JDK-UDC 05:624; YU ISSN 0017-2774 JUBLJANA, NOVEMBER-DECEMBER 1987, LETNIK XXXV, STR. 229-286 CENTRI POTRESOV • 2 . 5 > M + 3 . 5 > M > 2 . 5 + 5 . 0 > M > 3 . 5 - j - M > 5 . 0 7 °N + + + + > 4 - + - & f 1 4 °E 1 5 °E 1 6 °E IZDAJO ŠT. 11-12 GRADBENEGA VESTNIKA SO ŠE POSEBEJ FINANCIRALI: - Fakulteta za arhitekturo, gradbeništvo in geodezijo v Ljubljani Inštitut za konstrukcije, potresno inženirstvo in računalništvo - Zavod za raziskavo materiala in konstrukcij Ljubljana Inštitut za konstrukcije in potresno inženirstvo - Društvo za potresno inženirstvo Ljubljana GLASILO ZVEZE DRUŠTEV GRADBENIH INŽENIRJEV IN TEHNIKOV SLOVENIJE ŠT. 11-12 • LETNIK 36 • 1987 • YU ISSN 0017-2774 VStBINA-CONTENTS Članki, študije, razprave Articles, studies, proceedings Poročila, obvestila Reports, Informations Informacije Zavoda za raziskavo materiala in konstrukcij Proceedings of the Institute for material and structures research Ljubljana Sergej Bubnov: OB ZAKLJUČKU XXXVI. L E T N I K A .................................................................................228 SERGEJ BUBNOV — 25 LET GLAVNI IN ODGOVORNI UREDNIK GRAD­ BENEGA V E S T N IK A .....................................................................................................................230 Sergej Bubnov: MOŽNOSTI POENOTENJA PREDPISOV ZA GRADNJO NA SEIZMIČNIH OB­ MOČJIH .............................................................................................................................................. 231 THE FEASIBILITY OF HARMONIZATION OF THE EUROPEAN COUNTRIES CODES M atej Fischinger, M iha Tomaževič, F ranc Capuder, P e te r Fajfar, M arjana L u t­ man, Janoš Srilagy: S t u d i j a p o t r e s n e v a r n o s t i v e l i k o p a n e l n e g a s i s t e m a s c t . . . 241 STUDY OF THE SEISMIC RESISTANT LARGE PANEL-SYSTEM SCT Zdene Breška, P eter F a jfar: O DOLOČANJU PROJEKTNIH POTRESNIH P A R A M E T R O V .............................. 249 ON THE DETERMINATION OF SEISMIC DESIGN PARAMETERS P eter F ajfar, M atej F ischinger: PRISPEVEK K SEIZM IČNI A N ALIZI ARMIRANOBETONSKIH STAVB . . . 254 A CONTRIBUTION TO SEISMIC ANALYSIS OF REINFORCED CONCRETE BUILDINGS M iha Tomaževič: DIM ENZIONIRANJE ARMIRANEGA ZIDOVJA NA POTRESNO OBTEŽBO . . 260 Roko Žarnic, M iha Tomaževič: PROTIPOTRESNA OJAČITEV STARIH ZIDANIH Z G R A D B ........................................ 269 ASEISMIC STRENGTHENING OF OLD MASONRY BUILDINGS Hinko Soline: VPLIV HIDRODINAMIČNIH TLAKOV NA POTRESNI ODZIV VALJASTEGA R E Z E R V O A R JA ............................................................................................................................... 275 INFLUENCE OF HYDRODYNAMIC PRESSURES ON EARTHQUAKE RESPON­ SE CYLINDRICAL STORAGE TANK Sergej Bubnov: 9. ZBOROVANJE GRADBENIH KONSTRUKTORJEV S L O V E N IJ E ....................... 279 P ete r Sheppard, M arjana L utm an: OCENJEVANJE PRIČAKOVANE POTRESNE RANLJIVOSTI IN OGROŽENO­ STI VEČJIH SKUPIN STAREJŠIH O B JE K T O V ..................................................................281 Glavni in odgovorni urednik: SERGEJ BUBNOV Tehnični urednik: DANE TUDJINA Lektor: ALENKA RAIČ Uredniški odbor: FRANC ČAČOVIČ, VLADIMIR ČADEŽ, JOŽE ERŽEN, IVAN JECELJ, ANDREJ KOMEL, DR. MIRAN SAJE STANE PAVLIN, JOŽE SČAVNIČAR, BRANKA ZATLER-ZUPANČIČ Revijo izdaja Zveza društev gradbenih inženirjev in tehnikov Slovenije, Ljubljana, Erjavčeva 15, telefon 221 587. Tek. račun pri SDK Ljubljana 50101-678-47602. Tiska tiskarna Tone Tomšič v Ljubljani. Revija izhaja mesečno. Letna naročnina skupaj s članarino znaša 2000 din, za upokojence in študente 1000 din, za podjetja, zavode in ustanove 20.000 din, za inozemstvo 50.00 US dolarjev. Revija izhaja ob finančni podpori Raziskovalne skupnosti Slovenije, Splošnega združenja gradbeništva in IGM Slovenije, Zveze vodnih skupnosti Slovenije, Zavoda za raziskavo materiala in konstrukcij Ljubljana in Fakultete za arhitekturo, gradbeništvo in geodezijo. Ob zaključku XXXVI. letnika X X X V I. (1987) le tn ik Gradbenega vestn ika obsega 286 strani, kar je za 23 °lo več ko t leto poprej. S tem je bil presežen načrtovani obseg revije, k i je znašal 240 strani. L etn ik 1987 je ves izšel v dvojnih številkah. Tudi v prejšn jih letn ik ih smo im eli več dvo jn ih kot enojnih številk. T okra t so izdajo dvojnih š tev ilk narekovali občasni tem atski m ateriali, k i jih ne bi bilo smotrno deliti v dve zaporedni številki. F inanciranje izdajanja Gradbenega vestn ika ostaja še vedno osnovni problem. S tro ški tiskanja močno na­ raščajo naročniki pa ne plačujejo redno naročnine. Zato sta predsedstvo in izvršni odbor Z veze društev gradbenih inžen irjev in tehn ikov S lovenije na skupni seji 16. 12. 1987 sprejela naslednji sklep: »Vodstva društev (predsedniki, ta jn ik i) naj s pomočjo adm in i­ stracije Z veze čim prej razčistijo problem e okrog evidenčnih seznam ov naročnikov in načina pobiranja naročnine in naj v najkrajšem času denar nakažejo na račun Zveze. Seznam i naročnikov morajo b iti no­ velirani do naslednje seje izvršnega odbora ZDG ITS, ki bo v začetku leta 1988. V G radbenem vestn iku bomo objavili seznam društev, k i sklepa ne bodo izpolnila, z novim letn ikom pa jim bomo prenehali pošiljati Gradbeni vestn ik . Naročnina za G radbeni vestn ik za leto 1988 znaša 5.800 din, članarina, ki jo društva odve­ dejo Z vezi od posam eznika pa znaša 200 din. Za študente in upokojence je članarina in naročnina polo­ vična.« L etn ik X X X V I . n i jub ilejn i, vendar im a neko drugo jub ilejno značilnost. M inilo je 25 let, odkar im a G rad­ beni ve s tn ik istega glavnega in odgovornega urednika. Ko se oziram na to četrt sto letja dolgo prehojeno pot, na koncu katere sedaj predajam to dolžnost novemu glavnem u uredniku , se spom in jam nekaterih značilnih dogodkov na te j poti. N ajprej m oram om eniti, da je leta 1962 Gradbeni vestn ik, po tem ko je že neka j let prej vedno bolj usihal, končno povsem zam rl. T akra t n i izšla nobena številka več. Zato je V ladim ir Čadež, takra tn i pom očnik re ­ publiškega sekretarja za industrijo , predlagal Z vezi društev gradbenih inžen irjev in tehn ikov Slovenije, da me im enu je za novega glavnega in odgovornega urednika Gradbenega vestn ika . P revzel sem to nalogo z odločno voljo, da ta voz p rem aknem naprej. Takrat nisem im el n ikakršn ih posebnih izkušen j, ne uredniš­ kih ne izda ja teljskih , vendar pred 25 leti dosti več m oči in energije, da sem se lahko lotil te nelahke na­ loge poleg drugih službenih dolžnosti, k i sem jih takra t opravljal. Takoj so se po javili problem i v zvezi z zb iran jem prim ernih m aterialov, ured itv ijo finančn ih problemov, so­ delovanjem s tiskarno in še razna druga vprašanja. Leto 1963, prvo leto m ojega vodenja Gradbenega vestnika, je bilo leto skopskega potresa. Bilo je veliko dela v zvezi z izdelavo sodobnih slovenskih in kasneje jugoslovanskih predpisov za gradnjo v seizm ičnih ob­ močjih. Pričel sem z organiziranjem Evropskega združen ja za seizm ično gradbeništvo, k i se je v teh 25 letih razvilo v pom em bno m ednarodno strokovno organizacijo. Naslednje leto sem prevze l delovno m esto d i­ rektorja poslovnega združenja G IPO SS, k i sem ga vodil 10 let. Istočasno sem se seznanjal s strokovno literaturo s področja seizm ičnega gradbeništva in pisal strokovne članke in referate za razne kongrese in posvetovanja, doma in v tujini. Zavedajoč se, da je osnovna dolžnost človeka v družb i prispevati po svojih močeh k uspešnejšem u razvoju družbe v sm eri hum anosti in resničnega socializma, sem že od leta 1952 pisal članke o naših aktualnih družbenih in gospodarskih problem ih v dnevnem tisku . Vse te obveznosti so zahtevale veliko časa in energije, vendar sem G radbenem u vestn iku nam enjal posebno pozornost, da bi lahko zagotovil njegovo redno izhajanje. Od leta 1963 je Gradbeni vestn ik 25 let redno izhajal v načrtovanem obsegu okrog 240 strani letno, na jveč­ krat pa tud i več. Pri tem sem m oral reševati predvsem glavne problem e izdajanja: zb iran je strokovnih p ri­ spevkov, n jih vrednotenje in razporejanje v skladu z n jihovo kokovostjo in pom enom , skrbeti za pravo­ časno izpo ln itev stalnih rubrik revije, sprem lja ti ves po tek izhajanja, od prevzem a materiala, lektoriranja , tehničnega urejanja in končnega oblikovanja do tiskanja v tiskarni. Zaradi pom anjkanja časa v tem delov­ nem procesu izdajanja sem m oral sam recenzirati večino člankov in le v posam eznih prim erih sem iskal pomoč drugih recenzentov, sicer bi, zaradi kroničnega pom anjkanja dobrih p rispevkov, postopek angažiranja zunan jih recenzentov za vsak strokovn i članek zahteval preveliko časa, kar bi zaviralo redno izhajanje re ­ vije. V ečkra t sem se moral vk lju čeva ti v reševanje m ateria ln ih vprašanj. Zal G radbeni vestn ik n ikdar ni im el in tu d i sedaj nim a nobenega profesionalnega delavca v svo jem uredništvu , kar je najbrž edinstven pri­ mer v u red n ištv ih večjih strokovnih rev ij v Sloveniji. A ngažiranje profesionalnega tehničnega urednika bi zahtevalo dodatna sredstva, zaradi česar bi se zm anjšala sredstva za druge nam ene ZD G ITS. Vsi avtorski in u redn iški honorarji Gradbenega vestn ika so v letu 1986 znašali le 8 °lo celotnih stroškov izdaje, 92 "/o pa pobere tiskarna za tisk in papir. Profesionalni urednik bi lahko poskrbel za redno publiciranje dodatnih sta l­ n ih rubrik, ko t so: pregled strokovnih publikacij in člankov s področja gradbeništva doma in v svetu , in form acije iz inozem stva, recenzije strokovnih knjig, boljše angleške izvlečke, poročila o delu naših društev in še precej tega, kar sedaj m an jka v Gradbenem vestn iku . Istočasno bi lahko bolj natančno določal višino na ­ klade Gradbenega vestn ika glede na plačano naročnino, število obveznih izvodov po zakonu o tisku , število izvodov, ki jih izm enjujem o z inozem skim i revijam i in podobno. Zm anjšanje naklade bi znižalo tud i stroške tiska, ker je papir danes glavna stroškovna postavka tiskarne. S tem bi tehn ičn i urednik lahko opravičil vsaj del svojega osebnega dohodka. Zavedajoč se težav pri pridobivanju sredstev za poslovanje Z D G ITS in za izdajo Gradbenega vestnika, nisem zahteve za angažiranje profesionalnega tehničnega urednika n ikdar postavlja l dovolj odločno. V svo jem živ ljen ju sem skušal reševati sleherni problem z nazm anjšim i m ožn im i stroški. Vsestransko varčevanje v naših razm erah ni vedno umestno. Sedaj zapuščam ta problem novem u uredniškem u odboru oziroma novem u glavnem u uredn iku Gradbenega vestnika. Program ske po litike Gradbenega vestn ika pa po m ojem m nen ju ne bi bilo treba sprem injati, čeprav je na začetku te po litike bilo slišati nem alo kritik . Einstein je rekel, da je vedno lažje ovreči kot dokazati in lažje porušiti kot zgraditi. Zal so si nekateri naši kolegi, sicer redki, izbrali to lažjo pot, kar smo občutili tudi pri G radbenem vestn iku . Na letnih skunščinah ZDG ITS sem moral v začetku poslušati dolge kr itike G rad­ benega vestn ika predvsem zato, ker objavljam članke, ki ne zanim ajo večine naročnikov revije. (Naročniki pokrivajo s svojo naročnino le okrog 15 clo stroškov izdajanja.) Sredi sedem desetih let je ta kritika prerasla v pravi napad na uredniško politiko Gradbenega vestn ika , v katerem so sodelovali tudi nekateri člani uredniškega odbora. Zahtevali so, da bi bila vsebina revije bolj poljudna, da bi vpeljali tudi kako zabavno stran iv podobno, skratka, da se zniža znanstvena in strokovna raven Gradbenega vestnika. T akra t so se v zaščito uredniške politike Gradbenega vestn ika postavili nekateri vidn i predstavn ik i slovenskega gradbeništva. Posebej m oram om eniti takratno podporo dr. Janeza B lei- voeisa, V ladim irja Čadeža, S ve tka Lapajneta, dr. Miloša M arinčka, dr. Luja Su k lje ta in V iktorja Turnška. Končno je le obveljalo spoznanje, da mora Gradbeni ve s tn ik kot edina slovenska strokovna in znanstvena revija, k i prikazu je dosežke slovenskega gradbeništva tako doma kot v tujin i, ob javlja ti izvirne strokovne in znanstvene članke slovenskih gradbenikov s področja teorije in prakse gradbeništva. Naloga Gradbenega vestn ika je tudi v tem , da goji slovensko tehnično izrazoslovje na področju gradbeništva in da prispeva k zv išan ju strokovne ravni naših gradbenikov. Seveda to ne izk ljuču je m ožnosti objave tudi po ljudnih stro­ kovn ih prispevkov, ki pa morajo biti kakovostni, kakor tud i raznih inform acij o delovanju naših gradbenih ko lek tivov, posam eznih strokovnih, izobraževalnih in znanstven ih institucij in podobno. Po teh razpravah v okviru uredniškega odbora Gradbenega vestn ika je uredniška politika revije ostala nesprem enjena. O svo jem osebnem delu lahko rečem, da sem na splošno v živ ljen ju im el srečo, ker sem bil deležen zaupanja in lahko rečem sim patije v ko lek tiv ih in okoljih, v ka terih sem delal. Vedno sem človeku zaupal. S p re ­ m enil sem svoje m nenje le, če so dejstva pokazala, da človek zaupanja ni vreden. Vendar so bile to le iz je ­ me. Še vedno rad zahajam v kolektive, kjer sem delal in povsod m e sprejem ajo z vso pozornostjo in dobrim i željam i. To je tudi največja nagrada za vse m oje ž iv lje n jsk o delo, ki m i pom eni več kot form alna prizna­ nja in odlikovanja, ki sem jih prejel. N aj m i bo dovoljeno, da to povem ob slovesu, po tem ko sem četrt sto letja vlagal del svojih ustvarja ln ih moči v izdajanje Gradbenega vestnika. M orda bodo ta razm išljan ja ko ­ ristila m la jšim kolegom na n jihov i ž iv ljen jsk i poti, ko bodo prevzem ali naša bremena. Na koncu, lahko pa to sodi tu d i na začetek, bi se rad zahvalil vsem , k i so m i pom agali pri izda jan ju G rad­ benega vestn ika v teh 25 letih, vsem članom uredniškega odbora, zlasti tis tim , k i so m i ustvarja lno pom a­ gali ob likovati posamezne nam enske številke revije. Z ahva lju jem se tudi tehn ičn im urednikom : Bogu Fa­ turju , sedaj, žal, že pokojnem u Dušanu Lajovicu, V ik to r ju Blažiču in na koncu Danetu T udjin i, k i so po svojih m očeh vestno opravljali svojo dolžnost. Prav tako gre zahvala naši lektorici A lenk i Raič, k i že dol­ ga leta skrb i za kakovostno in lepšo slovenščino naših besedil. Veliko so m i pomagali delavci skupn ih služb ZDG ITS: Peter Mandeljc, D arinka Omahen in A n ka Holobar, kadar je šlo za reševanje številn ih adm in i­ stra tivn ih in zlasti fanančnih vprašanj, za kar jim gre vse m oje priznanje in zahvalnost. Dolžnost novega glavnega in odgovornega urednika prevzem a sedaj Franc Čačovič, k i ga vsi poznam o kot izkušenega in priznanega gradbenega strokovnjaka. Svo j čas je bil vodja razvojnega centra GIPOSS, direktor Zavoda za raziskavo m ateriala in konstrukcij L jub ljana in svetovalec Splošnega združen ja grad­ beništva in IGM Slovenije, zato im a popoln vpogled v bistvene problem e našega gradbeništva. Ž elim m u obilo uspeha pri tem nelahkem delu in da bi G radbeni ve stn ik še veliko let redno izhajal. G lavni in odgovorni u redn ik SERG EJ BU BN O V Naj nam bo dovoljeno, da zadnji n jegovi redakciji priobčim o še eno stran. Nam enjam o jo n jem u, sam em u glavnem u in odgovornem u uredn iku Gradbenega vestn ika SERGEJU B U B N O V Ü , ki s to štev ilko veže svoj poslednji, 25. le tn ik revije. P etindvajset let urednikovanja je dolga doba, obenem pa prekra tka ob neskončni ustvarja ln i m oči našega priznanega strokovnjaka. N jegov in naš Gradbeni vestn ik ima ve lik ugled v širokem strokovnem javnem prostoru dom a in v svetu. Kroži m ed naročniki na D aljnjem in B ližn jem vzhodu, Z SSR , Poljski, Čehoslovaški, Bolgariji, Vzhodni in Zahodni Nem čiji, Švici, V elik i Britaniji, Italiji, Špan iji in ZDA; 2700 izvo ­ dov je razposlanih gradbenikom v S loveniji in v druge kra je Jugoslavije. T u ji š tu ­ dentje na naših dveh gradbenih faku lte tah ga po diplom i naročijo na svoje domače naslove. G radbeni ve stn ik je publikacija , k i ponuja široko paleto znanosti, s trokov­ nosti, poročil in vesti s področja gradbeniških dosežkov dom a in v tujin i. M nogim š tu ­ dentom je dragocen štud ijski priročnik. Revijo, kakršna je in s katero se ponašamo, je tako rekoč ustvaril Sergej Bubnov, ki je že na sam em začetku urednikovanja v konceptu brezkom prom isno naglasil visoko kakovost. G radbeni vestn ik nosi od leta 1963 Bubnov pečat. V n jem se zrcali vsa njegova duhovna veličina, njegovo brezm ejno znanje, svetov ljansk i odnos do znanosti in vseljudskega napredka, ki je po n jegovem dostopen vsem , če m u zvesto služijo z nenehn im izobraževanjem , delom in poštenjem . T akšen je tud i on sam in takšn i so rezu lta ti njegovega dela, ki drugačni tudi ne m orejo biti. Spodobi se, da m u izrazim o priznanje, preden izpreže in preden zapre uredniško m a ­ po. Vredno in več kot vredno je, da m u izrazim o naš ponos in globoko spoštovanje. Zavedam o se, da je našo osrednjo slovensko gradbeniško revijo 25 let urejal človek velikega form ata. N jegovo im e je zasluženo našlo m esto v Enciklopediji Slovenije, med veličastno elito Slovencev, k i so s svojim delom označili svo j čas. Vsa njegova živ ljen jska pot je polna bogate vsebine in na vsaki postaji so vidne n je ­ gove sledi. Pota pa so peljala od rodnega Petrograda (1914) na ruski N evi do New Yorka v da ljn i A m erik i, od Istanbula do Pariza, od Dunaja do L isb o n e . . . Ta Evrope­ jec, kakor pravi sebi, prežet z v izijo jutrišnjega dne, brez spon in ograd pri u stvar­ janju, pa je razširil tudi naše ozke poti. Znotraj m eja SF R J je del prog, m ostov, obnovljenih m est njegov. Tukaj, na sončni strani A lp, je osnoval sedež Evropskega združenja za seizm ično gradbeništvo, ki m u je predsedoval 6 let. Z n jim so se visoka strokovna pota križala in vejala. Z n jim in preko njega so naša pota peljala v svet in z n jim ter preko njega so svetovna pota peljala k nam . T u ka j sredi košato lepe S loven ije se je tud i ustavil in postal za večne čase naš. Zdaj pa je tu že nova postaja. Slovesa na postajah pa so si vsa podobna. Vedno je težje pri srcu tistim , ki ostanejo in popotniku m ahajo v slovo. Pri našem slovesu od Bubnova pa je vendarle ena razlika. N ism o ga m i posprem ili s popotnico, am pak jo on prinaša nam . Široko je odprl zakladnico svojega strokovnega in živ ljen jskega bo­ gastva, iz katere bomo mogli še dolgo črpati vire za nova snovanja. Slovensko grad­ beništvo m u veliko dolguje, mnogo več ko t skrom ni »hvala« ob slovesu. Pa vendar, naš dragi Sergej B ubnov, hvala in topel krepak s tisk roke v m islih vseh tvo jih kolegov in slovenskih gradbenikov! Predsedstvo in izvršni odbor Zveze društev gradbenih inženirjev in tehnikov Slovenije Možnosti poenotenja predpisov za gradnjo v seizmičnih območjih UDK 624.131.55:340.145 SERGEJ BUBNOV MOŽNOST POENOTENJA PREDPISOV ZA GRADNJO V SEIZMIČNIH OBMOČJIH Izvleček D vajset le t obravnave vprašan ja poenotenja predpisov za g radn jo v seizm ičnih območjih v m ednarodnih stro­ kovnih in m eddržavnih organizacijah. Posebna vloga EAEE. A kcija m ednarodne organizacije za standarde ISO. O snovne razlike v predpisih : določanje seizmične ogroženosti, lokalnih geoloških vplivov, spektralne analize. N ekatere značilnosti posam eznih predpisov. Poseben pristop v novih švicarskih predpisih. Značil­ nosti ISO predpisa za določanje seizm ičnih obrem eni­ tev. S kupna načela različnih predpisov kot osnova za harm onizacijo in poenotenje predpisov za gradnjo v seizm ičnih območjih. 1. UVOD Potresno inženirstvo je relativno mlada veda, za­ to tudi predpisi za gradnjo v seizmičnih območjih, zasnovani na sodobnih spoznanjih mehanike kon­ strukcij, niso še dolgo v uporabi. Praktični ukrepi za zagotovitev večje varnosti zgradb pred učinkom potresa so bili znani že v starem veku v deželah, ki so bile izpostavljene potresom. Pozneje so te zaščitne ukrepe sprejele v svoje predpise tudi šte­ vilne evropske države. To so bili predvsem empi­ rični konstruktivni ukrepi, ki so temeljili na pre­ učevanju poškodb zgradb zaradi učinkov potre­ sov. Sele ob koncu prejšnjega stoletja so se v Evropi pojavile prve kvantifikacije potresnih vplivov na zgradbe in prve lestvice intenzitete. V zvezi s tem so bile določene prve vrednosti hori­ zontalnih sil, ki jih je treba upoštevati pri dimen­ zioniranju nosilnih elementov konstrukcije zgradb v potresnih območjih. Šele sredi tega stoletja so v nekaterih tehnično naj razvitejših državah za­ čeli uporabljati načela dinam ike konstrukcij pri določanju potresnih obremenitev in dimenzioni­ ran ju konstrukcij. Potresno inženirstvo je v zad­ njih nekaj desetletjih kot znanost bistveno na­ predovalo in številne dežele, med njimi tud i Ju ­ goslavija, so izdelale nove predpise za gradnjo v seizmičnih območjih. Prvi sodobni predpisi za seizmično inženirstvo so bili v Jugoslaviji izdelani v Sloveniji 1962. leta. Prof. Sergej Bubnov Štrukljeva 2, Ljubljana THE FEASIBILITY OF HARMONIZATION OF THE EUROPEAN COUNTRIES CODES Summary Tw enty year’s h istory of dealing w ith the harm on i­ zation of the earthquake resistan t regulations in the world. The activities of the in ternational governm en­ ta l and nongovernm ental organizations. Special role of the EAEE. The activity of the In ternational s ta n ­ dard organization (ISO). Fundam ental distinctions of the regulations: assesm ent of the seismic risk , in flu ­ ence of the local site conditions, m odal analysis. Some characteristics of various regulations. Specific ap ­ proach of the new Swiss code. C haracteristics of the ISO In ternational S tandard — Bases for design of structures — Seismic actions on structures. Som e com ­ mon features of various regulations as the ground for the harm onization of th e European countries seism ic codes. Mednarodno združenje za potresno inženirstvo (IAEE) ob vsakem m ednarodnem kongresu za po­ tresno inženirstvo, to je vsako četrto leto, izda zbornik predpisov za gradnjo v seizmičnih območ­ jih vseh držav v svetu. Zadnji zbornik, izdan ob zadnjem kongresu v SAN Franciscu 1984. leta, vse­ buje predpise 31 držav. Ti predpisi se v marsičem med seboj razlikujejo. Zato ni umestno razpravljati o možnosti popolne unifikacije teh predpisov in izdelave enotnega predpisa za gradnjo v seizmič­ nih območjih za vse države. Lahko pa preučimo možnosti medsebojne uskladitve, harmonizacije predpisov na podlagi ugotavljanja skupnih tem elj­ nih načel in elementov teh predpisov. 2. NAMEN USKLAJEVANJA Temeljni namen predpisov za gradnjo v seizmičnih območjih je zaščita gradbenih objektov pred po­ rušitvijo zaradi potresa, k a r je istočasno tud i za­ ščita življenja ljudi. Ukrepi za zaščito pred potre­ som zahtevajo dodatna m aterialna sredstva, ki ni­ so enako razpoložljiva v vseh deželah. Zato je tudi stopnja zaščite odvisna od ekonomskih možnosti posameznih dežel. Nemogoče je zavarovati vse sta­ novanjske zgradbe pred večjimi poškodbami v pri­ m eru najmočnejših potresov, zlasti pa tam , k jer je tehnologija graditve pom anjkljiva in neprim erna za gradnjo v seizmičnih območjih, kakovost grad­ benih materialov pa neustrezna. Različnost eko­ nomskih možnosti posameznih dežel v seizmično aktivnih območjih se pozna tudi v njihovih pred­ pisih za gradnjo v teh območjih. Ta okoliščina bo še dolgo narekovala specifičnost predpisov za za­ ščito pred potresom v posameznih deželah. Ne gle­ de na to obstaja potreba nekega usklajevanja pred­ pisov predvsem iz dveh razlogov, in sicer: — da bi se omogočila uporaba sodobnih dosežkov znanosti potresnega inženirstva v predpisiE za gradnjo v seizmičnih območjih vseh dežel, — da bi se omogočila medsebojna izmenjava pro­ jektov gradbenih objektov in izvajanje gradbenih del v raznih državah, kar naj bi pospešilo medse­ bojno izmenjavo dela in sredstev v mednarodnem merilu in bi prispevalo k povečanju obsega med­ narodne blagovne menjave. Prenos dosežkov znanosti nastaja predvsem za časa kongresov mednarodnih strokovnih organizacij, z izmenjavo spoznanj in izkušenj posameznih stro­ kovnjakov iz celega sveta. Medsebojna izmenjava na področju prom eta blaga in storitev se izvaja ob angažiranju meddržavnih m ednarodnih organizacij. Posamezne države, čla­ nice teh organizacij težijo za tem, da svoje pred­ pise usklajujejo z uradnim i in neuradnim i tehnič­ nimi in drugim i standardi z namenom, da bi se povečal ta promet. 3. DOSEDANJE AKCIJE MEDNARODNIH ORGANIZACIJ 3.1. Akcije mednarodnih strokovnih organizacij Za medsebojno izmenjavo znanja in izkušenj na področju potresnega inženirstva imajo največji po­ men kongresi Mednarodnega združenja za potres­ no inženirstvo (IAEE) in Evropskega združenja za potresno inženirstvo (EAEE), ki jih ta združenja organizirajo vsako četrto leto. V okviru teh zdru­ ženj delujejo tudi komisije oziroma delovne sku­ pine, ki obravnavajo vprašanja usklajevanja pred­ pisov za gradnjo v seizmičnih območjih. Slika 1. Skopje 1963. Porušitev pritličja Prvo iniciativo na tem področju je sprožila EAEE, ki je že na svojem drugem simpoziju v M adridu 1969. leta obravnavala vprašanje usklajevanja predpisov za gradnjo v seizmičnih območjih (1). Na tem simpoziju je skupina strokovnjakov iz Bol­ garije pod vodstvom G. Brankova podala refera t z naslovom Prim erjava predpisov za potresno in­ ženirstvo nekaterih evropskih in m editeranskih držav. Ta študija je zajem ala tedaj veljavne pred­ pise Alžirije, Avstrije, Bolgarije, Francije, ZR Nemčije, Grčije, Izraela, Italije, Portugalske, Ro­ m unije, Turčije, Sovjetske zveze in Jugoslavije, poleg teh pa še predpise Japonske in ZDA. Na kon­ cu študije so bili prikazani rezultati prim erjave teh predpisov z ustreznim i sklepi. EAEE je po tem simpoziju nadaljevala s preučeva­ njem problema usklajevanja predpisov. Na sestan­ ku Izvršnega odbora EAEE v Sofiji 1970. leta je bila ustanovljena posebna delovna skupina »za unifikacijo načinov pro jek tiran ja in predpisov ter za koordinacijo raziskovanja«. Vodstvo te delov­ ne skupine je bilo zaupano S. V. Poljakovu iz Sov­ jetske zveze, ki je vodil delovno skupino do 1978. leta. Ta delovna skupina, v kateri so poleg strokovnja­ kov iz Sovjetske zveze sodelovali tudi zastopniki drugih evropskih dežel, je izdelala načrt enotnih evropskih predpisov za gradnjo v seizmičnih ob­ močjih (Unified European Countries Code), ki ga je EAEE 1976. leta dostavila Ekonomski komisiji za Evropo Združenih narodov (ECE UN) v nadalj­ n ji postopek. Po letu 1978 je to komisijo vodil S. Bubnov, pred­ sednik EAEE do 1982. leta. Na kongresu EAEE v A tenah 1982. leta je S. Bubnov podal refera t o delu te delovne skupine in o doseženih rezultatih. Na kongresu EAEE v Lizboni 1986. leta je vodstvo te delovne skupine prevzel A. Ravara, novi pred­ sednik EAEE. T akrat je ta delovna skupina dobila tud i novo ime: »Delovna skupina za vrednotenje in usklajevanje seizmičnih predpisov« (Calibration and Harmonization of Seismic Codes). Slika 2. Skopje 1963. Porušitev vogala M ednarodna organizacija za potresno inženirstvo (IAEE) se je vključila v reševanje te problematike šele kasneje. Na kongresu IAEE v New Delhiju 1977. leta je bila imenovana komisija z nalogo, da pripravi predlog za uskladitev predpisov za grad­ njo v seizmičnih območjih v svetu. Vodstvo komi­ sije je bilo zaupano J. F. Borgesu. Ta komisija je svoj načrt z naslovom Temeljna načela seizmičnih predpisov (Basic Concept for Seismic Code) prvič predstavila na sem inarju Ekonomske komisije za Evropo (ECE) v Lizboni 1981. leta. Poleg teh dveh m ednarodnih strokovnih organiza­ cij (IAEE in EAEE), ki se ukvarja ta s potresnim inženirstvom, so se z vprašanjem projektiranja in gradnje v seizmičnih območjih ukvarjale tudi dru­ ge m ednarodne strokovne komisije s področja gradbeništva, kot so to strokovna združenja za be­ ton (FIB), za zgradbe (CIB), prednapeti beton (FIBP) in še nekatere druge. Te organizacije so v predlogih za poenotenje pred­ pisov s področja svojega neposrednega strokovne­ ga delovanja obravnavale tudi vprašanja seizmič­ nih obtežb in dimenzioniranja konstrukcij v seiz­ mičnih območjih, vsaka na svoj način. 