glasilo zveze d r u š t e v g r a d b e n ih INŽENIRJEV IN TEHNIKOV SLOVENIJE IN MATIČNE SEKCIJE GRADBENIH INŽENIRJEV INŽENIRSKE ZBORNICE SLOVENIJE Izdajatelj: Zveza društev gradbenih inženirjev in tehnikov Slovenije (ZDGITS), Karlovška 3 ,1000 Ljubljana, telefon/faks 01 422 4622 v sodelovanju z Matično sekcijo gradbenih inženirjev Inženirske zbornice Slovenije (MSG IZS), ob podpori Javne agencije za raziskovalno dejavnost Republike Slovenije, Fakultete za gradbeništvo in geodezijo Univerze v Ljubljani In Zavoda za gradbeništvo Slovenije Izdajateljski svet: ZDGITS: mag. Andrej Kerin izr. prof. dr. Matjaž Mikoš Jakob Presečnik MSG IZS: Gorazd Humar mag. Črtomir Remec doc. dr. Branko Zadnik FGG Ljubljana: doc. dr. Marijan Žura FG Maribor: Milan Kuhta ZAG: prof. dr. Miha Tomaževič Glavni in odgovorni urednik: prof. dr. Janez Duhovnik Sodelavec pri MSG IZS: Jan Kristjan Juteršek Lektorica: Alenka Raič Blažič Lektorica angleških povzetkov: Darja Okorn Tajnica: Anka Holobar Oblikovalska zasnova: Mateja Goršič Tehnično urejanje, prelom in tisk: Kočevski tisk Naklada: 3000 izvodov Podatki o objavah v reviji so navedeni v bibliografskih bazah COBISS in ICONDA (The Int. Construction Database) ter na http://www.zvezo-daits.si. Letno izide 12 številk. Letna naročnina za individualne naročnike znaša 5500 SIX' za študente in upokojence 2200 SIX za družbe, ustanove in samostojne podjetnike 40.687,50 SIT za en izvod revije; za naročnike iz tujine 80 EUR. V ceni je vštet DDV. Poslovni račun ZDGITS pri NLB Ljubljana: 02017-0015398955 TEHNIKOV SLOVENIJE in MATIČNE SEKCUE GRADBENIH INŽENIRJEV INŽENIRSKE ZBORNICE SLOVENIJE UDK-UDC 0 5 :6 2 5 ; ISSN 0017-2774 Ljubljana, avgust 2 0 0 6 , letnik 5 5 , str. 197-220 Navodila avtorjem za pripravo člankov in drugih prispevkov • Uredništvo sprejema v objavo znanstvene in strokovne članke s področja gradbeništva in druge prispevke, pomembne in zanimive za gradbeno stroko. • Znanstvene in strokovne članke pred objavo pregleda najmanj en anonimen recenzent, ki ga določi glavni in odgovorni urednik. • Besedilo prispevkov mora biti napisano v slovenščini. • Besedilo mora biti izpisano z znaki velikosti 12 pik z dvojnim presledkom med vrsticami. • Prispevki morajo imeti naslov, imena in priimke avtorjev ter besedilo prispevka. • Besedilo člankov mora obvezno imeti: naslov članka v slovenščini (velike črke); naslov članka v angleščini (velike črke); oznako ali je članek strokoven ali znanstven; nazive, imena in priimke avtorjev ter njihove naslove; naslov POVZETEK in povzetek v slovenščini; naslov SUMMARY, in povzetek v angleščini; naslov UVOD in besedilo uvoda; naslov naslednjega poglavja (velike črke) in besedilo poglavja; naslov razdelka in besedilo razdelka (neobvezno);..., naslov SKLEP in bese­ dilo sklepa; naslov ZALIVALA in besedilo zahvale (neobvezno); naslov LITERATURA in seznam lite­ rature; naslov DODATEK in besedilo dodatka (neobvezno). Če je dodatkov več, so dodatki ozna­ čeni še z A, B, C, itn. • Poglavja in razdelki so lahko oštevilčeni. • Slike, preglednice in fotografije morajo biti omenjene v besedilu prispevka, oštevilčene In oprem­ ljene s podnapisi, ki pojasnjujejo njihovo vsebino. Vse slike in fotografije v elektronski obliki (slike v običajnih vektorskih grafičnih formatih, fotografije v formatih .tif ali .jpg visoke ločljivosti) morajo biti v posebnih datotekah, običajne fotografije pa priložene. • Enačbe morajo biti na desnem robu označene z zaporedno številko v okroglem oklepaju. • Kot decimalno ločilo je treba uporabiti vejico. • Uporabljena in citirana dela morajo biti navedena med besedilom prispevka z oznako v obliki: (priimek prvega avtorja, leto objave). V istem letu objavljena dela istega avtorja morajo biti označe­ na še z oznakami a, b, c, itn. • V poglavju LITERATURA so uporabljena in citirana dela opisana z naslednjimi podatki: priimek, ime prvega avtorja (lahko okrajšano), priimki in imena drugih avtorjev, naslov dela, način objave, leto objave. • Način objave je opisan s podatki: kniiae: založba: revije: ime revije, založba, letnik, številka, strani od do; zborniki: naziv sestanka, organizator, kraj in datum sestanka, strani od do; raziskovalna poročila: vrsta poročila, naročnik, oznaka pogodbe: za druae vrste virov: kratek opis, npr. v zaseb­ nem pogovoru. • Prispevke je treba poslati glavnemu in odgovornemu uredniku prof. dr. Janezu Duhovniku na naslov: FGG, Jamova 2 ,1000 LJUBLJANA oz. janez.duhovnik@fgg.uni-lj.si. V spremnem dopisu mora avtor članka napisati, kakšna je po njegovem mnenju vsebina članka (pretežno znanstvena, pretežno strokovna) oziroma za katero rubriko je po njegovem mnenju prispevek primeren. Pri­ spevke je treba poslati v enem izvodu na papirju in v elektronski obliki v formatu MS WORD in v 8. točki določenih grafičnih formatih. Uredništvo -K Vsebina • Contents Uvodnik stran 198 prof. dr. Janez Duhovnik SPREMEMBE Članki • Papers stran 199 prof. dr. Miha Tomaževič, univ. dipl. inž. grad. ZIDANE KONSTRUKCIJE IN RAZISKAVE ZA UVAJANJE EVROKODOV MASONRY STRUCTURES AND RESEARCH FOR IMPLEMENTATION OF EUROCODES stran 210 David Koren, doc. dr. Boštjan Brank, univ. d ipUnž. grad. MODELIRANJE IN ANALIZA LESENIH ŽEBLJANIH NOSILCEV MODELING AND ANALYSIS OF TIMBER NAILED BEAMS Obvestilo dip lom antom FGG UL Koledar prireditev J. K. Juteršek, univ. dipl. inž. grad. Slika na naslovnici: Preskus zidane konstrukcije na potresni mizi v ZAG, foto Mojca Mušič UVODNIK SPREMEMBE V nekaj letih bomo gradbeniki pri svojem delu doživeli pomembne spremembe. Dve med njimi sta uvedba evrokodov - evropskih standardov za konstrukcije in bolonjska reforma visoko­ šolskega študija. Obe bosta pomembno vplivali na bodočo mednarodno primerljivost in konkurenčnost našega gradbeništva. Evrokodi so evropski standardi za nosilne gradbene konstrukcije, ki so nastajali več desetletij in jih sedaj uvajajo v vseh evropskih državah. Te jih morajo dopolniti z nacionalnimi dodatki in večina jih mora tudi prevesti v svoje uradne jezike, ker jih evropska organizacija za standardizacijo izdaja le v angleščini, nemščini in francoščini. Za Slovenijo kot majhno državo je vložek pri uvajanju evrokodov v primerjavi z večjimi državami sorazmerno velik, izogniti pa se mu ne moremo. Zavedati se moramo, da so imele večje države neprimerljivo večje stroške s pripravo evrokodov, pri kateri smo Slovenci z redkimi izjemami stali ob strani in čakali na končni rezultat. Ker je del vsakega gradbenega objekta tudi nosilna konstrukcija, so evrokodi pomembni za vse udeležence pri graditvi objektov. Nanašajo se na mehansko trdnost in stabilnost ter deloma na požarno varnost konstrukcij. V celoti jih bodo morali poznati projektanti, nadzorniki in inšpek­ torji, ne dosti manj pa tudi izvajalci in svetovalci investitorjev. Le tako bo zagotovljeno, da bodo novi objekti v predvideni življenjski dobi zanesljivi, kar pomeni varni, trajni in uporabni. Evrokodi so bili pri nas predpisani s Pravilnikom o mehanski odpornosti in stabilnosti objektov, kar pomeni, da so postali obvezni. Zato gradbeniki upravičeno pričakujemo, da jih bomo lahko brali v slovenščini in da bo dostop do njih kar najbolj sodoben in poceni. Evrokodi so izjemno obsežni standardi, v katerih je vgrajeno najsodobnejše znanje, katerega osnove so zapisane v številnih spremljajočih dokumentih. Razumevanje evrokodov v celoti in njihova smotrna uporaba sta mogoči le, če osvojimo to znanje. Osvajanje tega znanja pa je tudi del bolonjske reforme. Bolonjska reforma visokošolskega študija je bila sicer zamišljena zaradi številnih drugih raz­ logov, njen najpomembnejši rezultat pa je lahko tudi izrazitejša vsebinska posodobitev štu­ dijskih programov, ki jo terja razvoj gradbeništva in drugih strok. Na obeh fakultetah, na katerih poteka v Sloveniji študij gradbeništva in z njim povezanih strok, so se že lotili priprav za uvedbo novih študijskih programov po bolonjskih načelih. Pri tem jim bo močno koristilo sodelovanje strokovnjakov iz prakse, za katero naj bi se izobraževala velika večina bodočih študentov. Čeprav v gradbeništvu kot najstarejši tehnični stroki ni mogoče pričakovati drastičnih spre­ memb sedanjega nabora študijskih usmeritev, je pri bolonjski reformi treba dobro premisliti tudi o tem. Kako bosta uvedba evrokodov in bolonjska reforma visokošolskega