автореферат диссертации по строительству, 05.23.11, диссертация на тему:Напряженно-деформированное состояние железобетонных пролетных строений мостов с учетом ползучести бетона в условиях жаркого климата

На правах рукописи

СЕДНАВИ ГАССАН

НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ПРОЛЕТНЫХ СТРОЕНИЙ МОСТОВ С УЧЕТОМ ПОЛЗУЧЕСТИ БЕТОНА В УСЛОВИЯХ ЖАРКОГО

КЛИМАТА

(05.23.11 - Проектирование и строительство дорог, метрополитенов, аэродромов, мостов и транспортных тоннелей)

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва 2010

1 о ИЮН 2010

004604003

Работа выполнена в Московском автомобильно-дорожном государственном техническом университете (МАДИ) на кафедре мостов и транспортных тоннелей.

Научный руководитель: кандидат технических наук,

доцент

Курлянд Василий Глебович

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор

Майоров Владимир Иванович

кандидат технических наук, Новак Юрий Владимирович

Ведущая организация: ОАО «Мостотрест»

Защита состоится «17» июня 2010 г. в Ц_ часов на заседании Диссертационного Совета Д 212.126.02 ВАК РФ при Московском автомобильно-дорожном государственном техническом университете (МАДИ) по адресу: 125319, г. Москва, Ленинградский просп., 64, ауд. 42.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Московского автомобильно-дорожного государственного технического университета (МАДИ).

Отзывы на автореферат диссертации в двух экземплярах с подписью, заверенные печатью, просим направлять по указанному адресу ученому секретарю диссертационного совета. Копию отзыва просим прислать по e-mail: uchsovet@madi.ru Телефон для справок 8 (499) 155 - 93 - 24.

Автореферат разослан » мая 2010 г.

Ученый секретарь диссертационного совета кандидат технических наук, профессор

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. Проблемы перегрузки автомобильных дорог в крупных городах Сирийской Арабской Республики (САР) приобретают большие масштабы с каждым годом. Так, по данным Генеральной Компании по Проектированию и Технических Консультаций САР, в 2004 году потери из-за задержки движения пассажирского и грузового транспорта на сирийских дорогах превысили 4 миллиарда сирийских лир (более 75 миллионов долларов США). В связи с этим, была разработана комплексная программа, включающая строительство большого количества мостов и транспортных тоннелей. Из-за экономических соображений большая часть железобетонных мостов будет иметь предварительно напряженные балки пролетных строений.

Одним из важнейших факторов, оказывающих большое влияние на работу предварительно напряженных железобетонных конструкций, являются длительные деформации, которые изменяют напряженное состояние элементов конструкции, изменяя при этом величины усилий предварительного напряжения арматуры и вызывая значительные общие деформации мостовых конструкций.

Известно, что одним из главных факторов, влияющих на значения длительных деформаций, является климат и, в частности, относительная влажность (соотношение массовой доли водяного пара в воздухе к максимально возможной при определенной температуре). Так, недооценка особенностей сухого и жаркого климата при строительстве и эксплуатации этих сооружений приводит к резкому снижению их надежности, к их отказам и даже авариям.

Длительные деформации, в частности деформации ползучести и усадки бетона, имеют сложную природу, которая до сих пор не полностью изучена. В Сирии не уделяется нужного внимания исследованию этих явлений, поэтому автор на основании результатов работ ряда исследователей анализировал некоторые мало изученные аспекты данных явлений и разработал

практические решения некоторых проблем в этом направлении исследований.

Целью настоящей работы является оценка влияния климатических условий САР на длительные деформации бетона в предварительно напряженных пролетных строениях мостов.

Для достижения поставленной цели: проведены натурные исследования эксплуатируемых пролетных строений мостов для выявления дефектов, которые возникли в результате потери напряжений в бетоне и арматуре, в том числе от воздействия длительных деформаций; выполнено обобщение опыта строительства мостовых сооружений из предварительно напряженного бетона в САР; изучены литературные источники по вопросам ползучести бетона в строительных конструкциях; сопоставлены данные по ползучести бетона, приведенные в нормативных документах по проектированию мостов; проведена оценка климатических условий страны с учетом глобальных изменений климата; выполнен численный эксперимент с помощью программного комплекса МЮАЭ/См!.

Методика проведения исследований основана на использовании натурных данных, полученных из результатов обследований мостов в САР, а также на теоретических методах исследования ползучести бетона. Обследования пролетных строений проведены в условиях различных климатических зон страны. Измерение ширины раскрытия трещин в стенках предварительно напряженных балок и глубины их проникновения проведены с помощью оптических и механических приборов.

Расчеты численного эксперимента проведены с использованием комплекса МЮАБ/См!.

Научная новизна. Впервые сделана оценка влияния влажности и температуры на процесс ползучести бетона для условий САР.

Новые научные результаты:

• приведены результаты мониторинга состояния предварительно напряженных мостов в условиях климата САР;

• по результатам обследования эксплуатируемых мостов установлено, что в стенках балок возникли трещины с раскрытием более 0,3 мм, которые объясняются снижением эффективного преднапряжения, что недопустимо в соответствии с нормами проектирования;

• даны результаты анализа действующих норм проектирования наиболее развитых стран по учету ползучести бетона, а на основе статистических исследований выбрана наиболее подходящая модель ползучести;

• приведены результаты численного эксперимента методом конечных элементов с помощью программного комплекса МЮАЭ/СМ!;

•на основании проведенного численного эксперимента выявлено влияние низкой относительной влажности воздуха на величину потерь напряжения в пролетных строениях.

Практическая ценность работы состоит в определении влияния климатических условий САР на потери предварительного напряжения в предварительно напряженных пролетных строениях мостов из-за длительных деформаций бетона и разработке методов по их предупреждению.

Достоверность результатов исследований обеспечена:

• строгостью исходных предпосылок применяемых методов исследований;

• учетом требований действующих нормативных документов;

• проведенным анализом норм проектирования наиболее развитых стран в разделах расчетов потерь предварительного напряжения в предварительно напряженной арматуре;

•использованием разработок передовых иностранных организаций;

• тестовыми решениями задач, связанных с расчетом потерь преднапряжения из-за длительных деформаций, для которых либо имеются экспериментальные результаты, либо решения, полученные другими исследователями с использованием альтернативных методов расчета;

• обработкой экспериментальных данных по исследованию потерь напряжений, проведенных в различных температурно-влажностных условиях;

• данными натурных обследований мостовых сооружений;

• хорошей для практических целей сходимостью расчетных значений с результатами исследований в натурных условиях.

На защиту выносятся:

• данные мониторинга состояния современного мостостроения САР в области преднапряженных железобетонных мостов;

• данные натурных обследований фактического состояния предварительно напряженных пролетных строений, эксплуатируемых в тяжелых климатических условиях зоны пустынь;

• результаты сравнения формул действующих нормативных документов с результатами экспериментальных исследований;

• результаты численного эксперимента, проведенного методом конечных элементов на программном комплексе МЮАЗ/СМ1.

Реализация работы. Результаты исследований фактического влияния низкой относительной влажности воздуха на потери предварительного напряжения использованы при проектировании ряда мостов в САР.

Апробация работы. Результаты исследований и основные научные положения диссертационной работы доложены:

• на ежегодных научно-технических конференциях профессорско-преподавательского состава Московского автомобильно-дорожного государственного технического университета в 2006 - 2010 гг.;

• на заседаниях кафедры мостов и транспортных тоннелей МАДИ;

• на второй Международной научно-практической конференции дорожного строительства. САР, Дамаск, 10-12 ноября 2009 г.;

• на технических совещаниях ряда проектных бюро в САР.

Структура и объем работы. Диссертация содержит 134 стр.

текста, 69 иллюстраций, 16 таблиц и включает введение, 3 главы, общие выводы, список литературы из 155 наименований.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении раскрывается актуальность темы, цель и задачи исследования, научная новизна и практическая значимость работы.

В первой главе диссертации приводится краткий обзор сети автомобильных дорог в САР и её состояние; краткая характеристика мостовых сооружений на автомобильных дорогах САР; строительные материалы и оборудование, используемые при строительстве железобетонных мостов в Сирии; технология строительства железобетонных мостов на территории САР; характеристика климатических условий строительства и эксплуатации мостов на территории САР; проведен анализ состояния железобетонных мостов в условиях сухого и жаркого климата и изучены работы, посвященные исследованию влияния сухого и жаркого климата на физико-механические показатели бетона и состояние железобетонных конструкций вообще и железобетонных мостов в частности (C.B. Александровского, Н.Х. Арутюняна, H.A. Буданова, О.В. Воля, Е.Е. Гибшмана, М.Е. Гибшмана, Г.В. Кизирия, Я.Д. Лившица, А.Р. Ржаницына, B.C. Шестоперова, 3. Базанта и многих других). Анализ этих работ показал, что высокая температура и низкая относительная влажность неблагоприятно влияют на долговечность железобетонных конструкций, и что недооценка особенностей сухого и жаркого климата при строительстве и эксплуатации этих сооружений приводит к резкому снижению их надежности, отказам и даже авариям.

