UDK-UDC 05:625; YU ISSN 0017-2774 Pionirjeva »rastoča hiša« nudi mnoge možnosti v stanovanjski gradnji: alpsko, panonsko, medite­ ransko in univerzalno hišo poljub­ nih velikosti in rešitev. Je tudi hiter, kakovosten in cenovno ugoden od­ govor za vikende in zidanice; za trgovine, butike in urade; pa tudi za različne servisne objekte in objekte drobnega gospodarstva oz. zaseb­ nega podjetništva. LJUBLJANA, JANUAR-FEBRUAR, 1993 LETNIK XXXXII STR.: 1-48 GRADBENI VESTNIK 1-2 Franc ČAČOVIČ Lektor: Alenka RAIČ Tehnični urednik: Dane TUDJINA Uredniški odbor: Sergej BUBNOV, Vladimir ČADEŽ, Vojteh VLODYGA, Stane PAVLIN, Gorazd HUMAR, Ivan JECELJ, Jože BOŠTJANČIČ, Andrej KOMEL, Jože ŠČAVNIČAR, dr. Miran SAJE Revijo izdaja Zveza društev gradbe­ nih inženirjev in tehnikov Slovenije, Ljubljana, _ Erjavčeva 15, telefon: 221-587. Žiro račun pri SDK Ljub­ ljana 50101-678-47602. Tiska Ti­ skarna Tone Tomšič v Ljubljani. Re­ vija izhaja mesečno. Naročnina za člane društev znaša 1260 SIT. Za študente in upokojence velja polo­ vična cena. Naročnina za gospodar­ ske naročnike znaša 12.600 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 arhitekturo, gradbeništvo in geode­ zijo Univerze v Ljubljani in Centra za graditeljstvo. V naročnini je vštet prometni davek. Članki, študije, razprave Articles studies, proceedings Poročila - Informacije Poročila Fakultete za arhitekturo, gradbeništvo in geodezijo Univerze v Ljubljani Proceedings of the Department of Civil Engineering University, Ljubljana Novosti - Gradbeništvo Tehniška fakulteta Univerza v Mariboru, Civil Engineering News University in Maribor Informacije Zavoda za raziskavo materiala in konstrukcij Ljubljana Institute for testing and research in materials and structures Ljubljana GLASILO ZVEZE DRUŠTEV GRADBENIH INŽENIRJEV IN TEHNIKOV SLOVENIJE ŠT. 1-2 • LETNIK 42 • 1993 • YU ISSN 0017-2774 VSEf l l lUA-CONTEIVTS Peter Verlič: KARAKTERISTIKE OMREŽJA EVROPSKIH HITRIH PROG ................................ 2 CHARACTERISTICS OF EUROPEAN FAST RAILROADS NETWORK Ivan Lesjak, Gorazd Strniša: MEJNA NOSILNOST UVRTANEGA KOLA, DOLOČENA Z DINAMIČNIM OBRE­ MENILNIM TESTOM ............................................................................................... 12 BORED PILE ULTIMATE BEARING CAPACITY DETERMINATED BY DYNAMIC LOAD TEST Ivan Sovine: INFORMACIJA V ZVEZI Z USTANOVITVIJO SLOVENSKEGA GEOTEHNIČNEGA DRUŠTVA ................................................................................................................. 27 Stane Srpčič: RAČUN TEMPERATUR OKOLJA IN KONSTRUKCIJE MED POŽAROM ............ 33 THE COMPUTATION OF FIRE COMPARTMENT AND STRUCTURE TEMPERA­ TURES IN FIRE Mirko Pšunder, Žarko Povše: RAČUNALNIŠKO PODPRT IZRAČUN USPEŠNOSTI POSLOVANJA GRADBIŠČ 41 COMPUTER AIDED CALCULATION OF BUSINESS EFFICIENCY OF SITES Miha Tomaževič, Vera Apih: OJAČEVANJE KAMNITEGA ZIDOVJA Z ZIDOVJU PRIJAZNIM INJEKTIRANJEM 45 THE STRENGTHENING OF STONE-MASONRY WALLS WITH MASONRY- FRIENDLY GROUTING KARAKTERISTIKE OMREŽJA EVROPSKIH HITRIH PROG UDK 656.3:625.39 PETER VERLIČ P O V Z E T E K - ..... ^ ■ V članku predstavljamo evropsko omrežje obstoječih in načrtovanih hitrih prog ter položaj Slovenije v njem. Nadalje razčlenjujemo posamezne tehnične elemente že zgrajenih hitrih prog v Evropi. S primerjavo tehničnih parametrov želimo prikazati tendence načrtovanja hitrih prog ter s tem pripomoči k njihovemu preučevanju v našem prostoru. CHARACTERISTICS OF EUROPEAN FAST RAILROADS NETWORK S U M M A R Y The article presents the European network of the existing and planned high speed lines and the position of Slovenia in it. Besides, it analyses some technical elements of the existing high speed lines in Europe. By comparing technical parameters, the tendences of high speed lines planning are shown. The article should contribute to analysing high speed lines in the area of our country. 1. UVOD Vedno hitrejši družbeni in gospodarski razvoj v Evropi ter politične spremembe njenega vzhodnega dela spremi­ njajo staro celino v enotno tržišče, osvobojeno vseh ovir, ki narekuje čimbolj prost in nemoten pretok ljudi, blaga, kapitala in informacij. Učinkovita prometna infrastruktura ima pri tem vsekakor pomembno vlogo. Zlasti v železniškem prometu lahko ugotovimo, da se je z izgradnjo prog za visoke hitrosti pričelo novo obdobje železnic. Spodbudni rezultati prvih hitrih prog v Franciji, Nemčiji in Italiji so pripomogli k nadaljnjim razmišljanjem o skupnem evropskem omrežju hitrih prog. Tudi pri nas se razmišlja o izgradnji hitrih prog, vendar je pred tem potrebno ugotoviti vlogo in mesto Slovenije v mednarodni mreži hitrih prog. Nosilna karakteristika vsake hitre proge je njena projekti­ rana hitrost. Zaradi visokih hitrosti morajo biti tudi ostali tehnični parametri prirejeni tem hitrostim. Primerjava para­ metrov po posameznih državah nam lahko ustvari dolo­ čeno sliko o tendencah pri načrtovanju hitrih prog. Avtor: PETER VERLIČ, dipl. inž. Prometni inštitut Ljubljana, Kolodvorska 11, 61000 Ljubljana 2. INSTITUCIONALNI, GOSPODARSKI IN POLITIČNI VIDIKI RAZVOJA OMREŽJA Nezadostna konkurenčna sposobnost železniškega pro­ meta glede na naglo se razvijajoči cestni in letalski promet je imela za posledico stalno upadanje obsega dela želez­ nice na transportnem trgu. Še zlasti se je ta upad odražal v potniškem prometu, kjer ima čas potovanja odločilno vlogo. Konkurenčne čase potovanj je možno doseči samo z višjimi hitrostmi, ki pa jih neustrezna železniška infra­ struktura ne dopušča. Evropske železniške uprave so zato kmalu spoznale, da železniška mreža 19. stoletja z neustreznimi tehničnimi standardi ne ustreza tehničnemu in gospodarskemu raz­ voju dvajsetega stoletja in izzivom novega tisočletja. Za ta namen je bila že I. 1974 v okviru Mednarodne železni­ ške zveze (UIC) izdelana posebna študija perspektivnega načrta razvoja evropskih železnic, ki so jo sprejele vse članice UIC (19, 28). Cilj študije je bila postavitev mreže zmogljivih magistralnih prog, ki bi povezale najpomembnejše evropske in gospo­ darske demografske centre. Od 250.000 km evropskih prog je v tem načrtu zajetih okrog 40.000 km prog. Mreža naj bi bila zgrajena na enotnih tehničnih, kvalitativnih in kvantitativnih standardih nivoja, ki bi omogočal konku­ renco cestnemu, pa tudi letalskemu prometu in zagotavljal homogene transportne storitve v vseh njenih delih. V železniškem prometu naj bi to pomenilo zagotovitev večje nove hitre p roge ---------- modernizirane železniške proge variante alpskih transverzal Slika 1: Dolgoročni razvoj zahodnoevropskih prog za visoke hitrosti po letu 2000 frekvence, hitrosti, točnosti in udobnosti potovanja, v tovornem prometu pa naj bi bil poudarek na skrajšanju časa celotnega logističnega procesa in večji zmogljivosti storitve. Politika načrtovanja in izgradnje prog se je kasneje oblikovala znotraj posameznih držav. Posodabljanje in izgradnja hitrih prog je bila namreč prvenstveno name­ njena izboljšanju notranjega prometa, saj je bil tudi obseg notranjega prometa mnogo večji od mednarodnega, na posameznih odsekih prog pa je že prihajalo do zasićenja. Zaradi različnih programskih izhodišč posameznih držav glede načrtovanja infrastrukture, deloma pa tudi zaradi konkurence med posameznimi železniškimi upravami, je obstajala nevarnost, da bo v Evropi nastalo tehnično in tehnološko povsem nekompatibilno omrežje hitrih prog, omejeno na področje posameznih držav. Tako omrežje pa bi bilo neučinkovito in nefunkcionalno. Med evropskimi državami se zato vedno bolj krepi zavest o vse tesnejšem povezovanju državnih železniških mrež v skupno, povezano evropsko omrežje. Na nujnost pove­ zovanja v enotno omrežje z vsaj minimalno skladnimi parametri so začeli opozarjati na različnih nivojih. Tako je evropska komisija ministrov za transport (ECMT) kot medvladna organizacija organizirala v sredini osemdese­ tih let vrsto seminarjev in okroglih miz ter na ta način poskušala vplivati na ministrstva za promet posameznih držav (glej ref. 23, 24, 26). Rezultat tovrstnih prizadevanj je tudi sprejetje sporazuma o najpomembnejših mednarodnih progah v Evropi (Spora­ zum AGC) (18, 22). Sporazum je bil sprejet I. 1985 v okviru Ekonomske komisije združenih narodov (ECE UN) pod okriljem Komiteja za notranji transport (ITR). Spora­ zum označuje pomembnejše evropske magistralne proge, t. i. E-proge. Pomemben je tudi zato, ker predvideva enotne tehnične parametre, ki jih morajo države pod­ pisnice sporazuma pri gradnjih novih ali rekonstrukciji obstoječih E-prog upoštevati. Januarja 1989 pa so članice Skupnosti evropskih železnic (žel. uprave držav evropske skupnosti, Avstrija, Švica) sprejele skupni projekt in program izgradnje evropske železniške mreže za promet vlakov za visoke hitrosti (30). Program temelji na predhodnih dokumentih (Perspektivni načrt, Sporazum AGC), le da je bistveno dopolnjen, saj upošteva terminski plan izgradnje in modernizacije omrež­ ja v treh časovnih obdobjih do I. 1995, do I. 2005 ter do I. 2015, ko naj bi bilo omrežje dokončano (slika 1). Program označuje proge, ki so predvidene za moderniza­ cijo ter potrebne odseke novih prog. Največje kvantitativne in kvalitativne premike glede raz­ voja železniške infrastrukture lahko pričakujemo v vzhodni Evropi. Zastarela infrastruktura je potrebna temeljite pre­ nove. Za ta namen so na sestanku UIC določili glavne koridorje železniških prog, ki naj bi imeli pri posodabljanju prioriteto. Ti koridorji so v glavnem vneseni tudi v razvojne načrte posameznih vzhodnoevropskih držav (slika 2). Od pomembnejših vzhodnoevropskih projektov moramo omeniti projekt TER (12), projekt transevropskih železnic, katerih omrežje poteka od severa proti jugu Evrope, v glavnem po državah vzhodne Evrope, vključuje pa tudi nekatere zahodnoevropske države. Omrežje se v glavnem sklada z omrežjem prog po sporazumu AGC. Pobudo za ta projekt je dala v I. 1985 poljska vlada, že I. 1988 pa je na prvem simpoziju v Varšavi 14 držav udeleženk, zainteresiranih za projekt TER, potrdilo udeležbo in sode­ lovanje v tem projektu, finančno in organizacijsko pa ga je podprla tudi Ekonomska komisija (ECE) kot izvršilni organ UNDP za projekt TER. Glavni cilj projekta je doseči večjo tehnično, tehnološko in ekonomsko učinkovitost vzhodnoevropskih železnic ter večjo povezanost z omrež­ jem zahodne Evrope. Internacionalizacija omrežja je poleg institucionalnih okvi­ rov prav gotovo pogojena z gospodarskimi, družbenimi in političnimi spremembami v Evropi. Med njimi moramo omeniti vzpostavitev enotnega trga na področju držav članic Evropske skupnosti do konca I. 1992, skladno z ukrepi Bele knjige, ki predvideva ukinitev fizičnih, tehničnih in fiskalnih ovir med državami Evropske skupnosti. Druga pomembna sprememba je demokratizacija odnosov v vzhodni Evropi, kar pomeni njeno postopno odpiranje proti Zahodu. Na spremembo odnosov v Evropi pa bo vplivala tudi združitev obeh Nemčij. Vse to bo povzročilo nagel gospodarski razvoj in preusmerilo tokove proti Vzhodu. Te spremembe bodo posredno vplivale tudi na evropsko omrežje hitrih prog: poleg že sedaj poudarjene osi sever- jug, ki povezuje države severne Evrope z njenim južnim delom, se bo močneje izoblikovala smer vzhod-zahod, ki bo povezala Zahodno Evropo z njenim Vzhodom. Internacionalizacija omrežja pomeni poleg enotnega omrežja tudi rentabilen in za širšo skupnost zanimiv prometni sistem, ki prinaša znatno povečanje obsega prometa, povečanje produktivnosti ter profitabilnost; ima velike prednosti za družbene skupnosti: prihranek časa potovanja, večjo stopnjo varnosti, majhno stopnjo onesna­ ževanja okolja, pozitivno energetsko bilanco ter pozitiven vpliv na razvoj industrije, zaposlovanja in eksploatacijo. 3. POLOŽAJ SLOVENIJE V EVROPSKEM OMREŽJU HITRIH PROG Slovenija ima ugodno prometno lego kot tranzitna država. To potrjujejo vsi pomembnejši mednarodni dokumeti raz­ voja evropskih prog, ki imajo v svoje listine vključene povezave prek Slovenije. Izgradnja hitrih prog skozi našo državo je zanimiva tudi za zahodno Evropo. Potrebno pa je poudariti, da so tudi posamezne republike na prostoru nekdanje Jugoslavije pripravile svoje načrte razvoja hitrih prog. Tako so v Srbiji precej dejavni na področju izgradnje hitre proge Subotica-Beograd-Dimi- trovgrad. Na Hrvaškem so opredelili v svojih načrtih modernizacijo in usposobitev za visoke hitrosti naslednje odseke prog (33): 1. Zagreb-Vinkovci 2. Zagreb-Reka 3. Zagreb-Split 4. Zagreb-Koprivnica Slika 2: Predlog UIC za modernizacijo vzhodnoevropskih prog za visoke hitrosti V Sloveniji se z razvojem vzhodnoevropskega omrežja odpirajo možnosti za posodobitev kraka slovenskega železniškega omrežja na odseku Trst/Koper-Ljubljana- Zidani most-Maribor/Zagreb; s povečevanjem blagovne menjave z Madžarsko pa se ponovno uveljavlja železniška povezava Republike Slovenije z Madžarsko prek Murske Sobote. Kot priključna zveza na ta krak pa je predvidena proga Jesenice-Ljubljana. Vse to Slovenijo ponovno uveljavlja kot križišče evropskih poti. Katera od teh smeri bo imela prioriteto, je prav gotovo odvisno od več dejavnikov, ki so pogojeni tudi z razvojem ostalega evropskega omrežja (slika 3). 4. TEHNIČNI ELEMENTI HITRIH PROG Kot smo ugotovili, gre razvoj železniškega omrežja v dveh smereh: v smeri modernizacije obstoječih prog ter v smeri izgradnje novih prog bodisi samo za potniški promet ali pa za mešani promet. Razlogi, ki vodijo k odločitvi, ali bo proga namenjena za mešani promet ali pa izključno za potniški promet, so precej široki in nas tu ne zanimajo. Zanimajo pa nas razlike pri izbiri tehničnih parametrov za oba tipa prog. V nadaljevanju zato podajamo pregled in analizo najpomembnejših tehničnih elementov hitrih prog vodilnih držav na tem področju, Nemčije in Italije, ki razvijata in imata že zgrajene odseke hitrih prog za mešani promet, ter Francije, ki ima že zgrajene odseke hitrih prog samo za potniški promet. 4.1. Tehnična hitrost Osnovni tehnični element je projektirana hitrost proge. Lahko rečemo, da je prav hitrost tista nosilna tehnična karakteristika, ki določa ostale tehnične elemente. Po perspektivnem načrtu razvoja evropskih železnic so bili določeni trije hitrostni razredi: - hitrostni razred do 160 km/h, predviden za rekonstruk­ cije obstoječih prog - hitrostni razred od 160-200 km/h, predviden za rekon­ strukcije ali novogradnje - hitrostni razred od 200-300 km/h, predviden za novo­ gradnje. Sporazum AGC predlaga hitrosti glede na vrsto prometa: obstoječe proge 160 km/h nove proge: čisti potniški promet 300 km/h mešani promet 250 km/h Raziskave pa kažejo (16), da je obstoječe proge možno racionalno posodabljati za hitrosti do 200 km/h, pri projek­ tiranju za višje hitrosti pa je ugodnejša novogradnja, saj bi bila rekonstrukcija obstoječih prog prek 200 km/h zaradi obsežnih del neekonomična. Vedno bolj se oblikujeta dva hitrostna razreda: - modernizirane obstoječe proge do 200 km/h - nove proge: mešani promet 250km/h potniški promet 300 km/h 4.2. Vodenje trase v horizontalnem in vertikalnem smislu Tehnični elementi, ki določajo traso v horizontalnem in vertikalnem smislu, so: - horizontalni radij krožnega loka - nadvišanje - prehodnica - prehodna rampa - radij vertikalne krivine - vzdolžni sklon. Pravilna izbira'teh elementov vpliva na varnost in udob­ nost vožnje, voznodinamične efekte ter na obrabo zgor­ njega ustroja, kar še posebej velja pri projektiranju prog za visoke hitrosti. Še pred pregledom tehničnih elementov po posameznih državah si oglejmo parametre, s katerimi želimo zadostiti prevladujočim kriterijem varnosti in udob­ nosti, ki so pomembni pri visokih hitrostih in so opisani v Objavi UIC 703 R (3, 29). Vrednosti teh parametrov lahko izračunamo po enačbah, dobljene rezultate pa primerjamo z priporočenimi vrednostmi. Ti parametri so: - primanjkljaj nadvišanja - nekompenzirani bočni pospešek - presežek nadvišanja - hitrost dviganja zunanje tirnice pri prehodnih rampah - vertikalni pospešek Primanjkljaj nadvišanja izračunamo po enačbi: l = 1 1 , 8 % - d ^ lprip[mm] (1) kjer pomeni: I = primanjkljaj nadvišanja v mm Vmax = maksimalna hitrost v km/h R = horizontalni radij krivine v m d = dejansko nadvišanje v mm Iprip = priporočena mejna vrednost primanjkljaja nadviša­ nja v mm Nekompenzirani bočni pospešek izračunamo po naslednji enačbi: 3(1 = 12,96R~15(Xj ̂ 3qprip [s5] (2) aq = nekompenzirani bočni pospešek v m/s g = pospešek prostega pada 9,81 m/s aqprip = mejna vrednost bočnega pospeška v m/s Presežek nadvišanja izračunamo iz enačbe: E = a-1 1 ,8 ^ = S E prip [mm] (3) E = presežek nadvišanja v mm Vmin = minimalna hitrost vlakov na odseku proge v km/h Eprjp = priporočena mejna vrednost presežka nadvišanja v mm Hitrost dviganja zunanje tirnice v prehodnih rampah lahko izračunamo po dveh kriterijih: 1. Kot hitrost dviganja primanjkljaja nadvišanja po enačbi: dl d t : V„ 3,6 L •|s= Gr)\ [mm] /prip n r \ l (4) kjer pomeni: L = dolžina