Πειραµατική διερεύνηση παλαιού τύπου θλιβόµενων στοιχείων Ο.Σ. µε διαβρωµένο οπλισµό: ενίσχυση / επισκευή µε µανδύες συνθέτων υλικών

Πειραµατική διερεύνηση παλαιού τύπου θλιβόµενων στοιχείων Ο.Σ. µε διαβρωµένο οπλισµό: ενίσχυση / επισκευή µε µανδύες συνθέτων υλικών Σ. Π. Ταστάνη MASc Πολιτικός Μηχανικός, Υποψήφια ιδάκτωρ ΠΘ Σ. Ι. Πανταζοπούλου ρ. Πολιτικός Μηχανικός, Καθηγήτρια ΠΘ Λέξεις κλειδιά: διάβρωση, µανδύες συνθέτων υλικών (FRPs), επισκευή, ενίσχυση, υποστηλώµατα, θλίψη ΠΕΡΙΛΗΨΗ: Με κίνητρο την «διπλή» τρωτότητα υφιστάµενων κατασκευών παλαιού τύπου (ανεπαρκείς πρακτικές όπλισης εποχής) στο έντονα διαβρωτικό περιβάλλον του ελλαδικού χώρου διεξήχθη πειραµατικό πρόγραµµα µε 21 πρισµατικά δοκίµια οπλισµένου σκυροδέµατος σχεδιασµένα µε κατασκευαστικές λεπτοµέρειες Κανονισµών Σχεδιασµού προ του 198 τα οποία συντηρήθηκαν σε ελεγχόµενες συνθήκες επιταχυνµένης ηλεκτροχηµικής διάβρωσης και στη συνέχεια φορτίσθηκαν σε κεντρική θλίψη. Κύρια παράµετρος µελέτης ήταν η εφαρµογή εγκάρσια στον άξονα των στοιχείων FRP µανδυών ως µέσο για α) βελτίωση της παραµορφωσιµότητας του θλιβόµενου οπλισµένου σκυροδέµατος λόγω της συµβαλλόµενης παθητικής περίσφιγξης του µανδύα και β) παρεµπόδιση περαιτέρω διάβρωσης λόγω της αδιαπερατότητας του συστήµατος ρητίνης FRP ινοϋφάσµατος σε διαβρωτικούς παράγοντες. 1 ΕΙΣΑΓΩΓΗ Η χαρτογράφηση µετά τον καταστροφικό σεισµό της Αθήνας (9/99) των βλαβών που υπέστησαν πολλές κατασκευές παλαιού τύπου ανέδειξε, εκτός των εγγενών ανεπαρκειών που αφορούν στην µέθοδο όπλισης της εποχής, το συνδυασµένο πρόβληµα εκτεταµένης διάβρωσης των οπλισµών (διαµήκεις και εγκάρσιες ράβδοι) που στην πλειοψηφία των περιπτώσεων οφείλετο σε ενανθράκωση του σκυροδέµατος επικάλυψης. Η διαπιστούµενη ανεπάρκεια των πρακτικών όπλισης, που εντοπίζεται κυρίως στην έλλειψη καλά αγκυρωµένων κλειστών συνδετήρων είναι αποτέλεσµα της διαφορετικής φιλοσοφίας σχεδιασµού της εποχής (προ του 198) που βασιζόταν αποκλειστικά σε κριτήρια αντοχής χωρίς ικανοτικούς ελέγχους. Σήµερα γνωρίζουµε ότι στοιχεία αυτής της κατηγορίας υπόκεινται σε πρόσθετες επιβαρύνσεις λόγω της ανεπαρκούς περίσφιγξης, που συνοψίζονται σε ταχύτατη αποσύνθεση της αντοχής λόγω ανακυκλιζόµενης φόρτισης και απώλεια φέρουσας ικανότητας έναντι κατακόρυφων φορτίων λόγω πρώιµου λυγισµού των διαµηκών οπλισµών. Με αυτά τα δεδοµένα διάταξης οπλισµών, οι συνέπειες της διάβρωσης είναι πολλαπλές. Αφενός παρατηρείται αποµείωση της διατοµής των συνδετήρων διότι αποτελούν το πρώτο µέτωπο χηµικής προσβολής του µετάλλου λόγω εγγύτητας προς την ελεύθερη παρειά του στοιχείου και κατά κανόνα αποτελούνται από ράβδους µικρής διαµέτρου. Ο χάλυβας αυτός ψαθυροποιείται, η δε επικάλυψη του σκυροδέµατος αποφλοιώνεται εκθέτοντας έτσι και τους διαµήκεις οπλισµούς σε περαιτέρω αποσύνθεση (Σχ. 1α). Σηµειώνεται ότι µε την 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, Liu & Weyers 1998, Pantazopoulou & Papoulia 21). Επιπλέον οι µηχανισµοί αγκύρωσης των διαµηκών ράβδων αποµειώνονται µετά από εκτεταµένη έκθεση σε οξείδωση, επειδή οι δύο

µηχανισµοί (αγκύρωση και διάβρωση) δρουν ανταγωνιστικά για ενεργοποίηση της εφελκυστικής αντοχής του σκυροδέµατος έναντι των εσωτερικών αποσχιστικών πιέσεων που επιβάλουν και οι δύο µηχανισµοί στην άντυγα της οπής που αρχικά καταλαµβάνει η ράβδος (Σχ. 1β, 1γ). α) β) Εφελκυστικές τάσεις στο σκυρόδεµα σκουριά ιογκωτικές τάσεις προϊόντων διάβρωσης ρωγµή γ) Αποµένουσα διατοµή ράβδου Αρχική διατοµή ράβδου Ελεύθερη διόγκωση Σχήµα 1. α) διαβρωµένο υποστήλωµα, β) Εντατική κατάσταση στο σκυρόδεµα λόγω της διογκωτικής φύσης της διάβρωσης και γ) διαβρωµένη ράβδος οπλισµού Το διττό πρόβληµα της αναβάθµισης που αντιµετωπίζουν οι παλαιότερες, ανεπαρκώς οπλισµένες κατασκευές µε συσσωρευµένες βλάβες από διάβρωση µπορεί να έχει βιώσιµη λύση µε την χρήση µανδυών από ινοπλισµένα πολυµερή (FRP wraps) αφενός ως µέσο ενίσχυσης αλλά και ως αδιαπέραστο εµπόδιο λόγω της σύστασης της σκληρυµένης ρητίνης στην διάχυση διαβρωτικών παραγόντων. 