3.2. Akcije m eddržavnih organizacij Izdelava predpisov in njih uporaba v posameznih državah je v pristojnosti ustreznih upravnih orga­ nov teh držav. Načrti poenotenih predpisov med­ narodnih strokovnih združenj so lahko le fakulta­ tivna orientacija za izdelavo lastnih predpisov. Drugačna je vloga meddržavnih strokovnih orga­ nizacij, katerih člani so države, ne pa nacionalna strokovna združenja, ki so člani m ednarodnih stro­ kovnih združenj. Z vprašanjem gradnje v seizmičnih območjih se ukvarja tud i več meddržavnih organizacij. UNESCO je organiziral dve m eddržavni konferen­ ci o gradnji v seizmičnih območjih 1964. in 1976. leta v Parizu, vendar vprašanje poenotenja pred­ pisov na teh konferencah ni bilo posebej obravna­ vano. Več razprave je bilo o poenotenju lestvic intenzitete potresov. Ob tej priložnosti je bilo ugo­ tovljeno, da MSK lestvica v svojem opisnem delu (brez kvantifikacij vrednosti maksim alnih pospe­ škov) najpopolnejše zajema vse pojave in poškod­ be objektov, ki opredeljujejo intenziteto potresa. M eddržavna organizacija ZN UNDRO se ukvarja predvsem s praktičnim i problemi pomoči ob narav­ nih nesrečah, manj pa s konkretnim i strokovnimi in znanstvenim i problemi. 3.2.1. A ktivnosti Ekonomske komisije za Evropo ZN (ECE) Največ se je z vprašanjem poenotenja predpisov za gradnjo v seizmičnih območjih ukvarjala Eko­ nomska kom isija za Evropo Združenih narodov (ECE), v kateri so včlanjene vse evropske države te r ZDA in Kanada. ECE se ukvarja na splošno s poenotenjem vseh predpisov in standardov, in sicer izhajajoč iz spoznanja, da bi poenotenje ev­ ropskih predpisov in standardov na področju grad­ beništva (kakor tudi na drugih področjih gospo­ darstva) pozitivno vplivalo na razvoj m ednarodnih trgovskih odnosov in izmenjavo blaga in storitev (gradbenih) med državama članicama. Slika 3. Khorasan (Iran) 1968. Razpoke terena v epi­ centru Glede na to je Evropsko združenje za seizmično gradbeništvo (EAEE) svoj načrt poenotenih pred­ pisov za gradnjo v seizmičnih območjih, ki ga je izdelala delovna skupina pod vodstvom S. V. Po­ ljakova, 1976. leta uradno dostavila ECE v nadalj­ nji postopek, je ECE to besedilo razposlala dvajse­ tim državam članicam, k jer so seizmična območja, in zahtevala njihove pripombe in stališča na pred­ loženo besedilo. Pripombe je poslalo 9 držav. Z na­ menom, da bi uskladili te pripombe, je ECE skli­ cala sestanek držav članic svoje delovne skupine za stanovanjsko gospodarstvo, urbanizem in grad­ beništvo (Housing, Planning, Building — HPB) v Beogradu od 3. do 7. aprila 1978. leta. Na tem se­ stanku so bile podane številne pripombe na pred­ loženo besedilo z ugotovitvijo, da je le-to preveč podobno predpisom Sovjetske zveze in še nekate­ rih drugih vzhodnoevropskih držav. Sklep sestan­ ka je bil, da je treba to besedilo dopolniti in pre­ delati v skladu s podanimi pripombami in sugesti­ jami. Po tem sestanku je S. V. Poljakov odstopil kot vodja delovne skupine EAEE za poenotenje pred­ pisov. Na kongresu EAEE 1978. leta v Dubrovniku je vodenje te delovne skupine začasno prevzel S. Bubnov, predsednik EAEE, ki je izdelal novo bese­ dilo načrta predpisov ob upoštevanju pripomb, podanih na sestanku v Beogradu. To novo besedilo z naslovom Temeljna načela predpisov za potresno inženirstvo (Basic Principles for Earthquake Re­ sistant Regulations) je ECE poslala vsem svojim članom pod št. HBP/SEM. 28/COM/EAEE-l s po­ vabilom, da naj dostavijo svoje pripombe. Bese- Slika 4. K horasan (Iran) 1968. Porušeno mesto Kakh dilo je bilo pojasnjeno in prediskutirano na sestan­ ku ECE-HBP v Lizboni 1981. leta. Na tem sestanku je tud i J. F. Borges predstavil svoje besedilo v imenu IAEE. Glede predloga EAEE je sestanek ECE sprejel na­ slednji sklep (citirano iz besedila sklepnega poro­ čila ECE o tem sestanku): »Predsednik EAEE S. Bubnov je opozoril, da je EAEE predložilo delovni skupini ECE že 1976. leta prvi načrt priporočil z naslovom Unificirani evrop­ ski predpis za projektiranje v seizmičnih območ­ jih.« ECE je na svojem ad hoc sestanku v Beo­ gradu, aprila 1978, preučila ta načrt in priporočila, da EAEE izdela nov načrt, upoštevajoč pripombe, ki so bile podane na tem sestanku. Ta novi načrt je bil predložen in obravnavan na sestanku v Liz­ boni. Na ta način je EAEE izvršil svojo sprejeto obveznost. Načrt je bil dostavljen vsem udeležen­ cem sestanka v Lizboni. Ta dokum ent je načelno kom patibilen s filozofijo vseh drugih ustreznih m ednarodnih dokumentov, ki so v pripravi. Potrebna bo še nadaljn ja obde­ lava tega načrta.« Na sestanku v Lizboni se je pokazalo, da vprašanje unifikacije predpisov za gradnjo v seizmičnih ob­ močjih istočasno obravnava več m ednarodnih stro­ kovnih organizacij, brez ustrezne medsebojne ko­ ordinacije in povezave. Da bi se izognili tem u ne­ koordiniranem u in razdrobljenem u delu, je pred­ sednik EAEE S. Bubnov v imenu EAEE predložil, da se vse aktivnosti na področju poenotenja in usklajevanja predpisov za gradnjo v seizmičnih območjih združijo v okviru skupnega kom iteja (Liaison Committee), ki naj bi ga vodila M edna­ rodna organizacija za seizmično gradbeništvo (IAEE), kot najstarejša in najbolj univerzalna or­ ganizacija na področju seizmičnega gradbeništva na svetu. Ta predlog je bil soglasno sprejet. Ven­ dar po sestanku v Lizboni aktivnost v zvezi s po­ enotenjem predpisov v okviru strokovnih med­ narodnih organizacij ni potekala tako, kot se je pričakovalo. IAEE je objavila svoj načrt Temeljna načela seizmičnih predpisov (Basic Concept of Se­ ismic Codes), ki pa, p rav tako kot prej načrt EAEE, ni bil deležen soglasne podpore vseh zainteresira­ nih držav. Delovna skupina EAEE po kongresu v A tenah 1982 ni ničesar naredila za rešitev tega problema. Tudi IAEE po izstopu J. F erry ja Borgesa ni pokazal ni­ kakršne nove iniciative v tej smeri. Na kongresu EAEE v Lizboni 1986. leta je vodstvo delovne sku­ pine za usklajevanje predpisov prevzel novi pred­ sednik EAEE A. Ravara. Sedaj se pričakuje oživi­ tev te aktivnosti, zlasti ker A. Ravara vodi Por­ tugalski gradbeni inštitut, ki ga je prej vodil J. Ferry Borges. Delovanje ECE na področju poenotenja predpisov za gradnjo v seizmičnih območjih je enako kot po­ dobne akcije za poenotenje drugih predpisov in standardov na področju gospodarstva pogojeno predvsem z enakimi razlogi. 3.2.2. A kcije Mednarodne organizacije za standarde (ISO) V okviru Organizacije združenih narodov deluje Specialna meddržavna organizacija za standarde (International Standard Organization — ISO) s se­ dežem v Ženevi. Člani te organizacije so države, članice Združenih narodov, zastopajo jih pa pred­ stavniki institucij, ki v teh državah izdelujejo predpise in standarde za svoje gospodarstvo. V okviru ISO delujejo številne komisije, sestavljene iz zastopnikov različnih držav in iz posameznih vidnih strokovnjakov v svetu za različna področja gospodarstva in tehnologije. Naloga teh komisij je izdelava načrtov tehničnih predpisov in strandar- dov, zasnovanih na najnovejših dosežkih znanosti in tehnologije. Sodelovanje predstavnikov različ­ nih držav v teh komisijah naj bi zagotavljalo kom­ patibilnost ISO predpisov s predpisi teh držav. Delo komisij ISO tra ja več let, nekatere so sploh perm anentne, ker se pogoji proizvodnje in tehno­ logije v svetu v posameznih vejah proizvodnje zelo hitro sprem injajo, pač glede na razvoj znanosti. V prašanje gradnje v seizmičnih območjih v okviru ISO obravnava delovna skupina WGI Tehnične komisije TG 98. To komisijo vodi japonski Arhi­ tektonski inštitu t s sedežem v Tokiu. Pri tem je treba upoštevati, da je na zahodu pojem arhitek­ ture znatno širši kot pri nas in bolj ustreza pojmu visokogradnja. WG1-TC98 je več kot 10 let delala na pripravi besedila predpisa z naslovom Osnove za projektiranje konstrukcij — seizmične obreme­ nitve konstrukcij (Bases for design of structures — Seismic actions on structures). Po tern, ko je bilo izdelano več načrtov tega predpisa, ki so bili obravnavani na sestankih delovne skupine in do­ polnjeni s sprejetim i pripombami, je bilo izdelano dokončno besedilo tega predpisa, sprejeto na zad­ njem strokovnem sestanku te delovne skupine 26. 7. 1985 v Dubrovniku. To besedilo je ISO 11. 12. 1986 dostavilo svojim članom v potrditev z rokom 6 mesecev, to je do 11. 6. 1987. Izid glasovanja je bil naslednji: ISO standard DIS 3010.2 so potrdile pristojne or­ ganizacije za standardizacijo iz naslednjih držav: Avstralija, Avstrija*, Brazilija, Kanada*, Kuba, Češkoslovaška, Danska*, Finska, Francija, ZR Nemčija*, Indija, Italija. Japonska, Južna Koreja, Nova Zelandija, Norveška*, Poljska*, Portugalska*, Južna Afrika. S tandard je zavrnila ena organizacija iz Belgije, vzdržala pa se je Španija. Izmed 20 pristojnih organizacij jih je standard po­ trdilo 19, to je 95 Vo. Jugoslavija v tem seznamu ni n ik jer omenjena. 4. OSNOVNE RAZLIKE V PREDPISIH Za ugotavljanje možnosti poenotenja predpisov za gradnjo v seizmičnih območjih je treba predhodno preučiti in ugotoviti razlike v obstoječih predpi­ sih posameznih držav. Te razlike so prisotne v vseh sestavnih delih ustreznih predpisov, ponekod so tudi zelo velike. 4.1. Določanje seizmične ogroženosti Različne lestvice intenzitete, ki veljajo v posamez­ nih državah, niso največja ovira za poenotenje predpisov, ker imamo za vse lestvice korelacij ske tablice, s pomočjo katerih bi bilo možno intenzi­ teto označevati na podlagi enotne lestvice. Veliko bolj zahtevno je vprašanje načina določanja seizmične ogroženosti. Del držav uporablja še ved­ no seizmološke karte, izdelane na podlagi deter­ minističnega pristopa. Sodobnejši predpisi pa to vprašanje rešujejo s probabilističnim pristopom. V seizmoloških kartah teh predpisov so intenzitete (ali maksimalni pospeški) v funkciji časa oziroma povratne periode potresa (z določeno stopnjo ver­ jetnosti). Ta pristop je vsekakor boljši in omogoča racionalnejše pro jek tiran je gradbenih objektov, upoštevajoč njih čas tra jan ja in ekonomske zna­ čilnosti. Naši predpisi na žalost še vedno tem eljijo na deterministični seizmološki karti Jugoslavije, čeprav je že izdelana nova seizmološka k arta za povratne periode 50, 100, 200, 500, 1.000 in 10.000 let. 4.2. Določanje lokalnih geoloških vplivov Na tem področju je največ razlik v pristopih. Celo samemu dejstvu vpliva lokalnih geoloških, hidro- geoloških, litoloških in drugih pogojev na velikost seizmičnih obremenitev na posameznih lokacijah so dolgo časa oporekali v nekaterih tehnično viso­ ko razvitih državah. Bistvene razlike poškodb za­ rad i potresa na različnih lokacijah istega seizmič­ nega območja so tolmačili s konstruktivnim i in sta­ tičnim i pom anjkljivostm i tem eljev objektov, ne­ enakom ernim posedanjem tem eljev pri potresu ah pa s pojavom likvifakcije. Da bi pa bila geološka struk tu ra lokacije vzrok po­ večanja seizmičnih obremenitev na posameznih lo- Označba * pomeni, da so istočasno dostavili svoje pri­ pombe, ki pa ne pogojujejo potrditve. kacijah, v to niso verjeli celo nekateri vidni stro­ kovnjaki potresnega inženirstva v ZDA. Sele po potresu v Caracasu 1967. leta so posamezni stro­ kovnjaki v ZDA začeli preučevati to vprašanje in ugotavljati vzročno zvezo med lokalno geološko struk turo ta l in velikostjo seizmičnih obremenitev na teh lokacijah. V prvem zborniku predpisov za gradnjo v seizmič­ nih območjih, izdanem v Tokiu 1960. leta, kjer so bili objavljeni predpisi iz 13 držav, je bil vpliv lo­ kalnih geoloških pogojev obravnavan na različne načine. V nekaterih predpisih ta vpliv sploh ni bil upoštevan. V večini predpisov so bila nosilna tla razdeljena v 3 kategorije (trdna, srednja in mehka) in za vsako kategorijo je bil določen poseben seiz­ mični koeficient. V nekaterih predpisih sta bili podani samo dve kategoriji tal, za vsako katego­ rijo pa je bila v seizmičnih območjih določena maksimalna dopustna obremenitev tal. P rvi pred­ pis, ki je za različne kategorije ta l določil tudi raz­ lične spektre odziva, je bil mehiški predpis iz 1966. leta, v katerem so bila nosilna tla razvrščena glede na stisljivost (velika in m ajhna) v dve kategoriji in za vsako kategorijo določen spekter odziva. Ta raznovrstnost pristopa pri določanju vpliva lo­ kalnih ta l na seizmične obremenitve se je ohranila do današnjih dni, čeprav sedaj ni praktično nobe­ nega predpisa več, ki bi to vprašanje povsem obšel. Drugo vprašanje, ki tudi ni rešeno, je vprašanje, do katere globine struk tura lokalnih nosilnih tal vpliva na seizmične obtežbe. V domala vseh sedaj veljavnih predpisih ta problem ni rešen. Tam, kjer so tla kategorizirana v tr i (izjemoma v dve) kate­ gorije, se računa, da so to tla na površju terena oziroma pod temelji stavbe. Prvo detajlnejše na­ vodilo za seizmično mikrorajonizacijo, ki ga upo­ rabljajo v Sovjetski zvezi od 1962. leta (metoda Medvedeva) (2), zahteva analizo sestave in strati- grafije tal do globine 10 m. V novem ameriškem začasnem navodilu za izde­ lavo predpisov za gradnjo v seizmičnih območjih (3) je napisano, da je treba struk turo lokalnih tal analizirati do globine 60 m (200 y). Globina trdn ih tal, ki je večja kot 60 m, je manj ugodna kot m anjša globina. Takšen pristop ni v skladu s stališčem IAEE in EAEE. V naših novih predpisih smo dobesedno prevzeli to ameriško for­ mulacijo, istočasno pa izpustili seizmične koeficien­ te tal, ki jih to navodilo predpisuje za tr i različne kategorije tal. V novih japonskih predpisih (1980. leta) so seiz­ mično kritične globine ta l 5 in 25 m. Tla so raz­ deljena v 3 kategorije, ki se razlikujejo od ame­ riških. Tudi tukaj omenjajo, da je m anjša debe­ lina aluvialnega depozita (manjša od 5 m) ugod­ nejša kot večja globina. Posebno vprašanje je vpliv nivoja podtalnice na velikost seizmičnih obremenitev. Ta problem je obravnavan samo v postopku izdelave seizmične m ikrorajonizacije po Medvedevu, kjer je prirastek intenzitete zaradi podtalnice prikazan s formulo: n = e -0’04 h\ kjer je: n — prirastek intenzitete v stopnjah MSK lestvice h — globina podtalnice v m e — osnova nat. logaritma. Ta form ula daje preveč visoke vrednosti prirastka intenzitete, zato je bila pozneje, ob izdelavi m ikro­ rajonizacije Zagreba (4), sporazumno z avtorjem S. Medvedevom vrednost tega prirastka zmanjšana za polovico (n = 0,5 e -0’04 hä). V drugih predpisih globina podtalnice ni posebej upoštevana pri do­ ločanju seizmičnih obremenitev. V večini predpi­ sov je omenjeno opozorilo na možnost likvifakcije pri peščenih, z vodo prepojenih tleh. N ekatere metode seizmične mikrorajonizacije, ki so zasnovane na analizi m ikrotrem orjev oziroma lastnih period nihanja tal, posredo upoštevajo tudi vpliv podtalnice na seizmične obtežbe. V prašanje interakcije ta l in konstrukcije je obrav­ navano v posameznih refera tih na kongresih v konkretnih prim erih; v večini predpisov pa o tem problem u ni n ikakršnih navodil. Slika 5. Banja Luka 1969. Poškodba džamije Slika 6. Posočje, Breginj 1976. Porušitev hiše 4.3. Spektralna analiza Načelo spektralne analize je bilo v strokovni lite­ ra tu ra obravnavano že v začetku tega stoletja. V predpisih za gradnjo v seizmičnih območjih pa se je začelo uporabljati precej pozneje. Prvi spek­ te r odziva je bil objavljen v prepisu Sovjetske zveze iz 1957. leta. Koeficient dinamičnosti po tem predpisu je bil določen s formulo: 0 , 6 £ ß = ^ 3,0. Ta krivulja je bila določena na podlagi registracij več potresov »na oko« (»umozriteljno«), kot logič­ na sinteza teh registracij. Ta spekter so pozneje prevzele v svoje predpise tud i posamezne države vzhodnega bloka, od katerih ga je prva objavila Rom unija (5). Izmed držav zunaj vzhodnega bloka je prve spektre za različne stopnje dušenja obja­ vila Indija v svojem predpisu iz 1962. leta. Med prvimi državam i v svetu, ki je v svoje predpise vpeljala spektralno analizo, je bila Jugoslavija, in sicer v svojih začasnih tehničnih predpisih za grad­ njo v seizmičnih območjih iz leta 1964. Jugoslo­ vanski spekter je bil nekoliko bolj »plitev« kot sovjetski, kar je po m nenju nekaterih strokovnja­ kov, zlasti japonskih, bolj ustrezalo dejanskemu stan ju odziva konstrukcij. Ta spekter je bil dolo­ čen s formulo: 0,5 £ ß = - ^ - ^ 1,5. Na Japonskem dolgo niso uporabljali nobenega spektra za določanje seizmičnih obremenitev. Ta pristop je bil zasnovan na spoznanju, da se pri različnih potresih maksimalni pospeški pojavljajo na različnih mestih spektra (pri različnih vredno­ stih periode nihanja) v razponu od 1 do 3 see (6). Šele v novih japonskih predpisih (1980) so podani spektri za tri vrste tal. Ti spektri so bolj »plitvi« kot amerikanski (in kot naši v novih predpisih iz leta 1981, direktno prevzetih iz ameriških). Japonski spektri imajo naslednje vrednosti: 1 28 Rt = — ’ — za mehka tla Rt — — — za srednja tla Rt = — — za trdna tla. Japonska kategorizacija ta l se razlikuje od ame­ riške. Spektralna analiza je sedaj gotovo dobila svoje mesto v vseh sodobnih predpisih za gradnjo v seiz­ mičnih območjih, čeprav se spektri odziva v posa­ meznih predpisih precej razlikujejo. 4.4. Nekatere značilnosti v predpisih Predpisi za gradnjo v seizmičnih območjih načelno zahtevajo, da se konstrukcija dimenzionira glede na seizmične obtežbe, ki izhajajo iz seizmološke karte oziroma iz karte seizmične mikrorajonizacije. Te obtežbe so podane kot seizmični koeficienti ozi­ rom a ustrezni spektri odziva. Na podlagi teh ob­ težb projektanti dimenzionirajo konstrukcije v ela­ stičnem območju delovanja materialov. V nekate­ rih predpisih je navedeno, da se dim enzioniranje lahko izvaja upoštevajoč tudi plastične deform a­ cije konstrukcije. Na splošno v predpisih uvodoma poudarjajo, da upoštevanje predpisov zagotavlja, da se tud i pri najmočnejših potresih stavbe ne bodo porušile, vendar so možne nekatere poškodbe nosilne kon­ strukcije. Relacija med močjo potresa in dovoljene stopnje poškodovanosti konstrukcij ni v predpisih natančneje določena. Ta problem je rešen v novih švicarskih predpisih SIA 160 (7). Vsi gradbeni ob­ jek ti (zgradbe, mostovi, podporni zidovi in druge inženirske konstrukcije, instalacije in oprema) so razporejeni v eno izmed treh kategorij glede na njihov pomen in posledice, ki jih lahko povzroči poškodba zaradi potresa. Za sleherno kategorijo objekta je določena dovoljena stopnja poškodbe. Stopnje poškodbe so podrobno opisane in razpo­ rejene v 3 kategorije, ki se im enujejo Specifični modeli poškodbe (Specified Damage P attern — SDP). Izhajajoč iz teh modelov poškodb in upošte­ vajoč seizmično območje, kjer je objekt (švicarska seizmološka karta je izdelana na probabilističnem načelu na podlagi MSK lestvice), določajo seizmič­ ne obtežbe, na podlagi katerih je treba dimenzio­ nirati konstrukcijo. V švicarskih predpisih je veliko navodil za idejno rešitev konstrukcije, za konstruktivne detajle in za druge elemente projektiranja, ki izhajajo iz spoznanja, da je seizmična varnost objekta v veliki meri odvisna od pravilnih rešitev elem entov kon­ strukcije. Za dim enzioniranje konstrukcije in določanje no­ tran jih napetosti v m aterialu švicarski predpisi v večini prim erov dovoljujejo uporabo metode ekvi­ valentne statične obremenitve za tr i osnovne spek­ tre odziva (za tri cone seizmične intenzitete), in si­ cer: 1. MSK = VII; 2. MSK = VII—VIII in 3. MSK = VIII, vsakokrat za dve vrsti nosilnih tal, za čvrsto in mehko. Glede navodil za izdelavo detajlov konstrukcije v seizmičnih območjih v raznih predpisih ni veliko razlik. Povsod se omenja potreba solidne in kako­ vostne gradnje, z uporabo dobrih gradbenih ma­ terialov in ustrezne tehnologije graditve. Eno iz­ med spornih vprašanj v predpisih je izdelava ver­ tikalnih vezi v zgradbah iz opeke. Nekateri inšti­ tu ti takšen način niso odobravali, k er im ata beton in opeka različne koeficiente elastičnosti in je njih skupno delovanje pri prevzemu seizmičnih obre­ m enitev vprašljivo. Vendar je praksa pokazala, da vertikalne vezi ohranjajo zgradbo iz opeke pred porušitvijo pri močnih potresih. Zato se v števil­ nih predpisih sedaj priporoča oziroma zahteva vgraditev vertikalnih vezi v opečne zgradbe. 5. ISO PREDPISI M ednarodna organizacija za standarde ISO je gle­ de na svoje naloge in funkcije najbolj kom petent­ na organizacija, ki bi lahko največ prispevala k poenotenju in uskladitvi predpisov in standardov na svetu. Sodelovanje uradnih predstavnikov po­ sameznih držav pri pripravi tehničnih predpisov omogoča, da se predpisi ISO dejansko uporabljajo v praksi teh držav, kar je tudi tem eljni namen iz­ delave poenotenih besedil predpisov. Predpis, ki ga je pripravila delovna skupina VG1 Tehnične komisije TC98 za gradnjo v seizmičnih območjih pod oznako DIS 3010.2, bi bilo treba vzeti kot osnovo za mednarodno poenotenje predpisov na tem področju. Ta predpis ima nekaj značilnosti, ki jih ne najde­ mo v drugih predpisih. P ri tem je treba upoštevati, Slika 7. F urlan ija , Bardo 1976. P ričetek obnove da to ni popoln predpis za gradnjo vseh gradbenih objektov v seizmičnih območjih. Nanaša se le na področje visokogradnje (zgradb), in to predvsem na način določanja seizmičnih obtežb, ki jih je tre ­ ba upoštevati pri dim enzioniranju konstrukcij v seizmičnih območjih. ISO predpis izhaja iz proba- bilističnega pristopa pri ugotavljanju seizmičnih obtežb. Vse konstrukcije v seizmičnih območjih je treba dimenzionirati glede na dve različni seizmič­ ni obtežbi: — za slučajno (accidental) seizmično obtežbo z ze­ lo dolgo povratno periodo (z zelo majhno verjet­ nostjo, da se bo sploh pojavila) — za spremenljivo (variable) seizmično obtežbo z relativno kratko povratno periodo (z relativno visoko verjetnostjo, da se bo pojavila). Param etre za ta dva potresa na posameznih loka­ cijah morajo določiti predpisi posameznih držav. To pomeni, da m orajo imeti te države seizmološke karte, izdelane na probabilistični podlagi, vsaj za dva različna potresa. K arakteristike teh potresov, n jih povratne periode, seizmični koeficienti, eventualni spektri odziva, akcelerogrami in drugi seizmični param etri so v pristojnosti posameznih držav. Za ta dva potresa velja naslednje: — konstrukcija se ne sme porušiti in ne sme ogro­ žati človeških življenj v prim eru močnega potresa, ki se kdaj lahko zgodi na prizadeti lokaciji; — konstrukcija m ora zdržati zmerni potres, ki ga lahko pričakujemo na prizadeti lokaciji za časa obstoja objekta, brez večjih poškodb nosilne kon­ strukcije in z vnaprej predvidenim obsegom po­ škodb nenosilnih elementov konstrukcije. Ta vnaprej določena stopnja poškodbe spominja na pristop, ki ga imajo novi švicarski predpisi. Vpliv nosilnih ta l na seizmične obremenitve se do­ loča s koeficientom dinamičnosti. V osnovnem besedilu ISO predpisa niso podane nobene vrednosti posameznih seizmičnih parame­ trov, ki jih je treba upoštevati za dimenzioniranje konstrukcij. Te vrednosti so podane le kot pripo­ ročila v dodatku ISO besedila, povzete pa so v glavnem iz novih japonskih predpisov za gradnjo v seizmičnih območjih. V tem dodatku je za vred­ nost g podana naslednja form ula: kjer je: T — lastna perioda nihanja konstrukcije, Tc — kritična perioda nihanja ta l v see, n — eksponent, ki variira v m ejah 1/3 do 1. Na ta način je spekter odziva, ki daje vrednost dinamičnega koeficienta, odvisen od razm erja pe­ riode nihanja konstrukcije in tal. To pomeni, da je največja vrednost dinamičnega koeficienta ta ­ krat, ko je: T = Te oziroma ko nastopi pojav resonance konstrukcije in tal. Glede na to, da lahko določevanje kritične periode nihanja tal na lokaciji povzroča nekatere organi­ zacijske težave, dodatek ISO predpisov navaja tudi orientacijske vrednosti za te periode, za tri različ­ ne vrste ta l: Te = 0,3 — 0,5gec za trdna tla, Tc = 0,5 — 0,8sec za srednja tla, Tc = 0,8 — l,2sec za m ehka tla. Ob potresu v Mehiki 1980. leta je največ poškodb nastalo na zgradbah na m ehkih tleh, višine med 10 in 15 nadstropji. Lastna perioda nihanja teh zgradb je bila okrog 1,0 do 1,5 see, kar pomeni, da so te zgradbe na mehkih tleh prišle v stadij resonance. Povezava razm erja lastnih period nihanja tal in konstrukcije s spektrom odziva pomeni novost v predpisih za gradnjo v seizmičnih območjih. Iz­ kušnje, pridobljene pri analizah poškodb objektov zaradi nedavnih potresov, kažejo, da je ta param e­ ter zelo pomemben pri določanju vplivov nosilnih tal na posameznih lokacijah na seizmične obreme­ nitve. K ar zadeva metode dim enzioniranja konstrukcij, omenjajo ISO predpisi za dinamično analizo dva nač ina: — analizo s spektrom odziva, — analizo s časovnim zapisom (time history), tj. konkretnim akcelerogramom oz. seizmogramom. Ta dva načina je treba uporabljati pri dimenzioni­ ran ju posebno vitkih in zahtevnih konstrukcij; v večini prim erov pa zadostuje analiza ekvivalentne statične obtežbe. Na splošno ISO predpisi navajajo, da je treba upo­ števati, da je potres stohastični pojav. Zato nima smisla preveč precizno analizirati konstrukcije, ker vhodni podatki o obtežbi niso nikoli dovolj zanes­ ljivi. Za analizo s pomočjo časovnega zapisa bi lahko uporabljali tudi sintetične akcelerogram e oziroma akcelerograme, zapisane na lokacijah s po­ dobnimi geološkimi in geotektonskimi pogoji, kot so na analizirani lokaciji. Slika 8. Črna gora, Bijela 1979. Porušitev ladjedelni- ških zgradb Slika 9. Črna gora, Budva 1979. Porušitev hotela 6. SKUPNA NAČELA RAZNIH PREDPISOV Če rezimiramo bistvo različnih pristopov k reše­ vanju problema zaščite gradbenih objektov pred potresi s pomočjo ustreznih tehničnih predpisov za gradnjo v seizmičnih območjih, lahko sklepamo, da imamo pri domala vseh predpisih enotno stali­ šče pri naslednjih načelih potresnega inženirstva: — Velikost seizmičnih obtežb je treba določati na podlagi probabilističnega pristopa. — S predpisi je treba zavarovati objekte pred ru­ šenjem, saj povzroča rušenje objektov človeške žrtve. Pri zelo močnem potresu lahko dovolimo precejšnje poškodbe nosilne konstrukcije, vendar v nobenem prim eru ne sme priti do porušitve. Za­ varovanje objektov pred poškodbami zaradi po­ tresa zahteva dodatna m aterialna sredstva. Zato je obseg tega zavarovanja odvisen od ekonomskih možnosti dežele. Zavarovanje pred porušitvijo je nujno. — Za pomembnejše objekte, zlasti za objekte, ka­ terih poškodbe bi lahko povzročile dodatne kata­ strofe (nuklearni objekti, skladišča toksičnih ma­ terialov in podobno), je treba zagotoviti večjo stop­ njo varnosti. — Lokalna geološka struk tu ra tal bistveno vpliva na velikost seizmičnih obremenitev. Na splošno lahko ugotavljamo, da so za seizmično varnost ugodnejša trdna tla kot mehka. Zelo pomembno je razm erje lastnih period nihanja konstrukcije in tal, zaradi pojava resonance. — Za dim enzioniranje konstrukcij navadnih ob­ jektov (individualne in blokovne stanovanjske zgradbe in podobno) zagotavlja analiza na osnovi ekvivalentne statične obtežbe v linearnem elastič­ nem območju potrebno seizmično varnost objekta. Za dim enzioniranje zahtevnejših konstrukcij je treba uporabljati dinamično analizo in upoštevati nelinearno obnašanje m aterialov. — Večjo seizmično varnost zagotavljajo m ateriali z večjo duktilnostjo, ki so sposobni absorbirati se­ izmično energijo, ki ji je konstrukcija izpostavljena ob potresu. — Tehnologija graditve in kakovost gradbenih m aterialov mora biti v seizmičnih območjih brez­ hibna, ker potres odkrije vse pomanjkljivosti gra­ ditve in kakovosti materialov. — A rhitektonske in urbanistične rešitve zgradb v seizmičnih območjih m orajo biti v tlorisu in pre­ rezu čimbolj enostavne, posamezne konstrukcijske enote pa med seboj ločene z dovolj velikimi raz­ miki. LITERATURA 1. Second European Sym posium on Earthquake En­ gineering. AEIS. M adrid 1969. 2. Instruction M anual fo r Seism ic Microzoning by S. M edvedev and others. UNESCO/NS/SEISM/REP12. P a­ ris 1964. 3. Applied Technology Councill. »-Tentative Provisions for the Developm ent of Seism ic Regulations for B uild­ ings«. ATC. 3-06. NBS-510. W ashington 1978. 4. S. Bubnov., e t al. Seism ic zoning of Zagreb. P ro ­ ceedings of 3. European Sym posium on EE. Sofija 1971. 5. E arthquake R esistan t Regulation. A W orld List. Tokyo 1960, 1963, 1970, 1980. 6. K. Muto. Recent T rends in high-rise building de­ sign in Japan . 3. WCEE. N ew Zealand 1965. 7. H. Bachm ann. The Philosophy of the new Swiss E arthquake Regulations. P roceedings of th e 8. ECEE. L isbon 1986. 