عملکرد مونوتونیک و سیکلی کوپلرهای رزوه‌دار آرماتور (بخش دوم)

این مقاله قسمت دوم از مقاله عملکرد مونوتونیک و سیکلی کوپلرهای آرماتور است که در مقاله پیشین بخش اول را مشاهده فرمودید. به جهت طولانی بودن مقاله این مقاله در سه قسمت منتشر می شود که در این مقاله بخش دوم را شاهد خواهید بود.

3. نتایج و مشاهدات 

3-1. نمونه های در هوا

حداقل مقاومت تسلیم کششی fy، به دست آمده از نمونه‌های میلگرد شاهد 524 MPa برای سایز 16و 508 MPa برای سایز 20 بود، در حالی که مقاومت نهایی به ترتیب برابر fu 620 MPa و 617 MPa بود. حداقل کرنش میانگین نهایی  εu، (تعیین‌شده از جابه‌جایی ثبت‌شده Δ تقسیم بر طول شفاف نمونه)  εu = 13.5% برای میلگردهای 16و εu = 14.1% برای میلگردهای 20 بود. نتایج آزمایش از نظر نیروی تسلیم Fy و مقاومت fy، نیروی نهایی Fu و مقاومت fu، کرنش میانگین در تسلیم εy و کرنش‌های میانگین نهایی εu و همچنین یک ضریب شکل‌پذیری تعیین‌شده به عنوان نسبت بین کرنش‌های نهایی-به-تسلیم εu/εy، همه در جدول 2 داده شده‌اند. 

جدول 2: نتایج آزمون های کشش تک محوره 

شکل 8 مقایسه بین تغییرشکل تک‌محوری ثبت‌شده توسط نمونه‌های میلگرد شاهد و در هوا در مقایسه با اتصالات را نشان می‌دهد که ممکن است برای تعیین لغزش الاستیک در اتصالات استفاده شود. همانطور که مشاهده شد، هر دو نوع اتصال تغییر شکل حاشیه‌ای بالاتر از میلگرد شاهد با مقادیر زیر 0.2 mm داشتند. با این حال، پس از سه سیکل الاستیک، تغییر شکل باقی ‌مانده بین 0.01 و 0.02 mm برای همه نمونه‌ها مشاهده شد که نشان‌ دهنده این است که هیچ لغزشی در اتصالات اتفاق نیافته و تغییر شکل بیشتر عمدتاً به دلیل کشیدگی الاستیک در رزوه‌ها رخ داده است. 

 شکل 8- مقایسه نمونه های شاهد با اتصالات مکانیکی  

شکل 9 روابط تنش-کرنش σ-ε آزمایش‌های مونوتونیک بر روی میلگردهای شاهد و اتصالات مکانیکی را نشان می‌دهد. همانطور که در این نمودارها مشاهده می‌شود، همه پاسخ‌ها در محدوده‌های مشابه با εu بین 13.5 و 14.9% هستند، در حالی که εy تقریباً یکسان برای هر مجموعه آزمایش 16 mm و 20 mm ثبت شده است. تفاوت‌های کوچک در میزان کرنش نهایی ممکن است مربوط به تغییرات ذاتی مواد معمولی باشد. شایان ذکر است که هر دو سیستم اتصال تحت بارگذاری مونوتونیک عملکرد خوبی دارند. آزمایش‌های بارگذاری سیکلی (S2) نشان داده‌شده در شکل 9 کاهش مداوم در εu بین پیکر بندی ‌های آزمایش‌شده را نشان می‌دهد. میلگردهای شاهد بالاترین εu، در محدوده %16 (15.6% و 16.2% برای 16 mm و 20 mm) و در نمونه های دارای کوپلر، نمونه های با اتصالات باریک دارای بیشترین کاهش در شکل‌پذیری با εu 10.3% برای اتصالات 16 mm و 8.8% برای 20 mm بودند. و در اتصالات آپست به εu 13.4% و 10.3%  به ترتیب  برای اتصالات 16 mm و 20 mm، رسیدند. 