При обследовании автором железобетонного моста, находящегося на 158-м километре железнодорожного пути Алеппо -Латтакия сирийской железной дороги было установлено значительное количество трещин на поверхностях железобетонных балок. Ширина раскрытия некоторых из этих трещин достигает 0,3 мм, что может повлиять на сохранность арматуры, так как в предварительно-напряженной арматуре коррозионные процессы протекают более интенсивно. Эти процессы особенно опасны для арматуры малых диаметров, часто применяемой в мостовых

конструкциях при армировании их пучками из высокопрочной проволоки, прядями и канатами. Количество трещин на балках, находящихся на солнечной (внешней) стороне пролетных строений обследованного автором моста, больше, чем на балках, находящихся на теневой (внутренней) стороне тех же пролетных строений. Также выявлено наличие большого количества трещин на нижней поверхности балки, что свидетельствует о формирование прогибов. Данные прогибы отчасти вызваны деформациями ползучести и усадки бетона. Автор построил гистограммы распределения прочности бетона в эксплуатируемых пролетных строениях, в которых показано, что прочность бетона элементов пролетных строений мостов, находящихся на солнечной стороне и подвергаемых солнечной радиации, в среднем на 15...20% меньше прочности элементов, находящихся на теневой стороне тех же мостов. Проведенное автором сравнение результатов обследования пролетных строений мостов, эксплуатирующихся в условиях Средней Азии, с состоянием мостов, эксплуатирующихся в нормальных условиях, свидетельствует о том, что доля пролетных строений мостов с более высокой категорией неисправностей в условиях Средней Азии больше, чем в целом по сети железобетонных мостов из-за неблагоприятного влияния сухого и жаркого климата.

Во второй главе диссертации приведены результаты изучения автором по данным научно-технической литературы причин возникновения длительных деформаций и их влияние на конструкции мостов; рассмотрены понятия ползучести и усадки и параметры, влияющие на их величину.

В этой же главе автором провиден анализ методов прогнозирования деформации ползучести, используемых в САР. В стадии проектирования, когда часто единственной располагаемой информацией является прочность бетона на сжатие, общие условия окружающей среды и размеры элемента, проектировщик должен положиться на модель норм проектирования, чтобы определить степень и скорость деформации ползучести. Эти модели не в

состоянии охватить весь диапазон факторов, влияющих на деформацию ползучести в бетоне. Однако проектировщику необходимо быть уверенным в точности прогноза и в пределе допустимых его погрешностей.

При проектировании мостов в САР используются различные международные нормативно-типовые модели прогнозирования ползучести бетона. Автор рассмотрел точность семи часто используемых международных нормативно-типовых моделей (ВБ 8110 (1985), АС1209 (1992), АБ 3600 (1988), СЕВ-Р1Р (1970), СЕВ-Р1Р (1978), СЕВ-Р1Р (1990) и ЯНЕМ ВЗ (1995)). Все модели, за исключением модели КИЕМ ВЗ 1995, используются различными проектировщиками в САР, модель КИЕМ ВЗ (1995) была добавлена для сравнения. Эти эмпирические модели сильно различаются в своих методиках. Точность вышеупомянутых нормативно-типовых методов прогноза была определена путем анализа точности прогнозов из независимых научно-исследовательских работ, проведенных автором. В каждом из этих исследований экспериментальные данные были сравнены со значениями, полученными при прогнозировании ползучести бетона в соответствующих возрастах с помощью разных моделей.

Чтобы можно было сравнить деформацию ползучести для бетонов с различными прочностями и различными приложенными нагрузками, результаты были представлены в форме удельной ползучести (Сс), которая определяется как соотношение деформации ползучести к удельному напряжению. Все сравнения были проведены на основании суммарной деформации ползучести (основная ползучесть и ползучесть при высыхании). Для определения степени отклонения удельной величины ползучести бетонов различных возрастов после наложения нагрузки, прогнозируемой определенной моделью, от измеренных данных, полученных от бетонных образцов соответствующего возраста, был использован коэффициент вариации погрешностей (сц). Чем точнее прогнозируемая величина, тем меньше значение коэффициента вариации погрешностей. Результаты анализа показали, что модель

Р11.ЕМ ВЗ, которая выдала суммарный коэффициент (а)ац=25.9), является самой точной из моделей прогнозирования. Хотя модель АЭ 3600 (1988) была почти также точна (шац = 26), но в ней, анализ был основан на результатах двух исследований, тогда как в случае модели КИЕМ ВЗ, анализ был основан на четырнадцати исследованиях. Модель СЕВ-Р1Р (1978) была наименее точным методом (а»ап = 67.4). Следует отметить, что эта модель широко используется в САР. Также из данного исследования следует, что модель СЕВ-Р1Р (1990) более точная, чем её предшественница, модель СЕВ-Р1Р (1978). Однако модель СЕВ-Р1Р (1970), которая является относительно простой по сравнению с моделями 1978 и 1990, получила самый низкий коэффициент вариации.

Также рассмотрена концепция прогнозирования потери напряжений в преднапряженных железобетонных балках с помощью детерминированной модели. Известно, что потери преднапряжения зависят от модуля упругости бетона, ползучести, усадки, релаксации арматуры и от того факта, что свойства железобетона являются весьма изменчивыми. Однако существует очень мало информации об эффекте изменчивости этих и других параметров на изменчивость значения эффективного преднапряжения. Для получения более точной оценки изменчивости в эффективном преднапряжении в преднапряженных железобетонных балках пролетных строений, необходимо разработать детерминированную модель для прогнозирования потери преднапряжения, основанную на свойствах материалов, нагрузке и условиях окружающей среды.

На основании детерминированной модели, предложенной в зарубежном исследовании, автор использовал моделирование методом Монте-Карло, основанное на поэтапном расчете потери преднапряжения в определенной балке. Перерасчет повторялся несколько раз с использованием случайных значений вводимых переменных, основанных на гипотетических распределениях, полученных из различных источников. Затем автор использовал расчетное распределение эффективного преднапряжения, полученное на разных этапах работы балки, как априорное

распределение, которое может быть скорректировано, используя результаты измерений, полученных для определенной балки, с помощью байесовской методики корректировки. Работа автора показала, что использование байесовского метода при прогнозировании потери преднапряжения дало достаточно реалистичную оценку потери преднапряжения. Неопределенность, связанная с прогнозированием длительной потери преднапряжения, может быть уменьшена путем измерения потери преднапряжения в раннем возрасте элемента конструкции. Автором выявлена необходимость измерения температурных изменений в течение процесса гидратации и учет этих изменений при измерении потери преднапряжения.

В данной главе также исследовано влияние резкого изменения относительной влажности при прогнозировании потерь предварительного напряжения в железобетонных мостах от деформаций ползучести и усадки. В некоторых районах Сирии были отмечены сильные колебания относительной влажности. Так, например, в районе, расположенном восточнее города Хомса в Сирии, суточная относительная влажность колебалась между 25% и 70%. Такое явление опасно для железобетонных мостов, так как в большинстве норм и руководств по проектированию, прогнозирование потерь преднапряжения основано на исследованиях, выполненных при почти постоянной относительной влажности. Эта проблема актуальна для Сирии, так как сильные колебания относительной влажности имеют большое влияние на деформации ползучести и усадки, особенно в жарком и сухом климате некоторых сирийских регионов, так как они приводят к непредсказуемым размерам этих деформаций, что, в свою очередь, приводит к появлению трещин и провисанию балок пролетных строений. Автор анализировал усовершенствованные уравнения норм ААБНТО для расчета усадки и ползучести, развитых для регионов со сложным климатом. Стоит отметить, что данные нормы ААБНТО широко применяются во многих арабских странах, в том числе в САР.

Новое уравнение AASHTO для определения длительной потери усадки в элементах с натяжением арматуры на упоры:

Sh = 159-1.59xRH (МПа), (1)

где RH - относительная влажность (%).

Умножив полученное значение на 0.8, получим значение усадки в элементах с натяжением арматуры на бетон.

Новое уравнение метода AASHTO для прогнозирования потери напряжений от ползучести:

Cr=15fcir-7Afcds, (2)

где fdr - напряжение бетона в центре тяжести напрягаемой арматуры при передаче напряжения;

Afcds - изменение напряжения бетона в центре тяжести напрягаемой арматуры от наложенных (после преднапряжения) постоянных нагрузок.

Автор проанализировал результаты прогнозирования потери преднапряжения, полученные из уравнений AASHTO, новых предложенных уравнений и данных, полученных в результате эксперимента над группой балок, проведенного группой исследователей из США в условиях высоких суточных колебаний относительной влажности. Группа из шести балок содержалась на открытом воздухе и подвергалась осадкам при относительно большом диапазоне температур и относительной влажности. В табл. 1 приведены значения потери преднапряжения из-за деформаций ползучести и усадки для данной группы балок.

Таблица 1

Балки №1 №2 №3 №4 №5 №6

Потери

преднапряжения (МПа)^—

Результаты измерений 238 280 323 260 163 83

AASHTO 246 241 265 238 232 207

Усовершенствованные (AASHTO) 305 300 329 296 288 257

Как видно из этой таблицы, метод ААБНТО недооценил потери от ползучести и усадки в нескольких балках на 9...22%. Потери

ползучести и усадки, прогнозируемые усовершенствованными уравнениями, имели запас погрешности для всех шести балок.

Рассмотрена проблема влияния влажностного ухода за предварительно напряженными железобетонными конструкциями после передачи предварительного напряжения. Как известно, модуль упругости железобетона сильно зависит от влаги. Различные исследования показали, что модуль упругости цементного теста остается постоянным при увеличении относительной влажности до 50%. Затем он увеличивается более чем на 150% от первоначального значения при 100%-ой относительной влажности.

