Πειραματική και υπολογιστική διερεύνηση της επισκευής και ενίσχυσης δοκών Ο/Σ με την χρήση ινοπλισμένων πολυμερών.

Πειραματική και υπολογιστική διερεύνηση της επισκευής και ενίσχυσης δοκών Ο/Σ με την χρήση ινοπλισμένων πολυμερών. Γεώργιος Χ. Μάνος Καθηγητής, Εργ.Πειραματικης Αντοχής Υλικών και Κατασκευών,Τμ. Πολ. Μηχ/κων ΑΠΘ. Β. Κουρτίδης, Π. Ματσούκας, Δ. Σταύρου Πολιτικοί Μηχανικοί, Επιστ. Συνεργάτες Λέξεις κλειδιά: Επισκευή Ενίσχυση ορθογωνικών διατομών δοκών, ινοπλισμένα πολυμερή, FRP ΠΕΡΙΛΗΨΗ: Στόχος της παρούσας εργασίας είναι η διερεύνηση της οριακής συμπεριφοράς δοκών Ο/Σ τόσο στην αρχική τους κατάσταση όσο και μετά την επισκευή τους με την εφαρμογή επικολλητών ινοπλισμένων πολυμερών υφασμάτων(fibre Reinforced Plastics). Η διερεύνηση πραγματοποιήθηκε μέσω απλών φορτιστικών διατάξεων και με την χρήση δοκιμίων ορθογωνικών δοκών Ο/Σ στο Εργαστήριο Πειραματικής Αντοχής Υλικών και Κατασκευών του Α.Π.Θ. Τόσο οι διαστάσεις των δοκιμίων όσο και τα υλικά κατασκευής και επισκευής ήταν σε πρωτότυπη κλίμακα. Η καμπτική και διατμητική συμπεριφορά που προκύπτει από τις μετρήσεις κάθε δοκιμής συγκρίνεται με αντίστοιχες προβλέψεις από σχέσεις που έχουν προταθεί από άλλους ερευνητές. Επί τη βάση αυτών των συγκρίσεων εξάγονται συμπεράσματα σχετικά με την επιροή εφαρμογής ινοπλυσμένων πολυμερών υφασμάτων στη συμπεριφορά των δοκών και στην δυνατότητα εκτίμησης αυτή της επιροής 1 ΕΙΣΑΓΩΓΗ Διερευνάται η συμπεριφορά δοκιμίων ορθογωνικών δοκών οπλισμένου σκυροδέματος (Ο/Σ) που υποβάλλονται σε κατακόρυφα σημειακά φορτία στο 1/3 του ανοίγματός των (σχήμα 2). Τα δοκίμια αυτά ελέγχονται αρχικά στην παρθένα τους μορφή μέχρι να εκδηλωθεί αφενός πτώση της φέρουσας ικανότητας αφετέρου κάποια μορφή αστοχίας. Στη συνέχεια επισκευάζονται με την χρήση ινοπλισμένων υφασμάτων (FRP) και επανυποβάλλονται στην ίδια φορτιστική διαδικασία. Κατά την διάρκεια των πειραμάτων καταγράφεται συνεχώς αφενός το επιβαλλόμενο φορτίο αφετέρου η βύθιση των δοκιμών σε τρία σημεία, δηλαδή στα σημεία επιβολής των συγκεντρωμένων φορτίων και στο μέσο της δοκού. Επιπρόσθετα καταγράφονται οι εμφανιζόμενες ρηγματώσεις στη δοκό καθώς και η θέση που παρατηρείται τυχόν θραύση των ινουφασμάτων. Βάση των μετρήσεων αποτιμάται τόσο η καμπτική όσο και η διατμητική συμπεριφορά των δοκιμίων μέσω διαγραμμάτων ροπών-βυθίσεων ή τεμνουσών-βυθίσεων αντίστοιχα. Η μετρημένη αυτή συμπεριφορά συγκρίνεται με την προβλεπόμενη οριακή καμπτική ή διατμητική συμπεριφορά των αρχικών και των επισκευασμένων δοκιμίων. 2 ΠΕΡΙΓΡΑΦΗ ΤΗΣ ΑΡΧΙΚΗΣ ΔΟΚΟΥ ΚΑΙ ΤΗΣ ΣΥΜΠΕΡΙΦΟΡΑΣ ΠΟΥ ΠΑΡΑΤΗΡΗΘΗΚΕ 2.1 Περιγραφή της αρχικής δοκού Πρόκειται για δοκό Ο/Σ, ορθογωνικής διατομής, με πλευρές 200 mm x 500 mm, μήκος l = 3700mm, που είναι οπλισμένη με διαμήκη οπλισμό 3Φ20 στο πάνω και 3Φ20 κάτω πέλμα, και με κλειστούς 15ο Συνέδριο Σκυροδέματος, ΤΕΕ, ΕΤΕΚ, Αλεξανδρούπολη, 25-27 Οκτωβρίου., 2006 1