prehodne rampe v m = hitrost dviganja primanjkljaja nadvišanja v mm/s = priporočena hitrost dviganja primanjkljaja nad- \ dt /prip v jga n j a v m m /s Bočni sunek, ki pri tem nastane v predhodnici, pa lahko izračunamo po enačbi: daq _ Vm ax. ( ^ 3 \ \ dt /pripdt 3,6 L kjer pomeni: ^ = bočni sunek v m/s dt [5] (5) ( ^ a \ =V dt / prip mejna vrednost bočnega sunka v m/s 2. Kot hitrost dviganja zunanje tirnice pri celotnem nadvi- šanju: dd dVmax dt 3,6 L / d d \ [mm] \ dt /prip L s J (6) - jr = hitrosti dviganja zun. tirnice pri celotnem nadvišanju v mm/s = priporočene vrednosti hitrosti dviganja v mm/s Vertikalni pospešek pa izračunamo po enačbi: _ Vmax ^ [J H l ( 7 ) v 12.96R vpnp l_s2J 1 ’ av = vertikalni pospešk v m/s Rv = radij vertikalne zaokrožitve v m aVprip = priporočena mejna vrednost vertikalnega pospe­ ška v m/s. Priporočene vrednosti so prikazane v preglednici 1 v odvisnosti od katergorij hitrosti, kjer sta kategoriji III in IV standardi italijanskih, nemških in francoskih železnic, ki jih uporabljajo pri projektiranju hitrih prog. Te tehnične karakteristike so bile bolj ali manj upoštevane tudi pri izgradnji prvih hitrih prog v Italiji (Rim-Firenze), Franciji (Pariz-Lyon) in Nemčiji, ki so prikazane v pregled­ nici 2. Primerjava ostalih infrastrukturnih parametrov nam po­ kaže nekatere skupne značilnosti hitrih prog tako za mešani kot samo za potniški promet, kot je to razvidno iz preglednice 3. Kategorija I. II. III. IV. Hitrosti 80-120 120-200 250 250-300 FS DB SNCF Vrsta prometa mešani mešani mešani mešani potniški Vrednosti Norm Max Izj. Norm Max Izj Norm Max Norm Max Norm Max Primankljaj nadvišanja I (mm) 80 100 130 100 120 150 120 — 40 60 50 100 nekompenziran bočni pospešek a’ (m/s2) 0.52 0.65 0.85 0.67 0.79 0.98 0.79 — 0.26 0.4 0.33 0.67 ODPRTA PROGA Primanjkljaj nadvišanja I (mm) 60 80 120 60 80 100 — — — — 50 100 nekompenziran bočni pospešek a’ (m/s2) 0.4 0.52 0.79 0.4 0.52 0.67 - - - - 0.33 0.67 KRETNICE Presežek nadvišanja E (mm) 50 70 90 70 90 110 100 - 50 70 - 110 Nadvišanje d (mm) 150 160 - 120 150 160 125 - 65 85 180 - ODPRTA PROGA dl/dt (mm/s) 25 70 90 25 70 - 36 - 13 - 30 75 daVdt (m/s®) 0.16 0.46 0.59 0.16 0.46 - 0.24 - 0.09 - 0.2 0.49 Hitrost dviganja prehodne rampe in bočni sunekvprehodnici glede na primanjkljaj nadvišanja dd/dt (mm/s) 28 46 55 28 35 50 38 - 20 - 50 60 Hitrost dviganja prehodne rampe glede na nadvišanje av (m/s2) 0.2 0.3 0.4 0.2 0.3 — 0.16 0.24 0.2 — 0.45 0.6 Vertikalni pospešek (Vir: C, Esveld: Modem Railway Track, Duisburg, 1989) Preglednica št. 1: Priporočene mejne vrednosti parametrov po UiC 703 R Država Italija FS Francija SNCF Nemčija DB NBS ABS 1. Vrsta prometa mešani potniški mešani mešani 2. Maks. hitrost (K m /h) 250 300 250 200 3. Minimalni radij krivine (m) 3000 (3250) 4000 7000 7000 4. Maksimalno nadvišanje (mm) 125 (200) 180 65 85 5. Maksimalni primanjkljaj nadvišanja (mm) 120 (100) 50 40 60 6. Maks. nekomp. bočni pospešek (m/s2) 0.79 (0.67) 0.33 0.26 0.40 Država Italija FS Francija SNCF Nemčija DB NBS ABS 7. Maks. presežek nadvišanja (mm) 100 110 110 8. Oblika prehodnice kubična kubična parabola parabola prabola 4. stop. sinusoida 9. Min. dolžina prehodnice in rampe (m) 230 250 300 235 10. Maks. hitrost dviganja preh. rampe (mm/s) 38 60 20 20 11. Maksimalni vzdolžni sklon (mm/m) 8 35 12.5 12.5 12. Minimalni radij vert. zaokrožitve (m) 20.000 16.000 25.000 16.000 NS: Neubaustrecken (nove prog) ABS: Ausbaustrecken (obstoječe, modernizirane proge) Preglednica št. 2: Elementi za vodenje trase pri progah za visoke hitrosti Ob vsem tem se poraja vprašanje, ali graditi proge za mešani ali potniški promet. V Evropi prevladujejo načrti hitrih prog predvsem za mešani promet, še posebej v vzhodni Evropi, ki ima najbolj zastarelo infrastrukturo. Ne glede na vse to podajamo za primer komparativni prikaz glavnih podatkov petih do sedaj zgrajenih evropskih hitrih prog, s katerimi želimo delno odgovoriti na to vprašanje (preglednica 4). 4.3. Ugotovitev Pri izboru tehničnih elementov hitrih prog je potrebno upoštevati več vidikov, med katerimi so za načrtovanje tehničnih elementov najpomembnejši prometno-tehnični in urbanistični. Obseg in vrsta prometa ter želene komer­ cialne hitrosti namreč odločajo o tem, ali bo proga rekonstruirana ali pa bo to novogradnja in ali bo proga namenjena za potniški promet ali pa za mešanega. Urbanistični vidiki pa predstavljajo prostorski omejitveni dejavnik, ki narekuje »ostrejšo« ali pa »bogatejšo« izpe­ ljavo trase. Parameter Italija Rim-Firenze Francija Pariz-Lyon Nemčija NBS ABS Vrsta prometa mešani potniški mešani mešani I.Medtima razdalja (m) 4.0—4.3 4.2 4.7 4.0 2. Širina planuma na odprti progi (m) 11.00 13.60 14.00 11.20 3. Profil proge UICC1 UICC1 UICC1 UICC1 4. Radij predorske cevi (m) dvotirna min 4.72 max. 5.10 - dvotirna 7.90 dvotirna 6.70 5. Osni pritisk (1) 22.5 17 22.5 22.5 6. Sistem elektrifikacije 3000 V enosmerna nap. 25.000 V 50 Hz 15.000 V 162/3 Hz 15.000 V 162/3 Hz 7. Sistem signalno varnostnih naprav - kabinska signalizacija (kontinuimi sistem) - klasični (avtostop naprave) vlaki >160 km/h vlaki <=160 km/h vsi vlaki vlaki >160 km/h vlaki <=160 km/h vlaki >160 km/h vlaki <=160 km/h B. Nivojska križanja ne ne ne ne Parameter lldlljd Rim-Firenze rrancija Pariz-Lyon Nemčija NBS ABS 9. Tirne vsakih vsakih vsakih zveze 12.5-10.5 km 7 km 7 km 10. Tehnološke vsakih vsakih vsakih postaje 20 km 20 km 20 km 11. Kretnice - time 1 :29.5 1 :29.5 1:26.5 zveze R=3000m R=3000m R=2500m V=160 km/h V =160 km/h V=130km/h - postaje 1 :19 1:19 1:18.5 R=1200m R=1200m R-1200m V= 100 km/h V= 100 km/h v= 100 km/h v= 100 km/h zveza 1 :42 NBS/ABS R=7000m V=200km/h 12. Tima širina (mm) 1433 1435 1435 1435 13. Tirnice UIC60 UIC60 UIC60 UIC60 14. Pragovi prednapeti prednapeti prednapeti betonski betonski betonski enodelni dvodelni enodelni L=230cm L=250cm L=235cm q=215kg q=210kg q=235kg 1667kom/km 1667kom/km 1667kom/km 15. Pritrdilni elastični elastični efastični-podložne Dribor »Nabla« nlnščicf! pritrdilne spojke 16. Debelina gramozne grede (cm) 35 15-20 20-40 MBS = Neubaustrecken (nove proge) ABS = Ausbaustrecken (obstoječe, modernizirane proge) Preglednica št. 3: Primerjava ostalih infrastrukturnih elementov Planirane hitre proge .... ■ ■■■ ■ Planirana povezava z Madžarsko prek Slovenije Slika 3: Planirane hitre proge v nekdanji Jugoslaviji Pariz-Lyon TGV-Altantique Hannover-Wuerzburg Mannheim-Stuttgart Rim-Firenze Vrsta prometa potniški potniški mešani mešani Parametri Dolžina 410 km 286 km 327 km 99 km 236 km Max. hitrost 300 km/h 300 km/h 250 km/h 250 km/h 250 km/h Max. vzd. sklon 35 m/m 15mm/m 12.5mm/m 12.5mm/m 6-8.5 mm/m Procent predorov 0% 3.3% 36% 27% 32.5% STROŠKI leto 1984 1984 1984 1984 1983 Skupaj 8.2 bilijona 8.9 bilijona 11.6 bilijonov 3.8 bilijonov fran. frankov fran. frankov DEM DEM na km proge 19.7 milijonov 31.2 milijonov 35.5 milijonov 37.9 milijonov 6.570 milijonov fran. frankov fran. frankov DEM DEM lir izraženo v DEM 5.9 milj. DEM 9.3 milj. DEM 8.9 milj. DEM PROMET 1984 1990 2000 2000 pričakovana rast štev. potnikov +48 % +32% +68% +63% ni podatkov PROFIT Koeficient koristi/stroški Interni 15% 12.9% 3.1 3.7 ni podatkov Eksterni (družbeni) 30 % 23.6% 4.1 4.9 Vir: European Dimension and Future Prospects of the Railvays, ECMT, 1986 Preglednica št. 4: Komparativni prikaz glavnih podatkov petih evropskih hitrih prog Tehnična hitrost je nesporno nosilni tehnični element vsake hitre proge. Ugotovili smo, da znaša meja za tehnično hitrost pri rekonstrukcijah 200 km/h, pri novo­ gradnjah pa znašajo tehnične hitrosti 250 km/h pri progah za mešani promet in 300 km/h na progah za potniški promet. Raziskave so pokazale (28), da so te hitrosti blizu optimalnim. Visokim tehničnim hitrostim je potrebno prilagoditi ostale elemente trasiranja, kjer je potrebno na prvem mestu upoštevati kriterije udobnosti in varnosti vožnje ter zmanj­ šanje neugodnih dinamičnih učinkov. To se kaže v nadalj­ njem zmanjševanju primanjkljaja nadvišanja in s tem nekompenziranega bočnega pospeška ter v uvajanju krivočrtnih prehodnic in predhodnih ramp. To ima za posledico večje minimalne radije krožnih lokov ter večje dolžine prehodnic in prehodnih ramp, toda le taki elementi zagotavljajo udobno in varno ter voznodinamično ugodno vožnjo. Iz preglednic v prejšnjem poglavju je razvidno, da so se tem kriterijem najbolj približali v Nemčiji (min. radij krožnega loka 7000 m, maks. nekomp. bočni pospešek 0,26 do 0,40 m/s2). Najostrejši kriteriji veljajo v Italiji, kjer pa so zaradi geografskih omejitev izbrali mejne vrednosti parametrov, da so lahko obdržali visoke hitrosti (min. radij 3000 m, maks. nekomp. bočni pospešek 0,79 m/s2). Primerjava ostalih infrastrukturnih parametrov pa še bolj jasno izpostavi razlike med progami za potniški promet in programi za mešani promet. Kot je razvidno iz pregled­ nice 4 imajo lahko proge za potniški promet večje vzdolžne sklone, to pa pomeni večje prilagajanje terenu in s tem manjše število predorov, kar močno zmanjša infrastruk­ turne stroške. Ravno obratno je na progah za mešani promet, kjer so zaradi tovornih vlakov možni manjši vzdolžni skloni, kar ima za posledico večje število predo­ rov in s tem večje stroške, zaradi velikih razlik v hitrostih potniških in tovornih vlakov pa je na progah za mešani promet večja tudi obraba tirnic. Razlike obstajajo tudi glede določanja medtirne razdalje na odprti progi in v predorih. Zopet vidimo, da so največjo medtirno razdaljo izbrali v Nemčiji (4,70 m), medtem ko znaša v Franciji 4,20 m, v Italiji pa 4,00 m. Glede izbora zgornjega ustroja ni večjih razlik. Povsod je sestavljen iz gramozne grede, prednapetih betonskih pragov in elastičnega pritrdilnega materiala. Tudi glede prometno-tehničnih zahtev ni večjih razlik, saj so razdalje med tirnimi zvezami in tehnološkimi postajami povsod na približno isti razdalji, in sicer med tirnimi zvezami 7 km in postajami 20 km. Tudi za sistem signalno-varnostnih na­ prav se povsod predvideva kontinuiran sistem kabinske signalizacije. 5. SKLEP Iz opisanega lahko ugotovimo, da vplivajo na razvoj omrežja poleg čisto ozko prometno tehničnih vidikov tudi širši institucionalni, gospodarski in politični vidiki. Nadalje lahko vidimo, da se je omrežje najprej širilo in oblikovalo znotraj posameznih držav, v zadnjem času pa se vedno bolj zarisujejo mednarodne poteze skupnega sodelovanja prek mednarodnih in bilateralnih projektov. Tehnološka enotnost evropskega omrežja namreč vedno bolj prihaja v ospredje kot pomemben člen učinkovitosti in ekonomič­ nosti. Premike na področju razvoja evropskega omrežja pa opažamo tudi v vzhodni Evropi. Razvoj železniškega omrežja gre v tehničnem smislu v dveh smereh: v smeri rekonstrukcij in posodabljanj obsto­ ječih magistralnih povezav in pa v smeri izgradnje novih prog bodisi za potniški ali pa za mešani promet. Pri tem je osnovno vodilo zvišanje tehničnih hitrosti, kar pa zahteva zadostitev tudi ostalih zahtev varnosti in udobno­ sti vožnje. Iz zbranih podatkov za vodilne evropske države lahko vidimo, da med posameznimi državami sicer obsta­ jajo razlike v določanju osnovnih tehničnih parametrov, ki pa so bolj posledica omejitvenih pogojev. Del te problematike je skušal zajeti tudi članek, kjer smo poskušali podati čimbolj aktualen presek na področju razvoja evropskega omrežja in nakazati različne pristope posameznih držav pri izbiri tehničnih elementov ter tako pripomoči k iskanju čimbolj optimalnih rešitev. L I T E R A T U R A = _ 1. Allen G. F.: Jane’s World Railways, 1989-90. 2. Birmann: Geometrija koloseka i konstrukcija gornjeg stroja na prugama s velikim brzinama. 3. Esveld: Modem Railway Track, MRT Productions, ZRN, Duisburg, 1989. 4. Gross: Verkehrsprobleme der DDR im blick auf die deutsche Einheit, Internationales Verkehrs- wessen, št. 42/1990, str. 203-205. 5. Hainitz: Das Projekt »Die Neue Bahn« der Oesterreichischen Bundesbahnen, ETR št. 7/8 1990, str. 415-421. 6. Heimerl: Auswirkungen neuer Eisenbahn Alpentransversalen auf Baden-Wuertenberg, ETR št. 5/1990, str. 283-289. 7. Jaensch: Schnelle Bahnen fuer Europa, ETR 7/8, 1990, str. 407-412. 8. Jerra, Wildener: Das Konzept Bahn 2000 der SBB - Ein Weg zur integralen Transportkette des oeffentlichen Verkehrs in der Schweiz, ETR št. 7/8, 1990, str. 423^130. 9. Kokot, Djuričić, Dabič, Verjjč: Železniška infrastruktura, Projekt Vključevanje Slovenije in Jugoslavije v evropski prometni sistem, ŽG Prometni institut Ljubljana, 1990. 10. Mark: Paris-Bruessel-Koeln-Frankfurt/Amsterdam - Ein europaeisches HGV Projekt, ETR št. 4/89, str. 187-192. 11. Maerki: Ein Beitrag zur Erarbeitung eines Auforderungsprofil fuer einen alpenquerenden Eisen­ bahn-Tunnel, ETR št. 1/2, 1989, str. 71-78. 12. Morawski, Wieladek: Railroad connections Scandinavia Southern Europe; Project: Trans-Euro­ pean North-South Railway TER, Rail International, Februar 1989, str. 55-62. 13. Rizzoti, Puorger: High speed lines - experiences and prospects on the FS, Rail International, št. 2/85, str. 105-118. 14. Ruoppolo: The quadrupling of the Rome-Florence line, Rail International, julij 1975, str. 565-580. 15. Semrau: Increase in train speeds through modernization of the Polish railway infrastructure, Rail International, April 1988, str. 25-28. 16. Senac: Raising speeds on existing lines, Revue Generale des Chemins de Fer, Oktober 1983, str. 626-634. 17. Zeuge: Structural design criteria for the new lines of the German Federal Railway conforming to the objectives of the European Infrastructure Master Plan, Rail International, Maj 1975, str. 371-396. 18. Zgonc: Evropski sporazum o najvažnejših mednarodnih železniških progah (skripta). 19. Zgonc: Perspektivni načrt razvoja evropskih železnic (skripta). 20. - : Beograd-Pariz za osam sati, Politika, 21. 7. 1990. 21. - : Evropa devetdesetih let: Družba bolj bogatih in bolj revnih, Delo, Sobotna priloga, 30.6.1990. 22. - : European Agreement on main International Railway lines (AGC), ECE/TRANS/63, Ženeva, 1985. 23. - : European Dimension and Future Prospects of the Railways, ECMT, 1986. 24. - : High speed traffic on the railway network of Europe, ECMT 1986. 25. - : Idejni projekt brze pruge Ljubljana-Dobova, dolenjska varianta, knjiga 11-1, ŽTO Sarajevo, Institut za saobraćaj Sarajevo, oktober 1982. 26. - : Improvements in international railway, transport sevices, ECMT 1986. 27. - : IRCA investigation relating to the construction of new railway lines, Rail International, April 1978, str. 229-257. 28. - : New very high speed railway lines as a fundamental factor of the development of the main arteries of the European network, Rail International, April 1975, str. 282-294. 29. - : Objava UIC 703 R, 1. 1. 1989. 30. - : Predlog izgradnje evropske železniške mreže za saobraćaj vozova velikih brzina, Železnice, št. 8/1989, Str. 954-981. 31. - : IC: Reunion des instances superieures a Sofia, Revue Generale des Chemins de Fer, Oktober 1990, str. 38. 32. - : Wege in die Zukunft, Hestra Verlag, Darmstadt, 1987. 33. Mikulić J.: Pogled na razvoj brzih hrvatskih pruga, Željeznica v teoriji i praksi, št. 3-4, 1990, str. 11-15. 34. - : Poslednji voz za Evropu, Privredni pregled št. 2, 4. 2. 1991, str. 10. V Sloveniji se ravno tako zavedamo pomembnosti hitrih prog za naše vključevanje v Evropo. Toda hitre proge skozi Slovenijo so še vedno v fazi idejnih projektov. Iskanje optimalnih parametrov je občutljivo delo, ki za­ hteva podrobno preučevanje. MEJNA NOSILNOST UVRTANEGA KOLA, DOLOČENA Z DINAMIČNIM OBREMENILNIM TESTOM UDK 624.04.071.3:531.36A39 IVAN LESJAK, GORAZD STRNIŠA Prispevek obravnava potek raziskav za določanje vertikalne statične nosilnosti na testnem uvrtanem kolu z dinamičnim obremenilnim testom. Rezultati dinamičnega obremenilnega testa so primerjani z rezultati klasičnega statičnega obremenilnega testa in z rezultati analitičnih izračunov nosilnosti kolov iz podatkov geomehanskih raziskav. Ugotovljena je dovolj velika natančnost ujemanja rezultatov med določitvijo nosilnosti s statičnim in dinamičnim obremenilnim testom ter predvsem ekonomičnost uporabe dinamičnega obremenilnega testa. BORED PILE ULTIMATE BEARING CAPACITY DETERMINATED BY DYNAMIC LOAD TEST S U M M A R Y =- - ....~...........