Для определения влияния условий ухода и содержания балок на потери преднапряжения, автор изучил результаты американского эксперимента. В эксперимент были включены два типа железобетонных балок: балки с коробчатым сечением и прямоугольные балки. Все балки были центрально преднапряжены. Концы балок были оснащены стальными пластинами для распределения усилий преднапряжения.

Для измерения напряжений (местных деформаций) были использованы два типа датчиков. Для напрягаемой арматуры использовались электрические проволочные .тензодатчики, а на бетоне были установлены механические датчики. Чтобы компенсировать непосредственные потери из-за упругого укорочения и анке-ровки при преднапряжении, усилие в момент наложения преднапряжения превышало планируемое приблизительно на десять процентов. За одной группой балок велся влажностный уход, другая группа балок не подвергалась уходу. Балки также содержались в двух различных условиях. Одна группа балок (внутренняя) содержалась в управляемой лабораторной среде с почти постоянной температурой и относительной влажностью. Вторая группа балок (наружная) содержалась на открытом воздухе, где балки были подвергнуты осадкам и относительно большому диапазону температур и относительной влажности. На рис. 1 и 2 показаны потери преднапряжения в балках с коробчатым сечением

и в балках с прямоугольным сечением соответственно, как процент от начального преднапряжения. Как видно на этих рисунках, кривые внутренних балок были гладкими, потому что изменения температуры и влажности были относительно незначительными в закрытом помещении.

-'5—Наружная, влаж уход -П-Наружная, без ухода

--.--Внутренняя, влаж. уход -^"Внутренняя, без ухода

^ 25

к

5 20

с. I-* с

п ю Ё.

.... -....... _ . ________... — " ' _. " .. —" ™

С. »(

а Р-

о о L1 ..... < ■ - г--- , -., , - ,

О 60 120 ISO 240 300 360 420 480 540 600 660 720 780 840 900 Дней (после преднапряжения)

Рис.1. Потери преднапряжения в балках с коробчатым сечением как процент от начального преднапряжения

-О—Наружная, без ухода "©»Наружная, влаж. уход

Днем (после преднлпряжеппя)

Рис.2. Потери преднапряжения в балках с прямоугольным сечением как процент от начального преднапряжения

Кривые наружных балок показывают некоторые колебания в напряжениях. Увеличение напряжения происходит в зимние месяцы и приписывается поглощению окружающей влаги, которая, в свою очередь, вызывает расширение бетона и дополнительные напряжения в преднапряженной арматуре. Противоположный эффект наблюдается в течение летних месяцев, когда сухой окружающий воздух приводит к высокой усадке в балках и относительно большим потерям преднапряжения. Балки коробчатого сечения показали большие потери, чем прямоугольные балки частично из-за более малого соотношения объема к площади поверхности. Соотношение объема к площади поверхности для коробчатых сечений было 0,75, для прямоугольных балок - 1,25. Однако влажностный уход привел к повышению потерь преднапряжения в прямоугольных балках.

Для сравнения значений потерь преднапряжения из-за длительных деформаций с данными, взятыми в относительно короткий период времени, измеренные потери были экстраполированы на 40 лет. Экстраполируемые данные показали, что потери от ползучести и усадки в балках коробчатого сечения, подвергнутых влажностному уходу, были на 15 % ниже, чем в тех, которые не подвергались влажностному уходу. Данные эксперимента также показали, что влажностный уход при 100%-ой относительной влажности в течение двух недель после преднапряжения может уменьшить потери, вызванные ползучестью и усадкой на 18% и, что очень сухой период (0% ОВ) за первые две недели после преднапряжения может увеличить потери на 12%.

Автор изучил проблему использования самоуплотняющегося бетона для" строительства предварительно напряженных железобетонных пролетных строений и особенности деформаций ползучести и усадки данного вида бетона. Среди преимуществ использования самоуплотняющегося бетона следует отметить отказ от виброуплотнения, малая проницаемость железобетонных конструкций, защита арматуры от коррозии и повышение износостойкости и долговечности опалубки на стройплощадках и

формооснастки на заводах сборного железобетона. Толчком к применению нового вида бетона послужили появление густоармированных конструкций и нехватка квалифицированной рабочей силы, что также является актуальной проблемой для Сирии.

Наряду с явными преимуществами использования самоуплотняющегося бетона, в настоящее время остаются неисследованными длительные деформации в предварительно напряженных элементах, созданных с помощью нового вида бетона. Причиной тому - отсутствие достаточной информации и статистики для изучения деформаций ползучести и усадки, а также модуля упругости элементов из самоуплотняющегося бетона. Из-за меньшего содержания крупного заполнителя бетонной смеси и большего количества использованных добавок, модуль упругости в элементах из самоуплотняющегося бетона ниже, чем в элементах из обычного бетона, а значения деформаций ползучести и усадки больше. Также стоит отметить, что большинство строительных норм не учитывают разницу между обычным и самоуплотняющимся бетонами, а модели расчета ползучести и усадки построены на исследованиях, проведенных на обычном бетоне.

Автор провел расчет потерей предварительного напряжения с использованием норм AASHTO (2004), AASHTO (2007) и PCI (2004) и сравнил полученные результаты с данными исследования потери предварительного напряжения в двух группах железобетонных балок пролетных строений, проведенного группой зарубежных исследователей. В одной группе балок ПС был использован самоуплотняющейся бетон (3 балки), в другой группе использовался обычный бетон (2 балки). Кроме различия в использованной бетонной смеси, все пять железобетонных балок имели одинаковые параметры. Для создания максимальной густоты армирования и достижения максимальной силы обжатия в нижней части балки (что, в свою очередь, приведет к увеличению деформации ползучести) в балках использовалось максимальное число арматурных прядей.

В табл. 2 приведены результаты измерения потерь предварительного напряжения в пяти балках, а также расчетные потери преднапряжения, полученные автором. Балки из обычного бетона обозначены 01 и 02, балки из самоуплотняющегося бетона обозначены С1, С2 и СЗ.

Как видно из табл. 2, значения потери преднапряжения, полученные с использованием норм AASHTO (2004) и PCI (2004), имели достаточный коэффициент надежности. Модель норм AASHTO (2007) показала в ряде случаев меньшие значения, чем измеренные, как для балок из самоуплотняющегося бетона, так и для балок из обычного бетона.

Таблица 2

Группы балок Группа А Группа Б

Метод"\^

получения 01 С1 02 С2 СЗ

данных ^^^

Результаты измерения 242.7 307.5 266.1 286.1 297.9

AASHTO (2004) 452.3 475 470.2 468 473.7

AASHTO (2007) 237.9 293.7 271.7 288.9 295.8

PCI (2004) 380.6 462.6 393 397.8 403.4

Результаты исследования показали, что значения деформации усадки бетона в образцах из самоуплотняющегося бетона были на 25 и 15% больше для групп А и Б соответственно, чем в образцах из обычного бетона. Значения деформации ползучести в образцах из самоуплотняющегося бетона были на 60 и 55% больше для групп А и Б соответственно, чем в образцах из обычного бетона. Расчетные значения деформаций ползучести и усадки (рассчитанных с помощью модели нормы ACI 209), были больше, чем измеренные значения. Так, расчетные значения деформации усадки бетона были на 35% больше, чем измеренные значения. А расчетные значения деформации ползучести бетона, были на 50 и 25% больше, чем измеренные значения в образцах из обычного и самоуплотняющегося бетона соответственно.

Третья глава посвящена разработке пространственной конечно элементной модели для исследования потери предварительного напряжения в железобетонных пролетных строениях с учетом ползучести бетона и относительной влажности. Применение такой модели позволило обеспечить необходимую степень достоверности научных положений и выводов, а также рассмотреть важные аспекты проблемы в трехмерной постановке.

Для исследования использовался программный комплекс МЮАБ/См!. Работоспособность и эффективность модели подтверждены серией тестовых расчетов. Исследование поводилось в 2 этапа: первый включал разработку модели свободно опертой железобетонной преднапряженной балки. Во втором этапе разработана модель рамного моста с учетом стадий строительства. Схема разработанной модели моста представлена на рис. 3. На первом этапе автор произвел расчет потери преднапряжения от трения, проскальзывания напрягаемой арматуры в анкере и релаксации арматуры. Учет данных потерь необходим для вычисления потерь преднапряжения от ползучести и усадки отдельно от остальных потерь. Далее были рассчитаны потери преднапряжения от деформаций ползучести и усадки с использованием норм СЕВ-Р1Р 1990. Расчет проводился для двух значений относительной влажности: 40 и 70%.

Исходя из результатов первого этапа моделирования, автор пришел к следующим выводам:

1. Мгновенные (первые) потери преднапряжения у анкера были менее 17%, а в конце преднапряженного пучка - более 20%. Это объясняется относительно большой длиной балки (30 м) и наложением преднапряжения с одной стороны.

Рис. 3. Схема расчетной пространственной модели рамного моста

2. Значения потери преднапряжения от релаксации арматуры были относительно малыми благодаря использованию стали низкой релаксации. Хотя релаксация арматуры напрямую не зависит от относительной влажности, но полученные результаты показывают расхождение в значениях потери преднапряжения для разных значений ОВ. Это можно объяснить деформациями ползучести и усадки. Так, при низкой относительной влажности и, следовательно, больших значениях деформации ползучести, релаксация арматуры понижается в связи с сокращением длины элемента, что приводит к меньшей нагрузке на арматуру (меньшим растягивающим усилиям). Обратный процесс наблюдается при высокой относительной влажности.

