J d K-UDC 05:625; ISSN 0017-2774 • LJUBLJANA, APRIL-MAJ-JUNIJ, 1995 • LETNIK XXXXI GRADBENI VESTNIK STR.: 59-131 ’(i ) Franc ČAČOVIČ Lektor: Alenka RAIČ Tehnični urednik: Danijel TUDJINA Uredniški odbor: Sergej BUBNOV, Stane PAVLIN, Andrej KOMEL, mag. Jože BOŠTJANČIČ, dr. Ivan JECELJ, dr. Franci STEINMAN Tisk: TISKARNA TONE TOMŠIČ v LJUBLJANI Revijo izdaja Zveza društev gradbe­ nih inženirjev in tehnikov Slovenije, Ljubljana, Erjavčeva 15, telefon: 061/221-587. Žiro račun pri SDK Ljubljana 50101-678-47602. Tiska Tiskarna Tone Tomšič v Ljubljani. Letno izide 12 številk. Celoletna na­ ročnina za člane društev znaša 2.200 SIT. Za študente in upoko­ jence velja polovična cena. Naroč­ nina za gospodarske naročnike znaša 25.000 SIT, za inozemske naročnike 100 US $. Revija izhaja ob finančni pomoči Mi­ nistrstva za znanost in tehnologijo, Zavoda za raziskavo materiala in konstrukcij Ljubljana, Fakultete za gradbeništvo in geodezijo, Univerze v Ljubljani in Fakultete za gradbeni­ štvo, Univerze v Mariboru. V naroč­ nini je vštet 5% prometni davek. GLASILO ZVEZE DRUŠTEV GRADBENIH INŽENIRJEV IN TEHNIKOV SLOVENIJE ŠT. 4-5-6 • LETNIK 44 • 1995 • ISSN 0017-2774 Članki, študije, razprave Articles studies, proceedings Poročila Fakultete za gradbeništvo in geodezijo Univerze v Ljubljani Department of Civil Engineering University, Ljubljana Informacije Zavoda za raziskavo materiala in konstrukcij Ljubljana Institute for testing and research in materials and structures Ljubljana V S E B I I V A - C O N T E N T S Vladimir Ribarič: LJUBLJANSKI POTRES 14. APRILA 1895 ..................................................... 61 THE EARTHQUAKE IN LJUBLJANA ON APRIL 14. 1895 Matej Fischinger, Miha Tomaževič, Janez Lapajne: VPLIV POTRESA V KOBEJU JANUARJA 1995 NA GRADBENE OBJEKTE 63 THE EFFECT OF JANUARY 1995 KOBE EARTHQUAKE ON CIVIL ENGI­ NEERING STRUCTURES Sergej Bubnov: RAZVOJ POTRESNEGA INŽENIRSTVA V SLOVENIJI ............................... 77 THE DEVELOPMENT OF EARTHQUAKE ENGINEERING IN SLOVENIA Marko Breznik: POBUDE ZA PROTIPOTRESNO GRADNJO IN PREDPISE V SLOVENIJI V PETDESETIH IN ZAČETKU ŠESTDESETIH L E T ...................................... 86 INITIATIVES FOR ASEISMIC CONSTRUCTION AND AN ASEISMIC CODE IN SLOVENIA IN FIFTIES AND EARLY SIXTIES Peter Fajfar: NOVA METODA ZA OCENJEVANJE POTRESNE VARNOSTI IN POŠKO- DOVANOSTI KONSTRUKCIJ............................................................................. 88 NEW METHODS FOR SEISMIC SAFETY AND DAMAGE EVALUATION OF STRUCTURES Matej Fischinger: SODOBNI EVROPSKI IN SLOVENSKI STANDARDI ZA POTRESNO VARNO GRADNJO KONSTRUKCIJ ................................................................. 94 MODERN EUROPEAN AND SLOVENIAN STANDARDS FOR EARTH­ QUAKE RESISTANT DESIGN OF STRUCTURES Miha Tomaževič: ZIDANE STAVBE IN EUROCODE 8 ................................................................ 99 MASONRY BUILDINGS AND EUROCODE 8 Renato Vidrih, Matjaž Godec: POTRESNA NEVARNOST MESTA LJUBLJANE ................................ 103 SEISMIC HAZARD IN LJUBLJANA Matjaž Godec, Renato Vidrih: POTRESNA OGROŽENOST CENTRA LJUBLJANE ..................................... 110 THE SEISMIC HAZARD IN THE LJUBLJANA CENTER DISTRICT Janez Lapajne, Peter Fajfar: OCENA POTRESNE NEVARNOSTI NA LOKACIJI JEDRSKE ELEK­ TRARNE K R ŠKO ................................................................................................... 115 SEISMIC HAZARD ASSESSMENT AT THE SITE OF THE KRŠKO NUC­ LEAR POWER PLANT Peter Fajfar: LJUBLJANSKI NEBOTIČNIK - Skrb za potresno varnost v tridesetih letih 119 THE “SKYSCRAPER” OF LJUBLJANA - The concern for seismic safety in thirties Miha Tomaževič, Polona Weiss, Marjana Lutman: EKSPERIMENTALNA RAZISKAVA POVEZOVANJA ZIDOV OPEČNIH HIŠ Z JEKLENIMI ZIDNIMI VEZMI ........................................................................... 123 EXPERIMENTAL STUDY OF TYING THE WALLS OF BRICK-MASONRY BUILDINGS STEEL TIES O B S T O L E T N I C I V E L I K E G A L J U B L J A N S K E G A P O T P E S A Slovenci smo pravzaprav- srečen narod, saj- se lahko spominjamo že 100-letnice zadnjega velikega potresa o Sloveniji (JEEjubljani) dne 14. ap rila 1895, medtem ko nas. nedavne tragične, izkušnje drugih učijo (a li tu nas vsa j morale učiti) previdnosti.. (Veliki ljub ljanski potres, je usodno zaznamoval razvo j potresnega inženirstva v Sloveniji. (TJ Slovencih je razv il čut za potresno varno gradnjo pred mnogimi drugim i narodi, na kar smo lahko upravičeno ponosni. (J)o drugi strani pa je njegova časovna oddaljenost pripelja la do vprašljive samozavesti celih generacij projektantov, katerih konstrukcij še n i preizkusil res močan potres. Slednje pa še v večji meri velja, za oblasti in družbo kot celoto. Ob tem pomembnem datumu smo se (Društvo zn potresno inženirstvo, Onštitut za konstrukcije, potresno inženirstvo in računalništvo FGG (Univerze v J ljub ljan i, (Uprava (Republike Slovenije za geofiziko in HEavod za gradbeništvo iz Jčjubljane odločili, da vsebinsko in denarno podpremo izdajo tematske, številke (gradbenega vestnika. OCot urednik te številke sem skrbel predvsem zn n jeno vsebinsko zasnovo, vsebina posameznih člankov- pa je bila prepuščena izbranim avtorjem. (prikazan je razvoj slovenskega, potresnega inženirstva v preteklosti in nekateri njegovi vrhunski dosežki v sedanjosti. (Uvodoma je podan opis samega potresa, k i se po naključju navezuje na opis tragičnega razdejanja, k i ga je 100 let kasneje, na pragu tretjega tisočletja, povzročil veliki potres v JColieju na (Japonskem. (JJredsednik Slovenskega društva za potresno inženirstvo: JUatej (fisch inger THE CENTANAGY O E TUE G P E A T EAPTHQUAKE I N L J U B L J A N A lihe Slovenian are actually a luekg nation, lile can observe, the cen tan a r g o j the latest great earthquake m Slovenca (L ju b lja n a ), on cd p ril 14, 1895, uskih the recent trag ic consequences o f the other nations’ earthquakes, remind us (or at least, should remind us) to be. cautious.. JJhe great earthquake in L ju b lja n a left significant marks in the development o f the earthquake engineering in Slovenia. (Jlie. Slovenian developed tone/ before other nations a strong sense fo r earthquake resistant building and eve have been proud o f it. On the other hand, the. long time distance from the latest great earthquake has caused questionable self-assurance of. the whole generations o f practicing engineers, whose designed structures have not suffered am) c/reat earthc/uake.. (fhe fact concerns not only the engineers, bat, even more, the. government authorities and the societc) as a whole.. On remembrance o f this significant event, (Ohe Slovenian dissociation o f 1 9 0 1 0 “ ' ' 3 . 5 ^ L 3 0 ^ ^ , 2 0 1 9 - d h B-B 3 0 1 9 - p 50 podpora Ol 0 H 022 Slika 2. Tipičen okvir in tipična prereza sedemetažne stavbe. Najpomembnejši rezultati analize so zbrani v preglednici 1. Za oba modela in za obe jakosti obtežbe so prikazani maksimalni pomik na vrhu, maksimalni etažni pomik, ki je v obravnavanih primerih v prvi etaži, in indeks poškodo- vanosti DM za celotno konstrukcijo. Indeks je umerjen tako, da predstavlja vrednost 1 porušitev, vrednost 0,4 pa približno mejo poškodb, ki jih je še mogoče popraviti. Ocene so seveda zelo približne. Rezultati kažejo, da je osnovna konstrukcija sposobna prevzeti obremenitve močnejšega potresa, vendar s poškodbami, ki so na meji popravljivosti ali že čez njo. Pričakovano obnašanje kons­ trukcije s šibko etažo je bistveno slabše. Že pri šibkejšem potresu se pojavijo nepopravljive poškodbe (koncentri­ rane v prvi etaži), medtem ko pride pri močnejšem potresu do porušitve. Med strokovnjaki na področju potresnega inženirstva je dozorelo spoznanje, da je nadaljnji napredek pri zagotav­ ljanju potresne varnosti gradbenih objektov in njihove opreme ter pri zmanjševanju poškodb možen samo, če bo obstoječa metodologija, ki temelji na elasični analizi in empiričnih koeficientih, zamenjana z novo, ki bo temeljila na jasnih fizikalnih principih, ki bo eksplicitno upoštevala nelinearno obnašanje konstrukcij, vendar ne bo pre­ zahtevna, in ki bo pregledna za uporabnika. Razvoj v svetu kaže, da bo taka metodologija verjetno vsebovala nelinearno statično analizo sistema z več prostostnimi stopnjami, transformacijo sistema na ekviva­ lenten sistem z eno prostostno stopnjo in določanje obremenitev z nelinearnimi spektri odziva. To so tudi značilnosti N2 metode, ki je uporabna za analizo obstoje­ čih in novo projektiranih objektov, pri slednjih kot drugi korak analize v kombinaciji z enim od obstoječih postop­ kov. Metoda je zaenkrat omejena na ravninske konstruk­ cije, ki nihajo pretežno v osnovni nihajni obliki, v teku pa so raziskave, ki naj bi razširile njeno uporabnost. Metoda je bila originalno razvita za analizo stavb, nameravamo pa jo prilagoditi tako, da bo uporabna tudi za mostove. Z A H V A L A R e z u lta t i r a z isk a v , p r ik a z a n i v t e m č la n k u , s o p lo d d e la v e č je g a š t e v i la č la n o v r a z is k o v a ln e s k u p in e : M atej Fi- s c h in g e r j e s o d e lo v a l v sk o ra j v s e h fa ­ z a h d e la . P e te r G a šp e r š ič j e p r is p e v a l p o m e m b e n d e l k v k lju č itv i k u m u la t iv ­ n ih p o š k o d b , k fo r m u la c ij i t r e n u tn e v e r z ije N 2 m e t o d e in k n je n i v e r if ik a c i­ j i . S e d a n ja v e r z ija n e l in e a r n ih s p e k tr o v j e v p r e te ž n i m e r i r e z u lta t d e la T o m a ž a V id ic a . R a z is k o v a ln i r e z u lta t i I z to k a P e r u ša , V ojk a K ilarja in D e ja n a N o v a k a b o d o p r e d v id o m a v k lju č e n i v b liž n j i p r ih o d n o s t i . R a z isk a v e j e v e s č a s f in a n ­ c ir a lo M in is tr s tv o z a z n a n o s t in t e h n o ­ lo g ijo R e p u b lik e S lo v e n ije . L I T E R A T U R A 1. R. D . Bertero , V . V . B ertero (1992 ), T a li re in fo rce d co ncre te b u ild in g s : co n ce p tu a l ea rthquake -res is tan t design m e to d o lo g y . R eport UCB/EERC-92/1 6, U n iv . o f C a lifo rn ia , Berke ley. 2. P. Fajfar, M . F isch inger (1987 ), N o n -lin e a r se ism ic analysis o f RC b u ild in g s : Im p lica tio n s o f a case study, European Earthquake Eng ineering , V o l. 1, N o . 1, 31 —43. 3. P. Fa jfar (1992), E qu iva le n t d u c ti l ity factors, ta k in g in to a cco u n t lo w -c y c le fa tigue . Earthquake Engineering and S tructura l D yn a m ics , V o l. 21 , 8 3 7 —848 . 4. P. Fa jfar, T. V id ic (1994 ), C ons is ten t ine las tic design spectra : hystere tic and in p u t energy, E arthquake Engineering and S tructu ra l D yn a m ics , V o l. 23 , 507—521. 5. P. Fajfar, P. G ašperš ič (1994 ), A m e thod fo r p re d ic tio n o f se ism ic dam age in RC b u ild in g s , P roc. 10th European C on f. on Earthquake Eng ineering , V ienna . 6. P. Fajfar, P. G ašperšič (1995 ), The N 2 m e thod fo r the se ism ic dam age analysis o f RC b u ild in g s , Earthquake E ng ineering and S tructu ra l D ynam ics 7. P. Fajfar, D . N o va k (1995 ), F loo r response spectra fo r ine las tic s tructures, 13th SMIRT, Porto A lle g re , B raz ilija . 8. M . F isch inger, T. V id ic , P, Fa jfar (1992), N o n lin e a r se ism ic ana lys is o f s truc tu ra l w a lls us ing the m u ltip le -v e rtic a l- lin e -e le m e n t m o d e l, in N o n lin e a r se ism ic ana lys is and design o f re in fo rced co n c re te b u ild ings , P. Fajfar and H . K ra w in k le r (eds.), E lsevier, 191—202. 9. P. G ašperš ič , P. Fajfar, M . F isch inger (1992), A n a p p ro x im a te m e thod fo r se ism ic dam age ana lys is o f b u ild ings , Proc. 10th W o r ld C on fe rence on Earthquake E ng ineering, M a d r id , P roceedings, B a lkem a, 3 9 2 1 -3 9 2 6 . 10. V . K ila r (1995), P oenostav ljena ne linea rna a n a liza ko n s tru kc ij stavb pri h o riz o n ta ln i o b te ž b i, D okto rska d ise rtac ija , FG G . 11. H . K ra w in k le r (1994), N e w trends in se ism ic design m e to d o lo g y , Proc. 10th European C on f. on Earthquake E ng ineering , V ie n n a . 12. S. O ta n i al (1994), Japanese PRESS design g u ild e lin e s fo r re ifo rced co n c re te b u ild in g s , Proc. 4 th m eeting U .S . — Japan te ch , c o o rd , co m m , on PRESss, Tsukuba, Japan. 13. Y. J. Park, A . H .-S . A n g . Y. K. W e n (1984), Se ism ic dam age analysis and dam age lim it in g design of R. C. b u ild in g s , S tructura l Research Series N o . 5 16 , U n iv . o f 111 io n o is , U rbana . 14. I. Peruš, P. Fajfar (1993 ), ESAS — A k n o w le d g e based e xp e rt system fo r se ism ic e va lu a tio n o f RC bu ild ings , Proc. o f the 3rd in t. con fe rence on the a p p lic a tio n o f a rt if ic ia l in te llig e n c e to c iv il and s truc tu ra l eng inee ring , E d inbou rgh , v K n o w le d g e based systems fo r c iv il and s truc tu ra l e n g inee ring (B. M . T o p p in g , ed ito r), 2 1 7 -2 2 6 . 15. I. Peruš, P. Fajfar, I. G rabec (1994), P re d ic tio n o f the se ism ic ca p a c ity o f RC s truc tu ra l w a lls by n o n -pa ram e tric m u ltid im e n s io n a l regression, Earthquake E ng ineering and S tructu ra l D yn a m ics , V o l. 23 , 1 1 3 9 -1 1 5 5 . 16. T. V id ic , P. Fajfar, M . F isch inger (1 994), C ons is ten t ine las tic design spectra : strength and d isp la ce m e n t, Earthquake E ng ineering and S tructura l D yn a m ics , V o l. 23 , 507—521 . 17. T. V id ic , P. Fajfar (1994 ), B e h a v io u r factors ta k in g in to a c c o u n t c u m u la tiv e dam age, Proc. 10th European C on f. on Earthquake E ng ineering , V ienna . STANDARDI ZA POTRESNO VARNO GRADNJO KONSTRUKCIJ UDK 699.841:006.3(EC8) MATEJ FISCHINGER P O V Z E T E K ^ ... =-■ M O p isa n a so te m e ljn a nače la in zn a č iln o s ti n o v ih e v ro p sk ih in b o d o č ih s lovensk ih s tandardov za gradn jo k o n s tru k c ij na po tresn ih o b m o č jih E urocode 8 (EC8). Ilu s tr irana so z neka j p rim e ri za a rm iranobe tonske k o n s tru k c ije , nare jena pa je tu d i p rim e rja va s prakso v S lo ve n iji. EC8 je sodoben predp is , k i la h ko zagotovi p r im e rn o potresno varnost. Pred uspešno u p o ra b o v S lo ve n iji pa se b o m o m o ra li še prece j n a u č iti, saj se EC8 v nekaterih d e lih ra z lik u je od d o se d a n jih p re d p iso v in prakse. M O D E R N EUROPEAN A N D SLOVENIAN STANDARDS FOR EARTHQUAKE RESISTANT DESIGN OF STRUCTURES S U M M A R Y ■ ...................... IBB l The bas ic design p r in c ip le s and cha rac te ris tics o f the ne w European and fu tu re S loven ian standards for the ea rthquake resistant design o f s tructures E urocode 8 (EC8) are described . Som e exam p les fo r RC s tructu res are g iven and the co m p a riso n w ith the e x is tin g design p rac tice in S loven ia is m ade. EC8 is a m o d e rn code w h ic h is ab le to p ro v id e ea rthquake resistance o f structures. H o w e ve r, w e sh ou ld learn a lo t be fo re it co u ld be successfu lly im p le m e n te d in S loven ia , s ince som e im p o rta n t d iffe rences betw een the EC8 and the ex is ting codes and p ra c tice in S loven ia exist. UVOD Potresi zadnjih let in še zlasti potres v Kobeju [1] so pokazali, da lahko pravilno uporabljeni sodobni predpisi zavarujejo gradbene konstrukcije pred porušitvijo. V to kategorijo predpisov nedvomno sodijo tudi novi evropski standardi za gradnjo konstrukcij na potresnih območjih Eurocode 8 (EC8) [2], Nastajali so skoraj 10 let ob intenzivnih eksperimentalnih in teoretičnih raziskavah ter močni finančni podpori v državah ES. Lansko leto je bil večji del tega dokumenta končno sprejet v triletno posku­ sno uporabo kot alternativa nacionalnim predpisom. V Sloveniji je proces nastajanja novih predpisov sovpadel s procesom osamosvajanja in težnjami k integraciji v Evropo. Tako je odločitev za evropske standarde logična in naravna pot. To še zlasti zato, ker so obstoječi (bivši jugoslovanski) predpisi za stavbe že zastareli, seizmičnih predpisov za mostove pa sploh nimamo. Takšno stanje in intenzivnejša gradbena dejavnost sta nas spodbudila k razmeroma hitremu ukrepanju. Zato nas samo še formalnosti ločijo od sprejetja vseh v Evropi veljavnih predstandardov iz skupine EC8 za slovenske predstan- darde. Avtor: izr. prof. dr. Matej Fischinger, FGG, Ljubljana Medtem ko smo pri nastajanju teh dokumentov sodelovali le posredno z osebnimi stiki med raziskovalci, pa nam sedanji status Slovenije daje vse možnosti, da pri nadalj­ njem oblikovanju EC8 (in drugih standardov za konstruk­ cije) aktivno sodelujemo, če bomo le hoteli in znali. Zato pa je poleg raziskovalnega dela potrebna predvsem intenzivna uporaba pri konkretnem delu v praksi. NAMEN IN VSEBINA EC8 