— The research work treats the determination of bored pile ultimate bearing capacity by performing dynamic measurements (dynamic load test). Results of dynamic load test have been compared with results of static load test and evaluation of pile load bearing capacity with geotechnical data. Accepted agreement between pile bearing capacity determination by static and dynamic load test and above all economy of dynamic load test was find out. 1. UVOD Dinamični obremenilni test je v industriji globokega teme­ ljenja z zabitimi koli postal praktično že nepogrešljiv. Poleg zabitih kolov se pri nas v Sloveniji za globoko temeljenje v pretežni meri uporabljajo tudi uvrtani t. i., na kraju samem izdelani koli. Ideja, da se dinamični obreme­ nilni test izvede tudi na uvrtanih kolih, je stara že nekaj let. V nekaterih državah po svetu je tak način dokazovanja nosilnosti uvrtanih kolov postal že praksa. Razlogi za to so ekonomičnost in zanesljivost metode meritev in analize podatkov, ter v mnogih primerjavah z zamudnim in dragim statičnim obremenilnim testom dokazana ekvivalentnost. Problem, ki se pojavi ob izvedbi dinamičnega obremenil­ nega testa na uvrtanih kolih z enakomernim in homogenim presekom je, s kolikšno energijo je potrebno udariti po Avtorja: Ivan LESJAK, dipl. gradb. inž., Gorazd STRNIŠA, dipl. gradb. inž. Gl P GRADIS LJUBLJANA, d.o.o., Razvojno tehnološka enota, Sektor za raziskave in razvoj kolu, da se bo le-ta premaknil oziroma, da se v celoti aktivira odpor zemljine ob plašču in na konici kola. Zato je bila za ta namen skrbno izvedena valovna analiza (računalniška simulacija udarjanja po kolu) in na podlagi njenih rezultatov izbrana in skonstruirana posebna prosto- padna zabijalna naprava, s katero se je na terenu izvedlo dinamično testiranje kola. Pri izdelavi zabijalne naprave smo upoštevali tudi možnost večkratne uporabe za iz­ vedbo testiranja različnih dimenzij prečnih premerov ko­ lov. V raziskovalni nalogi, ki smo jo za ta namen izvedli, smo želeli najprej ob fizični izvedbi testa pridobiti prve izkušnje pri izvajanju dinamičnih obremenilnih testov na uvrtanih kolih in izdelati primerjavo rezultatov med dinamičnim in statičnim obremenilnim testom. Testni kol se je zato pred dinamičnim obremenilnim testom obremenil tudi statično, z balastom. Na lokaciji testnega kola je bila izvedena tudi raziskava tal s konusnim statičnim penetrometrom, ki je dopolnila fond podatkov predhodno narejene sondažne vrtine v neposredni bližini. Rezultati konusne statične penetracije so bili uporabljeni tudi za računsko napoved mejne nosil­ nosti oziroma za preverjanje rezultatov izračuna dopustnih nosilnosti iz podatkov sondažnega vrtanja. 2. GEOTEHNIČNE RAZISKAVE IN ZNAČILNOSTI TEMELJNIH TAL NA LOKACIJI PREIZKUSNEGA KOLA Za testiranje preizkusnega uvrtanega kola je bila izbrana lokacija izgradnje bodočega trgovsko-poslovnega centra oziroma avtobusne postaje v Luciji pri Portorožu. Tu so bila v obdobju od oktobra 1990 do sredine januarja 1991 tudi izvedena vsa predvidena terenska dela in testiranja. Že za potrebe projektiranja prej omenjenega objekta sta bili ob kontinuiranem jedrovanju izvrtani dve sondažni vrtini z oznakama V-1 in V-2. Ob vizualni klasifikaciji jedra so se izvedle tudi meritve z žepnim penetrometrom. Poleg teh meritev je bila v vrtini V-2 v sloju kohezivnih zemljin izvršena tudi preiskava določanja strižne trdnosti s krilnim svedrom. Vsa sondažna dela, terenske preiskave z vi­ zualno AC klasifikacijo in določanjem trdnosti z žepnim penetrometrom ter laboratorijske raziskave je izvedel GEOLOŠKI ZAVOD LJUBLJANA, Inštitut za geologijo, geotehniko in geofiziko. Mikrolokacija preizkusnega kola je bila izbrana na lokaciji objekta »C«. Poleg obeh sondažnih vrtin se je izvedla tudi raziskava tal s konusnim statičnim penetrometrom (v nadaljevanju CPT), ki je bila narejena z namenom, da se dopolni fond podatkov in primerja rezultate krilnih sond ter laboratorijskih preiskav. CPT raziskave je izvedel GIP GRADIS LJUBLJANA, Sektor za raziskave in razvoj, v neposredni bližini, ca. 2 m, od mikrolokacije že izvedenega preizkusnega kola. Najbližja sondažna vrtina preizku­ snemu kolu je bila vrtina V-2, oddaljena ca. 30 m. Na podlagi rezultatov raziskav v neposredni bližini preiz­ kusnega kola lahko povzamemo sestavo tal, kot sledi. Tla sestavljajo najprej umetni nasip, izveden pretežno iz gline in laporja, le delno pa iz kamnitega prodno-peščenega materiala. Pod nasipom se pojavi plast morskih sedimen­ tov - zelo stisljivih in zdrsljivih meljev in mastnih glin (MI-MH, CI-CH) lahko do srednje gnetne konsistence, sive do sivozelene in rajve barve. Mestoma je ta koherent­ na plast prekinjena s tankimi sloji peska in proda. Morski sedimentov segajo do globine ca. 40 m (ocena na osnovi izvedene CPT do globine 38 m, ki ni dosegla hribinske osnove) oziroma na lokaciji vrtine V-2 do globine 39 m pod površjem terena. Na teh globinah so morski sedimenti tudi v težko gnetni konsistenci. Pod sedimentnim slojem oziroma nad flišno osnovo se nahaja sloj preperele lapornate gline (CI-CH), rjave do zelenorjave barve, polt- Slika 1: Geotehnični podatki o temeljnih tleh v neposredni bližini preizkusnega kola: raziskava tal s CPT, sondažno vrtanje (najbližja vrtina V-2/90) ter meritve s krilno sondo in z žepnim penetrometrom ob izkopu kola rdne do trdne konsistence. Flišna osnova se pojavi na globini do 39,9 m pod površjem terena. Flišno podlago gradi pretežno lapor, ki je preperel in rjave barve. 3. OSNOVNI PODATKI O PREIZKUSNEM KOLU V skladu s predvidenim programom raziskav in glede na izbrano lokacijo je bil sprojektiran in izdelan armiranobe­ tonski uvrtan kol tipa BENOTTO premera 80 cm, ki je bil glede na projektirano dolžino podaljšan (navzgor) za 1,2 m, tako da je znašala celotna dolžina preizkusnega kola 26,0 m. Zgornji del preizkusnega kola je bil za izvedbo statičnega in dinamičnega obremenilnega testa posebej pripravljen. Tako je bila glava kola »oblečena« v jekleno cev (srajčko) premera 812 mm na dolžini 1200 mm, tako da je vrh betona gledal še za ca. 3 cm nad zgornjim robom jeklene cevi. Z gostejšim navitjem spiralne armature se je ojačil zgornji del kola na dolžini ca. 3 m. Za preizkusni kol je bil uporabljen beton kvalitete MB30, za glavno vertikalno armaturo pa je bilo uporabljeno jeklo GA240/360 (17 palic 016 mm) s spiralnim navitjem arma­ ture 06mm/15cm. 4. ANALIZA NOSILNOSTI KOLA Nosilnost kola je bila v prvi fazi raziskovalne naloge ovrednotena z različnimi analitičnimi postopki. Najbolj poznan in predpisan način izračuna po naši veljavni zakonodaji je z uporabo MEYERHOF-ovega obrazca, opisanega v še vedno veljavnem Uradnem listu SFRJ, št. 15/90. Za primer (našega) izračuna so bili uporabljeni rezultati sondažnega vrtanja in laboratorijskih preiskav ter rezultatov meritev s krilno sondo. Za izračun so bile privzete naslednje vrednosti: 0k = 16 stopinj torni kot pri konici kola 0p = 13 stopinj torni kot ob plašču kola Y = 9 kN/m2 teža potopljene zemljine c = 30 kN/m2 kohezija F a = 1,5 količnik varnosti na torni kot Fc = 2,5 količnik varnosti na kohezijo Ob upoštevanju potopljene teže kola Tk’ = 7,05kN/m je izračunana dopustna nosilnost kola Qd = 1359kN. Drugi način določitve nosilnosti kola, v tem primeru mejne vrednosti, je bil izveden iz rezultatov raziskav tal s CPT po dveh postopkih. V prvem postopku se izračuna mejna nosilnost kola Qu po t. i. predlogu TANG-a (21). Mejno nosilnost kola Qu izračunamo z enačbo: Qu = cc • Ak • Qc + ß • O • (Fs • Is) kjer je Ak ..... . prečni prerez kola (m2) Qc ...... specifični odpor na konici kola (kPa) O ........ obseg kola (m) Fs ....... odpor (trenje) po plašču kola na globini Is (kPa) Is ...... . dolžina kola (m) a, ß ..... faktorja, odvisna od tipa zemljin Omenjeni računski postopek določitve mejne nosilnosti kola, kot je razvidno iz enačbe (1), temelji na osnovi podatkov konusnega odpora Qc in odpora po plašču penetrometra Fs in je natančno opisan v nalogi z naslo­ vom »Uporabnost statičnih penetrometerskih preiskav za globoko temeljenje« (12). Bistvo tega postopka je, da se odpor po plašču penetrometra reducira s faktorjem ß, ki je funkcija Fs in da se povprečen konusni odpor Qc (štiri premere kola nad konico Qc1 in štiri premere kola pod konico kola Qc2) reducira s faktorjem a. Podobno kot v primeru izračuna po TANG-u je bil izveden izračun mejne nosilnosti kola tudi po drugem t. i. predlogu SGRD. Po tem predlogu je možno določiti mejno nosilnost v »trenutku« zabitja kola (ED) in »končno« mejno nosil­ nost (RD), kjer je nosilnost v »trenutku« zabitja kola zanimiv oziroma pomemben podatek za določitev po­ stopka in kriterija zabijanja kola, kolikor seveda obravna­ vamo zabite kole. Omeniti je potrebno, da gre za izvirno metodo, izpeljano na podlagi številnih primerjav rezultatov konusnih statičnih penetracij in dinamičnih obremenilnih testov. Postopek je v celoti opisan v nalogi z naslovom »Napovedovanje sprememb nosilnosti kolov s PDA in CPT« (11) in v članku (14), objavljenem na mednarodni konferenci o pilotiranju in globokem temeljenju v Stresi v Italiji. Raziskovalna konusna statična penetracija, narejena tik ob preizkusnem kolu, je bila razdeljena na posamezne karakteristične sloje. Na podlagi razdelitve penetracije na sloje, so po zgoraj opisanem postopku izračunane pov­ prečne vrednosti porušnih nosilnosti po plašču in na konico za vsak definirani sloj. Ob upoštevanju teh vredno­ sti je mogoče izvesti izračun mejnih nosilnosti kola za različne globine. Pri vseh vrednostih mejne nosilnosti (TANG in SGRD) je upoštevana polna teža kola in potopljena teža. Rezultati te analize za globino (dolžino kola) 25,0 m so zbrani v preglednici 1: Preglednica 1: Rezultati mejnih nosilnosti za preizkusni kol dolžine L = 25,0 m ob upoštevanju polne teže kola (Tk = 12,05 kN/m) in potopljene teže kola (Tk’ = 7,05 kN/m) TANG SGRD Plašč (kN) Konica (kN) Skupaj (kN) Plašč (kN) Konica (kN) Skupaj (kN) Tk= 12,05 kN/m 2081 719 2486 2100 283 2086 Tk’ = 7,05 kN/m 2081 719 2611 2100 283 2194 (1) ANALITIČNA PRESOJA NOSILNOSTI POISKUSNEGA KOLA Določitev sovisnice obtežba-pomik z računalniškim programom po predlogu SGRD Oznaka CPT: 611 b90 Obseg kola: 2.512 m Prečni prerez kola: 0.502 m2 Teža kola: 300 kN Dolžina kola: 25.0 m Eb = 38-10E6 kN/m2 ANALITIČNI re z u lta t i Elastična deformacija zemljine Plašč /2.50 mm / Konica / 6.50 mm/ Mejna nosilnost Qu = Q - Tk = 2194 kN Obtežba (kN) Slika 2: Rezultati izračuna za presojo nosilnosti preizkusnega kola po t.i. predlogu SGRD Na sliki 2 so prikazani rezultati izračuna za presojo nosilnosti preizkusnega kola po predlogu SGRD v grafični obliki, kjer je prikazan poleg sovisnice obtežba-pomik tudi sile v kolu in distribucija odpora po plašču kola ter na konici. Pripomniti je potrebno, da je za mejno nosilnost Qu potrebno upoštevati še lastno težo kola (Qu = Q - Tk). V našem primeru je mejna izračunana nosilnost enaka Qu = 2194kN. 5. STATIČNI OBREMENILNI TEST Osnovni namen statičnega obremenilnega testa (v nada­ ljevanju SOT) je bil, da se ugotovi dejanska mejna oziroma porušna nosilnost preizkusnega kola. To pomeni, da smo kol obremenjevali s tako veliko statično obtežbo, daje prišlo do porušitve zemljine ob plašču in konici kola. 5.1. Zasnova obremenilnega testa Glede na različne analitične postopke izračunov nosilnosti kola, ki so izkazovale vrednosti dopustnih obremenitev med 900 in 1360kN, ter mejne nosilnosti, ki so bile v okviru med 2000 in 2600 kN, smo za obtežbo (balast iz betonskih blokov) predvideli 3000 kN. Zasnova in potek SOT je bil predviden po ML postopku, ki ga definira standard ASTM D1143-81 (1). Za samo izvedbo SOT je bil izdelan predlog programa obremenje­ vanja, ki ga je izdelal GIP GRADIS LJUBLJANA, Sektor za raziskave in razvoj. Za namestitev balasta je bil izdelan poseben projekt, ki ga je izdelal GIP GRADIS LJUBLJA­ NA, Tehnično tehnološki sektor. Statični obremenilni test (obremenjevanje in opazovanje posedkov preizkusnega kola) je izvajal GEOLOŠKI ZAVOD LJUBLJANA, Inštitut za geologijo, geotehniko in geofiziko, v času od 20. do 22. decembra 1991. Fotografija št. 1: Konstruk­ cija in balast za izvedbo statičnega obremenilnega testa 5.2. Potek vertikalnega obremenjevalnega kola S statičnim vertikalnim obremenjevanjem kola se je pričelo 20. decembra 1990, tj. 30 dni po izdelavi (zabetoniranju) kola. Opazovanje preizkusnega kola pod statično obtežbo je trajalo skupaj 33 ur. Za določitev sovisnice med obtežbo in vertikalnimi pomiki glave kola je bil uporabljen t. i. ML test, pri katerem se obtežba na kol povečuje postopoma, tako da se prehod na višjo obtežbo izvrši šele takrat, ko se pomiki glave kola zaradi predhodne obtežbe dovolj umirijo. Predvideno mejno obtežbo smo razdelili na sedem enakih delov, ki se nanašajo postopoma na kol. Pri tem morajo biti pomiki glave kola pri vsakem prirastku obtežbe manjši od 0,3 mm/uro. Kolikor so pomiki večji, je potrebno opazo­ vanje glave kola podaljšati za toliko časa, da so pomiki manjši od 0,3 mm/uro oziroma opazovati posedke glave kola 24 ur. Na ta način se dobijo točke za nanos v diagram sovisnosti obtežba-posedek. Preizkusni kol je bil v stopinjah po 300 kN obremenjevan do obtežbe 1200 kN. Opazovanje posedanja kola je trajalo v posamezni bremenski stopnji po 120 minut. Sledila je popolna razbremenitev kola v dveh stopnjah. Po merjenju premikov glave neobremenjenega kola v času 120 minut se je kol podobno kot v prvi obremenilni veji ponovno postopoma obremenil vse do testne obtežbe 2400 kN. Kol se je za tem dodatno obremenil v treh stopinjah do 3000 kN, v časovnih presledkih po 30 minut. Takoj za tem se je kol razbremenil v treh stopnjah po 30 minut do nične obtežbe. Razbremenjeni kol se je opazoval še 120 minut. Fotografija št. 2: Detajl postavitve hidravličnih dvigalk in Rezultati opazovanja obremenjevanja so prikazani v pre- merskih mest na preizkusnem kolu glednici 2. Preglednica 2: Časovni po­ tek obremenjevanja in raz- Obtežba (kN) Čas opazovanja (minute) Pomik glave kola ' (mm) Pomik glave kola (mm/uro) bremenjevanja preizku- 300 120 0,30 <0,30 snega kola ter rezultati 600 120 0,65 <0,30 opazovanja 900 120 1,35 <0,30 1200 120 2,30 <0,30 600 120 1,70 <0,30 0 120 0,00 (0,50) <0,30 300 120 0,40 (0,91) <0,30 600 120 0,70(1,15) <0,30 900 120 1,10(1,50) <0,30 1200 120 1,60 (2,05) <0,30 1500 120 1,60 (3,25) <0,30 1800 120 4,40 (4,85) 0,28 2100 120 6,40 (7,05) 0,51 2400 120 10,30(10,80) 0,75 2550 30 12,20(12,75) 2,30 2700 30 15,70(16,25) 2,50 3000 30 22,65 (23,10) 6,50 1800 30 20,40 (20,90) <0,30 1200 30 19,70 (20,20) <0,30 600 30 18,70(19,20) <0,30 0 120 15,70(16,20) 0,23 Opomba: V oklepaju so dejanske penetracije od začetne točke, pred oklepajem pa penetracije od začetka druge obremenilne veje. 5.3. Analiza rezultatov vertikalnega obremenjevanja Statični obremenilni test je bil dejansko izveden po ML postopku le do bremenske stopnje 1800 kN, kjer so pomiki glave kola padli pod 0,3 mm/uro. Že v naslednji bremenski stopnji 2100 kN, pomiki glave kola v dveh urah niso padli pod 0,3 mm/uro, ampak so bili v rangu 0,5 mm/uro. Meni­ mo, da bi ob podaljšanem opazovanju tudi v tej bremenski stopnji pomiki padli v rang 0,3 mm/uro. Seveda bi bil v tem primeru pomik glave kola večji. Tako bi bil celoten pomik za ca. 0,7 mm večji od izmerjenega po 120 minutah, ki je bil 6,4 mm, če bi se v roku dveh ur pomiki umirili in padli pod 0,3 mm/uro. Še večja razlika od zahtev ASTM standarda (ML posto­ pek) je nastala v naslednji bremenski stopnji, ko je bila skupna obtežba 2400 kN. Po dveh urah opazovanja je bil v zadnji uri izmerjen pomik kola ca. 0,75 mm/uro, kar je za več kot dvakrat presežen kriterij. Glede na to, da meritve pomikov glave kola v zadnji uri niso kazale tendence po umiritvi, menimo, da je pri nanosu obtežbe 2400 kN nastopila porušitev kola po zemljini. Ker je bila bremenska stopnja izvedena trenutno in bi bilo že pri obremenitvi 2100kN potrebno daljše opazovanje za umiritev pomikov pod dopustni kriterij, lahko sklepamo, da je porušitev kola nastopila nekje med 2100kN in 2400 kN. Vse nadaljnje bremenske stopnje so se izvajale v območju plastičnih deformacij zemljine (porušena zemljina). Tako je znašal pomik glave kola pri obremenitvi na bremenski stopnji 2550 kN, kjer se je kol opazoval le 30 minut, že 2 mm. Če zadnji del linije posedkov ekstrapoliramo, do­ bimo ca. 2,3 mm/uro, kar je 8-krat več, kot predpisuje standard. Pri maksimalni obremenitvi 3000 kN se je glava kola v 30 minutah pomaknila že za ca. 7 mm. Po enakem postopku kot prej dobimo pomik ca. 6,5 mm/uro (21-krat več, kot predpisuje ASTM standard). Glede na to, da ni bilo opaziti trenda zmanjševanja oziroma umirjanja posed­ kov, menimo, da se je nahajala zemljina na konici in plašču kola pri vseh bremenskih stopnjah nad 2100 v porušenem stanju. Pri razbremenitvi kola v treh bremenskih stopnjah od 3000 kN do 0 kN v 90 minutah je bila povratna deformacija v trenutku nične obtežbe 5,7 mm. Pri nadaljnjem opazova­ nju kola 120 minut se je kol dvignil še za 1,1 mm, z dvižkom 0,23 mm/uro. Skupni dvig kola je bil torej 6,95 mm. Ob upoštevanju, da je elastična deformacija 26,5 m dol­ gega betonskega kola zaradi obtežbe 3000 kN velikost­ nega razreda 4,17mm (pri tem je tudi upoštevan modul elastičnosti betona Eb = 38.000 MPa in da ni odpora po plašču kola, ki stoji na togi podlagi), bi bile povratne elastične deformacije zemljine 1,53 mm (5,70 mm - 4,17mm = 1,53mm). Glede na to, da je bila elastična deformacija kola pri sili 3000 kN dejansko manjša od 4,17 mm (ker je del obtežbe ob plašču kola prevzemala zemljina), so elastične deformacije zemljine večje od 