ορθογωνικούς εγκάρσιους οπλισμούς Φ8/250 [1]. Το ποσοστό του εγκάρσιου οπλισμoύ επιλέχθηκε ώστε να εκδηλωθεί κυρίαρχα η διατμητική μορφή αστοχίας. Οι διαστάσεις του δοκιμίου αυτού με κωδική ονομασία Beam-1 και οι κατασκευαστικές τους λεπτομέρειες φαίνονται στο σχήμα 1. Σχήμα 1. Γεωμετρία δοκιμίου δοκού Beam-1 (όλες οι διαστάσεις σε mm). Θλιβόμενος και εφελκυόμενος διαμήκης οπλισμός: 3Φ20. Εγκάρσιος οπλισμός: Φ8/250. P/2 P/2 Κύρια διατμητική ρωγμή Δύση 36 37 34 35 28 21,5 36 21,5 27 18 17 37 21,5 22 30 18 Ανατολή 37 20 37 20 17 37,5 0,35 3,00 0,35 3,70 Σχήμα 2. Καμπτικές και διατμητικές ρηγματώσεις Δοκίμιο Beam-1. Τελική αστοχία από διάτμηση 2.2 Περιγραφή της συμπεριφοράς της αρχικής δοκού Το δοκίμιο αυτό φορτίστηκε στην παρθένα του μορφή σε δοκιμή κάμψης τριών σημείων με σταθερά αυξανόμενη φόρτιση, μέχρι πλήρους αστοχίας του (δες σχήμα 2). Εμφανίστηκαν τόσο καμπτικές ρηγματώσεις στο μεσαίο τμήμα όσο και διατμητικές ρηγματώσεις στα δύο ακραία τμήματα της δοκού που τελικά έγιναν κυρίαρχες και υπαγόρευσαν την οριακή συμπεριφορά του δοκιμίου. 400 350 300 250 WEST MIDLLE EAST ΦΟΡΤΙΟ - ΒΥΘΙΣΗ ΔΟΚΙΜΗ ΤΡΙΩΝ ΣΗΜΕΙΩΝ ΔΟΚΟΥ BEAM 1 P [kn] 200 150 100 50 0 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 δ [mm] Σχήμα 3α. Δοκός Beam-1, διάγραμμα φορτίου - βυθίσεων Σχήμα 3β. Ρηγματώσεις της δοκού Beam-1 15ο Συνέδριο Σκυροδέματος, ΤΕΕ, ΕΤΕΚ, Αλεξανδρούπολη, 25-27 Οκτωβρίου., 2006 2

Το δοκίμιο αυτό φορτίστηκε στην παρθένα του μορφή σε δοκιμή κάμψης τριών σημείων με σταθερά Στο σχήμα 3α απεικονίζεται η μετρηθείσα συμπεριφορά φορτίου βυθίσεων της αρχικής δοκού ενώ στο σχήμα 3β απεικονίζεται ένα τμήμα της δοκού με τις ρηγματώσεις. Για να είναι δυνατή η επισκευή της δοκού με σχετικά εύκολο τρόπο η φόρτιση δεν συνεχίστηκε μετά την εμφάνιση της πτώσης της φέρουσας ικανότητας αλλά η δοκός αποφορτίστηκε ώστε οι μόνιμες μετακινήσεις παραμορφώσεις να είναι σχετικά περιορισμένου εύρους. Σχήμα 4α. Αποτίμηση της διατμητικής συμπεριφοράς Σχήμα 4β. Αποτίμηση της καμπτικής συμπεριφοράς 2.2 Αποτίμηση της συμπεριφοράς της αρχικής δοκού Beam-1 Στο σχήμα 4α γίνεται η αποτίμηση της διατμητικής συμπεριφοράς συγκρίνοντας την καμπύλη μετρημένης τέμνουσας δύναμης (Q) βύθισης στο μέσο (δ) με τιμές της οριακής τέμνουσας που απεικονίζονται στο διάγραμμα με ευθείες κάθετες στον άξονα των τεμνουσών δυνάμεων. Οι τιμές αυτές προέκυψαν από σχέσεις που προτάθηκαν από άλλους ερευνητές [2,4,5,6,7] ή από σχετικές κανονιστικές διατάξεις (που σημειώνονται επίσης στο διάγραμμα). Με αντίστοιχο τρόπο γίνεται η αποτίμηση της καμπτικής συμπεριφοράς. Από τα δύο αυτά σχήματα φαίνεται ότι η κυριαρχία της διατμητικής αστοχίας έναντι της καμπτικής προβλέπεται από τις σχέσεις που χρησιμοποιήθηκαν. 3 ΠΕΡΙΓΡΑΦΗ ΤΗΣ ΕΠΙΣΚΕΥΑΣΜΕΝΗΣ ΔΟΚΟΥ BEAM 1R-1 (ΦΑΣΗ 1) ΚΑΙ ΤΗΣ ΣΥΜΠΕΡΙΦΟΡΑΣ ΠΟΥ ΠΑΡΑΤΗΡΗΘΗΚΕ 3.1. Περιγραφή της επισκευασμένης δοκού Δοκίμιο BEAM 1R-1 Η δοκός Beam-1, που αστόχησε στη προηγούμενη φάση, ενισχύθηκε διατμητικά στην Φάση 1 που εξετάζεται εδώ με τον τρόπο που φαίνεται στο σχήμα 5. Επικολλήθηκαν δηλαδή εξωτερικοί συνδετήρες πλάτους b slicce = 75mm, από CFRP (C1 23), σε αποστάσεις μεταξύ τους s=275mm, οι οποίοι αποτελούνταν από δύο στρώσεις υφάσματος CFRP. Πρέπει να σημειωθεί ότι αυτή η μορφή επισκευής δεν είναι άμεσα εφαρμόσιμη στις συνήθεις περιπτώσεις, όπου το δομικό στοιχείο έχει μορφή πλακοδοκού παρά μόνον με διάνοιξη οπών στην πλάκα στις θέσεις των εξωτερικών αυτών CFRP 15ο Συνέδριο Σκυροδέματος, ΤΕΕ, ΕΤΕΚ, Αλεξανδρούπολη, 25-27 Οκτωβρίου., 2006 3

