Πειραµατική και υπολογιστική διερεύνηση της επισκευής και ενίσχυσης δοµικών στοιχείων Ο/Σ µε τη χρήση ινοπλισµένων πολυµερών.

Πειραµατική και υπολογιστική διερεύνηση της επισκευής και ενίσχυσης δοµικών στοιχείων Ο/Σ µε τη χρήση ινοπλισµένων πολυµερών. Γ. Χ. Μάνος,. Σ. Σταύρου, Β. Κουρτίδης, Χ. Μητσαράκης ιάταξη Τεχνητών Σεισµών, Εργαστήριο Αντοχής Υλικών, Τµήµα Πολιτικών Μηχανικών, Α.Π.Θ. Μ. ηµοσθένους Ινστιτούτο Τεχνικής Σεισµολογίας και Αντισεισµικών Κατασκευών (Ι.Τ.Σ.Α.Κ.), Θεσσαλονίκη. Λέξεις κλειδιά: Επισκευή, ενίσχυση, υποστυλώµατα, δοκοί, ινοπλισµένα πολυµερή ΠΕΡΙΛΗΨΗ: Στα πλαίσια αυτής της εργασίας διερευνάται η µηχανική συµπεριφορά µέχρι πλήρους αστοχίας οµοιωµάτων υποστυλωµάτων και δοκών από Ο/Σ στα οποία έχει γίνει εφαρµογή επικολλητών ινοπλισµένων µε πολυµερή φύλλων άνθρακα (Carbon Fiber Reinforced Plastic s) κατά το στάδιο της επισκευής ή ενίσχυσής τους. Στα υποστυλώµατα η πειραµατική µελέτη εστιάζεται στο µηχανισµό της περίσφιγξης και στις δοκούς στους µηχανισµούς κάµψης και διάτµησης. Η διερεύνηση αυτή έγινε µέσα από απλές πειραµατικές φορτιστικές διατάξεις του Εργαστηρίου Αντοχής Υλικών του Α.Π.Θ. Μελετήθηκαν επίσης τα µηχανικά χαρακτηριστικά του ινοϋφάσµατος που χρησιµοποιήθηκε και του µηχανισµού περίσφιγξης σε κυλινδρικά δοκίµια άοπλου σκυροδέµατος. Σε κάθε περίπτωση, τα αποτελέσµατα της πειραµατικής µελέτης συγκρίνονται µε αντίστοιχα υπολογιστικά αποτελέσµατα. 1. ΕΙΣΑΓΩΓΗ Τα τελευταία χρόνια παρατηρείται συστηµατική χρήση συνθετικών υλικών (Fiber reinforced Plastics FRP s) για την ενίσχυση και επισκευή δοµικών στοιχείων από οπλισµένο σκυρόδεµα υφισταµένων κατασκευών. Η ευρεία διάδοση και χρήση αυτών των υλικών, έναντι των παραδοσιακών µεθόδων ενίσχυσης και επισκευής (π.χ. µανδύες κ.λ.π.) αποδίδεται κυρίως στο στο σχετικά χαµηλό κόστος και την ευκολία εφαρµογής. Θα πρέπει ωστόσο να αναφερθεί ότι οι τεχνικές ενίσχυσης δοµικών στοιχείων από Ο/Σ µε σύνθετα υλικά δεν έχουν µεγάλη ιστορία και ούτε και καλύπτονται από τους κανονισµούς. Ως εκ τούτου, µε την πάροδο του χρόνου ανακύπτουν αρκετοί προβληµατισµοί σχετικά µε την αποτελεσµατικότητα αυτών των τεχνικών έναντι στατικών και κυρίως σεισµικών φορτίσεων. Για το λόγο αυτό έχουν γίνει και εξακολουθούν να γίνονται αρκετές ερευνητικές προσπάθειες διερεύνησης ειδικών προβληµάτων λόγω της χρήσης αυτών των υλικών, όπως θέµατα περίσφιγξης υποστυλωµάτων, καµπτοδιατµητικής ενίσχυσης δοκών κ.λ.π. Στα πλαίσια αυτής της εργασίας καταβάλλεται προσπάθεια εν µέρει διερεύνησης του προβλήµατος µέσα από µια σειρά πειραµατικών δοκιµών σε απλές φορτιστικές διατάξεις. Η µελέτη αυτή επικεντρώνεται κυρίως στη διερεύνηση του µηχανισµού περίσφιγξης σε υποστυλώµατα και µεταβολής της διατµητικής και καµπτικής αντοχής σε δοκούς Ο/Σ καθώς και των µηχανισµών αστοχίας λόγω της χρήσης τέτοιων υλικών. Τα υποστυλώµατα και δύο από τις δοκούς που εξετάζονται σ αυτή την εργασία είχαν υποβληθεί προηγουµένως σε αντίστοιχες

δοκιµές φόρτισης, µέχρι αστοχίας ( ηµοσθένους, Μάνος, Σταύρου και Κουρτίδης, 23), και στη συνέχεια επισκευάστηκαν µερικώς µε «παραδοσιακές» µεθόδους και ενισχύθηκαν µε ινοπλισµένα πολυµερή φύλλα άνθρακα (Carbon Fiber Reinforced Plastic s). Πέρα από τα θέµατα ορθολογιστικής χρήσης και ειδικών προβληµάτων εφαρµογής αυτών των υλικών, τα οποία δεν αναφέρονται εδώ λόγω περιορισµένου χώρου, η προσπάθεια αυτή καλύπτει επιπλέον θέµατα µελέτης των µηχανικών χαρακτηριστικών των συνθετικών υλικών που χρησιµοποιήθηκαν καθώς και µελέτης του µηχανισµού περίσφιγξης σε κυλινδρικά δοκίµια άοπλου σκυροδέµατος. Οι δοκιµές αυτές κρίθηκαν επιβεβληµένες ώστε να υπάρξει καλύτερη κατανόηση και κυρίως δυνατότητα πληρέστερης τεκµηρίωσης της µηχανικής συµπεριφοράς των δοµικών στοιχείων που εξετάστηκαν, υποστυλώµατα και δοκοί. Το πλήθος των δοκιµών ήταν περιορισµένο αλλά ικανό να µας επιτρέψει, αφενός να εκτιµήσουµε το βαθµό ευκολίας της χρήσης και εφαρµογής των FRP και αφετέρου να µελετήσουµε τη συµπεριφορά των εν λόγω δοκιµίων µέχρι πλήρους αστοχίας τους, κάτω από συγκεκριµένες απλές φορτιστικές δράσεις. Επιπλέον, τα τελικώς επεξεργασµένα αποτελέσµατα, βασισµένα στις πειραµατικές µετρήσεις κάθε δοκιµής, συγκρίνονται µε αντίστοιχα υπολογιστικά αποτελέσµατα που προκύπτουν µε βάση τις σχέσεις που έχουν προτείνει άλλοι ερευνητές και χρησιµοποιούνται ευρέως. 2. ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΗ ΜΕΛΕΤΗ ΣΕ ΚΥΛΙΝ ΡΙΚΑ ΟΚΙΜΙΑ ΣΚΥΡΟ ΕΜΑΤΟΣ Κατ αρχάς έγιναν δοκιµές εφελκυσµού του συνθετικού υλικού που χρησιµοποιήθηκε κατά την πειραµατική ακολουθία. Στο σχήµα 1 δίνονται τα αποτελέσµατα αυτής της δοκιµής όπου αναγράφονται η µέγιστη εφελκυστική αντοχή και το µέτρο ελαστικότητας όπως προκύπτουν από τις πειραµατικές µετρήσεις. Μια σηµαντική παρατήρηση που µπορεί να εξαχθεί από αυτό το πείραµα είναι ότι το ινοϋφασµα συµπεριφέρεται τελείως ελαστικά µέχρι τη θραύση του. Στη συνέχεια σκυροδετήθηκαν δύο οµάδες άοπλων κυλινδρικών δοκιµίων διαστάσεων Χ3cm, αποτελούµενη έκαστη από τρία δοκίµια. Το πρώτο δοκίµιο από κάθε οµάδα υποβλήθηκε σε µονοαξονική θλίψη µετά από 28 µέρες. Το δοκίµιο της πρώτης οµάδας ανέπτυξε µέγιστη θλιπτική αντοχή 26.1MPa και της δεύτερης 29.7MPa. Ακολούθως ένα δοκίµιο από κάθε οµάδα περισφίχτηκε µε µια στρώση ινοϋφάσµατος και ένα µε δύο στρώσεις και υποβλήθηκαν σε µονοαξονική θλίψη. Κατά τη διάρκεια της φόρτισης καταγραφόταν το επιβαλλόµενο θλιπτικό φορτίο, η αξονική βύθιση και η µεταβολή της διαµέτρου σε δύο κάθετες διευθύνσεις µε ηλεκτρο- Τάση [Mpa] 2 18 16 14 12 1 8 6 σ u = 213,87 Mpa 4 Ε f = 223,2 GPa 2,,2,4,6,8,1 Ανηγµένη Επιµήκυνση Σχήµα 1. ιάγραµµα τάσης ανηγµένης επιµήκυνσης ινοϋφάσµατος

νικά µηκυνσιόµετρα (LVDT) ή ταινίες επιµήκυνσης (strain gauges). Η καταγραφή αυτών των µετρήσεων γινόταν σε Η/Υ µε βήµα δειγµατοληψίας dt=.1sec. Το πολύ µικρό αυτό βήµα επέτρεψε τη καταγραφή του ιστορικού της φόρτισης και της εικόνας των παραµορφώσεων σε όλα τα στάδια, µέχρι το φορτίο αστοχίας το οποίο συνοδευόταν από διάρρηξη και εκρηκτική αστοχία του ινοϋφάσµατος. Με βάση αυτές τις µετρήσεις υπολογίστηκαν τα διαγράµµατα τάσεων ανηγµένης αξονικής παραµόρφωσης καθώς και η ανηγµένη εγκάρσια διόγκωση (σχήµατα 2 και 3). Χαρακτηριστικό αυτών των διαγραµµάτων είναι ο διγραµµικός κλάδος των τάσεων µε την αξονική και την εγκάρσια παραµόρφωση που ποιοτικά συµφωνεί µε αποτελέσµατα παρόµοιων πειραµάτων που έγινα από άλλους ερευνητές (Καραµπίνης και Ρουσάκης, 2). Για κυλινδρικά δοκίµια οπλισµένα µε σπειροειδή εγκάρσιο οπλισµό, οι Pauley και Priestley (1992) προτείνουν τις παρακάτω εκφράσεις για τη µέγιστη θλιπτική αντοχή του περισφιγµένου σκυροδέµατος και την αντίστοιχη αξονική παραµόρφωση. Στα πλαίσια αυτής της εργασίας έγινε προσπάθεια προσαρµογής αυτών των τύπων στο πρόβληµα που εξετάζεται (περισφιγµένα µε ινοϋφασµα κυλινδρικά δοκίµια), όπως περιγράφεται στη συνέχεια. 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=,9 για κυκλική διατοµή συνδετήρων, f y η τάση διαρροής των συνδετήρων, που εδώ την ταυτίζουµε µε την τάση διαρροής (ουσιαστικώς µε τη µέγιστη τάση) του ινοϋφάσµατος (f yfrp ) όπως προέκυψε από το πείραµα. 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. Για σπειροειδή οπλισµό προκύπτει: f yfrp 2 * f l = D * S Asw, όπου: D: η διάµετρος του κυλινδρικού δοκιµίου Asw: το εµβαδόν του ινοϋφάσµατος σε µια τοµή καθ ύψος του δοκιµίου (t * S) t: το πάχος του ινοϋφάσµατος (σε περίπτωση δύο στρώσεων το πάχος διπλασιάζεται) S: το ύψος του κυλινδρικού δοκιµίου, και ε cr : η αξονική παραµόρφωση που αντιστοιχεί στη µέγιστη αξονική τάση.

Επίσης, στη βιβλιογραφία δίνεται η παρακάτω σχέση για τη µέγιστη αντοχή περισφιγµένου σκυροδέµατος µε στρώσεις ινοϋφάσµατος (Πανταζοπούλου 2). f cc = f c n + 3 2 t E frp ε axial D (3) όπου: E frp : το µέτρο ελαστικότητας του ινοϋφάσµατος ε axial : η µέση εγκάρσια εφελκυστική παραµόρφωση του ινοϋφάσµατος (ε axial = ½ ε u ) Για θραύση προτείνεται να λαµβάνεται η τιµή e u = 1.% ενώ για ολίσθηση e u = 3%. n: ο αριθµός των στρώσεων του ινοϋφάσµατος D: η διάµετρος του κυλινδρικού δοκιµίου. Με βάση τις εκφράσεις 1 και 3 υπολογίστηκε η µέγιστη θλιπτική τάση του περισφιγµένου µε ινοϋφασµα σκυροδέµατος και µε βάση την έκφραση 2 η αντίστοιχη αξονική παραµόρφωση. Οι τιµές που προκύπτουν από τις πιο πάνω εκφράσεις συγκρίνονται στη συνέχεια µε τις τιµές που έχουν προκύψει από τις πειραµατικές µετρήσεις (πίνακες 1 και 2). Από τη σύγκριση αυτών των τιµών παρατηρείται σηµαντική απόκλιση µεταξύ πειραµατικών και υπολογιστικών αποτελεσµάτων, θέµα το οποίο χρήζει περαιτέρω διερεύνησης. Πίνακας 1. Μέγιστη θλιπτική αντοχή κυλινδρικών δοκιµίων ΘΛΙΠΤΙΚΗ ΑΝΤΟΧΗ ΑΠΕΡΙΣΦΙΚΤΟΥ ΟΚΙΜΙΟΥ ΣΤΡΩΣΕΙΣ ΙΝΟΫ- ΦΑΣΜΑΤΟΣ (CFRP) ΘΛΙΠΤΙΚΗ ΑΝΤΟΧΗ ΟΚΙΜΙΟΥ ΛΟΓΩ ΠΕΡΙΣΦΙΓΞΗΣ f cc (MPa) f c (MPa) Πειραµατικές Εξίσωση 1 Πειραµ./ Εξίσωση 3 Πειραµ./ µετρήσεις Εξίσωση 1 Εξίσωση 3 26.1 1 4.8 47.18 1.2 38.99 1.41 26.1 2 78.83 6.79 1.3 1.87 1.2 29.7 1 3.2 1.42 1.3 42.62 1.24 29.7 2 86. 6.89 1.31. 1. Πίνακας 2. Αξονική παραµόρφωση κυλινδρικών δοκιµίων στο επίπεδο της µέγιστης θλιπτικής αντοχής. ΘΛΙΠΤΙΚΗ ΑΝΤΟΧΗ ΑΠΕΡΙΣΦΙΚΤΟΥ ΣΤΡΩΣΕΙΣ ΙΝΟΫ- ΦΑΣΜΑΤΟΣ ΑΞΟΝΙΚΗ ΠΑΡΑΜΟΡΦΩΣΗ ΚΑΤΑ ΤΗΝ ΑΝΑΠΤΥΞΗ ΤΗΣ ΜΕΓΙΣΤΗΣ ΘΛΙΠΤΙΚΗΣ ΑΝΤΟΧΗΣ ΟΚΙΜΙΟΥ ΛΟΓΩ ΠΕΡΙΣΦΙΓΞΗΣ ΟΚΙΜΙΟΥ (CFRP) f c (MPa) ε cr ( ) Πειραµατικές µετρήσεις Εξίσωση 2 Πειραµατ. µετρ./ Έκφραση 2 26.1 1 6.2 1.4.6 26.1 2 13..7.86 29.7 1 14. 9.4 1. 29.7 2 27. 14.6 1.88 Σχήµα 2. Κυλινδρικά δοκίµια µε απερίσφικτη θλιπτική αντοχή f c = 26.1MPa.

