσχυσης αλλά και ως αδιαπέραστο εµπόδιο - στην δεύτερη περίπτωση- στη διάχυση διαβρωτικών παραγόντων λόγω της σύστασης της σκληρυµένης ρητίνης. Με την εφαρµογή µανδυών από σύνθετα υλικά (µε ίνες άνθρακα και γυαλιού και σπανιότερα ίνες αραµιδίου) επιδιώκεται η βελτίωση της αντοχής και παραµορφωσιµότητας του εγκιβωτισµένου σκυροδέµατος, διότι έτσι καθυστερείται η πλευρική διόγκωσή του που τελικά σηµατοδοτεί και την αστοχία του. (Σε κάθε περίπτωση ο φαινόµενος λόγος του Poisson στο σηµείο πραγµατοποίησης της αντοχής είναι 0.5 3,4 ) Όµως, η επίτευξη ση- µαντικής πλαστιµότητας θλιπτικών παραµορφώσεων στο οπλισµένο σκυρόδεµα από την παθητική περισφικτική δράση των εγκάρσια εφελκυόµενων ινών του µανδύα είναι και συνάρτηση της καθ ύψος στήριξης των θλιβοµένων διαµήκων οπλισµών µέσω των συνδετήρων. Αραιή διάταξη συνδετήρων (S/Φ L >10, όπου S=βήµα επανάληψης των συνδετήρων και Φ L =διάµετρος θλιβόµενης ράβδου) σηµαίνει εµφάνιση πρόωρου λυγισµού µε άµεση συνέπεια την εκτίναξη της επικάλυψης και την τοπική θραύση του µανδύα ανεξαρτήτως του αριθµού στρώσεων του υλικού. Σε πολλές εργασίες έχει µελετηθεί εκτενώς η θεαµατική βελτίωση της συ- µπεριφοράς του άοπλου σκυροδέµατος ή οπλισµένου µε πυκνούς συνδετήρες ή σπειροειδή οπλισµό (σηµειωθείσες πλαστιµότητες παραµορφώσεων µ s =6 10 5,6,7,8,9 ). Ωστόσο στην περίπτωση οπλισµένου σκυροδέµατος µε αραιά τοποθετηµένους συνδετήρες υπό κεντρική θλίψη δεν τεκµηριώνονται ανάλογες αυξήσεις από τη συµβολή του µανδύα, κυρίως λόγω πρώιµης εξάντλησης της φέρουσας ικανότητας του σύνθετου υλικού από συγκέντρωση τάσεων στα σηµεία λυγισµού των ενσωµατωµένων διαµήκων οπλισµών (σηµειωθείσες πλαστιµότητες µ s =4 6 10 ). Στην περίπτωση δοµικών στοιχείων προσβεβληµένων από διάβρωση (σχήµα 1α), η πρόταση για εφαρµογή συνθέτων µανδυών (FRP) είχε αρχικά βασισθεί στην προσδοκία ότι ο εγκάρσια επικολληµένος µανδύας θα λειτουργεί ως µηχανισµός περιορισµού έναντι διεύρυνσης των ρωγ- µών αναπτύσσοντας ισοδύναµη περισφικτική τάση αφού η διαδικασία της διάβρωσης µεταλλικού οπλισµού είναι διογκωτικής φύσης φαινόµενο 5,6. Από πειραµατικές έρευνες σε κυλινδρικά θλιβόµενα στοιχεία µε διαµήκη και εγκάρσιο οπλισµό 5,6,7 έχει δειχθεί ότι η αποτελεσµατικότητα του µανδύα ως µέσο επιβράδυνσης του ρυθµού διάβρωσης σχετίζεται µε την αδιαπερατότητα της χηµικά αδρανούς ρητίνης στη σκληρυµένη της κατάσταση, που αποστερεί την οξειδωτική διαδικασία από παροχή οξυγόνου και υγρασίας. Το στοιχείο αυτό τεκµηριώθηκε µε πειραµατικές µετρήσεις πλευρικής διόγκωσης και έντασης ρεύµατος σε αρχικώς διαβρωµένα και στη συνέχεια επισκευασµένα µε µανδύες υποστυλώµατα οπλισµένου σκυροδέµατος κυκλικής διατοµής τα οποία υπέστησαν εκ νέου κύκλο διάβρωσης µετά την επισκευή. Σηµειώνεται ότι σε ό- λες τις περιπτώσεις, οι τιµές είναι σηµαντικά µειωµένες σε σύγκριση µε την αρχική φάση οξείδωσης (προ της επισκευής), οδηγώντας στο συ- µπέρασµα ότι µέσω εγκιβωτισµού, δηλ. µε µηχανικά µέσα, είναι δυνατόν να επιτευχθεί αύξηση της ενέργειας που απαιτείται για τη συντήρηση της χηµικής διεργασίας. Στοιχεία µε βλάβες από διάβρωση και παλαιού τύπου διάταξη οπλισµών έχουν δοκιµασθεί σε ανακυκλιζόµενη τέµνουσα από ερευνητική οµάδα του Πανεπιστηµίου Πατρών 11,12 χωρίς και µε επισκευή µε µανδύες συνθέτων υλικών. Αντίστοιχα δοκίµια µε νέου τύπου διατάξεις όπλισης σε ανακυκλιζόµενη καµπτοδιάτµηση έχουν δοκιµασθεί από τους Lee et al. 13. Όπως και στην περίπτωση της κεντρικής φόρτισης συνάγεται ότι οι µανδύες µπορούν να βελτιώσουν αποτελεσµατικά την παραµορφωσιµότητα των δοµικών στοιχείων (δηλ. να α- ποκαταστήσουν την έλλειψη των συνδετήρων), όµως η φέρουσα ικανότητα του δοµικού στοιχείου επηρεάζεται ανεπανόρθωτα από τη µείωση διατοµής του διαµήκους οπλισµού. Σηµειώνεται ότι σε αυτόν τον άξονα έχουν εκφρασθεί και αντιρρήσεις για το κατά πόσον η διάβρωση µπορεί πράγµατι να αναχαιτισθεί, όταν έ- χει προκληθεί από την επίδραση χλωριόντων, αφού τα ιόντα αυτά ενδέχεται να έχουν ήδη διαποτίσει τον πυρήνα του δοµικού στοιχείου που κατόπιν εγκιβωτίζεται µε σύνθετο µανδύα. Για την κατανόηση του µηχανισµού αξίζει να αναφερθεί ότι ο ρυθµός διάσπασης του σιδήρου σε φυσικές συνθήκες παρατεταµένης διάρκειας περιγράφεται από το νόµο του Boltzmann, σύµφωνα µε τον οποίο ο ρυθµός παραγωγής σκουριάς είναι αντιστρόφως ανάλογος του πάχους της στρώσεως των οξειδίων, επειδή τα ιόντα του ανέπαφου σιδήρου θα πρέπει να διαχυθούν µέσω του πάχους αυτής της στρώσης πριν έλθουν σε επαφή µε το οξυγόνο και οξειδωθούν. Απουσία περίσφιγξης, µετά την απόσχιση της επικάλυψης τα ο- ξείδια συσσωρεύονται χαλαρά γύρω από τη διαβρούµενη ράβδο και ενίοτε µεταφέρονται και διαχέονται µε τη βοήθεια του νερού των πόρων στο πάχος της επικάλυψης διευκολύνοντας τη διαδικασία περαιτέρω οξείδωσης. Αντίθετα µε την περίσφιγξη, το στρώµα των οξειδίων δεν µπορεί εύκολα να αποδιοργανωθεί, µε αποτέλεσµα ο ρυθµός περαιτέρω οξείδωσης να επιβραδύνεται σηµαντικά, ακόµη και παρουσία χλωριόντων. (Καταλυτική σε αυτόν τον άξονα αποτελεί η αποστέρηση υγρασίας, η οποία εάν υπάρχει διευκολύνει τη µεταφορά ορισµένων υδατοδιαλυτών αλάτων του σιδήρου µακριά από τη διαβρωµένη ράβδο. Ο στόχος αυτός ό- µως επιτυγχάνεται µε το µανδύα λόγω στεγανότητας της ρητίνης). Αντικείµενο της παρούσας εργασίας είναι η διερεύνηση της αποτελεσµατικότητας της τεχνικής επισκευής / ενίσχυσης µε σύνθετους µανδύες σε στοιχεία οπλισµένου σκυροδέµατος ορθογωνικής διατοµής που συνδυάζουν φτωχή διάταξη οπλισµών (παλαιάς τεχνολογίας κατασκευαστικές λεπτοµέρειες) και βλάβη της επικάλυψης είτε από πρότερη µη- Σχήµα 1. α) ιαβρωµένο υποστύλωµα γέφυρας, β) εντατική κατάσταση στο σκυρόδεµα λόγω της διογκωτικής φύσης της διάβρωσης, και γ) µείωση διατοµής διαβρωµένης ράβδου οπλισµού. Figure 1. α) Highway bridge corroded column, β) stress field in the concrete cover in response to rust accumulation around a corroding bar and γ) reduced bar geometry due to consumption of bar iron. 84 EΠIΣTHMONIKH EK OΣH -
