INSTITUT ZA METALNE KONSTRUKCIJE - MOST PREKO LESNICE NA GORENJSKI AVTOMOBILSKI CESTI VSEBINA Franjo Šliber, dipl. inž.: Nekaj pripomb k tehničnim predpisom in uvajanju rebrastega betonskega jekla za armirani b e t o n ...................................................... Franci Kržič, dipl. inž.: Osnovne značilnosti »togih« vrvi Vesti 97 C. Sivic: A. research of the bearing capacity Of membranes F. Šliber: Some observations concerning the new standards for the ribbed hars in reinforced 107 concrete and its application in practical buil­ ding constructions 110 Fi Kržič: Fundamental characteristic of »stiff« cables Avstrijski gradbeniki v S l o v e n i j i ....................................114 Gradbeni center Slovenije Zakonodaja in tehnična regulativa v gradbeništvu — s posebnim ozirom na stanovanjsko gradnjo . . . 115 Informacije Zavoda za raziskavo materiala in konstruk­ cij v Ljubljani Montažni omet v industrijskih dvoranah Odgovorni urednik: Sergej Bubnov, dipl. Inž. Uredniški odbor: Janko Bleiweis, dipl. inž., Lojze Blenkuš, dipl. inž., Lojze Cepuder, Vladimir Čadež, dipl. inž., prof. Bogo Fatur, Marjan Ferjan, dipl. inž., Vekoslav Jakopič, dipl. inž. arh., Hugo Keržan, dipl. inž., Maks Megušar, dipl. inž., Bogdan Melihar, Marko Mežnar, dipl. inž., Bogo Pečan, Boris Pipan, dipl. inž., Marjan Prezelj, dipl. inž., Dragan Raič, Franc Rupret, Vlado Šramel, dipl. inž. Revijo izdaja Zveza gradbenih inženirjev in tehnikov za Slovenijo, Ljubljana, Erjavčeva 15, telefon 23-158. Tek. račun pri Narodni banki 503-608-109. Tiska tiskarna »Toneta Tomšiča« v Ljubljani. Revija izhaja mesečno. Letna naročnina za nečlane 15.000 dinarjev. Uredništvo in uprava Ljubljana, Erjavčeva 15. V ESTN IH ŠT. 5 — LETO XV — 1966 Raziskava nosilnosti membran* DK 620.1:624.046 1.0 Uvod Dimenzioniranje tankih ploščatih elementov, ki jih bomo v pričujočem tekstu imenovali »membra­ ne«, po znanih računskih postopkih privede do precej negospodarskih rezultatov. Tanke jeklene plošče srečujemo pogosto v raz­ nih konstrukcijah kot npr. pri mostovih, hidro- tehničnih objektih in zlasti kot obloge pretočnih ali izpustnih objektov na hidrocentralah. Statično so taki elementi plošče z velikim upogibkom (za razliko od Običajnih plošč, kjer je upogibek v pri­ merjavi z njihovo debelino majhen), za katere so znani razni postopki za dimenzioniranje. Po teh postopkih se ravnotežje z zunanjimi silami ustvari s pomočjo osnih sil in upogibnih momentov, za razliko od debelih plošč, kjer se ravnotežje ustvarja z urpogibnimi momenti in prečnimi silami. Tako napetostno stanje je zagotovljeno seveda le, če so robovi membrane tako pritrjeni, da se ne morejo pomikati v ravnini membrane. Po izkušnjah ,predvsem pa po- preliminarnih preskusih, ki smo jih že pred leti izvedli na Inšti­ tutu za metalne konstrukcije, vemo, da je nosilnost membrane precej večja kot kažejo računi. Upogibki membran so že pri majhnih obtežbah precej veliki in tudi plastične deformacije se v ekstremno obre­ menjenih prerezih pojavijo zelo hitro. Vendar je možno od te faze naprej še nekajkrat povečati ob­ težbo, ne da bi prišlo do porušitve memrane ali nevarnih deformacij. O tem, kako se obnašajo membrane, če stop­ njujemo obtežbo preko meje plastičnosti, vemo zelo malo. Zato smo v pričujoči raziskavi opazovali na modelih poleg elastičnega tudi. to področje, da bi na kraju dobili osnovo za tehnično primeren in gospodarski način dimenzioniranja. Za prakso so najbolj zanimive trakaste mem­ brane in smo zato težišče raziskav postavili tja. Ta vrsta pride najbolj v poštev za obloge pri hidro- tehničnih objektih in predstavlja veliko angažira­ nje materialnih sredstev. Zaradi velikih površin oblog pomeni že malenkostna sprememba debeline precejšnje razlike v ceni. Da bi bila preiskava siste­ matična, pa smo vključili v program tudi kvadra- * Članek je povzetek raziskovalne naloge Inštituta za metalne konstrukcije, ki so jo financirali Sklad Bo­ risa Kidriča, Metalna Maribor in sam inštitut. CIRIL SlVIC, DIPL. INŽ. tične membrane. Glede na to, da pride v praksi v poštev v glavnem le kontinuima membrana, preko mnogih podpor, so raziskave pri obeh vrstah iz­ vedene za take robne pogoje, ki ustrezajo' konti- nuirnim membranam. 2.0 Opis preizkusov na modelih 2.1 Splošno Za raziskavo smo pripravili šest modelov in sicer dva za kvadratično in štiri za trakasto mem­ brano. Pregled teh modelov je podan v tabeli 1. Tabela 1 — Pregled modelov Kvadratična stranica 1. t = 12 mm membrana a = 600 mm 2. t = 6 mm Trakasta širina traku 1. t = 12 mm membrana b = 600 mm 2. t = 9 mm 3. t = 6 mm 4. t = 3 mm Ze v uvodu smo rekli, da nas najbolj zanimajo kontinuime membrane, v bistvu torej eno vmesno polje take membrane. Pri velikem številu polj je tako polje enako vpeti samostojni membrani. Zato so vsi modeli izdelani z vpetimi membranami, za kvadratično membrano z vsemi štirimi stranicami, za trakasto pa z vzdolžnima stranicama, medtem ko so krajišča izvedena tako (to bomo' videli pozneje pri opisu modelov), da sta krajna robova čimbolj prosta in da deluje membrana kot neskončen trak. Na ta način lahko torej rezultate raziskave aplici­ ramo na primere, ki jih srečujemo v praksi. Pri vseh modelih smo uporabili za membrane domačo pločevino. Za interpretacijo' rezultatov je važna meja plastičnosti av, ki jo v naslednjem na­ vajamo: Tabela 2 — Meja plastičnosti uporabljenih pločevin D eb e lin a p lo če v in e a v t (m m ) k g /cm ! 3 2718 6 3735 9 3180 12 3190 2.2 Opis modelov 2.21 Kvadratična membrana Osnova modela je kvadra ti čen okvir, sestavljen iz palic polnega preseka 0 60 ■ 60, ki je ojačen proti podaj nosti v horizontalni smeri z diagonalnimi pali­ cami (preseka 0 32 • 32 (sl. 1). Na vsaki strani okvira je privarjena po ena membrana velikosti 600 X 600 milimetrov (sl. 1 b). Na ta način sestavljeni model omogoča istočasno preskušanje dveh membran in enostavno obremenjevanje z vodno črpalko. Sime­ trija modela preprečuje torzijo oziroma veganje okvira, ki bi sicer nastalo zaradi osne sile, ki jo prenašamo na okvir. Detajl priključitve plošče na okvir je izoblikovan tako, da je membrana privar­ jena na okvir s čelnim zvarom. Tako je prehod sil na okvir podoben prehodu sil pri kontinuirni mem­ brani. Ker je zaradi simetrije preprečeno tudi suka­ nje okvira, so robni pogoji podobni kot pri vmes­ nem polju membrane, ki gre preko' velikega števila polj. 2.22 Trakasta membrana Zgradba modela je podobna kot pri kvadratični membrani. Na okvir z vmesnimi oporami (sl. 2) je z vsake strani privarjena po ena membrana na isti način kot pri kvadratični membrani. Ta model pred­ stavlja v bistvu neskončen trak, zato: je bilo treba krajša robova zaključiti na tak način, da bi bile robne motnje čim manjše. To je izvedeno s tanko polovično cevjo, tako da so možne precejšnje de­ formacije te cevi, ne da bi nastopile večje robne motnje v membrani (sl. 3). Velikost vsake membra­ ne je 600 X 1625 mm. Posamezni modeli se razli­ kujejo med seboj le po debelini membrane. Sl. 1. Model kvadratične membrane I gj 60.60 Poqleda~a O I , r \ I R e z 1-1 ( d o o b b ü p: 1661 ~I1 n n □ □ o B O o p a o D D a o l CŽ 3 2 . 5 2 Sl. 2. Model trakaste membrane — ogrodje Sl. 3. Izgled krajšega roba trakaste membrane po obremenitvi Sl. 4. Obremenjevanje modela do porušitve 2.3 Način Obremenjevanja modelov 2e pri opisu modelov smo rekli, da je njihova zgradba prilagojena za obremenjevanje s tekočino in hidravlično črpalko. Uporabili smo ročno črpalko z ustreznimi priključki in zasuni: tako smo lahko obdržali konstanten pritisk med odčitavanjem z me­ rilnih inštrumentov. Na sl. 4 vidimo delo s črpalko pri obremenjevanju modela, potem, ko smo zaradi varnosti demontmali inštrumente (obremenjevanje do porušitve). 2.4 Opis meritev 2.41 Splošno Na vseh modelih smo opazovali: — upogibke obeh membran, — napetosti na zunanji in notranji strani mem­ bran, — napetosti na notranjih ojačilnih letvicah, — deformacijo okvira v lastni ravnini. Upoigibke membran smo merili s pomočjoi me- rilnih uric, razvrščenih na posebnih, za. to preiskavo izdelanih okvirih (sl. 5, 6). Na spodnjem delu okvira je pritrjena urica., s katero smo' opazovali defor­ macijo' v lastni ravnini. Napetosti smo merili z električnimi merskimi lističi. 