študija vplivali na naše strokovno delo, je odvisno predvsem od nas samih. Če bomo dejavno sodelovali pri njunem izvajanju, lahko računamo na povečanje konkurenčnosti našega gradbeništva in na izboljšanje položaja gradbeniških poklicev ter podjetij v družbi. To bo omogočilo nadaljnji razvoj gradbe­ ništva, ki bo tako sposobno graditi zanesljive objekte. Ti so nujni za razvoj celotne družbe, zato je naša odgovornost še toliko večja. prof. dr. Janez Duhovnik ZIDANE KONSTRUKCIJE IN RAZISKAVE ZA UVAJANJE EVROKODOV MASONRY STRUCTURES AND RESEARCH FOR IMPLEMENTATION OF EUROCODES prof. dr. Miha Tomaževič, univ. dipl. inž. grad., dr. Vlatko Bosiljkov, univ. dipl. inž. grad., UDK 699.841 mag. Polona Weiss, univ. dipl. inž. grad.. Zavod za gradbeništvo Slovenije, Dimičeva 12,1000 Ljubljana miha.tomazevic@zag.si Znanstveni članek : 624.012:624.042 EC8 Povzetek | Prispevek povzema rezultate eksperimentalnih raziskav obnašanja ne- armiranih zidanih konstrukcij pri potresni obtežbi. Na večjem številu zidov smo razisko­ vali vpliv načina zapolnitve,navpičnih reg in robustnosti opečnih votlakov na nosilnost in deformabilnost, na seriji modelov hiš z nearmiranim in s povezanim zidovjem, ki smo jih preiskali na potresni mizi, pa smo ugotavljali primernost vrednosti faktorja obnašanja konstrukcije q, ki jih za zidane konstrukcije predlaga standard Evrokod 8. Rezultati izvedenih raziskav nakazujejo, da so za uporabo novih tehnologij zidanja in posebnih oblik votlih zidakov na potresnih območjih potrebne skrbne omejitve, medtem ko so se v EC 8 predlagane vrednosti faktorja obnašanja konstrukcije za zidane konstrukcije pre­ iskane zasnove zaenkrat izkazale kot primerne. Summary | The results of experimental research in seismic behaviour of un­ reinforced masonry structures, recently carried out at ZAG, are summarised. A series of masonry walls have been tested to study the effect of different types of the filling of the vertical joints and of the influence of robustness of hollow ceramic masonry units on the lateral load-bearing and deformability capacity. On a series of models of masonry houses, built in plain and confined masonry construction systems, the values of the structural behaviour factor q, proposed by Eufocode 8, have been verified. It has been found out that careful limitations are needed for the use of new construction technologies and hollow masonry units of specific shapes in seismic zones, whereas the EC 8 proposed values of the behaviour factor for the specific tested construction types are in good correlation with the experimental results. 1 • UVOD Projektiranje in gradnjo konstrukcij danes urejajo evropski standardi, evrokodi, ki so z nedavno sprejetim Pravilnikom o mehanski odpornosti in stabilnosti objektov (Pravilnik, 2005) tudi pri nas že uvedeni v uporabo. Pravila za zidane konstrukcije določa Evrokod 6: Projektiranje zidanih konstrukcij - Del 1-1: Splošna pravila za armirane in nearmirane zidane konstrukcije (EC 6), (CEN, 2004). Na potresnih območjih veljajo dodatne zahteve in pravila, ki jih določa Evrokod 8: Projektiranje potresnoodpornlh konstrukcij - Del 1: Splo­ šna pravila, potresna obtežba in pravila za stavbe (EC 8), (SIST, 2005). Določila EC 8 so v večini primerov strožja od določil EC 6. Na področju zidanih konstrukcij so evrokodi mešanica tisočletne tradicije in izkušenj ter modernih znanstvenih izsledkov. To se najbolj kaže v delitvi zidanih konstrukcij na eno­ stavne, katerih nosilnosti in stabilnosti ni treba dokazovati z računom, ter vse ostale, pri ka­ terih v računskem dokazovanju uporabljamo enaka načela in metode kot pri konstrukcijah iz drugih materialov. Med takšne zidane kon­ strukcije spadajo pravzaprav vse tiste, ki ne izpolnjujejo zahtev za enostavne. Evrokodi zidanim konstrukcijam ne postavljajo poseb­ nih omejitev. Te postavljajo že same me­ hanske lastnosti materialov, ki omejujejo nosilnost in stabilnost zidanih konstrukcijskih sistemov, kar vse računsko preverimo. Izjema so navadne, nearmirane zidane konstrukcije: njihova gradnja na območjih, kjer je potresna nevarnost večja od postavljene meje, eno­ stavno ni dopustna. Evrokodi nekatera ključna določila podajajo le v splošni obliki oziroma v obliki priporočil, nacionalnim dodatkom pa je prepuščena končna odločitev v skladu s pogoji in poseb­ nostmi posamezne države članice EU. Za zidane konstrukcije so še posebej pomembna določila glede: - tipa zidakov, ki zagotavljajo ustrezno robust­ nost, - alternativnih vrst zidarskih zvez (izvedbe navpičnih reg). EC 8 dopušča načine zida­ nja z delno zapolnjenimi regami ali s suhimi regami na pero in utor, - maksimalne vrednosti projektnega pospeš­ ka tal na območju, na katerem še lahko zidamo navadne nearmirane zidane kon­ strukcije, - vrednosti faktorja obnašanja konstrukcije q (faktorja redukcije potresnih sil) za po­ samezne sisteme zidanih konstrukcij. Razumljivo je, da se o ustreznosti izbire tipa in vrste zidaka oziroma načina zidanja, pa tudi o velikosti mejnih vrednosti parametrov, ki jih potrebujemo pri računskem preverjanju potresne odpornosti, ne moremo odločiti drugače kot na podlagi eksperimentalnih raziskav in parametričnih študij. Neodgovorno bi bilo predpisovati omejitve samo na podlagi občutka ali interesov tistih, ki bi zahteve želeli omiliti ali celo odpraviti oziroma onih, ki bi pogoje za zidanje želeli zaostriti. Gradnja nosilnih zidanih konstrukcij je pri nas po slabih izkušnjah po potresih že nekaj desetletij omejena na individualno gradnjo, pritlične in enonadstropne hiše. Nosilni si­ stemi večnadstropnih stavb so armirano­ betonski, zidaki pa se uporabljajo le za zida­ nje polnilnih zidov in predelnih sten. Da bi osvojila svoj delež tudi pri gradnji nosilnih konstrukcij večnadstropnih stavb, opekarska industrija racionalizira porabo materialov, poenostavlja tehnologijo zidanja in izboljšuje gradbeno-fizikalne in trdnostne lastnosti zida­ kov. Medtem ko ne še tako dolgo tega nismo imeli težav z robustnostjo oziroma krhkostjo zidakov, in je bilo samoumevno, da se na potresnih območjih lahko zida samo tako, da se navpični stiki med zidaki v celoti zapolnijo z malto, je danes drugače. Nekatere indikativne raziskave pa so poka­ zale, da so novosti, ki so bile večinoma razvite v deželah, kjer ni potresne nevarnosti oziroma je le-ta majhna, manj primerne za zidanje na potresnih območjih. Tako so raziskave opozo­ rile, da se preveč izvotljeni opečni votlaki s tankimi stenami in z dodatno poroziranim osnovnim materialom, toplotno sicer ugodni in dovolj trdni za prevzem navpičnih obreme­ nitev, lahko med delovanjem potresne obtežbe lokalno krhko porušijo. To spremeni mehanizem obnašanja zidane konstrukcije med potresom, zato enačbe, na podlagi katerih je bila zidana konstrukcija dimenzio­ nirana in ki so bile izpeljane s predpostavko, da so zidaki trdni, ne veljajo več. Tudi v primeru, ko se namesto klasičnega načina zidanja, pri katerem so navpične rege zapol­ njene z malto, uporabijo alternativni načini, so nekatere raziskave pokazale, da morebitnega soglasja za uporabo ne gre dati brez omejitev, saj način zidanja lahko močno vpliva na ho­ mogenost zidovja in s tem tudi na mehanske lastnosti in obnašanje zidov pri potresni obtežbi. Tudi za preverjanje potresne odpornosti zi­ danih konstrukcij so bile razvite nove metode. Da bi izkoristili prednost teh metod in izkoristi­ li razpoložljive sposobnosti konstrukcije glede nosilnosti in deformabilnosti, ne da bi tvegali zmanjšanje dogovorjene stopnje varnosti kon­ 2 • ROBUSTNOST VOTLAKOV IN NAČIN ZIDANJA Da bi na eni strani raziskali vpliv različnih načinov izvedbe navpičnih reg na obnašanje zidov pri potresni obtežbi, na drugi strani pa preverili, ali so opečni votlaki, ki po votlavosti in obliki predstavljajo ponudbo na trgu, dovolj robustni, smo nedavno preiskali večje število zidov. Z raziskavo (Bosiljkov, 2004), o kateri smo sicer že poročali (Tomaževič, 2004), zaradi prezgodnje lokalne krhke porušitve zidakov nismo mogli ugotoviti vpliva načina zapolnitve reg na nosilnost in samo obnaša­ nje zidov pri potresni obtežbi. Da bi ugotovili, v kolikšni meri na neugodno obnašanje zidakov lahko vpliva oblika zidu, smo raziskavo dopol­ nili s preizkusom nove serije bistveno daljših zidov (Bosiljkov, 2006). V obeh primerih smo glede