ΚΑΤΑΣΚΕΥΕΣ ΑΣΚΕΥΕΣ ΑΠΟ ΟΠΛΙΣΜΕΝΟ ΣΚΥΡΟ ΕΜΑ χανική φόρτιση είτε από οξείδωση του κλωβού οπλισµών. Το πειραµατικό πρόγραµµα απαρτίσθηκε από 52 υποστυλώµατα τετράγωνης διατο- µής σε κλίµακα 2/3:1, τα οποία δοκιµάσθηκαν µέχρι αστοχίας σε κεντρική θλίψη. Από το σύνολο των δοκιµίων, µε εξαίρεση µικρό αριθµό άθικτων δοκιµίων-µαρτύρων αλλά και δοκιµίων σχεδιασµένων µε τις ελάχιστες απαιτήσεις του EC-8 ως προς τον εγκάρσιο οπλισµό, µέρος υποβλήθηκε σε µηχανική φόρτιση µέχρι απώλειας επικάλυψης, ενώ το υπόλοιπο τέθηκε σε επιταχυνµένη ηλεκτροχηµική διαδικασία διάβρωσης υ- πό ελεγχόµενες εργαστηριακές συνθήκες στο Εργαστήριο Οπλισµένου Σκυροδέµατος του.π.θ., µέχρι την επίτευξη προκαθορισµένου βαθ- µού βλάβης (δηλ. απώλεια µάζας σιδήρου). Στη συνέχεια και προ της τελικής δοκιµής υπό µηχανικό φορτίο τα δοκίµια επισκευάσθηκαν µε µανδύες ινοπλισµένων πολυµερών (FRP). Παράµετροι της µελέτης ήταν το είδος του σύνθετου υλικού (ύφασµα από ίνες γυαλιού και άνθρακα), η δυσκαµψία του µανδύα (αριθµός των στρώσεων), καθώς και ο τρόπος ε- πισκευής (απλή εφαρµογή µανδύα στην ήδη ρηγµατωµένη επικάλυψη ή αντικατάσταση του σκυροδέµατος της επικάλυψης µε κονίαµα υψηλής αντοχής - στην περίπτωση της διάβρωσης το σκυρόδεµα αυτό ήταν πλήρως εµποτισµένο µε χλωριόντα και παράγωγα σκουριάς). 2. Ã π ªO O πªπø - À π β) Σκυρόδεµα Χρόνος Οµάδα 1 Οµάδα 2 MPa MPa 28η ηµέρα 30.5 14.0 προ επισκευής 34.0 21.2 προ φόρτισης 41.0 21.2 Σχήµα 2. α) Χαρακτηριστικό διάγραµµα τάσης παραµόρφωσης χάλυβα και β) αντοχή σκυροδέµατος σε διάφορες ηλικίες για τις δύο οµάδες δοκιµίων. Figure 2. α) Stress strain diagram for steel and β) concrete strength at several ages for the two groups of specimens. Από το σύνολο των 52 πρισµατικών δοκιµίων του πειραµατικού προγράµµατος, τα 21 έφεραν ως αίτιο πρότερης βλάβης τη διάβρωση του κλωβού οπλισµών (Οµάδα 1) ενώ τα υπόλοιπα 31 είχαν προφορτισθεί µέχρι αποφλοίωσης της επικάλυψης (Οµάδα 2). Οι διαστάσεις των δοκι- µίων ήταν 200 mm x 200 mm x 320 mm (ύψος). Οι διαµήκεις οπλισµοί α- ποτελούνταν από τέσσερις ράβδους ονοµαστικής διαµέτρου 12 mm και κατηγορίας S500 (σχήµα 2α) σε ποσοστό επί της ενεργούς διατοµής ρ s =A s /(bd)=1.34%. Το εµβαδόν του διαµήκους οπλισµού, που χρησιµοποιήθηκε αντιστοιχεί σε τέσσερις ράβδους Φ14 σε φυσική κλίµακα και σύµφωνα µε τον Ελληνικό Κανονισµό του 1953 αποτελούσαν τον ελάχιστο οπλισµό που θα τοποθετούνταν σε υποστύλωµα τετραγωνικής διατοµής πλευράς 300mm (δηλαδή η κλίµακα των δοκιµίων σε σχέση µε τις ελάχιστες επιτρεπόµενες διαστάσεις πλευράς υποστυλώµατος είναι 1: 2/3). Τα άκρα των ράβδων αγκυρώθηκαν µε κάµψη προς το εσωτερικό του πυρήνα της διατοµής, ώστε να αποφευχθεί το ενδεχόµενο ρηγµάτωσης λόγω συγκέντρωσης τάσεων στις επιφάνειες φόρτισης (στα δοκίµια της Οµάδας 1 τα άνω άκρα εξείχαν του δοκιµίου, ώστε να µπορεί να γίνει η σύνδεσή τους σε ηλεκτρικό κύκλωµα για την επίτευξη διάβρωσης του κλωβού των οπλισµών σχήµατα 3α, 3β). Υπό την ίδια κλί- µακα τοποθετήθηκαν συνδετήρες διαµέτρου 5 mm ανά 140 mm (S/Φ L =11.7) σε ογκοµετρικό ποσοστό ρ v =0.4% (δηλαδή εξαιρετικά φτωχή παρεχόµενη περίσφιγξη). Για περιορισµένο αριθµό δοκιµίων της Οµάδας 2 που σχεδιάστηκαν σύµφωνα µε το Ν.Κ.Ο.Σ. 1995 οι συνδετήρες τοποθετήθηκαν ανά 75 mm (S/Φ L = 6.25) µε ρ v =0.74%. Οι ακραίες περιοχές όλων των δοκιµίων περισφίχθηκαν µε επιπρόσθετους συνδετήρες διαµέτρου 8 mm, ώστε να αποφευχθεί πρόωρη αστοχία κοντά στις φορτιζόµενες επιφάνειες. Η τάση διαρροής και θραύσης των συνδετήρων προσδιορίστηκε πειραµατικά σε 330 MPa και 430 MPa αντιστοίχως, ενώ η αγκύρωσή τους έγινε µε ένα ορθογωνικό (90 ) και ένα καµπύλο (135 ) άγκιστρο, ώστε να προσοµοιωθεί η κατασκευαστική πρακτική της εποχής που µελετάται στην προκείµενη έρευνα. Η καθαρή περιµετρική επικάλυψη ήταν µόλις 20 mm (<2Φ=24 mm) έτσι ώστε για τα δοκίµια της Οµάδας 1 ο χρόνος διάχυσης των συστατικών διάβρωσης µέσω της επικάλυψης προς τους οπλισµούς να είναι σύντοµος. Στο σχήµα 3 απεικονίζονται όλες οι γεωµετρικές λεπτοµέρειες των δοκιµίων. Σηµειώνεται ότι κατά τη σκυροδέτηση τοποθετήθηκαν τεταρτοκύκλια πλαστικού σωλήνα διαµέτρου 60 mm στις γωνίες των ξυλοτύπων για καµπύλωση των γωνιών της ορθογωνικής διατοµής των στοιχείων, ώστε να αποφευχθεί το ενδεχόµενο πρώιµης αστοχίας του σύνθετου µανδύα από συγκέντρωση τάσεων στις θέσεις αυτές. Επιπλέον σκυροδετήθηκαν κύλινδροι διαστάσεων 150 x 300 (mm) για µέτρηση της θλιπτικής αντοχής του σκυροδέµατος στα διάφορα στάδια του πειραµατικού προγράµµατος (πίνακας σχήµατος 2β). Χρησιµοποιήθηκαν δύο παρτίδες έτοιµου σκυροδέµατος µε εµφανή διαφορά στην α- ντοχή: για µεν τα δοκίµια της Οµάδας 1 το µέγεθος αυτό ήταν αρκετά υ- ψηλό (30.5 MPa στις 28 ηµέρες) σε σχέση µε το αντίστοιχο των σκυροδεµάτων που χρησιµοποιούνταν στην πράξη πριν από 20 χρόνια (15 20 MPa). Το γεγονός αυτό επέκτεινε το χρονικό διάστηµα εφαρµογής της ηλεκτροχηµικής διάβρωσης κατά ένα µήνα σε σχέση µε το προβλεπόµενο για επίτευξη απώλειας µάζας σιδήρου σε ποσοστό 5% κατά βάρος. Αντιθέτως το σκυρόδεµα της Οµάδας 2 προσοµοιώνει ορθότερα την πρακτική της εποχής (14 MPa στις 28 ηµέρες). 3. ƒo µ µ 3.1. ÓÙ ÚËÛË ÔÎÈÌ ˆÓ OÌ 1 ÛÂ ÂappleÈÙ ÓÌ ÓË ËÏÂÎÙÚÔ ËÌÈÎ È ÚˆÛË Μετά από διάστηµα ωρίµανσης 28 ηµερών από τη σκυροδέτηση, τα 19 από τα δοκίµια συνδέθηκαν σε ηλεκτροχηµικό κύκλωµα διάβρωσης αποσκοπώντας σε απώλεια µάζας σιδήρου τέτοια που να ανταποκρίνεται σε ανάπτυξη δικτύου ρωγµών µικρού εύρους (έως και 0.5 mm) στις παράπλευρες επιφάνειες των δοκιµίων. Σύµφωνα µε προηγούµενες µελέτες 14 απώλεια µάζας σιδήρου της τάξεως του 5% κατά βάρος (υπολογισµένη σύµφωνα µε το νόµο του Faraday) αποτελεί κρίσιµο όριο για την οριακή κατάσταση λειτουργικότητας µιας κατασκευής µε αναπτυσσόµενα εύρη ρωγµών 0.2-0.4 mm (η τιµή αυτή -5%- επιλέχθηκε στο παρόν πειραµατικό πρόγραµµα). ύο δοκίµια διατηρήθηκαν άθικτα ώστε να χρησιµοποιηθούν ως σηµείο αναφοράς στις µετέπειτα δοκιµές (τα δοκί- µια αυτά συµβολίζονται µε το χαρακτήρα U στον πίνακα 1, στήλη 2). Στο κύκλωµα οι διαµήκεις ράβδοι (και οι συνδετήρες) λειτουργούσαν ως ά- νοδος, ενώ ως κάθοδος χρησιµοποιήθηκε µεταλλική εσχάρα. Τα δοκίµια και η µεταλλική εσχάρα τοποθετήθηκαν σε δεξαµενή µε υδάτινο διάλυ- µα χλωριούχου νατρίου (NaCl) περιεκτικότητας κατά βάρος 3% (περίπου η περιεκτικότητα του θαλάσσιου ύδατος). Στα άκρα του κυκλώµατος εφαρµόστηκε σταθερή τάση 6 V, ενώ για τη µέτρηση της έντασης του ρεύµατος παρεµβλήθηκαν στο κύκλωµα αµπερόµετρα (σχήµα 3α). Τα δοκίµια υπέστησαν κύκλους ύγρανσης / ξήρανσης µε τριήµερη περιοδικότητα αποσκοπώντας σε καλύτερη οξυγόνωση και παραγωγή οξειδίων µεγάλου µοριακού όγκου (κόκκινη σκουριά). Η φάση ύγρανσης διαρκούσε µία ηµέρα (µε συχνή διάβρεξη των επιφανειών µε υδατοδιάλυµα NaCl), ενώ η αντίστοιχη φάση ξήρανσης δύο ηµέρες. Μετά από περίοδο τριών µηνών όλα τα δοκίµια είχαν υποστεί βλάβη στο κατώτερο τµήµα µε ανάπτυξη κυρίως εγκάρσιων ρωγµών στο ύψος των συνδετήρων και σε µικρότερο βαθµό µε δηµιουργία διαµήκων ρωγµών, EΠIΣTHMONIKH EK OΣH - 85