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.5 (Imran & Pantazopoulou 1996, Pantazopoulou 1995).) Όµως, η επίτευξη σηµαντικής 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 θλιβόµενων διαµηκών οπλισµών µέσω των συνδετήρων. Αραιή διάταξη συνδετήρων 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 συµπεριφοράς του άοπλου σκυροδέµατος ή οπλισµένου µε σπειροειδή οπλισµό (σηµειωθείσες πλαστιµότητες παραµορφώσεων µ s =6 9, FIB Bulletin No 14, Pantazopoulou κ.α. 21, Lee κ.α. 2, Σ. Πανταζοπούλου 2, Karabinis & Rousakis 23, Debaiky κ.α 22). Ωστόσο στην περίπτωση οπλισµένου σκυροδέµατος µε αραιά τοποθετηµένους συνδετήρες υπό κεντρική θλίψη δεν τεκµηριώνονται ανάλογες αυξήσεις από την συµβολή του µανδύα, κυρίως λόγω πρώιµης εξάντλησης της φέρουσας ικανότητας του σύνθετου υλικού από συγκέντρωση τάσεων στα σηµεία λυγισµού των ενσωµατωµένων διαµηκών οπλισµών (σηµειωθείσες πλαστιµότητες µ s =4 6, Plakantaras κ.α. 21). Στην περίπτωση δοµικών στοιχείων προσβεβληµένων από διάβρωση (Σχ. 1α), η πρόταση για εφαρµογή συνθέτων µανδυών (FRP) είχε αρχικά βασισθεί στην προσδοκία ότι ο εγκάρσια επικολληµένος µανδύας θα λειτουργεί ως µηχανισµός περιορισµού της διεύρυνσης των ρωγµών

αναπτύσσοντας ισοδύναµη περισφικτική τάση αφού η διαδικασία της διάβρωσης µεταλλικού οπλισµού είναι διογκωτικής φύσης φαινόµενο (Pantazopoulou κ.α. 21, Lee κ.α. 2). Από πειραµατικές έρευνες σε κυλινδρικά θλιβόµενα στοιχεία µε διαµήκη και εγκάρσιο οπλισµό (Lee κ.α. 2, Pantazopoulou κ.α. 21, Debaiky κ.α. 22) έχει δειχθεί ότι η αποτελεσµατικότητα του µανδύα ως µέσο επιβράδυνσης του ρυθµού διάβρωσης σχετίζεται µε την αδιαπερατότητα της χηµικά αδρανούς ρητίνης στην σκληρυµένη της κατάσταση, που παρεµποδίζει την ελεύθερη διείσδυση οξυγόνου και υγρασίας, συστατικών που είναι απαραίτητα για την συντήρηση της οξειδωτικής διαδικασίας. Το στοιχείο αυτό τεκµηριώθηκε µε πειραµατικές µετρήσεις πλευρικής διόγκωσης και έντασης ρεύµατος σε αρχικώς διαβρωµένα και στην συνέχεια επισκευασµένα µε µανδύες υποστυλώµατα οπλισµένου σκυροδέµατος κυκλικής διατοµής τα οποία υπέστησαν εκ νέου κύκλο διάβρωσης µετά την επισκευή. Σηµειώνεται ότι σε όλες τις περιπτώσεις, οι τιµές είναι σηµαντικά µειωµένες σε σύγκριση µε την αρχική φάση οξείδωσης (προ της επισκευής), οδηγώντας στο συµπέρασµα ότι µέσω εγκιβωτισµού, δηλ. µε µηχανικά µέσα, είναι δυνατόν να επιτευχθεί αύξηση της ενέργειας που απαιτείται για την συντήρηση της χηµικής διεργασίας.. Στοιχεία µε βλάβες από διάβρωση και παλαιού τύπου διάταξη οπλισµών έχουν δοκιµασθεί σε ανακυκλιζόµενη τέµνουσα από τους Φαρδή κ.ά. (21) 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. (23). Όπως και στην περίπτωση της κεντρικής φόρτισης συνάγεται ότι οι µανδύες µπορούν να βελτιώσουν αποτελεσµατικά την παραµορφωσιµότητα των δοµικών στοιχείων (δηλ. να αποκαταστήσουν την έλλειψη των συνδετήρων) όµως η φέρουσα ικανότητα του δοµικού στοιχείου επηρεάζεται ανεπανόρθωτα από την µείωση διατοµής του διαµήκους οπλισµού. Το αντικείµενο της παρούσας εργασίας είναι η διερεύνηση της αποτελεσµατικότητας της τεχνικής επισκευής / ενίσχυσης µε σύνθετους µανδύες σε στοιχεία οπλισµένου σκυροδέµατος ορθογωνικής διατοµής µε ανεπαρκείς συνδετήρες (δηλ. διατεταγµένους σύµφωνα µε παλαιότερες αντιλήψεις) και συσσωρευµένη βλάβη από οξείδωση του κλωβού οπλισµών. Το πειραµατικό πρόγραµµα απαρτίσθηκε από 21 υποστυλώµατα τετράγωνης διατοµής σε κλίµακα 2/3:1, τα οποία δοκιµάσθηκαν µέχρις αστοχίας σε κεντρική θλίψη. Με εξαίρεση µικρό αριθµό δοκιµίων- µαρτύρων η πλειοψηφία των υποστυλωµάτων αρχικά υπεβλήθησαν σε επιταχυνµένη ηλεκτροχηµική διαδικασία διάβρωσης υπό ελεγχόµενες εργαστηριακές συνθήκες στο Εργαστήριο Οπλισµένου Σκυροδέµατος του ΠΘ, µέχρι την επίτευξη προκαθορισµένου βαθµού βλάβης (δηλ. απώλεια µάζας σιδήρου). Στην συνέχεια και προ της δοκιµής υπό µηχανικό φορτίο τα δοκίµια επισκευάσθηκαν µε µανδύες ινοπλισµένων πολυµερών (FRPs). 