P oštn ina p lačana v gotovini GRAD KEN I V ESTN IK KO N STRU KTO R, M A R IB O R : STO LPN IC A »LIVADA« VSEBINA • Ervin Prelog, dr. inž .: Stenasto skeletne konstrukcije p ri potresni o b r e m e n i t v i ....................................................... 97 E. Prelog: Skeleton w all structures subjected to earthquake loading Srdan Turk, dr. inž.: Poenostavitev računa poševne arm atu re in strem en p ri arm iran ih betonskih nosilcih 104 S. T urk : Simplified com puting of inclined re in ­ forcem ent and stirrups for concrete beams Obvestila Vodogradbenega laboratorija v Ljubljani Erozija rečnega dna nizvodno od p o d s l a p i j .................... 113 A bsolventska ekskurz ija gradbenikov po Jugoslaviji in G r č i j i ................................................................................. 114 Gradbeni center Slovenije Seznam pom em bnejših JU S standardov za področje g radbeništva ............................................................................ 115 * Informacije Zavoda za raziskavo materiala in konstrukcij Dušan V endram in, dipl. inž.: Akustična u red itev studiov Radia K oper ( n a d a l j e v a n je ) ........................................ 117 O dgovorn i u re d n ik : S ergej B u b n o v , d ip l. inž. U red n išk i o d b o r: Ja n k o B leiw eis, d ip l. inž., L o jze B lenkuš, d ip l. inž., L o jze C epuder, V lad im ir Č adež, dipl. inž., prof. B ogo F a tu r , M a rja n F e r ja n , d ip l. inž., V ek o slav Ja k o p ič , d ip l. in ž . a rh ., H ugo K eržan , d ip l. inž., M aks M egušar d ip l. inž., B ogdan M e lih a r, M irko M ežnar, d ip l. inž., Bogo P ečan , B oris P ip a n , d ip l. inž., M a rjan P re z e lj , d ip l. inž., D rag an R aič , F ra n c R u p re t, V lado Š ra m e l, d ip l. inž. R evijo< iz d a ja Z v eza g ra d b e n ih in ž e n ir je v in te h n ik o v za S loven ijo , L ju b lja n a , E rja v č e v a 15, te le fo n 23-158. Tek. ra č u n p r i N aro d n i b a n k i 600-14-608-109. T iska t is k a rn a »T oneta Tom šiča« v L ju b lja n i. R e v ija izh a ja m esečno . L e tn a n a ro čn in a za n eč lan e 15.000 d in a r je v . U red n ištv o in u p ra v a L ju b lja n a , E rjav čev a 15. GRADBEN I VESTNIH GLASILO ZVEZE GRADBENIH INŽENIRJEV IN TEHNIKOV SR SLOVENIJE ŠT. 5 — LETO XIV — 1965 Stenasto skeletne konstrukcije pri potresni obremenitvi DK 624.042 : 624.94 DR- INZ- e r v i n p r e l o g P ri gradnji veoetažnih poslovnih in stanovanj­ skih objektov kaj radi uporabljam o skeletne kon­ strukcije, ki so ojačene z betonskimi stenami. Takšni objekti so dokaj ekonomični. Ker je sta­ tična obravnava teh objektov zahtevna in dolgo­ trajna, se v praksi poslužujem o običajno grobih statičnih postopkov, p ri katerih p a ekonomičnost glede n a potresne obrem enitve n e pride do prave veljave. S takšnim grobim računom je namreč težko pravilno oceniti, kolik del celotne obreme­ nitve prevzam ejo betonske stene in kolik del ske­ let, zato se običajno večji del obremenitve »obesi« na betonske stene, k ar pa p redstav lja v večini prim erov prekomerno dim enzioniranje sten. Naslednja metoda, ki zahteva sorazmerno malo dela, omogoča z uporabo diferenčnih enačb zelo dobro ocenitev nosilnosti m ešanega sistema. Me­ toda bazira na poznanem delu R. Rosmana,* ki je razširjena na poljubno, ne samo enakomerno ho­ rizontalno obremenitev. Neenakom erna obremeni­ tev je nam reč zelo in teresantna p r i potresnih obre­ menitvah. Metoda je tudi razširjena na objekte, ki nim ajo konstantnih statičnih karakteristik po višini objekta. V prvem delu razprave so podane teoretične osnove. Te bodo interesantne predvsem za statika, ki se nam erava poglobiti v to problem atiko. V dru­ gem delu so podane vse potrebne diferenčne enačbe in m etoda reševanja. V tretjem delu pa je izdelan prim er, ki naj ilustrira uporabo enačb in hkrati prikaže enostavnost in uporabnost postopka, V tem prim eru p ride predvsem do izraza pomembnost bolj »natančnega« računa. 1. Teoretične osnove 1.1. Zasnova problema. Mešana konstrukcija, tj. kom binacija skeleta in sten (polne!) naj ima n etaž. Etaže SO' obremenjene s horizontalnim i sila­ mi S; (sl. 1). Naša naloga je ugotoviti, kolik del celotne horizontalne obrem enitve prevzam ejo stene in kolik del skelet. Postavimo' pogoj, da so stropne konstrukcije dovolj toge, k a r je v večini prim erov v praksi tudi izpolnjeno, potem se deform ira kon- * Dr. inž. R. R osm an: P re raču n av an je zidova za horizontalno opterećenje. Zavod za betonske konstruk­ cije, Zagreb 1962. strakc ija tako, da dobijo vsi elementi, tj. stebri in stene, v isti etaži enak horizontalni pomik y;. Upoštevajmo nadalje, da p ri oblikovanju horizon­ talnega pomika, igrajo pomembno vlogo le upo- gibne deform acije sten in pa deformacija skeleta, ki ga povzročijo prečne sile skeleta, Deformacija skeleta sicer ni gladka, monotono naraščajoča k ri­ vulja, temveč valovita krivulja, vendar je pri bolj regularnih skeletih, to je skeletih z malo' spre­ m enljivim i dimenzijami, deformacija skeleta sko­ raj gladka krivu lja (slika 1 b). P ri takšni supo- ziciji skeleta smemo v računu suponirati členke v sredini stebrov skeleta, kar pa znatno poeno­ stavi nadaljn ji račun. Poudariti moramo, da so ravno p ri stanovanjskih in poslovnih objektih po­ slednji pogoji skoraj vedno izpolnjeni, saj narekuje tako izvedbo funkcionalnost in arhitektonsko ob­ likovanje objekta. 