Α - Β/ 2004 INAKA 1. APAMETPIKH IEPEYNH H IABPøMENøN PI MATIKøN OKIMIøN OMA A 1 E KENTPIKH IæH TABLE 1. SUMMARY RESULTS OF OLD-TYPE, CORRODED REINFORCED CONCRETE SPECIMENS (GROUP 1) UNDER MECHANICAL LOADING (1) (2) (3) (4) (5) (6) (7) (8) (9) (10) (11) (12) (13) (14) (15) (16) 1 U Όχι - - - - 1261,9 - - 0.50 0.229 0.500 1.15 2.49 --- 2 U Όχι - - - - 1334,4 - - 0.58 0.482 --- 2.41 --- --- 3 R2C2 Ναι 6.14¹ 2-CFRP 2 7.60 1651.9 1.27 1.63 0.88 1.286 --- 6.43 --- 0.420 4 R2C2 Ναι 6.42 2-CFRP 2 7.48 1933.6 1.49 1.95 1.06 1.101 1.101 5.51 5.51 --- 5 R2C2 Ναι 5.52 2-CFRP 2 6.52 1774.3 1.37 1.77 0.96 1.017 --- 5.09 --- 0.873 6 R2G2 Ναι 5.86 2-GFRP 2 7.29 1510.6 1.16 1.46 0.79 0.500 0.929 2.50 4.65 --- 7 R2G2 Ναι 6.10 2-GFRP 2 7.61 1556.9 1.20 1.52 0.82 0.971 --- 4.86 --- --- 8 R2G2 Ναι 6.26 2-GFRP 2 7.92 1626.9 1.25 1.60 0.87 0.422 1.620 2.11 8.10 --- 9 R2C4 Ναι 6.34 4-CFRP 2 7.64 2253.2 1.74 2.32 1.26 1.198 1.198 5.99 5.99 --- 10 R2C4 Ναι 6.56 4-CFRP 2 7.86 2283.0 1.76 2.36 1.28 1.228 1.418 6.14 7.09 0.827 11 R2C4 Ναι 5.42 4-CFRP 2 6.12 2333.4 1.80 2.42 1.31 1.017 1.017 5.08 5.08 0.943 12 R2G4 Ναι 5.77 4-GFRP 2 6.96 1878.7 1.45 1.89 1.03 0.918 0.918 4.59 4.59 0.845 13 R2G4 Ναι 6.11 4-GFRP 2 7.69 1725.4 1.33 1.71 0.93 0.498 0.556 2.49 2.78 0.940 14 R3C2 Ναι 5.29² 2-CFRP 3 5.53 1938.1 1.49 1.96 1.06 0.730 0.730 3.65 3.65 0.181 15 R3C2 Ναι 5.61 2-CFRP 3 5.98 1870.0 1.44 1.88 1.02 0.536 0.536 2.68 2.68 0.415 16 CR Όχι 5.96³ - 1 5.96 1406.5 1.08-0.66 0.240 0.503 1.20 2.52 0.991 οκίµια µε πρότερη βλάβη από διάβρωση Νο Σήµανση Επανάλ. βλάβης προ επισκευής Ms /M κλωβού (%) Στρώσεις & υλικό Μέθοδος επισκ. Συνολικά Ms /M κλωβού (%) Pmax (kn) Pmax / P U(M.Ο.) Cf eff (π.δ.*)= fcc,j / f cc,cont fcc **/ f c(t.p.) εax.peak (%) εax,0.85 (%) µpeak µ85% εlat,max (%) 17 CR Όχι 5.88-1 5.88 1418.6 1.09-0.68 0.193 0.488 0.96 2.44 0.331 18 C Όχι - - - 5.27 1290.9 0.99-0.53 0.060 0.137 0.29 0.69 --- 19 C Όχι - - - 6.27 1363.5 1.05-0.62 0.117 0.134 0.58 0.67 0.083 20 S Όχι - - - 7.97 1249.3 0.96-0.49 0.051 0.051 0.27 0.27 0.065 21 S Όχι - - - 7.36 1340.5 1.03-0.59 0.111 0.111 0.56 0.56 --- Σήµανση δοκιµίων: R επανάληψη βλάβης από διάβρωση, i - αριθµός τεχνικής επισκευής, C ή G τύπος ινών σύνθετου υλικού και j αριθµός στρώσεων του σύνθετου υλικού. ¹:µετά από 93 ηµέρες, ²:µετά από 107 ηµέρες και ³:µετά από 134 ηµέρες διάβρωσης, *: περίοδος δοκιµών, fcc**: υπολογίζεται όπως ο αριθµητής της εξίσωσης 2 για τα δοκίµια µε FRP µανδύα ή όπως ο παρονοµαστής για τα υπόλοιπα δοκίµια. 86 EΠIΣTHMONIKH EK OΣH -
ΚΑΤΑΣΚΕΥΕΣ ΑΣΚΕΥΕΣ ΑΠΟ ΟΠΛΙΣΜΕΝΟ ΣΚΥΡΟ ΕΜΑ παράλληλα µε τις κύριες ράβδους οπλισµού (σχήµα 4α). Για τις συνθήκες διάβρωσης που χρησιµοποιήθηκαν (µε επιβολή ρεύµατος) η µάζα σιδήρου Μ s (g) που καταναλώνεται στο χρόνο t (s) υπολογίζεται κατά προσέγγιση από το διερχόµενο ρεύµα Ι corr (A) µέσω του νόµου του Faraday ως εξής: M s = I corr t Al (n F) (1) όπου Α είναι η ατοµική µάζα του σιδήρου (55.87/g), n είναι το σθένος της αντίδρασης (για προϊόν διάβρωσης Fe(OH) 2 το σθένος λαµβάνεται ως 2) και F είναι η σταθερά του Faraday (96.487 C g/equiv.). Από τη µέση ζυγισµένη µάζα του αδιάβρωτου κλωβού, η οποία ήταν Μ κλωβού =2448g, και τις καταγραφές της έντασης καθ όλο το χρονικό διάστηµα, προσδιορίστηκε η ποσοστιαία απώλεια µάζας σιδήρου ως ο πλέον αντιπροσωπευτικός δείκτης διάβρωσης. Η εξέλιξη της κατανάλωσης σιδήρου συν τω χρόνω απεικονίζεται στο σχή- µα 4β. Κατά την πρώτη φάση διάβρωσης, η οποία διήρκεσε 93 ηµέρες, 11 δοκίµια σηµείωσαν το επιθυµητό επίπεδο βλάβης (5-6% απώλεια σιδήρου), τα οποία στη συνέχεια αποσυνδέθηκαν από το κύκλωµα. Μετά από πάροδο 2 εβδοµάδων δύο ακόµη δοκίµια ολοκλήρωσαν την πρώτη φάση βλάβης. Η αθροιστική καταναλωθείσα µάζα σιδήρου γι αυτά τα δοκίµια υπολογίσθηκε από την εξίσωση 1 και παρουσιάζεται στον πίνακα 1 - στήλη 4. Τα ακρώνυµα R i C j στη στήλη 2 δηλώνουν: R i C για τα δοκίµια που αφού επισκευάστηκαν µε κάποια τεχνική επανασυνδέθηκαν στο κύκλωµα διάβρωσης (Repeated Corrosion), είναι ο αύξων αριθµός που αντιστοιχεί σε µία από τρεις εναλλακτικές τεχνικές επισκευής που δοκιµάσθηκαν (βλ. ενότητα 4), ή G είναι τα αρχικό του τύπου των ινών του σύνθετου υφάσµατος (C carbon/άνθρακας, G glass/γυαλί) και j είναι ο αριθµός των στρώσεων του σύνθετου υλικού. Τέσσερα ακόµη δοκίµια (CR και C) διαβρώθηκαν ως το επιθυµητό επίπεδο και αποσυνδέθηκαν µονίµως από το κύκλωµα, χωρίς στη συνέχεια να επισκευασθούν µε σύνθετα υλικά, ενώ σε δύο δοκίµια (S) η διάβρωση συνεχίσθηκε µέχρι το τέλος του πειραµατικού προγράµµατος. Η διαχείριση των δοκιµίων (S, CR και C) ήταν τέτοια, ώστε να είναι δυνατή η συσχέτιση των πειραµατικών αντοχών µε δοκίµια που σηµείωσαν την ελάχιστη και µέγιστη βλάβη από διάβρωση. 3.2. ªË ÓÈÎ appleúôêfiúùèûë ÔÎÈÌ ˆÓ OÌ 2 Από το σύνολο των 31 δοκιµίων, για 12 υπέστησαν ελεγχόµενη βλάβη κατά την επιβολή µονότονου θλιπτικού φορτίου µέχρι απώλειας επικάλυψης µε ζητούµενο την επίδραση της πρότερης βλάβης στη µείωση ή όχι της αποτελεσµατικότητας περίσφιγξης του µανδύα. 