Ενίσχυση και επισκευή δομικών στοιχείων κόμβων από ωπλισμένο σκυρόδεμα με σύνθετα υλικά

Abstract

The failure of beam-column joints in Reinforced Concrete (RC) structures in high-seismic-risk regions is critical, as it not only causes significant damage but often leads to immediate partial or total collapse of the structure, resulting in significant human losses. As modern structures constitute only a small percentage of the global building stock, many existing structures exhibit low load-bearing capacity during seismic events because they were constructed under older design and analysis methods, as well as inferior materials and construction techniques. During the last decades, a significant global effort has been devoted to upgrading and/or rehabilitating those structures. A large part of this effort involves the use of new materials, such as Fiber Reinforced Polymers (FRPs). These materials offer significant advantages and certain disadvantages, and their applicability for strengthening RC members still requires further research. In this doctoral dissertation, the mechanical behavior of RC beam-column joints under seismic loading is investigated, along with the effectiveness of FRP rehabilitation/strengthening techniques. The predictions of the relationships proposed by international codes for assessing the capacity of joints, with and without strengthening, are evaluated. A simplified analytical model of the mechanical behavior of FRP-strengthened RC joints is proposed, whose reliability is evaluated using experimental data. Furthermore, appropriate Machine Learning algorithms are developed to determine the joint's failure mode. Finally, through the application of Explainable Machine Learning methods, analytical relationships for predicting failure mode are derived, demonstrating significantly greater predictive reliability than conventional analytical predictions. Specifically, the dissertation includes: 1. The literature review and existing knowledge: i. In the field of predicting the mechanical behavior of reinforced concrete joints under cyclic loading, as well as the techniques for their repair and strengthening with fiber-reinforced polymers (FRP). The parameters governing the joint's behavior are also analyzed, and the failure modes are classified. ii. In the collection and presentation of the main existing models for calculating joint strength of BC joints without strengthening under seismic loading (empirical or semi-empirical and diagonal strut-and-tie models). In the presentation, there are also analytical models for predicting failure mode critical values, including 2D and 3D finite element models used by various researchers. iii. In the presentation of modern codes’ provisions for assessing the (seismic) load-bearing capacity of RC beam–column joints without strengthening.Specifically, the regulations of the following are presented in detail: (a) Eurocode 8 (EC8-1 and -3), (b) Greek Code of Interventions (KAN.EPE.), (c) fib90, (d) Italian CNR DT 200-R2, and (e) American code (ACI 369). iv. Τhe type of the required interventions, classified according to the deficiency they address (diagonal compression of the joint web or insufficient joint reinforcement), to increase the load-bearing capacity and ductility of joints (strengthening/seismic upgrade), or to restore them to their initial capacity (repair/restoration/rehabilitation). v. In the objectives of upgrading RC beam-column joints using FRP, which include: (a) increasing the capacity of the structural members framing into the joint (beam, column), (b) increasing the shear capacity of unreinforced or under-reinforced BC joints, (c) improving the bond between beam reinforcement bars with insufficient anchorage and the joint, to enhance the flexural capacity of the member, and (d) shifting the potential failure from the joint or the column to the adjoining beams. vi. In the internationally prevalent techniques for the application of fiber- reinforced polymers (FRP), both for the strengthening and rehabilitation of beam–column joints, with characteristic cases including: (a) strengthening of beams or column framing into the joint in flexure and/or shear, (b) strengthening of the exterior or interior joint in shear, and (c) combined strengthening (shear strengthening of the joint together with flexural and shear strengthening of the column and/or beam), as well as in the results from the application of the above techniques. Special emphasis is placed on the NSM (Near Surface Mounted) technique for FRP installation, which is a relatively recent method, in which FRP fibers (rope), are placed inside grooves cut into the surface of the member. The advantages and disadvantages of using FRPs for joint strengthening are identified and described. vii.In the assumptions and provisions for the design of strengthening using FRP materials, as introduced and proposed by modern codes related to interventions and strengthening. Specifically, the design philosophy, the failure models of the individual mechanisms and the safety approach of the most widely adopted codes in this field are presented: (a) Eurocode 8 (EC8- 3), (b) Greek Code of Interventions (KAN.EPE.), (c) fib90, (d) Italian code (CNR DT 200-R2), and (e) American code (ACI 440-2R). 2. The construction and experimental investigation of beam–column joints, with and without FRP strengthening, in order to experimentally examine the following cases: (a) Strengthening using the new NSM technique, in which FRP (ropes) are embedded in grooves. It should be noted that the vast majority of relevant publications concern the strengthening of joints using externally bonded FRP fibers (EBR), (b) the experimental investigation of FRP mechanical anchors with fan-shaped ends in EBR strengthening, and (c) the behavior of corner joints (presence of transverse beam) with plain bars, strengthened with FRP.Specifically: i. At the Laboratory of Reinforced Concrete and Seismic Design of Structures of Democritus University of Thrace (DUTH), four full-scale (1:1) reinforced concrete beam–column joints were constructed. Two of them were strengthened with FRP continuous rope using the NSM method, while one unstrengthened and one strengthened specimen had conventional shear reinforcement in the joint (stirrups). The specimens were tested under (pseudo-)seismic loading, with imposed (controlled) displacement at the beam tip. This experimental investigation aimed to evaluate the seismic behavior of unreinforced or under-reinforced concrete joints, as well as the influence of using continuous carbon fiber rope as a strengthening method (NSM) to improve their seismic response. The main conclusions include: (a) For the joint specimens without strengthening, the presence of even minimal transverse reinforcement (stirrup) in the joint, improved the mechanical behavior in the post-peak (descending) branch under all loading cycles. Similarly, NSM strengthening with CFRP ropes improved both load-bearing capacity and ductility, particularly at large displacement levels. Moreover, comparing the conventionally reinforced specimen without strengthening with the unreinforced but strengthened specimen showed comparable mechanical response, with this strengthening technique acting as a quasi-restoration of the reinforcement lacking in the unstrengthened joint. (b) In terms of total energy dissipation, the strengthened specimens exhibited improved performance at large deformations. The use of FRP in the strengthening of the unreinforced specimen enhanced its energy dissipation more than that of the corresponding of the conventionally reinforced one. (c) The specimens strengthened with diagonally placed rope into