Proces združevanja v Evropi med drugim močno ovira različna zakonska regulativa. Na področju gradbeništva to še zlasti velja pri pravilnikih za gradnjo na potresnih območjih. Ti se ne razlikujejo le glede kvantitativnih zahtev (kar je posledica različne jakosti pričakovanih potresov in različne ekonomske moči posameznih držav), ampak tudi glede nekaterih temeljnih principov. Zato je poglavitni cilj projekta skupnih evropskih predpisov na področju gradbeništva (Eurocode) postaviti skupne te­ meljne principe, ki pa bi jih vsaka država članica realizirala z nacionalnimi pravilniki v skladu s svojimi konkretnimi razmerami. Področje potresne varnosti konstrukcij obravnava Euro­ code 8 (EC8) z naslovom Projektiranje potresno varnih konstrukcij. Razdeljen je na 5 delov, ki zajemajo splošne principe in objekte visokogradnje (1. del), mostove (2. del), stolpe in dimnike (3. del), silose, rezervoarja in cevovode (4. del) ter temelje, podporne konstrukcije in ostale geotehnične objekte (5. del). Prvi del, ki se nanaša na splošne principe in stavbe, je razdeljen na štiri poglavja, in sicer: 1.1 Potresna obtežba in splošne zahteve za konstrukcije, 1.2 Splošna pravila za stavbe, 1.3 Zahteve za različne materiale in elemente (vključuje betonske, jeklene, sovprežne, lesene in zidane stavbe), 1.4 Ojače- vanje in sanacija stavb. Od tega deli 1.1 do 1.3, 2 in 5 že veljajo kot predstandardi, 1.4 in 3 sta v zaključni obravnavi, 4 pa je v delu. Obseg teh dokumentov je zelo velik (približno 1000 strani za EC8 in skoraj 10-krat toliko za vse Eurocode), kar bo povzročalo precejšnje težave pri uvajanju v prakso. Po drugi strani pa je celoten sistem samozadosten, komple­ ten in kompatibilen, kar mu dolgoročno daje odločilno prednost pred drugimi predpisi, čeprav trenutno še vedno manjkajoči deli otežujejo uporabo. cijam zagotoviti ustrezno večjo nosilnost. Ta princip je bil posredno upoštevan tudi v starejših predpisih. Šele eksplicitna obravnava v sodobnih predpi­ sih pa omogoča projektantu dejansko kontrolo pri načrto­ vanju obnašanja konstrukcije. Pri tem mora projektant opraviti naslednje: - določiti potrebno izhodiščno nosilnost (velikost potre­ snih obremenitev) v odvisnosti od izbrane stopnje duktil- nosti, vrste konstrukcijskega sistema in zahtevnosti kon­ strukcijskih detajlov, - zagotovoti duktilno obnašanje konstrukcije z načrtova­ njem želenega neelastičnega mehanizma, ki ga dose­ žemo z ustreznim povečanjem izhodiščne nosilnosti kritič­ nih obremenitev, - zagotoviti potrebno lokalno duktilnost s primernimi konstrukcijskimi ukrepi. Oglejmo si te tri ključne korake na primeru preproste armiranobetonske (AB) konzole po sliki 1! Vsak korak posebej bomo primerjali s postopkom po sedaj veljavnih predpisih. O G,m H < E,I H = 3 m G = 200 kN m = 20,4 t E = 3 ' 107 kN /m 2 I = 0,00213 m 4 0.4 m Nihajni čas: T = 0,34 s 0.4 m Slika 1. Preprost računski primer Konzola naj bo del AB konstrukcije običajne pomembno­ sti, ki stoji na tleh srednje kakovosti v Vlil. potresni coni, kjer je maksimalni pospešek temeljnih tal enak 20% pospeška prostega pada (ag = 0,2g). Nihajna doba te konzole je 0,34 s. KOMENTAR TEMELJNIH PRINCIPOV S P R IM E R O M DOLOČITEV POTREBNE NOSILNOSTI UVOD Konstrukcija mora biti praviloma sposobna z duktilnim neelastičnim obnašanjem disipirati dovedeno potresno energijo. Preprosteje povedano, konstrukcija naj bo spo­ sobna oddati dovedeno potresno energijo v okolje in s tem razbremeniti svoje elemente. Čim več energije lahko disipira, tem manjše (bolj reducirane) so lahko računske potresne sile. Obratno pa moramo neduktilnim konstruk- Računske potresne sile določimo z enačbo: Sel _ ßel G 1 Sd = = ßG q = q0 kD kR kw > 1,5 ( 1) (2) Sei bi bila potresna sila pri elastičnem obnašanju, ki pa jo lahko zaradi disipacije energije pri neelastičnem obna­ šanju reduciramo s faktorjem obnašanja q. ß je vrednost v spektru odziva (sl. 2) pri nihajni dobi T, G pa teža konstrukcije. P 0 0.5 1 1.5 T [s] Slika 2. Brezdimenzijski projektni spektri za Vlil. cono in srednja tla (* ) . . . spekter za sodobne AB konstrukcije, pomno­ žen z 1,3 Na stopnjo dovoljene redukcije vpliva: - vrsta konstrukcijskega sistema in uporabljenega mate­ riala (q0). Značilne vrednosti za AB konstrukcije so: q0 = 5 za okvire (3a) q0 = 4 za stene (3b) q0 = 2 za »obrnjena nihala« oz. konzole (3c) - izbrana zahtevnost konstrukcijskih detajlov (kD). EC8 loči tri sotpnje zahtevnosti: visoko (»ductility class high« - DCH), srednjo (DCM) in nizko (DCL) kD = 1,0 za DCH (4a) kD = 0,75 za DCM (4b) kD = 0,5 za DCL (4c) - regularnost konstrukcije (kR) in vrsta pričakovanega mehanizma v mejnem stanju (kw). Obravnavana konstruk­ cija je regularna (kR = 1,0), načrtujemo pa upogibno obnašanje ( kw - 1,0). Za obravnavano konzolo velja (q0 = 2). Tako (za DCH) dobimo: Sd = 0,25 G = 50 kN (5) Za srednjo in nizko stopnjo duktilnosti je merodajna minimalna vrednost q = 1,5. Zato velja Sd = 75 kN. Po znani enačbi iz veljavnih predpisov bi dobili Sd = 1,3 KG = 1,3 K0 Ks Kp Kd (T)G = = 1,3 • 1,0 • 0,05 • 1,0 • 1,0 • G = 1,3 • 0,05 G = = 0,065 G = 13 kN (6) Pri tem smo z upoštevanjem obtežnega faktorja 1.3 dobili mejno obtežbo, ki je direktno primerljiva z vrednostmi v EC8. Ugotovimo lahko več pomembnih razlik v primerjavi z evropskimi standardi: 1) Obtežba EC8 je neprimerno večja (čeprav bi bilo potrebno za bolj korektno primerjavo upoštevati še druge varnostne faktorje). Razloga za to sta vsaj dva: - V obravnavanem primeru je najpomembnejši ta, da veljavni predpis ne identificira majhne zmožnosti statično določene konzole za disipacijo potresne energije (spom­ nimo se samo slabega obnašanja hanšinske avtoceste med potresom v Kobeju [1]). Tako je faktor duktilnosti (Kp = 1,0) enak za vse »sodobno projektirane konstrukci­ je«. V EC8 je dovoljena stopnja redukcije potresnih sil za konzolo 2,5-krat manjša kot za element okvira. - EC8 je nasploh bolj konzervativen (potresne sile so večje kot pri nas tudi za največjo dovoljeno stopnjo redukcije q = 5). Evropske države so si pač izbrale večjo stopnjo zaščite pred poškodbami pri morebitnem močnem potresu. 2) Naš predpis projektantu ne nudi možnosti izbire za­ htevnosti konstrukcijskih detajlov. Nedvomno pa je, da so lahko optimalne konstrukcijske rešitve na področjih z močnimi ali šibkimi potresi različne. 3) Ne nazadnje pa je redukcija potresnih sil pri nas implicitna, v EC8 pa eksplicitna, kar je odločilno za razumevanje. Za navedene obremenitve smo določili upogibno armaturo po sliki 3 in preglednici 1. Podrobnosti dimenzioniranja presegajo obseg članka. E C 8 Veljavni predpisi Slika 3: Razporeditev armature Preglednica 1. Rezultati računskega primera Računska potresna sila Sd [kN] Upogibna armatura Stremena ob vpetju (slika 3) EC8, DCH 50 8022 010/7,5 cm EC8, DCM 75 8025 01O/1Ocm EC8, DCL 75 8025 06/10 cm veljavni predpisi 13 4019 06/7,5 cm ZAGOTOVITEV DUKTILNEGA OBNAŠANJA KONSTRUKCIJE Pri redukciji potresnih sil smo predpostavili, daje konstruk­ cija sposobna disipacije potresne energije z neelastičnimi deformacijami med potresom. To pa (na primer) v strigu ali v temeljnih tleh ni mogoče. Zato moramo zagotoviti, da se bo obravnavana konzola upogibno plastificirala ob vpetju. To lahko načrtujemo tako (v angleški literaturi se postopek načrtovanja imenuje »capacity design«), da strižna nosilnost in nosilnost temeljnih tal nista izčrpana tudi, ko ob vpetju nastopi največji možni upogibni moment (M u,dej)- V primeru konzole s stopnjo duktilnosti DCH dobimo Mu,dej = YRd M rc = 1,35 • 191 = 258 kNm (7) Teoretično izračunana upogibna nosilnost dejanskega prereza (MRd = 191 kNm) je praviloma večja od računsko potrebne (Mud = 150kNm; preglednica 1). Razlog za to je lahko zaokroževanje pri izbiri armature, konzervativno dimenzioniranje (npr. zanemaritev srednjih palic) ali za­ hteva kakšne druge obtežbe. Ker so lahko dejanske trdnosti materiala ali dimenzije večje od teoretičnih (tu je to neugodno!), je potebno MRd povečati še s statistično določenim faktorjem yfm (= 1,35 za DCH). Maksimalna možna prečna sila v obravnavani konzoli je tako (za DCH): VcD=Mu,dej/H = 86kN, (8) kar je precej več od izhodiščne računske prečne sile (Vdu = 50kN). Postopek načrtovanja duktilnega mehanizma je bil sicer v veljavnih predpisih iz leta 1981 deklarativno zahtevan, vendar v praksi pretežno ni bil realiziran. Pač pa so po letu 1981 mnogi statiki glede na priporočila [3] upoštevali povečani varnostni faktor za strig. ZAGOTOVITEV LOKALNE DUKTILNOSTI Za razliko od striga je načrtovano upogibno obnašanje sicer lahko duktilno, vendar moramo to z ustreznim konstruiranjem šele zagotoviti. Predvsem je pomembno, da na kritični dolžini ob vpetju zavarujemo kompaktnost betonskega jedra z dovolj gostimi stremeni, pa tudi z ne preveliko razdaljo med vzdolžnimi palicami. Pri tem je strogost zahtev v EC8 odvisna od izbrane stopnje duktil­ nosti. Zaradi omejitve dolžine članka podajamo v pregled­ nici 1 le končni rezultat za stremena ob vpetju. Oblika stremen (slika 3) po EC8 in veljavnih predpisih je različna zato, ker je razdalja med nepodprtima vzdolžnima pali­ cama v EC8 precej manjša (15 cm za DCH, 20 cm za DCM, 25 cm za DCL) kot v veljavnih predpisih (40 cm). Na prikazani rezultat vpliva kar precej parametrov in ga težko posplošujemo. Vendar je tudi tu EC8 nedvomno strožji, kar je odraz številnih slabih izkušenj med zadnjimi potresi. POVZETEK POSTOPKA Prikazani postopek projektiranja je v načelu drugačen od tistega, ki se pri nas uporablja v praksi. Velikost (reduci­ ranih) računskih potresnih sil je pomembna le še za določitev potrebne nosilnosti tistih elementov konstrukcije, ki smo jih izbrali za primarni vir disipacije energije. Potrebno nosilnost vseh ostalih elementov izpeljemo iz predpostavljenega duktilnega mehanizma obnašanja, ki ga moramo z ustreznim konstruiranjem tudi zagotoviti. Ne gre pa pozabiti, da je redukcija potresnih sil povezana s plastifikacijo, torej s poškodbami. Naši dosedanji pred­ pisi so implicitno predpostavljali veliko redukcijo (ca. 8 za sodobne AB stavbe). Če bi bila dejanska nosilnost tako projektiranih konstrukcij enaka računsko potrebni (na srečo je običajno večja), bi po naših predpisih pravilno projektirani objekti med močnim potresom utrpeli hude poškodbe. EC8 je glede tega precej bolj konzervativen. NEKAJ PRAKTIČNIH IZKUŠENJ PRI UPORABI EC8 Pri raziskovalnem delu v podporo uvajanja EC8 smo v preteklih letih izračunali nekaj primerov konkretnih kon­ strukcij [4-9]. Zaradi specifičnosti gradnje in pogostnosti uporabe smo več pozornosti posvetili stavbam z nosilnimi stenami, zaradi aktualnosti pa premostitvenim objektom. Obseg članka dovoljuje le povzetek nekaterih zanimivih zaključkov. V [5] smo zapisali: »EC8 je predpis pretežno bogatih držav, ki pri projektiranju sten temelji na novozelandski in ameriški praksi, kjer ponavadi gradijo stavbe z majhnim številom močnih sten (delež prereza sten napram tlorisu je tipično pod 1 %). Pri našem tipičnem konstrukcijskem sistemu (z 1,5-4% sten v vsaki smeri) pa so nekatera pravila (za količino stremen v vogalih in najverjetneje tudi za debelino sten) zelo konzervativna. Če k temu prište­ jemo še na splošno visok nivo potresnih sil v EC8, je razlika že tako velika, da mnogih naših tipičnih stavb po EC8 sploh ne bi mogli graditi (seveda, če se ga mislimo v praksi tudi držati)!« Pri računu stanovanjskega objekta na Zeleni poti [9] smo ugotovili, da bi EC8 zahteval večje debeline sten s prostimi pravokotnimi vogali. EC8 je zahteval tudi dodatno armaturo proti zdrsu v stenah. Pri računu idealiziranega stenasto-okvirnega objekta [6] smo med drugim ugotovili: - Minimalna predpisana vzdolžna armatura stebrov po EC8 (1 %) je mnogo večja od tiste, ki jo zahtevajo veljavni predpisi (0,6%). - Za razliko od veljavnih predpisov, EC8 zahteva tudi kontrolo nosilnosti vozlišč. - Pri stenah je razlika med EC8 in veljavnimi predpisi še večja kot pri okvirih. Pri tem je potrebno omeniti še to, da bi bile lahko stene po veljavnih predpisih tanjše kot po EC8. - Minimalna zahtevana porazdeljena armatura v stenah je po EC8 (0,2%) manjša od tiste, ki jo zahtevajo naši predpisi (0,25%). - V primeru sten menimo, da je EC8 standard mnogo bolje premišljen za pravokotne stene kot za stene s prirobnicami. V [3] smo za analizirano stenasto-okvirno konstrukcijo ugotovili, da jo na območju IX. potresne cone ni bilo možno projektirati v izvedbi z nizko duktilnostjo, kar je za področje s tako močnimi potresi tudi pravilno. Podobno smo ugotovili tudi za cestni nadvoz na območju Vlil. potresne cone [7], Glede projektiranja mostov po evropskem standardu EC8/2 smo ugotovili, da se v več ključnih korakih precej razlikuje od naše današnje prakse [8]. Pomembne razlike obstajajo predvsem: - v velikosti potresnih sil, - v doslednem načrtovanju neelastičnega obnašanja in - pri računu pomikov konstrukcije. V naših projektih se pri računu pomikov zaradi potresne obtežbe namreč pogosto pozablja dejstvo, da je potresna obtežba reducirana. Elastičen pomik, določen s temi silami, moramo bistveno povečati, ker se togost razpoka­ nih elementov zmanjša in ker je pomik pri neelastičnem odzivu približno za redukcijski faktor q večji od elastičnega pomika, izračunanega z reduciranimi silami. Glede na to so v naših projektih pomiki zaradi potresnih sil pogosto nekajkrat manjši od dejanskih. Potrebno bo še mnogo dela, da si bomo iz teh parcialnih ugotovitev izoblikovali celostno podobo o tehničnih, tehno­ loških in ekonomskih učinkih uvajanja EC8 v slovenski prostor. 1. M . F isch inger, M . T o m a že v ič , J. Lapajne, V p liv potresa v K obe ju 17. ja n u a rja 1995 na gradbene o b je k te . O b ja v lje n o v te j š te v ilk i g radbenega ve s tn ika , 1995 . 2. E urocode 8 — D esign p ro v is ions fo r ea rthquake resistance o f structures pr. ENV 1998 , d e li 1, 2 in 5. C EN , B ruse lj, 1 9 9 3 -9 4 . 3. S. B ubnov, P. Fajfar, M . F isch inger, V . R iba rič , M . T o m a že v ič , G ra d ite v o b je k to v v iso ko g ra d n je na s e iz m ič n ih o b m o č jih — ocena p ra v iln ik a . P u b lik a c ija IKPIR št. 2 5 , L ju b lja n a , 1982. 4. M . F isch inger, T. V id ic , P. Fajfar, E va lua tion o f the ine las tic response o f a R. C . b u ild in g w ith a s truc tu ra l w a ll designed a cc o rd in g to E U R O C O D E 8 , 1. m e dna rodna kon fe renca o stavbah z n o s iln im i b e to n sk im i stenam i v po tresn ih o b m o č jih , Pariz, Z b o rn ik d e l, str. 4 8 7 ^ 9 8 , 1991. 5. A . Bradaš, M . F isch inger, O ce n a p ro je k tira n ja p o tresnova rn ih a rm ira n o b e to n sk ih k o n s tru k c ij po p ra v iln ik u E urocode 8, 14. ZGKS, B led , Z b o rn ik d e l, str. 23—31, 1991. 6. T. Isakov ič , M . F isch inger, P ro je k tira n je a rm ira n o b e to n sk ih s te n a s to -o kv irn ih ko n s tru kc ij p o »EC8« — p rim e rja ln a ana liza , 15. zb o ro v a n je g ra d b e n ih k o n s tru k to rje v S loven ije , B led , 1 6 .-1 7 . 9. 1993 , Z b o rn ik d e l, str. 6 9 -7 6 , 1993. 7. T . Isakov ič , P rim er p ro je k tira n ja a rm ira n o b e to n ske g a p o d vo za po standardu EC8/2, 16. ZG KS, B led, 8. 9 . 1994 , Z b o rn ik de l, str. 2 3 9 -2 4 6 , 1994. 8. P. Fajfar, M . F isch inger, T . Isakov ič , E urocode 8 .2 : P ro je k tira n je ko n s tru kc ij v po tresn ih o b m o č jih — m o s to v i. P re lim in a rn i p r iro č n ik , DARS, 1994. 