شکل 9- نمودار تنش و کرنش نمونه های مورد آزمایش: a) سایز 16 آزمایش تک محوره b) سایز 16 آزمایش چرخه ای c) سایز 20 آزمایش تک محوره d) سایز 20 آزمایش چرخه ای

شکل 10 توزیع کرنش طولی به دست آمده از اندازه‌گیری‌های نوری در تسلیم εy، نصف کرنش نهایی (εu/2) و نهایی εu را نشان می‌دهد. ویژگی‌های ذاتی اتصالات مکانیکی آپست، که دارای سطح مقطع بزرگ‌شده آرماتور نزدیک رزوه‌ها به دلیل فرآیند تولید هستند، تأثیر مفید بر توزیع کرنش در سراسر طول اتصال با حداقل تنش‌های ثبت‌ شده در ناحیه اتصال دارند. در اتصالات باریک، برخی تمرکز کرنش در رزوه‌ها مشاهده می‌شود. عملکرد مشابهی در کوپلر اتصال به آرماتور در حالت غیرالاستیک مشاهده شد که متعاقباً باعث شکست در ناحیه اتصال را شد. 

شکل 10- توزیع کرنش طولی در نمونه های مورد آزمایش: a) AC-16C، b)AS-16C، c) محل گسیختگی در نمونه ها

گسیختگی در اتصالات مکانیکی در ناحیه اتصال رخ داد در حالی که گسیختگی در میلگردهای شاهد، شکست در وسط نمونه را نشان داد که نشان‌دهنده توزیع تنش نسبتاً یکنواخت و با حداقل یا بدون تأثیر از شرایط گیره آرماتور است. با توجه به سطح مقطع بزرگتر در محل اتصال مکانیکی در مقایسه با آرماتور، بخش ضعیف‌تر نمونه به خارج از اتصال منتقل می‌شود. در نتیجه، کرنش بالاتر در آرماتور توسعه می‌یابد، به ویژه وقتی از اتصالات غیر آپست استفاده می‌شود که منجر به ایجاد مناطق آرماتور کوتاه‌تر می‌شود و باعث شکست زودتر که می‌تواند نزدیک کوپلر رخ دهد (شکل 10c) کاهش در εu بین نمونه های شاهد، آپست یا باریک ممکن است با افزایش طول کل نمونه کمتر مهم شود. این همچنین باید برای عناصر خمشی شامل اتصالات نسبتاً بزرگ با دقت در نظر گرفته شود، زیرا گرادیان ممان و تمرکز احتمالی پلاستیسیته در مناطق اتلاف انرژی ممکن است به کاهش شکل‌پذیری منجر شود[40].

 3-2.  نمونه های در بتن 

نتایج اصلی از آزمایش‌های مونوتونیک و سیکلی بر روی اتصالات مکانیکی جاسازی‌شده در بتن از نظر مقاومت ترک‌خوردگی Fcr، مقاومت تسلیم Fy و مقاومت نهایی Fu در جدول 3 نشان داده شده است. جدول همچنین کرنش‌های میانگین کلی تسلیم εy و نهایی εu را می‌دهد که، برای اهداف مقایسه کیفی، از جابه‌جایی ثبت‌شده در دستگاه تقسیم بر طول شفاف عضو که شامل ناحیه بتن و ناحیه آرماتور آزاد است، تعیین می‌شود. یک نسبت شکل‌پذیری με، تعیین‌شده از نسبت کرنش نهایی-به-تسلیم εu/εy، همراه با مقادیر سختی الاستیک E1 و ترک‌خورده E2، همچنین گزارش شده است. مقایسه مستقیم بین اعضای در بتن شامل آرماتورهای یک پارچه و اتصالات مکانیکی برای سایز  Ø20 mm، در شکل 11 نشان داده ‌شده که نشانگر کاهش مداوم در εu با نوع اتصال و نوع بارگذاری است. کرنش نهایی εu تحت بارگذاری سیکلی در مقایسه با بارگذاری مونوتونیک 21% برای عضو با اتصال باریک، 15.7% برای عضو با اتصال فشرده، و 10% برای میلگرد یکپارچه کاهش می‌یابد (شکل 11). 

جدول 3: نتایج آزمایش نمونه های در بتن 

شکل 11: مقدار کرنش نمونه های در بتن با سایز 20 mm،در :a) آزمایش مونوتونیک b) آزمایش چرخه ای 

مانند آزمایش‌های آرماتور در هوا، روند مشابه در مورد εu برای اعضای در بتن، همانطور که در شکل 11 و جدول 3 نشان داده شده است، در هر دو آزمایش مونوتونیک و سیکلی به دست می‌آید. برای مثال، اعضای Ø20 با اتصالات باریک εu پایین‌تر در محدوده 30% داشتند، در حالی که نمونه های آپستØ20 ، εu حدود 20% پایین‌تر در مقایسه با میلگردهای شاهد Ø20 داشت. همچنینلازم به ذکر است که آزمایش‌های تک‌محوری εu پایین‌تری برای اعضای در بتن در مقایسه با نمونه‌های در هوا نشان داد، برخلاف شواهدی از مطالعات قبلی که نشان می‌دهد پاسخ در هوا می‌تواند به عنوان حد پایین محافظه‌کارانه برای عملکرد اتصال استفاده شود [41]. 