9 8 ΣΥΓΚΡΙΤΙΚΟ ΙΑΓΡΑΜΜΑ ΟΚΙΜΙΩΝ ΜΕ ΜΙΑ ΚΑΙ ΥΟ ΣΤΡΩΣΕΙΣ FRP ΟΚΙΜΗ ΜΟΝΟΑΞΟΝΙΚΗΣ ΘΛΙΨΗΣ σ [MPa] 7 6 4 3 2 1 2 στρώσεις FRP πρόβλεψη εcr=1,7% 1 στρώση FRP πρόβλεψη εcr=1,4% ΜΙΑ ΣΤΡΩΣΗ FRP ΥΟ ΣΤΡΩΣΕΙΣ FRP ΑΠΕΡΙΣΦΙΚΤΟ -2, -1, -1, -,,, 1, 1, 2, 2, 3, 3, 4, 4,,, 6, 6, Eγκάρσια διόγκωση [%] Αξονική βράχυνση [%] µετρούµενη µε strain gauge ΣΥΓΚΡΙΤΙΚΟ ΙΑΓΡΑΜΜΑ ΟΚΙΜΙΩΝ ΜΕ ΜΙΑ ΚΑΙ ΥΟ ΣΤΡΩΣΕΙΣ FRP ΟΚΙΜΗ ΜΟΝΟΑΞΟΝΙΚΗΣ ΘΛΙΨΗΣ 9 σ (MPa) 8 7 µετρούµενη µε LVDT 6 4 3 2 1 2 στρώσεις FRP πρόβλεψη εcr=1,46% 1 στρώση FRP πρόβλεψη εcr=,94% ΜΙΑ ΣΤΡΩΣΗ FRP ΥΟ ΣΤΡΩΣΕΙΣ FRP ΑΠΕΡΙΣΦΙΚΤΟ -2, -1, -1, -,,, 1, 1, 2, 2, 3, 3, 4, 4,,, 6, 6, Εγκάρσια διόγκωση % Αξονική βράχυνση % Σχήµα 3. Κυλινδρικά δοκίµια µε απερίσφικτη θλιπτική αντοχή f c = 29.7MPa Από τα πιο πάνω διαγράµµατα παρατηρούµε ότι υπάρχει συσχέτιση µεταξύ των χαρακτηριστικών σηµείων µεταβολής της αξονικής και εγκάρσιας παραµόρφωσης, όπως άλλωστε και αναµενόταν. Τόσο η αξονική όσο και η εγκάρσια παραµόρφωση των περισφιγµένων µε ινοϋφασµα δοκιµίων διαµορφώνουν µε τη θλιπτική τάση διγραµµικούς κλάδους. Επίσης, παρατηρούµε σηµαντική επαύξηση τόσο της θλιπτικής αντοχής όσο και της αξονικής παραµόρφωσης των κυλινδρικών δοκιµίων, λόγω της περίσφιγξης. Κατά µέσο όρο, η επαύξηση της θλιπτικής αντοχής είναι περίπου 1% για µία στρώση ινοϋφάσµατος και 2% για δύο στρώσεις. Λόγω µικρού δείγµατος και µεγάλης διασποράς των αποτελεσµάτων της αξονικής παραµόρφωσης δεν µπορούν να διατυπωθούν σχετικά συµπεράσµατα. Στα σχήµατα 2 και 3 παρατηρείται ότι η µέγιστη εγκάρσια παραµόρφωση είναι της τάξεως 1-1.% που συµφωνεί µε την µετρηθείσα µέγιστη αξονική παραµόρφωση του ινοϋφάσµατος (σχ. 1).

3. ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΗ ΜΕΛΕΤΗ ΣΕ ΥΠΟΣΤΥΛΩΜΑΤΑ Πρόκειται για δοκίµια υποστυλωµάτων Ο/Σ, τετραγωνικής διατοµής, µε πλευρές 2 x 2 cm και ύψος h = 1,36m, τα οποία είχαν διαµήκη οπλισµό 4Φ2 (συνολικό εµβαδόν As=12.7cm 2 ) και τετραγωνικούς εγκάρσιους οπλισµούς Φ8/1. Τα δοκίµια αυτά (CAJ3 και CAC2) υποβλήθηκαν σε κεντρική θλίψη µέχρι πλήρους αστοχίας, όπου εµφανίστηκε συντριβή του σκυροδέµατος στον πυρήνα τους, λυγισµός των διαµήκων οπλισµών και τοπικές αστοχίες των εγκάρσιων οπλισµών. Κατά την επισκευή που πραγµατοποιήθηκε, απλώς αποµακρύνθηκε το θραυσθέν σκυρόδεµα χωρίς να επιχειρηθεί καµία προσπάθεια επισκευής των οπλισµών. Τουναντίον, στην περιοχή που είχε υποστεί τις βλάβες, κόπηκαν οι διαµήκεις οπλισµοί και αποµακρύνθηκαν οι εγκάρσιοι οπλισµοί έτσι ώστε να είναι σαφής η συνεισφορά του ινουφάσµατος (CFRP) στη συνολική συµπεριφορά. Επίσης έγινε αποκατάσταση της περιοχής µε τις βλάβες µε µη-συρρικνούµενο τσιµεντοκονίαµα (EMACO) και στη συνέχεια περιτυλίχθηκε ολόκληρη η κεντρική ζώνη µε ινοϋφασµα (ως εξωτερικός οπλισµός περισφίγξεως) σε δύο στρώσεις. Τα δοκίµια αυτά συνοδεύτηκαν µε πανοµοιότυπα δοκίµια χωρίς ινοϋφασµα (µόνο µε EMACO). Από τις δοκιµές θλιπτικής αντοχής δοκιµίων από EMACO, βρέθηκε ότι αυτό που χρησιµοποιήθηκε για το υποστύλωµα CAJ3 είχε θλιπτική αντοχή 41.6MPa και για το CAC2.MPa. Τα επισκευασµένα δοκίµια (CAJR3 και CACR2) υπεβλήθησαν ξανά στην ίδια φορτιστική διαδικασία κεντρικής θλίψης µέχρι πλήρους αστοχίας. Κατά τη διάρκεια της φόρτισης καταγραφόταν το επιβαλλόµενο θλιπτικό φορτίο και η αξονική βύθιση. Για το υποστύλωµα CACR2 καταγραφόταν επίσης η εγκάρσια παραµόρφωση του ινοϋφάσµατος στο µέσο µιας πλευράς του υποστυλώµατος µε τη χρήση ταινιών επιµήκυνσης (strain gauges) (σχήµατα 4 και ). Από τα αποτελέσµατα αυτών των πειραµατικών δοκιµών παρατηρούµε κατ αρχάς ότι το επισκευασµένα υποστύλωµα µε EMACO και ενισχυµένο µε ινοϋφασµα (CAJR3) ανέπτυξε µεγαλύτερη θλιπτική αντοχή από τα δοκίµιο που εξετάστηκε µόνο EMACO, κάτι το οποίο ήταν αναµενόµενο. Το επισκευασµένο υποστύλωµα CAJR3, προσέγγισε σε µεγάλο βαθµό την φέρουσα θλιπτική ικανότητα του αρχικού υποστυλώµατος (CAJ3) και διατήρησε αυτό το φορτίο για σχετικά µεγάλες παραµορφώσεις. Το επισκευασµένο υποστύλωµα CACR2, ανέπτυξε µεγαλύτερο φορτίο, σε σχέση µε το αρχικό υποστύλωµα (CAC2), και µεγαλύτερη αξονική παραµόρφωση στο µέγιστο φορτίο, το οποίο όµως δεν διατήρησε σε µεγάλες παραµορφώσεις. Η µέγιστη εγκάρσια παραµόρφωση που καταγράφηκε στο µέσο µιας πλευράς αυτού του υποστυλώµατος βρέθηκε., δηλ. περίπου το ½ της µέγιστης παραµόρφωσης που ανέπτυξε το ινοϋφασµα σε απλή δοκιµή εφελκυσµού. Θα πρέπει ωστόσο να αναφερθεί ότι η έναρξη της αστοχίας του ινοϋφάσµατος επήλθε σε άλλη θέση (πλησίον της γωνίας του υποστυλώµατος), όπου πιθανώς αναπτύχθηκε µεγαλύτερο επίπεδο παραµόρφωσης. Με κατάλληλη τροποποίηση των εκφράσεων 1, 2 και 3, λόγω τετραγωνικής διατοµής, υπολογίστηκαν η µέγιστη θλιπτική αντοχή των επισκευασµένων υποστυλωµάτων λόγω περίσφιγξης και η αξονική παραµόρφωση σ αυτό το επίπεδο. Οι τιµές αυτές στη συνέχεια συγκρίθηκαν µε τις αντίστοιχες πειραµατικές µετρήσεις. Από τη σύγκριση αυτών των τιµών παρατηρούµε πολύ καλή σύγκλιση µεταξύ των τιµών της αξονικής παραµόρφωσης κατά την οποία αναπτύσσεται η µέγιστη θλιπτική τάση (πίνακας 4), ενώ δεν παρατηρείται κάτι ανάλογο για της µέγιστη θλιπτική τάση (πίνακας 3). Πίνακας 3. Μέγιστη θλιπτική αντοχή υποστυλωµάτων ΟΚΙΜΙΟ ΜΕ ΥΟ ΣΤΡΩΣΕΙΣ ΙΝΟΫ- ΦΑΣΜΑΤΟΣ ΘΛΙΠΤΙΚΗ ΑΝΤΟΧΗ EMACO ΕΠΙΣΚΕΥΗΣ ΘΛΙΠΤΙΚΗ ΑΝΤΟΧΗ ΟΚΙΜΙΟΥ ΛΟΓΩ ΠΕΡΙΣΦΙΓΞΗΣ f cc (MPa) f c (MPa) Πειραµατικές µετρήσεις Εξίσωση 1 Πειραµ./ Εξίσωση 1 Εξίσωση 3 Πειραµ./ Εξίσωση 3 CAJR3 41.6 49.9 68.18.73 6.93.82 CACR2. 8.94 77..76 69.33.8

Πίνακας 4. Αξονική παραµόρφωση υποστυλωµάτων στο επίπεδο της µέγιστης θλιπτικής αντοχής. ΑΞΟΝΙΚΗ ΠΑΡΑΜΟΡΦΩΣΗ ΚΑΤΑ ΤΗΝ ΑΝΑΠΤΥΞΗ ΤΗΣ ΜΕΓΙΣΤΗΣ ΘΛΙΠΤΙΚΗΣ ΑΝΤΟΧΗΣ ΟΚΙΜΙΟΥ ΛΟΓΩ ΠΕΡΙΣΦΙΓΞΗΣ ΟΚΙΜΙΟ ΜΕ ΥΟ ΣΤΡΩΣΕΙΣ ΙΝΟΫΦΑΣΜΑΤΟΣ ΘΛΙΠΤΙΚΗ ΑΝΤΟΧΗ EMACO ΕΠΙΣΚΕΥΗΣ ε cr ( ) f c (MPa) Πειραµατικές µετρήσεις Εξίσωση 2 Πειραµατ. µετρ./ Έκφραση 2 CAJR3 41.6 8.3 8.39 1. CACR2. 8.2 7. 1.7 σ [MPa] 6 4 3 1 ΙΑΓΡΑΜΜΑ ΤΑΣΕΩΝ ΑΝΗΓΜΕΝΩΝ ΑΞΟΝΙΚΩΝ ΠΑΡΑΜΟΡΦΩΣΕΩΝ ΥΠΟΣΤΥΛΩΜΑΤΟΣ CAJ3 ΑΡΧΙΚΟΥ, ΕΠΙΣΚΕΥΑΣΜΕΝΟΥ ΜΕ Emaco ΚΑΙ ΟΜΟΙΟΥ ΜΕ ΥΟ ΣΤΡΩΣΕΙΣ FRP 3 πρόβλεψη εcr=8,39 %o 2 1 2 ΑΡΧΙΚΟ ΥΠΟΣΤΥΛΩΜΑ 4Φ2 Φ8/1 EMACO µε δύο στρώσεις CFRP χωρίς διαµήκεις και εγκάρσιους οπλισµούς 2 1 ΙΑΤΟΜΗ ΟΚΙΜΙΩΝ: 2 cm x 2 cm EMACO χωρίς διαµήκεις και εγκάρσιους οπλισµούς 2 4 6 8 1 12 14 16 18 2 22 24 26 28 3 ανηγµένη αξονική παραµόρφωση ε %ο Σχήµα 4. Υποστύλωµα CAJR3 (απερίσφικτη θλιπτική αντοχή f c = 41.6MPa). 3 ΙΑΓΡΑΜΜΑ ΤΑΣΕΩΝ ΑΝΗΓΜΕΝΩΝ ΑΞΟΝΙΚΩΝ ΠΑΡΑΜΟΡΦΩΣΕΩΝ ΥΠΟΣΤΥΛΩΜΑΤΟΣ CAC2 ΑΡΧΙΚΟΥ ΚΑΙ ΕΠΙΣΚΕΥΑΣΜΕΝΟΥ ΜΕ EMACO ΚΑΙ 2 ΣΤΡΩΣΕΙΣ FRP 6 σ [MPa] 1 2 4 3 1 2 ΑΡΧΙΚΟ ΥΠΟΣΤΥΛΩΜΑ 4Φ2 Φ8/1 EMACO µε 2 στρώσεις CFRP χωρίς διαµήκεις και εγκάρσιους οπλισµούς 2 1 πρόβλεψη εcr=7, %o ΙΑΤΟΜΗ ΟΚΙΜΙΩΝ: 2 cm x 2 cm -6-4 -2 2 4 6 8 1 12 14 16 18 2 22 24 26 28 3 ανηγµένη εγκάρσια διόγκωση ε %o ανηγµένη αξονική παραµόρφωση ε %ο Σχήµα. Υποστύλωµα CACR2 (απερίσφικτη θλιπτική αντοχή f c =.MPa).

4. ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΗ ΜΕΛΕΤΗ ΣΕ ΟΚΟΥΣ Πρόκειται για δοκίµια δοκών Ο/Σ, ορθογωνικής διατοµής, µε πλευρές 2x3cm, µήκους l=3,1m, οπλισµένα µε διαµήκη οπλισµό 4Φ2 στο πάνω και κάτω πέλµα και µε ορθογωνικούς εγκάρσιους οπλισµούς Φ8/1. ύο από αυτά τα δοκίµια (ΒΑJ1 και BAC2), αρχικώς υποβλήθηκαν σε δοκιµή κάµψης τριών σηµείων µε σταθερά αυξανόµενη φόρτιση, µέχρι πλήρους αστοχίας, εµφανίζοντας καµπτικού (BAC2) και καµπτοδιατµητικού τύπου αστοχίες (BAJ1). Κατά την επισκευή τους αφαιρέθηκε το ρηγµατωµένο σκυρόδεµα, ενώ οι οπλισµοί (διαµήκεις και εγκάρσιοι), που πιθανώς να είχαν διαρρεύσει, αφέθηκαν ανέπαφοι. Η αποκατάσταση των θραυσθέντων δοκιµίων έγινε µε µη-συρρικνούµενο τσιµεντοκονίαµα (EMACO) και κατόπιν επικολλήθηκαν (περιτύλιξη) φύλλα ινοπλισµένου πολυµερούς άνθρακα στα δύο ακραία τµήµατα των δοκών, µε τις ίνες προσανατολισµένες προς µία διεύθυνση, παράλληλα προς το ύψος της δοκούς, µε στόχο την επαύξηση της διατµητικής αντοχής (σχ. 6). Στη δοκό BAC2 τοποθετήθηκε επιπλέον ινοϋφασµα στο κάτω πέλµα, µε τις ίνες παράλληλα προς την κύρια διεύθυνση της δοκού, για επαύξηση της καµπτικής αντοχής. Τα επισκευασµένα και ενισχυµένα δοκίµια (BAJR1 και BACR2) υποβλήθηκαν εκ νέου σε δοκιµές κάµψης τριών σηµείων, µέχρι πλήρους αστοχίας, αλλά µε διαφορετική διάταξη φόρτισης µε στόχο την ενεργοποίηση της καµπτικής αστοχίας στη δοκό BAJR1 και της διατµητικής στη δοκό BACR2, που συνοδεύτηκε και από αστοχία του ινοϋφάσµατος (σχ. 7 και 8). Καταγράφηκε το επιβαλλόµενο φορτίο και οι βυθίσεις της δοκού στο µέσο και σε ενδιάµεσες θέσεις µεταξύ του µέσου της δοκού και των στηρίξεων. Με βάση τις σχέσεις άλλων ερευνητών (Kani 1966, Zsutty 1968, Pauley and Priestley 1992, Ζαράρης 22, ΕΚΩΣ-2), υπολογίστηκε η διατµητική και η καµπτική αντοχή των δοκών, συνεκτιµόντας επίσης τη συνεισφορά του ινοϋφάσµατος σε κάθε περίπτωση, κάνοντας χρήση τις παραµέτρους του ινοϋφάσµατος καθώς και παραµέτρων σχετικών µε τη συνάφεια, όπως προέκυψαν από απλές δοκιµές (Σταύρου 22). Η διατµητική αντοχή της δοκού (VR) προκύπτει ως άθροισµα της συνεισφοράς του σκυροδέµατος, 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, του Ζαράρη και του ΕΚΩΣ 2 δίνουν τιµές τόσο για το Vc όσο και για το Vw. Σε όλες τις περιπτώσεις προστίθεται και η συνεισφορά του ινοϋφάσµατος στη διατµητική αντοχή (Vfrp). Από τη σύγκριση πειραµατικών και αναλυτικών αποτελεσµάτων, τεκµηριώνονται οι µορφές αστοχίας που παρατηρήθηκαν κατά την πειραµατική ακολουθία (σχ. 7 και 8 και πίν. και 6). Άλλες δύο δοκοί ιδίων διαστάσεων και τρόπου όπλισης µε τις προηγούµενες, ενισχύθηκαν µε ινοϋφάσµατα και υποβλήθηκαν επίσης σε δοκιµές κάµψης τριών σηµείων µέχρι πλήρους αστοχίας, αλλά υπό διαφορετική διάταξη των θέσεων στήριξης και επιβολής του φορτίου (BAC3 και BAJ3). Η δοκός BAC3 αρχικώς είχε ενισχυθεί στο κεντρικό τµήµα του κάτω πέλµατος (σε µήκος 18cm) µε ινοϋφασµα µε στόχο την επαύξηση της καµπτικής αντοχής. Στη συνέχεια έγινε ενίσχυση των δύο ακραίων τµηµάτων, πλησίον των στηρίξεων, µε περιτύλιξη. Το κεντρικό τµήµα είχε µερικώς αγκυρωθεί, (2cm σε κάθε πλευρά) λόγω αυτής της περιτύλιξης του ινοϋφάσµατος (ΒΑC3-1, σχ. 6). Κατά τη διάρκεια της φόρτισης το ινοϋφασµα στο κεντρικό τµήµα είχε ολισθήσει από τις θέσεις αγκύρωσης παρασύροντας φλούδα σκυροδέµατος. Ακολούθως η δοκός αποφορτίστηκε και ενισχύθηκε το άνω πέλµα σε όλο το µήκος µεταξύ των στηρίξεων, όπου πλέον η αγκύρωση του ινοϋφάσµατος έγινε επί του ινοϋφάσµατος που είχε περιτυλιχθεί στα δύο άκρα. Έγινε αναστροφή της δοκού και υποβλήθηκε ξανά στην ίδια φορτιστική διαδικασία (ΒΑC3-2, σχ. 6). Αναπτύχθηκε αστοχία καµπτικού τύπου στο µέσο της δοκού (σχ. 9, πίν. 7), η οποία συνοδεύτηκε από θραύση του ινοϋφάσµατος στο κεντρικό τµήµα του κάτω πέλµατος, σε ένα µήκος περίπου 3cm. Η δοκός BAJ3 ενισχύθηκε στο κεντρικό τµήµα µε ινοϋφασµα (περιτύλιξη), επαυξάνοντας την καµπτική αντοχή στο τµήµα αυτό µέσω της περίσφιγξης. Στόχος αυτής της επέµβασης ήταν να προκληθεί διατµητική αστοχία στα δύο ακραία τµήµατα της δοκού, που δεν είχαν ενισχυθεί, στόχος ο οποίος και επετεύχθην (σχ. 1).

