Национални параметри за Еврокод 8

1

БЪЛГАРСКА АКАДЕМИЯ НА НАУКИТЕ

ЦЕНТРАЛНА ЛАБОРАТОРИЯ ПО СЕИЗМИЧНА МЕХАНИКА И СЕИЗМИЧНО ИНЖЕНЕРСТВО

ННААЦЦИИООННААЛЛННИИ ППААРРААММЕЕТТРРИИ ЗЗААЕЕВВРРООККООДД 88

ПРОЕКТИРАНЕ НА СТРОИТЕЛНИ КОНСТРУКЦИИ ЗА СЕИЗМИЧНИ

ВЪЗДЕЙСТВИЯ

ТРЕТИ ЕТАП

Директор:.......................................

/ст.н.с. д-р инж. С. Симеонов/

Ноември, 2009

2

СЪДЪРЖАНИЕ

УВОД ......................................................................................................... 1

ЧАСТ 1 ПРОЕКТИРАНЕ НА КОНСТРУКЦИИ ЗА СЕИЗМИЧНИ ВЪЗДЕЙСТВИЯ ......................................................... 4

ЧАСТ 2 МОСТОВЕ ............................................................................... 42

ЧАСТ 3 ОЦЕНКА И УСИЛВАНЕ НА СГРАДИ ............................. 72

ЧАСТ 4 СИЛОЗИ, РЕЗЕРВОАРИ И ТРЪБОПРОВОДИ ................ 87

ЧАСТ 5 ФУНДАМЕНТИ, ПОДПОРНИ КОНСТРУКЦИИ И ГЕОТЕХНИЧЕСКИ АСПЕКТИ .......................................................... 93

ЧАСТ 6 КУЛИ, МАЧТИ И КОМИНИ .............................................. 102

ЗАКЛЮЧЕНИЕ ..................................................................................... 125

3

У В О Д

1

Изпълнението на задачата “Национални параметри за Еврокод 8 “Проектиране на строителни конструкции за сеизмични въздействия” е съгласно Техническото задание на възложителя – Министерство на регионалното развитие и благоустройството. Националните параметри са най-съществената част от Националните приложения към всяка част на Еврокодовете. Разработката е съобразена с указанията на CEN250:7232:CEN/TC от 28 декември 2003 г. за изработването на Националните приложения към съответните Еврокодове за проектиране на строителните конструкции. Включени са всички точки, за които се допуска национален избор съгласно приложените списъци в предговора на всяка част на EN 1998.

Еврокод 8 се състои от шест части:

- EN 1998- 1 Общи правила, сеизмични въздействия и правила за сгради;- EN 1998-2 Специфични указания за мостове;- EN 1998-3 Указания за сеизмична оценка и усилване на съществуващите

сгради;- EN 1998-4 Специфични указания за силози, резервоари и тръбопроводи;- EN 1998-5 Специфични указания за фундаменти, подпорни стени и

геотехнически аспекти;- EN 1998-6 Специфични указания за кули, мачти и комини.

Част 1, част 3 и част 5 са преведени на български език. Останалите три части са предоставени за ползване на английски език. Преведените на български език и утвърдени от БИС (Български институт по стандартизация) части ще носят същата сигнатура, както е в оригинала на английски език, но с представка БДС (Български държавен стандарт).

По част 1 има предварителни разработки с предложения за някои от параметрите. Цялостен проект за национални параметри по всички части на Еврокод 8, съгласувани както между отделните части, така и с останалите Еврокодове, до сега не е разработван.

Съгласно работната програмата, изпълнението на задачата е разделено на три етапа. Третият етап, който се разглежда в настоящия отчет, завършва в края на 2009 год. В резултат на работата през настоящата година са предложени окончателни стойности за параметрите, който не са дефинирани през първите два етапа. На базата на допълнителни изследвания и анализи са конкретизирани стойностите на параметри, определени в първите два етапа, и са разработени националните приложениа по шестте части на Евокод 8. В основния отчет са дадени кратки обосновки за приетите стойности. По-голямата част от числените решения, анализите и обосновките са изведени в приложения към шестте части на основния отчет с цел улеснение при ползването.

Третият етап на задачата “Национални параметри за Еврокод 8 “Проектиране на строителни конструкции за сеизмични въздействия” е изпълнен от разработен колектив в състав:

ст.н.с. д-р Светослав Симеонов – ръководител, ЦЛСМСИст.н.с. д-р Марин Костов – зам. ръководител, ЦЛСМСИст.н.с. д-р Елена Васева – зам. ръководител, ЦЛСМСИ

Работна група по част 1. Общи правила, сеизмични въздействия и правила за сгради:

ст.н.с. д-р Марин Костов – ръководител, ЦЛСМСИпроф.д-р Никола Игнатиев, Варненски свободен университет “Черноризец Храбър”проф. д-р Петър Сотиров, пенсионерст.н.с. д-р Иванка Паскалева, ЦЛСМСИст.н.с. д-р Димитър Стефанов, ЦЛСМСИ

2

н.с. Николина Колева, ЦЛСМСИн.с. Георги Върбанов, ЦЛСМСИн.с. Антоанета Канева, ЦЛСМСИн.с. Михаела Кутева, ЦЛСМСИЕкатерина Корчева, ЦЛСМСИ

Работна група по част 2. Специфични указания за мостове:

проф. д-р Костадин Топуров – ръководител, УАСГгл. ас. Митко Дечев, УАСГст. ас. Петър Николов, УАСГинж. Иванка Топурова, УАСГ

Работна група по част 3. Указания за сеизмична оценка и усилване на съществуващите сгради:

ст.н.с. д-р Елена Васева – ръководител, ЦЛСМСИпроф.д-р Никола Игнатиев, Варненски свободен университет “Черноризец Храбър”проф. д-р Петър Сотиров, пенсионердоц. д-р Здравко Петков, УАСГгл. ас. д-р Дилян Благов, УАСГст. ас. Дария Михалева, Варненски свободен университет “Черноризец Храбър”ст. ас. Иван Павлов, Варненски свободен университет “Черноризец Храбър”

Работна група по част 4. Специфични указания за силози, резервоари и тръбопроводи:

доц. д-р Димитър Кисляков – ръководител, УАСГн.с. Антоанета Канева, ЦЛСМСИ

Работна група по част 5. Специфични указания за фундаменти, подпорни стени и геотехнически аспекти:

проф. д-р Трифон Германов – ръководител, УАСГст.н.с. д-р Светослав Симеонов, ЦЛСМСИст.н.с. д-р Кирил Хаджийски, ЦЛСМСИгл. ас. Мирослав Тодоров, УАСГ

Работна група по част 6. Специфични указания за кули, мачти и комини:

доц. д-р Здравко Петков – ръководител, УАСГпроф. д.т.н Коста Младенов, УАСГст.н.с. д-р Елена Васева, ЦЛСМСИгл. ас. д-р Дилян Благов, УАСГ

Окончателните резултати от разработката са националните приложения към шестте части на Еврокод 8, дадени в отделен свитък.

3

ЧАСТ 1

ПРОЕКТИРАНЕ НА КОНСТРУКЦИИ ЗА

СЕИЗМИЧНИ ВЪЗДЕЙСТВИЯ

4

1. БДС EN1998-1:2004, ЕВРОКОД 8, ПРОЕКТИРАНЕ НА КОНСТРУКЦИИ ЗА СЕИЗМИЧНИ ВЪЗДЕЙСТВИЯ

1.1. ВЪВЕДЕНИЕ

В третия, последен етап на настоящата разработка, са уточнени останалите национални параметри за част 1 на БДС EN 1998. В този окончателен доклад са представени обобщените данни за всички параметри от трите етапа по приетата форма с предложение и обосновка.

В Приложение NА е представено предложение за Национално приложение NA – БДС EN 1998-1:2004, NA:2009 в даденият ни формат от БИС за всички параметри, за които се допуска национален избор.

1.2. ДЕФИНИРАНЕ НА НАЦИОНАЛНИТЕ ПАРАМЕТРИ В ЧАСТ 1

1.1.2(7) Информационни Приложения А и В

а) предложение

1.1.2(7) Информационно Приложение А - Еластичния спектър на реагиране за премествания и Информационното Приложение В - Определяне на целевото преместване при нелинеен статичен анализ (push over), се приемат за ползване като информационни.

б) обосновкаИнформационно Приложение А е разработено на базата на Динамика на конструкциите при сеизмични въздействия. До период ТD, еластичният спектър на реагиране за преместванията е получен от еластичния спектър на реагиране за ускоренията по известната зависимост (3.7). От период ТD до период ТЕ, спектърът на реагиране за преместванията е с постоянна стойност. От период ТЕ до период ТF , спектърът на преместване се определя съгласно дадената в приложението зависимост (А.1). За периоди над ТF, спектралното преместване е равно на максималното преместване на сеизмичното въздействие аg. Стойностите на ТЕ и ТF са дадени в Таблица А.1 като допълнителни контролни периоди за спектър на преместване тип 1. За Северо-Източна България, която се засяга по-силно от земетресенията от огнище “Вранча” се препоръчва да се използват спектри на реагиране тип 3. Територията на България, където допълнителна проверката със спектри от тип 3 е задължителна е определена с полигон между точки с географски координати представени в Приложение 2. Спектри от тип 1 и 3 са специфицирани в Приложение 1.

Включването на информационно Приложение А към БДС 1998 – 1, ще бъде от полза за проектантите при проектиране на конструкции с дълги собствени периоди на трептене.

Информационно Приложение В. Нелинейният статичен анализ е нова материя, с която практически проектантите не само у нас, но и в другите европейски страни не са запознати както с теоретичните постановки, така и с практическото им приложение.

5

Включването на това приложение ще улесни колегията при практическото прилагане на статичния нелинеен анализ.

2.1(1)Р Референтен период на повторяемост TNCR на сеизмичното въздействие за изискването за неразрушаване ( или еквивалентно, референтна вероятност за надвишаване за 50 години, PNCR).

а) предложение2.1(1)Р; Референтният период на повторяемост TNCR на сеизмичното въздействие за осигуряване срещу разрушаване на конструкциите и съоръженията е 475 години. Референтната вероятност за надвишаване на сеизмичното въздействие за период от 50 години, PNCR е 10%.

б) обосновкаПредложението подкрепя стойността 475 години референтен период на повтаряемост по редица причини. Най-съществената причина е необходимостта от хармонизиран подход към сеизмичния хазарт с другите европейски държави. Тази стойност отразява политическа и икономическа воля за определено общо ниво на оценката на сеизмичния хазарт в Европа. Страните членки на ЕО, които са разработили национални параметри са приели тази стойност без изменения. От друга страна стойността е достатъчно голяма (периодът е достатъчно дълъг), за да може да се отрази реалната сеизмичност на България, т.е. може да се очаква, че сеизмичната активност на всички сеизмични зони в България за такъв период от време се проявява чрез земетресение, близко до максималното.Стоиността на TNCR е свързана директно с оценката на приемливия сеизмичен риск в България. В действащите норми за сеизмично осигуряване вероятността за превишение на прогнозната макросеизмична интензивност (интензивността от картата на сеизмичното райониране) е 5%. Поради фактът, че сеизмичната интензивност е пряко свързана с ефектите от земетресенията, рискът за превишаване на прогнозните ефекти е също 5%. При новия подход, използван в ЕК8 това не може да се твърди, защото оценките са базирани на сеизмичното ускорение, което както е известно не-винаги е пряко свързано със сеизмичния ефект. Въпреки това би следвало да се приеме, че нивото на сеизмично осигуряване ще се подобри, независимо, че сеизмичните въздействия не би трябвало да нарастнат в сравнение с действащите норми, поради подобрените конструктивни изисквания.

2.2(1)Р Референтен период на повторяемост TDLR на сеизмичното въздействие за изискването за ограничаване на повредите ( или еквивалентно, референтна вероятност за надвишаване за 10 години, PDLR).

а) предложение2.2(1) Референтният период на повторяемост TDLR на сеизмичното въздействие за осигуряване на изискването за ограничаване на повредите е 95 години. Референтната вероятност за надвишаване на сеизмичното въздействие за период от 10 години, PDLR е 10%.

б) обосновкаПредлаганата стойност запазва предложението в ЕК8. Прочините са подобни на изложените по-горе за TNCR . До сега такава стойност не е използвана в нашите

6

нормативни документи. За период от 95 години всички основни сеизмични зони в България би трябвало да се проявят с техните характерни земетресения.

3.1.1(4) Условия при които не е необходимо да се извършва изследване на земната основа в допълнение към необходимото изследване за несеизмични въздействия, и може да се използва вече установена класификация на земната основа

а) предложениеЗа сгради от категории I и II се допуска изследване на земната основа за

сеизмични въздействия да става по експертна оценка и/или аналогия, т.е. не е задължително извършване на геотехническа оценка за определяне на V30.

б) обосновка

Сградите от категории I и II имат малка обществена значимост, свързани са с малък вторичен риск. По тази причина изискванията за сеизмично изследване на земната основа може да става по експертна оценка.

3.1.2(1) Схемата за класификация на земната основа, отчитаща геоложката структура в дълбочина, включително и стойностите на параметрите S, TB, TC и TD, определящи спектрите на реагиране за хоризонтални и вертикални компоненти на въздействието, съгласно 3.2.2.2 и 3.2.2.3.

а) предложение3.1.2(1) Схемата за класификация на земната основа, отчитаща геоложката структура в дълбочина, е дадена в следващата Таблица 3.1 (BG):

Таблица 3.1 (BG): Типове земна основа

Тип земна основа

Описание на почвения профил

Показатели

30,S

[m/s]

NSPT

[удари/30 cm]

CU

[kPa]

A

Скала или други скални образования, включваща най-много 5m по-слабиповърхностни видове

>800 - -

B

Много плътни пясъци, чакъли или много твърда глина с мощност няколко десетки метри, характеризиращи се с нарастващи почвени показатели в дълбочина

360-800 >50 >250

C

Мощни депозити от плътни до средно плътнипясъци, чакъли или твърдо-пластична глина с мощност от няколко десетки до стотици метри

180-360 15-50 70-250

D

Депозити от рохки до средноплътнинесвързани почви (със или без свързани в тяхпрослойки) или депозити от предимно меки до твърдо-пластични свързани почви

<180 <15 <70

E

Почвени профили изградени от пластове тип C или D и с мощност от 5 до 20 m, лежащи върху корава основа с S 800 m/s

7

б) обосновкаПредлага се класификацията в ЕК8. Въпреки, че предлаганата класификация на почвите е сложна, тя ще помогне за хармонизиране на тези оценки в Европа. В действащите национални норми се използа вече същата класификация. За сгради с категория на значимост I и II се допуска определяне на типа земна основа по експертна оценка и/или аналогия.

3.2.1(1), (2), (3) Карти за сеизмично райониране и референтни максимални ускорения на земната основа

а) предложение3.2.1(1), (2), (3) Референтното максимално ускорение за съответните сеизмични райони се взима от дадената в това национално приложение карта за сеизмично райониране на страната.

б) обосновкаКарта на сеизмичното райониране се предлага от Геофизичен институт и се включва в Националното приложение.

3.2. 1(4) Водещи параметри (идентифициране и стойности) за граница на ниска сеизмичност

а) предложение3.2.1(4) На територията на България няма зони, които да се класифицират като зони с “ниска сеизмичност”, с изчислително ускорение на земна основа тип А, не по-голямо от 0.08 g

б) обосновкаТова е работно предложение базирано на експертна оценка. Възможно е малки зони от Северозападна България да попаднат в класификацията „ниска сеизмичност”. Въпросът ще бъде окончателно решен след обсъждане на картите на сеизмичното райониране.

3.2.1(5) Водещи параметри (идентифициране и стойности) за граница на много ниска сеизмичност

а) предложение3.2.1(5) На територията на България няма зони, които да се класифицират като зони с “много ниска сеизмичност”, с изчислително ускорение на земна основа тип А, не по-голямо от 0.04g.

б) обосновкаТова е работно предложение. Окончателно решение ще бъде предложено след разглеждане на картите на сеизмично райониране.

3.2.2.1(4) и 3.2.2.2(1)Р Параметрите S, TB, TC и TD дефиниращи формата на еластични спектри на реагиране за хоризонталните компоненти на сеизмичното въздействие

8


3.2.2.1(4) Параметрите S, TB, TC и TD, дефиниращи приетите форми на еластичните спектри на реагиране за хоризонталните компоненти на сеизмичното въздействие, са дадени в следващата таблица:

Таблица 3.2 (BG): Стойности на параметрите, описващи приетитеЕластични спектри на реагиране, вид 1


S TB (s) TC (s) TD (s)

A 1.00 0.10 0.3 2B 1.30 0.10 0.4 2C 1.20 0.10 0.5 2D 1.00 0.10 0.6 2E 1.20 0.10 0.5 2

Таблица 3.2-1 (BG):Стойности на параметрите, описващи приетитеЕластични спектри на реагиране, вид 3


S TB (s) TC (s) TD (s)

A 1.00 0.20 1.0 2

3.2.2.2(1)Р За територията на България се приемат спектри на реагиране вид 1. Предлаганите в EN 1998-1:2004 спектри на реагиране вид 2 не са типични за страната. За част от Северна България се прилагат в допълнение към спектрите описани в таблица 3.2. спектри на реагиране вид 3, характерни за огнище Вранча.


Стойностите на коефициента S, както и стойностите на периодите ТB и TC за земна основа тип А, B, C и D са определни в настоящия проект и се различават от предложените в ЕК8. Сравнение на новото предложение и на спектрите от ЕК8 са представени в Приложение 1 и 2. Спектрите на реагиране за земна основа тип Е са предложени аналогични на спектрите за основа тип B, за земна основа тип Е е препоръчително извършване на допълнителен анализ, например микрорайониране. Допълнителни обосновки за спектрите на реагиране за огнище Вранча са представени в Приложение 2.

3.2.2.3(1)Р Параметрите avg, TB, TC и TD , дефиниращи формата на еластичния спектър на реагиране за вертикалната компонента на сеизмичното въздействие


9

3.2.2.3(1)Р Параметрите avg /ag, S, TB, TC и TD, дефиниращи приетата форма на еластичния спектър на реагиране за вертикалната компонента на сеизмичното въздействие, са дадени в следващата таблица:

Таблица 3.4 (BG): Приети стойности на параметрите, описващи еластичен спектър на реагиране за вертикалната компонента

спектърgvg aa / TB (s) TC (s) TD (s)

вид 1 0,85 0,1 0,4 2,0

Таблица 3.4-1 (BG): Приети стойности на параметрите, описващи еластичен спектър на реагиране за вертикалната компонента за огнище Вранча

спектърgvg aa / TB (s) TC (s) TD (s)

вид 3 0,85 0,2 0,6 2,0


Предложените стойности се различават от предложението в ЕК8. Обосновка, т.е сравнение на предложението и реално наблюдаваните спектри е предложено в Приложение 1 и Приложение 2. За част от Североизточна България се изисква проверка със спектри от тип 1 и тип 3.

3.2.2.5(4) Коефициент за долна граница на изчислителните спектрални стойности


Минималната стойност на спектрите на реагиране е 0.2, т.е. с увеличаване на периодите, стойностите на еластичния спектър на реагиране не могат да се приемат по-малки от 0,2., независимо че изчислената по формула стойност може да бъде по-малка.


Графичният материал (сравнение на наблюдавани и изчислителни спектри) представен в Приложение 1 показва, че стойността на нормираните средни спектри се обвива от граничната стойност от 0,2 за всички видове почви.

4.2.3.2(8) Относно дефиниции за центъра на коравината и за радиуса на усукване в многоетажни сгради, които удовлетворяват или не удовлетворяват условията (a) и (b) на 4.2.3.2(8) .


За отговорни (класове на значимост III и IV) нерегулярни сгради в план и по височина се препоръчва пространствено моделиране. При опростени анализи е необходимо да се държи сметка не само за коравината при огъване, но и за коравината при срязване.

10


Центърът на коравина за огъване може приблизително да се определи като център на тежест за огъвните характеристики (произведението на модула на еластичност и инерционния момент на елемента в съответната посока). Центърът на коравина за срязване може да се определи аналогично като център на тежест на характеристиките за срязване (произведението на площта на сечението и модула на срязване). Двата центъра обикновено не съвпадат. За отговорни сгради (класове III и IV) се препоръчва пространствено моделиране.

4.2.4(2) Стойности на за сгради


4.2.4(2)Р. Стойностите на са дадени в таблица 4.2 (BG).

Таблица 4.2 (BG): Стойности на за изчисляване на Ei

Вид на временното натоварване

Етаж

Категории А-C* Покрив

Етажи с взаимно зависимо обитаване

Независимо обитавани етажи

1,0

0,8

0,5

Категории D-F* и архиви 1,0

*Категориите са дефинирани в БДС EN 1991-1-1:2002.


Стойностите на са резонни и могат да се приемат така както са препоръчани.

4.2.5(5) Коефициент на значимост I за сгради


4.2.5(5)Р Коефициентите на значимост за съответните класове на значимост за сгради, дадени в Таблица 4.3 на ЕN 1998-1, се приемат както следва:

Клас на значимост

I II III IV

Коефициент на значимост - I

0.8 1.0 1.2 1.4

Период на повтаряемост

250 450 800 1245


Предложените стойности съответстват на препоръчителните стойности в EN 1998–1:2004. Описанието на сградите, които попадат в съответните класове на значимост, е дадено в Таблица 4.3 с най-общи характеристики, без да се изброяват подробно, както това е направено в българските норми. Освен това тук са дадени само сгради, без да се включват съоръжения, тъй като за съоръженията които се проектират съгласно EN

11

1998, класовете на значимост и стойностите на коефициентите на значимост са дадени в съответните му части. Коефициентът на значимост за клас на значимост IV в българските норми е 1.5. Приемането на препоръчаната стойност I = 1.4 няма да доведе до по-малки стойности на изчислителните стойности на сеизмичните сили, като се вземат под внимание разликите между другите параметри включени в анализа.

4.3.3.1 (4) Решение дали нелинейните методи могат да се прилагат за неизолирани в основата сгради. Относно информация за деформационния капацитет на елементите и свързаните с тях частни коефициенти за проверките по крайното гранично състояние при проектиране или изчисления на базата на методите за нелинеен анализ.


4.3.3.1 (4) Допуска се използването на нелинейни методи за сгради, без сеизмична изолация в основата, като се прилага подходящ софтуер.


Прилагането на нелинейните методи за анализ на конструкциите на сгради с по-сложна конструктивна система, класифицирани в по-висок клас на значимост, може да даде повече информация за сеизмичното реагиране на конструкциите и съответно да доведе до по-добро проектиране за осигуряване на необходимата надеждност.

4.3.3.1(8) Гранична стойност на коефициент за значимост I, свързана с позволеното използване на анализ на конструкцията с два равнинни модела.


4.3.3.1(8) Допуска се опростен анализ на конструкцията на сгради с два равнинни модела съгласно изискванията на тази точка за стойности на коефициента на значимост I не по-големи от 1.0.


При нерегулярни сгради с класове на значимост III и IV не трябва по принцип да се провежда анализ с два равнинни модела. Конструкциите им следва да се изчисляват с 3-D модели, подложени на пространствено сеизмично въздействие, зададено с три компоненти в ортогонална координатна система.

4.4.2.5(2) Коефициент на завишена носимоспособност γRd за диафрагми.


4.4.2.5(2) Стойностите на коефициента на завишена носимоспособност γRd са съответно:- за форми на крехко разрушаване, каквито са при срязване на стоманобетонни диафрагми - 1.3; - за форми на дуктилно разрушаване - 1.1.

12


Приети са препоръчаните стойност в EN 1998-1. Те са в съответствие с общите постановки и с коефициентите на завишена носимоспособност за другите стоманобетонни елементи.

4.4.3.2(2) Редуциращ коефициент за преместванията при гранично състояние на ограничени повреди.


4.4.3.2(2) Стойностите на редуциращият коефициент , за всички сеизмични зони на страната, са както следва:

- 0.4 за класовете на значимост III и IV;

- 0.5 за класовете на значимост I и II.


е редукционен коефициент, който отчита по-ниския период на повторяемост на сеизмичното въздействие, свързано с изискването за ограничаване на повредите.Изчислителното сеизмично въздействие, което се прилага за изчисленията по крайно гранично състояние се умножава по коефициента . С така полученото въздействие се определят междуетажните премествания. Препоръчаните стойности могат да се приемат в националното приложение.

5.2.1(5) Географски ограничения върху използването на класове на дуктилност за стоманобетонни конструкции на сгради.


5.2.1(5) Не се предвиждат Географски ограничения върху използването на класове на дуктилност DCМ и DCН в настоящето Национално приложение.


В България може да се приеме, че няма територии със специфично влияние на географското разположение върху дуктилното поведение на стоманобетонните конструкции.

5.2.2.2(10) Стойност на qo, за стоманобетонни конструкции в зависимост от специален План по системата за управление на качеството


5.2.2.2(10) Ако в допълнение към обикновените схеми за контрол на качеството, се прилага специален План за качество при проектирането, доставките и строителството, не се допускат завишени стойности на qo. Планът за качество ще допринесе за по-

13

голяма сигурност на конструкциите и се препоръчва особено за сгради с по-голяма значимост.


При разработването на специален План за качеството на строителните конструкции е възможно да се осигури по-голяма вероятност за развиване на големи пластични деформации без да се достигне до разрушаване на конструктивните елементи. При това положение могат да се приемат завишени стойности на коефициента на поведение qo. Тъй като нямаме опит в проектирането на дуктилни стоманобетонови конструкции и в прилагането на капацитивното проектиране, на този етап можем да се въздържим от завишаването на qo, даже и при много добре разработен План за качеството.

5.2.4(1), (3) Частни коефициенти за материала за стоманобетонни конструкции при изчислителна сеизмична ситуация.


5.2.4(1), (3) Частните коефициенти за материала c и s за стоманобетонни конструкции при изчислителна сеизмична ситуация се приемат същите както при постоянните, временните и извънредните изчислителни ситуации, дадени в Националното приложение към EN 1992-1-1:2004, а именно c = 1.5 и s = 1.15.


Предложението съответства на препоръката в EN1998-1:2004. С приемането на стойностите на частните коефициенти за материала c и s за стоманобетонни конструкции при изчислителна сеизмична ситуация равни на дадените в EN1992-1-1:2004 за проектиране на стоманобетонни конструкции се взима под вниманиедеградацията на якостните характеристики на материалите при циклично сеизмично въздействие.

5.4.3.5.2(1) Минимална армировка в стеблото на едроразмерни слабо армирани стоманобетонни стени.


5.4.3.5.2(1) Минимален коефициент на армиране при срязване не се предвижда за едроразмерни слабо армирани стени.


Едроразмерни слабо армирани стени не се прилагат в България, поради липса на територията й на зони с ниска сеизмичност ( ag ≤ 0,08 g) и преобладаващо неблагоприятно крехко поведение.

5.8.2(3) Минимални размери на напречното сечение на фундаментните стоманобетонни греди.

14


5.8.2(3) Минималните размери на напречното сечение на стоманобетонните пояси-греди и фундаментни греди са: bw,min = 0,25 m и hw,min = 0,4 m за сгради с височина до три етажа или hw,min =0,5 m за тези с височина четири или повече етажи над сутерен.