2.42 Dispozicija merskih mest na modelih kva- dratične membrane Nadrobnejše meritve smo' izvedli na prvem modelu z debelino membrane t = 12 mm. Meritve upogibkov smo izvedli v treh rezih: A, B in C (glej sl. 5), meritve napetosti pa v enem oktantu po mrežni dispoziciji. Tako smo ugotovili napetostne Sl. 5. Model kvadratične membrane, pripravljen za preskus Sl. 6. Model trakaste membrane, pripravljen za preskus C B A 7 Kio '2 ✓ / >j '9 A f A / k7 5 6 ... merilna urica Sl. 7. Model kvadratične membrane debeline 12 mm — dispo­ zicija merskih mest / « • p - 9 2 5 5 7-e+-1 g -e- -i 1 - e- 11 < /J <=++-'-(«-#<5 Legenda —— ...merski listič d ■ merilna urica 7 ^ 5i - ' I Sl. 8. Model kvadratične membrane debeline 6 mm — dispozi­ cija merskih mest in deformacijske razmere za vsako šestinsko točko membrane. Poleg tega smo opazovali tudi obnaša­ nje ojačilnih reber, s tem da smo merili deformacije s pomočjo merskih lističev. Vse meritve so razvidne iz shematičnega prikaza na sliki 7. Pri drugem modelu kvadratične membrane z debelino 6 mm smo meritve omejili le na karakte­ ristične točke. Napetosti smo opazovali v sredini membrane ter v sredini vpetih robov in to na obeh membranah. Upogibke pa smo merili samo v sred­ njem preseku modela. Na sliki 8 je shematično pri­ kazana razporeditev vseh merskih mest na modelu kvadratične membrane t = 6 mm. 2.43 Dispozicija merskih mest na modelih tra­ kaste membrane Prav tako kot pri modelih kvadratične mem­ brane, smo izvršili nadrobe j še meritve tudi tu le na enem modelu in sicer na modelu z membranama debeline 12 mm. Pri vseh drugih modelih pa smo se omejili na meritve napetosti in upogibkov v ka­ rakterističnih točkah. Dispozicijo merskih mest na modelu membrane debeline 12 mm prikazuje sl. 9, sl. 10 pa dispozicijo merskih mest na modelih mem­ bran z debelino 9, 6 in 3 mm. 3.0 Rezultati raziskav 3.1 Splošno Vrednotenje napetostnih meritev in račune na­ petosti ter deformacij smo izvršili po metodah, ki so objavljene v naslednjih knjigah oziroma publi­ kacijah : — Schapitz E., Festigkeitslehre für den Leicht­ bau; Verlag des Vereins Deutscher Ingenieure; — S. Timošenko, S. Vojnovski-Kriger, Teorija ploča i ljuski; Građjevinska knjiga, Beograd 1962; — Strain gauges, Philips Technical Library, 1962. — S. B. Kantorowitsch, Die Festigkeit der Apparate und Maschinen für Chemische Industrie; VEB Verlag Technik, Berlin 1955; — Dr. Ing. Maria Esslinger: Zur Berechnung von Flachblechfahrbahntapeln; Die Bautechnik 1948/10, str. 222—224; Lessing N. E., Lileev A. F .: Stalnie listovie konstrukcii, Moskva, Gostroizdat 1956. 3.2 Kvadratične membrane Kot smo že omenili pod točko 2.42, smo opra­ vili nadrobnejše meritve na modelu membrane z debelino t = 12 mm. V interpretaciji rezultatov pa se bomo omejili na meritve v karakterističnih toč­ kah, ki se dajo enostavno računsko preverjati. Te točke so v sredini membrane in v sredini roba. (j> ... m erilna urica Sl. 9. Model trakaste membrane debeline 12 mm — dispozicija merskih mest (j) p f... m erilna urica Sl. H. Model kvadratične mmebrane debeline 12 mm — nape­ tosti v sredini Sl. 12. Model kvadratične membrane debeline 12 mm — nape­ tosti v sredini robu 3.21 Model membrane t = 12 mm Potek napetosti zaradi večanja obremenitve je prikazan za sredino membrane na sliki 11, za rob membrane pa na sliki 12. Zanimivo je, da je v obeh točkah potek napetosti glede na pritisk (obremeni­ tev) praktično linearen. Pri obremenitvi približno 7 kg/cm2 nastopij o v vpetem robu membrane že plastične deformacije, vendar to na linearnost tega odnosa v sredini membrane očividno ne vpliva (sl. 12). Primerjava eksperimentalnih rezultatov z ra­ čunskimi (sl. 11) kaže, da gre v primeru 12 mm membrane bolj za upogibno ploščo (debela plošča!) kot za membrano v pravem pomenu besede. To vidimo nazorno1 tudi v tem, ko razstavimo' napetosti na komponente zaradi upogibnega momenta in komponente zaradi osne sile. Komponente zaradi osne sile dosežejo komaj 15 °/o vrednosti komponent zaradi upogibnega momenta (sl. 11). Upogibek v sredini plošče (slika 13) poteka prav tako kot napetosti linearno tudi po pre­ koračenju meje plastičnosti na robu membrane (pri p = 7 kg/cm2 — glej sl. 12) in praktično tudi po prekoračenju meje plastičnosti v sredini mem­ brane (pri p = 10,3 kg/cm2 — glej sl. 13). Sele pri obremenitvi nad 14 kg/cm2 se začne rahlo uvijanje krivulje. Izračunana velikost upogibkov po Scha- pitzu tako zelo odstopa od eksperimentalnih vred­ nosti, da je primerjava brez smisla. Upogibek po teoriji debele plošče pa se kar dobro ujema z eks­ perimentalnimi rezultati. 3.22 Model membrane t = 6 mm Natezna napetost na zunanjem robu ima tudi pri tem modelu tendenco linearnega naraščanja glede na stopnjevanje obtežbe (sl. 14 in 15). Na­ petost na notranji strani membrane začne upadati že pri p = 3 kg/cm2, medtem ko napetost na zunanji strani še vedno linearno narašča. Oči vidno gre za vpliv natezne osne sile, ki je v tem primeru že dokaj izrazitejša kot pri predhodnem modelu (sl. 14 in 15). Toda tudi tu prevladuje1, kot vidimo, na­ petostna komponenta, ki izvira od upogibnega mo­ menta, Napetosti, na vpetem robu so upodobljene na sliki 16, prav tako pa tudi računsko ugotovljene vrednosti po Schapitzu. Sl. 13. Model kvadratične membrane de­ beline 12 mm — upogibek v sredini Sl. 15. Model kvadratične membrane II debeline 6 mm — na­ petosti v sredini / Sl. 16. Model kvadratične membrane debeline 6 mm — nape­ tosti v sredini robu Diagram upogibka v sredini membrane, ki je upodobljen na sliki 17, ne kaže nobene podrejenosti nastopu plastičnosti, niti na robu membrane niti v njeni sredini. Kot v primeru 12 milimetrske plošče je odnos med obremenitvijo p in upogib- kom <5 praktično linearen. Primerjava med računskimi in eksperimental­ nimi rezultati kaže precejšnjo neskladnost med nji­ mi (sl. 14 in 17). Rezultati računa po1 teoriji debele plošče odstopajo v tolikšni meri, da primerjava sploh nima smisla; rezultati računa po Schapitzu pa so glede na upogibek preostri, z ozirom na na­ petost pa nižji kot izmerjeni rezultati. 3.23 Sklepi o raziskavi kvadratičnih membran Od dveh preiskanih debelin membrane, 12 in 6 mm, se je, če upoštevamo računske rezultate, prva obnašala kot debela plošča, medtem ko za drugo ni bilo skladnosti niti z rezultati, ki jih računsko dobimo za tanke plošče (Schapitz), niti z onimi, ki jih dolbimo po teoriji debele plošče. Verjetno bi morali debelino še precej zmanjšati, če bi hoteli dobiti tipično membransko stanje. Primer membra­ ne 6 mm kaže, da je prehod od debele plošče na membrano počasen, ali z drugimi besedami, da je vpliv upogibnega momenta pomemben celo pri re­ si. 17. Model kvadratične membrane debeline 6 mm — upogibek v sredini Sl. 19. Model trakaste membrane debeline 12 mm — upogibek v sredini polja Sl. 20. Model trakaste membrane debeline 9 mm — napetosti v sredini polja lativno tankih ploščah. Na podlagi izvršenih eks­ perimentov bi se težko odločili za to, kateri način računanja naj uporabimo v posameznih primerih. Vsekakor vidimo, da je računska pot zelo nezanes­ ljiva. Zlato bi bilo v primerih, ko gre za uporabo kvadratične membrane na večjih ploskvah, še naj­ bolj priporočljivo izvesti predhodno modelna pre­ iskavo. Zanimivi so podatki o porušitvi membran. Prva je zdržala p = 50,5 kg/cm2, druga pa p = 53,0 kg/cm2, tanjša torej več kot debelejša, kar pa ni direktno povezano z nosilnostjo same membrane, ker je v obeh primerih odpovedal zvar. Pri debelejši (12 mm) membrani je bila dosežena, meja plastičnosti na vpetem robu pri p = 7 kg/cm2, v sredini pa pri p = 10kg/cm2; pri tanjši (6 mm) pa na robu pri p = 2 kg/cm2 in v sredini pri p = 8 kg/cm2. Ce pri­ merjamo te podatke s tlakom, ko je prišlo* do po­ rušitve, so izgledi za varno uporabo membran zelo optimistični, saj razpolagamo z res veliko* rezervo. Najvažnejša kriterija za dimenzioniranje, ki se nekako ponujata ob analizi rezultatov, bi bila: varno priključevanje membrane na robu in do­ pustni upogibek, ki je seveda odvisen od raznih konstrukcijskih in drugih faktorjev. 