συνδετήρων. Τόσο οι διατμητικές όσο και οι καμπτικές ρωγμές (μικρότερου εύρους και σημασίας) δεν επισκευάσθηκαν με ρητινενέσεις παρά μόνον καλύφθηκαν εξωτερικά με μείγμα ρητίνης και τσιμέντου ώστε να παρατηρηθεί εύκολα η επανενεργοποίηση τους κατά την διάρκεια της νέας δοκιμής [3]. Μηχανικά χαρακτηριστικά του CFRP C1 23, που χρησιμοποιήθηκε: Αντοχή f u = 3800 Mpa, Μέτρο ελαστικότητας E f = 230 Gpa, οριακή παραμόρφωση ε u = 1.8 %, πάχος t f = 0.133 mm Σχήμα: 5. Μορφή διατμητικής επισκευής ενίσχυσης, δοκού BEAM 1R-1, με τη χρήση CFRP Σχήμα: 6. Επισκευασμένη δοκός BEAM 1R-1 με τη χρήση εξωτερικών συνδετήρων CFRP. Απεικόνιση των ρηγματώσεων που επανεργοποιήθηκαν κατα την επαναφόρτιση. Κυρίαρχη η καμπτική αστοχία με θραύση της θλιβόμενης ζώνης στην μεσαία καμπτόμενη περιοχή. 3.2. Περιγραφή της συμπεριφοράς της επισκευασμένης δοκού BEAM 1R-1 Για φορτίο 18 tn, παρατηρήθηκε επανενεργοποίηση της υφιστάμενης διατμητικής ρηγμάτωσης από την δεξιά πλευρά. Για φορτίο 22 tn, παρατηρήθηκε επανενεργοποίηση της υφιστάμενης διατμητικής ρηγμάτωσης από την αριστερή πλευρά ενώ για φορτίο 23 tn, παρατηρήθηκε επανενεργοποίηση της δεύτερης υφιστάμενης διατμητικής ρηγμάτωσης από την δεξιά πλευρά Για φορτίο 38 tn, ξεκίνησε η 15ο Συνέδριο Σκυροδέματος, ΤΕΕ, ΕΤΕΚ, Αλεξανδρούπολη, 25-27 Οκτωβρίου., 2006 4

θραύση της θλιβόμενης ζώνης στο μεσαίο καμπτώμενο τμήμα της δοκού από την αριστερή πλευρά. Αυξανόμενης της φόρτισης στους 40.5tn η εφελκυστική καμπτική ρηγμάτωση επεκτάθηκε από το κάτω πέλμα ώς την θραυσμένη θλιβόμενη ζώνη, που είχε μήκος όλη την άνω παρειά του μεσαίου καμπτώμενου τμήματος της δοκού. Το μέγιστο φορτίο αυτής της δοκιμής ήταν ίσο με 42.2 tn. Στο φορτίο αυτό εμφανίστηκε πτώση της φέρουσας ικανότητος της δοκού και τερματίστηκε η δοκιμή με την αποφόρτιση της. Η τελική μορφή αστοχίας που παρουσίασε η δοκός BEAM 1R-1, απεικονίζεται στο σχήμα 6, που μπορεί να χαρακτηρισθεί ως καμπτοδιατμητική με προεξάρχουσα την κάμψη με θραύση της θλιβόμενης ζώνης στο τελικό της στάδιο, όπως περιγράφηκε. Η διατμητική και η καμπτική συμπεριφορά που μετρήθηκε απεικονίζεται αντιίστοιχα στα σχήματα 7α και 7β μέσω καμπύλων τέμνουσας δύναμης (Q) βύθισης στο μέσο (δ) ή ροπής κάμψης (Μ) βύθισης στο μέσο (δ). Τα οριακά εντατικά μεγέθη που αναπτύχθηκαν για το μέγιστο φορτίο P max = 42.2 tn, κατά την καμπτική αστοχία της δοκού είναι: Q αν = 206.99 ΚN, M αν = 238.04 ΚN. Στα ίδια σχήματα γίνεται η απεικόνιση της συμπεριφοράς της αρχικής δοκού BEAM -1 με τις αντίστοιχες καμπύλες Q δ, Μ δ και μέγιστες τιμές Q αν = 183.45 ΚN, M αν = 210.96 ΚN Σχήμα 7α Μέτρηση της διατμητικής συμπεριφοράς BEAM 1R-1 και η αποτίμηση της Σχήμα 7β. Μέτρηση της καμπτικής συμπεριφοράς BEAM 1R-1 και η αποτίμηση της Από την σύγκριση της μέγιστης διατμητικής έντασης που αναπτύχθηκε στην επισκευασμένη δοκό BEAM 1R-1 με αυτή της αρχικής δοκού BEAΜ-1 καταδεικνύεται η σχετική επιτυχία της επισκευής που επιχειρήθηκε με τους εξωτερικά επικολλημένους CFRP συνδετήρες αφού σημειώθηκε αύξηση της 15ο Συνέδριο Σκυροδέματος, ΤΕΕ, ΕΤΕΚ, Αλεξανδρούπολη, 25-27 Οκτωβρίου., 2006 5