na dimenzije preizkusnih zidov pričako­ vali strižno porušitev, kije osnovni porušni me­ hanizem pri navadnih nearmiranih zidanih konstrukcijah. strukcije in obsega poškodb, je treba določiti realistične vrednosti faktorjev, s katerimi reduciramo potresne sile. Uporaba teh fak­ torjev, s katerimi implicitno upoštevamo dejansko sposobnost konstrukcije, da med pričakovanim potresom sipa energijo, nam omogoči, da za preverjanje potresne odpor­ nosti uporabljamo enostavne metode teorije elastičnosti in ne zaenkrat še vedno neprak­ tičnih, zamudnih in težko razumljivih neli­ nearnih metod. Zato EC 8, ki se tehnološkemu razvoju na področju zidanih konstrukcij seveda ni mogel izogniti, novosti in izboljšav načelno ne pre­ poveduje. Tako ne omejuje več votlavosti in oblike zidakov, pač pa le določa, da morajo imeti zidaki ustrezno robustnost. V nasprotju z dosedaj uveljavljeno prakso, da morajo biti na potresnih območjih vse navpične rege v celoti zapolnjene z malto, dopušča tudi alternativne načine zidanja z delno zapolnjenimi regami ali s suhimi regami na pero in utor. Nalaga pa nacionalnim dodatkom, da pogoje in možnost uporabe zidakov in sistemov zidanja v posameznih državah natančneje opredelijo. Prav tako nalaga nacionalnim dodatkom, da opredelijo mejno vrednost računskega po­ speška tal (vrednost z upoštevanjem vpliva temeljnih tal a0S), do katere je dovoljeno zidati nearmirane zidane konstrukcije Og/urm- V tem prispevku ne bomo razpravljali o vse­ bini evrokodov, pač pa bomo na kratko povzeli nekaj rezultatov raziskav, ki smo jih v zadnjem času izvedli na Zavodu za gradbeništvo Slo­ venije in ki bodo podlaga za nekatera določila in vrednosti, ki jih mora opredeliti nacionalni dodatek glede robustnosti zidakov, načina zidanja in faktorja obnašanja q. Rezultate parametričnih študij za določitev mejne vred­ nosti računskega pospeška tal za uporabo nearmiranega zidovja pa bomo predstavili, ko bodo raziskave končane. V prvem delu raziskave smo preiskali zidove, ki so bili dolgi 1000 mm, visoki 1500 mm in debeli 300 mm, tj. zidove z razmerjem oblike višina/dolžina h /l = 1,5. Za zidanje smo uporabili opečne votlake razreda MIO, ki so bili v osnovni obliki (razporeditev lukenj, debelina sten in reber) enaki pri vseh tipih zidov (slika 1) z izjemo navpične stranice, ki je bila prilagojena načinu zapolnitve navpične rege. Med seboj smo primerjali obnašanje zidov, pri katerih smo navpične rege izvedli (slika 2): - kot polno zapolnjene z malto (zidovi tipa BN - referenčni zidovi), - kot suhe, nezapolnjene (zidovi tipa BG), -k o t deloma zapolnjene z malto v žepih (zidovi tipa BP), - kot suhe, s stikom zidakov na pero in utor (zidovi tipa BZ). Za zidanje preizkusnih zidov smo uporabili navadno malto razreda M5, zidove pa sezidali na armiranobetonskih podstavkih. Sezidali in preiskali smo po šest enakih preizkušancev vsakega tipa, po tri na tlačno in po tri na Slika 1 • Opečni votlaki za z idan je zidov tipa B N .B N W in BG kombinirano tlačno in ciklično delujočo vodo­ ravno obtežbo. V drugem delu raziskave smo preiskali zidove, ki so bili dolgi 2500 mm, visoki 1750 mm in glede na za zidanje uporabljene zidake debeli 300 mm, 250 oziroma 175 mm, oziroma so imeli razmerje oblike h/l = 0,70. V primeru dolgih zidov smo za zidanje uporabili zidake, ki se dobijo na trgu in so nam jih dobavili financerji raziskave. Za neposredno primer­ javo z obnašanjem zidov, preiskanih v prvem delu raziskave, smo uporabili le zidak tipa BN. V drugem delu raziskave so bile navpične rege izvedene: - kot polno zapolnjene z malto (zidovi tipa BNWin BSW), - kot suhe, s stikom zidakov na pero in utor (zidovi tipa BZW), - kot suhe, s stikom zidakov na pero in utor z malto v žepih (zidovi tipa BTW). Tlačna trdnosti zidakov za zidanje zidov tipa BNW, BZW in BTWje ustrezala razredu MIO, medtem koje povprečna tlačna trdnost zida­ kov za zidanje zidov tipa BSW znašala 23,3 MPa. Za zidanje zidov tipa BNW in enega zidu BZW smo uporabili navadno malto razreda M5, za zidanje preostalega zidu tipa BZW in zidov tipa BTW in BSW pa lahko malto s perlitnim agregatom razreda MIO. Sezidali in preiskali smo tri preizkušance tipa BNW, dva preizkušanca tipa BZW in po enega tipa BTW in BSW. Zidove smo preiskali samo na kombinirano tlačno in ciklično delu­ jočo vodoravno obtežbo. Glavne značilnosti zidakov, ki smo jih upora­ bili za zidanje preizkusnih zidov v obeh delih raziskave, navajamo v preglednici 1. Preiskavo na potresno obtežbo smo izvedli v preizkuševalnem okviru, ki smo ga prilagodili dimenzijam preizkušancev in pričakovanim silam, potrebnim za doseganje porušitve. Vsi zidovi so bili preiskani kot navpične konzole, vpete v temelj. Med preiskavo s ciklično delu­ jočo vodoravno obtežbo so bili zidovi obre­ menjeni z navpično silo, ki se med preiskavo ni spreminjala. Velikost navpične sile smo iz­ brali tako, da je v zidovih povzročala tlačne napetosti, ki bi nastale v zidovju stavb nor­ malne višine. Razmerje med tlačnimi nape­ tostmi v zidu G0 in karakteristično tlačno trdnostjo zidovja fk (predobremenitev a 0/ f k) seje gibalo med a 0/ f k = 0,14 do 0,29, v večini primerovje bilo okrog o 0/ f k = 0,20. Vodoravno obtežbo v obliki programiranih pomikov s stopnjema povečevano amplitudo je med preiskavo zidov z oblikovnim razmerjem h/l = 1,5 povzročal programski hidravlični vzbujevalnik, ki je bil na eni strani pritrjen na Tip Trdnost* Faktor Dolžina Širina Višina % Debelina (mm) (MPo) oblike S (mm) (mm) (m m ) lukenj Stene Rebra BN 10,2 1,13 2 4 5 2 9 8 2 3 7 5 0 13,0 7 ,8 BG 10,2 1,13 2 4 5 2 9 8 2 3 7 5 0 13,0 7 ,8 BP 11,9 1 ,13 2 4 5 2 9 9 2 3 6 5 2 11 ,4 7 ,6 BZ 15,1 1,13 2 3 5 2 4 3 2 3 5 4 8 13,2 7 ,8 BNW 10,2 1 ,13 2 4 4 2 9 7 2 3 6 51 11 ,8 6 ,8 BZW 10 ,9 1 ,13 2 4 4 2 9 6 2 3 7 4 8 13,5 7 ,4 BTW 13,3 1,07 2 8 9 2 4 7 1 8 8 5 2 10 ,9 7 ,2 BSW 2 3 ,3 1,17 2 8 8 172 1 8 8 41 14 ,0 3 ,2 * povprečna tlačna trdnost zidaka fb,av (EN 772-1) Preglednica 1 «Značilnosti zidakov za zidanje preiskanih tipov zidov Slika 3 • Tipični zid z razm erjem oblike h /l = 0 ,7 m ed ciklično strižno preiskavo , ■ jg ? W ; * J ' 1 r ' ul 4\ . 7 » I 1 m rR t * ; I s j i ' preizkuševalni okvir, na drugi pa s pomočjo členkastega droga v sredini višine zaključne zidne vezi pritrjen na zid. Med preiskavo daljših zidov (h /l = 0,7) pa sta vodoravno obtežbo povzročala dva enosmerna, izme­ nično delujoča hidravlični bata, tudi pritrjena na preizkuševalni okvir, sila pa se je v zid vnašala preko jeklenega drogovja in jarma, pritrjenega na zaključno armiranobetonsko zidno vez (slika 3). Med preiskavo so bile merjene tako sile in pomiki kot tudi deforma­ cije zidov na kritičnih mestih. Po pričakovanju je v obnašanju prevladoval strig. V prvem delu raziskave smo predvsem zaradi geometrije preizkušancev (h/l = 1,5), razmeroma nizkega nivoja predobremenitve in robnih pogojev (navpična konzola) na začetku lahko ugotovili tudi vrtenje zidov kot togega telesa (rocking). Zato so praviloma na začetku preiskave nastale vodoravne razpoke na natezni strani zidu na stiku s temeljnim blokom, na tlačenih vogalih pa razpoke v zi­ dakih. Kasneje so nastale tudi značilne diago­ nalno usmerjene, strižne razpoke na sredini površine zidu, ki so potekale bodisi po zidakih bodisi po regah, nastanku strižnih razpok pa je kmalu sledilo tudi lokalno izbočenje sten ter drobljenje zidakov v okolici razpok. Zid se je porušil, ko so se zdrobili posamezni zidaki vzdolž razširjenih strižnih razpok. Tipično stanje zidu pri porušitvi prikazujeta sliki 4 in 5. Proti pričakovanjem lahko ugotovimo, da so pri referenčnih zidovih tipa BN, kjer so bile navpične rege polno zapolnjene z malto, strižne razpoke v zgornjem delu zidu potekale po regah, medtem ko so pri zidovih tipa BG s suhimi navpičnimi stiki razpoke potekale po zidakih. Čeprav zaradi spremenjene oblike (h/l = 0,7) tega nismo pričakovali v tolikšni meri, smo tudi pri daljših zidovih na začetku preiskave lahko ugotovili vrtenje zidov, nastalo zaradi vodoravne razpoke in dvigovanja zidu na natezni strani. V nadaljevanju pa so se razvile v poševni smeri orientirane razpoke, ki so potekale bodisi po zidakih bodisi po regah: prav tako kot pri krajših zidovih pa je tudi pri daljših nastanku strižnih razpok kmalu sledilo tudi lokalno izbočenje sten ter drobljenje zida­ kov v