9. M . M ag is tr, Račun in d im e n z io n ira n je stenastega s tanovan jskega o b je k ta po standardu E u rocode 8 te r p r im e rja va z v e lja v n im i p re d p is i. D ip lo m ska na loga na FAG G , 1994. SKLEP Sodobni predpisi za graditev na potresnih območjih, med katere gotovo sodi tudi EC8, omogočajo projektantu aktiven nadzor nad načrtovanjem ugodnega duktilnega obnašanja. Eksplicitni nadzor nad redukcijo potresnih sil zmanjša možnost napačnih ocen za potrebno nosilnost konstrukcije, ki so bile v preteklosti pogost vir usodnih napak. Na podlagi intenzivnega eksperimentalnega dela in empiričnih izkušenj zadnjih let so močno napredovali tudi konstruktivni detajli. Obnašanje tako projektiranih konstrukcij je bilo med močnimi potresi v zadnjem času zelo ugodno. Zato je sprejetje sodobne regulative za projektiranje konstrukcij na potresnih območjih v Sloveniji nujnost. Zaradi integracije v evropski prostor je izbira evropskih standardov za konstrukcije logična. Prihranjene pa nam bodo tudi težave ob izteku ustavnega zakona o podaljša­ nju veljavnosti starih jugoslovanskih predpisov v naši državi. Seveda pa samo formalno sprejetje standardov in predpi­ sov, ki se nanje sklicujejo, ne pomeni vsega. Potrebna bosta predvsem ustrezno znanje in skrben nadzor, da se bodo osnovna načela teh predpisov tudi realizirala v praksi. Zato se tisti, ki vidijo problem predvsem (ali celo samo) v prevajanju tisočev strani dokumenta, žal motijo. Še mnogo več napora bo potrebno za ovrednotenje in kalibracijo standardov, njihovo prilagoditev slovenskim razmeram ter za obvladovanje novih principov in postop­ kov, kar bo v času povečanega obsega gradbenih del dodatno breme. ZIDANE STAVBE IN EUROCODE 8 UDK 693:006.3(EC8) MIHA TOMAŽEVIČ R azprav ljam o o e ksp e rim e n ta ln ih p o d a tk ih , ki j ih b o m o u p o ra b ili p ri p r ip ra v i doku m e n ta za n a c io n a ln o uporabo tistega de la E urocode 8, ki ob ravnava z id a n e kons trukc ije . Tako sm o p o ka za li, da so v re d n o s ti fak to rjev re d u kc ije n o s iln o s ti, ki j ih E urocode 8 p redp isu je za navadne in a rm irane z idane k o n s tru kc ije , ustrezne. G lede a rm iranega z id o v ja p red lagam o , naj se k o lič in a m in im a ln e a rm a tu re d o lo č i v o d v isn os ti od trd n o s tn ih lastnosti osnovnega z id o v ja . N a pod lag i s is tem atičn ih p rim e rja ln ih p re iskav pa u g o ta v lja m o , da je treba pre iskave za u g o ta v lja n je pa ram etrov potresne odpo rnos ti navadnega in a rm iranega z id o v ja v skladu z E urocode 8 u sk la d iti v m edna rodnem m e rilu . M ASO N RY BUILDINGS A N D EURO CO D E 8 S U M M A R Y - - ■ E xperim enta l data needed fo r p re pa ra tion o f m asonry part o f N a tio n a l A p p lic a tio n D o cu m e n t, based on Eurocode 8, are discussed. It has been show n th a t accep tab le va lues o f fo rce re d u c tio n fac tors fo r p la in and re in fo rce d m asonry b u ild in g s have been proposed in Eurocode 8. As regards re in fo rced m asonry , it has been suggested th a t q u a lity o f basic m asonry be taken in to a cco u n t w h e n d e te rm in in g the m in im u m percentage o f re in fo rce m e n t. The im p o rta n ce o f in te rn a tio n a l h a rm o n iza tio n o f testing m ethods used fo r the d e te rm in a tio n o f param eters o f se ism ic resistance a cco rd in g to requ irem en ts o f Eurocode 8, has been also em phas ized . 1.0. UVOD V skupini devetih evropskih modelnih predpisov Eurocode s področja gradbeništva, ki jih pripravlja Evropski komite za standardizacijo - CEN, je tudi predpis, ki obravnava zidane konstrukcije: Eurocode 6 - projektiranje zidanih konstrukcij [1], Grajenje vseh vrst gradbenih konstrukcij na potresnih območjih ureja poseben predpis Eurocode 8 - projektiranje konstrukcij na potresnih območjih [2]. V državah Evropske zveze so nekateri Eurocodi, od katerih je vsak sestavljen iz večjega števila delov, že v uporabi kot predstandard. Predpisi Eurocode so modelni predpisi, standardi, po katerih morajo države članice Evropske zveze izdelati t. i. Dokumente za nacionalno uporabo (National Application Document), v katerih predpišejo dokončne vrednosti za elemente varnosti, ki jih osnovni dokument pušča odprte. Takšne dokumente bo morala pripraviti tudi Republika Slovenija, ki se je odločila, da bo Eurocode v celoti prevzela. Medtem ko so za potresno varno projektiranje armirano­ betonskih konstrukcij v Eurocodu 8 podana razmeroma zelo natančna in včasih celo komplicirana navodila, pa se zdi, da so ustrezna navodila za zidane konstrukcije še Avtor: dr. Miha Tomaževič, dipl. inž. gradb., redni profesor, Zavod za gradbeništvo - ZRMK, Dimičeva 12, 61109 Ljubljana Opomba: Prispevek je nekoliko spremenjena verzija avtorjeve vabljene diskusije na 10. evropski konferenci o potresnem inženirstvu na Dunaju, septembra 1994. vedno enostavna ter so, zaradi pomanjkanja podatkov, dobljenih s sistematičnimi in v mednarodnem merilu koordiniranimi eksperimentalnimi in teoretičnimi raziska­ vami, osnovana predvsem na izkušnjah. Ne glede na to pa Posebna pravila za zidane konstrukcije Eurocoda 8, ki dopolnjujejo osnovne zahteve Eurocoda 6, predstavljajo dobro osnovo za projektiranje in grajenje zidanih konstrukcij na potresnih območjih. Ker je novosti, ki jih uvajata Eurocode 6 in tisti del Eurocoda 8, ki govori o zidanih konstrukcijah, v primerjavi s starimi jugoslovan­ skimi predpisi veliko, se bomo v tem prispevku omejili na nekatere vidike zahtev, ki so povezane s preverjanjem potresne varnosti in prikazali eksperimentalne osnove za določitev nekaterih parametrov, ki jih moramo vgraditi v Dokument za nacionalno uporabo. 2.0. FAKTOR REDUKCIJE NOSILNOSTI Potresna varnost konstrukcije je verjetnostna funkcija, odvisna od odpornosti konstrukcije in pričakovane potres­ ne obtežbe. Pri preverjanju mejnega stanja porušitve mora biti po Eurocodu 8 za vsak element konstrukcije izpolnjen pogoj: Ed ^ Rd (1) kjer je: Ed - računska vrednost vpliva kombinacije stalne, spre­ menljive in potresne obtežbe, ki je funkcija računske potresne obtežbe AEd. Rd - računska odpornost, izračunana na osnovi karakte­ rističnih vrednosti lastnosti materiala in delnih faktorjev varnosti Ym- Velikost potresne obtežbe, ki med potresom deluje na stavbo, je odvisna od dinamičnih karakteristik potresa in same stavbe. Eurocode 8 potresno obtežbo podaja z elastičnim spektrom odziva Se(T), katerega oblika je predpisana s šestimi parametri v odvisnosti od kategorije temeljnih tal, velikost pa določa t. i. »računski pospešek tal« ag. Čeprav je v Eurocodu 8 ni najti, pa ima enačba, s katero določamo računsko obtežbo, naslednjo splošno obliko: AEd = (Se(T)/q) W, (2 ) kjer je : AEd - računska vrednost potresne obtežbe, Se(T) = aß(T) - spektralna vrednost, a - računski pospešek tal ag, ki je odvisen od seizmičnosti območja, izražen kot delež pospeška prostega pada (g = 9.81 m/s2), ß - dinamični faktor, ki je odvisen od lastnosti temeljnih tal (ß = ß(T)) in se določi iz spektra odziva, q - faktor obnašanja konstrukcije (faktor redukcije nosilno­ sti) , W - teža stavbe nad pritličjem. Enačbi (1) in (2) jasno pokažeta, da sta pri izbrani stopnji varnosti postopka za določitev računske nosilnosti kon­ strukcije in mejne računske obtežbe medseboj povezana. Če pri enem ali drugem uporabljamo nasprotujoča si izhodišča, nas preverjanje varnosti po enačbi (1) lahko pripelje k napačnim sklepom. Medtem ko dolgoletne seizmološke študije dajejo razme­ roma zanesljive podatke o seizmičnosti in pričakovanih pospeških tal, pa je zanesljivih podatkov o možni redukciji elastičnih sil za zidane konstrukcije zelo malo. Določitev faktorja redukcije sil je namreč povezana z eksperimental­ nimi raziskavami in obsežnimi parametričnimi korekcij­ skimi študijami, pri katerih se uporabljajo računski modeli, s katerimi se simulira dejansko nelinearno obnašanje konstrukcij. Slika 1. Osnovna definicija faktorja redukcije nosilnosti Poznana definicija faktorja redukcije sil je razložena na sliki 1, kjer je odziv idealno elastične konstrukcije primer­ jan z dejansko krivuljo odziva konstrukcije in z njeno idealizirano elastno-plastično ovojnico z enako začetno togostjo. Zaradi disipacije energije dejanske konstrukcije, ki jo, poenostavljeno, izraža globalni faktor duktilnosti (X = du/de, ni potrebe, da bi konstrukcijo računali na pre­ vzem elastične sile HE. Konstrukcijo računamo na mejno računsko silo Hu, razmerje med obema pa imenujemo faktor redukcije nosilnosti q = HE/HU. Če je bila konstruk­ cija računana na obtežbo Hu’, tj. na mejno obtežbo Hu zmanjšano z globalnim faktorjem varnosti y d , rezerva v nosilnosti (po angleško ji rečemo »overstrength«) dovolju­ je, da se faktor redukcije poveča na q’ = ydq. Pred nedavnim smo na Zavodu za gradbeništvo (prej Zavodu za raziskavo materiala in konstrukcij) na potresni mizi raziskali obnašanje dveh modelov trinadstropne zi­ dane stavbe enake zasnove konstrukcije, z nearmiranim ali armiranim zidovjem (3). Rezultate preiskav smo med drugim uporabili tudi za preverjanje vrednosti faktorjev redukcije nosilnosti q, ki jih predlaga Eurocode 8 za zidane konstrukcije. Dejstvo, da so rezultati preiskav na potresni mizi pokazali prevladujoč vpliv prvega tona niha­ nja in etažni porušni mehanizem, nam je olajšalo analizo in omogočilo primerjavo na način, opisan na sliki 1. Da bi lahko primerjali odziva realne in idealne elastične konstrukcije, smo odziv le-te na maksimalni potres, ki ga je model prenesel, izračunali. Primerjava je prikazana na sliki 2, kot rezultat pa smo dobili vrednost q = HE/HU = 3.74 in q = 2.84 za model z armiranim oziroma nearmi- ranim zidovjem. Če bi prototipa modelov, ki sta bila sicer projektirana po metodah teorije elastičnosti, računali po določilih Euro- coda 8, bi bile zaradi faktorjev varnosti materialov, ki bi jih morali upoštevati v računu, vrednosti računske odpor­ nosti nižje od dejanske. Rekli bi, da ima konstrukcija rezervo v nosilnosti. Če bi upoštevali dejanske povprečne vrednosti materialnih lastnosti in ne karakterističnih, pa bi bili dejanska in računska nosilnost zelo blizu. To potrjuje, da je izračunani elastični odziv primerljiv z rezultati meri­ tev. Navedeni vrednosti q-faktorjev sta bili ovrednoteni za primer, da je računska odpornost enaka dejanski - ni rezerve nosilnosti. Če bi upoštevali utrditev, bi bili ovred­ noteni vrednosti lahko še večji. Etažni pomik (mm) Slika 2. Ovrednotenje faktorja redukcije nosilnosti iz eksperi­ mentalnih rezultatov (3) Preglednica 1. Opis preizkusnih zidov Tip Marka Geometrija Armatura Serija zidaka malte zidu vodoravna navpična (MPa) (h/l) (%) (%) A beton 10-15 1,5 0,14-0,50 ni B opeka 10-15 1,5 0,14-0,50 ni C beton 10 1,25-2,3 0,14-0,50 0,26 D beton 10 1,25-2,3 0,14-0,50 0,52 Preglednica 2. Učinkovitost vodoravne armature v odvisnosti od odstotka armiranja q g (%) Serija A Serija B g (%) Serija C Serija D Učinkovitost armature: 0,18 0,84 0,89 0,14 0,83 0,79 0,32 0,58 0,63 0,28 0,65 0,78 0,38 0,39 0,46 0,50 0,65 0,61 Hrt, - dejanski nateg, izmerjen v palicah vodoravne armature, Hrt,,y - nosilnost vodoravne armature. Na podlagi te analize bi sicer lahko sklepali, da sta vrednosti faktorjev, ki jih za redukcijo nosilnosti potresnih sil priporoča Eurocode 8 za navadne in armirane zidane konstrukcije (1.5 oziroma 2.5), razmeroma nizki. Če pa pri tem upoštevamo dejstvo, da je treba pri zidanih konstrukcijah zaradi omejitve nastanka prevelikih poškodb omejiti tudi etažne deformacije, se zdita predlagani vred­ nosti kar ustrezni. Seveda pa bodo za dokončno potrditev velikosti redukcije sil potrebne dodatne raziskave. 3.0. ARMIRANO ZIDOVJE Zahteve v zvezi z armiranim zidovjem lahko komentiramo na podlagi rezultatov preiskav nekaj serij zidov z vodo­ ravno armaturo v fugah in z navpično armaturo ob robovih (4 in 5). Opis zidov je podan v preglednici 1, najvažnejši rezultati pa so opisani, kot sledi. Pri strižni porušitvi že pred doseženo mejo elastičnosti v vodoravni armaturi po razbremenitvi z vodoravno silo ostajajo preostale deformacije. Nategi v armaturi kažejo, da le-ta drži skupaj z razpokami ločene dele zidu, ki jih razriva navpična sila. Zaradi delovanja armature se raz­ poke razporedijo po celotnem zidu. Kot pa kaže pregled­ nica 2, zaradi porušene sprijemnosti med armaturo in malto v vodoravnih fugah ni mogoče doseči polne natezne nosilnosti armature Hrh y. Kot je videti, je učinkovitost vodoravne armature močno odvisna od vrste in kakovosti zidakov in malte kakor tudi od njene količine. Opaziti je upadanje učinkovitosti s povečanim odstotkom armature. Učinkovitost se poveča, če je armatura ustrezno ukrivljena okrog navpičnih palic. V zvezi z zahtevami, ki jih določata Eurocode 6 in 8, lahko ugotovimo: • Da bi se zagotovila ustrezna sprijemnost med malto in armaturo, je treba v predpisih vgraditi dodatne zahteve in detajle. Eksperimenti so tudi pokazali, da se pri cikličnih obtežbah sprijemnost bistveno zmanjša. Čeprav je vodo­ ravna armatura pravilno ukrivljena okrog palic navpične armature, se nosilnost armature v vodoravnih fugah ne more v celoti izkoristiti. • Zaradi tega, ker je načeloma bolj duktilno od strižnega, je zaželeno upogibno obnašanje armiranega zidu. Pri uporabi votlakov pa je pri tem treba biti precej previden, saj lahko lokalno drobljenje in prestriženje sten in reber votlakov povzroči nepričakovane porušne mehanizme. Na ta način se lahko upogibna nosilnost zidu, izračunana na podlagi tlačne trdnosti osnovnih materialov, zidakov in malte, pa čeprav se le-ta po Eurocode 6 izraža s trdnostjo ekvivalentnega polnega zidaka, v precejšnji meri preceni. Medtem ko se armirano zidovje z zalito armaturo obnaša bolj ali manj kot armirani beton, pa je mehanizem obnaša­ nja armiranega zidovja iz votlakov in armaturo v fugah v veliki meri odvisen od vrste in kakovosti zidakov. Izraču­ nana količina armatur, ki ni uravnotežena z nosilnostjo osnovnega zidu, navadno ni ekonomična. • Eksperimenti so pokazali, da je minimalni odstotek armature v vodoravnih fugah odvisen od strižne nosilnosti osnovnega, nearmiranega zidu. 4.0. EKSPERIMENTALNO POTRJEVANJE Eurocode 8 za industrijsko izdelane sisteme iz armiranega zidovja pravilno priporoča, naj se njihovo obnašanje preveri z eksperimenti. Seveda pa predpis načina ekspe­ rimentalnega preverjanja ne predpisuje. Čeprav laboratorijske preiskave niso predmet predpisa, lahko na tem mestu poudarimo, da so le-te, poleg pre­ iskav, potrebnih za kontrolo kakovosti, pri zidanih kon­ strukcijah neizogibne za določanje osnovnih parametrov, ki jih uporabljamo pri preverjanju varnosti konstrukcij. Medtem ko podatke o mehanskih lastnostih osnovnih L I T E R A T U R A ■ •=*■......... .................. r... Wm 1. »Eurocode 6. Design o f m asonry structures. Part 1.1 G enera l ru les fo r b u ild in g s . Rules fo r re in fo rce d and u n re in fo rce d m asonry«. p rE N V 1 9 9 6 -1 -1 :1 9 9 4 , 1994 . 2. »E urocode 8. D esign p ro v is io n s fo r ea rthquake resistance o f structures. Part 1 -1 : G enera l ru les — S e ism ic ac tions and general requ irem en ts fo r s tructures. Part 1—3 : G enera l ru les — S pec ific ru les fo r va rious m a te ria ls and e lem ents« . p rE N V 1 9 9 8 -1 -3 :1 9 9 3 , 1993 . 3. T o m a že v ič , M ., W eiss, P. »Seism ic b e h a v io r o f p la in - and re in fo rce d -m a so n ry b u ild in g s« . J. o f S truct. Eng. (1994 ) 2, ASCE, str. 3 2 3 -3 3 8 . 4. T o m a že v ič , M ., Ž a rn ić , R. »The b e h a v io u r o f h o r iz o n ta lly re in fo rced m asonry w a lls sub jec ted to c y c lic in -p la n e load reversals«. P roc ., 8 th European C o n f. on Earthquake Eng., V o l. 4 , L isbon, 1986 , str. 7 .6 /1 -7 .6 /8 . 5. T o m a že v ič , M ., Lu tm an, M . »Seism ic resistance o f re in fo rce d m asonry w a lls« . P roc., 9 th W o r ld C on f. on Earthquake Eng., V o l. 6, T o kyo -K yo to , 1989 , str. V I—97—V I—102. 6. T o m a že v ič , M ., Lu tm an, M ., P e tkov ič , L. »Seism ic b e h a v io r o f m asonry w a lls : e xp e rim e n ta l s im u la tio n « . V oce n i za J. o f S truct. Eng., ASCE. materialov (zidakov, malte, armature) dobimo z enostav­ nimi standardiziranimi preiskavami, pa so za določanje podatkov o duktilnosti in sposobnosti disipacije energije potrebne zahtevnejše preiskave, pri katerih se simulira obnašanje zidovja med potresom. Še več, da bi se izvrednotili nekateri drugi parametri, potrebni za preverja­ nje potresne varnosti, so neizogibne tudi dinamične pre­ iskave zidanih konstrukcijskih sistemov. Pokazali smo, da se z različnimi metodami preiskav lahko dobijo precej različne vrednosti nekaterih glavnih parame­ trov [5]. Tako na rezultate preiskav vpliva nivo navpične obtežbe, oblika obtežbe, s katero ponazorimo potres, pa tudi hitrost nanašanja obtežbe. Da bodo preiskave, s katerimi se določajo vrednosti parametrov, potrebnih za preverjanje potresne odpornosti po zahtevah Eurocode 8, koordinirane in usklajene v mednarodnem merilu, bo treba vložiti še veliko naporov. Uskladitev tovrstnih preiskav je nujna, saj bodo v primeru, ko se za preverjanje varnosti uporabljajo eksperimentalni podatki, ki niso dobljeni z metodami, ki so v skladu s filozofijo Eurocode 8, ocene varnosti dale napačne rezul­ tate. 5.0. SKLEPI Prikazali smo nekatere podatke eksperimentalnih raziskav obnašanja zidanih konstrukcij in zidov pri potresni obtežbi, ki jih bomo uporabili pri pripravi dokumenta za nacionalno uporabo tistega dela Eurocoda 8, ki obravnava zidane konstrukcije. Tako smo pokazali, da so vrednosti faktorjev redukcije nosilnosti, ki jih Eurocode 8 predpisuje za navadne in armirane zidane konstrukcije, ustrezne. Glede armiranega zidovja predlagamo, naj se količina minimalne armature določi v odvisnosti od trdnostnih lastnosti osnov­ nega zidovja. Na podlagi sistematičnih primerjalnih pre­ iskav pa ugotavljamo, da je treba preiskave za ugotavlja­ nje parametrov potresne odpornosti navadnega in armira­ nega zidovja harmonizirati v mednarodnem merilu. POTRESNA NEVARNOST MESTA LJUBLJANE UDK 699.841 (497.12) RENATO VIDRIH, MATJAŽ GODEC P O V Z E T E K ™ - ...... .. .... L ju b lja n a lež i v lju b lja n ske m se izm ogenem b lo ku , ki p ripada g o re n jsko -lju b lja n ske m u se izm ogenem u o b m o č ju . Po sproščeni po tresn i e n e rg iji to o b m o č je uvrščam o pred id r ijs k o in k rško -b rež iško . V širši o k o lic i mesta je v p re tek los ti nasta lo 59 po tresov, k i so doseg li V I. a li v iš jo s to p n jo po MSK les tv ic i in tore j p o v z ro č a li m an jšo a li v e č jo g m o tn o škodo. 