διατμητικής έντασης κατά 13% χωρίς να σημειωθεί διατμητική αστοχία, μια και εξαντλήθηκε η καμπτική επάρκεια της δοκού, γεγονός που σημαίνει ότι η διατμητική επάρκεια που επετεύχθηκε με αυτό το σχήμα επισκευής δεν εξαντλήθηκε για Q αν = 206.99 ΚN. 3.3. Αποτίμηση της συμπεριφοράς της επισκευασμένης δοκού BEAM 1R-1 Κατά την διάρκεια της δοκιμής λαμβάνονταν μετρήσεις της παραμόρφωσης του CFRP μέσω ταινίας επιμήκυνσης (strain gauge) που ήταν τοποθετημένη στο μέσο του ύψους του τρίτου συνδετήρα CFRP από δεξιά. Η ταινία αυτή παρέμεινε συνεχώς ενεργή μέχρι το φορτίο των 36 tn, μετρώντας αδιαλείπτως την παραμόρφωση του CFRP που για το φορτίο αυτό ήταν ίση με 0,081 %. Μετά το φορτίο αυτό η ταινία απενεργοποιήθηκε προσωρινά λόγω μίας καμπτικής ρωγμής που αναπτύχθηκε πλησίον της ταινίας. Στο σχήμα 8 γίνεται η απεικόνιση της μεταβολής της μετρημένης τέμνουσας (Q αναπτ, Q extra ) και της μετρημένης παραμόρφωσης της ταινίας. Επιπρόσθετα,στο ίδιο σχήμα απεικονίζεται η μεταβολή της τέμνουσας που παραλαμβάνει ο συνδετήρας με βάση την μετρημένη παραμόρφωση του CFRP, με μέγιστη τιμή V f = 23.86 ΚN για οριακή παραμόρφωση ίση με 1.43 10-3 Q [kn] 220 200 180 160 140 120 100 80 60 40 20 0 0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 ε [%ο] Qαναπτ Vfαναπτ Vfαναπτ = 16685.4545 ε Q extrapolation Vf extrapolation Σχήμα: 8. Διάγραμμα μετρημένης τέμνουσας και αναπτυσσόμενης δύναμης του CFRP, συναρτήσει της μετρούμενης παραμόρφωσής του. Η διατμητική αντοχή της δοκού BEAM 1 R-1, με την συνεισφορά του CFRP, θα μπορούσε να βρεθεί άν στην μετρημένη διατμητική αντοχή της αρχικής δοκού (Qu αρχ = 183,45 ΚN) προστεθεί η τέμνουσα από την συνεισφορά των CFRP συνδετήρων που, όπως τεκμηριώθηκε προηγουμένως, βρέθηκε ίση με V f = 23.86 ΚN. Συνεπώς Qu επισκ = Qu αρχ + V f = 207,31 ΚN. Αυτή η τιμή συμφωνεί με την αναπτυσσόμενη τέμνουσα, η οποία μετρήθηκε απ ευθείας από το Load Cell κατά την διάρκεια της δοκιμής, και που είναι ίση με Q exp = 206.99 ΚN, λαμβανομένου υπόψη ότι η μετρηθείσα τέμνουσα, όπως ήδη σημειώθηκε, δεν αποτελεί την οριακή τιμή αστοχίας.στον πίνακα 1 ακολουθείται η ίδια λογική, προσθέτωντας στην διατμητική αντοχή της αρχικής δοκού, όπως αυτή υπολογίζεται από σχέσεις που προτάθηκαν από άλλους ερευνητές ή από σχετικές κανονιστικές διατάξεις (δες σχήμα 4α), την μετρημένη συνεισφορά των CFRP συνδετήρων. Αυτό επίσης απεικονίζεται στο σχήμα 7α. Για την καμπτική συμπεριφορά η αντίστοιχη αποτίμηση απεικονίζεται στο σχήμα 7β, όπου φαίνεται ότι οι προβλέψεις της καμπτικής φέρουσας ικανότητας δικαιολογούν την εμφάνιση καμπτικής αστοχίας. 15ο Συνέδριο Σκυροδέματος, ΤΕΕ, ΕΤΕΚ, Αλεξανδρούπολη, 25-27 Οκτωβρίου., 2006 6

Πίνακας: 1. Υπολογιστικές τιμές αναπτυσσόμενης διατμητικής αντοχής δοκού BEAM 1 R-1. METHODOLOGY Vc [KN] V w [KN] V f [KN] V Τ R [KN] Τέμνουσα Τέμνουσα έμνουσα ΣΥΝΟΛΟ σκυροδέματος συνδετήρα FRP Zsutty 83.06 99.23 23.86 206,15 Paulay Priestley 68.82 99.23 23.86 191,91 Zararis 67.37 111.68 23.86 202.91 Kani 99,97 99,23 23.86 223,06 Ε.Κ.Ο.Σ.Χωρίς Σ.Α. 91,45 95,02 23.86 210,33 Ε.Κ.Ο.Σ.Με Σ.Α. 47,38 82,63 23.86 153,87 ΕC2 Με Σ.Α. 49,25 82,63 23.86 155,74 4 ΠΕΡΙΓΡΑΦΗ ΤΗΣ ΕΠΙΣΚΕΥΑΣΜΕΝΗΣ ΔΟΚΟΥ BEAM 1R-2 (ΦΑΣΗ 2) ΚΑΙ ΤΗΣ ΣΥΜΠΕΡΙΦΟΡΑΣ ΠΟΥ ΠΑΡΑΤΗΡΗΘΗΚΕ Σχήμα: 9. Δοκίμιο BEAM 1R-2 με καμπτική επισκευής μεσω χρήσης CFRP στη θλιβόμενη ζώνη και GFRP στο εφελκυόμενο πέλμα.. 