UDK — UDC 0 5 :6 2 4 YU ISSN 0017-2774 GRADBENI VESTNIH LETNIK 29, ŠT. 9, STR. 173—200 Q LJUBLJANA, SEPTEMBER 1980 U SCT — Slovenija cesie Tehnika gradi zahodno obvoznico Ljubljana—odsek Celovška— Brezovica—Vič Izkopna dela v useku Bokalce — 700.000 m3 DEJAVNOST SCT: Slovenija ceste tehnika n. sol. o., Ijubljana, titova 38 • Vse vrste nizkih in visokih gradenj v tuzemstvu in inozemstvu • Avtoceste, letališča, mostovi in predori • Industrijski, poslovni, stanovanjski in turistični objekti in kompleksi z infrastrukturo • Stroji in kompletna oprema za kamnolome, gramoznice in asfaltne baze • Projekti in inženiring za vso navedeno dejavnost . ' V\'.i h Vse informacije: tozd inženiring ljubi jam. 61000 Ljubljana, Cesta VII. korpusa 1 Jugoslavija p. p. 469 telefon (061) 349 361 telex: yu set 31493 Vgrajevanje sloja ce­ mentne stabilizacije na štiri pasovni zahodni obvoznici Ljubljane Primarni udarni drobi­ lec PUD 1320 X 1500 kapacitete 600 ton/h, izdelek Strojnega inže­ niringa SCT Gradnja tovarne pre­ oblikovalne opreme v Litostroju, hala in aneks iz prefabriciranih ele­ mentov. Gradnja stanovanjske soseske VS1 v Trno­ vem (485 stanovanj). Foto: Peter Strnad /£ tR°t GRADBENI V ESTN IH GLASILO ZVEZE DRUŠTEV GRADBENIH INŽENIRJEV IN TEHNIKOV SLOVENIJE YU ISSN 0017-2774 ST. 9 — LETNIK 29 — V S E B U V A - C D A I T E A I T S Članki, študije, razprave Bubnov Sergej Articles, studies, proceedings VPLIV LOKALNIH GEOMEHANSKIH POGOJEV NA SEIZMIČNE OBREMENITVE...............................................................................................174 THE INFLUENCE OF THE LOCAL SITE CONDITION OF THE SEISMIC LOADING NI ' Tomaževič Miha RAČUN SEIZMIČNE ODPORNOSTI ZIDANIH ZGRADB......................... 182 CALCULATION OF THE SEISMIC RESISTANCE OF MASONRY BUILDINGS Iz naših kolektivov SGP PIONIR, Novo m e s to ..........................................................................195 From our enterprises SOZD ZGP QIPOSS, L ju b ljan a .................................................................195 SGP SLOVENIJA CESTE-TEHNIKA, L jubljana...................................... 196 SGP PRIMORJE, Ajdovščina.........................................................................196 SGP GORICA, Nova G orica .........................................................................196 Informacije Zavoda za raziskavo PREISKAVE IN UPORABA JESENIŠKE ŽLINDRE V GRADBE- materiala in konstrukcij Ljubljana NlSTVU (tretji d e l ) .................................................................................. 197 Proceedings of Institute for material and structures research Ljubljana Grimšičar Anton Uredniški odbor: LUDVIK BONAČ, VLADIMIR CADEZ, IVO JECELJ, ANDREJ KOMEL, DR. MILOS MARINČEK, STANE PAVLIN, VILI STREL Revijo izdaja Zveza društev gradbenih inženirjev in tehnikov Slovenije, Ljubljana, Erjavčeva 15, telefon 23 158. Tek. račun pri SDK Ljubljana 50101-678-47602. Tiska tiskarna Tone Tomšič v Ljubljani. Revija izhaja mesečno. Letna naročnina sku­ paj s članarino znaša 180 dan, za študente 90 din, za podjetja, zavode in ustanove 1000 din. Revija izhaja ob finančni pod- Fotografijo za naslovno stran je prispeval Peter Strnad Glavni in odgovorni urednik: SERGEJ BUBNOV Lektor: ALENKA RAIČ Tehnični urednik: DUŠAN LAJOVIC K pori Raziskovalne skupnosti Slovenije. Vpliv lokalnih geomehanskih pogojev na seizmične obremenitve UDK 624.131.55:550.34 SERGEJ BUBNOV 1. SEIZMOLOŠKE KARTE IN DOLOČANJE SEIZMIČNIH OBREMENITEV Seizmične obremenitve oziroma sile, ki delu­ jejo na konstrukcije ob potresu, določamo na pod­ lagi seizmoloških kart. Osnovni podatek seizmološke karte je stopnja intenzitete območja, na katerem se bo gradbeni objekt gradil. Seizmološke karte so običajno v svetu in pri nas izdelane na podlagi podatkov o potresih, opazo­ vanih v preteklosti. Ti podatki so dokaj nezanesljivi in nepopolni. Zaradi tega nam seizmološke karte po­ gosto niso dajale zanesljivih in točnih informacij o tem, kakšne intenzitete je treba pričakovati v po­ sameznih potresnih območjih. Kot dokaz lahko ome­ nimo nekaj primerov, ki so razvidni iz naslednjega pregleda: Potres (mesto in letnica) Intenziteta na podlagi takrat veljavne seizmološke karte Dejanska intenziteta Skopje 1963 VI./IX. MCS VIII,—IX. MCS Banja Luka 1969 VII. MCS VIII. MCS Breginj (Posočje) 1976 VII. MCS VIII. MCS Črnogorsko Primorje 1979 VI./IX. MCS VIII,—IX. MCS Kopaonik 1980 VI,—VII. MCS VIII. MCS Gemona (Furlanija) 1976 II. kat. (majhna seizmičnost) IX. MM Bukarešta 1972 VII. MSK VIII. MSK Iz tega pregleda so razvidna odstopanja dejan­ ske intenzitete potresa od intenzitete seizmološke karte. Pri tem je treba upoštevati dejstvo, da po- Avtor: prof. Sergej Bubnov, dipl. inž. Ljubljana, Štrekljeva 2 večanje intenzitete za eno stopnjo pomeni povečanje seizmičnih obremenitev za 100 °/o. Te razlike so nastale zato, ker so seizmološke karte sestavljene samo na podlagi opazovanih po­ tresov, o katerih vemo, da so na tem območju že bili. Naknadna natančnejša raziskovanja zgodovin­ skih podatkov, ki jih pogosto opravijo šele po kakš­ nem katastrofalnem potresu, včasih odkrijejo, da so bili na raziskovanem območju v preteklosti tudi močnejši potresi. Tako se je pokazalo, da so bili na območju Furlanije v Italiji katastrofalni potresi že v XL in XIII. stoletju, ki pa jih v seizmološki karti (oziroma predpisu) niso upoštevali, ker zanje prej niso vedeli. Intenzitete, ki jih navajajo seizmološke karte, so prikazane s pomočjo določenih lestvic intenzitete (MCS, MSK, MM), ki definirajo neki poprečni uči­ nek potresa na določenem območju brez navedbe natančnejših podatkov o naravi gibanja tal, ‘kot so to pospeški, hitrosti, trajanje lin drugi parametri. A. N. Rustanovič je na podlagi analize številnih seizmogramov, registriranih v epicentralnih ob­ močjih močnih potresov, prišel do naslednjega sklepa: »Raznolikost pogojev, v katerih nastajajo po­ tresi, razlike v osnovnih parametrih teh potresov kakor tudi drugi razlogi navajajo na sklep, da ima vsak seizmogram svoje specifične karakteristike in da ne obstajajo določeni modeli gibanja tal za po­ samezne stopnje intenzitete.« Poleg tega imajo seizmološke karte, ki jih se­ daj uporabljamo pri nas in večinoma tudi drugod v svetu, še to pomanjkljivost, da so deterministične. To pomeni, da ne obravnavajo pojava potresa na probabilističen način, to je, upoštevajoč stopnjo ver­ jetnosti nastanka potresa v določenem časovnem ob­ dobju. Intenzitete, ki jih prikazujejo seizmološke kar­ te, se nanašajo na tako imenovane »povprečne geo­ loške pogoje tal«. Toda kakor nimamo fiziološko poprečnega človeka, tako tudi nimamo geološko poprečnih tal; kakor je nemogoče določiti učinko­ vito terapijo konkretnega človeka na podlagi po­ prečnega, tako tudi ni mogoče določiti dejanske seiz­ mične obremenitve za konkretne geološke pogoje na podlagi podane intenzitete za »poprečna tla«. 2. VPLIV LOKALNIH GEOMETRIJSKIH POGOJEV 2.1. Temeljni elementi lokalnih vplivov Sleherni potres povzroča na določenem mestu takšno gibanje tal, ki ga ni mogoče predstaviti z nobeno matematično funkcijo. To je posledica dej­ stva, da se ob potresu iz žarišča širita na vse strani dve vrsti seizmičnih valov: to so longitudinalni, ki se širijo najhitreje in zato prihajajo povsod najprej (zaradi tega se imenujejo P-valovi; prima ondae — prvi valovi), za njimi pa z nekoliko manjšo hitrostjo tako imenovani transverzalni valovi (ki se imenu­ jejo S-valovi; secunda ondae — drugi valovi). Če oddaljenost od epicentra ni posebno velika, priha­ jajo na določeno mesto S-valovi še v času, ko tam oscilirajo tudi P-valovi, in se z njimi mešajo. Poleg teh tako imenovanih volumenskih valov na istem mestu .sočasno nastajata še dva tipa valov, ki jih imenujemo površinski valovi; to so R-valovi (Ra­ leigh) in L-valovi (Lowe). Vsi ti valovi valovijo sočasno in povzročajo popolnoma kaotično gibanje tal, ki je na vsakem mestu drugačno, v odvisnosti od lokalnih geoloških pogojev, oddaljenosti lo­ kacije od epicentra in od mehanizma potresa v ža­ rišču. Vpliv tega gibanja tal na gradbene objekte je odvisen tudi od konstrukcijskih karakteristik ob­ jekta: dimenzij, togosti konstrukcije, elastoplastič- nih lastnosti nosilnih materialov, globine temeljev in drugih dejavnikov. Ko seizmični valovi na svoji poti srečajo grad­ beni objekt, povzročijo njegovo nihanje, pa tudi nihanje samega objekta vpliva na gibanje tal in v določeni meri spreminja nekatere parametre tega gibanja na območju objekta. Ta pojav imenujemo interakcija (neke vrste »feedback«) in ga tudi šte­ jemo med elemente lokalnih vplivov nosilnih tal na nihanje konstrukcije. Pojav interakcije je zelo za­ pleten in odvisen od številnih prej omenjenih para­ metrov gibanja tal ter nihanja konstrukcije. Na splošno pojav interakcije načelno zmanjšuje vpliv seizmičnih valov na konstrukcije, čeprav le v ne­ znatni meri; zato se običajno ne upošteva pri dimen­ zioniranju konstrukcij na seizmične sile. Veliko pomembnejši je vpliv geološke strukture tal, in to ne samo strukture površinske plasti, tem­ več tudi debeline te plasti, stratigrafije kot tudi debeline depozita nad osnovno kamnino. (Kot osnovna kamnina se šteje geološka struktura, v ka­ teri je hitrost transverzalnih valov Vs ^ 800 m/sek, kar ustreza mehkejšim skalnatim strukturam). Tako kot ima vsaka konstrukcija svojo lastno nihajno dobo, tako imajo tudi vsaka tla, odvisno od geološke strukture in stratigrafije, svojo karak­ teristično (prevalentno) nihajno dobo, ki je zelo pomembna za karakteristike nihanja tal na določeni lokaciji pri potresu. Znano je na primer, da trdna tla (skala) nihajo visokofrekvenčno, mehka pa ni­ zkofrekvenčno. To je zlasti pomembno v primeru, ko se lastna nihajna doba konstrukcije približuje ali izenačuje z nihajnimi parametri tal, ker to lahko povzroči pojav resonance v konstrukciji. Pomemb­ na je tudi debelina aluviuma (depozita) nad osnov­ no kamnino, zlasti še tam, kjer je razlika v kon­ sistenci oziroma v hitrostih seizmičnih valov osnov­ ne kamnine in depozita velika. Tu lahko nastane pojav resonance oziroma amplifikacije v samih tleh. Ta povzroča povečanje glavnih parametrov seizmič­ nega nihanja tal, kot npr. maksimalni pospeški in amplitude nihanja, s čimer se bistveno povečujejo tudi seizmične obremenitve. Zaradi kaotičnosti sezimičnega nihanja tal teh lokalnih vplivov ni mogoče natančno kvantifi- cirati. Zato opredeljujejo v predpisih za gradnjo v seizmičnih območjih lokalne vplive geoloških po­ gojev s pomočjo tako imenovanih koeficientov tal, ki so nekakšna intuitivna empirična ocena teh vpli­ vov, glede na dosedanje izkušnje pri preučevanju vplivov posameznih potresov na gradbene objekte na lokacijah s podobno geološko strukturo tal. Veličine teh koeficientov se v raznih predpisih dokaj razlikujejo, kar je posledica nenatančnega načina določanja. Na splošno velja, da so ti koeficienti povsod manjši za skalnata tla in večji za mehkejša tla. V nekaterih deželah dolgo časa sploh niso upo­ števali lokalnih vplivov tal z utemeljitvijo, da za kvantifikacijo teh vplivov ni na razpolago dovolj podatkov. Čeprav je to res, pa je le očitno, da so ti vplivi zelo pomembni, kar nam zlasti potrjujejo iz­ kušnje črnogorskega potresa. Zaradi tega moramo te vplive na primeren na­ čin upoštevati, ko določamo seizmične obremenitve na gradbene objekte. 