οκός BAJR1 (a=.9m) (επισκευή και ενίσχυση) οκός BACR2 (a=.4m) (επισκευή και ενίσχυση) P/2 P/2 P/2 P/2 7 6 4 1 4 6 οκός BAC3 1 (a=.66m) (µόνο ενίσχυση) οκός BAC3 2 (a=.66m) (µόνο ενίσχυση) 66 68 66 66 68 66 2 68 2 οκός BAJ2 (a=.66m) (µόνο ενίσχυση) 66 68 66 6 68 6 περιτύλιξη ινοϋφάσµατος µε τις ίνες παράλληλα µε το ύψος της δοκού εφαρµογή ινοϋφάσµατος µε τις ίνες παράλληλα µε το µήκος της δοκού Σχήµα 6. ιατάξεις φόρτισης και µορφές ενίσχυσης µε ινοϋφάσµατα των δοκών. Πίνακας. ιατµητική αντοχή και οριακό φορτίο δοκού BAJR1 (a=.9m) ΑΝΑΛΥΤΙΚΑ ΑΠΟΤΕΛΕΣΜΑΤΑ ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΗ ΜΕΤΡΗΣΗ ΜΕΘΟ ΟΛΟΓΙΑ Vc Vw Vfrp VR Pcr=2VR Pmax ΣΥΓΚΡΙΣΗ Pmax/Pcr Kani 69.87 146.12 8.22 296.21 92.42 42.21.68 Zsutty 66.8 146.12 8.22 296.21 86.38 4.2.21.69 Pauley-Priestley 8.6 146.12 8.22 296.21 68.8 42.21.71 Ζαράρης 136.1 126.4 8.22 296.21 686.36 42.21.9 ΕΚΩΣ-2* 13. 131.1 8.22 296.21 63.6 42.21.64 *Χωρίς συντελεστές ασφάλειας Πίνακας 6. ιατµητική αντοχή και οριακό φορτίο δοκού BACR2 (a=.4m) ΑΝΑΛΥΤΙΚΑ ΑΠΟΤΕΛΕΣΜΑΤΑ ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΗ ΜΕΤΡΗΣΗ ΜΕΘΟ ΟΛΟΓΙΑ Vc Vw Vfrp VR Pcr=2VR Pmax ΣΥΓΚΡΙΣΗ Pmax/Pcr Kani 173.77 146.12 8.22 4.11 8.22 663.84.83 Zsutty 121.66 146.12 8.22 348. 696. 663.84.9 Pauley-Priestley 8.6 146.12 8.22 284.4 68.8 663.84 1.17 Ζαράρης 137.6 89.44 8.22 36.72 613.44 663.84 1.8 ΕΚΩΣ-2* 281.8 131.1 8.22 492.81 98.62 663.84.67 *Χωρίς συντελεστές ασφάλειας

P [tn] 4 4 3 3 2 2 1 ΙΑΓΡΑΜΜΑ ΦΟΡΤΙΟΥ ΒΥΘΙΣΗΣ ΣΤΟ ΜΕΣΟ ΤΩΝ ΟΚΩΝ BAJ 1 (ΑΡΧΙΚΗ) ΚΑΙ BAJR 1 (ΕΠΙΣΚΕΥΑΣΜΕΝΗ) ΑΡΧΙΚΗ ΟΚΟΣ BAJ 1 Pmax=44, tn ΕΠΙΣΚΕΥΑΣΜΕΝΗ ΟΚΟΣ BAJR 1 Pmax= 41, tn ΑΡΧΙΚΗ ΟΚΟΣ P/2 P/2,8,8,8 ΕΠΙΣΚΕΥΑΣΜΕΝΗ P/2 P/2,9 1,,9 1 2 3 4 6 7 8 P [tn] 7 6 4 3 2 1 ΙΑΓΡΑΜΜΑ ΦΟΡΤΙΟΥ ΒΥΘΙΣΗΣ ΣΤΟ ΜΕΣΟ ΤΩΝ ΟΚΩΝ BAC 2 (ΑΡΧΙΚΗ) ΚΑΙ BACR 2 (ΕΠΙΣΚΕΥΑΣΜΕΝΗ) ΑΡΧΙΚΗ ΟΚΟΣ BAC2 Pmax=37,2 tn ΕΠΙΣΚΕΥΑΣΜΕΝΗ ΟΚΟΣ BACR2 Pmax=67,68 tn 1 2 3 4 6 7 8,4 m ΑΡΧΙΚΗ ΟΚΟΣ P/2 P/2,9 m 1, m,9 m ΕΠΙΣΚΕΥΑΣΜΕΝΗ P/2 P/2 1 m,4 m Q [tn] 4 4 3 3 2 2 1 ΙΑΓΡΑΜΜΑ ΡΟΠΗΣ - ΒΥΘΙΣΗΣ ΣΤΟ ΜΕΣΟ TΩΝ ΟΚΩΝ BAJ 1 (ΑΡΧΙΚΗ) ΚΑΙ BAJR1 (ΕΠΙΣΚΕΥΑΣΜΕΝΗ) ΑΡΧΙΚΗ ΟΚΟΣ BAJ1 Qmax=22, tn KANI Qu=22,7 tn PAULAY-PRIESTLEY Qu=2,81 tn ΕΚΩΣ (χωρίς Σ.Α.) Qu=23,96 tn ΕΠΙΣΚΕΥΑΣΜΕΝΗ ΟΚΟΣ BAJR 1 Qmax=2, tn ZSUTTY Qu=21,71 tn ΖΑΡΑΡΗΣ Qu=26,8 tn 1 2 3 4 6 7 8 Q [tn] 4 4 3 3 2 2 1 ΙΑΓΡΑΜΜΑ ΡΟΠΗΣ - ΒΥΘΙΣΗΣ ΣΤΟ ΜΕΣΟ TΩΝ ΟΚΩΝ BAC 2 (ΑΡΧΙΚΗ) ΚΑΙ BACR 2 (ΕΠΙΣΚΕΥΑΣΜΕΝΗ) ΑΡΧΙΚΗ ΟΚΟΣ BAC 2 Qmax=18,6 tn ΕΠΙΣΚΕΥΑΣΜΕΝΗ ΟΚΟΣ BAC2 Qmax=33,84 tn KANI Qu=4,79 tn ZSUTTY Qu=3,47 tn PAULAY-PRIESTLEY Qu=28,99 tn ΖΑΡΑΡΗΣ Qu=31,26 tn ΕΚΩΣ (χωρίς Σ.