 3-2-1 گسترش ترک 

رفتار اعضای بتنی معمولاً با یک ترک عرضی اولیه شکل می گیرد که عموماً در نواحی میانی عضو رخ می‌دهد، و در ادامه شاهد باز شدن ترک‌های عرضی دیگر هستیم، و در نهایت به ترک‌های طولی در انتهای عضو به دلیل تخریب پیوند ادامه می یابد. جدا از یک نمونه سیکلی با اتصالات آپست و آرماتورهای 16 mm، که در ناحیه بتن شکست خورد، همه اعضای در ناحیه آرماتور آزاد شکست خوردند، خارج از ناحیه پیوند بتن. اعضای با سایز 16 mm و 20 mm، با همان پیکربندی آرماتور/اتصال، الگوهای ترک مشابه توسعه دادند. شکل 12 الگوهای ترک معمول برای اعضای نمونه 20 mm، برای هر دو مورد مونوتونیک و سیکلی، را با جزئیات بیشتر در مورد دوم برای اهداف بحث را نشان می‌دهد.

شکل 12: الگوی ترک ها و عرض ترکها در نمونه های در بتن و سایز 20 mm: 

تستهای مونوتونیک: a)C0-20M, b) CC-20M, c) CS-20M

تستهای چرخه ای: d)C0e20C, e) CC-20C, f) CS-20C

در مورد C0-20M (شاهد)، اولین ترک‌ها در مرکز عضو توسعه یافتند، با ترک چپ در شکل 12a  که به تدریج تا فاصله Δ = 20 mm رشد کرد. اگرچه ترک‌های دیگر به سمت لبه عضو توسعه یافتند، بیشتر تغییر شکل در ترک‌های ثبت‌شده در εy متمرکز بود، با مقادیری حدود دو برابر از ترک‌های دیگر. برای CC-20M (با اتصال آپست) نشان داده‌شده در شکل 12b، ترک‌های عرضی خارج از ناحیه اتصال توسعه یافتند، نشان‌دهنده اینکه هندسه اتصال تأثیر عمدتاً نامحسوس بر توزیع ترک داشت. برای CS-20M (با اتصال باریک)، شروع ترک در داخل اتصال رخ داد، اما خارج از بخش رزوه‌دار ) شکل 12C). ترک‌های لبه با فاصله برابر پس از جابه‌جایی اعمال‌شده 3 × Δy توسعه یافتند، که در نهایت پاسخ تا نزدیک مقدار نهایی رشد کرد.

رفتار C0-20C (شاهد) توسط دو ترک اصلی که در حدود یک سوم و دو سوم طول عضو توسعه یافتند، شروع شد، که در شکل 12d به عنوان شماره 1 و شماره 3 علامت‌گذاری‌شده است. اینها با نرخ یکسان در محدوده الاستیک آرماتور فولادی انتشار یافتند. در ادامه ترک شماره 3 نرخ سریعتر رشد را داشت و گسترده‌ترین باز شدن را در نهایت نشان داد (wmax = 18 mm). برای CC-20C (با اتصالات آپست)، ترک شماره 3 (واقع در خارج از طول اتصال) و شماره 2 (در یک قطر میله از اتصال) نرخ انتشار مشابه داشتند. شماره 2 با پاسخ  Δ = 20 mm همانطور که در شکل 12e نشان داده شده است بیشترین مقدار خود را نشان داد. فراتر از Δ = 20 mmرا ترک لبه شماره 1 بر عهده گرفت، و بعد از آن ترک شماره 4. برای CS-20C (با اتصال باریک)، ترک شماره 2 در مرکز داخل بخش رزوه‌دار تشکیل شد، کنترل پاسخ تا حدود 4 × Δy؛ با این حال، عرض‌های ترک تا انتهای آزمایش زیر 2 mm حفظ شد. متعاقباً، به دلیل گسترش همزمان آرماتور و بدنه بتن، ترک‌های متقارن به سمت لبه نمونه پس از آخرین سیکل 2 × Δy توسعه یافتند و پاسخ را تا انتهای آزمایش کنترل کردند )شکل 12F).