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 επισκευής (απλή εφαρµογή µανδύα στην ήδη ρηγµατωµένη επικάλυψη ή αντικατάσταση της ρηγµατωµένης πλήρως εµποτισµένης µε χλωριόντα και παράγωγα σκουριάς- επικάλυψης µε κονίαµα υψηλής αντοχής). 2 ΣΧΕ ΙΑΣΜΟΣ ΚΑΙ ΙΑΒΡΩΣΗ ΟΚΙΜΙΩΝ 2.1 Σχεδιασµός Υλικά Οι διαστάσεις των δοκιµίων ήταν 2mm 2mm 32mm (ύψος). Οι διαµήκεις οπλισµοί αποτελούντο από τέσσερις ράβδους ονοµαστικής διαµέτρου 12mm και κατηγορίας S5 (Σχ. 2β) σε ποσοστό επί της ενεργούς διατοµής ρ s =A s /(bd)=1.34%. Το ποσοστό αυτό αντιστοιχεί σε ράβδους Φ14 σε κλίµακα 2/3:1 που σύµφωνα µε τον Ελληνικό Κανονισµό του 1953 αποτελούσαν τον ελάχιστο οπλισµό που θα τοποθετείτο σε υποστήλωµα τετράγωνης διατοµής πλευράς 3mm. Τα κάτω άκρα των ράβδων αγκυρώθηκαν µε κάµψη προς το εσωτερικό του πυρήνα της διατοµής ώστε να αποφευχθεί το ενδεχόµενο ρηγµάτωσης λόγω συγκέντρωσης τάσεων, ενώ 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. Υπό την ίδια κλίµακα τοποθετήθηκαν συνδετήρες διαµέτρου 5mm ανά 14mm (ογκοµετρικό ποσοστό ρ v =.4% - δηλ. εξαιρετικά φτωχή περίσφιγξη).

Τάση (MPa) 7 6 5 4 α) Χάλυβας 5 β) Σκυρόδεµα 3 2 2 1 1 Παραµόρφωση (% ) Χρόνος (ηµέρες)..2.4.6.8 1. 1.2 28 5 1 15 2 Σχήµα 2. α) Χαρακτηριστικό διάγραµµα τάσης παραµόρφωσης χάλυβα και β) αντοχή σκυροδέµατος σε διάφορες ηλικίες Θλιπτική αντοχή fc (MPa) 4 3 3.5 34 41 Οι ακραίες περιοχές των δοκιµίων περισφίχθηκαν µε επιπρόσθετους συνδετήρες διαµέτρου 8mm ώστε να αποφευχθεί πρόωρη αστοχία κοντά στις φορτιζόµενες επιφάνειες. Η τάση διαρροής και θραύσης των συνδετήρων προσδιορίστηκε πειραµατικά σε 33MPa και 43MPa αντιστοίχως, ενώ η αγκύρωσή τους έγινε µε ένα ορθογωνικό (9 ο ) και ένα καµπύλο (135 ο ) άγκιστρο ώστε να προσοµοιωθεί η κατασκευαστική πρακτική της εποχής που µελετάται στην προκείµενη έρευνα. Η καθαρή επικάλυψη ήταν µόλις 2mm (<2Φ=24mm) έτσι ώστε ο χρόνος διάχυσης των συστατικών διάβρωσης µέσω της επικάλυψης προς τους οπλισµούς να είναι σύντοµος. Στο Σχήµα 3 (α και β) απεικονίζονται όλες οι γεωµετρικές λεπτοµέρειες των δοκιµίων. Στο Σχήµα 3γ φαίνεται η διάταξη τεταρτοκυκλίων πλαστικού σωλήνα διαµέτρου 6mm, που χρησιµοποιήθηκαν στις γωνίες των ξυλοτύπων για την δηµιουργία στρογγυλεµένων γωνιών ώστε να αποφευχθεί το ενδεχόµενο πρώιµης αστοχίας του µανδύα επισκευής από συγκέντρωση τάσεων στις θέσεις αυτές. α) D b,st =12 A τάση 6V β) γ) D b,st =8 4 5 D b,st =5 r = 3 c = 2 5 l=32 14 h = 2 4 b = 2 b = 2 Σχήµα 3. α) Γεωµετρικές λεπτοµέρειες δοκιµίων, β) άποψη κλωβού και γ) κατάσταση προ σκυροδέτησης όπου διαφαίνεται η µέθοδος εξοµάλυνση των γωνιών Επιπλέον σκυροδετήθηκαν 12 κύλινδροι διαστάσεων 15 3mm για µέτρηση της θλιπτικής αντοχής του σκυροδέµατος στα διάφορα στάδια του πειραµατικού προγράµµατος. Ενδεικτικά η µέση θλιπτική αντοχή (από τρεις δοκιµές) στις 28 ηµέρες ήταν 3MPa, τιµή αρκετά υψηλή σε σχέση µε τα σκυροδέµατα που χρησιµοποιούντο στην πράξη πριν 2 χρόνια (15 25MPa). Το