8. ISO. In ternational O rganization for S tandardization D raft In ternational S tandard ISO/DIS 3010.2. Bases for design of structures — Seism ic A ctions on S tructures. ISO 1986. Sporočamo, da so bili v Uradnem listu SFRJ št. 18/88 najavljeni novi standardi in sicer iz področja: A) Prostorske zahteve za invalide v hišah in okolici Ravne komunikacijske površine U.A9.201 Dostopi in prehodi U.A9.202 Prehodi in pasovi za pešce U.A9.203 Nagib in višina robnika pločnika U.A9.204 Parkirni prostori U.A9.205 Obračanje invalidskih vozičkov B) Projektiranje in gradnja mestnih prometnic U.C1.020 Klasifikacija prometnic. Vrednosti računskih hitrosti. U.C1.023 Elementi prečnega profila steze za pešce Navedene standarde lahko dobite na Zvezi inženirjev in tehnikov SRS Ljubljana, Erjavčeva 15. Študija potresne varnosti velikopanelnega sistema SCT UDK 624.131.55:69.05 Povzetek P rikazan i so rezultati raziskovalno-raz voj nega p ro jek­ ta novega velikopanelnega sistem a SCT. N ajprej so opisani osnovni principi p ro jek tiran ja potresno-varnih velikopanelnih sistemov kot tud i m ontažnih konstruk­ cij nasploh. N a osnovi eksperim entaln ih rezultatov smo razvili ana litičn i model in ga vgradili v program DRAIN-2D-2. Raziskava je pokazala, da dobra kon­ strukcijska zasnova sistem a omogoča skoraj m onolitni odziv p ri zm ernih potresih. Eksperim entalno ugotov­ ljen i in analitično sim ulirani ru šn i m ehanizem (zdrsi vertikaln ih stikov v povezavi z upogibno plastifikacijo sten) p a zagotavlja duktilno obnašanje tudi v p rim eru najm očnejših potresov, ki jih pričakujem o v Jugo­ slaviji. 1. UVO D Izkušnje so pokazale, da je obnašanje monolitnih arm iranobetonskih stenskih konstrukcij med po­ tresi zelo ugodno. Ideja o kombinaciji tega solid­ nega obnašanja s številnimi prednostmi montažne gradnje je seveda zelo zanimiva. V SCT so si v obsežnem projektu zastavili cilj, da razvijejo velikopanelni sistem, ki bo prim eren tudi za gradnjo relativno visokih stavb na močnih po­ tresnih območjih. Osnovni problem, ki ga moramo rešiti pri takšni nalogi, je v tem, kako sestaviti posamezne komponente v konstrukcijo, ki bo de­ lovala kot integralna celota tudi v prim eru tako izjemne obtežbe, kot je močan potres. Zavedati se moramo, da je montažnim stavbam v prim erjavi z monolitnimi dosti teže zagotoviti zadostno duk- tilnost in prim erno absorpcijsko sposobnost pri ci­ kličnih obremenitvah. Zato je potrebno določiti mejo, pri kateri je montažna gradnja še smiselna, in ki jo določa primerno ravnovesje med ekono­ miko konstrukcijskih detajlov in potresno var­ nostjo. Upoštevati moramo tudi, da gradimo montažne konstrukcije v velikih serijah. Zato lahko njihova A vtorji: 1. asist., mag., FAGG, VTO ZD GG, IK P IR 2. prof., dr., ZRM K , TOZD IK P I 3. stažist - raziskovalec, FAGG, VTOZD GG, IK P IR 4. prof., dr., FAGG, VTOZD GG, IK P IR 5. stažist - raziskovalec, ZRM K, TOZD IK P I 6. asist., mag., FAGG, VTOZD GG, IK P IR M atej Fischinger,* 1 M iha Tomaževič,2 Franc Capuder.3 Peter Fajfar,4 M arjana L u tm an ,5 6Janoš SzilagvP STUDY OF THE SEISMIC RESISTANT LARGE-PANEL SYSTEM SCT Summary The results of the research project on the developm ent of a new large-panel system SCT are given. Basic principles of seismic resistan t design of la rge-panel systems, as well as p refab rica ted structures in general, are described first. Based on experim ental resu lts new analytical models w ere developed and incorporated in to the DRAIN-2D-2 program . Due to the system ’s good structu ra l concept the research indicates th a t the response of SCT large-panel buildings to m oderately strong earthquakes w ill be nearly m onolithic. The ex ­ perim entally observed and analytically predicted fa ilu re m echanism (slip along vertical jo in ts associat­ ed w ith flexural yielding of walls) w ill, how ever, guarantee ductile behaviour even in the case of the strongest earthquakes expected in Yugoslavia. porušitev ogrozi mnogo življenj in/ali naredi po­ sebno veliko škodo. Smiselno je torej, da takšne konstrukcije posebej skrbno analiziramo. Večji stroški bolj natančne analize prototipne konstruk­ cije se razdelijo na serijo objektov, tako da so po­ trebna vlaganja zmerna. Poleg tega nam lahko vsaka optimizacija pri večkratni uporabi prihrani znatna sredstva. Nadalje bo iz tega prispevka razvidno, da je doka­ zovanje varnosti m ontažnih konstrukcij (predvsem spojev in sidranj) z reduciranim i potresnim i silami v predpisih pogosto povsem napačno. Napake so lahko tako velike, da presegajo običajne varnostne faktorje v konstrukcijah, kar lahko vodi do poru­ šitev objektov med močnimi in celo zmernimi po­ tresi. V skladu s tem zahtevajo naši aseizmični predpisi (Uradni list SFRJ, št. 31/81) za »prototip industrij­ sko proizvedenih objektov visoke gradnje« poseb­ no analitično (člen 39) in eksperimentalno (člena 43 in 44 z dopolnilom v Uradnem listu SFRJ, št. 29/83, člen 5) študijo. V takšni študiji velikopanelnega sistema SCT so poleg strokovnjakov SCT, TOZD Inženiring (raz­ voj no-tehnološki del) sodelovali še ZRMK, TOZD IKPI (eksperimentalna študija obnašanja stikov sten in konstrukcijskih sklopov) in Univerza EK v Ljubljani, VTOZD GG, IKPIR (analitična študija in eksperim entalna študija obnašanja plošč). Raziskava je prva res celovita aseizmična študija velikopanelnega konstrukcijskega sistema v Slove­ niji, pripomogla pa je tudi k poglobljenemu razu­ mevanju specifičnega obnašanja montažnih siste­ mov nasploh. Zato smo sklenili, da jo prikažemo širši strokovni javnosti z objavo v Gradbenem vestniku. Poudarek članka je na opisu pristopa k seizmični analizi novih oziroma posebnih kon­ strukcijskih sistemov. Ta pristop se močno razli­ kuje od klasičnega načina pro jek tiran ja in je šte­ vilnim projektantom manj poznan. Ne nazadnje je razvojni projekt p rim er zglednega sodelovanja projektantske organizacije in dveh največjih raziskovalnih inštitucij na področju po­ tresnega inženirstva v Sloveniji. 2. OSNOVNI PRINCIP PROJEKTIRANJA ZGRADB NA POTRESNIH OBMOČJIH 2.1. Splošno Znano je, da bi bile med močnim potresom inercij- ske (potresne) sile v elastični (nepoškodovani) kon­ strukciji mnogo večje od potresnih sil po predpi­ sih. Vsi sodobni aseizmični predpisi nam reč upo­ števajo sposobnost konstrukcij, da pri deform ira­ nju v neelastično območje absorbirajo potresno energijo in lahko preživijo potres z nosilnostjo, ki je m anjša od potresnih sil, ki bi nastopile v elastič­ ni konstrukciji. To pomeni, da je redukcija potres­ nih sil dopustna le v konstrukcijah, ki so sposobne prevzeti neelastične deform acije brez porušitve (v konstrukcijah, ki so duktilne). Povzamemo lahko, da potresni predpisi ne poda­ jajo velikosti potresnih sil, am pak dajejo oceno tistega nivoja nosilnosti, ki zagotavlja, da so ne­ elastične deformacije (poškodbe) znotraj sprejem­ ljivih vrednosti. Torej lahko potresno varnost kon­ strukcije dosežemo s katerokoli prim erno kombi­ nacijo nosilnosti in duktilnosti konstrukcije. Pri tem ni nujno, da je s predpisi zahtevana nosilnost ekonomsko optimalna. V večini prim erov se je način projektiranja v predpisih izkazal kot uspešen. Vendar je njegova najpomembnejša pom anjkljivost v tem, da je re­ dukcija potresnih sil v predpisih izkustveno dolo­ čena z opazovanjem obnašanja znanih, predvsem monolitnih konstrukcijskih sistemov med potresi. Očitno je torej, da potresne varnosti konstrukcij, ki se obnašajo specifično in drugačno od monolit­ nih, ni možno (vsaj avtomatično ne) dokazovati s silami po predpisih. Potrebno je poznavati njiho­ vo obnašanje v neelastičnem območju, vrste mož­ nih mehanizmov in sposobnosti absorpcije energi­ je. Potem je možna formulacija prim ernega po­ stopka projektiranja. To še posebej velja za mon­ tažne konstrukcije. 2.2. Velikopanelne (montažne) konstrukcije Ustrezno načinom nelinearnega deform iranja veli- kopanelnih stavb se oblikujejo naslednji postopki pro jek tiran ja pri potresni obtežbi: Pri elastičnem projektiranju zagotovimo panelom in stikom zadostno nosilnost, da ostanejo med močnim potresom nepoškodovani. Tu duktilnost ni pomembna, potrebna nosilnost pa je mnogo (5 X) večja od tiste, ki jo predpisi zahtevajo za duktilne konstrukcije. P ri visokih zgradbah na močnih po­ tresnih območjih elastični način projektiranja eko­ nomsko ni upravičen. Zato uporabljamo načine projektiranja, ki upoštevajo disipacijo energije med potresom. Možna je poljubna kombinacija no­ silnosti in duktilnosti. Dopustimo na prim er nelinearne deformacije v ste­ nah, stike pa dimenzioniramo tako močno, da v njih ne dopustimo zdrsov (projektiranje monolitnih zgradb). Postopki pro jek tiran ja in velikost potres­ nih sil so lahko približno enaki kot za monolitne stavbe. Pri velikopanelnih konstrukcijah se zdi smiselno, da se izkoristijo mehanizmi absorbcije energije, ki jih nudijo značilni elementi sistema, predvsem sti­ ki. Projektiranje šibkih horizontalnih stikov je dvomljiva rešitev, ki im a podobne nevarne last­ nosti kot koncept mehke etaže. Nasprotno pa je projektiranje mehkih vertikalnih stikov ugodnejša rešitev. Tu bo najprej prišlo do zdrsov v teh stikih. Pri tem se bo absorbiralo nekaj energije, preostali konzolni deli stene pa bodo obdržali svojo nosil­ nost in sposobnost nadaljn je absorbcije energije. Tako obnašanje konstrukcije je »obrambni m eha­ nizem na več nivojih«, ki je na splošno zaželen v aseizmičnem pro jektiranju (npr. princip »šibkih prečk in močnih stebrov« pri okvirih). Vertikalni stiki ne nosijo gravitacijske obtežbe, zato njihove poškodbe ne ogrožajo globalne stabilnosti kon­ strukcije. Tudi popravilo teh poškodb je relativno enostavno. Žal pa je sposobnost absorbcije ener­ gije pri vertikalnih stikih običajno majhna. Stene z odprtinam i so pravzaprav poseben prim er kon- zolnih sten, povezanih z vertikalnim stikom. P ri prečkah nad odprtinam i lahko dosežemo zelo duk- tilno obnašanje. Pogoj za kakovostno sidrana in uklonsko zavarovana diagonalna arm atura. 3. ZNAČILNOSTI SISTEMA SCT Zastavili smo si cilj, da bo sistem prim eren tudi za gradnjo relativno visokih stavb na močnih po­ tresnih območjih. Razvoj je otežila zahteva, da bi bil sistem konkurenčen tud i za šibko obremenjene stavbe, saj relativno m ajhna serija ne dopušča razvoja dveh različnih sistemov. Značilni tloris konstrukcijskega sistema SCT je prikazan na sl. 1. K ljub precejšnjim razponom .0 0 . 3 . 0 0 . 6 . 0 0 „ 3 . 0 0 k_ __ __ __ __ __ 6 . 0 0 \ Slika 3. Vertikalni T stik Slika 2. Aksonometrija montaže Slika 4. Stropni element (6 m, m aksim alni predvideni razpon plošč v nosilni smeri je 7,2 m) ga odlikuje relativno veliko število nosilnih sten s skupnim prerezom 4,44 %> površine tlorisa v prečni in 3,65 °/o tlorisa v vzdolžni smeri. Razporeditev sten je ugodna. Fasadne stene so no­ silne, kar povečuje nosilnost in torzijsko stabilnost objekta. Nad odprtinami so izvedene nosilne dia­ gonalno arm irane prečke, projektirane kot prim ar­ ni elementi disipacije energije. Aksonometrija konstrukcijskega sistema je prika­ zana na sl. 2, značilni (vertikalni) stik pa na sl. 3. Izvedba stikov je mokra. Stiki so zobati in arm i­ rani z zvezno porazdeljenimi sidrnim i zankami. Dodatna kontinuirna arm atura je koncentrirana na vogalih panelov v posebnih arm aturnih kanalih in vertikalnih stikih samih. Horizontalne vezi po­ tekajo po robovih panelov in so prek horizontalnih stikov vezane v konstrukcijsko celoto. Plošče so dodatno sidrane v horizontalne vezi. Detajli, ki odlikujejo ta sistem v prim erjavi z dru­ gimi podobnimi, so: (a) že om enjena ugodna arhitektonska zasnova, (b) votle, relativno lahke plošče, (c) arm aturne vezi (glavna arm atura), ki potekajo v kanalih na robo­ vih panelov in ne le vzdolž stikov, k je r se beton pri močnih potresnih obrem enitvah običajno znat­ no poškoduje, (d) veliko število relativno m ajhnih zob in porazdeljene sidrne arm ature v stikih, ki zagotavljajo skoraj optimalen prenos striga, (e) zvezno porazdeljene arm aturne zanke v horizon­ talnih stikih, ki om ejujejo tudi odpiranje stika in s tem povečujejo strižno trenje med zobmi. Po na­ šem m nenju tako zasnovani detajli zagotavljajo visoko stopnjo seizmične varnosti, ki jo omogočajo le redki sorodni sistemi v svetu. 4. ŠTUDIJA SISTEMA 4.1. Zasnova raziskav Po skrbni izbiri te r uskladitvi arhitektonskih in konstrukcijskih detajlov smo pričeli s seizmično študijo oziroma z verifikacijo seizmične varnosti izbranega sistema. Študijo smo zasnovali v dveh delih. A. S posebno (pretežno eksperimentalno) raziska­ vo smo najprej dokazali, da so montažne plošče sistema toge pri horizontalni obtežbi in tako omo­ gočajo raznos obtežbe na posamezne stene in zago­ tavljajo integriteto sistema v horizontalnih ravni­ nah. B. Študijo potresne varnosti smo nato lahko na­ daljevali na konstrukcijskih sklopih, ki so pred­ stavljali izsek vertikalnih nosilnih elementov — sten iz konstrukcije. Študija je bila eksperimental­ na in analitična. a) Eksperimentalni del smo izvršili z namenom, da ugotovimo obnašanje sistema pri potresni ob­ težbi in s tem dobimo vse potrebne podatke za ra­ čunsko m odeliranje obnašanja in mehanizma po­ rušitve sistema. Eksperim entalno študijo smo raz­ delili v dve fazi. V prvi fazi smo raziskali nosil­ nost navpičnih in vodoravnih stikov kot osnovnih elementov, ki določajo obnašanje sistema, medtem ko smo v drugi fazi raziskali obnašanje trietažnih modelov konstrukcijskih sklopov. b) Analitične raziskave so dopolnilne eksperimen­ te na ta način, da smo z njim i lahko določili dina­ mični odziv konstrukcijskih sklopov na dejansko potresno obtežbo in razširili analizo na 10-etažno steno, ki presega zmogljivosti testnih naprav. Pri tem sta bili prim arni nalogi definirati računski model in usposobiti ustrezen računalniški program. Ob že omenjeni predpostavki o togosti plošč v ho­ rizontalni ravnini smo tako pri analizi kot v eks­ perim entih predpostavili popolnoma zanesljivo za­ livanje in stikovanje vertikalne arm ature v arm a­ tu rn ih kanalih na robovih panelov. Raziskava je pokazala, da je to vprašanje temeljnega pomena za varnost sistema. Trenutno predlagani način pre­ klapljanja in zalivanja arm ature v kanalih še ni eksperimentalno preverjen. A lternativna rešitev (če se varjenju zaradi znanih težav na gradbiščih odpovemo) pa je uporaba m ehanskih konektorjev. 4.2. Eksperimentalna študija 4.2.1. Studija obnašanja stropov Stropni elementi velikopanelnega sistem a SCT so arm iranobetonske votle plošče z utori ob straneh (sl. 4). Širina stropnih elementov je 1,2, 1,8 in 2,4 m, dolžina od 3,0, do 7,2 m, višina pa je 0,24 m. Na področju podpor so iz k ra jn ih reber puščene arm aturne sidrne zanke. Na sredini bočnih stra­ nic elementov so puščena arm aturna sidra, ki so nam enjena za povezavo elementov. Teža stropnih elementov je 27,18 kN/m2 tlorisne površine. P reizkus togosti stropne plošče v svoji ravnini smo izvedli na prototipu stropne plošče tlorisne dimenzije 6,15 X 12,15 X 0,24 m. Plošča je bila se­ stavljena iz 10 stropnih elementov dimenzije 1,2 X X 6,0 X 0,24 m. Stiki med elementi so bili zaliti z betonom, cela plošča pa je bila obdana z arm i­ ranobetonsko vezjo. Plošča je bila podprta tako kot prostoležeči nosilec, obtežena pa s koncentri­ rano silo v ravnini plošče na sredini razpona. Pro­ totipna plošča z opisanimi podporami in obtežbo je sim ulirala stropno ploščo, ki je vzdolž krajših stranic podprta s togima stenama, vzdolž simetrale plošče, k jer je stik med obema poljema, pa s po- dajnim okvirom (sl. 5). Preizkus je pokazal, da se stropna plošča pri horizontalni obtežbi dobro ob­ naša in ima v prim erjavi z monolitno stropno plo­ ščo dovolj veliko togost, tako da se horizontalna obtežba s stropne plošče dobro prenaša na pod- pom e stene. Stiki med posameznimi stropnimi ele­ menti dobro prenašajo strižne sile, zdrsi pa so mi­ nimalni. Plošča se pri m anjših obtežbah obnaša podobno kot monolitna AB plošča, pri večjih ob­ težbah pa lahko prim erjamo obnašanje stropne plošče z ravninskim paličjem, kjer predstavljajo stropni elementi tlačne diagonale, armiranobeton­ ska vez okoli plošče pa natezno vez v spodnjem pasu paličja. Do porušitve plošče pride zaradi te­ čenja arm ature v tegnjeni AB vezi. Kombinacija nateznih in strižnih sil v stenah veli- kopanelnih zgradb je lahko zelo nevarna. Zato je pomembno, da določimo raznos vertikalne obtežbe na posamezne nosilne stene karseda natančno. Ker je plošča montažna, ta naloga ni povsem eno­ stavna. Rešili smo jo delno eksperimentalno in delno analitično na stropni plošči, ki je bila se­ stavljena iz štirih stropnih elementov dimenzije 1,2 X 6,0 m. Plošča je bila vzdolž treh stranic v rt­ ljivo podprta, ena stranica pa je bila prosta. Med preizkusom smo merili vertikalne pomike plošče v polju, nato pa smo z računalniškim programom za elastično analizo plošč FLASH določili podpor­ ne sile na različnih računskih modelih. Izkazalo se je, da se izračunani vertikalni pomiki najbolj uje­ majo z izmerjenimi tedaj, ko smo za računski mo­ del uporabili monolitno ploščo. Od tod sklepamo, da se plošče velikopanelnega sistema SCT obna­ šajo v območju stalne in občasne koristne obtežbe enako kot monolitne arm iranobetonske plošče. Glede na to, da so stropni elementi pri montaži prosto položeni na podporne stene, se pred zaliva­ njem stikov med stropnimi elementi in betonira­ njem armiranobetonskih vezi obnašajo kot prosto- ležeči nosilci. Izjema so le k ra jn i nosilci, ki se ob­ našajo kot tristransko vrtljivo podprte monolitne plošče. Raznos obtežbe na podporne stene določi­ mo torej posebej za lastno težo (na vsako podpor­ no steno odpade polovica teže stropnega elementa) in posebej za stalno in občasno koristno obtežbo. Slednjo razdelimo na obodne stene po ustaljeni projektantski praksi na osnovi pripadajočih tr i­ kotnih in trapeznih tlorisnih površin plošče. 4.2.2. Študija obnašanja stikov Lastnosti stikov smo preizkušali na 8 preizkušan- cih, od katerih so štirje (preizkušanci oznak VI — V4) predstavljali panele, stikovane z navpičnim, štirje (preizkušanci oznak HI — H4) pa panele, stikovane z vodoravnim stikom. Ker smo morali preiskave prilagoditi preizkuševalnim zmogljivo­ stim laboratorija za preiskavo konstrukcij na ZRMK, smo obe vrsti preizkušancev preiskali ta ­ ko, da so bili stiki v vodoravnem položaju. Med preiskavo z vodoravno obtežbo, ki smo jo na­ našali v obliki program iranih cikličnih, ponavlja­ jočih se relativnih pomikov med zgornjim in spod­ njim panelom preizkušanca, smo preizkušance obremenili tudi s konstantno navpično obtežbo. Da bi lahko ugotovili vpliv velikosti obtežbe (tlačnih napetosti v stiku) na nosilnost in obnašanje stikov, smo njeno velikost spreminjali: pri preiskavi vo­ doravnih stikov npr. je bila velikost navpične ob­ težbe izbrana tako, da je v stikih povzročala to­ likšne tlačne napetosti, kot jih je pričakovati v vo­ doravnih stikih med paneli v pritličju 6- oziroma 10-etažnega objekta. SCT-H2 —600 - IB - 7 . S - S - 2 . S 0 H.S 5 7 .3 10 D1-D3 ( mm ) S l ik a 6. Tipična odvisnost med prečno silo in zdrsom med paneloma, dobljena s preiskavo nosilnosti vodoravnega stika K er so vodoravni in navpični stiki izvedeni in ar­ m irani na praktično enak način, je bilo enako tudi njihovo obnašanje med preiskavo. Kot značilni prim er so na sliki 6 prikazane histerezne zanke odvisnosti med vodoravno obtežbo in zdrsi med paneloma, ki smo jih izmerili med preiskavo ene­ ga od vodoravnih stikov. Analiza rezultatov pre­ iskav je pokazala, da je mehanizem obnašanja pri obeh vrstah stikov podoben: v območju m ajhnih deformacij so se preizkušanci obnašali kot mono­ litne konzole, kasneje pa je zgornji panel zdrsnil po stiku. Kako dolgo se preizkušanci obnašajo monolitno, je odvisno od velikosti tlačnih napetosti v prerezu stika: večje so tlačne napetosti, dalj časa se sti- kovana panela obnašata kot monolitna celota. Ko stikovana elementa zdrsneta (to se zgodi po dose­ ženi nosilnosti stika), se mehanizem obnašanja sti­ ka bistveno spremeni: pri ponavljanju obremenje­ vanja upadeta togost in nosilnost, zelo jasno pa se tudi pokaže, da se vodoravna obtežba prenaša s trenjem med stikovanima elementoma in z moznič- nim učinkom sidrne armature. Rezultati analize kažejo, da je bila velikost sile tren ja skoraj line­ arno odvisna od velikosti povprečnih tlačnih nape­ tosti v stiku zaradi navpične obtežbe. Pojav zdrsa med stikovanima elementoma kakor tudi pojav utrditve je bolj izrazit pri stikih, ki so obremenjeni z majhnimi tlačnimi napetostmi. Ve­ like tlačne napetosti preprečujejo drsenje, pove­ čane strižne obremenitve pa povzročijo nastanek poševnih strižnih razpok v panelih in v stiku. Analiza specifičnih deformacij sidrne arm ature ka­ že, da le-ta sodeluje pri prevzemu vodoravne ob­ težbe bodisi kot klasična upogibna arm atura, ki preprečuje odpiranje stikovanih elem entov v fazi monolitnega obnašanja pa tudi v fazi u trd itve no­ silnosti po zdrsu, bodisi z mozničnim učinkom med drsenjem stikovanih panelov, ki pa je seveda bolj izrazit pri m anjši velikosti navpične obtežbe. 4.2.3. Študija obnašanja konstrukcijskega sklopa H prereza Medtem ko smo obnašanje stikov raziskali na pre- izkušancih, izdelanih v naravni velikosti, smo ob­ našanje konstrukcijskega sklopa raziskali na tri- etažnem modelu, izdelanem v m erilu 1 : 3 (sl. 7). Stike in glavno arm aturo, vloženo v kanale krož­ nega prereza v stenskih elementih, smo zalili z ma­ so za in jektiranje prednapetih kablov, ki smo ji Slika 7. Preiskava modela H prereza dodali dodatke za preprečevanje krčenja. Količi­ na glavne arm ature je bila precejšnja (0,9 °/o CBR-40). Razporeditev vodoravne obtežbe po vi­ šini modela je bila enaka razporeditvi, ki jo pred­ pisujejo veljavni predpisi za objekte, višje od 5 etaž: 85°/o celotne potresne obtežbe se razporedi po višini zgradbe po trikotniku, medtem ko se pre­ ostalih 15 °/o doda kot koncentrirano silo na vrhu zgradbe. SCT M2 - 4 8 - 3 0 - 2 0 - 1 0 0 10 20 30 40 D ( mm ) Slika 8. Eksperimentalno določena odvisnost med prečno silo v pritličju in pomikom vrha modela H prereza Istočasno je na vrhu modela delovala tudi kon­ stantna navpična sila, ki je v stenah modela po­ vzročala tlačne napetosti v velikosti, ki jo lahko pričakujem o v pritličju 6-etažnih objektov. Odvis­ nost med prečno silo v pritličju (base shear) in pomiki, izmerjenimi na vrhu modela, prikazujemo na sliki 8. Analiza obnašanja modela je pokazala, da se je v začetni fazi preiskave, tj. v območju m ajhnih deformacij, model obnašal elastično kot monolitna celota. P ri povečanih deformacijah so nastale razpoke v srednjem stiku med paneli: n a j­ prej poševne v betonu stika, nekaj kasneje pa tudi navpične na stiku med zalivno maso in stenskimi paneli. V nadaljevanju preiskave so nastale raz­ poke tudi v stenskih panelih: v pasnicah konstruk­ cijskega sklopa (v stenah prečno na smer delovanja obtežbe) v vodoravni smeri, v rebru (v vzdolžni steni sklopa) pa so vodoravne razpoke prehajale v poševne, strižne razpoke. V tej fazi preiskave se je model še vedno obnašal monolitno, vendar z za­ četnimi znaki zdrsa po navpičnih stikih. Slika 9. Razporeditev specifičnih deformacij v glavni armaturi po vodoravnem prerezu modela H prereza v višini prve plošče Z izrazitejšimi poškodbami navpičnega stika med paneli rebra so nastale tudi razpoke v stropnih ploščah: konstrukcija se je delno razdvojila na dve med seboj povezani konzoli, plošče pa zaradi zasnove modela niso mogle prevzeti upogibnih mo­ mentov, nastalih na stikih konzol. V tej fazi je konstrukcija dosegla svojo nosilnost. Sprememba mehanizma obnašanja modela je jasno vidna na sliki 9, ki prikazuje razporeditev specifičnih de­ formacij glavne arm ature po vodoravnem prerezu modela. S povečanimi deformacijami so se povečale tudi poškodbe: razpoke v panelih so se razširile na vse etaže, nastale pa so tudi razpoke na stikih prečnih in vzdolžnih zidov modela kakor tudi razpoke na stikih med stropnimi ploščami in stenskimi paneli (sl. 10). K ljub vidnim razpokam pa m eritve niso pokazale zdrsov med paneli po vodoravnih stikih. ( H n n [ - m r n n n P n n n n r i n n \ V 1' 1N r n n n n n n r l n r i n n n n n n n n vH ( 'T in n n T T T tr tT n ln r iT fn rT T if ln ix- [N / X / A / / v ^ i Slika 10. Poškodbe modela H prereza v območju velikih deformacij 4.3. Analitična študija V analitičnem delu študije smo (a) na podlagi eksperim entalnih rezultatov definirali m atem atični model obnašanja tipičnih elementov, predvsem sti­ kov, (b) definirali matem atični model konstrukcij­ skih sklopov, (c) izvršili analitično simulacijo eks­ perim enta na trietažnem konstrukcijskem sklopu obremenjenim s ciklično obtežbo (glej točko 4.2.3), (d) določili odziv istega modela na dejanski potres in (e) določili odziv 10-etažne stene na dejanski potres. V izbranem analitičnem modelu smo panele mode­ lirali kot elastične stebre s togimi prečkam i in jih povezali z nelinearnimi vzmetmi (sl. 11), ki so si­ m ulirale eksperimentalno zapaženo nelinearno ob­ našanje stikov. V računu smo uporabili dopolnjeni program DRAIN-2D-2 in s simulacijo eksperim en­ ta, opisanega v točki 4.2.3. dokazali, da model za­ dovoljivo kvalitativno in kvantitativno sim ulira dejansko obnašanje in da ga lahko uporabljam o v nadaljnjih analizah. Podrobnejši opis izbranih m atem atičnih modelov, uporabljenih num eričnih postopkov in simulacije eksperimenta smo objavili na 8. kongresu Zveze društev gradbenih konstruk- terjev Jugoslavije in na 9. zborovanju gradbenih konstrukterjev Slovenije. Izbrani model smo obremenili z dejanskim potre­ som in izračunali njegov dinamični odziv. Za ob­ težbo smo izbrali močni del akcelerogram a »Petro­ vac N-S«, registriranega med potresom v Črni go­ ri, ki se je za analizirano konstrukcijo izkazal kot najbolj kritičen izmed 36 registracij v Jugoslaviji, ZDA in Italiji. Kot značilni rezultat prikazujem o zvezo med upogibnim momentom ob vpetju in po­ mikom na vrhu za ta potres (sl. 12). Sklenemo Slika 12. Odziv modela na potres »-Petrovac N-S« lahko, da tud i pri tako zelo močnem potresu no­ silnost modela ni bistveno padla, polnost histerez- nih zank pa je za montažne sisteme solidna. Slika 13. Odziv 10-etažne stene na potres »Petrovac N-S« Izbrali smo še tipično steno 5Y iz predloženega značilnega tlorisa SCT (sl. 1) in predpostavili, da je del konstrukcije z višino 10 etaž. Mase smo iz­ brali tako, da je bila osnovna n ihajna doba okoli 0,4 s, kot v prototipu konstrukcije. Ta nihajna doba je tudi kritična za izbrano potresno obtežbo »Petrovac N-S«. Iz zveze med pomikom na vrhu in upogibnim momentom ob vpetju na sliki 13 je lepo razvidno, da se konstrukcija deformira pre­ težno upogibno in da so zdrsi minimalni. Sklepali smo, da bo odziv dejanskih objektov kon­ strukcijskega sistema SCT s predloženim tlorisom skoraj monoliten in da bodo zdrsi stikov minimalni tudi pri zelo močni potresni obtežbi. 