31 . po tresov je doseg lo V I. s to p n jo , 9 po tresov m ed V I. in V II. s to p n jo , 10 po tresov V II. s to p n jo , 4 potresi m ed V II. in V li l. s to p n jo , 4 potresi V li l. s to p n jo in eden m ed V li l. in IX. s to p n jo . N a jve č je u č in ke je dosegel po tresn i sunek 14. a p r ila 1895 z m a g n itu d o 5 ,8 s to p n je po R ich te rjev i le s tv ic i. Poleg gm otne škode je zahteva l tu d i deset ž iv lje n j. Na po d lag i karte po vra tn ih d o b potresov za 500 le t, se izm o lošk ih p o d a tko v in geo loške zg radbe , sm o iz d e la li karto po tresne m ik ro ra jo n iz a c ije , ki pa je za ra d i p rem a lo po d a tko v , p redvsem pa n iso b ile na re jene m ik ro s e iz m ič n e m eritve , u po rabna le za nam ene c iv iln e zaščite. SEISMIC HAZARD IN LJUBLJANA The area o f the C ity o f L ju b lja n a and its v ic in ity ranks am ong the se ism ica lly m ost ac tive reg ions in S lovenia , w h ic h is co rro b o ra te d by the released se ism ic energy. The m ost p o w e rfu l ea rthquake to o k p lace on A p r il 14, 1895 at 2 2 .: 17 U TC . It m easured 5 .8 on the R ich te r scale and its strongest devas ta ting effects w e re be tw een V I I I and IX M SK. The num erous fau lts th a t criss-cross the area extend in fo u r m a in d irec tions . The o ldes t fau lts ex tend east-w est and are se ism ica lly in a c tive . D in a r ic fau lts stretch northw est-sou theast and are p a rtly ac tive . L ikew ise p a rtly ac tive are transverse D in a r ic fau lts e x te n d in g northeast-southw est. The m ost a c tive are fau lts o f la te r g e o log ica l d e v e lo p m e n t n o rth -so u th . The m ap o f the se ism ic m ic ro z o n a tio n o f L ju b lja n a is based on th e p ro b a b ility se ism ic m ap fo r a re tu rn p e riod o f 500 years ( V I I I M SK fo r L ju b lja n a ), w h ic h is requ is ite fo r the co n s tru c tio n o f h igh -rise b u ild in g s in se ism ic areas. A c c o rd in g to g e o log ica l s tructures, these areas are ranked by expected leve ls o f se ism ic a c tiv ity as VI111, V I 112, V I I I 3 , I X 2, I X 3 . The results in d ica te an a p p ro x im a te se ism ic hazard estim ate . For a m ore accu ra te estim ate, the ex is ting data sh ou ld be supp lem en ted by fie ld w o rk results. LEGA LJUBLJANE IN SEIZMOGENI BLOKI Ljubljana z okolico je na ozemlju, ki ga sekajo številni prelomi. Razprostirajo se v štirih glavnih smereh. Poleg redkih najstarejših prelomov s smerjo vzhod-zahod, se­ kajo ozemlje številni dinarski in prečnodinarski prelomi, ki so večinoma potresno aktivni. Potresno pa so aktivni tudi prelomi s smerjo sever-jug. Prelomi so povzročili nastanek več blokov, ki zaradi različnih medsebojnih vertikalnih in horizontalnih gibanj povzročajo veliko seizmično aktivnost sporadičnega tipa. Najpomembnejši seizmogeni bloki so [4, 6]: Avtorja: Mag. Renato Vidrih, dipl. inž. geol., Ministrstvo za okolje in prostor, Uprava R Slovenije za geofiziko, Pot na Golovec 25, Ljubljana Matjaž Godec, dipl. inž. gradb., Ministrstvo za okolje in prostor, Uprava R Slovenije za geofiziko, Kersnikova 3, Ljubljana - blok Tošča - blok Polhograjskih Dolomitov - Horjulski blok - blok Ljubljanskega barja - blok Kamniškega polja - centralni blok Ljubljane - blok Posavskih gub Območja južno od Ljubljane so se v kvartarju pogrezala, zahodni in vzhodni predeli imajo tendenco dvigovanja, severne predele pa gradijo miocenske depresije s pogre­ zanjem v pliocenu in kvartarju. SEIZMOTEKTONSKE ZNAČILNOSTI Mesto Ljubljana z okolico leži v gorenjsko-ljubljanskem seizmogenem območju. To območje sodi med potresno najaktivnejša v Sloveniji. Po sproščeni energiji ga uvr­ ščamo na prvo mesto, sledita pa mu idrijsko in krško-bre- žiško. Za seizmogene bloke, kakor tudi za celotno območ­ je, so bile izračunane prognozne karakteristike. Največja možna ocenjena magnituda naj bi bila 6.2 stopnje po Richterjevi lestvici, največja možna ocenjena intenziteta pa IX. stopnje po MSK lestvici [4], Na nevarnost mesta Ljubljane in okolice vplivajo tudi močne tektonske cone, ki potekajo neposredno čez to ozemlje. Predvsem je potrebno poudariti dobrepoljski prelom, ki poteka v smeri severozahod-jugovzhod in je aktiven od srednjega pliocena dalje. Zelo pa je pomemben tudi idrijski prelom, ki je od Ljubljane nekoliko oddaljen, ima pa velike seizmotektonske zmogljivosti, saj so ob njem v preteklosti nastajali zelo močni potresi, do X. stopnje po MSK lestvici. SEIZMOGEOLOŠKE ZNAČILNOSTI Večino tektonskih blokov gradijo kamnine, ki so v seizmo- geološkem smislu pretežno neugodne, le ponekod srednje ugodne. Prevladujejo barjanski sedimenti z nizko seizmo- akustično impedanco, plitvo podtalno vodo, majhno zmog­ ljivostjo in slabo stabilnostjo, kar povzroča povečanje potresnih učinkov. Prodni nasipi in konglomerati, ki gradijo severni predel, predstavljajo nekoliko boljšo podlago. Debeline kvartarnih nanosov znašajo od 10 do prek 100 metrov. Skalna podlaga je zgrajena pretežno iz karbonat­ nih kamnin, večinoma apnencev in dolomitov, ki se spuščajo pod majhnim kotom proti jugozahodu. Ponekod podlago gradijo skrivalci in laporji. PREGLED MOČNEJŠIH POTRESOV V PRETEKLOSTI Preglednica 1 prikazuje močnejše potrese, ki so nastali v Ljubljani in okolici od leta 792 n. e. dalje in so na epicentralnem območju dosegli VI. ali višjo stopnjo po MSK lestvici. Razpored magnitud vseh potresov, ki so nastali na tem območju, kaže slika 2, razpored intenzitet pa slika 3. Najmočnejši potres je nastal 14. aprila 1895 ob 22. uri in 17 minut po UTC. Dosegel je 5,8 stopnje po Richterjevi lestvici in največjo intenziteto med Vlil. in IX. stopnjo po MSK lestvici. Poleg velike gmotne škode je terjal tudi deset življenj. Poleg omenjenega je ljubljansko območje v preteklosti zatreslo še 58 potresov, ki so dosegli učinke VI. ali višje stopnje. 46.25- 46.00- 45.75- 14. Šk.Laka Q 0 , ' ' Vrhnika' . ̂K'-Grosuplje ( .- ( • ) __/' . W '' ^ O D i . v 3 ^ LEGENDA INTENZITETA 3 - 4 C ' 4 - 5 5 - 6 C 6 - 7 r " 7 - 8 8 - 9 10 14.50 1490 Slika 3. Pregled intenzitet potresov na širšem ob­ močju mesta Ljubljane od leta 792 n. e. d,o danes, med koordinatami 45,75 in 46,25 N ter 14,10 in 14,90 E. IZRAČUN SPROŠČENE POTRESNE ENERGIJE Po sproščeni potresni energiji je gorenjsko-ljubljansko seizmogeno območje najaktivnejše v Sloveniji. Celovita slika sproščene energije (slika 1) predstavlja približno oceno, izračunano na podlagi zabeleženih potresov. Izra­ čunana je po enačbi Solovjeva: log E =11 ,5+1 ,5M Energija je podana v enotah log10MJ (megajoulov). 14?45 14°65 Slika 1. Sproščena potresna energija na širšem območju mesta Ljubljana, izražena v enotah log10MJ. KARTA POTRESNE MIKRORAJONIZACIJE Slika 4 kaže seizmično mikrorajonizacijo dela mesta Ljubljane. Narejena je na podlagi karte za povratno dobo potresov 500 let, ki je predpisana pri projektiranju objektov visoke gradnje [3]. Povratno dobo 500 let imajo na območju mesta Ljubljane potresi z največjo intenziteto do Vlil. stopnje po MSK lestvici. Na podlagi geoloških struktur in litološke sestave tal smo ozemlje razdelili na manjša območja z največjimi pričakovanimi učinki Vlil!, Vlll2 in VIII3 [5]. Zaradi izjemno slabih seizmogeoloških pogojev, kjer lahko pride do povečanja potresnih učinkov, pa smo območje Ljubljanskega barja uvrstili v IX2 in IX3. OPIS PRIČAKOVANIH POTRESNIH UČINKOV Karta tako poenostavljene mikrorajonizacije mesta Ljub­ ljane in pričakovani potresni učinki pripadajočih potresnih stopenj predstavljajo osnovo za oceno pričakovanih izgub pri potresu določene intenzitete. Opis potresnih učinkov, ki temelji na različici potresne lestvice MSK 78, povzemamo po J. Lapajnetu [5, 6], vidike klasifikacije, vrste zgradb in poškodbene kategorije pa iz opisa MSK lestvice [1]. 1. Vidiki klasifikacije: a) ljudje in njihova okolica - zaznavanje b) zgradbe - poškodbe c) narava - pojavi, spremembe 2. Vrste zgradb: A - stavbe iz neobdelanega kamna, kmečka poslopja, hiše iz na zraku sušene opeke - adobe, domovi iz ilovice; leto mes dan ura UTC min sek koor °N dinati °E globina km magnituda Richter intenziteta MSK 792 2 0 0 0 0,0 46,0 14,5 10 5,3 Vlil 1000 1 0 0 0 0,0 46,0 14,5 10 5,3 Vlil 1077 1 0 0 0 0,0 46,0 14,5 0 4,3 VI 1508 1 0 0 0 0,0 46,0 14,5 10 ■4,8 VII 1575 11 17 0 0 0,0 46,1 14,5 10 4,8 VII 1590 4 22 12 30 0,0 46,1 14,5 10 4,8 VII 1621 0 0 0 0 0,0 46,2 14,5 10 4,8 VII 1622 5 5 11 0 0,0 46,1 14,5 10 5,1 VII-VIII 1625 0 0 0 0 0,0 46,0 14,5 10 4,8 VII 1626 1 7 4 0 0,0 46,1 14,5 10 4,3 VI 1641 1 13 6 0 0,0 46,1 14,5 10 4,3 VI 1669 9 1 3 0 0,0 46,1 14,5 10 4,3 VI 1684 10 21 5 30 0,0 46,1 14,5 9 4,8 VII 1686 0 0 0 0 0,0 46,0 14,5 10 4,3 VI 1689 5 10 3 0 0,0 46,0 14,9 4 4,8 Vlil 1691 2 19 0 0 0,0 46,2 14,5 6 4,8 VII-VIII 1703 11 23 13 0 0,0 46,1 14,5 10 4,3 VI 1784 3 24 0 0 0,0 46,1 14,5 10 4,6 VI-VII 1786 4 11 9 0 0,0 46,1 14,5 13 4,5 VI 1822 8 12 2 30 0,0 46,1 14,5 10 4,3 VI 1836 6 29 1 28 0,0 46,1 14,7 8 4,2 VI 1840 8 27 12 5 0,0 46,2 14,7 7 4,9 VII-VIII 1840 8 30 5 45 0,0 46,2 14,7 8 4,5 VI-VII 1840 9 24 21 0 0,0 46,3 14,8 11 4,4 VI 1845 12 21 20 40 0,0 46,1 14,5 7 4,9 VII-VIII 1845 12 22 1 0 0,0 46,1 14,5 10 4,3 VI 1856 11 9 22 17 0,0 45,9 14,5 7 4,6 VII 1879 2 12 13 42 0,0 46,2 14,4 11 4,4 VI 1879 9 12 0 0 0,0 46,2 14,3 6 4,3 VI-VII 1882 7 17 7 51 0,0 46,0 14,3 11 4,9 VII 1889 1 27 21 47 0,0 46,3 14,6 6 4,0 VI 1895 4 14 20 17 30,0 46,1 14,5 16 5,8 VIII-IX 1895 4 14 22 20 0,0 46,1 14,5 10 4,6 VI-VII 1895 4 14 22 40 0,0 46,1 14,5 11 4,4 VI 1895 4 14 23 1 0,0 46,1 14,5 13 5,0 VII 1895 4 14 23 49 0,0 46,1 14,5 11 4,4 VI 1895 4 15 2 36 0,0 46,1 14,5 11 4,4 VI 1895 4 15 3 19 0,0 46,1 14,5 9 4,5 VI-VII 1895 4 15 5 52 0,0 46,1 14,5 7 4,1 VI 1897 2 2 0 32 0,0 46,2 14,5 5 3,9 VI 1897 7 15 5 57 0,0 46,1 14,5 6 5,0 Vlil 1898 4 17 22 49 31,0 46,1 14,5 10 4,6 VI-VII 1899 9 18 5 16 23,0 46,2 14,4 8 4,5 VI-VII 1903 2 16 19 59 0,0 46,0 14,2 3 4,5 VI-VII 1906 6 16 11 17 23,0 46,1 14,6 5 4,0 VI 1907 5 10 4 25 0,0 46,1 14,6 2 3,4 VI 1915 3 15 21 55 38,0 45,8 14,2 2 4,3 VI 1916 2 8 2 33 0,0 46,1 14,5 10 4,3 VI 1930 2 , 25 13 35 54,0 45,8 14,3 11 4,3 VI 1931 12 23 5 26 30,0 46,1 14,8 3 3,7 VI 1939 5 6 4 10 11,0 46,1 14,8 10 4,4 VI-VII 1952 2 23 21 56 23,0 45,8 14,3 18 4,1 VI 1963 5 19 10 0 5,0 46,1 14,-8 12 4,7 VII 1963 11 15 5 15 46,0 46,1 14,8 11 4,2 VI 1973 12 21 8 17 41,0 46,1 14,2 11 4,4 VI 1990 3 14 1 27 55,0 45,8 14,7 12 4,4 VI 1990 5 24 8 23 5,0 45,9 14,7 0 4,3 VI 1990 5 30 19 19 1,0 45,9 14,7 7 4,1 VI 1990 7 11 7 27 11,0 45,8 14,7 10 4,3 VI Preglednica 1: Pregled močnejših potresov v Ljubljani in bližnji okolici od leta 792 n. š. do danes. Našteti so vsi potresi, ki so dosegli učinke VI in višje stopnje po MSK lestvici (2). ‘ k . 6 xz A vr j e J i 3 • l *»’ >. \ J , Slika 4. Izvleček karte potresne mikrorajonizacije mesta Ljubljana za občino Center. Prikazani so učinki potresa z Vlil. stopnjo po MSK lestvici. B - navadne opečne hiše, zgradbe iz velikih blokov, zidana poslopja z lesenim ogrodjem, stavbe iz narav­ nega obdelanega kamna; C - zgradbe z železobetonskim jeklenim ojačenjem ali ogrodjem, stavbe iz večjih prefabriciranih plošč, močnejše lesene hiše. (Opomba: Zgradbe, ki so bile grajene po predpisih o potresno varni gradnji, tu niso zajete.) 3. Poškodbene kategorije: 1. kategorija - LAHKE POŠKODBE: fine razpoke v ometu, odpadanje koščkov ometa; 2. kategorija - ZMERNE POŠKODBE: majhne razpoke v stenah, odpadanje večjih kosov ometa, odpadanje strešnikov, razpoke v dimnikih, odlomi delov dimni­ kov; 3. kategorija — HUDE POŠKODBE: velike in globoke razpoke v stenah, odlomi dimnikov; 4. kategorija - PORUŠITVE: prelomi in reže v zidovih, podiranje delov stavb, popuščanje povezav posame­ znih delov zgradb, zrušenje notranjih sten in zapolni­ tev v ogrodjih; 5. kategorija - UNIČENJE: zrušenje zgradb. S T O P N JA V lil, a) Prebivalstvo se močno prestraši. Posamezniki se po­ škodujejo. Premakne se težje pohištvo in mestoma se lahko tudi prevrne. b) Prek 40 % zgradb tipa A pretrpi poškodbe 3. kategorije, prek 10% 4. kategorije, posamezne zgradbe pa 5. kate­ gorije. Prek 40% zgradb tipa B pretrpi poškodbe 2. kategorije, prek 10% 3. kategorije, posamezne zgradbe pa tudi 4. kategorije. Prek 40 % zgradb tipa C pretrpi poškodbe 1. kategorije, prek 10% 2. kategorije, na posameznih pa nastanejo poškodbe 3. kategorije. Na pobočjih lahko pride do poškodb in zdrsov osnovne blazine cest. Na poteh se pojavijo razpoke, stiki cevovo­ dov na vodovodnih omrežjih se marsikje poškodujejo. c) Peščene in prodne brežine marsikje zdrsnejo, na strmejših pobočjih pride do zdrsov zemljin, v vlažnih tleh se pojavijo širše razpoke, voda postane motna zaradi vzburkanega blata, nekateri izviri presahnejo, ponekod pa se pojavijo novi. Vodostaji v vodnjakih se spremenijo. STOPNJA Vlll2 a) Nastaneta strah in panika. Prestrašijo se tudi ljudje v vozečih avtomobilih. Maloštevilni se poškodujejo. Premakne se težko pohištvo, posamezni kosi se prevrne­ jo. Nekatere viseče svetilke se poškodujejo. b) Prek 50 % zgradb tipa A pretrpi poškodbe 3. kategorije, okoli 20% 4. kategorije, maloštevilne pa 5. kategorije. Prek 50% zgradb tipa B pretrpi poškodbe 2. kategorije, okoli 20% 3. kategorije, maloštevilne pa 4. kategorije. Prek 50% zgradb tipa C pretrpi poškodbe 1. kategorije okoli 20% 2. kategorije, maloštevilne zgradbe pa 3. kategorije. Pojavijo se posamezni lomi na šivih vodovodnih napeljav, spomeniki in kipi se premaknejo in deloma zavrtijo, nagrobniki se prevrnejo, kamniti zidovi se rušijo. c) Na pobočnih cestnih nasipih pride do zdrsov in usadov zemljin, v tleh se pojavijo nekaj centimetrov široke razpo­ ke, pojavijo se nove vodne kotanje v mnogih primerih pride do spremembe toka in gladine vode, posamezne veje dreves se odlomijo. STOPNJA VIII3 a) Panika zajame mnoge. Nekateri se poškodujejo, možna je tudi kakšna smrtna žrtev. Precej predmetov se prevrne ali pade in razbije. b) Dobra polovica zgradb tipa A pretrpi poškodbe 3. kategorije, slaba tretjina 4. kategorije, prek 5% pa 5. kategorije. Dobra polovica zgradb tipa B pretrpi poškodbe 2. katego­ rije, slaba tretjina 3. kategorije, prek 5% 4. kategorije, posamezne se porušijo. Polovica zgradb tipa C pretrpi poškodbe 1. kategorije, okoli 30% 2. kategorije, prek 5% 3. kategorije, posame­ zne (okoli 2%) tudi 4. kategorije. Na šivih vodovodnih napeljav so pogosto lomi, lažje se poškodujejo vodni rezervoarji, spomeniki in kipi se ponekod prevrnejo. c) Na pobočjih pride do manjših zemeljskih plazov, v tleh nastanejo širše razpoke, voda v rezervoarjih vzvalovi, na poplavnih območjih se ponekod pojavijo voda, blato in pesek. STOPNJA IX2 a) Ljudi zajame splošna panika. Možne so smrtne žrtve. Živali begajo sem in tja in spuščajo predirljive glasove. Pohištvo se močno poškoduje. b) Dobra polovica zgradb tipa A pretrpi poškodbe 4., okoli 20% pa 5. kategorije. Dobra polovica zgradb tipa B pretrpi poškodbe 3. katego­ rije, okoli 20% poškodbe 3. kategorije, kakih 5% pa se jih poruši. Dobra polovica zgradb tipa C pretrpi poškodbe 2. katego­ rije, okoli 20% 3. kategorije, kakih 5% pa 4. kategorije. Spomeniki in stebri se prevrnejo. Rezervoarji se precej poškodujejo, podzemeljski cevovodi se ponekod pretrga­ jo. Tu in tam se poškodujejo železniške proge in ukrivijo tračnice. c) V ravninskih predelih so pogosta poplavljanja ter na­ nosi peska in blata. Razpoke v tleh dosežejo širino do 1 decimetra, na pobočjih in brežinah pa tudi več. Poleg teh nastane tudi več manjših razpok. Skalovje se ruši. Pogosti so usadi, udori in osipi zemljin. Na vodni gladini nastanejo veliki valovi. STOPNJA IX3 a) Splošna panika in obup. Možne so smrtne žrtve. b) Okoli 60% zgradb tipa A pretrpi poškodbe 4. katego­ rije, prek četrtine pa se jih poruši. Dobra polovica zgradb tipa B pretrpi poškodbe 3. kategorije, dobra četrtina poškodbe 4. kategorije, med 5 in 10% pa se jih poruši. Dobra polovica zgradb tipa C pretrpi poškodbe 2. katego­ rije, okoli 30% 3. kategorije, med 5 in 10% 4. kategorije, tu in tam pa se katera lahko tudi poruši. Pregrade, nasipi in mostovi se deloma poškodujejo. Na več mestih se pretrgajo podzemeljski cevovodi, poškodu­ jejo železniške proge in ukrivijo tračnice. c) Razpoke v tleh dosežejo širino prek 1 decimetra, na pobočjih in brežinah tudi precej več. Zelo pogosti so usadi, udori in osipi zemljin ter rušenje skalovja. Gladine vod so močno razburkane in vzvalovljene. OPOMBA: Učinki, ki so značilni za neko stopnjo, pa niso našteti pri naslednjih stopnjah, se seveda poja­ vijo tudi pri teh, če ne pride do hujših posledic. Možnost smrtnih žrtev je navedena šele pri stopnji VIII3, ker so pri nižjih stopnjah smrtni primeri izredno redki. Zaradi številnih dejavnikov, ki lahko privedejo do nevarnih okoliščin, so posamezne smrtne žrtve možne tudi pri nižjih stopnjah (posebno pri Vlll1 in VIII2). SKLEPI Poenostavljena slika potresne nevarnosti je namenjena načrtovanju ukrepov v civilni zaščiti v primeru potresa. Za natančnejšo oceno potresne nevarnosti bi morali obstoječe podatke dopolnjevati predvsem s terenskimi meritvami, ki jih dosedaj praktično ni bilo. Seveda bi z boljšim poznavanjem potresne nevarnosti mesta Ljubljane veliko več vedeli tudi o potresni ogroženosti. L I T E R A T U R A " 1. Lapa jne , J., Potresna les tv ica M SK, U jm a št. 3, L ju b lja n a , str. 6 2 —66 (1989). 