2.2. Lokalni vplivi v predpisih posameznih držav 2.2.1. Lokalni vplivi v predpisih ZSSR Predpisi Sovjetske zveze iz leta 1964 (4) ne vsebujejo parametrov, ki bi zajemali vpliv lokal­ nih geoloških pogojev pri določanju seizmičnih ob­ remenitev, ker se ti vplivi zajemajo s pomočjo seiz­ mične mikrorajonizacije, za kar obstaja natančno navodilo (instrukcija). Sami predpisi temeljijo na seizmičnih koefici­ entih, katerih vrednosti so 0,025, 0,05 in 0,10 za VII., VIII. ter IX. stopnjo MSK-64 lestvice. Glede na to, da so vrednosti za dinamični koeficient ß v sovjet­ skih predpisih precej visoke, so celotne seizmične sile, za katere se dimenzionirajo konstrukcije, v sovjetskih predpisih večje od naših. Seizmična mikrorajonizacija v sovjetskih pred­ pisih nadomešča seizmološko karto, ker so v karti seizmične mikrorajonizacije določene stopnje inten­ zitete MSK-64 lestvice ob upoštevanju lokalnih geo­ loških vplivov za vsako lokacijo posebej. Osnove za izdelavo kart seizmične mikrorajo­ nizacije je prvi podal prof. S. V. Medvedev, ki je v ZSSR in v svetu prvi opozoril na velik pomen lokal­ nih geoloških in hidrogeoloških pogojev za določa- nje seizmičnih obremenitev in tudi prvi podal neka­ tere kvantifikacije teh vplivov na podlagi številnih raziskovanj vplivov potresov na gradbene objekte v centralni Aziji in na Kitajskem (5). Formula Med­ vedeva je znana že skoraj 20 let in so jo veliko uporabljali ne samo v Sovjetski zvezi, temveč tudi v drugih državah, prav tako tudi pri nas. S pomočjo te formule se določa povečanje ali pa zmanjšanje osnovne stopnje intenzitete v odvisnosti od lokalnih geoloških pogojev (do globine 10 m) in nivoja pod­ talnice. Pri tem je odločilna tako imenovana seiz­ mična togost (impedanca) tal, (ki je zmnožek vo­ lumenske teže tal (v g/cm3) in hitrosti širjenja lon­ gitudinalnih valov (v km/sek) v teh tleh. Formula Medvedeva je striktno vezana na sov­ jetske predpise za gradnjo v seizmičnih območjih, zato njena uporaba v drugih državah, kjer veljajo drugačni predpisi za gradnjo v seizmičnih območjih, pogosto povzroča težave v zvezi s kvantifikacijo teh vplivov v smislu določb teh predpisov. V zadnjih dvajsetih letih je formula Medvedeva utrpela nekatere korekcije in dopolnitve, vendar so ostala osnovna načela glede lastnosti in pomena vplivov lokalnih geoloških pogojev na velikost seiz­ mičnih obremenitev v veljavi. Najpomembnejša dopolnitev formule Medve­ deva v zadnjih letih velja za kvantifikacijo reso­ nančnih pojavov v tleh kot funkcijo razmerja seiz­ mičnih togosti depozita — aluviuma in podlage — osnovne kamnine (m;) ter razmerja debeline depo­ zita in dolžine transverzalnega vala (Si). Razmerje seizmične togosti depozita in podlage je: 'kjer je: mi = Vi • gi Vo • Qo Vi — hitrost transverzalnih valov v depozitu; V0 — hitrost transverzalnih valov v podlagi; Qi — volumenska teža depozita; Q0 — volumenska teža podlage. Razmerje debeline depozita in dolžine trans­ verzalnega vala je: V; • Tj kjer je: H — debelina depozita v m; V; — hitrost transverzalnega vala v m/sek; T; — prevalentna perioda depozita v sek. Oba parametra m; in S; sta brezdimenzionalna. Na podlagi teh parametrov so določeni prirast­ ki stopnje intenzitete zaradi pojava resonance v tleh (Ires.) za različne vrednosti m; in Si, kot je to razvidno iz naslednje tablice: Prirastki intenzitete v MSK stopnjah (Ires.): Si 0,0 in 0 ,5 0,1 in 0 ,8 0,2 in 0 ,7 0,2 5 in 0 ,75 0,3 in 0 ,8 0,4 in 0 ,9 0,1 0,0 0,2 1,2 2,5 1,2 0,2 0,2 0,0 0,2 1,1 1,7 1,1 0,2 0,3 0,0 0,2 0,9 1,3 0,9 0,2 0,4 0,0 0,2 0,8 1,0 0,8 0,2 0,5 0,0 0,2 0,6 0,7 0,6 0,2 0,6 0,0 0,1 0,5 0,5 0,5 0,2 0,7 0,0 0,1 0,3 0,4 0,3 0,1 0,8 0,0 0,1 0,2 0,2 0,2 0,1 0,9 0,0 0,0 0,0 0,1 0,1 0,0 Iz te tablice je razvidno, da pri enakih vred- nostih za S;, ki se med seboj razlikujeta za 0,5 (brezdimenzionalna vrednost), nastanejo enaki pri­ rastki seizmične intenzitete. Največji prirastki se pojavljajo pri vrednosti m; = 0,1, to je v primeru največje razlike togosti depozita in podlage; naj­ manjši pa za vrednosti mi = 0,9, ko se togost depo­ zita bliža togosti podlage. Glede na vrednost S; nastajajo največje vred­ nosti prirastkov pri vrednostih Sj = 0,25 in 0,75. Kot je videti, pojav resonance lahko poveča intenziteto celo do 2,5 stopnje v najneugodnejšem primeru. Ce temu dodamo še prirastke intenzitete zaradi geoloških pogojev in nivoja podtalnice, potem lahko v najneugodnejšem primeru dobimo prirastek in­ tenzitete celo do 5 stopenj, kar bi v območjih z osnovno intenziteto VIII. in IX. stopnje pomenilo celotno intenziteto XIII. ali XIV. stopenj, ki v le­ stvici intenzitet sploh ne obstajajo. Zato povzroča uporaba takšnih rezultatov v predpisih za gradnjo v seizmičnih območjih, v ka­ terih je maksimalna intenziteta le IX. stopnja, te­ žave. Vendar pa ti podatki kažejo, da so vrednosti prirastkov intenzitete zaradi različnih lokalnih geo­ mehanskih vplivov zelo velike. Po formuli Medvedeva za določanje prirastka intenzitete zaradi hidrogeoloških pogojev (nivoja podtalnice) se dobijo dokaj visoke vrednosti pri­ rastkov. To je najbrž posledica dejstva, da pri viso­ kem nivoju podtalnice včasih nastane pojav likvi- f akcij e, ki povzroča velike poškodbe gradbenih ob­ jektov. Ta pojav likvifakcije pa je treba obravna­ vati ločeno. Zato je bila formula za izračun pri­ rastkov intenzitete zaradi nivoja podtalnice pozneje korigirana tako, da so bili ti prirastki zmanjšani. Prikazovanje vpliva lokalnih geoloških in hi­ drogeoloških pogojev na seizmične obremenitve sa­ mo s povečanjem oziroma zmanjšanjem osnovne stopnje intenzitete v celoti ustreza dikciji sovjet­ skih predpisov za gradnjo v seizmičnih območjih, ki obravnavajo samo cele stopnje intenzitete, in sicer do največ IX. stopnje MSK lestvice. Problem postane zapleten, če celotni izračunani prirastek presega maksimalno stopnjo intenzitete, ki jo vse­ bujejo predpisi. Vendar pa v bistvu visoki prirastki intenzitete, ki jih dajejo formule Medvedeva, niso neupravi­ čeni; če upoštevamo, da se s sleherno stopnjo inten­ zitete seizmični koeficient (oziroma vrednost pospe­ škov)-povečuje za 100 °/o, potem bi povečanje stop­ nje intenzitete za 5 stopenj ustrezalo petkratnemu povečanju pospeškov v najneugodnejšem primeru. Izkušnje črnogorskega potresa kakor tudi dru­ gih potresov, ki smo jih preučevali v zadnjih letih, kažejo, da je tako veliko povečanje pospeškov in z njimi tudi seizmičnih sil v najneugodnejših geo­ loških ter hidrogeoloških razmerah možno in realno. V okviru Sveta za ekonomsko sodelovanje (SEV) so bila v letu 1979 izdana priporočila (»re- komendacija po standardizaciji«) za gradnjo v seiz­ mičnih območjih. V teh priporočilih, podobno kot v sovjetskih predpisih, se omenjajo seizmični koefi­ cienti za VII., VIII. in IX. stopnjo MSK-64 lestvice z opombo, da se ti koeficienti natančneje določijo na podlagi posebnih raziskovanj lokalnih seizmolo­ ških in geomorfoloških pogojev s pomočjo karte seizmične mikrorajonizacije. Če teh kart ni na razpolago, se priporoča, da se lokalni geomehanski pogoji upoštevajo s pomoč­ jo spremembe vrednosti dinamičnega koeficienta, in sicer: — za skalnata tla in dobro uležana gramozna tla ter za plasti terciarnih in starejših farmacij se vrednost koeficienta ß zmanjšuje za 2 0 %, razen za zidane in montažne stavbe; — za tla iz ilovice, peska in druge podobne for­ macije z zmanjšano konsistenco (Ie < 0,5), puhlico z visdko stopnjo vlažnosti ter pri tleh z visokim nivojem podtalnice se vrednost koeficienta ß pove­ čuje za 60 %. 2.2.2. Upoštevanje lokalnih vplivov v ZDA V ZDA dolgo časa sploh niso upoštevali vplivov lokalnih geoloških pogojev na seizmične obremenit­ ve. Ameriški predpis za gradnjo v seizmičnih ob­ močjih iz leta 1970 (Uniform Building Code) ni vse­ boval nikakršnih podatkov o seizmičnih karakteri­ stikah nosilnih tal. Potres v Caracasu 1967. leta in zlasti potres v San Fernandu 1971. leta, katerega posledice so ame­ riški strokovnjaki (Seed, Whitman) natančno preu­ čevali, sta -pokazala, da litologija in stratigrafija nosilnih tal bistveno vplivata na obseg poškodb gradbenih objektov. Visoke stavbe na aluvialnih depozitih v Caracasu so bile veliko bolj poškodova­ ne kot enake stavbe, zgrajene na skali. Poškodbe so bile zlasti velike tam, -kjer se je prevalentna perioda nihanja tal ujemala oziroma približevala lastni nihajni dobi konstrukcije. Glede na te izkušnje so v Kaliforniji 1974. leta izdali nove predpise (ki še vedno veljajo), kjer se vplivi lokalnih geoloških pogojev pri določanju seizmičnih obremenitev upoštevajo s pomočjo koe­ ficienta S. Vrednost tega koeficienta se določa kot funk­ cija razmerja lastne nihajne dobe konstrukcije (T) in prevalentne periode nihanja tal lokacije (Ts), in sicer: T T ( T l 2za razmerje — 1,0 : S = 1,0 + — — 0,5 — Ts Ts ( Ts J T T f TV za razmerje — > 1,0 : S = 1,2 + 0 ,6 - - — 0,3 I T s Ts t, TSJ Vrednost T se določa na podlagi ustrezne ana­ lize, s tem da ne sme biti manjša kot T = 0,3 sek. Vrednost Ts se določa s pomočjo geotehnične raziskave lokacije, s tem da ne sme biti manjša kot 0,5 sek in ne večja kot 2,5 sek. Če ni na razpolago geotehničnih podatkov o lo­ kaciji, se vzame vrednost za S = 1,5. Kot izjema se navaja primer, ko se z ustrezno analizo ugotovi, da vrednost lastne nihajne dobe konstrukcije presega vrednost 2,5 sek. V tem pri­ meru je treba tudi za Ts vzeti vrednost 2,5 sek. Če analiziramo -omenjeni formuli, potem lahko ugotovimo, da znaša v primeru enakih vrednosti za T in Ts, to je v primeru maksimalne resonance, koeficient S 1,5. V primeru največje razlike teh vrednosti, ko je T = 2,5 sek, Ts = 0,5 sek (to je v primeru najmanjše resonance), daje ustrezna for­ mula negativno vrednost koeficienta S, kar pomeni, da je v tem primeru vrednost koeficienta S = 1,0. Te formule so gotovo pomanjkljive v tem, da so diskontinuirne. Poleg tega se prevalentne pe­ riode gibanja tal Ts običajno -določajo na po-dlagi mikrotremorjev, vendar je znano, da prevalentne periode mikrotremorjev niso identične s prevalent- nimi periodami močnih potresov. Kljub temu je treba načelno tak pristop šteti kot pravilen, čeprav se je treba zavedati, da se na ta način vpliv lokal­ nih geoloških pogojev -omejuje le na pojav reso­ nance, brez upoštevanja litologije, stratigrafije in hidrogeoloških pogojev tal. Pri črnogorskem potresu, še zlasti pa furlan­ skem, je bil vpliv resonance nesporno zelo pomem­ ben dejavnik, ki je bistveno povečal seizmične ob­ remenitve. Stavbe, zgrajene na aluvialnih depozitih ob pobočjih hribov, so bile znatno bolj poškodovane kot stavbe, ki so bile temeljene na -skali, in to v istem območju. Maksimalno povečanje vpliva lokalnih geome­ hanskih pogojev v primeru ameriških predpisov še vedno ni 50 %, kot bi to lahko sklepali na podlagi prej omenjene omejitve vrednosti Smax = 1,5, ker je vrednost koeficienta S še enkrat omejena z vred­ nostjo zmnožka C X S, ki ne sme biti večji od 0,14. Sama vrednost koeficienta C pa ne sme biti večja od 0 ,1 2 . C je koeficient, ki se določa na podlagi posebne formule, odvisno od vrste objekta i-n vrednosti T. Celotna horizontalna seizmična sila, ki deluje na konstrukcijo (v višina tal), se določa po teh pred­ pisih na podlagi naslednje formule: V = Z I K C S W kjer je: V — celotna horizontalna sila (v višini tal); Z — seizmični koeficient (Zmax = 1,0); I — koeficient kategorije objekta; K — koeficient duktilnosti konstrukcije; C — koeficient po formuli C = — -— ; Cmax = 0,12; 15 VT S — koeficient lokalnih vplivov; W — celotna teža objekta. Leta 1978 je Ameriški svet za tehnologijo (ATC) v sodelovanju z Zvezo gradbenih inženirjev kon­ struktorjev Kalifornije v okviru Nacionalnega in­ stituta za standarde in Nacionalnega sklada za zna­ nost izdal obsežno publikacijo (505 strani) z naslo­ vom Začasne smernice za izdelavo seizmičnih pred­ pisov za stavbe (3). Ta material je eden izmed najbolj popolnih zbornikov s področja seizmičnega gradbeništva v svetu; v njem so zbrana sodobna spoznanja s tega področja v obliki osnutka predpisa za gradnjo v seizmičnih območjih. V teh predpisih so upoštevani tudi lokalni vplivi nosilnih tal s pomočjo koefi­ cientov S, vendar nekoliko drugače kot v še sedaj veljavnih ameriških predpisih, čeprav je princip podoben. Pojav resonance je še vedno osnovni faktor, ki se upošteva, vendar ne kot funkcija razmerja T— temveč s pomočjo koeficientov, ki so vezani Ts na določene geološke profile tal, kjer je podana geološka struktura in debelina depozita. Profil Si zajema naslednja dva profila: 1. Vse skale, vključno s škrdljavci in kristalini, s hitrostjo transverzalnih valov, večjo 'kot 800 m/sek; 2 . uležana tla, debeline manj kot 60 m, nad trdno formacijo (omenjeno pod (1)), ki jih sestav­ ljajo stabilne plasti peska, gramoza ali trde gline. Profil S2 zajema tla iz materialov z manjšo ko­ hezijo oziroma lokacije, kjer je debelina depozita večja od 60 m, če je depozit sestavljen iz mate­ rialov kot pri profilu Si pod (2 ). Profil S3 zajema tla iz mehke ali srednje trde gline in peska, katerih plasti so debelejše kot 10,0 m, brez vložkov plasti nekohezivnega materiala. Če ni na razpolago ustreznih geoloških razisko­ vanj, je treba jemati koeficient, ki velja za profil S2. Vrednosti koeficienta S so naslednje: profil tal: Si Sg S3 S: 1,0 1,2 1,5 Celotna seizmična sila v višini tal se določi po formuli: kjer je: Av — koeficient pospeška, ki velja za dejansko hitrost (od 0,05 do 0,40); S — koeficient vrste tal; R — redukcijski koeficient konstrukcije (od 1,5 do 7,0); T — lastna nihajna doba konstrukcije. Določevanje vrednosti koeficienta S na podlagi prej omenjenih treh karakterističnih profilov je dokaj problematično in bo v praksi (seveda, če bo ta osnutek sprejet) zahtevalo veliko naknadnih po­ jasnil. Kljub temu pa ta osnutek kaže, da se je odnos ameriških strokovnjakov od leta 1970 do danes glede kvantifikacije vplivov lokalnih geomehanskih pogojev na seizmične obremenitve bistveno spre­ menil. V predpisih iz leta 1970 ni bilo nikakršnih parametrov, ki naj bi zajemali te vplive; v pred­ pisih iz leta 1974 se pojavljajo prvi koeficienti S, katerih vrednosti glede na omejitve niso velike, v letu 1978 pa so že dokaj pomembni in lahko pove­ čajo seizmične obremenitve tudi do 50 %. 