5. SKLEPI Specifične značilnosti velikopanelnih sistemov v splošnem zahtevajo specifične načine projektira­ n ja z upoštevanjem posebnosti v nelinearnem ob­ našanju teh konstrukcij. V okviru opisane razvoj no-razisko valne naloge smo na tem elju eksperim entov razvili računske modele ter usposobili in dopolnili računalniški pro­ gram, ki omogoča zadovoljivo kvalitativno in kvantitativno analitično simulacijo obnašanja ve­ likopanelnih in m ontažnih sistemov na sploh. Solidna konstrukcijska in arhitektonska zasnova velikopanelnega sistema SCT zagotavlja pretežno monoliten odziv teh stavb pri zmernih do močnih potresnih obtežbah. Eksperim entalno ugotovljeni in analitično sim ulirani porušni mehanizem (zdrs vertikalnih stikov v kom binaciji z upogibno plasti- fikacijo sten) pa zagotavlja solidno (duktilno) ob­ našanje tudi v prim eru zelo močnih potresnih obremenitev. ZAHVALA Obravnavani velikopanelni sistem so razvili strokov­ njaki SCT pod vodstvom ing. Srečka Vižintina. Naš delež pri tem je bil le svetovalen. Raziskavo, o kateri poročamo, so omogočili SCT Ljub­ ljana, Raziskovalna skupnost Slovenije in Jugoslovan- sko-ameriški skupni odbor za znanstveno in tehnolo­ ško sodelovanje. V delo sta se uspešno vključila dva mlada raziskovalca, ki ju v okviru akcije »2000 novih raziskovalcev« financira RSS. K uspešnemu zaključku projekta so prispevali še Janez Duhovnik, Franc Kav­ čič, Iztok Kovačič, Vid Marolt, Miha Rejc, Smiljan So­ čan, Tomaž Velechovsky, Tomaž Vidic in Roko Žarnič. O določanju projektnih potresnih parametrov UDK 629.131.55:550.34.01 ZDENE BREŠKA PETER FA JFA R O DOLOČANJU PROJEKTNIH POTRESNIH PARAMETROV ON THE DETERMINATION OF SEISMIC DESIGN PARAMETERS Povzetek P redstav ljen i so nekateri elem enti postopka za dolo­ čan je p ro jek tn ih potresnih param etrov . Dane so defi­ nicije in n ivoji potresov te r k ra tk i opisi p ro jektnih param etrov in baz podatkov. P riloženih je nekaj p r i­ m erov analiz, ki naj bi širšo strokovno javnost sezna­ nili z obliko rezultatov. Summary Some elem ents of th e procedure for the determ ination of the seismic design param eters a re presented . De­ finitions and levels of earthquakes as w ell as short descriptions of the design param eters and d a ta bases are given. To inform th e professional com m unity about the problem some results of case studies are presented. EP I CENTR î POTRESOV 45 [ ■; if* ' . ■ ■ ■ t - c -s , T - S i l S P 1 I 9 . • - r ^ ' ' * - • ; + : m v Ö Slika 1. Epicentri potresov do leta 1985 1. UVOD Avtorja: Zdene Breška prof. mat. prof. dr. Peter Fajfar FAGG, VTOZD GG, Inštitut za konstrukcije, potresno inženirstvo in računalništvo (IKPIR) V zadnjih 20 letih smo lahko priča burnem u raz­ voju na področju uvajanja racionalnih m etod pro­ jektiranja. To je po eni strani posledica izredne tehnološke kompleksnosti objektov in ranljivosti sodobne družbe ob morebitnih poškodbah teh ob­ jektov, po drugi strani pa posledica zahtev po ra­ cionalni gradnji. Ti trendi niso pustili ob strani področja potresnega inženirstva. S pridobivanjem vse več registracij močnih potresov in z raziska­ vami tektonike plošč ter mehanizmov sproščanja potresov se poglablja spoznavanje narave pojav­ ljanja potresov v prostoru in času te r lastnosti po­ tresnih gibanj tal. Ta spoznanja so pripeljala do razvoja metod za določanje pričakovanih potres­ nih gibanj tal, ki slonijo na m etodah verjetnost­ nega računa. Skupaj s Seizmološkim zavodom SR Slovenije smo na Inštitu tu za konstrukcije, potresno inženirstvo in računalništvo FAGG v zadnjih desetih letih na­ črtno zbirali in obdelovali razpoložljive podatke o potresih in potresnih gibanjih ta l te r privzeli ne­ katere v tu jin i razvite modele za probabilistično določanje param etrov, ki rabijo za projektiranja objektov v potresnih področjih. S tem i metodami smo v zadnjih letih opravili vrsto analiz za potre­ be pro jek tiran ja energetskih objektov in objektov jedrske tehnologije. S tem zapisom skušamo širšo strokovno javnost na kratko inform irati o postopku določanja projekt­ nih potresnih param etrov, o najpom em bnejših pro­ blemih, ki se pojavljajo p ri tem, pa tudi o doseže­ nih rezultatih. 2. NIVOJI IN DEFINICIJE POTRESOV V procesu p ro jek tiran ja pomembnih objektov je najpogosteje potrebno definirati tri nivoje potres­ nih obtežb: maksimalni potres, varnostni potres in projektni potres. Maksimalni potres definiramo kot najmočnejši po­ tres, ki se lahko pripeti v okolici lokacije objekta. Tak dogodek ima lahko v nekaterih področjih po­ vratno periodo nekaj sto let, medtem ko ima v dru­ gih nekaj deset tisoč let. Koristno je vedeti red velikosti povratne periode takega potresa, ker ima le-ta vpliv v procesu presoje rizika in pomena po­ tresne obtežbe v ocenjevanju varnosti objekta. Do­ ločitev maksim alnega potresa vključuje dobršno mero svobodne strokovne presoje in sodi v dome­ no seizmologije in seizmotektonike. Varnostni potres je, skupaj z ustreznim gibanjem tal, najm očnejši potres, ki se upošteva pri projek­ tiran ju objekta. Predvideno obnašanje objekta med takim potresom je odvisno od vrste in namemb­ nosti objekta. P ri običajnih stavbah (npr. stano­ vanjski ali poslovni objekti) je konstrukcija pri varnostnem potresu lahko poškodovana, ne sme pa se porušiti. Dovoljene so torej ekonomske izgube, ne sme pa priti do človeških žrtev. Objekti JE m orajo biti projektirani tako, da pri varnost­ nem potresu lahko pride do varne ugasnitve reaktorja, do vzdrževanja reak torja v tem sta­ nju in da ne pride do širjen ja radioaktivnosti v okolico. Potres, ki ima jakost varnostnega potresa, ne sme torej povzročiti katastrofalnih posledic za okolico, medtem ko je dopustna velika m aterialna škoda. Cesto je varnostni potres k ar enak maksi­ m alnem u potresu, posebno pri lokacijah, ki leže v bližini potresnih con z močno in zmerno seizmič- nostjo. P ri lokacijah, k je r je povratna perioda maksimalnega potresa zelo velika (npr. nekaj de­ set tisoč let), pa je varnostni potres manjši od m aksim alnega potresa. Faktorji, ki vplivajo na iz­ biro varnostnega potresa nižje jakosti od maksi­ malnega, so: — jakost in povratna perioda maksimalnega ver­ jetnega potresa, — celotna potresna nevarnost v širši okolici loka­ cije, — pomembnost objekta z vidika nacionalnega go­ spodarstva, — nevarnost za okolico kot posledica poškodb ob­ jekta, — stopnja tveganja, ki ga je družba pripravljena prevzeti pri pojavljanju potresov, močnejših od varnostnega potresa. Povsem jasno je, da zahteva izbira varnostnega potresa, ki je šibkejši od maksimalnega potresa, mnogo več vsestranske presoje kot v prim eru m a­ ksimalnega potresa. V celovito presojo morajo biti vključeni eksperti iz raznih področij, kot so seiz­ mologija, seizmotektonika, potresno inženirstvo, ekonomija, ekologija, prostorsko planiranje, pa tu ­ di upravne strukture vseh ravni. Projektni potres je, skupaj z ustreznimi gibanji tal, tisti potres, ki se z dokajšnjo verjetnostjo lahko pojavi v ekonomski dobi objekta. Njegova jakost je lahko vezana na varnostni potres. Običajno je določen v verjetnostnem smislu. Objekti morajo biti projektirani tako, da lahko po potresu z ja­ kostjo projektnega potresa v celoti opravljajo svo­ jo funkcijo. Ostati m orajo praktično nepoškodova­ ni. P rojektni potres lahko podobno kot varnostni potres izbere samo ustrezno sestavljeno telo izku­ šenih ekspertov z različnih področij. Oglejmo si še, kaj o potresni obtežbi pravi jugo­ slovanska regulativa. P rojektni param etri se na­ našajo na dva nivoja potresne obtežbe. Varnostni potres predstavlja potres, za katerega obstaja zelo m ajhna verjetnost, da bi lahko bil presežen v ekonomski dobi objekta. Ta potres je v Praviln iku za gradnjo objektov visokogradnje na potresnih območjih imenovan »maksimalni potres«, v predlogu pravilnika za projektiranje inženirskih objektov na potresnem območju pa »potres Z2«. P ri p ro jektiranju jedrskih elektrarn ustreza tem u potresu potres SSE. V praksi se ta potres običajno določa na osnovi najneugodnejšega scenarija, to je deterministično. Redkeje je ta potres določen v verjetnostnem smislu. Tako je za potres Z2 v pred­ logu pravilnika o inženirskih objektih predpisano, da je to potres, ki ima povratno periodo 1000 let. Naše m nenje je, da je v prim eru maksimalnega potresa smiselno opraviti ustrezne verjetnostne analize, ki pa rabijo kot dodatna informacija o tem, kolikšna je povratna perioda deterministično določenih pričakovanih potresnih gibanj tal. To je posebno pomembno v prim eru tistih tehnološko in varnostno zahtevnih objektov, pri katerih se de­ lajo celovite analize varnosti delovanja celih siste­ mov. To velja na prim er za objekte varnostnega razreda v sklopu objektov jedrske tehnologije. Projektni potres predstavlja potres, ki se s pre­ cejšnjo verjetnostjo lahko dogodi v ekonomski dobi objekta. Ustreza »projektnemu potresu« po pravil­ niku za visokogradnjo, »potresu Zl« po predlogu pravilnika za inženirske objekte ter potresu OBE pri nuklearkah. Predlog pravilnika za inženirske objekte (za jezove) predlaga za potres Z l jakost potresnih gibanj tal, ki imajo potresno povratno periodo 200 let. Sama praksa glede izbire projekt­ nega potresa v Jugoslaviji ni povsem dorečena. To je povsem razumljivo, če upoštevamo dejstvo, da je potrebno upoštevati niz dejavnikov, od katerih so najpomembnejši seizmičnost okolice obravnava­ ne lokacije, pričakovana življenjska doba objekta in ekonomski vidik. Smiselno je, da je nivo pro­ jektnega potresa navzdol omejen. Mnogi eksperti po svetu so mnenja, da projektni potres načeloma ne bi bil manjši od 40 °/o varnostnega potresa, sa­ mo izjemoma pa naj bi bil lahko 1/3 varnostnega. Kot prim er naj navedemo, da smo v IKPIR pri energetskih objektih za projektni potres jemali po­ tres, za katerega obstaja verjetnost 0,3, da bo pre­ koračen v ekonomski dobi objekta. 3. PROJEKTNI POTRESNI PARAMETRI Seizmične obtežbe na izbrani lokaciji ne moremo naravnost povezovati s param etri potresa. V neki Slika 2. Pričakovani horizontalni pospeški tal za Ljubljano oddaljenosti od epicentra ali hipocentra je ta ob­ težba odvisna od karakteristik nihanja tal, katere opisujemo s takimi param etri, ki jih lahko racio­ nalno vključimo v postopke za potresno varno pro­ jektiranje objektov. Ti param etri so fizikalni, kot so na prim er maksimalni pospešek, hitrost ali po­ mik tal, frekvenčne karakteristike nihanj tal te r trajan je močnega dela nihanj tal. Lahko pa je da­ na tudi pričakovana lokalna intenziteta potresa, ki jo z empiričnimi zvezami povežemo s potresno ob­ težbo. Najpogosteje se uporabljata m aksimalni po­ spešek tal, ki do neke mere popisuje jakost gibanj tal, ter projektni spekter, ki nosi informacijo o frekvenčnih karakteristikah potresne obtežbe. Pri tem se moramo zavedati, da so te količine odvisne od množice dejavnikov, ki jih nismo sposobni ra­ cionalno vključiti v algoritme. Zato jih obravnava­ mo kot slučajne spremenljivke. Kaj to pomeni v praksi? Projektantom damo na prim er srednjo vrednost pospeška tal at te r za standardno devia­ cijo povečano srednjo vrednost pospeška tal a>. Hkrati sta običajno podana tudi srednja vrednost projektnega spektra St in za standardno deviacijo povečana vrednost projektnega spektra So. Ob tem se zastavlja vprašanje, katere vrednosti naj pro­ jek tan t uporablja pri projektiranju objektov. Naše m nenje je, da je za projektiranje običajnih objek­ tov potrebno uporabiti srednje vrednosti. P ri di­ namični analizi objektov zunaj kategorije pa naj bi se uporabile vrednosti z indeksom 2 bodisi pri maksimalnem pospešku bodisi pri projektnem spektru, nikakor pa ne hkrati. H kratna uporaba vrednosti z indeksom 2 nas vodi do preveč kon­ zervativnega projektiranja, posebno če upoštevamo še cel niz drugih konzervativnosti, ki jih uvajamo tudi v ostalih fazah celotnega postopka. To nava­ jamo predvsem zato, ker naša regulativa glede tega ne daje napotkov in prepušča odločitev pro­ jektantom. Slika 3. Primerjava atenuacijskih zvez za M — 6.4 in H = 15 km 4. BAZE PODATKOV Osnova vseh analiz v celotnem postopku določanja projektnih param etrov za projektiranje na potres­ nih območjih so podatki o znanih potresih, ki so se zgodili na širšem območju obravnavane lokacije te r geološke, geofizikalne in tektonske razmere širše okolice. V nadaljnjem se omejimo samo na podatke o potresih. V IKPIR imamo dve bazi podatkov o potresih. Prva, ki smo jo od leta 1980 dograjevali skupaj s Seizmološkim zavodom SR Slovenije, je sestav­ ljena po predlogu standarda za Svetovno banko seizmoloških podatkov (IASPEI, 1977). V njej naj­ demo med drugimi podatke o geografskih koordi­ natah žarišč potresov, globini, epicentralni inten­ ziteti, m agnitudah te r polmere m inim alne opažene intenzitete. V prvi fazi smo jo napolnili z znanimi podatki o potresih s področja SR Slovenije za ob­ dobje od leta 1800 do leta 1981. Teh znanih pojavov je več kot 3000. V zadnjih dveh letih pa smo jo dogradili še s podatki o močnejših potresih s pod­ ročja Italije, Hrvaške te r Bosne in Hercegovine. Tako imamo danes urejene podatke o več kot 20.000 pojavih. V letu 1988 bo baza dopolnjena s podatki o potresih z magnitudo nad 4,9 s celot­ nega področja Jugoslavije. Na sliki 1 lahko vidimo porazdelitev znanih potresov na področju Slove­ nije. Slika 4. Projektni spekter za TE Šoštanj 5 (normiran za maksimalni pospešek tal 1 g) Druga baza podatkov sestoji iz registracij (akcele- rogramov) potresov. Vsebuje registracije dveh ho­ rizontalnih in vertikalne kom ponente pospeškov tal pri več sto potresih, ki so bili reg istrirani na pod­ ročju Jugoslavije, Furlanije in drugod po svetu. Te registracije nam, med drugim, rabijo za dolo­ čanje em piričnih zvez, ki popisujejo naravo poje­ m anja pospeškov tal z oddaljenostjo od žarišča te r za analizo frekvenčnih karakteristik . 5. PRIMERI REZULTATOV Metoda, ki jo v IKPIR uporabljam o za analizo potresne nevarnosti, je različica Cornellove meto­ de in jo v svetu pogosto uporabljajo. Pri tem se seizmičnost vsake cone m odelira kot časovno in prostorsko homogen seizmični izvor. V splošnem je geom etrija seizmičnega izvora določena na podlagi geoloških in tektonskih razm er te r seizmične aktiv­ nosti. Znana seizmičnost se uporablja pri dolo­ čanju Richterjeve rekurenčne zveze. Zmogljivost cone je odvisna od opazovanih m agnitud te r empi­ ričnih zvez med dolžino prelom a in magnitudo. Oboje povežemo s statistično zvezo med m agnitu­ do, oddaljenostjo od izvora in pospeški oziroma hitrostm i tal na lokaciji, za katere predpostavlja­ mo, da so lognormalno porazdeljeni. Od tod lahko dobimo pričakovane jakosti gibanj tal pri različ­ nih verjetnostih prekoračitve. Na sliki 2 najdemo rezultate take analize za Ljubljano. Prikazane so krivulje, ki nam povedo, kolikšna je verjetnost prekoračitve izbrane vrednosti horizontalnega po­ speška ta l v odvisnosti od obdobja, za katero je bila analiza opravljena. Na rezultate, kakršni so predstavljeni na sliki 2, pomembno vpliva atenuacijska zveza, ki popisuje naravo pojem anja jakosti potresnih gibanj tal v odvisnosti od žariščnih param etrov potresa in od­ daljenosti od žarišča. Ustrezno težo so tem u na­ m enili tudi sestavljavci predloga pravilnika za gradnjo inženirskih objektov na potresnih področ­ jih, k je r so v 27. členu zapisali, da m ora ta atenua­ cijska zveza sloneti na registracijah dejanskih po­ tresov v podobnih geotektonskih, sezimološko-in- ženirskih in geomehanskih pogojih. Dokler nismo imeli na voljo zadostnega števila registracij potre­ sov pri nas in v sosednjih deželah, so se v jugo­ slovanski praksi uporabljale empirične zveze, ki so jih tu ji avtorji dobili z analizam i registracij ame­ riških in japonskih potresov. Po potresih v Furla­ niji, Črni gori, Banja Luki in Campagniji (južna Italija) pa imamo na voljo relativno bogat nabor registracij, na podlagi katerih lahko dobimo em pi­ rične zveze, ki naj bi bile ustreznejše v naših raz­ merah. Na sliki 3 je dano pojem anje srednje vred­ nosti m aksim alnih pospeškov tal pri potresu z m agnitudo 6,4 in globino žarišča 15 km. Za pri­ m erjavo je dana tudi pri nas pogosto uporabljena zveza Esteve, ki je bila dobljena na podlagi regi­ stracij potresov v ZDA in Srednji Ameriki. Vidi­ mo, da daje približno za 60 °/o višje vrednosti SINTETIČNI RKCELER0GRRM - H0RIZ0NTRLNR K0MP0NENTR PRICRK0VRNI RKCELER0GRQM NR L0KRC1JI TE S0STBNJ V SPEKTER 0DHIVP USTREZR PR0JEKTNEMU SPEKTRU ZB 5 X DUŠENJA m aksim alnega pospeška, kot ga lahko na podlagi obstoječih registracij pričakujemo v naših pogojih. Slika 6. Spekter odziva sintetičnega akcelerograma in projektni spekter za TE Šoštanj 5 pri 5°/o dušenju, normiran na maksimalni pospešek tal 11 °/o g Spekter odziva predstavlja maksimalne pospeške konstrukcije z eno prostostno stopnjo v odvisnosti od periode lastnega nihanja in od dušenja kon­ strukcije pri potresni obtežbi. Spekter odraža frek­ venčni sestav nihanja tal p ri potresu, ki ga priča­ kujemo na izbrani lokaciji. Za račun konstrukcij se uporablja projektni spekter. Lahko je enak spektru odziva, vendar to ni nujno. Empirično je ugotovljeno, da je oblika spektra odvisna pred­ vsem od m agnitude potresa, oddaljenosti od žari­ šča te r lokalnih pogojev tal. P rojektni spekter za TE Šoštanj V je dan na sliki 4. Za dinamično analizo konstrukcije (račun časov­ nega poteka odziva) potrebujemo kot vhodni poda­ tek tud i akcelerograme pričakovanih potresov. P ri tem lahko uporabljamo bodisi dejanske akcelero­ grame, ki so bili registrirani p ri podobnih potresih na podobnih lokacijah, ali pa sintetične, računalni­ ško generirane, akcelerograme, p ri čemer so upo­ števane pričakovane karakteristike potresa na lo­ kaciji. Običajno nimamo na voljo serije dejanskih akcelerogramov, ki vsi ustrezajo pričakovanemu potresu na lokaciji (vključno s spektrom odziva). Zato je z uporabo dejanskih akcelerogramov več­ kra t nemogoče izvršiti dinamično analizo, ki bi bila kom patibilna z osnovno analizo, to je z ana­ lizo z uporabo projektnih spektrov. Z ustreznimi metodami se da tako dejanski kot sintetični akce- lerogram predelati tako, da njegov spekter odziva ustreza projektnem u spektru. P rim er sintetičnega akcelerograma, katerega spekter ustreza pro jek t­ nem spektru za TE Šoštanj V, je dan na sliki 5, m edtem ko njegov spekter odziva lahko vidimo na sliki 6. 6. SKLEP Potresna obtežba je zaradi svoje narave izredno težko predvidljiva. Uporaba samo determ inističnih metod, ki običajno slonijo na ocenah najneugodnej­ ših scenarijev, lahko privedejo do preveč konzer­ vativnih param etrov in s tem do neracionalne gradnje. Verjetnostne metode pa prinašajo več in­ formacije o naravi potresne obtežbe, jsaj dajejo vsaj oceno o povratnih periodah izbranih obtežb. Sku­ paj z determinističnimi metodami omogočajo izbi­ ro takih projektnih parametrov, ki zagotavljajo varno in racionalno gradnjo. ZAHVALA Raziskave na področju razvoja metod za analizo po ­ tresne nevarnosti s ta sofinancirala R aziskovalna skup­ nost Slovenije in Seizmološki zavod SR Slovenije. LITERATURA B reška Z. s sodelavci (1981—1985): V erjetnostne m e­ tode v potresnem inženirstvu, Raziskovalna naloga za Raziskovalno skupnost Slovenije, C2-0138/792. IK P IR (1986): P ro jek tn i sezimični param etri za TE Šoštan j V, poročilo IK PIR FAGG 9/86. IK PIR in Seizmološki zavod SRS (1986): A naliza po­ tresn e nevarnosti na ozem lju SR Slovenije za obdobje 300 let, naročnik JE Krško. IK PIR (1987): Določanje potresne nevarnosti, razisko­ v a lna naloga za M estno raziskovalno skupnost L ju b ­ lja n a in Seizmološki zavod SR Slovenije. IK PIR (1987): V rednovanje mogučih lokacija odlaga­ liš ta RAO unu ta r širih područja, naročnik INA PR O ­ JEKT, Zagreb. Prispevek k seizmični analizi armiranobetonskih stavb UDK 624.131.55:624.012.45 Izvleček V članku so zbrani nekateri rezu ltati eksperim ental­ nih in ana litičn ih raziskav 7-nadstropne arm irano­ betonske stenasto-skeletne stavbe. N a podlagi rezu lta­ tov, ki jih je mogoče posplošiti n a račun podobnih konstrukcij, so izpeljani sklepi, pom em bni za analizo potresno v arn ih arm iranobetonskih stavb. UVOD Med močnimi potresi pride pri večini stavb do ne­ elastičnih deformacij (poškodb). Zaradi tega je mogoče dejansko obnašanje konstrukcij realistično sim ulirati samo z nelinearno dinamično analizo. Natančnost rezultatov analize je seveda odvisna od natančnosti vhodnih podatkov, to je podatkov o potresni obtežbi in o neelastičnem obnašanju posa­ meznih elem entov konstrukcije. K ljub številnim raziskavam po celem svetu je natančnost teh po­ datkov zaenkrat še majhna, zato za analizo v pra­ ksi ni smiselno uporabljati pretirano natančnih m atem atičnih modelov. Optimalni modeli naj bi bili čim bolj enostavni, vendar naj bi zajeli vse bistvene značilnosti nelinearnega obnašanja stavb in dajali rezultate ustrezne natančnosti (ob upošte­ vanju omejitev, ki jih postavlja (ne)natančnost po­ datkov). Ustreznost m atem atičnih modelov je mo­ goče preveriti s primerjavo z bolj natančnim i mo­ deli, še bolje pa s prim erjavo z eksperimentalnim i rezultati. Trenutno je nelinearna dinamična analiza omejena le na raziskovalno delo in na pro jek tiran je zelo pomembnih objektov. V praksi se po celem svetu uporablja linearna analiza. Raziskave kažejo, da lahko relativno enostavni modeli, kot npr. psevdo- tridimenzionalen model, ki ga uporablja program EAVEK, zelo dobro simulirajo dejansko obnašanje stavb pri šibkih in zmerno močnih potresih [1]. Enaki modeli se v praksi uporabljajo tudi za pro­ jek tiran je stavb pri močnih potresih. P ri tem se vpliv neelastičnih deformacij približno zajame z uporabo korigiranega spektra odziva, k jer je A vtorja: Prof. dr. Peter Fajfar in mag. M atej F ischinger, FAGG, VTOZD GG, In štitu t za konstrukcije , potresno in že­ nirstvo in računalništvo (IKPIR) A CONTRIBUTION TO SEISMIC ANALYSIS OF REINFORCED CONCRETE BUILDINGS Summary Some results of experim ental and analytical investi­ gations of a 7-story reinforced concrete fram e-w all build ing are presented in th e paper. Conclusions re ­ levant fo r analysis of ea rthquake resistan t reinforced concrete buildings are d raw n from the results w hich can be generalised to the m ajo rity of sim ilar structu ­ res. upoštevan neki povprečen fak to r duktilnosti, zna­ čilen za povprečne konstrukcije določenega tipa. Izkušnje kažejo, da večina stavb, projektiranih na tak način, preživi močne potrese. Mnoge od teh so predimenzionirane, kar pomeni, da so bila vlaga­ nja v potresno odpornost prevelika. Večkrat pa je mogoče po močnem potresu opaziti tudi stavbe, ki so se porušile, čeprav so bile grajene v skladu s predpisi. Z elastično analizo namreč ni mogoče dobiti nobene ocene o duktilnosti konstrukcije, p rav tako pa ni mogoče dobiti zadovoljive ocene o dejanski nosilnosti konstrukcije. Duktilnost in nosilnost konstrukcije pa sta dva od treh osnovnih param etrov (tretji param eter je togost konstruk­ cije), od katerih je najbolj bistveno odvisno obna­ šanje konstrukcij med močnimi potresi. Iz navedenega je jasno, da bo za racionalno pro­ jek tiran je slej ko prej potrebno razviti in uporab­ ljati metode, ki po eni stran i omogočajo ustrezno oceno togosti, nosilnosti in duktilnosti konstrukci­ je, kot tudi oceno potrebne duktilnosti med priča­ kovanim potresom, po drugi strani pa niso bolj komplicirane, kot je smiselno glede na nenatanč­ nost vhodnih podatkov. Za razvoj takih metod je potrebno obsežno ekspe­ rim entalno in analitično delo. Pomemben prispe­ vek p ri tem predstavljajo raziskave 7-nadstropne arm iranobetonske stenasto-skeletne konstrukcije, ki je bila v preteklih letih testirana in analizirana v okviru skupnega am eriško-japonskega razisko­ valnega projekta. Nekaj analitičnih raziskav je bi­ lo opravljenih tudi v IKPIR. Rezultati vseh te­ stov in analiz omogočajo boljše razumevanje de­ janskega obnašanja arm iranobetonskih konstruk­ cij pri močnih potresih, to pa je prvi pogoj za razvoj ustreznih m atem atičnih modelov. V članku so prikazani nekateri rezultati raziskav in njihove možne im plikacije na projektiranje ar­ miranobetonskih (AB) stavb. Eksperim entalni re­ zultati so povzeti po am eriških in japonskih virih, med tem ko so numerični rezultati dobljeni pre­ težno p ri nas. TESTNA STAVBA Sedem nadstropna AB stenasto-skeletna stavba je natančno opisana v številnih člankih in poročilih (npr. [5], [6]). Na tem mestu so zbrani samo naj­ pomembnejši podatki. Tloris in prerez konstruk­ cije sta prikazana na sliki 1, prereza tipičnega stebra in prečke pa na sliki 2. Stena je arm irana v vertikalni in horizontalni smeri z 2 0 10 na 20 cm. Povprečna m arka betona znaša približno 32 MPa, povprečna napetost jekla na meji tečenja pa 343 MPa. Mase so prikazane na sliki 3 b. tirani v višinah posameznih etaž. Razporeditev ob­ težbe po višini je bila trikotna, njen časovni potek pa je bil računan s pomočjo računalnika med sa­ mim testom tako, da je ustrezal predpisanim po­ speškom tal. Časovna dimenzija je bila razpoteg­ njena in tako vplivi na obnašanje m ateriala pri zelo hitrem sprem injanju obtežbe niso bili zajeti v eksperimentu. Obtežba je ustrezala štirim raz­ ličnim intenzitetam potresne obtežbe. Maksimalni pospeški tal so znašali 0,024g, 0,107 g, 0,326 g in 0,357 g. Med posameznimi fazami psevdo-dinamičnega ob- teževanja so bili na vrhu konstrukcije, visoke 21,75 m etra, izmerjeni pomiki velikosti 2,52 mm (0,012 %> višine), 32,5 mm (0,15 °/o), 238 mm (1,09 %>) in 342 mm (1,57 °/o), kar ustreza povprečnim zasukom 1/8600, 1/670, 1/91 in 1/64. Celotna prečna sila kon- 6 .0 , 5 . 0 i 6 . 0 ----------- - r ---------- r --------- 1 7 . 0 Slika 1. Tloris in prerez stavbe EKSPERIMENTI IN NJIHOVI GLAVNI ZAKLJUČKI Najpomembnejši eksperimenti so bili izvršeni leta 1982 v Tsukubi na Japonskem. V laboratoriju je bila izdelana konstrukcija v m erilu 1 : 1 . Dimen­ zionirana je bila (z nekaterim i izjemami) ob upo­ števanju aseizmičnih predpisov v ZDA in na Japon­ skem. Velikost celotne računske potresne sile je znašala okrog 10 °/o celotne teže, kar ustreza tudi obtežbi po naših predpisih za sodobne objekte v coni najm očnejših potresov (intenzitete 9). Detajli arm iranja so bili večinoma izvedeni v skladu z uve­ ljavljeno prakso aseizmične gradnje v ZDA in na Japonskem. Ta praksa upošteva strožje konstruk­ cijske zahteve, ki jih zahtevajo naši predpisi. Izvedeni so bili statični in dinamični testi. Neela­ stično obnašanje konstrukcije je bilo raziskano s pomočjo psevdo-dinamične metode testiranja. Pri tem je bila konstrukcija postavljena ob togo steno. Obtežba se je na konstrukcijo prenašala s po­ močjo sedmih horizontalnih batov, ki so bili mon- strukcije je znašala okrog 2,5 %, 19 %, 35 °/o in 37 °/o celotne teže konstrukcije. Po prvem testu ni bilo opaziti poškodb konstruk­ cije. V drugem testu so se pojavile upogibne raz­ poke v več gredah, v 1. in 2. etaži stene te r v plo­ ščah. V tretjem testu so se obstoječe razpoke raz­ širile, pojavile pa so se tudi nove upogibne in striž­ ne razpoke v robnih stebrih stene in v steni sami. Na mestu vpet j a robnih stebrih sten in na konceh gred, priključenih na steno, je prišlo do drobljenja betona. V prečkah, pravokotnih na steno, so se pojavile upogibne razpoke. Razpoke v plošči so se širile radialno od robnih stebrov stene. Po konča­ nem četrtem testu z maksimalnim pomikom 1,57 % višine stavbe so bile opažene naslednje bistvene poškodbe. Stena je bila najbolj razpokana v 1. nadstropju, medtem ko so bile razpoke v ostalih nadstropjih manjše. Razpoke so kazale, da je bilo obnašanje stene pretežno upogibno in da ni prišlo do strižnega loma v steni. Do večjih poškodb (drob­ ljenje betona) je prišlo v prečkah na mestu pri­ ključka na steno. Manjše drobljenje betona se je pojavilo tudi na mestu vpetja robnih stebrov ste- 8