1.2. Obrem enitev objekta. Horizontalni obre­ m enitvi objekta sta veter in pa potresna obreme- c) Sl. 1 nitev. Medtem ko vzamemo, da je veter po vsej višini objekta konstanten, se seizmična sila v skladu s sedanjim i predpisi po višini sprem inja. Zato bomo v naših splošnih enačbah obravnavali poslednji, bolj zapleteni prim er, s tem pa bo hk ra ti rešena tudi obrem enitev zaradi vetra, saj bo takš­ na obrem enitev predstavljala le posebno poeno­ stavljeno obremenitev. Seizmično silo za i-to etažo določimo po znani enačbi S; = kc ß m Qi (1) V nadaljnjem računu bomo še potrebovali prečno silo in pa etažni moment. Tako je za i-to etažo' prečna sila Ti = ž S; ' (2) i = n V enačbi (2) moramo torej seštevati seizmične sile od vrha objekta navzdol. Končno je še etažni moment zaradi seizmične sile p ri i-ti etaži i t l (M;) e t = - 2 (Ti hj) = — Z ( 2 Si hi) (3) i = n i = n i = n k jer je hi višina i-te etaže. P ri praktičnem računu si te vrednosti določimo tabelarno', saj je to bolj pregledno (glej primer). 1.3. Togosti skeleta in sten. Preden bomo nastavili osnovne enačbe, si še oglejmo obrazce za togost skeleta in togost jedra, saj sta obe količini zelo važni p ri računanju de­ li ormaci j ob j ek ta . 1.3.1. Togost skeleta. M ešana konstrukcija ima lahlko več čistih skeletnih ravnin npr. na sl. lc , I II III IV A --------- s , A , , A . , , .... -A , J I J 2 SI. 2 ravnini I-I in IV-IV in pa skeletne ravnine, p re­ kinjene s stenam i (ravnina II in III na sl. 1 c). Ker im ajo vsi elem enti v isti etaži enak horizontalen pomik yj, zato si lahko umislimo t. i. pomožen ske­ let, k i im a s stebrov in j jeder in je obrem enjen s seizmičnimi silam i S;. Na sl. 2 je prikazan pomo­ žen skelet za objekt, ki je podan na sl. 1. Povezava med posameznimi skeleti in jedri je zam išljena z nihalkami, ki prenašajo' samo osne sile. Opazujmo sedaj deform acijo »pomožnega« skeleta za i-to etažo. Skelet naj im a v tej etaži »s« stebrov in »r« nosilcev. V ztrajnostni momenti pa so za stebre Ii8 za nosilce pa Iir. Na sl. 3 je narisana etaža »i«. S tebri im ajo glede na uvodne pripom be členke v Qi •Oil 012 013 01» sredini etažne višine. Na sam skelet naj deluje prečna sila Qi, ki se razdeli na posamezne stebre: Q ii , Q i s , . ■ ■ Q is , tako da je Q i = 1 Q is (4 ) S = 1 Zaradi teh sil nastopijo horizontalni prem iki skeleta. Izračunajm o si re lativne premike, tj. p re­ mike m ed posameznimi etažami. Relativni prem iki A y; se sestojijo iz premikov A y;(s), ki nastopijo za­ radi deform acije stebrov, in iz prem ikov A yi(n), ki nastopijo zaradi deformacije, tj. zasukov nosilcev (sl. 4 a in 4b). Izračunajm o najprej prem ike A yi(n). Glede na sl. 4 a je npr. prem ik stebra »1«. A yi(s> = Qil 3E Če označimo z Ii-i.i J (5 ) hi3 &is lis h i -1 3 s = 1, 2 . . . s, Sl. 3 Ii-1, (6) potem veljajo enačbe . Q i l Q i2 Q isA yi(s) = ------an = ------- au = . . . = ------a; 24 E 24 E 24E (7 ) Sedaj izrazimo z uporabo enačbe (7) vse QiS s Qa ter dobljene vrednosti vstavimo v enačbo (4), pa dobimo s 1 Qi Qii au 2 1 ais kjer je vsota 1 Sis ^ il Si2 Si3 ciis (8) (9 ) - * - 4 in) A 'f i - Ce iz enačbe (8) izračunam o Qu in vstavimo v enačbo (5) že dobimo velikost pom ika A yi(s), namreč A yi(s> = Qi 24 E J? — s Sis (10) Sedaj še izračunajmo deform acijo d y i(n). Prem ik je (sl. 4 a) h i + h i _ i A yi(n) = \ vstavimo v enačbo (11). Tako dobimo iskati prem ik d y ;(n). R ezultat je A y ;(n ) = .2Qi vi: 12E J lir 1 Lr (16) Sedaj že lahko tudi zapišemo obrazec za celotni premik. Ta je A y \ = dyi + dyj Z vstavljanjem enačb (10) in (16) v poslednjo enač­ bo dobimo po ureditvi koinčni rezultat A y i = Qi 12E s 1 2 2 — i ais + v ___ ,1 Lr (17) Na podlagi te enačbe že lahko tud i izračunamo t. i. togost skeleta. Enačba (17) podaja spremembo relativnega prem ika na etažno višino v;, k je r je Vj srednja vrednost i in i-— 1 etaže. Na enoto višine etaže i je ta p rirastek A j \ Vi Qi 12E + Vi 2 Vi 2 — S & is (18) Recipročno vrednost tega p rirastka pri edi nični obremenitvi Q; = 1 bomo imenovali skeletna to­ gost (K;). Torej je K; - 12 E Vi (19) 2 v; 2 - S ä i s r K er imamo pri tej deform aciji opravka z anti- metrično deformacijo nosilcev je splošno

-b, ki je beton zaradi razpoke ne prevzame. Če bi prevzela po­ ševna arm atura celotni strig, bi m orala prevzeti celotno silo D, ki bi jo sestavljale glavne natezne napetosti na ploskvi a-b, ako bi beton nosil te glavne natezne napetosti. Ta sila D znaša potem: D — Sng F, F = dx" ■ bo, dx" = 0,71 • dx' dx ' = dx/cosB — dx . . ./10 D == Sng • 0,71 ■ dx • bo K er pa predpostavljam o po isti klasični teo­ riji, da prevzamemo del »s« strižne sile tud i s strem eni (s = 1010/o do 30%), ostane za poševno arm aturo le še del p = 1 — s (p = 90 °/» do 70 %). Za prakso sta ugodni vrednosti sa = 10 ®/o, pa = = 90% (tj. prim er »A«) in pa vrednosti sb = 30% , P b = 70% (tj. p rim er »B«), Statično je ugodnejši prim er »A«, ker v tem prim eru prevzamemo več strižne sile s poševno, armaturo, tj. v smeri delo­ vanja glavnih narteznih napetosti in je torej va­ rian ta »A« solidnejša. Konstruiramo pa lažje pri varianti »B«, ki zahteva manj poševne arm ature. Praktično zato priporočamo na splošno račun po varianti »A«, le v prim eru, da so pri tem resne konstruktivne težave zaradi nam estitve poševne arm ature, bi upoštevali varianto »B«. Na osnovi tega upoštevamo torej mesto sile D po en. 10 le silo D", ki ostane po delnem prevzem u strižne sile po strem enih. V smislu gornjega velja: D" = p . D = 0,71 . p • S,lg • dx . b0 . . ./11 Sedaj vpeljemo za velikost glavne natezne na­ petosti Sng izraz po en. 5 z upoštevanjem po en. 1, da velja S„g = Tn in dobimo: . . ./12 k jer je dfat-đx prirastek teoretičnega prereza arm a­ ture na odseku dx. P rodukt 0,71 • p je ugodno ozna­ čiti s simbolom »k« in sledi: fp-dx = k • dfat-dx, k = 0,71. p .../15 Pri varian ti »A« dobimo, p ri p a = 90 °/o vrednost kA = 2/3, p ri varian ti »B« pa p ri Pb = 70 % sledi kg = 1/2. Končni rezu ltat je potem nadvse preprost: P ri varianti »A« je na odseku dx potrebna poševna arm atura v velikosti 2/3 števila palic vzdolžne arm ature, ki postanejo v tem odseku dx teoretično nepotrebne. P ri varianti »B« velja analogno, le da je tu delež le 1/2. Kot vidimo, gre tu za eno­ stavna deleža 2/3 in 1/2, in je s tem pojasnjena izbira vrednosti »s« v velikosti 10% oziroma 30 %. Če smo torej v smislu poglavja 2,1 ugotovili poševno-arm irani odsek, si v sm islu sk. 6 lahko narišemo, vse krivitve poševne arm ature. Z verti- u o " C o n st ati 4 const. Vpisa­ n i to -* u kalam i V si potem ugotovimo vrednosti dfat-đx in potem še poševno arm aturo fP-dx za posamezne od­ seke dx, po en. 15. P ri uporabi enačbe 15 računanje pravzaprav sploh ni potrebno, ker si enostavno zapomnimo, da imamo v prim eru »A« pri spremembi teoretične vzdolžne arm ature v posameznem odseku za 1,5, 3, 4,5 oziroma 6 palic poševno arm aturo v tem odseku 1, 2, 3 oziroma 4 palice. (Pri redkejši va­ rianti »B« ustreza to število palic poševne arm a­ ture spremembi vzdolžne arm ature v velikosti 2, 4, 6 oziroma 8 palic.) Ker sprememba vzdolžne arm ature v posamez­ nem odseku ni ravno zaokrožena številka 1,5, 3, 4,5 ali 1 (oziroma 2,4,6 ali 8 za prim er »B«) mora­ mo na splošno število palic poševne arm ature za­D” = 0,71 • p • dZ okrožiti navzgor. Da se tem u izognemo, moremo poševno arm aturo p ro jek tirati tudi tako, da si od­ seke dx (sik. 7a) izberemo tako, da ustrezajo ravno spremembi vzdolžne arm ature za zaokroženo šte­ vilo palic 1,5, 3, 4,5 ali 6 (oziroma 2, 4, 6 ali 8 pri prim eru »B«), Potem bo1 število palic poševne arm ature v posameznem odseku dx točno 1, 2, 3 ali 4, le da bo razstoj kriv itev često tak, da bo naslednj-a krivitev začela še pred koncem prejšnje. Zgodi se tudi, da bi dolžina odseka dx izpadla večja kot je razstoj med zgornjo in spodnjo arma- sila v strem enu V enaka vodoravni strižni sili H (ker so- razpoke predpostavljene pod kotom 45° in je pod istim kotom tudi poševna tlačna rezultanta Ds). Iz tega dobimo potrebni prerez strem en na odseku dx, za prim er, da nimamo poševne arm a­ ture: f S' - d x = V/Sadp = H/Sadp .../16 Ako pa upoštevamo' v smislu pogl. 2,2, da prevza­ me poševna arm atura delež p, in ostane za stre­ m ena le še delež s = 1-— p, sledi potem: turo. Tedaj je treba krivitve izvesti pod manjšim nagibom tako', da začne naslednja krivitev ob koncu prejšnje. Račun se še ne spremeni, če se nagib poševne arm ature zm anjša od 45° na 30°. Šele če bi nagib izpadel manjši od 30°, bi bilo treba izvesti korekcijo računa, ozirom a še bolje, da zm anjšamo odseke dx tako, da je sprememba vzdolžne arm ature v novih odsekih m anjša za 1,5 (oziroma za 2 p ri prim eru »B«). V dodatni skici 7-b je podan še postopek za prim er kontinuivne konstrukcije (področje negativnih momentov nad podporo). Kot vidimo', je pro jek tiran je poševne arm ature po tem postopku silno preprosto, in se izvede hitro brez vsakega računanja z računalom. f s - d x = S • H/Sadp .../17 ,i ' ’ ' . ~ -■ /. Po enačbi 4ab in 5 dobimo potem vrednost H v obliki (pri dx = dx'): H dZ = dfat-dx * Sadp • • ./18 k jer smo upoštevali še kom entar k en. 5, in p ri tem vrednost dfat precizneje označili kot dfat-đx, tj. spremembo teoretične vzdolžne arm ature na odseku dx. Z upoštevanjem enačb 17 in 18 sledi potem končno izraz za prerez strem en na odseku dx: fs_dx = s • dfat-ax; (sa = 10 fl/o, sB = 30 %>) .. ./19 2,3 Ugotovitev strem enske arm ature Po klasični teoriji, ki jo uporabljamo, upošte­ vamo spet ravnotežje triko tn ika a-b-c-a po sk. 8, s tem, da sedaj ni v rezu a-b nobene arm ature in dobimo na ta način potrebno strem ensko arm aturo za prim er, da ni nobene poševne arm ature. Če je potem trikotnik a-b-c-a v ravnotežju, mora biti Nas pa zanima predvsem, prerez strem en na dolžini 1 m, simbol fs^im, ki ga dobimo z upoštevanjem prem e sorazmernosti v obliki (dx . . . v metrih): U - im s - d,f;Lt - ,ix/dx; (SA = 10 l0/o, SB = 30 «/o,) . . ./20 Iz enačbe vidimo, da gostota strem en ni teoretično enaka po celi dolžini nosilca, ker se vrednost dfat-dx/dx po dolžini nosilca menja. K er prerez strem en ne vpliva znatno na stroške, volimo ta kvocient za razm ere ob podpori, ki dajo najneugod­ nejši rezultat. P ri tem volimo kot dx dolžino dx za prvo krivitev poševne arm ature (sk. 9). Razstoj strem en ugotovimo potem tako, da upoštevamo, da daje posamezno strem e prerez fsi = i • fs, k jer je »i« število aktivnih prerezov strem ena po sk. 10 (navadno i = 2) in fs prerez arm aturne palice, iz katere izdelamo streme. Če je potem razstoj strem en označen z es dobimo so­ razmerje:Sk. 8 fs - im/100 cm = fsi/es = i ■ fs/es . . . 