15 δοκίµια α- πλώς ενισχύθηκαν µε επικόλληση του σύνθετου υφάσµατος στην παράπλευρη επιφάνεια, ώστε οι µετρηθείσες τιµές να αποτελέσουν πιθανό άνω όριο της αποτελεσµατικότητας, ενώ τα λοιπά 4 αποτέλεσαν δοκί- µια-µάρτυρες χωρίς αρχική βλάβη ή ενίσχυση για τον έλεγχο των µετρήσεων µέσω σύγκρισης. Στον πίνακα 2 στήλη 2 δίδεται η σήµανση των δοκιµών: - το πρώτο γράµµα δηλώνει τον κώδικα σχεδιασµού (Μ-modern για σχεδιασµό µε τον Ν.Κ.Ο.Σ. (1995) και F-former για σχεδιασµό µε τις παλαιότερες προδιαγραφές), - το δεύτερο αν πρόκειται για επισκευή (R) ή ενίσχυση (S), το τρίτο αναφέρεται στο είδος του υλικού (C για άνθρακα και G για γυαλί), ενώ - ο τελικός αριθµός δηλώνει τις στρώσεις του ινοϋφάσµατος που χρησιµοποιήθηκε ως µανδύας. Σηµειώνεται ότι για µεν τα ενισχυµένα δοκίµια ο µανδύας απλώς επικολλήθηκε στην παράπλευρη επιφάνεια (η κάθε στρώση αγκυρωνόταν µε υπερκάλυψη µήκους όσο µίας πλευράς 200mm) ενώ για τα επισκευασµένα δοκίµια ακολουθήθηκε η µέθοδος 3 (βλ. ενότητα 4). 4. ª O Oπ π À Τρεις τεχνικές επισκευής εφαρµόσθηκαν για την αποκατάσταση των δοκιµίων µε πρότερη βλάβη πριν αυτά να υποβληθούν σε µηχανική φόρτιση µέχρι αστοχίας. Η αποτελεσµατικότητα της κάθε µεθόδου αξιολογήθηκε µε αναφορά στα δοκίµια-µάρτυρες των δύο οµάδων, αλλά και στα δοκί- µια, τα οποία µετά τη βλάβη από διάβρωση δοκιµάσθηκαν χωρίς οιαδήποτε επισκευή. Η απόδοση της κάθε τεχνικής συσχετίστηκε µε τις υπόλοιπες ως προς την αντοχή, την ικανότητα παραµόρφωσης και την αντίσταση σε περαιτέρω διάβρωση. Τα πρωτόκολλα επισκευής είχαν ως εξής: Η τεχνική 1 αντιστοιχεί σε συµβατική µέθοδο επισκευής διαβρω- µένων στοιχείων Ο.Σ. (patch-repair). Η σαθρή και εµποτισµένη µε χλωριόντα επικάλυψη καθαιρέθηκε στο κατώτερο τµήµα των δοκιµίων, όπου και συγκεντρώθηκε η βλάβη και αντικαταστάθηκε µε κονίαµα υψηλής αντοχής (εµπορική ονοµασία: EMACO S66) µε πρώιµη αντοχή 50 MPa. Τα δοκίµια που επισκευάστηκαν µε τον τρόπο αυτό (CR) δεν επανασυνδέθηκαν στο κύκλωµα διάβρωσης, διότι λόγω του µικρού πορώδους του κονιάµατος (βασικό συστατικό του οποίου είναι η πυριτική παιπάλη, που χαρακτηρίζεται από µεγάλη ειδική επιφάνεια) η διαπερατότητα σε διαβρωτικά συστατικά είναι πολύ περιορισµένη. Η συµπεριφορά των δοκιµίων αυτών υπό αξονική θλίψη συσχετίστηκε µε αυτή των δοκιµίων που διαβρώθηκαν στον ίδιο βαθµό, αλλά δεν επισκευάστηκαν (δοκί- µια C πίνακας 1). Σηµειώνεται ότι αυτή η µέθοδος είναι η πλέον διαδεδοµένη, αλλά χαρακτηρίζεται ως ακατάλληλη, επειδή το υ- γιές σκυρόδεµα αντικατάστασης δηµιουργεί αντίστροφη διάχυση χλωριόντων και προϊόντων σκουριάς από τα ενδότερα του πυρήνα προς τα έξω και άρα πάλι στην περιοχή των οπλισµών. Η τεχνική 2 περιελάµβανε την ακόλουθη διαδικασία: αρχικώς τα Σχήµα 3. α) Γεωµετρικές λεπτοµέρειες δοκιµίων, β) άποψη κλωβού δοκιµίων Οµάδας 1 και γ) άποψη κλωβού δοκιµίων Οµάδας 2. Figure 3. α) Specimen geometry, β) reinforcement cage of group 1 and γ) reinforcement cage of Group 2. EΠIΣTHMONIKH EK OΣH - 87
Α - Β/ 2004 INAKA 2. APAMETPIKH IEPEYNH H OKIMIøN OMA A 2 E KENTPIKH IæH TABLE 2. SUMMARY RESULTS OF OLD-TYPE REINFORCED CONCRETE SPECIMENS OF GROUP 2 UNDER MECHANICAL LOADING (1) (2) (3) (4) (5) (6) (7) (8) (9) (10) (11) (12) 22 F - 864 - - - 0.38-1.41 - - 23 F - 885 - - - 0.18-0.67 - - 24 M - 808 - - - 0.22-0.81 - - 25 M - 809 - - - 0.43-1.59 - - 26 MRC2 2-CFRP 1431.7 1.77 2.66 1.52 0.752 0.752 2.79 2.79 0.347 27 MRC2 2-CFRP 1489.4 1.84 2.78 1.59 0.656 0.656 2.43 2.43 0.655 28 MRC2 2-CFRP 1500.9 1.86 2.80 1.61 0.611 0.611 2.26 2.26 0.713 29 FRC2 2-CFRP 1331.0 1.52 1.95 1.40 0.49 0.70 1.81 2.59 0.846 30 FRC2 2-CFRP 1519.5 1.74 2.27 1.63 - - - - 0.822 31 FRC2 2-CFRP 1382.1 1.58 2.04 1.46 - - - - 0.544 32 FSC2 2-CFRP 1210.8 1.38 1.75 1.25 1.10-4.07 4.07 0.336 33 FSC2 2-CFRP 1257.9 1.44 1.83 1.31 1.68 2.856 6.22 10.58 0.698 34 FSC2 2-CFRP 1325.7 1.52 1.94 1.39 - - - - 0.749 35 FSC4 4-CFRP 1461.0 1.67 2.17 1.56 1.13 1.198 4.19 4.44 0.597 36 FSC4 4-CFRP 1568.8 1.79 2.35 1.69 2.85-10.56 10.56 0.694 37 FSC4 4-CFRP 1470.6 1.68 2.19 1.57 - - - - - 38 FSC2 2-CFRP 1281.4 1.47 1.87 1.34 - - - - 0.836 39 FSC2 2-CFRP 1348.4 1.54 1.98 1.42 - - - - 0.720 40 FSC2 2-CFRP 1236.0 1.41 1.79 1.28 - - - - - 41 FSG2 2-GFRP 1181.2 1.35 1.70 1.22 - - - - - 42 FSG2 2-GFRP 1166.4 1.33 1.67 1.20 1.10 1.628 4.07 6.03 0.819 43 FSG2 2-GFRP 1235.1 1.41 1.79 1.28 1.41 1.59 5.22 5.89 0.888 44 FSG4 4-GFRP 1496.9 1.71 2.23 1.60 1.01 1.111 3.74 4.11 1.100 45 FSG4 4-GFRP 1289.0 1.47 1.88 1.35 1.55 2.0 5.74 7.41 0.636 46 FSG4 4-GFRP 1364.5 1.56 2.01 1.44 0.804 0.804 2.98 2.98 1.000 47 FRG2 2-GFRP 1353.2 1.55 1.99 1.43 1.28 1.638 4.74 6.07 1.000 48 FRG2 2-GFRP 1364.6 1.56 2.01 1.44 1.56 1.903 5.78 7.05 1.160 49 FRG2 2-GFRP 1294.1 1.48 1.89 1.35 0.429 0.652 1.59 2.41 0.840 50 FRC1 1-CFRP 1264.6 1.45 1.84 1.32 0.639 0.90 2.37 3.33 0.482 51 FRC1 1-CFRP 1247.5 1.43 1.81 1.30 - - - - 0.220 52 FRC1 1-CFRP 1172.5 1.34 1.68 1.21 - - - - 0.780 οκίµια µε πρότερη βλάβη από φόρτιση Νο Σήµανση Στρώσεις & υλικό Pmax (kn) P max / P F/M Cf eff (π.δ.*)= fcc,j / f cc,cont fcc */f c(π.δ.) εax.peak (%) εax,0.85 (%) µpeak µ85% εlat,max (%) Ο διαιρέτης αποτελεί το µέσο όρο από δύο δοκίµια-µάρτυρες για τον αντίστοιχο κανονισµό σχεδιασµού. 88 EΠIΣTHMONIKH EK OΣH -
ΚΑΤΑΣΚΕΥΕΣ ΑΣΚΕΥΕΣ ΑΠΟ ΟΠΛΙΣΜΕΝΟ ΣΚΥΡΟ ΕΜΑ δοκίµια καθαρίστηκαν από επιφανειακές σκουριές και εν συνεχεία επικολλήθηκε στην παράπλευρη επιφάνεια και εγκάρσια στο διαµήκη άξονα του υποστυλώµατος µανδύας από σύνθετο υλικό (παράµετροι µελέτης ήταν το είδος και ο αριθµός των στρώσεων του ινοπλισµένου υλικού). Οι ιδιότητες των υλικών, όπως δίδονται από τον κατασκευαστή έχουν ως εξής. Για Carbon-FRP: µέτρο ελαστικότητας Ε C =235 GPa, εφελκυστική αντοχή f u,c =3500 MPa, παραµόρφωση θραύσης ε u,c =1.5 o /oo, πάχος υφάσµατος t C =0.13 mm. Για Glass-FRP: Ε G =75 GPa, f u,g =1500 MPa, ε u,g =2.1 o /oo, t G =0.17 mm. Η τεχνική 3 αποτελεί συνδυασµό των δύο προαναφερθεισών: µετά την αποκατάσταση της επικάλυψης µε κονίαµα υψηλής αντοχής (για τα δοκίµια της Οµάδας 2 χρησιµοποιήθηκε κονίαµα µε ε- µπορική ονοµασία SIKA Monotop 652) ακολούθησε επικόλληση σύνθετου υφάσµατος από ίνες άνθρακα. Τα δοκίµια