γεγονός αυτό επέκτεινε το προβλεπόµενο χρονικό διάστηµα εφαρµογής της ηλεκτροχηµικής διάβρωσης κατά έναν µήνα για επίτευξη απώλειας µάζας σιδήρου σε ποσοστό 5% κατά βάρος. 2.2 Συντήρηση δοκιµίων σε επιταχυνµένη ηλεκτροχηµική διάβρωση Μετά από διάστηµα ωρίµανσης 28 ηµερών από την σκυροδέτηση, 19 από τα δοκίµια συνδέθηκαν σε ηλεκτροχηµικό κύκλωµα διάβρωσης σκοπώντας σε απώλεια µάζας σιδήρου τέτοια που να ανταποκρίνεται σε ανάπτυξη δικτύου ρωγµών µικρού εύρους (έως και.5mm) στις παράπλευρες επιφάνειες των δοκιµίων. ύο δοκίµια διατηρήθηκαν άθικτα για να χρησιµοποιηθούν ως σηµείο αναφοράς στις µετέπειτα δοκιµές (τα δοκίµια αυτά συµβολίζονται µε τον χαρακτήρα U στον Πίνακα 1, στήλη 1). Στο κύκλωµα οι διαµήκεις ράβδοι (και οι συνδετήρες) λειτουργούσαν ως άνοδος ενώ ως κάθοδος χρησιµοποιήθηκε µεταλλική εσχάρα. Τα δοκίµια και η µεταλλική εσχάρα τοποθετήθηκαν σε δεξαµενή µε υδάτινο διάλυµα χλωριούχου νατρίου (NaCl) περιεκτικότητας κατά βάρος 3%. Στα άκρα του κυκλώµατος εφαρµόστηκε σταθερή τάση 6 Volt ενώ για την µέτρηση της έντασης του ρεύµατος παρεµβλήθηκαν στο κύκλωµα αµπερόµετρα (Σχ. 3α). Τα δοκίµια υπέστησαν κύκλους ύγρανσης / ξήρανσης µε τριήµερη περιοδικότητα σκοπώντας σε καλύτερη οξυγόνωση και παραγωγή οξειδίων µεγάλου µοριακού όγκου (κόκκινη σκουριά). Η φάση ύγρανσης διαρκούσε µία ηµέρα (µε συχνή κατάβρεξη των επιφανειών µε υδατοδιάλυµα NaCl) ενώ η αντίστοιχη φάση ξήρανσης δύο ηµέρες. Σύµφωνα µε προηγούµενες µελέτες (Andrade κ.α. 1993) απώλεια µάζας σιδήρου της τάξεως του 5% κατά βάρος (υπολογισµένη σύµφωνα µε τον νόµο του Faraday) αποτελεί κρίσιµο όριο για την οριακή κατάσταση λειτουργικότητα µιας κατασκευής µε αναπτυσσόµενα εύρη ρωγµών.2.4mm. Μετά από περίοδο τριών µηνών όλα τα δοκίµια είχαν υποστεί βλάβη στο κατώτερο τµήµα µε ανάπτυξη κυρίως εγκαρσίων ρωγµών στο ύψος των συνδετήρων και σε µικρότερο βαθµό µε δηµιουργία διαµηκών ρωγµών παράλληλα µε τις κύριες ράβδους οπλισµού (Σχ. 4α). Η µάζα σιδήρου Μ s (σε grs) που καταναλώνεται στο χρόνο t (σε secs) υπολογίζεται κατά προσέγγιση από το διερχόµενο ρεύµα Ι corr (σε Amps) µέσω του νόµου του Faraday ως εξής: Μ = t A/( n F) (1) s I corr όπου Α είναι η ατοµική µάζα του σιδήρου (55.87grs), n είναι το σθένος της αντίδρασης (για προϊόν διάβρωσης Fe(OH) 2 το σθένος λαµβάνεται ως 2) και F είναι η σταθερά του Faraday (96,487Coulombs g/equiv.). Από την µέση ζυγισµένη µάζα του αδιάβρωτου κλωβού, η οποία ήταν 2448grs, και τις καταγραφές της έντασης καθ όλο το χρονικό διάστηµα, προσδιορίστηκε η α) β) 8 6 4 2 Απώλεια Μάζας σιδήρου (%) R2C4 R2G2 S R3C2 R2C2 R2G4 Προ επισκευής Μετά επισκευής Χρόνος (ηµέρες) 4 8 12 16 Σχήµα 4. α) Πρόκληση βλάβης λόγω διάβρωσης και β) ιστορικό απώλειας σιδήρου καθ όλη την διάρκεια του πειραµατικού προγράµµατος

ποσοστιαία απώλεια µάζας σιδήρου ως ο πλέον αντιπροσωπευτικός δείκτης διάβρωσης. 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 καταναλωθείσα µάζα σιδήρου γι αυτά τα δοκίµια υπολογίσθηκε από την Εξίσωση 1 και παρουσιάζεται στον Πίνακα 1 - στήλη 3. Τα ακρώνυµα R i C j στην στήλη 1 δηλώνουν: R για τα δοκίµια που αφού επισκευάστηκαν µε κάποια τεχνική επανασυνδέθηκαν στο κύκλωµα διάβρωσης (Repeated Corrosion), i είναι αύξων αριθµός που αντιστοιχεί σε µία από τρεις εναλλακτικές τεχνικές επισκευής που δοκιµάσθηκαν (βλ. Ενότητα 3), C ή G είναι το αρχικό του τύπου των ινών του σύνθετου υφάσµατος (C carbon, G glass) και j είναι ο αριθµός των στρώσεων του σύνθετου υλικού. Τέσσερα ακόµη δοκίµια (C1 και C) διαβρώθηκαν ως το επιθυµητό επίπεδο και αποσυνδέθηκαν µονίµως από το κύκλωµα χωρίς στην συνέχεια να επισκευασθούν ενώ σε δύο δοκίµια (S) η διάβρωση συνεχίστηκε µέχρι το τέλος του πειραµατικού προγράµµατος. Η διαχείριση των δοκιµίων (S, C1 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 ΜΕΘΟ ΟΙ ΕΠΙΣΚΕΥΗΣ Τρεις τεχνικές επισκευής εφαρµόσθηκαν για την αποκατάσταση των διαβρωµένων δοκιµίων πριν αυτά να υποβληθούν σε µηχανική φόρτιση. Η αποτελεσµατικότητα της κάθε µεθόδου αξιολογήθηκε µε αναφορά στα δοκίµια τα οποία µετά την βλάβη 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 (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 5MPa. Τα δοκίµια που επισκευάστηκαν µε τον τρόπο αυτό (C1) δεν επανασυνδέθηκαν στο κύκλωµα