3. Окончательная разница между потерями преднапряжения от деформаций ползучести и усадки составила 30%, а окончательная разница между потерями преднапряжения из-за всех длительных деформаций составила 24%. Разница между окончательным значением преднапряжения и начальным эффективным преднапряжением составила при 0в=40%, 9.1%, а при 0в=70% составила 6.9%. Проведение расчетов для меньших значений относительной влажности невозможно, так как факторы, входящие в нормы CEB-FIP, ACI и PCI, не учитывают таких низких значений.

Во втором этапе смоделированы стадии строительства рамного моста с коробчатыми пролетными строениями, который возводится методом навесного бетонирования и исследованы результаты расчета потери преднапряжения при разных значениях относительной влажности.

Необходимость учета стадий строительства моста при расчете потери преднапряжения вызвана изменением работы сооружения на каждой из этих стадий. Значения потери преднапряжения из-за длительных деформаций также зависят от возраста бетона. Разница в возрасте бетона элементов пролетных строений при строительстве методом навесного бетонирования может быть значительной, так как строительство происходит последовательным

бетонированием примыкающих секций. В данном случае, расчет потери преднапряжения необходимо проводить с учетом изменения работы сооружения и нарастания длительных деформаций' на протяжении всего времени строительства.

При моделировании моста учтена разница по времени между возведением двух его опор 60 дней. В табл. 3 и 4 приведены значения потери преднапряжения в группе из 6 пучков.

Таблица 3

Потери преднапряжения для 0в=40%

№ Место Эффективное Потери от Потери от

пучка (начало преднапряжение деформаций релаксации

или конец (МПа) ползучести и арматуры

пучка) усадки (МПа) (МПа)

1 Начало 1222.4464 -104.3780 -52.9175

Конец 1219.8605 -94.7779 -52.8056

2 Начало 1217.0472 -102.8505 -52.6927 '

Конец 1213.8533 -96.2221 -52.5544

3 Начало 1213.8533 -95.5437 -52.5544

Конец 1212.9892 -92.5204 -52.5170

4 Начало 1212.9892 -94.0015 -52.5170

Конец 1211.8658 -95.2454 -52.4684

5 Начало 1211.8658 -96.4374 -52.4684

Конец 1212.2485 -99.3726 -52.4849

6 Начало 1212.2485 -100.0540 -52.4849

Конец 1213.8192 -106.8298 -52.5528

Таблица 4

Потери лреднапряжения для 0в=70%

№ Место Эффективное Потери от Потери от

пучка (начало преднапряжение деформаций релаксации

или конец (МПа) ползучести и арматуры

пучка) усадки (МПа) (МПа)

1 Начало 1222.4464 -78.0831 -52.9175

Конец 1219.8605 -70.3314 -52.8056

2 Начало 1217.0472 -77.1783 -52.6927

Конец 1213.8533 -71.8170 -52.5544

3 Начало 1213.8533 -71.3375 -52.5544

Конец 1212.9892 -68.8899 -52.5170

4 Начало 1212.9892 -70.0019 -52.5170

Конец 1211.8658 -71.4641 -52.4684

5 Начало 1211.8658 -72.3623 -52.4684

Конец 1212.2485 -74.7339 -52.4849

6 Начало 1212.2485 -75.2130 -52.4849

Конец 1213.8192 -80.7001 -52.5528

Для исследования деформации пролетного строения из-за ползучести и усадки были выбраны узлы 9, 23, 32, 40, 52 и 65 (рис. 4). Расчет деформаций проводился как по стадиям строительства, так и по истечении 10 тыс. дней после его завершения.

9 23 32 40 52 65

Рис. 4. Схема моста с выделенными узлами для исследования

деформаций

На рис. 5 и 6 изображены графики смещений узлов по оси Т для различных значений относительной влажности. Восходящий наклон в этих графиках соответствует воздействию наложения предна-пряжения на элемент, в котором находится соответствующий узел.

0.00

-5.00

-10.00

-15.00

-20.00

-25.00

-30.00

5 -35.00

2, -40.00

к -45.00

§ -50.00

Е -55.00

§- -60.00

■9" -65.00 а)

CI -70.00 -75.00 -80.00 -85.00 -90.00 -95.00 -100.00 -105.00

—»—Узел 9 -2-Узел 23 _ —Узел 32

- -Узел 40 - -Узел 52 .....Узел 65

12 24 36 48 60 72 84 96 108 120 132 144 174 186 216 10216

Время (дни)

Рис. 5. Деформация узлов со временем (0в=40%)

12 24 36 48

72 84 96 108 120 132 144 174 186 216 10216

Время (дни)

Рис. 6. Деформация узлов со временем (0в=70%)

Исходя из результатов первого этапа моделирования, автор пришел к следующим выводам:

1. Результаты расчета потери преднапряжения в модели рамного моста показывают, что потери преднапряжения от деформаций ползучести и усадки при относительной влажности 70% были на 25% меньше, чем при относительной влажности 40%. Разница между конечным значением преднапряжения и начальным эффективным преднапряжением составила около 12% при 0в=40%, а при 0в=70% составила около 10%.

2. Максимальная величина прогиба наблюдается в узле № 40. При 0в=40% деформация в этом узле была на 20% больше, чем при ОВ=70%. Подобная разница в значении деформации существенно ухудшает эксплуатационные качества мостов. Рекомендуется использование влажного ухода за бетоном для уменьшения данных деформаций при строительстве мостов в Сирии.

3. Учет разницы во времени между возведением первой и второй опор показал существенное изменение в поведении конструкции при деформации. Так, значения деформации в узлах 9 и 40 превышают значения деформаций в узлах 32 и 65 соответственно. Данное явление вызвано разницей в возрасте бетона в 60 дней между правой и левой частями моста, а также является результатом деформации, вызванной работой передвижной опалубки. Несимметричность деформации при строительстве симметричных мостов может привести к возникновению дополнительных напряжений в замыкающей части пролетного строения, которые не были учтены на стадии расчета конструкции.

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ

1. Установлены причины образования постоянно раскрытых трещин в стенках балочных предварительно напряженных пролетных строений мостов САР, что позволит увеличить долговечность эксплуатируемых мостовых сооружений в Сирии.

2. В работе выполнен анализ моделей прогнозирования деформации ползучести используемых при проектировании железобетонных пролетных строений мостов в САР, из которого определены модели CEB-FIP (1990) и ACI 209 (1992) как модели с наибольшей точностью результатов прогнозирования.

3. Рассмотрена концепция применения метода статического моделирования Монте-Карло и байесовской методики корректировки данных для разработки новых методов прогнозирования потери преднапряжения для условий САР. В результате анализа предложенной детерминированной модели расчета потери преднапряжения с использованием моделирования Монте-Карло доказано, что данная модель дала достаточно реалистичную оценку потери преднапряжения из-за длительных деформаций.

4. Исследовано влияние резкого изменения относительной влажности на потери предварительного напряжения, и рассмотрена достоверность результатов прогнозирования данных потерь, рассчитанных с помощью модифицированных уравнений метода AASHTO, что позволит избежать недооценки значений потерь предварительного напряжения при проектировании железобетонных мостов в САР

5. Изучено влияние формы поперечного сечения предварительно напряженных железобетонных балок и метода ухода за бетоном на развитие деформации ползучести бетона и последующего влияния на предварительное напряжение. Рекомендованный автором влажностный уход за железобетонными балками коробчатого сечения в течение двух недель после преднапряжения представляет практический интерес, так как он приводит к существенному снижению значений потерь преднапряжения.

6. На основании изучения проблемы использования самоуплотняющегося бетона в строительстве преднапряженных пролетных строений и особенности деформаций ползучести и усадки данного вида бетона установлено, что значения деформаций

ползучести и усадки в элементах из самоуплотняющегося бетона были больше, чем в элементах из обычного бетона. Также установлено, что расчет потери преднапряжения в балках пролетных строений из самоуплотняющегося бетона с использованием моделей норм AASHTO (2004) и PCI (2004) дал достаточный коэффициент надежности, а модель нормы AASHTO (2007) показала в ряде случаев меньшие значения потери преднапряжения в балках из самоуплотняющегося бетона, чем измеренные.

7. Разработанная компьютерная модель расчета потерь предварительного напряжения железобетонной балки на основе комплекса MIDAS/Civil показала влияние различных значений относительной влажности на данный вид потерь.

8: Разработанная модель железобетонного рамного моста с преднапряженными пролетными строениями показала необходимость учета разницы в возрасте бетона возводимой конструкции при расчете значений потери преднапряжения и деформации.

Основные положения диссертации опубликованы в следующих работах:

1. Седнави Гассан. Влияние деформаций ползучести и усадки бетона на потери преднапряжения в железобетонных мостах в сложных климатических условияхУ/Исследование мостовых и тоннельных сооружений: сборник научных трудов. - М.: МАДИ, 2006.

- С.60-63.

2. Седнави Гассан. Использование самоуплотняющегося бетона для строительства преднапряженных железобетонных пролетных строений//Исследование конструкций мостов и транспортных тоннелей: сборник научных трудов. - М.: МАДИ, 2009.

- С.101-105.

3. Седнави Гассан. Проблемы строительства железобетонных мостов с преднапряженными пролетными строениями в аридных условиях/ЛГранспортное строительство: научно-технический и производственный журнал. - М.: ООО «Центр Трансстройиздат», №1,2010. -С.21 -22.