της Οµάδας 1 που επισκευάσθηκαν µε τις τεχνικές 2 και 3 µετά από πάροδο ικανού χρόνου για τη σκλήρυνση της ρητίνης επανασυνδέθηκαν στο ηλεκτροχηµικό κύκλωµα για συνέχιση της οξείδωσης και παρακολούθηση της επιρροής του µανδύα στο ρυθµό του φαινοµένου. Ο συνολικός χρόνος που διήρκεσε η διάβρωση (πριν και µετά την επισκευή) ήταν περίπου 5 µήνες. Στη στήλη 7 του πίνακα 1 δίδονται τα ποσοστά καταναλωθείσας µάζας µετάλλου για όλες τις υποκατηγορίες δοκιµίων. Η συµπεριφορά των δοκιµίων µετά την επισκευή µε σύνθετους µανδύες χαρακτηρίστηκε από σηµαντική µείωση του ρυθµού διάβρωσης ανεξαρτήτως του αριθµού των στρώσεων ή του είδους του υλικού. Η συνδυασµένη τεχνική 3 βρέθηκε να είναι η πλέον ανθεκτική σε Σχήµα 4. α) Πρόκληση βλάβης λόγω διάβρωσης και β) ιστορικό απώλειας σιδήρου καθ όλη τη διάρκεια του πειραµατικού προγράµµατος. Figure 4. α) Corroded specimen before repair with FRP and β) time history mass loss of steel during the experimental program. διάβρωση, δίδοντας τις χαµηλότερες καταγραφές έντασης ρεύµατος. Στο σχήµα 4β παρουσιάζονται χαρακτηριστικά ιστορικά απώλειας µάζας (οι καµπύλες R2C4, R2G4, R3C2 και R2G2 προέκυψαν ως ο µέσος όρος δύο ή τριών δοκιµίων της ίδιας κατηγορίας ενώ οι καµπύλες R2C2 και S είναι οι πλέον αντιπροσωπευτικές των αντιστοίχων κατηγοριών). 5. Àª ƒπºoƒ O πªπø ª à π ºOƒ π Κατά την τρίτη φάση του πειραµατικού προγράµµατος τα δοκίµια που υ- ποβλήθηκαν σε επανάληψη της διαδικασίας ηλεκτροχηµικής οξείδωσης αποσυνδέθηκαν από το κύκλωµα και µαζί µε τα υπόλοιπα στοιχεία υποβλήθηκαν σε µονότονη κεντρική θλίψη µέχρι αστοχίας. Στα πρισµατικά δοκίµια η αξονική παραµόρφωση µετρήθηκε µε χρήση δύο µηκυνσιοµέτρων, τα οποία τοποθετήθηκαν στις απέναντι πλευρές κάθε δοκιµίου: ό- που ήταν δυνατό χρησιµοποιήθηκε η µέση τιµή των δύο ενδείξεων ως η πλέον αντιπροσωπευτική τιµή αξονικής βράχυνσης για την κατασκευή των διαγραµµάτων. Η πλευρική παραµόρφωση (διόγκωση) µετρήθηκε µε δύο strain gauges, που επικολλήθηκαν στις απέναντι παρειές στο κατώτερο τµήµα και στο µέσον του ύψους αντίστοιχα για τα στοιχεία της 1 ης και 2 ης Οµάδας. Στον πίνακα 1, στήλες 7-14 και στον πίνακα 2, στήλες 4-12, παρουσιάζονται οι πλέον σηµαντικοί δείκτες φόρτισης και παραµόρφωσης. Ειδικότερα, ο λόγος P max / P U (ή P F/M ) αφορά στη βελτίωση της ικανότητας ανάληψης φορτίου, ο δείκτης C j eff αφορά στην α- ποτελεσµατικότητα της περίσφιγξης, που παρέχει ο µανδύας στον πυρήνα σκυροδέµατος και ο οποίος ορίζεται ως ο λόγος της αξονικής τάσης που παραλαµβάνει το περισφιγµένο στοιχείο προς την αξονική τάση που παραλαµβάνει ο πυρήνας δοκιµίου µάρτυρα (απερίσφικτου) και δίδεται από την εξίσωση 2: C j eff = f cc,j f cc,cont = P max -A s f y / A gr -A s P cont -A s f s -A cov f c /A core όπου P max = η αντοχή των περισφιγµένων δοκιµίων (στήλη 8 - πίνακας 1, στήλη 4 πίνακας 2), P cont = η µέση αντοχή των δύο δοκιµίων-µαρτύρων (U πίνακας 1, F & M πίνακας 2), Α gr είναι το εµβαδό όλης της διατοµής, Α core = το εµβαδό του πυρήνα σκυροδέµατος, A cov = εµβαδό επικάλυψης, Α s, f y = το εµβαδό και η τάση διαρροής του κύριου οπλισµού f c = αντοχή της επικάλυψης µε βάση την αντοχή του σκυροδέµατος την περίοδο των δοκιµών. Στους πίνακες 1 και 2 οι δείκτες µ fail. και µ 0.85 αντιστοιχούν σε πλαστι- µότητα θλιπτικών αξονικών παραµορφώσεων κατά το µέγιστο φορτίο και σε µη αναστρέψιµο επίπεδο µηχανικής βλάβης. Υπολογίζονται δε ως ο λόγος της αξονικής παραµόρφωσης που αντιστοιχεί στην αντοχή, καθώς και σε αποµένουσα φέρουσα ικανότητα ίση µε το 85% της αντοχής (δηλ. απώλεια αντοχής 15%, θεωρούµενης ως µη αναστρέψιµη κατάσταση, λαµβάνεται ως στάδιο αστοχίας) αντιστοίχως, ανηγµένες προς τη θλιπτική παραµόρφωση διαρροής των οπλισµών (ίση µε 0.0027). Στα σχήµατα 5-8 παρουσιάζονται οι πλέον αντιπροσωπευτικές καµπύλες φορτίου παραµόρφωσης του πειραµατικού προγράµµατος. Γενικώς, η ε- φαρµογή των ινοπλισµένων συνθέτων µανδυών είχε ως αποτέλεσµα τη βελτίωση της συµπεριφοράς των δοκιµίων ως προς την ικανότητα ανάληψης φορτίου, την παραµορφωσιµότητα στον ανιόντα κλάδο (προ της πραγ- µατοποίησης του µεγίστου φορτίου), αλλά και τη διαθέσιµη πλαστιµότητα. Για τα περισφιγµένα δοκίµια της Οµάδας 1, η αστοχία επήλθε µε διάρρηξη του µανδύα στο κατώτερο διαβρωµένο τµήµα (σχήµα 9α,β,γ) συνοδευόµενη µε αποδιοργάνωση του σκυροδέµατος και εν συνεχεία επεκτάθηκε σε όλο το ύψος του δοκιµίου. Αυτός ο τρόπος αστοχίας συνοδεύθηκε από ταυτόχρονο λυγισµό των διαµήκων ράβδων, ο οποίος ήταν αναµενόµενος λόγω των αραιά τοποθετηµένων συνδετήρων (S/Φ L =11.7). Αποτέλεσµα της αστοχίας ήταν να περιορίσει την προσαύξηση στην αντοχή που τελικά επιτεύχθηκε σε σχέση µε τα αδιάβρωτα δοκίµια κατά 1.2-1.5 φορές για δύο στρώσεις C/G FRP και 1.3-1.75 φορές για τέσσερις στρώσεις αντίστοιχα. Εξαίρεση στην παραπάνω συµπεριφορά απετέλεσαν τα δοκίµια (2) EΠIΣTHMONIKH EK OΣH - 89
Α - Β/ 2004 R3C2, που επισκευάστηκαν µε την τεχνική 3: λόγω της υψηλής αντοχής του κονιάµατος αντικατάστασης (σχήµα 9γ), που εφαρµόστηκε στο κατώτερο τµήµα, η αστοχία εκδηλώθηκε στο µεσοδιάστηµα του ύψους µε έντονο λυγισµό των ράβδων και αύξηση της αντοχής κατά 1.45-1.50 φορές αυτήν του δοκιµίου-µάρτυρα. Στα δοκίµια της Οµάδας 2 η έναρξη της αστοχίας εκδηλώθηκε στο µέσο του ύψους µε έντονο λυγισµό των ράβδων (σχήµα 9δ), ωστόσο λόγω αποκατάστασης της επικάλυψης µε υγιές (αρηγµάτωτο / αδιάβρωτο) κονίαµα, προέκυψε µεγαλύτερη αύξηση αντοχής απ ότι στα δοκίµια της Οµάδας 1, κατά 1.45-1.75 φορές για δύο στρώσεις και 1.60-1.85 φορές την τιµή αναφοράς για τέσσερις στρώσεις C/G FRP. Οι µετρηθείσες τιµές πλευρικής παραµόρφωσης (διόγκωσης) για όλα τα δοκίµια ήταν παραπλήσιου µεγέθους (της τάξης του 1%), δηλώνοντας ότι αφενός η διάβρωση δεν προκάλεσε αισθητή φθορά της µηχανικής λειτουργίας του µανδύα (σε σύγκριση µε τα δοκίµια της Οµάδας 2) και αφετέρου ότι ο µηχανισµός, που τελικά ήλεγξε την αστοχία, ήταν ο τοπικός εµβολισµός του µανδύα στις κρίσιµες περιοχές συγκέντρωσης τάσεων λόγω λυγισµού των ράβδων. Σηµειώνεται ότι η προς τα έξω κάµψη των