3.3 Trakaste membrane Tudi tu se bomo omejili na meritve v krakte- rističnih točkah, ki jih lahko spremljamo* z račun­ skimi metodami. 3.31 Model trakaste membrane t = 12 mm Potek napetosti v sredini je prikazan za tri sosednje točke na membrani I in za eno srednjo točko na membrani II na sliki 18. Potek je linearen do p = 5 kg/cm2, nakar začno napetosti progresivno naraščati. Verjetno pa je vzrok tega vsaj delno tudi popuščanje okvira. Vpliv osne sile je precej nepomemben (sl. 18), podobno kot pri kvadratični membrani iste debe- Sl. 21. Model trakaste membrane debeline 9 mm — na­ petosti na zunanjem vpetem robu Sl. 22. Model trakaste membrane debeline 9 mm — upogibek v sredini polja Sl. 23. Model trakaste membrane debeline 6 mm — napetosti v sredini polja line. Gre torej bolj za upogibno* ploščo kot pa za membrano. Skladnost med eksperimentalnimi in teoretično ugotovljenimi napetostmi je slaba (sl. 18). Upogibki so do nastopa plastičnosti v sredini membrane praktično premosorazmerni z obtežbo p, nakar začnejo hitreje naraščati. Podobno kot v po­ gledu napetosti, se eksperimentalni in teoretični upogibki precej slabo ujemajo (sl. 19). Dolbro pa se ujema točka popolne plastifikacije sredine memlbra­ ne, izračunana na osnovi teorije Marije Esslinger, ki jo* bomo podali na koncu članka. 3.32 Model trakaste membrane t = 9 mm Tudi pri tem modelu vidimo v začetku obreme­ njevanja, če izločimo čisti začetek, dokaj linearen odnos med napetostmi in obremenitvijo (sl. 20). Pri P = 4 kg/cm2 začnejo intenzivneje naraščati natezne napetosti na zunanji strani membrane, prirastek tlačnih na notranji strani membrane pa se začne zmanjševati. Tu gre za naraščajoči vpliv osne sile, kar se vidi tudi iz diagrama on in on na sliki 20. Na sliki 21 prikažimo še napetosti na zunanjem vpetem robu membrane. Interesantno za to sliko je, da napetosti (v bistvu deformacije, ki smo jih merili!) naraščajo linearno tudi še potem, ko je prekoračena meja plastičnosti. Plastificiranje pre­ reza je sorazmerno počasno, večji del prereza je v področju naših meritev elastičen in tako ostane tudi slika deformacij elastična. Upogibek membrane je prikazan na sliki 22. S praktičnega gledišča bi tudi tu lahko govorih o linernem odnosu med obtežbo in upogibkom. Med eksperimentalnimi in računskimi rezultati skorajda ni nobene skladnosti. Edino točka p . . . h Sl. 24. Model trakaste membrane debeline 6 mm — napetosti v vpetem robu »o. H _ < J, t.'j/T^nostavna ptastostatična *0e &V >V metoda ( brez upoštevanja začetne ukrivljenosti) (7). nastanek plastičnega členka v vpetih robovih ® . nastanek plastičnega /tL -n a s h n blast členka v sredini mebbrane v vpetem robčT e' popotna plastifikacija E S(mm) membrane (po metodi Esslinger) 1 5 4 0 4 5JO Sl. 26. Model trakaste membrane debeline 8 mm — upogibek v sredini polja Sl. 27. Model trakaste membrane debeline 3 mm — napetosti v sredini polja za popolno plastifikacijo v sredini membrane po metodi Marije Esslinger leži zelo blizu eksperimen­ talne krivulje p . . . (5. 3.33 Model trakaste membrane t = 6 mm Pri tem modelu lahko že opazimo izrazitejše membransko obnašanje (sl. 23). Natezne napetosti na zunanjem robu naraščajo premo z naraščanjem obtežbe, prirastek tlačnih napetosti pa začne po­ jemati že v območju malih pritiskov in pri p = 5 kg/cm2 se začnejo tlačne napetosti manjšati. Sliki računskih in eksperimentalno ugotovljenih napetosti se kvalitativno približata, medtem ko opazimo v kvantitativnem pogledu še vedno pre­ cejšnje odstopanje. Ko ugotavljamo, da je obnaša­ nje tega modela izraziteje membransko, pa ne smemo spregledati tega, da je vpliv upogibnega momenta tudi tu še vedno približno dvakrat moč­ nejši od vpliva osne sile (sl. 23). Napetosti na vpetem robu membrane prikazuje slika 24. Tu vidimo (precejšen nered v pogledu kri­ vulj, dobljenih z nekaterimi računskimi metodami na eni strani in eksperimentalno ugotovljenih kri­ vulj na drugi strani. Na sliki 25 si oglejmo še diagram podajnosti okvira v njegovi ravnini. Do obtežbe p = 8 kg/cm2 je podajanje linearno in relativno šibko (ca. 0,5 mm), nakar začne naraščati hitreje in doseže pri p = 12 kg/cm2 že ca. 3 mm. V območju, kjer je bilo težišče meritev, so deformacije okvira torej soraz­ merno majhne, izgleda pa (sl. 23), da tudi pri večjih obtežbah, kjer dosegajo vrednosti 1 mm in več, ni­ majo bistvenega vpliva na napetostno obnašanje membrane. Upogibek (sl. 26) je do nastopa plastičnosti v vpetem robu popolnoma premosorazmeren z nara­ ščanjem obtežbe. Pri nastopu plastičnosti v vpe­ tem robu (p = 2 kg/cm2) in v sredini membrane (p = 9 kg/cm2) vidimo rahla loma krivulje, vendar je upogiibna krivulja izven teh dveh točk, nekako do p = 15 kg/cm2, praktično premica. Šele nad to obtežbo se kaže rahla tendenca k progresivnemu naraščanju upogibka. Teoretični rezultati upogibka niso skladni z eksperimentalnimi rezultati. Sorazmerno dobro se ujema enostavna plastostatična metoda, ki bazira na supoziciji formiranja plastičnega členka v robo­ vih vpete membrane (prvi del upogibne črte) in formiranju plastičnega členka v sredini členkasto vpete membrane (drugi del upogibne črte). Račun­ ska metoda je razvita na osnovi elastičnostne teorije za vpeto trakasto ploščo in členkasto vpeto trakasto ploščo po Bubnovu (glej Timošenko, Teorija ploča i ljuski (ter je podrobno opisana v elaboratu »Raz­ iskava nosilnosti membran« (IMK, P-1695). Prav tako pa se tudi v primeru 6 mm modela trakaste membrane dobro ujema metoda popolne plastifika- cije membrane v sredini po metodi Marije Esslinger. 3.34 Model trakaste membrane t = 3 mm Od vseh modelov je to torej prvi, pri katerem smo prišli do tipičnega membranskega stanja napetosti (sl. 27). Razdelitev napetostnih rezultant na upogibne in na natezne napetosti pa. kaže še vedno precejšen vipliv prvih (sl. 27). Računski rezultati napetosti se tudi v tem pri­ meru ne ujemajo z eksperimentalnimi rezultati (sl. 27). Krivulja upogibka v sredini membrane je. ra­ zen v začetku, praktično premica (sl. 28). Teoretične in eksperimentalne krivulje p . . . (5 se slabo ujema­ jo pri vseh metodah računanja. Dobro pa se ujema z eksperimentalno krivuljo točka p . . . 6, ki jo do­ bimo po metodi Marije Esslinger, pri predpostavki popolnega plastificiranja membrane v sredini. Schapitzova metoda da popolnoma nerealne rezul­ tate. 3.35 Metoda Marije Esslinger pri predpostavki plastificiranja trakaste membrane v sredini raz- petine Račun bazira na naslednji (predpostavki: Upogibek membrane narašča brez spremembe upogibnega momenta po nastopu meje plastičnosti v vpetem robu. Zato je razporeditev sil v začetku podobna kot v členkasto podprti membrani in ko doseže upogibna napetost tudi v sredini plošče mejo plastičnosti, se prenaša nadaljnje obremenje­ vanje membrane s čistim nategom. Izhajamo iz enačb, podanih v članku Marije Esslinger, navedenem v točki 3.22. Po teh enač­ bah je: H t H = b2 E t 6 b = i. V zgornje izraze vstavimo x = b in jih s trans­ formacijo spremenimo v naslednjo obliko*: Natezna napetost na zunanji strani membrane narašča, kot v prejšnjih primerih, približno line­ arno. Tlačna napetost na notranji strani preide že pri obtežbi nekaj nad 1 kg/cm2 v natezno napetost. ©... nasianek plastičnega členka v vpetih robovih (D nastanek plastičnega členka v sredini membrane < popolna plasti/ikacga membrane( po metodi Esslinger ) S (mm) t . .. debelina membrane qv .. . obtežba, ki izzove plastično silo Hv = ov t. Račun membrane izvedemo tako, da ugotovi­ mo s pomočjo zadnjih dveh enačb najprej qT, po­ tem pa še y. P I 3.36 Sklepi o raziskavi trakastih membran 3.361 Meritve napetosti, ki smo jih izvedli v sredini in na robu trakastih membran, debeline 12, S, 6 in 3 mm, so pokazale: Membrana debeline 12 mm se je obnašala praktično kot navadna upogiibna plošča. Vpliv osne sile je bil v območju naših meritev nepomemben. Pri 9 milimetrski membrani je bil vpliv sile ne­ koliko bolj izrazit, vendar šele ob prehodu v pla­ stično območje. Izrazitejše membransko napetostno tanje se je pokazalo šele pri 6 milimetrski mem­ brani, vendar je tudi v tem primeru vpliv upogib- nega momenta približno dvakrat močnejši kot vpliv osne sile. Šele pri trimilimetrski membrani