Α.) Qu=36,23 tn 1 2 3 4 6 7 8 2 ΙΑΓΡΑΜΜΑ ΡΟΠΗΣ ΒΥΘΙΣΗΣ ΣΤΟ ΜΕΣΟ ΤΩΝ ΟΚΩΝ BAJ1 (ΑΡΧΙΚΗ) ΚΑΙ BAJR 1 (ΕΠΙΣΚΕΥΑΣΜΕΝΗ) 2 ΙΑΓΡΑΜΜΑ ΡΟΠΗΣ ΒΥΘΙΣΗΣ ΣΤΟ ΜΕΣΟ ΤΩΝ ΟΚΩΝ BAC 2 (ΑΡΧΙΚΗ) ΚΑΙ BACR 2 (ΕΠΙΣΚΕΥΑΣΜΕΝΗ) M [tnm] 1 BAJ1 Mmax=17,8 tnm ΕΠΙΣΚΕΥΑΣΜΕΝΗ ΟΚΟΣ BAJR 1 Mmax=18,4 tnm ΡΟΠΗ ΑΝΤΟΧΗΣ Mu=18,61 tnm (οπλισµός fu=66 MPa) ΡΟΠΗ ΙΑΡΡΟΗΣ My=,7 tnm (οπλισµός fy=4 MPa) 1 2 3 4 6 7 8 M [tnm] 1 ΑΡΧΙΚΗ ΟΚΟΣ BAC2 Mmax=16,74 tnm ΕΠΙΣΚΕΥΑΣΜΕΝΗ ΟΚΟΣ BAC2 Mmax=,23 tnm Mu=18,61 tnm (fu=66 MPa) My=,7 tnm (fy=4 MPa) Mu=17,7 tnm (FRP ε=1%) 1 2 3 4 6 7 8 ΑΛΛΗΛΟΥΧΙΑ ΕΛΑΣΤΙΚΗΣ ΓΡΑΜΜΗΣ ΟΚΟΥ BAJR1,,4,9 1,3 1,8 2,2 2,7 ΑΛΛΗΛΟΥΧΙΑ ΕΛΑΣΤΙΚΗΣ ΓΡΑΜΜΗΣ ΟΚΟΥ BACR2,,4,9 1,3 1,8 2,2-1 -2-3 -4 - -6-7 -8 P = 1 tn P = 2 tn P = 3 tn P = 3 tn Pmax=41tn P = 39 tn - -1 - -2-2 -3-3 -4-4 P=1 tn P=2 tn P=3 tn P=4 tn P= tn P=6 tn Pmax=67,68 tn P=6 tn P= tn P=4 tn Σχήµα 7. ιαγράµµατα φόρτισης βυθίσεων και ελαστικής γραµµής βύθισης δοκού BAJR1 (a=.9m) Σχήµα 8. ιαγράµµατα φόρτισης βυθίσεων και ελαστικής γραµµής βύθισης δοκού BACR2 (a=.4m)

6 ΙΑΓΡΑΜΜΑ ΦΟΡΤΙΟΥ ΒΥΘΙΣΗΣ ΣΤΟ ΜΕΣΟΝ ΤΩΝ ΟΚΩΝ BAC-3-1(ΜΗΚΟΣ ΑΓΓΥΡΩΣΗΣ,2m) KAI BAC 3-2 (ΜΗΚΟΣ ΑΓΓΥΡΩΣΗΣ,2m) ΕΠΙΒΑΛΛΟΜΕΝΟ ΦΟΡΤΙΟ - ΒΥΘΙΣΗ ΣΤΟ ΜΕΣΟ ΤΗΣ ΟΚΟΥ BAJ2 BAJ 2, Pmax=1,78 tn 4 P/2 P/2 4 P [tn] 3 2 1,66 m,68 m,66 m BAC 3-1Pmax=4,4 tn ΟΛΙΣΘΗΣΗ (Lb=,2 m, αγγύρωση στο σκυρόδεµα) BAC 3-2 Pmax=8,2 tn ΘΡΑΥΣΗ (Lb=,44 m, αγγύρωση στο ινοϋφασµα), 1, 2, 3, 4,, 6, 7, 8, P [tn] 3 2 1 P/2 P/2,66 m,68 m,66 m 1 2 3 4 6 7 8 4 ΙΑΓΡΑΜΜΑ ΦΟΡΤΙΟΥ ΒΥΘΙΣΗΣ ΣΤΟ ΜΕΣΟΝ ΤΩΝ ΟΚΩΝ BAC-3-1(ΜΗΚΟΣ ΑΓΓΥΡΩΣΗΣ,2m) KAI BAC 3-2 (ΜΗΚΟΣ ΑΓΓΥΡΩΣΗΣ,2m) ε) 3 ΙΑΓΡΑΜΜΑ ΤΕΜΝΟΥΣΑΣ - ΒΥΘΙΣΗΣ ΣΤΟ ΜΕΣΟ ΤΩΝ ΟΚΩΝ (ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΕΣ ΤΙΜΕΣ, α=,66 m) ΚΑΙ ΣΥΓΚΡΙΣΗ ΜΕ ΥΠΟΛΟΣΤΙΚΕΣ ΤΙΜΕΣ 4 3 2 Q [tn] 3 2 2 1 BAC 3-1 Qmax=27,1 tn ΟΛΙΣΘΗΣΗ (Lb=,2 m, αγγύρωση στο σκυρόδεµα) BAC 3-2 Qmax=29,2 tn ΘΡΑΥΣΗ (Lb=,44 m, αγγύρωση στο ινοϋφασµα) KANI Qu=33,8 tn ZSUTTY Qu=3,63 tn ZAPAPHΣ Qu=31,8 tn ΕΚΩΣ (χωρίς ΣΑ) Qu=31,14 tn, 1, 2, 3, 4,, 6, 7, 8, Q [tn] 2 1 a =,66 m BAJ 2 Qmax=2,89 tn KANI Qu=2,8 tn ZSUTTY Qu=23,48 tn PAULAY-PRIESTLEY Qu=2,8 tn ΖΑΡΑΡΗΣ Qu=26,11 tn ΕΚΩΣ (χωρίς Σ.Α.) Qu=24,84 tn 1 2 3 4 6 7 8 2 ΙΑΓΡΑΜΜΑ ΦΟΡΤΙΟΥ ΒΥΘΙΣΗΣ ΣΤΟ ΜΕΣΟΝ ΤΩΝ ΟΚΩΝ BAC-3-1(ΜΗΚΟΣ ΑΓΓΥΡΩΣΗΣ,2m) KAI BAC 3-2 (ΜΗΚΟΣ ΑΓΓΥΡΩΣΗΣ,2m) στ) 2 ΙΑΓΡΑΜΜΑ ΡΟΠΗΣ - ΒΥΘΙΣΗΣ ΣΤΟ ΜΕΣΟ ΤΩΝ ΟΚΩΝ (ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΕΣ ΤΙΜΕΣ, α=,66 m) ΚΑΙ ΣΥΓΚΡΙΣΗ ΜΕ ΥΠΟΛΟΣΤΙΚΕΣ ΤΙΜΕΣ M [tnm] 1 M [tnm] 1 BAJ 2 Mmax=17,9 tnm BAC 3-1 Mmax=17,87 tnm ΟΛΙΣΘΗΣΗ (Lb=,2 m, αγγύρωση στο σκυρόδεµα) BAC 3-2 Mmax=19,27 tnm ΘΡΑΥΣΗ (Lb=,44 m, αγγύρωση στο ινοϋφασµα) ΡΟΠΗ ΑΝΤΟΧΗΣ Mu=19,31 tnm (FRP ε=1%), 1, 2, 3, 4,, 6, 7, 8, a =,66 m Mu=19,7 tnm (fu=66 MPa και fcc=38,2 MPa) 1 2 3 4 6 7 8 Σχήµα 9. ιαγράµµατα φόρτισης βυθίσεων δοκού BAC3-1 και BAC3-2 (a=.66m) Σχήµα 1. ιαγράµµατα φόρτισης βυθίσεων δοκού BAJ2 (a=.66m) Πίνακας 7. ιατµητική αντοχή και οριακό φορτίο δοκού BAC3-2 (a=.66m) ΑΝΑΛΥΤΙΚΑ ΑΠΟΤΕΛΕΣΜΑΤΑ ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΗ ΜΕΤΡΗΣΗ ΜΕΘΟ ΟΛΟΓΙΑ Vc Vw Vfrp VR Pcr=2VR Pmax ΣΥΓΚΡΙΣΗ Pmax/Pcr Kani.69 146.12 8.22 332.3 664.6 33.66.8 Zsutty 74.13 146.12 8.22 3.47 6.94 33.66.89 Pauley-Priestley 8.6 146.12 8.22 284.4 68.8 33.66.94 Ζαράρης 139. 92.73 8.22 312.4 624.9 33.66.8 ΕΚΩΣ-2* 13. 131.1 8.22 3.28 63.6 33.66.84 *Χωρίς συντελεστές ασφάλειας