2.2.3. Upoštevanje lokalnih geomehanskih vplivov na Japonskem Japonski predpisi za gradnjo v seizmičnih ob­ močjih so vedno dajali pomemben poudarek vplivu lokalnih geoloških pogojev na seizmične obremenit­ ve. Ti vplivi so zlasti močno upoštevani v predpi­ sih za gradnjo hidrotehničnih objektov in podzem­ nih instalacij, kjer te vplive opredeljujejo v odvis­ nosti od geološke strukture tal in od vrste ter po­ mena konstrukcije. V predpisih iz 1968. leta (4) so predpisani koeficienti tal za razne vrste objektov in razne vrste tal. S temi koeficienti je treba pomno­ žiti seizmične koeficiente za ustrezna območja za določitev seizmičnih sil, kot sledi iz naslednje tab­ lice: Objekti za Vrsta nosilnih tal prečiščevanje vode, odprti Vodni stolpi in akvadukti Podzemni vodovodi kanali skala in dobro konsolidinar gramoz 0,4 0,5 0,3 diluvialni depoziti 0,7 0,7 0,7 aluvialni depoziti 1,0 1,0 1,0 mehka tla 2,0 2,0 2,0 Zmnožek koeficienta tal in seizmičnega koe­ ficienta ne sme biti manjši od 0,1 in ne večji od 0,3. V posameznih primerih je lahko tudi večji od 0,4. Kot je razvidno, kažejo, ti koeficienti, da lahko za omenjene vrste objektov vpliv lokalnih geoloških pogojev poveča seizmične sile za trikrat; v posa­ meznih primerih pa tudi več kot za štirikrat, od­ visno od vrste tal in vrste konstrukcije. Ti koefi­ cienti so vezani le na geološko strukturo tal, ne glede na debelino depozita, kar pomeni, da pojav resonance ni upoštevan. V novejših predpisih za gradnjo pristaniških objektov iz 1975. leta (7) upoštevajo tudi debelino depozita, in sicer na naslednji način: Koeficienti lokalnih geoloških pogojev: Vrsta tal Koeficienti 1. vrsta 0,8 2. vrsta 1,0 3. vrsta 1,2 Klasifikacija vrste tal naslednjih kriterijev: se določa na podlagi Debelina kvartarnega Gramoz depozita Pesek ali glina Mehka tla manj kot 5 m 1. vrsta 1. vrsta 2. vrsta od 5 do 25 m 1. vrsta 2. vrsta 3. vrsta več kot 25 m 2. vrsta 3. vrsta 3. vrsta Kot je razvidno, se tukaj seizmični koeficienti povečujejo s povečanjem debeline depozita, medtem ko so koeficienti v primerjavi s prešnjimi manjši in se gibljejo nekako v mejah podobnih koeficientov, ki jih vsebujejo naši predpisi. Za stavbe obstajajo posebni predpisi z ustrezno seizmološko karto Japonske, v kateri so lokalni vplivi že upoštevani. Sicer pa so seizmični koefi­ cienti za stavbe določeni v odvisnosti od višine stavbe in vrste materiala konstrukcije ter se gib­ ljejo med 0,2 g in 0,3 g. 2.2.4. Lokalni vplivi tal v naših predpisih V trenutno še vedno veljavnih jugoslovanskih predpisih, ki so začeli veljati 1964. leta, je vpliv lokalnih geoloških pogojev upoštevan s pomočjo seizmičnih koeficientov, ki se razlikujejo glede na vrsto nosilnih tal. Tla so v predpisih kategorizirana v 3 skupine, in sicer: — dobra tla: trdna skala in homogena gramozna tla; — srednja tla: homogena peščena tla, prekonsolidi- rana glinatsa in lapornata tla, zmerno heterogena glinasta in peščena ter gramozna tla; — slaba tla: heteroga tla, mehki lapori in gline. Vrednosti seizmičnih koeficientov v seizmičnih območjih VII., VIII. in IX. stopnje so glede na vrsto tal naslednje: Vrsta tal Seizmične stopnje VII. VIII. IX. dobra 0,02 0,04 0,08 srednja 0,025 0,05 0,10 slaba 0,03 0,06 0,12 To pomeni, da veljajo za seizmične koeficiente glede na vrsto tal naslednji faktorji povečanja: — dobra tla: 1,0 — srednja tla: 1,25 — slaba tla: 1,50. Ti koeficienti so bili povsem avtentično opre­ deljeni že v slovenskih predpisih za gradnjo v seiz­ mičnih območjih, ki jiih je Izvršni svet SRS sprejel že leta 1962. Zanimivo je, da so ti koeficienti, ki smo jih samostojno določili že pred skoraj 20 Ifeti, praktično identični s koeficienti, ki so navedeni v najnovejšem predlogu ameriških predpisov iz leta 1978: Si = 1,0; S2 = 1,20; Sg = 1,50. Ameriški predpisi navajajo le bolj natančno kategorizacijo tal, kjer so poleg geološke strukture upoštevane tudi debeline plasti. V novih predpisih, ki jih pripravljamo sedaj, bo treba predvsem bolj precizno klasificirati tla v po­ sameznih kategorijah, v skladu z mednarodno kla­ sifikacijo geoloških struktur. Tako kot doslej bomo upoštevali tri vrste tal. Prvotni namen, da bi za vsako vrsto tal dolo­ čili specifičen spekter odziva, ki bi ustrezal našim specifičnim seizmotektonskim pogojem, se ni mogel uresničiti zaradi velike heterogenosti seizmotek- tonskih in geomehanskih pogojev na območju Ju­ goslavije, kakor tudi zaradi pomanjkanja registra­ cij močnih potresov v različnih predelih naše države. Ob črnogorskem potresu je bilo registriranih več akcelerogramov v različnih geoloških struktu­ rah, vendar so ti podatki uporabni le na območje, na katerem so bili registrirani, pa tudi z gotovimi omejitvami, glede na že omenjeno stohastičnosl seizmičnih pojavov. Glede na to, da morajo predpisi veljati za celotno območje Jugoslavije, bo treba določiti neke sintetične spektre, upoštevajoč pri tem naše lastne izkušnje, ki smo jih pridobili ob naših registriranih potresih, zlasti od Skopja dalje in še posebej črno­ gorskega potresa, kakor tudi izkušnje drugih dežel. Novi predpisi bi morali upoštevati tudi pojav resonance tako v tleh kot v konstrukciji. Zato bi bilo treba kategorije tal opredeliti ne samo glede na geološko strukturo zgornje nosilne plasti, temveč tudi glede na stratigrafijo posameznih plasti ozi­ roma glede na debelino depozita in njegove dina­ mične karakteristike. 2.2.5. Mednarodna dejavnost v zvezi z unifikacijo predpisov za gradnjo v seizmičnih območjih Zadnja leta teče v svetu več akcij, ki so v zvezi z unifikacijo oziroma harmonizacijo predpisov za gradnjo v seizmičnih območjih. Iniciativo za te akcije je dalo Evropsko združe­ nje za seizmično gradbeništvo (EAEE), ki je leta 1976 predložilo Evropski ekonomski komisiji (ECE) Združenih narodov v Ženevi osnutek unificiranih predpisov za gradnjo v seizmičnih območjih, ka­ terega je pripravila posebna delovna skupina EAEE. Ta osnutek je bil diskutiran na meddržavnem sestanku Evropske ekonomske komisije v mesecu aprilu 1978. leta v Beogradu. Nanj so predstavniki 17 držav podali številne pripombe in sugestije, kar bo zahtevalo predelavo tega osnutka. Nosilec naloge je še vedno EAEE, ki se je obvezalo, da bo novi osnutek pripravilo do 1982. leta, vendar ne v obliki modelnega predpisa, temveč bolj kot načela in navodila za gradnjo v seizmičnih območjih. V to akcijo so se med tem časom vključile tudi druge mednarodne strokovne organizacije, in sicer: — Mednarodna organizacija za standarde (ISO), — Komite za varnost konstrukcij (JCSS), — Evro-mednarodni komite za beton (CEB), — Mednarodno združevanje za seizmično grad­ beništvo (IAEE). Dejavnosti teh organizacij v zvezi z izdelavo osnutka predpisa za gradnjo v seizmičnih območjih se sedaj bližajo koncu. EAEE spremlja vse te dejav­ nosti in v njih tudi sodeluje z namenom, da novi osnutek mednarodnega predpisa ne bi povzročil toliko pripomb in sugestij kot prvi. Kar zadeva seizmične obremenitve, osnovni pojmi še vedno niso usklajeni. Zanimiv je predlog Mednarodne organizacije za standarde (ISO), v okvi­ ru katere delovna skupina, sestavljena predvsem iz japonskih strokovnjakov, predlaga, da se konstruk­ cije v seizmičnih območjih projektirajo za dve fazi obremenitev: za zmerni potres po teoriji elastičnosti in za močan potres po teoriji mejnih stanj po teo­ riji plastičnosti. Takšen pristop je v bistvu pravilen (dvofazni postopek dimenzioniranja poznamo pri prednapetem betonu), vendar je mogoč le, če imamo na razpolago za vse lokacije v deželi podatke o zmernem in močnem potresu, glede na katere je treba dimenzionirati konstrukcijo. Na Japonskem, kjer imajo veliko potresov in tudi dosti podatkov, je takšen pristop verjetno mogoč. V drugih deželah, ki imajo malo seizmičnih registracij, je takšen pristop problematičen. Predlog ISO ne navaja kriterijev za »zmeren« in »močan« potres. Kar zadeva vpliv lokalnih geoloških pogojev, navaja osnutek ISO koeficient R, ki je odvisen od lastne nihajne dobe konstrukcije (T) in kritične pe­ riode tal (Tc), odvisne od geoloških pogojev, katere vrednosti so naslednje: 0,3—0,5 za trdna tla 0,5—0,8 za srednja tla 0 ,8— 1,2 za mehka tla, če je: T ^ Tc : R = 1,0 TcT > T C:R = — T Najdlje so v pripravah novih predpisov za grad­ njo v seizmičnih območjih prišli v okviru Evro- mednarodnega komiteja za beton (CEB). Na sestan­ kih v Rimu v maju 1979. leta, v Lizboni v novembru 1979. leta in v Laussani v januarju 1980. leta so pripravili precej obsežen tekst predpisa, ki je bil obravnavan na kongresu CEB v juniju 1980. leta v Budimpešti. Seizmične obremenitve v tem tekstu so zelo natančno opredeljene. Sprejet je sodoben proba- bilistični pristop pri določanju seizmičnosti obmo­ čja. Omenjena je tudi MSK lestvica, vendar se predlaga, da se maksimalni pospešek ob podatku o dolžini trajanja uporablja kot najbolj reprezenta­ tiven podatek, ki opredeljuje nihanje, povzročeno s potresom, v primeru, kjer so takšni podatki na razpolago. Pri tem se maksimalni pospešek ne upo­ števa s svojo polno vrednostjo, temveč se uporab­ lja kot orientacijski podatek za določanje seizmičnih obremenitev s pomočjo »idealiziranih« spektrov odziva. Seizmična območja so razdeljena v tri skupine: — območje O majhne intenzitete — območje M zmerne intenzitete — območje H močne intenzitete. Natančnejših definicij seizmičnosti omenjenih območij ta predpis ne vsebuje. Kar zadeva vpliv lokalnih pogojev, se načelno ugotavlja, da ima vsaka lokacija svoj spekter od­ ziva, lahko tudi več spektrov, odvisno od lokacije in moči posameznih žarišč, ki lahko vplivajo' na način nihanja tal na ustrezni lokaciji. Konkretno se vpliv lokalnih pogojev upošteva na enak način kot v predlogu ameriških predpisov (3) z isto razdelitvijo tal v tri kategorije (profile) in z istimi vrednostmi koeficientov Si, Sg ter S3. Način določanj a seizmičnih obremenitev v pred­ pisu CEB je zasnovan na sodobnih spoznanjih s področja inženirske seizmologije, vendar se bodo v praksi pojavili problemi zaradi pomanjkanja seiz­ moloških podatkov, na katerih je ta način zasnovan. Zato predpis prepušča določanje nekaterih para­ metrov za seizmične obremenitve posameznim de­ želam. Sprejetje tega predpisa, ki je v marsičem so­ dobnejši in boljši tudi od osnutka naših novih predpisov ter tudi od predloga ameriških predpisov, bo gotovo prispevalo k nadaljnjemu razvoju seiz­ mičnega gradbeništva in zlasti inženirske seizmo­ logije. EAEE bo moralo upoštevati ta predpis pri iz­ delavi svojega predloga unificiranih oziroma har- moniziranih predpisov za gradnjo v seizmičnih območjih. 3. IZKUŠNJE ČRNOGORSKEGA POTRESA Potres, ki je sredi aprila 1979. leta zajel Črno­ gorsko Primorje z večjim številom močnih sunkov, od katerih je bil najmočnejši 15. aprila ob 7. uri 19 minut, je povzročil veliko rušenj in poškodb gradbenih objektov ne samo v priobalnem pasu, temveč tudi v notranjosti Črne gore. Analiza poškodb je že pri prvih pregledih pokazala, da sta bila obseg in vrsta poškodb v ve­ liki meri odvisna od specifičnih lokalnih geoloških pogojev tal, na katerih je objekt stal. Na posameznih lokacijah so se pokazali znani pojavi vpliva lokalnih geomehanskih pogojev na seizmične obremenitve, kot so: — resonanca v konstrukcijah zaradi podobnih dinamičnih parametrov konstrukcije in tal; — resonanca oziroma amplifikacija seizmičnih nihanj v tleh v aluvialnem depozitu nad osnovno kamnino; — vpliv nivoja podtalnice, zlasti v priobalnem območju; — vpliv geološke sestave in nosilnosti zgornjih plasti tal; — pojav likvifakcije v peščenih, z vodo prepo­ jenih tleh; — rušenje nestabilnih področij; — vpliv geomorfologije na širjenje potresnih valov. Strokovna komisija UNESCO, ki je po potresu obiskala potresno območje, je v svojem poročilu zapisala, 'da so posledice črnogorskega potresa pravi leksikon vplivov različnih lokalnih geomehanskih pogojev na poškodbe gradbenih Objektov ob potresu. Natančna specifikacija in razmejitev posledic posameznih vplivov zaenkrat še nista mogoči, ker so za to potrebne obsežne geotehnične raziskave posameznih lokacij in analiza nosilnosti konstrukcij na teh lokacijah pred potresom. Za izvršitev te na­ loge je treba angažirati večje število kompetentnih strokovnjakov s področij seizmologije, inženirske seizmologije, geomehanike in seizmičnega gradbe­ ništva, kar bo zahtevalo določen čas in ustrezna finančna sredstva. Črnogorski potres je bil na več mestih regi­ striran s pomočjo akcelerogramov. Ti akcelerogra- mi bodo zelo koristni pri preučevanju vpliva lo­ kalnih geoloških pogojev na konstrukcije. Sicer pa se moramo zavedati, da bo kak drug potres na tem območju lahko povzročil tudi drugačne registracije. Zato bo treba pri preučevanju teh vplivov upo­ števati tudi druge izkušnje, pridobljene v drugih deželah. Globalno lahko sedaj ugotovimo naslednje: — Poškodbe stavb se zmanjšujejo, če se loka­ cije bližajo skalnatim pobočjem hribov, kjer so UDK 624.131.55:550.34 GRADBENI VESTNIK, Ljubljana 1980 (29) št. 9 str. Prof. Sergej Bubnov, dipl. ing. VPLIV LOKALNIH GEOMEHANSKIH POGOJEV NA SEIZMIČNE OBREMENITVE Seizmološke karte, izdelane na podlagi opazovanih potresov (ne pa pričakovanih) za »srednja tla«, ne dajejo dovolj zanesljivih podatkov za določanje seiz- temelji stavb na skali, 'kot je to razvidno na primer v Kotoru. — Velike poškodbe in rušenja v ladjedelnici v Bijeli, hotela Fjord v Kotoru in številnih drugih objektov ob obali so nastale zaradi pojava likvi­ fakcije v z vodo prepojenem obalnem pasu. — Na Slovenski plaži v Budvi so bile dinamične karakteristike konstrukcij z »mehkim« pritličjem očitno blizu dinamičnih karakteristik nosilnih tal. — Pri številnih objektih temelji objektov niso bili pravilno zgrajeni glede na globino temeljenja in njihovo konstrukcijo. Črnogorski potres je pokazal, da lokalni geo­ mehanski pogoji tal bistveno vplivajo na velikost seizmičnih sil in obremenitev. Natančnih podatkov, ki naj bi kvantificirali te vplive, zaenkrat še ni­ mamo. Treba bi bilo izvršiti geomehanske raziskave posameznih lokacij in analizirati nosilnost kon­ strukcij na teh lokacijah, tako da bi s pomočjo akcelerogramov, ki so bili registrirani med potre­ som, lahko bolj natančno opredelili velikost teh vplivov. Pri tem moramo upoštevati dejstvo, da obstoječe registracije veljajo za nedavni potres. Dru­ gi potres z drugačnim žariščem in drugim mehaniz­ mom v istem širšem območju bo imel drugačne registracije. Glede na ta stohastični značaj potresnih pojavov je treba obseg raziskovanja določiti v re­ alnih mejah. Glede na izfkušnje črnogorskega potre­ sa je treba v naših novih predpisih za gradnjo v seizmičnih območjih vplive lokalnih geomehanskih pogojev na seizmične obremenitve čimbolj natanč­ no upoštevati, v skladu z našimi in mednarodnimi izkušnjami na tem področju. B ib lio g ra fija 1. Rustanovič D. N.: Kolebanija poverhnosti zemli v epicentralnih zonah silnih zemljetrjasenij. Moskva, 1975. 