1 0 / 6 0 c m 1504 c4 50cm Slika 2. Prereza tipičnega stebra in grede * •— H 30cm PODPORA 3 1 9 1 0 / 1 0 cm ■2 19 POLJE 2 (J> 19 1 0 / 2 0 c m 3 4> 19 ne. Razpoke v ploščah blizu robnih stebrov stene so kazale na navpične premike robnih stebrov. Konstrukcija kot celota je obdržala svojo integri­ teto in stabilnost. Z večanjem poškodb so se zaradi zm anjševanja to­ gosti povečali nihajni časi konstrukcije. Osnovni nihajni časi so po posameznih testih znašali 0,43, 0,55, 1,15 in 1,36 sekunde. Ekvivalentna togost konstrukcije je tako na koncu četrtega testa zna­ šala le še eno desetino togosti nepoškodovane kon­ strukcije. Am plitude vibracij, pri katerih so bili izmerjeni om enjeni nihajni časi, so znašali 1, 15, 75 in 150 mm. Ustrezni koeficienti dušenja so zna­ šali 1,2, 2,0, 7,7 in 11,4 odstotka kritičnega dušenja. Po končanem četrtem testu je bila konstrukcija po­ pravljena s pomočjo epoksi in jek tiran ja in epoksi malte. Instalirani so bili lahki nekonstruktivni ele­ menti in še enk rat so bili izvršeni podobni testi kot na osnovni konstrukciji. Obnašanje popravljene konstrukcije je bilo zelo podobno obnašanju osnov­ ne konstrukcije. a) b) Slika 3. Matematični model konstrukcije: a) za račun odziva s program om DRAIN-2D, b) za analizo lastnega n ihan ja Do porušitve konstrukcije je prišlo pri končnem statičnem testu z enakomerno razporejeno obtežbo po višini. P ri celotni prečni sili velikosti okrog 51 °/o teže je prišlo nenadoma do strižnega loma stene v 1. nadstropju. Vzdolžna arm atu ra v robnih stebrih stene se je prelomila. Beton je bil zdrobljen pri steni v celotnem 1. nadstropju. Pom ik na vrhu stavbe je v trenu tku porušitve znašal okrog 290 milimetrov. Poleg testov v Tsukubi je bil izvršen še niz sprem­ ljajočih testov na posameznih elem entih konstruk­ cije in na modelih konstrukcije. Med temi omenja­ mo le testiran je modela v m erilu 1 : 5 na potresni mizi v Berkeleyu. Zaradi razlik med konstrukcija­ mi dveh različnih velikosti (merili 1 :1 in 1 : 5); pa tudi zaradi razlik v načinu testiran ja (psevdo-di- namično in dinamično); je prišlo do določenih raz­ lik v obnašanju konstrukcije, vendar je bilo glo­ balno obnašanje v obeh prim erih podobno. RAČUNI i n n j i h o v i g l a v n i ZAKLJUČKI M atematično modeliranje arm iranobetonskih kon­ strukcij v neelastičnem področju je zelo zahtevno. Rezultati raziskav kažejo, da je vendarle s soraz­ merno enostavnimi modeli mogoče dobiti dobro ujem anje med analitičnim i in eksperimentalnimi rezultati, če pri m odeliranju uporabim o del ekspe­ rim entalnih rezultatov (npr. Kabeyasava in so­ avtorji [4], F ajfar in Fischinger [2]). V obeh ome­ njenih prim erih je bila analizirana 7-nadstropna AB konstrukcija, obravnavana v tem članku. V obeh prim erih je bil uporabljen običajen model ravninskega okvira (slika 3 a), pri čemer je bilo predpostavljeno, da je vsa plastifikacija koncentri­ rana v vozliščih, medtem ko ostanejo elementi med vozlišči elastični. Japonski raziskovalci so ob upo­ števanju eksperim entalnih rezultatov razvili po­ sebne matematične modele za posamezne konstruk­ cijske elemente in tako uspeli dobiti zelo dobro korelacijo med računi in eksperimenti. Namen do­ mače študije je bil predvsem oceniti možnosti za simulacijo nelinearnega obnašanja konstrukcij v fazi projektiranja. U porabljen je bil znani pro­ gram za nelinearno seizmično analizo ravninskih konstrukcij DRAIN-2D. Program je bil dopolnjen z novim modelom elementa, ki omogoča precej na­ tančno m odeliranje nelinearnega upogibnega obna­ šanja arm iranobetonskih elementov. Večina podat­ kov za program je bilo definiranih s pomočjo os­ novnih podatkov o konstrukciji in o materialu, ki so znani že v fazi p rojektiranja . Nekateri podatki pa so bili vendarle nekoliko modificirani, tako da so bolje odražali najpom em bnejše značilnosti ob­ našanja konstrukcije, opažene m ed testi. Dosežena je bila dobra korelacija globalnega ob­ našanja konstrukcije, časovni poteki pomikov na vrhu in celotne prečne sile v 1. nadstropju so p ri­ kazani na slikah 4 in 5. Rezultati analize z modifi­ ciranim programom DRAIN-2D so označeni z DRAIN. Oznaka PSD-3 se nanaša na rezultate, dobljene med tre tjim testom v Tsukubi, oznaka 1.5* EL CENTRO pa predstavlja odziv pri obtežbi z akcelerogramom El Centro 1940 (komponenta S00E), pomnoženi z vrednostjo 1,5. Ujem anje obnašanja posameznih nosilnih elemen­ tov konstrukcije ni tako dobro kot ujem anje glo­ balnega obnašanja konstrukcije. Velike razlike je npr. mogoče opaziti v spodnjem delu ovojnice po­ mikov (slika 7), k jer so m erjeni pomiki precej večji od izračunanih. To razliko povzroča preveč enosta­ ven m atem atičen model stene. P rim erjava rezultatov natančnejšega računa, ki do­ kaj dobro sim ulira dejansko obnašanje konstruk­ cije, in rezultatov računa po predpisih, ki temelji na elastični analizi, je pokazala predvsem tri zelo pomembne razlike, ki jih je mogoče posplošiti na večino stavb. 1. Dejanska nosilnost konstrukcije je bistveno več­ ja od nosilnosti po predpisih (slika 6). Povečana nosilnost (angl. »overstrength«) izvira predvsem iz naslednjih vzrokov: (a) V m etodah po predpisih Slika 4. Časovni odzivi pomikov na vrhu ni upoštevan ugoden vpliv prerazporeditve obtež­ be v duktilnih statično nedoločenih konstrukcijah, (b) Količina arm ature v številnih nosilnih elemen­ tih je določena glede na minimalne zahteve v pred­ pisih, ki zahtevajo več arm ature, kot sledi iz sta­ tičnega računa, (c) V m atematičnih modelih, ki se uporabljajo za račun po predpisih, je upoštevan niz konzervativnih predpostavk. P ri obravnavani stavbi se je npr. pokazal velik vpliv prostorskega obnašanja konstrukcije na njeno nosilnost, čeprav je konstrukcija povsem simetrična in obtežena sa­ mo v eni smeri. Prostorski vpliv izhaja iz povezave med steno in okviroma v oseh A in C s prečnimi nosilci, (d) Dejanska nosilnost m aterialov je v ve­ čini prim erov večja od vrednosti, ki jih upošte­ vajo predpisi. Prav tako ni upoštevan vpliv u trje ­ vanja materiala. Zaradi vseh navedenih razlogov im a večina ustrezno zasnovanih arm iranobetonskih stavb dva do trik ra t večjo nosilnost od nosilnosti, zahtevane po predpisih in s tem dejstvom lahko razložimo solidno obnašanje večine sodobnih arm i­ ranobetonskih stavb pri zelo močnih potresih. Če Slika 5. Časovni odziv celotnih prečnih sil spodaj stavbe ne bi imele dodatne nosilnosti, bi prišlo med močnimi potresi do večjega števila porušitev. Ocene dodatne nosilnosti ni mogoče dobiti z ela­ stično analizo, pač pa je za to potrebna nelinearna analiza. Q (kN) Slika 6. Odnosi med celotno prečno silo spodaj in pomikom na vrhu 2. Računi po predpisih bistveno podcenjujejo tako strižno obremenitev (slika 8) kot tud i strižno no­ silnost posameznih elementov konstrukcije. Obrav­ navana stavba se je dobro obnašala, ker ni prišlo do strižnega loma stene, čeprav so bile prečne sile v steni bistveno večje od prečnih sil, predvidenih v računu po predpisih. Za potresno varnost vseh arm iranobetonskih stavb je izjemno važno, da je preprečen strižni lom pomembnih konstrukcijskih elementov. Konstrukcijo je potrebno zasnovati ta­ ko, da se pojavijo duktilni mehanizmi za disipacijo energije (npr. upogibni členki). Da bi preprečili neduktilen lom, je potrebno čim bolj natančno oce­ niti dejanske strižne in upogibne obremenitve in nosilnosti. Zavedati se je treba, da so strižne obre­ menitve odvisne od upogibnih nosilnosti in da pre­ velika konzervativnost pri dim enzioniranju na upogib lahko povzroči neugodno obnašanje celot­ ne konstrukcije. Pri obravnavani stavbi je bila upogibna nosilnost stene manjša, kot to zahtevajo ameriški predpisi. Po splošni oceni, ki je bila spre­ jeta po eksperimentih, bi večja upogibna nosilnost stene (v skladu z ameriškimi predpisi) povzročila strižni lom stene in s tem bistveno slabše obnaša­ nje celotne konstrukcije. Dokler ne bodo izdelane zanesljivejše metode za določanje strižnih nosilno­ sti in obremenitev, je nujno potrebno p ri računu na strig upoštevati bistveno večje varnostne fak­ torje kot pri računu na upogib. 3. Dejanski pomiki konstrukcije so bistveno večji od pomikov, izračunanih po predpisih (sl. 7). Prvi vzrok za to so reducirane potresne sile, ki jih upo­ števamo pri računu po predpisih. Iz tega razloga je potrebno pomike, izračunane s silami po predpisih, pomnožiti s faktorjem povprečne duktilnosti (okrog 5 za sodobne armiranobetonske konstrukcije). Na­ daljnje povečanje dejanskih pomikov povzroča pri obravnavani konstrukciji zm anjšanje togosti kon­ strukcije zaradi poškodb med potresom. Ta vpliv je odvisen od različnih dejavnikov in ga je z ela­ stično analizo težko oceniti. Posledica podcenjene velikosti pomikov so lahko prevelike poškodbe, pa tudi trk i sosednjih stavb. V IKPIR-u smo isto konstrukcijo dimenzionirali tudi po veljavnih jugoslovanskih predpisih in ana­ lizirali njeno nelinearno obnašanje pri istih potre­ sih [3]. Zaradi manj strogih konstrukcijskih" zahtev po jugoslovanskih predpisih bi bila stavba cenejša (manj arm ature), po drugi stran i pa bi bilo njeno obnašanje med močnimi potresi nekoliko slabše (več poškodb), vendar ne bi prišlo do porušitve. N2 — METODA ZA NELINEARNO SEIZMIČNO ANALIZO STAVB Ob upoštevanju dejstva, da je (a) v fazi projekti­ ran ja nemogoče natančno določiti nelinearen dina­ mični odziv konstrukcije in da (b) običajna elastič­ na analiza ne more dati ocene o dveh osnovnih param etrih konstrukcije — nosilnosti in duktilno­ sti, sta avtorja tega članka predlagala poenostav­ ljeno metodo za nelinearno seizmično analizo stavb [2], N2 metoda (N označuje nelinearnost, 2 pa dva računska modela, ki se uporabljata) je uporabna za analizo razmeroma pravilnih konstrukcij, ki nihajo pretežno v osnovni nihajni obliki. Metoda uporab­ lja dva računska modela in tr i faze računa. V pr­ vem koraku je treba z nelinearno statično analizo sistema z več prostostnimi stopnjam i (v obravna- POMIK (cm) Slika 7. Ovojnice pomikov (Vrednosti po predpisih ustrezajo elastičnim pom ikom zarad i potresnih sil in niso pom nožene s fak to rjem duktilnosti. S tatičn i pom iki ustrezajo pom iku n a v rhu 20 cm) vanem prim eru model po sliki 3 a) določiti togost, nosilnost in duktilnost konstrukcije pri obtežbi z monotono naraščajočo horizontalno obtežbo. V dru­ gem koraku se na podlagi karakteristik , izračuna­ nih v prvem koraku, določi ustrezen sistem z eno prostostno stopnjo. V tretjem koraku je treba iz­ računati m aksim alne pomike sistema z eno pro­ stostno stopnjo s pomočjo nelinearne dinamične analize ali s pomočjo nelinearnega spektra odziva. S pomočjo prim erjave duktilnosti, k i jo konstruk­ cija ima, in duktilnosti, ki jo potrebuje, lahko oce­ nimo predvideno obnašanje stavbe med bodočimi potresi. A vtorja menita, da je metoda relativno enostavna in da omogoča racionalno projektiranje razmeroma pravilnih konstrukcij v visokogradnji (to so približno simetrične konstrukcije, ki nimajo velikih skokov v togosti in m asah po višini). Širo­ ka praktična uporaba metode bo mogoča, ko bodo izdelana splošno dostopna orodja za posamezne fa­ ze računa (npr. splošen računalniški program za nelinearno statično analizo, splošni nelinearni spek­ tri odziva), ki so trenutno še v pripravi. N2-metoda je bila uporabljena za analizo obrav­ navane konstrukcije. Na podlagi statičnega odno­ sa med trikotno razporejeno horizontalno obtežbo in pomikom na vrhu (slika 6) je bil določen ustre­ zen sistem z eno prostostno stopnjo. Časovni odziv tega sistem a je (po ustrezni transform aciji) prika­ zan na slikah 4 in 5 (oznaka N2). Vidno je dobro ujem anje pomikov z rezultati poizkusa in natanč­ nejše analize s programom DRAIN-2D. P ri prečni sili N2 m etoda ne zajema vpliva višjih nihajnih oblik. To pom anjkljivost je potrebno odpraviti z upoštevanjem večjega varnostnega faktorja za prečne sile. Slika 8. Ovojnice celotnih (etažnih) prečnih sil. (Pri p redpisih so že vključeni varnostn i faktorji. S tatične vrednosti ustrezajo pom iku na vrhu 20 cm) SKLEPI Testi v okviru ameriško-japonskega projekta so pokazali, da so ustrezno zasnovane in dimenzioni­ rane armiranobetonske konstrukcije sposobne pre­ stati zelo močne potrese. Takšne konstrukcije im a­ jo nosilnost, ki je iz različnih vzrokov bistveno več­ ja od nosilnosti, zahtevanih po predpisih, pa tudi sposobnost duktilnega obnašanja. Dejansko obnašanje konstrukcije med močnim po­ tresom, ko pride do večjih poškodb, je mogoče oce­ niti samo z nelinearno analizo. Običajen postopek računa po predpisih, ki tem elji na elastični analizi in približno upošteva ugoden vpliv nelinearnih učinkov, ne omogoča ocene dveh osnovnih para­ m etrov: nosilnosti in duktilnosti. Zaradi tega ne omogoča racionalnega projektiranja, čeprav izkuš­ nje kažejo, da v kom binaciji z dobro zasnovo veči­ noma omogoča ustrezno potresno varnost. Po drugi strani negotovosti podatkov o pričakova­ ni potresni obtežbi in o nelinearnem obnašanju konstruktivnih elementov onemogočajo zelo na­ tančen račun. Dobro korelacijo med detajlnim ob­ našanjem konstrukcije in njenih elementov v ra ­ čunu in v eksperimentu je mogoče dobiti po eks­ perim entu, medtem ko se je treba pred n jim za­ dovoljiti predvsem z oceno globalnega obnašanja. Za ta namen je smiselno uporabljati poenostavlje­ ne nelinearne metode analize, kot je npr. N2 me­ toda. Dokler se nelinearne metode računa ne bodo širše uveljavile v praksi (za ta namen je potrebno raz­ viti ustrezno orodje), je potrebno pri projektiranju upoštevati predvsem naslednje: (a) Solidno zasno­ vane statično nedoločene prostorske konstrukcije, p ri katerih obstaja možnost prerazporeditve obre­ menitev, imajo veliko dodatno nosilnost (glede na nosilnost, zahtevano po predpisih), ki jim pomaga preživeti močan potres, (b) Omogočiti je treba disi- pacijo energije z duktilnim i mehanizmi (z upogib- nimi plastičnimi členki; preprečiti je treba strižne lome in ostale neduktilne oblike porušitev), (c) Preprečiti je potrebno prevelike deformacije, ki povzročajo med drugim zelo velike poškodbe ali popolno uničenje nekonstruktivnih delov stavbe. Zavedati se je treba, da so lahko dejanski pomiki bistveno večji od izračunanih po predpisih. LITERATURA 1. F a jfar P., V erifikacija program a EAVEK s pom očjo p rim erjave z eksperim enti, Zbornik 4. sem inarja R a­ čunaln ik v gradbenem inženirstvu, IK PIR FAGG, L jubljana, 1988. 2. F a jfa r P., F ischinger M., N on-linear Seism ic A na­ lysis of RC Buildings: Im plications of a Case Study, European E arthquake Engineering, Vol. 1, No. 1, 1987, sir. 31—43. 3. F a jfa r P., F ischinger M., Remec Č., E valuation of Aseismic Provisions in the U. S. A. and Y ugoslavia, R eport IK PIR 28A, EK U niversity in L jubljana, 1985. 4. K abeyasava T., Shiohara H., Otani S., Aoyam a H., Analysis of the Full-Scale Seven Story Reinforced Concrete Test S tructure, Journal of the Faculty of En­ gineering, The U niversity of Tokyo, Vol. 37, No. 2, 1983, str. 431—478. 5. U nited S tates/Japan Joint Technical Coordinating Committee, In terim Sum m ary Report on Tests of 7-Story RC Building, Journal of S tructural Engineer­ ing, ASCE, Vol. 110, No. 10, 1984, str. 2393—2411. 6. U. S .-Japan Cooperative Research P rogram , Tests of Reinforced Concrete Structures, Proceedings, 8. sve­ tovni kongres o potresnem inženirstvu, San Francisco, P rentice Hall, Vol. VI., 1984, str. 593—706. ZAHVALA V članku so prikazani rezu ltati raziskav, ki sta jih financira la Raziskovalna skupnost S lovenije in Skup­ ni jugoslovansko-am eriški sklad za znanstveno in teh ­ nološko sodelovanje. P ri raziskavah sta v okviru akcije 2000 novih raziskovalcev sodelovala tudi Č rt Remec in F ranc Capuder. Dimenzioniranje armiranega zidovja na potresno obtežbo UDK 624.131.55:692:693 M IHA TOMAŽEVIČ Povzetek Članek obravnava osnove za d im enzioniran je a rm ira­ nega zidovja n a potresno obtežbo. P o d aja enačbe za račun strižne in upogibne nosilnosti a rm ira n ih zidov, ki so bile razv ite n a podlagi obsežnih raz iskav obna­ šan ja različnih v rs t arm iranega zidovja p ri cikličnih vodoravnih obtežbah, hk rati pa tudi opisuje pogoje, ki jih m ora izpolnjevati arm irano zidovje, d a bi enač­ be v polni m eri lahko veljale. Na podlagi rezultatov izvršenih raziskav v sklepih daje priporočila za g raje­ n je arm iran ih zidan ih zgradb na potresn ih območjih, p rav tako p a priporoča tudi nekatere sprem em be in dopolnila ustrezne tehnične regulative. Summary In the artic le the fundam entals for th e design of re in ­ forced m asonry w alls for seism ic actions are discus­ sed. The equations fo r the calculation of shear and flexural resistance of reinforced m asonry walls, de­ veloped on the basis of an extensive num ber of tests of d iffe ren t types of m asonry w alls subjected to cyclic la tera l loading, are explained. On the basis of test results, recom m endations for the construction and de­ sign of reinforced m asonry buildings in seismic zones are given, and some changes in the rela ted technical regulations are suggested. UVOD Zidovje v najrazličnejših oblikah je poleg lesa ver­ jetno najstarejši gradbeni m aterial. To dokazujejo številne, več tisoč let stare, pa še vedno razmeroma dobro ohranjene zidane zgradbe. Čeprav so zidovje pred dobrimi sto leti začeli nadomeščati moder­ nejši gradbeni m ateriali, kot sta jeklo in arm irani beton, pa zidane zgradbe še danes predstavljajo dobršen del gradbenega fonda, predvsem na pod­ ročju stanovanjske gradnje. Zidana je tud i praktič­ no vsa naša gradbeno-arhitektum a k u ltu rna dedi­ ščina, kateri danes, včasih že rahlo naveličani več­ nega iskanja novosti v moderni arh itek turi, posve­ čamo vedno več pozornosti. K er se ljudje kljub vsem mogočim izolacijskim m a­ terialom , ki naj bi izboljšali pogoje b ivanja v mo­ dernih betonskih stanovanjskih silosih, še vedno A vtor: Dr. M iha Tom aževič, dipl. inž. gradb., izredn i profe­ sor, Zavod za raziskavo m ateriala in konstrukc ij, D i­ m ičeva 12, 61000 L jubljana najboljše počutijo v zidanih zgradbah, predvsem tistih, ki so sezidane iz opeke ali opečnih zidakov, zidane zgradbe v nekaterih razvitih deželah doživ­ ljajo preporod. Posebno še, ker je tudi grajenje zidanih zgradb mogoče industrializirati in tako do­ seči enak ekonomski učinek kot pri grajenju z mo­ dernim i m ateriali. Zidovje je neelastičen, nehomogen in neizotropen material, sestavljen iz dveh osnovnih sestavin: zi­ dakov in malte. Zidovje lahko prenaša razmeroma velike tlačne obremenitve; če ga pa posebej ne oja­ čimo, je njegova sposobnost prenašanja nateznih obremenitev veliko m anjša kot pri betonu (pri be­ tonu se natezna trdnost giblje med 20 °/o in 30 °/o tlačne trdnosti, pri zidovju pa le med 4°/o in 8°/o). To je eden od glavnih vzrokov za to, da si zidane zgradbe niso pridobile ugleda kot potresno varne konstrukcije: pri vseh dosedanjih potresih so bile z redkim i izjemami ravno zidane zgradbe tiste, ki so jih potresi najbolj poškodovali, njihove po­ škodbe oziroma porušitve pa so zahtevale tudi naj­ več človeških žrtev. Slika 1. Nearmirani zid v trenutku strižne porušitve Natezno trdnost in s tem potresno odpornost zi­ dovja seveda lahko povečamo tako, da ga sezidamo iz trdnejših zidakov in s trdnejšo malto. Raziskave pa so pokazale, da postane zid, sezidan z malto vi­ soke trdnosti (ki se je prej obnašal razmeroma duk- tilno), naenkrat krhek konstrukcijski element, po­ sebno če se poruši zaradi striga (slika 1): njegova sposobnost, da absorbira in disipira energijo med potresom, in s tem omogoči varno obnašanje zgrad­ be, je zelo majhna. Ideja, da bi z arm iranjem izboljšali nosilnostne in deform abilnostne lastnosti zidovja, ni nova. Na ne­ ki način se zidovje ojačuje že z navpičnimi vezmi: le-te povezujejo zidovje in preprečujejo, da bi po­ tem, ko ga potresne sile poškodujejo, ne razpadlo, tako da lahko kljub poškodbam prenaša svojo težo in navpično obtežbo stropov. Vendar pa zidovja z navpičnimi vezmi še ne moremo imeti za arm ira­ no zidovje, saj arm atura v vezeh, ki niso sestavni del zidu, ne more prevzemati notranjih sil, ki na­ stanejo v zidovju. NAČINI ARMIRANJA Načinov arm iranja zidovja je glede na specifično­ sti g rajenja veliko. Tako kot naši predpisi za gra­ jenje objektov visoke gradnje na potresnih območ­ jih (Pravilnik, 1981), arm irano zidovje lahko raz­ delimo na: — arm irano zidovje z navpičnimi vezmi, — admirano zidovje z arm aturo na sredini zidu in — arm irano zidovje z arm aturo v zidakih. Arm irano zidovje z navpičnimi vezmi je pravza_ prav zidovje, uokvirjeno z navpičnimi vezmi, ki je še posebej armirano z vodoravno arm aturo, polo­ ženo v vodoravne spojnice med zidaki in sidrano na konceh zidu v navpične vezi. Slika 2. Tipična vodoravna armatura v spojnicah med zidaki Za arm iranje lahko uporabljamo različne vrste ar­ m ature (slika 2), od navadne gladke ali rebraste arm ature v obliki zaključenih stremen, ki so polo­ žena okrog arm ature navpičnih vezi, do posebej izdelane arm ature iz hladno vlečenega jekla v ob­ liki dveh vzporednih palic, medsebojno povezanih s privarjenim i prečkam i ali s poševno upognjenimi palicami. Prem er arm ature, ki mora biti manjši od debeline vodoravne spojnice (da se zidaki ne razcepijo zaradi koncentracij napetosti, ki bi na­ stale pri neposrednem stiku med jekleno arm aturo in zidakom), je navadno omejen na največ 8 mm. Za zidanje lahko uporabimo kakršnekoli zidake, od polne opeke do votlakov, ki imajo na gornji strani posebej izoblikovane kanale, v katere vloži­ mo vodoravno arm aturo. Arm irano zidovje z arm aturo na sredini zidu (rein­ forced grouted masonry) sestoji iz dveh m ed seboj ločenih zidanih slojev, sezidanih bodisi iz opeke bodisi iz votlakov, med katerim a je položena navpična in vodoravna arm atura, ki je zalita z za­ li vno maso (grout — posebne vrste tekoči beton). Seveda sta oba zidana sloja zidu v enakom ernih presledkih med seboj povezana s stremeni, tako da po zalitju arm ature vsi trije sloji zidu skupaj tvorijo monolitno celoto. Takega načina arm iranega zidovja pri nas pravzaprav ne poznamo, je pa obi­ čajen v ZDA. Arm irano zidovje z arm aturo, ki je vgrajena in za­ lita v zidakih, predstavlja osnovno obliko pravega arm iranega zidovja (slika 3). Za zidanje se upo­ rabljajo posebej izoblikovani zidaki z luknjam i, sam postopek zidanja pa je naslednji: najprej se položi navpična arm atura, nato pa se med zida­ njem zidu, tako kot pri armiranem zidovju z nav­ pičnimi vezmi, v vodoravne spojnice ali v kanale na zgornji strani zidakov položi vodoravna arm a­ tu ra (slika 2). Medtem ko se vodoravna arm atura zalije z malto za zidanje, se navpična arm atura za­ lije z betonom ali s posebno zalivno maso hkrati z napredovanjem zidanja ali pa šele potem, ko je končano zidanje etaže. OSNOVE ZA DIMENZIONIRANJE ARMIRANEGA ZIDOVJA V zadnjih desetih letih so razmeroma številne raz­ iskave obnašanja arm iranega zidovja p ri cikličnih potresnih obtežbah dale precej podatkov, ki so bili dobra osnova priporočilom za grajenje in dimen­ zioniranje arm iranega zidovja (npr. CIB, 1987). Glede na to, da se zidovje pri čistih tlačnih obre­ m enitvah obnaša zelo podobno kot beton (glej dia­ grame, dobljene s tlačno preiskavo dveh različnih vrst zidovja, prikazane na sliki 4), se je pokazalo, da v m arsikaterem prim eru lahko uporabimo ana­ logijo z arm iranim betonom, računske postopke pa prilagodimo specifičnim lastnostim zidovja. K spoznavanju obnašanja arm iranega zidovja pri potresnih obremenitvah smo velik delež prispe­ vali tudi na ZRMK, k jer smo v zadnjih štirih letih obnašanje arm iranega zidovja sistematično raz­ iskovali. Do sedaj smo preiskali štiri serije po 16 zidov z arm aturo v zidakih (vsega skupaj 64 zi­ dov). Preiskane zidove, ki so bili arm irani deloma samo z vodoravno, deloma pa z navpično in vodo­ ravno arm aturo, smo sezidali z različnimi vrstam i zidakov in malte. Rezultati raziskav so nam bili dobra osnova za to, da smo preučili mehanizem obnašanja arm ature v zidovju p ri potresni obtežbi, razvili računske po­ stopke za dimenzioniranje zidovja in določili po­ goje, pri katerih te postopke lahko uporabljamo. Na tem mestu se ne bomo spuščali v podrobnosti, pač pa se bomo omejili na najpom em bnejše sklepe, ki se nanašajo na obnašanje arm iranega zidovja pri potresni obtežbi, pri čemer bomo obnavnavali dva najbolj pogosta načina porušitve tj. strižno in upogibno porušitev zidu. Strižna nosilnost Kako naj bi arm atura delovala pri strižni poru­ šitvi zidu, je razvidno na sliki 5. Mehanizem nje­ nega delovanja je seveda odvisen od smeri, v ka­ teri je položena: navpično položena arm atura bo po nastanku strižne razpoke prevzemala obreme­ nitve z upogibanjem, s t. i. mozničnim učinkom; če pa je položena vodoravno, bo obremenitve lahko prevzela s čistim nategom. Osnovna predpostavka Slika 4. Delovni diagrami zidovja pri tlačnih obremenitvah (Tomaževič in Žarnic, 1984, 1985) Slika 5: Mehanizem delovanja armature pri strižni porušitvi zidu (po Priestley, 1980) te hipoteze o delovanju arm ature pri strižni poru­ šitvi zidu je, da se po nastanku strižne razpoke vodoravna obtežba v celoti prenaša z arm aturo: sodelovanje zidu se izključi. Enostaven račun pokaže (Priestley in Bridgeman, 1974, Tomaževič, 1987), da pri kvalitetah arm ature in zalivne mase, ki jih običajno uporabljamo, ena­ ka količina navpično položene arm ature, ki vodo­ ravne obremenitve prenaša z mozničnim učinkom, lahko prevzame le 18—25 % sile, ki bi jo prevzela vodoravno položena arm atura, ki iste obremenitve prenaša s čistim nategom. Seveda naj bi v obeh prim erih arm atura kljub tako različni nosilnosti zagotovila duktilno obnašanje zidu. Na žalost pa številne raziskave kažejo, da se arm a­ tu ra v zidovju pri strižni porušitvi zidu ne obnaša tako, kot bi bilo teoretično pričakovati. Predvsem to velja za navpično arm aturo, bodisi enakomerno razporejeno bodisi skoncentrirano ob robovih zidu. Ugotovljeno je bilo, da navpična arm atura prak­ tično ne vpliva na obnašanje zidu, kadar se le-ta poruši zaradi striga. Rezultati preiskav obnašanja arm iranega zidovja, izvršenih na potresni mizi In­ štitu ta za preprečevanje naravnih katastrof (Dis­ aster Prevention Research Institute) Univerze v Kyotu na Japonskem, kažejo (slika 6), da navpična arm atura ni izboljšala niti nosilnosti zidu, še manj pa je preprečila njegovo krhko porušitev (Waka- bayashi in sod., 1982). Podobne rezultate so poka­ zale tudi preiskave zidov na ZRMK (Tomaževič in sod., 1986, 1987). Raziskave kažejo, da se tudi vodoravno položena arm atura ne obnaša povsem tako, kot bi bilo teo­ retično pričakovati (Tomaževič in Zarnič, 1984, 1895, 1986). Razmeroma natančne m eritve so nam omogočile, da smo analizirali obremenitve, nastale v arm aturi in tako lahko ugotovili, kakšen je pre­ nos sil pri strižni porušitvi zidu. Rezultati preiskav, ki jih tu ne bomo navajali, so pokazali, da igrata pri prenosu sil odločilno vlogo na eni strani sidra­ nje arm ature na robovih zidu in sprijemnost ar­ m ature z malto, na drugi strani pa tudi mehanske lastnosti zidakov, iz katerih je zid sezidan. Tipične histerezne znake odvisnosti specifičnih de­ formacij vodoravne, v spojnice med zidaki vgra­ jene arm ature, od zunanje vodoravne obtežbe (sli- Slika 6. Strižna porušitev zidu, armiranega z navpično armaturo ka 14) kažejo, da vodoravna arm atura prenaša vo­ doravne obremenitve s čistim nategom, kot to lah­ ko pričakujemo tudi teoretično. S primerjavo v a r­ m aturi izmerjenih sil in vodoravne zunanje obtež­ be lahko ugotovimo naslednje značilnosti obnaša­ n ja arm ature pri strižni porušitvi zidu (slika 7): Slika 7. Mehanizem delovanja strižne armature (Tomaževič, 1987) — do nastanka poševnih, strižnih razpok v zidu je sila v arm aturi m ajhna, saj so majhni tudi raztez- ki zidovja, s katerim je do nastanka razpok arm a­ tu ra togo povezana; — po razpokanju zidu začne večji del obremenitev prevzem ati arm atura. Sila v arm aturi se naglo poveča, včasih tudi za toliko, da se nosilnost ar­ m ature v celoti izkoristi; — čeprav pri prevzemu vodoravne obtežbe na za­ četku sodelujeta tako osnovni zid kot tudi vodo­ ravna arm atura, začne pri velikih deform acijah in po ponavljanju obremenitev arm atura prevzemati vedno večji delež zunanje obtežbe. Lahko se zgo­ di, da po doseženi nosilnosti zidu celotno zunanjo obtežbo prenaša arm atura (slika 7 a), za katero pa ni nujno, da je v celoti izkoriščena; — po nastanku poševnih razpok, ki so pri arm i­ ranem zidu razporejene enakomerno po celi povr­ šini zidu (slika 8), se raztezki arm ature s poveče­ vanjem števila obrem enitev akumulirajo. To je ra ­ zumljivo, če pomislimo, da navpična obtežba po nastanku poševnih razpok razriva posamezne, z razpokami ločene dele zidu. Ce zid ni arm iran, km alu razpade, vodoravna arm atura pa preprečuje razpad posameznih delov na ta način, da jih bočno prednapne z akumuliranimi deformacijami. Seveda je to možno le toliko časa, dokler se ne poruši spri- jemnost med armaturo in malto oziroma dokler se ne zdrobijo posamezni zidaki. Raziskave so dale zanimive podatke tudi v zvezi s tem, kako sta med seboj odvisna količina arma­ tu re in njen izkoristek. Predvsem so pokazale: — da se sila v armaturi po nastanku razpok v zidu lahko povečuje toliko časa, dokler ni izkoriščena njena nosilnost; pri velikih deform acijah zidu, ko zid ne more več prenašati vodoravnih obremeni­ tev, arm atura prenaša celotno zunanjo vodoravno obtežbo, kot se to od nje tudi teoretično priča­ kuje; — da se po nastanku poševnih razpok sila v arm a­ turi sicer povečuje, vendar le toliko časa, dokler se ne poruši sprijemnost med arm aturo in malto. A rm atura ni izkoriščena, vendar obdrži svoj delež sile vse do porušitve zidu, pri velikih deformacijah zidu pa lahko, čeprav ne v celoti izkoriščena, pre­ naša tudi celotno zunanjo obtežbo; — da se v primeru, ko je arm atura sidrana s klju­ kami na konceh, njen izkoristek po porušitvi spri- jemnosti lahko ponovno poveča. Slika 8. Razporeditev razpok pri strižni porušitvi vodoravno armiranega zidu Kot so pokazale raziskave, je stopnja izkoristka vodoravne arm ature pri strižni porušitvi zidu sko­ raj vedno manjša od 1, kar pomeni, da se arm a­ tura skoraj nikoli ne plastificira. A rm atura se bolj ali m anj izkoristi le v prim eru, ko je zid arm iran s t. i. minimalno količino arm ature, tj. s količino arm ature, ki po nosilnosti ustreza nosilnosti osnov­ nega, nearm iranega zidu. Le v prim erih, ko so bili zidovi arm irani z minimalno količino arm ature, se je le-ta plastificirala. Čeprav smo