dobi­ mo stanje, ko je membrana v celoti tegnjena, na notranji in na zunanji strani. Vendar pa je tudi v tem primeru vpliv upogibnega momenta še ved­ no približno enak vplivu osne sile. Po nastopu meje plastičnosti je možnost nara­ ščanja upogibnih momentov manjša. Ko dosežemo skrajni plastični moment, pa lahko naraščajo samo osne sile. Pri tem se krči tlačena upogiibna cona, oziroma se eliminira pod učinkom natezne osne sile. V tem pravzaprav tudi tiči rezerva v nosil­ nosti, ki se tako presenetljivo ugodno pokaže v opi­ sanih preizkusih. Porušne obtežbe, ki gredo visoko nad računske supozicije, nam pa pravzaprav niso še vsega pokazale, saj veljaj O' v resnici za zvare in ne za membrane kot take. Za nadaljnji študij membran moramo vseka­ kor poglobiti raziskavo obnašanja membrane v pla­ stičnem področju. Ta bi morda omogočila, skupno s teoretično raziskavo, točne j šo razlago' dobljenih rezultatov izven elastičnega področja. Odnos med pritiskom in napetostmi kaže ten­ denco po linearnosti in to tembolj, čim tanjša je membrana. To ugotovitev lahko ponovimo pri od­ nosu med upogibkom in pritiskom. To je s praktič­ nega stališča zelo pomembno, ker nam dopušča ra­ čunanje po metodi Marije Esslinger s predpostavko popolnega plastificiranja membrane v sredini, s ka­ tero ugotovimo obtežbo (p) in upogibek za tako stanje. Ker je odnos praktično linearen, lahkoi torej enostavno določimo dopustno obremenitev pri do­ ločeni varnosti. Iz trdnostnega gledišča in gledišča praktične uporabe membran je važna ugotovitev, da so se vsi preskusi končali s porušitvijo zvarov in da v nobenem primeru ni prišlo' do poškodbe same membrane, če med poškodbe ne štejemo' trajne deformacije (upogibke). Eksperimenti so pokazali, da so znosni znatno večji upogibki, kot bi priča­ kovali po znanih računih. Glede na take rezultate in na nezanesljivost metod bi bilo najbolj primer­ no dimenzioniranje na osnovi dopustnega upogibka, ki bi ga določali po preprosti metodi Esslingerjeve, v kateri predpostavimo popolno plastificdranje membrane v sredini. Tako ugotovljeni upogibek oziroma obtežbo bi delili z ustreznim varnostnim količnikom. S tem ne bi napravili večje napake, saj je odnos med pritiskom p in upogibkom toliko linearen, da tudi vmesne vrednosti ne morejo bi­ stveno odstopati. Predpostavka o popolnem plasti- ficiranju sredine membrane, (na robovih se plasti­ ficiranje izvrši že prej), je v bistvu shema poruš- nega mehanizma, omenjeni varnostni količnik pa predstavlja varnost proti porušitvi. Dimenzioniranje na osnovi plastostatične ana­ lize je toliko bolj upravičeno, ker poskusi jasno kažejo, da je dimenzioniranje po elastostatičnih principih zelo neracionalno, pa tudi netočno, med­ tem ko smo po opisani metodi M. Esslinger dobili dokaj zadovoljive in za prakso dovolj točne re­ zultate. c. ŠIVIC A RESEARCH OF THE BEARING CAPACITY OF MEMBRANES S y n o p s i s After a brief introduction the models of the mem­ branes of rectangular and quadrangular shape, which have been investigated are discribed. The aim of the research was to find out the behavior of the loaded membranes and their bearing capacity, as well as to find out an adequate treatment for the design. An interpretation of the experimental results and their comparision with theoretical results is given. The theoretical results in general do not agree with the experimental ones. The theorie of elasticity is valid only to the first plastic deformations in a narrow zone at the beginning of the application of load. The rela­ tion between the load and strain, as well as the rela­ tion between the load and the stress, remain practi­ cally linear not only in the elastic but also in the plastic zone. This is expressed the more, the thinner the membrane. Such ascertaining makes it possible to use the method of Maria Eslinger for practical desing of rectangulare membranes at the supposition that the center of the membrane becomes completly plastifi- cated. This is the only method which gives satisfactory results for all thicknesses of the membrane, which have been included in the program of the research. Nekaj pripomb k tehničnim predpisom in uvajanju rebrastega betonskega jekla za armirani beton DK 691.714:693.8:697.357 1. Uvod Priprave za uvajanje rebrastega betonskega jekla za armirani beton teko pri nas že od leta 1959. Obseženi študij in preiskave na Inštitutu za metalne konstrukcije v Ljubljani, ki so spremljale poskusno proizvodnjo tega jekla v Železarni Zeni­ ca, so vsebovane v dveh raziskovalnih nalogah [1], [2], ki jih je financiral »Center za unapredjenje g r a dj e vinarstva« iz Beograda. Študij obsežne tuje strokovne literature, ki je navedena v omenjenih raziskovalnih nalogah, nas je postavil pri uvajanju rebrastega betonskega jekla pred izbiro: prirodno trdo ali hladno obdelano rebrasto betonsko jeklo. Pri prvem dosežemo višjo kvaliteto z večjim do­ datkom raznih elementov (kemični sestav), pri dru­ gem s hladno obdelavo navadnega mehkega jekla. Po izvršenih analizah, bi bila izbira hladno obde­ lanega jekla primernejša, tako v pogledu varnosti kot tudi iz ekonomskih razlogov. Večja začetna de­ vizna vlaganja pri uvedbi hladno ̂ obdelanega be­ tonskega jekla pa so proizvajalca napotila k izbiri prirodno trdega rebrastega jekla. Ni namen, da bi tu podajali celotni pregled omenjenih študij in preiskav, čeprav bi bili ti re­ zultati zanimivi, posebno še rezultati o vplivu hladne obdelave jekla na njegovo kvaliteto, ker imajo tudi splošnejši značaj, pač pa bi opozorili izvajalce gradbenih del na potrebno opreznost pri uporabi rebrastega betonskega jekla. Le na ta na­ čin se lahko izognemo neljubim posledicam, ki bi izzvale nezaupanje v ta material, kot to lahko za­ sledimo v tuji literaturi [3], [4], [5]. 2. Oblika rebrastega betonskega jekla in varnost Rebrasto betonsko jeklo ima na površini, po­ leg dveh vzdolžnih reber, uvaljana prečna rebra. Prečna rebra povečajo sprijemnost jekla z betonom in s tem omogočajo, da uporabljamo jeklo višjih kvalitet in njegovo večjo nosilnost tudi izkorišča­ mo. Preizkusi v Švedski so pokazali, da je spri­ jemnost jekla z betonom predvsem odvisna od na­ domestne površine prečnih reber, ki jo določimo, če seštejemo na določeni dolžini palice površine projekcij vseh prečnih reber, ki jih projeciramo na ravnino, ki je pravokotna na os palice. Ta vred­ nost mora biti tem večja, čim večji je premer pa­ lice in čim višja je kvaliteta jekla., kar se doseže z večjo višino in zgostitvijo prečnih reber. Po teh podatkih naj bi pri jeklu kvalitete CBR 40 (meja plastičnosti 40 kg/mm2) ta površina ne bi bila manjša od površine prereza palice na dolžini štiri­ kratnega nazivnega premera palic. FRANJO SLIBER, DIPL. INZ. Pri armiranju z rebrastim betonskim jeklom se razpoke v betonu pojavijo kasneje kot v pri­ meru, če armiramo z gladkim betonskim jeklom, razpoke pa so razporejene enakomerno po celotni dolžini elementa in so zato tudi finejše. Seveda to velja le v primeru, če je beton pravilno vgrajen. Zaradi tega je treba beton pri armirano betonskih konstrukcijah, ki so armirane z rebrastim beton­ skim jeklom, v splošnem solidneje vgrajevati. Prečna rebra pri rebrastih betonskih jeklih, ki nam omogočajo izkoriščanje kvalitetnejših jekel v armiranem betonu, pa so lahko v določenih pogojih tudi izvor nevšečnosti, na katere bi opozorili. Dokler se rebrasto betonsko jeklo uporablja le kot ravne pialice, rebra ne terjajo večje pozor­ nosti, saj pri nateznih preizkusih tega jekla prečna rebra niso bistveno vplivala na mejoi plastičnosti, porušno trdnost ali raztezek ob porušitvi (d10). Opa­ zno, vendar v sprejemljivih mejah so prečna rebra znižala kontrakcijo in raztezek <56. Težave se lahko pojavijo pri krivljenju rebra­ stega jekla. V primeru, da je prehod prečnega re­ bra na površino palice oster ali premalo zaotblen, se pri krivljenju lahko ob rebrih ptojavijo razpwke. Zanimivo je, da se te razpoke pojavijo na tlačeni strani ukrivljene palice. Začetke takih razpok na oko težko opazimo, zanesljivo jih lahko odkrijemo le v laboratoriju. Ugraditev takih palic pa bi lahko imela hude posledice. Primeri razpok na rebrastem jeklu poizkusne proizvodnje, so