X L V I I I K O N F E R E N C J A N AU K O W A
KOMITETU INŻ YNIERII LĄ DOWEJ I WODNEJ PAN
I KOMITETU NAUKI PZITB
Opole – Krynica
2002
Marian CICHOCKI
1
Arkadiusz SITARSKI
2
Marcin ABRAMSKI
2
BADANIA NOŚ NOŚ CI EKSPLOATOWANYCH
STRUNOBETONOWYCH BELEK MOSTOWYCH TYPU „
P”
1. Wstę
p
Typowe strunobetonowe belki korytkowe BSK (belki typu π ) wprowadzone zostały do
stosowania przez CBSiPDiM w Warszawie w 1972 r w ramach programu typizacji ustrojó w
mostowych. Zaró wno prefabrykaty jak i gotowe prototypowe przęsła poddane zostały
badaniom przez IBDiM [3]. Wykazano pewne niedostatki rozwią zania technologiczno-
konstrukcyjnego. Do zalet rozwią zania zaliczono m.in. stateczność belek podczas montaż u,
małe ilości betonu zuż ytego na miejscu budowy.
W połowie lat 70-tych zwracano uwagę [1] na niski poziom jakościowy produkcji
prefabrykató w i wyposaż enia obiektó w. Problem ten stał się dokuczliwy po kilkunastu
latach. Spora liczba obiektó w wykazywała daleko posuniętą degradację, uniemoż liwiają cą
dalszą ich eksploatację. Wprowadzono w rezultacie zakaz stosowania belek korytkowych.
Jednym z decydują cych czynnikó w przyśpieszonej degradacji była ró wnież niewłaściwa
eksploatacja oraz zaniedbania w zakresie napraw [9], [14-16]. Dodatkowym, niekorzystnym
czynnikiem są ograniczone moż liwości adaptacji ustroju konstrukcyjnego do pogarszają cych
się warunkó w eksploatacji (wzrost intensywności ruchu oraz obcią ż eń). Pomimo, ż e opinie
na temat opłacalności zabiegó w rehabilitacyjnych w odniesieniu do tego rozwią zania są
podzielone, to szereg obiektó w udało się naprawić, a nawet wzmocnić [9].
Pewien poglą d w tym zakresie uzyskano badają c belki strunobetonowe BSK-18 oraz
BSK-15, pozyskane z przęseł wiaduktó w eksploatowanych przez okres 25-30 lat.
2. Charakterystyka badanych belek, zakres pomiaró w, sposó b obciąż ania
Badaniom poddano 4 belki BSK-18/I (oznaczone B-1, B-2, B-3 i B-4), pozyskane
z rozbió rki wiaduktu w cią gu ul. Sucharskiego w Gdańsku oraz 1 belkę BSK-15/II z
wiaduktu położ onego w cią gu Obwodowej Tró jmiasta. Prefabrykaty BSK-18 o rozpiętości
1
Dr inż ., Wydział Inż ynierii Lą dowej Politechniki Gdańskiej
2
Mgr inż ., Wydział Inż ynierii Lą dowej Politechniki Gdańskiej
184
teoretycznej L
t
= 17,5m spręż one były przy uż yciu 44 splotó w odgiętych oraz 28 splotó w
prostoliniowych ze stali klasy I o średnicy Ø 7,8 mm (6 x 2,5 + 1 x 2,8). Spręż enie
prefabrykatu BSK-15 (L
t
= 14,50m) stanowiło 28 splotó w prostych i 36 splotó w odgiętych
ze stali klasy II.
Rys. 1. Widok belek B-2 i B-3 (BSK-18) na stanowisku w rejonie
demontowanego wiaduktu na trasie Mjr. Sucharskiego (luty 2001)
W przypadku belek BSK-18 pomiary przeprowadzono na stanowisku zlokalizowanym
w są siedztwie demontowanego wiaduktu, w terminie narzuconym wymaganiami kontraktu
(Inwestor - ZDiZ w Gdańsku) na roboty rozbió rkowe (połowa lutego 2001, nieprzekraczalny
czas badań 2 dni). Badania belki BSK-15 wykonano na terenie Bazy Materiałowej RDK
GDDP. Przedsięwzięcie zrealizowano dzięki ż yczliwości i pomocy obu instytucji.