3-2-2 عرض ترک‌ها

شکل 13a رابطه بین عرض متوسط ترک‌های تجربی (wm)، که از اندازه‌گیری‌های نوری به‌دست آمده‌اند، و تنش متوسط آرماتور (σsm) را تا عرض ترک 0.5 میلی‌متر نشان می‌دهد. این مقادیر در محدوده الاستیک و تسلیم آرماتور قرار دارند. از سوی دیگر، شکل 13b توسعه عرض ترک‌ها در محدوده غیرالاستیک را نمایش می‌دهد. تا نصف مقدار تسلیم (εy/2)، عرض متوسط ترک‌ها در حدود 0.1 میلی‌متر است و برای نمونه‌های CC-16M و CS-16M افزایش تندتری مشاهده می‌شود، به‌طوری‌که در نقطه تسلیم، عرض ترک به حدود 0.25 تا 0.3 میلی‌متر می‌رسد. در مقابل، سایر نمونه‌ها پراکندگی بیشتری تا εy/2 نشان می‌دهند و در نقطه تسلیم، عرض ترک به حدود 0.1 میلی‌متر می‌رسد. نکته قابل توجه این است که نمونه CC-16M در ناحیه اتصال بتن شکست کرده، در حالی که سایر نمونه‌ها در ناحیه آزاد آرماتور دچار شکست شدند. این موضوع در منحنی‌های عرض ترک-کرنش متوسط (wm-ε) در شکل 13b نشان داده شده است که عرض ترک‌های متوسط بزرگ‌تری برای CC-16M را نشان می‌دهد، در حالی که سایر نمونه‌ها تا کرنش 6.0 درصد در یک گروه قرار دارند. پس از این سطح کرنش، نمونه‌هایی با اتصالات باریک‌تر عرض ترک کمتری نسبت به نمونه‌های بدون اتصال و نمونه‌هایی با اتصالات فشرده داشتند. منحنی‌های شکل 13a و 13b نشان می‌دهند که رفتار تک‌محوری نمونه‌های مورد آزمایش قبل از تسلیم بسیار مشابه است.

شکل 13: a) عرض متوسط ترک در برابر تنش میلگردها b) عرض متوسط ترک در برابر کرنش متوسط برای آزمایش های تک محوره نمونه های در بتن c,d) عرض متوسط ترک در برابر کرنش متوسط برای آزمایش های چرخه ای نمونه های در بتن

شکل‌های c و 13d رشد متوسط ترک‌ها را در سطوح کرنش کلیدی در فرآیند بارگذاری چرخه‌ای نشان می‌دهند. عرض متوسط ترک‌ها (wm) در اولین و آخرین چرخه‌های الاستیک، در نقطه تسلیم (εy)، دو برابر تسلیم (2×εy)، پنج برابر تسلیم (5×εy) و در حدود کرنش 5 درصد رسم شده‌اند. در مقایسه با آزمایش‌های تک‌محوری، در محدوده الاستیک آرماتور، عرض ترک‌ها برای همه نمونه‌ها در محدوده 0.2 تا 0.35 میلی‌متر بود که نشان می‌دهد 20 چرخه الاستیک باعث تخریب جزئی در سطح تماس بتن-آرماتور و افزایش عرض ترک‌ها شده است. به جز نمونه C0-16C که به دلیل کمانش در ناحیه آزاد آرماتور شکست کرد، تمامی منحنی‌های wm-ε افزایش عرض ترک‌ها را با افزایش تعداد چرخه‌های غیرالاستیک نشان می‌دهند. در اولین مجموعه چرخه‌های غیرالاستیک (2×εy)، افزایش عرض ترک تنها حدود 0.01 میلی‌متر بود، اما در مجموعه دوم (2×εy)، افزایش عرض ترک بین 0.1 میلی‌متر (برای CS-20C) و 0.7 میلی‌متر (برای C0-20C) بود. همان‌طور که از شکل‌های 13c و 13d مشاهده می‌شود، بارگذاری چرخه‌ای تأثیر مخرب‌تری بر نمونه‌های بدون اتصال در مقایسه با نمونه‌هایی با اتصالات مکانیکی دارد.