okolici razpok. Pri nekaterih zidovih so po zdrobljenju zidakov v okolici strižnih razpok v delu zidu, k ije bil izpostavljen tlačnim obre­ menitvam, od osrednjega dela zidu odpadli s poševno razpoko ločeni robni deli zidu, pri drugih pa seje zid med porušitvijo sesedel po večji površini prereza (sliki 6 in 7). Izjemoma so se pri zidu BNW1, ki je bil obtežen z nizko navpično obremenitvijo, med preiskavo vrteli BGL3aB±l5.0l Slika 5 • Krhka lokalna porušitev votlakov pri strižni porušitvi zidov tipa BG Slika 6 • Zid B N W 1 : porušitev zidu zarad i odpadlih s poševno razpoko ločenih robnih delov zidu pri p redobrem en itv i a „ / f k = 0 ,14 sami zidaki, ki se niso lokalno zdrobili niti v zadnjih fazah preiskave (slika 8). Tipične izmerjene odvisnosti med vodoravnimi silami in pomiki zidov z razmerjem oblike h/l = 0,7 so prikazane na slikah 9 in 10. Lepo se vidi, da se s povečano predobremenitvijo zidu poveča nosilnost, obenem pa močno zmanj­ ša sposobnost deformiranja. Zaradi pove­ čanih obremenitev postane obnašanje zida­ kov krhko (primerjaj tudi sliki 6 in 7). V preglednici 2 so povzeti glavni rezultati preiskav, sile in pomiki, izmerjeni pri doseženi nosilnosti (Hmax, dmox) in mejnem stanju po­ rušitve (Hou, du). Za lažjo primerjavo je v preglednici prikazana tudi stopnja predobre- menitve (razmerje a 0/ f k), navajamo pa tudi karakteristično trdnost posameznih vrst zi­ dovja, ki smo jo glede na to, da je za zidove z razmerjem h/l = 0,7 nismo določili s pre­ iskavami, izračunali po priporočilih EC 6 na podlagi s preiskavami določenih vrednosti trdnosti zidakov in malte. Kot je videti, v izmerjeni nosilnosti zidov posameznih oblikovnih razmerij ni opaziti Slika 7 • Zid BTW: drobljenje zidakov in strižna razpoka po celo tnem zidu pri predobrem enitvi a ./fk = 0,22 Slika 8 • Zid BNW 1: detajl v rten ja posam eznih zidakov pri večjih vodoravnih pom ikih zidu pri predobrem enitvi a J fR = 0 ,14 razlik, ki bi jih lahko pripisali vplivu načina za- polnjenja navpičnih reg. Razlike pripisujemo razlikam v trdnosti zidovja in velikosti pred- obremenitve. Ključne parametre, indikatorje kapacitete nosilnosti in deformabilnosti, ki smo jih defi­ nirali kot razmerja med vrednostmi pomikov in nosilnosti pri različnih mejnih stanjih, kot so mejno stanje nastanka razpok (dcr, Hcr), maksimalne odpornosti (dHm0x, Hmax), in porušitve (du, Hu), navajamo v preglednici 3. Preglednica 3 pokaže, da je bilo razmerje med vodoravno silo, ki je delovala na zidove pri nastanku strižnih razpok, in maksimalno odpornostjo Hcr/H max, z izjemo zidu BSW, blizu vrednosti 1,00. To praktično pomeni, da so preiskani zidovi ne glede na obliko in način zapolnitve navpičnih reg dosegli svojo nosil­ nost v trenutku, ko so v njih nastale prve po­ ševne strižne razpoke. Na podlagi rezultatov v preteklosti izvedenih raziskav velja splošno priznana ugotovitev, da se pri nastanku prvih strižnih razpok razmerje Hcr/H max giblje med 0,7 in 0,8, oziroma da je izkoriščenih šele 70 % -80 % nosilnosti zidu (Tomaževič, 1999). Običajno je treba med preiskavo po nastanku prvih strižnih razpok vsiljene pomike povečati, da bi dosegli odpornost zidu. V danem primeru pa je pri povečanih ampli­ tudah vsiljenih pomikov odpornost zidov že začela upadati. Kapaciteta deformacij pre­ iskanih zidov, izražena z indikatorjem kapa­ citete deformacij glede na pomik zidov pri doseženi odpornosti in mejnemu stanju porušitve du/dHmax, je pri zidovih z razmerjem oblike h/l = 1,5 majhna, manjša kot so priča­ kovane vrednosti za običajno nearmirano zidovje. Čeprav so bili pomiki pri porušitvi raz­ meroma majhni, smo v vseh primerih ugoto­ vili tudi razmeroma veliko upadanje odpor­ nosti, tj. majhne vrednosti razmerja Hdu/Hmax. Glede kapacitete deformacij bistveno boljše obnašanje smo ugotovili pri daljših zidovih (h /l = 0,7), kjer se, razen v primeru zidu BSW, vrednosti gibljejo v pričakovanem območju. Na primeru zidov BNW se jasno vidi vpliv navpičnih obremenitev. Vse navedene ugotovitve v zvezi s parametri kapacitete nosilnosti in deformacij kažejo, da različni načini izvedbe navpičnih reg nanje niso imeli opaznega vpliva. Porušni mehanizem pri cikličnih strižnih obreme­ nitvah je bil v vseh primerih odvisen od lokalne krhke porušitve zidakov, ki je do porušitve zidov kot celote privedla prej, pre­ den je način zapolnitve navpičnih reg sploh lahko vplival na obnašanje. Zaradi tega raziskave niso dale odgovora na osnovno vprašanje, tj., kateri izmed načinov izvedbe navpičnih reg je primeren za gradnjo nearmi- ranega zidovja na potresnih območjih. Primerjava rezultatov preiskav zidov obeh geometrijskih razmerij pokaže, da meha­ nizem obnašanja zidov ni bil toliko odvisen od razmerja oblike zidu h/l, pač pa pred­ vsem od nivoja obremenitve z navpično obtežbo. Edino v primeru, ko pri dolgem zidu z zapolnjenimi navpičnimi regami tlačne napetosti v zidu niso presegle 14 % tlačne trdnosti zidovja, ni prišlo do krhke lokalne porušitve zidakov, pač pa so se zidaki posamič sukali (rocking) po malti v vodo­ ravnih regah in tako omogočili razmeroma veliko deformabilnost zidu. - 4 0 0 - -500------ d [nun] Slika 9 • Zid B N W 1: h isterezne zanke vodoravna sila - pom ik pri predobrem enitv i a , / f k = 0 ,14 Slika 10 • Zid BNW 2: histerezne zanke vodoravna sila - pom ik pri predobrem enitvi a 0/ f k = 0 ,2 9 Tip (MPa) O A Hmax m Ĥmax (mm) Ha» (kN) d„ (mm) BN 3,24 0,29 107 7,51 46 16,2 BG 3,67 0,28 99 12,4 66 14,1 BP 5,00 0,19 109 7,7 49 13,3 BZ 5,67 0,19 102 6,2 35 10,8 BNW-1 4,13 0,14 285 5,0 220 31,2 BNW-3 4,13 0,22 385 5,5 285 15,2 BZW 4,30 0,22 352 9,7 239 15,4 BTW 3,89 0,22 355 8,2 226 17,8 BSW 9,42 0,22 417 5,0 222 7,2 * karakteristična trdnost zidovja, izračunana po enačbi fk = K fb°'7 fm°-3 (fb = fbcv 8) Preglednica 2 • Indikatorji kapacite te nosilnosti in deform abilnosti preiskanih tipov zidov I Tip o A Her/ Hmax Hdu/Hmax ^u/ dtonax da/d„ BN 0,29 0,98 0,44 2,15 2,15 BG 0,28 1,00 0,66 1,13 1,13 BP 0,19 0,97 0,45 1,73 2,06 BZ 0,19 0,93 0,34 1,75 2,57 BNW-1 0,14 0,97 0,77 6,28 6,28 BNW-2 0,29 0,96 0,83 2,00 3,44 BZW 0,22 0,87 0,76 1,59 5,13 BTW 0,22 0,99 0,48 2,25 3,44 BSW 0,22 0,72 0,53 1,44 3,51 Preglednica 3 * Indikatorji kapacite te nosilnosti in deform abilnosti preiskanih tipov zidov 3 • FAKTOR OBNAŠANJA KONSTRUKCIJE Kot določa EC 8, sposobnost konstrukcije, da prevzame potresne obremenitve tudi v ob­ močju nelinearnega obnašanja, v splošnem omogoča računati konstrukcije na sile, ki so manjše od tistih, ki bi jih dobili pri linearnem odzivu konstrukcije na dani potres. Da bi se pri projektiranju izognili eksplicitni neelastični analizi konstrukcije, se sposobnost konstruk­ cije, da sipa energijo v glavnem z duktilnim obnašanjem elementov in z drugimi meha­ nizmi (s poškodbami, vendar na predvidenem mestu Jn v omejenem, nadzorovanem ob­ segu), upošteva kar z elastično analizo na podlagi spektra odziva, reduciranem glede na elastični spekter s tako imenovanim faktorjem obnašanja q. Na poenostavljeni, kvalitativni načinje definicija faktorja obnašanja q obrazložena na sliki t l , kjer je primerjana krivulja seizmičnega odziva dejanske konstrukcije, idealizirana z linearno elastično - idealno plastično ovojnico, z od­ zivom popolnoma elastične konstrukcije, ki ima enake začetne togostne lastnosti. Ker je dejanska konstrukcija sposobna sipati energijo, pri čemer se ta sposobnost izrazi z globalnim faktorjem duktilnosti p.u = du/d e, je ni potrebno projektirati na zahtevo po nosil­ nosti, tj. na pričakovano elastično obtežbo He. Konstrukcijo projektiramo na mejno računsko obtežbo Hdu, razmerje med obema pa imenu­ jemo faktor obnašanja konstrukcije q: Slika 11 • Enostavna defin icija faktorja obnašanja konstrukcije q q = He/Hdij. ( la ) Z drugimi besedami, faktor obnašanja q je približek razmerja med potresno silo, ki bi na konstrukcijo delovala, če bi bil njen odziv popolnoma elastičen, in najmanjšo potresno silo, ki jo še lahko upoštevamo pri projekti­ ranju s konvencionalnimi elastičnimi modeli, pri čemer pa konstrukciji še lahko zagotovimo zadovoljiv odziv na potres (tj. odziv z omeje­ nim obsegom poškodb). Če upoštevamo definicijo, obrazloženo na sliki 11, lahko faktor obnašanja q izrazimo tudi z globalnim faktor­ jem duktilnosti |au = du/de, kot sledi: q = ( 2 n u - l ) 1/2. ( i b ) Evrokod 