διαµήκων ράβδων κατά w (στις γωνίες), εντείνει τοπικά το σύνθετο µανδύα σε παραµόρφωση ε θθ =w/r, όπου r είναι η ακτίνα καµπύλωσης των στρογγυλεµένων γωνιών του υποστυλώµατος. Συνεπώς, για r=30mm (ληφθείσα τιµή στα δοκίµια) ο µανδύας θα φθάσει την παρα- µόρφωση θραύσης του (0.015), όταν η προς τα έξω κάµψη των διαµήκων ράβδων γίνει w=0.45mm, σε στάδιο δηλαδή κατά το οποίο ο λυγισµός είναι ακόµη ανεπαίσθητος. Σηµειώνεται ότι η αντίστοιχη αξονική βράχυνση για συµµετρικό λυγισµό της ράβδου σε µήκος ίσο µε την απόσταση των συνδετήρων είναι: λ=ε p S=w 2 π 2 /(S 2 ) S=w 2 π 2 /(S)=0.014 mm και η αντίστοιχη ανηγµένη βράχυνση του εγκιβωτισµένου σκυροδέµατος (λόγω συµβατότητας των αξονικών παραµορφώσεων) είναι ε c =ε p +ε buckl =w 2 π 2 /(S 2 )+0.0073 17 =0.0074. Γενικώς τα δοκίµια που επισκευάστηκαν µε CFRP παρουσίασαν υψηλότερη αντοχή από αυτά που εγκιβωτίσθηκαν σε GFRP τόσο µε δύο, όσο και µε τέσσερις στρώσεις ως αποτέλεσµα των διαφορετικών µεγεθών αναπτυσσόµενης πλευρικής τάσης από το µανδύα σε απόκριση της πλευρικής διόγκωσης του σκυροδέµατος. Για παράδειγµα, η δυστένεια µονών στρώσεων CFRP και GFRP υπολογίζεται σε t C E C =30.5 kn/mm και 12.75 kn/mm αντίστοιχα, δηλώνοντας ότι για δεδοµένη πλευρική παραµόρφωση η τάση περίσφιγξης που αναπτύσσει µία στρώση CFRP µανδύα είναι 2.4 µεγαλύτερη από την παρεχόµενη από µία στρώση Σχήµα 5. Figure 5. Συγκριτικά διαγράµµατα αξονικού φορτίου ανηγµένης βράχυνσης και πλευρικής παραµόρφωσης επισκευασµένων δοκιµίων Οµάδας 1 µε α) δύο και β) τέσσερις στρώσεις από ίνες άνθρακα (C) και υάλου (G). Axial load axial strain and lateral strain curves of corroded specimens confined with FRP jacketing. Σχήµα 6. Figure 6. Συγκριτικά διαγράµµατα αξονικού φορτίου ανηγµένης βράχυνσης και πλευρικής παραµόρφωσης επισκευασµένων δοκιµίων Οµάδας 1 µε δύο και τέσσερις στρώσεις α) από ίνες άνθρακα (C) και β) ίνες γυαλιού (G). Axial load axial strain and lateral strain curves of corroded specimens confined with FRP jacketing. 90 EΠIΣTHMONIKH EK OΣH -
ΚΑΤΑΣΚΕΥΕΣ ΑΣΚΕΥΕΣ ΑΠΟ ΟΠΛΙΣΜΕΝΟ ΣΚΥΡΟ ΕΜΑ GFRP µανδύα. Η µετά το µέγιστο συµπεριφορά της πλειοψηφίας των περιπτώσεων χαρακτηρίστηκε από απότοµη πτώση της αντοχής σε µικρό διάστηµα πρόσθετης παραµόρφωσης, όπως πιστοποιείται και από τη µικρή διαφορά των τιµών µ peak και µ 85% (στήλες 14&15 -πίνακα 1 και στήλες 10-11- πινάκα 2). 6. À O ª ø : ƒπ ºπ & À π ªO Η πλέον γνωστή εξίσωση που συσχετίζει την προσαυξηµένη θλιπτική α- ντοχή σκυροδέµατος µε την αντοχή του απερίσφικτου σκυροδέµατος και την παρεχόµενη περισφικτική τάση είναι αυτή του Richart (1928) ως: f cc =f c +λ σ eff lat µε λ=4.1. Στην περίπτωση παρεχόµενης περίσφιγξης από σύνθετο µανδύα προτείνεται 6 τιµή χαµηλότερη για το συντελεστή λ, περίπου ίση µε 3. Η ο- νοµαστική πλευρική πίεση σ eff lat, ως αποτέλεσµα ισορροπίας στις δύο διευθύνσεις (x και y) της διατοµής, ορίζεται ως: eff = 1 2 Û f lat-x Û lat f +Û lat-y 1 2 k føρ fv ØE f  f eff +k st Øρ sv Øf yst + 1 2 Û st st lat-x +Û lat-y = (3) όπου οι εκθέτες f και st αφορούν στη συµβολή των συνδετήρων και του σύνθετου µανδύα, ρ sv = ογκοµετρικό ποσοστό συνδετήρων (ως προς τον εγκιβωτισµένο πυρήνα), ρ fv =2t f (b+d)/bd είναι το ογκοµετρικό ποσοστό του µανδύα (ως προς το εγκιβωτισµένο δοµικό στοιχείο). Το πρώτο τµήµα της εξίσωσης (3) έχει τη µορφή S eff f ε f όπου S f =k f t f E f /b ορίζεται ως η αξονική δυσκαµψία του µανδύα και λαµβάνει υπόψη το σχήµα της διατοµής, το πάχος και το µέτρο ελαστικότητας του µανδύα. Ειδικώς ο συντελεστής k f =1-((b 2 s +d 2 s )/3A g ) προσεγγίζει το ογκοµετρικό κλάσµα του πυρήνα που περισφίγγεται αποτελεσµατικά (b s, d s είναι οι ευθείες πλευρές ορθογωνικής διατοµής µετά από στρογγύλευµα των γωνιών 15,16 ). Για κυκλική διατοµή ισχύει k f =1, ενώ για τετραγωνική διατοµή µε r=30mm αποµειώνεται σε k f =0.67 (η αποµείωση είναι εντονότερη όσο ο λόγος των πλευρών αυξάνεται). Στο σχήµα 10α, στον κατακόρυφο άξονα δίδεται η ποσότητα λ σ eff lat α- νηγµένη ως προς την αξονική τάση του πυρήνα δοκιµίου µάρτυρα (f cc,control ) και όχι ως προς τη θλιπτική αντοχή του σκυροδέµατος (f c ) όπως ορίζει άλλωστε η εξίσωση του Richard. Σχήµα 7. Figure 7. ιαγράµµατα αξονικού φορτίου ανηγµένης βράχυνσης και πλευρικής παραµόρφωσης ενισχυµένων δοκιµίων Οµάδας 2 µε α) δύο και β) τέσσερις στρώσεις από ίνες άνθρακα (C). Axial load axial strain and lateral strain curves of strengthened specimens (group 2) confined with CFRP jacketing. Σχήµα 8. ιαγράµµατα αξονικού φορτίου ανηγµένης βράχυνσης και πλευρικής παραµόρφωσης επισκευασµένων / ενισχυµένων δοκιµίων Οµάδας 2 µε α) δύο και β) τέσσερις στρώσεις από ίνες υάλου (G). Figure 8. Axial load axial strain and lateral strain curves of repaired / strengthened specimens (group 2) confined with GFRP jacketing. EΠIΣTHMONIKH EK OΣH - 91
Α - Β/ 2004 Σκοπός της τροποποίησης ήταν να δειχθεί η βέλτιστη δυνατή συσχέτιση µεταξύ αύξησης αντοχής και αξονικής δυσκαµψίας του µανδύα µε αναφορά σε ίδιου µεγέθους και παρόµοιας γεωµετρίας δοκίµια κάθε φορά. Η τεταγµένη του σχήµατος 10α προκύπτει από τα πειραµατικά δεδοµένα µε υπολογισµό της ποσότητας f cc, /f,cc,control 1. Στο διάγραµµα συγκαταλέγονται και πειραµατικά αποτελέσµατα από πρότερη εργασία 7 σχετικά µε κυλινδρικά δοκίµια που είχαν υποστεί ο- ξείδωση του οπλισµού. Γενικώς όλα τα αποτελέσµατα δείχνουν συστη- µατική βελτίωση της αντοχής µε τη δυσκαµψία του µανδύα η δε διαφορά στις κλίσεις των µέσων γραµµών ανά οµάδα δοκιµίων σηµατοδοτούν την εµφανώς σηµαντικότατη µείωση της αποτελεσµατικότητας περίσφιγξης µανδύα FRP από κυκλική σε ορθογωνική διατοµή, αλλά και τη µείωση της διαθέσιµης παραµορφωσιµότητας λόγω τοπικής θραύσης του µανδύα στις γωνίες των ορθογωνικών στοιχείων, γεγονός που τερ- µατίζει πρώιµα τις πειραµατικές δοκιµές. Στο διάγραµµα του σχήµατος 10β συσχετίζεται η πειραµατική αξονική παραµόρφωση σε µη αναστρέψιµο στάδιο βλάβης µε την αξονική δυσκαµψία του µανδύα. Η οριζόντια γραµµή ορίζει την κρίσιµη παραµόρφωση λυγισµού ράβδου για τη δεδοµένη διάταξη των συνδετήρων (για S/Φ=11.7), υπολογισµένη βάσει του διαγράµµατος τάσης παραµόρφωσης του χάλυβα των διαµήκων ράβδων 17 (σχήµα 2α). Όπως προκύπτει από το διάγραµµα, τα περισσότερα δοκίµια έχουν αστοχήσει σε παραµόρφωση επάνω από το κρίσιµο όριο, δηλώνοντας ότι αφενός ο δια- µήκης οπλισµός µπόρεσε να εισέλθει στην περιοχή κράτυνσης, ανακτώντας µέρος της δυσκαµψίας του και αφετέρου ότι ο µανδύας προσέδωσε στο σκυρόδεµα πλαστιµότητα παραµόρφωσης ικανή να µπορέσει να αντεπεξέλθει µόνο του στο στάδιο µηδενικής δυσκαµψίας (πλατό διαρροής) του οπλισµού. Αποφεύχθηκε έτσι ο πρόωρος λυγισµός λόγω α- ραιής διάταξης των συνδετήρων, δίδοντας τη δυνατότητα για αύξηση της πλαστιµότητας παραµορφώσεων έως και µ 85% =6, αλλά ωστόσο δεν αποκλείσθηκε ο λυγισµός ως τελική µορφή αστοχίας. 