grooves (NSM), showed improved behavior, with lower shear deformation values for the same relative displacement level of the beam tip. The best performance in terms of strength and shear deformation was observed in the specimen with joint stirrup and FRP strengthening, which maintained an almost elastic response at the beam tip for relative displacements up to δ≤3%. (d) For large deformation levels, the FRP-strengthened specimens exhibited a lower Park and Ang damage index compared to the corresponding unstrengthened ones. ii. At the Department of Structures for Engineering and Architecture, University of Napoli “Federico II”, in collaboration with the University of Sannio, four full-scale unreinforced RC corner beam–column joints, using plain reinforcing bars and two different longitudinal reinforcement ratios in the beam (0.4% and 0.67%), were fabricated. Two of the joints were strengthened with quadriaxial CFRP fabric, anchored with mechanical CFRP spike anchors with fan-shaped ends. The specimens were subjected to (pseudo-)seismic loading, with imposed (controlled) displacement at the beam tip. The design of the specimens was according to older Italian seismic provisions (D.M. 1982, D.M. 1986), representing a first-floor corner joint of an RC building, designed for gravity loads in a region of moderate seismic hazard (approximately 0.07g), and with details similar to those found in buildings constructed in Greece. The main results of this study include: (a) The specimens without strengthening exhibited significant deficiencies under pseudo-seismic loading. In TP_0.40%_as-built, although the beam reached flexural yielding, extensive cracking within the joint panel prevented the development of its full flexural overstrength, leading to joint shear failure. Specimen with the higher geometric ratio of beam longitudinal reinforcement (TP_0.67%_as-built) experienced even more severe cracking in the joint, which inhibited beam yielding entirely. It also caused premature shear failure of the joint, accompanied by a significant strength and stiffness degradation, as well as bar buckling of the column’s reinforcement into the joint panel. (b) The FRP- strengthened specimens showed improved performance compared to the corresponding unstrengthened ones. Specimen TP_0.40%_1L_12A, strengthened with one layer of CFRP fabric and 12 anchors, exhibited a 20.6% increase in strength and fully developed the beam’s flexural overstrength. The anchors effectively interrupted FRP debonding propagation, resulting in a 176% increase in energy dissipation and a shift in failure mode, from brittle joint shear failure to a more ductile beam-hinge mechanism, with significantly increased ductility. Specimen TP_0.67%_2L_16A, with the higher beam reinforcement ratio and strengthened with two layers of CFRP fabric and 16 anchors, exhibited a 30% increase in strength and a 52% improvement in energy dissipation. However, the increased bending moment demand in the column led to failure of column anchors, followed by a significant stiffness degradation, anchor failure on the beam and ultimately joint shear failure.This strengthening configuration, using mechanical anchors, delayed FRP debonding and enabled a better utilization of the material. Proper extension of the CFRP fabric and its secure anchorage further optimizes the strengthening performance and mitigates the risk of debonding. Additionally, it increases both the strength and energy dissipation of the specimens and shifts the failure mode from joint shear failure to a more ductile mechanism, forming a plastic hinge in the beam. 3. The creation of two comprehensive experimental databases, which incorporate internationally published data on joints without strengthening, and on joints strengthened and/or repaired with composite materials (FRP). The database for joints without strengthening, includes data and experimental results from 652 RC beam–column joints and is one of the largest, recently updated collections of experimental data on joints subjected to high-intensity cyclic loading until failure. Due to the large number of specimens included, it can be used to draw reliable conclusions regarding joint failure, to compare with existing analytical relationships and to evaluate the reliability of the relevant provisions in modern assessment codes. From the analysis of the data, the following conclusions were drawn: i. For joints without strengthening:· Exterior joints exhibited shear failure (S) in 49% of cases, while the percentage of combined flexural and shear failure (S-F) was 29%. Failure due to insufficient bond of reinforcement (B) occurred in 3% of cases. The corresponding percentages for interior joints are 32% for shear failure (S), and 56% for combined flexural and shear failure (S-F), while no cases of bond-related failure (B) were observed in the database. · The presence of transverse reinforcement within the joint (even in small ratios) generally improves the mechanical behavior, as it reduces the percentage of brittle shear failure (S) to 37% compared to 57% in unreinforced joints. In comparison, it increases the percentage of combined flexural and shear failure (S-F) from 23% to 45%. No cases of bond-related failure were presented clearly. · From the results of the investigation on the influence of joint reinforcement on its shear capacity, it was found that the maximum obtained shear strength (τexp) exhibits an upper bound, which depends on the compressive strength of the concrete (fc), independently of the existing shear reinforcement ratio (ρjh %).For exterior joints without reinforcement, this limit corresponds to 35% of the concrete compressive strength (τexp<0.35fc). For values of reinforcement ratios of the joint in the range 0<ρjh<0.4%, the average experimental values of τexp/fc increase almost proportionally to the increase in joint shear reinforcement ratio (ρjh). On the contrary, for ρjh>0.4%, the addition of shear reinforcement in the joint does not significantly affect the increase of the maximum shear stress capacity, which is mainly governed by the concrete strength.For interior joints, the ratio τexp/fc ranges between 0.1 and 0.4 (0.1<τexp/fc<0.4), exhibiting a clear lower bound. It is also observed that the increase in shear reinforcement has a significant effect on joint shear strength for reinforcement ratios ρjh≤0.3%. In contrast, for higher reinforcement ratios, it does not substantially influence the increase in the maximum shear stress capacity, which is also governed by the concrete strength.The above conclusions, formulated for the first time, were derived from a large number of joint specimens, including both exterior and interior joints. · For joints with shear reinforcement (ρjh>0), the correlation between the mechanical reinforcement ratio ω (ω=ρjhfy/fc) and the normalized experimental shear stress (τexp/fc) exhibits a relatively weak correlation pattern. On the contrary, plotting the square root of the concrete compressive strength of the joint (√fc) against the experimental shear stress at joint failure (τexp) reveals an improved correlation between these two parameters. For exterior joints at failure, the lower bound of the maximum shear stress capacity can be taken as τexp=√fc-4.0 MPa. For failure in the joint panel of interior joints, the corresponding lower bounds are given by τexp=0.5√fc+2.0MPa and τexp=1.6√fc-4.0MPa, for unreinforced and reinforced joints, respectively. · From the comparative assessment of the reliability of the results for estimating shear demand at the joint using the analytical models (EC8-1 and Greek Code of Interventions-KAN.EPE.), it was found that, for a significant number of joints, the predicted values are lower than the corresponding experimental values. Specifically, it was observed that Vmax,exp-Vjh,analyt<0 in 41% of the cases. This fact indicates that, for most specimens, the joint panel failed at a level above the calculated shear demand, as predicted by analytical equations and transferred from the beam to the joint. · Comparative results derived based on the provisions of the most widely employed international codes (KAN.EPE., fib90, CNR DT 200-R2, EC2 and EC8, and ACI 369) for the maximum shear capacity of the joint, showed that the code predictions deviate from the corresponding experimental results. Specifically: (a) Results from the application of KAN.EPE. (Vj,cap,KAN.EPE.) underestimate the shear demand required for joint failure in 56.7% of exterior joints (Vj,cap,KAN.EPE.