Prefabrykaty BSK - 18 oznaczono symbolami B-1, B-2, B-3 i B-4. Część
demontowanych belek składowano obok stanowiska
badawczego, gdzie posłuż yły jako
elementy obcią ż ają ce. W ramach badań wykonano pomiary ugięć, odkształceń w niektó rych
przekrojach dźwigaró w, rejestrację stanu zarysowania oraz kontrolne badania wytrzymałości
betonu. Dźwigary, ustawione parami (jedną parę stanowiły belki o symbolach B-3 i B-4,
drugą parę belki B-1 i B-2) obcią ż ano pozostałymi, zdemontowanymi belkami (rys. 1),
dokonują c uprzednio pomiaru ich cięż aru.
Belkę BSK-15 obcią ż ano płytami drogowymi 0,15 x 1,5 x 3,0 m, realizują c podobny
zakres prowadzonych pomiaró w. Belkę na stanowisku pokazano na rys. 2 .
3. Stan techniczny badanych belek
Belki BSK-18 eksploatowano w obiekcie znajdują cym się w odległości ok. 2 km od brzegu
morskiego na terenie silnie uprzemysłowionym z dużymi zakładami produkcyjnymi emitują cymi
m. in. zwią zki siarki. Prefabrykaty narażone były zaró wno na agresywne oddziaływanie otoczenia
jak ró wnież tzw. ,,agresję chlorkową ”. Dźwigary wykazywały uszkodzenia korozyjne w
typowych miejscach jak np.: szczeliny dylatacyjne (czoła belek), przecieki z powierzchni
pomostu w wyniku uszkodzenia izolacji, źle wypełnione pachwiny będą ce powodem przeciekó w
w stykach i tp. Stwierdzono silną korozję narożnych prętó w zbrojeniowych i skrajnych splotó w
sprężają cych. Ponadto występowały uszkodzenia betonu płyty i mniej groźne uszkodzenia
korozyjne jej zbrojenia. Wyniki przeprowadzonych badań betonu belek wykazały zró żnicowaną
wytrzymałość. Pró bki rdzeniowe betonu z belek B-1, B-2, B-3 i B-4 miały średnią wytrzymałość
185
odpowiednio: f
cm
= 62,6 MPa, 38,56 MPa, 56,2 MPa oraz 47,95 MPa. Zawartość chlorkó w w
betonie dźwigaró w była zró żnicowana, ale na głębokości 2-3 cm w pasach dolnych wykazywała
wartości poniżej 0,4% w odniesieniu do ilości cementu. Głębokość karbonizacji betonu miała
niewielki zasięg w dźwigarach, nie przekraczają c 1,0-1,5 cm .
Rys. 2. Widok belki BSK-15 na stanowisku badawczym
Z kolei belka BSK-15 była w znacznie lepszym stanie technicznym. Występowały tu
uszkodzenia korozyjne np. końcó wek strun na czołach belki, ślady przeciekó w poprzez
płaszczyzny stykó w podłuż nych, nieliczne płytkie odpryski otuliny w pasie dolnym, lecz o
ograniczonym zasięgu. Uszkodzenia nie miały wpływu na obniż enie nośności dźwigara.
4. Wybrane wyniki badań
4.1. Deformacje wstę
pne dźwigaró w
Na rys. 3 przedstawiono pomierzone średnie strzałki wygięcia Y
W(śr.)
prefabrykató w. Wygięcia te
są 2-2,5 raza większe od począ tkowych deformacji sprężystych, wywołanych siłą sprężają cą P
m,∞
i działają cym ciężarem własnym prefabrykatu. Natomiast średnie pomierzone deformacje trwałe
badanych belek (strzałki odwrotne) Y
W(śr)
ró żnią się między sobą 1,35-1,75 raza.
0
0,01
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
0,07
0,08
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
Odleg
łoś ć od lewej krawędzi belki x w [m]
W
y
g
ię
c
ie
Y
W
(ś
r.
)
b
e
lk
i
B
1
,2
,3
,4
k
u
g
ó
rz
e
w
[m
]
Yw(ś r.) B-1
Yw(ś r.) B-2
Yw(ś r.) B-3
Yw(ś r.) B-4
Rys. 3. Wykresy pomierzonych średnich strzałek wygięcia Y
W(śr.)
spręż onych dźwigaró w
korytkowych BSK-18 oznaczonych B-1, B-2, B-3 i B-4
186
Przyrost wygięcia belek i końcowa jego wartość Y
W(śr.)
zależ y m. in. od miary pełzania i
skurczu betonu, chwili spręż enia, warunkó w dojrzewania i pielęgnacji betonu, historii i
intensywności obcią ż enia belki i tp. Duż a liczba nieokreślonych i zmiennych parametró w
utrudnia bą dź wręcz uniemoż liwia dokładną analizę stanu wytęż enia i deformacji
eksploatowanych dźwigaró w w czasie [3, 4], [7, 8], [10-12], [14, 15].