2. R ib a rič , V ., S e izm ičnos t S loven ije . Kata log po tresov (792 n. e .—1981), P u b lika c ije S e izm ološkega zavoda SR S loven ije , L ju b lja n a , str. 649 (1982). 3. R ib a rič V . in sod ., S e izm o loške karte za p ovra tne pe riode 50, 100, 2 00 , 5 00 , 1 .0 0 0 in 1 0 .0 0 0 let, Z a je d n ica za se izm o lo g iju SFRJ, Beograd (1987). 4. S ikošek B., T e k to n ika , n e o te k to n ika in se izm o te k to n ika SR S lo ve n ije , P u b lika c ije S e izm ološkega zavoda SR S loven ije , L ju b lja n a , str. 150 (1982). 5. T o m a ž e v ič M ., Lapa jne J., Sheppard P., Bergant M ., Lutm an M ., G o d e c M ., V id r ih R., Potresna og roženost mesta L ju b lja n a I. in II. de l, S e izm o lošk i zavod R S loven ije in IKFIS — Z R M K , L ju b lja n a (1 991). 6. V id r ih R., G odec M ., Lapa jne J., Potresna o g roženos t S loven ije — o b č in e B rež ice , Id r ija , Krško, T o lm in in L ju b lja n ske o b č in e , S e izm o lošk i zavod R S lo ve n ije , L ju b lja n a , str. 2 1 4 (1991). UDK 699.841 (497.12) MATJAŽ GODEC, RENATO VIDRIH P O V Z E T E K ■ ■ ^ ■ Potresna og roženost nam kaže p riča ko va n e po tresne izgube v d o lo čen e m času na d o lo če n e m prostoru. Izde lana je na pod lag i karte potresne m ik ro ra jo n iz a c ije in po d a tko v o po tresn i ra n ljivo s ti o b je k to v v mestu L ju b lja n i. R ezulta te sm o u p o ra b ili na o b m o č ju nekdan je o b č in e L ju b lja n a C enter, k je r so b il i zbran i p o tre b n i poda tk i o o b je k tih in u p o ra b n ik ih . V scena riju ocene potresne og roženosti sm o p re d p o s ta v ili nastanek potresa v ve če rn ih u rah , ko so s ta n o va lc i ve č in o m a do m a , p o s lo vn i p ros to ri pa so v g lavnem p razn i. THE SEISMIC HAZARD IN THE LJUBLJANA CENTER DISTRICT S U M M A R Y —~ ~ - — m The a rtic le gives a se ism ic hazard analysis fo r th e L ju b lja n a C enter d is tr ic t. O n the basis o f th e seism ic hazard m ap, an assessment o f expected se ism ic dam age, i. e. se ism ic hazard has been m ade. Because o f the lim ite d a v a ila b ility o f in fo rm a tio n , o n ly loca l residents are cons idered as endangered , w h ic h suits the c ircum stances o f an ea rthquake ta k in g p lace at n igh t. O f course , q u ite a n o th e r s itua tion is a lso possib le s ince in the course o f d a ily m ig ra tio n the n u m b e r o f p e o p le in L ju b lja n a C ente r increases by 1 0 0 % com pa red to the s itu a tio n at n igh t. L I T E R A T U R A SPLOŠNO O POTRESNI OGROŽENOSTI Iz zgodovine potresne dejavnosti je znano, da so na območju Ljubljane možni potresi, ki poleg gmotne škode lahko povzročijo tudi smrtne žrtve [3]. Ocena tega je zelo težavna, zato smo si pomagali s tragičnimi izkušnjami močnih potresov po svetu. V obdobju od leta 1900 do 1988 je bilo na svetu okoli 650 potresov, ki so zahtevali smrtne žrtve. Skupaj je v tem obdobju zaradi posledic potresa izgubilo življenje 1,3 milijona ljudi, od tega približno 75% zaradi rušenja stavb. V 20. stoletju se je na Zemlji zgodilo prek tisoč potresov z magnitudo nad 7.0 (potres v Furlaniji 6. maja 1976 je imel magnitudo 6.5), toda le v 30 potresih je bilo več kot 10.000 žrtev. Tragične posledice potresa so splet različnih vplivov. Najpomembnejši so: • epicenter na območju velike naseljenosti, ■ obsežno rušenje objektov, • hude sekundarne posledice (požari, poplave, plazovi) in • onesposobitev možnosti samopomoči. Na sliki 1 je prikazana odvisnost števila mrtvih od števila porušenih objektov. Posamezne krivulje predstavljajo raz­ lične načine gradnje in vrste materiala v različnih delih sveta [1], Avtorja: Matjaž Godec, dipl. inž. gradb., Ministrstvo za okolje in prostor, Uprava R Slovenije za geofiziko, Kersnikova 3, Ljubljana Mag. Renato Vidrih, dipl. inž. geol., Ministrstvo za okolje in prostor, Uprava R Slovenije za geofiziko, Pot na Golovec 25, Ljubljana p.------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------:----------------------------- O 50 100 PORUŠENI OBJEKTI / .% / POTRESNA OGROŽENOST V NEKATERIH MESTNIH KAREJIH LJUBLJANE Oceno potresne ranljivosti objektov smo opravili v nekate­ rih mestnih karejih. Ti podatki so poleg potresne nevarno­ sti bistveni za ocenjevanje potresne ogroženosti [6], Slika 1. Število žrtev pri po­ rušitvah objektov ob po­ tresu [1]. Pomen oznak: 1. armiranobetonske stavbe 2. posamezne vasi v vzhodni Turčiji (neobdelan kamen) 3. povprečne vasi v vzhodni Turčiji (neobdelan kamen) 4. zidane stavbe - evropski potresi 5. zidane stavbe na Kitaj­ skem (štirje potresi 1960- 1979) 6. stavbe iz obdelanega kamna v Italiji (potres 1.1930) 7. stavbe iz obdelanega kamna v Italiji (potres 1.1980) 8. lesene hiše (leseni okvirji) na Japonskem (potres I. 1900) 9. San Francisco (potres I. 1972) 10. lesene hiše (leseni okvir­ ji) na Japonskem (potres I. 1940) 11. lesene hiše (leseni okvir­ ji) na Japonskem (potres I. 1970) Kareji, v katerih je bila opravljena ocena ranljivosti, so: 1. CO 1/19 - Cankarjevo nabrežje 2. CO 5/9 - Slomškova ulica 3. CO 1/5 - Trubarjeva ulica 4. CO 1/38 - Breg 5. ŠS 1/8 - Litostrojski bloki Vsi pregledani objekti so bili zgrajeni pred letom 1965. Od takrat naprej naj bi bili vsi objekti grajeni v skladu z zahtevami predpisov o potresno varni gradnji na potresnih območjih iz leta 1964. Tip objekta R azred Ranljivost B B I V s<15 B B 2 15< = V s< 18 B B3 18< = V s< 20 B B 4 2 0 < = V s Preglednica 1. Razredi ranljivosti za objekte tipa B v mestu Ljubljana. Stavbe so bile do leta 1964 grajene praviloma le za prenos vertikalne obtežbe. Ukrepe za povečanje potresne odpornosti stavb so graditelji upoštevali le v krajših obdobjih po rušilnih potresih. Tudi predpisi iz leta 1948 so potresno obremenitev glede na sodobna spoznanja močno poddimenzionirali. Pregledani objekti so zidani iz kamna, opeke ali iz mešanice teh materialov, največkrat povezani z apneno malto. Stropi so navadno leseni. Takšne objekte uvrščamo v MSK-lestvici med zgradbe tipa B [2]. Glede na ocene ranljivosti (Vs) lahko vse objekte razvrstimo v štiri razrede v skladu z lestvico MSK. Razredi so izbrani glede na pričakovani obseg poškodb v primeru potresa določene intenzitete (preglednica 1). Pri oceni ranljivosti smo oce­ njevali vrsto in kakovost zidov, količino zidov, tlorisno razporeditev zidov, povezanost zidov in druge dejavnike. Pri končni oceni, ki je med 5 in 25, pomeni nižja vrednost večjo skladnost s predpisi kot višja. Poškodbe, ki jih lahko pričakujemo v posameznem razredu ranljivosti, so oce­ njene v razponu od 1 do 5. Opis teh poškodb (klasifikacija MSK lestvice), ki so kategorizirane v pet skupin, je podan v članku Vidrih, Godec »Potresna nevarnost mesta Ljub­ ljane« [2, 7], Pregledanih je bilo 113 objektov. Čeprav so vsi ti objekti tipa B po MSK-lestvici, je pregled pokazal bistvene razlike med njimi. Glede pričakovanih poškodb v primeru potresa lahko razlikujemo vsaj dve skupini objektov glede na obdobje, v katerem so bili zgrajeni. V primeru analize večje množice objektov bi lahko imeli tudi več skupin. Objekte tipa B smo razdelili na tiste, zgrajene pred letom 1895 (48 objektov), zgrajene v obdobju med 1896 in 1965 (65 objektov) in na zgrajene po letu 1965. Leto 1895 predstavlja mejnik pri potresno varni gradnji. Po ljubljan­ skem potresu I. 1895 je bil namreč sprejet stavbinski red, ki je uvajal konstruktivne ukrepe pri zagotavljanju večje S T A N O V A N J A I N T E N Z I T E T A S T A N O V A L C I D O 1 9 0 0 1 9 0 0 - 1963 P O 1 9 6 4 S K U P A J V I I I - 1 2 0 7 3 9 4 5 4 8 V I I I -2 12 2 3 5 7 9 3 2 1 0 1 7 3 8 3 6 3 2 V I I I -3 2 4 5 8 3 3 4 8 9 3 6 1 7 1 3 9 4 8 5 0 0 Preglednica 2. Število stanovanj in stanovalcev. Intenziteta Obdobje izgradnje Skupajdo 1900 1901-63 po 1964 V I I I - 1 168 17 22 207 V I I I - 2 2671 7078 2486 12235 V I I I - 3 10091 10462 4032 24585 Preglednica 3. Število stanovalcev po stanovanjih glede na obdobje izgradnje. potresne odpornosti objektov. Pri objektih, ki so bili zgrajeni pred potresom I. 1895, lahko pričakujemo ob potresu hujše učinke. Leta 1965 pa je bil uveljavljen sodoben predpis o gradnji na potresnih območjih, ki je bil sprejet leta 1964. Rezultati pregleda 113 objektov v petih mestnih karejih predstavljajo osnovno podatkovno bazo. Na osnovi razpo­ ložljivih podatkov je podana ocena potresne ogroženosti v Centru Ljubljane. Ogroženost je ocenjena za potres z učinki Vlil. stopnje po MSK-lestvici na srednjih tleh; potres naj bi nastal v nočnih urah. Za občino Ljubljana Center je bilo v ISUP [5] zbranih precej podatkov za analizo po takšnem scenariju. Izbrana ura nastanka potresa pomeni, da so v tem času ljudje že doma, uradi, tovarne, šole, vrtci in trgovine pa so prazni. Upoštevajoč lestvico MSK 78 in rezultate raziskav ranlji­ vosti, smo pripravili porazdelitev pričakovanih poškodb pri različnih potresih (preglednici 4 in 5). Pri pregledu karejev v Ljubljani smo ugotovili, da v ožjem mestnem jedru ni objektov, ki bi jih uvrstili v skupino A po MSK-lestvici. Po pregledu objektov smo to ugotovili tudi za objekte na območju celotnega centra Ljubljane. Tako smo vse objek­ te, zgrajene pred letom 1965 na območju občine, lahko uvrstili med objekte tipa B po MSK-lestvici. Podatki o starosti zgradb na nivoju občine Ljubljana Center so zbrani za obdobja do leta 1900, od 1901 do 1963 in za objekte, zgrajene po letu 1964. Žal se ti razredi ne prekrivajo popolnoma s porazdelitvijo obdobij, ki pomenijo uj 100 c z > CD O O >c/) o Q_ X Z go < >o C Z Q_ 80 60 5 40 20 0 PRIČAKOVANE POŠKODBE PRI POTRESU Vlil MSK 1 2 3 4 5 POŠKODBENE KATEGORIJE PO MSK H CO 1/19 - Cankarjevo nabrežje ■ CO 1/38 - Breg ■ CO 1/5 - Trubarjeva ulica □ CO 5/9 - Slomškova ulica ■ Šs 1/8 - Litostrojski bloke Slika 2. Pričakovane poškodbe v posameznih karejih v Ljubljani pri potresu Vlil. stopnje po MSK lestvici. 5 (0.00%) 4 (5.13%) 3 (17.95%) 2 (33.33%) 0-1 (43.59%) DELEŽI POŠKODB - OBJEKTI DO 1900 PO POŠKODBENIH KATEGORIJAH MSK VIII-2VIII-1 5 (0.00%) 4 (6.05%) - 3 (29.00%) - u 2 (45.02%) - "" l i l Hilfe 0-1 (19.92%) - 1 VIII-3 5 (1.00%) 4 (10.00%) 3 (41.99%) 2 (40.01%) 0-1 (6.99%) ŠTEVILKE OD 1 DO 5 PREDSTAVLJAJO POŠKODBENE KATEGORIJE PO MSK, ŠTEVILKA 0 PA DELEŽ OBJEKTOV BREZ POŠKODB. STOPNJE VIII-1, VIII-2 IN VIII-3 MSK PA PREDSTAVLJAJO INTENZITETE, KI SO V CENTRU LJUBLJANE MOŽNE OB POTRESU Vlil STOPNJE. / / Slika 3. Deleži poškodb pri objektih zgrajenih do leta 1900 v centru Ljubljane ob potresu Vlil. stopnje po MSK lestvici. mejnike pri potresno varni gradnji. Ker so odstopanja majhna, smo sklepali, da ustrezajo značilnosti objektov, ki so bili zgrajeni pred letom 1895, objektom, ki so bili zgrajeni pred letom 1900 (ISUP), značilnosti objektov iz časa med letoma 1896 in 1965 pa ustrezajo objektom, ki so bili zgrajeni v obdobju med letoma 1901 in 1963 (IUSP). Podatki o stanovalcih v teh karejih so iz leta 1985. Tako se lahko razlikujejo od današnjih. Potres Vlil. stopnje, ki ga v Ljubljani pričakujemo na podlagi kart povratnih dob za 500 let, bo imel v občini Ljubljana Center na različnih tleh različne učinke. Raz­ vrstili smo jih v učinke stopnje Vlil!, Vlll2 in Vlll3 MSK-le- stvice. Pri oceni ogroženosti je upoštevana enakomerna zasedenost stanovanj. Podatki o stanovalcih in stanova­ njih so podani v preglednicah 2 in 3. Ocena pričakovanih poškodb po objektih glede na čas izgradnje pa je prika­ zana v preglednicah 4 in 5. Iz pregleda je razvidno, da na območju občine Ljubljana Center v primeru potresa Vlil. stopnje po MSK lahko pričakujemo, da se bodo nekatere zgradbe porušile. V takih zgradbah je več kot 50 stanovanj s približno 150 stanovalci. V najneugodnejšem primeru (nastanek po- - Poškodbene kategorije Intenziteta 1 2 3 4 5 VIII-1 13 7 2 VIII -2 357 230 48 VIII -3 1396 1465 349 35 Preglednica 4. Število stanovanj s pričakovanimi poškodbami. Obdobje izgradnje do 1900. Poškodbene kategorije Intenziteta 1 2 3 4 5 VIII-1 2 1 0 VIII -2 1155 399 63 VIII -3 1808 1013 181 18 Preglednica 5. Število stanovanj s pričakovanimi poškodbami. Obdobje izgradnje 1901-1963. DELEŽI POŠK. - OBJEKTI OD 1901 DO 1963 PO POŠKODBENIH KATEGORIJAH MSK vm-1 5 (0.00%) 4 (0.00%) 3 (25.00%) 2 (50.00%) 0-1 (25.00%) 5 (0.00%) 4 (3.00%) 3 (18.99%) 2 (54.97%) 0-1 (23.04%) VIII-2 2 (49.99%) 0-1 (16.51%) 5 (0.50%) 4 (5.00%) 3 (28.01%) VIII-3 ŠTEVILKE OD 1 DO 5 PREDSTAVLJAJO POŠKODBENE KATEGORIJE PO MSK, ŠTEVILKA 0 PA DELEŽ OBJEKTOV BREZ POŠKODB. STOPNJE VIII-1, VIII-2 IN VIII-3 MSK PA PREDSTAVLJAJO INTENZITETE, KI SO V CENTRU LJUBLJANE MOŽNE OB POTRESU Vlil STOPNJE. Slika 4. Deleži poškodb pri objektih zgrajenih od leta 1901 do leta 1963 v centru Ljubljane ob potresu Vlil. stopnje po MSK lestvici. tresa v času, ko ljudje spijo) lahko pričakujemo, da bo približno 130 stanovalcev zasutih. SKLEPI Zaradi omejenega obsega razpoložljivih podatkov smo kot ogrožence upoštevali le stanovalce, kar ustreza raz­ meram pri potresu v nočnih urah. Seveda so možne tudi bistveno drugačne razmere, saj vemo, da se število prebivalcev v občini Ljubljana Center zaradi dnevne mi­ gracije poveča tudi za 100% glede na stanje ponoči. Rezultati so, po našem mnenju, dokaj zanesljivi, a seveda le približni, saj je takšnih tudi večina vhodnih podatkov. Veljajo pa za celotno občino Ljubljana Center, kar pomeni, da zaenkrat slabo poznamo možno porazdelitev posledic potresa v manjših enotah, na primer v krajevnih skupno­ stih. Za druga območja mesta zaradi pomanjkanja kako­ vostnih podatkovnih baz še nismo mogli priti niti do približnih ocen števila močno poškodovanih in porušenih zgradb ter števila zasutih stanovalcev. Zavedati pa se moramo, da se stalno spreminja tako stanje gradbenega fonda mesta kot tudi število in razporeditev stanovalcev in drugih uporabnikov. L I T E R A T U R A ........... ~ - .........--- ■ 1. C o b u rn , A ., Pom onis A ., Sakai S., Assessing Strategies to Reduce Fata lities in Earthquakes. In te rn a tio n a l W o rk s h o p on Earthquake In ju ry E p id e m io lo g y fo r M itig a tio n and Response, B a ltim o re (1989). 2. Lapa jne , J., Potresna les tv ica MSK. U jm a št. 3, L ju b lja n a , 62—66 (1989). 3. R iba rič , V ., S e izm ičnos t S lo ve n ije . Kata log po tresov (792 n. e .—1981), S e izm o lošk i zavod SR S lo ve n ije , L ju b lja n a , str. 649 (1982). 4. Sakai, S., C obu rn A ., Spence R., H um an C asua lities in B u ild in g C o lapse L ite ra tu re re v ie w , M a r tin C en tre fo r A rch ite c tu ra l and U rban Studies, C a m b rid g e (1990). 5. Souvan, T. in sar., ISUP — In fo rm a c ijs k i sistem za u re jan je p rosto ra o b č in e L ju b lja n a C en te r, U rb a n is tič n i in š titu t SR S lo ve n ije in Z a vo d za iz g ra d n jo L ju b lja n e , L ju b lja n a (1985). 6. T o m a že v ič , M ., Lapa jne J., Sheppard P., B ergant M ., Lutm an M ., G o d e c M ., V id r ih R., Potresna o g ro že n o s t mesta L ju b lja n a I. in II. d e l, S e izm o lošk i zavod R S loven ije in IKFIS — ZR M K , L ju b lja n a (1991 ). 