2. Bubnov S.: Seizmično gradjenje. Zaštita od' zemljotresa. Gradjevinski kalendar. Beograd, 1980. 3. Tentative provisions for the development of seis­ mic regulations for buildings. ATC. Washington, 1978. 4. Earthquake Resistant Regulations, a World List. Tokyo, 1973. 5. Medvedev S V.: Inženernaja seizmologija. Mo­ skva, 1962. 6. Seed B. H. et al.: Soil structure Interaction Effects in the Caracas Earthquake of July 29. 67 Pro­ ceedings, 5WCEE. Rome, 1973. 7. Earthquake Resistant Regulations, a World List. Supplement. Tokyo, 1976. UDC 624.131.55:550.34 GRADBENI VESTNIK, Ljubljana 1980 (29) No. 9 pp. Prof. Sergej Bubnov, dipl. ing. THE INFLUENCE OF THE LOCAL SITE CONDITION ON THE SEISMIC LOADING Seismological maps are usualy compiled on the base of the occured (not expected) earthquakes for the “average soil conditions” . The date of these maps are mičnih obremenitev. Velik pomen imajo lokalni geo­ mehanski pogoji, kot so: geološka struktura tal, pojav resonance in amplifikacije, nivo podtalnice, možnost pojava likvifakcije, globina temeljev. Prikazano je, kako lokalne geomehanske pogoje upoštevajo v predpisih ZSSR, ZDA, Japonske in v naših predpisih. Omenjene so mednarodne aktivnosti v zvezi z uni­ fikacijo in harmonizacijo predpisov za gradnjo v seiz­ mičnih območjih, zlasti glede na problem lokalnih geo­ mehanskih vplivov. Črnogorski potres je potrdil dejstvo, da neugodni lokalni geološki pogoji lahko povečajo seizmične obre­ menitve za nekajkrat, glede na ugodne pogoje na istem območju. Prikazana je odvisnost obsega poškodb od dina­ mičnih karakteristik tal in konstrukcij pri črnogorskem potresu. not enough reliable for the definition of seismic loading. The influence of the geological local site conditions especialy the lithology and stratigraphy, resonance and amplification phenomena, ground water level and other site conditions, are very important. The treatments of the local site conditions in the regulations of USSR, USA, Japan and Yugoslavia are presented. The international activities connected with the uni­ fication and harmonization of the regulations for desing and construction in seismic region are noted, especialy concerning the influence of the local site conditions. Montenegro earthquake has confirmed the fact, that the unfavorable site conditions could increase the seismic loading for many times, in relation to the fa­ vorable conditions in the same region. The dependance of the intenseness of the damage upon the dynamic characteristics of the soil and struc­ ture during the Montenegro earthquake is presented. Račun seizmične odpornosti zidanih zgradb UDK 699.841:620.17 MIHA TOMAŽEVI Č 1. UVOD Študije obnašanja zidanih zgradb med potresi v Skopju 1963., Banjaluki 1969., na Kozjanskem 1974., v Furlaniji 1976. in Črni gori 1979. leta so pokazale, da dva bistvena pogoja vplivata na njihovo seiz­ mično odpornost — zasnova konstrukcije in kvali­ teta uporabljenih materialov. Dobro zasnovane zgradbe z enakomerno razporejenimi nosilnimi zi­ dovi v obeh smereh, med seboj povezanimi s togimi stropnimi konstrukcijami, ki so bile istočasno zgra­ jene iz kvalitetnih materialov, so brez posebnih po­ škodb prestale tudi močne potrese, pa čeprav niso bile projektirane in zgrajene po protipotresnih pred­ pisih (sl. 1). V nasprotnem primeru pa so 'bile zgrad­ be, ki niso istočasno izpolnjevale obeh pogojev seiz­ mične odpornosti, težko poškodovane ali so se celo porušile (sl. 2). Tako opazovanja obnašanja zidanih zgradb med močnimi potresi kot tudi laboratorijske preiskave zidnih elementov pod vplivom cikličnih horizontal­ nih obtežb pri istočasno delujoči konstantni verti- Članek je bil podan kot referat na posvetovanju »Iskustva i uslovi za projektovanje i gradjenje posle zemljotresa u SR Crnoj Gori« v Njivicah, 28. do 30. maja 1980. Avtor: mag. Miha Tomaževič, dipl. ing. gradb. Za­ vod za raziskavo materiala in konstrukcij, Ljubljana, Dimičeva 12 Slika 1. Skopje 1963: n os iln i z idovi zgradbe niso b il i teže poškodovani kalni obtežbi so pokazale, da se zidni elementi ru­ šijo na dva ekstremna načina: — zaradi izčrpanja upogibne odpornosti, ko se na tlačenih robovih zidnega elementa pojavijo ver­ tikalne razpoke (sl. 3). Referenčna napetost na meji porušitve, ki jo uporabljamo pri računu upogibne odpornosti zidu (momentne odpornosti), je »tlačna trnost zidu«; — zaradi izčrpanja strižne odpornosti, ko se v zidu pojavijo tipične diagonalne razpoke (sl. 4). Referenčna napetost na meji porušitve, ki jo upo- Slika 2. Skopje 1963: zgradba z nosilnimi zidovi le v prečni smeri se je porušila rahljamo pri računu strižne odpornosti zidu, je »natezna trdnost zidu«. Če hočemo oceniti varnost zgradbe v celoti, moramo preveriti tako upogibno kot tudi strižno Slika 3. Momentna porušitev zidnega elementa v laboratoriju odpornost vsakega posameznega Židu V kritični etaži. Pri tem moramo seveda upoštevati mejna rušna stanja, ne pa računati z dopustnimi nape­ tostmi. n [: Da bi lahko z računom ocenili varnost zgradbe, moramo na eni strani poznati: a) momentno in strižno odipornbst vsakega po­ sameznega zidu v obravnavani etaži; b) razporeditev horizontalne vztrajnostne sile na posamezne zidove v etaži — od področja pro­ porcionalnosti pa do mejnega, rušnega stanja: po­ znati moramo deformabllnostne karakteristike vsa­ kega posameznega zidu v etaži; c) razporeditev upogibnega momenta po višini posameznih zidov v obravnavani etaži (lego mo- mentne infleksijske točke); d) mehanizem rušenja zgradbe kot celote. Po drugi strani pa moramo poznati oziroma predvideti: lV . e) horizontalne vztrajnostne sile, ki v višini posameznih etaž delujejo na zgradbe med potresom pričakovane intenzitete: dejansko potresno obtežbo. Osnove za račun lahko dobimo le eksperimen­ talno: Slika 4. Strižna porušitev zidnega elementa v labo­ ratoriju 1 1. z laboratorijskimi preiskavami zidnih ele­ mentov v naravni velikosti: problema a) in b); 2. z modelnimi preiskavami: problemi a), b), c) in e); 3. z in-situ preiskavami (preiskavami zgradb z vsiljenimi vibracijami): problemi b), c) in e); 4. z registracijami gibanja tal in dinamičnega odziva zgradb pri močnih potresih: problemi b), c), d) in e). 2. RAČUNSKE OSNOVE 2.1. Odpornost zidov na horizontalno obtežbo 2.1.1. Upogibna odpornost Upogibna (momentna) odpornost zidu je bila v laboratoriju raziskana na dva različna načina: nekateri zidovi so bili preiskani s stopnjema nara­ ščajočo vertikalno silo s konstantno ekscentričnostjo vzdolž vertikalne osi zidu, medtem ko so bili ostali zidovi preiskani v posebej konstruirani napravi s konstantno vertikalno silo in s horizontalno silo, ki se je povečevala vse do porušitve zidu (sl. 3). Rezultati obeh vrst preiskav so prikazani na sliki 5 v primerjavi z računsko momentno odpor­ nostjo zidu. Le-ta je izračunana z upoštevanjem os diagrama, dobljenega s preiskavo zidu s cen- trično delujočo vertikalno silo in z upoštevanjem Navierove hipoteze ravninskega zasuka prereza zi­ du vse do porušitve. Ker v praktičnih primerih vrednosti napetosti v zidovih zaradi vertikalne obtežbe ne presegajo vrednosti 0,4 tlačne trdnosti zidu (o0 < 0,4 ß), se lahko nastanek momentnega rušenja zidu omeji z linijo e/d < 0,30, kjer je e = M/V ekscentričnost obtežbe. Pogoj za nastanek momentne porušitve zi­ du je v tem primeru dan z enačbo: M/W ^ 1,8 o,, .. . 1 Mejno horizontalno silo, ki pri dani vertikalni obtežbi (ojß) povzroči momentno porušitev zidu, lahko izračunamo s pomočjo vrednosti količine (om/ß), ki jo odčitamo iz diagrama v sliki 5, poznava­ joč seveda istočasno tudi lego momentne infleksij- ske točke. V primeru, da je momentna infleksijska točke na sredini višine zidu, kot je to zagotovljeno z laboratorijsko napravo, pa je mejna horizontalna sila, ki povzroči momentno porušitev zidu, podana z enačbo: TT _(aJß)ß td* rtu, f — ---------------------- 3 h . . . 2 2.1.2. Strižna odpornost Z napravo, ki je konstruirana tako, da med pre­ iskavo ostaneta zgornja in spodnja ploskev zidu med seboj paralelni, se v zidu reproducirajo tipične diagonalne razpoke (sl. 4). Med preiskavo so zidni elementi izpostavljeni programiranim cikličnim ho­ rizontalnim pomikom ob istočasni konstantni ver­ tikalni obtežbi. Dejanska horizontalna sila v zidu se meri z dinamometroma na obeh straneh podpor­ nega nosilca. Dosedanje preiskave zidov so potrdile hipotezo, dobljeno z fotoelastičnimi modelnimi preiskavami, da je za nastanek diagonalnih razpok v zidu odlo­ čilna »natezna trdnost zidu«. Razmerje med po­ vprečno strižno napetostjo v zidu pri porušitvi tu, ki definira strižno odpornost zidu, in napetostjo v zidu zaradi vertikalne obtežbe o0, izraženo z natezno trdnostjo zidu an, je dano z enačbo: Slika 5. Upogibna odpornost zidnega elementa v odvisnosti od vertikalne obtežbe Če s karakteristično strižno trdnostjo zidu tr označimo vrednost ru pri pogoju a0 = 0, se enačba (3), izražena s karakteristično strižno trdnostjo Tk, spremeni: V enačbah (3) in (4) nastopajoči koeficient b pomeni razmerje med maksimalno in povprečno strižno napetostjo v prerezu zidu, odvisen pa je tako od geometrijiSkih karakteristik zidu (razmerje višine proti širini zidu h/d) kakor tudi od pogojev obtežbe (razmerja med ekscentričnostjo obtežbe proti širini zidu e/d). Rezultati preiskav v primerjavi z računskimi krivuljami strižne odpornosti so prikazani na sli­ ki 6. Mejna horizontalna sila, ki pri dani vertikalni obtežbi povzroči strižno porušitev 'zidu, se dobi z množenjem povprečne strižne napetosti pri poru­ šitvi ru s površino horizontalnega prereza zidu, upo­ števajoč pri tem faktor redukcije nosilnosti: HUj5 = 0,9 F ru = 0,9 F rk I/ —--- ---- b 1.\ b Tk . . . o 2.1.3. Interakcijski diagrami Odpornost zidu na horizontalno obtežbo v od­ visnosti od vertikalne obtežbe lahko prikažemo s tako imenovanimi interakcijskimi diagrami. Glede na dva ekstremna načina porušitve zidnih elemen­ tov so tudi interakcijski diagrami konstruirani na dva načina: — v diagrame, ki kažejo odvisnost momentne odpornosti zidu od vertikalne obtežbe, so vrisane krivulje strižne odpornosti (sl. 7); — v diagrame, ki kažejo odvisnost strižne od­ pornosti zidu od vertikalne obtežbe, so vrisane kri­ vulje momentne odpornosti (sl. 8). Diagrami so konstruirani za različne geome­ trijske karakteristike zidov (razmerja h/d) ter raz­ lične kvalitete materiala (razmerja ajß, ki pa vari­ ira le od 0,04 do 0,0?) pri spreminjajočih se pogojih vertikalne in horizontalne obtežbe. Poznavajoč geometrijske in materialno-tehnične karakteristike vsakega posameznega zidnega ele­ menta, lahko konstruiramo interakcijske diagrame ter ugotovimo kritičen način rušenja zidu pri da­ nih pogojih vertikalne obtežbe. Slika 6. Strižna odpornost zidnega elementa v odvisnosti od vertikalne obtežbe Slika 7. Interakcijski diagrami: v diagram upogibne odpornosti so vrisane krivulje strižne odpornosti UPOGIBNA ODPORNOST: Slika 8. Interakcijski diagrami: v diagram strižne odpornosti so vrisane krivulje upogibne odpornosti 2.2. Deformabilnost zidov Zidni element, ki se preiskuje v napravi, ki obdrži zgornjo in spodnjo ploskev zidu paralelno ves čas preiskave (sl. 4), se obremenjuje s progra­ miranimi cikličnimi horizontalnimi pomiki pri kon­ stantni vertikalni obtežbi. Rezultirajoča horizontal­ na sila v zidu se meri z dinamometroma ter se hkra­ ti z izmerjenimi deformacijami zidu registrira v obliki tako imenovanih histereznih zank. Le-te dajo informacijo ne le o odpornosti in togosti zidnega elementa ter njunem upadanju z večanjem ampli­ tud, pač pa tudi o možnosti absorbcije energije. Ovojnica histereznih zank, tako imenovani H-d diagram, nam kaže, kako togost zidnega elementa pada z naraščajočimi deformacijami. Naklon H-d krivulje v izhodišču je enak začetni, »elastični« to­ gosti zidnega elementa (sl. 9). Računska začetna togost zidnega elementa, dob­ ljena z upoštevanjem tako upogibnih kot tudi striž­ nih deformacij zidu pri pogoju, da je momentna infleksijska točka na sredini višine zidu (to pa na­ prava za preiskavo zidov tudi omogoča), je dana z enačbo: G F 1,2 h G 1 I h 11 + — — r rD 1,2 1 d J Z enačbo (6) lahko izračunamo strižni modul zidu G, če poznamo deformacijski modul D. Le-tega pa dobimo s preiskavo nosilnosti zidu na vertikalno obtežbo. Iz dobljenih H - d diagramov lahko ugotovimo, da so tudi zidovi do neke mere duktilni. Da bi stop­ njo duktilnosti lahko izvrednotili, eksperimentalno dobljene H - d diagrame idealiziramo (sl. 10), duk- tilnost pa definiramo kot razmerje: dmaks kjer je s _ 0,9 Hmakg in so vrednosti d maks in H maks odmerjene v ekspe­ rimentalno dobljenem H - d diagramu. Idealizirane H-d diagrame lahko tudi izračuna­ mo (sl. 11). Pri tem privzamemo za odpornost zidnih elementov vrednosti iz interakcijskih diagramov (sl. 7 in 8) in upoštevamo geometrijske in materialno- tehnične karakteristike zidu ter stanje vertikalne obtežbe. 