jDK-UDC 05:625; ISSN 0017-2774 • LJUBLJANA, MAREC-APRIL-MAJ, 1994 • LETNIK XXXXIII • STR GRADBENI VESTNIK : 67-134 n n VIADUKT MOSTE NA ODSEKU AC HRUŠICA-VRBA, dograjen 1993 Franc ČAČOVIČ Lektor: Alenka RAIČ Tehnični urednik: Danijel TUDJINA Uredniški odbor: Sergej BUBNOV, Stane PAVLIN, Andrej KOMEL, mag. Jože BOŠTJANČIČ, mag. Ivan JECELJ, prof. dr. Miran SAJE Revijo izdaja Zveza društev gradbe­ nih inženirjev in tehnikov Slovenije, Ljubljana, Erjavčeva 15, telefon: 061/221-587. Žiro račun pri SDK Ljubljana 50101-678-47602. Tiska Tiskarna Tone Tomšič v Ljubljani. Letno izide 12 številk. Celoletna na­ ročnina za člane društev znaša 1890 SIT. Za študente in upokojence velja polovična cena. Naročnina za go­ spodarske naročnike znaša 21.000 SIT, za inozemske naročnike 100 US $. Revija izhaja ob finančni pomoči Mi­ nistrstva za znanost in tehnologijo, Zavoda za raziskavo materiala in konstrukcij Ljubljana, Fakultete za arhitekturo, gradbeništvo in geodezi­ jo, Univerze v Ljubljani in Tehniške fakultete, OG Gradbeništvo, Uni­ verze v Mariboru. V naročnini je vštet 5 % prometni davek. Članki, študije, razprave Articles studies, proceedings Poročila - Informacije Reports - Information Poročila Fakultete za arhitekturo, gradbeništvo in geodezijo Univerze v Ljubljani Proceedings of the Department o f Civil Engineering University, Ljubljana Novosti - Gradbeništvo Tehniška fakulteta Univerza v Mariboru C ivil Engineering News University in Maribor Informacije Zavoda za raziskavo materiala in konstrukcij Ljubljana Institute fo r testing and research in materials and structures Ljubljana GRADBENI VESTNIK GLASILO ZVEZE DRUŠTEV GRADBENIH INŽENIRJEV IN TEHNIKOV SLOVENIJE ŠT. 3-4-5 • LETNIK 43 • 1994 • ISSN 0017-2774 V S E D I R I A - C O N T E A I T S Matjaž Mikoš: FLUVIALNA ABRAZIJA V PRODONOSNIH VODOTOKIH - I. DEL: TERENSKO RAZISKOVANJE PROCESOV IN NJIHOV MATEMATIČNI OPIS ....................... 68 FLUVIAL ABRASION IN GRAVEL-BED RIVERS - PART I: FIELD INVESTIGATION OF THE PROCESSES AND THEIR MATHEMATICAL DESCRIPTION Jože Panjan: OSNOVE PROCESA ZGOŠČEVANJA SUSPENDIRANIH DELCEV PRI ČIŠČE­ NJU KOMUNALNIH ODPADNIH VOD ................................................................... 77 THE PROCESS OF THICKENING OF SUSPENDED PARTICLES IN TREATMENT OF WASTE WATER Bojan Grm: KONTROLA DIMA IN TOPLOTE V PRIMERU POŽARA ..................................... 86 SMOKE AND HEAT CONTROL Gorazd Humar: LEPOTE IN SKRIVNOSTI PORUŠENEGA STAREGA MOSTU ČEZ NERETVO V MOSTARJU (1566-1993) ........................................................................................ 97 Gorazd Humar, Borut Gostič: STALIŠČA ZVEZE DRUŠTEV GRADBENIH INŽENIRJEV IN TEHNIKOV DO ODPRTIH PROBLEMOV GRADITELJSTVA .......................................................... 104 Jaš Žnidarič, Gojmir Černe: STROKOVNI ODBOR ZA GRADITELJSTVO ......................................................... 105 Tone Sagadin: ZAKONODAJA, TEHNIČNA REGULATIVA IN STANDARDIZACIJA NA PODROČJU GRADBENIŠTVA ............................................................................... 106 Jože Lopatič: NAPOVED ČASOVNO ODVISNEGA OBNAŠANJA VIADUKTA »REBER« ........ 109 PREDICTION OF THE TIME DEPENDENT BEHAVIOUR OF THE REBER VIA­ DUCT Stojan Kravanja, Branko Bedenik, Zdravko Kravanja: MINLP OPTIMIRANJE MEHANSKIH STRUKTUR - II. del: MINLP OPTIMIRANJE ZAPORNICE INTAKE GATE, ASWAN ............................ 119 MINLP OPTIMIZATION OF MECHANICAL STRUCTURES PART II: MINLP OPTIMIZATION OF INTAKE GATE STRUCTURE, ASWAN Branka Zatler-Zupančič, Ana Mladenovič: ALKALNA REAKCIJA V BETONU .......................................................................... 125 ALKALI REACTION IN CONCRETE FLUVIALNA ABRAZIJA V PRODONOSNIH VODOTOKIH — L DEL: TERENSKO RAZISKOVANJE PROCESOV IN NJIHOV MATEMATIČNI OPIS UDK 627.131:556.536 MATJAŽ MIKOŠ P O V Z E T E I ......