prikazani na slikah 1, 2 in 3. Na sliki 1 so prikazane razpoke na rebrastem jeklu na­ zivnega premera d = 16 mm, ko je bil krivljen okoli trna premera 3,5 d na kot 180°. Na sliki 2 je prikazan začetek razpoke na re­ brastem jeklu enakega premera, potem, ko je bil krivljen okoli trna premera 7 X d na kot 45°, pol si. 1 ure kuhan v vreli vodi (umetno staran) in nato iz­ ravnan na kot 22° (povratno pregibni preizkus). Na sliki 3 je ta razpoka prikazana v poveča­ nem merilu (50:1), medtem ko je na sliki 4 prika­ zan prehod rebra na površino palice na nasprotni strani rebra. Te slike so dovolj zgovoren dokaz o tem, da je prehod prečnih reber na površino palic lahko' od- ločilen za nastanek razpok, saj se razpoke pojav­ ljajo vedno na tisti strani rebra, kjer je prehod oster. Zaoblitev reber mora biti primerna, kajti preblag prehod je zopet škodljiv, ker lahko po- vzroči lokalno klinasto razrivanje betona ob rebrih. Prikazane razpoke so se pojavile na rebrastem jeklu, pri katerem so bila prečna rebra pravokotna na vzdolžno os. Prav z namenom, da se zmanjša nevarnost nastanka razpok in prepreči njihovo šir­ jenje ob rebru, se v svetu vse bolj uveljavljajo oblike rebrastih jekel, ki imajo’ prečna rebra po­ ševna na os palice. V to smer naj bi šel tudi na­ daljnji razvoj naših rebrastih jekel. Rebrasta jeklo domače proizvodnje v pogledu izoblikovanja prečnih reber ni bilo najboljše. Pred­ vsem smo dosedaj lahko opazili nesimetrično obliko prečnih reber in zaradi tega dosti oster prehod reber na površino' palic na eni strani rebra. Poleg tega so imela posamezna rebra vzdolžne raze. Upa­ mo, da bo proizvajalec te pomanjkljivosti lahko odstranil, ker le-te bistveno vplivajo na tehnološke karakteristike tega jekla in s tem tudi na varnost. Te začetne težave pri valjanju rebrastega be­ tonskega jekla so se odrazile tudi v predpisih za rebrasto betonsko jeklo. Tako je na primer v našem predpisu radij zaoblitve prečnih reber zahtevan le, če je nagib prečnih reber (ß) večji od 75°, medtem ko nemški predpisi [6], [7], zahtevajo za, podobno kvaliteto rebrastega jekla zaoblitev prečnih reber ne glede na to, če so ta poševna. Vzporedno s tem je v našem predpisu tudi blažji kriterij za pregibni preizkus; predpisan je večji premer trna in manjši kot pregibanja. Kot protiutež tem popuščanjem v kriterijih, ki ocenju­ jejo kvaliteta rebrastega jekla v pogledu nagnje­ nosti k razpokanju, pa je povečan minimalni radij zakrivljenosti pri poševno vlečenih palicah oziro­ ma pri sidrnih kljukah. V naslednji talbeli so primerjani ti kriteriji iz naših in nemških predpisov [6] za rebrasto jeklo s približno enakimi mehanskimi lastnostmi. Kvaliteta jekla oziroma oznaka Zaoblitev prečnih reber Pregibanje gSs'Ssr'&E-trna u nja ao vlečenih palicah Premer krivine pri kljukah CBR 40 r > 0,05 d (za ß > 75°!) 5 d 90° 15 d 10 d l i l am r > 0,05 d { 0 £ ß £ 90°) 3,5 d 180° 10 d"10U 15 d 7 d * Premer krivine 10 d (d je nazivni premer rebrastega betonskega jekla) je dovoljen le pri notranjih palicah v beton­ skih armiranih elementih, kjer je bočno prekrivanje betona a« ^ 2 d + 2 cm, sicer je dovoljen minimalni premer krivine 15 d. Pogoji za povratno pregibni preizkus so v na­ šem predpisu enaki onim v nemških predpisih. Iz tabelarične primerjave prej omenjenih kriterijev vidimo, da so naše zahteve za ugotavljanje krhkosti oziroma nagnjenosti rebrastega betonskega jekla k pojavljanju razpok milejše. Zaradi tega je potrebna v začetku, dokler ne bomo imeli lastnih izkušenj, večja pazljivost. 3. Ugrajevanje rebrastega betonskega jekla in varnost Kot je že omenjeno, bo pri ugrajevanju kvali­ tetnega rebrastega betonskega jekla potrebna do­ sti večja pazljivost, kot je bilo to' pri ugrajevanju običajnega gladkega betonskega jekla. Strožje zahteve so že glede krivljenja. Predpisi v točki 4,1 zahtevajo, da se rebrasto betonsko jeklo krivi le okoli lahko vrtljivih valjev (trnov), ker se na ta način zmanjša verjetnost nastanka razpok. Zato (bi ibilo priporočljivo v začetku poostriti nadzor nad železokrivskimi deli, dokler se delavci ne pri­ vadijo na te ostrejše zahteve. Priporočljiva je tudi večja pazljivost glede toč­ nosti oblikovanja armature. Poravnanje armature po krivljenju, v primerih večjega odstopanja od predvidene oblike, na primer pri poševno' vlečenih palicah, je dosti težavnejše kot pri običajnem glad­ kem betonskem jeklu, pa tudi ne priporočljivo. Iz inozemskih izkušenj je znano, da je rebrasto jeklo, ki je bilo po krivljenju ravnano’, pri razkladanju pri nizki temperaturi pokalo na mestih krivljenja. Iz teh razlogov je bilo v predpisih za rebrasta je­ kla dodatno uvedeno preizkušanje s povratnim pre­ gibanjem, zahtevala pa se je tudi večja pazljivost pri krivljenju pri nizkih temperaturah (< + 5° C). Naši predpisi so v tem pogledu ostrejši, saj prepo­ vedujejo vsa železokrivska dela pri temperaturi, ki je nižja od rf 5° C. Vsi rezultati dosedanjih preiskav se nanašajo le na rebrasta jekla, ki se dobavljajoi v palicah. Ni­ mamo pa izkušenj z rebrastimi jekli manjših pre­ merov, ki bi se lahko dobavljala tudi v kolobarjih. Z ravnanjem kolobarjev bi namreč hladno' utrdili jeklo, zaradi česar bi ibila potrebna pri krivljenju takega jekla še večja pazljivost. Naloga železarne je, da v tem primeru dobav­ lja tako kvaliteto rebrastega jekla, da bo jeklo tudi po ravnanju kolobarjev obdržalo takšne mehanske in tehnološke lastnosti, kot jih zahtevajo' predpisi. Tudi varivost naših rebrastih jekel še ni pre­ izkušena. Predpisi varjenje sicer dopuščajo, vendar z omejitvijo, da je nosilnost takih spojev treba do­ kazati in kvaliteto varjenja tekoče nadzorovati (tč. 4,8 predpisa). Omenimo naj še, da so pri betonskih konstruk­ cijah, ki so armirane z rebrastim betonskim jeklom, ostrejše zahteve tudi glede kvalitete in ugradnje betona. Opuščena je marka betona MB 160 in je najnižja dovoljena marka MB 220. Na prvi pogled ta zahteva glede ekonomičnosti ni na mestu, vendar nas ravno to sili v čim ekonomičnejše izkoriščanje kvalitetnega rebrastega jekla. Pri tej marki betona se tudi upravičeno zahteva vibriranje betona, z na­ menom, da se doseže kompakten beton in čimboljša zapolnitev okoli armature, ker le v tem primeru lahko računamo, da bedo rebra v resnici povečala sprijemnost med betonom in jeklom, kar je tudi njihov namen. 4. Nadaljnji razvoj rebrastega betonskega jekla in sklep Uporaba kvalitetnega rebrastega betonskega jekla v sedanji fazi še ne bo vsestranska in bo omejena le na pretežno statično obremenjene kon­ strukcije. Tudi pri polmontažnih in montažnih elemen­ tih, kjer je armatura obdana le s tankim slojem betona, predpisi zaenkrat ne dovoljujejo uporablja­ nje rebrastega betonskega jekla. Nadalje predpisi zahtevajo posebne ukrepe pri uporabi tega jekla v konstrukcijah, ki naj bi bile nepropustne za tekočine ali če so izpostavljene agesivni atmosferi ali zelo visoki relativni vlagi. Omejena je tudi največja dimenzija rebrastega jekla, ki se še lahko uporablja. Vse te omejitve zahtevajo nadaljnje raziskave, ki ibi morale potekati vzporedno' z uvajanjem re­ brastega betonskega jekla v našo prakso. Z uspeš­ nim reševanjem teh problemov in ukinitvijo raz­ ličnih omejitev se bo rebrasto betonsko jekto šele lahko uveljavilo povsod tam, kjer to' iz ekonomskih razlogov zasluži. V I R I : [1] Kvalitetni rebrasti betonski celici za primenu u gradjevinarstvu, Inštitut za metalne konstrukcije, Ljubljana, 1960-61. Raziskovalna naloga izdelana v okviru pogodbe sklenjene s »Centrom za unapredje- nje gradjevinarstva«, Beograd. [2] Izbor mehanizacije za proizvodnju hladno ob- radjenih Čelika za armirani beton, Inštitut za metalne konstrukcije, 1961, Raziskovalna naloga izdelana v okviru pogodbe sklejene s »Centrom za unapredjenje gradjevinarstva«, Beograd. [3] J. Pirlet: Bewährungsprobe des Betonrippen­ stahls bestanden? Der Bau und Bauindustrie, 1955, No 4, str. 98—102. [4] W. Lückerath: Rissanfälligkeit quergerippter Betonstähle, Stahl und Eisen, 1957, No 1, str. 11—15. [5] S Soretz: Sprödbruchgefahr bei Betonstählen, Zeitschrift des österreichischen Ingenieur und Arhitek- ten-Vereines, 1957, Heft 17/18, str. 205—210. [6] Quergerippter Betonformstahl (Betonrippen­ stahl), Vorläufige Richtlinien für die Zulassung u. An­ wendung von Stäben mit Nenndurchmessern bis zu 26 mm (Fassung Oktober 1954). [7] Zulassungsbescheid des Nori-Stahles der Nok- kenstahl G. m. b. H. Köln — Deutz. Izdal »Der Minister für Wiederaufbau des Landes Nordrhein-Westfalen«, Düsseldorf Dez. 1958. F. SLIBER: SOME OBSERVATIONS CONCERNING THE NEW STANDARDS FOR THE RIBBED BARS IN REINFORCED CONCRETE AND ITS APPLICATION IN PRACTICAL BUILDING CONSTRUCTIONS S y n o p s i s Some critical remarks concerning the new stan­ dards and the form of ribbed bars in reinforced con­ crete are stated. Further the possible sensitivity for cracks, as well as the special requierments at the bending and mouting of this steel is pointed out. At the end recommandations for further development of this steels are quoted. Osnovne značilnosti »togih« vrvi DK 691.714:624.071.2 f r a n c i k r ž i č , d i p l . i n z . 