1 2 1 In iz tega raizstoj strem en v oentimetrih: 1 • fs es = ------ • 100 cm .. ./22 f s - lm Za 'običajno streme, p ri katerem velja i = 2 do­ bimo potem: 2 • f es = ------- • 100 cm . . ,/22a fs - lm Izračun po en. 22 oziroma 22a velja glede na po­ trebe v zvezi s strigam in glavnimi nateznim i na­ petostmi v bližini nevtralne osi. Glede na varnost tlačene cone (analogija s strem eni pri stebrih) bi pa ne priporočili večje razdalje stremen kot znaša 1,5- do 2-kratna debelina nosilca bo. Tudi bi ne priporočili večje razdalje strem en kot 20 • d do 30 ■ d, k jer je d prem er palice tlačne oziroma mon­ tažne arm ature (spet analogno kot p ri stebrih). Če s tem v zvezi velikost es po en. 22 oziroma 22a izpade prevelika, jo preprosto' zmanjšamo tako, da volimo m anjši prerez strem ena f8 in se razstoj avtomatično' zmanjša. (Opomba: Priporočila glede razstojev so tu m ilejša kot pri stebrih, ker gre tu za tlačeno cono, pri kateri napetost od roba proti nevtralni osi hitro pada in ker je uklon tlačne oziroma montažne arm ature otežkočen zaradi tlač­ ne plošče. Če pa tlačne plošče ni, npr. spodaj ob podpori kontinuirnega nosilca, bi omejili razstoj strem en na 15 do 20 d.) 2,4 Povzetek rezultatov Kot smo že omenili, priporočamo za izvedbo varianto »A«, in le izjemoma varianto »B«. Re­ zultati za poševno arm aturo in strem ena so zbrani v tabeli 2: f • 4 r t— r -t z 1 z i « t « U l 1*1 t® 2 t = 2 1 « * ■*7J i ' 1 t* S C = S ----- rez, v katerem štejemo vrednost £ Sk. lo Tab. 2. Poš. arm atura in strem ena pri varian ti »A« in »B«. V a ria n ta p Poš. a rm a tu ra f . n a odseku dxp -d x S tre m e n a — p re re z n a o d se k u 100 cm f ,s - lm s 2 A 90«/» 3 d f at - dx T—1O • d f a t - d x /d x 10°/» B 70 «/o 1 d f a t - dx 0,3 • d f a t - d x / d x 30»/» 2 3. Prim er, da je totalna m om entna črta dobljena po m etodi vp livn ic. 3.1. Ugotovitev poševno-arm iranih odsekov V prim eru, da je to talna momentna črta ugo­ tovljena po metodi vplivnic, je dobljena ta črta tako, da povežemo točke, ki jih dobimo potom iz- vrednotenja vplivnic, v zvezno krivuljo. Taka to­ talna momentna č rta torej ne predstav lja vsote konkretnih mom entnih črt za posamezne obtežne primere, n jen odvod ne predstavlja prečnih sil in zato ne moremo iz take totalne m om entne črte sklepati n a velikost strižnih napetosti Tn oziroma na velikost glavnih nateznih napetosti Sng. Zato je postopek v takem prim eru drugačen kot v po­ glavju 2. Za ugotovitev poševno-arm iranih odsekov iz­ hajam o spet iz pogoja, da je poševna arm atura po predpisu n u jn a takrat, kadar prekorači glavna na- tezna napetost Sng dopustno napetost Sn 0 in upoštevamo za odvod dZ/dx izraz, ki velja tud i za n-ekonstantno višino nosilca, tj.: dZ _ dM 1_ _ M J _ dz dx dx z z2 dx dobimo potem: .. ./24 dZ 1 dx bo 1 bo ■ z /dM dz/dx ---- --- M --------- dx z y ./25 Iz teorije nosilcev poznamo, da velja dM/dx = = Q, k jer je Q prečna sila. N adalje lahko predpo­ stavimo, da velja za dano tipo nosilca linearen odnos med statično in stvarno višino, tj. z = c ■ h, k jer je velikost »c« za dano tipo konstanta, in velja potem odvod dz/dx = c • dh/dx = c • tgA . Tu je A nagib zg. roba nosilca napram spodnjemu robu, in sicer pozitiven, ako višina v smeri + x narašča, sk. 11. Če potem to uvedemo v enačbo 25, dobimo: Tn = S„g = - -1 (Q + m • M), m = - tg A/h . . ./26 bo • z Izraz v oklepaju je ugodno označiti kot »striž­ no silo« Q', za razliko od prečne sile Q, ker ravno od te strižne sile zavisi velikost strižnih napetosti T„ (in ne direktno1 od prečne sile!), tako da do­ bimo: Tn = Sng = Q7b0 - z Q' = Q + m • M .. ./27 ab Sledi torej, da moramo z,a pravilen račun po­ ševne arm ature poznati velikost strižne sile Q', med tem ko nas velikost prečne sile Q neposredno ne zanima. Le v prim eru nosilca s konstantno vi­ šino- nas konkretno zanima prečna sila, a le zato, ker je tedaj A = 0 , m = 0 in Q' = Q in seveda Tn = Sng = Q/bo - z. Le v tem prim eru torej iz- vrednotim o vplivnice za prečne sile Q in dobimo s tem obenem že totalno linijo strižnih sil Q'. V splošnem prim eru, ko pa višina nosilca ni kon­ stantna, pa moramo najprej konstruirati, potem pa še izvrednotiti vplivnice za strižne sile Q'. Te vplivnice dobimo iz vplivnice za prečno silo yi (Qx), ki ji prištejem o z vrednostjo mx pomnoženo vpliv- nico za upogibni moment y; (Mx) t j . ordinate y vplivnice v rezu nosilca »i« za strižno silo Q' v prerezu x dobimo po enačbi: y \ (Q'x) = yi (Qx) + m x • y; (Mx), .. ./28 ab m x = — tg Ax/hx Opomba: Če so ordinate vplivnice za momente dane v metrih, je treba vstaviti tudi vrednost hx v enačbi 28 b v metrih! Na ta način smo ugotovili za dani nosilec (sk. 12) ne samo črto to ta ln ih momentov Mt0t, am- pak tudi črto to taln ih strižnih sil Q'tot- P ri kon­ stan tn i višini je slednja enaka Uniji Qt0t, p ri ne- konstantni višini pa se ne moremo izogniti kon­ strukciji posebnih vplivnic za strižne sile. Slednje velja tudi za račun po klasičnih postopkih, kjer enako potrebujem o vplivnice za strižne sile, če hočemo, da je račun pravilen. Konstrukcija vpliv- nic za strižne sile ni torej dodatna zamuda časa ravno pri podani metodi, ampak je nu jna vedno pri nekonstantni višini. S tem, da je ugotovljena Unija totalnih striž­ nih sil Q 'tot, je problem poševnoarm iranih odsekov v glavnem že rešen. Če namreč izračunam o iz enačbe 27a tisto’ strižno silo Q 'm ej, pri kateri po­ ševna arm atura ravno še ni potrebna, in to Unijo narišemo na diagram totalnih strižnih sil Q'tot, imamo poševnoarm irano področje povsod tam , kjer je tot. strižna sila Q 'tot večja od velikosti Q 'mej. Ker velja na meji poševnoarm iranih odsekov Tn = = SUg = Sndp, sledi po enačbi 27 a: Sndp Q m ej/b o • Z oziroma Q mej Sndp • bo • z . . ./29 ab Za vrednost »z« upoštevamo velikosti, ocenjene pod enačbo 23, vrednost bo je kot že omenjeno, ši­ rina nosilca v nev tra ln i osi, vrednost S ndp je po­ dana v tab. 1. Opomba: V prim eru konstantnega prereza, tj. bo = const., z = const, je vrednost Q 'mej konstanta po celi dolžini nosilca, in je Unija Q'm ej premica. — Če mioramo1 zaradi nesim etrije nosilca risati cel nosilec, nanesemo na desni stran i vred­ nosti Q 'm ej pod nul-črto. — Pri močnih vu tah se lahko zgodi, da je tik ob podpori Q 'm ej večji od Q 'tot, bolj daleč pa ne več. V tem prim eru pripo­ ročam, da tudi tam namestimo poševno arm aturo, kot da bi bil tudi tam poševno arm irani odsek. 