3. RAČUN odpornosti zid a n ih zg r ad b NA HORIZONTALNO OBTEŽBO 3.1. Predpostavke računa Opazovanja obnašanja zidanih zgradb med moč­ nimi potresi so pokazala, da so v večini primerov v njihovih zidovih nastale eno- ali dvosmerne diago­ nalne razpoke. Glede na to lahko sklepamo, da je za obnašanje zidanih zgradb z zadostnim številom zidov v smeri delovanja potresa odločilna njihova strižna odpornost. Zgradbe z zidovi le v smeri, pra­ vokotni na smer delovanja potresa — zgradbe t. i. »tunelskega tipa« — seveda niso stabilne (sl. 2). Tako v večini primerov zadošča, če z računom pre­ verimo le strižno odpornost kritičnih etaž zgradbe. Z računsko metodo, opisano v naslednjem, to v bistvu tudi storimo, čeprav se v računu preverja­ ta tako momentna kot tudi strižna odpornost posa­ meznih zidnih elementov, saj metoda ne upošteva dejanske lege momentne infleksijske točke v posa­ meznih zidovih. Zaradi tega daje metoda, dokler se ne dopolni z rezultati v naslednjih letih predvide- nih eksperimentalnih raziskav, realne rezultate le za zgradbe takšnih geometrijskih karakteristik, pri katerih se lahko vpliv razporeditve upogibnih mo­ mentov po višini posameznih zidnih elementov za­ nemari. To so pa seveda zidane zgradbe normalnega števila etaž in normalnih tlorisov, ki se pri nas ve­ činoma tudi grade. Osnovne predpostavke metode so naslednje: a) upoštevajo se eksperimentalno ugotovljene, vendar idealizirane karakteristike materialov zidov; b) upoštevajo se tudi zidovi, ki stoje pravo­ kotno na smer delovanja potresa. Njihov prispevek k celotni etažni odpornosti je proporcionalen z nji­ hovo deformacijo in togostjo; c) stropne konstrukcije so neskončno toge v svoji ravnini; d) zidovi so vpeti na zgornjem in spodnjem robu; e) vpliv torzije, ki nastane v primeru, da masno in strižno težišče ne sovpadata, se spreminja s pre­ hodom posameznih zidov v nelinearno področje; f) deformacija posameznega zidu na meji raz­ pok je definirana z velikostjo 1,2 deformacije na idealizirani meji elastičnosti — pri doseženem fak­ torju duktilnosti 1,2; g) mejni, rušni faktor duktilnosti se za vsako vrsto zidu ugotavlja eksperimentalno. Če eksperi­ mentalnih podatkov ni na razpolago, je mejni faktor duktilnosti enak 1,5. S predloženim načinom računa se odpornostne in deformabilnostne karakteristike obravnavane etaže izračunajo v obliki tako imenovanega »etaž­ nega H-d diagrama«, kjer pomeni »H« horizon­ talno istrižno reakcijsko silo etaže, ki ustreza rela­ tivnemu etažnemu pomiku »d« masnega težišča etaže. V etažnem H-d diagramu se v računu defi­ nirajo tri mejna stanja: 1. Meja elastičnosti, ki je definirana z relativ­ nim etažnim pomikom masnega težišča, pri katerem so deformacije vseh zidnih elementov etaže manjše ali kvečjemu enake deformaciji na idealizirani meji elastičnosti. Strižna reakcijska sila etaže je v tem primeru podana z izrazom: He = Htot pri pogoju <5i <; doi. . . . 9 Pri tem je Htot = 2 Hi, i . . .10 kjer je Hi = d; Koi. . . .11 2. Meja razpok, ki je definirana z relativnim etažnim pomikom masnega težišča, pri katerem je vsaj en zid v etaži dosegel deformacijo na meji raz­ pok. Strižna reakcijska sila etaže na meji razpok je podana z izrazom: Hf = Htot pri pogoju d; 5̂ 1,2 d0;. . . . 12 Pri tem je Htot = 2 Hi, . . . 13 i HIŠA . BARDO 1 Računska shema zidov kjer je Hi = d; K0i, če <5i <;'<50i . . . 13 a in H; = Hui, če (30i < <5i ^ 1,2 doi. . . . 13 b 3. Etažna odpornost, ki je definirana z relativ­ nim etažnim pomikom masnega težišča, pri katerem je dosežena maksimalna strižna reakcijska sila etaže: U u — H t o t maks, • • • 1 4 kjer je Htot maks maks 12: Hi j . . . . 15 Pri tem je H, = <5i K0i, če <5i ^ doi, . . . 15 a H; = Hui, če đoi < d; <; dui, . . . 15 b H; = O, če d; > dui. . . . 15 c Če poznamo težo zgradbe nad obravnavano eta­ žo G t o t , lahko za vsako od definiranih mejnih stanj izračunamo ustrezni strižni koeficient (base shear coefficient) kot merilo intenzitete potresa, ki ga lahko zgradba prenese: G to t VKf =~ VKU = H f G to t H u . . . 16 3.2. Računski postopek Za sam račun seizmične odpornosti zidanih zgradb smo na ZRMK izdelali računalniški program, imenovan »POR«. Računski postopek, ki je v bistvu postopek »korak za korakom«, je tak: Najprej se izračunajo deformabilnostne in od- pornostne karakteristike (idealizirani H-d dia­ grami — sl. 11) posameznih zidov obravnavane etaže. Poznavajoč te karakteristike je možno izra­ čunati zasuk etaže zaradi torzije, z njegovo pomočjo pa dejanske deformacije posameznih zidov, pomik masnega težišča ter ustrezno strižno reakcijsko silo etaže na meji elastičnosti. V naslednji fazi se za izbrani korak poveča tran- slatorni del relativnega etažnega pomika — pomik težišča togosti. Pri povečani vrednosti translator- nega dela relativnega etažnega pomika se z upošte­ vanjem vrednosti torzijskega zasuka etaže, dobljene v predhodnem koraku računa, izračunajo nove de­ formacije zidov. Z znanimi deformacijami zidov je mogoče ob upoštevanju H-d diagramov posameznih zidov izračunati novo vrednost relativnega etažnega pomika masnega težišča in njemu ustrezno strižno reakcijsko silo etaže. Izračuna se tudi novi položaj težišča togosti ter po potrebi korigira kot torzijske­ ga zasuka etaže. Račun se ponavlja, konča pa se določeno število korakov po doseženi maksimalni vrednosti strižne reakcijske sile etaže. Račun se konča tudi v pri­ meru torzijske porušitve zgradbe, ki je definirana s trenutnim velikim prirastkom pomika masnega te­ žišča etaže. 3.3. Vhodni podatki in rezultati računa Kot vhodni podatki za račun se vstavljajo tako karakteristike etaže kot tudi karakteristike zidov etaže, ki so lahko za posamezne zidove različne. Podatki, ki karakteriziraj o obravnavano etažo, so: ime zgradbe in etaže, število zidov v etaži (NZ), etažna višina (VE), teža zgradbe nad obravnavanim prerezom (GTOT), ki se lahko izračuna tudi avto­ matično s podanimi vertikalnimi napetostmi v zido­ vih, ter odpornostne karakteristike, ki so enake za večji del števila zidov etaže: — strižni modul G (GE); — karakteristična strižna trdnost tk (TAUKE); — mejni faktor duktilnosti (faktor duktilnosti pri porušitvi) d (DUE). Če so zidovi armirani, se lahko vstavijo tudi podatki o armaturi večine zidov. Podatki, ki karakteriziraj o geometrijo in razpo­ reditev zidov v etaži, so: c e t is KODIRNI LIST DATUM_______________________________ ___________ PROGRAM_____ ___ ____________________________________________PROGRAMER________________________,______________________________________U S T _________ O D ________ .1 2 3 4 s 8 7 8 9 ,0 »« 12 13 M 18 18 17 18 19 20 21 22 23 24 28 26 27 26 29 30 31 32 33 34 36 36 37 38 39 40 4. 42 43 44 48 46 47 48 49 80 61 62 53 54 55 58 57 58 59 60 61 62 63 64 68 66 67 68 69 70 71 72 73 74 75 76 77 78 79 80 t If 1SX t . A * ft>4 i - P i i TL 1C3C PXr X) 5A IJ4C / J 4* 1 • 4 9 e 0 00 • 4• 5 A • f 21S• r \o A2 9 $O i t 4 44 A 9 4Cr Co A * 9 4 O 4f 4 4 A S c\o 1o t Xc i XO /14 A 9 r 0 A 9O 4Xc - 4Op >14 A 9 r ti XA o ĆXc t Or A4 A? r 0 A s r 9 9c Ct X 4 4 A ,9 c0 Ao r 99c A 9s 44 A |9 A 4i C 'c A 12 c 94 A 6 >4 4co t X S1'° r A A «Z 1 A> 1 Z t 9 4 A r o i c c o t z jS 2C 9O r O ĆA c l d A 9Co 91T Clo i O4 1r 2.Ot 4 e C c o i t S t c 4444 _ - - - • 2 3 « 5 e 7 8 9 10 " 12 13 15 18 '718 19 20 21 22 23 24 26 26 27 28 29 30 31 32 33 34 36 36 37 38 39 40 42 43 45 46 47 48 49 50 51 52 53 54 55 56 57LÜ59 60 61 62 63 64 85 66 67 68 69 70 7172 73 74 75 76 77 78 79 BO OBr 003 Slika 13. P r im e r p rip ra v e podatkov za račun — dimenzija zidu v smeri x (DX), — dimenzija zidu v smeri y (DY), — koordinata x težišča površine zidu (X), — koordinata y težišča površine zidu (Y), — efektivna višina zidu (VZ). Podatki, ki karakterizirajo odpornost zidu, pa so: — vertikalna napetost v zidu zaradi lastne teže in odločilne koristne obtežbe o0, ki se izračuna posebej (SO); — strižni modul zidu G (GZ); — karakteristična strižna trdnost zidu tk (TAUKZ); — mejni faktor duktilnosti (faktor duktilnosti) pri porušitvi d (DUZ). Če se zid armira, se vstavijo tudi podatki o ko­ ličini in kvaliteti vložene armature. Primer priprave vhodnih podatkov je podan v prilogi. Kot rezultat računa dobimo za vsako od treh definiranih mejnih stanj ter za vsako smer delo­ vanja seizmičnih sil podatke o stanju etaže kot ce­ lote kot tudi o stanju posameznih zidov v etaži. Stanje etaže je v rezultatu podano: — s strižno reakcijsko silo etaže (strižna sila); — s pomikom masnega težišča (deformacija); — s togostjo (togost); — s strižnim koeficientom (VK); medtem ko je stanje zidov opisano: — s prispevkom posameznega zidu k strižni reakcijski sili etaže (H); — z deformacijo posameznega zidu (D); — s togostjo posameznega zidu (K); — z razmerjem dosežene deformacije posamez­ nega zidu proti deformaciji na idealizirani meji elastičnosti — z doseženim faktorjem duktilnosti (FI). Po želji računalnik izpiše tudi vrednosti etažne­ ga H-<5 diagrama, izračunane pri vsakem račun­ skem koraku. Etažni H-<5 diagram je podan s strižno reakcijsko silo etaže (HE), pomikom masnega težišča (DCM) in z etažno togostjo (KE). Primer računalniškega izpisa je podan v prilogi. Opomba: Podroben opis računalniškega programa kot tudi priročnik za uporabo programa sta zaintere­ siranim na razpolago na Zavodu za raziskavo materiala in konstrukcij Ljubljana, TOZD Inštitut za konstruk­ cije Ljubljana, Dimičeva 12. 4. KRITERIJI ZA PREVERJANJE SEIZMIČNE ODPORNOSTI ZIDANIH ZGRADB 4.1. Materialno-tehnične karakteristike zidov Ker predložena metoda za preverjanje seiz­ mične odpornosti zidanih zgradb temelji na mejnih stanjih, moramo, če hočemo dobiti realne rezultate, materialno-tehnične karakteristike ugotoviti ekspe­ rimentalno za vsako vrsto zidu posebej. Če rezultatov preiskav nimamo na razpolago, lahko kot informativne privzamemo vrednosti, na­ vedene v tabeli 1, ki so rezultat do sedaj izvršenih preiskav zidov v laboratorij h ZRMK: Tabela 1. Materialno-tehnične karakteristike zidov Vrsta zidu °n kp/cm2 (k Pa) G kp/cm2 (k Pa) D G d Polna opeka (6 X 12 X 14 cm) MO 100, MM 25 1,8 (180) 2.000 (200.000) 6 1,5 Modularni blok (29 X 19 X 19 cm) MO 150, MM 25 1,2 (120) 2.000 (300.000) 6 1,5 Modularni blok (29 X 19 X 19 cm) MO 150, MM 50 1,8 (180) 3.000 (300.00(1) 6 1,5 Keramzitni blok (29 X 19 X 19 cm) MO 75, MM 50 2,7 (270) 5.000 (500.000) 6 1,5 Lomljen kamen v dveh slojih z zasipom v slabi malti 0,2(20) 600 (60.000) 6 1,5 Isto, injektiran s 100 kg cementa po m* zidu 1,0(100) 1.000 (100.000) 6 1,5 Kadar saniramo zgradbe, moramo večkrat oja- Da bi pa lahko ocenili varnost zgradbe pred seiz- čiti le posamezne zidove. To storimo z oblaganjem z armiranobetonskimi oblogami ali vgrajevanjem horizontalne armature v spojnice zidu (pri prezi- davanju) oziroma z vgrajevanjem vertikalnih vezi na obeh robovih zidu. Za tako ojačane zidove lahko vrednosti glavnih nateznih napetosti pri porušitvi on, podane v tabeli 1, povečamo (če nimamo na razpolago ustreznih eksperimentalnih podatkov): — s faktorjem 1,50 v primeru ojačitve zidu z obojestranskima armiranobetonskima oblogama ali s horizontalno armaturo v spojnicah zidu; — s faktorjem 1,25 v primeru ojačitve zidu z vertikalnimi vezmi na obeh robovih zidu. Pri računu odpornosti zidu, ojačanega z oboje­ stranskima armiranobetonskima oblogama, se upo­ števa debelina osnovnega zidu, povečana za debelino oblog, medtem ko se pri računu togosti zidu upošte­ va debelina osnovnega zidu, povečana za štirikratno debelino oblog. Na to moramo paziti pri pripravi vhodnih podatkov za računalnik. Najbolje je, če posebej izračunamo ekvivalentni strižni modul: tako lahko obdržimo enako debelino zidu za račun od­ pornosti in togosti. 4.2. Parametri seizmičnosti Predložena računska metoda nam omogoča, da dokaj realno ocenimo odpornost zgradbe na ho­ rizontalno obtežbo, če imamo esperimentalno ugo­ tovljene materialno-tehnične karakteristike zidov. mičnimi obtežbami, moramo seveda te seizmične obtežbe poznati in jih primerjati z dejansko odpor­ nostjo zgradbe. 4.2.1. Zahteve veljavnih predpisov Veljavni predpisi (Pravilnik o začasnih teh­ ničnih predpisih za grajenje v seizmičnih področjih, Uradni list SFRJ, št. 39/1964) upoštevajo MCS (Mercalli-Cancani-Sieberg) lestvico intenzitete seiz­ mičnosti. Po tej lestvici so vrednosti pospeškov tal za različne stopnje intenzitete seizmičnosti nasled­ nje: Tabela 2. Pospeški tal po MCS lestvici VII. stopnja VIII. stopnja IX. stopnja 0,01 — 0,025 g 0,025 — 0,05 g 0,05 — 0,10 g Te vrednosti so služile tudi kot osnova za dolo­ čitev koeficienta intenzitete seizmičnosti Ko po ve­ ljavnih predpisih: Tabela 3. Koeficient intenzitete seizmičnosti Kc po PTP Gu SP Stopnja seizmičnosti VII. VIII. IX. slaba tla 0,03 0,06 0,12 srednja tla 0,025 0,05 0,10 dobra tla 0,02 0,04 0,08 Če upoštevamo način računanja seizmičnih sil: Sik Kc ?)ik Qli, . . . 