<Vj,exp) and in 27.8% of interior ones. (b) The provisions of Eurocode (EC8-3 and EC8-1) for the assessment of joint shear capacity (Vjcap,EC8) show significant deviation from the corresponding experimental values (Vjcap,exp). Specifically, concerning exterior joints, in 94.9% of cases, the analytical value of the maximum shear capacity is higher than the corresponding experimental value at which the joint core failed. Similar results are observed for interior joints, where analytical values are higher than the corresponding experimental ones in 95.5% of cases. This discrepancy between experimental and analytical values is attributed to the fact that EC8-3 provisions apply to reinforced concrete structures with high ductility (Ductility Class High – DCH), for which, strict requirements for local ductility in critical structural elements are imposed. For beam–column joints designed for DCH, the joint core is assumed to be confined, ensuring high shear and compressive strength. The application of the above provisions, using a reduced value of the concrete strength reduction factor due to transverse tensile strains, with η=0.35(1-fck/250), instead of the value η=0.60(1-fck/250) given in EC8-1, shows significant improvement, overestimating the joint shear capacity in 34.4% of the cases for exterior joints and in 32.2% of the cases for interior joints. It is proposed that, for the assessment of joint capacity in reinforced concrete structures which have not been designed according to EC8-1 provisions and do not belong to DCH class, the reduction factor for the concrete compressive strength of the joint due to transverse tensile strains to be taken within the range η=0.30(1-fck/250) to η=0.40(1- fck/250). (c) The assessment of joint strength using the provisions of fib90 and CNR DT 200-R2 yields more conservative results, with the analytical values Vj,fib,CNR being lower than the corresponding experimental values (Vj,exp) in 96.6% of exterior joints. In particular, for interior joints, all analytical values are lower than the corresponding experimental values. (d) The assessment methodology proposed by ACI 369, based on statistical processing of experimental data, shows relatively satisfactory reliability for estimating joint shear failure, with its predictions exceeding the corresponding experimental values (Vn,ACI>Vj,exp) in 41.1% of exterior joints and 12.8% of interior ones.ii. For FRP-strengthened joints: · A corresponding database was developed, which constitutes the largest in this field and includes data for 180 RC beam–column joints (160 T-type and 20 corner joints). As can be observed, the investigation of the mechanical behavior of joints strengthened and/or repaired using FRP, remains a complex problem. · The strengthening of joints with FRP included: (a) strengthening of beams framing into the joint in flexure and/or shear, (b) strengthening of the column in flexure and/or shear, (c) strengthening of the joint core of exterior joints in shear, and (d) combined strengthening (strengthening of the joint core together with strengthening of the column and/or beam in flexure and/or shear). · The classification based on the strengthening material showed a clear predominance of CFRP (carbon fiber) at 91%, compared to 9% for GFRP (glass fiber). The most prevalent FRP strengthening techniques are externally bonded strips/sheets (Externally Bonded Reinforcement – EBR) and ropes embedded in grooves (Near Surface Mounted – NSM). The employed configurations include X, L, U, T, and full wrapping, with 1–4 layers. The main anchorage types are overlapping (for sheets and ropes) and the use of mechanical anchors. · The distribution of concrete compressive strength spans a wide range, corresponding to older reinforced concrete structures with low seismic capacity, with fc≤30 MPa (52%) (structures built up to the 1970s). However, there are also specimens (48%) with relatively high concrete strength (fc>30 MPa), reflecting researchers’ interest in the seismic upgrading of joints in more modern structures as well. · For the majority of strengthened and/or repaired members using externally bonded FRP, failure was due to partial or total failure of the FRP substrate and FRP debonding (bond and/or anchorage failure). The correlation between the maximum experimental shear strength of the FRP-strengthened joint (τexp) and the concrete compressive strength (fc) is relatively weak, with significant scatter in shear-strength values. · The use of FRP for joint strengthening increased the shear capacity (Vs) of the strengthened member compared to the corresponding unstrengthened (as-built) member (Vv) by up to 140% [(Vs-Vv)/Vv ≤ 1.40]. On the contrary, for joints that had been previously loaded and subsequently repaired, the increase in shear capacity was significantly lower, with ratios of (VR+S- Vv)/Vv ≤0.9. · It is proposed that the upper limit of the maximum shear capacity of the strengthened member be taken as the maximum shear force of the as- built joint (Vv) increased by 100% (Vs≤2Vv). Beyond this limit, intervention in the joint geometry is required, with an increase in its geometric dimensions. Similarly, for joints that have been previously subjected to loading and, if damage in the joint core has been successfully repaired, the upper limit of shear capacity increase could be taken as 60% of the shear capacity of the as-built joint (VR+S≤1.6Vv). · For most experimental data, the total tensile capacity of the installed FRP was, by an order of magnitude, significantly greater than its actual contribution to resisting tensile forces, which remained largely underutilized in both strengthened and repaired joints. This fact was mainly due to the failure mode, which was governed by FRP debonding and/or anchorage failure rather than rupture of the FRP itself, highlighting the need for a more rational application of the strengthening material. · From the comparison of the maximum shear capacity of the FRP- strengthened joint, as obtained from the analytical expressions proposed by the main international codes (Van), with the corresponding experimental shear value at joint failure (Vexp), it was found that: – Provisions of EC8-3 for calculating the maximum horizontal shear capacity of the FRP-strengthened joint yield analytical values higher than the corresponding experimental ones for the entire set of joints, with the ratio VEC8/Vexp ranging from 1.4 to 6.69. The application of EC8-3, in conjunction with EC2 provisions, also overestimates shear capacity by 41.8%, with a VEC2/Vexp ratio ranging from 0.24 to 2.56. – The application of provisions of the Greek Code of Interventions (KAN.EPE.) overestimated the joint shear failure value by 51%, with theratio of analytical to experimental values ranging between VKAN.EPE./Vexp =0.15-2.78.