8 za različne sisteme zidanih kon­ strukcij priporoča naslednji razpon vrednosti: - za nearmirane zidane konstrukcije: q = 1,5-2,5, - za povezane zidane konstrukcije: q = 2,0-3,0, - za armirane zidane konstrukcije: q = 2,5-3,0. Da bi preverili v EC 8 priporočene vrednosti faktorja obnašanja konstrukcije q za zidane konstrukcije, smo na potresni mizi preiskali 6 modelov, ki so predstavljali stavbe dveh različnih zasnov, sezidanih iz dveh vrst zi­ dakov: izsek dveetažne vrstne hiše z glav­ nimi nosilnimi zidovi, pravokotnimi na smer delovanja potresa (modeli M l - slika 12) in trietažno stanovanjsko hišo z enakomerno razporejenimi nosilnimi zidovi v obeh pra­ vokotnih smereh (modeli M2 - slika 13). V primeru vrstne hiše so bili zidovi dveh modelov delno ali v celoti povezani z navpičnimi vezmi (preglednica 4). Slika 12 • M odel vrsfne hiše (m e re v cm ) Oznaka Tip Material Rega Opomba Ml-1 vrstna hiša kalcijev silikat tanka brez vezi M1-2 vrstna hiša opečni votlak običajna brez vezi Ml-1 c vrstna hiša kalcijev silikat tanka vezi ob stopnišču M l-ld vrstna hiša kalcijev silikat tanka v celoti povezana M2-1 stan. hiša kalcijev silikat tanka brez vezi M2-2 stan. hiša opečni votlak običajna brez vezi Preglednica 4 • Opis m odelov, preiskanih na potresni mizi Zaradi omejenih zmogljivosti potresne mize smo modele izdelali v merilu 1:5, pri čemer smo upoštevali zakone popolne modelne po­ dobnosti. Čeprav smo s primerjavo obnaša­ nja in rezultatov preiskav prototipnih in model­ nih zidov dosegli zelo dobro ujemanje, se moramo zavedati, da lahko s preiskavo mo­ delov zidanih stavb v majhnem merilu ugotav­ ljamo le globalne mehanizme, ne pa obna­ šanja posameznih detajlov konstrukcije. Modele smo sezidali na temeljnih ploščah, ki so služile za prenos in pritrditev modelov na jekleno ploščad potresne mize. Pred pre­ iskavo smo na stropne plošče modelov pri­ trdili manjkajoče mase, na robovih in sredini plošč pa smo modele opremili tudi z merilniki pomikov (LVDT) in pospeškov. Za simulacijo potresa Smo uporabili N-S komponento za­ pisa pospeškov potresa 15. 4. 1979 v Pe­ trovcu, Črna gora, z največjim pospeškom tal v velikosti 0,43 g. Intenziteto vzbujanja smo stopnjema povečevali vse do porušitve mo­ delov. Med preiskavo smo shranili merjene veličine, odziv modelov pa smo tudi posneli z video kamerami. Po vsaki fazi preiskave smo model podrobno pregledali, zabeležili stanje poškodb in izmerili dinamične lastnosti (last­ no nihajno dobo in dušenje) z udarcem s kladivom po zgornji plošči. Kot je bilo pričakovati, so se vsi modeli poru­ šili zaradi striga. Ne glede na zasnovo kon­ strukcije in sistem zidanja so najprej nastale strižne razpoke v zidovih pritličja, ki so stali v smeri potresa. Razpoke, ki so povzročile upadanje togosti in nosilnosti, so se razširile tudi na druge zidne elemente in povzročile porušitev konstrukcije. Model nepovezane vrstne hiše M1-1 in model stanovanjske hiše M2-1, ki sta bila sezidana z zidaki iz kalcijeve­ ga silikata v tenkoslojni malti, sta se porušila takoj po nastanku prvih poškodb, medtem ko sta ustrezna modela M1-2 in M2-2, sezidana iz zidakov, s katerimi so bili modelirani opečni Slika 14 • M odel vrstne hiše z navpičnim i vezm i M 1 -1 c pred porušitvijo Slika 15 • M ode l s tanovanjske hiše M 2 -2 pred porušitvijo Slika 16 • Odvisnosti m ed koeficientom prečne s ile v pritličju in etažn im zasukom za m odele vrstne hiše Slika 17 • Odvisnosti m ed koefic ientom prečne sile v pritličju in etažn im zasukom za m odele stanovanjske hiše Model q = BSC,/BSC„« q - BSCe/BSCu q = (2n„-l)''2 Ml-1 1,34 1,53 2,09 M 1-2 1,84 2,06 2,20 Ml-1 c 2,44 2,56 2,99 IVI 1-1 d 1,63 1,91 2,88 M2-1 1,55 1,91 2,61 M 2-2 1,74 1,85 2,84 Preglednica 5 • Vrednosti fakto rja obnašanja q, o cen jene na podlagi eksperim entov votlaki, prestala, čeprav poškodovana, do­ datno vzbujanje s potresom. Natančnega raz­ loga za razlike še nismo raziskali. Obnašanje delno oziroma v celoti povezanih modelov M1-1 c in M1-1 d je bilo precej boljše od ne­ povezanih. Tipične poškodbe modelov vrstne oziroma stanovanjske hiše tik pred porušitvijo prikazujeta sliki 14 in 15. Na podlagi izmerjenih časovnih potekov pomikov in pospeškov ter z upoštevanjem mas, skoncentriranih v višini stropnih plošč, smo ovrednotili maksimalne vrednosti prečne sile, k ije delovala na modele med posamez­ nimi fazami preiskave. Vrednosti smo izrazili v brezdimenzijski obliki s koeficientom prečne sile v pritličju BSC, tj. z razmerjem med prečno silo in težo modela, dobljene odvisnosti med koeficientom prečne sile v pritličju in etažnim zasukom pa idealizirali kot bilinearne. Raz­ položljivi faktor obnašanja smo ocenili na dva načina, pri čemer smo obakrat uporabili eno­ stavno, splošno poznano definicijo. V prvem primeru smo za vsakega od preiskanih mo­ delov s programom EAVEK izračunali maksi­ malni elastični odziv ter maksimalno izraču­ nano prečno silo primerjali z dejansko izmerjeno, v drugem primeru pa smo faktor obnašanja ocenili na podlagi kapacitete duktilnosti. V skladu z ugotovitvami raziskav smo kot zgornjo mejo še sprejemljivih poškodb konstrukcije upoštevali zasuk v velikosti 3-kratnega zasuka na meji nastanka poškodb. Pri upoštevanju običajne mejne vrednosti, pri kateri nosilnost upade za 20 %, bi bila konstrukcija že nesprejemljivo poško­ dovana. Tipičen način vrednotenja je prikazan na slikah 16 in 17, rezultati pa so podani v preglednici 5. Odločitev o tem, katero vrednost faktorja obnašanja q priporočiti za projektiranje preiskanih tipov stavb, ni preprosta. Če se držimo enostavne definicije faktorja obna­ šanja po EC 8, razlike med vrednostmi, ki smo jih ovrednotili za nearmirane zidane stavbe obeh preiskanih tipov konstrukcij, niso pomembne (preglednica 5). Na drugi strani pa smo ugotovili velike razlike med vrednostmi, ki smo jih pri istem tipu konstrukcije ovrednotili v primeru zidanja z različnimi materiali, z opečnimi votlaki na eni in bloki iz kalcijevega silikata na drugi strani. Velike razlike dobimo tudi, če primer­ jamo energetsko ravnotežje, razmerje med vhodno in disipirano histerezno energijo, o čemer pa bomo razpravljali v prispevku, ki ga še pripravljamo. Seveda moramo vse te razlike in ne le vrednosti, izračunane v pre­ glednici 5, upoštevati pri odločitvi, katero vrednost faktorja q za nearmirane in pove­ zane zidane konstrukcije upoštevati v končnem predlogu. Zavedati se moramo tudi, da smo v analizi in oceni vrednosti faktorja obnašanja q upošte­ vali dejanske ovojnice odpornosti preiskanih modelov. Ker smo v danem primeru ekspli­ citno upoštevali osnovne zahteve tako za dovoljeno raven potresne odpornosti kakor tudi za dopustno raven poškodb, vrednosti, izračunane v preglednici 5, pomenijo tiste minimalne vrednosti faktorja obnašanja kon­ strukcije q, kijih lahko upoštevamo, če potres­ no odpornost izračunamo z modeli porušnih mehanizmov in uporabljamo analizo tipa push-over. V praksi pa se uporabljajo eno­ stavnejše računske metode in predpostavke (karakteristične vrednosti trdnosti, delni fak­ torji varnosti, ipd.), s katerimi dobimo nižje vrednosti odpornosti od dejanskih. Govorimo o rezervni nosilnosti konstrukcije (over- strength), ki nam omogoča, da faktor obna­ šanja v principu lahko povečamo še za raz­ merje med dejansko in računsko nosilnostjo (overstrength factor). To pa seveda zahteva previdnost, predvsem pa še obsežne eksperi­ mentalne in računske parametrične študije, saj bi sicer lahko povečanje faktorja obnaša­ nja q na račun po občutku ocenjene rezervne nosilnosti zmanjšalo varnosti naših kon­ strukcij. 