1. Uvod Običajno imamo opravka z gibkimi vrvmi, ka­ terih vztrajnostni moment je majhen, upogibni mo» men ti, ki jih take vrvi prevzemajo in iz njih izvi­ rajoče dodatne napetosti, pa zanemarljive. Sem spadajo daljnovodne vrvi, vrvi kabelskih žerjavov, antenskih drogov itd. Vendar pa se v praksi sem in tja uporabljajo namesto takih gibkih vrvi debele vrvi ali profili, ki pa se pri določenih razpetinah in razmerjih (običajno pri 1/f > 8) obravnavajo kot gibke vrvi. Pri tem pa se često zanemarja ah na­ pačno presoja velik delež napetosti od uipogibnih momentov, ki v taki »togi« vrvi lahko nastopajo. Uporaba varjenih I-profilov, kot zateg mon­ tažnega ogrodja za navlačenje jeklene konstrukcije mostu Lešnica na gorenjski avtocesti preko ibeton- skih opornikov (sl. 1), je primer ustrezne uporabe togih, namesto gibkih vrvi. Prednost togih vrvi je bila v tem primeru v velikem preseku vrvi, s ka­ terim se je lahko prevzela nastopajoča sila v iznosu [ 7 ~ ~ " i ... . . .. i,I ca. 100 t, predvsem pa v enostavnosti priključka na stebre montažnega ogrodja in nosilca konstrukcije mostu (sl. 2). V naslednjem bodo podane enačbe togih vrvi za poveš in upogibni moment ter na par primerih prikazan vpliv togosti na poveš in napetosti v takih vrveh. 2. Diferencialna enačba toge vrvi Na izrezani del vrvi delujeta osna sila in mo» ment (sl. 3). Horizontalna projekcija sile S oziroma S + dS je H. Postavimo ravnotežna pogoja: nič: 2 Ma = — H tg a • dx + M — q . dxdx - M - d M + H . d y = 0 . . .1 2. Vsota vseh sil v vertikalni smeri je nič: Z Y = — H -t g a — q • dx + H • tg (a + d a) = 0 . . . 2 Ce v enačbi 1 zanemarimo člene drugega reda dobimo: . 1 dM dy .tg a = —--------------1------ m H dx dx d tg a _ ^ d2 M cPy dx H dx2 dx2 „ d2y . d2MZaradi M = EJ • — m ------- dx dx2 d4yE J • - — sledi dx4 d t g a _ EJ d4y d2y dx H dx4 dx2 Iz enačbe 2 pa sledi: d tg a _ q dx H Zadnji dve enačbi med seboj odštejemo in do­ bimo: d4y dx4 H _d *y a = 0 EJ dx2 EJ kar je diferencialna enačba toge vrvi. Ce v enačbi 3 zamenjamo: d! z = z . dx2 H EJ = k2 dobimo: d2 Z k2 • Z k2q = 0 dx2 H Splošni integral te enačbe se glasi: Z = A ch kx + B sh kx Upoštevajoč 4 dobimo: _q_ H za X = 0, y = 0, cdtod Cx + C4 = 0 za X = 0; y ’ = 0, odtod C, • k + Cs = 0 za X = + — , y " = 0: 2 Ci • k2 ch k 1 + C2 k2 sh k 1 + Q = 0 2 2 H za X = — — ; y " = 0: 2 C, k2 ch k l~— Csk*shk 2 1 2 y’ = — sh kx + — ch kx + • x + Ca k k H A B q • X2y = - ch kx + — sh kx + k2 k2 2 H C, • X + C. A BPo zamenjavi: — = C, in — = C. dobimo: k2 k2 v = C. ch kx + C, sh kx + qX- + C.. • x + C. . . . 5 2 H y’ — Cj k sh kx + C2 k ch kx + qx H C3 . . . 6 Iz teh štirih enačb sledi: a = C.. = 0 qC, = H . k2 ch k r ; ° 4 = H • k2 ch k Po vstavitvi integracijskih konstant v enačbo 5 dobimo po delni (preureditvi enačbo za poveš vrvi: H • k2 • ch q (1 - ch kx) + — ki 2 H . 8 y” = C ,k 2ch kx + C2k2shkx + q . . . 7 H Slednje tri enačbe so osnovne enačbe za do­ ločitev povesov in upogibnih momentov togih vrvi z enakomerno obtežbo. Štiri integracijske konstante C,, C2, C3 in C4 določimo z ozirom na način obe- šenja vrvi iz štirih robnih pogojev. 3. Členkasto obešena vrv — obesišči na enaki višini Za izbrani koordinatni sistem po sl. 4 dolo­ čimo konstante iz naslednjih robnih pogojev: Prvi člen predstavlja vpliv togosti vrvi, drugi člen pa poveš gibke vrvi. Enačbo za upogibni moment v vrvi dobimo iz zavisnosti M = E J • y ": M = EJq H ch kx ch k 1 . . . 9 4. Členkasto obešena vrv — obesišči na različnih višinah Volimo si koordinatni sistem po sl. 5. Z robni­ mi pogoji: X = 0; y = 0 X = 1; y = h X = 0; y " — 0 in X = 1; y " = 0 dolbimo vrednosti integracijskih konstant: k sh k - - + C., k ch k — 4- + C3 = 0 2 ‘ 2 2 H pri X = - —, y ’ = 0 2 — C, k sh k - - + C;, k ch k ̂ — — + C3 = 0 2 2 2 H Iz teh štirih enačb dobimo: C, q k2 . H C4 q k2 . H c3 = c3 = o C., q ch ki — 1 H k2 sh ki h _ ql 1 2 H ql c - _ . 1 4 1 2 H • k sh k 2 H k sh k 2 2 Po vstavitvi v enačbo 5 dobimo enačbo za poveš vrvi: S tem se enačba za poveš vrvi glasi: H • k2 i - c h k x + 5 t ü s h k x - i t H sh ki sh ki q (X2 - 1X) + h X 2 H 1 . . 10 S pomočjo enačbe 7 pa dobimo: M = EJ • q H 1 — ch kx + Ch - — sh kx ch ki . . 11 5. Kontinuirna vrv Obravnavamo primer kontinuirne vrvi preko več polj enakih razpetin, s podporami na isti višini. Izberemo koordinatni sistem po sl. 6. y = ql 2 H k sh k QX2- (1 - ch kx) + 1 2 H . . . 12 enačba za upogibni moment v vrvi pa: M = EJ q H 1 - ki ch kx 2 shk— .. . 13 6. Primeri Za primera, ki jih bomo v naslednjem podali, predpostavimo za vrv horizontalno položen valjani profil I 30. Kot obtežbo upoštevamo lastno težo v iznosu q = 54 kg/m1 (sl. 7). I- - - - - ( y si. 7 Vztrajnostni moment presek elastični modul odpomostni moment Primer a J = J, = 450 cm4 F = 69 cm2 E = 2100000 kg/cm2 Wy = 72 cm3 Za ta primer imamo naslednje robne pogoje: pri X ̂ 0, y = 0 odtod Ci + Ci = 0 pri X = 0. y ’ = 0 C2 • k + Cs = 0 r • ’ '1 . „pn X = —. y = 0 2 Členkasto obešeno vrv iz poglavja 3, razpetine 1 = 40 m smo napeli s silo H = 15000 kg. Iz enačbe 4 dobimo: = \ / H _ 1/ ' 15000 ■ 108 V EJ V 2.1 ■ 1010 • 450 0,398 1 40ch k ■ = ch 0.398 = 1432 2 2 Maksimalni poveš v sredini sledi iz enačbe 8 za X = — = 20 m 2 54 54 • 400f = -----------— -----------(1 - 1432) + -------=------- = 15 000-0,159.1432 2 - 15 000 = -0,0226 + 0,7200 = 0,6974 m Poveš vrvi brez upoštevanja togosti bi znašal 0,72 m. Vpliv togosti na poveš členkasto obešene vrvi je torej malenkosten in znaša le ca. 3 fl/o. Maksimalni upogibni moment v sredini raz- petine sledi iz enačbe 9 za x = 0 2,1 • 1010 ■ 450 - 54Mi = —------------------------ 2 15000 • 108 Napetosti od osne sile v vrvi znašajo: H 15000 . .a — -— = -------- = 217 kg/cm- F 69 Napetosti od upogibnega momenta pa: M 34026 . o = — = -------- == 473 kg/cm- W 72 Totalne napetosti so končno: otot = 217 ± 473 = + 2gg kg/cm2 Vidimo, da so napetosti od upogibnega m o­ menta za konkretni primer več kot 2-krat večje od napetosti zaradi osne sile v vrvi. Moment v prerezu, ki je oddaljen od obesišča npr. 3 m, znaša še vedno: 1432 = 340,26 kgm _ 40 000 Otot 69 12 750 72 580 ± 177 = + ^ kg/cm2 Kot vidimo, pada vrednost upogibnega mo­ menta zaradi neznatne vrednosti drugega člena v oglatem oklepaju, praktično proporcionalno z ve­ čanjem sile napenjanja H. Vedno je torej mogoče s primerno izbiro vztrajnostnega momenta preseka in sile napenjanja doseči optimalne napetostne raz­ mere v togi vrvi. Primer b Isto vrv kot v primeru a uporabimo sedaj za primer kontinuirne vrvi iz poglavja 5. Razpetina 1 = 40 m, H = 15 000 kg. Po enačbi 12 sledi poveš vrvi v sredini za x = = 20 m, k = 0,398 in sh kl/2 as ch kl/2 = 1432 54 • 40 2 • 15 000 ■ 0,398 • 1432 (1 - 1432) + 54 ■ 400 2 - 1500 -0,181 + 0,720 = 0,539 m V tem primeru kontinuirne vrvi je vpliv togo­ sti na poveš znaten. Momente določimo po enačbi 13. Moment v sredini razpetine znaša: 2,1 • 1010 • 450 -54 M i - V ----------- 2 15 000 ■ 108 0,398 .40 1 2 1432 = 338 kgm moment nad podporo M0 = 2,1 • 1010 ■ 450 -54 15 000 • 108 0,398 • 40 , „1 - ----- • 1,02 M = 340,3 1 ch 0,398 - 17 1432 236,8 kgm iz česar sledi, da se upogibni momenti naglo zmanj­ šajo šele tik ob členkastem obesišču. Ce vrv močneje napnemo, npr. s silo H = 40 000 kg, pa dobimo: , \ / 40 000 • 108k = \ / ------------------ = 0,65V 2.1 • 1010 • 450 ch k — = ch 0.65 ■ 20 = 221 207 2 Mi 2,1 • 1010 • 450 - 54 40 000 ■ 108 221 207 = 127,5 kgm Napetosti od osne sile in momenta znašajo: = —2365 kgm Moment v sredini je praktično isti kot pri člen­ kasto pritrjeni vrvi. Moment nad podporo pa je tako velik, da so že same napetosti od uipogibnega momenta za običajni material znatno preko meje plastičnosti: Mo 236 500 72 = 3290 kg/cm2 Vendar račun momentov za preseke v bližini podpore pokaže, da se vrednost podpornega mo­ menta razmeroma hitro zmanjšuje. Zato bo obi­ čajno najbolj primemo, da se konici momentov izognemo z ustreznim oblikovanjem podpore, npr. s širšo radialno izoblikovano glavo ali uporabo ko­ luta. Poudariti je treba, da se isti problem javlja tudi pri kontinuimih, izrazito gibkih vrveh kot so daljnovodne vrvi, vrvi kabelskih žerjavov in po­ dobno. 