Предвиденото минимално напречно сечение на бетон и армировка в греди-пояси или в опънни зони на плочи е достатъчно да осигури поемане на опънни и натискови осови сили определени с изчислителните процедури дадени в т. 5.8.2 на EN 1998-1 (Еврокод 8, част 1) и в т. 5.4.1.2 на EN 1998-5 (Еврокод 8, част 5). Опънните осови сили в греди-пояси се определят съгласно EN 1998-5 т. 5.4.1.2.(6) за почвa група D ( депозити от рохки до средно плътни несвързани почви съгласно НПССЗР-2007 табл. № 1) със формулата:

Nht = ± 0,6α.S. NEd , (8-1)

където NEd е средната стойност на изчислителната осова сила в свързаните вертикални елементи. NEd се определя при известна хоризонтална осова опънна сила Nht със формулата:

NEd = Nht/0,6α.S. (8-2)

Хоризонталната осова опънна сила Nhtd , която може да поеме армировка с минимален процент на армиране ρmin е:

Nht = fyd . ρs,min . bw,min . hw,min (8-3)

Например: при греда-пояс със минимално напречно сечение bmin = 25 cm и hw,in hmin = 40 cm (съответстващо на 3-етажна сграда) и минимален коефициент на армиране ρmin = 0,4 % хоризонтална осова опънна сила Nht e:

Nht = fyd . ρs,min . bw,min . hw,min = 40.0,004.40.25 = 160 kN (8-4)

Необходимата минимална опънна армировка е: Аsmin=0,004.40.25 = 4 cm2 (4№12, A III ).Заместено (8-4) в (8-2) се получава при ІХ сеизмична степен (Кс = 0,27 и S = 1,35) силата в свързаните вертикални елементи NEd = 160/(0,6.0,27.1,35) = 732 KN. Тази осова сила може да се поеме от колона с минимални размери 25х25 cm. От други параметрични примери се вижда, че препоръките в Еврокод 8 дават близки резултати, до прилаганите и в практиката в България, поради което препоръчаните в Еврокод 8 минимални геометрични размери за греди-пояси и фундаментни греди може да се примат като национално определени параметри за България.

5.8.2(4) Минималнат дебелина и коефициент на армиране на стоманобетонни фундаментни плочи


15

5.8.2(4) Минималната дебелина на стоманобетонни фундаментни плочи е tmin = 0,2 m и минималният коефициентът на армиране от горе и от долу е ρs,min =0,2%.


Виж обосновката в 5.8.2(5)

5.8.2(5) Минимален коефициент на армиране на стоманобетонни фундаментни греди


5.8.2(5) Минималният коефициент на армиране за стоманобетонните греди-пояси и фундаментни греди по отделно от горе и от долу е: ρs,min = 0,4%.


Минималните проценти на армиране ρs,min на греди-пояси и фундаментни греди и плочи се определят чрез сравнителни параметрични изчисления от условия на еднаквост на моменти непосредственно преди и след образуване на пукнатини или със зависимости дадени в нормите за проектиране на ст.б. конструкци на България и съгласно Еврокодове EN 1992-1, EN 1998-1 и EN 1998-5. Минималните проценти на армиране ρs,min може да се определят в зависимост от вида на напрегнатото състояние – огъване или чист опън със зависимости, формули и числени стойности дадени в EN или НПБСК.

5.11.1.3.2(3) Клас на дуктилност на сглобяеми панелни системи


5.11.1.3.2(3) При сгобяеми рамкови конструкции се прилагат средна и висока дуктилност (DCM) и (DCH), а при сгобяеми едропанелни сгради се прилага среден клас на дуктилност (DCM).


Нисък клас на дуктилност (DCL) не се прилага в България, поради липса на територията й на зони с ниска сеизмичност ( ag ≤ 0,08 g). При едропанелни сгради се прилага среден клас на дуктилност (DCM), поради трудно реализиране на съединения с висока дуктилност. При сгобяеми рамкови конструкции може да се прилагат средна и висока дуктилност (DCM) и (DCH), но при пълно спазване на изискванията за дуктилност в 5.4.3, 5.5.3 и 5.11.2.

5.11.1.4 Коефициенти на поведение q на сглобяеми системи


5.11.1.4. Редукционният коефициент kp за определяне на коефициентa на поведение q p

на сглобяеми конструкции се приема:kp = 1,0 за конструкции със съединения удовлетворяващи изисквания за:

- разстояние до критични зони съгласно 5.11.2.1.1,- завишен проектен капацитет съгласно 5.11.2.1.2,

16

- разсейване на енергия съгласно 5.11.2.1.3.kp = 0,5 за конструкции със съединения не удовлетворяващи горните

изисквания.


Определящ елемент за сеизмичното поведението на една сглобяема конструкция са съединенията. Общата стойност на коефициента на поведение qp на сглобяема конструкция зависи от референтния коефициент на поведение q - взимащ под внимание вида на конструкцията и от редукционния коефициент kp - взимащ под внимание парамарите на съединенията.

5.11.1.5(2) Сеизмични въздействия по време на монтаж на сглобяеми конструкции


5.11.1.5(2) Временно укрепване на сглобяеми конструкции се предвижда за редуцирано сеизмичното въздействие, което може да възникне по време на изграждането им и което може да представлява риск за човешки жертви. В този случай изчислителното сеизмично въздействие Ар се приема редуцирано на pA равно на 30% от

изчислителното въздействие дефинирано в ЕN 1998-1, т.3.


Вероятността да възникне едно земетресение през време на изграждането на сглобяеми конструкции е сравнително малка, поради което редуцирането на изчислителното земетресение на 30% може да се приеме.

5.11.3.4(7)е Минимална надлъжна армировка в замонолитени съединения на едропанелни стени


5.11.3.4(7)е Минималният процент на надлъжна армировка в съединение на едропанелни стени е ρс,min=1% от минималното напречно сечение на замонолитващия бетон.


Носимоспособността на армировката след възникване на пукнатина в бетона в съединение на едропанелни стени трябва да бъде не по-малка от носимоспособността на ненапукан замонолитващ бетон. С предвиждането на минимален процент на армиране ρс,min =1% от минималното напречно сечение на замонолитващия бетон се предотвратява крехко разрушение след възникване на пукнатина в бетона.

6.1.2(1) Горна граница на q за концепцията за конструкции с ниска дисипативност; ограничения в избора на концепцията за поведение на конструкцията; географски ограничения върху използването на класовете на дуктилност на стоманени конструкции.

17


6.1.2(1) Горната граница на q при концепцията за конструкции с ниска дисипативност е 1,5.

Не се предвиждат ограничения в избора на концепцията за поведение на конструкцията, както и географски ограничения върху използването на класовете на дуктилност на стоманени конструкции.


Референтните стойности на q при концепцията за конструкции с ниска дисипативностсъгласно таблица 6.1 на EN 1998-1 са ≤ 1,5 – 2.0. Предложена е по-малката стойност. За географските ограничения се отнася същия коментар както при ст.б. конструкции (5.2.1(5)).

6.1.3(1) Частни коефициенти за материала на стоманени конструкции при сеизмична изчислителна ситуация.


6.1.3(1) Частният коефициент за материала на стоманени конструкции M s при проверките по крайно гранично състояние за сеизмична изчислителна ситуация, се приема да бъде равен на частният коефициен s , приет за продължителните и временни изчислителни ситуации в БДС EN 1993:2004.


Предложението съответства на препоръката в EN1998-1:2004.

6.2(3)Коефициент на завишена носимоспособност при капацитивно проектиране на стоманени конструкции.


6.2(3) Коефициентът на завишена носимоспособност за проверка на условие а) при капацитивно проектиране на стоманени конструкции е ov = 1,25.


Коефициентът на завишена носимоспособност ov е свързан с определяне на действителната граница на провлачане maxy,f . Той е получен на базата на

експериментално определяне на характеристиките на стоманите с явна граница на провлачане, които се използват в стоманените конструкции в сеизмични зони. Приета е препоръчаната стойност в EN1998-1:2004.

6.2.(7) Информация, как може да се използва EN 1993-1-10:2004 при изчислителна сеизмична ситуация.

18


6.2(7) EN 1993-1-10:2004 за ударната жилавост на стоманите и заварките при изчислителна сеизмична ситуация, се прилага както в случаите на постоянните и временните изчислителни ситуации.


Предложението е съобразено с общия подход в БДС EN 1998-1 за използване при сеизмична изчислителна ситуация на същите характеристики на материалите, които се ползват при постоянните и временни изчислителни ситуации

6.5.5(7) Посочване на допълнителни правила за приемливо проектиране на съединенията.


6.5.5(7) За проектиране на съединенията в дисипативните зони на стоманените конструкции се препоръчва да се ползват двете основни стратегии за рамковите възли:

а) стратегия на усилване на ригела в зоната до колоната;б) стратегия на провокирано отслабване на определен участък от ригела.

Те са дадени в БДС EN 1998-3:2005, Оценка и възстановяване/усилване на сгради. При по специфични конструктивни решения на съединения, може да се провеждат експериментални изследвания за знакопроменливи натоварвания.


След земетресенията в Northridge (USA,1994) и Kobe (Japan,1995), се очертаха две основни стратегии за проектиране на рамковите възли:- стратегия на усилване на ригела в зоната до колоната;- стратегия на провокирано отслабване на определен участък от ригела.При стратегията за усилване на ригела в зоната до колоната се прилагат различни конструктивни решение за отдалечаване от колоната на зоната, в която могат да се развиват пластични деформации.При стратегията за отслабване на гредите, дуктилността на стоманените греди може да се подобри чрез отслабване на поясите на гредата на желани места, така че да се изместят дисипативните зони далеч от съединенията.При проектирането на нови конструкции в сеизмични райони могат да се ползват същите подходи, които са дадени в БДС EN 1998-3:2005.За избор на подходящи параметри при проектирането могат да се ползват проведените експериментални изследвания на различни конструктивни решения или да се проведат нови изследвания за по-специфични конструктивни решения. В приложение 2 са дадени резултатите от някои експериментални изследвания на рамкови възли ригел-колона.

6.7.4(2) Остатъчна носеща способност след загуба на устойчивост на натисковите диагонали в стоманени рамки с V-връзки.


19

6.7.4(2) Стойността на pb , за определяне на остатъчна носещата способност след

загуба на устойчивост на натисковите диагонали в стоманени рамки с V-връзки е pb

= 0.3.


Предложената стойност на pb = 0.3 може експертно да се оцени, че съответства на 30

% остатъчна носеща способност на натиснат диагонал след загуба на устойчивост. Такъв е порядъка на получените експериментално стойности при загуба на устойчивост на стоманени стандартни профили.

7.1.2(1) Горна граница на q за концепцията за конструкции с ниска дисипативност; ограничения в избора на концепцията за поведение на конструкцията; географски ограничения върху използването на класовете на дуктилност на комбинирани стомано-стоманобетонни конструкции.


7.1.2(1) Горната граница на q при концепцията за конструкции с ниска дисипативност е 1,5.Не се предвиждат ограничения в избора на концепцията за поведение на конструкцията, както и географски ограничения върху използването на класовете на дуктилност на стомано-стоманобетонните конструкции.


Приетата горна граница на q = 1.5 за комбинираните стомано-стоманобетонни конструкции при концепцията за ниска дисипативност съответства на приетите стойности за стоманобетонните и за стоманените конструкции.

В България може да се приеме, че няма територии със специфично влияние на географското разположение върху дуктилното поведение на стомано-стоманобетонни конструкции.

Горната граница на q за конструкции с ниска дисипативност 1,5 предполага, че компететно проектирани стомано-стоманобетонни конструкции дори за несеизмична сутуация, ще имат макар и малка, но достатъчна дуктилност за постигане на q = 1,5. Когато са удовлетворени изискванията за сеизмично композиране и детайлиране на стомано-стоманобетонните конструкции с определена дуктилност могат да се приемат съответни стойности на коефициентите на поведение q.

7.1.3(1),(3) Частни коефициенти за материала на комбинирани стомано-стоманобетонни конструкции при сеизмична изчислителна ситуация.


7.1.3(1),(3) Частните коефициенти за материала на стоманено-стоманобетонни конструкции c и s при проверките по крайно гранично състояние за сеизмична

20

изчислителна ситуация, се приемат да бъде равни на частните коефициени c и s , приети за продължителните и временни изчислителни ситуации съгласно EN 1992-1-1:2004 и сответно EN 1993-1-1:2004.


Предложението съответства на препоръката в EN1998-1:2004.С приемането на стойностите на частните коефициенти за материала c и s за стомано-стоманобетонни конструкции при изчислителна сеизмична ситуация равни на дадените в EN 1992-1-1:2004 за проектиране на стоманобетонни конструкции и EN1993-1-1:2004 за проектиране на стоманени конструкции се взима под внимание деградация на якостните характеристики на материалите при циклично сеизмично въздействие.

7.1.3(4) Коефициент на завишена носеща способност при капацитивно проектиране на комбинирани стоманено-стоманобетонни конструкции.

а) предложение(

7.1.3(4) Коефициентът на завишена носеща способност при капацитивно проектиранена комбинирани стоманено-стоманобетонни конструкции се приема ov = 1,25.


Както за 6.2(3)

7.7.2(4) Коефициент за намаляване на коравината на стоманобетонната част на комбинирани стомано-стоманобетонни колони.


7.7.2(4) Коефициентът за намаляване на коравината на стоманобетонната част на комбинирани стомано-стоманобетонни колони е r = 0,5.


Редуцирането с коефициента r = 0,5 на приноса на бетона към коравината на комбинираната стоманено-стоманобетонна колона с 50% се допуска (както в 1992-1-1:2004) поради наличност на пукнатини и/или пълзене в бетона.

8.3.1 Клас на дуктилност за дървени конструкции.


8.3.1 Не се предвиждат географски ограничения за използването на класовете на дуктилност DCМ(среден) и DCН(висок).


21

Както в 5.2.1(5)

9.2.1(1) Видове елементи за зидария с достатъчна носеща способност


9.2.1(1) За зидария на сгради в сеизмични райони трябва да се използват елементи от група 1 на Таблица 3.1 на EN 1996-1:2004.


За зидария се използват елементи с общ обем на отворити в процент не по голям от 25% от общия обем на елемента, като обемът на отделния отвор не трябва да надвишава 12,5 % от общия обем на елемента.

9.2.2(1) Минимална якост на елементи за зидария


Минималната нормализирана якост на натиск на елементи за зидария, поемаща сеизмично натоварване, следва да бъде:- перпендикулярно на хоризонталната фуга: fb,min = 7,5N/mm2;- успоредно на хоризонталната фуга в равнината на стената: fb,min = 2,5N/mm2.


При нискоетажни сгради в България се прилагат обрамчени тухлени зидарии. Поради крехкото поведение на зидарията и местните условия на строителство, е предвидена в настоящата нормативна уредба на България малко по-висока минимална якост, която се предлага и като национално определен параметър.

9.2.3(1) Минимална якост на разтвора в зидани конструкции на сгради


9.2.3(1) Минимална якост на разтвора в зидани конструкции се приема със следните стойности:- за неармирана зидария с пояси или за обрамчена зидария - fm,min = 5 N/mm2;- за армирани зидарии - fb,min = 10 N/mm2


Неармирани без пояси тухлени зидарии на стени на сгради, поемащи сеизмично натоварване, имат неблагоприятно крехко поведение. Поради това, тези зидарии на стени не следва да се прилагат без пояси.

9.2.4(1) Алтернативни класов на превръзки в зидария

22


9.2.4(1) Вертикалните напречни фуги на зидарии на стени, поемащи сеизмично натоварване, се запълват изцяло с разтвор.


Зидарии на стени с незапълнени вертикални напречни фуги са със силно занижена носеща способност при сеизмично натоварване. Термичната им съпротива е също неефективна.

9.3(2) Условия за използване на неармирана зидария, удовлетворяваща само изискванията на EN 1996


9.3(2) Не се допуска използване на неармирана зидария за носещите стени на сгради, удовлетворяващи изискванията само на БДС EN 1996-1:2004, поради липса на зони с ниска сеизмичност.


Неармирана зидария без пояси не се приема, поради ниския й дисипативен капацитет и липсата на зона с ниска сеизмичност в България.

9.3(2) Минимална ефективна дебелина на неармирани зидани стени, удовлетворяваща само изискванията на EN 1996


9.3(2) Не се нормира минимална ефективна дебелина minef,t на неармирани зидани стени.


Ускорение на земната основа аg,urm не се дава, в съответствие с т. 9.3(2).

9.3(3) Максимална стойност на ускорението на земната основа urmg,a за

използване при неармирана зидария не се нормира, в съответствие с т. 9.3(2).


9.3(3) Стойност на ускорението на земната основа аg,urm за използване при неармирана зидария не се нормира, в съответствие с т. 9.3(2).


Ускорение на земната основа аg,urm не се дава, в съответствие с т. 9.3(2).

9.3(4), Табл.9.1 Коефициенти на поведение q при зидани конструкции на сгради


23

9.3(4), Табл. 9.1 Горните граници на стойностите на коефициентите на поведение q при зидани конструкции на сгради, се приемат както следва:

Таблица 9.1 (BG) - Видове конструкции и коефициенти на поведение

Вид конструкция Коефициент на поведение q

Неармирана зидария съгласно изискванията на EN 1998-1

1.5

Армирана зидария 2,5

Ограничена (обрамчена) зидария 2,0


Препоръчаните горни граници на стойностите на коефициентите на поведение q при зидани конструкции са добре обобщени в зависимост от вида на зидарията и съответстват на конкретни задължителни правила за детайлиране. Неармирана и неукрепена с вертикални и хоризонтални пояси зидария се допуска, съгласно EN 1998-1, 9.3.(2), само в райони с ниска сеизмичност. Тъй като в България, такива райони биха заели изключително малка площ, зидарии неукрепени с вертикални и хоризонтални стоманобетонни елементи не следва да се прилагат съгласно EN 1998. Също така извънредно нецелесъобразно е, при масовото строителство на жилищни сгради със стоманобетонни плочи, да се търси нищожна икономия, като не се предвиждат вертикални колони, които да увеличат значително сеизмичната устойчивост на сградите. Приложението в сеизмични райони на зидани сгради с дървен гредоред или с несвързани помежду с пояси тесни подови панели, имат за резултат с нищо не оправдан огромен брой човешки жертви (пример земетресение в Армения – 25000 жертви).

9.3.(4) Табл.9.1 Коефициенти на поведение q за сгради със зидани конструктивни системи, които осигуряват повишена дуктилност


9.3(4) За сгради с армирана зидария, може да се използват по-голями стойности на коефициента на поведение q от дадените в Таблица 9.1 (BG) при условие, че системата и свързаните с нея стойности на q са проверени експериментално. Максималната стойност на q за такива случаи се приема до 3.5.


Това предложение (в съответствие с EN 1998-1, 9.3(4)) дава възможност за целесъобразно приложение на усъвършенствани и експериментално доказани армирани зидани конструкции.

9.5.1(5) Геометрични изисквания за зидани шайби.


24

9.5.1(5) Геометрични изисквания за зидани шайби са дадени в следващата Таблица 9.2 (BG):

Таблица 9.2 (BG) - Геометрични изисквания за шайби

Типове зидария minef,t (mm) maxefef )( t/h (l/h )min

Ограничена (обрамчена) зидария 250 15 0,3

Армирана зидария 250 15 без ограничение

Използваните символи в тази таблица, имат следните значения:

eft дебелината на стената (виж EN 1996-1-1:2004) ;

efh ефективната височина на стената (виж EN 1996-1-1:2004);

h по-голямата светла височина на съседни отвори до стената;

l дължината на стената.


Предложени са геометрични изисквания в таблица № 9.2, които са съгласувани с изискванията на т. 9.3.(4) на ЕN 1998-1.

9.6(3) Частни коефициенти за материала на зидани конструкции на сгради при сеизмична изчислителна ситуация


9.6(3) Частните коефициенти за материала на зидани конструкции на сгради при сеизмична изчислителна ситуация се приемат със следните стойности:

m = 2/3 от дадената стойност в Националното приложение към EN 1996-1-1:2004, но не по-малка от 1,5;

s = 1,0.


Предложени стойности на частните коефициенти за материала на зидани конструкции при сеизмична изчислителна ситуация в т. 9.6(3) на EN 1998-1: 2004 са съгласувани с изискванията на т. 2.4.3(1)Р на ЕN 1996-1-1:2005.

9.7.2(1) Максимален брой етажи и минимална площ на шайби на “прости зидани сгради”


25

9.7.2(1) Максималният брой на етажите и минималната площ на шайбите на “прости зидани сгради” са дадени в Таблица 9.3 (BG)

Таблица 9.3(BG): Допустим брой етажи над земята и минимална площ на шайбите за "прости зидани сгради"

Ускорение на площадката Sag gk, 100 gk, 150 gk, 200

Вид конструкция

Брой етажи(n)

Минимална сума на площта на напречното сечение на шайбите във всяко направление, в проценти от общата площ на етажа

Ограничена зидария

2

3

4

2,5%

3,0%

5,0%

3,0%

4,0%

n/a

3,5%

n/a

n/a

Армирана зидария

2

3

4

5

2,0%

2,0%

4,0%

5,0%

2,0%

3,0%

5,0%

n/a

3,5%

5,0%

n/a

n/a

* n/a означава “неприемливо”


Изискването за минимален процент на сумарното напречно сечение на шайбите от зидария на прости зидани сгради е полезна ориентировъчна информация. Не са дадени стойности за случая на ниска сеизмичност.

9.7.2(2) Минимална стойност на отношението на късата към дългата страна в план на “прости зидани сгради”


9.7.2(2) Минимална стойност на отношението на късата към дългата страна в план min

на “прости зидани сгради” се приема min = 0,25.


Минималната стойност на отношението на късата към дългата страна в план е общ критерий за хоризонтална регулярност даден в т. 4.2.3.2 на EN1998-1. Логично е този критерий да се приеме при прости зидани сгради, при които хоризонталното диафрагменно поведение на подовите конструкции е от съществено значение.

9.7.2(2) Максимална етажна площ на вдлъбнатини в план за “прости зидани сгради”


26

9.7.2(2) Максимална етажна площ maxp на врязвания в план за “прости зидани сгради” се приема maxp = 15%


Максимална етажна площ на врязвания в план за “прости зидани сгради” е също от значение за ефективно хоризонталното диафрагменно поведение на подовите конструкции.

9.7.2(5) Максимална разлика на маса и площ на стена на два съседни етажа на “прости зидани сгради”


9.7.2(5) Максималните разлики на масите maxm, и на хоризонталното напречно сечение

на шайбите maxA, между два съседни етажа се ограничават до максимална стойност на

maxm, = 20% и maxA, = 20%.


Предложени са препоръчаните стойности в EN 1998-1:2004 и са в съответствие с общите условия за регулярност във вертикално направление.

10.3(2)Р Коефициент на усилване на сеизмичните премествания на изолиращите устройства


10.3(2)P Коефициентът на увеличаване на сеизмичните премествания x за всички

изолиращи устройства се приема x =1,2.


Предложена е препоръчаната стойност в EN 1998-1:2000

27

Таблица – ЧАСТ 1НАЦИОНАЛНИ ПАРАМЕТРИ

ЕВРОКОД 8, част 1 /BDS EN1998-1:2005/

ПЪРВИ ЕТАП

Част1Проектиране на конструкции за сеизмични въздействия

Точка Тема

Пояснения и дейности Продължителност (месеци)

Краен срок от началото (месеци)

1.1.2(7) Информационни приложения А и В.

Отчетено в етап 1 6 6

2.1(1)Р

Референтен период на повторяемост TNCR на сеизмичното въздействие за изискването за неразрушаване ( или еквивалентно, референтна вероятност за надвишаване за 50 години, PNCR).

Виж по-горе, отчетено в етап 2 18 18

2.1(1)Р

Референтен период на повторяемост TDLR на сеизмичното въздействие за изискването за ограничаване на повредите ( или еквивалентно, референтна вероятност за надвишаване за 10 години, PDLR).


3.1.1(4)Условия, при които не е необходимо да се извършва изследване на земната основа в допълнение към


28

необходимото изследване за несеизмични въздействия, и може да се използва вече установена класификация на земната основа

3.1.2(1)

Схемата за класификация на земната основа, отчитаща геоложката структура в дълбочина, включително и стойностите на параметрите S, TB, TC и TD, определящи спектрите на реагиране за хоризонтални и вертикални компоненти на въздействието, съгласно 3.2.2.2 и 3.2.2.3.


3.2.2.1(4).

3.2.2.2(1)Р

Параметрите DCB TTTS ,,,

дефиниращи формата на еластични спектри на реагиране захоризонталните компоненти на сеизмичното въздействие


3.2.2.3(1)Р

Параметрите DCBvg TTTa ,,,

дефиниращи формата на еластичния спектър на реагиране за вертикалната компонента на сеизмичното въздействие

Предложени са предварителни стойности, окончателно предложение в етап 3

18 18

4.2.3.2(8)

Относно дефиниции за центъра на коравината и за радиуса на усукване в многоетажни сгради, които удовлетворяват или не удовлетворяват условията (a) и (b) на 4.2.3.2(8) .


29

4.2.4(2)Р Стойности на за сгради Виж по-горе, отчетено в етап 1 6 6

5.2.1(5)

Географски ограничения върху използването на класове на дуктилност за стоманобетонни конструкции на сгради.


5.2.2.2(10)

Стойноста на qo, за стоманобетонни конструкции в зависимост от специален План по системата за качеството


5.4.3.5.2(1)Минимална армировка в стеблото на едроразмерни слабо армирани стоманобетонни стени.

Виж по-горе, отчетено в етап 16 6

5.8.2(3)Минимални размери на напречното сечение на фундаментните стоманобетонни греди


5.8.2(4)Минимална дебелина и коефициент на армиране на стоманобетонни фундаментни плочи


5.8.2(5)Минимален коефициент на армиране на стоманобетонни фундаментни греди


5.11.1.3.2(3)Клас на дуктилност на сглобяеми панелни системи


5.11.1.4Коефициенти на поведение q на сглобяеми системи


5.11.1.5(2) Сеизмични въздействия по време на Виж по-горе, отчетено в етап 1

30

монтаж на сглобяеми конструкции 6 6

5.11.3.4(7)еМинимална надлъжна армировка в замонолитени съединения на едропанелни стени


6.1.2(1)

Горна граница на q за концепцията за конструкции с нискадисипативност; ограничения в избора на концепцията за поведение на конструкцията; географски ограничения върху използването на класовете на дуктилност на стоманени конструкции.


8.3(1)Клас на дуктилност за дървени конструкции.


9.2.1(1)Видове елементи за зидария с достатъчна носеща способност


9.2.2(1)Минимална якост на елементи за зидария


9.2.3(1)Минимална якост на разтвора в зидани конструкции на сгради


9.2.4(1)Алтернативни класов на превръзки в зидария


9.3(2)

Условия за използване на неармирана зидария, удовлетворяваща само изискванията на EN 1996


9.3(2) Минимална ефективна дебелина на неармирани зидани стени,


31

удовлетворяваща само изискванията на EN 1996

9.3(3)

Максимална стойност на ускорението на земната основа за използване при неармирана зидария, удовлетворяваща изискванията на EN 1996


ЕТАП 2

2.1(1)Р

Референтен период на повторяемост TNCR на сеизмичното въздействие за изискването за неразрушаване ( или еквивалентно, референтна вероятност за надвишаване за 50 години, PNCR).