Принято к исполнению 13/05/2010 Заказ № 1224

Исполнено 14/05/2010 Тираж 100 экз.

ООО «БМСА» ИНН 7725533680 Москва, 2-й Кожевнический пер., 12 +7 (495) 604-41-54 www.cherrYpie.ru

ВВЕДЕНИЕ.

ГЛАВА 1. МОСТОВЫЕ СООРУЖЕНИЯ В СИРИЙСКОЙ АРАБСКОЙ

РЕСПУБЛИКЕ.

1.1. Краткий обзор сети автомобильных дорог в САР и её состояние.

1.2. Краткая характеристика мостовых сооружений на автомобильных дорогах САР.

1.3. Строительные материалы и оборудование, используемые при строительстве железобетонных мостов в Сирии.

1.4. Технология строительства железобетонных мостов на территории САР.

1.5. Характеристика климатических условий строительства и эксплуатации мостов на территории САР.

1.6. Состояние железобетонных мостов в условиях сухого и жаркого климата.

1.7. Выводы по главе 1.

ГЛАВА 2. ДЕФОРМАЦИИ ПОЛЗУЧЕСТИ И УСАДКИ БЕТОНА В

ЖАРКОМ КЛИМАТЕ.

2.1. Причины возникновения длительных деформаций и их влияние на конструкции мостов.

2.2. Понятия ползучести и усадки и параметры, влияющие на их величину.

2.3. Анализ методов прогнозирования деформации ползучести, используемых в САР.

2.4. Прогнозирование потери напряжений в преднапряженных железобетонных балках с помощью детерминированной модели.

2.5. Влияние резкого изменения относительной влажности при прогнозировании потерь предварительного напряжения в железобетонных мостах от деформаций ползучести и усадки.

2.6. Влияние влажностного ухода за предварительно напряженными железобетонными конструкциями после передачи предварительного напряжения.

2.7. Использование самоуплотняющегося бетона для строительства предварительно напряженных железобетонных пролетных строений.

2.8. Выводы по главе 2.

ГЛАВА 3. ПРИМЕНЕНИЕ МЕТОДА КОНЕЧНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ДЛЯ

ИССЛЕДОВАНИЯ ПОТЕРИ ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО НАПРЯЖЕНИЯ В ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ПРОЛЕТНЫХ СТРОЕНИЯХ С УЧЕТОМ ПОЛЗУЧЕСТИ БЕТОНА И ОТНОСИТЕЛЬНОЙ ВЛАЖНОСТИ.

3.1. Основные теоретические положения метода конечных элементов.

3.2. Краткий обзор характеристик вычислительного комплекса МГОА8/См1.

3.3. Расчет потери преднапряжения от трения, проскальзывания напрягаемой арматуры в анкере и релаксации арматуры с помощью комплекса МГОА8/Ст1.

3.4. Расчет потери преднапряжения от деформаций ползучести и усадки с помощью комплекса МША8/См1.

3.5. Моделирование стадий строительства железобетонного моста для расчета потерь преднапряжения и деформаций.

3.6. Ввод параметров моделируемого железобетонного моста в комплексе

МГОА8/Сш1.

3.7. Анализ результатов расчета предварительно-напряженного железобетонного моста, полученных с помощью комплекса МГОА8/Ст1.

3.8. Выводы по главе 3.

Актуальность темы. Проблемы перегрузки автомобильных дорог в крупных городах Сирийской Арабской Республики (САР) приобретают большие масштабы с каждым годом. Так, по данным Генеральной Компании по Проектированию и Технических Консультаций САР, в 2004 году потери из-за задержки движения пассажирского и грузового транспорта на сирийских дорогах превысили 4 миллиарда сирийских лир (более 75 миллионов долларов США). В связи с этим, была разработана комплексная программа, включающая строительство большого количества мостов и транспортных тоннелей. Из-за экономических соображений большая часть железобетонных мостов будет иметь предварительно напряженные балки пролетных строений.

Одним из важнейших факторов, оказывающих большое влияние на работу предварительно напряженных железобетонных конструкций, являются длительные деформации, которые изменяют напряженное состояние элементов конструкции, изменяя при этом величины усилий предварительного напряжения арматуры и вызывая значительные общие деформации мостовых конструкций.

Известно, что одним из главных факторов, влияющих на значения длительных деформаций, является климат и, в частности, относительная влажность (соотношение массовой доли водяного пара в воздухе к максимально возможной при определенной температуре). Так, недооценка особенностей сухого и жаркого климата при строительстве и эксплуатации этих сооружений приводит к резкому снижению их надежности, к их отказам и даже авариям.

Длительные деформации, в частности деформации ползучести и усадки бетона, имеют сложную природу, которая до сих пор не полностью изучена. В Сирии не уделяется нужного внимания исследованию этих явлений, поэтому автор на основании результатов работ ряда исследователей анализировал некоторые мало изученные аспекты данных явлений и разработал практические решения некоторых проблем в этом направлении.

Целью настоящей работы является оценка влияния климатических условий САР на длительные деформации бетона в предварительно напряженных пролетных строениях мостов.

Для достижения поставленной цели: проведены натурные исследования эксплуатируемых пролетных строений мостов для выявления дефектов, которые возникли в результате потери напряжений в бетоне и арматуре, в том числе от воздействия длительных деформаций; выполнено обобщение опыта строительства мостовых сооружений из предварительно напряженного бетона в САР; изучены литературные источники по вопросам ползучести бетона в строительных конструкциях; сопоставлены данные по ползучести бетона, приведенные в нормативных документах по проектированию мостов; проведена оценка климатических условий страны с учетом глобальных изменений климата; выполнен численный эксперимент с помощью программного комплекса МГОА8/См1.

Методика проведения исследований основана на использовании натурных данных, полученных из результатов обследований мостов в САР, а также на теоретических методах исследования ползучести бетона. Обследования пролетных строений проведены в условиях различных климатических зон страны. Измерение ширины раскрытия трещин в стенках предварительно напряженных балок и глубины их проникновения проведены с помощью оптических и механических приборов.

Расчеты численного эксперимента проведены с использованием комплекса МГОА8/Ст1.

Научная новизна. Впервые сделана оценка влияния влажности и температуры на процесс ползучести бетона для условий САР. Новые научные результаты:

• приведены результаты мониторинга состояния предварительно напряженных мостов в условиях жаркого климата САР;

• по результатам обследования эксплуатируемых мостов установлено, что в стенках балок возникли трещины с раскрытием 0,3 мм, которые объясняются снижением эффективного преднапряжения, что недопустимо в соответствии с нормами проектирования;

• даны результаты анализа действующих норм проектирования наиболее развитых стран по учету ползучести бетона, а на основе статистических исследований выбрана наиболее подходящая модель ползучести;

• приведены результаты численного эксперимента методом конечных элементов с помощью программного комплекса МГОА8/Ст1;

• на основании проведенного численного эксперимента выявлено влияние низкой относительной влажности воздуха на величину потерь напряжения в пролетных строениях.

Практическая и научная ценность работы состоит в определении влияния климатических условий САР на потери предварительного напряжения в предварительно напряженных пролетных строениях мостов из-за длительных деформаций бетона и разработке методов по их предупреждению. Достоверность результатов исследований обеспечена:

• строгостью исходных предпосылок применяемых методов исследований;

• учетом требований действующих нормативных документов;

• проведенным анализом норм проектирования наиболее развитых стран в разделах расчетов потерь предварительного напряжения в предварительно напряженной арматуре;

• использованием разработок передовых иностранных организаций;

• тестовыми решениями задач, связанных с расчетом потерь преднапряжения из-за длительных деформаций, для которых либо имеются экспериментальные результаты, либо решения, полученные другими исследователями с использованием альтернативных методов расчета;

• обработкой экспериментальных данных по исследованию потерь напряжений, проведенных в различных температурно-влажностных условиях;

• данными натурных обследований мостовых сооружений;

• хорошей для практических целей сходимостью расчетных значений с результатами исследований в натурных условиях.

На защиту выносятся:

• данные мониторинга состояния современного мостостроения САР в области преднапряженных железобетонных мостов;

• данные натурных обследований фактического состояния предварительно напряженных пролетных строений, эксплуатируемых в тяжелых климатических условиях зоны пустынь;

• результаты сравнения формул действующих нормативных документов с результатами экспериментальных исследований;

• результаты численного эксперимента, проведенного методом конечных элементов на программном комплексе МГОАБ/СлуП.

Реализация работы. Результаты исследований фактического влияния низкой относительной влажности воздуха на потери предварительного напряжения использованы при проектировании ряда мостов в САР.

Основные положения диссертации опубликованы в следующих работах:

1- Седнави Гассан. Влияние деформаций ползучести и усадки бетона на потери преднапряжения в железобетонных мостах в сложных климатических условиях//Исследование мостовых и тоннельных сооружений: сборник научных трудов. - М.: МАДИ, 2006. - С.60-63.

2- Седнави Гассан. Использование самоуплотняющегося бетона для строительства преднапряженных железобетонных пролетных строе-ний//Исследование конструкций мостов и транспортных тоннелей: сборник научных трудов. - М.: МАДИ, 2009. - С. 101-105.

3- Седнави Гассан. Проблемы строительства железобетонных мостов с преднапряженными пролетными строениями в аридных услови-ях//Транспортное строительство: научно-технический и производственный журнал. - М.: ООО «Центр Трансстройиздат», №1, 2010. -С.21-22.