4.2. Επισκευασμένη δοκός Δοκίμιο BEAM 1R-2 Όπως έχει προαναφερθεί η δοκός BEAM 1R-1 παρουσίασε στην οριακή της κατάσταση θραύση της θλιβόμενης ζώνης η οποία και απομακρύνθηκε, μέχρι να αποκαλυφθεί ο θλιβόμενος διαμήκης οπλισμός. Στην περιοχή αυτή εφαρμόστηκε πάστα από μείγμα ρητίνης και τσιμέντου, η οποία πήζει σε μία ημέρα, αποκτώντας θλιπτική αντοχή περίπου 30 MPa. Το πάχος αυτής της πάστας ήταν 20mm πάνω από τους θλιβόμενους οπλσμούς. Για να αυξηθεί η καμπτική αντοχή ενισχύθηκε η περιοχή αυτή της θλιβόμενης ζώνης μέσω μερικής περίσφιξης με φύλλα CFRP (C 1-23), όπως φαίνεται στο σχήμα 9, με στόχο την αύξηση της θλιπτικής αντοχής αλλά και της παραμόρφωσης θραύσης του σκυροδέματός στην περιοχή αυτή. Επιπρόσθετα, επικολλήθηκαν τρείς στρώσεις GFRP (G-60 AR) στο εφελκυόμενο κάτω πέλμα της δοκού (σχήμα 9). Το δοκίμιο δοκού που προέκυψε ονομάζεται BEAM 1R-2 [3]. Η δοκός στην μορφή αυτή επανυποβλήθηκε στην ίδια φορτιστική ακολουθία και εμφάνησε διατμητική μορφή αστοχίας με θραύση των CFRP συνδετήρων (σχήμα 10β) και θραύση της θλιβόμενης ζώνης στην διατμητική περιοχή (σχήμα 10α). Η δοκός BEAM 1R-2 παρουσίασε αυξημένη 15ο Συνέδριο Σκυροδέματος, ΤΕΕ, ΕΤΕΚ, Αλεξανδρούπολη, 25-27 Οκτωβρίου., 2006 7

καμπτική φέρουσα ικανότητα σε σχέση με την προηγούμενη δοκιμή με την δοκό BEAM 1R-1, γεγονός που υποδηλώνει ότι τα ινοϋφάσματα ήταν αποτελεσματικά τόσο περισφίγγοντας την θλιβόμενη ζώνη, χωρίς εμφανή σημάδια διόγκωσης, όσο και ενισχύοντας εν μέρει το εφελκυόμενο κάτω πέλμα. Στον πίνακα 2 περιλαμβάνεται μια συνοπτική περιγραφή των πιο σημαντικών παρατηρήσεων που σημειώθηκαν κατά την διάρκεια της δοκιμής ενώ στο σχήμα 11 δίδεται σκαρίφημα του μηχανισμού αστοχίας και των τμημάτων που συμμετείχαν σ αυτόν. P [tn] Πίνακας: 2. Παρατηρήσεις επί της συμπεριφοράς της δοκού BEAM 1R-2 7,5 Μερική ενεργοποίηση των διατμητικών ρηγμάτων της προηγούμενης δοκιμής. 17 Διεύρυνση των υφιστάμενων καμπτικών ρηγμάτων 24 Εμφάνιση καμπτικού ρήγματος δίπλα από συνδετήρα ινοϋφάσματος κάτω από το επιβαλλόμενο φορτίο (αριστερά). 35 Εμφάνιση καμπτικού ρήγματος δίπλα επιβαλλόμενο φορτίο (δεξιά). από από συνδετήρα ινοϋφάσματος κάτω από το 43 Έναρξη θραύσης της θλιβόμενης ζώνης στο άνω τμήμα της κύριας διατμητικής ρωγμής 43,2 Θραύση ενός τμήματος του ινοϋφάσματος κοντά στον εφελκυόμενο διαμήκη οπλισμό και ταυτόχρονη θραύση του σκυροδέματος της επικάλυψης σε εκείνο το σημείο. 44 Ολοκλήρωση της θραύσης της θλιβόμενης ζώνης στο άνω τμήμα της διατμητικής ρωγμής. Θραύση των CFRP συνδετήρων που τέμνονται από την διατμητική ρωγμή Τα μέγιστα εντατικά μεγέθη που αναπτύχθηκαν πριν από την αστοχία της δοκού είναι P max = 44.00 tn, Q αν = 215.82 ΚN, M αν = 248.193 ΚN. Με βάση την εκδήλωση της διατμητικής αστοχίας και από την σύγκριση της διατμητικής φέρουσας ικανότητας της δοκού BEAM 1R-2 με αυτή της αρχικής δοκού καταδεικνύεται μια αύξηση της τάξεως του 18% της διατνητικής φέρουσας ικανότητας. Η αντίστοιχη αύξηση της καμπτικής αντοχής είναι μεγαλύτερη του 4% αφού η δοκός BEAM 1R-2 δεν αστόχησε καμπτικά. Θα πρέπει εδώ να σημειωθεί ότι η χρησιμοποίηση των ίδιων επισκευαστικών λύσεων με μεγαλύτερο αριθμό στρώσεων ινουφασμάτων θα συνέβαλε προφανώς στην περαιτέρω αύξηση της διατμητικής ή καμπτικής φέρουσας ικανότητας. Σχήμα 10α Διατμητική μορφή αστοχίας με θραύση της θλιβόμενης ζώνης της διατμητικής περιοχή. 4.2. Αποτίμηση της συμπεριφοράς της επισκευασμένης δοκού BEAM 1R-2 Σχήμα 10α Διατμητική μορφή αστοχίας με θραύση των CFRP συνδετήρων Κατά την διάρκεια της δοκιμής μετρήθηκε η παραμόρφωση του τρίτου CFRP συνδετήρα από δεξιά. μέσω ταινίας επιμήκυνσης (strain gauge). Η μέγιστη τιμή της μέτρησης αυτή έφθασε στο 0.67 % για το μέγιστο φορτίο των 44 tn. Η ταινία αυτή ήταν επικολλημένη στον συνδετήρα CFRP που αστόχησε 15ο Συνέδριο Σκυροδέματος, ΤΕΕ, ΕΤΕΚ, Αλεξανδρούπολη, 25-27 Οκτωβρίου., 2006 8