1,53 mm. Kolikor bi bil prenos obtežbe iz kola na zemljino enakomeren, bi se torej sam kol elastično skrčil le za 2 do 3 mm. To bi pomenilo elastične deformacije zemljine med 2,5 in 3,5 mm, kar se sklada z izkustvenimi vrednost­ mi elastičnih deformacij zemljine ob plašču kola. 5.4. Vertikalna nosilnost kola Ker je bil kol obremenjen v skladu z ASTM standardom (dodana je bila le vmesna razbremenilna veja) in so se pomiki glave kola umirili vse do obtežbe 2100kN na manj kot 0,3 mm/uro (kjer bi se posedki umirili po našem mnenju po preteku nadaljnjih dveh ur opazovanja) ter dejstva, da se posedki pri obtežbi 2400kN niso umirili oziroma niso kazali trenda umirjanja, lahko sklepamo, da je porušna vertikalna obremenitev kola nekje med obtež­ bama 2100kN in 2400 kN. Da bi lahko pridobili referenčne točke za določitev mejne nosilnosti kola po različnih avtorjih, smo morali na terenu izmerjene vrednosti (preglednica 2) od bremenske stopnje 1800kN dalje korigirati z ekstrapolacijo pomikov. Ocenili smo, da se pomiki pri bremenski stopnji 2100kN zmanjšajo na 0,3 mm/uro, po dodatnih dveh urah opazo­ vanja. Za bremensko stopnjo 2400 kN pa bi bilo potrebno (glede na zelo presežen kriterij) kol po ASTM opazovati 24 ali 48 ur. V našem primeru smo ocenili (ekstrapolacija), da bi se pomiki na uro po preteku 24 ur sicer zmanjšali, vendar je vprašanje, če bi se umirili do kriterija 0,3 mm/uro. Ne glede na to dobimo na ta način zadnjo referenčno točko za konstruiranje poteka sovisnice obtežba-pomik (preglednica 3 in slika 6). Upoštevani so bili samo pomiki druge obremenilne veje. STATIČNI OBREMENILNI TEST Lokacija: LUCIJA T ip jto la : BENOT TO 80 Datum: December 90 Dolžina: L = 26.0 m Obtežba Q (kN) D ... premer kola A ....površina prečnega prereza kola E ....e lastičn i modul betona kola Slika 3: Rezultat statičnega obremenilnega testa: diagram obtežba-pomik za korigirano krivuljo po ASTM in krivuljo iz merjenih vrednosti na terenu (SOT) ter vrisano razliko pri določitvi mejne nosilnosti preizkusnega kola po kriteriju DAVISSON-a (Qu1 in Qu2). Preglednica 3: Rezultati korigiranih podatkov druge obreme­ nilne veje pri izvedbi SOT Obtežba (kN) Čas opazovanja (minute) Pomik glave kola (mm) Pomik/uro (mm/uro) 300 120 0,40 <0,30 600 120 0,70 <0,30 900 120 0,10 <0,30 1200 120 1,60 <0,30 1800 120 4,40 <0,30 2100* 240 7,10 > = 0,30 2400* 1440 21,30 > = 0,30 Opomba: *. . . obtežbe pri katerih ni prišlo do umiritve pomikov glave kola v času opazovanja. Končni rezultat statičnega obremenilnega testa je prika­ zan na sliki 3 (diagram obtežba-pomik) kjer sta narisani obe verziji posedkov (nekorigirani in korigirani). 5.5. Ovrednotenje mejne nosilnosti kola Mejna nosilnost preiskovanega kola je bila na podlagi korigirane sovisnice obtežba-pomik (slika 3) ovrednotena po petih različnih, v svetu priznanih metodah. Rezultati so prikazani v spodnji preglednici 4. Preglednica 4: Rezultati ovrednotenih mejnih nosilnosti na podlagi krivulje obtežba-pomik, dobljene iz SOT Metoda ovrednotenja Mejna nosilnost mejne nosilnosti Qu (kN) DIN 2475 MASTRONTUOMO 2680 DAVISSON 2250 NOSKOL 2000 STOLLA 1950 Povprečna mejna nosilnost.1 2270 Na podlagi rezultatov ovrednotenih mejnih nosilnosti iz SOT lahko vzamemo kot referenčno mejno vertikalno statično nosilnost preizkusnega kola BENOTTO, premera 80 cm vrednost Qu = 2270 kN. 6. DINAMIČNI OBREMENILNI TEST Znano je že, da je dinamični obremenilni test alternativa SOT, tj., da se dobi enak končni rezultat - statična vertikalna osna nosilnost kola. Vendar so nas v tej raziskavi zanimale tudi druge podrobnosti. Npr., koliko energije zabijala se prenese v kol, da ne bodo prekora­ čene napetosti, kakšna togost dušilnega materiala je najprimernejša za efektiven prenos energije v kol, ali je bil oziroma ali se bo aktiviral celoten odpor zemljine, itd. Ker je bila zemljina ob kolu pri izvajanju SOT porušena, smo na izvedbo DOT še nekaj časa počakali, da bi se zemljina v tem obdobju pretežno že povrnila v prvotno trdnostno-deformacijsko stanje, tako da se je DOT na preizkusnem kolu izvedel 18. januarja 1991, tj. 26 dni po koncu izvedbe SOT. 6.1. Izbor zabijalnega sistema z valovno analizo (WEAP) Z namenom, da bi pri izvedbi DOT aktivirali celoten odpor (izvršili penetracijo kola minimalno 2,5 mm) in da pri tem ne bi poškodovali preizkusnega kola, smo izvedli niz valovnih analiz za ustrezni izbor zabijalnega sistema ter zabijala (določitev teže in višine padca bata prosto pad- nega zabijala). Valovno analizo oziroma predvideno obnašanje preizkus­ nega kola med udarjanjem smo opravili z računalniškim programom WEAP, ki na podlagi modela zabijala in zabijalnega sistema ter modela kola in zemljine ovrednoti zabijalne napetosti, penetracijo kola na udarec zabijala, hitrost delovanja zabijala oziroma padec bata v odvisnosti od podane mejne vertikalne statične nosilnosti kola. V analizi smo upoštevali naslednje osnovne mejne pogoje: - glede na pričakovano mejno nosilnost preizkusnega kola (na podlagi izračunov) so bile nosilnosti varirane od 1500 do 3000 kN. - dolžina kola: 26,0 m - penetracija kola v zemljini: 25,0m - prečni betonski prerez kola: 5024cm2 - oblika modela kola: konstanten po celi dolžini - oblika raznosa obremenitve po plašču kola: enako­ merna - odstotek nosilnosti na konici kola: 10%. Na podlagi priporočil iz priročnika za uporabo računalni­ škega programa WEAP (Wave Equation Analysis of Pile Foundation) in naših izkušenj so bile privzete ustrezne dinamične karakteristike zemljine (elastične deformacije in dušenje). V analizah smo upoštevali različna zabijala. Kot najbolj smiselno se je izkazalo prosto padno zabijalo oziroma utež, ki naj bi jo posebej za izvedbo testiranja preizku­ snega kola skonstruirali in izdelali. Pri vseh ostalih zabija- lih, ki so imela lažji bat oziroma utež, so bile natezne napetosti glede na dopustne večkratno prekoračene. Zato smo v podrobnejših analizah upoštevali težo bata zabijala ca. 120kN, težo kape ca. 15kN, togost dušilnega mate­ riala zabijala 5000kN/mm in maksimalno (teoretično) energijo zabijala 120kN pri višini padca uteži h = 1,0 m. Učinkovitost prosto padnega zabijala oziroma uteži smo predvideli s koeficientom med 0,35 in 0,60. Višino padca uteži smo varirali od 0,50 do 1,0 m. Dušilni material kola (med glavo kola in kapo zabijala) je bil predviden kot sendvič (vezana plošča, mehek les, vezana plošča) v skupni debelini 100 mm s togostjo med 528 kN/mm do 1055kN/mm. V preglednici 5 so prikazani rezultati valovne analize za posamezne variante. Dopustne napetosti med zabijanjem po priporočilih AASHTO 1983 (4) za armiranobetonske kole so za naš primer udarjanja preizkusnega kola BENOTTO, premera 80 cm v tlaku od 20-25 MPa in za nateg maksimalno do 3MPa. Ugotovljeno je bilo, da na podlagi rezultatov valovne analize izbrano zabijalo zadošča potrebam za aktiviranje celotnega odpora zemljine. Prav tako smo ugotovili, da dopustne napetosti v kolu niso presežene, če je predpo­ stavljena mejna nosilnost preizkusnega kola od 1800 do 2400kN. 6.2. Izdelava zabijalnega sistema Vodilo za izdelavo prostopadnega zabijala so nam bili rezultati valovne analize. Želeli smo izdelati zabijalo, ki bi zahtevalo čimmanjše priprave na samem gradbišču, ki bi Višina padca uteži (m) Nosilnost (kN) Maks. t. napetost (MPa) Maks. n. napetost (MPa) BLCT/pos ud/m (mm/ud) Varianta 1 1800 10,05 -3,36 246 (4,0) 1,0 2100 10,08 -2,97 289 (3,4) 2500 10,18 -2,54 377 (2,6) Varianta 2 1800 13,04 -4,88 160 (6,2) 1,0 2100 13,11 -4,28 183 (5,4) 2500 13,19 -3,55 221 (4,5) Varianta 3 1800 9,32 -3,18 283 (3,5) 0,5 2100 9,36 -2,82 337 (2,9) 2500 9,44 -2,43 453 (2,2) Varianta 4 1800 10,44 -2,59 171 (5,8) 1,0 2100 10,49 -2,05 207 (4,8) 2500 10,56 -1,70 256 (3,9) Varianta 5 1800 7,38 -1,59 344 (2,9) 0,5 2100 7,43 -1,39 444 (2,2) 2500 7,48 -0,99 645 (1,5) Varianta 6 1800 9,58 -3,03 255 (3,9) 1,0 2100 9,63 -2,63 308 (3,2) 2500 9,70 -2,19 400 (2,5) Opombe: V posameznih variantah analize smo uporabili kombinacije različnih vrednosti za izkoriščenost zabijala (EFF), višine padca zabijala (STR) in togost dušilnega materiala kola (PCH). Tako smo npr. pri 1. varianti izbrali vrednost EFF = 0,35, STR = 1,0 m in PCH = 1055 kN/mm, pri 3. varianti EFF = 0,60, STR = 0,50 m in PCH = 1055 kN/mm, ter pri 5. varianti EFF = 0,60, STR = 0,50 m in PCH = 528 kN/mm. Preglednica 5: Vrednost maksimalne tlačne in nate­ zne napetosti, posedki kola na udarec zabijala in dose­ žena mejna nosilnost pri penetraciji kola v tleh za posamezno varianto bilo ceneno in pri katerem bi lahko čimbolj enostavno kontrolirali padec uteži. Za ta namen smo v železarni Jesenice nabavili »bramo« (odlitek manj kakovostnega jekla za ponovno predelavo) dimenzij 650x 1115x 1800mm in skupne teže ca. 9200 kg. Brama je bila rahlo konične oblike. Udarno površino na ožjem delu smo bombirali (zaokrožili) tako, da je bil na sredini najbolj izbočen del. Na vsaki strani brame smo pritrdili po dve kratki vodili, ki imata funkcijo drsenja po glavnem vodilu. Ker teža brame ni bila dovolj velika, smo predvidevali dodatne obtežilne plošče na vrhu. Izdelan je bil načrt prostopadnega zabijala z vodili. Glavno vodilo je sestavljeno iz dveh ojačenih U profilov, ki sta zgoraj povezana z dvojnim prečnim U profilom, spodaj pa pritrjena na obstoječe nasadno vodilo dizelskega zabijala DELMAG D30. Nasadno vodilo prirejeno za zabijanje kolov z maksimalnim premerom 812 mm je ustrezalo našim potrebam. V nasadnem vodilu je med udarno ploščo in kapo (ki leži na kolu) dušilni material zabijala, ki je bil v tem primeru sestavljen iz 5 cm debelega navitja jeklene vrvi. Na vrhu uteži smo pritrdili kljuko za dvig. Za samo montažo in izvedbo udarca po glavi kola smo potrebovali avtodvigalo kapacitete 50 ton z možnostjo prostopadnega spuščanja bremena. DINAMIČNI OBREMENILNI TEST Zabijalni sistem za izvedbo DOT na kolu BEN0TT0 80 Slika 4: Shema zabijalnega sistema za izvedbo DOT na preizkusnem kolu BENOTTO premera 80 cm 6.3. Opis metode izvedbe dinamičnega obremenilnega testa DOT je sestavljen iz dveh osnovnih delov. Prvi del zajema pridobivanje podatkov na terenu z uporabo analizatorja zabijanja kolov - PDA (Pile Driving Analyser), drugi del pa analizo pridobljenih podatkov v laboratoriju na računal­ niku z za ta namen izdelanim programom CAPWAP (CAse Pile Wave Analysis Program) (9, 13). V prvem delu izvedbe testa se na kol, ki se zabija oziroma udarja, pritrdita dva para senzorjev za merjenje deformacij in pospeškov. Senzorji so pritrjeni osno simetrično na vsaki strani, ca. 2 premera pod glavo kola. Pritrditev senzorjev na kol poteka zelo hitro in v kakršnihkoli vremenskih razmerah. Z zabijalom povzročeni tlačni nape­ tostni val potuje po kolu navzdol ter se po odboju na konici vrača nazaj gor. S senzorji zaznani napetostni valovi se prek PDA-ja obdelajo, tako da dobimo ob vsakem udarcu zabijala na osciloskopu takojšen prikaz poteka sile in hitrosti pomika merskega mesta v odvisnosti od časa. Vsi podatki se snemajo, da jih po zabijanju ponovno podrobno analiziramo. Po izvedbi meritev na terenu se posneti analogni podatki sile in pospeška digitalizirajo za računalniško analizo na računalniku s CAPWAP programom. CAPWAP je v bistvu analitična metoda kombinacije podatkov terenskih meritev z rešitvijo valovne enačbe za izračun mejne nosilnosti kola. Za izvedbo CAPWAP analize se modelirani kol in zemljina injicirata z eno izmed merjenih krivulj ter z iteracijami (spreminjanjem modela kola in zemljine) išče najboljši približek dejanski oziroma drugi merjeni krivulji. Z zadovoljivim približkom merjeni krivulji so znane lastno­ sti modela zemljine in mejna nosilnost testiranega kola. S postopnim obremenjevanjem tako določenega modela kola in zemljine (računalniška simulacija statičnega obre­ menilnega testa) dobimo sovisnico obtežba-pomik testira­ nega kola. Podrobneje je postopek meritev in obdelave podatkov skupaj z matematičnimi in numeričnimi nastavki predstav­ ljen v nalogi (10) z naslovom Dokazovanje nosilnosti elementov za temeljenje z dinamičnimi meritvami in v člankih (8, 9). Metoda meritev je standardizirana s standardom ASTM D4945-89. 6.4. Izvedba dinamičnega obremenilnega testa in meritev na terenu DOT se je skupaj z meritvami pričel izvajati, kot je bilo že prej omenjeno ca. en mesec po koncu izvedbe SOT. Po odstranitvi balasta, ki je bil potreben za izvedbo SOT, se je ob kolu izvedel odkop zemljine do globine ca. 1,8 m od površine terena. Izkop je bil izveden zaradi pritrditve senzorjev in zaradi postavitve nasadnega vodila. Senzorji so bili pritrjeni ca. 1,9 m pod glavo kola. Kol je segal v zemljino pred pričetkom izvedbe meritev 24,0 m. Po postavitvi in montaži prostopadnega zabijala (fotogra­ fije št. 3 in 4) smo pričeli s serijo udarcev po glavi kola. Skupno je bilo izvedeno 12 udarcev z enojnim in dvojnim dušilnim materialom kola in različno višino padca uteži. V preglednici 6 je prikazan potek udarjanja po preizku­ snem kolu. Posedke kola smo merili s preciznim nivelir- jem. Fotografija št. 3: Dvig in nastavljanje uteži v vertikalna vodila Preglednica 6: Potek udarjanja po preizkusnem kolu pri izvedbi DOT Številka udarca Dušilni material kola Višina padca uteži (cm) Pomik kola (mm) 1 2 40 0,0 2 2 60 0,0 3 2 70 0,0 4 1 50 0,0 5 1 80 1,0 6 1 100 1,5 7 1 100 2,5 8 1 100 3,0 9 1 100 3,5 10 1 100 3,5 11 1 100 4,0 12 1 100 4,0 Opomba: Oznake dušilnih materialov: 1 - enojni sendvič iz mehkega lesa debeline 100 mm 2 - dvojni sendvič iz mehkega lesa debeline 200 mm 6.5. Analiza rezultatov dinamičnega obremenilnega testa Kot je razvidno iz preglednice 6, smo z udarjanjem začeli pri višini padca zabijala 40 cm in dvojnim dušilnim mate­ rialom. Pri takem udarcu je prišlo le do minimalnega prenosa energije v kol. Večji del energije se je udušil v zabijalnem sistemu in ni aktiviral odpora zemljine kljub višanju padca uteži do višine 70 cm. Zato smo se odločili, da en dušilni material kola odstranimo in raziskavo nada­ ljujemo z enojnim dušilnim materialom. Z večanjem padca zabijala do višine 100 cm smo pri udarcu št. 7 oziroma št. 8 aktivirali odpor po plašču kola. Stalni pomik je znašal 3 mm. Z vsakim nadaljnjim udarcem pri isti višini (maksi­ malno 100 cm) je bila prenešena energija večja in temu primeren tudi pogrezek kola. Razlog za to je stiskanje oziroma povečevanje togosti dušilnega materiala kola. Med testiranjem smo opazovali tudi napetosti v kolu. Ugotovili smo, da so se v preizkusnem kolu med udarja­ njem po glavi pojavile maksimalne (tlačne) napetosti od 8,8 do 9,5 MPa (po AASHTO so dopustne 20MPa) in minimalne (natezne) napetosti v okviru 1,2 MPa (po AASHTO so dopustne 3 MPa). Fotografija št. 4: Zaključna montaža prostopadnega zabijala teže 120 kN za izvedbo dinamičnega obremenilnega testa Za realno določitev mejne nosilnosti z DOT preiskoval­ nega kola je bilo potrebno izbrati udarec, ki je v celoti aktiviral odpor zemljine vzdolž kola. To pomeni, da je moral biti stalni pogrezek kola najmanj 2-3 mm na udarec uteži. V našem primeru se je odpor najprej aktiviral pri udarcu številka 7 in 8 (glej preglednico 6). Podatki od obeh izbranih udarcev so bili obdelani s CAPWAP analizo in so prikazani v preglednici 7. Preglednica 7: Rezultati računalniške analize CAPWAP (mejna nosilnost, nosilnost plašča in konice, karakteristike zemljine, itd.) Številka Elast, deformacija Dušenje zemljine CAPWAP nosilnost udarca zemljine (mm) (s/m) plašč konica skupaj ________plašč konica plašč konica (kN) (kN) (kN) 7 2,5 1,6 1,7 0,8 2012 426 2438 8 2,5 2,8 1,6 1,4 1902 334 2236 Med testiranjem preizkusnega kola je bila izmerjena povprečna prenesena energija v kol ca. 18,5kNm, pri višini padca bata ca. 1 m. Ostale vrednosti, s katerimi smo lahko ocenjevali delovanje zabijala, pa so prikazane v spodnji preglednici 8. Preglednica 8: Rezultati računalniške analize CAPWAP (delovanje zabijala) Številka Maks. Min. Maks. prenesena Izkoristek Višina BLCT udarca sila sila energija zabijala padca uteži (kN) (kN) (kNm) (%) (cm) (št./m) 7 4750 -590 19,2 16,0 100 400 8 4500 -590 18,2 15,2 100 340 Opomba: BLCT - število udarcev zabijala za meter penetracije kola Rezultati DOT (CAPWAP analiza) za udarec št. 7 in za udarec št. 8 so v grafični obliki sovisnice obtežba-pomik, podani na sliki 5. Razlika med določenima mejnima nosilnostma, ki nastopa pri obeh udarcih, je verjetno rezultat popuščanja zemljine ob plašču kola. Verjetno bi CAPWAP analiza pokazala še malo večjo nosilnost po plašču, če bi že z enim izmed prejšnjih udarcev aktivirali celoten odpor po plašču. Ven­ dar bi bila razlika le za nekaj kN. Zato smo lahko privzeli kot mejno nosilnost, določeno z DOT, kar rezultate analize za udarec št. 7, tj. vrednost 2438 kN. Tudi v primeru, ko na sovisnici obtežba-pomik, dobljeno pri računalniški simulaciji SOT (kot končnega rezultata CAPWAP analize), ovrednotimo mejno nosilnost kola po prej navedenih priznanih metodah (preglednica 4), dobimo enako mejno nosilnost, kot je bila določena po CAPWAP analizi. Vzrok za to je, da pri določeni obremenitvi posedki limitirajo proti neskončnosti oziroma do točke razbremeni­ tve. 7. PRIMERJAVA REZULTATOV Vse analize in preiskave v raziskovalni nalogi so bile izvedene z namenom, da se ugotovi oziroma določi mejna nosilnost kola in neposredno primerja rezultate, določene iz SOT in DOT. Vedno se je najprej potrebno odločiti, katera je »prava« mejna nosilnost preiskovanega kola. Vsekakor se moramo opredeliti na podlagi rezultatov meritev pri SOT, kot »najbolj zanesljivi preiskavi«. Za osnovo moramo imeti korektno oziroma ustrezno izvedeno obremenjevanje in tako pridobljeno referenčno sovisnico obtežba-pomik. Slika 5: Mejna nosilnost preizkusnega kola BENOT- TO, premera 80 cm kot re­ zultat DOT za udarec št. 7 in št. 8 Ker v našem primeru SOT ni bil izveden v celoti po ML postopku (od obremenitve 2100kN naprej), je bilo po­ trebno rezultate ekstrapolirati in tako dobiti ustrezne točke za referenčno sovisnico obtežba-pomik. Mogoče se postavlja vprašanje, zakaj je bilo to sploh potrebno. Odgovor je naslednji: »Če bi pri obremenitvah, ko je že v celoti aktiviran odpor zemljine (zemljina je po plašču kola že prestrižena) obremenitev nenadoma pove­ čali še za npr. 100% in opazovali pogrezek kola le npr. 5 minut, bi na ta način pridobili točko na diagramu obtežba-pomik, ki bi povsem spremenila obliko krivulje.