2.1(1)Р



3.1.2 (1)


Виж по-горе, отчетено в етап 2.

18 18

32

3.2.1(1),(2),(3)Карти за сеизмично райониране и референтни максимални ускорения на земната основа

Геофизичен институт 12 24

3.2.1(4)Водещи параметри (идентифициране и стойности) за граница на ниска сеизмичност

Виж по-горе, отчетено в етап 2, уточнение в етап 3 12 24

3.2.1(5)Водещи параметри (идентифициране и стойности) за граница на много ниска сеизмичност

Виж по-горе, отчетено в етап 2, уточнение в етап 3 12 24

3.2.2.1(4).

3.2.2.2(1)Р

Параметрите DCB TTTS ,,,

дефиниращи формата на еластични спектри на реагиране захоризонталните компоненти на сеизмичното въздействие


3.2.2.3(1)Р




4.2.5(5)Р Коефициент за значимост I за сгради

Виж по-горе, отчетено в етап 2. 12 27

4.3.3.1(4)

Решение дали нелинейните методи могат да се прилагат за неизолирани в основата сгради. Относно информация за деформационния капацитет на елементите и свързаните с тях частни коефициенти за проверките по крайното гранично състояние при

Виж по-горе, отчетено в етап 2

12 24

33

проектиране или изчисления на базата на методите за нелинеен анализ.

4.3.3.1(8)

Гранична стойност на коефициент за значимост I , свързана с позволеното използване на анализ на конструкцията с два равнинни модела.


4.4.2.5(2)Коефициент на завишена носеща способност Rd за диафрагми.


4.4.3.2(2)

Редуциращ коефициент , за преместванията при гранично състояние за ограничаване на повредите.


5.2.4(1), (3)Частни коефициенти за материала за стоманобетонни конструкции при изчислителна сеизмична ситуация.


6.1.3(1)Частни коефициенти за материала на стоманени конструкции при сеизмична изчислителна ситуация.


6.2.(3)

Коефициент на завишена носеща способност при капацитивно проектиране на стоманени конструкции.


6.2(7)Информация, как може да се използва EN 1993-1-10:2004 при изчислителна сеизмична ситуация.


6.5.5(7) Посочване на допълнителни правила за приемливо проектиране на


34

съединенията.

6.7.4(2)

Остатъчна носещата способност след загуба на устойчивост на натисковите диагонали в стоманени рамки с V-връзки.


7.1.2(1)

Горна граница на q за концепцията за конструкции с нискадисипативност; ограничения в избора на концепцията за поведение на конструкцията; географски ограничения върху използването на класовете на дуктилност на комбинирани стоманени-стоманобетонни конструкции.


7.1.3(1), (3)

Частни коефициенти за материала на комбинирани стоманени-стоманобетонни конструкции при сеизмична изчислителна ситуация.


7.1.3(4)

Коефициент на завишена носеща способност при капацитивно проектиране на комбинирани стоманени-стоманобетонни конструкции.


7.7.2(4)

Коефициент за намаляване на коравината на стоманобетонната част на комбинирани стоманени-стоманобетонни колони.

Приет съгласно препоръчаната стойност. 15 27

9.3(4), Табл. 9.1Коефициенти на поведение q при зидани конструкции на сгради


35

9.3(4), Табл. 9.1

Коефициенти на поведение q за сгради със зидани конструктивни системи, които осигуряват повишена дуктилност


9.5.1(5)Геометрични изисквания за зидани шайби.


9.6(3)Частни коефициенти за материала на зидани конструкции на сгради при сеизмична изчислителна ситуация


9.7.2(1)Максимален брой етажи и минимална площ на шайби на “прости зидани сгради”


9.7.2(2)

Минимална стойност на отношението на късата към дългата страна в план на “прости зидани сгради”


9.7.2(2)Максимална етажна площ на вдлъбнатини в план за “прости зидани сгради”


9.7.2(5)Максимална разлика на маса и площ на стена на два съседни етажа на “прости зидани сгради”


10.3(2)РКоефициент на усилване на сеизмичните премествания на изолиращите устройства


ЕТАП 3

2.1(1)Р Референтен период на повторяемост TNCR на сеизмичното въздействие за


36

изискването за неразрушаване ( или еквивалентно, референтна вероятност за надвишаване за 50 години, PNCR).

2.1(1)Р



3.1.2 (1)


Виж по-горе, отчетено в етап 2.

18 18

3.2.1(1),(2),(3)Карти за сеизмично райониране и референтни максимални ускорения на земната основа

Геофизичен институт 12 24

3.2.1(4)Водещи параметри (идентифициране и стойности) за граница на ниска сеизмичност


3.2.1(5)Водещи параметри (идентифициране и стойности) за граница на много ниска сеизмичност


3.2.2.1(4). Параметрите DCB TTTS ,,,

дефиниращи формата на еластични Виж по-горе, отчетено в етап 3

24 24

37

3.2.2.2(1)Р спектри на реагиране захоризонталните компоненти на сеизмичното въздействие

3.2.2.3(1)Р




4.2.5(5)Р Коефициент за значимост I за сгради

Виж по-горе, отчетено в етап 2. 12 27

4.3.3.1(4)

Решение дали нелинейните методи могат да се прилагат за неизолирани в основата сгради. Относно информация за деформационния капацитет на елементите и свързаните с тях частни коефициенти за проверките по крайното гранично състояние при проектиране или изчисления на базата на методите за нелинеен анализ.

Виж по-горе, отчетено в етап 2

12 24

4.3.3.1(8)

Гранична стойност на коефициент за значимост I , свързана с позволеното използване на анализ на конструкцията с два равнинни модела.


4.4.2.5(2)Коефициент на завишена носеща способност Rd за диафрагми.


38

4.4.3.2(2)

Редуциращ коефициент , за преместванията при гранично състояние за ограничаване на повредите.


5.2.4(1), (3)Частни коефициенти за материала за стоманобетонни конструкции при изчислителна сеизмична ситуация.


6.1.3(1)Частни коефициенти за материала на стоманени конструкции при сеизмична изчислителна ситуация.


6.2.(3)

Коефициент на завишена носеща способност при капацитивно проектиране на стоманени конструкции.


6.2(7)Информация, как може да се използва EN 1993-1-10:2004 при изчислителна сеизмична ситуация.


6.5.5(7)Посочване на допълнителни правила за приемливо проектиране на съединенията.


6.7.4(2)

Остатъчна носещата способност след загуба на устойчивост на натисковите диагонали в стоманени рамки с V-връзки.


7.1.2(1)

Горна граница на q за концепцията за конструкции с нискадисипативност; ограничения в избора на концепцията за поведение на конструкцията; географски


39

ограничения върху използването на класовете на дуктилност на комбинирани стоманени-стоманобетонни конструкции.

7.1.3(1), (3)

Частни коефициенти за материала на комбинирани стоманени-стоманобетонни конструкции при сеизмична изчислителна ситуация.


7.1.3(4)

Коефициент на завишена носеща способност при капацитивно проектиране на комбинирани стоманени-стоманобетонни конструкции.


7.7.2(4)

Коефициент за намаляване на коравината на стоманобетонната част на комбинирани стоманени-стоманобетонни колони.

Приет съгласно препоръчаната стойност. 15 27

9.3(4), Табл. 9.1Коефициенти на поведение q при зидани конструкции на сгради


9.3(4), Табл. 9.1

Коефициенти на поведение q за сгради със зидани конструктивни системи, които осигуряват повишена дуктилност


9.5.1(5)Геометрични изисквания за зидани шайби.


9.6(3)Частни коефициенти за материала на зидани конструкции на сгради при сеизмична изчислителна ситуация


40

9.7.2(1)Максимален брой етажи и минимална площ на шайби на “прости зидани сгради”


9.7.2(2)

Минимална стойност на отношението на късата към дългата страна в план на “прости зидани сгради”


9.7.2(2)Максимална етажна площ на вдлъбнатини в план за “прости зидани сгради”


9.7.2(5)Максимална разлика на маса и площ на стена на два съседни етажа на “прости зидани сгради”


10.3(2)РКоефициент на усилване на сеизмичните премествания на изолиращите устройства


41

ЧАСТ 2

МОСТОВЕ

42

2. БДС EN1998-2+А1:2009, ЕВРОКОД 8,

МОСТОВЕ


Съгласно работната програма през 2009 година са разработени изцяло 6 национални параметри и по 5 (всичките са Приложения) е продължила работата от предходнитедва етапа. Извършени са дейности по някои от параметрите, които трябваше да се определят в първи и втори етап, но по различни причини не бяха взети окончателни решение. След проведените дискусии и допълнителни проучвания са представени окончателни стойности. Направени са предложения по всички точки на работната програма.

НАЦИОНАЛНИ ПАРАМЕТРИЕВРОКОД 8.2

За разработка през 2009 година

Точка Тема

Част 2 Мостове

1.1.1(8) Информационни приложения A, B, C, D, E, F, H и JJ

2.1(4)P Класове на значимост за мостове

2.1(6) Коефициенти на значимост за мостове

5.3(4) Стойност на коефициента на завишена носеща способност 0

5.4(1) Опростени методи за усилия от втори ред при линеен анализ

5.6.2(2) Pb Стойност на допълнителен коефициент на сигурност γBd1 за носеща способност на срязване

5.6.3.3(1)P b Алтернативи за определяне на допълнителен коефициент на сигурност γBd за носеща способност на срязване на дуктилни елементи извън пластичната става

6.7.3(7) С цел разрушението на насипа зад устои, кораво свързани с връхната конструкция да се подържа в приемливи граници, изчислителното сеизмично преместване трябва да не надвишава

43

2.2 ДЕФИНИРАНЕ НА НАЦИОНАЛНИТЕ ПАРАМЕТРИ В ЧАСТ 2

2. 2. 1. Параметър от точка 1.1.1(8)- Относно приемането на информационните приложения към ЕС 8.2.


Предложението е всички информационни приложения да бъдат приети като необходими.


1. Приложение А

Това приложение е изключително необходимо за проектиране на мостовете, особено за изследването по време на изграждането. В много от случаите, в зависимост от начина на изграждане, мостовите конструкции, преди окончателното им завършване, съществуват в по-неблагоприятно състояние по отношение на реагирането за сеизмично въздействие, отколкото след като е завършен моста. Например, конструкциите, изграждани по конзолен начин (конзолно бетониране, конзолен монтаж и др.) по време на изграждане представляват конзолни конструкции върху високи стълбове, а след завършването им са рамкови системи. Ако конструкцията по време на изграждането се изследва за сеизмично въздействие, което е свързано с период на експлоатация например 50 или 100 години, ще се окаже, че строителното състояние е меродавно за елементите от долното строене, а също така и за връхната конструкция, евентуално. Това състояние, обаче, като такова по продължителност на съществуване, е кратко. Поради тази причина то би трябвало да се изследва за сеизмично събитие с друг период на повторяемост. В това приложение е дадено как да се получи ускорението, което да се ползва при спектралния анализ за строително състояние и поради тази причина е необходимо приложението да бъде прието.

2. Приложение В

гранични стойности, dlim, в зависимост от класа на значимост на моста

7.4.1(1)P Стойност на контролния период TD за спектъра на реагиране за мостове със сеизмична изолация

7.6.2(1)P Стойност на коефициента за увеличаване на изчислителното преместване на изолиращ елемент γIS

7.6.2(5) Стойност на γm за еластомерни лагери7.7.1(2) Стойности на коефициентите δw и δ b за възстановяващата

способност на системата за хоризонтални силиJ.1(2) Стойност на минималната температура при сеизмична

изчислителна ситуация J.2(1) Стойности на коефициента λ

44

Това информационно приложение е свързано с връзката между дуктилността по кривина в стоманобетонните стълбове на мост и общата дуктилност. В случаите на компоненти с еластично поведение, участващи във връзката между връхната конструкция и долното строене (както е посочено в самото приложение), но например, върху част от стълбовете с еластомерни лагери или еластична връзка от друг тип, е необходимо да се провери дали може да бъде осигурена съответната дуктилност и от там да се оцени достоверността на приетия коефициент на реагиране при спектралния анализ. Също така при много стройни стълбове на високи и отговорни мостове е възможно да се окаже, че не може да се осигури необходимата дуктилност, дори и при корави връзки. Като се използва връзката между двата вида дуктилности, може би и при този тип конструкции ще трябва да се оцени дали приетият коефициент на реагиране е приложим или ще трябва да се работи с по-малък коефициент на реагиране.

Въз основа на това разсъждение е очевидна необходимостта приложението да остане.

3. Приложение С

Съгласно изискванията на 2.3.6 от ЕС8.2 при линеен анализ трябва да се използва секущата коравина на стоманобетонния елемент. Тъй като коравината на всеки стоманобетонен елемент зависи от напрегнатото състояние и още по-съществено дали става дума за сечение с пукнатини или без пукнатини, то при линейния анализ, с цел да се отчете до известна степен този факт, се предлага не да се работи с началната коравина, а с една средна, получена като тангенс на ъгъла на секущата, свързваща началната точка с точката на провлачане в зависимостта коравина-завъртане, например. В ЕС2 са дадени начини за определяне на тази коравина. Същото така, в специализираната литература по стоманобетонни конструкции може да се намерят различни методи за определяне на тази коравина с различна степен на точност.

В това приложение са дадени два начина за определяне на коравината на напукано сечени и то при провлачане на армировката, а от там и на секущата коравина. Тези методи почиват на общо приетите принципи в теорията на стоманобетона.

С цел пълнота на тази част ЕС8 е добре това информационно приложение да се приеме и остане като неделима част от ЕС8.2.

4. Приложение D

При сеизмичен анализ на конструкциите, като правило се приема, че в мястото на контакт със земната основа в даден момент от времето за всички опори сеизмичното въздействие има едни и същи характеристики. Очевидно това не е така. При конструкции с неголеми размери в план, каквито са в повечето случаи сградите, при това приемане не се допуска съществена грешка. Не така стои въпросът припротяжните конструкции, към които могат да бъдат отнесени и мостовете. Особено при дълги мостове с големи отвори, при които опорите са разположени на големи разстояния, трептенията, които достига до всяка опора в даден момент от време могат съществено да се различават по характеристики. В точка 3.3 на ЕС8.2 са дефинирани дължините на мостове, след които сеизмичното движение трябва да се счита за некорелирано и трябва да се отчита неговата пространствена изменчивост. Даден е и начин за отчитането му чрез псевдодинамичен модел. По-точно отчитане на тази особеност на сеизмичното движение, свързано специално с дългите мостови

45

конструкции, е дадено в приложение D. Представен е моделаът на въздействието с отчитане на неговия случаен характер и някои примери за приложение. Също така е даден начина на анализ при различни методи- анализ по история във времето и линеен спектрален анализ. Показани са литературните източниците, които трябва да бъдат като допълваща информация, за да може реално да бъде приложено на практика.

Счита се, че това приложение е полезно, особен за дълги мостове, които не могат да се разчленят на самостоятелни трептящи единици и неотчитането на пространствената изменчивост на сеизмичното въздействие може да доведе до съществени, неконсервативни грешки.

Трябва да остане в националното приложение.

5. Приложение Е

В съвременното разбиране на сеизмичното инженерство основни елементи са пластичните стави и тяхното осигуряване чрез дуктилно поведение на бетона в натисковата зона. За да има достатъчен капацитет пластичната става, а от там и осигуряване на дуктилно поведение на конструкцията като цяло, е необходимо да се осигури дуктилно поведение на недуктилният материал бетон. Това става, като се ограничат по подходящ начин напречните деформации на бетона и в следствие се повиши както якостта му на натиск, така и, по-важното в случая, натисковата деформация (скъсяването) при настъпване на “разрушението”. Създаването на така наречения “ограничен” бетон.

В това приложение се дават изрази за определяне на функцията на ограничения бетон и съответните характеристики, необходими при нелинеен анализ. Също така са дадени изрази за определяне на капацитета на ротация на пластичните стави и съответно дължината на ставата, необходими за различни проверки.

Предлага се това приложение да остане като информативно, поради неговата необходимост.

6. Приложение F

В случай, когато някои или всички стълбове са частично потопени във вода, динамичният модел за анализ трябва да отчете различията с свободностоящите, непотопени стълбове. За целта трябва да се моделира водната среда и нейното взаимодействие с мостовите стълбове. Този модел е доста сложнен с голямо количество неизвестни параметри. Един опростен, но консервативен начин на работа, е с така наречената “присъединена” маса. Към масата на стълба се добавя маса от водата в потопената част и след това се провежда стандартен анализ. В приложението се дава подход за определяне на присъединената маса в зависимост от формата на напречното сечение на стълбовете.

Това приложение е необходимо за анализ на мостове с потопени във вода стълбове и трябва да остане.

7. Приложение Н

46

В приложението се съдържат указания за провеждане на PUSHOVER анализ, както и съответните проверки, които го придружават и правят изпълним. Този статичен нелинеен метод е силен инструмент за анализ на съществуващи конструкции и оценка на тяхното ниво на сеизмична осигуреност. В схематичен вид са дадени отделните стъпки на анализа, което прави приложението необходимо за целите на практиата.

Предлага се това нормативно приложение да остане в националното приложение на ЕС8.2.

8. Приложение JJ

Един от най-съвременните подходи за намаляване на ефектите от сеизмичното въздействие върху строителните конструкции, и в частност върху мостовете, е приложението на сеизмоизолаторни устройства. В глава 7 от ЕС8.2 са дадени изискванията и начина на проектиране на такива мостове. Има определени изисквания към самите устройства, използвани като изолатори. Освен производствените изпитвания на тези изделия са предвидени и други допълнителни, които са разгледани в тази глава. Очертани са параметрите и границите, в които трябва да варират качествата на тези устройства. Дадени са в нормативното приложение J. Указано е, че варирането на тези качества, и по-точно стойностите на отношението на горната и долна граница, означено с λ , трябва да бъде дадено в националното приложение. В приложение JJ са дадени препоръчителните стойности на това отношение. В България до този момент няма опит в прилагането на такива устройства, както и впроизводството им. По тази причина не съществуват приложими изследвания (с много малки изключения, отнасящи се до обикновени ламинирани еластомерни лагери) за качествата на този тип устройства. От друга страна изискванията на приложение J не са приложими без стойности на този коефициент.

Поради тези причини се предлага това приложение да се приеме, както е дадено в ЕС8.2

2. 2.3. Параметър от точка 2.1(4)P – Мостовете трябва да се класифицират в класове по значимост, в зависимост от последствията при тяхното разрушение за човешкия живот, тяхната значимост за поддържане на комуникацията и по-специално непосредствено след сеизмичното събитие, и от икономическите последствия от разрушението им.


След допълнителни дискусии остава предложението от втория етап, като се прави известно прегрупиране:

КЛАС НА ЗНАЧИМОСТ ІІІ Всички мостове от националната железопътна мрежа, автомагистрални и

мостове от първокласната национална пътна инфраструктура, както и пътните и железопътни и пешеходни надлези над тези комуникации;

Градски пътни и железопътни мостове над водни препятствия и/или сухи дерета с дълбочина по-голяма от 5 метра, с отвори по-големи от 20 метра и/или дължина по-голяма от 30 метра;

47

Всички мостове с отвори по-големи от 50 метра и/или височина 25 метра непопадащи в изброените по-горе.

КЛАС ПО ЗНАЧИМОСТ І Временни мостове, пешеходни мостове, подлези, водостоци, но не и тези, които

са надлези и подлези на ж. п. линии, магистрали и първокласни пътища; Мостове, намиращи се извън републиканската пътна и железопътна

инфраструктура.

КЛАС ПО ЗНАЧИМОСТ ІІ - всички пътни и железопътни мостове неупоменати в горните две групи.

СЪОТВЕТНИТЕ АДМИНИСТРАЦИИ (ПЪТНИ, ЖЕЛЕЗОПЪТНИ И ГРАДСКИ) МОГАТ В ПРОЕКТНОТО ЗАДАНИЕ ДА ИЗИСКВАТ И ПО-ВИСОКА ОТ ПРЕДВИДЕНАТА ТУК СТЕПЕН ПО ЗНАЧИМОСТ.


Съгласно изискванията на 2.1(4) на ЕС8.2, мостовете трябва да бъдат класифицирани в три групи, в зависимост от последствията от разрушението им по отношение начовешкия живот и по отношение на значимостта им за поддържане на комуникацията, и по-специално непосредствено след сеизмичното събитие, както и икономическите последствия от тяхното разрушение. Класифицирането в три групи е задължително. Как да бъдат класифицирани в отделните групи е задължение на националните приложения. Дадени са препоръки. Съгласно тях по принцип всички пътни и железопътни мостове се класифицират към така наречения клас на значимост ІІ (средна значимост), с изключенията, които са дадени по нататък.

Клас на значимост ІІІ са мостове с критично значение по отношение на поддържане на комуникацията и по-специално непосредствено след сеизмичното събитие, което по всяка вероятност ще бъде свързано и други големи загуби, както и големи мостове, за които проектният живот е по-голям от този, който нормално се изисква (по-голям от 100 години).

Мостът може да бъде класифициран към клас на значимост І (по-малка от средна значимост,) когато едновременно са изпълнени следните условия:

- мостът не е критичен за комуникацията;- приемането на вероятността от надвишение PNCR за 50 години на проектното

сеизмично въздействие или на стандартния проектен живот от 50 години е икономически неоправдано.

При анализа на други нормативни документи се установи, че по принцип за мостоветесе приемат две или три групи по значимост. В съществуващите норми за сеизмично осугуряване на мостове в България ( преди наредбата от 2007 год.) групите също са три.В AASHTO са предвидени две групи: основни и други мостове. Дадени са само принципите, по които трябва да бъдат причислени към една от двете групи. Очевидно, точното определение за даден мост или група такива е свързано с решение на местните или щатски власти, като основният критерий е свързан с това, какво отношение има моста и маршрута, с който е свързана съответната комуникация, с гражданската

48

отбрана и снабдяването на района, неотложната медицинска помощ, полицията и националната сигурност.В SPECIFICATION FOR HIGHWAY BRIDGES, PART V SEIZMIC DESIGN на JAPANROAD ASSOCIATION са предвидени два класа по значимост. Тук определението е свързано с това, дали мостът се намира в системата на националните пътни и железопътни комуникации. Оставена е възможност и на местните власти, в зависимост от отношението на маршрута, по който се намира моста към жизнено важни дейности по време и веднага след възникване на изчислителното сеизмичното събитие, да бъде отнесен към клас І. Това е класът с по-голяма значимост. Клас ІІ се отнася за всички останали мостове, неупоменати в клас І. За клас І коефициентът е 1 а за клас ІІ - 0.8.

В The Canadian Highway Bridge Design Code са предложени три категории, така както се предлага в ЕС8.2 В коментарите към този код е дадена таблица, в която по-ясно са изброени критериите, които се следват при класификацията на мостовете.

Класове Lifeline Критичен маршрут ДругиМалки до средни земетресения

Да е използваем веднага за целия трафик



Изчислително земетресение(период на повторяемост 475 години)


Да е възможно преминаването на спасителни превозни средства веднага след земетресението

Разрушенията да могат да се поправят

Силни земетресения (например такива с период на повторяемост 1000 години)

Да е възможно преминаването на спасителни превозни средства веднага след земетресението

Разрушенията да могат да се поправят

Да не се разруши

Трябва да се приеме предложението на ЕС и да се оформят три групи. В националното приложение е възможно да се дадат критериите, а може да бъдат упоменати и по-конкретно кои към коя група да се отнесат. Възможно е и комбинация от тези два подхода.

Като се отчете факта, че България не е голяма страна, а и традицията до този момент, която която по принцип не противоречи на това, което се прилага от някои напреднали страни в тази област, е добре да се даде точна класификация на мостовете, попадащи в съответната група. Като допълнително условие би трябвало да се даде възможност на съответната администрация и/или на собственика да променя класа на значимост, но само в посока към по-високата.

Окончателно предложението е както следва:

-КЛАС НА ЗНАЧИМОСТ ІІІ- всички мостове от националната железопътна мрежа, автомагистрални и мостове от първокласната национална пътна инфраструктура, пътни, железопътни и пешеходни надлези над тези комуникации, градски пътни и железопътни мостове над водни препятствия и/или сухи дерета с дълбочина по-голяма от 5 метра, с отвори по-големи от 20 метра и/или дължина по-

49

голяма от 30 метра и всички мостове с отвори по-големи от 50 метра и/или височина 25 метра, не попадащи в изброените по-горе;

-КЛАС ПО ЗНАЧИМОСТ І – временни мостове, пешеходни мостове, подлези, водостоци, но не и тези, които са надлези и подлези на ж. п. линии, магистрали и първокласни пътища, и мостове намиращи се извън републиканската пътна и железопътна инфраструктура;

-КЛАС ПО ЗНАЧИМОСТ ІІ- всички пътни и железопътни мостове, непопадащи в горните две групи.

СЪОТВЕТНИТЕ АДМИНИСТРАЦИИ (ПЪТНИ, ЖЕЛЕЗОПЪТНИ И ГРАДСКИ) МОГАТ В ПРОЕКТНОТО ЗАДАНИЕ ДА ИЗИСКВАТ И ПО-ВИСОКА ОТ ПРЕДВИДЕНАТА ТУК СТЕПЕН НА ЗНАЧИМОСТ.

При предлагането на това групиране се изхожда от това, че поради липса на магистрали в цялата страна, първокласните пътища, заедно с изградените магистрали, са основните връзки между населените места, които е необходимо да функционират непосредствено след сеизмичното събитие. Разрушението на надлезите над железопътните линии и автомагистрали и първокласни пътища ще създаде невъзможност за използването им непосредствено след сеизмичното събитие. Мостовете в градски условия са от голямо значение за функционирането на цялата система след сеизмичното събитие поради факта, че трябва да обслужват, както автомобилите на неотложната помощ, така на полицията и противопожарната служба. Основната причина мостове с големи отвори да се причисляват към трета група е , че като стойност са по-скъпи, а и най-вече тяхното възстановяване в случай на разрушение по време на сеизмично събитие ще изисква много време и трафика ще бъде прекъснат продължително, особено в случаите на липса на подходящ дублиращ маршрут.

2. 2.4. Параметър от точка 2.1(6)P- Коефициентът на значимост γI =1.0, съответно за сеизмично събитие, имащо период на повторяемост даден в 2.1(3)Р и в ЕN 1998-1: 2004, 3.2.1 (3).


След проведени дискусии се реши да се съгласуват максималните стойности за мостове с тези за сградите. Предложението е както следва:

КЛАС ПО ЗНАЧИМОСТ ІІІ - γI = 1.4;

КЛАС ПО ЗНАЧИМОСТ ІІ - γI = 1.0;

КЛАС ПО ЗНАЧИМОСТ І - γI =0.85.