και η συγκεκριμένη μέτρηση αντιστοιχεί στην κατάσταση του συνδετήρα λίγο πριν από την αστοχία. Με βάση αυτήν την μετρημένη αξονική παραμόρφωση του ινοϋφάσματος ε f eff = 0.67 %, η διατμητική ενίσχυση που τελικώς προσέφερε στη δοκό είναι: V f = 111.79 ΚN. Αν ακολουθήσουμε την συλλογιστική που αναπτύχθηκε στην παράγραφο 3.3. για την δοκό BEAM 1R-1, προκύπτουν για την δοκό BEAM 1R-2 οι τιμές του πίνακα 3 που ακολουθούν. Πίνακας: 3. Αποτίμηση της διατμητική αντοχή της δοκού BEAM 1R-2. ΤΕΜΝΟΥΣΑ ΤΕΜΝΟΥΣΑ ΤΕΜΝΟΥΣΑ ΣΥΝΟΛΙΚΗ METHODOLOGY ΣΚΥΡ/ΤΟΣ ΣΥΝΔΕΤΗΡΑ FRP ΤΕΜΝΟΥΣΑ Vc [ΚN] V w [ΚN] V f [ΚN] V R [ΚN] Zsutty 83.06 99.23 111,79 294,08 Paulay Priestley 68.82 99.23 111,79 279,84 Zararis 67.37 111.68 111,79 290,84 Kani 99,97 99,23 111,79 310,99 Ε.Κ.Ο.Σ.Χωρίς Σ.Α. 91,45 95,02 111,79 298,26 Ε.Κ.Ο.Σ.Με Σ.Α. 47,38 82,63 111,79 241,80 ΕC2 Με Σ.Α. 49,25 82,63 111,79 243,67 (1) (2) (3) SHEAR CRACKS (the line width presents the crack width) FRP FAILURE CONCRETE FAILURE CFRP C 1-23 SHEAR STRENGTHENING GFRP 60-AR BENDING STRENGTHENING Σχήμα 11 Μηχανισμός αστοχίας της δοκού BEAM 1R-2 με σημείωση της θραύσης της θλιβόμενης ζώνης και των CFRP συνδετήρων Όπως παρατηρούμε, η πειραματικά μετρημένη τιμή Q αν = 215,82 ΚN, είναι σημαντικά μικρότερη από τις προβλεπόμενες διατμητικές αντοχές με βάση την συλλογιστική του πίνακα 3. Ακολουθεί στην επόμενη παράγραφο (4.3) ο υπολογισμός της διατμητικής αντοχής της δοκού BEAM 1R-2 με βάση την γεωμετρία και τον μηχανισμό της αστοχίας που περιγράφηκε προηγουμένως (δες σχήμα 11). Στον πίνακα 4 γίνεται η αναγραφή της καμπτικής φέρουσας ικανότητας της δοκού BEAM 1R-2. Οι τιμές του πίνακα αυτού συγκρινόμενες με την μετρημένη τιμή M αν = 248.193 ΚN, συνυπολογιζομένου του γεγονότος ότι η δοκός αυτή δεν αστόχησε καμπτικά, οδηγούν στο συμπέρασμα ότι στην 15ο Συνέδριο Σκυροδέματος, ΤΕΕ, ΕΤΕΚ, Αλεξανδρούπολη, 25-27 Οκτωβρίου., 2006 9

περίπτωση αυτή δεν θα υπάρξουν σημαντικές διαφορές ανάμεσα στον υπολογισμό και στην πραγματοποίηση της καμπτικής συνπεριφοράς. Πίνακας: 4. Σύγκριση διαφόρων μεθοδολογιών υπολογισμού καμπτικής αντοχής. METHODOLOGY M U [KN m] Μορφή αστοχίας U ltimum stress strain Αστοχία της θλιβόμενης ζώνης και του 301.26 method εφελκυόμενου ινουφάσματος GFRP F RPFLEX 319.02 Αστοχία της θλιβόμενης ζώνης 4.3. Αποτίμηση της διατμητικής συμπεριφοράς της επισκευασμένης δοκού BEAM 1R-2 με βάση την μορφή αστοχίας που εκδηλώθηκε. Στην παράγραφο αυτή θα γίνει ο υπολογισμός της διατμητικής αντοχής με βάση την οριακή κατάσταση της δοκού και της μορφής αστοχίας που εκδηλώθηκε καθώς και των τμημάτων της δοκού που συμμετείχαν στην παραλαβή της τέμνουσας κατά την οριακή αυτή κατάσταση, που απεικονίζονται στο σχήμα 11 και είναι: - Ο χαλύβδινος συνδετήρας,. - Η θλιβόμενη ζώνη στο ανώτερο τμήμα της διατμητικής ρωγμής, - Οι CFRP συνδετήρες, - Ο μηχανισμός βλήτρου των διαμήκων ελκυόμενων οπλισμών του κάτω πέλματος. Για την συνεισφορά της θλιβόμενης ζώνης χρησιμοποιείται