– From the application of the relationships proposed by fib90 and CNR DT200-R2, the percentage of joints for which the shear capacity (Vfib,CNR) was overestimated is 41.8%, while the ratio of analytical to experimental shear failure values ranged between Vfib,CNR/Vexp =0.38- 2.08. The provisions of the new Italian CNR DT 200-R2/2025 for the prediction of strengthening with the use of mechanical FRP fan-anchors provide a satisfactory approximation of the performance of anchored fabric. – The analytical expressions of ACI, yielded analytical values greater than the corresponding experimental ones in 58% of cases, with the ratio of analytical to experimental values ranging between VACI/Vexp=0.19-6.55. · In summary: (a) the application of EC8-3 provisions exhibits the largest deviations compared to all other codes, (b) fib and CNR represent the most conservative approach, with analytical shear capacity values lower than those of the other codes and, for the majority of specimens, also lower than the corresponding experimental values, (c) ACI provisions, in their simplicity and ease of use, provide relatively reliable analytical values, and (d) the results from the application of the Greek Code of Interventions (KAN.EPE.) provide intermediate assessment values compared the other codes.4. In the context of analytical investigation, a simplified analytical model for the inelastic mechanical behavior of FRP-strengthened RC joints is proposed and shown to exhibit satisfactory reliability. This model can be applied to predict the time-history response of structural systems with a large number of joints, without the need for 3D finite element analysis, thereby reducing complexity and computational cost. The joint response is correlated with the two main mechanisms: shear behavior and rotation due to the slip of the beam longitudinal reinforcement. The contribution of FRP strengthening is achieved through the use of an extra-rotational spring. The model also incorporates, in addition to the contribution of FRP strengthening, the effect of FRP debonding.A comparative investigation was carried out between the predictions of the proposed analytical model applied to joint specimens and the corresponding experimental results. The investigation pertained to the prediction of the behavior of six joints without strengthening, based on experiments conducted within the framework of the present doctoral dissertation, as well as corresponding cases reported in the literature, and also four FRP-strengthened joints, with different strengthening configurations and layouts, most of which represented the strengthened counterparts of the unstrengthened ones.The main conclusions from this part of the research include: · The proposed model represents an intermediate solution combining ease of application, with a satisfactory level of reliability. Using readily available data, the model assesses the overall mechanical behavior of the joint, not only in terms of maximum load (as provided by the relevant code relationships), but also in terms of load-bearing capacity, displacement, stiffness, and total energy dissipation. The model accounts for: (a) the shear behavior of the joint, (b) its rotation due to slip of the reinforcing bars, (c) the FRP strengthening and the associated debonding failure mechanism. The quantification of the strengthening contribution is assessed using specialized formulations for fib90 and the Italian code for strengthening (CNR), both incorporated into the proposed model. · The model applied to joints without strengthening yielded satisfactory accuracy, particularly for deformations beyond the peak load, where it reliably predicted the load at each step. In addition, the model’s ability to adequately capture the variation in stiffness during unloading and reloading, led to a realistic prediction of the pinching effect in the hysteretic response. · From the evaluation of the results of the proposed model, it was found that: – Despite its simplicity, the model satisfactorily predicted the mechanical behavior of the joints for most specimens, both in terms of stiffness and load-bearing capacity, with the ratio of analytical to experimental peak load values ranging from Pmax,sc/Pmax,exp = 0.87–0.9. – In terms of total energy dissipation, the ratio Etot,sc/Etot,exp=0.77–1.06 corresponds to a level of predictive reliability similar to that of the unstrengthened specimens, the behavior of which represents the largest part of the dissipated energy. – The results can be further improved through a more detailed calibration of the input parameters and their adjustment to the type of specimen, without, however, compromising the model's simplicity and ease of use. 5. Suitable Machine Learning (ML) algorithms were developed to predict the failure mode of RC joints without strengthening under cyclic loading. The models predicted the joint failure mode with high reliability, without overfitting.Specifically, they achieved successful predictions with an overall accuracy of over 80%. XGBoost achieved the best performance, with a prediction accuracy of 85%. The Gradient Boosting and Bagging ensemble with Artificial Neural Networks (Bagging ANN) also achieved notable predictive accuracy of approximately 82.5%. · The results of applying the best-performing model (XGBoost) to predict the joint failure mode were compared with those obtained from classical analytical expressions. As shown by the comparison, the overall prediction accuracy of XGBoost was 85%, compared to 67% for the classical analytical approach. · The other performance metrics obtained from the ML model application were also significantly superior compared to classical analytical predictions for shear failure mode (JS). Specifically, Precision reached 86% compared to 65% for the classical analytical predictions, Recall was 85% compared to 82%, and F1-score was 86% compared to 73%, respectively. Larger discrepancies were observed for the flexure–shear failure mode (BY-JS), where Precision was 84% versus 71% for the classical approach, Recall 85% versus 49%, and F1-score 84% versus 58%. · Due to the demonstrated ability of Machine Learning algorithms to achieve very high predictive accuracy, as well as the need for relatively simple numerical expressions with greater reliability, the application of Explainable Machine Learning methods was investigated to derive predictive relationships for the failure mode of RC joints. The overall accuracy of successful predictions of the joint failure mode, obtained by applying the proposed numerical expressions to the entire dataset, reached 78%, compared to 84% for the full XGBoost machine learning model and 67% for the classical analytical predictions. It should be noted that the above results refer to the complete set of joints (interior + exterior).