7. Àª ƒ ª Η απόδοση της τεχνικής της επισκευής µε σύνθετα υλικά σε δοµικά στοιχεία µε πρότερη βλάβη, οπλισµένα µε παλαιότερους κανονισµούς διερευνήθηκε µέσω πειραµατικών δοκιµών σε στοιχεία υποστυλώµατος ορθογωνικής διατοµής. Τα στοιχεία φορτίσθηκαν σε κεντρική θλίψη µέχρι αστοχίας, αφού επισκευάσθηκαν/ενισχύθηκαν µε την προσθήκη συνθέτων µανδυών. Στην περίπτωση της επισκευής τα δοκίµια έ- φεραν εκτεταµένη αρχική βλάβη, η οποία είχε επιβληθεί µε δύο εναλλακτικές µεθόδους: α) µε επιταχυνµένη διάβρωση για επίτευξη προκαθορισµένου βαθ- µού απώλειας σιδήρου και αποφλοίωση επικάλυψης), β) µε προφόρτιση σε κεντρική θλίψη µέχρι ρηγµάτωσης της επικάλυψης. Σχήµα 9. Figure 9. Τρόπος αστοχίας επισκευασµένων δοκιµίων οµάδας 1 µε τις τεχνικές 2 και 3 (α, β, γ) και αστοχία ενισχυµένου δοκιµίου Οµάδας 2 (δ). Mode of failure of group-1 specimens repaired with either option 2 or 3 (photos α,β,γ) and failure of strengthened specimen of group 2 (δ). Σχήµα 10. ιάγραµµα α) αποτελεσµατικότητας περίσφιγξης (ανηγµένη ως προς την αξονική τάση του πυρήνα απερίσφικτου δοκιµίου µάρτυρα f cc,control ) και β) παραµόρφωσης βράχυνσης στο στάδιο ο- νοµαστικής αστοχίας (15% απώλεια αντοχής) µε την αξονική δυσκαµψία του σύνθετου µανδύα S f. Figure 10. α) Jacket confinement effectiveness C eff j (normalizing with respect the core axial stress of the control specimen f cc,control ) and β) axial strain at 15% postpeak strength loss versus the axial rigidity of the FRP jacket. 92 EΠIΣTHMONIKH EK OΣH -
ΚΑΤΑΣΚΕΥΕΣ ΑΣΚΕΥΕΣ ΑΠΟ ΟΠΛΙΣΜΕΝΟ ΣΚΥΡΟ ΕΜΑ Η επισκευή µε την εφαρµογή εύκαµπτων µανδυών από ίνες άνθρακα και γυαλιού αποδείχθηκε για τα διαβρωµένα δοκίµια αποτελεσµατικός τρόπος για την αναχαίτιση του εξέλιξης του µηχανισµού διάβρωσης α- νεξαρτήτως του αριθµού των στρώσεων ή του είδους του υλικού. Η ανθεκτικότητα αυτή οφείλεται στη στεγανότητα της ρητίνης στη σκληρυ- µένη της κατάσταση. Η µετά την επισκευή συµπεριφορά των δοκιµίων σε µηχανική φόρτιση µελετήθηκε, έχοντας ως βασικές παραµέτρους τον αριθµό των στρώσεων και το είδος του υλικού. Η αποτελεσµατικότητα της περίσφιγξης ήταν µεγαλύτερη στις περιπτώσεις εφαρµογής µανδύα CFRP, λόγω της µεγαλύτερης κατά 2.4 φορές δυστένειας του υλικού αυτού σε σχέση µε µανδύα GFRP. Η βελτίωση της αντοχής και της παραµορφωσιµότητας που παρατηρήθηκε, περιορίσθηκε τελικά α- πό την τοπική αστοχία /διάρρηξη του µανδύα που συνέβη στις κρίσιµες περιοχές συγκέντρωσης τάσεων (στις γωνίες των στοιχείων). Η έναρξη της αστοχίας σηµειώθηκε είτε στην έντονα διαβρωµένη περιοχή είτε στο µέσο του ύψους αντίστοιχα για τα δοκίµια των Οµάδων 1 και 2 και συνδυάστηκε µε ταυτόχρονο λυγισµό των διαµήκων θλιβόµενων ράβδων, λόγω του µεγάλου αστήρικτου µήκους από τους αραιά τοποθετηµένους συνδετήρες. Εν κατακλείδι, µπορεί να ειπωθεί ότι η χρήση FRP µανδυών είναι αποτελεσµατική ως προς τη βελτίωση της συµπεριφοράς ενός ανεπαρκώς οπλισµένου δοµικού στοιχείου, ωστόσο αυτό κληρονοµεί το πρόβληµα του λυγισµού, λόγω αραιής διάταξης συνδετήρων, πρόβληµα που τελικά θα οδηγήσει σε ολική θραύση µανδύα και άρα τελικά θα περιορίζει τη θεαµατική βελτίωση που παρατηρείται αλλιώς σε άοπλα δοκίµια. ÀÃ ƒπ π Το πειραµατικό πρόγραµµα διεξήχθη στο Εργαστήριο Οπλισµένου Σκυροδέµατος του ηµοκρίτειου Πανεπιστηµίου Θράκης µε χρηµατοδότηση από τη Γενική Γραµµατεία Έρευνας και Τεχνολογίας στο πλαίσιο του ερευνητικού έργου ΠΕΝΕ 99 ενώ τα σύνθετα υλικά παραχωρήθηκαν δωρεάν από την εταιρία SIKAHellas. ΒΙΒΛΙΟΓΡΑΦΙΑ 1. Liu Y., Weyers R., "Modelling the Time-to-Corrosion Cracking in Chloride Contaminated R.C. Structures", ACI Materials Journal, Vol. 95, No. 6, pp. 675-681, 1998. 2. Pantazopoulou S.J. and Papoulia K.D., "Modelling of Cover-Cracking due to Reinforcement Corrosion in RC Structures", ASCE Journal of Engineering Mechanics, Vol. 127, No. 4, pp. 342-351, 2001. 3. Imran I., Pantazopoulou S.J., "Experimental Study of Plain Concrete under Triaxial Stress", ACI Materials Journal, Vol. 93, No. 6, pp. 589-601, 1996. 4. Pantazopoulou S.J., "Role of Expansion on Mecahnical Behavior of Concrete", ASCE Journal of Structural Engineering, Vol. 121, No. 12, pp. 1795-1805, 1995. 5. Lee C., Bonacci J., Thomas M., Maalej M., Khajenpour S., Hearn N., Pantazopoulou S. and Sheikh S., "Accelerated Corrosion and Repair of Reinforced Concrete Columns Using CFRP Sheets", Canadian Journal of Civil Engineering, NRC, Special Issue on ISIS-Canada, Vol. 27, No. 5, pp. 949-959, 2000. 6. Pantazopoulou S.J., Bonacci J.F., Sheikh S. and Thomas M.D.A., "Repair of Corrosion-Damaged Columns with FRP Wraps", ASCE Journal of Composites for Construction, Vol. 5, No. 1, pp. 3-11, 2001. 7. Πανταζοπούλου Σ., "Μανδύες από σύνθετα υλικά ως µέσο επισκευής στοιχείων από οπλισµένο σκυρόδεµα", ΚΤΙΡΙΟ (επιστ. έκδοση), Vol. Α, pp. 35-44, 2000. 8. Debaiky A., Green M., Hope B., "Carbon Fiber-Reinforced Polymer Wraps for Corrosion Control and Rehabilitation of Reinforced Concrete Columns" ACI Materials Journal, Vol. 99, No. 2, pp. 129-137, 2002. 9. Karabinis A., Rousakis T., "Behaviour of Rectangular FRP Confined Concrete Elements Subjected to Monotonic and Cyclic Axial Compressive Load", CD Proceedings of FIB Symposium Concrete Structures in Seismic Regions, Technical Chamber of Greece, 2003. 