7. V id r ih , R., G odec M ., Potresna nevarnost L ju b lja n e , U jm a 6, L ju b lja n a , str. 78—81 (1992). OCENA POTRESNE NEVARNOSTI NA LjOKACIJI JEDRSKE ELEKTRARNE KRŠKO UDK 624.131.55:699.841 JANEZ LAPAJNE, PETER FAJFAR P O V Z E T E K i—- - • - J ..: - - V letu 1994 je b ila n a p ra v lje n a p o n o vn a ocena potresne nevarnosti na lo k a c iji nu k le a rn e e lek tra rne Krško. Š tud ija je te m e ljila sam o na o b s to je č ih p o d a tk ih . Z a rad i p o m a n jka n ja p o d a tko v in ustreznega ob ra vn a va n ja nezanesljivosti v p o d a tk ih sm o u p o ra b ili v e čm o d e ln i p ris top . V re d n o te n je te k to n ik e , d o lo č ite v po tresn ih izvo rov in ocene n ezanes ljivos ti so n a p ra v ile tr i neodv isne s trokovne skup ine . R ezu lta t š tud ije so e n o tn i spektri po tresne neva rnos ti, ki ra b ijo ko t en de l v h o d n ih p o d a tko v za ve rje tn o s tn o potresno a n a liz o kons trukc ij in oprem e. SEISMIC HAZARD ASSESSMENT AT THE SITE O F THE KRŠKO NUCLEAR PO W ER PLANT S U M M A R Y In 1994 a se ism ic hazard reassessm ent o f the site o f Krško nu c le a r p o w e r p la n t w as p e rfo rm ed . The study was based on the e x is tin g data o n ly . To o ve rco m e the lack o f data and to h a n d le unce rta in ties in the data, m u lt ip le m ode l a p p roach w as im p lie d . T e c to n ic in te rp re ta tions , se ism ic source d e te rm in a tio n s and estim ates o f the u n ce rta in ty w e re m ade by th ree in d e pe n d e n t ea rth -sc ien tis ts ' g roups. The results o f the study are u n ifo rm hazard spectra used as one pa rt o f the in p u t fo r p ro b a b ilis tic se ism ic analysis o f b u ild in g structures and e q u ipm e n t. UVOD Potresno varno projektiranje nuklearne elektrarne Krško (NEK) je bilo izvedeno v skladu z metodologijo ocenjeva­ nja potresne nevarnosti v zgodnjih sedemdesetih letih. Dani sta bili dve ravni projektnega gibanja tal: «projektni potres« (OBE) in »maksimalni potres« (DBE oz. SSE). Osnovni parameter gibanja tal je bil največji pospešek. Leta 1989 je bila napravljena reevaluacija projektnih parametrov, ki pa ni prinesla izboljšav v smislu novih smeri v metodologiji ocenjevanja potresne nevarnosti, ki je posebej v zadnjih desetih letih precej napredovala. Da bi preverila potresno varnost NEK v luči novih postop­ kov, je Republiška uprava za jedrsko varnost (po novem Uprava Republike Slovenije za jedrsko varnost) leta 1992 postavila zahtevo po novi verjetnostni oceni potresne nevarnosti (VAPN) na lokaciji NEK. Ta je leta 1992 sklenila pogodbo z Inštitutom za konstrukcije, potresno inženirstvo in računalništvo Oddelka za gradbeništvo in geodezijo Fakultete za arhitekturo, gradbeništvo in geode­ zijo Univerze v Ljubljani za izdelavo ustrezne študije, ki naj bi temeljila samo na obstoječih podatkih. VAPN je bila končana v letu 1994 [1], Študija je v okviru možnosti, ki so jih omejili razpoložljivi podatki, v skladu z varnostnimi priporočili Mednarodne agencija za atomsko energijo z Dunaja. Uporabljena metodologija je podobna metodologiji, ki so jo uporabili za oceno potresne nevarnosti na 69 lokacijah jedrskih elektrarn v osrednjih in vzhodnih ZDA, kar je bila tudi zahteva investitorja. Ta metodologija temelji na več neo­ dvisnih in praviloma dokaj različnih ocenah potresne nevarnosti za isto lokacijo. To se doseže tako, da dela študijo vzporedno več neodvisnih skupin strokovnjakov, v vsaki pa so vsi potrebni strokovni profili. Pri tem se Avtorja: Janez Lapajne, dr., dipl. inž. fiz., MOP, Uprava RS za geofiziko Peter Fajfar, dr., dipl. gradb. inž., redni profesor na FGG, redni član SAZU predpostavlja, da se tako vsaj deloma nadoknadi pomanj­ kljivost podatkov. Razhajanje izsledkov posameznih sku­ pin pa naj bi bilo merilo nezanesljivosti ocene potresne nevarnosti. Celoten postopek sestavljajo: priprava potresnega katalo­ ga, seizmotektonska študija, določitev potresnih izvorov in njihovih količin, določitev atenuacijskih modelov gibanja tal ter ocena potresne nevarnosti. Potresna nevarnost je dana z letno verjetnostjo prekoračitve kot funkcijo ene ali več količin, ki opredeljujejo gibanje tal - v našem primeru največjega pospeška ag in spektra psevdohitrosti Sv. Vzporedno z VAPN je bila za primerjavo in preverbo verjetnostne ocene napravljena tudi deterministična ocena potresne nevarnosti. MODELI POTRESNIH IZVOROV Osnovna potresna datoteka - potresni katalog je bil napravljen s spajanjem potresnih katalogov Slovenije ter katalogov obmejnih območij Avstrije, Hrvaške, Italije in Madžarske. V skupnem katalogu je bilo treba poenotiti različne opredelitve potresnih magnitud ter izločiti pred­ hodne in naknadne potrese, da je bil katalog primeren za Poissonov verjetnostni model pojavljanja potresov, ki ga predpostavlja uporabljeni računalniški program FRISK 88 pri izračunu potresne nevarnosti. Program temelji na dopolnjenem postopku Cornelia. Seizmotektonska študija obsega predvsem ugotavljanje aktivnih tektonskih elementov. Območja aktivnih prelomov ter lokacije preteklih potresov omogočajo opredelitev možnih lokacij ali območij bodoče potresne dejavnosti, to je potresnih izvorov. FRISK 88 predpostavlja dve obliki potresnih izvorov: ploskovni izvor kot poligon v vodo­ ravni ravnini določene globine in prelomni izvor kot poševno podpovršinsko ploskev - ravnino, ki pa je lahko lomljena. Predpostavlja se, da so potresi enakomerno porazdeljeni znotraj izvora. Potresni izvori so bili glede na različno pomembnost opredeljeni posebej v širši in posebej v ožji okolici NEK. Območji ustrezata regionalnemu in bližnjemu regional­ nemu območju, ki sta opredeljena v priporočilih Medna­ rodne agencije za atomsko energijo. Regionalno območje obsega ozemlje s polmerom 150 km, v nekaterih smereh pa tudi več. Bližnje regionalno območje pa obsega ozem­ lje s površino od 3000 do 4000 km2. To območje je raztegnjeno v smeri SW-NE. Poleg geometrijskih količin (zemljepisne koordinate in globina) je bilo pri potresnih izvorih treba opredeliti spod­ njo in zgornjo vrednost potresne magnitude, letno število vseh potresov ter upadanje tega števila z naraščanjem magnitude, za prelomne izvore pa še povprečne letne pomike ob prelomih ter odvisnost dolžine potresnega pretrga na prelomu od magnitude. Pri tem so bile potrebne mnoge bolj ali manj subjektivne predpostavke ter privzetki iz literature. Za vse izvore je bila določena spodnja magnituda 5.0, ker manjši potresi po dosedanjih izkušnjah nimajo zaznavnih učinkov na inženirske objekte. Seizmotektonsko študijo ter opredelitev potresnih izvorov in njihovih količin so delale tri neodvisne skupine. Vsi obstoječi podatki so bili na voljo vsem trem skupinam, ocena pomembnosti posameznih podatkov ter njihovo večje ali manjše upoštevanje pri obdelavi in vrednotenju pa je bilo prepuščeno vsaki skupini posebej. Tako so nastali trije različni seizmotektonski modeli in trije različni modeli potresnih izvorov. ATENUACIJSK! MODEL Atenuacijski model omogoča izračun gibanja tal na lokaciji v odvisnosti od magnitude potresa, oddaljenosti od potre­ snega izvora in značilnosti tal na lokaciji. Enačbe modela so dobljene empirično na podlagi statistične analize zapi­ sov preteklih potresov. V Sloveniji in Hrvaški je bilo do sedaj registriranih zelo malo akcelerogramov, zato ni­ mamo na voljo lastnega atenuacijskega modela. Po pre­ gledu vseh dostopnih obstoječih atenuacijskih modelov smo se odločili, da uporabimo enačbe, ki sta jih predlagala italijanska avtorja Pugliese in Sabetta. Te enačbe temeljijo na zapisih potresov v Italiji. Skoraj polovica je iz Furlanije. Atenuacijski model omenjenih avtorjev daje enačbe v odvisnosti od krajevnih talnih razmer z a a g, za največjo hitrost tal vg in izbrane vrednosti spektra psevdohitrosti Sv za 5% dušenje. Slika 1 kaže primer atenuacijskih krivulj za ag. Glede na razmere na ožjem območju NEK smo za kategorijo tal privzeli »globoko zemljinsko plast«. Posebna študija je pokazala, da so značilnosti lokalnih tal zelo dobro zajete v izbranih enačbah. Slika 1. Primer atenuacijskih krivulj modela Pugliese - Sabetta za ag; R je oddaljenost od preloma. V študiji smo ugotovili, da ima izbira atenuacijskega modela večji vpliv na rezultate kot katerikoli drug vhodni parameter. Nezanesljivost, kije povezana z atenuacijskimi enačbami in ki je ne bo mogoče bistveno zmanjšati, dokler ne bo dobljenih dovolj zapisov močnejših potresov, se zato odraža v nezanesljivosti ocene potresne nevarnosti na lokaciji. POTRESNA NEVARNOST NA PROSTEM POVRŠJU Izračun potresne nevarnosti na prostem površju lokacije NEK smo napravili v treh korakih. Prvi korak je bila analiza občutljivosti. Na podlagi izsledkov te analize smo napravili nekaj poenostavitev modelov potresnih izvorov. V drugem krogu smo iz nadaljnjega obravnavanja izločili potresne izvore z zanemarljivim prispevkom k potresni nevarnosti na lokaciji. Pokazalo se je, da prispevajo izvori v širši okolici manj kot 2% k potresni nevarnosti na lokaciji NEK. Zato smo jih izločili iz nadaljnjega obravnavanja in se posvetili podrobnejšemu modeliranju bližnjega regionala. V zadnjem koraku smo izračunali 15., 50. in 85. percentil krivulj potresne nevarnosti za ag in Sv. Iz njih smo napravili enotne spektre nevarnosti za Sv za 1000, 5000 in 10000 let. Spektre smo napravili za vsak model posebej ter za vse modele skupaj tako, da smo pripisali modelom vseh treh skupin enako utež. Iz enotnih spektrov za Sv ter krivulj potresne nevarnosti za ag smo dobili še enotne spektre psevdopospeškov Sa. Del rezultatov prikazuje slika 2. LOKALNI POTRESI V samem objektu in v njegovi bližini je nameščenih več akcelerografov. Ti so zabeležili več manjših lokalnih potresov, ki pa so povzročili sorazmerno visoke maksi­ malne pospeške na površju terena v bližini elektrarne. Največja vrednost pospeška je presegla 0.4 g (magnituda potresa pa je bila le 3.9). Slika 3 kaže poleg drugih spektrov idealizirani spekter uteženega povprečja spek­ trov šestih zapisov lokalnih potresov. Pri večjih nihajnih časih je idealizirani spekter prilagojen uteženemu spektru, pri majhnih nihajnih časih (tu je spekter pomembnejši) pa uteženemu spektru, povečanem za en standardni odklon. V spektru očitno prevladujejo visoke frekvence (majhni nihajni časi). Z naraščanjem nihajnega časa spektralne vrednosti hitro padajo. Vsi akcelerogrami omenjenih lokal­ nih potresov kažejo zelo kratko trajanje močnega nihanja tal (manj kot 1 s). Vhodna energija takega gibanje je izredno majhna. Po dosedanjih izkušnjah taka nihanja ne poškodujejo zgradb in opreme. Izjema so morda nekatere visokofrekvenčne komponente, npr. nekateri releji. Pospe­ ški, registrirani nad temelji reaktorske zgradbe so bili vedno bistveno manjši od pospeškov na površju tal. K temu sta prispevala tudi zmanjševanje pospeškov z glo­ bino ter vpliv sodelovanja med konstrukcijo in zemljino. Spektri pospeškov, ki se uporabljajo za analizo konstruk­ cij, ne vsebujejo nobene informacije o trajanju gibanja tal in ne upoštevajo tega parametra, ki je zelo pomemben za energijo, ki pride med potresom v konstrukcijo. Kratko trajajočih visokofrekvenčnih nihanj tal torej ne kaže obrav­ navati na enak način kot dlje trajajoče nihanje tal z ne tako visokimi frekvencami. Zato smo predlagali, da je treba pri študijah potresne nevarnosti obe vrsti nihanj obravnavati neodvisno. Značilnosti dlje trajajočega niha­ nja naj določa spekter, ki smo ga dobili v okviru VAPN. Visokofrekvenčno kratkotrajno nihanje, ki ustreza maj­ hnim lokalnim potresom, pa naj določa idealizirani spekter lokalnih potresov, ki ga prikazuje slika 3 in pri katerem traja močno nihanje do 1 s. DETERMINISTIČNA ANALIZA POTRESNE NEVARNOSTI Deterministično analizo smo naredili z namenom, da bi na neodvisen način približno preverili pravilnost rezultatov verjetnostne analize in jih primerjali s spektri, dobljenimi po različnih postopkih, predlaganih v literaturi. Prvi posto­ pek deterministične ocene temelji na treh neodvisnih opredelitvah naslednjih vhodnih podatkov: najnevarnej­ šega potresnega izvora, magnitude največjega verjetnega potresa v tem izvoru in najmanjše oddaljenosti tega potresa od lokacije. Iz teh podatkov so bili izračunani enotni spektri psevdohitrosti in psevdopospeškov za vse tri skupine skupaj. Ob upoštevanju enakih uteži za spektre posameznih skupin smo izračunali utežena spektra za oba parametra. V drugem postopku smo izračunali spektre tipa Newmark- Hall. Pri tem smo uporabili podatke za ag in vg iz prvega postopka. V tretjem postopku smo privzeli 9. stopnjo MCS Slika 2. Enotni spektri ne­ varnosti za Sv in Sa za po­ vratno dobo potresov 10000 let (uteženo pov­ prečje vseh treh modelov). Slika 3. Spektri S„ in Sa, dobljeni po različnih po­ stopkih. Newnark - Hall (med.-«) - Lee-Trif. M M I =6.2 (med. 4«) - Lee-Trif. M M l =6.5 (med.) ............. P robabHistic analysts ---------- Local earthquake Deterministic analysis ewnark- Hail (med.-tsj - - Lee-T rif. M M I =8.2 (med. -w) — Lee-T rif. MMI=6.5(med.) - Probabilistic analysis --------------Local earthquake -------------- Deterministic analysis T(s) 15 T (s h s 100 t 15 T Sa (g) oziroma MSK lestvice za največjo pričakovano inteziteto na lokaciji NEK. Ta intenziteta ustreza intenziteti 8.2 oziroma 8.5 po MM lestvici. Pripadajoča spektra smo izračunali po postopku, ki sta ga razvila Lee in Trifunac. Rezultate teh treh analiz in 50. percentil (mediana) spek­ tra, ki je bil dobljen pri verjetnostni analizi za povratno dobo potresov 10000 let kaže slika 3. Na sliki je dodan še izdealiziran spekter lokalnih potresov. Deterministične ocene so večinoma nekoliko nižje od verjetnostnih ocen za velike povratne dobe potresov, kar je pričakovan rezultat na območjih, kjer močni potresi niso zelo pogosti. ZAKLJUČEK Večmodelna VAPN, ki je temeljila le na obstoječih podat­ kih in katere vmesni rezultat so trije dokaj različni seizmo- tektonski modeli in modeli potresnih izvorov, je pokazala na precejšnje pomanjkanje ustreznih podatkov. Na srečo uporabljena metodologija izračuna spektrov potresne ne­ varnosti ni zelo občutljiva za različnost dobljenih modelov (kar pa je po drugi strani tudi pomanjkljivost metode), zato razlike v ocenah potresne nevarnosti posameznih skupin niso zelo različne. Je pa to v precejšnji meri posledica dejstva, da so vse skupine uporabljale isti atenuacijski model in isti potresni katalog in da so dale pri modeliranju potresnih izvorov precejšnjo težo potresni zgodovini. Glavni rezultat VAPN so enotni spektri potresne nevarno­ sti za povratno dobo 10000 let, ki rabijo kot vhodni podatek pri postopku za izračun »krivulj lomljivosti« kons­ trukcij in opreme. Ta postopek, ki ga pripavlja ameriška firma EQE International iz Irwina v Kaliforniji v sodelovanju s sodelavci Inštituta za konstrukcije, potresno inženirstvo in računalništvo, obsega opredelitev sintetičnih akcelero- gramov iz 50. in 85. percentila enotnih spektrov. S temi akcelerogrami se ob spreminjanju lastnosti konstrukcije in tal napravi verjetnostna dinamična analiza konstrukcij, katere rezultat so etažni spektri in obremenitve konstruk­ cij. Iz tega se končno izračunajo krivulje lomljivosti za konstrukcije in opremo, ki odkrivajo šibka mesta v elektrar­ ni, na katera lahko vplivajo razni dogodki, med katerimi je pri nas verjetno najpomembnejši potres. Z A H V A L A V oceno potresne nevarnosti so v lož ili precej truda in poglobljen študij novih postopkov č lan i projektnega teama (našteti po abecednem vrstnem redu) B. Aljinovič, Z. Breška, J. Logar, D. Matičec, M. Poljak, E. Prelogović, U. Prem ru, S. Sočan, T. V id ic in M. Živčič, verifikatorji M. Fischinger, M. Godec, H. M ržič, V. R ibarič in R. V idrih ter sodelavke B. Jevšenak, B. Šket M otn ikar in P. Zupančič. K izvedbi projekta so prispevali in pripom ogli tudi predstavniki investitorja N EK Ž. Pavlovič (v začetni fazi), M. Novšak,J. Špiler in B . Kranjec, predstavniki Uprave R S za jedrsko varnost E. Lukacz, M. Gregorič in M. Levstek, predstavniki M ednarodne agencije za atomsko energijo A. G iirp inar, A. R. Godoy in N. P ieronni, eksperti te agencije M. Trifunac, L. Serva in S. D ’Offizi, recenzent F. H. Swan (Geometrix Consultants, San Francisco), konzultant za QA D. Horvat, predstojnik IKPIR-a J. Reflak in drugi sodelavci IKPIR-a. Vsem omenjenim ter m orebitnim nenam erno prezrtim se najlepše zahvaljujeva. L I T E R A T U R A M 1. Inštitut za konstrukcije, potresno inženirstvo in računalništvo, Verjetnostna ocena potresne nevarnosti na lokaciji Nuklearne elektrarne Krško, Revizija 1, Končno poročilo, Univerza v Ljubljani, Fakulteta za arhitekturo, gradbeništvo in geodezijo, Oddelek za gradbeništvo in geodezijo, Ljubljana, 1994. (Opomba: Ostala literatura je citirana v omenjenem poročilu.) 