Η αστοχία των κόμβων δοκών-υποστυλωμάτων Κατασκευών από Ωπλισμένο Σκυρόδεμα (ΚΩΣ), σε περιοχές σεισμικού κινδύνου, έχει αποδειχθεί, ως μία από τις κρισιμότερες αστοχίες, αφού όχι μόνο επιφέρει σημαντικές βλάβες, αλλά πολλές φορές συνοδεύεται από άμεση μερική ή ολική κατάρρευση της κατασκευής με σημαντικές ανθρώπινες απώλειες. Με τις σύγχρονες κατασκευές να παραμένουν μικρό ποσοστό του δομικού πλούτου παγκοσμίως, σημαντικός αριθμός των υφισταμένων κατασκευών παρουσιάζει προβλήματα μειωμένης φέρουσας ικανότητας, κυρίως έναντι σεισμικών δράσεων, επειδή δομήθηκαν με παλαιότερες μεθόδους ανάλυσης και σχεδιασμού, αλλά και υποδεέστερα υλικά και τεχνικές. Τις τελευταίες δεκαετίες, υπάρχει διεθνώς μία εργώδης προσπάθεια αναβάθμισης ή/και επισκευής των κατασκευών αυτών. Στην προσπάθεια αυτή, σημαντικό τμήμα αφορά στην χρήση νέων υλικών, όπως τα ινωπλισμένα πολυμερή (Fiber Reinforced Polymers-FRP). Τα υλικά αυτά παρουσιάζουν σημαντικά πλεονεκτήματα, αλλά και ορισμένα μειονεκτήματα, με την εφαρμογή τους ωστόσο, ως μέσο ενίσχυσης των δομικών στοιχείων από ΩΣ, να απαιτεί ακόμα σημαντική έρευνα.Στην διδακτορική διατριβή αυτή, διερευνάται, η μηχανική συμπεριφορά σε σεισμική καταπόνηση των κόμβων δοκών-υποστυλωμάτων από ΩΣ, καθώς και η αποτελεσματικότητα των τεχνικών επισκευής/ενίσχυσής τους με ινωπλισμένα πολυμερή (FPR). Αξιολογείται η πρόβλεψη των προτεινομένων από τους διεθνείς κανονισμούς σχέσεων αποτίμησης της ικανότητας των κόμβων, χωρίς και με ενίσχυση. Μέσα από την αναλυτική διερεύνηση, προτείνεται ένα απλοποιημένο αναλυτικό προσομοίωμα της μηχανικής συμπεριφοράς ενισχυμένων με FRP κόμβων ΩΣ, η αξιοπιστία του οποίου αξιολογείται με πειραματικά δεδομένα. Επίσης, αναπτύσσονται κατάλληλοι αλγόριθμοι Μηχανικής Μάθησης για τον προσδιορισμό της μορφής αστοχίας του κόμβου. Τέλος, με την εφαρμογή μεθόδων Εξηγήσιμης Μηχανικής Μάθησης, εξάγονται αναλυτικές σχέσεις πρόβλεψης της μορφής αστοχίας, οι οποίες παρουσιάζουν σημαντικά μεγαλύτερη αξιοπιστία, από τις υφιστάμενες κλασικές αναλυτικές προβλέψεις.Αναλυτικότερα η διατριβή περιλαμβάνει: 1. Την βιβλιογραφική έρευνα και την υφιστάμενη γνώση: i. Στον τομέα της πρόβλεψης της μηχανικής συμπεριφοράς των κόμβων από ωπλισμένο σκυρόδεμα σε εναλλασσόμενη καταπόνηση, καθώς και τις τεχνικές επισκευής και ενίσχυσής τους με ινωπλισμένα πολυμερή (ΙΩΠ-FRP). Επίσης, αναλύονται οι παράμετροι, οι οποίες διαμορφώνουν την συμπεριφορά του κόμβου και τυποποιούνται οι μορφές αστοχίας του. ii. Στην συγκέντρωση και ανάλυση των κυριότερων προσομοιωμάτων υπολογισμού της αντοχής του κόμβου (εμπειρικών ή ημιεμπειρικών και διαγωνίου θλιπτήρα-δικτυώματος). Επίσης, στην παρουσίαση των αναλυτικών προσομοιωμάτων πρόβλεψης των κρίσιμων μεγεθών της αστοχίας των κόμβων χωρίς ενίσχυση σε σεισμική καταπόνηση, στα οποία περιλαμβάνονται και τα εφαρμοζόμενα από διάφορους ερευνητές προσομοιώματα πεπερασμένων στοιχείων 2D και 3D. iii. Στην παρουσίαση των διατάξεων, των σύγχρονων κανονισμών για την αποτίμηση της φέρουσας (σεισμικής) ικανότητας, των μη ενισχυμένων στοιχείων κόμβου δοκού-υποστυλώματος από ΩΣ. Συγκεκριμένα, περιλαμβάνονται αναλυτικά οι προβλέψεις των: (α) Ευρωκώδικα 8 (EC8-1 και -3), (β) Ελληνικού Κανονισμού Επεμβάσεων (ΚΑΝ.ΕΠΕ.), (γ) fib90, (δ) Ιταλικού κανονισμού (CNR DT200-R2) και (ε) Αμερικάνικου κανονισμού (ACI 369). iv. Στο είδος των απαιτούμενων παρεμβάσεων, για την αύξησης της φέρουσας ικανότητας και της πλαστιμότητας των κόμβων (ενίσχυση) ή την αποκατάστασή τους σε πρότερη ικανότητα (επισκευή), ταξινομημένων ως προς την αδυναμία που καλούνται να άρουν (διαγώνια θλίψη κορμού ή ανεπάρκεια οπλισμού κόμβου). v. Στους στόχους της αναβάθμισης των κόμβων από ΩΣ, με χρήση FRP, στους οποίους εντάσσονται: (α) η αύξηση της ικανότητας των συντρεχόντων στον κόμβο δομικών στοιχείων (δοκού, υποστυλώματος), (β) η αύξηση της διατμητικής ικανότητας άοπλων ή υπο-ωπλισμένων κόμβων, (γ) η βελτίωση της σύνδεσης, μεταξύ των ράβδων οπλισμού της δοκού με ανεπαρκή αγκύρωση και του σώματος του κόμβου, για την αύξηση της καμπτικής ικανότητας του στοιχείου και (δ) η μετακίνηση της ενδεχόμενης αστοχίας, από τον κόμβο ή το υποστύλωμα, στις συντρέχουσες δοκούς.vi. Στις επικρατούσες διεθνώς τεχνικές εφαρμογής των ινωπλισμένων πολυμερών (FRP), τόσο για ενίσχυση, όσο και για αποκατάσταση των κόμβων δοκών- υποστυλωμάτων, με χαρακτηριστικές περιπτώσεις: (α) την ενίσχυση των συντρεχόντων στον κόμβο δοκών ή του υποστυλώματος σε κάμψη ή/και διάτμηση, (β) την ενίσχυση του σώματος εξωτερικού ή εσωτερικού κόμβου σε διάτμηση και (γ) την σύνθετη ενίσχυση (ενίσχυση του σώματος κόμβου και της καμπτικής/διατμητικής λειτουργίας του υποστυλώματος ή/και της δοκού), καθώς και σε αποτελέσματα από την εφαρμογή των παραπάνω τεχνικών.Ιδιαίτερη μνεία γίνεται στην τεχνική των αυλακώσεων για την τοποθέτηση τουFRP (Near Surface Mounted -NSM), η οποία αποτελεί μία σχετικά νέα τεχνική, όπου, μορφή δέσμης ινών (rope) τοποθετείται μέσα σε αυλακώσεις στην επιφάνεια του στοιχείου. Επίσης, εντοπίζονται και περιγράφονται τα πλεονεκτήματα και τα μειονεκτήματα από την χρήση των FRPs στην ενίσχυση των κόμβων. vii.Στις παραδοχές και στις διατάξεις για τον σχεδιασμό των ενισχύσεων, με χρήση FRP, τις οποίες έχουν εισαγάγει και προτείνουν οι σύγχρονοι, σχετικοί με επεμβάσεις–ενισχύσεις, κανονισμοί. Συγκεκριμένα, παρουσιάζονται η φιλοσοφία σχεδιασμού, τα προσομοιώματα αστοχίας των επιμέρους μηχανισμών και η θεώρηση ασφάλειας για τους επικρατέστερους κανονισμούς στον τομέα αυτό: (α) Ευρωκώδικα 8 (EC8-3), (β) Ελληνικό Κανονισμό Επεμβάσεων (ΚΑΝ.ΕΠΕ.), (γ) fib90, (δ) Ιταλικό Κανονισμό (CNR DT 200-R2) και (δ) Αμερικανικό Κανονισμό (ACI 440-2R). 2. Την κατασκευή και πειραματική διερεύνηση κόμβων δοκού-υποστυλώματος, με και χωρίς ενισχύσεις από FRP, προκειμένου να διερευνηθούν πειραματικά οι περιπτώσεις: (α) Της ενίσχυσης με την νέα τεχνική με χρήση δεσμών (ropes) ενιαίου μήκους από FRP ενσωματωμένων σε αυλακώσεις (NSM). Να σημειωθεί ότι, η συντριπτική πλειοψηφία των σχετικών δημοσιεύσεων αφορά σε ενισχύσεις κόμβων με χρήση FRP μορφής επικολλητού υφάσματος (EBR). (β) Της πειραματικής διερεύνησης των μηχανικών αγκυρίων FRP με θυσανοειδές άκρο, σε ενισχύσεις EBR και (γ) της συμπεριφοράς γωνιακών κόμβων (ύπαρξη εγκάρσιας δοκού) με λείο οπλισμό, ενισχυμένων με FRP. Συγκεκριμένα: i. Στο Εργαστήριο Ωπλισμένου Σκυροδέματος και Αντισεισμικών Κατασκευών του ΔΠΘ, κατασκευάσθηκαν τέσσερις κόμβοι δοκού-υποστυλώματος από Ωπλισμένο Σκυρόδεμα σε πραγματική κλίμακα (1:1), από τους οποίους οι δύο ενισχύθηκαν με σχοινιά FRP ενιαίου μήκους, με την μέθοδο NSM, ενώ ένας χωρίς ενίσχυση και ένας ενισχυμένος είχαν συμβατικό οπλισμό διάτμησης στον κόμβο (συνδετήρες). Οι κόμβοι δοκιμάσθηκαν σε (ψευδο)σεισμική καταπόνηση, με επιβαλλόμενη (ελεγχόμενη) μετακίνηση του άκρου της δοκού.Στόχο της συγκεκριμένης πειραματικής διερεύνησης αποτέλεσε, η αξιολόγηση της σεισμικής συμπεριφοράς άοπλων ή υπο-ωπλισμένων κόμβων σκυροδέματος, καθώς και η επιρροή της χρήσης ενιαίου μήκους σχοινιών από ίνες άνθρακα ως μορφή ενίσχυσης (NSM), για την βελτίωση της σεισμικής τους απόκρισης. Στα βασικά συμπεράσματα εντάσσονται: (α) Για τα δοκίμια κόμβων χωρίς ενίσχυση, η ύπαρξη ακόμα και ελάχιστου εγκάρσιου οπλισμού (συνδετήρα) στον κόμβο, βελτίωσε την μηχανική συμπεριφορά στον φθιτό κλάδο σε όλους του κύκλους φόρτισης. Αντίστοιχα, η ενίσχυση με την μέθοδο NSM και σχοινιά CFRP βελτίωσε σε όλους τους κύκλους φόρτισης, τόσο την φέρουσα ικανότητα, όσο και την πλαστιμότητα του κόμβου, ιδιαίτερα στις μεγάλες τιμές των σχετικών μετακινήσεων. Επίσης, από την σύγκριση της απόκρισης του παρθενικού δοκιμίου με οπλισμό στο κόμβο, έναντι αυτής του ενισχυμένου χωρίς οπλισμό, παρατηρήθηκε ότι, τα δύο δοκίμια παρουσίασαν σχετικά ισοδύναμη μηχανική απόκριση με την συγκεκριμένη ενίσχυση να λειτουργεί ως οιονεί αποκατάσταση της απουσίας οπλισμού στον παρθενικό κόμβο. (β) Ως προς την συνολικά απορροφούμενη ενέργεια, τα ενισχυμένα δοκίμια παρουσίασαν βελτιωμένη συμπεριφορά για μεγάλες παραμορφώσεις. (γ) Τα δοκίμια με εξωτερική ενίσχυση διαγώνιων σχοινιών CFRP σε αυλακώσεις (NSM), εμφάνισαν βελτιωμένη συμπεριφορά, με μικρότερες τιμές της διατμητικής παραμόρφωσης στην περιοχή του κόμβου για την ίδια τιμή σχετικής μετακίνησης του άκρου της δοκού. Την βέλτιστη συμπεριφορά σε όρους αντοχής και διατμητικής παραμόρφωσης, εμφάνισε το δοκίμιο με συνδετήρα στο κόμβο και ενίσχυση, το οποίο διατήρησε σχεδόν ελαστική συμπεριφορά, για σχετικές μετατοπίσεις του άκρου δ≤3%. (δ) Για μεγάλες τιμές των παραμορφώσεων, τα ενισχυμένα στον κόμβο δοκίμια, παρουσίασαν μικρότερο δείκτη βλάβης κατά Park και Ang, από τα αντίστοιχα παρθενικά. ii. Στο Department. of Structures for Engineering and Architecture, University of Napoli Federico II, σε συνεργασία με το University of Sannio, κατασκευάσθηκαν τέσσερις γωνιακοί άοπλοι κόμβοι ΩΣ, σε πραγματική κλίμακα, με λείες ράβδους και δύο διαφορετικά ποσοστά του διαμήκους οπλισμού της δοκού (0.4% και 0.67%). Οι δύο κόμβοι ενισχύθηκαν με ύφασμα από FRP άνθρακα, με ίνες 4 διευθύνσεων, αγκυρωμένο με μηχανικά αγκύρια από FRP, θυσανοειδούς άκρου. Τα δοκίμια υποβλήθηκαν σε (ψευδο)σεισμική καταπόνηση, με επιβαλλόμενη (ελεγχόμενη) μετακίνηση του άκρου της δοκού.