Poglą dowo oszacowano skutki pełzania i skurczu na przyrost strzałki wygięcia
belek [4, 5]. Przyjęto nominalną siłę spręż ają cą P
0
= 3220 kN, moduł spręż ystości
E
c,nom
= 30000 MPa oraz 2 przypadki działania obcią ż enia na belkę :
a) - wyłą cznie cięż aru własnego prefabrykatu g
w
= 9,92 kN/m,
b) - cięż aru własnego wraz z obcią ż eniem dodatkowym nawierzchnią , kapami
i wyposaż eniem g
1
= g
w
+ Δ g = 19,92 kN/m.
0
0,01
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
0,07
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
Odleg
łoś ć od lewej krawędzi belki x [m]
W
y
g
ię
c
ie
b
e
lk
i
B
-3
,4
Y
o
,
Y
t
w
[m
]
Yo(gw)
Yt(gw) (φ=3,5)
Yo(g1)
Yt(g1) (φ=3,5)
Yt(g1-Δg) (φ=3,5)
Yw(ś r.) (B-3)
Yw(ś r.) (B-4)
Rys. 4. Wykresy pomierzonych strzałek wygięcia Y
W(śr.)
oraz przemieszczeń
Y
0
obliczonych w chwili t = 0 , Y
t
w chwili t = ∞ (
f
∞ ,to
= 3,5 ε
cs∞
= 0,0002)
przy obcią ż eniu g
w
= 9,92 kN/m oraz g
1
= g
w
+ Δ g = 19,92 kN/m
Pomierzone i szacowane końcowe deformacje Y w przypadku belek B - 3 i B - 4
zilustrowano na rys. 4. Wyniki wskazują na niż szą od wymaganej projektem, jakość betonu,
niż szy moduł spręż ystości E
c,nom
w chwili spręż enia oraz istotny łą czny wpływ pełzania i
skurczu.
4.2 Ugię
cia belek, zarysowanie, szacowanie siły sprę
ż ającej
Przykładowe wykresy ugięć belki B-3 pomierzonych w poszczegó lnych etapach obcią ż enia
przedstawiono na rys. 5. Moment zarysowania dźwigara B-3 wynosi w przybliż eniu
M
cr
≈ 1120 kNm (pomniejszony o moment od obcią ż enia własnego belki wynoszą cy
M
g
≈ 380 kNm). Rysy w środkowym obszarze belki uwidoczniły się w etapie 3 obcią ż enia.
Na podstawie ugięć w pierwszych 2 etapach (faza I) określono zastępczy moduł spręż ystości
(w przybliż eniu moduł spręż ystości betonu) E
zast
= 36000 MPa (por. [3]).
Ugięcia dźwigara z chwilą powstania rys określono szacują c ubytki sztywności w
obszarach zarysowanych. W przypadku dźwigara B - 3 poró wnano ugięcia pomierzone oraz
obliczone. Ugięcia obliczono dla belki o zmiennej sztywności. Sztywność szacowano na
podstawie deformacji, analizowanych na zarysowanych odcinkach belki.
Stosunek rzeczywistego momentu zarysowania do momentu zakładanego w projekcie
wynosi w przypadku belki B-3:
M
cr
/ M
cr,calc
≈ (1120 + 380)/ 1909 = 0,786
187
Jest to wielkość wyż sza o prawie 13 % od uzyskanej w badaniach [3] dla prefabrykató w
nowych.