7. Sklep \ elikost vpliva togosti na poveš vrvi je od­ visna od več činitelj ev. Pri členkasto obešenih vrveh bo ta vpliv običajno zanemarljiv. Nasprotno pa je neizbežno upoštevati togost vrvi pri računu napetosti. Upogibni momenti v togih vrveh so pre­ mo sorazmerni velikosti vztrajnostnega momenta vrvi in Obratno sorazmerni sili, s katero vrv na­ penjamo. Za ekonomično dimenzioniranje je torej potrebno določiti optimalno razmerje med vztraj­ nostnim momentom vrvi J in silo napenjanja H. Pri togih kontanuimih vrveh se napetostne razmere v poljih bistveno ne razlikujejo od razmer pri členkasto' obešenih vrveh, v območju podpor pa zahtevajo veliki upogibni momenti posebne konstruktivne mere in često pojačanje preseka. Upogibni momenti nad podporami so znatni tudi pri tankih gibkih vrveh. L i t e r a t u r a V. K. Kačurin: Gibkie niti s malimi strelkami, Moskva 1956. FR. K R Z lC FUNDAMENTAL CHARACTERISTICS OF »STIFF« CABLES S y n o p s i s Thick cables or cables made of rolled or welded profiles, for which the moment of inertia in the cross- section is considerable, we qualify as stiff cables. The application of stiff cables is sometimes convenient because of the large crosssection and the simple joints. However it is necessary to know the influence of the stiffness on the deflection and stresses in such cables and to take it correct into account in the calculation. The degree of the influence of the stiffness on the deflection of the cable is dependent on a number of factors. For pin hanged cables this influence will be usualy neglectible. But on contrary it is inevitable to consider the stiffness of the cable at the stress calcu­ lation. Te bending moments in stiff cables are directly proportional to the moment of inertia of the cable and reciprocaly proportional to the power which we apply to strain the cable. For economical design it is therefore necessary to determinate the optimum pro­ portion of the cable’s moment of inertia I and the straining power H. At stiff continuous cables the stress state in the field differ not essentialy from the state at pin hanged cables. Near the supports the great bending moments require special constructive arran­ gements and often the reinforcement of the cross- section. The bending moment above the supports are considerable also at thin flexible cables. vesti Avstrijski gradbeniki v Sloveniji Društvo avstrijskih inženirjev in arhitektov iz Ce­ lovca je aprila organiziralo krajšo strokovno ekskurzijo v Slovenijo, katere so se udeležili: dipl. inž. Bieder­ mann, dipl. inž. Eizinger, dipl. inž. Frank, dipl. inž. Holeczek, dipl. inž. Kainbacher, gospa Kainbacher, dipl. inž. Kastenhofer, gospa Kastenhofer, dipl. inž. Kauf­ mann, inž. Köffler, dipl. inž. Kuich, gospa Kuich, dr. Leber, dipl. inž. F. Mayer, inž. Michelatsch, dipl. inž. Prus, dipl. inž. Reichelt, Jakob Schaffer, dipl. inž. Schleicher, dipl. inž. Wöhrer, dipl. inž. Zmidleny. Že ob prestopu meje si je skupina avstrijskih inženirjev pod vodstvom višjega gradbenega svetnika dipl. inž. Herberta Kainbacherja ogledala ljubeljski predor, pred katerim jih je sprejel dipl. inž. Cimolini v imenu Skup­ nosti cestnih podjetij, ki je bila prvi dan tudi gostitelj in strokovni vodič po Gorenjski. Avstrijske kolege je predvsem zanimala gradnja nove gorenjske ceste z ob­ jekti, zlasti izvedba velikih mostov pri Ljubnem. Naslednji dan so si v Ljubljani ogledali Zavod za raziskavo materiala in konstrukcij, kjer sta jih vodila direktorja dipl. inž. Turnšek in dipl. inž. Ferjan, šport­ no halo Tivoli pod vodstvom dipl. inž. Božiča in dipl. inž. Vendramina ter ljubljanske gradbene in kulturne spomenike, katere so jim razkazovali dipl. inž. Bajželj, direktor dipl. inž. Bubnov, tov. Capuder in tov. Pečan. Tretji dan so si avstrijski inženirji ogledali rimske izkopnine v Šempetru v Savinjski dolini, nato so bili gostje celjskega Društva gradbenih inženirjev in teh­ nikov ter Ingrada. Zanimala jih je montažna gradnja, katero sta jim prikazala direktorja dipl. inž. Mlejnik in dipl. inž. Čmak. Nadaljevali so pot v Šoštanj in v Velenje, kjer so jih sprejeli velenjski gradbeniki in GP Vegrad. Čez Dravograd so se vrnili domov. Naša Zveza je prejela od avstrijskega strokovnega društva zahvalno pismo, ki poudarja, da je bila ekskur­ zija v Slovenijo njihovo doslej najlepše strokovno po­ tovanje. Zahvaljujejo se poimensko vsem našim grad­ benim strokovnjakom, ki so jim tolmačili objekte. Pismo sklepajo z vabilom, da jih obiščejo tudi naši strokovnjaki in tako poglobijo osebne stike med grad­ beniki z obeh strani meje. g r a d b e n i c e n t e r S l o v e n i j e l j u b l j a n a , t i t o v a 9 8 ; p. p. 12; t e l e f o n 3 1 - 9 4 5 Zakonodaja in tehnična regulativa v gradbeništvu s posebnim ozirom na stanovanjsko gradnjo 1. Obrazložitev predloga. 1.1 Stanje pri nas. 1.1.1 Naša sedanja regulativa za gradbeništvo je skromna, med seboj nepovezana in pomanjkljiva. S splošnim napredkom tehnike v svetu se tudi pri nas v vedno večji meri uvajajo novi materiali, elementi, konstrukcije in sistemi gradenj. Zaradi pomanjkanja sodobne regulative se pri uvajanju in uporabljanju novosti zelo pogosto javljajo občutne napake, zaradi katerih trpi funkcionalnost, kvaliteta in življenjska doba objektov. Zato se grade objekti (predvsem v visokogradnji), za katere ne vemo, kako bodo v teku let zadostili postavljenim pogojem. Predvsem na pod­ ročju stanovanjske graditve onemogoča tako stanje regulative pristop k širši in ekonomičnejši ter teh­ nično naprednejši graditvi stanovanj. Ugotavljamo, da smo kljub izredno veliki gradbeni dejavnosti, ki je vladala vse do uveljavitve gospodar­ ske reforme, med zadnjimi v Evropi, ki še nimajo sistematično urejene gradbene regulative. 1.2 Stanje v razvitih evropskih državah. 1.21 Tako zahodne, kot tudi vzhodne tehnično raz­ vite evropske države so že pred časom spoznale po­ men gradbene regulative, usklajene s stopnjo družbe­ nega razvoja, znanstvenimi dosežki in sodobno tehno­ logijo, ki zagotavlja skladnost med gradbeno in osta­ limi vejami gospodarstva ter omogoča kvalitetno, hitro, tehnično ustrezno in ekonomsko graditev. Posamezne države (Francija, SSSR, Nemčija, Av­ strija in Švedska) so rešile področje gradbene regula­ tive na različne načine, ki se po metodologiji med seboj razlikujejo. Vse pa zajemajo celokupno področje gradbeništva, z upoštevanjem njegove razvejanosti in visokogradnjo, nizkogradnjo in hidrogradnjo. Gradbeno regulativo delijo v dve skupini: a) splošna skupina, kjer so zbrani upravno-pravni predpisi in b) tehniška skupina, kjer je zbrano naslednje: standardi (pri Nemcih in Švedih obstajajo preiz­ kusni standardi, kot predhodna oblika bodočega stan­ darda) norme (pri Nemcih so standardi in norme enoten dokument DIN, pri Francozih je to ločeno) tehniški predpisi tehniška navodila tehniška potrdila o ustreznosti — agremaji (pri Francozih je to stopnja pred standardizacijo) 1.3 Zasnova bodoče gradbene regulative pri nas. 1.3.1 Smatramo, da bi morala biti razdeljena tudi gradbena regulativa v splošni (upravno-pravni) in teh­ niški del. Tako razdelitev nam narekuje že dosedanja praksa urejanja na področju gradbeništva (temeljni zakon o gradnji investicijskih objektov in vsi veljavni predpisi, ki izhajajo iz njega na eni strani ter začasni tehniški predpisi — PTP — na drugi strani). Zato bomo v nadaljevanju našega predloga za iz­ delavo gradbene regulative skušali navezati ta predlog na obstoječe osnove. 