διάβρωσης διότι λόγω του µικρού πορώδους του κονιάµατος (βασικό συστατικό του οποίου είναι η πυριτική παιπάλη η οποία 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 (δοκίµια C Πίνακας 1). Σηµειώνεται ότι αυτή η µέθοδος είναι η πλέον διαδεδοµένη αλλά χαρακτηρίζεται ως ακατάλληλη επειδή το υγιές 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 δοκίµια καθαρίστηκαν από επιφανειακές σκουριές και εν συνεχεία επικολλήθηκε στην παράπλευρη επιφάνεια και εγκάρσια στον διαµήκη άξονα του υποστυλώµατος µανδύας από σύνθετο υλικό (παράµετροι µελέτης 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 =235GPa, εφελκυστική αντοχή f u,c =35MPa, παραµόρφωση θραύσης ε u,c =1.5 o / oo, πάχος υφάσµατος t C =.13mm. Για Glass-FRP: Ε G =75GPa, f u,g =15MPa, ε u,g =2.1 o / oo, t G =.17mm.! Η τεχνική 3 αποτελεί συνδυασµό των προαναφερθέντων δύο: µετά την αποκατάσταση της επικάλυψης µε υγιές κονίαµα ακολούθησε επικόλληση δύο στρώσεων σύνθετου υφάσµατος από ίνες άνθρακα. Τα δοκίµια που επισκευάσθηκαν µε τις τεχνικές 2 και 3 µετά από πάροδο ικανού χρόνου για την σκλήρυνση της ρητίνης επανασυνδέθηκαν στο ηλεκτροχηµικό κύκλωµα για συνέχιση της οξείδωσης και παρακολούθηση της επιρροής του µανδύα στον ρυθµό του φαινοµένου. Ο συνολικός χρόνος που διήρκεσε η διάβρωση (πριν και µετά την επισκευή) ήταν περίπου 5 µήνες.

Στην στήλη (6) του Πίνακα 1 δίδονται τα ποσοστά καταναλωθείσας µάζας µετάλλου για όλες τις υποκατηγορίες δοκιµίων. Η µετά την επισκευή µε FRP συµπεριφορά των δοκιµίων 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 διάβρωση δίδοντας τις χαµηλότερες καταγραφές έντασης ρεύµατος. Στο Σχήµα 4β παρουσιάζονται χαρακτηριστικά ιστορικά απώλειας µάζας (οι καµπύλες R2C4, R2G4, R3C2 και R2G2 προέκυψαν ως µέσος όρος δύο ή τριών δοκιµίων της ίδιας κατηγορίας ενώ οι καµπύλες R2C2 και S είναι οι αντιπροσωπευτικότερες των αντιστοίχων κατηγοριών). 4 ΣΥΜΠΕΡΙΦΟΡΑ ΤΩΝ ΟΚΙΜΙΩΝ ΣΕ ΜΗΧΑΝΙΚΗ ΦΟΡΤΙΣΗ Κατά την τρίτη φάση του πειραµατικού προγράµµατος τα δοκίµια που υποβλήθηκαν σε επανάληψη της διαδικασίας ηλεκτροχηµικής οξείδωσης αποσυνδέθηκαν από το κύκλωµα και µαζί µε τα υπόλοιπα στοιχεία υποβλήθηκαν σε µονότονη κεντρική θλίψη µέχρι αστοχίας. Κατά τον χρόνο πραγµατοποίησης των δοκιµών η θλιπτική αντοχή του σκυροδέµατος είχε αυξηθεί σε 41MPa (από 3MPa) ενώ η αντίστοιχη εφελκυστική αντοχή από δοκιµή σε δύο κυλίνδρους 15 3mm ήταν 2.51MPa. Στα πρισµατικά δοκίµια η αξονική παραµόρφωση µετρήθηκε µε χρήση δύο µηκυνσιοµέτρων τα οποία τοποθετήθηκαν στις απέναντι πλευρές: όπου ήταν δυνατόν χρησιµοποιήθηκε η µέση τιµή των δύο ενδείξεων για την κατασκευή των διαγραµµάτων. Η πλευρική παραµόρφωση (διόγκωση) µετρήθηκε µε δύο strain gauges που επικολλήθηκαν στο κατώτερο διαβρωµένο τµήµα, στις απέναντι παρειές. Στον Πίνακα 1, στήλες 7 14, παρουσιάζονται οι πλέον σηµαντικοί δείκτες φορτίσεως και παραµόρφωσης. Ειδικότερα, ο λόγος P max / P uncorr αφορά στην βελτίωση της ικανότητας ανάληψης φορτίου, ο δείκτης Α.Π. αφορά στην Αποτελεσµατικότητα 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:. Π. = ( Pmax, conf As f y ) ( Agr As ) ( Pcontrol As f y f c, 28 Acov er ) Acore Α (2) όπου P max,conf είναι η αντοχή των περισφιγµένων δοκιµίων (στήλη 7, Πιν.1), Α s f y είναι η δύναµη διαρροής των οπλισµών, P control είναι η µέση αντοχή των δύο αδιάβρωτων δοκιµίων (U), Α gr είναι το εµβαδόν όλης της διατοµής, Α s είναι το εµβαδόν του κύριου οπλισµού, f c,28 A cover είναι η αντοχή της επικάλυψης µε βάση την αντοχή του σκυροδέµατος στις 28 ηµέρες και τέλος Α core είναι το εµβαδόν του πυρήνα σκυροδέµατος. Στον Πίνακα 1 οι δείκτες µ fail. και µ.85 αντιστοιχούν σε πλαστιµότητα 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%) αντιστοίχως, ανηγµένες προς την θλιπτική παραµόρφωση διαρροής των οπλισµών.