-0,18
-0,16
-0,14
-0,12
-0,1
-0,08
-0,06
-0,04
-0,02
0
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
Odleg
łoś ć od lewej krawędzi belki x [m]
P
rz
e
m
ie
s
z
c
z
e
n
ia
Y
o
,
Y
p
w
[m
]
Yo (etap 1)
Yo (etap 2)
Yo (etap 3)
Yo (etap 4)
Yo (etap 5)
Yp (etap 1)
Yp (etap 2)
Yp (etap 3)
Yp (etap 4)
Yp (etap 5)
0
700000
1400000
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
Odleg
łoś ć od lewej krawędzi belki x w [m]
S
z
ty
w
n
o
ść
b
e
lk
i
B
=
E
J
w
[
k
N
m
2
]
EJ (etap 1)
EJ (etap 2)
EJ (etap 3)
EJ (etap 4)
EJ (etap 5)
Rys. 5. Wykresy ugięć i sztywności prefabrykatu B - 3 (BSK-18):
a) ugięcia pomierzone Y
p
i obliczone Y
o
w etapach obcią ż enia 1-5
b) sztywności B = E
c,nom
J przyjęte w obliczeniach przed i po zaryso-
waniu dźwigara, etapy 1-5, sztywność w fazie I B
0
= 1364000 kNm
2
Podczas obcią ż ania belki BSK-15 moment M
cr
≈ 1058 kNm, a wartość
M
cr
/
M
cr,calc.
≈ (1058+230)/1381= 0,93. Jednocześnie stwierdzono w fazie I zdecydowanie
wyż szy moduł zastępczy ró wny E
zast
≈ 40 000 MPa. Ugięcia pomierzone w środku
rozpiętości belki przedstawiono na rys. 6.
Aktualną siłę spręż ają cą P
m,∞
oszacować moż na na podstawie momentu M
cr
i
wytrzymałości betonu na rozcią ganie f
ctm
z zależ ności :
P
m,∞
= ς [(M
cr
+ M
g
) - λ W` f
ctm
] (1)
gdzie: ς = A / ( W
c
` + e A).
A - pole przekroju, e - mimośró d siły spręż ają cej P
m,∞
, W
c
` - dolny wskaźnik wytrzymałości
W przypadku belki B-3 przyjęto następują ce wielkości: ς = 1,732 m
-1
, M
cr
= 1120 kNm,
M
g
= 380 kNm, W
c
` = 0,07 m
3
, λ = 1,7, f
ctm
≈ 2000 kN/m
2
. Siła spręż ają ca wynosi zatem
P
m,∞
≈ 2186 kN.
Błą d oszacowania siły spręż ają cej przy założ eniu: Δ M
cr
= 100 kNm, Δ M
g
= 20 kNm oraz
Δ f
ctm
= 200 kN/m
2
wynosi Δ P
m,∞
= 191 kN, czyli około 9%.
a)
b)
188
0
20
40
60
80
100
0,000
0,050
0,100
0,150
0,200
0,250
0,300
Y [m]
q
[
k
N
/m
]
Y [m]
Rys. 6. Wykresy pomierzonych ugięć Y
p
w środku belki BSK-15
Podobnie oszacowana trwała siła spręż ają ca P
m,∞
w belce BSK-15 ró wna jest w
przybliż eniu P
m,∞
≈ 1830 kN ( przy M
g
= 230 kNm oraz f
ct
≈ 2250 kN/ m
2
).
Straty siły spręż ają cej w stosunku do siły nominalnej wynoszą w belce oznaczonej
symbolem B-3 (BSK-18) około 33%, w przypadku zaś belki BSK-15 sięgają 27%.
4.3 Momenty łamiące
Momenty łamią ce w przypadku belek BSK-18 miały zró ż nicowane wartości. Najsłabszy z
prefabrykató w B-2 uległ zniszczeniu przy M
R
≈ 1800 kNm, belka o symbolu
B-1 przy M
R
≈ 2800 kNm, belki B-3 i B-4 przy M
R
≈ 2380 kNm. Natomiast belka BSK-15
złamała się w przekroju środkowym przy M
R
≈ 2555 kNm. Podane wartości nie
uwzględniają momentu zginają cego od obcią ż enia własnego.
Prefabrykaty BSK-18 uległy zniszczeniu wskutek wyczerpania nośności strefy
ściskanej. Sploty praktycznie nie zostały zerwane. Zerwaniu uległy jedynie te sploty w
najniż szych warstwach, któ re zostały uszkodzone w wyniku korozji. Zniszczenie miało
charakter gwałtowny. Beton płyty uległ zmiaż dż eniu w przekroju środkowym, co w
rezultacie zainicjowało ,,kruche” jego niszczenie na całej wysokości przekroju. W po-
ró wnaniu do wartości obliczeniowych (projektowanych) nośność rzeczywista wynosiła od
ok. 60% w przypadku belki B-2 do około 90% w przypadku belki B-1.