10. Plakantaras V., Akritidis E., Zdounba D., Pantazopoulou S., "Repair / Strengthening of Old-type Reinforced Concrete Columns with FRP Jacketing", Proceedings of Conference of Composites in Construction, A.A. Balkema Publishers, pp. 269-274, 2001. 11. Φαρδής Μ., Τριανταφύλλου Θ., Κρεβάϊκας Θ., Παπανικολάου Α., Κοσµόπουλος Α., Σπαθής Α., "Ινοπλισµένα Σύνθετα Υλικά (FRPs) στην Ενίσχυση / Επισκευή οµικών Στοιχείων από Οπλισµένο Σκυρόδεµα", Τεχνική Έκθεση Ερευνητικού Έργου ΠΕΝΕ 99/ ΓΓΕΤ, Επιστηµονικά υπεύθυνη Σ. Πανταζοπούλου, 2001. 12. Μπούσιας Ε.Ν., Σπαθής Λ-Α.Ν., Τριανταφύλλου Α.Χ., Φαρδής Μ.Ν., "Σεισµική Ενίσχυση Υποστηλωµάτων Οπλισµένου Σκυροδέµατος µε ιαβρωµένο Οπλισµό", Πρακτικά 14ου Συνεδρίου Σκυροδέµατος, Τεχνικό Επιµελητήριο Ελλάδας, Τόµος Β, σελ. 509-520, 2003. 13. Lee H.S., Kage T., Noguchi T., Tomosawa F., "An Experimental Study on the Retrofitting Effects of Reinforced Concrete Columns Damaged by Rebar Corrosion Strengthened with Carbon Fiber Sheets", Pergamon, Cement and Concrete Research, Vol. 33, pp. 563-570, 2003. 14. Andrade C., Alonso C., Molina F. "Cover cracking as a function of bar corrosion: Part I experimental test", RILEM Materials and Structures, Vol. 26, pp. 453-464, 1993. 15. FIB Bulletin No. 14. "Externally bonded FRP reinforcement for RC structures", Technical Report, (138 pages, ISBN 2-88394-054-1), 16. ACI 4402R-02. Guide for the Design and Construction of Externally Bonded FRP Systems for Strengthening Concrete Structures, 2001. 17. Tastani S.P., Pantazopoulou S.J., "Experimental Evaluation of FRP Jackets in Upgrading RC Corroded Columns with Substantial Detailing", υπό κρίση για δηµοσίευση στο περιοδικό Engineering Structures, Elsevier. ΣTAYPOYΛA I. ΠANTAZOΠOYΛOY, δρ. πολ. µηχ., καθηγήτρια, Εργαστήριο Οπλισµένου Σκυροδέµατος, Τµήµα Πολιτικών Μηχ. ηµοκρίτειο Πανεπιστήµιο Θράκης, Βας. Σοφίας 12, 671 00 Ξάνθη, τηλ. & φαξ: 2541079639, e-mail: pantaz@civil.duth.gr ΣOYZANA Π. TAΣTANH, MsC πολ. µηχ., Υποψήφια διδάκτωρ.π.θ., Εργαστήριο Οπλισµένου Σκυροδέµατος, Τµήµα Πολιτικών Μηχ., ηµοκρίτειο Πανεπιστήµιο Θράκης Βας. Σοφίας 12, 671 00 Ξάνθη, τηλ.: 2541026925, e-mail: stastani@civil.duth.gr EΠIΣTHMONIKH EK OΣH - 93
Α - Β/ 2004 Experimental evaluation of FRP jackets in upgrading R.C. damaged columns with substandard detailing SOUZANA P. TASTANI STAVROULA J. PANTAZOPOULOU SUMMARY Reinforced concrete columns designed and built prior to the introduction of modern detailing practices are often susceptible to the compounded influences of reinforcement corrosion owing to carbonation or exposure to the marine environment, a circumstance that decimates even further the limited safety reserves of old-type, non-conforming construction. This problem was witnessed repeatedly during the recent earthquakes in Greece and Turkey. In this paper the performance and efficiency of FRP jacketing as a means of upgrading damaged reinforced concrete columns with deficient reinforcement details representative of pre-1980 s Codes of practice was studied through an experimental program comprising 52 prismatic specimens at 1:2/3 scale relative to typical field dimensions. Specimens were upgraded by means of FRP jacketing after being damaged either by accelerated electrochemical corrosion or through previous application of mechanical load up to cover spalling. After repair/strengthening specimens were tested to failure under concentric compression; some specimens were subjected to a repeated cycle of corrosion conditioning after jacketing and prior to mechanical testing. Carbon and glass sheets being chemically inert and impenetrable after hardening of the resin to the usual agents that promote corrosion were a very efficient repair element drastically decreasing the corrosion rate regardless of the number of layers or the material type used. Of the three different repair options considered (patch repair, wrapping with FRP sheets and combined method included patch and wrapping) most effective was the combined scheme as a corrosion inhibitor (see fig. 4b). The post repair performance of specimens under mechanical loading was studied both with the corroded and the uncorroded old-type specimens. Principal parameters of the investigation were, the number of jacket layers and the jacket material type. A significant increase in strength and deformation capacity was observed in all cases. Failure was rather brittle particularly in CFRP jacketed specimens; axial strains at peak and at failure were very close in magnitude, ranging between 0.005 and 0.015 depending upon the jacket details. These values are much less than strain magnitudes obtained in plain concrete specimens jacketed with FRPs, indicating that poorly detailed, embedded reinforcement may initiate damage (by buckling of the longitudinal bars, or by opening of poorly anchored ties at the corners) prematurely. In all cases failure occurred by rupture of the jackets which initiated at the corners and extended over the entire specimen followed by disintegration of the concrete cover and core. This premature mode of failure was accompanied by simultaneous buckling of longitudinal reinforcement, owing to the very sparse spacing of embedded ties. Confinement effectiveness was always greater for CFRP jackets due to their higher mechanical properties over those of GFRP; however the latter effected a better, almost ductile post peak behavior. STAVROULA J. PANTAZOPOULOU, dr. civ. eng., professor DUTh, Reinforced Concrete Laboratory, Department of Civil Engineering, University of Thrace, 12, Vas. Sofias str., Gr-671 00 Xanthi, Greece, tel. & fax: 2541079639, e-mail: pantaz@civil.duth.gr SOUZANA P. TASTANI, MsC civ. eng., PhD candidate, DUTh, Reinforced Concrete Laboratory, Department of Civil Engineering, University of Thrace, 12, Vas. Sofias str., Gr-671 00 Xanthi, Greece, tel.: 2541026925, e-mail: stastani@civil.duth.gr 94 EΠIΣTHMONIKH EK OΣH -