Ο σχεδιασμός των δοκιμίων ακολούθησε παλαιότερες ιταλικές σεισμικές διατάξεις (D.M 1982, D.M 1986). Τα δοκίμια αντιπροσωπεύουν γωνιακό κόμβο ισόγειου κτηρίου Ω.Σ., σχεδιασμένου για φορτία βαρύτητας σε περιοχή μέτριας σεισμικής επικινδυνότητας (περίπου 0.07g) και λεπτομέρειες όπλισης παρόμοιες αυτών του Ελλαδικού χώρου. Στα κυριότερα αποτελέσματα αυτού του τμήματος της έρευνας περιλαμβάνονται: (α) Τα δοκίμια των κόμβων χωρίς ενίσχυση, παρουσίασαν σημαντικές αδυναμίες σε ψευδοσεισμική καταπόνηση.Στο TP_0.40%_as-built, αν και η δοκός έφτασε σε καμπτική διαρροή, εκτεταμένες ρωγμές εντός του κόμβου, εμπόδισαν την ανάπτυξη της πλήρους καμπτικής υπεραντοχής της, οδηγώντας τον κόμβο σε διατμητική αστοχία. Στο δοκίμιο με τον μεγαλύτερο διαμήκη οπλισμό της δοκού (TP_0.67%_as-built), ο κόμβος παρουσίασε ακόμη πιο έντονη πρόωρη ρηγμάτωση, η οποία ανέστειλε πλήρως την διαρροή του οπλισμού της δοκού. Προκάλεσε επίσης, πρόωρη διάτμητικη αστοχία του κόμβου, με ταυτόχρονη σημαντική υποβάθμιση της αντοχής και της δυσκαμψίας, καθώς και λυγισμό των ράβδων του οπλισμού του υποστυλώματος εντός του σώματος του κόμβου. (β) Τα ενισχυμένα με FRP δοκίμια, παρουσίασαν βελτιωμένη απόδοση σε σύγκριση με τα αντίστοιχα χωρίς ενίσχυση. Το δοκίμιο TP_0.40%_1L_12A, στο οποίο τοποθετήθηκε μία μόνο στρώση υφάσματος CFRP και 12 αγκύρια, παρουσίασε αύξηση της αντοχής κατά 20.6% και ανέπτυξε πλήρως την υπεραντοχή κάμψης της δοκού.Τα αγκύρια διέκοψαν αποτελεσματικά την διάδοση της αποκόλλησης του FRP, με αποτέλεσμα την αύξηση κατά 176% στην απορρόφηση ενέργειας και την μετατροπή του τρόπου αστοχίας, από ψαθυρή διατμητική αστοχία του κόμβου, σε μηχανισμό πλαστικής άρθρωσης στη δοκό, με σημαντικά μεγαλύτερη πλαστιμότητα. Το δοκίμιο TP_0.67%_2L_16A με ισχυρό οπλισμό στη δοκό, το οποίο είχε ενισχυθεί με δύο στρώσεις υφάσματος CFRP και 16 αγκύρια, παρουσίασε αύξηση στην αντοχή 30% και στην απορρόφηση ενέργειας 52%.Ωστόσο, η ανάπτυξη ισχυρών δυνάμεων στο υποστύλωμα, οδήγησε σε αστοχία των αγκυρίων στην περιοχή του υποστυλώματος, ακολουθούμενη από σημαντική υποβάθμιση της δυσκαμψίας, αστοχία των αγκυρίων στην πλευρά της δοκού και τελικά διατμητική αστοχία του κόμβου.Η συγκεκριμένη μορφή ενίσχυσης, με τη χρήση μηχανικών αγκυρίων, συνέβαλε στην καθυστέρηση της αποκόλλησης του υλικού και άρα της μεγαλύτερης αξιοποίησής του. Η κατάλληλη επέκταση του υφάσματος CFRP και η στερέωσή του με αποτελεσματική αγκύρωση, βελτιστοποιεί περαιτέρω την απόδοση της ενίσχυσης και μετριάζει τον κίνδυνο αποκόλλησης. Παρέχει επίσης, αύξηση της ικανότητας των δοκιμίων σε όρους δύναμης αλλά και ενέργειας, καθώς μετατρέπει την αστοχία του δοκιμίου από διατμητική στην περιοχή του κόμβου, σε πλάστιμη, δημιουργώντας πλαστική άρθρωση στη δοκό.3. Την δημιουργία δύο πλήρων βάσεων πειραματικών δεδομένων, στις οποίες έχουν ενσωματωθεί τα δημοσιευμένα διεθνώς στοιχεία για κόμβους χωρίς ενίσχυση και για κόμβους ενισχυμένους ή/και επισκευασμένους με συνθετικά υλικά (FRP). Η βάση, για τους κόμβους χωρίς ενίσχυση, περιλαμβάνει δεδομένα και πειραματικά αποτελέσματα 652 κόμβων δοκού-υποστυλώματος από ΩΣ και αποτελεί μία από τις μεγαλύτερες, πρόσφατα ενημερωμένη συλλογή πειραματικών δεδομένων κόμβων, οι οποίοι υποβλήθηκαν σε εναλλασσόμενο φορτίο μεγάλης έντασης, μέχρι την αστοχία. Λόγω του μεγάλου αριθμού των στοιχείων που εμπεριέχει, μπορεί να χρησιμοποιηθεί για ασφαλή εξαγωγή συμπερασμάτων για την αστοχία των κόμβων, για την σύγκριση με τις προβλέψεις των υφισταμένων αναλυτικών εκφράσεων, καθώς και για την αξιοπιστία της πρόβλεψης των σχετικών διατάξεων των σύγχρονων κανονισμών αποτίμησης. Από την επεξεργασία των στοιχείων προέκυψαν τα εξής: i. Για κόμβους χωρίς ενίσχυση: · Οι εξωτερικοί κόμβοι σε ποσοστό 49% παρουσίασαν διατμητική αστοχία (S), ενώ το ποσοστό συνδυασμένης καμπτικής και διατμητικής αστοχίας (S-F) ήταν 29%. Αστοχία λόγω μη επαρκούς συνάφειας του οπλισμού (Β) εμφανίζεται σε ποσοστό 3%. Τα αντίστοιχα ποσοστά για τους εσωτερικούς κόμβους είναι 32% για κόμβους με διατμητική αστοχία (S), 56% για συνδυασμένη καμπτική και διατμητική αστοχία (S-F), ενώ δεν εμφανίζεται στα στοιχεία της βάσης αστοχία λόγω μη επαρκούς συνάφειας του οπλισμού (Β). · Η ύπαρξη του οπλισμού στο σώμα του κόμβου (ακόμα και σε μικρά ποσοστά) βελτιώνει γενικά την μηχανική συμπεριφορά, αφού περιόρισε την ψαθυρή διατμητική αστοχία (S) σε ποσοστό 37% έναντι 57% των άοπλων, αυξάνοντας το ποσοστό συνδυασμένης καμπτικής και διατμητικής αστοχίας (S-F) από 23% σε 45%, ενώ δεν παρουσιάσθηκε σαφής αστοχία λόγω μη επαρκούς συνάφειας. Από τα αποτελέσματα της διερεύνησης της επιρροής του οπλισμού του κόμβου, στην ικανότητα του για ανάληψη διατμητικής δύναμης, προέκυψε ότι, η μέγιστη αναπτυσσόμενη διατμητική αντοχή (τexp), παρουσιάζει άνω όριο εξαρτώμενο από την θλιπτική αντοχή του σκυροδέματος (fc), ανεξάρτητα από το ποσοστό του υφιστάμενου διατμητικού οπλισμού (ρjh %).Για τους εξωτερικούς κόμβους χωρίς οπλισμό, το όριο αυτό είναι το 35% της θλιπτικής αντοχής του σκυροδέματος (τexp<0.35fc). Για τιμές του ποσοστού του οπλισμού του κόμβου στο διάστημα 0<ρjh<0.4%, ο μέσος όρος των πειραματικών τιμών τexp/fc αυξάνει σχεδόν αναλογικά με την αύξηση του διατμητικού οπλισμού του κόμβου (ποσοστό ρjh). Αντίθετα, για τιμές του ρjh>0.4%, η προσθήκη διατμητικού οπλισμού στον κόμβο, δεν επηρεάζει ουσιαστικά την αύξηση της αναλαμβανόμενης μέγιστης διατμητικής τάσης, η οποία διαμορφώνεται κυρίως από την αντοχή σκυροδέματος.Για τους εσωτερικούς κόμβους, ο λόγος τexp/fc κυμαίνεται στο πεδίο τιμών 0.1-0.4 (0.1<τexp/fc<0.4) παρουσιάζοντας σαφές κάτω όριο. Παρατηρείται επίσης, ότι η αύξηση του διατμητικού οπλισμού ασκεί ουσιαστική επιρροή στην ανάπτυξη της (διατμητικής) αντοχής του κόμβου, για τιμές ρjh≤0.3%.Για μεγαλύτερα ποσοστά οπλισμού δεν επηρεάζει ουσιαστικά την αύξηση της αναλαμβανόμενης μέγιστης διατμητικής τάσης, η τιμή της οποίας διαμορφώνεται επίσης από την αντοχή σκυροδέματος.Τα παραπάνω συμπεράσματα, τα οποία διατυπώνονται για πρώτη φορά, προέκυψαν από χρήση σημαντικά μεγάλου αριθμού δοκιμίων κόμβων και αφορούν τόσο σε εξωτερικούς όσο και σε εσωτερικούς κόμβους. Σε κόμβους με διατμητικό οπλισμό (ρjh>0), η συσχέτιση του μηχανικού ποσοστού του οπλισμού ω (ω=ρjhfy/fc), ως προς την ανηγμένη τιμή της πειραματικής διατμητικής τάσης του κόμβου (τexp/fc), εμφανίζει ανάλογη εικόνα με χαλαρή συσχέτιση. Από την απεικόνιση της τετραγωνικής ρίζας της θλιπτικής αντοχής του σκυροδέματος του κόμβου , ως προς την πειραματική διατμητική τάση (τexp) κατά την αστοχία του σώματος του κόμβου, προκύπτει βελτιωμένη εικόνα συσχέτισης των δύο αυτών παραμέτρων. Για τους εξωτερικούς κόμβους κατά την αστοχία τους, ως κάτω όριο της αναλαμβανόμενης μέγιστης διατμητικής τάσης, μπορεί να θεωρηθεί η τιμή τexp=√fc-4.0 MPa. Για αστοχία στο σώμα των εσωτερικών κόμβων, τα αντίστοιχα κάτω όρια προκύπτουν από τις σχέσεις τexp=0.5√fc+2.0MPa και τexp=1.6√fc-4.0MPa, για άοπλους και ωπλισμένους κόμβους αντίστοιχα. · Από την συγκριτική διερεύνηση της αξιοπιστίας των αποτελεσμάτων, για την εκτίμηση της εισαγόμενης διατμητικής έντασης στον κόμβο σύμφωνα με τα αναλυτικά προσομοιώματα των EC8-1 και KAN.EΠΕ., προέκυψε ότι, για σημαντικό αριθμό κόμβων, προκύπτει αναλυτική τιμή μικρότερη από την αντίστοιχη πειραματική. Συγκεκριμένα, προέκυψε Vmax,exp-Vjh,analyt<0 σε ποσοστό 41%. Το παραπάνω υποδηλώνει ότι, για την πλειοψηφία των δοκιμίων, το σώμα του κόμβου αστόχησε μετά την ανάπτυξη της εισαγόμενης τέμνουσας από την δοκό, όπως αυτή προβλέπεται από τις αναλυτικές σχέσεις. · Συγκριτικά αποτελέσματα από τις προτάσεις των επικρατέστερων διεθνών κανονισμών ΚΑΝ.