4 «SKLEPI Raziskave so pokazale, daje robustnost zidaka pomembna lastnost, ki določa mehanizem ob­ našanja zidanih konstrukcij med potresi. Če se zid kot osnovni element zidane konstrukcije poruši zaradi lokalne krhke porušitve zidakov, se spremeni mehanizem obnašanja. Zato tudi enačbe, na podlagi katerih smo zidano kon­ strukcijo dimenzionirali in ki so bile izpeljane s predpostavko, da so zidaki trdni, ne veljajo več. Še bolj kot pri nearmirem zidovju so glede ro­ bustnosti ustrezne lastnosti zidakov pomem­ bne pri armiranem zidovju. Nevarnost napačne ocene potresne odpornosti je zaradi lokalne krhke porušitve zidakov v tem primeru še mnogo večja. Podobno velja za način stikova- nja zidov. Čeprav Evrokod 8 daje možnost, da se v nasprotju z dosedanjo prakso, ki kot primerne dopušča le polno zapolnjene navpične rege, dopusti možnost zidanja na način, ko navpični stiki niso polno zapolnjeni z malto, je premalo podatkov eksperimentalnih raziskav, na podlagi katerih bi lahko sprejeli odločitev, ki bi, podobno kot uporaba krhkih zidakov, to pot zaradi nehomogenega obna­ šanja zidovja, lahko bistveno spremenila poznana razmerja in kriterije. Eksperimentalne raziskave so pokazale, da so območja vrednosti faktorja obnašanja kon­ strukcije q, ki jih za različne sisteme zidanih konstrukcij predlaga Evrokod 8, ustrezne. Raziskave so tudi pokazale, da vrednosti niso odvisne le od sistema zidanja, pač pa tudi od lastnosti materialov in konstrukcije, predvsem pravilne zasnove. Čeprav z njo morda dobimo vtis o sposobnosti disipacije energije za posamezno vrsto zidovja, pa faktorja obna­ šanja konstrukcije q ne moremo določiti samo s preiskavo duktilnosti posameznega zidu. V skladu z rezultati dosedanjih raziskav so izdelana priporočila že vgrajena v nacionalni dodatek k EC 8. Na podlagi raziskav, ki so v teku, pa bodo sedanja priporočila v prihodnje tudi dopolnjena. 5 «ZAHVALA Opisane raziskave so bile izvedene v okviru dveh raziskovalnih projektov in programa, ki sojih oziroma jih še financirajo Ministrstvo za visoko šolstvo, znanost in tehnologijo oziroma Javna agencija RS za raziskovalno dejavnost, Gospodarska zbornica Slovenije, ter zdru­ ženja opekarjev iz Slovenije (Wienerbeger Opekarna Ormož in Goriške opekarne), Avstrije (Verband Österreichischer Ziegel­ werke), Nemčije (Deutsche Gesellschaft für Mauerwerksbau), Italije (Associazione Nazio- nale Degli Industriali dei Laterizi) in Švice (Verband Schweizerische Ziegelindustrie). 6 • LITERATURA Bosiljkov, V, Tomaževič, M., Lutman, M., Optimizacija oblike zidakov in tehnologije zidanja na potresnih območjih - 1. del, Poročilo ZAG, Ljubljana, 2004. Bosiljkov, V., Tomaževič, M., Optimizacija oblike zidakov in tehnologije zidanja na potresnih območjih - lil. del, Poročilo ZAG, Ljubljana, 2006. CEN, Eurocode 6: Design of masonry structures, Part 1-1: Common rules for reinforced and unreinforced masonry structures, prEN 1996-1-1, Brussels, 2004. Pravilnik o mehanski odpornosti in stabilnosti objektov, Uradni list RS št. 101,2005. SIST, SIST EN 1998-1:2005, Evrokod 8 - Projektiranje potresnoodpornih konstrukcij - 1. del: Splošna pravila, potresni vplivi in pravila za stavbe - Eurocode 8: Design of structures for earthquake resistance - Part 1: General rules, seismic actions and rules for buildings, 2005. Tomaževič, M„ Earthquake resistant design of masonry buildings, Imperial College Press, London, 1999. Tomaževič, M„ Bosiljkov, V, Lutman, M„ Vpliv robustnosti opečnih zidakov na obnašanje zidov pri potresni obtežbi. Gradbeni vestnik, vol. 53, št. 9, str.'213-222.2004. Tomaževič, M., Bosiljkov, V., Weiss, P, Structural behavior factor for masonry structures. Proc., 13th WCEE, Vancouver, CD ROM, paper no. 2642, 2004. Tomaževič, M., Bosiljkov, V, Weiss, P, Klemenc, l„ Experimental research for identification of structural behaviour factor for masonry buildings, Poročilo ZAG, Ljubljana, 2004. MODELIRANJE IN ANALIZA LESENIH ŽEBLJANIH NOSILCEV MODELING AND ANALYSIS OF TIMBER NAILED BEAMS I absolvent univerzitetnega študija gradbeništva na UL, FGG, Znanstveni članek ™ DavidKoren, UDK624,072.2:691.11 :620.17 Duplje 17,5271 Vipava izr. prof. dr. Boštjan Brank, univ. dipl. inž. grad., UL FGG, Jamova 2,1000 Ljubljana Povzetek I V članku je opisan račun slojevitega lesenega žebljanega nosilca. Posamezni sloji nosilca so modelirani z linijskimi ali ploskovnimi končnimi elementi, stiki med sloji pa so modelirani s pomočjo nelinearnih elastičnih vzmeti. Stem je upoštevana možnost zamika med posameznimi sloji. Dobljeni rezultati so primerjani z razpoložljivimi eksperimentalnimi podatki. Račun nosilca je podan kot primer, ki nazorno prikaže, kako je mogoče s standardnim računalniškim programom za analizo konstrukcij pripraviti takšen model slojevite lesene konstrukcije, ki upošteva tudi možnost zdrsa na mestih lepljenih, žebljanih ali mozničenih spojev. Summary | An analysis of layered nailed timber beam is presented in this paper. The beam layers are described by beam or plane stress finite elements, and the interfaces are modeled by using nonlinear elastic springs, which enable taking into account an interlayer slip at interfaces. The results are compared with the available experimental data. The analysis of the beam is an example, which clearly shows that a standard structural analysis computer program can be used to prepare a model of a layered timber structure, which takes into account interlayer slips at glued, nailed or doweled interfaces. , 1 • UVOD Stiki med posameznimi sloji pri slojevitih konstrukcijskih elementih, kot so npr. sovprežne plošče, leseni lepljeni nosilci ali leseni žebljani nosilci, ponavadi niso idealni. Na stikih lahko pride do zdrsa med sosed­ njima slojema in/ali do razslojevanja (dela- minacije) med slojema. Zavedamo se, da se slojeviti konstrukcijski element s takšnimi »šibkimi« (neidealnimi) stiki obnaša drugače od slojevitih konstrukcijskih elementov, pri katerih so stiki med sloji idealni. V tem pri­ spevku smo se lotili modeliranja in analize žebljanega nosilca kot tipičnega slojevitega konstrukcijskega elementa s »šibkimi« stiki med sloji. Za modeliranje in analizo slojevitih kon­ strukcijskih elementov z neidealnimi stiki se lahko uporabijo posebni končni elementi, ki upoštevajo možnost zdrsa med posamez­ nimi sloji; glej npr. (Čas, 2004) ali (Kraw- czyk, 2006). V nadaljevanju bomo poka­ zali, da se za ta namen lahko uporabijo tudi komercialni računalniški programi za ana­ lizo konstrukcij, ki imajo v svoji knjižnici standardne linijske in /a li ploskovne končne elemente, ki so opisani v mnogih knjigah o končnih elementih, npr. (Cook, 1995), in nelinearne elastične vzmeti. V tem članku smo uporabili za modeliranje in analizo žebljanih nosilcev komercialni računalniški program Sap2000 (Sap2000, 2000), ki razpolaga s standardnimi 2-vozliščnimi Euler-Bernoullijevimi linijskimi končnimi elementi, standardnimi 4-vozliščnimi plo­ skovnimi končnimi elementi ter 2-točkov- nimi nelinearnimi vzmetmi. S slednjimi si pomagamo pri modeliranju zdrsa med posameznimi vodoravnimi žebljanimi spoji. Članek je organiziran na naslednji način: naj­ prej bomo opisali obravnavane lesene nosilce in pristop k njihovemu modeliranju s končnimi elementi, nato bomo predstavili rezultate analize, jih komentirali in končali s sklepi. 2 • OPIS OBRAVNAVANIH ŽEBLJANIH NOSILCEV Geometrija, materialne lastnosti in vzorci žebljanja lesenih slojevitih nosilcev, ki jih v nadaljevanju modeliramo in analiziramo, so povzeti po (Bohnhoff, 1991) in (Bohnhoff, 1992). Omenjeni avtorji so dvajset takšnih nosilcev eksperimentalno preizkusili do po­ rušitve. Gre za prostoležeče I nosilce (slika 1), dolžine L = 3,657 m, s pasnicama dimenzij b /t = 140/38 mm in s stojino dimenzij h /t = 140/38 mm. Nosilci so žebljani po vzorcu 2 /4 ali po vzorcu 4 /4 (slika 2); žeblji so dolgi 76,2 mm in debeli 3,1 mm. Povprečne materialne karakteristike lesa, iz katerega so bili nosilci narejeni, so podane v (Bohnhoff, 1991): specifična teža y= 3 ,9 8 kN /m 3, ela­ stični modul E= 9971 * 103 kN/m2 in Pois- sonov količnik v = 0,3. Nosilce so med eks­ perimenti obremenjevali z dvema enakima silama (slika 1) do porušitve. Na podlagi tridesetih laboratorijskih preizku­ sov žebljanih stikov so omenjeni avtorji dolo­ čili tudi eksperimentalno zvezo med strižno silo, ki se preko enega žeblja prenese iz pasnice v stojino (oziroma obratno), ter zdrsom na mestu žeblja. Enačba, ki jo podajajo, ima naslednjo obliko: F = SG[(1787,1 - 28,24A)A0'31376], (1) kjer je F pozitivna strižna sila v N, A pozitivni zdrs v mm, SG pa konstanta, odvisna od specifične teže lesa (SG = y / 10). Grafična upodobitev te enačbe za SG = 0,398 je pri­ kazana na sliki 3. sila P(N) Slika 3 • S trižna sila v odvisnosti od zdrsa na m estu žeb ljanega stika za SG= 0 ,3 9 8 3 ♦ MODEL ZA ANALIZO Stojino in pasnici lesenega žebljanega nosilca na sliki 1 modeliramo ali z linijskimi ali s ploskovnimi končnimi elementi. Pasnici povežemo s stojino preko končnih elementov (vzmeti), ki