Апробация работы. Результаты исследований и основные научные положения диссертационной работы доложены:

• на ежегодных научно-технических конференциях профессорско-преподавательского состава Московского автомобильно-дорожного государственного технического университета (МАДИ) в 2006 - 2010 гг.;

• на заседаниях кафедры мостов и транспортных тоннелей МАДИ;

• на второй Международной научно-практической конференции дорожного строительства. САР, Дамаск, 10-12 ноября 2009 г.;

• на технических совещаниях ряда проектных бюро в САР.

Структура и объем работы. Диссертация содержит 134 стр. текста, 69 иллюстраций, 16 таблиц и включает введение, 3 главы, общие выводы, список литературы из 155 наименований.

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ

1. Установлены причины образования постоянно раскрытых трещин в стенках балочных предварительно напряженных пролетных строений мостов САР, что позволит увеличить долговечность эксплуатируемых мостовых сооружений в Сирии.

2. В работе выполнен анализ моделей прогнозирования деформации ползучести используемых при проектировании железобетонных пролетных строений мостов в САР, из которого определены модели СЕВ-ИР (1990) и АС1 209 (1992) как модели с наибольшей точностью результатов прогнозирования.

3. Рассмотрена концепция применения метода статического моделирования Монте-Карло и байесовской методики корректировки данных для разработки новых методов прогнозирования потери преднапряжения для условий САР. В результате анализа предложенной детерминированной модели расчета потери преднапряжения с использованием моделирования Монте-Карло доказано, что данная модель дала достаточно реалистичную оценку потери преднапряжения из-за длительных деформаций.

4. Исследовано влияние резкого изменения относительной влажности на потери предварительного напряжения, и рассмотрена достоверность результатов прогнозирования данных потерь, рассчитанных с помощью модифицированных уравнений метода ААБНТО, что позволит избежать недооценки значений потерь предварительного напряжения при проектировании железобетонных мостов в САР

5. Изучено влияние формы поперечного сечения предварительно напряженных железобетонных балок и метода ухода за бетоном на развитие деформации ползучести бетона и последующего влияния на предварительное напряжение. Рекомендованный автором влажностный уход за железобетонными балками коробчатого сечения в течение двух недель после преднапряжения представляет практический интерес, так как он приводит к существенному снижению значений потерь преднапряжения.

-1196. На основании изучения проблемы использования самоуплотняющегося бетона в строительстве преднапряженных пролетных строений и особенности деформаций ползучести и усадки данного вида бетона установлено, что значения деформаций ползучести и усадки в элементах из самоуплотняющегося бетона были больше, чем в элементах из обычного бетона. Также установлено, что расчет потери преднапряжения в балках пролетных строений из самоуплотняющегося бетона с использованием моделей норм AASHTO (2004) и PCI (2004) дал достаточный коэффициент надежности, а модель нормы AASHTO (2007) показала в ряде случаев меньшие значения потери преднапряжения в балках из самоуплотняющегося бетона, чем измеренные.

7. Разработанная компьютерная модель расчета потерь предварительного напряжения железобетонной балки на основе комплекса MIDAS/Civil показала влияние различных значений относительной влажности на данный вид потерь.

8. Разработанная модель железобетонного рамного моста с предна-пряженными пролетными строениями показала необходимость учета разницы в возрасте бетона возводимой конструкции при расчете значений потери преднапряжения и деформации.

1. Абдин Фариз. Железобетонные конструкции. Изд-во университетской литературы, Университет Алеппо, Алеппо, 1989.

2. Александровский С. В. Расчет бетонных и железобетонных конструкций на температурные и влажностные воздействия (с учетом ползучести). Стройиз-дат, 1966.

3. Аль-Ахмад Ахмад Мохаммед. Особенности технологии строительства и эксплуатации железобетонных мостов с учетом климатических факторов (для условий Сирии). Дис . канд. техн. наук. М., 1994.

4. Арутюнян Н. X. Некоторые вопросы теории ползучести. Государственное издательство технико-теоретической литературы, 1952.

5. Буданов Н. А. Расчет железобетонных конструкций с учетом ползучести бетона, Стройиздат, 1949. 1

6. Воля О.В. Особенности проектирования мостов в условиях жаркого и тропического климата. М.:МАДИ, 1981.

7. Гибшман Е.Е. Влияние ползучести бетона на работу объединенных балок. Информационное письмо. -М.:МАДИ, 1955.

8. Гибшман Е.Е., Гибшман М.Е. Теория и расчет предварительно напряженных железобетонных мостов. М.: Научно-техническое издательство министерства автомобильного Транспорта и шоссейных дорог РСФСР, 1963.

9. Гибшман М.Е. Теория и расчет предварительно напряженных железобетонных мостов с учетом длительных деформаций. М.: Транспорт, 1966.

10. Кизирия Г.В. Расчет конструкций с учетом деформаций ползучести бетона. -Тбилиси: Мецниереба, 1969.

11. Леонгардт Ф. Напряженно армированный железобетон и его практическое применение. Пер. с нем. Житомирского. Под ред. и с предисловием Бердичев-ского. — М.: Госстройиздат, 1957.

12. Лившиц Я.Д. Расчет железобетонных конструкций с учетом влияния усадки и ползучести бетона. Киев: Вища школа, 1976.

13. Мамажанов Р. Результаты обследования и испытания железобетонных мостов, эксплуатируемых в условиях Средней Азии. В сб.: Надежность искусственных сооружений. -М.: Транспорт, 1988.

14. Мамажанов Р., Лихтерман З.Г. Результаты обследования и испытания пролетных строений мостов, эксплуатируемых на линиях промышленных предприятий. В сб. Путиустройства и их содержание в условиях Средней Азии. ТашИИТ, 1987.

15. Ржаницын А.Р. Теория ползучести. Издательство литературы по строительству, М., 1968.

16. Сирийские строительные нормы для железобетонных конструкций. 3-е изд., перераб. и доп. — Дамаск: Изд-во профсоюза инженеров САР, 2004.

17. Технические условия для строительства железобетонных мостов в САР, Генеральная организация дорожного сообщения. — Дамаск, 2002.

18. Технический отсчет по обследованию и оценки технического состояния и возможность реконструкции железнодорожного моста, находящегося на 158 километре железнодорожного пути Алеппо — Латтакия сирийской железной дороге. Дамаск, 2004.

19. Фрейссинэ Е. Переворот в технике бетона. Изд. ОКТН, 1938.-12222. Шестоперов B.C. Исследование деформативности бетона мостовых конструкций при кратковременном и длительном действии сжимающей и крутящей нагрузки. Дис. . канд. техн. наук. М., 1975.

20. Ahlborn, Т., French, С., and Shield, С. High-Strength Concrete Prestressed Bridge Girders: Long Term and Flexural Behavior. Final Report No. 2000 Minnesota Department of Transportation, 2000.

21. Alexander M. G., "Aggregates and the deformation properties of concrete". ACI Materials Journal, November 1996 December 1996, v. 93, n. 6, pp. 569-577.

22. Alexander M. G., "Deformation properties of blended cement concretes containing blast furnace slag and condensed silica fume". Advances in Cement Research, April 1994, v. 6, n. 22, pp. 73-81.

23. American Association of State Highway and Transportation Officials (AASH-TO), Standard Specifications for Highway Bridges 16th Edition, Washington, D.C., 1996.

24. American Association of State Highway and Transportation Officials (AASH-TO). LRFD Bridge Design Specifications, 3rd Edition. Washington, DC, 2004.

25. American Association of State Highway and Transportation Officials (AASH-TO). LRFD Bridge Design Specifications, 4th Edition. Washington, DC, 2007.

26. American Concrete Institute (ACI), ACI Committee 209, Subcommittee II. Prediction of Creep, Shrinkage and Temperature Effects, 2; Draft Report, Detroit, 1978.

27. American Concrete Institute (ACI), ACI Committee 209, Subcommittee II. Prediction of Creep, Shrinkage and Temperature Effects in Concrete Structures, Report ACI 209R-92, Detroit, 1992.

28. American Concrete Institute (ACI), ACI Committee 318, ACI Manual of Concrete Practice 2004, American Concrete Institute, Detroit, 2004.

29. AS 3600 Concrete Structures AS 3600-1988, Standards Association of Australia, North Sydney, 1988.

30. Banthia, N., Yan, C., Mindess, S., "Restrained shrinkage cracking in fiber reinforced concrete: a novel test technique,"Cement & Concrete Research, V. 26, No. 1, 1996, pp. 9-14.

31. Baran, E. French, C., and Shield, C. Effect of Vertical Pre-Release Cracks on Prestressed Bridge Girders. Final Report No. 2003-33. Minnesota Department of Transportation, 2003.

32. Bazant Z. P. " Prediction of concrete creep effects using age-adjusted effective modulus method," ACI Journal, Vol. 69, 1972, pp. 212-217.

33. Bazant Z. P., Chern J. C. Bayesian Statistical Prediction of Concrete Creep and Shrinkage. ACI Journal, 1984, V. 81, No. 4.

34. Bazant Z. P., Kim J. F., Wittman F. H., and Alou F. Statistical Extrapolation of Shrinkage Data Part II: Bayesian Updating. ACI Materials Journal, 1987, V. 83, No. 2, pp 83-91.

35. Bazant Z. P., Panula L. Creep and Shrinkage Characterization for Analyzing Prestressed Concrete Structures, PCI Journal, 1980, V. 25, No. 3, 86-122.