б)оОбосновка

Съгласно препоръките, дадени в ЕС8.2, за клас ІІІ коефициентът на значимост е γI = 1.3, а за Клас І - 0.85. Необходимо е да се отбележи, че спрямо редакцията на ЕС8.2 от 2002 година има завишение на коефициента за лас І от 0.7 на 0.85. В действащите в

50

момента в България норми за трета група е 0.8, а за критичните мостове коефициента на значимост е 1.5.

В AASHTO мостовете са разделени на две групи. Коефициент на значимост не се дава, но е казано че “критичните” мостове се проектират за период на повторяемост 2 500 години. Формално коефициентът на значимост променя пиковото ускорение върху основна скала, с което трябва да се привежда (мащабира) спектралния линеен динамичен анализ. Връзката между ускорения и период на повторяемост, дадена в приложение А на ЕС 8.2, е:

agc/ag,475 = (trc/tr0)k

- agc-ускорение, за което трябва да се направи изчислението;- ag,475 -ускорение за период на повторяемост 475 години;- trc –период, за който трябва да се проектира;- tr0- основния период от 475 години;- к- коефициент, който се приема нормално в интервала 0.3-0.4.

Чрез използване на горния израз и приемането, че за критични мостове AASHTOизисква проектиране за период на повтаряемост 2500 години, се получава, че трябва да се проектират за ускорение по-голямо с 1.6 пъти спрямо основните, които се проектират за период на повтаряемост 475 години. Това се постига с коефициента на значимост 1.5.

Въз основа на това и факта, че до сега в България се работило с такива коефициенти, в предходния етап се предложи за клас по значимост ІІІ γI = 1.5. С цел уеднаквяване на сеизмичния риск за критичните сгради и критичните мостове се прие коефициент γI = 1.4.

2.2.5. Параметър от точка 5.3(4)- Стойността на коефициента на завишена носеща способност трябва да отчита варирането на якостните качества на материалите и отношението на граничната якост към якостта на провлачане.

а) предложение:

Предлага се да се приемат стойностите, дадени в ЕС8.2, каквото бе и предложението във втория етап, а именно:

За стоманобетонни елементи – γ0 = 1.35; За стоманени елементи - γ0 = 1.25

б/ Обосновка

По принцип този коефициент отчита очакваната вариация на качествата на материалите. Би трябвало за нашите условия да се очаква по-голяма вариация и следователно, по-специално за стоманобетонните конструкции, да се приеме по–висок коефициент. От друга страна, практиката в България показва, че при мостовото строителство контролът е по-голям и обикновено се постигат проектните показатели. Като се вземе предвид, че за характеристиките на материалите се ползват и стандартите на ЕС, то би трябвало да се очаква, че вариациите ще са в границите, предложени в ЕС.

51

Поради тази причина се предлага, специално в частта на мостовете, да се приемат стойностите така, както са дадени като предложение в ЕС.

Трябва да се изтъкне и още едно важно обстоятелство, което дава пълно основание да се приемат предложените в ЕС стойности на коефициента на завишена носеща способност. При стоманените конструкции е очевидно, че металургията е напълно глобализирана и на пазара в България присъстват стомани от различни страни на Европа, които спазват стандартите на ЕС. При стоманобетонните конструкции качествата на бетона силно се влияят от местните условия, но те нямат сериозно влияние върху носимоспособността на стоманобетонните елементи, особено на тези, които са натоварени на огъване и/или голям нецентричен натиск, каквото е действителното напрегнато състояние при дуктилните елементи на дуктилните конструкции. Следователно основният принос зависи от армировката, която от своя страна е свързана с възможностите на металургията.

2. 2.6. Параметър от точка 5.4(1)- При линейния анализ могат да се използват опростени методи за оценка влиянието на ефектите от втори ред в критичните сечения (пластичните стави).


Поради изразените съмнения за грешка по отношение на преместването, след анализ и дискусия се прие на ЕС8.2 от 2002 година. Предлага се използването на израза:

ΔM= ((1+q)/2 dEе + dG +ψ2dT)NEd ,

където: dEе - относителноо преместване в двата края на разглеждания елемент при сеизмично въздействие, получено от еластичния сеизмичен анализ;

dG - преместванео от постоянни и квази-постоянни въздействия (например, предварително напрягане, пълзене, съсъхване и др.); dT - преместване от температурни въздействия;ψ2 - коефициент на комбинация за квази-постоянни температурни въздействия;NEd - осова сила в елемента за сеизмична комбинация;q - коефициен на поведение, при който е проведен сеизмичния анализ.

б/ обосновка

Както подробно е описано в отчета за предходната година, в израза, даден в ЕС 8.2 от 2005 година, има известни противоречия. Двукратно се увеличават преместванията от сеизмични въздействия от сеизмичен анализ. Предложеният израз комбинира идеите, дадени в двете издания на ЕС8.2, като се стреми да премахне двукратното увеличение. Допуска се една неточност спрямо даденото в ЕС 8.2 от 2005 година. Това е, че при конструкции с ниски периоди на свободни трептения (T<T0) завишението е по-голямо, но това е в посока на сигурността. Този израз, в случай, че в ЕС8.2 се нанесе съответна поправка, може веднага да се промени.

2. 2.7. Параметър от точка 5.6.2(2)Рb- Стойностите на носимоспособност VRd,c VRd,s и VRd,max , изчислени в съответствие с изискванията на ЕN 1992-1-1: 2004, 6.2, трябва

52

да се разделят на допълнителен коефициент на сигурност γBd1 срещу крехко разрушаване.


Предложението е: γBd1 = 1.30.

Според ЕС8.2 γBd1 = 1.25.


С цел избягване на крехко разрушение, за ограничено дуктилни конструкции се иска носещата способност за напречни сили да се разделя на един допълнителен коефициент на сигурност γBd1. Неговата стойност трябва да бъде приета в националното приложение. Препоръката е γBd1 = 1.25.

Съгласно ЕС2 носимоспособността на стоманобетонните сечения за напречни сили силно зависи от процента на надлъжно армиране. Носимоспособността на стоманобетонните сечения се състои от две компоненти. Едната е носимоспособността на бетона VRd,c, а другата е приносът на напречната армировка VRd,s. С по-големи различия, повлияни от практиката и традицията в отделните страни, е носимоспособността на бетона. Определянето на тази носимоспособност съгласно ЕС2 става с израза:

VRd,c = [CRd,c k ([100ρ1fck)1/3 + k1σcp]bwd.

Видно е, че при коефициент на армиране за надлъжна армировка тази носимоспособност силно ще се различава. Например, съответно при ρ1 =0.002 и ρ1=0.02 за бетон В25 съответно тези носимоспособности ще са в съотношение 1/2.16. Следователно, в един и същи елемент по височина, в зависимост от армирането, разлика в носимоспособността на бетона по отношение на напречните сили ще се различава повече от два пъти. Елементите, които поемат сеизмичните ефекти при мостовете, са колоните на стълбовете (в някои случай и стени) По височината моментъте силно променлив и съответно армировката се променя, а напречната сила остава почти една и съща. Следователно меродавни за носимоспособността по отношение на напречната сила са участъците с ниски моменти и малко армировка, много често конструктивна.

От друга страна, колоните на стълбовете, като правило, се изпълняват на няколко етапа поради по-голямата си височина (дори не само в случаите на използване на преместваем или пълзящ кофраж). В зоните на работните фуги със сигурност носимоспособността на напречни сили има понижени стойности, за което няма подходящи изследвания.

В действащият в момента “Временен правилник за проектиране....” при едни и същи класове бетон натисковата якост е близка до тази, която се получава съгласно правилата на ЕС, независимо, че едната се проверява с характеристични товари. Докато при напречните сили, съгласно действащите норми (не само за сеизмична комбинация) носимоспособността по принцип се получава в пъти по-малка от заложената в ЕС.

53

Поради изложените по-горе причини и други подобни, за напречни сили, за условията на България, трябва да се търси по-висока сигурност. От друга страна, въведеният коефициент за намаление на носимоспособността за напречните сили намалява и частта, свързана с натисковите напрежения (виж израза) и тази с напречната армировка.

Тъй като елементите, поемащи ефектите от сеизмичните въздействия са колони, то в тях, като правило, има осови натискови сили, които повишават носимоспособността за напречни сили. Техният принос, както и този на напречната армировка по принцип не би трябвало да се влияе от по-горе изтъкнатите фактори и не би трябвало да се намалява (с изключение наличната опъна компонента от сеизмичното въздействие, ако има такава). Този факт води до допълнителна сигурност.

Въведеният допълнителен коефициент за сигурност в ЕС8.2 е напълно логичен. Въз основа на горните разсъждения, се предлага като минимум да се използва коефициентът, предложен в ЕС8.2 По-добре е, обаче, да се приеме по-висок коефициент, например 1.3, отчитайки особеностите на практиката в България, свързанис качествата на бетона и наличието на работни фуги, по-специално при високи мостови стълбове.

2. 2.8. Параметър от точка 5.6.3.3. (1)Pb- Стойностите на носимоспособност VRd,c VRd,s

и VRd,max , изчислени в съответствие с изискванията на ЕN 1992-1-1: 2004, 6.2 , трябва да се разделят на допълнителен коефициент на сигурност γBd срещу крехко разрушаване. Една от следните две алтернативи трябва да се използва:

Алтернатива 1 1 ≤ γBd = γBd1 + 1 – qVEd/VC,o ≤ γBd1;Алтернатива 2 1 ≤ γBd = γBd1

където: γBd1 е съгласно 5.6.2(2)Р

VEd - максимална срязваща сила от изчислителна сеизмична комбинация от 5.5 (1)Р; VC,o - срязващата сила от капацитивното проектиране в съответствие с 5.3, без отчитане на ограниченията в 5.3(2).

а) Предложение

Предлага се Алтернатива 2

1 ≤ γBd = γBd1


Коефициентът за намаление на носимоспособността за напречни сили се предвижда и за дуктилни конструкции в областта извън пластичните стави. Предлагат се следните две възможности, като всяка страна може да избере една от тях. Въз основа на

54

разсъжденията в предходната точка (виж.2.2.11 на този отчет) се предлага да се приеме Алтернатива 2, която очевидно е по-консервативна.

2.2.9 Параметър от точка 6.7.3(7) - С цел разрушението на насипа зад устои, кораво свързани с връхната конструкция, да се подържа в приемливи граници, изчислителното сеизмично преместване трябва да не надвишава гранична стойност dlim в зависимост от класа на значимост на моста.


Предложението е на ниво горен ръб настилка да се допускат следните максимални премествания за сеизмична изчислителна комбинация:

Клас по значимост Стойности на dlim.ІІІ 40 [mm]ІІ 70 [mm]

І няма ограничения


В точка 7.7.3(7) на ЕС8.2, с цел избягване на разрушение на насипа зад устои на мостове, кораво свързани с връхната конструкция, е предвидено ограничаване на преместванията-dlim. Има един неизяснен момент. Не е обяснено преместванията за кое ниво на устоя се отнасят. Поради тази причина всички последващи разсъждения се отнасят за ниво на кусинет, където е и връзката с връхната конструкция. Големината на преместванията трябва да бъде изяснена в националните предложения.Препоръчаните стойности на dlim. са като следва:

Клас по значимост Стойности на dlim.ІІІ 30 [mm]ІІ 60 [mm]

І няма ограничения

След анализа, проведен с достатъчно числени примери, имайки предвид, че един клас устои (обсипни) не са включени в ЕС8.2, а се прилагат в България, както и че в ЕС 8.2 не е ясно определено нивото на което се контролират тези премествания и след дискусии се стигна до извода, че може да се приемат стойности за контрол на преместванията на насипа на ниво горен ръб настилка. Тези стойности са малко по-високи от препоръчаните в ЕС8.2, но се счита че няма да доведат до прекъсване на трафика след сеизмичното събитие, а след това ще е необходим съответен ремонт.

2.2.10 Параметър от точка 7.4.1(1)- Използваният спектър трябва да бъде не по-малък от еластичния спектър на реагиране, определен в 3.2.2.2 на EN 1998-1:2004 за неизолирани конструкции (виж 3.2.2.5(8)Р).

ЗАБЕЛЕЖКА: Специално внимание трябва да се обърне на факта, че сигурността на конструкциите със сеизмична изолация зависи главно от изискването за преместване в изолиращата система, което е

правопропорционално на стойността на периода TD. По тази причина и в съответствие с 3.2.2.5(8)Р на EN

1998-1:2004, националното приложение към тази част на Еврокод 8 може да определи стойност на TD,

55

специфична за проектиране на мостове със сеизмична изолация, която е по-консервативна (по-голяма) от

стойността, предписана за TD в националното приложение към EN 1998-1:2004 (виж също 3.2.2.3).


Да се използва предложения в ЕС8.1TD, да не е по-малък от основния период на не золираната конструкция.


В голям брой от случаите, мостовете имат големи периоди на основната си форма на свободни трептения. Това е особено вярно за стройни мостови конструкции с относително големи височини на стълбовете. В такива случаи периодите може да надвишават контролния период от 4 sec. В този смисъл това ще е най-голямата стойност. С цел да се спази препоръката на ЕС8.2 в посока на сигурността и отчитайки факта, изразен по-горе, се предлага първоначално да се направи решение без изолация. Ако в този случай конструкцията има период по-голям от 4, sec да се приема за контролен период при изследване на изолираната конструкция.

2.2.11 Параметър от точка 7.6.2(1)Р- Изискваната повишена надеждност на изолиращата система (виж 7.3(4)Р) трябва да бъде въведена чрез проектиране на всеки изолатор i за увеличени изчислителни премествания dbi,a:

dbi,a = IS dbi,d

където: IS е коефициент за увеличение, който се прилага само за изчислителното преместване dbi,d на всеки изолатор i, получено чрез една от процедурите, определени в 7.5.


Предлага се за IS да се приеме предложената стойност в ЕС8.2, а именно:

IS = 1.5;


В България до настоящия момент почти липсва информация за прилагането на изолиращи системи. Изхождайки от основния принцип на философията на сеизмичното осигуряване, че критичните елементи, имащи значения за цялата конструкция, трябва да имат по–висока сигурност, очевидно е необходимо тези премествания да се завишат с коефициент. Например, в чл. 126 от НАРЕДБА 07/2 за ПРОЕКТИРАНЕ НА СГРАДИ И СЪОРЪЖЕНИЯ В ЗЕМЕТРЪСНИ РАЙОНИ се изисква силата в анкерните болтове да се увеличава с коефициент 1.5. По принцип анкерните болтове имат същата критична значимост за съществуването на конструкция, както една изолираща система. Следователно, напълно логично е да се приеме тази стойност, което съвпада и с практиката, до този момент в България.

2.2.12 Параметър от точка 7.6.2(56)- Изолиращи устройства, които се състоят от обикновени еластомерни лагери с малко затихване, трябва да се проверяват за ефектите

56

от въздействия в (1)Р до (4)Р, в съответствие със съответните правила в EN 1337-3:2005, както следва: максималната обща изчислителна деформация от срязване в лагера трябва да бъде изчислена като сума от:

а) изчислителната деформация от срязване, вследствие вертикален натиск;b) деформация от срязване, съответстваща на общото изчислително

хоризонтално преместване;с) деформация от срязване, съответстваща на общото изчислително завъртане на

лагера в изчислителна сеизмична ситуация.

Тази сума не се умножава с коефициент за увеличаване. Деформация не трябва да превишава стойността на u,d, съгласно зависимост (2) от 5.3.3 на EN 1337-3:2005. Загубата на устойчивост и устойчивостта на хлъзгане трябва да бъдат проверени в съответствие със съответните правила в 5.3.3.6 на EN 1337-3:2005.

ЗАБЕЛЕЖКА: Стойността на частния коефициент m във връзка с u,d за използване в страната за изчисляване на изчислителната носимоспособност на обикновени еластомерни лагери с малко затихване в изчислителна сеизмична ситуация, може да бъде предписана в националното приложение на страната.

Препоръчителната стойност е m = 1,00.


Да се приеме препоръчаната в ЕС8.2 стойност, а именно:

m = 1,00.


Поради липсата на производство (или почти липсата на токова) в България, масово при мостовете се прилага внос и то от европейски страни. Освен това, тази клауза се прилага, когато обикновените еластомерни лагери се използват като изолатори, което е много рядко, дори в световната практика. Трябва също така да се има предвид, че както други елементи от сеизмичната изолация, така и този е в развитие. В ЕС8.2 от 2005 година за този коефициент предложението е m = 1,15. В допълнението към ЕС8.2 от 2009 година се предлага да се приеме m = 1.00. Поради тази причина е предложено да се приеме, дадената в ЕС8.2 стойност.

2.2.13 Параметър от точка 7.7.1(2)- Приема се, че изискванията в (1)Р са удовлетворени в дадено направление, когато преместването изпълнява следното условие в изследваното направление:

,

където:

dcd - изчислително преместване на изолиращата система в изследваното направление, както е определено в 7.2;

d0 - е максималното остатъчно преместване, при което изолиращата система може

57

да бъде в статично равновесие в разглежданото направление, като се използват характеристиките на системата, определени в този абзац и в (5) по-долу.

По този начин не трябва да се взема предвид никакво ограничение, вследствие капацитета за преместване на изолатора (неограничен капацитет). За системи с билинейно поведение съгласно 7.5.2.3.2, или системи, които могат да се апроксимират като такива, d0 се дава с:

d0 = F0/Kp,

- числен коефициент.

ЗАБЕЛЕЖКА 1: Стойността на за използване в страната, може да се намери в нейното национално

приложение. Препоръчителната стойност е: = 0,50 (виж също фигура 7.8 и 7.7.1(4) забележка 2)

а)Предложение

Предложението е да се приеме препоръчаната в ЕС8.2 стойност а именно: = 0,50


Както и в предходната точка, в България, а и в световен мащаб, липсва голям опит в тази област. В потвърждение на това твърдение е и факта, че в версията от 2005 година на ЕС8.2 изразите бяха два като следва:

В този случай трябваше да се дадат стойности за два коефициента – δW и δd .

В последната корекция от 2009 година се е променил израза като философия и трябва да се приеме стойност само на един коефициент. Това показва, че в това направление работите продължават и поради тази причина след дискусия, се предлага да се приеме коефициента, препоръчан в ЕС 8.2.

2.2.14 Параметър от точка J.1(2)- Минималната температура на изолатора Tmin,b при изчислителна сеизмична ситуация трябва да съответства на климатичните условия в местоположението на моста.

ЗАБЕЛЕЖКА: Стойността на минималната температура на изолатора за използване в страната в изчислителна сеизмична ситуация може да се намери в нейното национално приложение. Препоръчителната стойност е както следва:

Tmin,b = 2 Tmin + T1

където:

58

Tmin е стойността на минималната температура на въздуха на сянка в местоположението на моста при с вероятност за годишно надвишение(отрицателно) 0,02, в съответствие с 6.1.3.2 на EN 1991-1-5:2003;

2 = 0,50 е коефициент на комбинация за температурни въздействия в изчислителна сеизмична ситуация, в съответствие с приложение А2 на EN 1990:2002;

T1 има следните стойности, зависеши от материала на връхната конструкция на моста, съгласно фигура 6.1 в EN 1991-1-5:2003.

Таблица J.1N – Стойности на T1 за определяне на минималната температура на изолатора

Връхна конструкция

Бетонна Комбинирана Стоманена

T1 (С) 7,5 5,0 -2,5


Предложението е да се приеме препоръчания в ЕС8.2 израз със стойностите, както е дадено по-горе.


В дадения по-горе израз се отчита температурата на района, в който ще се изгражда моста. Поради по-голямата инертност на стоманобетонните мостове, предложението е да се работи с по-висока минимална температура, което е напълно логично. Поради тази причина и липсата на национален опит на това направление, е предложено да се приеме препоръчания израз в ЕС8.2.

2.2.15 Параметър от точка J.2(1)- По принцип, ефектът от всеки един от факторите fi (i= 1 до 4), изброени в J.1 за всяка изчислителна характеристика, трябва да бъдат оценени чрез сравняване на: (а) максималните и минималните стойности (maxDPfi и minDPfi) на изчислителните характеристики, вследствие влиянието на фактор fi, с (b) максималните и минимални номинални стойности (maxDPnom и minDPnom) на същата характеристика, измерени при прототипните изпитвания. Трябва да се установи следното отношение за влиянието на всеки фактор fi върху изследваната изчислителна характеристика.

nom

fifi DP

DP

max

maxmax,

(J.2)

nom

fifi DP

DP

min

minmin,

(J.3)

59

ЗАБЕЛЕЖКА 1: В информационно приложение К са дадени указания за прототипни изпитвания (или изпитвания на типа) в случаите, при които prEN 15129:200Х (Антисеизмични устройства) не включва подробни изисквания за тези изпитвания.

ЗАБЕЛЕЖКА 2: Стойностите на коефициентите за използване в страната могат да бъдат намерени в нейното национално приложение. Препоръчителни стойности/указания за обикновено използваните изолатори, т.е. специални еластомерни лагери, оловно-гумени лагери, плъзгащи изолиращи устройства и

хидравлични вискозни демпфери, са дадени в информационно приложение JJ.


Предлага се да се приеме препоръчаното в ЕС8.2 за стойностите на коефициентите λmax,fl и λ min,fl така, като са дадени в приложение JJ на ЕС8.2.


Поради това, че тази материя е силно специализирана и относително нова за България и света, се предлага да се приеме предложеното в ЕС8.2.

2.3 .ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Съгласно работната програма по част 2 на ЕС8 през 2009 година, трябваше да започне и завърши работата по проучването и приемането на стойности, клаузи и/или изрази по шест национални параметри Освен това трябваше да завърши работата по още три национални параметри. Настоящият отчет третиране не само предвидените девет национални параметри, а още шест. Причината за това е, че в предходните два етапа занякои от параметрите не беше взето окончателно решение, което наложи допълнителни анализи и дискусии. За всичките 15 параметъра от националното приложение са дадени окончателни стойности или определения. За някои параметри са направени промени в предложените в предишните етапи стойности. Промените са отразени в окончателно предложение за националното приложение към част 2 Мостове ЕС 8.

По-важните литературни източници, използвани в проучванията:

1. AASHTO- Standard Specifications for Highway Bridges;2. Bulletin of the New Zealand National Society for Earthquake Engineering- Seismic

Design of bridges; 3. Caltrans- Bridge Design Specification –February 2004;4. CAN/CSA-S6-06- Canadian Highway Bridges Design Code5. Specification for Highway Bridges –part V:Seismic Design- Japan Road Association6. Priestley, M.J.N., F. Seible , G. M. Calvi Seismic Design and Retrofit of Bridges -19967. НАРЕДБА №07/2 ЗА ПРОЕКТИРАНЕ НА СГРАДИ И СЪОРЪЖЕНИЯ В

ЗЕМЕТРЪСНИ РАЙОНИ от 2007 година.

60

Таблица 2 ЧАСТ 2НАЦИОНАЛНИ ПАРАМЕТРИ


Първи етап на разработката -2007 година

ЧАСТ2 МостовеПредложения за националното приложение

2007

1.1.1(8)Информационни приложения A, B, C, D, E, F, H и JJ

27 27

Въз основа на критичен анализ на всяко от информационните приложения с доказване на полезността му а на някои и от необходимостта им се предлага:Да се приемат всички информационни приложения.

2.2.2(5)

Условия при които сеизмичното въздействие може да се разглежда като особено и изискванията в 2.2.2(3) и 2.2.2 (4) могат да се смекчат.

6 6Въз основа на проведения анализ предложението е:За критични мостове с период на повторяемост по-голям от 475 години може да се приеме смекчаване на изискванията.

2.3.5.3(1)Израз за дължината на пластичните стави

6 6

Предлага се за определяне на дължината на пластичните стави да се използва изразаLp = 0.1 L + 0.015 fy dbl ≤ h, където h е

височината на сечение по направление на въздействието!!

2.3.6.3(5)

Части от изчислителното преместване за некритични конструктивни елементи.

12 12

Предложението е да се определя еластичното преместване за ускорение отговарящо на период на повторяемост 50 години!!

3.3(6) Разстояние над което сеизмичното движение на земната основа може да се разглежда като изцяло некорелирано

6 6 Предлага да се приема препоръчаните в ЕС8.2.

3.3(6) Коефициент отчитащ 6 6 Предложението е да се приеме даденото в

61

Втори етап на разработката -2008 година

големината на преместването на земната основа в противоположно направление при съседни опори

Еврокод

4.1.2(4)P Стойности на ψ21 за подвижните товари, които се приемат, че действат едновременно с изчислителното сеизмично въздействие.

6 6 Предложението основаващо се на практиката и съществуващия трафик в България е като следва:

o За стоманобетонни мостове в градски условия и на автомагистрали- ψ21 = 0.2;

o За стоманобетони пътни мостови по всички останали пътища - ψ21 = 0.0;

o За стоманобетонни железопътни мостове - ψ21 = 0.3;

o За пътни мостове с комбинирани и метални връхни конструкции - ψ21

= 0.4;o За железопътни мостове с

комбинирани или метални връхни конструкции- ψ21= 0.7.

.4.1.8(2) Горна граница за

стойността на лявата част на израза (4.4) за сеизмично поведение на моста, което се разглежда като нерегулярно

6 6 Предложението за националното приложение е да се приеме ρ0 = 1.5

Обсъждане на определени параметри

Част 2 Мостове

1.1.1(8)

Информационни приложения A, B, C, D, E, F, H и JJ

27 27

Проведе е анализ на всички приложения и са проведени дискусии.На този етап предложението е да се приемат всички информационни приложения

62

2.1(3)P Референтен период на повторяемост ТNCR на сеизмичното въз-действие за изисква-нето за не разрушаване (или еквивалентно, референтна вероятност за надвишаване за 50 години, PNCR

12 24Проведено е проучване за състоянието на референтите периоди и в други страни. Също така е анализирано като цяло това предложение. Предлага се да се приеме препоръчания в ЕС период на повторяемост - TNCR =475 години.

2.1(4)P Класове на значимост за мостове. 12 24

Въз основа на анализ на водещинормативни документи, на практиката на много страни и тази в България, се предлага да се даде описание на отделните класове по значимост. Счита, че на този етап това е по-удобно за проектантите. Дава се възможност на възложителите на проекти, по тяхна преценка да поискат в проектното задание осигуряване за по висок клас. След допълнителни дискусии е направено окончателното предложението за класовете на значимост.Предлага се, както следва:-КЛАС НА ЗНАЧИМОСТ ІІІ-всички мостове от националната железопътна мрежа, автомагистрални и мостове от първокласната национална пътна инфраструктура, пътни и железопътни и пешеходни надлези над тези комуникации, градски пътни и железопътни мостове над водни препятствия и/или сухи дерета с дълбочина по-голяма от 5 метра, с отвори по-големи от 20 метра и/или дължина по-голяма от 30 метра мостове, за всички мостове с отвори по-големи от 50 метра и/или височина 25 метра не попадащи в изброените по-горе.-КЛАС ПО ЗНАЧИМОСТ І –временни мостове, пешеходни мостове, подлези, водостоци, но не и тези които са надлези и подлези на ж. п. линии, магистрали и първокласни пътища, и мостове намиращи се извън републиканската пътна и

63

железопътна инфраструктура-КЛАС ПО ЗНАЧИМОСТ ІІ-всички пътни и железопътни мостове не упоменати в горните две групи.