3.2. Ugotovitev poševne arm ature Upoštevamo isto teorijo kot v pogl. 2.2, le da izračunam o vrednost S ng v enačbi 11 z uporabo enačbe 27 a. Tako dobimo diagonalno silo D" po enačbi: D" = 0,71 • p • Q' • dx ■ bo/bo • z = = 0,71 • p ■ Q' • dx/z . . ./30 Iz tega sledi potrebna poševna arm atura na odseku dolžine dx: fp-dx D /Sadp 0,71 • p • Q • dx/z • Sadp .. ./31 V enačbi 15 smo označili produkt 0,71 • p s simbolom »k«, in tako dobimo za poševno arm a­ turo v odseku dx izraz: fp_dx = k • Q' ■ dx/z • Sadp • • ./32 k jer je »k« bodisi k .v = 2/3 bodisi kn = 1/2, pri sodelovanju strem en 10 °/o oziroma 30®/». (Pripo­ ročili smo že varianto A, s kA = 2/3.) Sedaj upoštevamo običajno izvedbo poševne arm ature po sk. 12, ki je p ro jek tirana tako, da je njen nagib 45° in, da začne naslednja krivitev ob koncu prejšnje. Potem velja za krivitev »r«, ki ji pripada dolžina dx = dxr in statična višina z = zr, ter je v odseku te krivitve poprečna strižna sila Q' = Q'r prerez poševne arm ature fp_r. Sledi pri upoštevanju, da znaša zr = 0,8 ■ h r in dxr = ur = = h r — 2 • a = 0,88 ■ hr, kjer je h r srednja višina v odseku dxr in a =■■ 6 % h r (a = razdalja arm ature od roba, ur = razdalja med arm aturam a); fp-r = k - Qr' • dxr/zr - SadP = k ■ Q 'r . 0,88/0,80 X ZZ Sadp = 1,1 * k - Q'r/Sadp . ■ ./33 Sedaj uvedemo kot pomožno vrednost »strižno nosilnost ene palice«, tj. strižno silo Qi, ki je do­ pustna v prim eru, da je fp_r = fi, tj. prerez ene palice vzdolžne arm ature. Sledi pogoj: fi 1,1 • k ■ Qi/Sadp tj. Qi — = fi • Sadp/1,1 - k . . ./34 Nadalje vpeljemo: w = 1/1,1 ■ k in sledi: Ql = W • fl • Sadp w = 1/1,1 ■ k wa — 1,35 wb — 1,80 .. ./35 Število' potrebnih palic s prerezom fi pri kri- vitvi »r« je potem: Or Qr /Ql = fp-r/fl . . ./36 Če potem nanesemo v diagram strižnih sil (sk.) 12) vzporednice z medsebojno razdaljo Qi, ugo­ tovimo v vsakem odseku »r« takoj potrebno šte­ vilo palic s prerezom fi: Vsak predal »P« v odseku »r« diagram a totalnih strižnih sil predstavlja po­ trebo po eni palici. To je docela analogno kot pri pokrivanju momentne površine z momentnimi vrednostm i posameznih palic vzdolžne armature. Še več: k er gre krivina od spodnje arm ature do zgornje arm ature ravno na dolžini dxr, imamo z diagramom tot. momentov (sk. 12 b) in z diagra­ mom tot. strižnih sil (sk. 12 c) možnost enostavnega pro jek tiran ja vzdolžne in poševne arm ature hkrati. Npr. palice »b« so najprej izkoriščene kot del ne­ gativne arm ature zgoraj, kar vidimo v diagramu momentov, nato kot del poševne arm ature v od­ seku »r«, kar vidimo v diagram u strižnih sil, in potem kot del pozitivne arm ature spodaj, kar vidi­ mo spet v diagram u momentov itd. (sk. 12!). Boljše preglednosti si ni mogoče želeti. Pripom nili bi še to, da ni treba diagrama striž­ nih sil docela pokriti, namreč m erodajna je strižna sila v polovinki odseka dx in je potrebno pokriva­ nje po debeli črtkani črti (-------------- ). Če nam šte­ vilo nr v posameznem odseku ne izpade kot celo število, potem pri decimalkah od 0,6 do 0,9 za­ okrožimo število na prvo večje celo število. Pri decimalkah od 0,1 do 0,5 pa zaokrožimo število na prvo nižje celo število, decimalke pa prištejemo vrednosti n r v prvem odseku bliže podpori. To sioer ni docela v smislu klasične teorije, vendar napaka ni velika. V celoti m ora seveda vsota vseh teoretičnih vrednosti nr ustrezati projektirani. Pri tem moremo tudi razdalje mied kriv itvam i zgostiti, le da ostane vsota poš. palic ista in da je jakost poševne arm ature, tj. poprečno število palic na po­ samezen dolžinski m eter ostalo isto (tj. pri večjih strižnih silah gostejša poševna arm atu ra in obrat­ no). Vrednosti n r seveda ne računam o iz enačbe 36, ampak jih direktno odčitamo iz diagram a striž­ nih sil. Po podani metodi dobimo torej pregleden po­ stopek, ki dopušča za bolj izvežbanega projektanta še posamezne variacije, ki omogočijo do skrajnosti izkoriščeno armaturo. 3.3. Ugotovitev stremenske arm ature Spet upoštevamo isto teorijo kot v poglavju 2.3, le da sedaj navežemo izračun stremenske ar­ m ature na že v pogl. 3.2 ugotovljeno poševno ar­ maturo. P ri tem uporabimo enačbi 15 in 19 za poševno in stremensko arm aturo na istem od­ seku dx: fp - dx k • dfat - dx, fs-dx s • dfat-dx * • ./37 ab Iz teh dveh enačb dobimo: fs-dx/fp-dx = s/k, in iz tega: fs-dx = fp-dx • q, q = s/k, qA = 0,15, qB = 0,60 .. ./38 Sedaj upoštevamo za vrednost fP-ax vrednost fp -r za odsek dx = dxr po enačbi 36: fp_r = n r • fi in dobimo za odsek dolžine dx = dxr: f8_r = q • n r • fi .../39 Za praktični nadaljnji račun pa potrebujemo prerez strem en za dolžino 1 m eter, in sledi: fs-im = q ■ nr • fi/dxr .. ./40 Razstoj strem en (cm) dobimo potem po že zna­ ni enačbi 22 oziroma 22 a: i • fs es = ------ ■ 100 cm, vrednost i po sk. 10, fs-im navadno strem e: i = 2. ^ fs .. . p rerez stremenske palice. Kot vidimo, se razstoj strem en spet spreminja vzdolž nosilca. K er strem ena ne predstavljajo znat­ nejših stroškov, priporočamo enako kot v pogl 2.3, da volimo razstoj stremen enakom eren po celi dol­ žini nosilca. P ri tem volimo izračunani najm anjši razstoj. Slednjega dobimo p ri največji vrednosti fs - im, tj. v smislu enačbe 40, p ri največjem kvo­ cientu n r/dxr. Ta kvocient pa je največji pri naj­ večjem nagibu diagonale »Nr« v pravokotnikih dx,- • Q /, gl. skico 12 c. Za strem ena je torej mero­ dajen odsek dxr z najstrm ejšo diagonalo »Nr«. Ob zaključku izvajanj opozorimo še na pripo­ ročilo, da naj razdalja strem en ne presega 1,5 do 2-kratne debeline nosilca bo in naj ne presega dol­ žine 15 do 30 prem erov tlačne oziroma montažne arm ature, kar smo že pojasnili pod 2.3. Enako po­ novimo navodilo, da razstoj strem en zmanjšamo tako, da zmanjšamo prerez strem enske palice. 