36. Bazant Z.P., Baweja S. Concrete creep and shrinkage prediction models for design codes — Recent results and future decisions. Concrete Technology New Trends and Industrial Applications. E&FN Spon, London, 1995.

37. Bazant Z.P., Panula L. Practical prediction of time dependent deformations of concrete, Parts I-VI, Materials and Structures, 1978, Vol. 11.

38. Bentz, D.P., Geiker, M.R., Hansen, K.K., "Shrinkage reducing and early age desiccation in cement pastes and mortars," Cement and Concrete Research, V. 31,2001, pp. 1075-1085.

39. Bilberg P. Self-Compacting Concrete for Civil Engineering Structures-the Swedish Experience. CBI Report 2:99, Swedish Cement and Concrete Research Institute, Stockholm, Sweden, 1999.

40. Bissonnette B., Pigeon M. " Tensile creep at early ages of ordinary, silica fume and fiber reinforced concretes," Cement and Concrete Research, Vol. 25, No. 5, 1995, pp. 1075-1085.

41. Bloom, R., Bentur, A., "Free and Restrained Shrinkage of Normal and High Strength Concretes," ACI Materials Journal, V. 92, No. 2, 1995, pp. 211-217.

42. Brameshuber W., Uebaches S. "The Application of Self-Compacting Concrete in Germany under Special Consideration of Rheological Aspects", First North American Conference on the Design and Use of Self-Consolidating Concrete, 2002, pp. 211-216.

43. Brooks, J.J., Megat Johari, M.A. "Influence of mix proportions, plasticizers, and superplasticizers on creep and drying shrinkage of concrete," Magazine of Concrete Research, V. 41, No. 148, 1989, pp. 145-153.

44. BS8110 Structural Use of Concrete, Part 2, Code of Practice for Design and Construction, London, British Standards Institution, 1985.

45. Bui V.K., Montgomery D. Hinczak I., Turner K. "Rapid Testing Method for Segregation Resistance of Self-compacting Concrete," Cement and Concrete Research, 2002, Vol. 32, 1489-1496.

46. Byle K.A., Burns N. H., Carrasquillo R. L. Time-Dependent Deformation Behavior of Prestressed High Performance Concrete Bridge Beams. Research Report 580-6, University of Texas at Austin, Austin, Texas, 1997.

47. CEB-FIP Comité Euro-International du Béton, CEB-FIP Model Code 1990, First Draft, Lausanne, 1990.

48. CEB-FIP Comité Européen du Béton Federation Internationale De La Précontrainte, International Recommendations for the Design and Construction of Concrete Structures, Principles and Recommendations, FIP Sixth Congress, Prague, 1970.

49. Chan Y., Chen Y., Liu Y. "Development of Bond Strength of Reinforcement Steel in Self-Consolidating Concrete." ACI Structural Journal, 2003, V. 100, No.4, 490-498.

50. Chandra S., Bjornstrom, J. "Influence of Cement and Superplasticizers Type and Dosage on the Fluidity of Cement Mortars-Part 1." Cement and Concrete Research, 2002, V.32, 1605-1611.

51. Collins Therese M. "Proportioning high strength concrete to control creep and shrinkage". ACI Materials Journal, November 1989 December 1989, v. 86, n. 6, pp. 567-580.

52. Cousins T.E., Stallings J. M., Simmons M. B. "Effect of Strand Spacing on Development Length of Prestressing Strand." Final Report submitted to the Alaska Department of Transportation and Public Facilities, Juneau, Alaska, 1993.

53. Daczko J. A. "Stability of Self-Consolidating Concrete, Assumed or Ensured?" First North American Conference on the Design and Use of Self-Consolidating Concrete, Center for Advanced Cement-Based Materials, 2002, 245-252.

54. D'Ambrosia M. D. Early Age Tensile Creep and Shrinkage of Concrete with Shrinkage Reducing Admixtures. University of Illinois at Urbana-Champaign, Urbana, IL, December, 2002.

55. Erkmen B., French C.W, Shield, C.K. "Development of Self-Consolidating Concrete and Evaluation of Fresh Properties." Proceedings of Mid-Continent Transportation Research Symposium, Ames, Iowa, 2005.

56. Fanourakis G. C., Ballim Y. Predicting creep deformation of concrete: A comparison of results from different investigations. 11th International FIG Symposium on Deformation Measurements, Santorini (Thera) Island, Greece, May, 2003.

57. Ferraris C.F., Brower L., Ozyildirim C., Daczko, J. "Workability of Self-Compacting Concrete," Proceedings of the International Symposium on High Performance Concrete, Orlando, FL, USA, 2000.

58. Folliard, K.J., Berke, N.S., "Properties of high performance concrete containing shrinkage reducing admixture," Cement and Concrete Research, V. 27, No. 9, 1997, pp. 1357-1364.

59. Fortin Carl. Curling and strain monitoring of slabs strips in a laboratory environment. Université Laval, Québec, 2005.

60. Ghali A., Favre R. Concrete Structures: Stresses and Deformations. Chapman and Hall Ltd, New York, 1986.

61. Ghosh, Sujit and Nasser, K. W., "Creep, shrinkage, frost, and sulphate resistance of high strength concrete". Canadian Journal of Civil Engineering, June 1995, v. 22, n. 3, pp. 621- 636.

62. Gross S. P, Burns N. H. "Field Performance of Prestressed High Performance Concrete Highway Bridges in Texas." Research Report 9-580 and 9-589 Texas Department of Transportation, 2005.

63. Grzybowski M., Shah S. P. "Shrinkage cracking of fiber reinforced concrete," ACI Material Journal, Vol.87, No. 2, pp. 1990, 138-148.

64. Gurjar A.H. "Mix Design and Testing of Self-Consolidating Concrete Using Florida Materials." Report No. BD 503, Department of Civil Engineering, Embry-Riddle Aeronautical University, Daytona Beach, Florida, 2004.

65. Gutsch A., Rostasy F. S. " Young concrete under high tensile stresses-creep, relaxation and cracking," In Thermal Cracking In Concrete at Early Age, Proceedings of the International RILEM Symposium, Ed. by R. Springenschmid, Munich, 1994, pp. 111-118.

66. Haaman R. A., Bulleit W. M. Reliability of Prestressed High Strength Concrete Beams in Flexure, Proc. of Fifth International Conference on Applications of Probability and Statistics in Soil and Structural Engineering, Vancouver, 1987, V. 1.

67. Hammer T. A., Smeplass S., Johansen K., Fredvik, T. "Development of SCC with Focus on Low Cost." First North American Conference on the Design and Use of Self-Consolidating Concrete, Center for Advanced Cement-Based Materials, 2002, 159-164.

68. Hegger J., Gortz S., Kommer B., Tigges C., Drossier C. "Prestressed Precast Beams Made of Self-Compacting Concrete." Betonwerk Und Fertigteil Technik, 2003, V.69,No. 8, 44-48.

69. Holschemacher K. and Klug Y. "A Database for the Evaluation of Hardened Properties of SCC." Leipzig Annual Civil Engineering Report, 2002, No. 7, 123-134.

70. Khatri R. P., SirivivatnAnon V., and Gross W. "Effect of different supplementary cementitious materials on mechanical properties of high performance concrete". Cement and Concrete Research, January 1995, v. 25, n. 1, pp. 209-220.

71. Khayat K. H., Assaad'J., Daczko J. "Comparison of Field-Oriented Test Methods to Assess Dynamic Stability of Self-Consolidating Concrete." ACI Material Journal, 2004, V. 101, No. 2, 168-176.

72. Khayat K. H., Guizani Z. "Use of Viscosity-Modifying Admixture to Enhance Stability of Highly Fluid Concrete." ACI Materials Journal, 1997, V.94, No 4, pp. 332-340.

73. Kikuchi D. K., Mirza S. A., MacGregor J. G. Strength Variability of Bonded Prestressed Concrete Beams. Structural Engineering Report No. 68, University of Alberta, Alberta, 1978.

74. Kovler K. " A new look at the problem of drying creep of concrete under tension," Journal of Materials in Civil Engineering, Vol. 11, No. 1, Feb, 1999, pp. 84-87.

75. Kovler K. "Shock of evaporative cooling of concrete in hot dry climates," Concrete International, No. 10, 1995, pp. 65-69.

76. Kovler K. "Testing system for determining the mechanical behavior of early age concrete under restrained and free uniaxial shrinkage," Materials and Structures, Vol. 27, 1994, pp. 324-330.

77. Kovler K., Igarashi S., Benture A. " Tensile creep behavior of high strength concretes at early ages," Materials and Structures, Vol. 32, 1999, pp. 383-387.

78. Kovler, K., Sikuler, J., and Bentur, A., "Restrained shrinkage tests of fiber reinforced concrete ring specimens: effect of core thermal expansio n," Materials and Structures, V. 26, 1993, pp. 231-137.

79. Lachemi M., Hossain K. M., Lambros V., Bouzoubaa. "Development of Cost-Effective Self-Consolidating Concrete Incorporating Fly Ash, Slag Cement, or

80. Viscosity-Modifying Admixtures." ACI Materials Journal, 2003, V. 100, No. 5, 419425.

81. Lange D. A., Altoubat S. A. "Early Age Shrinkage and Creep of Fiber Reinforced Concrete" Proceeding of International Conference on Engineering Materials, Ottawa, Canada, Vol. 1, June 8-11, 1997, pp. 343-355.