2.1(6) Коефициенти на значимост за мостове.

12 24 Въз основа на анализ на други нормативни документи и проведени дискусии за съгласуване с останалитечасти се предлага, както следва:КЛАС ПО ЗНАЧИМОСТ ІІІ - γI = 1.4;КЛАС ПО ЗНАЧИМОСТ ІІ - γI = 1.0КЛАС ПО ЗНАЧИМОСТ І - γI

=0.85.

2.3.7(1) Случаи на ниска сеизмичност.

12 24 След дискусии с колектива, работещ по сеизмичното райониране, се стигна до извода, че в България области с ниска степен на сеизмичност не се предвиждат. Не се предвиждат такива.

2.3.7(1) Опростени критерии за проектиране на мостове в райони с ниска сеизмичност

12 24 Виж по горе.Не се прави предложение за опростени критерий.

3.3(1)P Дължина на непрекъсната конструкция на моста над която пространствената изменяемост на сеизмичното въздействие трябва да се вземе под внимание

12 24 Анализирана е практиката в България за приложение на протяжни конструкции. В някои нормативни документи тази дължина е свързана и с очакваната дължина на сеизмичните вълни в зависимост от вида на земната основа. Предлаганият подход в ЕС8.2 също отчита вида на земната основа но по-опростено и дава възможност за по-бързо изпълнение на проектните процедури. Предлага се да се приеме предложението дадено в ЕС8.2 а именно:

Llim = Lg /1.5 Lg -както е дадено в 3.3.(6)Р

3.2.2.3 Дефиниране на активен разлом

12 24 След проведени дискусии с сеизмолози и на основа на проучване се предлага като следва:Приема се предложеното в ЕС8.2 определение, както следва:

64

“Да се счита един разлом за активен, когато исторически движението на хлъзгане средно е 1мм на година, за което има и топографски свидетелства в рамките на холоцерна ( последните 11 000 години).”


12 27 Въз основа на обстоен анализ за влиянието на качествата на материалите върху вероятността от вариации на носещата способност на сеченията е предложеното по нататък.

Предлага се да се приемат стойностите дадени в ЕС8.2 както следва:За стоманобетонни елементи γ0 = 1.35;За стоманени елементи γ0 = 1.25

5.4(1) Опростени методи за усилия от втори ред при линеен анализ

12 27 Подробно е анализиран дадения израз в ЕС8.2. направени са сравнителни изводи от формулите за определяне на моментите от втори ред дадени в наредба за проектиране на сгради и съоръжения в земетръсни райони 2007. Също така е направена съпоставка с даденото по въпроса в ЕС8.1. Проведени са дискусии в колектива по някои проблеми. Наличието на смущаващи елементи в даденият израз за сега не дава основание да се направи предложение за приемане н националното приложение. Ще продължи да се работи по този параметър.


12 27 Въз основа на подробен анализ на практиката в България до настоящия момент основаващ се и на опитан на членове от колектива се дава предложение различно от препоръчаното от ЕС8.2. Освен това е направен и анализ на изпълнението както и на изчислението съгласно действащите норми до този момент в България което дава основани за

65

предложениетоПредлага се вместо предложеното в ЕС8.2 γBd1 = 1.25. да се приеме γBd1 = 1.30. като окончателното решение ще се вземе на следващия етап след допълнителни проучвания и дискусии.

5.6.3.3(1)P b

Алтернативи за определяне на допълнителен коефициент на сигурност γBd за носеща способност на срязване на дуктилни елементи извън пластичната става

12 27 Вземайки предвид анализа от горната точка се предлага:Алтернатива2

1 ≤ γBd = γBd1

6.2.1.4(1)P Типове ограничаваща армировка

12 24 Познавайки и прилагайки от отдавана практиката в България се предлага:Приемат се всички предложени начини за осигуряване на ограничен бетон.

6.5.1(1)P Опростени правила за проверка на мостове с ограничена дуктилност при ниска сеизмичност

12 24 Поради липса на зони с ниска сеизмичност в БългарияНе се дават правила за зони с ниска сеизмичност.

6.7.3(7) Горна стойност на изчислителното сеизмично преместване за ограничаване на повреди в почвата или насипа зад устои, кораво свързани към връхната конструкция

12 24 По отношение на устоите, и по-специално на надлези, практиката в България не съвпада с тази в Европа. От друга страна, както в България, така и в Европейския съюз, рядко се прилагат конструкции с неподвижни връзки между връхната конструкции и устойте. Поради тази причина тук са направени изследвания, като е проведен числен анализ на различни мостове, даден в приложение. В този анализ са включени реални конструкции, като някои от тях са интегрални и в момента се изпълняват.Други са изпълнени, при които е прието, че може връзката им с устой да се промени. Получени са преместванията в насипа зад устоя. След продължаващ анализ на проведените числени изследвания и дискусия се предлага като следва:

66

Трети етап на разработката -2009 година

ЧАСТ2 МостовеПредложения за националното

приложение2009

1.1.1(8)

Информационни приложения A, B, C, D, E, F, H и JJ

27 27

Въз основа на критичен анализ задоказване на полезността инеобходимостта се предлага:Да се приемат всички информационни предложения.

2.1(4)P Класове на значимост за мостове. 12 24

Въз основа на анализ на водещи нормативни документи, на практиката в много страни и тази в България се предлага да се даде описание на отделните класове по значимост. Това се счита, на този етап, по-удобно за проектантите. Също така се счита, че завъзложителите на проекти е добре да имат възможност, ако преценят, да поискат в проектното задание и осигуряване за по висок клас. След допълнителни дискусии окончателно предложението е както следва:

КЛАС НА ЗНАЧИМОСТ ІІІ Всички мостове от

националната железопътна мрежа, автомагистрални и мостове от първокласната национална пътна инфраструктура както и пътните и железопътни и пешеходни надлези над тези комуникации;

Градски пътни и железопътни мостове над водни препятствия и/или сухи дерета с дълбочина по-голяма от 5 метра, с отвори по-големи от 20 метра и/или дължина по-голяма от 30 метра;

Всички мостове с отвори по-големи от 50 метра и/или височина 25 метра не попадащи в изброените по-горе;

67

КЛАС ПО ЗНАЧИМОСТ І Временни мостове, пешеходни

мостове, подлези, водостоци, но не и тези които са надлези и подлези на ж. п. линии, магистрали и първокласни пътища;

Мостове, намиращи се извън републиканската пътна и железопътна инфраструктура

КЛАС ПО ЗНАЧИМОСТ ІІ-всички пътни и железопътни мостове не упоменати в горните две групи.

СЪОТВЕТНИТЕ АДМИНИСТРАЦИИ (ПЪТНИ, ЖЕЛЕЗОПЪТНИ И ГРАДСКИ) МОГАТ В ПРОЕКТНОТО ЗАДАНИЕ ДА ИЗИСКВАТ И ПО-ВИСОКА ОТ ПРЕДВИДЕНАТА ТУК СТЕПЕН ПО ЗНАЧИМОСТ.

2.1(6) Коефициенти на значимост за мостове.

12 24 Въз основа на анализ на други нормативни документи и проведени дискусии за съгласуване с останалитечасти се предлага, както следва:КЛАС ПО ЗНАЧИМОСТ ІІІ - γI = 1.4;КЛАС ПО ЗНАЧИМОСТ ІІ - γI = 1.0КЛАС ПО ЗНАЧИМОСТ І - γI

=0.85.


12 27 Въз основа на обстоен анализ за влиянието на качествата на материалите върху вероятността от вариации на носещата способност на сеченията е предложено да се приемат стойностите дадени в ЕС8.2 както следва:За стоманобетонни елементи γ0 = 1.35;За стоманени елементи γ0 = 1.25

5.4(1) Опростени методи за усилия от втори ред при

12 27 Анализиран е изразът в ЕС 8.2; анализирани са формулите за

68

линеен анализ определяне на моментите от втори ред, дадени в Наредба №07/2; анализирана е информацията в ЕС 8.1; приета е комбинация от ЕС 8.2:2002 и ЕС 8.2:2005 с цел премахване на съществуващото противоречие.

ΔM= ((1+q)/2 dEе + dEе +ψ2dT)NEd ,където dEе - относителното преместване в двата края на разглеждания елемент при сеизмично въздействие получено от еластичния сеизмичен анализ; dEе - преместването от постоянни и квази-постоянни въздействия (например, предварително напрягане, пълзене, съсъхване и др.); dT - е преместването от температурни въздействия; ψ2 - коефициент на комбинация за квази-постоянни температурни въздействия; NEd - осовата сила за сеизмично комбинация в елемента; q - коефициента на поведение при който е проведен седмичния анализ.


12 27 След допълнителен анализ и дискусии се възприема предложението от втория етап а именно: γBd1 = 1.30.

ЕС8.2 препоръчваγBd1 = 1.25.

5.6.3.3(1)P b

Алтернативи за определяне на допълнителен коефициент на сигурност γBd за носеща способност на срязване на дуктилни елементи извън пластичната става

12 27 Вземайки предвид анализа от горната точка се предлага:Алтернатива2

1 ≤ γBd = γBd1

6.7.3(7) Гранична стойност на изчислително сеизмично преместване за ограничаване на разрушаването на

12 24 Проведени са числени решения за различни мостове; от анализа на резултатите са предложени стойностите на максималното преместване при сеизмична

69

земната основа или насипа зад устоите, кораво свързани с връхната конструкция

изчислителна комбинация за различните класове по значимост:

Клас по значимостСтойности на dlim.

ІІІ40 [mm]

ІІ70 [mm]

Іняма ограничения

7.4.1(1)Р Стойност на контролния период TD на изчислителния спектъра на мостове със сеизмична изолация

След анализ и дискусии се предлага:Да се използва предложения в ЕС8.1 TD, но не по-малък от основния период на неизолираната конструкция.

7.6.2(1)P Стойност на коефициента γIs за увеличаване на изчислителните премествания на изолаторите

След анализ и съобразено с опита в България се предлага стойността отЕС8.2 а именно:IS = 1.5;

7.6.2(5) Стойност на γm за еластомерни лагери

Предлага се да се приеме препоръчаната в ЕС 8.2 стойностγm =1.00.

7.7.1(2) Стойности на коефициентаδ

Промяна от 2009 година в ЕС 8.2 от 2005 година предписва един коефициент.Предлага се да се приеме препоръчаната стойностδ = 0.5.

J.1(2) Стойности за минимална температура на изолатори в изчислителна сеизмична ситуация

Предложения израз е както следва:

където:Tmin е минималната температура на въздуха на сянка за района, където е разположен моста с годишна вероятност за надвишение (отрицателна) от 0.02 съответствие с 6.1.3.2 на EN 1991-1-5:20032 = 0,50 е коефициент на комбинация за температурни въздействия в изчислителна

70

сеизмична ситуация, в съответствие с приложение А2 на EN 1990:2002T1 има следните стойности, зависеши от материала на връхната конструкция на моста, съгласно фигура 6.1 в EN 1991-1-5:2003.

Таблица J.1NСтойности на за определяне наминималната температура на

изолатора

Връхна

конструкция

Бетонна

Комби- нирана

Стоманена

T1 (С) 7,5 5,0 -2,5

J.2(1) Стойности на коефициента λ за стандартни изолатори

Възприемат се препоръчаните в ЕС8.2 стойностите на коефициентите λmax,fl и λ min,fl , дадени в приложение JJ.

71

ЧАСТ 3

ОЦЕНКА И УСИЛВАНЕ НА СГРАДИ

72

3. БДС EN1998-3:2005, ЕВРОКОД 8, ОЦЕНКА И

УСИЛВАНЕ НА СГРАДИ

3.1. ВЪВЕДЕНИЕ.

Съгласно изискванията в EN 1998-3:2005 за Национално приложение Националният стандарт, който въвежда БДС EN 1998-3:2005 трябва да съдържа национално приложение с всички национално определени параметри, които ще се използуват при проектирането и строителството на сгради в съответната страна. За национален избор в EN 1998-3: 2005 се допускат следните клаузи:

Позоваване Точка

1.1.(4) Информационни приложения А, В и С.

2.1.(2)Р Брой на разглежданите гранични състояния

2.1.(3)РПериоди на повтаряемост, при които не трябва да се надвишават граничните състояния.

2.2.1.(7)Р * Частни коефициенти за материалите

3.3.1.(4) * Доверителни коефициенти

3.4.4.(1) * Нива на обследване и изпитване

4.4.2.(1)Р* Максимална стойност на отношението max/min

4.4.4.5(2)Допълнителна, непротиворечива информация за процедурите на нелинеен статичен анализ, която позволява отчитане на ефекта от по-висшите форми на трептене.

Забележка: със * са означени онези параметри, които са дефинирани през 2007 – 2008 г.

Извършените дейности през отчетния период са подчинение на основните изисквания за съдържанието на националните приложения:

а) Национално определени параметри за клаузите от БДС EN 1998-3:2005, където е разрешен национален избор, дадени по-горе

b) Решения за използуване на информативните приложения A, B, C

c) Препращане към непротиворечива допълнителна информация за улесняване на ползвателя при прилагане на БДС EN 1998-3:2005

В представения отчет са показани резултатите от проведeните изследвания през 2009 г. за дефиниране на всички параметри, допуснати за национален избор, съгласно предварителната работна програма с цел създаване на Национално приложение към БДС EN 1998-3:2005.

3.2. Дефиниране на националните параметри в част - БДС EN1998-3:2005, ЕВРОКОД 8, Оценка и усилване на сгради

1.1.(4) Информативни приложения А, B, C

73

Приложение А (Информативно) Конструкции от стоманобетон(a) Предложение

Приложние А, дадено в БДС EN1998-3:2005 се приема като информативно.(b) Обосновка

Съответствие за сеизмична надеждност, съгласно EN 1998-3: 2005, се постига чрез съпоставяне на ефектите от натоварванията при сеизмична ситуация с капацитетите, които могат да се поемат от конструктивните елементи. Капацитетите при дуктилни елементи се определят най-често чрез ъглите на завъртане на хордите на краищата на стоманобетонните елементи.

Направен е обзор на съществущите подходи за определяне на стойността на общия капацитет на завъртане (гранична ротация).Проучени са проведените експериментални изследвания в Университета Patras в Гърция в рамките на проект LESSLOSS VI FP “ Seismic vulnerability of buildings and infrastructures” на основание, на които са получени и изразите за граничните капацитети, дадени в Приложение А на БДС EN1998-3:2005. Те бяха сравнени и с други подобни изрази, използувани например в Нормите на Нова Зеландия и други страни.

За определяне капацитета на тотален ъгъл на завъртане на хорда um при гранично състояние близко до разрушение (NC) в колони и греди са предложени два подхода

Първи: директен метод, при който на базата на резултати основно от експериментални изследвания са съставени емпирични зависимости за определяне на тоталния ъгъл на завъртане. Основните участващи параметри са: класове на бетона и армировката, проценти на надлъжно и напречно армиране, нормализирана нормална сила, отвор на срязване, разстояние между стремената, диаметри на армировката, ефективност на напречно армиране и др.

Втори: метод, при който тоталния ъгъл на завъртане се определя чрез произведението на кривината на пластифициране с дължината на пластифициране.

Прилагайки и двата метода бяха проведени параметрични изследвания. за отчитане влиянието на някои параметри върху граничната ротация като:Якостта на натиск на бетона и границата на провлачване на армировката –надлъжна и напречна, механичния армировачен коефициент, армировачните коефициенти, коефициента на ефективно ограничение, размерите на напречното сечение и др., подробно описани в допълнително информативно Приложение към Приложение А / Капацитети на ъгли на завъртане на хорда на стоманобетонни елементи при нелинейно сеизмично поведение и коефициенти на дуктилност/.

Директният метод (зависимости (1, 3 и 4 приведени в БДС ЕN 1998-3: 2005) основаващ се на сравнително голям брой резултати от експериментални изследвания дава по-коректни резултати, отколкото теоретичния метод с използване на дължината на пластичната става . За определянето на дължината на пластичната става съществуват в техническата литература различни зависимости с доста различаващи се резултати.

При използуване на втория метод e изследавно влиянието на използувания модел за напречно ограничаване, както и различните изрази за дължината на пластичната става.

74

Резултати се различават в зависимост от вида на използваната армировка, начина на снаждане със или без застъпване и др.

Коефициентите на дуктилност по кривина µф и по преместване µδ , които се определят със зависимости, в които е необходимо да се включи и параметъра дължина напластична Lpl показват същата тенденция на разсейване.

Обширни параметрични изследвания с важни изводи, които ще улеснят прилагането на дадените зависимости в това приложение, са проведени поотделно за греди, колони и стени за различни гранични състояния и са систематизирани в допълнителното информативно приложение към Приложение А. В него на основание на направените числени изследвания се прави препоръка за използуване на предложените в Приложение А формули, със съответните забележки.

Изключително полезни за проектантската практика ще бъдат разработените графики и таблици за директно отчитане на граничната ротация на хордата за различни сечения и характеристики, както и резултатите от извършениете през третия етап нови числени изследвания, свързани с определяне на коефициента на дуктилност. Подробно описание е дадено в допълнително информативно приложение към Приложение AКапацитети на ъгли на завъртане на хорда на стоманобетонни елементи при нелинейно сеизмично поведение и коефициенти на дуктилност

Във връзка с прилагането на Приложение А допълнително, към изследванията и материалите, публикувани в отчета за изминалия етап на проекта са направени числени изследвания, свързани с определяне на носещата способност на срязване при усилване на стоманобетонни елементи с полимер армиран с карбонови влакна.

В съвременната строителна практика при усилване на стоманобетонни елементи все по-често се прилагат полимери, армирани с влакна, известни като композити. Този метод на усилване (FRP) има редица предимства като: материалът не е подложен на корозия, има малко тегло, висока опънна якост и коравина, лесно технологично изпълнение без необходимост от кофраж при незначително увеличаване на размерите на конструктивните елементи. Методът на усилване с полимери армирани с влакна има и недостатъци: съществена редукция на якост и значителна деформируемост при повишена температура, особено опасна ситуация при пожар, силно изразено линейно поведение на композитния материал до гранични деформации, което предопределя крехко поведение, особено неблагоприятно при сеизмични въздействия и срязване, изисква прилагане на специализирана технология.

Във връзка с прилагането на този метод на усилване, следвайки указанията дадени в приложение А на БДС ЕN 1998-3:2005 e необходимо провеждане на някои парамeтрични изследвания за определяне на приноса на полимери армирани с влакна към носещата способност на срязване . За да се направи обоснована оценка на предлаганите зависимости в БДС ЕN 1998-3 e направен сравнителен анализ на подобни зависимости дадени в ACI 440.2R-02, както и Италианските норми за оценка и усилване.

-Изследвания относно Носеща способност на срязване на стоманобетонна греда усилена с полимер армиран с карбонови влакна съгласно БДС - EN 1998-3: 2005

75

Носещата способност на срязване на греда VR (поета тотална напречна сила) усилена с полимер армиран с влакна, съгласно EN 1998-3: 2005, се определя като сума от носещите способности на бетона Vc, на напречната армировка Vs и на полимера армиран с влакна Vf .

При провеждане на параметричните изследванията са разгледани стонобетонни греди с правоъгълно ребро на напречното сечение, които са подложеин на срязване и са усилени с U и II образно апликиране на полимер армиран с карбонови влакна. За конкретно анализиране на влиянието на отделните параметри върху носещата способност на срязване са разработени подробни таблици за различните параметри като Физични параметри на класове полимер армиран с карбонови нишки; Геометрични параметри kb, Физични параметри на класове бетон; Изчислително напрежение на отлепване ffdd на полимер c карбонови нишки; Изчислително ефективно напрежение на отлепване ffdd,e,U на полимер при U образно усилване; Носеща способност на срязване VRd,f на полимер армиран с карбонови влакна при U образно усилване. Подобни таблици са разработени и за случая на определяне на носещата способност на срязване на полимер армиран с карбонови влакна при II – образно усилване. За оценка на тези параметри много полезни се оказаха сравнителнте изследвания проведени с прилагане на ACI 440.2R-02, като са използувани определени преводни коефициенти за преминаване от системата в ACI 440.2R-02 към тази използувана в БДС ЕN 1998-3 .

От извършеният сравнителен анализ с вариране на стойностите на следните основни физични и геометрични параметри: - якости на бетона;- гранична деформация на опън на полимера армиран с карбонови влакна - модули на еластичност на полимер армиран с карбонови влакна - ефективна височина на напречното сечение на бетона, дебелината и ширината на

ивиците на полимера армиран с карбонови влакна;- отношение на ширината към осовото разстояние на ивиците на полимера армиран с

карбонови влакна;- ъгъл между основното направление на влакната на ивицата от полимер армиран с

карбонови влакна и оста на елемента, приет 45о;- ъгъл на наклона на ефективния диагонален прът и оста на елемента, приет 45о

са направени около 18 извода, които имат съществно отношение към прилагането на тази методика за усилаване в проектантската практика.

Основната препоръка е определянето на носещата способност при срязване в стоманобетонни елементи усилени с полимер армиран с карбонови влакна, да се извършва съгласно БДС EN 1998-3: 2005 и това е отстрана на по-висока сигурност. Изискванията на БДС EN 1998-3: 2005 за определяне на напречните сили Vf, поети от полимер армиран с карбонови влакна са по-консервативни от тези на ACI 440. 2R-02.При прилагането на зависимостите , дадени в БДС EN 1998-3: 2005 полезно ще бъде в бъдеще и запознаване и предоставянето на повече данни, получени по експериментален път от работната група на тази част на ЕС8.

Проведените числени изследвания и резултатите от тях са систематизирани в допълнително информативно приложение към приложение А “ Носeща способност на срязване при усилване на стоманобетонни елементи с полимер армиран с карбонови влакна съгласно EN 1998-3: 2005 и ACI 440.2R-02”

76

В допълнително информативно приложение към приложение А, процедурата за сеизмична оценка на съществуваща сграда е приложена върху конкретна сграда, която не е осигурявана за сеизмични въздействия. При проведения анализ бяха констатирани редица трудности при моделиране на съществуващи сгради както и необходимостта от специфичен софтуер. Проведен е анализ и след прилагане на съответно усилване и резултатите са сравнение с тези от експериментални изследавния за разглежданата сграда.

В информативни приложения А, B, С основният подход за оценка на поведението е на базата на деформации (кривина, ъгъл на завъртане и преместване) - сравнение на капацитета и изчислените параметри чрез деформациите (за дуктилни елементи). При дуктилни конструктивни елементи ефектите се изразяват чрез деформации (ъглови завъртания, премествания), а капацитетите – чрез гранични деформации (гранични ъглови завъртания, премествания) . При крехки конструктивни елементи ефектите се изразяват чрез усилия, а капацитетите – чрез носимоспособности.

Допълнителна, непротиворечива информация може да се намери и в следните основни документи:

– LESSLOSS RISK MITIGATION FOR EARTHQUAKES AND LANDSLIDES, Integrated Project VI FP , № GOCE-GT-2003-505486, Priority 1.1.6.3 Global Change and Ecosystems, Sept. 2005

– M.N. Fardis, ”Performance-based features of seismic design or retrofitting of concrete buildings according to Eurocode 8“| International Workshop on Performance-Based Seismic Design Concepts & Implementation ; Bled, Slovenia, June 28 - July 1, 2004

– Galli “Evaluation of the seismic response of existing R.C. frame buildings with masonry infills”, ROSE SCHOOL December, 2006

– J. Proença, Carlos S. Oliveira and J.P. Almeida SEISMIC PERFORMANCE ASSESSMENT OF REINFORCED CONCRETE STRUCTURES WITH MASONRY INFILLED PANELS: THE CASE OF BLOCK # 22 OF THE SANTA MARIA HOSPITAL IN LISBON, ISET Journal of Earthquake Technology, Paper No. 449, Vol. 41, No. 2-4, June-December 2004, pp. 233-247

– NEHRP Guidelines for the seismic rehabilitation of buildings; FEMA 273/ Oct. 1997 Washington

– Assessment and Improvement of the Structural Performance of Buildings, New Zealand Sociaty for Earthquake Engineering, Recommendation of a NZSEE study group on Earthquake Risk Buildings, June 2006

Приложение C (Информативно) Зидани конструкции(a) Предложение

Приложние С, дадено в БДС EN1998-3:2005 се приема като информативно.

(b) ОбосновкаПри сгради със зидария оценката и усилването е доста специфично, поради голямото разнообразие на конструктивни схеми. Трудно се подава на прилагане на задължителни правила, но някои от посочените изисквания могат да бъдат приложени.

77

Обикновено при усилване на стари сгради със зидария липсва всякаква доументация и предвидените нива на обследване и доверителни коефициенти, дадени в 3.3.1.(4) и 3.4.4.(1)

на БДС EN1998-3:2005 са недостатъчни. Най-често за всяка конкретна сграда е нужен индивидуален подход.

В страната има натрупан значителен проектантски и изследователски опит при проектиране, обследване и усилване на зидани конструкции. Тези знания и опит ще бъдат важни за прилагане на правилата, залегнали в приложението С.

Проведените изследвания относно възможностите за усилване с полимер армиран с карбонови влакна през отчетния период също са от значение при усилване и на конструкции със зидария.

От направените анализ и изследвания и през третия етап на проекта е очевидно че Приложенията А, B и C могат да се приложат у нас, но прилагането им е свързано със следните съществени моменти;

– подходът, залегнал в трите приложения, както и в цялата част 3 на ЕС8, съществено усложнява оценката и усилването в сравнение с традиционния линеeн анализ

– необходими са нови познания относно анализа на конструкциите, основан на преместавния

– необходимо e: провеждане на обучение, разработване на ръководства , както и подходящ софтуер

2. Изисквания за поведение и критерии за съответствие 2. 1 Основни изисквания

(a) Предложение

2.1(1)Р Основните изисквания се отнасят до състоянието на повреди в конструкцията, определено по-долу посредством две гранични състояния (LS), а именно: Значителни повреди (SD) и Ограничени повреди (DL). Характеристиките на тези гранични състояния се приемат така, както те са дадени в БДС EN1998-3:2005: 2.1(1) P

Гранично състояние - Значителни повреди (SD). Конструкцията е значително повредена с остатъчна носеща способност и коравина за хоризонтални натоварвания и вертикалните елементи са в състояние да понасят вертикални товари. Неконструктивните елементи са повредени, макар че преградните стени и пълнежите не са депланирани извън равнината. Налице са средно големи остатъчни премествания. Конструкцията може да понесе афтършокове със средна интензивност. Конструкцията е в състояние, при което ремонт е икономически нецелесъобразен.

Гранично състояние - Ограничени повреди (DL). Конструкцията е само леко повредена, конструктивните елементи не са достигнали значителни пластични деформации и са запазили своята носимоспособност и коравина. Неконструктивните елементи като преградни стени и пълнежи са с видими разпределени пукнатини, но отстраняването на повредите е икономически целесъобразно. Остатъчните премествания са незначителни. Укрепващи мерки не са необходими.