3.4. Povzetek rezultatov Že v poglavju 2.2 smo' pojasnili, da je varianta »A«, p ri kateri prevzamemo v smeri trajektorij na­ petosti, tj. s poševno arm aturo, 90 °/o strižne sile, statično ugodnejša, in jo< zato predvsem priporoča­ mo. V arianto »B« (poš. arm atura 70 %) uporabimo, kot smo omenili, le izjemoma, če ho zahtevajo do­ ločene težave pri p ro jek tiran ju arm ature. P ri p ri­ m eru računa, k jer je podana m om entna črta po metodi vplivnic, pa vidimo nadalje, da variantam a »A« in »B« brez kakih posebnih komplikacij lahko dodamo še vmesno varianto »A/B«, p ri kateri p re­ vzamemo s poševno arm aturo 80 l0/o strižne sile. Ta varian ta pride eventualno v poštev kot kompro­ m isna varianta, ko se zaradi konstruktivnih težav ne moremo odločiti za varianto »A«, a nam je va­ rian ta »B« statično nevšečna. Zato podajam o v naslednji tab. 3 v pregledu še rezultate za varianto »A/B«. Tabela 3. P oševn a arm atura in strem ena pri variantah »A«, »A /B « in »B« V a ria n ta p s “/o "/o S tr iž n a n o siln o s t (kg) en e p a lice s p re re zo m in dop. n ap e - tost;io S adp P re re z s tre m e n (cm 2) n a o d seku 100 cm p r i d a n ih n in dx r r po vzg ledu sk . 12 A 90 10 1,35 ■f l • S adp 0,15 • n r • fi/dxr A/B 80 20 1,60 • f l * S adp 0,35 • n r • fi/dxr B 70 30 1,80 - f l * S adp 0,60 ■ nr • fi/dxr Opomba: f i . . . cm2; Sad p • • • kg/em2; dxr . . . v metrih. 4. Zaključne pripom be Iz podanih izvajanj moremo razvideti, da po­ stane po tem novem postopku pravilno pro jek tira­ nje poševne arm ature in strem en tako enostavno, da projektiranje z grobimi cenitvami izgubi zlasti pri prvem postopku svoj smisel, ker ne porabimo po podanem postopku več časa kot p ri grobem oce­ njevanju. K vsem izvajanjem bi omenil pa še to, da se p ri preprostejših razm erah tudi sam postopek moč­ no poenostavi. To' zlasti v prim eru konstantnega prereza nosilca, ko so p ri prvem postopku arm a­ turne razdelilnice ravne in vzporedne, p ri drugem postopku pa, ko odpade ugotavljanje posebnih vplivnic za strižne sile. Da bi se zm anjšal obseg članka, je nadalje iz­ puščena argumentacija, da moremo nagib poševne arm ature p ri prvem postopku zmanjšati na 30° brez bistvenih vplivov na varnost. Po drugi strani je iz istih razlogov p ri drugem postopku izpuščen opis možnosti, da se ugotovi idealna mom entna črta, iz katere potem dobimo, analogno kot pri prvem postopku, tudi poševno arm aturo in stre­ mena, z možnostjo h itrejše variacije z razdaljo med krivitvam i. Izpuščenih je iz istih razlogov še nekaj podrobnejših navodil, ki bi bila koristna. Vendar so vse osnove toliko podane, da more bolj izvežban p ro jek tan t sam svojemu načinu dela ustrezno prilagoditi posamezne postopke. Končno bi pripomnil, da zaradi enostavnosti pisave nisem posebej razlikoval med diferenčnim i in diferencialnim i kvocienti, te r sem v obeh p ri­ m erih pisal npr. dx. Točne j še razlikovanje rezulta­ tov ne izpremeni, komplicira p a se strojepis, ker bi morali simbole »delta« še posebej vpisovati v sta­ tične elaborate. Iz istih razlogov sem tudi povsod nadomestil grške črke za napetost in kote z veli­ kimi latinskim i. Tudi na ta način je olajšan stroje­ pis statičnih elaboratov, ako se uporabi podani na­ čin računanja. Dodam še to, da bi bili konkretni številčni praktični prim eri sicer zelo koristni, pa so bili prav takoi zaradi skrčenja obsega tega članka izpuščeni, in je bila zato posvečena večja pozornost jasnosti skic. S. Turk: SIM PLIFIED COMPUTING OF INCLINED REINFORCEMENT AND STIRRUPS FOR REINFORCED CONCRETE BEAMS S y n o p s i s Classical com puting m ethod of inclined reinforce­ m ent and stirrups takes a long tim e as the line of shearing forces is to be draw n. The article explains another sim plified w ay of com puting th a t needs no draw ing of th a t line. Two procedures are given: 1. If the proper m om ent line is given, i. e. the line the derivative of w hich is transversal force, the section th a t requires the inclined reinforcem ent is determ ined by com putation of the length R i_i;m w hich is to be com pared w ith the distances of verticals »v« as de­ fined in Fig. 2. The inclined reinforcem ent is required w here the distance of verticals is sm aller th an the length R ,_ lim. The in tensity of inclined reinforcem ent is determ ined according to Figs. 7 a or 7 b by assum ing as inclined reinforcem ent -la, resp. Vs of the change in the longitudinal reinforcem ent on the sam e section (Var. A, resp. B). The in tensity of stirrups is obtained sim ply from the ra tio betw een the values dfa t_dx and dx as shown in Fig. 9. This m ethod is very useful for statical designs of buildings. 