« Tako bi dobili tudi večje (nerealne) rezultate mejne vred­ nosti po kateremkoli v svetu priznanem postopku. Tak primer je prikazan na sliki 3. Na isti sovisnici sta narisani krivulji korektno izvedenega obremenjevanja (v našem primeru korigirani rezultati posedkov od bremen­ ske stopnje 2100kN naprej) in obremenjevanja, pri kate­ rem se posedki niso umirili. Določitev mejne nosilnosti kola (npr. po DAVISSON-u) izkazuje razliko ca. 17%. V preglednicah 9 in 10 so zbrani vsi rezultati določitve nosilnosti preizkusnega kola. Preglednica 9: Rezultati ovrednotenih mejnih in dopustnih nosilnosti za preizkusni kol BENOTTO, premera 80 cm Način raziskave oz. izračuna Metoda ovrednotenja mejne nosilnosti Mejna nosilnost Qm (kN) SOT * Povprečje 2270 DOT CAPWAP 2438 Izračun iz CPT SGRD 2194 Izračun iz CPT TANG 2611 Opomba: SOT - statični obremenilni test DOT - dinamični obremenilni test * povprečje nosilnosti, ovrednotenih po preglednici 4 Preglednica 10: Rezultati ovrednotenih dopustnih nosilnosti z upoštevanjem količnika varnosti F = 2 pri SOT in DOT. Način raziskave oz. Metoda ovrednotenja ------------ - -------- Dopustna nosilnost izračuna dopustne obremenitve Qd(kN) SOT T Povprečje/F = 2,0 1135: DOT CAPWAP/F = 2,0 1219 SV-LAB ** MEYERHOF 1359 Opomba: SOT - statični obremenilni test DOT - dinamični obremenilni test SV-LAB - sondažne vrtine in laboratorij ** rezultati izračuna po predpisih (Uradni list SFRJ, št. 15/90) Slika 6 prikazuje primerjavo med sovisnicama obtežba- pomik za preizkusni kol iz rezultatov SOT in DOT. Krivulja, ki predstavlja SOT, je do bremenske stopnje 1200kN višja, od tod dalje pa nižja od krivulje določene z DOT. Razlog za to je lezenje zemljine pod obtežbo, ki se pri počasnem obremenjevanju (v primeru SOT) lahko razvije, pri hitrem obremenjevanju (v primeru DOT) pa ne. Iz preglednice 4 je razvidno, da so razlike med minimalno STATIČNI IN DINAMIČNI OBREMENILNI TEST Lokacija: LUCIJA Tip kola: BENOTTO 80 Datum: December 90 Dolžina: L = 26.0 m Obtežba Q ( kN) Slika 6: Primerjava rezultatov SOT in DOT v obliki sovisnice obtežba-pomik za preizkusni kol BENOTTO, premera 80 cm z določitvijo mejne nosilnosti po metodi DAVISSON-a in maksimalno ovrednoteno mejno nosilnostjo ca. 37%. Največje odstopanje od srednje vrednosti pa je še vedno 18%. Na podlagi tega ugotavljamo, da mejna nosilnost kola tudi na podlagi SOT ni enolično določljiva, razen za natančno določen sistem obremenjevanja in natančno določeno metodo določitve mejne nosilnosti. V našem primeru se DAVISSON-ov kriterij določitve mejne nosilnosti kola najbolj ujema s povprečno mejno nosilnostjo. Razlika med povprečno vrednostjo mejne nosilnosti na podlagi SOT (2270 kN) in mejno nosilnostjo na podlagi DOT (2438 kN) je precej manjša kot med posameznimi priznanimi postopki določitve mejne nosilno­ sti na podlagi sovisnice obtežba-pomik pri SOT (glej preglednico 4 in 9). Primerjava rezultatov analitičnih izračunov mejne nosilno­ sti preizkusnega kola kaže, da so najbližje vrednosti, pridobljene na podlagi postopka oziroma t. i. predloga SGRD iz rezultatov preiskave s konusnim statičnim pene- trometrom (CPT). Razlika med rezultatom izračuna SGRD in povprečno vrednostjo mejne nosilnosti iz SOT je samo 3,3%. Seveda je ta primerjava narejena za en primer testiranja, tako da bodo kasnejše primerjave, iz več tako izvedenih testov, podale bolj zanesljivo napoved oziroma presojo na podlagi izračuna iz in-situ podatkov CPT. Mejna nosilnost testnega kola določena z CAPWAP analizo na podlagi izvedenega DOT odstopa od pov­ prečne vrednosti mejne nosilnosti, določene iz SOT za 7%. 8. SKLEP Obravnavana raziskava je pokazala, da je vsekakor mo­ goče z dinamičnim obremenilnim testom dovolj zanesljivo dokazati mejno nosilnost uvrtanega kola. Za določitev dejanske mejne nosilnosti pri izvedbi dina­ mičnega obremenilnega testa na uvrtanih kolih je pomem­ bno, da določimo oziroma predvidimo s kakšnim zabijal- nim sistemom bo potrebno udariti po kolu, da se bo le-ta dovolj premaknil, aktiviral v celoti odpor zemljine ob plašču in na konici kola tako, da ob tem niso presežene napetosti v kolu. Zato je potrebno za ta namen skrbno izvesti valovno analizo, da se na podlagi njenih rezultatov izbere ustrezni udarni sistem. Za določitev vertikalne statične mejne nosilnosti kola s pomočjo SOT se je potrebno v prvi fazi odločiti o načinu izvedbe postopka obremenjevanja. Iz slike 3 je razvidno, kako velike so lahko razlike v sovisnici obtežba-pomik, ki predstavlja šele podlago za določitev mejne nosilnosti kola, ki jo lahko določimo na več priznanih načinov. Zato sva avtorja želela tudi z nekoliko podrobnejšim opisom poteka SOT na preizkusnem kolu opozoriti na pomem­ bnost korektnega - pravilnega izvajanja SOT v smislu izbranega standarda. DOT je bil izveden s prostopadnim zabijalom, ki je bil modeliran na podlagi vrste valovnih analiz. Po ovrednote­ nju rezultatov DOT (CAPWAP analiza) smo ugotovili, da je bila predpostavljena efektivnost (izkoristek) zabijala previsoka. Izkazalo se je, da je v našem primeru dejanska prenesena energija iz zabijala v preizkusni kol le ca. 16 % potencialne energije zabijala. Tako nizek izkoristek je posledica izgub energije v zabijalnem sistemu kot npr. zaradi trenja ob vodilih pri prostopadnem spuščanju uteži, dušenju na udarni plošči zaradi dušilnega materiala v nasadnem vodilu zabijala, nadalje zaradi dušenja na glavi, kjer je dušilni material kola itd. Večji delež izgube pa predstavlja verjetno nepopoln prosti pad, ker avtodvi- galo ne more takoj (trenutno) sprostiti vrvi za spust uteži. Na podlagi rezultatov CAPWAP popravljena valovna ana­ liza (kot podatek je bil upoštevan dejanski na terenu izmerjen izkoristek zabijala oziroma uteži) daje povsem korektne rezultate za napetosti in penetracijo kola, kar je prikazano grafu na sliki 7. Slika 7 : Rezultati korigirane valovne analize (CAPWEAP) v grafični obliki z vnesenimi dejanskimi rezultati CAPWAP analize Potrebno je omeniti, da je DOT na uvrtanih kolih z ovrednotenjem mejne nosilnosti kola možno korektno izvesti le v primerih, ko z udarcem v celoti aktiviramo odpor zemljine ob plašču in na konici kola (s tem dose­ žemo porušitev kola po zemljini). To so v glavnem primeri kolov, ki večji delež obremenitve prenašajo po plašču (viseči koli). Seveda pa je možno z DOT (kot v večini primerov izvedenih SOT v praksi) kontrolirati oziroma dokazati samo projektirano obremenitev kola (v primeru stoječih kolov). Z DOT je mogoče na podlagi CAPWAP analize določiti tudi razmerje med nosilnostjo, ki odpade na plašč in na konico. V našem primeru (glej preglednico 7 - zadnje tri kolone) je to razmerje 80 % po plašču in 20 % na konico, kar je tudi normalno razmerje za t. i. viseče kole. Stroški za izvedbo dinamičnega obremenilnega testa na uvrtanih kolih so le 15 do 25% stroškov statičnega obremenilnega testa. V našem primeru je znašala cena izvedbe statičnega obremenilnega testa ca. 60.000 DEM, brez upoštevanja stroškov, ki bi nastali z morebitnimi zastoji na gradbišču. Navedeni ekonomski učinek je še dodaten razlog za širšo uporabo dinamičnega obremenil­ nega testa na uvrtanih kolih v praksi. ZAHVALA A v to rja p risp ev k a se skupaj z vsem i sodelavc i, k i so so d e lo v a li p ri u sp ešn i izvedb i raz isk o v a ln e n a loge zah v a lju je ta ta k ra tn i R A Z IS K O ­ V A L N I S K U P N O S T I S L O V E N IJE , G E O L O Š K E M U Z A V O D U L JU B L JA N A , In š titu tu za geo log ijo , g eo m eh an ik o in geofiz iko in R E P U B L IŠ K I U P R A V I Z A C E S T E za so fin an c iran je n a lo g e . P o seb e j se še zah v a lju jev a S G P S T A V B E N IK -u K O P E R , G ra d b e n a o p e ra tiv a O b a la , G Z L -ju , P o d je tje za g eo teh n ičn a d e la te r G R A D IS -u , S tro jn o p ro m e tn a o p e ra tiv a L ju b ljan a in G R A D IS -u , G ra d b e n o p o d je ­ tje K o p e r, za p o m o č n a g radb išču . L I T E R A T U R A . . . .................■= - - ^ 1. ASTM D1143-81: Standard Test Method for Piles Under Static Axial Compressive Load (1981). 2. ASTM D4945-89: Standard Test Method for High-Strain Dynamic Testing of Piles (1989). 3. J. L. Briaud, Dynamic and Static Testing of nine Drilled Shafts, Geotechnical News, Vol. 9, No. 4, December 1991, strani 65-67 (1991). 4. H. C. Fisher, Stress wave theory for pile driving aplications, Second international conference on the application of stress wave theory on piles, Stockholm, 27.-30.5.1984, Sweden, 32 strani (1984). 5. J. M. Amir, Wave velocity in young concrete, Third International Conference on the Application of stress wave theory on piles, Ottawa, 25.-27. 5. 1988, Canada, strani 911-912 (1988). 6. GEOTEHNIČNO POROČILO o pogojih temeljenja objektov Avtobusne postaje Lucija pri Portorožu, GZL, št.: J-ll-30d/b1 -1 /5511, april 1990. 7. G. E. Likins, M. Hussein, F. Rausche: Design and testing of pile foundations, GRL&Associates, Inc., Cleveland, USA, Application of stress-wave theory to piles, Third International Conference, Ottawa 25.-27. 5. 1988, Canada, strani 644-658 (1988). 8. G. Strniša, I. Lesjak: Određivanje statičke nosivosti šipova pomoću dinamičkih ispitivanja sa analizatorom, XVI. Savetovanje JDMTF, Knjiga III, Aranđelovac, 5.-8.11.1986, strani 145-161 (1986). 9. G. Strniša, I. Lesjak: Metod »CAPWAP/C« kao alternativa statičkim probnim opterećenjima šipova, XVI. Savetovanje JDMTF, Knjiga III, Aranđelovac, 5.-8. 11. 1986, strani 171-186 (1986). 10. G. Strniša: Dokazovanje nosilnosti elementov za temeljenje z dinamičnimi meritvami, Raziskovalna naloga, GIP GRADIS Raziskovalna enota, Posebna raziskovalna skupnost za graditeljstvo PORS-6, Ljubljana, št. pogodbe 06-2685-157-88, 1. del 55 strani, 2. del 113 strani in 3. del 131 strani (1986, 1987, 1988). 11. G. Strniša: Napovedovanje sprememb nosilnosti kolov s PDA in CPT, Raziskovalna naloga, GIP GRADIS Raziskovalna enota, Posebna raziskovalna skupnost za graditeljstvo PORS-6, Ljubljana, št. pogodbe 06-2685-157-89, 76 strani (1989). 12. G. Strniša: Uporabnost statičnih penetrometerskih preiskav za globoko temeljenje, Raziskovalna naloga, GIP GRADIS Raziskovalna enota, Posebna raziskovalna skupnost za graditeljstvo PORS-6, Ljubljana, 47 strani (1984). 13. G. Vogrinčič: Temeljenje na koleh, IMFM - Univerza Edvarda Kardelja v Ljubljani, Laboratorij za mehaniko tal, Zbornik 6. zborovanja gradbenih konstruktorjev Slovenije, Bled, 27.-28. 9. 1985, strani 191-211 (1985). 14. I. Ajdič, G. Strniša: Pile bearing capacity prediction with cone penetration test and dynamic loading test, Proceeding of the 4lh International Conference on Piling and Deep Foundations, Stresa, Italy, strani 451-456 (1991). 15. J. Dunnicliff: Geotechnical instrumentation for monitoring field performance, John Wiley & Sons, New York, strani 467^179 (1988). 16. J. N. Mure, M. L. Kinghtley, C.-J. Gravare, I. Hermansson: CAPWAP-an economic and comprehensive alternative to traditional methods of load testing of piles, Proceeding of the International Conference on Advances in Piling and Ground for Foundations, ICE, London, 2.-4. 3. 1983, strani 225-232 (1983). 17. K. Uto, M. Fuyuki, M. Sakurai: Dynamic Bearing Capacity, Wave Theory, Pile Driving Control, Proceeding of the International Symposium on Penetrability and Drivability of Piles, Vol. 1, San Francisco, 10. 8. 1985, USA, strani 201-204 (1985). 18. M. Bustamante, L. Gianeselli: Pile bearing capacity prediction by means of cone static penetrome­ ter CPT, Proceeding of the Second European Symposium on Penetration Testing, Vol. 2, Amsterdam, 24.-27. 5. 1982, strani 493-500 (1982). 19. OBREMENILNA PREIZKUŠNJA armiranobetonskega uvrtanega kola 80 cm na lokaciji »Avtobusne postaje« v Luciji, GZL, št.: J-ll-d/b1 -3/5511-b, januar 1991. 20. PROJEKT TEMELJENJA NA PILOTIH, »Avtobusne postaje« v Luciji, GZL, št.: J-ll-30d/b1-2/ 5511 a, avgust 1990. 21. X. J. Tang, J. Zhoum, Y. Xie: Prediction of limit load of driven pile by CPT, Proceeding of the Second European Symposium on Penetration Testing, Vol. 2, Amsterdam, 24.-27. 5. 1982, strani 957-961 (1982). INFORMACIJA V ZVEZI Z USTANOVITVIJO SLOVENSKEGA GEOTEHNIČNEGA DRUŠTVA Uvod Geomehanika obravnava deformacijske in stabilnostne probleme zemljin in kamnin ter objektov, postavljenih na zemeljskem površju ali pod njim (v notranjosti). Tako kot splošna mehanika je tudi geomehanika deduktivna veda. Geomehanske analize izvajamo na podlagi aksiomov, poenostavljenih splošnih eksperimentalnih ugotovi­ tev. Vendar je zaradi heterogenosti večine talnih plasti oziroma njihove sestave potrebno, da se izsledki, ki jih z matematičnimi dedukcijami in z uvedbo fizikalno-mehanskih značilnosti geološkega materiala dobimo, preverjajo glede na podrobne ugotovitve sondiranja in geotehničnega laboratorijskega ali »in situ« raziskovanja. Prav zaradi velike heterogenosti materialov zemeljskega površja ali neposredne notranjosti in zaradi soodvisnosti najrazličnejših procesov, ki so v zvezi z geološkim, mineraloškim, kemičnim in fizikalno-mehanskim sestavom ter atmo­ sferskimi in hidrološkimi vplivi, kakor tudi glede na soodvisnost med deformacijami ter obsegom, vrsto in zahtevano trdnostjo ali stabilnostjo objektov, ki jih na zemeljskem površju postavljamo ali pod njim ukopavamo, so pogosto natančnejše napovedi deformacij ali stabilnosti, kljub vse bolj pogosto uporabljanim uspešnim matematičnim sredstvom, predvsem sodobnih računalnikov, še vedno dokaj proble­ matične. Geomehanika je izrazito interdisciplinarna veda: na njenem področju delajo gradbeniki, rudarji, geologi, geofiziki, geodeti, kemiki itd. Prav te profile strokov­ njakov želimo povezati v Geotehničnem društvu ne glede na njihov status: v društvu bodo univerzitetni profesorji, raziskovalci z inštitutov in razvojnih oddelkov raznih ustanov in podjetij, vrhunski strokovnjaki in projektanti ter sodelavci s podobnih mest. Pogosto upravičeno rečemo, da je interdisciplinarnost imperativ geomehanike. Razvoj mehanike tal in temeljenja (eno glavnih področij geomehanike) v svetu Ob proslavi 300-letnice ustanovitve Harvardske univerze leta 1936 je bila na iniciativo prof. A. Casagrandeja v Harvardu prva konferenca za mehaniko tal in temeljenje, na katero so bili povabljeni znanstveniki, profesorji in uspešni projek­ tanti s področja temeljenja iz številnih držav sveta. Tej prvi »mednarodni« konferenci je predsedoval prof. Terzaghi, sicer rojen v Pragi, nato pa dolgo vrsto let profesor na dunajski Univerzi. Kot velik strokovnjak (med drugim) za saniranje plazov je bil prof. Terzaghi v času bivanja na Dunaju nekajkrat tudi v Liki na Hrvaškem. Že pred pričetkom druge svetovne vojne je zapustil Dunaj in odšel v Ameriko, kjer je živel in delal do smrti leta 1963. Prof. Terzaghi velja za znanstvenika-raziskovalca, kije v tridesetih letih postavil teoretične osnove tedanje in sodobne mehanike tal. Na Harvardski univerzi je bilo leta 1936 ustanovljeno Mednarodno društvo za mehaniko tal in temeljenje (International Society for Soil Mechanics and Founda­ tion Engineering, kratica ISSMFE), v katerega je bilo do pričetka druge svetovne vojne vključenih le 16 držav. Danes je vključenih v ISSMFE 65 držav, število rednih članov nacionalnih društev pa presega številko 15000. ISSMFE je bil organizator 12 mednarodnih konferenc, naslednja (XIII.) bo januarja 1994 v New Delhiju. Razvoj mehanike tal in temeljenja (eno glavnih področij geomehanike) v Jugoslaviji Druga svetovna vojna (1941-1945) je začasno pretrgala mednarodne zveze, vendar je prišlo leta 1948 do druge mednarodne konference za mehaniko tal in temeljenje, in sicer v Rotterdamu. Na tej konferenci je bil sprejet statut mednarodnega društva in nadalje je bil sprejet sklep, da se ustanovijo nacionalna društva za mehaniko tal in temeljenje. Na konferenci v Rotterdamu je bil tudi akad. prof. dr. Lujo Šuklje iz Ljubljane, ki je bil nato iniciator in dejansko ustanovitelj Jugoslovanskega društva za mehaniko tal in temeljenje (Jugoslavensko društvo za mehaniku tla i fundiranje, kratica JDMTF), ki je bilo ustanovljeno jeseni 1949 na Bledu. Visoka strokovna raven članov JDMTF in njihov ugled v svetu in skrb za vzgojo mladih kadrov je predvsem zasluga našega spoštovanega akademika profesorja dr. Šukljeta. JDMTF je bilo enotno do leta 1985. Vtem času je bilo organiziranih 16 nacionalnih posvetovanj in 4. Evropsko-podonavska konferenca leta 1974 na Bledu. Tudi 20-letnico obstoja JDMTF smo organizirali v Sloveniji leta 1969. V priložnostni publikaciji (20-letnica JDMTF, Bled, 1969) je mogoče razbrati obseg organizacij­ skega dela ter dobiti podatke o razvoju mehanike tal v časovnem obdobju 1949-1969. Leta 1985 so bile po republikah bivše Jugoslavije ustanovljene geotehnične sekcije (slovenska geotehnična sekcija je bila v sklopu Zveze društev gradbenih inženirjev in tehnikov Slovenije, kratica ZDGITS), vodil jo je predsednik sekcije dipl. inž. B. Gostič, njeno delo pa je usmerjal Izvršni odbor. V Mednarodno društvo za mehaniko tal in temeljenje (ISSMFE) pa je ostala slovenska geotehnična sekcija vključena prek Jugoslovenskog društva za mehaniku tla i fundiranje (JDMTF), s predsedstvom v Beogradu. Priprave na ustanovitev Slovenskega geotehničnega društva Glede na deklaracijo o osamosvojitvi leta 1991 in po priznanju samostojne države Slovenije (ki je bila maja 1992 sprejeta tudi v OZN), je bil na seji predsedstva slovenske geotehnične sekcije dne 10. 