ΕΠΕ., fib90, CNR DT 200-R2, EC2, EC8, και ACI369, για την μέγιστη διατμητική ικανότητα του κόμβου, έδειξαν ότι οι προβλέψεις των κανονισμών παρουσιάζουν αποκλίσεις από τα αντίστοιχα πειραματικά αποτελέσματα. Συγκεκριμένα: (α) Η εφαρμογή του ΚΑΝ.ΕΠΕ. (Vj,cap,ΚΑΝΕΠΕ) δίνει τιμές, οι οποίες υποεκτιμούν την απαιτούμενη για την αστοχία του κόμβου τέμνουσα, σε ποσοστό 56.7% για τους εξωτερικούς κόμβους (Vj,cap,ΚΑΝΕΠΕ<Vj,exp) και σε ποσοστό 27.8% για τους εσωτερικούς. (β) Οι προβλέψεις του Ευρωκώδικα (EC8-3 και EC8-1), για την αποτίμηση της διατμητικής ικανότητας του κόμβου (Vjcap,EC8), εμφανίζουν σημαντική απόκλιση από τις αντίστοιχες πειραματικές τιμές (Vjcap,exp). Συγκεκριμένα, για τους εξωτερικούς κόμβους σε ποσοστό 94.9%, εμφανίζεται η αναλυτική τιμή της μέγιστης διατμητικής ικανότητας, μεγαλύτερη από την αντίστοιχη πειραματική τιμή, για την οποία αστόχησε το σώμα του κόμβου. Αντίστοιχα αποτελέσματα για τους εσωτερικούς κόμβους, εμφανίζουν επίσης τις αναλυτικές τιμές μεγαλύτερες σε ποσοστό 95.5%. Η εμφανιζόμενη αυτή απόκλιση μεταξύ πειραματικών και αναλυτικών τιμών, οφείλεται στο γεγονός ότι οι διατάξεις του EC8-3, αφορούν σε κατασκευές ΩΣ υψηλής πλαστιμότητας (Ductility Class High-DCH), για την εξασφάλιση της οποίας προβλέπονται ιδιαίτερα αυστηρές απαιτήσεις τοπικής πλαστιμότητας σε κρίσιμα δομικά στοιχεία. Ειδικά για την περίπτωση των κόμβων δοκού υποστυλώματος για DCH, το σώμα του κόμβου προβλέπεται να είναι περισφιγμένο εξασφαλίζοντας μεγάλη διατμητική και θλιπτική ικανότητα.Τα αποτελέσματα από την εφαρμογή των παραπάνω διατάξεων, με τιμή του συντελεστή απομείωσης της θλιπτικής αντοχής του σκυροδέματος του κόμβου λόγω εγκάρσιων εφελκυστικών παραμορφώσεων, η=0.35(1- fck/250), αντί της τιμής η=0.60(1-fck/250) του EC8-1, παρουσιάζουν σημαντική βελτίωση, υπερεκτιμώντας την διατμητική ικανότητα του κόμβου, σε ποσοστό 34.4% για τους εξωτερικούς και 32.2% για τους εσωτερικούς. Προτείνεται για την αποτίμηση της ικανότητας των κόμβων σε κατασκευές ΩΣ, οι οποίες δεν έχουν σχεδιαστεί με τις διατάξεις του EC8- 1 και δεν ανήκουν στην κατηγορία DCH, να λαμβάνεται υπόψη η τιμή του συντελεστή απομείωσης της θλιπτικής αντοχής του σκυροδέματος του κόμβου, λόγω εγκάρσιων εφελκυστικών παραμορφώσεων, στην περιοχή των τιμών η=0.30(1-fck/250) έως 0.40(1-fck/250). (γ) Αποτίμηση της αντοχής του σώματος του κόμβου με τις προτάσεις των fib90 και CNR DT200-R2, οδηγούν σε περισσότερο συντηρητικά αποτελέσματα, με τις αναλυτικές τιμές Vj,fib,CNR να είναι μικρότερες, από τις αντίστοιχες πειραματικές (Vj,exp), για το 96.6% των εξωτερικών κόμβων.Ειδικά για τους εσωτερικούς κόμβους, το σύνολο των αναλυτικών τιμών είναι μικρότερο από τις αντίστοιχες πειραματικές. (δ) Η προτεινόμενη από τον ACI 369 μεθοδολογία αποτίμησης, βασιζόμενη σε στατιστική επεξεργασία πειραματικών δεδομένων, παρουσιάζει σχετικά ικανοποιητική αξιοπιστία για την εκτίμηση της τέμνουσας αστοχίας του κόμβου, με τις προβλέψεις της να υπερβαίνουν τις αντίστοιχες πειραματικές (Vn,ACI>Vj,exp) σε ποσοστό 41.1% των εξωτερικών κόμβων και σε ποσοστό 12.8% των εσωτερικών. ii. Για κόμβους ενισχυμένους με FRP: · Δημιουργήθηκε σχετική βάση δεδομένων, η οποία αποτελεί την μεγαλύτερη στον υπόψη τομέα και στην οποία περιλαμβάνονται στοιχεία για 180 κόμβους δοκού-υποστυλώματος (160 τύπου Τ και 20 γωνιακοί).Όπως μπορεί να διαπιστώσει κανείς, η διερεύνηση της μηχανικής συμπεριφοράς των κόμβων στους οποίους εφαρμόσθηκε ορισμένος τύπος επισκευής ή/και ενίσχυσης με χρήση FRP, συνεχίζει να παραμένει ένα πολυσύνθετο πρόβλημα. · Η ενίσχυση των κόμβων με FRP αφορούσε σε: (α) ενίσχυση των συντρεχόντων στον κόμβο δοκών σε κάμψη ή/και διάτμηση, (β) ενίσχυση του υποστυλώματος σε κάμψη ή/και διάτμηση, (γ) ενίσχυση του σώματος εξωτερικού κόμβου σε διάτμηση, και (δ) σύνθετη ενίσχυση (ενίσχυση του σώματος κόμβου και ενίσχυση καμπτικής ή/και διατμητικής λειτουργίας του υποστυλώματος ή/και της δοκού). · Διαχωρισμός, με βάση το υλικό της ενίσχυσης, ανέδειξε κυριαρχία της χρήσης του CFRP (ίνες άνθρακα) σε ποσοστό 91% έναντι μόλις 9% της χρήσης του GFRP (ίνες υάλου).Οι επικρατέστεροι τύποι ενίσχυσης με FRP είναι, λωρίδες/φύλλα επιφανειακής επικόλλησης (Externally Bonded Reinforcement-EBR) ή σχοινιά εντός αυλακώσεων (Near Surface Mounted- NSM). Οι χρησιμοποιούμενες μορφές είναι X, L, U, T και πλήρης περιτύλιξη, ενώ ο αριθμός στρώσεων 1-4. Βασικές μορφές αγκύρωσης αποτελούν η επικάλυψη (για φύλλα και σχοινιά) και η χρήση μηχανικών αγκυρίων. · Η κατανομή της θλιπτικής αντοχής του σκυροδέματος, παρουσιάζει σημαντικό εύρος, με τιμές οι οποίες αντιστοιχούν σε κατασκευές ωπλισμένου σκυροδέματος παλαιότερης γενιάς και χαμηλής στάθμης σεισμικής ικανότητας, με τιμές fc≤30 MPa (52%) (κατασκευές μέχρι την δεκαετία 1970). Υπάρχει όμως και σημαντικός αριθμός δοκιμίων (48%), με σχετικά υψηλή αντοχή σκυροδέματος (fc>30 MPa), γεγονός που οφείλεται στο ενδιαφέρον των ερευνητών για την σεισμική αναβάθμιση κόμβων και σε πιο σύγχρονες κατασκευές. · Για την πλειοψηφία των ενισχυμένων ή/και επισκευασμένων στοιχείων με φύλλα επιφανειακής επικόλλησης FRP (EBR), η αστοχία οφειλόταν σε μερική ή ολική αστοχία του υποστρώματος και αποκόλληση του FRP (αστοχία συνάφειας ή/και αγκύρωσης -debonding). H συσχέτιση της αναπτυχθείσας μέγιστης πειραματικής διατμητικής αντοχής του ενισχυμένου κόμβου (τexp), ως προς την θλιπτική αντοχή του σκυροδέματος (fc), εμφανίζει χαλαρή αναλογία, με σημαντική διασπορά των τιμών της διατμητικής αντοχής. Η χρήση του FRP για την ενίσχυση κόμβου, αύξησε την ικανότητά του για ανάληψη διατμητικής δύναμης (Vs), ως προς την αντίστοιχη του παρθενικού στοιχείου (Vv), σε ποσοστό μέχρι και 140%, [(Vs-Vv)/Vv ≤ 1.40].Αντίθετα, για τους κόμβους οι οποίοι είχαν υποστεί αρχική καταπόνηση και στην συνέχεια επισκευάσθηκαν, η αύξηση της διατμητικής δύναμης ήταν πολύ μικρότερη σε ποσοστό (VR+S-Vv)/Vv ≤ 0.9. · Προτείνεται να καθιερωθεί, ως άνω όριο της μέγιστης τέμνουσας του ενισχυμένου με FRP στοιχείου, η τιμή της μέγιστης διατμητικής δύναμης του παρθενικού κόμβου (Vv) αυξημένη κατά 100% (Vs≤2Vv). Πάνω από το όριο αυτό απαιτείται παρέμβαση στην γεωμετρία του κόμβου με αύξηση των γεωμετρικών του διαστάσεων. Αντίστοιχα, για κόμβους οι οποίοι έχουν υποστεί αρχική καταπόνηση και με την προϋπόθεση της επιτυχούς αποκατάστασης των βλαβών στο σώμα του κόμβου, ως όριο της αύξησης της τέμνουσας, θα μπορούσε να προταθεί το 60% της τέμνουσας του παρθενικού κόμβου (VR+S≤1.6Vv). · Για τα περισσότερα πειραματικά δεδομένα, η συνολική εφελκυστική ικανότητα του τοποθετούμενου FRP, υπερέβη, κατά τάξη μεγέθους, την τελική συνεισφορά του στην ανάληψη των εφελκυστικών δυνάμεων. Η ικανότητα αυτή παρέμεινε σε μεγάλο βαθμό ανεκμετάλλευτη, τόσο για τους ενισχυμένους, όσο και για τους επισκευασμένους κόμβους. Αυτό ήταν αποτέλεσμα, κυρίως της μορφής αστοχίας, η οποία ήταν αστοχία συνάφειας ή/και αγκύρωσης του FRP και όχι θραύσης του σώματος του FRP, τονίζοντας την απαίτηση για ορθολογικότερη εφαρμογή του υλικού ενίσχυσης. · Από την σύγκριση της μέγιστης διατμητικής ικανότητας του ενισχυμένου με FRP κόμβου, όπως αυτή προκύπτει από τις προτεινόμενες από τους βασικότερους διεθνείς κανονισμούς αναλυτικές σχέσεις (Van), ως προς την αντίστοιχη πειραματική τιμή της τέμνουσας κατά την αστοχία του σώματος του κόμβου (Vexp), προέκυψε ότι: – Οι σχετικές διατάξεις του EC8-3, για τον υπολογισμό της μέγιστης οριζόντιας τέμνουσας αστοχίας του ενισχυμένου με FRP κόμβου, παρουσιάζουν, για το σύνολο των κόμβων, αναλυτικές τιμές μεγαλύτερες από τις αντίστοιχες πειραματικές, με τον λόγο των τιμών να κυμαίνεται VEC8/Vexp = 1.4-6.69. Εφαρμογή του EC8-3 σε συνδυασμό με τις διατάξεις του EC2, υπερεκτίμησε την τέμνουσα αστοχίας κατά 41.8% με λόγο VEC2/Vexp = 0.24-2.56. – Εφαρμογή των σχέσεων του ΚΑΝ.