Критериите за съотвтствие също са в съотвтсвие с тези дадени в БДС EN1998-3:2005:и се различават от тези за същите състояния дадени в БДС EN1998-1:2004.

78

(b) Обосновка

От направения обзор през изминалия етап, както и проведените обсъждания се счита за по-коректно броят на граничните състояния в тази част на ЕС8 /БДС EN1998-3:2005/ да съответства на тези, които са за нови сгради /БДС EN1998-1:2004/ т.е. две гранични състояния.

Изборът на гранично сътояние близко до разрушение е свързан с някои трудности относно изборът на схема на разрушение на конструкцията – съществуват различни възможности една конструкция да достигне до състояние близко до разрушение и в този смисъл много по-подходящ би бил вероятностен анализ с използуване на криви на уязвимост за различните типове конструктивни системи.

В ЕС8 е застъпeн детерминистичен подход и в този смисъл по-логично е де се изберат две гранични състояния, отговарящи на тези в ЕN 1998-1:2004. Подобен подробен анализ е даден в следните документи:

– Probabilistic seismic assessment of the SPEAR Buildings with the N2 methods (LESSLOSS sub project 9), Ljubljana, August 2005

– ATC-40 (1996) “Seismic Evaluation and Retrofit of Concrete Buildings (Volume 1)– FEMA 273 (1997) “NEHRP Guidelines for the Seismic Rehabilitation of Buildings”– FEMA 274 (1997) “NEHRP Commentary on the Guidelines for the Seismic

Rehabilitation of Buildings”– FEMA 356 (2000) “Prestandard and Commentary for Seismic Rehabilitation of

Buildings”– Pinto P., “Eurocode 8 Part 3: Assessment and Retrofitting of Buildings”, Workshop 27-29

November 2006, Varese, Italy “Building the Future in the Euro-Mediterranean Area”– Национални приложения към ЕС8- част 3 на Словения, Кипър, Англия

2.1.(3)Р Подходящите нива за защита се постигат чрез избор на период на повторяемост на сеизмичните въздействия за всяко гранично състояние


Окончателното предложението за периодите на повтаряемост, определени за всяко гранично състояние, което ще се проверява е да бъдат приети онези стойности, които съответстват на приетите в БДС ЕN 1998-1:2004. Защитата, която се приема за подходяща за обикновени нови сгради, се счита за постигната чрез избора на следните стойности на периода на повторяемост за различните гранични състояния:

- Референтният период на повторяемост TNCR на сеизмичното въздействие за осигуряване на гранично състояние значителни повреди SD е 475 години. Референтната вероятност за надвишаване на сеизмичното въздействие за период от 50 години, PNCR е 10%.- Референтният период на повторяемост TDLR на сеизмичното въздействие за осигуряване на гранично състаяние ограничени повреди DL е 95 години. Референтната вероятност за надвишаване на сеизмичното въздействие за период от 10 години, PDLR е 10%.

79


Избраните гранични състояния съответстват на тези в ЕN 1998-1:2004, логично е и периодите на повтаряемост да съответстват на избраните в ЕN 1998-1:2004.

От друга страна, стойността 475 години за гранично състояние Значителни повреди (SD) е достатъчно голяма (периодът е достатъчно дълъг), за да може да се отрази реалната сеизмичност на България, т.е. може да се очаква, че сеизмичната активност на всички сеизмични зони в България за такъв период от време се проявява чрез земетресение, близко до максималното.За Гранично състояние Ограничени повреди (DL) се приема период от 95 години. За този период се счита, че всички основни сеизмични зони в България би трябвало да се проявят с техните характерни земетресения.

Посочените периоди на повтаряемост в БДС EN 1998-3:2005 са възприети почти във всички страни с висока сеизмичност, но в същото време съществуват редица въпроси, които трябва да бъдат взети под внимание: 1) В много сеизмични райони в Европа, в т.ч България при период на повтаряемост 475 години земетресенията, които се очаква да се появат няма да бъдат много по-силни от тези за период 225г. Или ако за осигуряването на гранично състояние ограничени повреди DL се приема сеизмично въздействие с период на повтаряемост 225 години, то целият процес на оценка и/или усилване ще бъде в най-добрия случай неикономичен, дори неизпълним.2) трябва да се отбележи, че земетресения с период на повтаряемост 475 години, посочен в ЗАБЕЛЕЖКА в БДС ЕN 1998-3:2005 като подходящ за гранично състояние Значителни повреди (SD) за нови сгради, е всъщност избор, препоръчан в част 1 на ЕС8 за гранично състояние за осигуряване срещу разрушаване на конструкциите при ново проектиране. На пръв поглед изглежда, че двете части на ЕС8 1 и 3 не препоръчват никаква диференциация между очакваното поведение на нови и съществуващи сради по отношение на гранично състояние срещу разрушение. В действителност такава диференциация се прави чрез критериите за съответствие.

4.4.4.5 Процедура за оценка на ефектите от усукване и по-висшите форми на трептене (2) При сгради, които не отговарят на критериите в EN 1998-1:2004, 4.3.3.2.1(2)а, трябва да се вземе под внимание приносът към реагирането на по-висшите форми на трептене от основната, по всяко главно направление.


С цел отчитане на висшите форми в анализа се предлага използването на модален статичен монотонен нелинеен анализ (modal pushover analysis) и адаптивен статичен монотонен нелинеен анализ (adaptive pushover analysis). Тези два метода позволяват чрез многомодален анализ да се отчете приноса на висшите форми със сравнително прости средства.

В отделно информативно приложение към тази алинея е показана последователността на изчислителния процес при прилагане на Процедурата за оценка на ефектите от усукване и по-висшите форми на трептене, както и резултати от конкретен пример.

80


При повечето сгради с нерегулярост в план и височина, приносът на висшите форми не е пренебрежимо малък спрямо приноса на І форма и това означава, че участието на висшите форми при формиране на капацитивната крива трябва да бъде отчетено адекватно. Методите, с които това може да се извърши най-лесно и бързо, са модален статичен монотонен нелинеен анализ (modal pushover analysis) и адаптивен статичен монотонен нелинеен анализ (adaptive pushover analysis). Препоръчва се извършването на едно- и многомодален анализ, което ще даде възможност да се прецени дали приносът на висшите форми е съществен за конкретната конструкция или не.Проведени са числени изследвания, които включват следните дейности: 1) избор на изчислителен модел (равнинен или пространствен) за провеждане на едно- и многомодален анализ. Това включва определяне на дължината на пластичната зона и параметрите на пластичните стави; 2) провеждане на едномодален анализ с хоризонтален товар с формата на «обърнат триъгълник», наподобяващ в най-голяма степен натоварване по І форма; 3) провеждане на многомодален статичен нелинеен анализ с натоварване, пропорционално на модалните вектори и масите; 4) изчертаване на капацитивните криви за първата и останалите форми при използване на модален статичен нелинеен анализ, 5) комбиниране на модалните резултати и получаване на капацитивни криви, включващи приносите на повече от една форми; 6) приложение на метода на капацитивния спектър за определяне на целевите премествания; 7) изследвания върху получаването на междуетажните премествания и оценката им с цел формулировка на граничните състояния; 8) теоретични и числени изследвания върху определяне на параметрите на пластичните стави при неусилена и усилена конструкция; 9) избор на подходящо представително преместване при пространствена конструкция, което да фигурира в зависимостта сила – преместване;

В изследванията до този момент е използван софтуерният продукт SAP2000, версия 7.42. Беше установено, че той притежава редица недостатъци от теоретически и чисто практически характер. При извършване на хоризонталния статичен нелинеен анализ се предполага, че нормалните сили в елементите, за които са определени параметрите на пластичните стави, са постоянни и имат стойности, определени предварително чрез вертикален статичен нелинеен анализ. За невисоки конструкции това приемане не води до големи грешки. При по-голяма етажност на конструкциите допускането е неприемливо и трябва да се търсят други софтуерни продукти, при които споменатото ограничение отпада.

3.3. ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В резултат на проведените изследвания, обсъждания и дискусии са направени предложения за всички национални параметри към част 3 на Еврокод 8 : 3 информативни приложения, 6 параметъра и една допълнителна информация относно метод за анализ, които са дадени в Таблица-Част3 .

При избора на национално определените параметри в тази част на Еврокод 8 колективът, разработващ националното приложение се е съобразявал с основните препоръки относно дефиниране на националните параметри, а именно с проектирането с ЕN Еврокодовете да се осигурят целевите нива на сигурност на национално ниво и нивата на икономически разходи, които да са национално приемливи, като с оглед

81

постигането на максимално възможна хармонизация с останалите Европейски страни, там където е възможно са избрани за национално определени параметри препоръчаните стойности NDPs, които са дадени в забележките към БДС ЕN1998-3:2005. Не е използвана дадената възможност в Еврокодовете там, където не е направен избор в Националното приложение, такъв избор да е в отговорностите на проектанта, имайки впредвид условията на проектиране и други наредби на национално ниво.

Прилагането на тази част от Еврокод 8 /БДС ЕN1998-3:2005/ е свързано с необходимостта от извършване на различни по вид и обем дейности в бъдеще

- научни изследавния – относно новите методи на анализ, особено подходящи при оценка и усилване на сгради за сеизмични въздействия, които се развиват с бързи темпове в последните години в най-напредналите страни в областта на сеизмичното осигуряване и главно в Европа

-изследвания /теоретични и експериментални/ свързани с прилагнето на нови материали за усилване

-разработване на ръководства, помагала за обучение на студенти, докторанти и повишаване квалификацията на проектантите, занимаващи се с оценка и усилване на строителните конструкции

Литература

1. Евокод 8: Проектиране на конструкции за сеизмични въздействия. Част 3: Оценка и възстановяване / усилване на сгради: БДС EN 1998-3: 2005

2. Eurocode 8: Design of structures for earthquake resistance – Part 1: General rules, seismic actions and rules for buildings: EN 1998- 1: 2004.

3. Eurocode 8: Design of structures for earthquake resistance – Part 3: Assessment and retrofitting of buildings: EN 1998- 3: 2005.

4. Eurocode 2: Design of concrete structures – Part 1-1: General rules and rules for buildings: EN 1992 – 1-1 : 2004.

82

Допълнителни Информативни приложения с коментарии към БДС EN 1998-3: 2005

– A-1 “Капацитети на ъгли на завъртане на хорда на стоманобетонни елементи при нелинейно сеизмично поведение и коефициенти на дуктилност” - Игнатиев Н. , Михалева Д. , Павлов Ив.

– A-2 “ Носeща способност на срязване при усилване на стоманобетонни елементи с полимер армиран с карбонови влакна съгласно БДСEN 1998-3: 2005 и ACI 440.2R-02” - Игнатиев Н.

– Допълнително информативно приложение към Приложение А – числен пример на сграда без и с усилване, прилагайки процедурата дадена в БДС EN 1998-3: 2005 - Васева Е., Бонев Зд., Благов Д.

– Допълнително информативно приложение към алинея 4.4.4.5 БДС EN 1998-3: 2005 - Бонев Зд., Благов Д., Васева Е

83


ЕВРОКОД 8, част 3 /БДС EN1998-3:2005/

Част3 Оценка и усилване на сгради

Toчка Описание Продължителност в месеци

Краен срокот началото в м.

Описание на извършените дейности и получени резултати през 2009 г.

1.1.(4) Информативни приложения - А, В и С

24 м 24 м Анализ и обсъждане на процедурите и методите за усилване, дадени в приложения А, B, C; И трите приложения съдържат освен подходи, които се прилагат у нас и много нови възможности, отговарящи на постиженията в съвременното сеизмично инженерство. Тяхното прилагане в строителната практика се нуждае от допълнително обучение, литература и подходящ софтуер. Проведени са параметрични изследвания за влияението на различни коефициенти , характеристики на материалите,размери на напречните сечения и др. върху граничната ротация и ротацията при провлачване. Показани с числени примери са предимствата на директния метод (зависимости 1,3 и 4 в EN 1998-3 2005) основаващ се на сравнително голям брой резултати от експериментални изследвания пред теоретичния метод с използване на дължината на пластичната ставаПроведени са изследвания относно носещата способност на срязване при усилване на стоманобетонни елементи с полимер армиран с карбонови влакнаПроведени са числени изследвания прилагайки процедурата за оценка на

различни типове конструкции преди и след процедура за усилване. Разработени са три информативни приложения към Приложение А.

84

2.1.(2)Р Брой на разглеждани гранични състояния

24 м 24 м Окончателно след преглед на националните приложения на други страни, консултации със сеизмолози относно възможните периоди на повтаряемост и съответни карти с максимални ускорения т.е. нивото на сеизмичния хазард, мнението на експертната група е да се приемат две гранични състояния и те да отговарят на тези в EN 1998 -3:2005.

2.1.(3)Р Период на повтаряемост, при който не трябва да се надвишават граничните състояния

24 м 24 м Този въпрос е свързан с предишния, както и с периодите на повтаряемост, дефинирани в EN 1998 -1:2004 и съответно Национално определените параметри към тази част. Приема се за гранично състояние значителни повреди - период на повтаряемост 475 години и за гранично състояние Ограничени повреди – 95 години

2.2.1(7) P Частни коефициенти за материалите

6 м 6 м 2.2.1(7)Р Частните коефициенти за материала c и s за стоманобетонни конструкции при изчислителна сеизмична ситуация се приемат същите както при постоянните, временните и извънредните изчислителни ситуации, дадени в Националното приложение към EN 1992-1-1:2004, а именно c = 1.5 и s = 1.15.Частният коефициент за материала на стоманени конструкции M s при проверките по крайно гранично състояние за сеизмична изчислителна ситуация, се приема да бъде равен на частния коефициен s , приет за продължителните и временни изчислителни ситуации в БДС EN 1993:2004.Частните коефициенти за материала на стомано-стоманобетонни конструкции c и s при проверките по крайно гранично състояние за сеизмична изчислителна ситуация, се приемат да бъде равни на частните коефициени c и s , приети за продължителните и временни изчислителни ситуации, съгласно EN 1992-1-1:2004 и съответно EN 1993-1-1:2004.

Частните коефициенти за материала на зидани конструкции на сгради при сеизмична изчислителна ситуация се приемат със следните стойности:

m = 2/3 от дадената стойност в Националното приложение към EN 1996-1-1:2004, но не по-малка от 1,5;

85

3.3.1.(4) Доверителни коефициенти

6 м 6 м Приемат се препоръчаните стойности за доверителните коефициенти: CFKL1= 1,35; CFKL2= 1,20 и CFKL3= 1,00.

3.4.4 (1) Нива на обследване и изпитване

12 м 24 мПриeмат се нивата на обследване и изпитване така както те са дадени в т.3.4.4.(1) в ЕN1998-3;2005.

4.4.2(1)P Максимална стойност на отношението max/min

12 м 24 мПриема се максимална стойност на отношението max/min 2.5

4.4.4.5(2) Допълнителна, непротиворечива информация за процедурите на нелинеен статичен анализ, която позволява отчитане на ефекта от по-висшите форми на трептене

12 м 24 м С цел отчитане на висшите форми в анализа се предлага използването на модален статичен монотонен нелинеен анализ (modal pushover analysis) и адаптивен статичен монотонен нелинеен анализ (adaptive pushover analysis). Тези два метода позволяват чрез многомодален анализ да се отчете приноса на висшите форми със сравнително прости средства.Разработено е информативно приложение, както и числени примери посочвайки приложимостта на опростения и многомодалния pushover анализ Извършено е 1) избор на изчислителен модел (равнинен или пространствен) за провеждане на едно- и многомодален анализ. Това включва определяне на дължината на пластичната зона и параметрите на пластичните стави; 2) провеждане на едномодален анализ с хоризонтален товар с формата на «обърнат триъгълник», наподобяващ в най-голяма степен натоварване по І форма; 3) провеждане на многомодален статичен нелинеен анализ с натоварване, пропорционално на модалните вектори и масите; 4) изчертаване на капацитивните криви за първата и останалите форми при използване на модален статичен нелинеен анализ. 5) комбиниране на модалните резултати и получаване на капацитивни криви, включващи приносите на повече от една форми

Обсъждане на резултатите по част 3

1 27 Изготвяне на отчет за част 3 в края на 2009 и изготвяне на националното приложение

86

ЧАСТ 4

СИЛОЗИ, РЕЗЕРВОАРИ ИТРЪБОПРОВОДИ

87

4. БДС EN 1998-4:2006, ЕВРОКОД 8, ЧАСТ 4,

СИЛОЗИ, РЕЗЕРВОАРИ И ТРЪБОПРОВОДИ


В настоящата част на този отчет са представени резултатите от проведeните изследвания през 2008 г. за определяне на параметрите, подлежащи на дефиниране в национално приложение съгласно приложената таблица в EN 1998-4:2006 и в съответствие с предварително утвърдената работна програма.

Точка Тема1.1(4) Допълнителни изисквания за съоръжения, свързани с голям риск

за населението или околната среда2.1.2(4)P Референтен период на повтаряемост на сеизмичното въздействие

TNCR за пределното гранично състояние, или еквивалентно, референтна вероятност за надвишение в рамките на 50 годиниPNCR

2.1.3(5)P Референтен период на повтаряемост на сеизмичното въздействиеTDLR за състоянието с ограничаване на повредите, или еквивалентно, референтна вероятност за надвишение в рамките на 10 години PDLR

2.1.4(8) Коефициенти на значимост за силози, резервоари и тръбопроводи

2.2(3) Коефициент ν за намаляване на ефекта на сеизмичното въздействие, съответстващо на състоянието с ограничаване на повредите

2.3.3.3(2)P Максимална стойност на радиационно затихване ξmax при изследване на взаимодействието почва – конструкция

2.5.2(3)P Стойности на ϕ за силози, резервоари и тръбопроводи3.1(2)P Обемно тегло на частиците твърдо вещество в силози γ за

условията на сеизмично проектиране4.5.1.3(3) Коефициент на увеличаване за усилия, предавани от тръбните

връзки към област на закрепване върху стената на резервоар, така че при проектирането на областта тя да остане еластична в състоянието по отношение ограничаване на повредите

4.5.2.3(2)P Коефициент на претоварване за проектното съпротивление на тръбни връзки при проверката, че връзките на арматурите с резервоара няма да се пластифицират преди самите арматури в пределно гранично състояние

4.2. Дефиниране на националните параметри в част 4

4.2.1. БДС EN 1998–4:2006 – 2.1.2(4)Р – Референтен период на повтаряемост на сеизмичното въздействие TNCR за пределното гранично състояние, или еквивалентно, референтна вероятност за надвишение в рамките на 50 годиниPNCR

88

(a) предложение

За окончателното определяне на този параметър е приета предложената стойност: ТNCR = 475 години.

(b) обосновка

Този параметър е свързан с останалите национални параметри във всички части на БДС EN 1998. Предложената стойност е приета в резултат на проведените по Част 1 изследвания за окончателното му определяне.

4.2.2. БДС EN 1998–4:2006 – 2.1.3(5)Р – Референтен период на повтаряемост на сеизмичното въздействие TDLR за състоянието с ограничаване на повредите, или еквивалентно, референтна вероятност за надвишение в рамките на 10 години PDLR


За окончателното определяне на този параметър е приета предложената стойност: ТDLR = 95 години.


Този параметър е свързан с останалите национални параметри във всички части на БДС EN 1998. Предложената стойност е приета в резултат на проведените по Част 1 изследвания за окончателното му определяне.

4.2.3. БДС EN 1998–4:2006 – 4.5.1.3(3) – Коефициент на увеличаване за усилия, предавани от тръбните връзки към област на закрепване върху стената на резервоар, така че при проектирането на областта тя да остане еластична в състоянието по отношение ограничаване на повредите


За окончателното определяне на този параметър е приета предложената стойност: 1.3.


В резултат на извършената работа по набавяне, проучване, обобщаване на изискванията на утвърдени документи, третиращи напрегнатото и деформирано състояние в такъв тип връзка и на изследванията за количествена оценка на стойността на този параметър посредством параметрично изследване със специално построен числен модел, се препоръчва приемане на предложената стойност (виж Приложение).

4.2.4. БДС EN 1998–4:2006 – 4.5.2.3(2)Р – Коефициент на претоварване за проектното съпротивление на тръбни връзки при проверката, че връзките на

89

арматурите с резервоара няма да се пластифицират преди самите арматури в пределно гранично състояние


За окончателното определяне на този параметър е приета предложената стойност: 1.3.


В резултат на извършената работа по набавяне, проучване, обобщаване на изискванията на утвърдени документи, третиращи напрегнатото и деформирано състояние в такъв тип връзка и на изследванията за количествена оценка на стойността на този параметър посредством параметрично изследване със специално построен числен модел, се препоръчва приемане на предложената стойност (виж Приложение).

4.3. Заключение

В резултат на проведените изследвания и обсъждания през изтеклия едногодишен период е завършена работата по дефиниране (със съответна обосновка) на всички национални параметри към част 4 на Еврокод 8 (БДС EN 1998–4:2006).

90

Таблица 4Таблица – ЧАСТ 4

НАЦИОНАЛНИ ПАРАМЕТРИЕВРОКОД 8, част 4 /BDS EN 1998-4:2006

Част 4Тръбопроводи, силoзи, резервоари

Точка

Описание Продължи-телност в месеци

Краен срокот началото в месеци


2.1.2

(4)P

Референтен период на повтаряемост ТNCR на сеизмичното въздействие за изискването за неразрушаване (или еквивалентно, референтна вероятност за надвишаване за 50 години, PNCR ).

27 27 Този параметър е свързан с останалите национални параметри във всички части на БДС EN 1998. В резултат на проведените по Част 1 изследвания за окончателното му определяне е приета предложената стойност ТNCR = 475 години

2.1.3

(5)Р

Референтен период на повтаряемост ТDLR на сеизмичното въздействие за изискването за ограничаване на повредите (или еквивалентно, референтна вероятност за надвишаване за 10 години, PDLR ).

27 27 Този параметър е свързан с останалите национални параметри във всички части на БДС EN 1998. В резултат на проведените по Част 1 изследвания за окончателното му определяне е приета предложената стойност ТDLR = 95 години

2.3.3.3(2)Р

Максимална стойност на радиационното затихване за анализа на взаимодействието почва-конструкция, ξmax

12 24 В резултат на направените проучвания на литературни източници и нормативни документи, се предлагат следните максимални стойности на радиационното затихване при използването на модален анализ в изследването на взаимодействие почва – конструкция:

в хоризонтално направление ξmax = 20%,

91

във вертикално направление ξmax = 25%.

2.5.2

(3)P

Стойности на φ за силози, резервоари и тръбопроводи

12 24 Предлага се да бъдат приети предлаганите стойности на

коефициента ϕ, (т.е. φ = 1 за пълен силоз, резервоар или тръбопровод и φ = 0 за празен силоз, резервоар или тръбопровод).

3.1(2)Р

Единично тегло на отделните твърди вещества в силозите при изчислителна сеизмична ситуация

12 24 Единичното тегло на отделните твърди вещества в силозите за изследването им при сеизмично въздействие е систематизирано и представено в съответствие с EN 1991-4:2006

4.5.1.3(3)

Усилващ фактор за силите, които се предават от тръбопровода в стената на резервоара в областта на свързването му, за оразмеряване на областта с цел даостане в еластичен стадий за изискването за ограничаване на повредите

9 24 В резултат на извършената работа по набавяне, проучване, обобщаване на изискванията на утвърдени документи, третиращи напрегнатото и деформирано състояние в такъв тип връзка и на изследванията за количествена оценка на стойността на този параметър посредством параметрично изследване със специално построен числен модел, се препоръчва приемане на предложената стойност: 1.3

4.5.2.3(2)Р

Коефициент на увеличаване на проектната якост на тръбопровода за проверка че връзката на тръбопровода с резервоара няма да се провлачи преди самият тръбопровод при изискването за неразрушаване

9 24 В резултат на извършената работа по набавяне, проучване, обобщаване на изискванията на утвърдени документи, третиращи напрегнатото и деформирано състояние в такъв тип връзка и на изследванията за количествена оценка на стойността на този параметър посредством параметрично изследване със специално построен числен модел, се препоръчва приемане на предложената стойност: 1.3

92

ЧАСТ 5

ФУНДАМЕНТИ, ПОДПОРНИ КОНСТРУКЦИИ И

ГЕОТЕХИЧЕСКИ АСПЕКТИ

93

5. БДС EN 1998-5:2005, ЕВРОКОД 8,ФУНДАМЕНТИ, ПОДПОРНИКОНСТРУКЦИИ И ГЕОТЕХНИЧЕСКИ АСПЕКТИ

5.1. ВЪВЕДЕНИЕ.

В представения отчет са показани резултатите от проведeните изследвания през 2009 г. за дефиниране на параметри, допуснати за национален избор съгласно приложената таблица в EN 1998-5:2004 и в съответствие с приетата работна програма.

Toчка Тема 1.1(4) Информационни приложения - А, С, D, Е и F3.1(3) Частни коефициенти за свойствата на материалите4.1.4(11)Р Горни граници на напреженията за склонност към втечняване5.2(2)Р с) Редукция на максималното сеизмично ускорение с увеличаване

на дълбочината от земната повърхност

5.2. Дефиниране на националните параметри в част 5 БДС EN 1998-5:2005, ФУНДАМЕНТИ, ПОДПОРНИ КОНСТРУКЦИИ И ГЕОТЕХНИ-ЧЕСКИ АСПЕКТИ

5.2.1. БДС EN 1998 –5:2005 - 1.1(4) Информационни приложения A, C, D, и F.

Приложенията A, C, D, и F са приети съгласно отчета за периода 20007-2008.

През 2009 г. са извършени допълнителни изчисления за доказване целесъ- образността от окончателното приемане на Приложение С (информационно): Статични коравини на пилотна глава.

Коравината на пилота е дефинирана като сила (момент), която трябва да се приложи към главата на пилота, за да предизвика единица преместване (завъртане) в същото направление (преместванията/завъртанията в другите направления са нула) и се означава с КНН (хоризонтална коравина), КММ (огъвателна коравина) и КНМ = КМН

(взаимно хоризонтално-огъвателна коравина).

Проблемът е актуален при изследване на взаимодействието на конструкция, фундирана на пилотни фундаменти, със земната основа при отчитане на сеизмични въздействия.

Допълнителните изчисления относно стойностите на коравините на пилотна система при използване на резултати от реални строителни обекти и изменение на еластичния модул на земната основа по дълбочина са дадени в Приложение 2 към част 5 Фундаменти, подпорни конструкции и геотехнически аспекти.

5.2.2. БДС EN 1998 – 5:2005 - 1.1(4) Информационно приложение Е.

94

Числени решения с прилагане на опростен анализ на подпорни конструкции съгласно Приложение Е (основно).

Опростеният псевдо-статичен анализ приема модел, при който подпорната конструкция и фундамента се разглеждат като почвен клин, който е в състояние на активно гранично равновесие (ако конструкцията е достатъчно гъвкава) при допълнително товарно действие върху почвения клин. Анализът предполага също, че при стъпката на стената евентуално имаме почвена маса, за която се допуска, че е в състояние на пасивно гранично равновесие.