uspeli raziskati mehanizem delovanja vodoravno položene arm ature pri strižni porušitvi zidu, pa z dosedanjimi raziskavam i nismo mogli dobiti enotnih sklepov glede vpliva njene količine na nosilnost zidu. Ugotovili smo le to, da povečanje nosilnosti ni bistveno odvisno niti od količine a r­ m ature n iti od kakovosti malte, pač pa je posledica vrste zidovja: medtem ko pri zidovih iz betonskih blokov skoraj nismo opazili povečanja nosilnosti, je bilo povečanje nosilnosti pri zidovih iz opečnih blokov precejšnje. Glede na to, da smo s preiska­ vami ugotovili, da pri prevzemu vodoravne obtež­ be osnovni zid sodeluje z arm aturo do velikih de­ formacij, predlagamo, naj se strižna nosilnost z vo­ doravno arm aturo arm iranih zidov izračuna tako, da se strižni nosilnosti osnovnega, nearm iranega zidu (Turnšek in Čačovič, 1971, Tomaževič in Žar- nič, 1984) prišteje nosilnost arm ature, zmanjšana s faktorjem redukcije nosilnosti, katerega vred­ nost naj se za vsako vrsto zidovja določi eksperi­ mentalno : H-u, Sa = s + Cr a A a, h fy> (1) kjer je: V enačbah pomeni: H u> sa — strižn o n o siln o s t v o d o rav n o a rm ira n e g a zidu, H u g — strižn o n o siln o s t n e a rm ira n e g a zidu, A — p o v rš in o v o d o rav n e g a p re re z a zidu, Aa, h — p o v ršin o ce lo tn eg a p re re z a v o d o rav n e a r ­ m a tu re , ao — po v p rečn o tla čn o n a p e to s t v v o d o rav n em p re re z u z id u z a ra d i n a v p ič n e ob težbe, ft — n a tez n o trd n o s t z id o v ja , fy — m e jo p la s tič n o sti a rm a tu re , b — fa k to r ra z p o re d itv e s tr iž n ih n ap e to s ti po vo­ d o ra v n e m p re re z u zidu, Cr — fa k to r re d u k c ije n o siln o sti, Cr , a — fa k to r re d u k c ije n o s iln o s ti v o d o rav n e a r ­ m a tu re . Slika 9. Upogibna porušitev armiranega zidu Rezultati kažejo, da se na tak način dobijo real­ nejše vrednosti, saj je nosilnost osnovnega zidu vedno zagotovljena in izračunljiva, zelo negotov pa je prispevek vodoravne arm ature: če bi predpo­ stavili, da strižno nosilnost vodoravno arm iranega zidu določa le količina vodoravne arm ature, kot to predlagajo nekateri avtorji (Priestley, 1980), bi bile lahko naše ocene vprašljive. P ri preiskavah nosilnosti zidov, ki smo jih izvršili na ZRMK, smo ugotovili, da je bila vrednost fak­ torja redukcije nosilnosti arm ature v prim eru zi­ dov, sezidanih iz betonskih blokov, zanemarljivo m ajhna (Cr, a = 0), medtem ko je bila njegova vrednost v prim eru zidov, sezidanih iz opečnih blo­ kov, odvisna od odstotka arm iranja: — za odstotek arm iranja 0,17 °/o — Cr, a = 0,36, — za odstotek arm iranja 0,30 °/o — Cr, a = 0,23 ter — za odstotek arm iranja 0,38 °/o — Cr, a = 0,21. Če so zidovi arm irani s porazdeljeno vodoravno in navpično arm aturo, lahko pri oceni njihove striž­ ne nosilnosti upoštevamo tudi navpično armaturo, ki prevzema strižne obremenitve z mozničnim de­ lovanjem. Seveda pa to lahko naredimo le pod po­ gojem, da je vodoravna arm atura dovolj močna, da bo zagotovila duktilno obnašanje zidu pri vodo­ ravni obtežbi in s tem omogočila moznično delo­ vanje navpične arm ature. Raziskave so pokazale, da vodoravna arm atura pri strižni porušitvi zidu veliko bolj kot na nosilnost, vpliva na povečanje duktilnosti zidovja. S tem v zvezi velja pomemben zaključek: če želimo po­ večati strižno nosilnost zidu, bomo to najlaže do­ segli z uporabo cementnih m alt visokih trdnosti (seveda m ora biti tudi kvaliteta zidakov ustreza­ joča). Ker postane zid, sezidan s cementno malto, krhek konstrukcijski element (v precejšnji meri tudi zato, ker je kot močan element izpostavljen visokim obremenitvam), mu moramo duktilnost iz­ boljšati tako, da ga armiram o z vodoravno arm a­ turo. Upogibna nosilnost Če želimo povečati upogibno nosilnost zidu, bomo na mestih, k jer pričakujemo natezne obremenitve, vgradili arm aturo: tako bomo lahko v polni meri izkoristili nosilnost zidovja na tlak in dosegli, da se bo potresna obtežba porazdelila enakomerno na vse elemente konstrukcije. Raziskave so pokazale, da lahko za račun nosilnosti zidu, arm iranega z upogibno arm aturo (le-ta je lahko ali enakomerno porazdeljena po zidu ali pa skoncentrirana ob ro­ bovih zidu), v določeni m eri uporabimo analogijo z arm iranim betonom, saj se beton in zidovje pri tlačnih obremenitvah zelo podobno obnašata (glej sliko 5). Lahko torej ugotovimo, da se podobno kot arm i­ ranobetonski element, obremenjen s kombinacijo osne sile in momenta, pri enaki obtežbi obnaša tudi arm irani zid: pri porušitvi začne na natezni strani najbolj obremenjenega prereza zidu teči arm atura, m edtem ko se na nasprotni, tlačni strani začne drobiti zidovje. Ko se deformacije povečujejo, zdrobljeno zidovje ne more več pridrževati tlačne arm ature. Le-ta se ukloni, kolikor uklona ne pre­ prečijo strem ena (sliki 9 in 10). Iz m eritev specifičnih deformacij navpične, upo- gibne in vodoravne, strižne arm ature (sliki 11 in 12) lahko ugotovimo mehanizem delovanja arm a­ tu re in zidovja pri potresni obtežbi. Arm irani zid se obnaša podobno kot rešetkasta konstrukcija, ki upogibne obremenitve prenaša z nateznimi silami v nateznem pasu in vertikalah, ki jih predstavljata navpična in vodoravna arm atura, te r s tlačnimi silami v tlačenem pasu in v poševnih, nadomestnih diagonalah, ki jih predstavlja zidovje (slika 13). Da bi se tak mehanizem lahko ustvaril, mora biti v zid vgrajena dovolj velika količina upogibne in strižne arm ature. Z ustreznim sidranjem in s spri- jem nostjo med arm aturo in malto (oziroma zalivno maso) mora biti zagotovljen prenos nateznih obre­ m enitev z zidovja na arm aturo, predvsem pa mo­ rajo biti dovolj močni tudi zidaki, katerih naloga je zagotoviti prenos tlačnih in strižnih sil med de­ lovanjem potresne obtežbe. Slika 10. Uklon tlačene armature in drobljenje zidaka in zalivne m ase pri upogibni porušitvi armiranega zidu Nosilnosti arm ature ne moremo izkoristiti, če po­ goj prenosa tlačnih in strižnih obrem enitev po zi­ dovju in izpolnjen. Na sliki 14 prikazujem o poru­ šitev zidu, arm iranega z enako količino navpične arm ature, kot jo je imel zid s slike 9: zid se je porušil strižno, ker ni bil arm iran z vodoravno arm aturo. P ri zidu, prikazanem na sliki 15, pa so bili zidaki prešibki, da bi prevzeli tlačne in strižne obremenitve, ki jih je zahtevalo aktiv iran je raz­ meroma močne upogibne in strižne arm ature: zid se je porušil zaradi lokalnega drobljenja zidakov C V- 2 8 / 1 Slika 11. Histerezne zanke odvisnosti med vodoravno silo in specifičnimi deformacijami navpične armature (Tomaževič in sod., 1986) precej prej, preden je bila izkoriščena nosilnost njegove arm ature. Da bi lahko izračunali upogibno nosilnost zidu, po­ glejmo, kako se obnaša zid, ki je arm iran ^ upo­ gibno arm aturo, skoncentrirano ob obeh navpičnih robovih. Natezne sile v navpični arm aturi na eni strani zidu in nastale tlačne napetosti na drugi strani uravnotežujejo upogibni moment na mestu vpetosti zidu v konstrukcijo. Upogibni moment se lahko povečuje toliko časa, dokler ne začne teči natezna arm atura oziroma se ne začne drobiti tlač­ no zidovje. Slika 12: Histerezne zanke odvisnosti med vodoravno silo in specifičnimi deformacijami vodoravne armature (Tomaževič in sod., 1986) Predpostavimo, da so pri porušitvi zidu specifične deformacije razporejene linearno po prerezu, s tem da omejimo specifično deformacijo pri tlačni po­ rušitvi zidu na 0,3'% (slika 16). V danem primeru, ko je arm atura simetrično položena in se njeno plastično težišče ujem a s težiščem vodoravnega prereza zidu, je zunanja navpična sila N, ki deluje z ekscentričnostjo eu, v ravnotežju z nastalimi no­ tranjim i silami in momenti. Če po analogiji z be­ tonom razporeditev tlačnih napetosti v zidovju za­ menjamo z ekvivalentnim pravokotnikom, lahko iz ravnotežnega pogoja sil (seveda pri pogoju, da tako natezna kot tlačna arm atu ra dosežeta mejo tečenja) izračunamo dolžino nadomestnega tlačne­ ga bloka: a = o0 1/fc, (3) iz ravnotežnega pogoja m omentov pa mejno upo­ gibno nosilnost prereza: Mu = N eu = = - J - ) + (1 - 2 10 A a„ v f y, (4) kar da p ri pogoju polne vpetosti zidu izraz za upo­ gibno nosilnost zidu: H u , f == — — f 1 — — ] + — (1 — 2 T) Aa v fy. (5) h ( f0 J h Novi izrazi v enačbah pomenijo: Hu, fa •— upogibno nosilnost navpično arm iranega zidu, N — rezultanto navpične obtežbe, ki deluje na zid, M„ — upogibno nosilnost arm iranega prereza zidu, eu — ekscentričnost rezultante navpične obtežbe pri upogibni porušitvi zidu, a — dolžino nadomestnega pravokotnega bloka tlačnih napetosti v zidu pri upogibni porušitvi, t — debelino zidu, 1 — dolžino zidu, 1' — oddaljenost arm ature od roba zidu, h — višino zidu, Aa, v — površino prereza navpične arm ature ob robovih zidu, fc — tlačno trdnost zidovja. Slika 13. P renos no tran jih sil v arm iranem zidu (Tomaževič, 1987) Če analiziramo enačbi (4) in (5), lahko ugotovimo, da upogibno nosilnost arm iranega zidu izračunamo enostavno tako, da upogibni nosilnosti osnovnega, nearm iranega zidu prištejemo prispevek arm ature (glej npr. Tomaževič, 1987). Seveda pa to velja le pri pogoju, da m alta in zidaki zagotavljajo prenos tlačnih in strižnih obremenitev v zidu. NEKATERA PRAVILA ARMIRANJA Izvršene raziskave dokazujejo (Tomaževič in Žar­ nic, 1984, 1985, 1986, Tomaževič in sod., 1986, 1987), da bi morali za armirano zidovje uporabljati malte trdnosti vsaj 10 MPa (predvsem cementne malte), še trdnejši — predvsem ne šibkejši — pa bi mo­ rali biti tudi zidaki. Tem ugotovitvam bi morali prilagoditi zahteve naših predpisov, tako predpi­ sov za izvajanje zidov stavb (Pravilnik, 1970), kot tudi predpisov za grajenje objektov visoke gradnje na potresnih območjih (Pravilnik, 1981). Raziskave so predvsem pokazale, da bi zahtevo ve­ ljavnih predpisov (Pravilnik, 1981), ki ne dovolju­ jejo uporabe cementnih malt na potresnih območ­ jih, m orali zam enjati s priporočilom: če zidovje armiram o, moramo uporabljati m alte visokih trd ­ nosti (tudi cementne malte), saj bomo le tako lahko dosegli ustrezno sprijemnost med arm aturo in mal­ to. In obratno: če uporabljamo malte visokih trd ­ nosti, potem moramo zidovje tudi armirati. Slika 14. S trižna porušitev upogibno arm iranega zidu brez strižne arm ature Raziskave so pokazale, da je treba tudi ostala do­ ločila, ki jih glede arm iranja zidovja navajajo naši predpisi, jem ati z določeno rezervo. Glede arm ira­ nja naj bi veljala naslednja priporočila: — količina minimalne arm ature je odvisna od ka­ kovosti osnovnega zidovja: močnejši je zid, večja je tudi zahtevana minim alna arm atura; — od kakovosti osnovnega zidovja je odvisna tudi količina arm ature, s katero dosežemo njen opti­ malni izkoristek. Čim kakovostnejši, trdnejši je osnovni zid, tem večja je lahko tudi količina arm a­ ture, s katero izboljšamo nosilnostne in deform a- bilnostne lastnosti zidu. Šibak, nenosilen zid ne more prenašati notranjih obremenitev, ki jih zahte­ va močna arm atura: če je arm ature preveč, ostane zaradi lokalnih porušitev zidakov neizkoriščena; — s posebnimi ukrepi moramo poskrbeti za dobro sidranje arm ature. Še posebej pa moramo poskr­ beti za dovolj velik preklop arm ature tam, k jer arm aturo stikujemo; Slika 15. P orušitev zidu zaradi neustrezne nosilnosti zidakov Slika 16. Ravnotežje no tran jih sil v p rerezu pri upogibni porušitv i arm iranega zidu — zaradi dejstva, da se v zidu težko dosežejo do­ bri pogoji za sidranje in sprijem nost arm ature, je priporočljivo zidovje arm irati z enakomerno po­ razdeljeno in ne s koncentrirano arm aturo, kar ve­ lja tako za vodoravno kot tudi za navpično arm a­ turo. V posamezni luknji zidaka naj se praviloma zalije le ena palica navpične arm ature. V nobenem prim eru pa naj število palic v posameznih luknjah zidakov ne bo večje od dveh. ZAHVALA V članku opisane raziskave sta financira la Raziskoval­ na skupnost Slovenije in N acionalni biro za standarde (National Bureau of S tandards), ZDA, s sredstvi, d a ­ nim i na razpolago Jugoslovansko-am eriškem u skup­ nem u odboru za znansteno in tehnološko sodelovanje, s sofinanciran jem pa sta k uspešnem u zaključku raz­ iskav pripom ogli tud i gradbeni pod je tji Beton Zagorje in G radn ik Logatec. L ite ra tu ra »P rav iln ik o tehničnih ukrep ih in pogojih za izvaja­ nje zidov stavb«, U radni lis t SFRJ, št. 17-214, 1970. Turnšek, V. in čačovič, F .: »Some experim ental re ­ sults on the strength of b rick -m asonry walls«, 2nd In ­ te rna tional Brick-M asonry Conference, Stoke-on-Trent. 1971. Priestley, M. J. N.: »M asonry«, poglavje 6 v knjigi: Ro- sistance of brick-m asonry walls«, B ulletin of the New Z ealand National Society fo r E arthquake Engineering, Vol. 7, No. 4, 1974. P riestley, M. J. N .: »M asonry«, poglavje 6 v knjigi: Ro- senblueth, E., editor: »Design of E arthquake Resistant S tructures«, John W iley & Sons, New York, 1980. »P rav iln ik o tehničnih norm ativ ih za graditev objek­ tov visoke gradnje n a seizm ičnih območjih«, U radni lis t SFRJ, št. 31, 1981. W akabayashi, M. in sod.: »E xperim ental study on the seismic resistance of brick m asonry walls«, 6-th J a ­ pan E arthquake Engineering Symposium, Tokyo, 1982. Tomaževič, M. in Žarnic, R .: »Vpliv horizontalne a r­ m atu re n a nosilnost in duk tilnost zidov p ri strižnih porušitvah — I. del«, 6. srečan je gradbenih konstruk­ to rjev Slovenije, Bled, 1984. Tomaževič, M. in Žarnic, R .: »Vpliv horizontalne a r ­ m atu re n a nosilnost in duk tilnost zidov p ri strižnih porušitvah — II. del«, 7. srečan je gradbenih konstruk­ to rjev Slovenije, Bled, 1985. Tomaževič, M. in Žarnic R.: »Ponašan je horizontalno arm iran ih zidova kod cikličnog horizontalnog op tere­ ćenja«, IV. kongres saveza d ruštava za seizmičko g ra­ đevinarstvo Jugoslavije, C avtat, 1986. Tomaževič, M. in sod.: »P otresna odoprnost arm iran ih zidov — rezultati preiskav, I. del«, ZRM K/IKPI 86/03, L jub ljana, 1986. Tomaževič, M. in sođ.: »P otresna odpornost arm iran ih zidov — rezultati preiskav, II. del«, ZRM K/IKPI 87/05, L jub ljana, 1987. »In ternational Recom m endations for Design and Erection of U nreinforced and Reinforced M asonry S tructures«, w ith an »A ppendix on Recom m endations for Seism ic Design of U nreinforced, Confined and Reinforced M asonry S tructures« , CIB Recom m endat­ ions, Publication 94, R otterdam , 1987. Tomaževič, M .: »Z idane zgradbe n a potresnih območ­ jih«, U niverza E dvarda K ard elja v L jub ljan i. FAGG, L jub ljana, 1987. Protipotresna ojačitev starih zidanih zgradb UDK 693.2:699.841:711.168 ROKO ŽARNIC, MIHA TOMAŽEVlC Povzetek K onstrukcijsk i ukrepi, s katerim i se doseže ustrezna stopnja po tresne odpornosti sta rih zidanih zgradb, so nu jn i sestavni del revitalizacijskih posegov. Metode ojačitev posam eznih konstrukcijskih elem entov in m a­ tem atične analize konstrukcij so razv ite n a podlagi analiz posledic rušiln ih potresov, izkušenj, dobljenih pri sanacijah zgradb po potresih, in n a tem elju labo­ ratorijsk ih raziskav te r teoretičnih študij. V zadnjem desetletju se vse večja pozornost posveča revitalizaciji sta rih u rban ih središč in ku ltu rn ih spomenikov, k je r se uporab lja jo sodobne metode in tehn ike sanacij. S tem se zagotavlja obstanek obnovljenih zgradb tudi ob pojavu potresov razm erom a velike intenzitete, ki jih lahko pričakujem o v naših krajih . Uvod Ukrepi, s katerim i se zgradbi, ki je bila poškodo­ vana zaradi potresa ali drugih vzrokov, povrne ali poveča odpornost, so del prenovitvenega posega. Pravilna pot prenove se začne z zagotovitvijo za­ dostne nosilnosti konstrukcije. Pri prenovitvenih posegih razlikujemo postopke, ki jih imenujemo popravilo, rekonstrukcija, ojačitev in sanacija (1). S popravilom se ne spreminja nosilnost konstruk­ cije niti se ne povečuje njena potresna odpornost. Ta dela so omejena na odpravo zunanjih, vidnih poškodb nekonstrukcijskih elementov (predelnih sten, oblog, fasad, ometov, strešne kritine, instala­ cij, stavbnega pohištva). Popravila imajo poleg estetskega tudi ugoden psihološki učinek, saj pri­ spevajo k pom iritvi uporabnikov stavbe. Ko go­ vorimo o rekonstrukciji, mislimo na posege v po­ škodovani nosilni sistem, s katerim i se vzpostav­ ljajo približno enake nosilnostne, deformabilnostne in varnostne razmere, kot so bile pred nastankom poškodb. Ojačitev je poseg, s katerim se poveča nosilnost konstrukcije s pomočjo različnih metod do stopnje nosilnosti, ki je v skladu s sodobnimi zahtevami, izraženimi z veljavnimi predpisi (2). Sa­ nacija je skupen izraz za vse tr i postopke in poleg gradbenih posegov zajema tud i arhitektonske in kulturno-zgodovinske aspekte prenove. Avtor: Mag. Roko Žarnic, dipl. inž., raziskovalni svetn ik, prof. dr. M iha Tomaževič, dipl. gradb. 'inž., raziskovalni svetn ik, Zavod za raziskavo m ateriala in konstrukcij Ljubljana, D im ičeva 12, 61109 L jub ljana ASEISMIC STRENGTHENING OF OLD MASONRY BUILDINGS Summary S truc tu ral interventions to achieve the adequate level of seismic resistance of old m asonry buildings are inevitable p a rt of buildings’ renewal. The m ethods of strengthening the individual structural elem ents and buildings and num erical analyses of structu res have been developed on the basis of post-earthquake obser­ vations and experiences obtained during aseism ic strengthening of earthquake-dam aged buildings, but also on the basis of laboratory and on-site experi­ m ental investigations and theoretical studies. D uring the last decade, attention is being paid to the renew al of old u rban nuclei and cu ltu ral m onum ents. M odern techniques of repair and strengthening of old b u ild ­ ings are employed, by m eans of w hich the adequate behaviour of renewed buildings is ensured even w hen subjected to strongest expected earthquakes. Običajni postopki za snovanje in izvedbo sanacij konstrukcij so predpisani z novejšo tehnično regu­ lativo (3), pri posebnih prim erih pa pridejo v po­ štev tudi metode, ki so bile razvite in se razvijajo na specializiranih inštitutih. Pravilnik za sanacijo objektov visoke gradnje predpisuje tehnične nor­ m ative za sanacijo objektov, ki so locirani na seiz­ mičnih območjih VII., VIII. in IX. stopnje po skali MCS. Določila tega pravilnika se uporabljajo tudi za revitalizacijo dotrajanih objektov visoke grad­ nje. Objekti se morajo sanirati in ojačiti tako, da potresi največje jakosti lahko poškodujejo njihovo nosilno konstrukcijo, vendar pa je ne smejo poru­ šiti. Filozofija predpisa je izraz ekonomske moči družbe, v kateri predpis velja. Zahteve po višji S lika 1. Pogled na novozgrajeno (v sredini) in revitalizirani stari zgradbi na Lončarski stezi v Ljubljani stopnji odpornosti objektov bi bile povezane z viš­ jimi sredstvi, ki bi jih bilo potrebno angažirati pri sanacijskih posegih. Dosedanje izkušnje kažejo, da se s pravilnim pristopom k snovanju sanacije in z doslednim in kakovostnim izvajanjem sanacijskih del lahko doseže izredno visoka stopnja potresne odpornosti s sredstvi, ki v prim erjavi z ostalimi stroški revitalizacije objekta, niso pretirano visoka. Postopek projektiranja ojačitve zgradbe Pri določanju potresne ogroženosti objekta se na eni strani upoštevajo vse obtežbe, ki delujejo na konstrukcijo vključno s potresno, na drugi strani pa mehanske lastnosti konstrukcije, kot so nosil­ nost, togost, dušenje, razpored mas, duktilnost in sposobnost disipacije energije. Ogroženost se dolo­ ča na podlagi analize obnašanja računskega mo­ dela konstrukcije, s katero se lahko predvidi ver­ jetni mehanizem razvoja poškodb in porušitve. Do­ sedanje analitične študije in analize poškodb ob­ jektov po potresih so pokazale, da je stabilnost objektov in stopnja poškodovanosti konstrukcijskih in nekonstrukcijskih elementov odvisna tudi od njene duktilnosti in deform abilnosti v nelinearnem območju. Zaradi tega izhaja sodobni koncept pro­ jektiranja iz zahtev po doseganju ustrezne uskla­ jenosti nosilnostnih in deform abilnostnih lastnosti posameznih delov in celotne konstrukcije. Pri ana­ lizah konstrukcij je potrebno smiselno upoštevati tudi vpliv nekonstrukcijskih elementov na odziv konstrukcije. To je pomembno zlasti v primerih, ko so vpliv nekonstrukcijskih in konstrukcijskih elementov vpliva na deform abilnostne lastnosti si­ stema in razvoj lokalnih poškodb in poškodb celot­ nega sistema osnovne nosilne konstrukcije. Analiza posameznih elementov in celotne konstruk­ cije, ki jo je poškodoval potres ali ki jo nam era­ vamo zaščititi pred porušitvijo, izhaja iz rezultatov preiskav vgrajenih gradiv, podatkov o obsegu in vrsti poškodb, vzrokov za nastanek poškodb, po­ datkov o struk tu ri in načinu gradnje konstrukcije in odkrivanja šibkih mest v konstrukcijskem siste­ mu. Pregledati je treba celoten objekt od temeljev, vertikalnih in horizontalnih elementov in ostrešja do sekundarnih, nenosilnih delov stavbe. V posa­ meznih prim erih, ko podatki, dobljeni s pregledom objekta, niso zadostni za spoznavanje vseh last­ nosti konstrukcije, se poslužujemo eksperim ental­ nega določanja lastnosti konstrukcije. Z analizo obstoječega stanja objekta in statično ter dinamično analizo konstrukcijskega sistema spo­ znavamo naslednje lastnosti (4): — stopnjo odpornosti in deformabilnosti posamez­ nih elem entov in celotne konstrukcije glede na predpisane zahteve; — nevarnost za nastanek krhkih lomov v posa­ meznih delih objekta, — možnost pojava mehanizmov nelinearnega ob­ našanja konstrukcijskih elem entov in ocenjeno sposobnost disipacije energije, — vpliv variant sanacije posameznih elementov, skupin elementov ali celotne konstrukcije na njeno obnašanje, — obseg sanacijskih ukrepov, s katerim i se dose­ že želeno obnašanje v linearnem in nelinearnem območju. Izbira metode in posameznih tehnik sanacije ob­ jekta je odvisna od lastnosti konstrukcije. V upo­ rabi so različne metode (5), njihova uspešnost pa je bila dokazana s preiskavam i in med potresi. Veliko načinov sanacije arm iranobetonskih in zi­ danih konstrukcij je navedenih tud i v naših pred­ pisih (3). O razvoju novih m etod in tehnik pričajo zapisi v strokovni literaturi in objave na strokov­ nih srečanjih. Nekatere vrste ojačitev in sanacij, ki so prim erne za uporabo v naši gradbeni praksi, so preizkušane tudi v laboratorijih ZRMK v Ljub­ ljani (6), (7). P ro jek tan t mora s sanacijo zagotoviti ustrezno no­ silnost in duktilnost poškodovanih elementov, no­ ve elem ente pa projektirati po sodobnih principih. Novi in stari sanirani elem enti morajo biti pove­ zani v celoto tako, da bo zagotovljeno polno sode­ lovanje pri prevzemu obrem enitev zaradi statične in dinamične obtežbe. Vpliv saniranih in novih ele­ mentov na obnašanje konstrukcije je potrebno analizirati na enak način, kot je bila analizirana konstrukcija pred sanacijo. P ri ponovni analizi mora projektant ugotoviti, ali je dosežen pričako­ vani učinek sanacije in preveriti, ali ni sprememba lastnosti obstoječih in uvajanje novih elementov povzročila nepričakovane in škodljive spremembe razporeditve notranjih obrem enitev konstrukcije. Značilni primeri, pri katerih je potrebna posebna pozornost, so ojačitve okvirnih konstrukcij s pol­ nili, uvajanje arm iranobetonskih sten v zidane konstrukcije, ojačitve okvirnih in stenastih kon­ strukcij brez ustrezne ojačitve temeljev, ojačitve medetažnih konstrukcij brez ojačitve stikov z ver­ tikalnim i nosilnimi elementi ali samih vertikalnih elementov, uvajanje takih konstrukcijskih ali ne­ konstrukcijskih elementov, ki povzročajo nastanek neželenega strižnega mehanizma porušitve ali pla- stifikacije upogibno obrem enjenih stebrov na ne­ prim ernih mestih, koncentracija ojačenih in novih zidov na enem delu objekta, k ar povzroča torzij- ske obremenitve. Z nekontroliranim i posegi v ob­ jek t se lahko doseže nasproten učinek od pričako­ vanega: »sanirana« konstrukcija postane manj od­ porna od prvotne, nesanirane konstrukcije. Potresna odpornost zidanih zgradb se lahko računa s pomočjo metod, ki predpostavljajo elastično, ali metod, ki temeljijo na predpostavki nelinearnega obnašanja konstrukcije. P ri prvih se kot odločilne značilnosti zidov upoštevajo dopustne napetosti. To — SFc /n / r̂ ~f r^ > / w S\J y\j ~ 18'1 - 2 W Slika 2. Tloris pritličja in značilni prerez zgradbe s shematskim prikazom načina povezave zidov in medetažnih konstrukcij je dokaj konzervativen pristop, ker določajo var­ nost konstrukcije izjemno obremenjeni zidovi, pri čemer ostaja rezerva nosilnosti sistema zaradi pre­ razporeditve obremenitev v nelinearnem območju obnašanja neizkoriščena. Z uporabo nelinearnih metod, pri katerih se upoštevajo m ejna stanja po­ sameznih zidov in njihove deformacijske lastnosti, se dobi bolj realna slika obnašanja zidane kon­ strukcije, ki je izpostavljena potresnim obreme­ nitvam. V sodobni praksi so vse bolj prisotne ne­ linearne metode in ena izmed takih je tud i pri nas razvita in uporabljana metoda (9). Primer iz prakse V Sloveniji v zadnjem desetletju posvečamo večjo pozornost obnovi starih mestnih središč in kultur- no-zgodovinskih objektov. Leta 1976, ko je potres v Furlaniji prizadel tudi nekatere naše kraje, so se v Ljubljani lotili organizirane in sistematične obnove starega mestnega jedra. Do sedaj je pri­ pravljena dokum entacija za večje število zgradb, nekaj teh pa je že obnovljenih ali jih obnavljajo. V nadaljevanju prikazujemo pro jek tiran je sana­ cije na prim eru stavbe iz XVII. stoletja, ki stoji ob Ljubljanici nedaleč od Čevljarskega mostu v Ljub­ ljani (10). Sestava in stanje obstoječe konstrukcije Stavba je dolga 34 m in široka 11 m te r visoka okoli 17 metrov. Ima tr i etaže: pritličje in dve nadstropji, visoko podstrešje pa ni izkoriščeno. Zidovi in stropovi so različne sestave, glede na različna obdobja gradnje. Zidovi so debeli od 0,30 m do 0,90 m in sezidani iz opeke, kam na ali mešanice kam na in opeke v apneni malti. Temelji so sezidani iz kam na v apneni m alti in globoki od 1,3 m do 1,9 m. Hiša stoji na stisljivih in slabo no­ silnih tleh. Zahodna polovica objekta se je posedla zaradi lokalnega spiranja tal z odpadno vodo, ki je pronicala iz poškodovane in dotrajane kanalizacije. Zaradi neenakom ernih posedkov so nastale močne razpoke in deformacije v zidovih in stropovih, zla­ sti na opečnih obokih. Na stiku vzhodnega in za­ hodnega dela stavbe je nastala široka razpoka po celi višini. P red nekaj leti so bili in jek tiran i in po­ vezani najbolj razpokani zidovi in oboki, vendar s tem ni bila dosežena sanacija celotne konstruk­ cije. Ti posegi so do določene mere zmanjšali vpliv posedanja, toda vzroki niso bili odpravljeni. M edetažne konstrukcije nad pritličjem so opečni oboki (križni, češke čepice, bečve), nad ostalimi etažam i pa v glavnem leseni stropovi. Oboki so na posameznih mestih razpokali zaradi posedanj ob­ jek ta ali zaradi lokalnih preobrem enitev, leseni stropovi so dotrajali in deform irani zaradi pose­ danj. Preiskave konstrukcije Projekt sanacije je zasnovan na podlagi preiskav konstrukcije objekta in tem eljnih tal. S pregledom sondažnih jam smo ugotovili sestavo tal pod teme­ lji, sestavo in kakovost tem eljev in vzroke poseda­ n ja stavbe. Dodatni podatki o sestavi in kakovosti ta l te r o vzrokih posedkov so bili dobljeni na pod­ lagi laboratorijskih preiskav vzorcev zemljine iz dveh vrtin, ki sta segali do trdne podlage (slika 2). Ugotovili smo, da se na preiskanih tleh lahko do­ volijo obremenitve do 0,1 MPa. Časovni razvoj po­ sedkov spremljamo z geodetskimi meritvami na reperjih, ki so vgrajeni v opazovani in sosednje objekte. Na več mestih smo odvzeli vzorce malte, opeke in kam na in jih preizkusili v laboratoriju. Glede na to, da se samo z laboratorijskim i preiskavam i vzor­ cev sestavnih delov zidov ne da določiti tudi nji­ hovih m ehanskih lastnosti, je bila potrebna tudi obremenilna preizkušnja izseka značilnega zidu v samem objektu. Izsek zidu smo preizkusili s kom­ binacijo vertikalne obtežbe (lastna teža dela stav­ be nad zidom) in horizontalne obtežbe (hidravlični bat). Po nastanku močnih razpok in prekoračitvi nosilnosti smo zid sanirali z in jektiranjem in po­ novno preizkusili na enak način. Iz prim erjave re­ zultatov preiskav smo ugotovili, da je bila s sana­ cijo zvišana nosilnost in togost zidu (slika 3). Po­ datki, ki smo jih dobili s tem i preiskavam i in re­ zultati preiskav zidov podobne sestave in kakovo­ sti, so bili osnova za določitev m ehanskih lastnosti zidov, ki smo jih upoštevali p ri analizi potresne odpornosti sanirane zgradbe. V obravnavanem pri­ meru smo upoštevali naslednje vrednosti mehan­ skih lastnosti injektiranih kam nitih zidov, ki so tvorili nosilno konstrukcijo pritlične etaže: tlačno trdnost fc — 1,6 MPa, natezno trdnost ft = 0,12 MPa, modul elastičnosti E — 2000 MPa, strižni mo­ dul G = 100 MPa in m ejni faktor duktilnosti du = 1,5. Sanacijski ukrepi Problem različnih posedanj vzhodne in zahodne polovice stavbe je rešen z ločitvijo objekta na dva dela in ustrezno ojačitvijo temeljev. Objekt je pre­ rezan z dilatacijo na tistem delu, ki glede na loka­ cijo vertikalnih razpok in razporeditev notranjih nosilnih zidov predstavlja naravno mejo med de­ loma stavbe. Ob dilataciji bodo sezidani tudi do­ datni prečni zidovi, ki bodo delno nosili novozgra­ jene medetažne konstrukcije. Zahodni, poškodova­ ni del stavbe bo podkleten, arm iranobetonske ste­ ne kleti in tem eljna rebrasta plošča pa bodo nosile sanirane zidove. Temelji vzhodnega dela bodo raz­ širjeni in poglobljeni s podbetoniranjem. Vsi stiki starih in novih delov zidov in tem eljev bodo injek­ tiran i s cementno injekcijsko maso, kateri so do­ dane sestavine za preprečitev pretoka vlage. P ri- tlični zidovi bodo sistematično injektirani po iz­ vedbi novih arm iranobetonskih medetažnih kon- strukcji in povezovanju zidov z jeklenimi vezmi. Opečni oboki bodo injektirani in ojačeni z zalitjem iz lahkega betona, ki bo nadomestilo nasutje in bo arm irano z mrežami te r sidrano v sosednje arm i­ ranobetonske konstrukcije. Leseni stropovi bodo zamenjani z novimi rebričastim i arm iranobeton­ skimi ploščami z opečnimi polnili. Vse nove med- etažne konstrukcije bodo med sabo povezane skozi zidove s palicami iz rebrastega železa v rastru okoli 1 m. Na zunanjih površinah zidov bodo potekale jeklene vezi v višini medetažnih konstrukcij in bo­ do sidrane v jeklene plošče na vogalih stavbe. Po­ vezava med novimi stropovi in saniranim i zidovi bo dosežena z ležišči, ki bodo v izsekanih utorih v zidovih in z jeklenimi sidri, s katerim i bodo sidrani v obodne zidove (slika 2). Nova arm irano­ betonska plošča z vencem bo povezovala zidove nad zadnjo etažo, ostrešje pa bo sidrano v venec. Slika 3. In-situ preiskava mehanskih lastnosti zidov: a) preiskava strižne nosilnosti zidu in b) prim erjava nosilnosti in deformabilnosti obstoječega in injektiranega zidu Slika 4. Skica ojačitve opečnega oboka in detajla sidranja novih plošč v zidove Izračun potresne odpornosti zgradbe Potresna odpornost sanirane konstrukcije je raču­ nana po metodi (9), ki je omenjena v predhodnem poglavju. Osnovni podatki za izračun so bile me­ hanske lastnosti zidov, njihove izmere in razpored po tlorisu etaže te r podatki o lastni teži in polo­ vični prom etni obtežbi konstrukcije. Potresna od­ pornost je izražena s strižnim koeficientom za vsa­ ko polovico stavbe in v obeh pravokotnih smereh. Rezultat izračuna je prikazan na sliki 5 v obliki etažne histerezne ovojnice, ki je izračunana s po­ stopkom »korak za korakom« kot odvisnost pomi­ kov etaže z upoštevanjem vpliva torzije. Na dia­ gram ih so prikazane tud i vrednosti koeficientov potresne odpornosti, ki so doseženi na m ejah ela­ stičnosti (VKe) in mejah porušitve (VKU). Mini­ m alna vrednost, ki jo po predpisih (2) m ora doseči obravnavana ojačena konstrukcija, znaša VK = = 0 , 18. H/G H/G 0.5 VKe = 0.164 0.5' VKe = 0.128 0.4 VKu = 0.364 j i 0.4 VKu = 0.215 0.3 smer V - Z 0.3 smer S - J 0.2 /S 0.20.1/ 0-1 / 0-0 — I— ,— .