4. 1992 sprejet sklep, da se slovenska geotehnična sekcija loči od Jugoslovenskog društva za mehaniku tla i fundiranje, da se ustanovi SLOVENSKO GEOTEHNIČNO DRUŠTVO, ki se neposredno vključi v Mednarodno društvo za mehaniko tal in temeljenje (International Society for Soil Mechanics and Foundation Engineering). Tako je bila dne 10. 7. 1992 ustanovna skupščina Slovenskega geotehničnega društva. Ob podpori na skupščini prisotnega predsednika ISSMFE za Evropo g. prof. Smoltczyka in glavnega tajnika Mednarodnega društva za mehaniko tal in temeljenje g. prof. dr. Parryja, ki pa na skupščini ni bil prisoten, je pa bil z našo namero seznanjen in je ustanovitev samostojnega društva podprl, je prišlo do sprejetja SLOVENSKEGA GEOTEHNIČNEGA DRUŠTVAVMEDNARODNO DRUŠTVO ZA MEHANIKO TAL IN TEMELJENJE. Sprejetje Slovenskega geotehničnega društva v Mednarodno društvo za mehaniko tal in temeljenje je med drugim priznanje prispevkov slovenskih geomehanikov v obdobju po drugi svetovni vojni k razvoju geomehanike in tehnike temeljenja v svetovnem merilu, med katere vključujemo številna poročila na mednarodnih, kontinentalnih in regionalnih kongresih ali objave v strokovnih revijah in analih. Novo ustanovljeno SLOVENSKO GEOTEHNIČNO DRUŠTVO bo vključevalo strokovnjake - s področja mehanike tal in temeljenja, - s področja mehanike kamnin in podzemnih del, - s področja inženirske geologije, - ter s podobnih področij, predvsem z geofizike, rudarstva, kemije, gozdarstva, hidrotehnike, umetnih materialov, ekologije itd. Člani slovenskega geotehničnega društva bodo lahko člani mednarodnih organiza­ cij, kot sledijo: Mednarodno društvo za mehaniko tal in temeljenja ISSMFE, Mednarodno društvo za mehaniko skale in podzemnih del ISRM, Mednarodno združenje za inženirsko geologijo IAEG in druga. Poročilo o poteku ustanovne skupščine Slovenskega geotehničnega društva, ki je bila dne 10. julija 1992 v Valvazorjevi dvorani V4 Cankarjevega doma, Ljubljana Ustanovna skupščina Slovenskega geotehničnega društva je bila zvočno snemana. Dva magnetofonska trakova in magnetogram skupščine so v arhivu društva na tajništvu v Ljubljani, Jamova 2. V tem poročilu so zapisani samo povzetki razprav in sklepi skupščine. Po magnetogramu sestavljen zapis bo objavljen v naslednji številki NOVIC Sloven­ skega geotehničnega društva. Dnevni red ustanovne skupščine je bil naslednji: 1. Uvodna beseda in pozdrav predsednika Geotehnične sekcije pri Zvezi društev gradbenih inženirjev in tehnikov Slovenije. 2. Izvolitev delovnega predsedstva in zapisnikarja. 3. Pozdravni govor ministra za znanost in tehnologijo Republike Slovenije, g. prof. dr. Petra Tanciga. 4. Priložnostni govor predsednika ISSMFE za Evropo, g. prof. dr. Smoltczyka in pozdravi inozemskih in domačih gostov. 5. Predlog sklepa za ustanovitev Slovenskega geotehničnega društva. 6. Razprava in sprejetje statuta Slovenskega geotehničnega društva. 7. Predlog za imenovanje prvega častnega člana Slovenskega geotehničnega društva. 8. Razprava o Eurocode 7 - temeljenje. Kratka poročila obdelovalcev oziroma prevajalcev posameznih poglavij Eurocode 7. V razpravi bodo sodelovali tudi predsednik ISSMFE za Evropo in predsedniki Geotehničnih društev Avstrije, Italije in Hrvaške. Razpravo bo vodil prof. Sovine. 9. Predlog razvoja strokovnega področja geotehnika v raziskovalnem polju gradbe­ ništvo. Poročal bo koordinator pri Ministrstvu za znanost in tehnologijo prof. Trauner, sodelovali bodo inozemski in domači gostje. 10. Volitve predsednika izvršnega in nadzornega odbora Slovenskega geotehničnega društva. 11. Program dela društva. 12. Tekoča problematika in razno. Skupščine se je udeležilo 61 inženirjev in tehnikov, ki so ali pa nameravajo postati člani Slovenskega geotehničnega društva oziroma sekcij društva: sekcije za meha­ niko tal in temeljenje, sekcije za mehaniko kamnin in podzemna dela in sekcije za inženirsko geologijo. Možna je razširitev društva še z drugimi sekcijami. Na skupščini so bili naslednji inozemski gostje: prof. dr. U. Smoltczyk, podpredsednik Mednarodnega društva za mehaniko tal in temeljenje za Evropo (Vice President Europe, International Society for Soil Mechanics and Foundation Engineering), prof. dr. H. Brandi, predsednik avstrijskega nacionalnega komiteja za mehaniko tal in temeljenje (s soprogo), prof. dr. M. Jamiolkowski, član izvršnega odbora italijanskega društva za mehaniko tal in temeljenje, mag. B. Marič, predsednica hrvaškega društva za mehaniko tal in temeljenje ter dva člana izvršnega odbora HDMTT prof. dr. F. Verič, prof. dr. A. Szavits-Nossan in tajnik društva A. Lisac, dipl. ing. gradb. Neformalnega pokrovitelja ustanovne skupščine, Ministrstvo za znanost in tehno­ logijo, sta predstavljala g. dr. Komac in ga. Krekova. Društvo inženirjev in tehnikov je zastopal prof. dr. P. Štular. Žal se zaradi nenadne smrti skupščine ni udeležil vabljeni predsednik madžarskega nacionalnega komiteja za mehaniko tal in temeljenje, prof. dr. L. Rethati. Slovensko geotehnično društvo v ustanavljanju je madžarskim kolegom poslalo sožalno brzojavko. Ker je potekala ustanovna skupščina konec prve dekade julija, so zaradi prej načrtovanega dopusta svojo odsotnost opravičili nekateri člani slovenske geoteh- nične sekcije. Inozemski gostje in domači udeleženci ustanovne skup­ ščine SloGeD Povzetki razprav po posameznih točkah dnevnega reda: Ad L: Namesto odsotnega predsednika geotehnične sekcije pri Zvezi društev gradbenih inženirjev in tehnikov Slovenije B. Gostiča, dipl. inž. gradb., je pozdravil vse prisotne prof. dr. P. Štular, predsednik Društva inženirjev in tehnikov Slovenije. Ad 2.: Prof. dr. Štular je predlagal za delovno predsedstvo mag. G. Vogrinčiča (kot predsednika), doc. dr. Majesa (kot člana), mag. J. Logarja (kot zapisnikarja) in gospo R. Hudin (kot prevajalko v angleški jezik). Predlog je bil sprejet brez pripomb. Ad 3.: Zaradi zadržanosti ministra za znanost in tehnologijo R Slovenije g. prof. dr. Tanciga je v imenu ministrstva spregovoril njegov zastopnik dr. Komac. Minister prof. dr. Tancig s sodelavci je sprejel inozemske goste in zastopnike Slovenije istega dne ob 9. uri v sejni sobi ministrstva. Ad 4.: Podpredsednik ISSMFE za Evropo, prof. dr. U. Smoltczyk je skupščino pozdravil v imenu Mednarodnega društva za mehaniko tal in temeljenje. Izrazil je zadovoljstvo, da pozdravlja Slovensko geotehnično društvo kot člana Mednarod­ nega društva za mehaniko tal in temeljenje in zaželel uspešno delo društva v bodoče v krogu mednarodne geotehnične družine. Zelo naklonjeni in prijateljski so bili tudi pozdravni govori gostov iz Avstrije, Italije in Hrvaške, ki so vsi izrazili tudi pripravljenost za sodelovanje med društvi. Od domačih udeležencev je skupščino pozdravil predstavnik GIP Gradis. Ad. 5.: Predlog sklepa za ustanovitev Slovenskega geotehničnega društva in za njegovo včlanjenje v Mednarodno društvo za mehaniko tal in temeljenje je podal v. d. predsednika društva v ustanavljanju prof. dr. Sovine. Skupščina je z aklamacijo sprejela sklep, da se ustanovi Slovensko geotehnično društvo. Vodstvo društva bo takoj vložilo ustrezno prošnjo pri Mednarodnem društvu za formalni sprejem v ISSMFE. Ad 6.: Predlog statuta, ki je bil usklajen na seji predsedstva geotehnične sekcije pri Zvezi društev inženirjev in tehnikov Slovenije dne 30. 6. 1992, je bil pred skupščino razdeljen med udeležence. Predlog je v glavnih točkah povzel v. d. tajnika društva v ustanavljanju mag. J. Logar. Pojasnil je, da bo treba na zahtevo Ministrstva za notranje zadeve, ki je pristojno za registracijo društev, statut še usklajevati v pravnem smislu. Poleg tega je v pripravi nova zakonodaja o društvih. Zato je skupščini predlagal, da sprejme naslednji sklep: Statut v predloženi verziji sprejmemo kot začasni statut društva. Izvršni odbor pooblastimo, da s pristojnim upravnim organom uskladi besedilo statuta. Usklajeno besedilo bomo obravnavali in dokončno sprejeli na prihodnji skupščini društva. Sklep je bil sprejet z javnim glasovanjem soglasno (brez vzdržanih glasov in brez glasov proti). Ad 7.: Predlog za imenovanje zaslužnega profesorja Univerze v Ljubljani, akad. dr. Luja Šukljeta, za prvega častnega člana Slovenskega geotehničnega društva, je podal prof. dr. Vidmar. Predlog je bil sprejet z emotivno aklamacijo. Prof. dr. Suklje se je z izbranimi besedami zahvalil za častno izvolitev. Sledil je kratek odmor. Po odmoru se je delo skupščine nadaljevalo z delovnim programom. Ad. 8.: Na pobudo v. d. predsednika društva v ustanavljanju je bila ustanovljena skupina, zadolžena za pripravo prevoda z ustreznim komentarjem - predloga novih evropskih predpisov za področje geotehnike - Eurocode 7. Skupino so sestavljali strokovnjaki, zadolženi za posamezna poglavja: 1. poglavje dr. B. Petkovšek inT. Schrott, dipl. inž. gradb., 2. poglavje B. Gostič, dipl inž. gradb., 3. poglavje mag. J. Logar, 4. poglavje A. Petkovšek, dipl. inž. geol., 3. poglavje prof. dr. S. Vidmar, 6. poglavje prof. dr. L. Trauner, 7. poglavje mag. G. Vogrinčič, 8. poglavje doc. dr. B. Majes (poglavje do skupščine še ni izšlo in bo pripravljeno kasneje), 9. poglavje ga. prof. dr. D. Battelino in 10. poglavje F. Vidic, dipl. inž. gradb. Navedeni kolegi so v 5-minutnih nastopih predstavili obravnavana poglavja predpi­ sov in tako (ob dopolnilu z diapozitivi ali s prosojnicami) z njimi seznanili udeležence. Namesto odsotnih B. Gostiča in A. Petkovškove je drugo poglavje predstavil V. Demšar, 4. poglavje pa F. Vidic. Po predstavitvi so bili udeleženci povabljeni k razpravi, še posebej tuji gostje, med katerimi je prof. Smoltczyk sodelavec komisije, ki je Eurocode 7 pripravljala. Polemična in deloma navzkrižna razprava je bila za prisotne zelo koristna. Razpravo je povzel in zaključil prof. Sovine. Ad. 9.: Prof dr. L. Trauner s Tehniške fakultete mariborske univerze je kot nacionalni koordinator za področje geotehnike v okviru raziskovalnega polja gradbeništvo predstavil stanje stroke in vizijo bodočega razvoja raziskovalnega in strokovnega dela. Ad 10.: V. Demšar je v imenu odsotnega predsednika geotehnične sekcije pri ZDGITS B. Gostiča predlagal vodstvo društva. Seznam je bil usklajen na že omenjeni seji predsedstva geotehnične sekcije 30. 6. 1992. V zadnjem trenutku pred skupščino je bilo treba predlagani seznam rahlo korigirati, ker je bilo ugotovljeno, da eden od predvidenih članov Izvršnega odbora ni oddal prijavnice za sprejem v društvo. Skupščina je na predlog delovnega predsedstva odločila, da bodo volitve javne in da se voli celotna lista hkrati. Ta je obsegala: ČLANE IZVRŠNEGA ODBORA: Predsednik društva in sekcije za mehaniko tal in temeljenje: prof. dr. Ivan Sovine Tajnik društva: mag. Janko Logar Predsednik sekcije za mehaniko kamnin in podzemna dela: Franc Vidic, dipl. inž. gradb. Predsednik sekcije za inženirsko geologijo: dr. Borut Petkovšek Člani: prof. dr. Darinka Battelino, Borut Gostič, dipl. inž. gradb., prof. dr. Ludvik Trauner. ČLANA NADZORNEGA ODBORA: doc. dr. Bojan Majes, mag. Geza Vogrinčič. Navedena lista je bila z javnim glasovanjem v celoti soglasno sprejeta (brez vzdržanih glasov in brez glasov proti). Ad. 11.: Program dela društva je predstavil novoizvoljeni predsednik društva prof. dr. Ivan Sovine, nekaj tehničnih napotkov pa je podal novoizvoljeni tajnik društva mag. Janko Logar. Med posebne tekoče naloge društva je predsednik izpostavil: - usklajevanje predpisov za temeljenje R Slovenije z Eurocode 7 ter standardov za preiskave zemljin in kamnin z ISO standardi, - urejanje tehnične regulative, - strokovna opora novi usmeritvi: okolje in geotehnika, - strokovno sodelovanje pri zasnovah površinskih in podzemnih deponij, - skrb za vzgojo mladih geotehničnih strokovnjakov, - vključevanje članov društva v inozemske in domače raziskovalne in razvojne projekte, - ažuriranje in popis računalniških programov iz geomehanike in poenotenje programov za izdelavo geotehničnih kart nekaterih mest Slovenije. Ad 12.: Predsednik društva je predlagal skupščini, da prejme sklep o višini letne članarine, ki znaša: članarina za Slovensko geotehnično društvo 20,00 DEM članarina za mednarodno društvo ISSMFE 27,00 DEM članarina za podporne člane 500,00 DEM Po tem predlogu plačajo člani mednarodnega društva ISSMFE 20,00 + 27,00 DEM = 47 DEM. Člani ostalih mednarodnih društev plačajo v tem smislu 20,00 DEM + mednarodno članarino ustreznega mednarodnega društva. Zneski so plačljivi v tolarski protivrednosti na dan vplačila. Skupščina je sklep sprejela soglasno z javnim glasovanjem (brez vzdržanih glasov in brez glasov proti). Predsednik društva se je na koncu zahvalil za udeležbo inozemskim gostom in domačim udeležencem ustanovne skupščine SLOVENSKEGA GEOTEHNIČ- NEGA DRUŠTVA in vse prisotne pozval na skromni koktail, ki ga je pripravilo in financiralo Ministrstvo za znanost in tehnologijo R Slovenije. Popoldne so inozemski in nekateri domači gostje odšli v Maribor, kjer jim je prijetno bivanje in ves program pripravil prof. tehniške fakultete Univerze v Mariboru, dr. Ludvik Trauner. Ob 18.00 je bil ogled Marlesove montažne hiše, nato pa skupna večerja v gostišču Hugo. Naslednji dan, 11. 7. 92, je bil ob 8.00 sprejem pri prorektorju Univerze v Mariboru (rektor je bil žal odsoten), sledil je ogled novega gledališča in knjižnice, ob 11.00 pa je bil sprejem naTehnični fakulteti z ogledom Laboratorija za mehaniko tal, ki ga vodi prof. dr. Trauner. Po ogledu Lenta in zakuski v vinoteki je bil nato še ogled odseka avtoceste pri Mariboru, ob 17.00 pa odhod na Pohorje (dom GP Gradis), kjer so poskrbeli mariborski kolegi ob dobri večerji in sladki kapljici za enkratno razpoloženje. Dne 12. 