simulirajo obnašanje žeblja. Na mestu žeblja povežemo z nelinearno vzmetjo vozlišče na stojini z vozliščem na pasnici. Uporabimo ravninsko vzmet, pri kateri aktivi­ ramo samo osno in strižno togost (slika 4); upogibno togost pa postavimo na nič. Strižna togost vzmeti je nelinearna, kot sledi iz enačbe (1) in slike 3. Za osno togost vzmeti pa vzamemo konstantno vrednost r™ =109 kN/m. Omenimo še, da se deformacija strižne vzmeti izračuna iz pomikov u2i in u2j ter zasu­ kov r2l in r2J vozlišč / in j, ki sta locirani na pas­ nici oziroma stojini (slika 4) s pomočjo naslednje enačbe (slika 5) du2 = u2J - u2l - dj2r3j - (L - dj2)hi, kjer L predstavlja razdaljo med vozliščema / h j, dJ2 pa oddaljenost strižne vzmeti od vozlišča j. Če pri modeliranju uporabimo linijske končne elemente, jih postavimo po težiščnih oseh pasnic in stojine (slika 6). Če pa uporabimo ploskovne končne elemente, jih postavimo po središčnih ravninah pasnic in stojine (slika 7). Elementi, ki modelirajo pasnici, so na mestih žebljev povezani preko zgoraj opisanih vzmeti z elementi, ki modelirajo stojino. Modela za oba vzorca žebljanja (slika 2) sta enaka, le da pri vzorcu 4 /4 vzmetem, ki so na mestih, kjer ni žebljev, pripišemo samo osno togost. Vozlišče j Slika 4 • Shem a ravninske vzm eti, ki povezuje vozlišči / i n / Slika 6 • M ode l iz linijskih končnih e lem entov za vzorec žeb ljan ja 2 /4 4 • REZULTATI ANALIZE Pri analizi nosilcev s slike 1 smo torej upošte- strižno vzmet). Rezultati modela z linijskimi vali materialno nelinearnost (nelinearno končnimi elementi za vzorec žebljanja 2 /4 so prikazani na slikah 8-10 in v preglednici 1, rezultati modela s ploskovnimi končnimi elementi pa na slikah 11 in 12 ter v pregled­ nici 2. -0.078330.00000 12= .0000000063111 £3 Joint Displacements Slika 8 • D eform irana lega m ode la iz linijskih končnih e lem entov za vzorec žeb ljan ja 2 / 4 pri obtežbi P = 2 0 kN z lepo vidnim zdrsom m ed pasnico in stojino; enote so (m , rad) f & » f f ItHr-i- 1 r m n M M M m i M M N '/h 23 Slika 9 • N otranje sile v pasnicah in stojini za vzorec žeb ljan ja 2 /4 ; m odel iz linijskih končnih e lem entov: ( a ) osne sile; (b ) p rečne sile; (c ) upogibni m om enti Vzorec žebljanja 2 /4 Vzorec žebljanja 4 /4 maks. upogibek(mm) ( x = L /2) 78,33 99,24 maks. zdrs (mm); spodnji stik (x = L) 5,69 7,82 maks. My(kNm); zg. pasnica (x = 1,27 m) 0,49 0,59 prip. Vz (kN); zg. pasnica (x = 1,27 m) •1,00 -1,02 prip. Nx(kN); zg. pasnica (x = 1,27 m) -22,93 -13,82 maks. My (kNm); stojina (x = 1,27 m) 6,09 7,49 prip. Vz (kN); stojina (x = 1,27 m) -7,91 -7,89 prip. Nx (kN); stojina (x = 1,27 m) 0,25 0,35 maks. My (kNm); sp. pasnica (x = 1,27 m) 0,49 0,59 prip. Vz (kN); sp. pasnica (x = 1,27 m) -1,08 -1,08 prip. N* (kN); sp. pasnica (x = 1,27 m) 23,07 13,96 Preglednica 1 • Rezultati lin ijskega m odela pri obtežbi P = 2 0 kN Slika 11 • D eform irana lega m odela iz ploskovnih končnih e lem entov za vzorec žeb ljan ja 2 / 4 pri obtežbi P= 2 0 kN; enote so (m , rad) Vzorec žebljanja 2 /4 Vzorec žebljanja 4 /4 maks. upogibek (mm) (x = L/2) 79,22 101,89 maks. zdrs (mm); spodnji stik (x = L) 5,99 8,41 maks. M,, (kNm/m); težišče zg. pasnice(x= l,27m ) 3,71 4,51 prip. F,2 (kN/m); težišče zg. pasnice (x = l,27m ) 2,06 2,19 prip. Nx (kN); težišče zg. pasnice (x = l,27m ) -22,42 -12,70 maks. M,, (kNm/m); težiščestojine (x = l,27m ) 0,00 0,00 prip. Fl2 (kN/m); težišče stojine (x = l,27m ) 34,85 36,68 prip. Nx (kN); težišče stojine (x = l,27m ) 0,90 1,36 maks. M,, (kNm/m); težišče sp. pasnice (x = l,27m ) 3,51 4,40 prip. F!2 (kN/m); težišče sp. pasnice (x = l,27m ) 3,21 3,41 prip. Nx (kN); težišče sp. pasnice (x = l,27m ) 23,35 13,84 Preglednica 2 • Rezultati p loskovnega m odela pri obtežbi P= 2 0 kN a) 0,28■ 1,12 1,96 E+3■ b) -1.20 -0.80 -0.40 0,00 0,40 0,80 1,20 1,60 2,00 2,40 2.80 3,20 3,60 4,00 -----■ ■ ■ H i F -------WtMKtKMSM ------- ----- Slika 12 • N otranje sile v m odelu iz ploskovnih končnih e lem entov pri obtežbi P = 2 0 kN za vzorec žeb ljan ja 2 /4 : ( a ) sile v sm eri daljše osi nosilca ( 103 k N /m ); (b ) m om enti okoli krajše osi nosilca (k N m /m ) tudi notranje sile v nosilcu. Pomik sredine nosilca žebljanega po vzorcu 2 /4 predstavlja približno 75 % pomika sredine nosilca žeb­ ljanega po vzorcu 4/4. Iz diagramov notranjih Iz preglednic 1 in 2 vidimo, da je vzorec obtežbe; nosilec se manj upogne, zdrs na sil lahko sklepamo tudi na lokacijo kritičnih žebljanja 2 /4 boljši za prevzem dane stiku pasnice in stojine je manjši, manjše so mest. Kot najbolj kritično se kaže območje sto- 5 • KOMENTAR REZULTATOV Slika 13 • V ertikaln i pom ik nosilca pri x = L/2m odvisnosti od obtežbe Zdrs med spodnjo pasnlco in stojino pri x = L Slika 14 • Zdrs med spodnjo pasnico in stojino pri x = I v odvisnosti od obtežbe jine tik pod silama P /2 in ne v okolici žebljev, kot bi lahko pričakovali, Na sliki 13 je prikazan pomik sredine nosilca v odvisnosti od obtežbe. Lepo se vidi, da je ob­ našanje žebljanih nosilcev močno nelinearno že pri majhnih nivojih obtežbe. Na velikost nelinearnosti vpliva togost strižnega stika med posameznimi sloji, tj. število žebljev. Če primerjamo rezultate modela iz linijskih končnih elementov z rezultati modela iz plo­ skovnih končnih elementov, lahko ugotovimo, da so praktično enaki. Na sliki 13 za primer­ javo podajamo tudi rezultate iz literature (Bohnhoff, 1992). Dve krivulji predstavljata rezultate analize, ki so jo opravili raziskovalci, ki so obravnavane nosilce eksperimentalno preizkusili (Bohnhoff, 1991) in (Bohnhoff, 1992). Krivulji se nekako ujemata s pov­ prečjem eksperimentalnih rezultatov. Rezultati naših analiz in tistih iz literature se zelo malo razlikujejo. Na sliki 14 je prikazan robni zdrs med pasnico in stojino v odvisnosti od obtežbe. Gornje ugotovitve, ki smo jih navedli ob sliki 13, veljajo tudi za sliko 14. Sliki 13 in 14 kažeta, da imajo žebljani nosilci izrazito nelinearno odvisnost obtežba - pomik, kar pomeni občutno večji pomik nosil­ cev z žebljanimi stiki od nosilcev z idealnimi stiki pri isti sili. To prikazujemo še na slikah 15 in 16, kjer je jasno razviden vpliv strižne pove­ zave med pasnico in stojino na obnašanje nosilca. Upogibna nosilnost sestavljenih nosil­ cev je v veliki meri odvisna prav od strižnih povezav med posameznimi sloji. Na slikah 15 in 16 se vidi, da je začetna togost žebljanih nosilcev praktično enaka kot pri monolitnem nosilcu, a se ta zelo hitro zmanjša pri nekoliko večji obtežbi. Kot vezna sredstva med lesenimi sloji se uspešno uporabljajo tudi razna elastomerna lepila, ki lahko zagotavljajo bolj tog stik kot žeblji. Lahko sklepamo, da bi se krivulja sila - pomik za lepljene lesene nosilce bolj približala krivulji monolitnega nosilca kot krivulje, ki smo jih dobili pri analizi žebljanih nosilcev. Strižne sile v posameznih žebljih vzdolž nosilca so prikazane na sliki 17; vsaka po­ datkovna točka predstavlja en žebelj. Na isti sliki je tudi primerjava med različnima vzorcema žebljanja, ki pa je le približna, saj ne podaja strižnih sil v žeblju pri popolnoma enakih obtežnih nivojih. Ugotovimo lahko, da je potek strižnih sil simetričen na os, ki razpolavlja nosilec po dolžini, in da se naj­ večje strižne sile pojavijo v žebljih na robovih nosilca. Če primerjamo strižne sile v žebljih za vzorec žebljanja 2 /4 in 4 /4 , opazimo, da so sile večje v primeru žebljanja po vzorcu 4/4. U p o g ib e k n a s re d in i n o s ilc a Z d rs m e d s p o d n jo p a s n ic o in s to j in o p r i x = L Slika 15 • V ertika ln i pom ik na sredin i nosilca v odvisnosti od obtežbe in strižne togosti stikov m ed pasnicam a in stojino; m odel s ploskovnim i končnim i e lem enti Slika 16 • Zdrs m ed spodnjo pasnico in stojino pri x = L v odvisnosti od obtežbe in strižne togosti stikov m ed pasnicam a in stojino; m odel s ploskovnimi končnim i e lem enti 6 »SKLEP V članku smo prikazali takšen način mo­ deliranja slojevitih konstrukcijskih elemen­ tov, ki upošteva tudi možnost zdrsa na stiku posameznih slojev. Pri tem smo uporabili standardne linijske oziroma ploskovne končne elemente in nelinearne vzmeti, ki so na voljo v mnogih komercialnih računal­ niških programih za analizo konstrukcij po metodi končnih elementov. Opisani princip modeliranja, ki smo ga v tem delu uporabili na primeru žebljanih nosilcev, je gotovo primeren tudi za analizo drugih tipov slojevitih konstrukcijskih elementov; npr. visokih lepljenih in mozničenih lesenih nosilcev, sovprežnih plošč in slojevitih lu­ pin z rebri, za nekatere primere glej npr. (Gliniorz 2002). Seveda pa je pri takšnem modeliranju potrebno poznati lastnosti sti­ kov med posameznimi sloji, ki se lahko ocenijo na podlagi eksperimentov ali pa s fino nelinearno analizo z metodo končnih elementov. 