82. Lefebvre D. Shrinkage and Creep Effects on Prestressed Concrete Structures. 4th Structural Specialty Conference of the Canadian Society for Civil Engineering. Montréal, Québec, Canada, June, 2002.

83. Magura D. D., Sozen M. A., and Siess C. P. A Study of Relaxation in Pre-stressing Reinforcement, PCI Journal, 1964, V. 9, No. 2, 13-57.

84. Mangoba N., Mayberry M., Saiidi M. "Prestress Loss in Four Box Girder Bridges in Northern Nevada", Civil Engineering Department, Report CCEER-99-2, University of Nevada, Reno, 1999.

85. Martin, J. D. "Economic Impact of SCC in Precast Applications." First North American Conference on the Design and Use of Self-Consolidating Concrete, Center for Advanced Cement-Based Materials, 2000, 147-152.

86. McHenry D. A New Aspect of Creep in Concrete and its Applications to Design, ASTM Proceedings 1943, V. 43.

87. Meeks K. W., Carino N. J. "Curing of High-Performance Concrete: Report of the State-of-the-Art, " National Institute of Standards and Technology, United States Department of Commerce, Report No. NISTIR 6295, 1999.

88. Mirmiran A., Kulkarni S., Castrodale R., Miller R., Hastak M. "Nonlinear Continuity Analysis of Precast, Prestressed Concrete Girders with Cast-in-Place Decks and Diaphragms", PCI Journal Precast/Prestressed Concrete Institute, 2001, Vol. 46, No. 5.

89. Mortensen C., Saiidi M., Ladkany S. Creep and Shrinkage Losses in Prestressed Concrete Bridges in Highly Variable Climates. Transportation Research Board 82nd Annual Meeting, Washington, DC, 2003.

90. Mwanza, P. Bayesian Prediction of Prestress Losses in Prestressed Concrete Girders Using a Monte Carlo Generated Prior, M. S. Thesis in Civil Engineering, The Pennsylvania State University, 1993, 194 pp.

91. Mwanza, P., and Scanlon, A. Monte Carlo Simulation of Prestress Loss in Prestressed Bridge Girders. Proceedings of the 28th Annual Conference of the Canadian Society for Civil Engineering, London, Ontario, 2000, 4 pp.

92. Nawy E. G. Prestressed Concrete A Fundamental Approach 3rd Edition, Prentice-Hall, New Jersey, 1996.

93. Nel Quiroga P., Fowler D. The Effects of Aggregates Characteristics On The Performance Of Portland Cement Concrete. The University of Texas at Austin, Austin, Texas, December, 2003.

94. Neville A.M., Dilger W.H., Brooks J.J. Creep of Plain and Structural concrete. Construction Press, London, New York, 1983

95. Nilson Arthur H. Design of Concrete Structures. John Wiley & Sons, New York, 1987.

96. Ouchi M., Nakamura S., Osterberg T., Hallberg S., Lyint M. Application of Self-Consolidating Concrete in Japan, Europe, and the United States, 49th PCI Annual Convention and Exhibition, Florida, 2003.

97. Paillere A. M., BuilM., Serrano J. J. "Effect of fiber addition on the autogenous shrinkage of silica fume concrete," ACI Mater. J., 1989, Vol. 86, No. 2 , pp. 139144.

98. Paillere, A.M., Buil, M., Serrano, J. J., "Effect of Fiber Addition on the Autogenous Shrinkage of Silica Fume Concrete," ACI Materials Journal, V. 86, No. 2, 1989, pp. 139-144.

99. Persson B. "A Comparison Between Mechanical Properties of Self-Compacting Concrete and the Corresponding Properties of Normal Concrete," Cement and Concrete Research, 2001, V. 31, No. 2, 193-198.

100. Pigeon, M., Toma, G., Delgrave, A, Bissonnette, B., Marchand, J., Prince,

101. J.C., "Equipment for the analysis of the behavior of concrete under restrained shrinkage at early ages," Magazine of Concrete Research, V. 52, No. 4, 2000, pp. 297-302.

102. Ramachandran V. S., Feldman R. F., Beaudoin J. J. Concrete Science Treatise on Current Research, Heyden, Philadelphia, 1981.

103. Ramage B., Kahn L.F., Kurtis K.E. "Evaluation of Self Consolidating Concrete for Bridge Structure Application." Structural Engineering Mechanics and Material Special Research Problem Report, Georgia Institute of Technology, Atlanta, USA, 2004.

104. Ramsburg P., Bareno J., Ludirdja D., Masek O. "Durability of Self consolidating Concrete in Precast Application." High Performance Concrete Symposium and

105. Bridge Conference, 49th PCI Annual Convention and Exhibition, Orlando, Florida, 2003.

106. RILEM Data Bank. Subcommittee 5 of RILEM Committee TC-107. Paris, 1995.

107. RILEM Model B3 Creep and shrinkage model for analysis and design of concrete structures model B3, draft RILEM Recommendation, prepared by Bazant, Z.P. and Baweja, S., Materials and Structures, 1995, Vol. 28.

108. Rogowsky D.M., Soleymani H.R. Laboratory Characterization of a HPC for a bridge project in Alberta, Annual Conference of the Canadian Society for Civil Engineering, Moncton, Nouveau-Brunswick, Canada, June 4-7, 2003.

109. Roncero J., Gettu R., Carol I. Effect of Chemical Admixtures on the Shrinth ■kage of Cement Mortars. 14 Engineering Mechanics Conference, American Society of Civil Engineers, May, 2000.

110. Rose D. R., Russell B. W. "Investigation of Standardized Tests to Measure the Bond Performance of Prestressing Strand." PCI Journal, 1997, Vol. 42, No. 4, 56-80.

111. Russell B. W., Burns N. H. Design Guidelines for Transfer, Development and Debonding of Large Diameter Seven Wire Strands in Pretensioned Concrete Girders. Research Project 3-5-89/2-1210, Texas Department of Transportation, 1993.

112. Saiidi M., Hutchens E., Gardella D. "Bridge Prestress Losses in Dry Climate," Journal of Bridge Engineering, ASCE, Vol. 3, No. 3, August 1998, pp. 111-116.

113. Saiidi M., Hutchens E., Gardella D. "Prestress Losses in a Post-Tensioned R/C Box Girder Bridge in Southern Nevada", Civil Engineering Department, Report CCEER-94-5, University of Nevada, Reno, 1994.

114. Saiidi M., Shields J., O'Connor D., Hutchens E. "Variation of Prestress Force in a Prestressed Concrete Bridge During the First 30 Months", PCI Journal, Precast / Prestressed Concrete Institute, Vol. 41, No. 5, September / October 1996, pp. 66-72.

115. Shah, S.P., Weiss, W.J. and Yang, W., "Shrinkage cracking: Can it be prevented?", Concrete International, V. 20, No. 4, 1998, pp. 51 -55.

116. Shorer H. "Prestressed Concrete, Design Principles and Reinforcing Units", ACI Journal, V. 14, No. 6, June 1943, pp. 493-528.

117. Sivasundaram V., Carette G. G., Malhotra V. M. "Selected properties of high volume fly ash concretes". Concrete International: Design and Construction, October 1990, v. 12, n. 10, pp. 47-50.

118. Skarendahl A., Petersson O. Self-Compacting Concrete. State-of-the-Art Report of RILEM Technical Committee 174, RILEM-Report No. 23, Cachan Cedex, France, 2000.

119. Syria Space Image Atlas. General Organization of Remote Sensing. Damascus, 1996.

120. Tazawa E., Yonekura A. "Drying shrinkage and creep of concrete with .condensed silica fume". Special Publication American Concrete Institute 1991-903, v. 2.

121. The Center for Advanced Cement Based Materials (ACBM). Self-Consolidating Concrete. White Paper. Chicago, IL, 2004.

122. The Master Plan Study on the Development of Syrian Railways in the Syrian Arab Republic. Japan International Cooperation Agency (JICA), Damascus, August, 2001.

123. Tikalsky P. J., Carrasquillo P. M., Carrasquillo R. L. "Strength and durability considerations affecting mix proportioning of concrete containing fly ash". ACI Materials Journal, November 1988 December 1988, v. 85, n. 6, pp. 505-511.

124. Tomita, R., Simoyama, Y., Inoue, K., "Properties of hardened concrete impregnated with cement shrinkage reducing agent," CAJ Review, 1986, pp. 314-317.

125. Tomita, R., Takeda, K., Kidokoro, T., "Drying shrinkage of concrete using cement shrinkage reducing agent," CAJ Review, 1983, pp. 198-199.

126. Troxell George, Davis Harmer, Kelly Joe. Composition and Properties of Concrete. Second edition. New York: McGraw-Hill, pp. 290-320.

127. Weiss, W.J., Shah, S.P., "Restrained shrinkage cracking: the role of shrinkage reducing admixtures and specimen geometry," Materials and Structures, V. 35, 2002, pp. 85-91.

128. Wiegrink Karl, Marikunte, Shashidhara, Shah Surendra P. "Shrinkage cracking of high strength concrete". ACI Materials Journal, September 1996 October 1996, v. 93, n. 5, pp. 409-415.

129. Yang W. Wang K., Shah S. P. "Prediction of concrete cracking under coupled shrinkage and creep conditions," Proc. of the 4th Materials Conf., "Materials for the new millennium", ASCE, Vol. 1, Nov. 10-14, Washington, D. C, 1996, pp. 564-573.