7. dopoldne so gostje odšli iz Maribora proti domu. Prof. dr. Ivan Sovine UNIVERZA V LJUBLJANI [m i t M ilim i p TJu n m n m n tu n FAKULTETA ZA ARHITEKTURO, GRADBENIŠTVO IN GEODEZIJO 61001 Ljubljana, Jamova 2, p. p. 579 G V XX X X II • 1-2 28 RAČUN TEMPERATUR OKOLJA IN KONSTRUKCIJE MED POŽAROM UDK 624.072.2:536 STANE SRPČIČ* P O V Z E T E K -* m..... — ■ ■ Opisani sta začetni fazi računskega postopka pri analitičnem obravnavanju obnašanja nosilnih konstrukcij zgradb v požarih: določitev časovnega razvoja temperaturnega polja v območju požara in pripadajočega časovnega spreminjanja temperature posameznih elementov konstrukcije. Podrobneje je obravnavana računska določitev časovno-temperaturnih krivulj jeklenih tankostenskih nosilcev, pri čemer je prikazan tudi primer, ko je nosilec zaščiten s toplotno izolacijsko plastjo. THE COMPUTATION OF FIRE COMPARTMENT AND STRUCTURE TEMPERATURES IN FIRE S U M M A R V ' . Described are the starting stages of the computational process in analytical treatment of the behaviour of bearing structures of buildings in fire: the determination of the temporal development of the temperature field in the fire area, and of the related temporal change of temperature in individual structure elements. The computational determination of time-temperature curve of stell thin-walled beams is dealth with in detail, with an additional example where the beam is protected by a heat isolation layer. UVOD V prvi polovici devetnajstega stoletja so se vzporedno z razvojem naravoslovnih ved pojavila tudi prizadevanja za boljši vpogled v fizikalno naravo požarov in obnašanje gradbenih materialov pri visokih temperaturah. O intenziv­ nem raziskovalnem delu na tem področju pa lahko govo­ rimo šele v zadnjih dvajsetih letih, ko je razvoj numeričnih /IVI< Na obravnavani površini jeklene stene je n„ = - 1 in ob upoštevanju enačbe (17) sledi qs/K=g(T l- T K). (20) Zakon o ohranitvi energije za element izolacijskega sloja, ki pripada bočni površini sloja AS ASqs/l-A S q s/K = 0A S Q =0, (21) pove, da morata biti specifična površinska toplotna pre­ toka skozi mejni ploskvi izolacijske plasti enaka qs/i = qs/K- (22) Z izenačitvijo izrazov (18) in (20) dobimo po ureditvi [hc+ erB(l% + Tf)(TA + 7})] ( 7 „ - T,) = ± (T ,-T K). (23) Gornja enačba predstavlja dodatni mejni pogoj za rešitev enačbe prevajanja toplote v obravnavanem primeru. Po­ stopek reševanja se močno poenostavi, če v oglatem oklepaju na levi strani enačbe (23) vzamemo, da je temperatura Tr na površini izolacijskega sloja kar enaka temperaturi okoliškega zraka TA. Omenjeni člen pomeni mero za pretok toplote skozi površino izolacijskega sloja, privzeta poenostavitev pa predstavlja njegovo največjo možno vrednost. Slika 5. Vpliv toplotne zaščite na spreminjanje temperature tenkostenskih nosilcev. Z oznako h* = hc+ 4erBTA (24) se enačba (32) glasi h^T A-T ,)= ^ (T ,-T K). (25) Od tod lahko izločimo temperaturo 7, t _ dh*TA + XTK lr)Rs T' ------dh*+ X " b) Specifični toplotni tok je tako qs -hn(TA Tk ). (27) i z o l i r k a Pri tem smo s hn označili nadomestni prestopni koeficient, ki ga določimo iz enačbe (28) \ Nudimo svetovanje o pravilnih načinih uporabe izolacijskih materialov v gradbeništvu. Za brezplačen nasvet ter izčrpne informacije se obrnite neposredno na TEHNIČNO INFORMATIVNO SLUŽBO Izolirke tel. 061 103 096, int. 36. V ________________________________ J Časovni potek spreminjanja temperature konstrukcije TK določimo sedaj po enačbah (12) oziroma (14). Podobno ravnamo, če je toplotna zaščita sestavljena iz več izolacij­ skih slojev z debelinami 81t d2, ■. . in prevodnostnimi koeficienti Xh X2, ... V tem primeru določimo nadomestni prestopni koeficinet po enačbi 1 = 1 + ^ + ^?+ • hn h *+ h X2 (29) Na sliki 5 je prikazan vpliv debeline toplotne izolacije na časovno spreminjanje temperature jeklenega nosilca IPE 160 v hipotetičnem realnem požaru. Nosilec je toplotno zaščiten s plastjo brizgane mineralne volne debeline 6 . Po podatkih proizvajalca [14] se koeficient toplotne vred­ nosti X tega izolacijskega materiala s temperaturo T(°C) spreminja po enačbi X(T)=2.16+ 0.012T+ 6■ 1Cru T5 (J/m mirfC). (30) L I T E R A T U R A 1. European Convention for Constructional Steelwork, European Recommendations for the Fire Safety of Steel Structures: Calculation of the Fire Resistance of Load Bearing Elements and Structural Assemblies Exposed to Standard Fire. ECCS, Technical Committee 3 - Fire Safety of Steel Structures, Elsevier, Amsterdam-Oxford-New York (1983). 2. European Convention for Constructional Steelwork, Design Manual on the European Recommen­ dations for the Fire Safety of Steel Structures. ECCS, Technical Committee 3 - Fire Safety of Steel Structures, Elsevier, Amsterdam-Oxford-New York (1985). 3. Fire Resistance Tests - Elements of Building Construction. International Standard 834 (1975). 4. Kawagoe, K., Sekine, T., Estimation of Fire Temperature-Time Curve in Rooms. Building Research Institute, Occasional Report No. 11, Tokio (1963). 5. Kawagoe, K., Sekine, T., Estimation of Fire Temperature-Time Curve in Rooms. Building Research Institute, Research Paper No. 29, Tokio (1967). 6. Ödeen, K., Theoretical Study of Fire Characteristics in Enclosed Spaces. Division of Building Construction, Royal Institute of Technology. Bulletin No. 10, Stockholm (1963). 7. Fire Safety Science. Proceedings of the First International Symposium. Eds. C. E. Grant, P. J. Pagni, HPC, Washington New York London (1985). 8. Magnusson, S. E., Thelandersson, S., Temperature-Time Curves of Complete Process of Fire Development. Acta Polytechnica Scandinavica, Civil Engineering and Building Construction Series, No. 65, Stockholm (1970). 9. Sportiello, R., Resistance au feu des structures metalliques. Projet de methode de calcul. Construction Metallique, No. 2 (1975). 10. Wark, K., Thermodynamics. McGraw-Hill Book Co., New York (1971). 11. Methode de prevision par le calcul du comportement au feu des structures en acier. Document Technique Unifie. Construction Metallique, No. 4 (1976). 12. Abrams, M. S., Behaviour of Inorganic Materials in Fire. Design o f Buildings for Fire Safety, ASTM STP 685, Eds. E. E. Smith, T. Z. Harmathy (1979). 13. Saje, M., Turk, G., HEATC, Program za račun nelinearnega in nestacionarnega prevajanja toplote, FAGG Ljubljana (1987). 14. Brizgana mineralna volna BMV VT-25, prospekt, Termika, Ljubljana (1984). 15. Srpčič, S., Račun vpliva požara na jeklene konstrukcije. Disertacija, FAGG, Ljubljana, (1991). U N I V E R Z A V M A R I B O R U M . T E H N I Š K A F A K U L T E T A GRADBENIŠTVO iNjO/VlO/SlTjll I Predstavljamo Vam INŠTITUT ZA GRADBENIŠTVO k i ko objavljal pod NOVOSTI svoje raziskovalne dosežke LABORATORIJ Z A M EH ANIK O TAL IN TEM ELJENJE Vodja: Prof.dr. Ludvik TRAUNER, dipl.ing.gr. LABORATORIJ Z A PREISKAVO M ATERIALOV IN KONSTRUKCIJ Vodja: Mag. Ivan J E C E U , dipl.ing.gr. LABORATORIJ Z A K O M U N A LN O HIDROTEHNIKO Vodjo: Ooc.dr. Eugen PETREŠIN, dipl.ing.gr. CENTER ZA CESTE IN CESTNI PROM ET Vodja: P ro f.dr. Martin LIPIČNIK, dipl.ing.gr. R A ZIS K O V A LN O PRO JEKTIVNI BIRO Vodja: Mag. Tomaž KANCLER, dipl.ing.arh. LABORATORIJ Z A A N A LIZ O KONSTRUKCIJ Vodja: Prof.dr. Branko 8EDEN IK , dipl.ing.gr. ™ Tj CENTER Z A O R G A N IZAC IJO , TEH NOLOG IJO IN EK O N O M IK O G R AJEN JA ------S Vodja: Prof.dr. Mirko PŠUNDER, dipl.ing.gr. LAB ORATORIJ Z A TEORETIČNO IN EKSPERIM ENTALNO ANALIZO KONSTRUKCIJ IN OPTIM IZACIJO Vodja: Prof.dr. Andrej UM EK, dipl.ing.gr. G V X X X X I • 1 1 - 1 2 S T R . : 2 1 3 - 2 9 2 N O V E M B E R - D E C E M B E R 1 9 9 2 RAČUNALNIŠKO PODPRT IZRAČUN USPEŠNOSTI POSLOVANJA GRADBIŠČ P O V Z E T E K ■ M V prispevku je predstavljena problematika vrednotenja rezultatov poslovanja gradbišč, V prvem delu je opisan način reševanja, ki je trenutno v veljavi v GIP Pionir iz Novega mesta. V ostalih gradbenih podjetjih je pristop sicer drugačen, v osnovi pa enak. V drugem delu sledi opredelitev celotnega problema in razlaga metodologije, ki je uporabljena pri izdelavi računalniškega programa za oceno uspešnosti poslovanja gradbišč. COMPUTER AIDED CALCULATION OF BUSINESS EFFICIENCY OF SITES S U M M A R Y ......... .... ' .. - ..... - In our paper the problems regarding the results ot business management of sites are discussed. First the solution presently adopted in the firm GIP PIONIR Novo mesto is presented. In other building construction companies the approach is different, but the basic principle is the same. Further on the problem is defined in detail and the methodology that supports the computer program for evaluating the efficiency of business management of sites is explained. 1.0. UVOD Osebne računalnike uporabljajo danes gradbena podjetja na številnih področjih, problem, s katerim se srečujejo, pa je, da so posamezna področja nepovezana, čeprav so med seboj informacijsko odvisna. Na Tehniški fakulteti Maribor smo oblikovali raziskovalno skupino, katere naloga je, da sestavi informacijski model, ki bo povezal posamezne faze gradbenega poslovanja. S tem bo omogočen pretok podatkov od izdelanega projektantskega popisa del, pogodbenega predračuna in operativnega plana na gradbišče in nazaj do vodstva, ki bo tako dobilo kvalitetne informacije z gradbišča. 2.0. PREDSTAVITEV RAZISKOVALNE NALOGE Naloga je tematsko razdeljena na štiri dele: - kalkulacije v gradbeništvu, - gradbiščno poslovanje, - operativno planiranje in spremljanje graditve, - obračun uspešnosti poslovanja. Časovno je naloga opredeljena kot triletna (1991 do 1993). Zasnovana je na računalniškem programu KALK (Kalkula­ cije v gradbeništvu), s podatkovno bazo z normativi dela, materiala in mehanizacije. Nanj se navezujejo dodatni programi, ki so uporabni pri gradbiščnem poslovanju, operativnem planiranju in obračunu uspešnosti poslova­ nja. 3.0. OBRAČUN USPEŠNOSTI POSLOVANJA 3.1. Splošno Za vrednotenje rezultatov poslovanja gradbišč je bistve­ nega pomena, da so pravočasno na voljo vse informacije o rezultatih poslovanja. Na podlagi teh informacij vodstvo lahko ukrepa in prepreči negativne posledice, ki bi lahko sledile. Informacije so zbrani in obdelani naslednji podatki: - normirano-dopustna poraba delovnih ur, materiala in mehanizacije, ki jih je investitor plačal v mesečni situaciji, - dejanska poraba delovnih ur, materiala in mehanizacije. To je v splošnem velika množica podatkov, enostavno obvladljiva le z uporabo osebnega računalnika v vseh predhodnih fazah, te pa so: - računalniško izdelane kalkulacije, - računalniško vodena knjiga obračunskih izmer, - računalniška izdaja mesečnih situacij, - računalniško evidentiranje dejanske porabe, delovnih ur materiala in mehanizacije. 3.2. Opis dosedanjega načina spremljanja poslovanja gradbišč Proučitev trenutnega stanja pokaže, da smo s praktičnimi rezultati naloge nekje na polovici poti. Računalniško imamo podprte in povezane prve tri faze, problem je četrta faza, to je evidentiranje dejanskih potroškov, ki poteka ločeno in medsebojno neodvisno. Problematika je v vseh gradbenih podjetjih enaka, razlika je le v pristopih k reševanju. Dejansko porabo delovnih ur zbirajo na gradbišču dnevno. Ob koncu obračunskega meseca te količine evidentirajo v obračunskih listih delavca, ki jih dostavijo na upravo podjetja. Tam jih uporabijo pri obračunu osebnega dohod­ ka. Povprečna akordna stopnja stroškovnega mesta je še en podatek, ki ga je potrebno dostaviti za obračun osebnega dohodka, saj predstavlja nagrado (sankcijo) za dobro (slabo) delo. Avtorja: prof. dr. Mirko Pšunder, Tehniška fakulteta Maribor - Žarko Povše, dipl. ing. gr., Tehniška fakulteta Maribor Povprečna akordna stopnja stroškovnega mesta se izra- Kd ... količnik porabe delovnih ur, čuna z naslednjim izrazom: NU, PUÜ ... razloženo v točki 3.2. aSM = j-— - - D 100 NU ... razpoložljive ure za akordni obračun, PUU ... porabljene ure po učinku iz obračunskih listov delavcev. NU = U5 - (U 6 + U7) Uc = U, + U2 + U3 + U4 Ü! ... ure po računalniških izvlečkih mesečnih situacij, U2 ... ure, ki niso v računalniških izvlečkih, U3 .. ure po računih, temeljnicah, razkontaciji, U4 .. razlika ur v izjemnih primerih (več ali manj dela...), U8 -.. ure kooperantov, uslug delavnic in obratov, Uy ... dejansko porabljene ure po času iz obračunskih listov delavcev. Dejansko porabo materialov na gradbiščih vodijo klasično s skladiščno službo, na osnovi prevzemnic, izdajnic in prenosnic. Zatem porabo knjižijo v računovodski službi in bremenijo ustrezno stroškovno mesto. Dejansko porabo mehanizacije (Stroji in transportna sred­ stva) zbirajo na gradbiščih dnevno z evidenco delovnih ur mehanizacije. Na osnovi »strojnih poročil« in »prevoz­ n i» organizacijska enota, ki posoja mehanizacijo, izstavi račun za posojeno mehanizacijo. V računovodski službi nato bremenijo ustrezno stroškovno mesto. Vsi podatki o dejanski porabi virov se, po različnih poteh, zberejo v računovodski službi podjetja. To sicer so natan­ čne informacije, vendar je čas, potreben za njihovo pridobitev, odločno predoig. Čas za učinkovito ukrepanje je že davno potekel, saj so medtem nastopila nova dejstva. Eden od ukrepov je nagrajevanje (sankcioniranje) vseh zaposlenih na obravnavanem stroškovnem mestu. Če pride do zamika med opravljenim delom in nagrado (sankcijo), na osnovi tega dela, potem se učinki plačila po deiu »skalijo«. Delavci se pogosto selijo iz enega gradbišča na drugo, pri tem delajo enkrat dobro, drugič slabo. Plačila, ki ne sledijo temu gibanju, dajejo videz neresnosti in vplivajo na slabšo storilnost. 3.3 Obračun uspešnosti poslovanja po novem Za oceno uspešnosti poslovanja gradbišč je nujno pridobiti informacije pravočasno. To je lahko doseči z uporabo osebnih računalnikov, ki so že na gradbiščih. Edini pogoj (iz točke 3.1), ki ga je še potrebno izpolniti, je računalniško evidentiranje dejanske porabe virov na gradbišču. 3.3.1. METODOLOGIJA Primerjava normirano dopustne porabe virov z dejansko porabo, ločeno za delo, material in mehanizacijo, da jasne pokazatelje uspešnosti: - za delo (1 ): Kd = NU PUU - za material (1 ): Nm_ m ~ p ' m Km ... količnik porabe materiala. Izračun Km je lahko količinski ali vrednostni. V prvem primeru pomeni: Nm ... normirano dopustna poraba materiala, Pm ... dejanska poraba materiala. V primeru, da računamo vrednostno, pomeni: Nm ... vrednost normirano dopustne porabe materiala, Pm ... vrednost dejanske porabe materiala. - za mehanizacijo (1 ): Ks ... količnik porabe mehanizacije, Ns ... normirano dopustna poraba mehanizacije, Ps ... dejanska poraba mehanizacije. Tudi v tem primeru je primerjava lahko količinska ali vrednostna. Koeficienti Kd, Km in Ks so popolnoma natanč­ ni, če se gradnja vrši po predvidenem tehnološkem procesu. Znano je, da je gradnja objektov težko predvid­ ljiva v podrobnostih, saj pogosto prihaja do odstopanj od predvidenih tehnoloških procesov (npr. ročno/strojno delo). Upoštevajoč dejstvo, da je čas osnovni element nastajanja nove vrednosti, se izrazijo vsa odstopanja med normirano dopustno porabo in dejansko porabo tako, da se jih primerja z normirano dopustno porabo vloženega dela. Primerjave so izvedljive le, če je poraba vseh virov ovrednotena s cenami iz interne kalkulacije. Za izračun poslovnega uspeha smo uporabili naslednji izraz (3): K 1 usp - 1 ± ± Lm ± L, Kusp ... koeficient uspešnosti poslovanja gradbišča. PUU - NU PM -N M NU P S -N S NU 3.3.2. RAČUNALNIŠKI PROGRAM Pri realizaciji naloge smo trenutno v fazi izdelave računal­ niškega programa, ki bo izračunal uspeh poslovanja gradbišča po metodologiji iz prejšnje točke. Vhodni podatki za računalniški program so: - normirano dopustna poraba virov, ki jih program poišče sam, v modulu za izdajo mesečne situacije, - dejanska poraba delovnih ur, materiala in mehanizacije, ki jih je potrebno vnesti ročno. Rezultati bodo računalniški izpisi, ki bodo prikazovali naslednje informacije: - izračun vseh faktorjev, ki so pokazatelji uspeha (Kusp, Kd, Km, Ks), prikazani so v tabeli 1. Tabela 1 Stroškovno mesto: Dom starejših občanov Objekt Kd Km Ks Kusp Dom 1,23 0,91 0,92 1,16 Bolnišnica 1,08 0,95 0,89 0,97 - izpis normirano dopustne in dejanske porabe virov, prikazani so v tabeli 2. Tabela 2 Objekt: Dom starejših občanov Šifra Opis__________________Dopustno Dejansko Dop/Dej 002013 PKželezokrivec 14,80 16,00 0,92 002014 PK delavec 1350,00 1210,00 1,11 004013 KV železokrivec 14,80 16,00 0,92 072511 Žica žgana za vezanje 2,00 2,00 1,00 074310 GA 240/360 do Fl 12 mm 416,00 423,00 0,98 Objekt: Dom starejših občanov Šifra Opis Dopustno Dejansko Dop/Dej 088001 Plast, distančniki 80,00 81,00 0,99 121223 GA 240/360 zaht. do Fl 12 400,00 392,00 1,02 909110 Električna energija 18,40 22,00 0,83 4.0. SKLEP Z izdelavo in vpeljavo računalniškega programa v prak­ tično uporabo bo naloga končana. Tako bo sklenjena informacijska povezava med posameznimi fazami v grad­ benem poslovanju: - projektantski popis del s predizmerami in predračunom, - pogodbeni predračun, - operativni plan, - knjiga obračunskih izmer, - mesečna situacija, - izračun uspešnosti poslovanja. To bo velika pridobitev, ki bo omogočila ažurno spremljanje poslovanja gradbišč. Odražala se bo v večanju integralne produktivnosti in bo služila za pravičnejše nagrajevanje. L I T E R A T U R A = m , - — ü b 1. Mirko Pšunder: »Gradbeno poslovanje«, TF Maribor, 1987. 2. Mirko Pšunder: »Ekonomika gradbene proizvodnje«, Tehniška založba Slovenije, Ljubljana 1991. 3. Skupina avtorjev: »Analize i Kalkulacije u građevinarstvu, IRO Građevinska knjiga, Beograd 1984. 