17 potem bi celotni koeficient seizmičnosti glede na dinamične karakteristike zidanih zgradb znašal: K = Kcßv = 1,5 Kc. . . .18 Če se seizmična odpornost zgradbe preverja po metodi mejnih stanj, se po zahtevah veljavnih pred­ pisov upošteva faktor varnosti v velikosti V = 1,33. Vrednost celotnega strižnega koeficienta (base shear coefficient) kot merilo za intenziteto potresa, ki ga mora zgradba vzdržati, je v posameznih področjih intenzitete seizmičnosti naslednja: Tabela 4. Vrednost celotnega strižnega koeficienta VK po PTP Gu SP Stopnja seizmičnosti VII. VIII. IX. slaba tla 0,06 0,12 0,24 srednja tla 0,05 0,10 0,20 dobra tla 0,04 0,08 0,16 4.2.2. Primerjava zahtev veljavnih predpisov z rezultati izvršenih analiz Oceno velikosti realnih pričakovanih seizmič­ nih sil na zidane zgradbe v področjih IX. stopnje intenzitete seizmičnosti so dale analize, ki smo jih na ZRMK izvršili po potresih v Furlaniji 1976. Iz­ vršene računske analize seizmične odpornosti več­ jega števila kamnitih zgradb različnega števila etaž bodisi v obstoječem bodisi v saniranem stanju, ki so istočasno služile tudi za potrditev predloženih ra­ čunskih metod, so dale naslednje rezultate, izražene s celotnim strižnim koeficientom, ki povzroči poru­ šitev zgradbe (base shear coefficient): Tabela 5. Vrednosti VK (BSC) pri porušitvi kamnitih zgradb (v g) Obstoječe stanje Sanirano stanje rk = 0,2 kp/cm2 rk = 0,8 kp/cm2 Število etaž (20 k Pa) (80 k Pa) Zasnova zgradbe Zasnova zgradbe dobra slaba dobra slaba P (pritličje) 0,16 0,12 0,50 0,32 P + 1 0,11 0,08 0,31 0,21 P + 2 0,09 0,07 0,23 0,16 Če pogledamo vrednosti, navedene v tabeli 5, nam postane jasno, da so se kamnite zgradbe v pod­ ročjih velike intenzitete potresov, kot so bila to področja Gemone, Venzone in Osoppa v Italiji ter Breginja v Sloveniji med potresi v Furlaniji 1976, ravno tako pa tudi zgradbe v področjih starih mest­ nih centrov v Črnogorskem primorju in nad Ska­ darskim jezerom med črnogorskim potresom 1979, morale rušiti. Na drugi strani pa je iz tabele 5 tudi razvidno, da je mogoče te iste zgradbe z ustreznimi ukrepi sanirati in ojačiti v tolikšni meri, da bodo prestale potres enake intenzitete brez večjih po­ škodb. To je tudi dokazala sanirana zgradba v Bardu (Lusevera), v epicentralnem področju potresov v Furlaniji, ki je bila težko poškodovana v majskem potresu, sanirana v avgustu pa je med septembr­ skimi potresi ostala nepoškodovana. Izvršene primerjalne študije so pokazale zelo dobro ujemanje izračunanih strižnih koeficientov VK, ki zaradi dinamičnih karakteristik analiziranih zgradb lahko predstavljajo tudi vrednosti tako ime­ novanih efektivnih pospeškov tal, z vrednostmi po­ speškov tal, ki jih za diapazon period od 0,1 do 0,5 s daje MSK-64 (Medvedev-Sponheuer-Karnik) le­ stvica. V odvisnosti od intenzitete seizmičnosti so te vrednosti enake: Tabela 6. Pospeški tal po MSK-64 lestvici VII. stopnja 0,05—0,10 g VIII. stopnja 0,10—0,20 g IX. stopnja 0,20—0,40 g Če primerjamo vrednosti pospeškov tal, ki jih podajata MCS in MSK-64 lestvici za različne stopnje intenzitete seizmičnosti (tabeli 2 in 6), lahko ugoto­ vimo, da so vrednosti po MCS lestvici okoli štiri­ krat manjše od dejansko nastopajočih. Razlika je manjša, če z dejanskimi pospeški tal primerjamo projektne vrednosti celotnih strižnih koeficientov VK po veljavnih predpisih (tabela 4), toda še vedno so lahko seizmične sile, izračunane s temi koeficienti, tudi do dvakrat premajhne. Pre­ verjanje seizmične odpornosti zidanih zgradb po za­ htevah veljavnih predpisov torej ne bo dalo realne slike o njihovem obnašanju med potresi. 4.2.3. Priporočila za preverjanje seizmične od­ pornosti zidanih zgradb Na podlagi analiz, ki smo jih izvršili na ZRMK, so bile v predlogu novega Pravilnika o tehničnih normativih za grajenje v seizmičnih področjih in v Pravilniku za sanacijo objektov poškodovanih po potresu v SR črni gori osvojene realnejše vrednosti koeficientov za določitev seizmične obtežbe, ki de­ luje na zidane zgradbe. Predlog novih predpisov sicer še vedno uporab­ lja MCS lestvico kot osnovo za opis intenzitete seiz­ mičnosti in ustrezno tej lestvici predpisuje tudi vrednosti koeficientov intenzitete seizmičnosti. To­ da z množenjem osnovnega koeficienta intenzitete seizmičnosti s faktorjem varnosti in z različnimi koeficienti, katerih vrednosti so bile ugotovljene z računskimi analizami obnašanja zidanih zgradb med potresi in laboratorijskimi preiskavami, se dobe realne vrednosti projektnega strižnega koeficienta. Celotni koeficient seizmičnosti je v predlogu novih predpisov dan s produktom: K = Ks K,j' K p . . . 19 r * < ~ : f . 7 > V A - ' f A i « ' * j j ! r ;A x. 7 C : * ? j r . a .. v ; - * $ { > { ■ ? . . * : 5 .ft A „ A / o f r * 9 ’ > ' . 'h_ ? ft r ~ .7 ’ r ■ >' H ; d :? f t O - i r r '- v ; ft ? T C f }P iS'-'r ? v ’ A j d o v i j u A i C : * r « ) z > ( V p / V. A i 1 v • * ; "• . i ) * (Vi i •? Pk A p ̂ {! , j ft >; t . A I j , ft + U « . , X ft « .C ? ; f t * ' P , * f M > i »A . A /• f - ?■> * A P ^ 1 ft 7> - . ■ > * ; 7 '; p ’ /. a /. r * o X i A ^ 1 V "f r - : ' A P . 1 ft f t )■ * f t a -< f tV , « ,> * «; ; A A ft f, ,• ~ it A ft a <, ; ;•;> ^ „ f f 4* a ? A : ft 1 i >• :(i'S - .v (- v. y ft , " < ' ■ - p . 7 & f t , V : " , m H A _ P . A .; A ft % j * » o * i f> " * '3 ■*»- v .i- ;> !ft . A A P . 7 (J ft J. + : r , •> ‘ Ä A ■ ■ < 1 7 A j. A * * : M ” s y y *. ; > f t :A . > , 5 p " . + i i * ’A . ** ft A *' *•: t i~> ■ { * n , a .■ > «■ > <1 * : A 4i 1 A „ w : . • > : P * A , i f t * <• ft ! f t . / 1 ^ (4P f t ̂ • ?*.> i , t j A ‘ i■« ft A . »* , i X j- * i , ft V » i P „ 1 a k ~ ** : 'A . * ’ > ? - > ft ft ; * i i r- 1 ~ ; ft 4..-.P ; P _ A „ A*. A O J U F » <; A 5 .< < K 7 : * i.j f t ;P ' ’ « ' " k - • ? > A a / , ■* P , A/» * : f t { y ' ' . ! , _ 7 ft * 7 , 4. V ft A A 4 i. 4 i. P 1 - i~ 5 O h . p : e , - r } s ? C ■ r ■ P , ft > n ft *• It : , 1 ' ■*.- 5: ;> „ \ f t * y < f t A V p : P { <. „ 5 A K -r; - P j •,(" > ' r J M H: s ; : v ~ ft r j v f . < , A < • ; ■< . ■p; A. : ■' ,,. -A - - , : r J ~ r • A v P ” •> V.: A r + i f t : O /* ' '4 * 7 j 7 > * . . f t t u - f * >7 V ‘■ p « s. - »ft c » i . - . r / M f 7 t ; ; p y T ' ; ' £ ' k ' ' ‘ J , y ? > f . t < i A p / y 's f> -» t. ! . * . “ ( '■} ~ 1 > A p . » ',*?! ? '' j A J 7 / - » , . „ . - A ft. A * A -» *. P a 1 * : 4 : A . 4 ■ ft X • - 7 '■ f -* 6 7 f: < ( . 9 : A . : f t , - P « ; - - O '* ' « : ^ ‘ •* P „ ‘ : P / P . 1 a : ,•> t ! P — »• A ft . .A . * * . p , 1 » P X y P * " * , ,- » . . i A P J 1 f v p * A -5 ftj. 4 .;,-i p B i ( y - . . X 7 P * '>v V.. : P _ 1 < . ; ,7 P . f / A }- » •;»'< r ‘ . a ? “ r < > *1 f t ; 4 , , M ; 7 : P A 4 (.4 k ^ i . Ä 7 » 1 ? f f 4 f t 1 f P \a _ p \ru- * A - : ^ a '■ { - <» a p ft £ .ft j .» ; ■* \ 1 A ^ < ,, ’*• > * > n : A J ~ A f t .A»-, / {■ X . P ( “ ' -y z , ,1. , , ! A : S , 4. w . A f t . ? * « r « •:> p - f a , , i i j 1 , . ' V « . A i u : >> '“ . 7 V i - + )4 ft 4 t A _ ’ C ' V - ,7 a ♦ G i * * o A ; ' : A ^ J. i ; A A , i 7 (' f, r - 4 . A . ■ ■ 1 ■ $ VA r a ' - - ' A _ ft A ft , ft-: » j "5 P . A c A ,. * ,A \ 7 i A . 7 / i ~< - A ft . 1 .... r .. , . p A *> \ f t , * .: n __ ,j p f. n ■: " V Ii t- r f " r ' P ' ' ~ • 1 •'» ;>" ft : P f t» » ; - : ft . . r . A j » : < ~ r ■ ■ . I ' p r . A v . w , : ...ft . •• » ft , « U V ' * 7t - i * . < , 1 ' ,v. C _ p ,A ' < f t . , 1 « P - f t • * 'S V D / V ' ; f t ■ f t i 4 A^.C * P >•>.-••: C ft : P .' : a ; f > „ A A 1 f t » P ,> y i X.c ~ . 1 ./. y * ' + 7'y o » > Ay. . , r ;■ f t . •'/ X ' ' f A *'> ft «•? ! *■ ~ < . , U v r t 7 5 M u / , : f t r I ft ; ft : 7 ^ ~ • ; ft » » * .U I ; - i !—V ': f t i ft'4, ' " ft i 1 A*-' f t p * ] V $ r * f i y * £ / ' S : i;pV . ft ; ■ . 5 <-» ,r 4 i ft 'C * ' i ft . A A ( f t - A : %r - !■» ’ i ft i U v *>*SrT-+J' - ? >' : ' i: ftp " : - . r ~ ^ A " k * “ “ u . 1 * * » r * * V - V / " -; j., '• ; f t i < . * ( ? + ? ?*■># i r ft» .» ft i 0 . f P ; , r ^ P >S* : ,< ft - , } A*,C~. - t y < ;> / V . -< r : ft i , v ' • f '7 ; ft j P . 0.A V41P-P><» K r - ! . « r : ft : i> » ^ r rv( » ' : ft : <■ . f A 5 C — p / p •a C - • , 1 7 , a •■ / : »'ft" : ft ; y> i ~ ; <' . «1 f V - - A A M : f t :» . ? ? . '« f t * ( i a } X / e. , P **? 0 ; ~ • • . 4 A <£-■ . o , i y ; K v f t p , . , ' - ; f t f t *7 »' w / (v • r ft < > « » *■ i *■’ - A / * ' A D ; K : ft • . % A A ■ -»7 > ’ ' ( ■ ft »>,».<. v f t f t - f t f V p / J ' . i.k f t ft ; ft " t> p (. 7 ' i ft ‘\ ” f t • , '4 '-> P ft 4 ft >« ’ -‘ A / v : ( ft . ' f t fN( * ' : f t i ; , , , t „ P t. . K * f t . o. < I P f t ft.-, * '» - / ■ > ' f t : 5: . ” * V r t 'A ' I ‘H i ft i ( . . . * „ * - * ? > ' : ' ~ •; . t'-ft i f t ; 0 . i ~ V f t ft ' y : P» P - • . , p c -1 r » '■ A : A ? f t . . ft P * « p A y t- f t ~ » A j ~ : »:r f t ( i , '«0 S r f t A 4 'v>f. : : " ! , ( ’ i f i " - / - w (S. <■ r : ■ > A v h ~ - ' ■ p f t - . . • n" - » ' " ' , - - . . . / - :.» ft : ~ : f t ' j : r* — - ~ < , ' - ' 1 -“ f t f t < , • / ( » / . 1-4 ft : : > P « r ♦ P A ' • ' i M ! - • < • . s »' : • ft - ;>;> r : f t i PC »* : r- ‘ : v ^ 1 * i w ," ‘ 1 , r -4-. r : O „ ,A A ,»f t 4. P > > •. f - f ?« A ^ • r 4 a a - • p / ■ c . A '<»'« * ft A*•'•:'•' p . >. . * 55 , : c . 9 7 ” : * * ~ i f t !« f t p f v , ' / , . , : :>l f t ; ~ : •: , / ' '> •< > ♦ : “••r." i ft - r r c ft • . A r » - X ' , : ft> 4' «X :: f t .; <» . 0 e * - 7 P ' : S * f t • , > 7 ♦ ft ft ! ■ ?' / h r :: f t i : - C '-7 ~ . k * S tt w ' 4-'' - C - S ^ AV ^ ft A 7 f t p ft „ P ... '• • ».<•' ft I » « « .» M - / i ; ft L . / X f f t . »V**»» i A : T : • . -• 7 ft «• A . < > ft ' - < . > ‘>4>r 7 ft T f t , ; f t : f t * f t < . - » ’ *>''• v -“ »'»v P / t - ^»5 - jE f - ä I M - F T * / * « t O j A;;■ * « i; j & P , t / P». * , A.x p f. r .. ■' •; * ( 7 » f t 4. -. t : ft i r n i •ft * 1 : i ., .', >r i P i p /. i 4. v, e • i 1 ft . a S5'» * ?>1 P < j 7 k - • : A . » > p X A- 1 ; f ~ “ ■ft , 7 4 * > * -• w" P , Aft * •: A 0 , A <, ft i. J , ; ! ft . ’’ V " » ~ . ,x X •ft . ft ^ * » * f tp P . < ft '6 y - , A (ft 1 7 , ,P f J. : •* ft. ■J v t X ~ « ,x • ' * t ; ft « .f tp ft . *«»•“ “ - t ft * T ... Ay — A •p ft . A-. 1 { ♦ ‘ ” ft . r « . . . A ft . * I A V ft • !* ft 7 ; , 0 » - A f ft f c f i ; — :: 1 ft , T,- P^ — A ft ft M<5 «■ A4 * X ,\Pr - . A y ft , ft b ^ - * ftp ft , ft : w • . “< p > 1 P f t ♦ o r- >1 * "? (> « « - f t A ft . '7 . ; f t f *4>P ft ft . Xf. . ( f ft «ft f { v p p * A ; « ; ft (> 7 o ft . p <; P k •»ft* P ♦ *• V Aft- « ;> A >1 * ft .: P ■' y.: Eft P * 7 V h 4. ft t i 1 S ft ft x. 5 p 4. * < P P ? ft -< i A ft 1 4, i J ;>•* P . * v ? F «.».A 1 1 ft . 1 ? r »• t; 1 P -»J. - ft ftI “ •" r S O 7 P > / ? * * -Oft1A p . ft S 7": 4 f t -» ■' . "- P f f — ■} ft ft , A •; P }; ft >0 >- ft H d1 A p. A V A 4 .) 7 »'• J - f t ft p . A ft«.«- *■ <. f ft * f * f ^ » ( 7 ( V p > '? * • ? 1 ()A ft , “ « ; - 0 ft ft A A ft X * ■ > A P . * < 7 S » > .7 I .S l A . " ' c r - 0 7 p I .0 kjer je Ks — koeficient intenzitete seizmičnosti, ki znaša: za VII. stopnjo 0,025 za VIII. stopnjo 0,05 za IX. stopnjo 0,10 K,i — koeficient dinamičnosti, ki za zidane zgradbe praktično v vseh primerih znaša, ne glede na vrsto tal, Kai = 1,0; Kp — koeficient duktilnosti in dušenja, ki gle­ de na konstruktivne sisteme zidanih zgradb, ki jih razlikuje predlog novih predpisov, znaša: za zgradbe iz armiranega zidovja 1,3 za zgradbe z ustrezno razporejenimi vertikalnimi vezmi 1,6 za običajne zidane zgradbe 2,0 Upoštevajoč faktor varnosti v velikosti V = 1,5, znašajo projektne vrednosti celotnega strižnega koe­ ficienta VK po predlogu novih predpisov za zidane zgradbe: Tabela 7. Vrednosti celotnega strižnega koeficienta VK za zidane zgradbe po predlogu novih predpisov Stopnja seizmičnosti VII. VIII. IX. armirano zidovje 0,05 0,10 0,20 zidovje z vertikalnimi vezmi 0,06 0,12 0,24 običajno zidovje 0,075 0,15 0,30 Zgoraj navedene vrednosti so pa že zelo blizu vrednostim, ki jih navaja MSK-64 lestvica, in vred­ nostim, ki smo jih dobili z analizami obnašanja zi­ danih zgradb med potresi. Preverjanje seizmične odpornosti zidanih zgradb po zahtevah predloga novih predpisov bo torej dalo realnejšo sliko o obnašanju zidanih zgradb med potresi pričakovane intenzitete. LITERATURA: 1. V. Turnšek, F. Čačovič: “Some Experimental Results on the Strengton of Brick Masonry Walls” , Sib- mac Proceedings, London, 1971. 2. V. Turnšek, M. Tomaževič: “Masonry Research” , Symposium on Cooperative Earthquake Engineering Research, Dubrovnik, 1977. 3. V. Turnšek, S. Terčelj, M. Tomaževič: »Prora- čunavanje zidanih zgrada na smičuću otpornost«, Naše gradjevinarstvo 6-32, Beograd, 1978. 4. P. Sheppard, S. Terčelj, V. Turnšek: “Flexural Resistance of Masonry Walls to Combined Horizontal and Vertical Loads”, Proceedings of the 6® ECEE, Cavtat, 1978. 5. V. Turnšek, S. Terčelj, P. Sheppard, M. Tomaže­ vič: “The Seismic Resistance of Stone-Masonry Walls and Buildangs” , Proceedings of the 6th ECEE, Cavtat 1978. Slika 14. Del računalniškega izpisa 6. M. Tomaževič, V. Turnšek: »Esperienze su mu- rature portanti in zona sismica«, Costruire 7, Roma, 1979. 7. M. Tomaževič, V. Turnšek: “Adequate Technical Solutions Can Be Found to Handle the Problems of Seismic Resistance of Stone-Masonry Buildings” , Con­ gress of CO. P. I. S. E. E. Bukarešta, 1978. 