Nośność belki BSK-15 była o ok. 8% większa od wartości projektowanej. Jej
zniszczenie nosiło znamiona jednoczesnego wyczerpania nośności stali cięgien spręż ają cych
i betonu płyty. Zerwaniu uległy 4 dolne rzędy splotó w. Pękanie splotó w w chwili tworzenia
się przegubu plastycznego w środku belki odbywało się kolejno, poczynają c od splotó w
najniż ej położonych.
5. Uwagi końcowe
Wyniki obserwacji wskazują na duż ą wraż liwość strunobetonowych prefabrykató w typu π na
czynniki korozyjne zwłaszcza w przęsłach pozbawionych właściwego utrzymania i napraw.
Dotyczy to głó wnie obiektó w miejskich, znajdują cych się zazwyczaj w gorszym stanie
(opisane tu belki BSK-18) aniż eli obiekty pozamiejskie (belka BSK-15).
Wstępna ocena rezultató w badań prefabrykató w, eksploatowanych w konstrukcji przez
okres około 25 -30 lat pozwala stwierdzić, ż e:
189
1) Momenty zarysowania dźwigaró w BSK - 18 oraz BSK - 15, kształtują się na poziomie
80 - 95 % wartości projektowej. Belki BSK - 18 wykazywały zaniż one zapasy
bezpieczeństwa na zarysowanie. Natomiast prefabrykat BSK - 15 w zasadzie spełniał pod
tym względem warunki techniczne.
2) Zniszczenie dźwigaró w BSK-18 nastą piło w wyniku wyczerpania wytrzymałości betonu
w strefie ściskanej. Praktycznie nie osią gnięto wytrzymałości na rozcią ganie splotó w
spręż ają cych. Jakość betonu belek BSK–18, a szczegó lnie powstałe podczas eksploatacji
uszkodzenia, obniż yły wyraźnie zapasy bezpieczeństwa na złamanie.
Belka BSK - 15 uległa zniszczeniu w wyniku zerwania splotó w i jednoczesnego
zmiaż dż enia betonu płyty. Zaró wno stan techniczny obiektu i pozyskanego zeń dźwigara,
jak ró wnież jakość betonu były lepsze aniż eli w przypadku belek BSK -18. Znaczą cy
wpływ miał tu sposó b eksploatacji obiektu.
3) Moduły zastępcze belek BSK - 18 w fazie I wynoszą około 30000 - 36000 MPa. Jest to
wartość stosunkowo niska, wskazują ca na fakt, ż e w chwili spręż enia prefabrykatu była
jeszcze niż sza.
W belce BSK - 15 w fazie I oszacowano E
zast.
≈ 40000 MPa, co zapewnia
dostateczną sztywność dźwigara ( B
0
= EJ = 984 - 1050 MNm
2
). Wartość ta wskazuje
ró wnież na niż szą markę betonu w chwili spręż enia dźwigara. Podobnie jak w przypadku
belek BSK - 18, chociaż w mniejszym stopniu, fakt ten spowodował relaksację siły
spręż ają cej, wzrost strzałki odwrotnej oraz nieco niż szy w efekcie wspó łczynnik
pewności na zarysowanie belki. Pomimo tego prefabrykat BSK - 15 uznać moż na za
element pełnowartościowy, nadają cy się nawet do wzmocnienia.
4) Badania potwierdziły spostrzeż enia przedstawione m in. w [2], [3], [9], [14, 15] co do
duż ych rozrzutó w jakości produkowanych prefabrykató w. Stwierdzono, ż e beton w
prefabrykatach nie odpowiadał zakładanej klasie betonu B45. Co ciekawe, stal splotó w
poza obszarami, gdzie została odsłonięta w wyniku uszkodzeń otuliny, znajdowała się w
bardzo dobrym stanie technicznym. Powierzchnia splotó w miała barwę srebrzystą , sploty
były dobrze otulone i wypełnione zaczynem , brak było śladó w korozji.
5) Wyniki uzasadniają opinię, ż e w przypadku wielu obiektó w należ ycie eksploatowanych,
celowa jest naprawa lub nawet wzmacnianie przęseł złoż onych z tych prefabrykató w.
Wdrożono w tym zakresie szereg rozwią zań konstrukcyjnych przy zastosowaniu np.
dodatkowej warstwy betonu zespolonego, wzmacniania taśmami CFRP (biernymi lub
spręż anymi) oraz np. ucią glania przęseł (zmiana schematu statycznego) [1], [9], [14].