4. Miran Stanko: »Kalkulacije v gradbeništvu - navodila za uporabo, GIP Pionir Novo mesto, 1989. INFORMACIJE soe 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 XXXIV • 1-2 JANUAR-FEBRUAR 1993 OJAČEVANJE KAMNITEGA ZIDOVJA Z ZIDOVJU PRIJAZNIM INJEKTIRANJEM UDK 624.012.1.078.8:620.197 MIHA TOMAŽEVIČ, VERA APIH P O V Z E T E K --- .... ■ Vse vrste kamnitega zidovja lahko zelo učinkovito ojačimo z injektiranjem cementne mešanice. Na žalost pa z injektiranjem cementa vgrajujemo stari strukturi zidu tuj material, ki poleg tega, da zidovje ojači, povzroča tudi nekatere nezaželene učinke. Da bi le-te zmanjšali na sprejemljivo mero, smo na Zavodu za raziskavo materiala in konstrukcij v Ljubljani razvili posebne vodoodbojne injekcijske mešanice. Ker z znižano vsebnostjo cementa trdnost novo razvitih mešanic ne doseže trdnosti cementne, smo s preiskavo večjega števila zidov, ki smo jih injektirali z mešanicami različnih trdnosti, poskušali ugotoviti, kako spremembe trdnosti injekcijskih mešanic vplivajo na obnašanje kamnitega zidovja med potresom. Čeprav so se trdnosti uporabljenih injekcijskih mešanic tudi do petkrat razlikovale med seboj, na preiskanih zidovih nismo ugotovili praktično nobenih razlik. Ugotovitev bo močno olajšala nadaljnji razvoj zidovju prijaznih injekcijskih mešanic, ki bodo ustrezale tako trdnosti kakor tudi zahtevam za restavracijo in konzervacijo kulturno-zgodovinskih spomenikov. Ključne besede: Kamniti zid, zgodovinski spomenik, injektiranje, injekcijska mešanica, vlaga, vodovpojnost, ojačevanje, potresna odpornost. THE STRENGTHENING OF STONE-MASONRY WALLS WITH MASONRY-FRIENDLY GROUTIMG S U M M A R I ■ — " By injecting the cement grout, all types of stone-masonry walls can be efficiently strengthened. However, by injecting the cement, foreign material is introduced into the historic fabric of the masonry that, besides giving the masonry wall additional strength, induces also many negative effects. In order to reduce the consequences of chemical reactions developed during the process of hardening as well as capillary activity of introduced material, special, water-repellent grout mixes have been developed at the Institute for Testing and Research in Materials and Structures (ZRMK) in Ljubljana. Because of the reduced strength of those mixes, the influence of strength of the mix on the seismic behaviour of the grouted stone-masonry walls has been investigated by testing a number of stone-masonry walls injected with different types of grout under seismic loading conditions. Although the compressive strength of the mixes varied by 5-times, no significant differences in the behaviour and mechanical properties of the tested specimens have been observed. This will make easier further improvement of special purpose, masonry-friendly mixes, which will meet the requirements of restoration and conservation of historical monuments as well as the requirements of earthquake resistant design. Key words: Stone-masonry, historical building, grouting, masonry-friendly grout, dampness, water absorption, strengthening, seismic resistance. Avtorja: Miha Tomaževič, dr., dipl. inž. gradb., redni profesor Vera Apih, mag., dipl. inž. kem., raziskovalna svetnica Zavod za raziskavo materiala in konstrukcij Ljubljana, Dimičeva 12, 61109 Ljubljana UVOD Velika večina Slovenije je potresno območje, na katerem lahko z obdobjem ponavljanja 2 0 0 let ali manj pričakujemo potrese Vlil. stopnje intenzitete po MSK (Medvedev-Spon- heuer-Karnik) lestvici. Kot dokazujejo zgodovinski podatki, je na naših tleh že nekaj potresov terjalo davek v obliki porušenih naselij in izgubljenih človeških življenj. Zadnji močni potresi, kot sta »veliki« ljubljanski potres leta 1895, potres na Kozjanskem leta 1974 in furlanski potres leta 1976, ki je močno prizadel Posočje, so opomin na potresno nevarnost, ki ji je izpostavljena Slovenija. Slovenska urbana naselja so tipična srednjeevropska in sredozemska mesta s svojimi zgodovinskimi jedri, ki predstavljajo arhitekturno kulturno-zgodovinsko dediščino najvišje kategorije. Takšna jih je s kar najmanjšimi posegi potrebno ohraniti prihodnjim rodovom. Dolgo časa zane­ marjeni zgodovinski deli mest, z raznovrstnimi in slikovi­ timi majhnimi trgi, prehodi in vogali, so postali priljubljena zbirališča meščanov, ki živijo v modernih stolpnicah na obrobju mesta. Z modernizacijo in s prenovo stavb pa so stara mestna jedra postala tudi zanimiva prebivališča. Na splošno so zgodovinske stavbe, ki niso bile projekti­ rane in grajene z upoštevanjem danes veljavnih zahtev potresno varnega grajenja, potresno zelo ranljive. Novejši potresi v sredozemskem območju so povzročili največ škode starim, zgodovinskim stavbam, pa tudi večina žrtev Slika 1: Kamnita hiša v zgodovinskem jedru Ulcinja, ki jo je porušil potres v Črni gori leta 1979 je bila posledica porušitve starih stavb. Med drugimi razlogi, ki so povzročili trganje zidov in njihovo rušenje pravokotno na ravnino, je bila velikokrat tudi premajhna trdnost kamnitega zidovja kriva za nastanek poševnih razpok in razpadanje zidovja oziroma popolno porušitev stavbe (slika 1 ). Zato je treba med posegi za ohranitev zgodovinskih stavb poleg konzervatorskih in restavratorskih ukrepov predvi­ deti tudi ukrepe za ojačitev zidov, saj bo le med prenovo ojačena stavba lahko prevzela pričakovane potresne sile. V tem prispevku bomo povzeli nekaj najnovejših izkušenj, ki smo jih na Zavodu za raziskavo materiala in konstrukcij (ZRMK) v Ljubljani dobili pri ojačevanju obstoječega kamnitega zidovja z injektiranjem. INJEKTIRANJE CEMENTNE MEŠANICE KOT METODA PROTIPOTRESNE OJAČITVE OBSTOJEČEGA KAMNITEGA ZIDOVJA Pri nas se je kamnito zidovje v vseh svojih različicah kot osnovni material za grajenje uporabljalo več stoletij. Kam­ nito zidovje starih stavb v zgodovinskih mestnih in pode­ želskih jedrih je navadno sezidano iz dveh zunanjih, nosilnih slojev iz večjih kosov nepravilno obdelanega kamna z vmesnim nasutjem iz manjših kosov in odpadkov, nastalih pri zidanju, vse skupaj pa je povezano z apneno malto. V nekaterih primerih je zidovje sezidano iz razme­ roma kompaktne mešanice kamna, opeke in malte, brez vidne meje med posameznimi sloji zidu. Pravilno ali deloma obdelano kamenje se je uporabljalo za zidanje javnih ali monumentalnih stavb, včasih pa tudi za zidanje vogalov in stikov zidov pri navadnih stavbah. Ponekod je samo fasadni sloj zidu, ki ni ometan, sezidan iz obdela­ nega kamna, medtem ko je notranji sloj zidu iz lomljenca nepravilnih oblik ter je zato ometan. Zelo redko pa je iz pravilno obdelanega kamna sezidan celoten zid. V kamnitem zidovju je najti lokalni material, predvsem apnenec (dolomit) in peščenjak. Kakovost malte je odvi­ sna od kakovosti peska. V primeru čistega rečnega peska je bila dosežena dobra kakovost malte in zidovja, medtem ko je v primeru, da je bil za pripravo malte uporabljen blaten pesek ali pesek, pomešan z zemljo, kakovost malte in zidovja zelo slaba. Nekatere tipične vrednosti mehan­ skih lastnosti materialov, iz katerih je sezidano kamnito ali mešano zidovje zgodovinskih stavb, so navedene v preglednici 1 . Preglednica 1: Tipične mehanske lastnosti sestavnih materia­ lov zgodovinskega kamnitega in mešanega zidovja (3, 4) Kamen: Opeka: Malta: Vrsta Tlačna Dimenzije Tlačna Granulacija Sestava Tlačna zidovja trdnost (mm) trdnost peska malte trdnost (M Pa) (MPa) (MPa) Kamen 40-70 - - 0-10 mm 1:2,5 0,5 Mešano 40-70 150x100x50 15,0 0-5 mm 1:2,5 1,0 Mešano 40-70 150x100x50 15,0 0-8 mm 1:2,5 0,5 Zaradi načina zidanja je v kamnitem in mešanem zidovju veliko votlin, ki so enakomerno razporejene po celi pro­ stornini zidovja (slika 2 ). Če to upoštevamo, zapolnitev votlin z vtiskanjem cementne mešanice v notranjost zidu predstavlja vsekakor eno očitnih, vendar učinkovitih metod za ojačitev zidu. Potem ko se injekcijska masa strdi, Slika 2: Tipična struktura kamnitega zidu poveže z votlinami ločene dele zidovja v kompaktno celoto. Čeprav je injektiranje cementne mase znano kot uspešna metoda za utrjevanje inženirskih konstrukcij (opornikov mostov, tunelov) že več kot 150 let, se do nedavnega ni veliko uporabljalo za sanacijo in ojačitev po potresu poškodovanih opečnih in kamnitih zidanih stavb. Na ZRMK smo injektiranje cementne mešanice za sanacijo opečnih zidanih stavb vpeljali po katastrofalnem potresu v Skopju, Makedoniji, leta 1963. Za sistematično sanacijo in ojačitev kamnitih zidanih hiš pa smo injektiranje cement­ ne mase na široko vpeljali po potresu na Kozjanskem leta 1974. Čeprav njegova intenziteta ni bila visoka (VII. stopnja po MSK lestvici), pa je potres močno poškodoval številne kmečke kamnite hiše in nekatere pomembne kulturno-zgodovinske spomenike. Po letu 1974 smo me­ todo injektiranja preverili in izboljšali, tako da je bila lahko na široko uporabljena po potresih v Furlaniji v Italiji leta 1976 in v Črni gori v Jugoslaviji leta 1979. V zadnjih dvajsetih letih se metoda uporablja tudi v primeru prenove zgodovinskih stavb v številnih mestnih in podeželskih jedrih. Cementna injekcijska mešanica je sestavljena iz 90% portlandskega cementa PC-35 in 10% opalske breče, ki se doda za zagotavljanje plastičnosti med injektiranjem. Suhi mešanici se doda voda (volumensko razmerje med suhim delom mešanice in vodo je bilo med 1:1 in 1:0,9), nakar se suspenzija injektira v zid skozi posebne plastične ali kovinske cevke, ki se vgrade v spojnice med kamni enakomerno po celotni zidni površini. Razdalja med cev­ kami je odvisna od strukture zidu in se giblje med 0,5 in 1,0 m. Med kamne se izvrtajo luknje vsaj do polovice debeline zidu, vanje pa se nekaj centimetrov globoko vstavijo in s hitrovezočim cementom pritrdijo injekcijske cevke. Zidovje se najprej navlaži, nato pa se šele prične z injektiranjem. Postopek se prične spodaj in se nadaljuje proti vrhu zidu. Potem ko injekcijska masa prične iztekati iz sosednje cevke, se prva zapre, postopek pa se nada­ ljuje pri sosednji. Iztekanje mase iz spojnic med kamni oziroma razpok se prepreči s premazom s suhim, hitro vezočim se cementom (slika 3). Slika 3: Injektiranje kamnitega zidu s cementno mešanico Zaradi velikega števila votlin v kamnitem zidovju je za uspešno vtiskanje suspenzije potreben le majhen pritisk (do 2 bar). Če nimamo ustrezne opreme za injektiranje, si lahko pri zelo votlavih zidov za silo pomagamo kar s težnostjo: injekcijsko maso vlivamo v cev v višjih nadstro­ pjih. Kot kažejo dolgoletne izkušnje, količina suhega dela mešanice, potrebna za sistematično zainjektiranje kamni­ tega zidovja, ne presega 50-150 kg na m3 zidovja. Učinek injektiranja s cementno mešanico na potresno odpornost smo preverili eksperimentalno z občasnimi laboratorijskimi in terenskimi preiskavami obstoječih in ojačenih kamnitih in mešanih zidov (1 , 2 , 3 in 4). S preiskavami smo ugotovili, da je potresna odpornost s cementom zainjektiranega zidu lahko tudi več kot dvakrat večja od odpornosti osnovnega zidu. Stopnja povečanja je seveda odvisna od kakovosti osnovnega zidu, zanimiva pa je tudi ugotovitev, da je trdnost s cementom zainjekti­ ranega zidovja v vseh primerih precej podobna, ne glede na vrsto in trdnost osnovnega zidu. trdnost. Žal na ZRMK še nimamo eksperimentalnih podat­ kov o tlačni trdnosti, dobljenih s preiskavo dejanskega zidovja bodisi na terenu bodisi na vzorcih, odvzetih iz stavb in preiskanih v laboratoriju. Tipična odvisnost med vodoravno obtežbo in kotom za­ suka pri dveh izmed preiskanih mešanih zidov v osnov­ nem in ojačenem stanju, dobljena s terensko preiskavo, je prikazana na sliki 4 (4). Učinkovitost injektiranja kamnitega zidovja s cementno suspenzijo je bila preverjena tudi s potresom. Trietažno Preglednica 2: Mehanske lastnosti osnovnega in in- jektiranega zgodovinskega kamnitega in mešanega zi­ dovja Vrsta zidovja Opis preiskav Trdnost injekc. mase (M Pa) Tlačna trdnost fc (MPa) Natezna trdnost ft (MPa) Modul elastičnosti E (MPa) Strižni modul G (MPa) Neobdelan kamen, dva sloja, (a), 1 zid osnovni: 0,5 0,02 197 70 blaten pesek (1) injektiran: 33 1,0 0,12 825 100 Neobdelan kamen, dva sloja, (a), 6 zidov osnovni: 0,77 0,10 390 87 čisti pesek (2) injektiran: 33 2,14 0,25 2744 145 Neobdelan kamen, dva sloja, (b), 1 zid osnovni: 0,10 čisti pesek (4) injektiran: 31 - 0,14 - 100 Neobdelan kamen, mešan zid, (b), 3 zidovi osnovni: 0,14 40 čisti pesek (3,4) injektiran: 24 - 0,19 - 450 (a) - laboratorijske preiskave, vzorci sezidani v laboratoriju; (b) - in-situ preiskave Tipične vrednosti mehanskih lastnosti, ki določajo potre­ sno odpornost zidov (tlačne trdnosti fc, natezne trdnosti ft, modula elastičnosti E in strižnega modula G) so podane v preglednici 2 tako za osnovno kot tudi za s cementom zainjektirano zidovje. Pri tem je treba povedati, da so vse vrednosti tlačne trdnosti in modula elastičnosti, navedene v preglednici 2 , dobljene s preiskavo zidov, sezidanih v laboratoriju. Te vrednosti pa se zdijo glede na dejanske pričakovane vrednosti premajhne v primeru »osnovnega« zidovja, saj apneni malti, s katero so bili zidovi v labora­ toriju sezidani, ni bilo dano dovolj časa, da bi dobila Slika 4: Učinek ojačitve mešanega zidu z injektiranjem s cementno mešanico kamnito hišo, ki jo je močno poškodoval prvi potres v Furlaniji v Italiji leta 1976 (intenziteta potresa je dosegla IX. stopnjo po MSK lestvici), je sanirala in ojačila strokovna ekipa ZRMK s sistematičnim injektiranjem zidovja in s povezovanjem zidov. Čeprav je hiša stala v epicentralnem območju potresa, je, ustrezno ojačena, prestala dva zaporedna potresa enake intenzitete brez poškodb (5), medtem ko so se sosednje, samo »kozmetično« poprav­ ljene hiše, dokončno porušile. 1NJEKTIRANJE KOT METODA ZA ZAŠČITO PRED VLAGO Injektiranje cementne suspenzije ima veliko prednost pred drugimi metodami ojačevanja kamnitih zidov: poseg po končanem delu ni opazen in je tako idealen za ojačevanje konstrukcije kulturno-zgodovinskih spomeni­ kov, kjer moramo upoštevati restavratorske in konzerva­ torske zahteve, ki močno omejujejo uporabo drugih, tehnično tudi možnih posegov in ne dovoljujejo rekons­ trukcije oziroma zamenjave elementov nosilne konstrukci­ je. Žal pa je injektiranje cementa v zidovje neustrezno z nekaterih drugih vidikov. Kamnite hiše so po sanaciji zaradi povečane vlage v zidovih pogosto bolj neprijetne za bivanje. Umetnostni zgodovinarji in konzervatorji ugotavljajo, da je cement tuj originalni strukturi zidov, saj ne želijo uvajati v zidovje materialov, ki zgodovinsko vanje ne sodijo. Restavratorji pa se boje injektiranja zato, ker opažajo, da se po njem na poslikavah pogosto pojavijo poškodbe, ki jih pripisujejo cementu v saniranih zidovih. NADALJEVANJE V PRIHODNJI ŠTEVILKI KEMA p. o., KREMEN IN SPECIALNI GRADBENI MATERIALI ___KEMA____ 69201 Puconci, tel. 069/45-021, 45-020, 45-022, telefax 069/45-023 PREDSTAVLJAMO VAM NAŠE PROGRAME 1. SANACIJE BETONA: malte za reparaturo betonskih površin, za finalno obdelavo betonskih površin, hidrofobna sredstva, vezne emulzije, dodatki za pripravo torket betonov. (FASI RM, FASI FM, KEM AFOB, KEM ACRYL, BETON RA PID , BETON K O H EZIV , BETON PROTEKTIV) 2. SAN A CIJE V LAGE V Z ID U : sredstva za kapilarno blokiranje vlage, sušilne malte, hidroizolacijski premazi, hitrovezne malte. (KEM ASOL, KEM AFOB, ISA BIO M ALTE, H ID RO TES PREM A ZI) 3. SAN A CIJE IN DU STRIJSK IH PO D O V : aditivni industrijski podi, malte za obnovo starih industrijskih podov, samozalivne malte za novogradnje in obnovo poškodovanih industrijskih podov. (TAL M, NOVOTAL, N O V O TA L SAMOLIV, KEM ACRYL, EPO KSID NI PR E­ M AZI, AKRILNI PREM A ZI) 4. PR EM A ZI ZA O BJEK TE ZA PITNO IN TEHNOLOŠKO V O D O : polimercemen- tni premazi za obnovo starih in vodotesnost novih rezervoarjev za pitno in tehnološko vodo, pomožni hitrovezni materiali. (H ID RO TES VH, H ID RO TES A N, H ID R O ZA T, H ID RO K IT) 5 D O D A TK I BETON U : plastifikatorji, superplastifikatorji, pospeševalci in upočasnje­ vala vezanja betona, aeranti, dodatki za vodonepropustnost betona, opažna olja. /M ELM ENT IN PR O IZV O D I NA BA ZI M ELM ENTA, A N TIK O RO ZIV N A ZA ­ ŠČITA BETO N A (KORO STO P)) \ 6. G RA D BEN A LEPILA , FU G IR N E M ASE, IZRA V NA LN E M ASE: gradbeno lepilo, lepilo za siporex zidake, lepilo za lepljenje stiropor plošč oziroma elementov za termo fasade, lepilo za lepljenje keramike na keram iko, kamna, granita, marmorja - zidne in talne izravnalne mase - mase za fugiranje (široke in ozke fuge) FILTRA CIJA V O D E: kremenčeve frakcije, antracit (U VO Z) NAŠI TEHNOLOGI VAM BODO RADI SVETOVALI! POKLIČITE NAS: PUCONCI 06945020, 45 021, 45022 LJUBLJANA 061267723 (gospod TIŠLER) MARIBOR 062611533 (komercialni predstavnik gospa TOMAŠIČ PAVLA) VARNA STREHA ZA VSE ŽIVLJENJE 30 let garancije = vaša varnost Pod streho BRAMAC boste našli v prihodnosti varnost in udobje zase in za vaše otroke. Za kako­ vost materiala in odpornost proti zmrzali dajemo 30-letno garancijo. Lepoto strehe, harmonijo med hišo in streho določite sami: izbirajte med dvema modeloma in štirimi barvami za individualnost svoje strehe. In ne pozabite na kompletni sistem dodatkov po meri, ki hitro in varno reši vse strešne detajle. Odlo­ čite se za streho BRAMAC - za varno prihodnost. KUPON GRADBENI VESTNIK Prosim, pošljite mi brezplačno in neobvezno predloge, prospekte, ce­ ne in kupoprodajne pogoje. Ime in priimek: Poklic: Naslov: Če potrebujete nasvete, pokličite naš tehnično informativni oddelek po telefonu: 068/22-016 in 0602/85-074 BRAMAC BRAMAC d.o.o. Škocjan - vse za streho Sedež in tovarna I: 68275 Škocjan, Dobruška vas 45, tel.: 068/22-016, telefaks: 068/76-290 Tovarna II: 62375 Šentjanž, Otiški vrh - Dravograd, tel.: 0602/85-074, telefaks: 0602/85-206