За да се предизвика активното напрегнато състояние на почвата, трябва да настъпи достатъчно голямо преместване на стената по време на проектното земетресение, което може да възникне при гъвкава конструкция чрез огъване, а при масивни конструкции -чрез хлъзгане или завъртане. Граничните премествания и завъртания на стената с оглед активиране на земния натиск, могат да се приемат съгласно приложение С на EN 1997-1:2004.

За корави конструкции, като например сутеренни стени или масивни стени, фундирани върху скала или пилоти, се развива натиск, по-голям от активния земен натиск и е по-подходящо да се приеме земен натиск в покой. Същото се прилага и за анкерирани подпорни стени, при условие, че не се допуска преместване.

Сеизмичното въздействие при псевдо-статичния анализ се представя чрез система от хоризонтални и вертикални статични сили, равни на произведението на гравитационните сили със сеизмичен коефициент. Вертикалното сеизмично въздействие се разглежда като действуващо нагоре или надолу, така че да се получи най-неблагоприятният ефект.

При липса на специфични изследвания хоризонталните (kh) и вертикалните (kv) сеизмични коефициенти се приемат както следва:

rg

SSk IgRh ... ,

когато отношението на вертикалното към хоризонталното изчислително ускорение avg/agR е по-голямо от 0.6;

kv = 0,5.kh,

в други случаи

kv = 0,33.kh.

Коефициентът r приема стойностите, дадени в табл. 7.1 на EN-1998-5. За стени по-високи от 10 m сеизмичният коефициент трябва да се приеме константен по височината.

95

Общата изчислителна сила Еd, се разглежда като резултантна от статичния и динамичния земен натиск. Коефициентът на активен земен натиск се изчислява по формулата на Mononobe и Okabe.В Приложение 2 към част 5 Фундаменти, подпорни конструкции и геотех-нически аспекти са представени числени примери за определяне големината на динамичния активен и динамичния пасивен земен натиск.

Разгледаните решения са за реални строителни обекти.

Изследвана е масивна подпорна стена с височина на 4.00 m. Стената е вертикална (ψ = 900), гладка и липсва триене с почвения масив (δ=0). Теренът е хоризонтален (β=0).

При приетите предпоставки в основния пример съотношението между земния натиск при сеизмични въздействия и при чисто статично натоварване е 1.4.

В случая на същата вертикална стена с наклонен терен (β = 100) и наличие на триене с почвата (δ=150) съотношението между земния натиск при сеизмични въздействия и при чисто статично натоварване се увеличава до 3.9.

5.2.3. БДС EN 1998 – 5:2005 – 5.2(2)Р с) Правила за концептуално проек-тиране. Редукция на максималното сеизмично ускорение с увеличаване на дълбочината от земната повърхност.

При избора на типа на фундиране трябва да се има предвид следното: ако се възприеме предпоставката, че амплитудата на сеизмичното движение (максималната стойност на сеизмичния сигнал) намалява с увеличаване на дълбочината от земната повърхност, тя трябва да се потвърди с подходящо изследване. Максималната стойност на сеизмичното ускорение на определена дълбочина в никакъв случай не трябва да бъде по-ниска от известна част р от произведението αS (максималното ускорение на земната повърхност).

Еврокод 8 препоръчва р = 0.65, като не предписва изменение в зависимост от дълбочината от земната повърхност.

a) предложение

Предлага се за определяне на р в интервала 0 ≤ z ≤ 10 m да се използва линейната функция

р = 1- 0.01z,

където z е дълбочината от земната повърхност в метри.

За z > 10, р = 0.9.

b) обосновка

96

За численото изследване на изменението на максималните ускорениея на сеизмичните сигнали в дълбочина са разработени модели на редица реални земни профили. Чрез многократно решаване на правата задача на инженерната сеизмология са определени максималните ускорения на сеизмичните сигнали в предварително избрани представителни точки от земния профил. Варирана е силата на входното въздействие с цел обхващане на по-широк диапазон на реализираните в земната среда ъглови деформации. Изследвани са и земни профили склонни към развитие на тиксотропни процеси – генериране на допълнителен порен натиск в пластовете от водонаситени несвързани литоложки разновидности. Разграничени случаите на пълно втечняване (допълнителния порен натиск достига размера на началните ефективни напрежения) от тези при който генерирания допълнителния порен натиск е част от началните ефективни напрежения.

Числените решения са разделени в три групи:- първа група – за регулярни земни профили (намаляване скоростите на

разпространение на сеизмичните вълни с приближаване на земната повърхност) без склонност към развитие на тиксотропни процеси;

- втора група – за земни профили със склонност към развитие на тиксотропни процеси без настъпване на пълно втечняване;

- трета група - за земни профили със склонност към развитие на тиксотропни процеси и настъпване на пълно втечняване.

Част от основните резултати са дадени в Приложение 1 към част 5 Фундаменти, подпорни конструкции и геотехнически аспекти.

Установено е, че при регулярни земни профили (намаляване скоростите на разпространение на сеизмичните вълни с приближаване на земната повърхност) без склонност към развитие на тиксотропни процеси се наблюдава устойчива тенденция на плавно увеличаване на максималното ускорение на сеизмичните сигнали с приближаване на земната повърхност.

При земни профили със склонност към развитие на тиксотропни процеси без настъпване на пълно втечняване изменението на максималното ускорение в повърхностните земни слоеве е несзначително – редукционният коефициент обикновено е в границите от 1.0 до 0.9.

При земни профили със склонност към развитие на тиксотропни процеси и настъпване на пълно втечняване редукционния коефициент варира в много широки граници (в някои случаи значително надвишава стойността 1.0), което прави невъзможно търсенето на обща аналитично зависимост. За профили от този тип са необходими подробни изследвания.

От анализа на числените решения е установено, че приетата аналитична форма на рдобре обхваща случаите на регулярни земни профили (намаляване скоростите на разпространение на сеизмичните вълни с приближаване на земната повърхност) без склонност към развитие на тиксотропни процеси и земни профили в който е възможно генериране на допълнителен порен натиск без опасност от настъпване на пълно втечняване. При земни профили със склонност към развитие на тиксотропни процеси и настъпване на пълно втечняване редукционния коефициент варира в много широки

97

граници, което прави невъзможно дефинирането на аналитична зависимост. За профили от този тип е необходим подробен анализ.

5.3. Заключение.

Основните резултати от проведените изследвания, анализи и дискусии са следните:- приети са за използване всичките пет информационни приложения към част 5;

дадени са допълнителни решения за реални строителни обекти, които дават разширена информация и показват обхвата на използване на приложенията;

- определени са три национални параметри (3.1(3) - частни коефициенти (γM) за свойствата на материала); 4.1.4(11)Р - горна граница на напреженията за склонност към втечняване (дефинирана е частта λ от критичното напрежение на срязване, предизвикано от сеизмичното въздействие, за което е известно, че ще настъпи втечняване) и 5.2(2)Р с) – редукция на максималното сеизмично ускорение с увели-чаване на дълбочината от земната повърхност (определена е аналитична зависимост за фактора р, с който се умножава произведението αS).

98



Част 5

Фундаменти, подпорни

конструкции и геотехнически аспекти

ОписаниеПродъл-

жителност (месеци)

Краен срок от

началото (месеци)

Описание на извършените дейности през 2009 г.

1.1 (4)Информационни приложения A, C, D, Е и F 27 27

Информационно приложение С: Статични коравини на пилотна глава.

Извършени са допълнителни изчисления за доказване целесъобразността от окончателното приемане на ПриложениеС.Коравината на пилота е дефинирана като сила (момент), която трябва да се приложи към главата на пилота, за да предизвика единица преместване (завъртане) в същото направление (преместванията/завъртанията в другите направления са нула) и се означава с КНН

(хоризонтална коравина), КММ (огъва-телна коравина) и КНМ = КМН (взаимно хоризонтално-огъвателна коравина). Проблемът е актуален при изследване на взаимодействието на конструкция, фундирана на пилотни фундаменти, със земната основа при отчитане на сеизмични въздействия. Допълнителните изчисления относно стойностите на коравините на пилотна система при използване на резултати от реални строителни обекти и изменение на еластичния модул на земната основа по дълбочина са дадени в Приложение 2 към част 5 Фундаменти, подпорни конструкции и геотехнически аспекти.

Основно приложение Е: Опростен анализ на подпорни

99

конструкции.

Проведени са числени решения за определяне големината на динамичния активен и динамичния пасивен земен натиск за реални строителни обекти. Изследвана е масивна подпорна стена с височина на 4.00 m. Стената е вертикална (ψ=900), гладка и липсва триене с почвения масив (δ=0). Теренът е хоризонтален (β=0). При приетите предпоставки в основния пример съотношението между земния натиск при сеизмични въздействия и при чисто статично натоварване е 1.4. В случая на същата вертикална стена с наклонен терен (β=100) и наличие на триене с почвата (δ=150) съотношението между земния натиск при сеизмични въздействия и при чисто статично натоварване се увеличава до 3.9.

4.1.4 (11)Р

Горни граници (коефициент λ) на напреженията за склонност към втечняване

15 27Проведени са допълнителни числени изследвания за потвърждаване на прие-тата стойност λ = 0.75 (коефициент на сигурност срещу втечняване 1.33).

5.2 (2)Р c)

Редукция на максималното сеизмично ускорение с увеличаване на дълбочината от земната повърхност

12 24

За численото изследване на изменението на максималните ускорениея на сеизмичните сигнали в дълбочина са разработени модели на редица реални земни профили. Чрез многократно решаване на правата задача на инженерната сеизмология са определени максималните ускорения на сеизмичните сигнали в предварително избрани представителни точки от земния профил. Изследвани са и земни профили склонни към развитие на тиксотропни процеси –генериране на допълнителен порен натиск в пластовете от водонаситени несвързани литоложки разновидности. Разграничени случаите на пълно втечняване (допълнителния порен натиск достига размера на началните ефективни напрежения) от тези при който генерирания допълнителния порен натиск

100

е част от началните ефективни напрежения. Приета е аналитична зависимост за р.От анализа на числените решения е установено, че тя обхваща случаите на регулярни земни профили (намаляване скоростите на разпространение на сеизмичните вълни с приближаване на земната повърхност) без склонност към развитие на тиксотропни процеси и земни профили в който е възможно генериране на допълнителен порен натиск без опасност от настъпване на пълно втечняване. При земни профили със склонност към развитие на тиксотропни процеси и настъпване на пълно втечняване редукционния коефициент варира в много широки граници, което прави невъзможно дефинирането на аналитична зависи-мост. За профили от този тип е необходим подробен анализ.

101

ЧАСТ 6

КУЛИ, МАЧТИ и КОМИНИ

102

6. БДС EN1998-6:2005, ЕВРОКОД 8, КУЛИ, МАЧТИ И КОМИНИ


В представения отчет са показани резултатите от проведeните изследвания през 2009 г. за дефиниране на всички параметри, допуснати за национален избор съгласно приложената таблица в EN 1998-6:2005, в съответствие с предварителната работна програма.

Toчка Тема1.1(2) Информационни приложения А, В, С, D, Е и F.3.1(1) Условия, при които ротационната компонента на движението

на почвата трябва да се вземе под внимание.3.5(2) Долната граница на коефициента β в изчислителния спектър на

реагиране в случаите, когато на конкретната строителна площадка е проведено изследване, насочено към отчитане на приноса на дългопериодните компоненти на сеизмичното въздействие.

4.1(5)P Коефициенти на значимост за кули, мачти и комини.4.3.2.1(2) Допълнителни условия към дадените в 4.3.2.1(2), уточняващи

приложимостта на метода на хоризонталното натоварване.4.7.2(1)P Парциални коефициенти за материалите.4.9(4) Редукционен коефициент ν за преместванията при гранично

състояние с ограничаване на повредите.

6.2. ДЕФИНИРАНЕ НА НАЦИОНАЛНИТЕ ПАРАМЕТРИ В ЧАСТ БДС EN 1998-6:2005, ЕВРОКОД 8, КУЛИ, МАЧТИ И КОМИНИ

6.2.1. 1.1(2). Информационни приложения А, В, С, D, Е и F.

ПРИЛОЖЕНИЕ А (информационно): Линеен динамичен анализ при отчитане на ротационните компоненти на движението на основата.


Приложението се приема.


Представени са само резултатите от работата, извършена през 2009 г.

Включването на ротационните компоненти на ускоренията на основата дава възможност да се отчете пространствения характер на сеизмичното въздействие, което

103

е резултат от разпространението на сеизмичните вълни. Разглежда се случая на линеен спектрален анализ, когато всичките компоненти на сеизмичното въздействие –транслационни и ротационни – са представени с еластичните спектри на реагиране. Ефектите от сеизмичните въздействия се комбинират модално (по форми) и по компоненти, с което се взима под внимание съвместното действие на отделните компоненти и форми на трептене.

NA.4.1.2 Ефекти от сеизмичното въздействие при транслационно преносно движение

На фигура NA.4.1.5а) е представен динамичен модел на висока конструкция със съсредоточени маси. Вертикалните движения на масите се пренебрегват. Хоризонталното преносно движение следва транслационното движение на основата, при което всички маси получават еднакви премествания, виж фигура NA.4.1.5б). Тази постановка е традиционната при извършване на сеизмичния анализ на конструкциите на кули, мачти и комини. Постановката се разглежда в пълнота, за да може като втора стъпка да се оценят в същия стил ефектите от ротационното преносно движение.С {} e означен векторът на посочните косинуси. Той описва формата на преносното движение и разпределението на преместванията по височина.

1 1 ... 1T (NA.4.1.1).

Модалната трансформация изисква векторът на хоризонталните премествания {u} да бъде представен като сума от модалните премествания. Те от своя страна се получават от обобщените координати yi, съдържащи се във вектора {y}. Този резултат се представя по следния начин:

u t y t (NA.4.1.2),

където [Φ] e матрица, чиито колони са модалните вектори.

104

Фиг. NA.4.1.5: Стоманена кула с височина 60 m, дискретизирана с 20 елемента и 21 възли (тръбно сечение с диаметър 1,20 m и дебелина на стената 0,03 m): а)

дискретен модел; б) случай на транслационно преносно движение; в) случай на ротационно преносно движение.

Ако векторът {} се тълкува като вектор на етажните премествания от единично транслационно движение на основата, базирайки се на (NA.4.1.2), може да се запише:

y (NA.4.1.3).

По същество трансформацията (NA.4.1.3) е модална. Чрез нея простото преносно движение на основата, което се пренася същото и по височина на “етажите”, се разлага на модални компоненти, необходими при разпадане на основната система от уравнения за движение.

Модалната маса *iM се определя по правилото

* 2i k ik

k

M m (NA.4.1.4).

Коефициентът за участие xi при транслационни движения на основата се изчислява по

правилата на модалния анализ. След отчитане на (NA.4.1.3) в първата част на израза за xi се получава:

hk

Vxi

Mxi

Eik = mk Φik Γxi Sa(Ti)k

mk

ug

hk

Vθi

Mθi

Eik = mk Φik Γθi h Sθ(Ti)k

mk

θg

mk

m20

m1

а) в)б)

105

*

T

ixi i

i

my

M

(NA.4.1.5).

Тоталната маса на конструкцията е TotM . При транслационно движение на основата тя

е равна на сумата от концентрираните маси на конструкцията. Това се вижда от следното равннство:

2T

Tot k k kk k

M m m m (NA.4.1.6).

От равенства (NA.4.1.3) и (NA.4.1.5) следва

xv (NA.4.1.7).

Преработката на първата част на израза (NA.4.1.6) за тоталната маса с помощта на формула (NA.4.1.7) води до следния резултат:

2* *T TTT x x x x xi i

i

m m M M (NA.4.1.8).

Във формула (NA.4.1.8) се предлага получаване на TotM чрез сумиране по форми.

Резултатът за TotM ще бъде точен само при условие, че се сумират приносите на всички форми. Тогава отношението

2*

1

xi i

i

Tot

M

M

(NA.4.1.9)

може да се използва като критерий за достатъчност на използваните в анализа форми. Когато в анализа се използват по-малък от общия брой форми на трептене, отношението остава по-малко от 1,0. Когато броят на използваните форми е равен на общия брой на формите, резултатът за отношението е 1,0.

Изчислителната стойност на сеизмичната сила при форма i по направление k(хоризонтално направление) се дава с формулата

xik k ik i a iE m S T (NA.4.1.10),

където km е масата, асоциирана към степен на свобода с номер k, ik е k-тата ордината

от модалния вектор { i }, а a iS T е i-тата ордината от спектъра на реагиране за

транслационните ускорения, отчетена за период iT .За напречната сила в основата при форма i след сумиране на всички сеизмични

сили се получава израза:

x xi a i i k ik

k

V S T m ,

106

който след отчитане на (5) приема по-компактната форма:

2 *x xi i i a iV M S T (NA.4.1.11).

Огъващият момент в основата, възникващ в резултат от действието на транслационната компонента, се получава, като се сумират моментите на сеизмичните сили за точката на запъването на конструкцията. Така се стига до израза:

x xi k k ik i a iM m h S T (NA.4.1.12),

където kh е височината на точката, в която се прилага сеизмичната сила ikE . На основата на формула (NA.4.1.12) след сумиране по k се получава:

x xi a i i k k ik

k

M S T m h .

Сумата се преобразува, както следва:

T

k k ik ik

m h h m ,

където се въвежда векторното означение {η} на бездименсионен вектор с ордината 1 на върха на кулата и ордината 0 в основата. Компонентите на вектора всъщност са ординатите на правата, свързваща двете крайни ординати.

Като се отчете, че

*T

i i im M (NA.4.1.13),

се стига до крайния резултат за огъващия момент в основата при форма i:

*x xi a i i i iM hS T M (NA.4.1.14).

В тази формула h е общата височина на кулата. С i е означен коефициентът за

участие на форма i при ротационно движение на основата.

NA.4.1.3 Ефекти от сеизмичното въздействие при ротационно преносно движение

На фигура NA.4.1.5в) са показани хоризонталните премествания на масите, възникващи в резултат на ротационното движение на основата. Бездименсионният вектор {η} на нормализираните (спрямо преместването на върха) премествания се дефинира като вектор, чиято първа компонента е 0, а последната е 1. Останалите компоненти се получават чрез правилото за подобие на триъгълниците:

0 ... 1T (NA.4.1.15).

107

Хоризонталните премествания на етажните нива (местата, където има асоциирани маси) се разлагат в ред по главни форми, за което може отново да се ползва формула (NA.4.1.2). При ротационни движения на основата във вектора се влага ново

съдържание, а именно:

y (NA.4.1.16).

Коефициентът за участие при ротационно движение на основата се дефинира като

*

T

ii i

i

my

M

(NA.4.1.17).

В това равенство *iM има същата стойност както в (NA.4.1.4). Тоталната маса TotM при

ротационни движения на основата се изчислява по формулата

2T

Tot k kk

M m m (NA.4.1.18).

От друга страна TotM може да се изчисли и чрез модална сума, подобно на (NA.4.1.8)

при транслационни движения на основата. Така може да се запише

2*T

i ii

m M (NA.4.1.19).

От (NA.4.1.16) и (NA.4.1.17) следва, че

v (NA.4.1.20).

Подобно на случая на транслационни движения на основата, и при ротационните движения може да се въведе критерий за достатъчност на използваните в решението форми на трептене. За целта се съставя отношение на модално изчислената тотална маса и тоталната маса, получена чрез тройно матрично произведение по формула (NA.4.1.18). Така се получава резултатът:

2*

1i i

i

Tot

M

M

(NA.4.1.21).

При използване на пълния брой форми в анализа това отношение е 1,0. При използване на брой на формите, по-малък от пълния брой форми отношението е по-малко от 1,0. С включване на все повече форми отношението се приближава до 1,0.Изчислителната стойност на сеизмичната сила ikE (i – форма на трептене, k – степен на

свобода), възникваща като резултат от ротационно движение на основата (ускорения), се записва във вида:

ik k ik i iE m hS T (NA.4.1.22),

108

където iS T е спектралната ордината от спектъра на ротационните ускорения,

отчетена за период iT . Коефициентът за участие i при ротационни компоненти на

движението на основата е

*

k k ikk

ii

m

M

или в матрична форма

*

T

ii

i

m

M

(NA.4.1.23).

Максималната стойност на напречната сила в основата i ikk

V E при форма i се

получава чрез сумиране на всички сеизмични сили, както следва:

i i i k ikk

V hS T m .

Сумата по натоварени със сеизмични сили възли може да се трансформира по следния начин:

*xk ik i i

k

m M ,

където xi е коефициентът за участие при транслационно движение на основата и при

форма i. Така се достига до окончателния резултат

*xi i i i iV M hS T (NA.4.1.24).

Огъващият момент в основата при форма i се получава чрез сумиране на моментите на сеизмичните сили по етажни нива:

i ik kk

M E h (NA.4.1.25).

След отчитане на равенство (NA.4.1.22) и след заместването му в (NA.4.1.25) се получава следният междинен резултат:

i i i k k ikk

M hS T m h ,

*T

k k ik i i ik

m h h m h M .

Окончателно от ротационната компонента на ускорението в основата се получава следният огъващ момент при запъването (форма i):

109

2 * 2i i i iM M h S T (NA.4.1.26).

NA.4.1.4 Комбиниране на модалните максимални стойности на ефектите от въздействието

Оценката на максималните ефекти от сеизмичните въздействия в конструкциите на кули, мачти и комини може да се проведе чрез метода на спектрите на реагиране. Конструкцията се изследва за две независими състояния, които се дефинират като решения от транслационната и от ротационната компоненти поотделно. Тези решения включват комбиниране на модалните резултати чрез модално комбиниране по формулите CQC:

x x xij i j

i j

M M M (NA.4.1.27),

ij i ji j

M M M (NA.4.1.28),

където ij са корелационните коефициенти.

NA.4.1.5 Комбиниране на резултатите по компоненти

В действителност най-общият вид на сеизмичното въздействие за равнинна конструкция включва акселерограма на транслационните хоризонтални ускорения и акселерограма на ротационните ускорения около другата хоризонтална ос. Двете акселерограми представляват некорелирани записи на ускорения и съчетаването на ефектите от тях се извършва на вероятностна основа, като се използва формулата за комбиниране SRSS по компоненти.

2 2max xM M M (NA.4.1.29).

Ако модалното комбиниране се извърши по правилото SRSS, е възможно обединяването на ефектите от въздействията (точки NA.4.1.4 и NA.4.1.5) в една обща формула, която се записва по следния начин:

2 2max x

i ii

M M M (NA.4.1.30).

Чрез използване на същите по смисъл формули и разсъждения може се изчисляват максималните стойност на напречната сила max V.

ПРИЛОЖЕНИЕ C (информационно): Взаимодействие почва – конструкция.



110



Изследването на взаимодействието почва – конструкция се извършва, като се подготви съвместен модел на конструкцията и почвеното полупространство. Изчислителният модел най-често се основава на метода на крайните елементи, като общите възли и степени на свобода на фундамента и почвата осигуряват съвместното действие на двете подсистеми. Подпирането се осъществява на границите на почвения масив. Сеизмичното въздействие се задава под формата на акселерограми само във възлите, в които е реализирано подпиране. На фигура NA.4.3.1 е показан изчислителен модел на основата на метода на крайните елементи.

Фиг. NA.4.3.1: Изчислителен модел по метода на крайните елементи за отчитане на взаимодействието почва – конструкция.

Важен параметър на задачата са размерите на почвения масив. Те трябва да бъдат така подбрани, че ефектите от взаимодействието с конструкцията да затихват при доближаване на неговите граници. За определяне на размерите на почвения масив е необходимо да се извършат предварителни изследвания. Подпирането на почвения масив се извършва в контурните му възли, както е показано на фигура NA.4.3.1. Най-често се използват 2 вида подпирания: а) с неподвижни опори във всички контурни възли; б) с хоризонтално подвижни опори в страните му (вертикалните граници на почвения масив от фигура NA.4.3.1) и неподвижни опори по дъното на масива. Подпирането от вида а) се използва, за да се изследва влиянието на поддаваемостта на фундамента. Подпирането от вида б) е най-подходящо за отчитане на вълновия характер на сеизмичното въздействие. При подпирането б) дължината на почвения масив зависи и от дължините на сеизмичните вълни. Този модел е подходящ за отчитане на коравината на почвата на срязване.

Поради сложния характер на динамичното поведение на почвата се извършва нелинеен анализ на конструкцията от фигура NA.4.3.1, като се изследват историите във времето. Входното въздействие е представено с акселерограми, които се задават само в местата на подпирането.

При този метод се отчитат нелинейната зависимост напрежения – деформации на почвата, затихването в почвата, водонасищането. Модулите на почвата са

111

деформационно зависими и зависят от историята на натоварването. Методът изисква много данни като входна информация (записи на ускоренията върху здрав почвен пласт – скала) и консумира значително изчислително време.

Този вид анализ се опростява, като се въвеждат ефективни модули, с които задачата се решава чрез линеен анализ. Той се провежда много по-бързо, но има приблизителен характер за моделирането на взаимодействието почва – конструкция.

Фиг. NA.4.3.2: Приблизителен анализ на конструкцията чрез разделяне на почвения масив и конструкцията над него.

Като алтернатива на описания по-горе метод се използва опростен подход, който е по-подходящ при корави почви и по-малко подходящ при меки. При този подход почвеният масив и конструкцията се разделят и се решават поотделно и независимо. Най-напред се получава движението на почвата във възлите, където е контактът с конструкцията. Това е решението на почвения масив за възли от свободна повърхност. Този вид движение се използва като входна информация за сеизмичния анализ на конструкцията. Поддаваемостта на закрепването на конструкцията и силите на вътрешно съпротивление на почвения масив се отчитат с пружинни елементи и вискозни демпферни устройства. Идеята на подхода е илюстрирана на фигура NA.4.3.2. Основен момент при подхода е определянето на характеристиките на пружинните елементи и на вискозните демпфери, заместващи почвата. Подходът предлага опростен вид на анализа, но с цената на допълнителна подготвителна работа.

На фигура NA.4.3.3а) е представен изчислителен модел на кула, изчислена съвместно с почвен масив с цел оценка на взаимодействието почва – конструкция. Използват се ефективни характеристики на почвата за извършване на линеен динамичен анализ. Реализирано е подпиране от типа б).

На фигура NA.4.3.3б) е показан начин за симулиране на ротационно движение на основата. За целта във възлите на скалния пласт е зададено вертикално синусоидално движение. Изменя се честотата на синусоидалните движения, с които се симулира ротационното движение на основата. Ротационното движение на фундамента се получава като резултат от вертикалното движение на почвената повърхност, а ъгълът на завъртане е първа производна от вертикалните премествания. По този начин се симулира ротационната компонента на ускорението, която се получава от вертикалната. По принцип софтуерът за изследване с включване на ротационната

kH

k

kV

c cH

cV

112

компонента позволява отчитането й по спектралния метод, тъй като спектърът на реагиране за ротационните ускорения е дефиниран в Приложение А. Използването на записи на ротационната компонента чрез анализ на историите във времето за момента среща затруднения поради липса на данни (записи) за ротационната компонента. Заизследване във времето се препоръчва анализ на конструкцията, подложена на вертикално синусоидално движение на скалния пласт, като се използва вълнов тип движение с висока честота, както е показано на фигура NA.4.3.3б).