1 UNIVERZA V LJUBLJANI FAKULTETA ZA GRADBENIŠTVO IN GEODEZIJO 61001 Ljubljana, Jamova 2, p. p. 579 G V XXXXIV • 4-5-6 LJUBLJANSKI NEBOTIČNIK Skrb za p otresno varn ost v tr id ese tih letih UDK 699.841 „1930” PETER FAJFAR P O V Z E T E K - Natančno 36 let po ljubljanskem potresu je b ilo izdano gradbeno dovoljenje za Nebotičnik. Zanim ivo je, da je bila v dovoljenju zahtevana potresna izolacija konstrukcije, kar dokazuje skrb za potresno varnost v tem zgodnjem času. Čeprav je bila ideja o potresni izo laciji stavb znana že prej, nam ni znano, da bi bila kjerkoli na svetu pred tem uporabljena v praksi. V prispevku je reproduciran del originalnega teksta gradbenega dovoljenja. THE "SKYSCRAPER" O F LJUBLJANA - The concern for seismic safety in thirties Exactly 36 years after the earthquake in Ljubljana, the construction o f the first "h igh-rise«"building (called "the skyscraper" by the inhabitans of Ljubljana) was approved. It is interesting that the base isolation of the construction was required which proves the concern for seismic safety in those early days. Although the idea o f the base isolation o f buildings was known before, the "skyscraper" represents, according to our knowledge, its first application in practice in the world. A part of the original document o f the official approval is reproduced in the text. Avtor: P. FAJFAR |u77Inn ti—E m -lull! nmlTiTUnD UVOD Močni potresi so naravne nesreče, ki običajno zaradi velikega števila žrtev in ogromne materialne škode vzbu­ dijo močan odmev v javnosti in povzročijo precejšen strah. Marsikdo med bralci se spominja, da je bila leta 1976, ko sta dva potresa v Furlaniji poškodovala številne objekte na Tolminskem in ko so se rahlo zatresle tudi stavbe v Ljubljani, ena glavnih tem pogovorov v Sloveniji potresna varnost gradbenih objektov. Ko pa čas mineva, zelo hitro upade zanimanje širše javnosti in celo nekateri strokov­ njaki se tolažijo, saj »meni (nam) se pa to ne more zgoditi«. Glede na to je še toliko bolj zanimivo, da so leta 1931, 36 let po močnem potresu v Ljubljani, ko je bilo potresno inženirstvo še v povojih, pri nas mislili na potresno varnost objektov. O tem priča dokument, ki ga je 14. aprila 1931 (torej na samo obletnico potresa) v imenu Kraljevske banske uprave podpisal takratni ban Drago Marušič. Dokument, ki je v nadaljevanju (nelektoriran) v nekoliko skrajšani obliki reproduciran, dovoljuje gradnjo ljubljan­ skega Nebotičnika (takrat najvišje stavbe v srednji Evropi) pod posebnimi pogoji. Med njimi posebno zanimivost predstavlja zahtevana potresna izolacija objekta. Ideja o potresni izolaciji stavb je bila znana že prej, vendar nam ni znano, da bi bila kjerkoli na svetu pred tem uporabljena v praksi. Dejstvo je, da je praktična izvedba izolacije povezana s številnimi problemi in šele v zadnjih letih se je pričela po svetu uporabljati v nekoliko večjem obsegu kot potresna zaščita stavb. Morebitne pozitivne učinke potresne izolacije ljubljanskega Nebotičnika je sicer takoj izničilo dejstvo, da je bila dilatacija zahtevana samo ob nezazidanem obodu, medtem ko je bil objekt lahko prislonjen na sosednji poslopji, vendar dokument (in Nebotičnik, za katerega predpostavljamo, daje bil zgrajen v skladu z zahtevami dokumenta) kljub temu predstav­ ljajta) zanimiv in dragocen prispevek k razvoju potresnega inženirstva. SKRAJŠAN TEKST ORIGINALNEGA DOKUMENTA V. N. 2597/1 14. aprila 1931. Predmet: Gradnja desetnadstropne visoke hiše Pokojninskega zavoda na vogalu Dunajske ceste in Gajeve ulice. M e s t n e m u n a č e l s t v u v L J UB L J ANI . Ob povratku vseh spisov in načrtov obveščam mestno načelstvo, da sicer smatram gradnjo prekomerno visokih hiš v Ljubljani, ki leži na potresnem ozemlju in ki ima sredi mesta še mnogo nezazidanih parcel, za nepotrebno in neekonomično, posebno ako gre za objekte javnih institucij, vendar pa v načelu ne nasprotujem spremembi regulačnega in zazidalnega načrta za mesto Ljubljana s tem, da se dovoli gradnja desetnadstropne visoke hiše Pokojninskega zavoda na vogalu Dunajske ceste in Gajeve ulice, to pa pod sledečimi pogoji: 1. ) Poslopje mora biti fundirano na živi skali. 2 . ) Masivno kletno zidovje je ločiti od gorenjih zidov z dvema legama 2,5 mm močne cinkove ali železne pločevine ter položiti med nje lego 2,5 mm močne pločevine iz svinca. Pod in nad lege iz cinkove oziroma železne pločevine, oziroma med svinčeno pločevino in obe legi cinkove pločevine je namestiti po 2 mm močno asfaltno lepenko, ki jo je napram cinkovi oziroma železni pločevini dobro izolirati s tekočim asfaltom. Ob zunanjih kletnih zidovih, t.j. ob nezazidanem obodu, je tako na cestni kot na dvoriščni strani v razdalji 10 cm zgraditi dilatacijske zidove, ki segajo od asfaltne prevlake na tratoarju do 15 cm pod dilatacijsko plast iz pločevine. 3 . ) Stebre je v spodnjih etažah zvezati s trdnimi, masivnimi zidovi na mestih in v debelini kot to v zeleni barvi kažejo priloženi načrti. 4 . ) Fasadne prekate je izpolniti s trdnimi v stebre vezanimi stenami. Votli zidaki so dovoljeni le pri vporabi cementne malte in med stebri napete in v zid položene železne žice. 5 . ) Poslopje je zgraditi stikoma s sosednjimi objekti, t.j. dilatacijam se je izogniti. 6 . ) Za železobetonske konstrukcije je uporabiti izključno samo visokovredni cement. Statični račun je kontrolirati ter gradnjo strogo nadzirati. Za pravilnost računa ter pravilno izvršitev zgradbe po gorenjih temeljnih pogojih nosi mestno načelstvo polno odgovornost. Pridržujem si pravico, da se o točnem izpolnjevanju gorenjih pogojev od slučaja do slučaja preverim po svojih tehničnih organih. Pri tej svoji odločbi so me vodili sledeči razlogi: Obstoječi povsem zastareli stavbni red za mesto Ljubljana sicer prepoveduje gradnjo višjih kot štirinadstropnih objektov, osnutek novega gradbenega zakona pa ne ovira prostega razmaha modernega stavbstva ter prepušča odločitev višine poslopij regulačnemu in zazidalnemu načrtu. Pri visokih poslopjih, ki so zgrajena po skeletnem sistemu iz ojačenega betona, statične prilike danes vobče ne igrajo izrazite vloge, ker je mogoče po metodi virtuelnih premaknitev vse vertikalne in horizontalne palice (stebre in podlake) pravilno zasnovane prostorninske okvirne konstrukcije z ozirom na trdnost betona in odpornost železa najtočneje dimenzijonirati. Pri visokovrednih cementih, ki so graditeljem na razpolago, so dimenzije stebrov in podlak tudi pri zelo visokih hišah lahko naravnost gracilne. Običajne statične prilike pri visokih poslopjih torej danes niso nikak problem več, kar kažejo številni do 375 m visoki nebotičniki v Ameriki, važno pa je vprašanje, v koliko je take objekte mogoče zavarovati proti škodljivim vplivom horicontalnih dinamičnih momentov, ki jih povzročajo potresni sunki. Strokovna literatura ima sicer na tem polju zelo skromne podatke, pač pa se dajo iz njih posneti pogoji, pod katerimi je mogoče graditi visoka poslopja tudi na potresnem ozemlju. (Sledi zelo kratek povzetek ugotovitev, objavljenih v treh člankih v nemški reviji, in določilo japonskih predpisov.) Na osnovi teh podatkov se je dne 23. oktobra 1930 na stavbišču Pokojninskega zavoda vršila konferenca strokovnjakov, ki so se je udeležili zastopniki kraljevske banske uprave, mestnega načelstva, Pokojninskega zavoda in Ljubljanske gradbene družbe, kateri je poverjena izvršitev zgradbe. Konferenca je po daljši izčrpni debati soglasno prišla do sledečih zaključkov: 1. ) Gradnja poslopja po dotlej predloženih načrtih je navzlic dejstvu, da leži Ljubljana na potresnem ozemlju, v tehničnem pogledu principijelno mogoča. 2 . ) Poslopje se mora na en ali drug način fundirati tako, da stoje temelji na živi skali. 3 . ) Tem elje je od gorenjih zidov čimbolj ločiti. 4 . ) Stebre v spodnjih etažah je izvršiti čim jačje ter jih po možnosti zvezati s trdnimi masivnimi umesnimi zidovi. 5 . ) Pri vseh podlakah (prekladah) je napraviti navzdolnje in navzgornje vute. Pripomnjeno naj bo še, da dilatacije ob sosednjih poslopjih niso potrebne, ker bo poslopje Pokrajinskega zavoda fundirano na živi skali. Z ozirom na potresno nevarnost se jih je celo izogniti, ker tesno prislonjeni objekti skupno togost vsekakor povečajo. Kraljevska banska uprava statičnega računa ni pregledala, ker je mnenja, da mora ta FGG: Poročila 122 Gradbeni vestnik • Ljubljana (44) posel obaviti pristojna gradbena oblast, omejila se je zgolj na določitev temeljnih pogojev, pod katerimi bi bilo mogoče tako visoko zgradbo z ozirom na § 68 osnutka novega gradbenega zakona dovoliti. Sledita dva odstavka, ki govorita o oskrbi z vodo in požarni varnosti. B a n : 1 ' - r e r i s t e g a o d l o k a s e j e i z r o č i l z a s t o p n i k u P o k o j n i n s k e g a z a v o d a . l j . 1 7 . I V . 1 9 3 1 . ' A % . u J L l ^ i . / K t ‘ INFORMACIJE sie 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 XXXVI • 4-5-6 APRIL-MAJ-JUNIJ 1995 EKSPERIMENTALNA RAZISKAVA POVEZOVANJA ZIDOV OPEČNIH HIŠ Z JEKLENIMI ZIDNIM I VEZMI UDK 624.012.2+014.2:624.046 MIHA TOMAŽEVIČ, POLONA WEISS, MARJANA LUTMAN P O V Z E T E K --— — ' ----- Eksperimentalno smo raziskali učinek povezovanja zidov na obnašanje starih opečnih hiš med potresom. Na potresni mizi smo preiskali tri modele dvoetažnih opečnih hiš z lesenimi stropi in nepovezanimi ali s povezanimi zidovi, za primerjavo pa še model z armiranobetonskimi ploščami namesto lesenih stropov. Medtem ko je zidovje nepovezanega modela razpadlo od zgoraj navzdol, so vezi in a.b. plošče bistveno izboljšale obnašanje med potresom. Preiskave so pokazale, da zamenjava lesenih stropov z masivnimi ni vedno potrebna, saj se podobna stopnja izboljšanja doseže s povezovanjem. Predložena je enostavna metoda za dimenzioniranje vezi. EXPERIMENTAL STUDY O F TYING THE WALLS O F BRICK-M ASONRY BUILDINGS W ITH STEEL TIES S U M M A R Y ----- r. ■ - ' ■■■■,*-... r ■ The influence of tying the walls w ith steel ties on the seismic behaviour of existing brick-masonry houses has been investigated experimentally. Three models of simple two-storey brick masonry houses w ith wooden floors, w ith or w ithout ties, have been tested on earthquake simulator. A model w ith identical structural configuration, but w ith r.c. slabs instead of wooden floors, has been tested for comparison. Whereas wooden floors w ith joists not anchored to the walls did not prevent separation and disintegration of the walls, rigid slabs and steel ties significantly improved seismic behaviour. It has been found that the replacement of wooden floors with r.c. slabs is not always necessary. Similar degree of improvement of the seismic resistance can be obtained by tying the walls w ith steel ties. On the basis of test results, a simple method for designing the ties has been also proposed. Avtorji: Miha Tomaževič, prof., dr., dipl. inž. grad., redni profesor; Polona Weiss, Marjana Lutman, mag., dipl. inž. gradb., raziskovalni sodelavki, Zavod za gradbeništvo - ZRMK, Dimičeva 12, 61109 Ljubljana 1.0. UVOD Izhodišče varstva pred potresi je ugotovitev, da potresov ne moremo preprečiti, lahko pa zmanjšamo njihove posle­ dice na sprejemljiv obseg. V vsakdanji praksi nas k temu obvezujejo potresni predpisi, ki so danes, po nekaj deset­ letnem razvoju že tako izpopolnjeni, da jim lahko zaupamo (glej prispevek o potresu Hyogoken-Nanbu na Japon­ skem!). Potresna ranljivost stavb, ki niso bile projektirane in grajene z upoštevanjem današnjega znanja o potresno varnem grajenju, pa je načeloma veliko večja. Zato so tudi posledice potresov pri njih praviloma veliko hujše. Ker je starih, potresno ranljivih objektov, med katere štejemo tudi vse zidane stavbe v zgodovinskih mestnih in podeželskih jedrih, še vedno razmeroma veliko, je treba možne posledice potresov z ustreznimi ukrepi pravočasno preprečiti ali vsaj ublažiti. Zato ni naključje, da se čedalje več držav vedno resneje ukvarja s problemi protipotresne zaščite obstoječih stavb, ki ne ustrezajo današnjim krite­ rijem za potresno varnost. Ker so zidane konstrukcije ene najbolj kritičnih, predstavljajo pa arhitektonsko kulturno dediščino večine razvitega sveta, se prav njim posveča največ pozornosti. Celo razvite ZDA se v zadnjem času s sistematičnimi raziskavami pridružujejo Evropi [1 j. V Evropi na področju zaščite zgodovinskih stavb pred po­ tresi prednjači predvsem Italija, ki je svoje raziskave koordinirala z ameriškimi [2]. Nujnost povezovanja zidov starih zidanih hiš smo na tem mestu že večkrat dokazovali. V Gradbenem vestniku in Informacijah Zavoda za raziskavo materiala in konstrukcij smo pred nedavnim poročali o eksperimentalnih raziska­ vah, s katerimi smo ugotavljali, kako togost stropov v ravnini in povezanost zidovja vpliva na potresno odpornost starih kamnitih hiš. Na podlagi rezultatov preiskav mode­ lov kamnitih hiš na potresni mizi smo ugotovili, da pri hišah enostavne zasnove zamenjava lesenih stropov z amiranobetonskimi ploščami ni nujen pogoj za zagotavlja­ nje celovitosti konstrukcije in s tem ustrezne ravni potre­ sne odpornosti. Podoben učinek se doseže z vgraditvijo ustrezno močnih zidnih vezi. Izhajajoč iz meritev smo predlagali tudi način, kako jeklene zidne vezi, ki smo jih do sedaj vgrajevali izkustveno, dimenzionirati. Med zgodovinskimi hišami v naših mestnih in podeželskih središčih na potresnih območjih sicer prevladujejo kamnite hiše, vendar tudi število starih opečnih hiš ni zanemarljivo. V gradbenem fondu, grajenem po ljubljanskem potresu leta 1895, pa so opečne hiše v veliki večini. Opečne hiše prevladujejo v stanovanjski gradnji med obema vojnama, pa tudi v prvih letih po drugi svetovni vojni. Glede na to, da se konstrukcijska zasnova starih opečnih zidanih hiš navadno razlikuje od zasnove kamnitih hiš oziroma hiš z mešanim kamnitim in opečnim zidovjem, smo se odločili raziskave ponoviti na opečnih hišah. Opečno zidovje je praviloma močnejše od kamnitega, zato so pri podobnih višinah hiš debeline zidovja manjše, večji pa je tudi razstoj med nosilnimi in konstruktivnimi zidovi, kar vse vpliva na način nihanja celotne stavbe in posameznih zidov med potresom. Rezultate raziskav, ki smo jih izvedli na modelih opečnih hiš, in ki zgoraj opisane ugotovitve samo še potrjujejo, bomo predstavili v tem prispevku. 2.0 OPIS PREISKAV Prototipna stavba, na podlagi katere smo zasnovali mode­ le, je starejša opečna stanovanjska hiša, katere višina praviloma ne presega treh do štirih nadstropij, medse­ bojna razdalja zidov, katerih debelina se po višini hiše spreminja v odvisnosti od števila nadstropij od 72 do 38 cm, pa ne 5.5 m. Tudi etažna višina je navadno omejena na 3 m. Stropi so leseni, včasih pa nad kletjo in pritličjem ter nad hodniki in stopnišči lesene tramovne strope zamenjajo opečni oboki. Zidovje je sezidano iz polne opeke dimenzij 29/14/6 cm oziroma 25/12/5 cm, katere trdnost se giblje v mejah med 7,5 do 15 MPa. Malta, s katero je sezidano zidovje, je apnena, njena trdnost pa v večini primerov ne presega vrednosti 2,5 MPa. Medsebojna povezava zidovje slaba. Le redkokdaj so zidovi sistematično povezani z železnimi zidnimi vezmi, leseni stropniki pa praviloma niso sidrani v zidove. Preiskave nosilnosti zidov obstoječih opečnih stavb, ki smo jih v zadnjih letih izvedli na ZRMK [5 in 6] in drugod po Evropi [7], so pokazale, da se vrednosti mehanskih lastnosti starega opečnega tudi gibljejo v širokih mejah. Tako lahko pričakujemo, da bodo vrednosti tlačne trdnosti fc med 2,5 in 10,0 MPa, natezne trdnosti f, med 0,10 in 0,70 MPa, sekantnega modula elastičnosti E med 2000 in 4000 MPa ter strižnega modula G med 60 in 165 MPa. Preiskali smo štiri modele dvonadstropnih opečnih hiš, ki so predstavljali izsek prototipne hiše enostavne tlorisne zasnove. Kot mejna primera, pri katerih lahko pričakujemo izrazite razlike v delovanju stropov med potresom, sta bila najprej preiskana model A z lesenimi stropi in s stropniki, prosto položenimi na nosilne zidove, pri katerem zidovi niso bili povezani z vezmi, in model B s polnimi armirano­ betonskimi ploščami, pri katerem naj bi bila dosežena največja možna povezanost zidovja, nihanje zidov pravo­ kotno na ravnino pa kar najbolj zmanjšano. V drugi fazi raziskav pa sta bila preiskana modela z lesenimi stropi, po zasnovi popolnoma enaka modelu A, ki sta imela zidove v višini stropov povezane z jeklenimi vezmi. Modela C in D s povezanimi zidovi sta bila preiskana z namenom, da se ugotovi učinkovitost povezovanja in oceni velikost sil, ki nastanejo v vezeh med rušilnim potresom. Pri obeh je bilo z obojestransko položenimi vezmi povezano obodno zidovje. Za razliko od modela C pa so bile pri modelu D vgrajene tudi diagonalne vezi, ki so povezovale sredino prečnih zidov, pravokotnih na smer potresa, z nasprotnimi vogali. Zasnovo modelov in razporeditev zidnih vezi prikazujeta sliki 1 in 2. Slika 1. Tloris modela D s povezanim zidovjem (model C nima diagonalnih vezi) Slika 2. Navpična prereza modela s povezanim zidov­ jem s : T I Ii “ •'■'V*» \ n L3 8 |6 30-0 6 1 310 l6 300 .M E » f T T " 300 A3 0 * 0 - t ü z 162 0 ifcl T u '• - ” J? 7 ; 68 6 ] S 7 L 1060 ___!LL Da bi zagotovili takojšnje delovanje vezi in preprečili nastanek večjih razpok na stikih zidov, smo vezi pri modelu C pred preiskavo na potresni mizi prednapeli. Da bi ugotovili, koliko prednapetje vezi pripomore k izboljša­ nemu obnašanju, pa smo vezi modela D pustili nenapete. Vse modele smo preiskali na potresni mizi, v vodoravni in navpični smeri vodeni jekleni ploščadi, na katero je bila z vijaki pritrjena temeljna plošča z modelom. Potres, s katerim smo krmilili pomike hidravličnega bata, ki je premikal mizo, je predstavljalo prvih 24 sekund N-S komponente dejanske registracije črnogorskega potresa iz leta 1979 iz Petrovca z maksimalnih izmerjenim pospe­ škom tal v velikosti 0,43 g, ki pa smo jih za potrebe naše preiskave časovno stisnili na polovico dejanskega časa trajanja. Tipični spekter odziva pospeškov modelnega potresa prikazuje slika 2. Preglednica 1: Največje vrednosti pospeškov potresne mize, izmerjene v posameznih fazah preiskave Absolute Acceleration Response Spectrum Ga »c: ng vilu*» »r* 0. 