Πίνακας 1: Παραµετρική διερεύνηση διαβρωµένων πρισµατικών δοκιµίων υπό κλίµακα 1:2/3 σε κεντρική θλίψη α/α οκ. Επανάλ. βλάβης Απώλεια µάζας προ επισκευής Μ s (%) Αριθµός στρώσεων και είδος υλικού Μέθοδος επισκευής Συνολ. απώλεια µάζας Μ s (%) P max (kn) P max / P u(m.ο.) Α.Π ε ax.peak (%) ε ax,.85 (%) µ fail. µ 85% ε lat,max (%) (1) (2) (3) (4) (5) (6) (7) (8) (9) (1) (11) (12) (13) (14) 1 R2C2 Ναι 6,14 1 2-CFRP 2 7.6 1651.9 1.27 1.26 1.286 --- 6.43 ---.42 2 R2C2 Ναι 6.42 2-CFRP 2 7.48 1933.6 1.49 1.51 1.11 1.11 5.51 5.51 --- 13 R2C2 Ναι 5.52 2-CFRP 2 6.52 1774.3 1.37 1.37 1.17 --- 5.9 ---.873 3 R2G2 Ναι 5.86 2-GFRP 2 7.29 151.6 1.16 1.13.5.929 2.5 4.65 --- 4 R2G2 Ναι 6.1 2-GFRP 2 7.61 1556.9 1.2 1.17.971 --- 4.86 --- --- 14 R2G2 Ναι 6.26 2-GFRP 2 7.92 1626.9 1.25 1.24.422 1.62 2.11 8.1 --- 5 R2C4 Ναι 6.34 4-CFRP 2 7.64 2253.2 1.74 1.8 1.198 1.198 5.99 5.99 --- 1 R2C4 Ναι 6.56 4-CFRP 2 7.86 2283. 1.76 1.82 1.228 1.418 6.14 7.9.827 18 R2C4 Ναι 5.42 4-CFRP 2 6.12 2333.4 1.8 1.87 1.17 1.17 5.8 5.8.943 19 R2G4 Ναι 5.77 4-GFRP 2 6.96 1878.7 1.45 1.46.918.918 4.59 4.59.845 9 R2G4 Ναι 6.11 4-GFRP 2 7.69 1725.4 1.33 1.32.498.556 2.49 2.78.94 7 R3C2 Ναι 5.29 2 2-CFRP 3 5.53 1938.1 1.49 1.52.73.73 3.65 3.65.181 15 R3C2 Ναι 5.61 2-CFRP 3 5.98 187. 1.44 1.45.536.536 2.68 2.68.415 8 C1 Όχι 5.96 3-1 5.96 146.5 1.8 1.4.24.53 1.2 2.52.991 11 C1 Όχι 5.88-1 5.88 1418.6 1.9 1.5.193.488.96 2.44.331 16 C Όχι - - - 5.27 129.9.99.93.6.137.29.69 --- 17 C Όχι - - - 6.27 1363.5 1.5 1..117.134.58.67.83 6 S Όχι - - - 7.97 1249.3.96.9.51.51.27.27.65 12 S Όχι - - - 7.36 134.5 1.3.98.111.111.56.56 --- 2 U Όχι - - - - 1261,9 - -.229.5 1.15 2.49 --- 21 U Όχι - - - - 1334,4 - -.482 --- 2.41 --- --- 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 17 ηµέρες και 3 :µετά από 134 ηµέρες διάβρωσης,

α) οκίµια µε 2 & 4 στρώσεις CFRP 18 & 1 R2C4 25 18_R2C4 β) οκίµια µε 2 & 4 στρώσεις GFRP 2 19_R2G4 13_R2C2 1_R2C2 Φορτίο Load (kn) (kn) 2 15 1 5 1_R2C4 13_R2C2 1_R2C2 2_U 9 & 19 R2G4 Φορτίο (kn) 15 1 5 9_R2G4 14_R2G2 3_R2G2 2_U διόγκωση βράχυνση -.1 -.5.5.1.15.2 διόγκωση βράχυνση -.1 -.5.5.1.15 Σχήµα 5. Συγκριτικά διαγράµµατα φορτίου παραµόρφωσης επισκευασµένων δοκιµίων µε δύο ή τέσσερις στρώσεις α) από ίνες άνθρακα (C) και β) από ίνες υάλου (G) α) οκίµια µε 2 στρώσεις C ή G FRP β) οκίµια µε 4 στρώσεις C ή G FRP 25 18 & 1 R2C4 25 18_R2C4 2 15 1 Φορτίο (kν) 2_R2C2 13_R2C2 14_R2G2 3_R2G2 9 & 19 R2G2 2 15 1 1_R2C4 19_R2G4 9_R2G4 5 2_U 5 2_U βράχυνση.5.1.15 διόγκωση Σχήµα 6. Συγκριτικά διαγράµµατα φορτίου παραµόρφωσης επισκευασµένων δοκιµίων µε α) δύο και β) τέσσερις στρώσεις από ίνες άνθρακα (C) και ίνες υάλου (G) Στα Σχήµατα 5 και 6 παρουσιάζονται οι πλέον αντιπροσωπευτικές καµπύλες φόρτισης παραµόρφωσης του πειραµατικού προγράµµατος. Γενικώς η εφαρµογή των ινοπλισµένων συνθέτων µανδυών είχε ως αποτέλεσµα την βελτίωση της συµπεριφοράς των δοκιµίων ως προς την ικανότητα ανάληψης φορτίου, την παραµορφωσιµότητα στο προ την µέγιστη τιµή του φορτίου στάδιο, αλλά και την πλαστιµότητα. Στις περισσότερες περιπτώσεις η έναρξη της διάρρηξης του µανδύα παρατηρήθηκε στο κατώτερο διαβρωµένο τµήµα (Σχ. 7α) µε αποδιοργάνωση του σκυροδέµατος και εν συνεχεία επεκτάθηκε σε όλο το ύψος. Αυτός ο τρόπος αστοχίας µπορεί να χαρακτηριστεί ως πλέον πρόωρος ακόµη και σε σύγκριση µε τον προσδοκώµενο λυγισµό των διαµηκών ράβδων, ο οποίος ήταν αναµενόµενος λόγω των αραιά τοποθετηµένων συνδετήρων βράχυνση -.1 -.5.5.1.15