8. M. Tomaževič: “Seismic Resistance of Masonry Buildings«, Proceedings of the: Conferenza internazio- UDK 699.841:620.17 GRADBENI VESTNIK, Ljubljana 1980 (29) št. 9 str. 182—194 mag. Miha Tomaževič, dipl. inž. grad. RAČUN SEIZMIČNE ODPORNOSTI ZIDANIH ZGRADB V V članku je opisana računska metoda za preverja­ nje seizmične odpornosti zidanih zgradb, osnovana tako na laboratorijskih preiskavah zidnih elementov in mo­ delov zgradb kakor tudi na ugotovitvah o obnašanju zidanih zgradb pod vplivom potresnih obtežb. Odpor­ nost zgradbe je podana z etažnim H-<5 diagramom, na katerem so definirana tri mejna stanja: stanje na meji elastičnosti, stanje na meji razpok ter odpornost etaže. Vsakemu od definiranih mejnih stanj ustreza celotni strižni koeficient kot merilo intenzitete potresa, ki ga zgradba lahko prenese. S študijami obnašanja zidanih zgradb med potresi so bile ocenjene vrednosti dejanskih strižnih koeficientov ter predlagane vrednosti pro­ jektnih strižnih koeficientov, s katerimi se preverja seizmična odpornost zidanih zgradb v predlogu novih predpisov za gradnjo v seizmičnih področjih. nale di esperti sulla difesa delle societa dalle calamita naturali nel bacino del Mediterraneo, San Marino, 1979. 9. M. Tomaževič in sodelavci: »Analiza potresa v Posočju in sugestije za grajenje«, raziskovalna naloga, financirana s strani RSS in ZRMK, Ljubljana, 1979. 10. V. Turnšek in sodelavci: »Odpornost zidov pri pogojih kombinirane vertikalne in horizontalne obtež­ be«, še nepublicirani rezultati raziskovalnega projekta, financiranega s strani Skupnega jugoslovansko-ameri- škega odbora za znanstveno in tehnološko sodelovanje. UD C 699.841:620.17 GRADBENI VESTNIK, Ljubljana 1980 (29) No. 9 pp. 182—194 mag. Miha Tomaževič, dipl. inž. grad. CALCULATION OF THE SEISMIC RESISTANCE OF MASONRY BUILDINGS In the paper a numerical method for verification of the seismic resistance of masonry buildings is pre­ sented, based on the results of laboratory investigations of wall elements and models of buildings as well as on the observations of the behaviour of masonry buildings subjected to earthquakes. The seismic resi­ stance of masonry buildings is given by means of the story force-deflection diagram, in which three limit states are defined: elastic limit, crack limit, and the story resistance. For each of the three limit states the corresponding base shear coefficient is obtained which defines the intensity of earthquake the building can resist. With the analytical comparative studies of the behaviour of masonry buildings subjected to earthquakes the actual values of base shear cofficients were evaluated, and the desing values of base shear coefficients for verification of the seismic resistance of masonry buildings were proposed. IZ NAŠIH KOLEKTIVOV SGP PIONIR — NOVO MESTO V 12 urah zabetonirana betonska plošča velikanka Na gradbišču v tovarni zdravil KRKA v Novem mestu je potekalo delo v okviru gradnje Program 64. 41 delavcev je s pomočjo žerjavista na žerjavu HC in 12 avtomešalcev ter dveh avtomobilskih črpalk za be­ ton in posadke betonarne v Gotni vasi betoniralo ploščo. Slo je za največjo od vseh plošč, kar jih je do sedaj zabetoniranih pri SGP Pionir. Plošča meri 70 X 36 metrov, torej 2365 m2. Vanjo so vgradili okoli 800 m3 betona in 95 ton železne arma­ ture, zaradi zmanjšanja teže pa 5400 m kartonskih cevi. Debelina plošče je 33 cm. Opaženje plošče in po­ laganje armature je bilo zelo zahtevno, saj je bilo treba v njej namestiti 1200 večjih in manjših instalacijskih odprtin. Etaža, na kateri sloni plošča, je visoka 4,5 m. Ves opaž je iz bosank. Razponi nosilcev so 12—15 metrov. Porabili so blizu 4500 železnih podpor. Ker so bili dostopi k plošči utesnjeni, je bilo treba vse vnaprej še toliko bolj premisliti ter pripraviti. Z delom, ki je potekalo brez zastojev in je bilo dobro organizirano, so začeli ob 6. uri zjutraj in ga ob 6. uri zvečer končali. 449 stanovanj v Podbrežnici Gradbišče TOZD Zagreb v Podbrežnici v Veliki Gorici pri Zagrebu je v resnici veliko. Gradnja je stekla v letu 1978, letos do konca julija pa bodo predani zadnji objekti. Skupaj je zgrajenih 449 stanovanj, otroški vrtec, trgovina, zaklonišča, garaže in plinska postaja. Kot posebnost je treba omeniti centralno kurjavo na plin za vsako stanovanje, saj je v prihodnosti pred­ videna priključitev soseske na plinovod, ki bo napeljan mimo Podbrežnice. \ Vseh 449 stanovanj s skupno površino okoli 30.000 m2 je razvrščenih v 15 stanovanjskih blokih in v 227 vrstnih hišah v nizih. Pionir in Gradis na Toplarni II v Ljubljani Gradnja drugega dela Toplarne II v Ljubljani se je začela 10. februarja letos. V tem primeru gre za dejansko sodelovanje med PIONIRJEM in GRADISOM na istem gradbišču, za sodelovanje pri isti naložbi. Investicijska vrednost celotne gradnje znaša 340 mili­ jonov din. Nosilec posla je SGP PIONIR. GRADIS fia- stopa kot kooperant in se nanj prenašajo vse obvezno­ sti iz pogodbe z investitorjem za tiste objekte, ki jih gradi. Dogovorili smo se namreč za fizično delitev del po objektih. Izgotovljene objekte moramo predati 15. septembra letos. Pri delih smo zelo veliko uporabljali gradbeno mehanizacijo. Vse betoniranje smo opravili s pomočjo betonske avtočrpalke, ker žerjavov ni bilo mogoče upo­ rabiti za transport betona zaradi obstoječih objektov in velike utesnjenosti. Zato tudi nismo mogli postaviti žerjavov takšnih zmogljivosti, kot bi jih potrebovali. Zaradi pomanjkanja prostora smo bili tudi zelo odvisni od sprotnega dovoza gradbenih materialov. Vendar smo z dobro organizacijo in zavzetostjo vseh kljub temu uspeli. Vir: glasilo Pionir, št. 5 in št. 7/80 SOZD ZGP GIPOSS — LJUBLJANA Ovire pri izgradnji soseske ŠS-8/2 v Ljubljani SSS Ljubljana Šiška je gradnjo blokov B-8, 9, 10 in 11 ter S-2, skupaj 638 stanovanj, poverila kot gradnjo za trg SOZD ZGP GIPOSS. Dela izvajajo: Ingrad, Ob­ nova, Pionir in Slovenija ceste-Tehnika. Navzlic dolgotrajnemu sporazumevanju in sklepa­ nju pogodb so bila pripravljena dela izvršena. Nadalj­ nji potek izvajanja del je zaradi 12-nadstropnih ob­ jektov in utemeljenega dvoma o nosilnosti tal zahteval ponovno geološko preiskavo, ki je pokazala bistveno drugačne rezultate kot prvotno poročilo. Pogojevali so namreč izdelavo načrta sanacije zemljišča. Ta pred­ videva tri metre debelo komprimirano tamponsko bla­ zino pod temeljno ploščo, za kar je bilo potrebno do­ datno gradbeno dovoljenje. Pri izvajanju zemeljskih del je talna in meteorna voda zalivala gradbene jame, deponija izkopanega ma­ teriala v Podutiku je bila ogromen nezadržen plaz, ki je ogrožal zasutje cest in okolico deponije, izredno pojačan promet pa je povzročil nadaljnje probleme, ki smo jih rešili s hitrimi intervencijami in dodat­ nimi deli. Izkopi in tamponi so bili izvršeni dokaj hitro ter kvalitetno. Zelo razveseljivo bi bilo, če bi z enako vnemo potekalo tudi podpisovanje samoupravnih spo­ razumov in pogodb za to sosesko. Zadrževanje pri sklepanju le-teh že ovira poslovanje vseh, kjer eno­ stavno za izvršena dela ni investitorja niti denarja. Vendar bi se to lahko dokaj hitro uredilo. S podpisom pogodbe (aneksa) za izgradnjo soseske bi imeli investi­ torja, delovne organizacije pa bi imele plačano reali­ zacijo. Velikost objektov in priprava zemljišča sta pogo­ jevala, da v tej fazi vsaka izvajalka prevzame gradnjo polovice objekta. Po načrtu naj bi gradnja potekala nepretrgano za vso sosesko, vendar so za bloka B-13 in B-14 še nerešena komunalna vprašanja. Prej bo treba zgraditi še nekatere nadomestne objekte v vred­ nosti prek 10 milijonov dinarjev. Poseben problem je potrditev izhodiščne cene sta­ novanj za prve objekte, kajti stroški sanacijskih del bistveno vplivajo na ceno. Ta je pa že brez sanacij precej visoka, ker je v ceno vključen tudi pokrit par­ kirni prostor in dokaj bogata komunalna oprema. Po operativnem načrtu bo gradnja soseske trajala več let in bodo zadnja stanovanja vseljena še v letu 1983. Pitna voda za Ljubljano Delavci DO SGP Slovenija ceste-Tehnika smo za investitorja IPK, TOZD Mestni vodovod, sredi febru­ arja letos začeli graditi črpališče. Lokacija gradbišča je pod Krimom, med vasema Brest in Vrbljenje. Namen te gradnje je zajeti vodo zgornjega vodo- nosnika Iškega vršaja z vrsto vrtalnih črpalnih vodnja­ kov globine 28 m. V prvi fazi bo za črpanje vode uspo­ sobljenih 11 vodnjakov, v medsebojni razdalji 100 m. Ti bodo združeni v enovito črpališče s povezovalnim cevovodom. Zahodni in vzhodni trak povezovalnega cevovoda se bosta združila pred prehodom skozi teh­ nično upravno poslopje, od tod naprej pa teče tran­ zitni cevovod proti Ljubljani in Škofljici. Naša delovna organizacija je izvajalec gradbenih, obrtniških in instalacijskih del. Projekte so za posa­ mezne faze izdelali različni projektanti (Mestni vodo­ vod, IMP). Po pogodbi smo prevzeli izdelavo ceste nad povezovalnimi vodnjaki, izgradnjo centralnega objekta, jaškov nad vodnjaki, ograjo ter ostala spremljajoča dela. Izdelavo piezometričnih vrtin, eksploatacij skih vod­ njakov ter izvedbo črpalnih poskusov je prevzel Geo­ loški zavod. Vir: GIPOSSOV VESTNIK št. 2/80 SGP SLOVENIJA CESTE-TEHNIKA — LJUBLJANA V Zagrebu gradimo za Rade Končar Ob proizvodni hali TOZD Transformatorji na Jan- komirskih livadah gradimo dvorano za industrijsko elektroniko. Novi objekt bo brez zunanje ureditve stal 80 milijonov dinarjev. Dolg bo 150, širok pa 50 metrov, višina uporabnega prostora bo 8 metrov. V objektu bodo proizvodni prostori, nekaj obratnih pisarn, trafo postaja, garderobe in sanitarije. Projektiral ga je pro­ jektivni biro Tehnike. Montažne elemente izdeluje naš TOZD IBI. Hala je iz dveh traktov (B in C). Name­ ravajo pa zgraditi še A, D, E in F, torej še dve enaki hali. Pogovori potekajo še za druge objekte: restavra­ cijo, zaklonišče, vratarnico in potrebno infrastrukturo za te objekte. Objekt mora biti zgrajen do konca tega leta. Gradbišče Litostroj — montažna hala je visoka 17,65 m Halo PPO (Proizvodnja preoblikovalne opreme) gradimo za investitorja Titovi zavodi Litostroj. Arhi­ tektonske projekte je izdelal projektivni biro Arching iz Ljubljane. Vrednost gradbeno-obrtniških del bo 160 milijonov dinarjev. Z gradnjo smo pričeli julija lani, končana pa mora biti letos do 31. oktobra. Tloris same hale je 7000 m2 in aneks 2400 m2. Hala je visoka 17,65 metra (to je najvišja montažna hala, ki jih gradimo). Vsa konstrukcija je montažna. Stebri so sestavljeni iz dveh delov. Samo spodnji del stebra tehta 18 ton. Zer- javne proge za mostna dvigala z nosilnostjo 60 ton so težke 25 ton. Stebri in žerjavne proge so bili izdelani na gradbišču, ostali montažni elementi pa v beton­ skem obratu v Črnučah. Pri montaži smo uporabljali avtodvigalo do 100 ton nosilnosti. Poleg hale gradimo aneks ki je tudi montažni ob­ jekt. Stropne konstrukcije so iz montažnih ponev z razponom 16 m. Montažni so tudi fasadni elementi. Prizidek bo imel klet z zakloniščem in regalnim skla­ diščem pritličje s trafo postajo in delavnicami v 1. in 2. nadstropju pa bodo upravni prostori. Vir: SCT GLAS KOLEKTIVA št. 4 in št. 6 SGP PRIMORJE — AJDOVŠČINA Razvijamo nov sistem gradnje »PMS« — prosti montažni sistem Decembra lani smo podpisali samoupravni spora­ zum s TOZD Goriških opekarn, SGP Gorice, SGP Kra­ škega zidarja in Projekt, Nova Gorica o skupnem razvijanju sistema opečne montažne gradnje. Izhodišče PMS je v domačih surovinah, v uporabi opečnih izdelkov zaradi ekonomskih in zdravstvenih razlogov. Zaščitni fasadni del zidu je izveden iz kvalitetne fasadne opeke. Nosilni del zidu sestavljajo opečni votlaki, med seboj povezanimi z lahkimi betoni. Med obema zidoma je ustrezni termoizolacijski sloj. PMS je namenjen za gradnjo stanovanj, delno pa tudi za gradnjo industrijskih objektov. Osnova PMS so panelni opečni zidovi oblike »L«, kar omogoča neposredno montažo brez predhodnega opiranja na objektu. Stropne plošče so izdelane iz opeč­ nih polnil (monta) ter prednapetega betona. Široke so 2,10 m ter poljubnih dolžin — 4,80, 6,30 in 8,40 m. Veliki razponi plošč dopuščajo stanovalcu prosto obli­ kovanje prostorov s predelnimi stenami. Elemente PMS lahko uporabljamo tudi v sistemu litih betonov, v ske­ letnem sistemu itd. Z izgradnjo stanovanj po PMS dosežemo visoko stopnjo finalizacije, zmanjšamo porabo časa na grad­ bišču, pri tem pa ohranimo kakovostne in zdrave bi­ valne prostore. Nudi nam tudi elegantno oblikovanje fasad, ki so v naši usmerjeni stanovanjski gradnji problematične. Proizvodnja elementov za naprej (na zalogo) pa omogoča hitro uresničitev želja na tržišču. Vir: glasilo Primorje (junij 1980) SGP GORICA — NOVA GORICA Razstava »Stanovati bolje« Ob javni razpravi zazidalnih načrtov v Novi Go­ rici je bila v salonu Meblo razstava pod geslom »Sta­ novati bolje«. Namen razstave je bil seznaniti občane in pričakovalce stanovanj s sistemom odprte gradnje SLOG, ki smo ga razvili v SGP GORICA. To je kon­ strukcijski sistem, ki odpravlja vse stene znotraj ene stanovanjske enote ter omogoča uporabniku, da si stanovanje spreminja in opremlja skladno s potre­ bami. Želje po fleksibilnih stanovanjskih zasnovah so prisotne v vsem jugoslovanskem gradbeništvu, vendar se danes lahko neskromno pohvalimo, da tako daleč ni prišel nihče, kar je jasno pokazala prav razstava. Poleg SGP GORICA in MEBLA, ki je prototipno stanovanje opremilo, so s svojimi