3-2-3  فاصله ترک‌ها

فاصله ترک‌ها به ‌وسیله طول انتقال (lt=sr0) تعیین می‌شود که به‌عنوان طولی تعریف می‌شود که برای رسیدن به تنش ترک‌خوردگی بتن در مقطع مورد نیاز است. بر اساس سازگاری کرنش، حداقل فاصله ترک (srmin) نزدیک‌ترین نقطه به یک ترک موجود را نشان می‌دهد که در آن ترک دیگری می‌تواند تشکیل شود، در حالی که حداکثر فاصله ترک به‌ صورت srmax=2×srmin در نظر گرفته می‌شود [42,43]. در عمل، مفهوم فاصله متوسط ترک (srm) نیز برای تخمین عرض متوسط ترک‌ها (wm) استفاده می‌شود، که در آن srm می‌تواند به‌صورت srmin/srm=0.6–0.7 یا srmax/srm=1.33–1.50 بیان شود [43–46]. عرض متوسط ترک‌ها (wm) با ضرب فاصله متوسط ترک در تفاوت بین کرنش متوسط فولاد (εsm) و کرنش باقی‌مانده متوسط در بتن بین ترک‌ها (εcm) به‌دست می‌آید.

جدول 4 فاصله‌های ترک srmin، srmax و srm را که به‌صورت تجربی برای نقاط تسلیم و نهایی آرماتور به‌دست آمده‌اند، با در نظر گرفتن ترک‌های تازه ایجاد شده و ترک‌های کاملاً توسعه‌یافته ارائه می‌دهد. اگرچه از نظر srmin و srmax پراکندگی‌هایی بسته به تعداد ترک‌ها (ncr) وجود دارد و تأثیر واضحی از حضور اتصال‌دهنده (کوپلر) مشاهده نمی‌شود، فاصله متوسط ترک (srm) در نقطه تسلیم حدود 200 میلی‌متر است، به جز برای نمونه CC-16C. در حالت نهایی، srm در محدوده 100 تا 150 میلی‌متر قرار دارد. مهم‌تر اینکه، در نقطه تسلیم، نسبت‌های srmin/srm و srmax/srm برای همه پیکربندی‌های آزمایش‌شده -مقادیر بسیار مشابهی دارند، با میانگین srmin/srm=0.58–0.66 و srmax/srm=1.27–1.30 برای هر نوع اتصال. این مقادیر با مشاهدات گزارش‌شده در مطالعات قبلی (مانند [43,47]) هم‌خوانی خوبی دارند. در حالت نهایی، با افزایش تعداد ترک‌ها (ncr)، هر دو مقدار srmin و srmax تغییر می‌کنند، با میانگین srmin/srm=0.47–0.50 و srmax/srm=1.58–1.86. بر اساس جدول 4 و مشاهدات حاصل از تحلیل کینماتیک ترک‌ها، حضور اتصال‌دهنده در این موارد تأثیر قابل‌توجهی بر پاسخ عضو در اطراف نقطه تسلیم آرماتور ندارد، اما در نزدیکی حالت نهایی تأثیراتی مشاهده می‌شود.

جدول 4: فاصله ترکها

3-2-4 توزیع پیوستگی

برای ارزیابی تنش‌های آرماتور و توزیع لغزش بتن-آرماتور در طول اعضای بتنی، از روش‌های عددی غیرخطی استفاده شد. مدل‌های المان محدود سه‌بعدی که در نرم‌افزار ABAQUS [48] ساخته شدند، از المان‌های مکعبی 8 گره‌ای (C3D8R) برای بتن و آرماتورهای فولادی استفاده کردند. اتصال‌دهنده‌ها (کوپلرها) به‌صورت بلوک‌های استوانه‌ای سه‌بعدی مدل‌سازی شدند، بدون در نظر گرفتن اتصال رزوه‌ای، زیرا نتایج آزمایش‌های لغزش الاستیک (مانند شکل 8) نشان‌دهنده سطوح کرنش پایین در رزوه‌ها بود. کوپلرها به آرماتورها از طریق یک قید اتصال (tie constraint) متصل شدند. مدل «پلاستیسیته آسیب بتن» (CDP) با پارامترهای سازه‌ای زیر به‌کار گرفته شد: رفتار دو‌محوری بتن fb0/fc=1.16، ضریب شکل صفحه انحرافی Kc=2/3، زاویه اتساع φ=40° و اکسانتریسیته سطح ϵ=0.1، همان‌طور که در جای دیگر به‌طور مفصل توضیح داده شده است [49].