(S/Db=11.7). Αποτέλεσµα της αστοχίας ήταν να ελέγξει την προσαύξηση στην αντοχή σε σχέση µε τα αδιάβρωτα δοκίµια κατά 1.2 1.5 για δύο στρώσεις C/G FRP και 1.3 1.75 για τέσσερις στρώσεις αντίστοιχα. Από πειραµατικά αποτελέσµατα των Plakantaras κ.α. (21) από δοκίµια ίδιας γεωµετρίας και όπλισης αλλά χωρίς πρότερη διάβρωση προέκυψε αύξηση αντοχής κατά 1.45 1.75 για δύο στρώσεις και 1.6 1.85 για τέσσερις στρώσεις C/G FRP. Εξαίρεση στην παραπάνω συµπεριφορά αποτέλεσαν τα δοκίµια R3C2 που επισκευάστηκαν µε την τεχνική 3: λόγω της υψηλής αντοχής του κονιάµατος αντικατάστασης (Σχ. 7γ) που εφαρµόστηκε στο κατώτερο τµήµα η αστοχία εκδηλώθηκε στο µεσοδιάστηµα του ύψους µε έντονο λυγισµό των ράβδων και αύξηση της αντοχής κατά 1.45 1.5. γ) β) α) R2C4 Pmax=2283kN 12-S Pmax=134kN δ) Σχήµα 7. Τρόπος αστοχίας επισκευασµένων δοκιµίων µε τις τεχνικές 2 και 3 (α, β, γ) και αστοχία διαβρωµένου µη επισκευασµένου δοκιµίου (δ) Τα δοκίµια που επισκευάστηκαν µε CFRP παρουσίασαν υψηλότερη αντοχή από αυτά µε GFRP τόσο µε δύο όσο και µε τέσσερις στρώσεις σαν αποτέλεσµα των υψηλότερων µεγεθών αντοχής και δυσκαµψίας του µανδύα (όπως αυτή ποσοτικοποιείται από το µέτρο ελαστικότητας). εδοµένου του γεγονότος ότι η διαστολή είναι ο βασικός λόγος αστοχίας του σκυροδέµατος, η χαµηλότερη δυσκαµψία του GFRP από του CFRP οδήγησε και σε χαµηλότερη αντοχή (η σηµειωθείσα πλευρική παραµόρφωση ήταν µέχρι και 1%, η οποία είναι µικρότερη από την παραµόρφωση θραύσης και των δύο υλικών). Η µετά το µέγιστο φορτίο συµπεριφορά των επισκευασµένων µε µανδύες FRP δοκιµίων χαρακτηρίστηκε από απότοµη πτώση της αντοχής και πλαστιµότητα θλιπτικών παραµορφώσεων 2 6. Από το Σχήµα 6α φαίνεται ότι τα δοκίµια µε δύο στρώσεις GFRP παρουσίασαν την πλέον πλάστιµη συµπεριφορά, χωρίς ουσιαστική πτώση της αντοχής για πλαστιµότητα µέχρι και 8. Τέλος, ενώ η απόδοση των µη επισκευασµένων διαβρωµένων δοκιµίων (S, C) και αυτών που επισκευάστηκαν µε την τεχνική 1 (C1) ήταν παραπλήσια ως προς την 12_S 11_C1 Φορτίο (kn) 12 16_C 8 2_U 4 Σχήµα 8. Ιστορικά φόρτισης δοκιµίων χωρίς επισκευή µε σύνθετο µανδύα (αδιάβρωτων και επισκευασµένων µε την.1 τεχνική 1). βράχυνση.25.5.75

αντοχή, διαφοροποιήθηκε η µορφή αστοχίας: τα δοκίµια S και C αστόχησαν ψαθυρά µε θρυµµατισµό της περιοχής έδρασης ενώ τα C1 και U (αδιάβρωτο δοκίµιο) αστόχησαν µε ηπιότερη πτώση της αντοχής (Σχ. 8). 5 ΣΥΜΠΕΡΑΣΜΑΤΑ Η απόδοση της τεχνικής επισκευής µε σύνθετα υλικά σε διαβρωµένα δοµικά στοιχεία, οπλισµένα µε παλαιότερους κανονισµούς (προ του 198) διερευνήθηκε πειραµατικά µέσω πρισµατικών δοκιµίων υποκείµενων σε κεντρική θλίψη τα οποία υπέστησαν επιταχυνµένη διάβρωση για εκτεταµένο χρονικό διάστηµα µέχρι την επίτευξη προκαθορισµένου και ελεγχόµενου βαθµού βλάβης. Αποτέλεσµα της διαδικασίας διάβρωσης ήταν η ανάπτυξη δικτύου εγκάρσιων (στην στάθµη των συνδετήρων) και διαµηκών ρωγµών. Η επισκευή µε εφαρµογή υφασµάτων από ίνες άνθρακα και γυαλιού αποδείχθηκε, ως αναµενόταν, αποτελεσµατικός τρόπος για την µείωση του ρυθµού διάβρωσης ανεξαρτήτως από τον αριθµό των στρώσεων ή του είδους του υλικού. Από τις τεχνικές επισκευής που εφαρµόστηκαν, η τεχνική 3 (αντικατάσταση της ρηγµατωµένης επικάλυψης µε κονίαµα υψηλής αντοχής και εν συνεχεία επικόλληση του µανδύα) αποδείχθηκε η πλέον αποτελεσµατική ως προς την αναχαίτιση της οξειδωτικής διαδικασίας. 