7 • LITERATURA Bohnhoff, D. R., Modeling Horizontally Laminated Beams, ASCE Journal of Structural Engineering, Vol. 118, No. 5: pp. 1393-1406,1992. Bohnhoff, D. R„ Siegl, C. E„ Bending Strenght and Stiffness of Wood I-Beams with Nail and Elastomeric Adhesive Bonding, Transactions of the ASAE, Vol. 34, pp. 259-268,1991. Cook, R. D„ Finite Element Modeling for Stress Analysis, John Wiley & Sons Inc, 1995. Gliniorz, K. U„ Mosalam, K. M„ Näherer, J„ Modeling of layered timber beams and ribbed shell frameworks, Composites: Part B, Vol. 33, pp. 367-381, 2002. Krawczyk, P„ Frey, F„ Zielinski, A. R, Large Deflections of Laminated Beams with Interlayer Slips, Part 1: Model Development, Engineering Computations (vtisku), 2006. Krawczyk, R, Rebora, B., Large Deflections of Laminated Beams with Interlayer Slips. Part 2: Finite Element Development, Engineering Computations (vtisku), 2006. Saje, M., Čas, B., Planinc, L, Non-linear finite element analysis of composite planar frames with an interlayer slip, Computers and Structures, Vol. 82: pp. 1901-1912,2004. Sap2000 Analysis Reference, Volume I. Computers and Structures Inc., 2000. REŠITEV PROBLEMOV NOSILNOSTI TERENA • preprosto, brez izkopavanj • brez umazanije In škarta • takojšna učinkovitost • priročno, inovativno • zanesljivo, nadzor z laserjem • možni dvigi stavb • evropski patent U re tek“ je e d in s tv e n a te h n o lo g ija u trjevan ja te m e ljn ih ta l, ki se u p orab lja za re š e v a n je p ro b le m o v p o s e d a n ja te re n a . Iz je m n a m oč s tis k a n ja te re n a (d o 1 0 .0 0 0 K p a) in n a ta n č n o s t te h n o lo g ije U retek® D eep In je c tio n s d e lu je ta v g lo b in i te re n a p o d te m e lji in s te m ja m č ita p o p o ln u s p e h p o s e g a in tra jn o s t d o s e že n ih rezultatov. Najzanesljivejša rešitev za probleme posedanja terena. G ARANC IJA 10 LET. U R E T E K PRAVA R E Š IT E V Ž E O D LETA 1 9 7 5 Uretek, d.o.o., Sokolska ulica 5, 1295 Ivančna Gorica, tel.: 01/ 787 83 86, faks: 01/ 786 90 82, GSM: 040/ 237 569 www.uretek.si, uretek@uretek.si OBVESTILO IN VABILO DIPLOMANTOM FAKULTETE ZA GRADBENIŠTVO UNIVERZE V LJUBLJANI Vse diplomante Fakultete za gradbeništvo Univerze v Ljubljani, ki v skladu z dogovorom med ZDGITS in FGG po opravljeni diplomi, magisteriju ali doktoratu eno leto brezplačno prejemajo Grad­ beni vestnik (12 zvezkov), vabimo, da po tem obdobju postanejo njegovi redni naročniki s plačilom vsakokratne letne naročnine, ki sedaj znaša 5500 SIT. Vse diplomante FGG, ki želijo Gradbeni vestnik prejemati naprej kot redni naročniki, prosimo, da takoj po prejemu 12. zvezka o tem obvestijo Uredništvo Gradbenega vestnika na naslov: Gradbeni vestnik. Karlovška 3, 1000 Ljubljana, telefon/fax: (01) 422-46-22; e-mail: aradb.zveza@siol.net. Če uredništvo tega obvestila ne bo prejelo, bo štelo, da se prejemnik ni odločil za redno naročilo in ga bo črtalo iz evidence. Uredništvo ugotavlja, da nekateri diplomanti ob prvi zaposlitvi spremenijo naslov stalnega bivališča, na katerega pošiljamo revijo, zato priporočamo kolegom, kijih poznajo, da jih opozorijo, naj nam posredujejo novi naslov bivališča, v kolikor želijo revijo prejemati. Uredništvo Gradbenega vestnika SDGK Slovensko društvo gradbenih konstruktorjev Bled, hotel Golf 19.-20. oktober 2006 ■I Prijava S vo jo ude ležbo na zborovan ju prijav ite s tem , da nam pošljete izpo ln jeno prijavo, ki jo odrežete od te g a vabila in nakažete ko­ tizac ijo na naslov: S lo v e n s k o d ru š tv o g r a d b e n ih k o n s tru k to r je v , J a m o v a 2 , 1 0 0 0 L ju b lja n a . K otizacijo nakažite na TR S lovenskega društva gradbenih kon­ strukto rjev 0 2 0 8 5 - 0 0 1 5 3 1 9 1 8 7 s p rip isom za 28 . zborovanje g radben ih konstruktorjev. Prijavi prilož ite po trd ilo o plačani ko tizaciji. Za doda tne in fo rm acije lahko po k liče te Franca Sajeta ali Jožeta Lopa tiča po te le fonu na š t.: 01 4 7 6 8 5 0 0 ali pošlje te elektron­ sko poš to na naslov: j lo p a t ic @ fg g .u n i- l j .s i , ■ I kotizacija Kotizacija za ude ležbo na zborovan ju , v kateri so zajeti stroški o rgan izac ije in pub likac ije zborovan ja , kakor tud i stroški dru­ žabnega srečan ja , znaša 4 0 . 0 0 0 S IT na osebo v primeru plači­ la do 2 0 . s e p te m b r a 2 0 0 6 , oz irom a 4 5 . 0 0 0 S IT v primeru kasne jšega p lačila . Za up o ko je n ce in š tudente znaša kotizacija 2 0 .0 0 0 SIT. Kotizacija je p renosljiva na d rugo osebo, ne bom o pa je vračali. m Promocija dejavnosti Na pod lag i dogovora z organ iza to rjem bo na zborovanju m o­ g o ča tud i p rom oc ija vaših izde lkov in storitev. Prijava za 28. zborovanje gradbenih konstruktorjev Slovenije 19. in 20. oktobra 2006 Im e in p r iim e k :____________________________________________________ D avčna š te v ilk a :______________________________________________ P od je tje oz. u s ta n o v a :____________________________________________ P o d p is :________________________________________________ ______ K otizacija je b ila nakazana na transakc ijsk i račun S lovenskega društva g radben ih konstruktorjev, Jam ova 2 , L jubljana, št. 0 2 0 8 5 -0 0 1 5 3 1 9 1 8 7 . E-mail: Naslov: Telefon: P otrd ilo o p lačan i ko tizaciji je priloženo. KOLEDAR PRIREDITEV 6.9-8 .9 .2006 ■ 6 st European C oference on N um erical M ethods in G eotechnical Engineering Graz, Avstrija www.numge06.tugraz.at numge06@tugraz.at 6.9-10.9.2006 ■ 10th IAEG C ongress Engineering geology fo r tom orrow 's cities Nottingham, Anglja www.iaeg2006.com contact@ iaeg2006.com 13.9.-15.9.2006 ■ IABSE Sym posium onResponding to Tom orrow 's C hallenges in Structural Engineering Budimpešta, Madžarska www.iabse.hu iabse@asszisztencia.hu 25.9-30.9.2006 ■ 7th In ternational Sym posium on Environm ental G eochem istry Peking, Kitajska ■ www.iseg2006.com /welcom e.htm iseg2006@vip.skleg.cn 19.10 in 20.10.2006 ■ 2 8 . zborovanje gradbenih konstruktorjev SlovenijeBled, Slovenija j.lopatic@fgg.uni-lj.si 15.11-17.11.2006 ■ 8 th In ternational Sym posium on Tunnel Construction and Underground S tructures (8 . m ednarodno posvetovanje o gradnji predorov in podzem nih prostorov) Ljubljana, Slovenija www.drustvo-dpgk.si leon.kostiov@tirnet.net 11.6-13.6.2007 ■ In ternational C onference: Sustainable Construction M ate ria ls and Technologies Coventry, Anglija www.uwm .edu/dept/cbu/coventry.htm l 3.9 -8 .9 .2006 ■ I t h European C onference on Earthquake Engineering and Seism ology Ženeva, Švica www.icivilengineer.com/Conferences 4.9-6.9.2007 ■ 7th International Congress: C onstruction's Sustainable Option Dundee, Škotska www.ctucongress.co.uk 18.9-20.9.2006 ■ 5th N ational Seism ic C onference on Bridges & H ighways San Francisco, Kalifornija, ZDA http://m ceer.buffalo.edu/m eetings/5nsc/default.asp 4.10-6.10.2006 ■ 3 1 s t Annual C onference on D eep Foundations Washington, DC, ZDA www.dfi.org/conferencedetail.asp?id=66 1.3-7.3.2007 ■ 5th International C onference on C onstruction Project M an ag em ent (IC C P M 2 0 0 7 ) Singapur, Singapur www.ntu.edu.sg/cee/iccpm _iccem 4.9-6.9.2007 ■ 7th International C ongress C oncrete: C onstruction's S ustainable Option Dundee, Škotska www.ctucongress.co.uk 19.9-21.9.2007 ■ IABSE Sym posium In ternational Association for Bridge and S tructural Engineering Weimar, Nemčija , www.iabse2007.de 24.9-27.9.2007 ■ I 14th European C onference on Soil M echanics and G eotechnical Engineering: G eotechnical Engineering in Urban Environments Madrid, Španija www.ecsmge2007.org Rubriko ureja • Jon Kristjan Juteršek, ki sprejema predloge za objavo na e-naslov: msg@izs.si L ju b l ja n s k a c e s ta 18a, 1330 K očev je REPROSTUDIO • TISK • KNJIGOVEZNICA • L ju b l ja n s k a c . 1 8 / a 1 3 3 0 K o č e v je Tel.: 01 8 9 3 0 1 2 0 Fax: 01 8 9 3 0 1 3 0 E-mail: info@kocevski-tisk.si http://www.kocevski-tisk.si