2. 5. >0 «no 20 percent of critical P e r i o d ( s e c o n d s ] KODEL D - fllOO : 100X Slika 3. Tipični spekter odziva pospeškov gibanja potresne mize med preiskavo Oznaka faze Model A (m/s2) Model B (m/s2) Model C (m/s2) Model D (m/s2) R5 - 0.82 0.98 0.88 R25 2.65 4.06 3.73 3.73 R50 6.67 6.37 7.26 7.55 R75 9.53 12.22 10.20 10.30 R100 10.41 10.28 15.11 11.58 R150 ni meritev ni meritev 16.00 15.50 R150/1 ni meritev ni meritev - - R150/2 - ni meritev - - R200 - - 18.25 19.23 R200/1 - - 17.27 18.25 R200/2 - - 17.27 - 50 100 150 Faza (R5-R200) 200 ModeIA Model B Model C Mode! D Povprečno Vse modele smo preiskali z enakim zaporedjem potresnih vzbujanj, ki smo jim stopnjema povečevali inteziteto do porušitve modelov (preglednica 1). Da je bila inteziteta simuliranih potresov v fazah preiskave z enako oznako pri vseh modelih enaka, dokazuje slika 4, kjer je v odvisnosti od oznake faze prikazana intenziteta gibanja potresne mize, izražena s ti. Ariasovo intenziteto [8]. Modele smo opremili s po tremi merilniki pomikov in pospeškov, ki so bili v vsaki etaži razporejeni vzdolž razpetine stropa, deformacije zidnih vezi pa smo merili z merilnimi trakovi. Slika 4. Primerjava Ariasove intenzitete gibanja potresne mize v posameznih fazah preiskave 3.0 REZULTATI PREISKAVE Model A z lesenimi stropi in brez zidnih vezi je že pri vzbujanju z majhno intenziteto začel kazati znake ločeva­ nja zidov, zelo izrazito pa je bilo tudi nihanje prečnih sten z odprtinami pravokotno na ravnino. Pri močnejšem vzbu­ janju, ko so začele nastajati poškodbe v vzdolžnih nosilnih zidovih, je razpadel njegov zgornji del: odtrgali in premak­ nili so se vsi zgornji vogali, na sredini prečnih zidov so v višini stropa nad nadstropjem začeli izpadati deli zidovja, v nadaljevanju preiskave pa se je zgornji del modela porušil. Modela C in D popolnoma enake zasnove konstrukcije z lesenimi stropi, pri katerih je bilo zidovje povezano z zunanjimi jeklenimi vezmi, sta se obnašala kot celovita konstrukcija. Pri modelih C in D s povezanim zidovjem do ločevanja zidov kljub manjšim začetnim razpokam ob vogalih ni prišlo. Tako prednapete kot tudi nenapete vezi so učinkovito preprečile nastanek močnejših razpok na stikih zidov v začetnih in ločevanje zidov modelov v vogalih v zadnjih fazah preiskave. Ohranjena celovitost konstrukcije je pripomogla, da se je v primerjavi z mode­ lom A z nepovezanim zidovjem povečala tako nosilnost, še bolj pa deformabilnost in sposobnost disipacije energi­ je. Model B z armiranobetonskimi ploščami je predstavljal drugačno, bolj togo konstrukcijo, ki je pri povečani inten­ ziteti vzbujanja zanihala z zibanjem. Zaradi zibanja so nastale poškodbe vogalov in razpoke na stiku med zido­ vjem pritličja in ploščo nad pritličjem. Nadstropje je kot toga škatla med obema stropnima ploščama zanihalo po zidovju pritličja, le-to pa je bolj zaradi izrivanja prečnih sten v smeri nihanja kot pa zaradi izkoriščene nosilnosti vzdolžnih sten utrpelo hude poškodbe. V zadnjih fazah preiskave je močno potresno vzbujanje povzročilo poruši­ tev vogalov ter izpadanje dela vzdolžnih zidov v pritličju, pri čemer je pa nadstropje do konca preiskave ostalo praktično nepoškodovano. Način porušitve preiskanih mo­ delov prikazuje slika 5. približata vrednosti, doseženi med preiskavo modelov C in D s povezanim zidovjem. Pri medsebojni primerjavi deformacij pa moramo upoštevati, da so bili med pre­ iskavo modela B z armiranobetonskimi ploščami merilniki pomikov odstranjeni eno fazo preiskave prej kot pri modelih C in D z lesenimi stropi in s povezanimi zidovi. Primerjava parametrov potresne odpornosti, ki smo jih ugotovili s preiskavo modelov na potresni mizi, ni mogoča brez upoštevanja intezitete potresne obtežbe. Iz slike 4 lahko ugotovimo, da so bili vsi modeli preiskani na podoben način, tj. z enakim zaporedjem podobnih potre­ sov. To kaže tudi medsebojna primerjava spektrov odziva, ki pa jih v tem prispevku ne prikazujemo. Če za merilo potresne odpornosti preiskanih modelov privzamemo samo odvisnost med prečno silo, ki jo, idealizirano, izračunamo iz vztrajnostnih sil, nastalih v modelu med odzivom na simulirano potresno vzbujanje, in deformacijami, ne moremo ugotoviti bistvenih razlik v Model A Model B Model C Mode! D Slika 6. Primerjava odvisnosti koeficienta prečne sile v pri­ tličju in kota zasuka pritličja Slika 5. Način porušitve modela z lesenimi stropi brez vezi (a), modela z a.b. ploščami (b) in modela z lesenimi stropi in povezanim zidovjem (c) Odvisnost med prečno silo v pritličju, izraženo z razmer­ jem med prečno silo in težo modela, in etažno deformacijo, izraženo s kotom zasuka pritličja, je prikazana na sliki 6. Kot je videti, je maksimalna dosežena prečna sila v pritličju modela B z armiranobetonskima ploščama precej večja od sile, dosežene pri modelu A z lesenima stropoma in nepovezanim zidovjem. Nosilnosti modela B se precej potresni odpornosti. Niti za model A, katerega obnašanje je bilo očitno najslabše, ne moremo reči, daje bila njegova potresna odpornost bistveno slabša od odpornosti ostalih treh modelov. Na diagramih so bolj vidne le razlike v deformabilnosti, vendar vsi modeli očitno ustrezajo zahte­ vam, ki jih glede faktorjev duktilnosti oziroma redukcije nosilnosti (obnašanja konstrukcije) za tovrstne konstruk- čije postavlja veljavna tehnična regulativa ( a = 1,5 do 2,0). Odvisnost med prečnimi silami in deformacijami na sliki 6 ne pokaže očitnih razlik v obnašanju, ki so bile ugotovljene med preiskavo, tj. razlike v nastajanju po­ škodb in porušnih mehanizmov, kakor tudi v vzdržljivost modelov, da prestanejo zaporedna močna potresna vzbu­ janja. Da bi razlike v obnašanju lahko ovrednotili, smo primerjali stopnjo poškodovanosti modelov z dovedeno energijo, ki smo jo definirali kot integral dela, ki ga je potresna miza opravila za premikanje modela v posamezni fazi preiska­ ve, pri čemer smo modele poenostavili kot togo telo, pritrjeno na mizo. Indeks poškodovanosti smo definirali na naslednji način: • prve poškodbe zidov: ld = 0,25, • strižne razpoke v zidovih: ld = 0,50, • močne poškodbe, drobljenje vogalov, izpadanje delov zidovja: ld = 0,75, • porušitev modela: ld = 1,00. Model A -Q Model B Model C -X?-‘ Model D 0.25 0.5 0.75 1 Indeks poškodovanosti (%) Slika 7. Poškodovanost modelov v odvisnosti od dovedene energije Stanje poškodb pri posameznih modelih, izraženo z indek­ som poškodovanosti, primerjamo s količino dovedene energije (kumulativnim delom potresne mize) na sliki 7. Energetski kriterij nam šele pokaže pravo vrednost učinka togih stropov oziroma povezovanja zidov. Približno 2,5- krat manj energije je bilo potrebno za nastanek resnejših poškodb in porušitve pri modelu A z lesenimi stropi in nepovezanimi zidovi kot pri ostalih treh modelih. Rezultati preiskav tudi kažejo, da je bil v začetnih fazah preiskave model B s polnimi armiranobetonskimi ploščami sicer bolj odporen proti poškodbam kot modela C in D z lesenimi stropi in s povezanim zidovjem, vendar pa v mejnem stanju porušitve energetski kriterij ne kaže bistvenih razlik v potresni odpornosti modelov, ki izpolnjujejo pogoj pove­ zanosti zidovja. Pri modelu C, kjer so bile vezi prednapete, je z narašča­ njem intezitete vzbujanja in s poškodbami zidovja prišlo do popuščanja sile prednapetja, medtem ko so pri nena­ petih vezeh modela D preostale deformacije naraščale, vendar je bila njihova absolutna vrednost v primerjavi z največjim odklonom, izmerjenim med nihanjem, razme­ roma majhna. Vzdolžne vezi so med nihanjem v posamezni fazi pre­ iskave pri obeh modelih prevzele največje sile v prvi etaži (slika 8), katerih velikost ustreza nastalim prečnim silam. Zgoraj Spodaj Zgoraj Spodaj Slika 8. Deformacije vzdolžnih vezi v posameznih fazah pre­ iskave Medtem ko so sile v drugi etaži pri modelu C s prednape­ timi vezmi pričakovano velike, pa so v nenapetih vzdolžnih vezen modela D sile nepričakovano majhne. Zgoraj Spodaj Zgoraj Spodaj Slika 9. Deformacije prečnih vezi v posameznih fazah pre­ iskave Velikostni red nastalih sil v prečnih vezeh je podoben pri obeh modelih, čeprav je bilo pričakovati, da bodo pri modelu D z diagonalnimi vezmi prečne vezi bistveno manj obremenjene. Medtem ko so bile pri modelu C s predna­ petimi vezmi deformacije prečnih vezi v zgornji etaži vse do zadnjega večje od deformacij spodnjih vezi, so bile pri modelu D z nenapetimi vezmi izmerjene večje deformacije v spodnjih prečnih vezeh (slika 9). Čeprav je bilo pričakovati razlike, so bile največje defor­ macije diagonalnih vezi modela D v obeh etažah približno enake. 4.0. SKLEPI Da bi rezultate modelnih preiskav na potresni mizi lahko preslikali na prototipno konstrukcijo in povezali z dejan­ skim potresnim gibanjem tal, moramo vrednosti parame­ trov potresnega vzbujanja (pomikov, pospeškov tal) in parametrov odziva modelov (frekvence, potresne sile in deformacije), ki smo jih izmerili na modelih, pretvoriti po zakonih modelne podobnosti na podlagi dejanskih razme­ rij med mehanskimi lastnostmi modelnih in prototipnih materialov. Faktorji modelne podobnosti, ki veljajo v našem primeru, so podani v preglednici 2, nekatere najpomembnejše parametre potresne odpornosti prototip­ nih hiš pa navajamo v preglednici 3. Preglednica 2. Faktorji za pretvorbo rezultatov preiskav na prototip po zakonih splošne modelne podobnosti Fizikalna veličina Odvisnost Faktor modeliranja splošno dejansko Trdnost (f) fp/fy s, 1.3 Sp. deformacija (e) £p/£m SE 1.0 Sp. teža (y) Yp /Ym Sy 1.0 Pomik (d) Sp = Sl 4 4.0 Sila (F) s L2sf sF 20.8 Čas (t) SL(SeSY/S,)05 s, 3.51 Frekvenca (oj) l/S , s . 0.29 Hitrost (v) (SeSf /SY)05 Sv 1.14 Pospešek (a) Sf/(SLS„) Sa 0.33 Preiskave so ponovno potrdile vpliv zidnih vezi na obna­ šanje starih opečnih hiš med potresom. Modela s poveza­ nim zidovjem sta bila sposobna do konca ohraniti celovi­ tost konstrukcije in izkoristiti zmogljivost opečnega zidovja za disipacijo seizmične energije. Glede potrebnih dimenzij vezi lahko ugotovimo, da je minimalna dimenzija palice vezi odvisna od pričakovanih porušnih prečnih sil oziroma nosilnosti kritičnega segmenta hiše: Dmin = ((Hu,seg/n)(4/jt)(1/fy))0'5, kjer je : Hu seg - potresna odpornost kritičnega segmenta etaže, n - število palic vezi, fy - meja plastičnosti jekla. Kritični segment sestavljajo zidovi, ki omejujejo posmezen prostor in so z vezmi povezani z ostalim delom zidane Preglednica 3: Primerjava potresne odpornosti prototipnih zgradb Indeks Največji pospešek Koeficient poškodovanosti tal prečne site lp (g) v pritličju Hiša A 0.25 0.22 0.10 0.50 0.32 0.11 0.75 0.35 0.11 1.00 ni meritev ni meritev Hiša B 0.25 0.21 0.14 0.50 0.47 0.12 0.75 ni meritev ni meritev 1.00 ni meritev ni meritev Hiša C 0.25 0.24 0.16 0.50 0.34 0.12 0.75 0.54 0.07 1.00 0.58 ni meritev Hiša D 0.25 0.25 0.14 0.50 0.35 0.09 0.75 0.52 ni meritev 1.00 0.65 ni meritev Slika 10. Definicija kritičnega segmenta konstrukcije. To je lahko npr. vogalni del hiše, ki je z vezmi povezan z notranjostjo in tvori s celoto celovito konstrukcijo (slika 10). Da bi izboljšali njihovo delovanje med potresom, vezi lahko prednapnemo. Prednapetje prepreči predčasen na­ stanek razpok na stikih zidov in zagotovi, da z vezmi povezana stropna konstrukcija med potresom deluje kot toga diafragma, zato zamenjava lesenih stropov z armira­ nobetonskimi ploščami ni potrebna. Med preiskavo je bil učinek prednapetja vezi očiten predvsem v zadnjih, poru­ šnih fazah. Razlike v obnašanju med potresom sicer niso bistvene, gredo pa v korist modela s prednapetimi vezmi. Čeprav se zdi uporaba palic premera 16 mm v primeru protipotresne ojačitve majhnih opečnih hiš, kakršne so bile preiskane v okviru te študije, ustrezna, pa na osnovi analize obnašanja modelov priporočamo, naj bo v večini praktičnih primerov, še posebej pa takrat, ko se odločimo za prednapetje vezi, premer palic enak vsaj 20 mm. Poškodbe vogalov v pritličju, ki so se pri modelih s povezanim zidovjem začeli drobiti, ali pa jih je začel izrivati zgornji del konstrukcije, opozarjajo, da je treba pri protipotresnem ojačevanju starih hiš pozornost posvetiti tudi območjem vogalov. V primeru opečnih hiš preiska­ nega tipa bi izpadanje vogalov verjetno preprečili s pove­ zovanjem zidovja z navpičnimi vezmi ob vogalih, sidranimi v temelje, ali pa bi zidovje v območju vogalov povezali z zidovjem v notranjosti hiše na kak drug ustrezen način. S preprečenim izpadanjem zidovja ob vogalih verjetno ne bi povečali nosilnosti konstrukcije, bi pa zagotovo povečali sposobnosti disipacije potresne energije. Ta ugotovitev velja tudi za primer, ko lesene strope zamenjamo z armiranobetonskimi ploščami. LJUBLJANA 1. »Repair and re h a b ilita tio n research fo r se ism ic resistance o f s tructures.« A n n o u n c e m e n t o f Program In itia tive , N a tio n a l S cience Founda tion , W a sh in g to n , D . C ., 1992 . 2. B a llio , G ., C a lv i, M ., M agenes, G . »Experim enta l and n u m e rica l in ves tiga tion on a b r ic k m asonry b u ild in g p ro to type .« R eport 2 .0 , P o lite cn ico d i M ila n o , M ila n o , 1993 . 3. T e rče lj, S., B oš tjanč ič , J., Sheppard, P., Turnšek, V . »S e izm ična o d p o rn o s t t ip ič n ih k a m n itih zg radb na K oz janskem .« P o ro č ilo Z R M K , L ju b lja n a , 1976. 4 . B enedetti, D ., C as to ld i, A . »D yn a m ic and sta tic e xp e rim e n ta l ana lys is o f s tone-m asonry bu ild in g s .« Z b o rn ik , 7th European C on fe rence on Earthquake E ng ineering , V o l. 5, A thens, 1982 , str. 179—188. 5. Sheppard, P. F. »In-situ test o f the shear strength and d e fo rm a b ility o f an 18th ce n tu ry s to n e -a n d -b rick - m asonry w a ll. « Z b o rn ik , 7th In te rna tiona l B rick -M a so n ry C on fe rence , V o l. 1, M e lb o u rn e , 1985 , str. 1 4 9 -1 6 0 . 6. Sheppard, P., T o m a že v ič , M . »In-situ isp itiva n ja nos ivosti z id o v a starih z id a n ih zg rada.« Z b o rn ik , 4. kongres SDSGJ, 2. kn jig a , C avtat, 1986 , str. 85—92. 7. M agenes, G . »C om portam en to s ism ico d i m ura tu re d i m a tto n i: resistenza e m eccan ism i d i ro ttu ra d i m aschi m u ra ri.« D o k to rska d ise rtac ija , U n ive rs ita d i Pavia, Pavia, 1992 . 8. A rias, A . »A m easure o f ea rthquake in tens ity .« v Seism ic D esign o f N u c le a r P ow er P lants, R. FHanson, u r., M IT Press, C a m b rid g e , 1970. 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 IN 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 m STROKOVNI IZPITI ZA GRADBENIŠTVO IN ARHITEKTURO TER PRIPRAVLJALNI SEMINARJI ZA STROKOVNE IZPITE V LETU 1995 A. B. Rok Leto SEMINAR IZPIT pisni ustni IV. 1995 April 17.-21. april 22. april 8.-12. maj V. 1995 Maj 15,-19. maj 20. maj 5.-9. junij VI. 1995 September 18.-22. september VII. 1995 Oktober 16.-20. oktober 21. oktober 6.-10. november Vlil. 1995 November 13.-17. november 18. november 4.-8. december IX. 1995 December 11.-15. december A. Pripravljalni seminar za strokovne izpite organizira ZVEZA DRUŠTEV GRADBENIH INŽENIRJEV IN TEHNIKOV SLOVENIJE, LJUBLJANA, Erjavčeva 15, telefon 061/221-587. Prijavo v obliki dopisa, skupaj z dokazilom o plačilu, pošlje organizatorju plačnik stroškov seminarja. Cena seminarja za posameznega udeleženca znaša 350 DEM, plačljivo v SIT po srednjem tečaju Banke Slovenije na dan plačila, z doplačilom 5% prometnega davka. Morebitno spremembo cene bomo objavili naknadno po njenem sprejetju. B. Strokovni izpit organizira ZAVOD ZA RAZISKAVO MATERIALA IN KONSTRUKCIJ LJUBLJANA, Dimičeva 12, Ljubljana. Vse informacije dobite osebno ali prek telefona 061/342-671 vsak dan, razen sobote, nedelje in praznikov, od 8. do 12. ure pri inž. Grošlju oziroma g. Šubljevi. Fotografiji na naslovni in hrbtni strani nam je prijazno odstopil arhiv Mestnega muzeja v Ljubljani (avtor: M. Zaplati