— ,— 0.0 iz— ,— ,— ,— i—f ---------- 1------------1------------ 1------------ 1------------ * -----------'------------ 1---------- 1----------- 1— 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 0.0 0-2 0.4 0-6 0.8 1.0 R C % 1 R C % 3 a. Vzhodni del zgradbe Sklep Potresne obremenitve predstavljajo potencialno nevarnost za večino obstoječih zgradb. Močno po­ škodovane zgradbe je možno sanirati tako, da so sposobne prevzeti celo večje obrem enitve kot pred delovanjem potresa. Izbira m etode in načina sana­ cije tem elji na predhodni študiji intenzitete in ti­ pov poškodb kakor tudi njihove razporeditve in lokacije poškodovanih konstrukcijskih elementov v obstoječi konstrukciji zgradbe. Z uspešno sana­ cijo se z ojačitvijo posameznih in uvajanjem novih elementov doseže povečanje nosilnosti in duktilno- sti celotnega konstrukcijskega sistema. Izbira me­ tode sanacije je odvisna tud i od stanja in vrste gradiva, iz katerega je zgradba zgrajena, in nosil- nostno-deform abilnostnih značilnosti posameznih konstrukcijskih elementov. Literatura H/G H/G VKe = 0.122 0. 5- VKe = 0.070 VKu = 0-334 0.4 VKu = 0.309 ■ k A smer V - Z 0,3 ftn , smer S - J 1 0.2 •/ V 1 1__________ _ 0.1 i1 ------- 1-------1-------1-------1------- o .o l------ .------«-------.-------.------ 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1-0 0.0 0.2 0.4 0 6 0.8 1.0 R [ % 1 R C %3 b. Zahodni del zgradbe S lika 5. Izračunane histerezne ovojnice pritličja Preglednica 1. Izračunane vrednosti koeficienta potresne odpornosti VKu Smer Vzhodni del Zahodni delstavbe stavbe Vzhod — Zahod 0,36 0,33 Sever — Jug 0,22 0,31 Iz prim erjave izračunanih in zahtevane vrednosti sledi, da se je s predvidenimi konstrukcijskim i po­ segi in ojačitvijo zidov dosegla ustrezna stopnja potresne odpornosti zidane zgradbe. 1. M. Tomaževič, D. Aničič: »Spom enici ku ltu re i s ta ­ re u rb an e cjeline u seizm ičkim područjim a«, Zbornik Sim pozija SDGKJ, D ubrovnik 1985. 2. »P rav iln ik o tehničnih norm ativ ih za graditev ob­ jek tov visoke gradnje na seizm ičnih področjih« (Urad­ ni lis t SFRJ, št. 31, 5. 6. 1981). 3. »P rav iln ik o tehničnih norm ativ ih za sanacijo, o ja ­ čitev in rekonstrukcijo objektov visoke gradnje, ki jih je poškodoval potres, te r za rekonstrukcijo in rev ita li­ zacijo objektov visoke gradnje« (Uradni list SFRJ, št. 52, 4. 10. 1985). 4. M. Velkov: »K oncept i m etodologija sanacije i o ja ­ čan ja postojećih konstrukcija«, Z bornik radova 2, IV Kongres SDSGJ, C avtat, 1986. 5. B iulding Construction U nder Seism ic Conditions in B alkan Region, Volume 5: »R epair and S trengthening of Reinforced Concrete, S tone an d B rick M asonry Building«, UNDP/UNIDO PRO JECT RER 79/015, Vi­ enna, 1984. 6. M. Tomaževič, G. Černe: »R ekonstrukcije in sana­ cije g radbenih objektov«, 7. srečan je gradbenih kon- s tru k te rjev Slovenije, Bled, 1985. 7. M. Tomaževič, P. S heppard, R. Ž arnič: »Experim en­ tal S tudies of M ethods and T echniques fo r th e Repair and S trengthening of H istoric B uildings in Old U rban and R u ra l Nuclei«, U. S .-Yugoslav W orkshop on P ro ­ tection of H istoric Buildings and Town Centers in Seism ic Regions, Petrovac, B udva, 1985. 8. M. Tom aževič: »E xperim entalne in analitične raz ­ iskave d inam ičnega obnašan ja z idan ih zgradb pri po­ tresn i obtežbi«, P ub likac ija ZR M K /IK PI 84/05, L jub­ ljana, 1984. 9. M .Tomaževič: »P roračunavan j e sezim ičke otporno- nosti zidanih zgada«, S avetovanje »Iskustva i uslovi za p ro jek tovan je i građenje posle zem ljotresa u Crnoj Gori«, Njivice, 1980. 10. R. Žarnič, M. Tom aževič: »Aseizmičko pojačanje sta re gradske kuće iz X V II stoljeća«, IV kongres SDGKJ, Cavtat, 1986, Knj. 2, str. 201—208. Vpliv hidrodinamičnih tlakov na potresni odziv valjastega rezervoarja UDK 624.953:699.841:532.5 HINKO SOLINO Izvleček V prispevku je podana analiza hidrodinam ičnih t la ­ kov, ki so posledica dinam ične in te rakc ije med teko­ čino in rezervoarjem pri potresu. O bravnavani so raz­ lični načini iz računa potresnih obtežb. Vpliv posam ez­ nih tlakov n a dinam ično obnašanje rezervoarja je p r i­ kazan na p rim eru delno napolnjenega rezervoarja, za katerega je s pom očjo program a DANER izračunan potresni odziv. P redstav ljen je del rezultatov in p r i­ m erjava z eksperim entaln im i izsledki A. Niwe. 1 . U V O D Med potresi v zadnjih dvajsetih letih je bilo moč­ no poškodovanih ali uničenih več nadzemskih re ­ zervoarjev. V takih prim erih je vedno ocenjena velika ekonomska škoda. O ekološki škodi, ki na­ stane z izlivom tekočine v okolico in lahko povzro­ či nepopravljive posledice, pa navadno ni nobenih poročil ali pa so vsaj zelo skopa. Znani so prim eri rezervoarjev, pri katerih so pri projektiranju upo­ števali tud i dinamični vpliv tekočine, pa so kljub temu utrpeli težke poškodbe. Podrobna analiza po­ škodb, ki so nastale na rezervoarjih med potresom na Aljaski (1964), samo na območju Anchoragea, je bilo od 21 rezervoarjev poškodovanih ali uničenih 17 rezervoarjev, je pokazala, da obstoječe metode za projektiranje niso zanesljive predvsem zaradi tega, ker ni pravilno upoštevan dinamični vpliv tekočine. Nove raziskave s tega področja je sprožil že razvoj raketne tehnike in jedrskih elektrarn, kjer so predpisi za projektiranje tlačnih posod in velikih rezervoarjev za potrebe reaktorske tehno­ logije zelo strogi. Analiza dinamične interakcije med konstrukcijo in tekočino je matematično tako zahtevna naloga, da so pravi razvoj omogočili šele računalniki in sodobne numerične metode. P rojektiranje in gradnjo potresnovarnih inženirskih objektov na področju Jugoslavije ureja poseben pravilnik [1], v katerem je predpisano, da je po­ trebno p ri projektiranju rezervoarjev upoštevati A vtor: Dr. H. Soline, dipl. ing. fiz., izredni profesor, Univerza E. K ardelja v L jub ljan i, F akulteta za arhitekturo, gradbeništvo in geodezijo, VTO ZD gradbeništvo in geodezija, In š titu t za konstrukcije , potresno inžen ir­ stvo in računalništvo, 61000 L jub ljana , Jam ova 2 INFLUENCE OF HYDRODYNAMIC PRESSURES ON EARTHQUAKE RESPONSE CYLINDRICAL STORAGE TANK Summary The hydrodynam ic pressures induced by dynam ic in ­ teraction between the liquid and ground supported storage tank during an earthquake are treated . D iffe­ re n t approaches of seismic load evaluated are de­ scribed. To illustrate the influence of d iffe ren t k inds of pressures on the dynam ic behaviour, the e a r th ­ quake response of partly filled tank has been calcu­ la ted by m eans of the program DANER. Some resu lts a re presented and com pared w ith the experim ental results obtained by A. Niwa. tudi dinamični vpliv tekočine. V pravilniku je na­ vedena Housnerjeva form ula za dinamični tlak in param etri Houserjevega mehaničnega modela brez pojasnil, v katerih prim erih in na kakšen način jih uporabljamo. Predpisi določajo, da moramo pri elastičnih rezervoarjih upoštevati tudi reakcijski tlak, ne da bi jasno definirali, kaj ta tlak sploh predstavlja in v čem se razlikuje od tlaka po Hous- nerju . Namen tega prispevka je pojasniti pomene in rabo posameznih hidrodinamičnih tlakov, raz­ členiti težave, na katere naletimo pri form ulaciji dinamične interakcije med elastičnim rezervoarjem in tekočino, te r pokazati, v katerem prim eru lahko interakcijo aproksimiramo z adicijsko masno m a­ triko tekočine. Ta aproksimacija se danes veliko uporablja ne samo pri rezervoarjih [2], temveč tudi p ri dolinskih pregradah [3]. 2. E N A Č B E G I B A N J A R E Z E R V O A R J A Valjasti rezervoar obravnavam o kot tanko lupino, ki je p ritrjena na togo talno ploščo. Predpostavlja­ mo, da se dno rezervoarja med potresom ne loči od podlage, te r se ves čas giblje z enakim pospe­ škom a(t) kot tla. Relativni pomik točke na osred­ nji ploskvi lupine določa osni pomik u, tangentni pomik v in radialni pomik w (slika 1). Po diskreti- zaciji rezervoarja na končne elemente zapišemo enačbe gibanja v m atrični obliki [M] {Ü } + [C] { U } + [K] {U} = {F (t)} + { Ft (t)} (1) k jer sta [M] in [K] m asna in togostna m atrika praz­ nega rezervoarja, [C] m atrika koeficientov dušenja in {U } posplošen vektor vozliščnih pomikov rezer­ voarja. V vektorju {F (t)} so zajete zunanje sile, v vektorju {F t (t)} pa dodatna tekočinska potresna obtežba. 3. HIDRODINAMIČNI TLAK 3.1. Osnovne predpostavke Med potresom stene rezervoarja vsiljujejo nihanje tekočini, za katero predpostavimo, da je neviskoz- na. Pri tem se na gladini tekočine vzbudijo povr­ šinski valovi, v tekočim pa pojavi dinamični tlak, zaradi katerega je rezervoar obremenjen z dodat­ nimi časovno spremenljivimi silami. Osnovna last­ na frekvenca valov na gladini tekočine je približno 50-krat m anjša kot osnovna lastna frekvenca re­ zervoarja. Sklopitev m ed površinskim valovanjem in vibracijami rezervoarja je torej precej šibka [4]. Zato je v začetnem obdobju potresa, ki tra ja nekaj sekund, am plituda vzbujenih valov zanemarljivo majhna. V tem obdobju prevladujejo v tekočini vztrajnostne sile, ki so pri velikem volumnu teko­ čine lahko zelo velike. Pripadajoči dinamični tlak imenujemo impulzni tlak. Za drugo obdobje potre­ sa je značilno bolj ali m anj močno površinsko va­ lovanje. Tisti del dinamičnega tlaka, ki je posle­ dica tega valovanja, imenujemo konvekcijski tlak. Danes prevladuje prepričanje, da površinski valovi tudi v drugem obdobju niso posebno veliki [5], tako da lahko konvekcijski tlak zanemarimo. To poenostavitev priporočajo tudi naši predpisi. 3.2. Elastičen rezervoar Pri navedenih predpostavkah velja za hidrodina­ mični tlak valovna enačba, ki se za nestisljivo te­ kočino poenostavi v Laplaceovo enačbo V : zip (r, ■&, z, t) = 0 (2) r, # in z so cilindrične koordinate poljubne točke v tekočini. Rešitev te enačbe mora zadoščati na­ slednjim robnim pogojem: S i: p (r, #, H, t) = 0 (3) _ dp (R, &, z, t) S2:-------- ^ -------- = — Qt [w (z, t) + a (t)] cos ■& (4) O . dP (r > 0. 0, t) _ nS3: --------- r--------------0 (5) k jer je gt gostota tekočine, w pa relativni radialni pospešek stene rezervoarja. Ostale oznake so raz­ vidne s slike 1. Robni pogoj (4) je glavni vzrok te­ žav, na katere naletim o pri obravnavanju in ter­ akcije med tekočino in rezervoarjem. Pri elastič­ nem rezervoarju pospeška w namreč ne poznamo in ga dobimo šele z rešitvijo enačbe (1). Te pa ne moremo rešiti, ker ne poznamo tekočinske potres­ ne obtežbe, ki jo povzroča dinamični tlak. Enačbe gibanja rezervoarja in tekočine je potrebno na neki način sklopiti in jih nato reševati skupaj. Značaj robnega pogoja (4) omogoča, da lahko hi­ drodinamični tlak zapišemo kot vsoto dveh delov p [w (z, t), a (t)] = po [a (t)] + pr [w (z, t)] (6) Prvi del tlaka p0 je sorazmeren pospešku tal a (t). K er je ta del tlaka pri istih dimenzijah rezervoarja enak ne glede na to, ali je rezervoar tog ali elasti­ čen, ga im enujem o osnovni tlak. Drugi del tlaka, ki je odvisen od relativnega radialnega pospeška, imenujemo reakcijski tlak. Osnovni tlak ima naj­ večjo vrednost vedno ob dnu rezervoarja. Poraz­ delitev reakcijskega tlaka po višini rezervoarja je odvisna od tipa rezervoarja. P ri širokem rezervo­ arju (2R > L) nastopi m aksimum reakcijskega tlaka malo nad dnom, pri visokem rezervoarju (2R + [C] { Ü } + [K] { U } = = (F(t)} + {P0 (t)} (7) Dobljena enačba gibanja rezervoarja s tekočino se od enačbe gibanja praznega rezervoarja razlikuje v tem, da je masni m atriki praznega rezervoarja [M] prišteta tekočinska m atrika [M]a, vektorju obi­ čajne potresne obtežbe {F (t) j pa dodana obtežba zaradi osnovnega tlaka { P 0 (t)} . V M atriki [M]a, ki se imenuje adicijska masna m atrika tekočine, je torej zajet vpliv reakcijskega tlaka. Prednost te aproksimacije je v tem, da kom pliciran mehanizem interakcije popišemo s simetrično matriko, ki ni odvisna od časa. Na žalost je m atrika [M]a polna. Zato je ne moremo vgraditi v standardne programe, katerih numerični algoritem tem elji na pasovnosti ali diagonalnosti osnovnih m atrik konstrukcije. 4.2. Metode za izračun tekočinskih potresnih obtežb in adicijske masne matrike tekočine Vektor obtežbe osnovnega tlaka {P 0 ( t)} najlažje izračunamo s pomočjo virtualnega dela. Za ta ra­ čun potrebujemo osnovni tlak p0 na omočenem delu rezervoarja. Če ima tekočina preprosto geo­ metrijo (valj, prizma), obstaja analitična rešitev enačbe (2). V tem prim eru lahko vektor { P 0 (t) } in m atriko [M]a izračunamo analitično. V vseh ostalih prim erih uporabimo za izračun osnovnega tlaka in m atrike [M]a metodo končnih elementov [11] ali metodo robnih elementov [12], pri kateri diskretiziramo na elemente le rob območja teko­ čine. S tem odpade računanje tlaka v notranjih vozliščih tekočine, ki ga za izračun vektorja {P0 ( t)} ne potrebujemo. 5. NUMERIČNI PRIMER IN PRIMERJAVA Na Inštitu tu za konstrukcije, potresno inženirstvo in računalništvo v Ljubljani smo razvili računal­ niški program DANER (Dinamična ANaliza Ela­ stičnih Rezervoarjev), ki tem elji na aproksimaciji interakcije z adicijsko masno m atriko tekočine. S tem programom smo izračunali odziv rezervoar­ ja iz alum inija (L = 4,57 m, R = 1,18 m, H = 3,96 m) pri pospešku El Centro (1940, NS) z amax = = 0,5 g in dobljene rezultate prim erjali z rezultati A. Niwe [8]. Omenjeni rezervoar že pred pričetkom vzbujanja ni imel krožnega preseka, k ar je naša tem eljna predpostavka. To dejstvo otežuje podrob­ no kvantitativno prim erjavo. Vendar takšna pri­ m erjava vsekakor pokaže, ali je pravilno zadet ve­ likostni red notranjih sil in kolikšen je pri tem vpliv reakcijskega tlaka [13]. V preglednici 1 so prikazane največje vrednosti nekaterih količin za dva različna prim era tekočinske obtežbe. V obeh prim erih smo pri izračunu vektorja-} F (t) } upošte­ vali le vztrajnostne sile praznega rezervoarja. V prim eru A smo za tekočinsko obtežbo upošte­ vali reakcijski in osnovni tlak, v prim eru B pa le osnovni tlak, ki smo ga aproksim irali s Housner- jevo formulo. Največji reakcijski tlak znaša 11 kPa in nastopi na višini 2,7 m, k jer je osnovni tlak enak 4 kPa. Preglednica 1. Maksimalne vrednosti radialnega pomika in notranjih sil P rim er Dušenje(%) w (cm) N , (kN/m) N {j (kN/m) 1 0,45 94,0 24,3 A 2 0,39 81,9 21,1 5 0,29 59,8 15,2 B 2 0,12 28,0 6,2 Eksp. 0,58 80,0 28,2 6. SKLEP Potres vzbudi v tekočini, k i jo rezervoar vsebuje, impulzni in konvekcijski dinamični tlak. Odločilen vpliv na dinamične karakteristike rezervoarja ima impulzni tlak. Impulzni tlak elastičnega rezervoar­ ja sestavljata osnovni in reakcijski tlak. Za valja­ sti rezervoar obstaja za osnovni tlak analitična re­ šitev, ki jo dobro izraža tlak po Housnerju. Reak­ cijski tlak je odvisen od deformacij rezervoarja. Njegov vpliv na gibanje rezervoarja pri nestisljivi tekočini dobro aproksimira adicijska masna m atri­ ka tekočine. 7. ZAHVALA A vtor se zahvalju je Raziskovalni skupnosti Slovenije, ki je finansira la raziskave s področja dinam ične in te r­ akcije m ed konstrukcijo in tekočino pri potresu. Del teh raziskav je p redstav ljen v tem prispevku. 8. LITERATURA 1. P rav iln ik o tehn ičn ih norm ativ ih za p ro jek tiran je in proračun inžen irsk ih objek tov v seizm ičnih področ­ jih, Zvezni zavod za standardizacijo , Beograd. 2. M. A. H aroun, »D ynam ic Analyses of L iquid Storage Tanks«, C alifornia In stitu te of Technology, EERL 80-04, Pasadena, Feb. 1980. 3. J. Shaw -H an Kuo, »F lu id-S tructure In teractions: Added Mass C om putations for Incom pressible Fluid«, University of C alifornia, UCB/EERC-82/09, Berkeley, 1982. 4. D. D. K ana, »S tatus an d Research Needs for P re ­ diction of Seism ic R esponse in Liquid Containers«, N uclear Engineering an d Design, 69, 1982, 205—221. 5. M. A. H aroun, »V ibration Studies and Tests of L i­ quid S torage Tank«, E arthquake Engineering and S tructural Dynam ics, 11, 1983, 179—206. 6. G. W. H ousner, »The Dynamic P ressures on Accele­ rated F luid C ontainers«, Bulletin of Seism ological So­ ciety of A m erica, Vol. 47, 1, 1957, 15—35. 7. A. S. Veletsos and J. Y. Yang, »E arthquake Respon­ se of L iquid S torage Tank«, Advances in Civil Engi­ neering T hrough Engineering M echanics, ASCE, 1977, 1—24. 8. A. Niwa, »Seism ic Behaviour of T all L iquid Storage Tanks«, U n iversity of California, UCB/EERC-78/04, Berkeley, Feb. 1978. 9. O. C. Zienkiew icz and R. E. Newton, »Coupled Vi­ brations of a S truc tu re Subm erged in a Com pressible Fluid«, In terna tional Symposium on F in ite Element Techniques, S tu ttgart, May 1969. 10. H. Soline, J . Reflak, »Dinam ična analiza elastičnih rezervoarjev z m etodo končnih elem entov«, RSS, URP: C2-0138-792/81, 82, 83, L jubljana, 1981, 1982, 1983. 11. T. B alendra, »Seismic Stresses in L iquid Storage Tanks«, In ter. Conf. on Engineering for Protection from N atu ra l D isasters, Bangkok, Jan . 1980. 12. H. Soline, » In terakc ija m ed tekočino in elastičnim rezervoarjem p ri seizm ični obtežbi«, 4. kongres Saveza d ruštava za seizm ičko građevinarstvo Jugoslavije, C avtat 1986, Z born ik del, 1, 341—348. 13. H. Soline, »P rim erja lna š tud ija jugoslovanskih predpisov za aseizm ično p ro jek tiran je va ljas tih rezer­ voarjev«, 8. kongres Saveza d ruštava građevinskih kon- s truk te ra Jugoslavije , C avtat 1987, Z bornik del, T2, 179—184. L E Tl [T M i l i l 1.1 M I I ~ m E S E 11 2. ** * Ifttv t j n i i r— -L- ' r r r ±ftu tie telefon: komerciala: 482-944, 482-931, 482-970, 482-516, računovodstvo: 482-025, kadrovska sl.: 482-840, direktor: 483-570, žiro račun: 50103-601-15507 Izvajamo vsa ZAKLJUČNA DELA V GRADBENIŠTVU družbenega in za­ sebnega sektorja, pri novogradnjah in adaptacijah kot so: Oblaganje sten in podov s keramičnimi, keramitnimi, klinker ploščicami in mozaikom — pečarska, soboslikarska in pleskarska dela — oblaganje s tapetami, polaganje tlakov iz plastičnih mas in iglanih preprog. 9. zborovanje gradbenih konstruktorjev Slovenije Društvo gradbenih konstruktorjev in Društvo za potresno inženirstvo sta v dneh 15. in 16. oktobra 1987 na Bledu organizirala zborovanje gradbenih konstruktorjev Slovenije, že deveto po vrsti. Ude­ ležilo se ga je prek 200 strokovnjakov s področja gradbeništva. Značilnost letošnjega zborovanja je doslej najštevilnejša udeležba priznanih gradbenih strokovnjakov iz ostalih republik, s čimer je zboro­ vanje gotovo pridobilo splošen jugoslovanski po­ men. Velik je bil tudi odziv avtorjev iz prakse in raziskovalnih institucij, torej izven univerze. Organizatorji so za zborovanje izdali zbornik, ki so ga uredili P. Fajfar, F. Kržič in F. Saje. V njem je objavljenih 31 referatov, obsega pa 300 strani. Organizatorji so sicer prejeli več referatov, vendar vseh niso mogli objaviti zaradi visokih cen tiska in skromnih finančnih možnosti. Zborniku so pri­ ložene 3 publikacije Inštitu ta za konstrukcije, po­ tresno inženirstvo in računalništvo FAGG za na­ slednja področja računalništva: analiza konstruk­ cij, CAD-CAM gradbenih konstrukcij te r program ­ ska orodja. Zborovanje je v imenu organizatorjev odprl P. Faj­ far, ki je uvodoma pojasnil pomen in nam en zbo­ rovanja gradbenih konstruktorjev Slovenije. Nato je v imenu Zveze društev gradbenih inženirjev in tehnikov Slovenije navzoče pozdravil S. Bubnov z naslednjimi besedami: »Zborovanje gradbenih konstruktorjev Slovenije na Bledu, ki ga zadnja leta prire ja ta Društvo grad­ benih konstruktorjev in Društvo za potresno inže­ nirstvo, je postalo za slovensko gradbeništvo že tradicionalno. Konstruktorji iz Slovenije, med ka­ tere štejemo tako projektante kot tudi izvajalce, na njem pred širšim strokovnim forumom gradbe­ nikov in drugih strokovnjakov iz Slovenije in Ju ­ goslavije te r ob vsakokratni udeležbi nekaterih priznanih strokovnjakov iz tujine prikažejo rezul­ tate svojega dela v tem in pretečenem letu, pa tudi za daljše preteklo obdobje. Ta dela, prikazana v obliki posterjev in referatov, so na razpolago za oceno in diskusijo. Avtorji, katerih dela so še v fazi projektiranja, lahko tukaj dobijo nove spod­ bude in napotke v prid izboljšanja že začete za­ misli, vse pa v smeri racionalnejših in ekonomič- nejših rešitev. Zato ta zborovanja dobivajo poseb­ no družbeno vlogo in kvaliteto. Zveza društev gradbenih inženirjev in tehnikov Slovenije ceni požrtvovalno delo, ki ga ob vedno skromnejših finančnih možnostih organizatorji vla­ gajo v pripravo in uspešen potek zborovanja. Za ta trud si vsekakor zaslužijo vse naše priznanje. Zal ima naša družba manj posluha za tehnične znanosti kot pa za družboslovne in humanistične. Na to kaže tudi dejstvo, da sredstva javnega obve­ ščanja nam enjajo zborovanjem s področja tehnič­ nih znanosti dosti manj pozornosti kot raznim zbo­ rovanjem medicincev, pravnikov, ekonomistov in drugih iz netehničnih strok. Udeležba visokih pred­ stavnikov oblasti je na naših zborovanjih dokaj redka. Tudi sestava dopisnih in rednih članov Slovenske akademije znanosti in umetnosti kaže, da hum ani­ stične vede prevladujejo nad tehničnimi. In vendar se vsi zavedamo, da nam lahko samo razvoj tehničnih znanosti, ki naj bi izboljšal našo produktivnost in dvignil proizvodnjo, zagotovi iz­ hod iz sedanje družbene in gospodarske krize. Proizvajalci, delavci in strokovnjaki (od delavcev, ki delajo z lopatami, do tehnikov in inženirjev) so tisti, ki zagotavljajo sredstva za življenje in obstoj družbene nadgradnje. Če ne bi bilo proizvajalcev, delavcev, tehnikov in inženirjev, ne bi mogli razvijati in financirati druž­ boslovnih in humanističnih ved. Ne glede na takš­ no zapostavljanje tehničnih strok v naši družbi pa inženirji in tehniki na področju gradbeništva že več kot 40 let vlagamo svoje ustvarjalno delo v razvoj družbe, v izgradnjo njene m aterialne osnove in dvig življenjskega standarda delovnih ljudi. In tako bomo delali tudi naprej. Današnje zborovanje je le ena izmed postaj na tej poti.« V imenu Zveze društev konstruktorjev Jugoslavije je zborovanje pozdravil njen predsednik Z. Pe- rišič. Strokovni del zborovanja je pričel F. Standfuss, m inistrski svetovalec pri m inistrstvu za promet ZR Nemčije, šef referata za mostove in inženirske gradnje. V svojem zanimivem refera tu z naslovom »Gradnja cestnih mostov v ZRN« je prikazal zelo lepe barvne posnetke številnih pomembnejših mo­ stov, zgrajenih pri n jih v zadnjih letih, in razložil predpise te r tehnološke postopke v zvezi z njiho­ vimi popravili in vzdrževanjem. Dejstvo je, da so za ta dela angažirali samo visoko kvalificiran inže­ nirski kader. Potek periodičnih pregledov, kontrole nosilnosti, načina odprave posameznih poškodb, zlasti pojavov korozije, je podrobno določen z ustreznim i predpisi. ZR Nemčija kot država z zelo visokim družbenim standardom torej nam enja po­ memben del svojih sredstev za delovanje tehnične adm inistracije, za organe tehničnega nadzora in kontrole. V diskusiji je avtor povedal, da je po njegovi oceni v zvezi s temi storitvami smo na področju gradnje mostov v ZR Nemčiji zaposlenih 1200 inženirjev izključno v adm inistrativni službi. To je vsekakor poučen prim er za nas, ki ves čas govorimo o potrebi po zmanjšanju adm inistrativ­ nega kadra, čeprav je tehnično-upravni adm inistra­ tivni kader že sedaj izredno šibek in ni sposoben zagotoviti normalnega tehnično-upravnega funkcio­ niranja naše države na področju gradbeništva. Avtor je med drugim povedal tudi to, da se v ZR Nemčiji na avtocestah izogibajo gradnji velikih mostov iz prefabriciranih elementov. Načelno da­ jejo prednost m onolitnim arm iranobetonskim ali prednapetim kontinuiranim konstrukcijam . Poseb­ no pozornost nam enjajo zaščiti prednapetih kablov pred korozijo. Drugi gost na zborovanju je bil I. Plemelj, naš rojak, sicer pa dolgoletni sodelavec in eden izmed vodilnih inženirjev velikega zahodnonemškega gradbenega podjetja Ph. Holzmann iz F rankfurta. V svojem refera tu je obravnaval problem obstoj­ nosti železobetonskih konstrukcij in vpliv okolja na beton. Na zborovanju je prikazal film o izgrad­ nji razkošnega olimpijskega stadiona v Riadu (Saudska Arabija). Gradilo ga je omenjeno podjet­ je, I. Plemelj pa je opravljal eno izmed vodilnih nalog. Nekaj avtorjev je v svojih referatih obravnavalo aktualne probleme pro jek tiran ja in gradnje sodob­ nih železobetonskih in prednapetih konstrukcij, in sicer tako na področju teorije kot tudi tehnologije graditve. Več referatov je obravnavalo poškodbe železobe­ tonskih konstrukcij zaradi korozije jekla v betonu. Ta problem postaja vedno bolj pereč zlasti v ob­ morskih krajih , k jer vlaga povzroča rjavenje arm a­ ture, zaradi česar nastajajo v betonu razpoke, ki v njegovo notranjost dovajajo vedno več vlage in povzročajo vse hitrejše razpadanje nosilnega jekla. Precej objektov je zaradi tega resno ogroženih. V nevarnosti je celo veliki most na otok Pag. Pojav nevarnosti korozije v železobetonu, torej v materialu, ki je svojo stoletnico praznoval nedavno tega (pariški v rtn ar Monier je svoj patent prijavil leta 1867), pa ne postaja resen problem samo pri nas, temveč povsod po svetu. Ogroženi so zlasti mostovi in druge arm irane in prednapete betonske konstrukcije, ki so izpostavljeni neposrednim vpli­ vom vlage in padavin. Zato bodo morali gradbeniki tem u problem u v prihodnjih desetletjih posvetiti precej pozornosti. Zborovanje slovenskih konstruk­ torjev je pokazalo, da se slovenski gradbeniki tega zelo dobro zavedajo. Bilo je nadvse koristno, da je udeleženec zborovanja seznanil z načinom in postopki reševanja problema zaščite železobeton­ skih konstrukcij, kar pristojni strokovnjak iz ZR Nemčije kot ene izmed tehnično najbolj naprednih držav v svetu. S. B. DOLENJSKI PROJEKTIVNI BIRO p. o. NOVO MESTO, SOKOLSKA 1 TEHNIČNA DOKUMENTACIJA — arhitektonski načrti za stanovanjske, upravne, industrijske in javne zgradbe — načrti gradbenih konstrukcij za visoke in nizke zgradbe ter jeklene konstrukcije — načrti nizkih in prom etnih zgradb — načrti strojnih in elektroinstalacij INVESTITORSKI POSLI v zvezi s pripravo na graditev, z gradnjo objektov in zagonom objektov INVESTICIJSKA DOKUMENTACIJA URBANISTIČNA DOKUMENTACIJA STROKOVNO NADZORSTVO NAD GRADNJO OBJEKTOV IZVAJANJE GEODETSKO TEHNIČNIH STORITEV INFORMACIJE? telefon (068) 24-409 INFORMACIJE 28o 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 LETNIK XXXVIII — 11-12 November-december 1987 Ocenjevanje pričakovane potresne ranljivosti in ogroženosti večjih skupin starejših objektov UDK 624.131.55.001.8:711.168 1. UVOD Ocenjevanje potresne ranljivosti starejših objek­ tov, to je objektov, zgrajenih pred sprejetjem pred­ pisov o gradnji objektov na potresnih področjih, je pomembna naloga gradbenikov tako v času pred potresom kot tudi v popotresnem obdobju. Za ugotavljanje stopnje poškodovanosti in ranljivosti zaradi potresa prizadetih zgradb že dalj časa ob­ stajajo določene metodologije. V Jugoslaviji so se te metodologije razvijale predvsem po zadnjih po­ tresih na Kozjanskem (1. 