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 σηµαντική προσαύξηση της αντοχής και της παραµορφωσιµότητας που παρατηρήθηκε περιορίσθηκε τελικά από τοπική αστοχία /διάρρηξη του µανδύα που συνέβη στην έντονα διαβρωµένη περιοχή των δοκιµίων και σε πλευρική παραµόρφωση περίπου 1%, δηλ. σε τιµή χαµηλότερη από την παραµόρφωση θραύσης των σύνθετων υλικών. Η αστοχία αυτής της µορφής αφορούσε θρυµµατισµό της επικάλυψης και υπερίσχυσε άλλων αναµενόµενων µορφών αστοχίας όπως είναι ο λυγισµός των διαµηκών ράβδων λόγω ανεπαρκούς στήριξης ή η θραύση του πυρήνα σκυροδέµατος. Η αποτελεσµατικότητα της περίσφιγξης ήταν µεγαλύτερη για µανδύα CFRP λόγω των µεγαλύτερων τιµών αντοχής και µέτρου Ελαστικότητας του υλικού αυτού σε σχέση µε µανδύα GFRP αλλά η δεύτερη λύση προσέδωσε στα αντίστοιχα δοκίµια σχεδόν πλάστιµη συµπεριφορά. ΕΥΧΑΡΙΣΤΙΕΣ Το πειραµατικό πρόγραµµα διεξήχθη στο Εργαστήριο Οπλισµένου Σκυροδέµατος του ηµοκρίτειου Πανεπιστηµίου Θράκης µε χρηµατοδότηση από την Γενική Γραµµατεία Έρευνας και Τεχνολογίας στα πλαίσια του ερευνητικού έργου ΠΕΝΕ 99 ενώ τα σύνθετα υλικά παραχωρήθηκαν δωρεάν από την εταιρία SIKAHellas. ΑΝΑΦΟΡΕΣ Andrade C., Alonso C., Molina F. 1993. Cover cracking as a function of bar corrosion: Part I experimental test. RILEM Materials and Structures, Vol. 26: 453-464 Debaiky A., Green M., Hope B. 22. Carbon Fiber-Reinforced Polymer Wraps for Corrosion Control and Rehabilitation of Reinforced Concrete Columns. ACI Materials Journal, Vol. 99, No. 2: 129-137. FIB Bulletin No. 14. 21 Externally bonded FRP reinforcement for RC structures. Technical Report (138 pages, ISBN 2-88394-54-1) Imran I., Pantazopoulou S.J. 1996. Experimental Study of Plain Concrete under Triaxial Stress. ACI Materials Journal, Vol. 93, No. 6: 589-61 Karabinis A., Rousakis T. 23. Behaviour of Rectangular FRP Confined Concrete Elements Subjected to Monotonic and Cyclic Axial Compressive Load. FIB Symposium Concrete Structures in Seismic Regions, Athens 6-8 May (CD proceedings).

Lee C., Bonacci J., Thomas M., Maalej M., Khajenpour S., Hearn N., Pantazopoulou S., and Sheikh S. 2. 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: 949-959. Lee H.S., Kage T., Noguchi T., Tomosawa F. 23. 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: 563-57 Liu Y., Weyers R. 1998. Modelling the Time-to-Corrosion Cracking in Chloride Contaminated R.C. Structures. ACI Materials Journal, Vol. 95, No. 6: 675-681. Pantazopoulou S.J. 1995. Role of Expansion on Mechanical Behavior of Concrete. 1995. ASCE Journal of Structural Engineering, Vol. 121, No. 12: 1795-185. Pantazopoulou S.J., Bonacci J.F., Sheikh S. and Thomas M.D.A. 21. Repair of Corrosion- Damaged Columns with FRP Wraps. ASCE Journal of Composites for Construction, Vol. 5, No. 1: 3-11 Pantazopoulou, S. J. and Papoulia, K. D.21. Modelling of Cover-Cracking due to Reinforcement Corrosion in RC Structures. ASCE Journal of Engineering Mechanics, Vol. 127, No. 4: 342-351. Πανταζοπούλου Σ. 2. Μανδύες από Σύνθετα Υλικά ως µέσο Επισκευής Στοιχείων από Οπλισµένο Σκυρόδεµα. ΚΤΙΡΙΟ (επιστ. έκδοση) Vol. Α/2: 35-44 Plakantaras V., Akritidis E., Zdounba D., Pantazopoulou S. 21. Repair / Strengthening of Oldtype Reinforced Concrete Columns with FRP Jacketing. Conference of Composites in Construction, 1-12 October 21, Porto: 269-274. Φαρδής Μ., Τριανταφύλλου Θ., Κρεβάϊκας Θ., Παπανικολάου Α., Κοσµόπουλος Α., Σπαθής Α. 21. Ινοπλισµένα Σύνθετα Υλικά (FRPs) στην Ενίσχυση / Επισκευή οµικών Στοιχείων από Οπλισµένο Σκυρόδεµα. Ερευνητικό έργο ΠΕΝΕ 99/ ΓΓΕΤ. Επιστηµονικά Υπεύθυνη Σ. Πανταζοπούλου.