η σχέση V (2) 1/2 con = 0.3 (fc) 2/3 x b ( όπου fc η θλιπτική αντοχή του σκυροδέματος, x το ύψος της θλιβόμενης ζώνης όπως υπολογίστηκε από την καμπτική συμπεριφορά, b το πλάτος της δοκού). Ο υπολογισμός αυτός δίδει την συνεισφορά της θλιβόμενης ζώνης ίση με V con = 46.42 kn. Η συνεισφορά των CFRP συνδετήρων θα βασισθεί στις μετρήσεις της παραμόρφωσης του CFRP όπως eff περιγράφηκε στην παράγραφο 4.2. Η συνεισφορά των CFRP συνδετήρων είναι ίση με V f = 18234 ε f [ΚN]. Με βάση αυτή την σχέση και την μέτρηση της επιμήκυνσης του CFRP η συνεισφορά των CFRP συνδετήρων κατά την έναρξη θραύσης της θλιβόμενης ζώνης είναι ίση με V f = 73.54ΚN. Η συνεισφορά του μηχανισμού βλήτρου θα βασισθεί στην συγκεκριμένη μορφή της αστοχίας και στην γεωμετρία της σε συνδιασμό με την γεωμετρία και διατομή των διαμήκων εφελκυόμενων οπλισμών. Για αυτό τον σκοπό διαμορφώθηκε ένα αριθμητικό προσομοίωμα που απεικονίζεται στο σχήμα 12 όπου οι διαμήκεις οπλισμοί στηρίζονται αφενός στο συνδετήρα CFRP (προσομοιώνεται με μια σειρά αξονικών ράβδων με το αντίστοιχο μήκος, διατομή και ελαστικά χαρακτηριστικά με αυτά του συγκεκριμένου συνδετήρα CFRP) αφετέρου στον χαλύβδινο συνδετήρα επίσης με την συγκεκριμένη 35 mm 75 mm 35 mm διατομή και μηχανικά χαρακτηριστικά. Στην προσομοίωση αυτή λήφθηκε υπόψη d=19.61mm d=20mm η δυνατότητα των διαμήκων οπλισμών να αναπτύξουν πλαστικές αρθρώσεις στις στηρήξεις τους. Η οριακή συνεισφορά δ Α από τη δράση βλήτρου των διαμήκων εφελκυόμενων οπλισμών είναι V βλ = 37.67 KN. Σχήμα 12. Αριθμητικό προσομοίωμα βλήτρου Για τον χαλύβδινο συνδετήρα γίνεται η υπόθεση ότι η παραμόρφωση του είναι ίδια με την παραμόρφωση του ινοϋφάσματος στον γειτονικό CFRP συνδετήρα την οποία και μετράμε. Συνεπώς με βάση τα χαρακτηριστικά του χάλυβα του συνδετήρα και την παραμόρφωση αυτή υπολογίζεται η αναλαμβανόμενη τέμνουσα από τον χαλύβδινο συνδετήρα ( V w ). 15ο Συνέδριο Σκυροδέματος, ΤΕΕ, ΕΤΕΚ, Αλεξανδρούπολη, 25-27 Οκτωβρίου., 2006 10

Πίνακας: 5. Επιμέρους συνεισφορές μηχανισμών ανάληψης τέμνουσας κατά την έναρξη θραύσης της θλιβόμενης ζώνης. 2 Δράση βλήτρου των Θλιβομενη ζώνη Συνολική 1 συνδετήρας συνδετήρες διαμήκων εφελκυόμενων σκυροδέματος Μετρημένη χάλυβα CFRP οπλισμών (3Φ20) διατμητική αντοχή V w [ΚN] V f [ΚN] V βλ [ΚN] V con [ΚN] V R [ΚN] 53.94 73.54 37.67 46.42 211.62 53.94 73.54 Vc = 84.14 kn 211.62 Q [kn] 240 220 200 180 160 140 120 100 80 60 40 20 0 BEAM1R-32 Vfαναπτ Vw Vβλ Vc beginning of the failure of the compressive zone (at the shear failure area) was observed failure of the CFRP was observed failure of the compressive zone (at the shear failure area) was observed 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 δ [mm] Σχήμα 13. Συνεισφορές παραλαβής τέμνουσας Q [kn] 250 200 150 100 50 0 BEAM1Qmax = 183.45 kn BEAM1R-1 Qmax=206.99 kn BEAM1R-2 Qmax=215.82 tn BEAM1R-2 Qu=211.62 kn (έναρξη θραύσης θλιβόμενης ζώνης) BEAM1R-2 Qu=211.62 kn (θραύση θλιβομενης ζώνης) 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 11 δ [mm] Σχήμα 14.