ΕΠΕ., υπερεκτίμησε την τιμή της τέμνουσας αστοχίας του κόμβου σε ποσοστό 51%, με τον λόγο αναλυτικής προς πειραματική να κυμαίνεται στο πεδίο VΚΑΝΕΠΕ/Vexp =0.15-2.78.– Από την εφαρμογή των προτεινομένων από την fib90 και CNR DT200-R2 σχέσεων, το ποσοστό των κόμβων στους οποίους υπερεκτιμήθηκε η αναλαμβανόμενη τέμνουσα (Vfib,CNR) είναι 41.8%, ενώ ο λόγος της αναλυτικής προς πειραματική τιμή της τέμνουσας αστοχίας του κόμβου, κυμάνθηκε στο πεδίο Vfib,CNR/Vexp =0.38-2.08. Οι διατάξεις του Νέου Ιταλικού Κανονισμού CNR DT200-R2/2025 για την πρόβλεψη ενίσχυσης με χρήση μηχανικών αγκυρίων από FRP προσεγγίζουν ικανοποιητικά την λειτουργία του αγκυρωμένου υφάσματος. – Οι αναλυτικές εκφράσεις του ACI, παρουσίασαν σε ποσοστό 58%, αναλυτικές τιμές μεγαλύτερες από τις αντίστοιχες πειραματικές, με τον λόγο της αναλυτικής προς την πειραματική τιμή να κυμαίνεται μεταξύ VACI/Vexp=0.19-6.55. · Συνοψίζοντας: (α) η εφαρμογή των διατάξεων του EC8-3 εμφανίζει τις μεγαλύτερες αποκλίσεις έναντι όλων των άλλων κανονισμών, (β) οι fib90 και CNR αποτελούν την συντηρητικότερη πρόταση με τις αναλυτικές τιμές για την τέμνουσα αστοχίας του κόμβου να υπολείπονται των άλλων κανονισμών αλλά και των αντίστοιχων πειραματικών για την πλειοψηφία των δοκιμίων, (γ) οι διατάξεις του ACI, για την απλότητα και ευκολία χρήσης τους παρέχουν σχετικά αξιόπιστες αναλυτικές τιμές, και (δ) τα αποτελέσματα από την εφαρμογή του Ελληνικού Κανονισμού Επεμβάσεων, παρουσιάζονται ως ενδιάμεσες τιμές αποτίμησης μεταξύ των άλλων κανονισμών. 4. Στο πλαίσιο της αναλυτικής διερεύνησης, προτείνεται ένα απλοποιημένο αναλυτικό προσομοίωμα της ανελαστικής μηχανικής συμπεριφοράς κόμβων ΩΣ ενισχυμένων με FRP σε ανακυκλιζόμενη καταπόνηση, το οποίο παρουσιάζει ικανοποιητική αξιοπιστία. Το προσομοίωμα αυτό μπορεί να βρει εφαρμογή στην πρόβλεψη της χρονοϊστορίας (time history analysis) δομικών συστημάτων με μεγάλο αριθμό κόμβων, χωρίς να απαιτείται η χρήση τρισδιάστατων πεπερασμένων στοιχείων, τα οποία αυξάνουν την πολυπλοκότητα και το υπολογιστικό κόστος. Η απόκριση του κόμβου συσχετίζεται με τους δύο βασικούς μηχανισμούς, της διατμητικής συμπεριφοράς και της στροφής λόγω ολίσθησης των διαμήκων ράβδων οπλισμού της δοκού. Η συνεισφορά της ενίσχυσης με FRP, υλοποιείται με την προσθήκη ενός επιπλέον στροφικού ελατηρίου. Στις ιδιότητες του προσομοιώματος ενσωματώνεται, εκτός από την συνεισφορά της ενίσχυσης με FRP και το φαινόμενο της αποκόλλησης του FRP (debonding).Διενεργήθηκε συγκριτική διερεύνηση των αναλυτικών προβλέψεων από την εφαρμογή του προτεινόμενου προσομοιώματος σε δοκίμια κόμβων, με τα αντίστοιχα πειραματικά αποτελέσματα. Η διερεύνηση αφορούσε στην πρόβλεψη της συμπεριφοράς έξι κόμβων χωρίς ενίσχυση, από πειράματα τα οποία διεξήχθησαν στο πλαίσιο της παρούσας διδακτορικής διατριβής και από αντίστοιχα δημοσιευμένα στην διεθνή βιβλιογραφία, καθώς και τεσσάρων κόμβων ενισχυμένων με FRP, με διαφορετικές μορφές και διατάξεις ενίσχυσης, οι οποίοι στην πλειοψηφία τους αποτελούσαν τα αντίστοιχα ενισχυμένα στοιχεία των αρχικών δοκιμίων.Στα βασικά συμπεράσματα από αυτό το τμήμα της έρευνας περιλαμβάνονται τα παρακάτω: · Το προτεινόμενο προσομοίωμα, αποτελεί ενδιάμεση λύση εύκολης εφαρμογής και ικανοποιητικού βαθμού αξιοπιστίας. Το προσομοίωμα, μέσω απλών γνωστών δεδομένων, αποτιμά την συνολική μηχανική συμπεριφορά του κόμβου, σε όρους όχι μόνο μέγιστου φορτίου (που προσφέρουν οι σχέσεις των σχετικών κανονισμών), αλλά και πρόβλεψης της συνολικής φέρουσας ικανότητας, των μετακινήσεων, της δυσκαμψίας και της απορροφούμενης από τον κόμβο ενέργειας. Το προσομοίωμα, λαμβάνει υπόψη του: (α) την διατμητική συμπεριφορά του κόμβου, (β) την στροφή του λόγω ολίσθησης των ράβδων οπλισμού, (γ) την ενίσχυση με FRP και τον μηχανισμό αστοχίας από αποκόλληση (debonding) του FRP. Η ποσοστικοποίηση της συνεισφοράς της ενίσχυσης έγινε με την χρήση των εξειδικευμένων σχέσεων της fib90 και του Ιταλικού Κανονισμού ενισχύσεων (CNR), οι οποίες ενσωματώθηκαν στο προτεινόμενο προσομοίωμα. · Εφαρμογή του προσομοιώματος σε κόμβους χωρίς ενίσχυση, παρουσίασε ικανοποιητική ακρίβεια κυρίως σε παραμορφώσεις μετά το μέγιστο φορτίο, όπου το αναλυτικό προσομοίωμα προέβλεψε αξιόπιστα την τιμή του φορτίου σε κάθε βήμα της καταπόνησης. Επιπλέον, η δυνατότητα του προσομοιώματος να αποτιμά ικανοποιητικά την μεταβολή της δυσκαμψίας κατά την αποφόρτιση και την επαναφόρτιση, οδήγησε σε ρεαλιστική πρόβλεψη της στένωσης των βρόγχων (pinching) κατά την υστερητική απόκριση. · Από την αξιολόγηση των αποτελεσμάτων του προτεινόμενου προσομοιώματος, προέκυψε ότι: – Παρά την απλότητά του, προέβλεψε, για την πλειοψηφία των δοκιμίων, ικανοποιητικά την μηχανική συμπεριφορά των κόμβων, τόσο σε όρους φορτίου, όσο και δυσκαμψίας, με τον λόγο της αναλυτικής προς την πειραματική τιμή για τις τιμές του μέγιστου φορτίου να είναι Pmax,sc/Pmax,exp =0.87-0.9.– Σε όρους συνολικής απορροφηθείσας ενέργειας, ο λόγος Etot,sc/Etot,exp=0.77- 1.06 αντιστοιχεί σε αξιοπιστία πρόβλεψης αντίστοιχη των παρθενικών δοκιμίων, από την καταπόνηση των οποίων προέρχεται και το μεγαλύτερο ποσοστό απορροφηθείσας ενέργειας. – Τα αποτελέσματα επιδέχονται πρόσθετη βελτίωση με ειδικότερη βαθμονόμηση των παραμέτρων εισαγωγής και την προσαρμογή τους στον τύπο του δοκιμίου, χωρίς ωστόσο να αναιρεθεί η προσφερόμενη απλότητα και ευκολία χρήσης. 5. Αναπτύχθηκαν κατάλληλοι αλγόριθμοι Μηχανικής Μάθησης (ΜΜ) για την πρόβλεψη της μορφής αστοχίας κόμβων ΩΣ χωρίς ενίσχυση σε εναλλασσόμενη καταπόνηση. Τα προσομοιώματα προέβλεψαν με μεγάλη αξιοπιστία την μορφή αστοχίας του κόμβου, χωρίς να παρουσιάσουν φαινόμενα υπερπροσαρμογής.Συγκεκριμένα, παρουσίασαν ποσοστά επιτυχούς πρόβλεψης με συνολική ακρίβεια άνω του 80%. Η καλύτερη επίδοση παρουσιάστηκε από το XGBoost, με ακρίβεια πρόβλεψης 85%. Το Gradient Boosting και το Βagging ensemble με Τεχνητά Νευρωνικά Δίκτυα (Βagging ΑΝΝ), παρουσίασαν επίσης αξιοσημείωτη ακρίβεια πρόβλεψης, περίπου 82.5%. · Τα αποτελέσματα από την εφαρμογή του προσομοιώματος για την μορφή αστοχίας του κόμβου, με τις καλύτερες προβλέψεις (XGBoost), συγκρίθηκαν με τις αντίστοιχες προβλέψεις που προκύπτουν από κλασικές αριθμητικές εκφράσεις. Όπως προέκυψε από την σύγκριση, η συνολική ακρίβεια της πρόβλεψης του XGBoost ήταν 85% έναντι 67% της κλασικής αριθμητικής πρόβλεψης. · Και οι υπόλοιπες μετρικές πρόβλεψης από την εφαρμογή της ΜΜ παρουσίασαν σημαντική υπεροχή, έναντι των κλασικών αριθμητικών προβλέψεων, για διατμητική μορφή αστοχίας (JS). Συγκεκριμένα, η μετρική Precision παρουσίασε ακρίβεια πρόβλεψης 86% έναντι 65% των κλασικών αριθμητικών προβλέψεων, η Recall 85% έναντι 82% και η F1-score 86% έναντι 73% αντίστοιχα. Μεγαλύτερες διαφορές παρουσιάζονται στην καμπτοδιατμητική μορφή αστοχίας (BY-JS), με την μετρική Precision να παρουσιάζει ακρίβεια πρόβλεψης 84% έναντι 71% της κλασικής πρόβλεψης, η Recall 85% έναντι 49% και η F1-score 84% έναντι 58%. · Λόγω της αποδεδειγμένης ικανότητας των αλγορίθμων Μηχανικής Μάθησης να πετυχαίνουν πολύ υψηλή ακρίβεια, αλλά και της ανάγκης ύπαρξης αριθμητικών σχέσεων απλοϊκής σχετικά μορφής, με αυξημένη όμως αξιοπιστία, εξετάσθηκε η εφαρμογή μεθόδων Εξηγήσιμης Μηχανικής Μάθησης, για την εξαγωγή σχέσεων πρόβλεψης της μορφής αστοχίας των κόμβων ΩΣ. Η συνολική ακρίβεια της επιτυχούς πρόβλεψης για την μορφής αστοχίας του κόμβου, όπως προκύπτει από την εφαρμογή των προτεινομένων αριθμητικών εκφράσεων για το σύνολο των δεδομένων, φτάνει σε ποοσοστό 78%, έναντι 84% του πλήρους μοντέλου μηχανικής μάθησης XGBoost και 67% των κλασικών αριθμητικών προβλέψεων. Να σημειωθεί ότι τα παραπάνω να αφορούν στο σύνολο των κόμβων (εσωτερικών + εξωτερικών).