2. M ethod of influence lines is used for statical designs of bridges. The line of to tal mom ents is d e ter­ mined according to Fig. 12 b and line of to ta l shearing forces Q, as show n in Fig. 12 c. The la tte r is obtained by using the influence lines for shearing forces, th a t are com puted from influence lines for transversal fo r­ ces and from influence lines for bending moments according to Eq. 28 ab. (At constant height of the beam only, are the influence lines for shearing forces equal to influence lines for transversal forces.) Then the line Qiim is to be com puted according to Eq. 29 ab. W here the value Q ' is g rea ter than Q'iim the inclined reinfor­ cem ent is required . The intensity of the inclined re in ­ forcem ent is determ ined by draw ing the parallels in ' the distance Qj (see Fig. 12 c) according to Eq. 35. The num ber of sections »P« (the same Fig.) th a t are bellow some bending tells the necessary num ber of inclined reinforcem ent bars for this bending. The intensity of stirrups is determ ined from the num ber n r and the length of the section dx (Fig. 12) according to Eq. 40. The procedure is very simple. The au th o r also states the fac t th a t even in the case w hen the proper moment line is given, the second m ethod m ay be applied. The firs t m ethod is, however, sim plier and faster. O B V E S T ILA V O D O G R A D B E N E G A L A B O R A T O R I J A V L J U B L J A N I Erozija rečnega dna nizvodno K adar posegamo z zgradbam i v naravn i rečni re ­ žim, povzročamo s tem procese, ki ob določenih po­ gojih lahko ogrožajo zgradbo samo. Z aradi tega je razumljivo, da s takim i procesi zvezana opazovanja in ugotovitve te r raziskave — še posebno odkar s po­ močjo raznih zgradb intenzivno izkoriščamo naravne vodotoke — niso izgubili svojega pom ena. Po svetu se občasno jav lja jo raziskovalci s težnjo, da bi čim globlje in čim tem eljite je p rodrli v jedro pojavov, da bi analizirali vzroke, našli povezavo m ed vzroki in posledicami in ne nazadnje ukrepe, s katerim i bi p re ­ prečili ali vsaj zadržali pojave in posledice v nene­ varnih m ejah. Zgradbe, ki najbolj prizadenejo narav n i rečni re ­ žim, so pregrade, jezovi, pragovi in podobne zgradbe. Za zavarovanje teh zgradb gradim o pod njim i, zaradi zaščite naravnega dna pred izpiranjem , ki bi ga po­ vzročala povečana kinetična energ ija toka, podslapja. Ta pa sam a postavljenih zahtev n ikoli ne izpolnijo po­ polnoma; še vedno ostajajo nenaravn i prehodi iz pod­ slapja v nezavarovano rečno korito in za temi prehodi nastajajo vselej v dnu večji ali m anjši tolm uni. P ro ­ jek tan ti težijo za tem, da bi dali podslapjem take ob­ like in dimenzije, da bi bilo izp iran je dna izza pod- — £ slapja čim m anjše in da bi bila največ ja globina nasta­ lega tolm una čim dlje od zaključnega p raga podslapja. Podslapja, ki bi najbolj ustrezala te j težnji, pa je iz ekonom skih razlogov zelo težko zagovarjati; taka pod­ slapja bi nam reč m orala b iti največk ra t zelo dolga. Običajno se zato zadovoljimo s tem, da predvidimo krajše podslapje, glede erozije dna izza podslapja pa pristanem o na določeno negotovost. P rav ta negotovost je bila povod, da so doslej že mnoge tu je raziskave hotele razčistiti nekatere njene komponente. Razum ljivo je, da je bila najbolj iskana od podslapij ugotovitev, kakšna m ora b iti največja globina tolm una, ki ga izkoplje voda, ko zapušča podslapje. Ta ugotovi­ tev je končno tudi važnejša kot zasledovanje npr. ča­ sovnega poteka poglabljanja. P ri iskanju največje mogoče globine erozije so iz­ haja li nekateri iz poenostavljenega osnovnega prim era, ko voda preko ostrorobega preliva pada naravnost na nezavarovano dno, oziroma ko voda izteka izpod za­ pornice na prav tako nezavarovano dno. R ezultati teh raziskav so si zaenkrat podobni v ugotovitvi, da je n a j­ večja globina tolm una (t), ki nastane po preteku dolo­ čenega časa p ri dani globini spodnje vode (h2), prem o sorazm erna razliki med kotam a gladin zgornje in spod­ n je vode (h) te r specifičnem u pretoku (q) in obratno sorazm erna zrnatosti m ateria la , k i sestavlja dno (d). Enačbe, ki izražajo največjo globino, im ajo torej n a ­ slednjo obliko: h« . qß t + h 2 = C --------- 2 dr Z aradi različnih načinov izvajan ja poskusov pa so rezu lta ti raziskav m ed seboj precej različni in ekspo­ nen ti a, ß, y, te r C p ri razn ih av to rjih precej variirajo . D ruga skupina raziskav, k i se' p rav tako nanaša na določanje najglobljega m ožnega tolm una, pa izhaja iz prim era, ko sledi p relivu ali pa zaporničnem u preseku podslapje. Preiskave, ki smo jih opravili v našem labo ra to ri­ ju, so se pričele z določanjem hidravličnih lastnosti podslapij, ki so prik ljučena rečnem u pragu s C reager- jevim profilom. Š tiri p re iskana podslapja so si bila med seboj podobna po tem, da so im ela dno glede na sm er odtekanja vode položeno s štirim i različnim i p ro ti- skloni. K er se rezu ltati dom ačih opazovanj niso dali vključiti v analitične izraze za gladino tolmunov, ki so jih našli drugi raziskovalci, smo preiskavo razširili, da bi poiskali vzroke nesoglasij in da bi našli nove izraze, ki povezujejo, glede n as tanka tolmunov, objekte brez podslapij in objekte s podslapji tako, da bi naši izrazi vključevali poleg doslej znanih tu jih rezultatov tud i lastne rezultate. Z aključek naj bi bila enačba, ki bi na tak način združevala vplivne količine, da bi lahko za kakršenkoli objekt s podslapjem ali brez njega s k ra t­ kotrajno preiskavo zanesljivo določili globino m aksi­ m alnega tolm una, ki se lahko pojavi izza objekta. P ri iskan ju navedene enačbe smo med količinami, ki p ri pojavu sodelujejo, nekatere opustili, ker so m anj pomembne, nekaterih pa zaradi nezadostne oprem lje­ nosti nismo mogli izm eriti. Sem uvrščam o stalno za­ sledovanje porazdeljevanja h itrosti odtekanja v razv i­ jajočem se tolm unu, m eritve vertikaln ih in horizon­ ta ln ih pulzacij tlakov ob dnu tolm una in stopnjo tu r ­ bulence toka vzdolž tolm una. Merili pa smo razen v i­ šine praga globino spodnje vode, razliko med kotam a gladin zgoraj in spodaj, specifičen pretok, p rem er m e­ rodajnega zrna peščenega m ateria la in beležili časovni potek nas ta jan ja tolm una. Izbrali smo torej količine, ki jih navajajo ob svojih rezu ltatih vsi raziskovalci, in opustili količine, ki so sicer pomembne, ki pa si le polagoma u tira jo pot v