Wymaga to jednak przeprowadzenia precyzyjnych badań diagnostycznych obiektu i
wyboru najkorzystniejszej metody modernizacji na podstawie wariantowych rozwią zań
techniczno-ekonomicznych.
Literatura
[1] KMITA J, RYBAK M., Kierunki rozwoju prefabrykacji mostó w w Polsce. Inż . i Bud. 8-
9/1975, s. 354-360.
[2] RYBAK M., Weryfikacja doświadczalna przęseł złoż onych z belek strunobetonowych.
Prace IBDiM, 1975, Nr 1, s. 230-238.
[3] RYBAK M., MARECKI A, SKAWIŃ SKI M., Badania strunobetonowych belek
korytkowych i przęseł z nich złoż onych. Prace IBD i M, Mosty i Fundamenty, WKiŁ,
W-wa 1978, Nr 3, s. 66-97.
[4] RÜSCH H., JUNGWIRTH D., Skurcz i pełzanie w konstrukcjach betonowych. Arkady,
W-wa 1979.
190
[5] FREY
J.,
Zur
Berechnung
vorgespannten
Beton-Verbundträgwerken
im
Gebrauchszustand. Beton und Stahlbetonbau, 1980, Nr 11, s. 257-262.
[6] JANDA L., Assessment of the safety of bridge structures damaged by the corrosion of
prestressed reinforcement. 2
nd
Conference ,,Safety of bridge structures”. Wrocław 1982,
s. 203-211.
[7] KAJFASZ S., O interpretowaniu wynikó w badań pełzania i skurczu w betonie
spręż onym. Arch. Inż . Ląd., 1984, T. XXX, z. 2-3, s. 371-377.
[8] JAVOR T., Experimental analysis of the safety of prestressed concrete bridges by help
of repeated load tests after 25 years traffic. 3
rd
Conference ,,Safety of bridge structures”,
Wrocław 1987, s. 163-168.
[9] KOZAKOW Z., CICHOCKI M., BARTNIKOWSKI ZB., Naprawa i modernizacja
estakady z prefabrykowanych belek korytkowych typu BSK-18. Konf. Nauk– Techn.
SITK i Pol. Ś wię tokrzyskiej nt. ,, Naprawa i wzmacnianie betonowych i zespolonych
konstrukcji mostowych”, Kielce 1988, s.101-112.
[10] RYBAK. M., O doświadczalnej i obliczeniowej ocenie nośności istnieją cych obiektó w
mostowych. Konf. N-T. ,,Durability and service life of bridge structures”, Poznań 1989,
s. 292-299.
[11] RYŻYŃ SKI A., Wieloletnie obserwacje efektu pełzania betonu w moście spręż onym.
Konf. N-T. ,,Durability and service life of bridge structures”,. Poznań 1989, s. 316-321.
[12] CIEŚLA J., GERMANIUK K., Comparative analysis of the safety of Grunwaldzki
bridge over Vistula river in Cracow. 4
th
International Conference ,,Safety of Bridge
Structures”, Wrocław 1992, s. 231-236.
[13] RYBAK M., WAWRUSIEWICZ A., Some remarks on calculation models in bridge
design standards. Conference on analytical models and new concepts in mechanics of
structural concrete, Białystok 1993, s. 405-413.
[14] KOZAKOW Z., CICHOCKI M., BARTNIKOWSKI ZB., Factors Causing Decreased
Durability of continuous Spans made from Prefabricated Channel Beams. Proc. 2
nd
International Scientific Conference ,,Durability And Service Life Of Bridge Structures ”,
Poznań 1994, s. 149-154.
[15] BILISZCZUK J., MACHELSKI CZ., MALISZKIEWICZ P., MISTEWICZ M.,
Typowe
uszkodzenia
drogowych
betonowych
mostó w
prefabrykowanych.
Drogownictwo, 1994, Nr 8, s. 186-194.
[16] MISTEWICZ M., (+ZESPÓ Ł), Raport o stanie obiektó w mostowych na drogach
publicznych (lipiec 1994 r.). Drogownictwo, 1995, Nr 1, s. 405-413.
CARRYING CAPACITY INVESTIGATION OF EXPLOITED
PRETENSIONED PRESTRESSED BRIDGE GIRDERS TYPE “
P”
Summary
Some results of investigations of prestressed bridge girders are presented. The girders have
been exploited in bridge spans during the period of 25-30 years. The quality of concrete in
prefabricated beams and also exploitation conditions have the greatest influence on carrying
capacity of bridge girders.