. ΣΥΜΠΕΡΑΣΜΑΤΑ 1. Από την πειραµατική µελέτη σε κυλινδρικά δοκίµια άοπλου σκυροδέµατος σε µονοαξονική θλίψη παρατηρήθηκε διγραµµικός κλάδος των τάσεων µε τις αξονικές και τις εγκάρσιες παραµορφώσεις και εκρηκτική αστοχία του ινοϋφάσµατος στο στάδιο της οριακής του κατάστασης. 2. Για ίδιας µορφής φόρτιση σε επισκευασµένα υποστυλώµατα τετραγωνικής διατοµής, προέκυψε ότι σηµαντικό µέρος του µέγιστου θλιπτικού φορτίου µπορεί να διατηρηθεί για επίπεδα παραµόρφωσης µεγαλύτερα απ αυτό που αντιστοιχεί στο µέγιστο φορτίο και ότι η εντατική κατάσταση στο ινοϋφασµα επηρεάζεται αρνητικά από τις γωνίες του υποστυλώµατος. Επίσης, τόσο για το επίπεδο της µέγιστης θλιπτικής τάσης όσο και για την αξονική παραµόρφωση που αναπτύσσεται σ αυτό το επίπεδο, παρατηρήθηκαν σχετικές αποκλίσεις µεταξύ πειραµατικών µετρήσεων και αποτελεσµάτων που προκύπτουν από υπολογιστικές εκφράσεις, θέµα το οποίο χρήζει περαιτέρω διερεύνησης. 3. Από πειραµατικές δοκιµές κάµψης τριών σηµείων µέχρι πλήρους αστοχίας, σε επισκευασµένες ή/και ενισχυµένες µε ινοϋφάσµατα δοκούς ίδιας γεωµετρίας, διαπιστώθηκε ότι ο µηχανισµός αστοχίας (καµπτικός, καµπτοδιατµητικός, διατµητικός) επηρεάζεται σε µεγάλο βαθµό ή µεταβάλλεται από τη θέση και τη µορφή ενίσχυσης µε ινοϋφάσµατα των δοκών (ενίσχυση καµπτικής ή διατµητικής αντοχής), παράµετρος η οποία θα πρέπει να διερευνάται ιδιαίτερα. Τέλος, οι µορφές αστοχίας που είχαν προκύψει σε κάθε πείραµα προσεγγίστηκαν σε ικανοποιητικό βαθµό από τα αποτελέσµατα υπολογιστικών εκφράσεων άλλων ερευνητών. ΒΙΒΛΙΟΓΡΑΦΙΑ 1. Μ. ηµοσθένους, Γ.Χ. Μάνος,.Σ. Στάρου και Β. Κουρτίδης, «Πειραµατική διερεύνηση της επιρροής χειροποίητων και µηχανοποίητων εγκάρσιων οπλισµών σε δοµικά στοιχεία Ο/Σ» 14 ο Ελληνικό Συνέδριο Σκυροδέµατος, Κως, 23. 2. Α.Ι. Καραµπίνης και Θ.Χ. Ρουσάκης, «Κυλινδρικά στοιχεία σκυροδέµατος περισφιγµένα µε ανθρακονήµατα σε αξονική καταπόνηση», Πρακτικά Α Ελληνικού Συνεδρίου Σύνθετων Υλικών Σκυροδέµατος, σελ. 287-296, Ξάνθη, 2. 3. Τ. Pauley, M. J. N. Priestley «Seismic Design of Reinforced Concrete and Masonry Structures», J. Wiley & Sons, INC USA 1992. 4. Σ. Πανταζοπούλου, «Μανδύες από σύνθετα υλικά ως µέσο επισκευής στοιχείων Ο/Σ.», Ηµερίδα ΤΕΕ «Ενίσχυση κατασκευών µε σύνθετα υλικά», Μάιος, 2... Σταύρου, «Πειραµατική και υπολογιστική διερεύνηση επισκευής ενίσχυσης άοπλων και οπλισµένων δοκιµίων σκυροδέµατος µε τη χρήση ινοπλισµένων πολυµερών», Μεταπτυχιακή διπλωµατική εργασία, Τµήµα Πολιτικών Μηχανικών, Α.Π.Θ., 22. 6. G. N. J. Kani, «Basic Facts Concerning Shear Failure», J. ACI, Vol. 63, Jun. 1966, pp. 67-692. 7. T. C. Zsutty, «Beam Shear Strength Prediction by Analysis of Existing Data», Journal ACI, Vol. 6, November 1968, pp. 943-91. 8. Π.. Ζαράρης (22) «Μέθοδοι Υπολογισµού Σιδηροπαγούς Σκυροδέµατος», Εκδοτικός οίκος Αδελφών Κυριακίδη, Θεσσαλονίκη. 9. ΟΑΣΠ ΣΠΜΕ (2), «Ελληνικός Κανονισµός Ωπλισµένου Σκυροδ. ΕΚΩΣ 2».