1.3.2 Načrt osnovnega zakona o izgradnji investi­ cijskih objektov. 1.3.2.1 Po našem mnenju načrt osnovnega zakona v sedanji zasnovi (tekst od 26. julija 1965) urejuje samo del upravnopravne problematike. Vsekakor bi bilo najustreznejše, če bi se celotna dispozicija predlaga­ nega zakona razširila tako, da bi ta zajel celotno gradivo, ki se mora na tem področju (upravno-prav- nem) regulirati na trajnejši osnovi. Predvsem bi moral osnovni zakon obvezno defi­ nirati poleg upravno-pravnih predpisov tudi shemo za tehniški del gradbene regulative. V ta namen bi mo­ ral določati: vrsto (obliko) tehniške regulative (standard, nor­ ma, predpis), globalno razčlembo tehniške regulative, kdo bo izdeloval tehnično regulativo, postopek za sprejemanje tehniške regulative, postopek za noveliranje (obnavljanje) tehniške re­ gulative. Osnovni zakon bi moral določati tudi način finan­ ciranja za izdelavo: celotne tj. splošne (upravno-pravne) in tehniške gradbene regulative, raziskavo, tistega dela urbanistične dokumentacije, ki je ne­ posredno povezana z gradbeništvom. Glede na usmeritev naše dejavnosti izključno na področje stanovanjske graditve dajemo v nadaljevanju predlog, kaj naj bi osnovni zakon, poleg materije, za­ jete v predloženih 13 poglavjih, še obravnaval v svo­ jih določilih za področje splošne stanovanjske regula­ tive, kot dela gradbene veje visokogradenj. To so: a) Predpis o organizacijsko-tehničnem minimumu za gradnjo stanovanjskih naselij, ki naj z ozirom na naselje zajema določila o: naselju kot investicijski in projektni celoti, lokacijskih pogojih za gradnjo naselja, obsegu in kvaliteti investicijsko-tehnične doku- kumentacije za naselje, gradbenem dovoljenju za gradnjo naselja, načinu oddaje gradbenih del za izgradnjo naselja, dokazu sposobnosti proizvajalcev za prevzem del na gradnji naselja, načinu tehniškega prevzema in obračuna izvršenih del po izgradnji naselja, način tehniškega prevzema in obračuna izvršenih del po izgradnji naselja, vlogi, pomenu in statusu demonstracijskih grad­ bišč; b) Ker načrt osnovnega zakona že predvideva do­ ločila, ki se nanašajo na gradnjo posameznih objektov in zajema s tem tudi gradnjo stanovanjskih objektov na posameznih ločenih lokacijah, bi moral predpisati za to vrsto gradenj še naslednje: komunalno opremljenost zemljišča, obseg in kvaliteto investicijsko-tehnične dokumen­ tacije za tipizirane objekte (izdelavo in uporabo tipi­ ziranih detajlov, elementov in konstrukcij); c) Predpis o stanovanjskem gospodarstvu, ki bi zajemal določila za: programiranje stanovanjske graditve po obsegu, strukturi in opremljenosti, realizacijo programov ter vzdrževanja in uporabe stanovanjskega fonda. Predlagani predpis o organizacijsko-tehniškem mi­ nimumu za gradnjo stanovanjskih naselij ima za cilj, da prepreči nesmotrnosti, ki se danes pojavljajo na tem področju in so posledica slabe koordinacije dela. Obenem pa naj ta del splošne regulative onemogoči oblike in metode gradenj, ki zaostajajo za sedanjim poprečnim nivojem organizacije in tehnologije gra­ ditve. Glede na tako razširjeno vsebino, bi se moral po našem mnenju menjati tudi naziv osnovnega zakona, ki bi se boljše glasil: »Temeljni zakon o gradnji-«. 1.3.3 Zakon o tehniških ukrepih. 1.3.3.1 Zakon o tehniških ukrepih, ki je bil sprejet in objavljen v Službenem listu SFRJ, št. 12/65 z dne 24. marca 1965, daje dovolj širok okvir za sistematično obdelavo potrebne tehniške regulative. Zaradi široke­ ga področja, katerega zakon obsega, pa v njem ni mo­ gel biti dan točnejši okvir za tehniško regulativo v gradbeništvu in seveda še manj za regulativo posa­ meznih vej gradbeništva (visokogradnja, nizkogradnja, hidrogradnja). Kljub temu je v imenovanem zakonu dovolj ustreznih določil (čl. 1, čl. 2, čl. 4, čl. 6 in čl. 8), ki za­ vezujejo predvsem sekretariat za gospodarstvo ZIS, da skrbi za izdajo tehniške gradbene regulative, da določa, kaj je na področju gradbeništva potrebno regulirati in kaj je namen regulative. V zakonu o tehničnih ukrepih je torej javno po­ udarjena potreba po tej vrsti tehniške dejavnosti. Preden preidemo na naš predlog tehniške regula­ tive za stanovanjsko graditev (kot veje visokogradenj), moramo v kratkem prikazati vlogo regulative nasploh, za industrijski način graditve. 1.3.3.2 Pri proučevanju oblike in vsebine tehniške regulative moramo upoštevati, da se nahaja gradbeni­ štvo v procesu industrializacije. Zaradi sprememb, ki nastajajo v zvezi z industrializacijo pri projektiranju, tehnologiji in nadzorstvu objektov je vloga tehnične regulative za industrializacijo bistveno drugačna in pomembnejša pa tudi odgovornejša, kot pri tradicio­ nalnem načinu grajenja. Industrializacija gradenj zahteva določena vlaga­ nja. Proizvajalec, ki se odloči za vlaganje v industrij­ sko opremo, mora vnaprej točno poznati zahteve o kvaliteti izdelkov, standarda itd., da lahko temu ustrezno izvrši izbor industrijske opreme. Pri industrijski proizvodnji je težišče zagotovitve zahtevane kvalitete na notranji tovarniški kontroli. Nemogoče je razvijati odgovornost brez ustreznih predpisov. Industrijska gradnja poteka večinoma brez klasičnega in vesti torskega nadzora (npr.: gradnja sta­ novanj za trg, engineering itd.), inšpekcijska služba pa lahko izvrši le najnujnejše preglede. Tudi pri sami gradnji s pomočjo industrijskih sistemov je torej mož­ na le interna kontrola. Zaradi neurejenega stanja v naši gradbeni-tehni­ ški regulativi uporabljajo proizvajalci inozemske pred­ pise. Ti pa ne ustrezajo vedno našim razmeram in večkrat vplivajo na avtarkičnost proizvodnje. Urejena domača tehnična regulativa bi, usklajena z razpoložlji­ vo evropsko regulativo, maksimalno' pospešila unifika­ cijo, kar bi bilo za naše razmere izredno pomembno. 1.3.3.3 Tehniški del je najšibkejša točka naše ob­ stoječe gradbene regulative. Ta del gradbene regula­ tive, ki jo je potrebno izdelati za stanovanjsko grad­ njo in katerega predlagamo (za ostali del visokograd- nje ter za nizkogradnjo in hidrogradnjo, naj bi podob­ ne predloge izdelale za te veje gradbeništva usposob­ ljene strokovne institucije), zajema snov tega področja v treh skupinah, in sicer v: programskih osnovah in temeljnih predpisih za pripravo in proizvodnjo stanovanj, tehničnih predpisih za materiale pri grobih delih, za groba dela, konstrukcije in njihovo kvaliteto, tehniških predpisih za materiale pri zaključnih delih, za zaključna dela in njihovo kvaliteto. Tehniška regulativa naj bo izdelana po obliki kot: standardi, naj predpisujejo (določajo) fizikalne in kemijske lastnosti materialov, elementov in konstruk­ cij, njihove dimenzije in tolerance, razporeditev po vrstah in skupinah (klasifikacija) skladno z namenom uporabe in načinom proizvodnje, preiskave o lastnostih in kvaliteti, tehnološke postopke za pripravo, proiz­ vodnjo, vgrajevanje itd.; norme, naj določajo vrsto kvalifikacije, ter upora­ bo časa in materiala za izvrševanje posameznih delov­ nih operacij; tehniški predpisi, naj samostojno določajo mere za doseganje standardnih higiensko-tehniških pogojev v stanovanjskih zgradbah in naseljih, z upoštevanjem fizikalnih in kemijskih lastnosti materialov, elemen­ tov, konstrukcij in dokončnih zgradb (toplotna zaščita, zvočna zaščita, požarna varnost, potresna varnost itd.); navodila, naj obravnavajo predvsem načine upo­ rabe raznih materialov, elementov, konstrukcij in teh­ noloških postopkov ter podrobneje tolmačijo določila posameznih standardov ali tehniških predpisov; potrdila o tehniško-ekonomski ustreznosti (agre- maji), naj bodo dokumenti, s katerimi se dovoljuje uporaba novih tj. netradicionalnih materialov, elemen­ tov, konstrukcij, tehnoloških postopkov, sistemov gra­ denj itd. Take dokumente naj bi izdelale samo za to pooblaščene raziskovalne organizacije, ki bi jih občas­ no (npr. vsaki 2 ali 3 leta), obvezno ponovno obrav­ navale in odločale o njihovi ustreznosti na podlagi rezultatov iz uporabe v praksi. To naj bi bila pot za uvrstitev naštetega med standarde.