zadevne analitične izraze. P ri združevanju eksperim entalno določenih količin v enačbe sm o našli več izrazov, ki so bili dimenzijsko pravilni, k i so p rav tako dobro definirali rezultate la s t­ nih raziskav, niso pa omogočali posplošenja tudi na prim ere brez podslapij. K er vsi tovrstn i poskusi niso dali rešitve, smo p ri nadaljn jih raziskavah, ki smo jih razširili tudi na podslapje z vodoravnim dnom, stop­ n jevali čas tra ja n ja poskusov. S tem se je odkrila prva skupna lastnost vseh erozijskih poglabljanj: ne glede na to, ali je p ragu priključeno podslapje ali ne, vselej se tolm un poglablja v odvisnosti od geom etrične po- stopice tra ja n ja poskusov. Po tej ugotovitvi ni bilo težko določiti globino tolm una npr. po 1000 urah, bodisi za lastne preiskave ali za preiskave drugih avtorjev, ki im ajo podatke o časovnem poteku poglabljanja. Če pa iščemo eksponent (za q) pri 1000-urnem trajan ju , ima znatno višjo vrednost kot eksponent, dobljen po 1-ur- nem tra jan ju . S tem v zvezi se m enjajo tudi vrednosti obeh ostalih eksponentov (a, y). S tem smo razčistili osnovne elem ente in pridobili tem elj za enotno obliko obdelave rezu ltatov za najraz­ ličnejše oblike objektov brez podslapij in s podslapji. Absolventska ekskurzija gradbenikov po Jugoslaviji in Grčiji Zgodaj z ju tra j 23. m aja je bilo še temačno, nebo pa pokrito z nizkim i oblaki. To in pa tudi finančne težave — fakulteta je odobrila le delno k ritje stroškov ekskur­ zije šele dan poprej — so povzročile, da ni bilo p ra ­ vega razpoloženja m ed absolventi letošnjega IV. letnika FAGG z oddelka za gradbeništvo pred odhodom na ekskurzijo. Razpoloženje se je vidno dvignilo s p ri­ hodom avtobusa in ko nas je pozdravil p rijazn i šofer M ilan Progar. Počakali smo še, da so pritek li zadnji zaspanci, nato smo se odpeljali proti Postojni. Pot naj bi nas vodila po Jad ransk i m agistrali do Skopja, nato bi odšli za šest dni v Grčijo in se vrnili v L jubljano po avtom obilski cesti B ratstva in enot­ nosti. Pot smo si izbrali absolventi v povezavi s pro­ fesorji, potovanje p a je organiziralo podjetje Putnik. Dež, ki je začel pada ti p ri Vrhniki, je po m alem pršil vso pot do Reke, zato tam nismo nared ili p red­ videnega postanka in smo se ustavili šele v Crikvenici. P ri Reki se začenja Jad ran sk a m agistrala, toda odsek do Novega Vinodola (47 km) je bil zgrajen že pred voj­ no in ne dovoljuje večje hitrosti. Od tu naprej smo za­ peljali po novi, sedem m etrov široki asfa ltiran i cesti, kar smo takoj občutili, ker ni bilo več neprijetnega tresenja. Dolžina izgotovljene Jadranske m agistrale od Reke do Skopja je 1196 km. Cestišče je široko sedem, planum pa osem m etrov. Čas nam je h itre je tekel ob lepem pogledu na m orje in skalnati V elebit in km alu smo se ustav ili pred Maslenico. S p la to ja p red mostom smo občudovali jekleno ločno konstrukcijo mostu, ki je dolg 320 m, širok 8 m in daje videz, kot da lebdi 60 m nad m or­ jem. Tu je na nas p rv ič posijalo sonce, ki nas potem ni zapustilo ves čas ekskurzije. Od tu naprej smo m a­ gistralo občudovali v krasnem vrem enu in soglasno ugotovili, da im ajo p rav tisti, ki jo im enujejo našo »sončno cesto«. V ožnja do Šibenika nam je ob lepem razgledu h itro potekla. Tu smo se, večina prvič, p re­ peljali iz M artinske v Šibenik s trajektom . G loblje v zalivu smo videli steb re bodočega 390 m dolgega mo­ stu. Drugo ju tro smo 10 km za Šibenikom pogledali dvojček m asleniškega m ostu čez M orinski zaliv, zgra­ jen v kom binaciji jekla in železobetona (300 m). Po kratkem postanku v Splitu smo si šli ogledat HC Split in vodostan. Osveženi po kopanju v M akarski smo n a ­ daljevali po t in naleteli pri N eretvi na popolno grad­ bišče. Tu se je začela naša »trnova pot«, ki je tra ja la vse do Budve. Imeli smo nam reč to »srečo«, da smo potovali po tem odseku nekaj dni pred otvoritvijo. V razdalji nekaj km se je m enjavalo: izgotovljena cesta, en k ra t zvaljan tampon, grobi asfalt, gradbišča, k jer so še delali spodnji ustroj in kolovozi »V. reda«. Spo­ znali smo, kakšno neprecenljivo vrednost bo imela nova cesta za te kraje. P ri Omišlju zapusti cesta skal­ nato področje in so do Opuzena p ri N eretvi imeli g ra­ d ite lji težje delo, ker trasa poteka po slabem terenu (ilovica, fliš, aluvialne naplavine). P ri vasi Rogotin bo šla m ag istrala čez Neretvo po m ostu in prednape­ tega betona (415 m), za katerega so že izgotovljeni stebri na kesonih, ki so 32 m pod gladino. Tu smo imeli p r i­ ložnost v ideti vojake, ki so sestavljali pontonski most (dolg 170 m, širok 3,80 m, z nosilnostjo 18 t), po katerem bo začasno tekel promet. V Opuzenu nas je sprejel p redstavn ik SGP Slovenija ceste, ki tu gradi enega najtežjih odsekov ceste v delti Neretve. Razkazali so nam gradbišče in nas pogostili z večerjo, tako da smo se pozno zvečer dobre volje odpeljali p ro ti Dubrovniku. V K uparih p ri D ubrovniku smo ostali dva dni v izredno udobnem vojnem hotelu Pelegrin, obenem pa smo si ogledali Dubrovnik in hidroenergetski sistem na Trebišnjici. Sistem bo zajem al ves jugovzhodni del Hercegovine in bo izredno pomemben za te kraje, tako v energetskem kot tudi v poljedelskem pomenu. Do- sedaj je že popolnoma zgrajen jez Gorice z regulacij-- skim jezerom, ki oskrbuje HC D ubrovnik. Na ločni pregradi v G rančarevu, za katero bo nastalo veliko akum ulacijsko jezero (1,4 milj. m 3) smo si ogledali dela v začetni fazi: tem eljenje v sredini loka in pri s tro j­ nici te r delo p ri injekcijski zavesi. Razkazali so nam tudi ogromno betonarno (80 m3 betona na uro) z lastno separacijo in m lini za agregat.