1974), v Posočju (1. 1976) in v Crni gori (1. 1979) (glej [1]). Tako je bila v letu 1979 (Uradni list SFRJ, št. 17/1979) sprejeta enotna metodologija za cenitev škode zaradi ele­ m entarnih nesreč, ki je bila v letu 1987 dopolnjena z novim navodilom (Uradni list SFRJ, št. 27/1987). Po drugi strani še nimamo vsestransko uporabne metodologije za ocenjevanje potresne ranljivosti večjih skupin starejših objektov, katerih potresna varnost nikakor ne zadošča zahtevam veljavnih predpisov za gradnjo objektov visokogradnje na potresnih področjih. Gre torej za razliko med tako imenovano »opaženo potresno ranljivostjo«, ki jo ugotavljamo na podlagi stanja objekta po potresu, in »pričakovano potresno ranljivostjo«, ki jo izra­ čunavamo ali ocenjujemo na podlagi vseh razpo­ ložljivih podatkov o objektu in pričakovanem po­ tresu (glej [2]). Pri posameznih objektih, predvsem kadar je pred­ videna prenova zgradbe s protipotresno ojačitvijo, običajno izračunamo potresno odpornost zgradbe v obstoječem in ojačenem stanju. Ta izračun posta­ ne sestavni del projektne dokumentacije predvide­ nega prenovitvenega posega. Računske metode za določanje potresne odpornosti zidanih in ostalih zgradb so znane, pravilne rezultate pa dobimo le, če imamo zanesljive podatke o m aterialno-tehnič- Avtorja: Mag. Peter Sheppard, dipl. inž. gradb. M arjana Lutm an, dipl. inž. gradb. nih karakteristikah nosilnih elementov. Zaradi te­ ga je pogosto potrebno izvajati bolj ali manj ob­ sežne raziskave teh elementov, pri čemer nasta­ nejo precejšnji stroški. P ri večjih skupinah starej­ ših objektov, k jer je prenova ali protipotresna oja­ čitev predvidena le v srednjeročnem oziroma dol­ goročnem obdobju, lahko postanejo stroški raziskav in računa potresne odpornosti preveliki v prim er­ javi z razpoložljivimi sredstvi. Zato smo v tem pri­ m eru prisiljeni uporabljati hitrejše in cenejše po­ stopke. Njihova natančnost in obsežnost je seveda nujno m anjša kot pri računski analizi, kljub temu pa naj dajejo čim bolj pregledno in zanesljivo sli­ ko potresne ranljivosti oziroma ogroženosti večjih skupin zgradb. V pričujočem prispevku opisujemo enostavno me­ todologijo za ocenjevanje pričakovane potresne ranljivosti in ogroženosti starejših, predvsem zida­ nih zgradb. Uporabnost prikazane metodologije je precej široka, saj jo je možno prilagoditi skupinam zgradb različnih tipov in namembnosti. Prikazali bomo tudi oceno potresne ranljivosti po opisani metodologiji za dve različni skupini zgradb. Prva skupina obsega 27 objektov na zaključenem uredit­ venem območju v Stari Ljubljani, druga skupina pa 22 starejših objektov vzgojno-izobraževalnih ustanov v občini Ljubljana Bežigrad. 2. OCENJEVANJE PRIČAKOVANE POTRESNE RANLJIVOSTI IN DOLOČANJE RELATIVNE OGROŽENOSTI 2.1. Izbira metodologije Pri razvijanju ustrezne metodologije za ocenjeva­ nje potresne ranljivosti starejših zgradb smo izha­ jali iz lastnih izkušenj kot tudi iz virov, dostopnih v literaturi. Iz teh virov (za splošni pregled glej npr. [3] in [4]) je razvidno, da obstaja za ocenjeva­ nje pričakovane potresne ranljivosti objektov veli­ ko različnih metodoloških pristopov, ki so v večji ali m anjši m eri prilagojeni specifičnim pogojem v posameznih državah. Na splošno velja, da je izbira metodologije za uporabo na nekem določenem po­ tresnem območju odvisna predvsem od treh fak­ torjev : od velikosti in narave fonda objektov, od končnih ciljev analize (npr. za urbanistično plani­ ranje, za potrebe ljudske obrambe ali za pripravo strategije za dolgoročno zmanjšanje seizmičnega ri­ zika) in, v precejšnji meri, tudi od razpoložljivih finančnih sredstev in časa. V okviru tega prispevka se bomo omejili le na me­ todologije, ki temeljijo na načelu razvrščanja stavb in njihovih nosilnih elementov v različne katego­ rije predvsem na podlagi izkušenj, pridobljenih pri prejšnjih potresih. P ri teh metodologijah ocenju­ jemo potresno ranljivost objektov s pomočjo ogle­ dov »stavbe po stavbi« in sprotnim ovrednotenjem sposobnosti njihovih nosilnih sistemov za prevzem potresnih obremenitev. Analitične in polanalitične metode za izračunavanje potresne odpornosti zida­ nih zgradb so podane v literaturi (glej npr. [5] in [6]). 2.2. Ocenjevanje potresne ranljivosti objektov Med prvimi objavljenim i postopki za ocenjevanje potresne ranljivosti objektov je »metoda za teren­ sko ocenjevanje« (angl. »Field Evaluation Me­ thod«), ki ga je razvil C. G. Culver s sodelavci (glej [7]). Metoda je uporabna za ocenjevanje po­ tresne ranljivosti zgradb vseh vrst, ocenjevalni pa­ ram etri pa so naslednji: (1) vrsta nosilne konstruk­ cije, (2) simetričnost konstrukcije, (3) količina no­ silnih elementov, (4) obstoječe stanje objekta, (5) togost konstrukcije, (6) kakovost sidranja stropov in drugih zvez in (7) prisotnost ali odsotnost proti­ potresnih vezi. Do neke mere podobno metodo je predlagal J. H. Wiggins (glej [8]) z ocenjevalnimi param etri: (1) vrsta nosilne konstrukcije, (2) vrsta diafragem ali sistema za zagotavljanje togosti v horizontalni smeri, (3) vrsta notranjih sten, (4) oce­ na obstoječega stan ja objekta in (5) ocena poseb­ nih nevarnosti. Po obeh metodah se potresna ran­ ljivost objektov določa s seštevanjem izbranih vrednosti ocenjevalnih param etrov, potresna ogro­ ženost pa z upoštevanjem pričakovane stopnje seiz- mičnosti. 1 ! "STRNOVRNJSK ■ nga-rosmvnr V 7 7 \ '̂ ANI- i 1 CC OZNAKA objekta Slika 1. Potresna ranljivost objektov zaključenega ureditvenega območja v Stari Ljubljani Zaradi več zaporednih močnih potresov se je v zad­ njem desetletju tudi v Italiji močno povečalo zani­ m anje za potresno ranljivost starejših, večinoma zidanih zgradb. Za tovrstne zgradbe se je v tej državi uveljavila predvsem metoda, ki sta jo pred­ lagala D. Benedetti in V. Petrini (glej [9]). Upo­ števala sta deset param etrov: povezanost zidov, vrsta zidov, vrsta tal, strižna odpornost zidov (ra­ čunsko ocenjena), regularnost tlorisa, regularnost objekta po višini, vrsta horizontalnih diafragem, streha, detajli in splošno stanje objekta. Za vsak param eter sta predlagala tudi vrednost pripadajo­ čega utežnega faktorja, razen za param etre regu­ larnosti tlorisa, vrste horizontalnih diafragem in strehe (utežne faktorje za te param etre naj bi do­ ločili sami izvajalci pregleda stavbe). Zanesljivost te metode sta avtorja preverila na prim eru mesta Gubbio v osrednji Italiji, k jer je bila potresna ran­ ljivost stavb starega mestnega jedra ocenjena že pred potresom v letu 1984. Na podlagi prim erjave opisanih metod in ob upo­ števanju rezultatov, dobljenih za zamišljeno sku­ pino objektov s potresno ugodnimi in neugodnimi značilnostmi (glej [10]), smo se odločili, da pripra­ vimo nov predlog metodologije za določanje po­ tresne ranljivosti starejših, predvsem zidanih zgradb na potresnih območjih 8. in 9. stopnje po lestvici MCS. P ri tem smo se omejili na pet osnov­ nih ocenjevalnih param etrov zgradbe. Za zidane zgradbe in za zgradbe s konstrukcijo mešanega tipa (objekte z nosilnimi zidovi in armiranobetonskimi stebri) smo osvojili naslednje param etre in utežne faktorje: A. zidane zgradbe utežni faktor (1) v rs ta in kakovost zidov 1,0 (2) količina zidov 1,0 (3) razpored itev zidov 1,0 (4) povezanost zidov 1,5 (5) drugi fak to rji 0,5 12345 B. zgradbe s konstrukcijo mešanega tipa utežni faktor (1) v rsta in kakovost zidov in stebrov 1,0 (2) količina zidov in stebrov 1,0 (3) razporeditev zidov in stebrov 1,0 (4) m ešanost konstrukcije, konstrukcijsk i detajli 1,5 (5) drugi fak to rji 0,5 Ti param etri lahko zavzamejo vrednosti od 1 do 5, k jer pomeni ocena »1« dokazano stanje v skladu s predpisi, ocena »5« pa stanje, ki predpisom o protipotresni gradnji sploh ne ustreza. Vsoto ute- ženih osnovnih param etrov označimo s »Ps-«. Giblje se v razponu od 5 do 25 točk, in nam da osnovo za račun potresne ranljivosti objekta. Poleg osnovnih param etrov zgradbe upoštevamo dodatni, potresno neugodni vpliv večje višine ob­ jekta s param etrom »Ph«, ki pri posamezni zgradbi zavzame eno od naslednjih vrednosti: etažnost zgradbe Ph — do P + 2 (norm alne etažne višine) 0 — P + 2 (velike etažne višine) ali P + 3 (norm alne etažne višine) 2 — P + 3 (velike etažne višine) ali P + 4 (norm alne etažne višine) 4 — P + 4 (velike etažne višine) ali P + 5 (norm alne etažne višine) 6 Kot objekte z velikimi etažnimi višinami upošte­ vamo objekte, k jer višina večine etaž presega 3,5 m etra. Vpliv stopnje seizmičnosti lokacije, na ka­ teri se objekt nahaja, pa zajamemo s param etrom »Pi«, ki na potresnih območjih 8. ali 9. stopnje po lestvici MCS zavzame eno od naslednjih vrednosti: Območje Seizmični koeficient K, P, 8i 0,04 - 3 82 0,05 0 83 0,06 + 3 9i 0,08 + 9 92 0,10 + 15 9a 0,12 + 21 Pri določitvi ustreznih vrednosti za param eter »Pi« smo upoštevali razporeditev seizmičnih koeficien­ tov, kot je predvidena na potresno-mikrorajoniza- cijskih kartah. Ta razporeditev upošteva vpliv raz­ ličnih tal pri isti osnovni potresni stopnji. Osnovni računski seizmični koeficient za območje 9. stopnje po lestvici MCS je za tla različnih kakovosti še en­ k ra t večji od seizmičnega koeficienta, ki za enaka tla ustreza 8. stopnji. Ce upoštevamo, da znaša povprečna potresna ranljivost starejših objektov na različnih območjih približno Ps = 15,0 točk, po­ tem sledi, da lahko upravičeno pripišemo enako število točk razponu od 8. do 9. stopnje za srednje dobra tla. Ob upoštevanju vseh navedenih param etrov lahko sedaj zapišemo obrazec za določanje potresne ran­ ljivosti starejših objektov: Vs = (Ps + Ph + Pl) . F t (1) kjer je param eter »Ft« še faktor vrste nosilnega sistema. Za zidane zgradbe privzamemo vrednost F t = 1,0, pri zgradbah s konstrukcijo mešanega tipa pa vrednost F t = 0,85, kar pomeni, da smo potresno ranljivost teh zgradb na splošno zm anj­ šali za 15,0 °/o v prim erjavi z nadomestnimi zida­ nimi zgradbami. RELATIVNA OSRÖZENOST f///1RDMUIW)ST MES Of-J. 35 36 .31 32 34 33 H? «6 H4 H5 HI HM H2 H3 HI2 H8 HI3 H7 H1Q P8 P3 P4 P7 P5 P2 P6 Pl OZNfKfl OBJEKTA Slika 2. Relativna potresna ogroženost v primerjavi s potresno ranljivostjo za zaključeno ureditveno območje v Stari Ljubljani 2.3. Določanje relativne potresne ogroženosti Medtem ko predstavlja ocena potresne ranljivosti kakega objekta predvsem oceno verjetnosti nastan­ ka poškodb ali porušitve objekta p ri potresu pred­ videne maksimalne intenzitete, se pojem potresne ogroženosti nanaša v prvi vrsti na uporabnike ob­ jekta, do določene mere pa seveda tud i na m ate­ rialne dobrine v objektu in osnovno vrednost stav­ be. Glavna param etra sta zato število uporabnikov v objektu in velikost uporabne tlorisne površine v vseh etažah objekta, na podlagi katerih lahko takoj ugotovimo gostoto uporabnikov. Gostota upo­ rabnikov posameznih objektov se bo seveda spre­ minjala z dnevnim in letnim časom, zato je pri oceni števila uporabnikov potrebno upoštevati ne­ ko povprečno število, ki najbolj ustreza dejanske­ mu stanju (za raziskovalne nam ene bi bilo možno za vsako stavbo izdelati posebno oceno izpostav­ ljenosti uporabnikov). Najprej določimo gostoto uporabnikov v posameznem objektu (običajno na 100,0 m2 uporabne površine), nato pa jo prim er­ jamo s povprečno (ponderirano) gostoto uporabni­ kov v skupini zgradb podobne namembnosti. Tako ugotovimo relativno gostoto uporabnikov v okviru obravnavane skupine zgradb, označeno z »Dr«. Re­ lativna potresna ogroženost p ri posameznem ob­ jektu »Vu« je potem dana z izrazom: Vu = Vs . Dr (2) Glede na to, da se relativna gostota uporabnikov nanaša na povprečno gostoto znotraj skupine ob­ jektov, se tudi relativna potresna ogroženost na­ naša samo na to skupino in pove, v kolikšni meri je določen objekt s svojimi uporabniki potresno bolj ali manj ogrožen glede na ostale. Za oceno ogroženosti samega gradbenega tkiva objektov bi bilo možno izhajati predvsem iz uporabne površine tlorisa ob upoštevanju dosedanje amortizacije stav­ be. To je zlasti pri starejših zgradbah oziroma kul- turno-zgodovinskih spomenikih razmeroma zaple­ teno vprašanje, zato ga na tem m estu ne obrav­ navamo. 3. DVA PRIMERA UPORABE METODOLOGIJE V PRAKSI 3.1. Zaključeno ureditveno območje v Stari Ljubljani V okviru priprave posebnih strokovnih podlag za ureditveni načrt za območje u re jan ja C O 1/19 v Stari L jubljani (območje med Cankarjevim nabrež­ jem, Stritarjevo ulico, Mestnim trgom in pod Tran- čo) smo izdelali oceno potresne ranljivosti 27 zgradb (vseh v območju, razen treh, ki se v tem času pre­ navljajo). Vsaka obravnavana stavba predstavlja konstrukcijsko celoto. Vse zgradbe na tem območ­ ju so zidane in stare večinoma več sto let, razen petih, ki so zgrajene po ljubljanskem potresu leta 1895. Nosilni zidovi so kam niti, kamnito-opečni ali, pri novejših stavbah, opečni. Stropne konstrukcije so večinoma še lesene, v redkih prim erih pa so nad eno ali več etažami vgrajene arm iranobetonske plošče. Največ je stavb s pritličjem in dvema ali trem i nadstropji. Vsi objekti so locirani na ob­ močju 8. potresne stopnje po lestvici MCS, s pri­ padajočim seizmičnim koeficientom Ks = 0,06. Glede na njihovo namembnost smo obravnavane zgradbe razdelili na tri različne skupine: »stano­ vanjski objekti« (objekti, k jer znaša delež uporab­ ne površine, ki rabi stanovanjskemu namenu, več kot 75,0 % celotne uporabne površine v objektu), »poslovni objekti« (objekti, k jer znaša delež upo­ rabne površine, ki rabi poslovnim namenom, več kot 75,0 % celotne uporabne površine) in »mešani objekti« (ostali objekti, ki ne spadajo v prej ome­ njeni skupini). Tako smo dobili 6 »stanovanjskih objektov« (S l—S6), 13 »mešanih objektov« (M l— M13) in 8 »poslovnih objektov« (P l—P8). Opazili smo precejšnje razlike v gostoti uporabnikov ob­ jektov, saj znaša ponderirana povprečna gostota uporabnikov v navedenih treh skupinah objektov 2,62, 3,59 in 4,84 uporabnikov na 100,0 m 2 uporab­ ne površine. V tabeli 1 so prikazani osnovni podatki o ob­ jektih in rezultati raziskave potresne ranljivosti in relativne ogroženosti na omenjenem območju. Na sliki 1 je grafično prikazana potresna ranljivost ob­ jektov, na sliki 2 relativna potresna ogroženost v VELIKOST OBJEKTA V M2 Slika 3. Relativna potresna ogroženost glede na velikost koristne tlorisne površine objektov za zaključeno ureditveno območje v Stari Ljubljani prim erjavi s potresno ranljivostjo (vrstni red ob­ jektov je sedaj spremenjen) in na sliki 3 relativna potresna ogroženost glede na velikost objektov, kar nam na določen način ponazarja »potresno proble­ matičnost« posameznih objektov. Iz teh prikazov je razvidno, da je po tej metodologiji ocenjena po­ tresna ranljivost objektov precej homogena, med­ tem ko je ocenjena potresna ogroženost pri posa- T abela 1. Rezultati raziskave potresne ranljivosti in relativne ogroženosti objektov v zaključenem ureditvenem območju Stare Ljubljane O bjekt Leto izgradnje: 1 : pred potresom le ta 1895 2 : po potresu le ta 1895 Etažnost K oristna površina [m2] Število uporab­ nikov G ostota -uporab­ nikov [na 100 m 2 koristne površine] Povprečna gostota uporab­ n ikov [na 100 m 2 koristne površine] Relativna gostota uporab­ nikov P otresna ran ljivost objekta Relativna potresna ogro­ ženost 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 S l 2 K + P + 3 + M 2751,2 74 2,69 1,03 21,0 21,6 S2 1 P + 3 473,6 10 2,11 0,81 25,0 20,3 S3 1 P + 2 + M 303,0 4 1,32 2,62 0,50 21,5 10,8 S4 1 P + 3 + M 723,1 14 1,94 0,74 20,5 15,2 S5 1 K + P + 3 258,0 15 5,81 2,22 19,0 42,2 S6 1 P + 2 188,0 6 3,19 1,22 22,5 27,5 M l 1 K + P + 2 + M 545,0 26 4,77 1,33 17,0 22,6 M2 2 P + 2 247,7 9 3,63 1,01 19,5 19,7 M3 1 P + 2+ M 345,4 3 0,87 0,24—>1,00* 18,0 18,0 M4 1 K + P + 3 + M 1122,8 43 3,83 1,07 23,0 24,6 M5 1 P + 3 862,9 34 3,94 1,10 22,0 24,2 M 6 1 K + P + 3 + M 1343,8 54 4,02 1,12 22,5 25,2 M7 1 K + P + 2 (3) 1023,8 21 2,05 3,59 0,57 19,0 10,8 M 8 1 P + 3+ M 758,0 23 3,03 0,84 19,0 16,0 M9 1 P + 4 2257,1 108 4,78 1,33 23,5 31,3 MIO 2 P + 2 444,7 5 1,12 0,31 19,0 5,9 M il 2 K + P + 3 + M 859,3 32 3,72 1,04 21,0 21,8 M12 1 P + 2 354,0 10 2,82 0,79 21,0 16,6 M13 1 P + 3 258,4 6 2,32 0,65 21,5 14,0 P l 1 P + 2 328,9 8 2,43 0,50 17,0 8,5 P2 1 P + l 241,4 6 2,49 0,51 21,5 11,0 P3 1 P + 2 + 2 M 826,3 44 5,32 4,84 1,10 19,5 21,5 P4 1 K + P + 2 + 2M 592,8 29 4,89 1,01 20,5 20,7 P5 1 K + P + 2 (3) 1029,8 38 3,69 0,76 17,5 13,3 P 6 2 P + 3+ M 1018,1 23 2,26 0,47 22,0 10,3 P7 1 K + P + 2 736,9 30 4,07 0,84 19,0 16,0 P 8 1 P + 2 + M 2388,7 169 7,07 1,46 17,5 25,6 P opravek zarad i velike sprem enljivosti števila uporabnikov. meznih objektih zelo različna. To dejstvo je, glede na približno enako dobo graditve objektov na eni strani in na precej različne relativne gostote upo­ rabnikov na drugi strani, seveda razum ljivo in ga bo potrebno upoštevati pri določanju prednosti ob­ jektov pri prenovi. 3.2. S tarejši objekti vzgojno-izobraževaln ih ustanov v občini L jubljana-B ežigrad Raziskovali smo tudi potresno ranljivost in rela­ tivno ogroženost vseh starejših objektov vzgojno- izobraževalnih ustanov v občini Ljubljana-Beži­ grad, tako 4 objektov vzgojno-varstvenih ustanov (VI—V4), 7 objektov osnovnih šol (OSI—OS7), 5 objektov srednjih šol (SS1—SS7) in 6 drugih šolskih objektov (D l—D6), kar je skupaj 22 ob­ jektov. Najstarejši stavbi sta bili zgrajeni v 19. sto­ letju, 5 objektov je bilo zgrajenih v obdobju 1900 do 1945 in 15 v povojnem času do leta 1965. Vsi objekti so locirani na območju 8. potresne stopnje po lestvici MCS, s seizmičnimi koeficienti v razpo­ nu K s = 0,04—0,06. 13 objektov je bilo zidanih, in 9 objektov z nosilno konstrukcijo mešanega tipa. Način gradnje objektov je bil zato heterogen in je obsegal vse od kam nitih in opečnih zidov do arm i­ ranobetonskih stebrov, z lesenimi ali arm irano­ betonskimi stropnim i konstrukcijami. P ri vseh ob­ jektih smo upoštevali enotno ponderirano povpreč­ no gostoto uporabnikov, ki znaša 20,0 uporabnikov na 100,0 m 2 uporabne površine. 1 IVRfCI SREDNJE SOLE 1777] OSNOVKE 50LE PRUSI SOLSEI OBJEKTI a: 0ZHTO OBJEKTA Slika 4. Potresna ranljivost starejših objektov vzgojno-izobraževalnih ustanov v občini Ljubljana- Bežigrad V tabeli 2 so prikazani osnovni podatki o objektih in rezultati raziskave potresne ranljivosti in rela­ tivne ogroženosti obravnavanih šolskih objektov. Na sliki 4 je grafično prikazana potresna ranljivost objektov, na sliki 5 relativna potresna ogroženost v prim erjavi s potresno ranljivostjo (vrstni red ob­ jektov je ponovno spremenjen) in na sliki 6 relativ­ na potresna ogroženost glede na velikost objektov. Iz teh podatkov je razvidno, da pri potresni ranlji­ vosti objektov obstajajo precejšnje razlike, nivo ranljivosti pa je na splošno nižji kot pri prej obrav­ navanih objektih v Stari Ljubljani, kar je povsem Tabela 2. Rezultati raziskave potresne ranljivosti in relativne ogroženosti starejših objektov vzgojno-izobraževalnih ustanov v občini Ljubljana-Bežigrad O bjekt Letnicaizgradnje Etažnost K oristna površina [m2] Število uporab­ nikov Gostota uporab­ nikov [na 100 m 2 koristne površine] Povprečna gostota uporab­ nikov [na 100 m 2 koristne površine] R elativna gostota uporab­ nikov P otresna ran ljivost objekta R elativna potresna ogro­ ženost 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 VI 1938 K + P + M 283 104 36,8 1,84 9,0 16,5 V2 1936 K + P + l 389 124 31,9 1,59 16,0 25,5 V3 1948 P + l 660 115 17,4 0,87 17,5 15,2 V4 1939 K + P + M 240 75 31,2 1,56 17,0 26,5 OSI 1958 P + 2 3041 623 20,5 1,02 14,5 14,8 OS2 1935 2 K + P + 1 5956 798 13,4 0,67 16,5 11,1 OS3 1961 K + P + 2 2993 470 15,7 0,78 11,9 9,3 OS4 1954 P 600 125 20,8 1,04 22,5 23,4 OS5 1902 P + l 310 60 19,4 0,97 16,0 15,5 OS6 1938 P + l 708 130 18,4 0,92 18,0 16,5 OS7 1961 K + P + l 1157 211 18,2 0,92 11,1 10,2 SS1 1960 K + P + 2 2866 640 22,3 20,0 1,12 10,2 11,4 SS2 1958 K + P + 3 3166 800 25,3 1,26 14,0 17,6 SS3 1936 K + P + 4 5000 970 19,4 0,97 14,0 13,6 SS4 1962 K + P + 5 4837 800 16,5 0,83 14,0 11,6 SS5 1882 K + P + l + M 465 216 46,5 2,32 19,5 45,2 D l 1961 P + 2 1672 200 12,0 0,60 9,5 5,7 D2 1961 P 824 246 29,9 1,49 12,0 17,9 D3 1929 K + P + l 327 100 30,6 1,53 9,8 15,0 D4 1870 P + l 302 100 33,1 1,66 17,5 29,0 D5 1965 P + 2 1406 270 19,2 0,96 7,2 6,9 D6 1961 K + P + 4 2600 800 30,8 1,54 12,5 19,2 logično. V okviru posameznih skupin šolskih ob­ jektov je opaziti tud i večje razlike v potresni ogro­ ženosti. Najbolj izstopata objekta SS5 in D4 (gre za objekta dveh šol za odrasle, ki sta locirana v naj­ starejših objektih z visoko potresno ranljivostjo) te r vrtca V2 in V4, k jer visoka gostota uporabni­ kov sovpada s potresno neodporno konstrukcijo objekta. m RELATIVNA 06RÜ2EH0ST FftULJI VOST *KD. SOL I iRftKLJIVOSr VRTCEV F ^ RftHUlVOSr Of 08. OBJ F7 Z lRfinuivosr osn. sol Slika 5. Relativna potresna ogroženost v primerjavi s potresno ranljivostjo za starejše objekte vzgojno- izobraževalnih ustanov v občini Ljubljana-Bežigrad Slika 6. Relativna potresna ogroženost glede na velikost koristne tlorisne površine starejših objektov vzgojno-izobraževalnih ustanov v občini Ljubljana- Bežigrad 4. SKLEP Rezultati, dobljeni s pomočjo predlagane metodo­ logije, kažejo, da jo lahko uspešno uporabljam o za ocenjevanje potresne ranljivosti in relativne po­ tresne ogroženosti starejših zgradb, ki ne izpolnju­ jejo zahtev veljavnih predpisov o gradnji objektov na potresnih območjih. Menimo, da opisana meto­ dologija lahko ob pravilnem pristopu zagotavlja dovolj pregledno in zanesljivo sliko potresne ran­ ljivosti in relativne potresne ogroženosti večjih skupin objektov. S tem že dosežemo razvrstitev objektov v okviru skupine glede na nujnost proti­ potresne ojačitve. Pred izvedbo ojačitve posamez­ nih objektov je seveda potrebno ob detajlnejšem pregledu in raziskavi konstrukcije opraviti račun­ sko analizo njihove potresne odpornosti. 5. ZAHVALA Osnovne raziskave potresne ran ljivosti stare jših zgradb sta podprli Raziskovalna skupnost S lovenije in Poseb­ na raziskovalna skupnost za graditeljstvo. Raziskavo potresne ran ljivosti stare jših šolskih objektov v občini L jubljana-B ežigrad je sofinancirala raziskovalna skup­ nost te občine, raziskavo objektov v S tari L jub ljan i pa Zavod za izgradnjo L jubljane, TOZD U rbanizem — LUZ. Vsem se n a tem m estu zahvaljujem o. *123456 6. Literatura 1. Petrovski J., V. Stankovič, N. Nočevski, D. Ristič: Developm ent of em pirical and theoretical vulnerability and seismic risk models. Proceedings, 8th W orld Con­ ference on E arthquake Engineering, San Francisco, 1984. 2. Bubnov, S .: Seizmološki, ekonom ski in pravni k r i­ te riji za sanacijo zgradb zaradi potresa. G radbeni vestnik, L jub ljana, št. 6/83. 3. Corsanego, A.: A review of methodologies for seis­ mic vu lnerab ility assessment. Proceedings of the In ­ ternational conference on reconstruction, restauration and u rban p lann ing of towns and regions in seismic prone areas, Skopje, 1985. 4. P ost-earthquake dam age evaluation and strength assessm ent of buildings under seismic conditions. Building construction under seismic conditions in the Balkan region, vol. 4, UNIDO/UNDP pro ject RER/79/ 015, Vienna, 1985. 5. Tomaževič, M .: Račun seizm ične odpornosti zidanih zgradb. G radbeni vestnik, L jub ljana, št. 9/80. 6. Turnšek, V.: P aram etri seizmične odpornosti zida­ n ih zgradb. G radbeni vestnik, L jub ljana, št. 6/77. 7. Culver, C. G., H. S. Law, G. C. H art, C. W. P ink- ham : N atu ra l hazards evaluation of existing buildings, NBS BSS-61, B uilding science series, N ational Bureau of S tandards, W ashington D. C., 1975. 8. Wiggins, J. H., L. T. Lee, M. R. Ploessel, W. J . P e ­ tak : Seismic safety study: City of Los Angeles. R e­ dondo Beach, C alifornia, J. H. W iggins Company, 1974. 9. Benedetti, D., V. P etrin i: On seismic vulnerability of m asonry bu ild ings: proposal of an evaluation p ro ­ cedure. L T ndustira delle Costruzioni, vol. 18, 1984. 10. S heppard, P., M. Tomaževič: Izhodišča in k rite riji za ugo tav ljan je potresne ran ljivosti zidanih zgradb. Poročilo ZRMK/IKPI-86/11, L jub ljana, 1986. m Z V E Z A D R U Š T E V G R A D B E N I H I N Ž E N I R J E V I N T E H N I K O V S L O V E N I J E L J U B L J A N A , E R J A V Č E V A U L I C A 15 ROKI PRIPRAVLJALNIH SEMINARJEV ZA STROKOVNE IZPITE V GRADBENIŠTVU ZA LETO 1988 5. seminar: od 23. do 27. m aja 1988 6. seminar: od 19. do 23. septem bra 1988 7. seminar: od 17. do 21. oktobra 1988 8. seminar: od 21. do 25. novembra 1988 9. seminar: od 19. do 23. decembra 1988 ROKI PRIPRAVLJALNIH SEMINARJEV ZA STROKOVNE IZPITE EKONOMSKE STROKE ZA LETO 1988 1. sem inar: od 16. do 18. m aja 1988 2. seminar: od 12. do 14. decembra 1988 Prijave, z natančnimi podatki udeležencev (ime-priimek, strokovnost, naslov) in izjavo o plačniku stroškov seminarja v obliki dopisa, prejema Zveza društev gradbenih inženirjev in tehnikov Slovenije, Ljubljana, Erjavčeva 15 do 10. dne v mesecu tekočega seminarja. IZPITNI ROKI STROKOVNIH IZPITOV ZA GRADBENIKE, ARHITEKTE IN GEODETE V LETU 1988 P I S N I U S T N I IZPITNI ROKI STROKOVNIH IZPITOV ZA EKONOMISTE j." ■ i 20.-24. ju n ij 1988 24.—28. oktober 1988 14. maj 1988 24. septem ber 1988 22. oktober 1988 19. novem ber 1988 9.—13. m aj 1988 6.—10. jun ij 1988 10,—14. oktober 1988 14.—18. novem ber 1988 12.—16. decem ber 1988 P rijave (izpolnjene obrazce s prilogam i) je treba poslati 20 dni p red pričetkom pisnega dela iz­ pita na ZVEZNI CENTER ZA IZOBRAŽEVANJE GRADBENIH INŠTRUKTORJEV, Ljubljana, Kardeljeva ploščad 27. Izpit za ekonom iste se razpiše, če je vsaj 10 prijav ljen ih! --------------------------------------------------------------------------------~—sozd splošno gradbeno podjetje im o s konstruktor n.sol.o..maribor 62000 MARIBOR, Sernčeva ulica 8 - Tel. 062/21-741 - Telex: 33180 yu konmar Lent dobiva novo podobo Gradimo vse vrste objektov v klasičnih in montažnih tehnologijah doma in v tujini, vključeni smo v družbeno usmerjeno stanovanjsko gradnjo, izvajamo revitalizacijo objektov in naselij, izvajamo inženiring storitve, projektiramo vse vrste objektov, proizvajamo in nudimo gramozne agregate, betone, armaturo, betonske polizdelke, opečne izdelke in ročno izdelano okrasno in uporabno keramiko, kovinske in mizarske izdelke ter gradbene obrtniške storitve.