رابطه تنش-کرنش فشاری از آزمایش‌های فشاری سیلندر Ø100×200 میلی‌متر به‌دست آمد و مقادیر ذکرشده در بخش 2.1 در نظر گرفته شد. در کشش، یک قانون نرم‌شوندگی کششی دوخطی استفاده شد که از یک مدل غیرخطی استخراج شده و عرض ترک به کرنش به‌عنوان تابعی از طول مشخصه المان (lch) تبدیل شد. مواد فولادی با استفاده از یک نمایش دوخطی با سخت‌شوندگی مدل‌سازی شدند و مقاومت‌های ماده از آزمایش‌های نمونه‌های فولادی به‌دست آمد. تعامل بین فولاد و بتن با استفاده از یک نمایش کامل پیوستگی-لغزش مدل‌سازی شد که شرایط پیوستگی خوب با ضرایب پیوستگی γb > 4.0 را در نظر گرفت [35]. همان‌طور که در شکل‌های 14a تا 14c نشان داده شده است، مطالعات اعتبارسنجی تطابق خوبی را از نظر شروع ترک و کینماتیک ترک، الگوهای ترک و منحنی‌های بار-کرنش (F-ε) با در نظر گرفتن طول پیوستگی بتن-آرماتور نشان دادند، به‌ویژه به دلیل استفاده از نمایش‌های دقیق سخت‌شوندگی کششی و پیوستگی-لغزش [50].

شکل‌های 14d تا 14f توزیع تنش فولاد و لغزش بتن-آرماتور را برای سه پیکربندی بررسی‌شده در نقطه تسلیم آرماتور و همچنین الگوهای ترک عددی که مشابه الگوهای به‌دست‌آمده در آزمایش‌ها (شکل 12) هستند، نشان می‌دهند. برای عضو بدون اتصال، تنش‌های آرماتور در طول آن تقریباً یکنواخت هستند و بالاترین مقادیر در ناحیه آزاد آرماتور مشاهده می‌شود. در مقابل، برای موارد دارای اتصال، تنش‌های پایین‌تر در حدود 0.5×fy در محل اتصال‌دهنده به‌دست آمد، در حالی که تسلیم در خارج از بدنه بتن نیز رخ داد. این توزیع‌ها نشان می‌دهند که در چنین پیکربندی‌هایی، شکست آرماتور احتمالاً در ناحیه آزاد آرماتور رخ می‌دهد، همان‌طور که در نتایج تجربی مشاهده شد. از آنجا که قطر اتصال‌دهنده از آرماتور بزرگ‌تر است، تنش‌ها در آن ناحیه به‌طور مداوم کمتر از تنش‌های آرماتور هستند. مهم‌تر اینکه، منحنی‌های لغزش بتن-آرماتور در شکل‌های 14a، 14b و 14c توزیع‌ها و مقادیر لغزش متفاوتی را به‌عنوان تابعی از طول اتصال‌دهنده نشان می‌دهند و حاکی از آن است که مقادیر لغزش بزرگ‌تر با افزایش طول اتصال‌دهنده رخ می‌دهد.

شکل 14: ارزیابی عددی برای پاسخ نیرو-تنش برای : a) C0-20M, b) CC-20M, c) CS-20M, d)non-spliced model C0-20M, e) CC-20M with compact coupler, f) CS-20M

برای موارد اتصال‌دهنده باریک، تفاوت در ظرفیت پیوستگی در ناحیه اتصال‌دهنده در مقایسه با ناحیه آرماتور باعث می‌شود که مکان ترک بعدی به خارج از اتصال‌دهنده و رابط آرماتور-اتصال‌دهنده منتقل شود، ابتدا به سمت ناحیه بتن/آرماتور و در نهایت به ناحیه آزاد آرماتور که در آن شکست رخ می‌دهد. مشابه آزمایش‌های انجام‌شده در هوا، نسبت بین این طول‌ها می‌تواند تأثیر قابل‌توجهی بر عملکرد اعضای بتنی با اتصال‌دهنده‌ها داشته باشد. این اثرات ممکن است با افزایش طول کل نمونه کاهش یابد، زیرا نسبت بین طول آرماتور مدفون و ناحیه اتصال‌دهنده مدفون افزایش می‌یابد.

بخش نهایی این مقاله که شامل ارزیابی مقایسه ای و نتایج می باشد در مقاله بعدی منتشر خواهد شد.