izdelki sodelovali tudi LIPA Ajdovščina —• kuhinja, KLI Logatec — z okni, KERAMIX Volčja draga s keramičnimi ploščicami in IMGRAD Ljutomer z lahkimi predelnimi stenami za sanitarne prostore. Razstavo si je ogledalo okrog 10.000 ljudi, med njimi veliko arhitektov, gradbenikov in strokovnjakov iz sa­ moupravnih stanovanjskih skupnosti. SSS občine Nova Gorica je organizirala okroglo mizo, na kateri so bila med drugimi sprejeta tudi naslednja stališča: — Prikazane dosežke bi morala prevzeti vsa slo­ venska operativa. — Sistem naj se vključi v srednjeročni načrt SR Slovenije za 1981—1985 za stanovanjsko gradnjo. —• Pozdravlja in podpira se edinstveni primer so­ delovanja gradbincev in proizvajalcev elemenov za vgrajevanje. Strokovnjaki SGP GORICA in MEBLO naj se vključijo v pripravo novega zakona o financira­ nju stanovanjske gradnje. SGP GORICA je treba pomagati, da bo lahko idejo spravila v življenje. Nova industrijska cona na Lijaku VIZA je začasno ime vzhodne industrijske cone med izvirom Lijaka in Volčjo drago. Območje je redko naseljeno, zemlja je slabše kakovosti, leži pa ob glav­ nih prometnih žilah, ki vodijo od meje v notranjost Slovenije in Jugoslavije. Načrtovalci prostorskega načrta občine Nova Go­ rica so kot najprimernejšo izbrali prav navedeno cono. Nato se je začel hiter postopek za uresničitev te zamisli, kajti rešitve nekaterih problemov so zelo nujne. Miš­ ljena je predvsem železniška proga Volčja draga— Kromberk, lokacija toplarne oziroma kombinacije s ter­ moelektrarno, prostorski problemi nekaterih tovarn itd. Ko so samoupravni organi železniškega gospodar­ stva izrazili soglasje s predlogom, je bil naročen geo­ detski posnetek terena in dogovorjeno je bilo, da se začne projektirati. Naša delovna organizacija je pristo­ pila k samoupravnemu sporazumu. To je poslovna poteza, ki predstavlja dolgoročno pripravo in opremlja­ nje zemljišč, na katerih bodo zrasli industrijski objekti. Še posebej je to pomembno za nas, ker nameravamo razširiti proizvodnjo betonskih polizdelkov in smo zato zainteresirani za primeren prostor. Urejanje ko­ munalne površine pa je tudi osnovni pogoj za nepre­ trgano gradnjo. Vir: Vestnik, št. 2/80 INFORMACIJE Z A V O D A Z A R A Z I S K A V O M A T E R I A L A I N K O N S T R U K C I J V L J U B L J A N I Leto XX 9 SEPTEMBER 1980 Preiskave in uporaba jeseniške žlindre v gradbeništvu ( T r e t j e n a d a l j e v a n j e ) 8. DODATNE PREISKAVE ZA ŽELEZNICO Preiskava frakcije 31,5 m/m—65 m/m 8.1. Sejalna analiza V zo re c S ita v m m »SM « »E L« 63 90,4 85,7 50 58,4 53,5 35 6,4 6,3 8.2. Prostorninska teža v kg/m3 — v rahlo nasutem stanju 1720 1540 — v težko zbitem stanju 1955 1770 8.3. Oblika zrn vzorec »SM« 161 kom/10 1 vzorec »EL« 162 kom/10 1 8.4. Udarna trdnost po predpisih JŽS za frakcijo drobljenca 40/50 mm V z o r e c »SM « »E L« 1. preizkus: Du = 0,891 1,076 2. preizkus: Du = 0,879 1,028 3. preizkus: Du = 0,899 1,169 Povprečna drobljivost 0,89 1,09 8.5. Mnenje za železnico po zahtevah JŽS: Obe vrsti žlindre »SM« in »EL« ustrezata po JŽS- standardu zahtevam kamna za pripravo tolčenca za železnico, razen v granulaciji, kar je možno regulirati pri drobljenju. 9. Dodatne mehanske preiskave agregata za betone in preiskave laboratorijskih betonov Drobljenec je bil separiran na frakcije 0/4 mm, 4/8 mm, 8/16 mm in 16/31,5 mm. 9.1. Osnovne mehanske preiskave agregata za betone Preiskave so dale naslednje rezultate: Žlindra »SM« Frakcije: v mm: 0/4 4/8 8/16 16/31,5 Prostorninska težav kg/m3: v rahlo nasutem stanju v trdo zbitem 1850 1680 1630 1600 stanju 2280 2040 1970 1850 r ; y „ ‘ ; ; ; ' sušima urnam st«? •• ■............ - . . • • i ■ ■■;. < ; i. ..i ■ ... • ; 0.0^___ -2 2' 2̂_ _̂___ / $__ ; m ts 3$ 6$ top >3 ou )2 °- ’ i & $ ! k .S 62 ibo Orr>rr.------- Priloga 1. Granulacijska sestava zdrobljenega mate­ riala Frakcije v mm: 0/4 4/8 8/16 16/31,5 Delci pod 0,09 mm: 6,0 % 0,0% 0,0 % 0,0% Humoznost: Po Abrams-Harderjevi kalorimetrični metodi je ostala 3 % raztopina NaOH po 24 urah: frakcije v mm: 0/4 brezbarvna 4/8 brezbarvna 8/16 — 16/31,5 — Sita v mm 1 Frakcije v mm 0/4 4/8 8/16 16/31,5 31,5 100,0 100,0 16 100,0 94,0 24,5 8 100.0 94,0 2,0 0,0 4 97,0 19,5 0,0 2 66,0 1.0 0,8 49,0 0,0 0,4 29,0 0.2 17,0 0.1 7,0 Diagram zrnavosti frakcij SM žlindre Frakcije v mm Absorpcija vode v %> 0/4 4/8 8/16 16/31,5 — 0,89 0,75 0,65 Vodovpojnost po Umeku v °/o 7,0 2,7 2,5 1,75 Z ozirom na granulacij ski sestav posameznih frak­ cij predlagamo naslednje sestave agregata za posa­ mezna maksimalna zrna za vzorec »SM« '■D max = 31,5 mm frakcije 16 mm frakcije 8 mm frakcije 35 °/o »0—4 mm« 45 °/o »0—4 mm« 50 °/o »0—4 mm« 10°/o »4—8 mm« I50/0 »4—8 mm« 50 “/o »4—8 mm« 10%> »8—16 mm« 40 °/o »8—16 mm« 45 %) »16—31,5 mm« Tako sestavljeni agregati izkazujejo naslednje presevke: Sita v mm Presevki V »/0 31,5 100,0 100,0 16 65,1 97,6 100,0 8 44,6 59,9 97,0 4 35,9 46,6 58,3 2 23,2 29,8 33,5 0,8 17,2 22,0 24,5 0,4 10,2 13,0 14,5 0,2 6,0 7,7 8,5 0,1 2,4 3,2 3,5 Tako pripravljeni agregati so za betoniranje upo- rabni. Žlindra »EL«: Frakcije v mm: 0/4 4/8 8/16 16/31,5 Prostorninska teža v kg/em:i v rahlo nasutem stanju: 1870 1660 1620 1590 v trdo zbitem stanju: 2300 2010 1950 1940 Delci pod 0,09 mm 6,5 °/o O O O o'" 0,0 °/o 0,0 % Humoznost: Sita Presevki Frakcije v mm v mm v "/» 0/4 4/8 8/16 16/31,5 31,5 100,0 100,0 16 100,0 98,0 25,8 8 100,0 93,0 0,5 0,0 4 99,0 20,0 0,0 2 72,0 2,0 0,8 54,0 0,0 0,4 35,0 0,2 19,0 0,1 7,0 Absorpcija vode v % 0,83 0,53 0,49 Vodoopojnost po Umeku v % 8,3 2,75 2,40 1,65 Z ozirom na granulometracijski sestav posameznih frakcij predlagamo naslednje sestave agregatov za po­ samezna maksimalna zrna za vzorec »EL«: ^max = 31,5 mm 16 mm 8 mm frakcije frakcije frakcije 35%> »0—4 mm« 45 °/o »0—4 mm« 50% »0—4 mm« 10 «/a »4—8 mm« 15 % »4—8 mm« 50% »4—8 mm« 10% »8—16 mm« 40 % »8—16 mm« 45% »16—31,5 mm« Tako sestavljeni agregati izkazujejo naslednje pre­ sevke: Sita v mm Presevki v % 31,5 100,0 100,0 16 66,4 99,2 100,0 8 44,3 59,1 96,5 4 36,6 47,6 59,5 2 25,4 32,7 37,0 0,8 18,9 24,3 27,0 0,4 12,2 15,7 17,5 0,2 6,7 8,6 9,3 0,1 2,5 3,2 3,5 Tako sestavljeni agregati so za betoniranje upo­ rabni. 9.2. Preiskave laboratorijskih betonov: Mehanski oddelek za nekovine je preiskal dva vzorca (10 frakcij) separirane jeklarske žlindre iz Je­ senic in zabetoniral iz vsakega vzorca žlindre po 6 la­ boratorijskih betonov (12 serij). Vzorca jeklarske žlindre sta bila drobljena in se­ parirana na ZRMK in to: 1. Vzorec označbe SM frakcije: »0—4« »4—8« »8—16« »16—31,5« in »31,5—45«. 2. Vzorec označbe EL frakcije: »0—4« »4—8« »8—16« »16—31,5« in »31,5—45«. Po Abrams-Harderjevi kolometrični metodi je ostala 3°/o raztopina NaOH po 24 urah: brez- brez­ barvna barvna Iz vsakega vzorca žlindre smo zabetonirali po 6 kock lab. betona z dozama cementa 300 in 350 kg na 1 m» gotovega betona in to za tri maksimalna zrna agregata v naslednjih sestavah frakcij: Za maksimalno zrno: Za betoniranje se je uporabil cement Anhovo PC 25 z 450. ^max = 31,5 mm 16 mm 8 mm Doziranje cementa, agregata in vode je bilo utež- frakcije frakcije frakcije no. 35 % »0—4« 45% »0—4« 50% »0—4« Mešanje betona je bilo ročno. 10% »4— 8« 15% »4—8« 50% »4—8« Vgrajevanje betona je bilo z vibracijsko iglo Wac- 10% 45% »8—16« »16—31,5« 40% »8—16« ker. Konsistenca betona je bila plastična. Preiskava je dala naslednje rezultate Preiskava separiranih frakcij jeklarske žlindre Frakcije »0—4« »4—8« »8--16 »16—31,5« »31,5—45« Žlindra SM EL SM EL SM EL SM EL SM EL 1. Prostor, teža v kg/m3 — v rahlo nasutem stanju: 1850 1870 1680 1660 1630 1620 1610 1590 1600 1570 — v trdo zbitem stanju: 2280 2300 2040 2010 1970 1950 1960 1940 1850 1830 2. Fini delci pod 0,09 mm v % 6,0 6,5 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 Fini delci pod 0,09 mm so pri vseh preiskanih frakcijah v dopustnih količinah. 3. Humoznost Po Abrams-Harderjevi kolometrični metodi je ostala 3-odstotna raztopina NaOH pri obeh vzorcih žlindre EL pri frakcijah »0—4« in »4—8« brezbarvna, kar pomeni, da frakcije ne vsebujejo humozne primesi. SM in 4. Zrnavost Frakcije »0—4« »4—8« »8—16 »16--31,5« »31,5—45« Žlindra 3M EL SM EL SM EL SM EL SM EL sita v mm presevki v % 63 100,0 100,0 31,5 100,0 100,0 100,0 100,0 30,2 32,8 16 100,0 100,0 94,0 98,0 24,5 25,8 0,0 0,0 8 100,0 100,0 94,0 93,0 2,0 0,5 0,0 0,0 4 97,0 99,0 19,5 20,0 0,0 0,0 2 66,0 72,0 1,0 2,0 0,8 49,0 54,0 0,0 0,0 0,4 29,0 35,0 0,2 17,0 19,0 0,1 7,0 7,0 maksimalno — — — — — — — — 52 54 zrno v mm Ocena zrnavosti frakcij: 1. Vzorec žlindre »SM«: — frakcija »0—4« vsebuje pretežno zrna do 4 mm. Zrn večjih od 4 mm je v frakciji ca. 3 %. Maksimalno zrno v frakciji je pod 8 mm. — frakcija »4—8« vsebuje pretežno zrna od 4—8 milimetrov. Zrn večjih od 8 mm je v frakciji ca. 6 %>. Zrn manjših od 4 mm je v frakciji ca. 19,5%. Maksimalno zrno v frakciji je pod 16 mm. — frakcija »8—16« vsebuje pretežno zrna od 8 do 16 mm. Zrn večjih od 16 mm je v frakciji ca. 6 %. Zrn manjših od 8 mm je v frakciji ca. 2 %. Maksimalno zrno v frakciji je pod 31,5 mm. — frakcija »16—31,5 mm« vsebuje pretežno zrna od 31,5 mm do 63 mm. Zrn večjih od 31,5 mm v frakciji ni. Zrn manjših od 16 mm je v frakciji ca. 24,5 %. Maksimalno zrno v frakciji je pod 31,5 mm. — frakcija »31,5—45 mm« vsebuje pretežno zrna od 31,5 mm do 63 mm.— Zrn večjih od 63 mm v frakciji ni. Zrn manjših od 31,5 mm je v frakciji ca. 30,2 %>. Maksimalno zrno v frakciji znaša 52 mm. 2. Vzorec žlindre »EL,«: — frakcija »0—4 mm« vsebuje pretežno zrna do 4 mm. Zrn večjih od 4 mm je v frakciji 1 %. Maksimalno zrno v frakciji je pod 8 mm. — frakcija »4—8 mm« vsebuje pretežno zrna od 4—8 mm. Zrn večjih od 8 mm je v frakciji ca. 7 %. Zrn manjših od 4 mm je v frakciji ca. 20%. Maksimalno zrno v frakciji je pod 16 mm. — frakcija »8—16 mm« vsebuje pretežno zrna od 8 do 16 mm. Zrn večjih od 16 mm je v frakciji ca. 2 %>. Zrn manjših od 8 mm je v frakciji ca. 0,5%. Maksimalno zrno v frakciji je pod 31,5 mm. — frakcija »16—31,5 mm« vsebuje pretežno zrna od — frakcija »31,5—4̂5 mm« vsebuje pretežno zrna 16 do 31,5 mm«. od 31,5 do 63 mm. Zrn večjih od 31,5 mm v frakciji ni. Zrn večjih od 63 mm v frakciji ni. Zrn manjših od 16 mm je v frakciji ca. 25,8%. Zrn manjših od 31,6 mm je v frakciji ca. 32,8%. Maksimalno zrno v frakciji je pod 31,5 mm. Maksimalno zrno v frakciji znaša 54 mm. Na podlagi zrnavosti posameznih frakcij smo za betoniranje za maksimalna zrna agregata 31,5, 16 in 8 mm iz­ brali naslednje sestave frakcij v utežnih % : Žlindra SM EL Za maksimalno zrno 31,5 mm 16 mm 8 mm 31,5 mm 16 mm 8 mm 35% »0—4« 45 % »0—4« 50 % »0—4« 35 % »0—4« 45 % »0—4« 50% »0—4« 10% »4—8« 15% »4— 8« 50% »4—8« 10% »4—8« 15% »4—8« 50% »4—8« 10% »8—16« 40% »8—16« 10% »8—16« 40 % »8—16« 45% »16—31,5« 45 % »16—31,5« Tako sestavljeni žlindrini agregati daj o naslednje presevke: sitov v % presevki v % 31,5 100,0 100,0 100,0 100,0 16 65,4 97,6 100,0 66,4 99,2 100,0 8 44,6 59,9 97,0 44,3 59,1 96,5 4 35,9 46,6 58,3 36,6 47,6 59,5 2 23,2 29,8 33,5 25,4 32,7 37,0 0,8 17,2 22,0 24,5 18,9 24,3 27,0 0,4 10,2 13,0 14,5 12,2 15,7 17,5 0,2 6,0 7,7 8,5 6,7 8,6 9,5 0,1 2,4 3,2 3,5 2,5 3,2 3,5 Preiskava cementa Anhovo PC 25 z 450: 1. Prostorninska teža: v rahlo nasutem stanju: 920 kg/m8 v trdo zbitem stanju: 1490 kg/m8 2. Finost mletja: ostanek na situ 49001/cm2: 1,0% 3. Vezanje: Poizkus vezanja se je ugotovil pri naslednjih atmosferskih prilikah: temperatura zraka: 22« C temperatura vode: 19» C temperatura cementa: 22» C relativna vlaga prostora: 60 % normna konsistenca: 29,0 % začetek vezanja po: 2 urah 40 min konec vezanja po: 3 urah 25 min 4. Stalnost prostornine s kolači: 3 ure v vreli vodi: stalne prostornine 28 dni v vodi: stalne prostornine 28 dni na zraku: stalne prostornine 5. Stalnost prostornine po L-Chatelieru: povečanje razstoja igel po kuhanju: 1,6 mm 6. Trdnost cementa v plastični konsistenci po JUS B.C1.010: a) Upogibna trdnost: po 3 dneh: 49,8 kp/cm2 po 7 dneh: 66,5 kp/cm2 po 28 dneh: 74,8 kp/cm2 b) Tlačna trdnost: po 3 dneh: 232 kp/cm2 po 7 dneh: 362 kp/cm2 po 28 dneh: 490 kp/cm2 Preiskani cement Anhovo PC 25 s 450 odgovarja jugoslovanskemu standardu JUSB.C1.011 in JUSB.C1. 010 v pogledu preiskanih karakteristik. Anton Grimšičar IZUZETNE MOGUĆNOSTI - U POSLOVIMA GRADJEVINARSTVA, UTOVARA I MANIPULISANJA KS-3571 HIDRAULIČNI TERETNI KRAN SMANJUJE TROŠKOVE, POSEBNO KADA SE RADOVI IZVODE NA ODVOJENIM LOKACIJAMA VELIKA SPOSOBNOST ZA TERENSKU VOŽNJU Maksimalni utovarni kapacitet, sa minimalnim domašajem poluge, u tonama: sa podupornjem 10.0 t bez podupornja 2.5 t Dužina poluge, u metrima: dvosekcijska teleskopska 8 do 14 m teleskopska sa prečkom 20 m Maksimalna brzina kretanja, u kilometrima na čas: prilikom rada sa teretom obešenim na kuku 5km?h izmedju gradjevinskih lokacija 85 km/h MACHINOEXPORT S 14715-42 SSSR MOSKVA II7 3 3 0 ^ M 0 S K V A V-330 MACHINOEXPORT«^ 41120107 MCHEX SU r GRADBENO INDUSTRIJSKO PODJETJE O B N O V A LJUBLJANA TITOVA 39 Gradi doma in v tujini — industrijske objekte — šole, institute, zdravstvene ustanove — stanovanjske objekte — upravne in poslovne zgradbe — trgovske in gostinske objekte — turistično-rekreativ.ne objekte V J TOZD Splošne gradnje, TOZD Montažne gradnje, TOZD Gradbeni obrati, TOZD Servisni obrati, TOZD Projektivni biro, DS Skupne službe