Основната конститутивна зависимост за почвите е тангенциално напрежение – ъглова деформация . Тази зависимост е представена на фигура NA.4.3.4a). Зависимостта е нелинейна и решенията се провеждат в инкрементална форма, като за всеки инкремент (нарастване на натоварването) се провежда линеаризация и се подбират характеристики, валидни само в разглеждания интервал. Грешките от линеаризацията се минимизират чрез итерации в рамките на интервала. Основната характеристика, която се променя, е тангенциалният модул на ъгловите деформации G. При монотонно статично натоварване се работи със секущ модул Gs. Началната стойност на тангенциалния модул на ъгловите деформации е Gmax.

Фиг. NA.4.3.3: Модел на почва – конструкция: а) геометрия, размери и подпиране на земния масив; б) симулиране на ротационна компонента чрез вълново

синусоидално движение на скалния пласт.

За извършване на динамичен анализ се използва ефективен секущ модул на ъгловите деформации Geff (виж фиг. NA.4.3.4б)). Той се дефинира въз основа на зависимостта eff

= 0,65max,t, където max,t е максималната стойност на ъгловата деформация на почвения пласт при движение в условията на свободна повърхност по време на сеизмичното въздействие. Тези параметри са онагледени на фиг. NA.4.3.4б). За практически приложения е целесъобразно почвеният масив да се линеаризира и хомогенизира, като двете му основни характеристики са Geff и коефициентът на Поасон . Определянето на ефективната стойност на коефициента на Поасон се извършва, като се проведат

H

L

а) б)

113

измервания на място за скоростта на надлъжната вълна Vp и скоростта на напречната вълна Vs.

Фиг. NA.4.3.4: Зависимост тангенциално напрежение – ъглова деформация: а) модул на ъгловите деформации – начална стойност Gmax, секуща стойност Gs и

тангенциална стойност G; б) дефиниция на ефективните стойности Geff и eff; Gmin и max,t.

На основата на двете замервания стойността на коефициента на Поасон е

2

p

s2

p

s

212

1

VV

VV

(NA.4.3.1).

На фигура NА.4.3.5 е представено графически зависимостта на от отношението Vp/Vs. При почви, които не променят обема си, отношението приема големи стойности и тогава клони към стойността 0,5.

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

1,4 1,6 1,8 2 2,2 2,4 2,6 2,8 3

Vp/Vs

Кое

фициен

т на

Поа

сон n

Фиг. NA.4.3.5: Определяне на ефективната стойност на коефициента на Поасон в зависимост от отношението на скоростите на надлъжната (Vр) и напречната (Vs)

вълни.

Ъглова деформация,

1Gmax

Gs

1

G1

Тан

генц

иалн

о на

преж

ение

,

Gmin

1

1Gmax

Geff

1

eff = 0,65max,t max,t

Ъглова деформация,

Тан

генц

иалн

о на

преж

ение

,

б)а)

114

ПРИЛОЖЕНИЕ D (информационно): Брой на степените на свобода и формите на трептене.





При определяне на минималния брой на включените в анализа форми с отчитане само на транслационната компонента на движението се стига до идеята за апроксимиране на преносното движение с достатъчен брой модални вектори. Така минималният брой на формите се определя еднократно за всички ефекти от въздействието. При отчитане на повече от едно преносно движение (транслационно и ротационно) определянето на минималния брой достатъчни форми трябва да се извърши поотделно за всеки ефект от въздействието. Това се налага поради необходимостта от комбиниране на ефектите с цел отчитане на съвместното действие на компонентите на сеизмичното въздействие. Компонентите на движението на основата – транслационна и ротационна – са представени със своите спектри на реагиране, дефинирани в точка NA.4.1.

На фигура NA.4.4.2a) е представена конструкцията на кула с височина 60 m със стоманено тръбно сечение с диаметър 1,20 m и дебелина на стената 30 mm.Конструкцията е дискретизирана с линейни рамкови крайни елементи, като във всеки възел е съсредоточена маса 1 t. Кулата се разглежда чрез метода на спектрите на реагиране поотделно за всяка една от двете компоненти на сеизмичното въздействие. При всяко от двете решения се определят максималния момент и максималната напречна сила в основата чрез модално комбиниране. След това се пристъпва към обединяване на резултатите от двете решения, като се използва комбиниране по компоненти.

В разглеждания случай произведението agS надминава стойността 0,25g (виж точка 3.1(1) от БДС EN1998-6:2005), което е повод в анализа да бъде включена ротационната компонента на въздействието и да бъде оценен нейният принос. Изпълнено е само второто от посочените в точка 3.1(1) изисквания за включване на ротационната компонента в изчисленията, докато височината на кулата е по-малка от приетата чрез първото изискване долна граница. Обект на изследването е да се оцени какво е увеличението на огъващия момент след включване на ротационната компонента на движението.

На фигури NA.4.4.3 и NA.4.4.4 са показани спектрите на реагиране за транслационните и ротационните ускорения съгласно БДС EN1998-1:2004 и БДС EN1998-6:2005, за приетата в примера почвена група С. Спектърът на ротационните ускорения се получава чрез еластичния спектър на транслационните ускорения. Характерно за него е, че много коравите конструкции с Т → 0 получават големи стойности на ускоренията и това води до очаквано усилване на приноса на висшите форми.

115

Фиг. NA.4.4.2: Стоманена кула с височина 60 m, дискретизирана с 20 елемента и 21 възли (тръбно сечение с диаметър 1,20 m и дебелина на стената 0,03 m): а)

дискретен модел; б) случай на транслационно преносно движение; в) случай на ротационно преносно движение.

На фигура NA.4.4.5 е показан резултата от изследването с цел определяне на необходимия брой на формите за провеждане на анализа и достигане на по-висока точност на спектралните резултати. Обект на анализа е само огъващият момент като меродавен за този вид конструкции. Показаният подход може да се приложи за всеки от ефектите на сеизмичното въздействие.

От графиката се вижда, че приносът на първа форма в коефициента на ефективната маса при анализ на ротационната компонента е 97%, а приносът на първа форма при анализа на транслационната компонента е 63%. Причината за това е във факта, че транслационното движение (виж фигура NA.4.4.2б)) се апроксимира в по-ниска степен само чрез първа форма, отколкото ротационното преносно движение (триъгълника на фигура NA.4.4.2в)). Приносът на висшите форми (формите с номер, по-висок от 1) при ротационната компонента е само 3%, докато при транслационната компонента достига 37%; това е ясно изразено на графиката.

hk

Vxi

Mxi

Eik = mk Φik Γxi Sa(Ti)k

mk

ug

hk

Vθi

Mθi

Eik = mk Φik Γθi h Sθ(Ti)k

mk

θg

mk

m20

m1

а) в)б)

116

За съоръжения като кули, мачти и комини обект на вниманието е огъващият момент в основата, като максималната му стойност е много важна за правилното проектиране. На фигура NA.4.4.6 се разглеждат модалните компоненти на момента за всяка форма поотделно, като едната графика показва стойностите на модалните моменти при използване на транслационна компонента, а другата графика се отнася за модалните моменти при използване на ротационна компонента. Вижда се, че като цяло модалният принос на огъващите моменти от транслационно движение преобладава над модалния принос на огъващите моменти от ротационно движение. Тази констатация обаче се отнася само за разглеждания пример на кула с височина 60 m. Въпреки че приносът на ротационното движение остава по-малък от този на транслационното, ясно се вижда, че те са съизмерими. От фигура NA.4.4.6 може да се направи извода, че приносът на формите с номер над 6 е нищожно малък и за двете компоненти и може да се пренебрегне.

На фигура NA.4.4.7 е показан крайният резултат след извършване на модално комбиниране на резултатите и комбинирането им по компоненти за двата случая: отчитане само на транслационната компонента и отчитане на съвместно действащи транслационна и ротационна компоненти. От сравнението се вижда, че след форма номер 6 резултатът за максималния момент практически се стабилизира към една постоянна стойност и включването на нови, по-висши форми не води до уточняване на резултата. Вижда се, че включването на ротационната компонента води до стойности на огъващия момент, по-големи с 11% от стойността на момента, получена при отчитане само на транслационната компонента. Тук пак се напомня, че е изследвана примерна кула, чиято височина е под долната граница от 80 m. При използване на по-високи съоръжения (над 80 m) се очаква по-голям принос на ротационната компонента към максималната стойност на огъващия момент в основата.

0,00

1,00

2,00

3,00

4,00

5,00

6,00

7,00

8,00

0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 3,00 3,50 4,00

Тр

ан

сл

аци

он

но

сп

ект

рал

но

ус

кор

ени

е, [

m/s

2]

Период Т, [s]

117

Фиг. NA.4.4.3: Еластичен спектър на транслационните ускорения за почва тип С според БДС ЕN1998-1:2004. Спектърът е скалиран към изчислително почвено

ускорение 0,27g и затихване 5%.

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 3,00

Ро

тац

ио

нн

о с

пе

ктр

алн

о у

ско

рен

ие

, [ra

d/s

2]

Период T, [s]

Фиг. NA.4.4.4: Еластичен спектър на ротационните ускорения за почва тип С според БДС ЕN1998-1:2004, скалиран към изчислително почвено ускорение 0,27g и

затихване 5%.

118

0

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

0,3

0,35

0,4

0,45

0,5

0,55

0,6

0,65

0,7

0,75

0,8

0,85

0,9

0,95

1

1,05

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

Ко

еф

иц

ие

нт

на

еф

ект

ив

на

та м

ас

а

Брой на отчетените форми в анализа

транслационна компонента

ротационна компонента

Фиг. NA.4.4.5. Коефициент на ефективната маса в зависимост от броя на включените в анализа форми: плътна линия – изследване за транслационната

компонента; прекъсната линия – изследване за ротационната компонента.

119

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

Mо

да

лн

и м

ом

ен

ти M

xи

Mq ,

[k

N.m

]

Форма номер

транслационно движение

ротационно движение

Фиг. NA.4.4.6. Модален огъващ момент в основата на кулата (за всяка от двайсетте форми): плътна линия – при действие само на транслационната

компонента на ускоренията в основата; прекъсната линия – при действие само на ротационната компонента на ускоренията в основата.

120

1260

1290

1320

1350

1380

1410

1440

1470

1500

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

Mа

кси

ма

ле

н м

ом

ен

т в

ос

но

ва

та, [

kN

.m]

Брой отчетени форми

транслационна + ротационна компонента

само транслационна компонента

Фиг. NA.4.4.7. Зависимост на максималния момент в основата на кулата от броя на включените в анализа форми: прекъсната линия – отчетена е само

транслационната компонента на сеизмичното въздействие; плътна линия –отчетени са транслационната и ротационната компоненти на сеизмичното

въздействие.

В заключение може да се каже, че за конкретния случай висшите форми имат малък принос върху крайния резултат и той може да се пренебрегне. От графиките се вижда, че практически са необходими 3 форми за отчитане на съвместното действие на двата вида компоненти на сеизмичното въздействие. Дори когато е изпълнено само едно от изискванията, посочени в точка 3.1(1) от БДС EN1998-6:2005, включването на ротационната компонента води до по-неблагоприятен резултат за огъващия момент в основата. Не е възможно да се направи обща препоръка за минималния брой необходими за анализа форми, тъй като той зависи от вида на конструкцията, типа на почвата, броя на транслационните и ротационните компоненти и т.н. Във връзка с това се препоръчва за всеки конкретен случай оценката за достатъчност на формите да се извършва чрез анализ, илюстриран с числения пример по-горе.

6.2.2. 3.1(1). Условия, при които ротационната компонента на движението на почвата трябва да се вземе под внимание.


3.1(1). Ротационната компонента на движението на почвата трябва да се вземе под внимание, ако са изпълнени следните 2 условия: височина на конструкцията, по-голяма от 80 m, при стойност на произведението agS > 0,25g.

121

За зони със стойност на произведението agS > 0,25g и височина на конструкцията, по-малка от 80 m, се извършва анализ за доказване на приноса на ротационната компонента към ефектите от въздействието.



За зони със стойност на произведението agS > 0,25g и височина на конструкцията, по-малка от 80 m, се извършва анализ за доказване на приноса на ротационната компонента към ефектите от въздействието. Дори когато е изпълнено само едно от тези две изисквания, включването на ротационната компонента води до по-неблагоприятен резултат за огъващия момент в основата. Препоръчва се за всеки конкретен случай оценката на приноса на ротационната компонента да се извършва чрез анализ, илюстриран с числения пример, приложен към обосновката на Приложение D (информационно).

6.3. ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Приети са всичките шест информационни приложения, като е дадена обосновка за всички тях.

Национално определени са 6 параметъра (условия, при които ротационната компонента на движението на почвата трябва да се вземе под внимание, долната граница на параметъра β на изчислителните спектрални стойности; коефициенти на значимост на мачти, кули и комини; допълнителни условия към дадените в 4.3.2.1(2), уточняващи приложимостта на метода на хоризонталното натоварване; парциални коефициенти на сигурност за материалите; коефициенти ν за намаляване на преместванията при гранично състояние с ограничаване на повредите).

Резултатите са представени в следващата таблица.

122



Част 6 Кули, мачти и комини

ОписаниеПродължи-телност

Краен срок за завършване


1.1(2)Информационни приложения A, B, C, D, E и F.

24 24

Информационно приложение А: Линеен динамичен анализ при отчитане на ротационните компоненти на движението на основата.

Разгледан е линеен спектрален анализ с включване на всички компоненти на сеизмичното въздействие –транслационни и ротационни, представени с еластични спектри на реагиране. Ротационните ускорения са свързани с вълновото движение при вълни на Rayleigh и Love. Ефектите от сеизмичните въздействия са комбинирани модално (по форми) и по компоненти. Модалното комбиниране е извършено по формулите CQC, комбинирането по компоненти – чрез SRSS. Ако модалното комбиниране също се извърши по правилото SRSS, е възможно обединяването на ефектите от въздействията в една обща формула, която е изведена.

Информационно приложение C: Взаимодействие почва – конструкция.

Oбсъжда се съвместен модел почва – конструкция с 2 вида подпирания: а) с неподвижни опори във всички контурни възли; б) с хоризонтално подвижни опори в страните му и неподвижни опори по дъното на масива. Като алтернатива на съвместния модел е посочен

123

опростен подход, подходящ за използване при корави почви. При този подход почвеният масив и конструкцията се разделят и се решават поотделно и независимо. Поддаваемостта на закрепването на конструкцията и силите на вътрешно съпротивление на почвения масив се отчитат с пружинни елементи и вискозни демпферни устройства. Илюстриран е начин за симулиране на ротационно движение на основата. Показано е как могат да се определят и използват в анализа двете основни характеристики на почвите – ефективният секущ модул на ъгловите деформации Geff и коефициентът на Поасон .

Информационно приложение D: Брой на степените насвобода и формите на трептене.

Направено е изследване за влиянието на отчетения брой форми върху ефектите от въздействието. В числения пример е отчетено и влиянието на включването на ротационната компонента на движението на основата. Препоръчва се за всяка конкретна конструкция оценката за достатъчност на броя форми да се извършва чрез анализ, подобен на показания.

3.1(1)

Условия, при които ротационната компонента на движението на почвата трябва да се вземе под внимание.

18 18

Условията, при които ротационната компонента на движението на почвата трябва да се вземе под внимание,са приети. Решен е пример с цел потвърждаване или коригиране на предложените критерии. Резултатите от примера показват, че при изпълнение на само едно от посочените две условия е необходимо да се извърши анализ за доказване на приноса на ротационната компонента към ефектите от въздействието.

Обсъждане на резултатите по част 6

1 6 Изготвяне на междинен отчет за част 6 в края на 2009.

124

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

125

Основните дейности и резултати от работата по задачата “Национални параметри за Ерокод 8 “Проектиране на строителни конструкции за сеизмични въздействия” в периода януари – ноември 2009 г., систематизирани по части, са както следва:

ЧАСТ 1. ПРОЕКТИРАНЕ НА КОНСТРУКЦИИ ЗА СЕИЗМИЧНИ ВЪЗДЕЙСТВИЯ:

Дефинирани са параметрите на сеизмичното въздействие за целите на Националното приложение към Еврокод 8, част 1, отчитайки спецификата на сеизмична зона Вранча за територията на северна България:

- определена е територията, за която трябва да се прилагат стойностите на граничните периоди за еластични спектри на реагиране, вид 3 (сеизмично огнише Вранча);

- определени са стойности на параметрите, описващи приетите еластични спектри на реагиране, вид 3 (сеизмично огнише Вранча) за хоризонтални и вертикални компоненти с използването три подхода: а) от записи на акселерограми на територията на България; б) статистическа оценка на средните стойностите на граничните периоди, изчислени от синтезирани аселерограми на земетресения със сеизмичен източник Вранча, получени от детерминистични оценки за скална земна основа, различни епицентрални разстояния и различни сценарии за три типа инженено-геоложки условия; в) статистическа оценка на средните стойностите на граничните периоди от вероятностни оценки на равномерен спектър.

Проведени са изследвания, числени решения и допълнителни анализи по следните параметри и клаузи: зони с “ниска сеизмичност” и “много ниска сеизмичност”; S, TB, TC иTD, дефиниращи формата на еластичните спектри на реагиране за хоризонталните компоненти на сеизмичното въздействие; avg, S, TB, TC и TD, дефиниращи формата на еластичния спектър на реагиране за вертикалната компонента на сеизмичното въздействие; коефициенти на значимост γI за сгради; нелинейни методи за сгради без сеизмична изолация в основата; гранична стойност на коефициента на значимост γI, свързана с позволеното използване на анализ на канструкциите с два равнинни модела.

За част от тях са възприети предложените в ЕС8.2 стойности на основата на съответните анализи и дискусии.

ЧАСТ 2. МОСТОВЕ:

Работната програма предвижда по част 2 на ЕС8 през 2009 година да започне и завърши работата по проучването и приемането на стойности, клаузи и/или изрази по шест национални параметри и да завърши работата от предходните етапи по три параметъра. В настоящия отчет за дадени резултати за петнадесет национални параметри поради това, че за някои от тях в предходните етапи не бяха определени окончателнио стойности и се наложиха допълнителни анализи и дискусии до достигане на крайното решение.

Конкретните дейности по отделните параметри са както следва:

126

1. Информационни приложения A, B, C, D, E, F, H и JJ - въз основа на критичен анализ на всяко от приложенията с доказване на полезността, а за някои и необходимостта, се предлага: да се приемат всички информационни приложения.

2. Класове на значимост за мостове - въз основа на анализ на водещи нормативни документи, на практиката на много страни и тази в България, се предлага да се даде описание на отделните класове по значимост. Счита, че на този етап това е по-удобно за проектантите. Дава се възможност на възложителите на проекти, по тяхна преценка да поискат в проектното задание осигуряване за по висок клас. След допълнителни дискусии е направено окончателното предложението за класовете на значимост.

3. Коефициенти на значимост за мостове - въз основа на анализ на нормативни документи и дискусии за съгласуване с другите части на Еврокод 8 се предлагат следните стойности: клас по значимост ІІІ - γI = 1.4; ІІ - γI = 1.0; І - γI =0.85.

4. Коефициент на завишена носеща способност 0 - от обстоен анализ за влиянието на качествата на материалите върху вероятността от вариации на носещата способност на сеченията се предлага да се приемат дадените в ЕС8.2 стойности, както следва: за стоманобетонни елементи γ0 = 1.35; за стоманени елементи γ0 = 1.25

5. Опростени методи за усилия от втори ред при линеен анализ – анализиран е изразът в ЕС 8.2; анализирани са формулите за определяне на моментите от втори ред, дадени в Наредба №07/2; анализирана е информацията в ЕС 8.1; приета е комбинация от ЕС 8.2:2002 и ЕС 8.2:2005 с цел премахване на съществуващото противоречие.

6. Допълнителен коефициент на сигурност за носеща способност на срязване γBd1 –проведени са допълнителни анализи и дискусии за обосновававе на предложението от втори етап - γBd1 = 1.30.

7. Алтернативи за определяне на допълнителен коефициент на сигурност γBd за носеща способност на срязване на дуктилни елементи извън пластичната става – предлага се алтернатива 2 - 1≤ γBd = γBd1.

8. Гранична стойност на изчислително сеизмично преместване за ограничаване на разрушаването на земната основа или насипа зад устоите, кораво свързани с връхната конструкция - проведени са числени решения за различни мостове; от анализа на резултатите са предложени стойностите на максималното преместване при сеизмична изчислителна комбинация за различните класове по значимост.

9. Контролен период TD на изчислителния спектъра на мостове със сеизмична изолация –предлага се използването на дефинирания в ЕС8.1, но не по-малък от основния период на неизолираната конструкция.

10. Коефициент за увеличаване на изчислителните премествания на изолаторите γIs - предлага се за IS да се приеме стойността от ЕС8.2 - 1.5.

11. Стойност на γm за еластомерни лагери – предлага се да се приеме препоръчаната в ЕС 8 стойност.

12. Стойности на коефициента δ - предлага се δ = 0.5.

127

13. Стойности за минимална температура на изолатори в изчислителна сеизмична ситуация – предложен е съответен аналитичен израз.

14. Коефициент λ за стандартни изолатори - предлагат се стойностите на λmax,fl и λ min,fl от приложение JJ на ЕС8.2.

ЧАСТ 3. ОЦЕНКА И УСИЛВАНЕ НА СГРАДИ:

В резултат на проведените изследвания, обсъждания и дискусии са направени предложения за всички национални параметри към част 3 на Еврокод 8 : 3 информативни приложения, 6 параметъра и една допълнителна информация относно метод за анализ, които са дадени в Таблица-Част3 .

При избора на национално определените параметри колективът, разработващ националното приложение, се е съобразявал с основните препоръки относно дефинирането, а именно, с проектирането с Еврокодовете да се осигурят целевите нива на сигурност на национално ниво и нивата на икономически разходи, които да са националноприемливи, като с оглед постигането на максимално възможна хармонизация с останалите Европейски страни, там, където е възможно, са избрани за национално определени параметри препоръчаните стойности NDPs, които са дадени в забележките към БДС ЕN1998-3:2005. Не е използвана дадената възможност в Еврокодовете там, където не е направен избор в Националното приложение, такъв избор да е в отговорностите на проектанта, имайки впредвид условията на проектиране и другинаредби на национално ниво.

Прилагането на тази част от Еврокод 8 /БДС ЕN1998-3:2005/ е свързано с необходимостта от извършване на различни по вид и обем дейности в бъдеще:

- научни изследавния – относно новите методи на анализ, особено подходящи при оценка и усилване на сгради за сеизмични въздействия, които се развиват с бързи темпове в последните години в най-напредналите страни в областта на сеизмичното осигуряване и главно в Европа ;

-изследвания /теоретични и експериментални/ свързани с прилагнето на нови материали за усилване;

-разработване на ръководства, помагала за обучение на студенти, докторанти и повишаване квалификацията на проектантите, занимаващи се с оценка и усилване на строителните конструкции.

ЧАСТ 4. СИЛОЗИ, РЕЗЕРВОАРИ И ТРЪБОПРОВОДИ:

Проведени са числени решения и анализи по определяне на следните параметри:

1. Максимална стойност на радиационното затихване за анализа на взаимодействието почва-конструкция, ξmax - предлагат се следните максимални стойности: в хоризонтално направление ξmax = 20%; във вертикално направление ξmax = 25%.

128

2. Стойности на φ за силози, резервоари и тръбопроводи – приемат се предлаганите стойности на коефициента φ (1 за пълен силоз, резервоар или тръбопровод и 0 за празен силоз, резервоар или тръбопровод).

3. Единично тегло на отделните твърди вещества в силозите при изчислителна сеизмична ситуация – стойностите за отделните твърди вещества в силозите за изследването им при сеизмично въздействие са систематизирани и представени в съответствие с EN 1991-4:2006.

4. Усилващ фактор за силите, които се предават от тръбопровода в стената на резервоара в областта на свързването му, за оразмеряване на областта с цел да остане в еластичен стадий за изискването за ограничаване на повредите - в резултат на извършената работа по набавяне, проучване, обобщаване на изискванията на утвърдени документи, третиращи напрегнатото и деформирано състояние в такъв тип връзка, и на изследванията за количествена оценка на стойността на този параметър посредством параметрично изследване със специално построен числен модел, се препоръчва приемане на предложената стойност 1.3.

5. Коефициент на увеличаване на проектната якост на тръбопровода за проверка че връзката на тръбопровода с резервоара няма да се провлачи преди самият тръбопровод при изискването за неразрушаване - в резултат на извършената работа по набавяне, проучване, обобщаване на изискванията на утвърдени документи, третиращи напрегнатото и деформирано състояние в такъв тип връзка и на изследванията за количествена оценка на стойността на този параметър посредством параметрично изследване със специално построен числен модел, се препоръчва приемане на предложената стойност: 1.3.

ЧАСТ 5. ФУНДАМЕНТИ, ПОДПОРНИ КОНСТРУКЦИИ И ГЕОТЕХНИЧЕСКИ АСПЕКТИ:

Основните резултати от проведените изследвания, анализи и дискусии са следните:

- приети са за използване всичките пет информационни приложения към част 5; дадени са допълнителни решения за реални строителни обекти, които дават разширена информация и показват обхвата на използване на приложенията;

- определени са три национални параметри (3.1(3) - частни коефициенти (γM) за свойствата на материала); 4.1.4(11)Р - горна граница на напреженията за склонност към втечняване (дефинирана е частта λ от критичното напрежение на срязване, предизвикано от сеизмичното въздействие, за което е известно, че ще настъпи втечняване) и 5.2(2)Р с) –редукция на максималното сеизмично ускорение с увеличаване на дълбочината от земната повърхност (определена е аналитична зависимост за фактора р, с който се умножава произведението αS).

ЧАСТ 6. КУЛИ, МАЧТИ И КОМИНИ:

Основните резултати от проведените изследвания, анализи и дискусии са следните:

129

1. Приети са всичките шест информационни приложения, като е дадена обосновка за това.

2. Национално определени са 6 параметъра:- условия, при които ротационната компонента на движението на почвата трябва да

се вземе под внимание; - долна граница на параметъра β на изчислителните спектрални стойности; - коефициенти на значимост на мачти, кули и комини;- допълнителни условия към дадените в 4.3.2.1(2), уточняващи приложимостта на

метода на хоризонталното натоварване; - парциални коефициенти на сигурност за материалите; - коефициенти ν за намаляване на преместванията при гранично състояние с

ограничаване на повредите).

Окончателните резултати от разработката са Националните приложения към шестте части на Еврокод 8, дадени в отделен свитък.

Прилагането на Еврокод 8 “Проектиране на строителни конструкции за сеизмични въздействия” е свързано с необходимостта от извършване на различни по вид и обем дейности в бъдеще:

- научни изследавния относно новите методи за анализ;

- теоретични и експериментални изследвания, свързани с прилагнето на нови видове материали;

- разработване на ръководства и помагала за обучение на студенти и докторанти и повишаване квалификацията на проектантите, работещи в областта на проектирането на строителни конструкции.

Национални параметри за Еврокод 8

Travel