Διατμητική συμπεριφορα BEAM 1R-2, BEAM-1,BEAM 1R-1 0 Επομένως αφαιρώντας τις συνεισφορές του χαλύβδινου και του CFRP συνδετήρα από το διάγραμμα της συνολικής μετρημένης τέμνουσας υπολογίζεται το σύνολο αναλαμβανόμενης τέμνουσας από την δοκό χωρίς καθόλου συνδετήρες V c,(ούτε χαλύβδινους ούτε CFRP) δηλαδή τις αναπτυσσόμενες συνεισφορές βλήτρου και θλιβόμμενης ζώνης. Η οριακή αυτή τιμή, που εξάγεται πειραματικά αφαιρώντας τις συνεισφορές των συνδετήρων, είναι σε πλήρη συμφωνία με τις αντίστοιχες προτάσεις άλλων ερευνητών Vc = 84.14 ΚN. Όλα τα ανωτέρω αποτυπώνονται στον πίνακα 5 που ακολουθεί και στο σχήμα 13 ενώ στο σχήμα 14 η διατμητική συμπεριφορά της δοκού BEAM 1R-2 σε συγκρίνεται τόσο με αυτή της αρχικής δοκού BEAM- 1 όσο και με αυτή της επισκευασμένης δοκού BEAM 1R-1(Φά ση 1) καθώς και οι προβλέψεις διατμητικής φέρουσας ικανότητας του Πίνακα 5. 15ο Συνέδριο Σκυροδέματος, ΤΕΕ, ΕΤΕΚ, Αλεξανδρούπολη, 25-27 Οκτωβρίου., 2006 11

6 ΣΥΓΚΕΝΤΡΩΤΙΚΕΣ ΠΑΡΑΤΗΡΗΣΕΙΣ - ΣΥΜΠΕΡΑΣΜΑΤΑ - Οι τεχνικές εφαρμογής ινοπλυσμένων πολυμερών υφασμάτων στη αναβάθμιση της φέρουσας ικανότητας ορθογωνικών δοκών Ο/Σ, όπως εξετάσθηκαν στα πλαίσια της παρούσης διερεύνησης, ήταν σχετικά επιτυχείς.δηλαδή, τόσο η επικόλληση ινουφασμάτων άνθρακα με μορφή συνδετήρων για την δοατμητική αναβάθμιση όσο και η μερική περίσφυξη της θλιβόμενης ζώνης με ινουφάσματα άνθρακα και η επικόλληση στο κάτω πέλμα της δοκού ινουφάσματος υάλου, για την καμπτική αναβάθμιση επετέλεσαν τους επιδιωκόμενους στόχους. Δηλαδή αφενός να επαυξήσουν την αντίστοιχη φέρουσα ικανότητα αφετέρου να παρεμποδίσουν την εμφάνιση του σεναρίου της καμπτικής αστοχίας και την εκδήλωση της διατμητικής και αντίστροφα. - Πρέπει να σημειωθεί ότι αυτές οι μορφές επισκευής (κλειστοί συνδετήρες και περίσφιξη θλιβόμενης ζώνης άνω πέλματος δοκού μέσω ινουφασμάτων) δεν είναι άμεσα εφαρμόσιμη στις συνήθεις περιπτώσεις, όπου το δομικό στοιχείο έχει μορφή πλακοδοκού παρά μόνον με διάνοιξη οπών στην πλάκα στις αντίστοιχες θέσεις, γεγονός που παρουσιάζει υπολογίσιμο βαθμό δυσκολίας. - Η αποτίμηση της καμπτικής συμπεριφοράς καταδεικνύει ότι οι σχετικές προβλέψεις μπορεί να είναι αρκετά επιτυχείς. - Η αποτίμηση της διατμητικής συμπεριφοράς καταδεικνύει ότι για να είναι οι προβλέψεις επιτυχείς πρέπει να βασισθούν αφενός σε ένα ρεαλιστικό σενάριο αστοχίας αφετέρου στην ρεαλιστική προσέγγιση τόσο της συνεισφοράς του μηχανισμού βλήτρου του διαμήκους οπλισμού όσο και της συνεισφοράς των χαλύβδινων συνδετήρων και της επιροής που θα εξασκηθεί επ αυτών της παρουσίας των ινοπλισμένων τμημάτων της επέμβασης. ΑΝΑΦΟΡΕΣ 1. Μ. Δημοσθένους, Γ.Χ. Μάνος, Δ.Σ. Στάρου και Β. Κουρτίδης, «Πειραματική διερεύνηση της ο επιρροής χειροποίητων και μηχανοποίητων εγκάρσιων οπλισμών σε δομικά στοιχεία Ο/Σ» 14 Ελληνικό Συνέδριο Σκυροδέματος, Κως, 2003. 2. Τ. Pauley, M. J. N. Priestley «Seismic Design of Reinforced Concrete and Masonry Structures», J. Wiley & Sons, INC USA 1992. 3. Δ. 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., 2002. 4. G. N. J. Kani, «Basic Facts Concerning Shear Failure», J. ACI, Vol. 63, Jun. 1966, pp. 675-692. 5. T. C. Zsutty, «Beam Shear Strength Prediction by Analysis of Existing Data», Journal ACI, Vol. 65, November 1968, pp. 943-951. 6. Π. Δ. Ζαράρης (2002) «Μέθοδοι Υπολογισμού Σιδηροπαγούς Σκυροδέματος», Εκδοτικός οίκος Αδελφών Κυριακίδη, Θεσσαλονίκη. 7. ΟΑΣΠ ΣΠΜΕ (2000), «Ελληνικός Κανονισμός Ωπλισμένου Σκυροδ. ΕΚΩΣ 2000». 15ο Συνέδριο Σκυροδέματος, ΤΕΕ, ΕΤΕΚ, Αλεξανδρούπολη, 25-27 Οκτωβρίου., 2006 12