~ ~ - ■ Fluvialna abrazija, sklop mehanskih procesov drobljenja, krušenja in obrusa, ki nastopajo pri prodnem premiku v naravnih vodotokih, je sestavni del dolvodne drobnitve zrnavosti prodnatih plavin. Razume­ vanje in vrednotenje teh procesov je pomemben sestavni del numeričnega simuliranja premeščanja prodnatih plavin v naravnih vodotokih. Celotni proces dolvodne drobnitve se lahko relativno enostavno in zanesljivo meri v naravi. Problemi nastopijo, ko moramo pri vrednotenju pojavov fluvialne abrazije le-te ločiti od ostalih procesov dolvodne drobnitve, predvsem selektivnega premeščanja plavin. Spremljanje pojavov fluvialne abrazije je možno v naravi in v laboratoriju. V tem delu prispevka so najprej povzeta glavna spoznanja o dolvodni drobnitvi prodnatih plavin. Temu sledijo možnosti terenskega raziskovanja procesov fluvialne abrazije in njihov matematični opis. Za uporabo v praksi sta predlagana dva eksponentna modela fluvialne abrazije. Povzeti so najpomembnejši sklepi, ki veljajo za slovenske vodotoke. FLUVIAL ABRASION IN GRAVEL-BED RIVERS - PARTI: FIELD INVESTIGATION OFTHE PROCESSES ANDTHEIR MATHEMATICAL DESCRIPTION S U M M A R V ^ The different mechanical impacts of running water in natural watercourses, like breakage, chipping and abrasion, together called very generally fluvial abrasion, is a part of downstream fining of gravel sediments. Understanding and evaluation of these processes are a very important part of numerical simulation of sediment transport in natural gravel-bed watercourses. Downstream fining can be relatively easily and trustfully measured in nature. The problem arises when the processes of fluvial abrasion should be separated from the other processes of downstream fining, especially from selective transport. We can observe the processes of fluvial abrasion in nature and in a laboratory. In the first part of the contribution, the today understanding of the processes of downstream fining of gravel sediments is given. Further the possibilities of field investigations on the processes of fluvial abrasion and their mathematical description are given. For practical applications two exponential models of fluvial abrasion are proposed. Most valuable conclusions concerning Slovene watercourses are aiv»n 1 Avtor: Dr. Matjaž Mikoš, dipt. inž. gradb. Hidrotehnična smer FAGG Univerza v Ljubljani 1. UVOD Dolvodne spremembe oblike in zaobljenosti zrn plavin ter njene zrnavostne in petrografske sestave ali skrajšano - dolvodna drobnitev plavin je znan pojav v prodonosnih vodotokih. Začetki inženirskega razumevanja tega pojava segajo vsaj v prejšnje stoletje, ko je Darcel leta 1857 opravil terensko raziskavo na reki Seine v Franciji [Darcel]. Tem raziskavam je sledil poskus Sternberga opisati zako­ nitost procesa matematično v tedanjemu času primerni obliki [Sternberg]. Po njem imenovani zakon predpisuje eksponentno zmanjšanje teže posameznega zrna plavin v odvisnosti od razdalje vzdolž vodnega toka, predpostav­ ljajoč konstantni premosorazmerni faktor, imenovan koe­ ficient zmanjšanja teže. Zgodnje terenske kot tudi labora­ torijske raziskave fluvialne abrazije plavin so Sternbergov zakon potrdile. Tako so bili hidravlični inženirji v prvih desetletjih tega stoletja prepričani, da je fluvialna abrazija - mehanski procesi zmanjševanja velikosti zrn plavin - najpomembnejši vzrok dolvodne drobnitve plavin [Petti- john, str. 514; Knighton 1984, str. 78; Stückrath, str. 113]. Zato je Sternbergova enačba, originalno razvita kot zakon zmanjšanja, bila na splošno sprejeta kot zakon fluvialne abrazije in namesto originalno predvidenega koeficienta zmanjšanja teže je bil vpeljan koeficient abrazije. Pri tem ponavadi pojem fluvialne abrazije izraža procese zmanj­ šanja velikosti plavin zaradi karšnihkoli vrst mehanskih procesov: drobljenja, krušenja in obrusa. Pojem abrazija - abrazivna obraba ali kratko obrus - pa izraža proces izgube materiala s površine zrna plavin zaradi trenjskih ali trčnih sil pri medsebojnem dotiku zrn pri prodnem premiku. Stopnje abrazije v obširnih abrazijskih poskusih, izvedenih v krožnem žlebu [Kuenen 1955; 1956], so bile veliko manjše kot v naravi, zato ne morejo biti pripisane samo učinkom fluvialne abrazije. Tako se je poskušalo na različne načine razložiti to odstopanje in napačno sklepa­ nje, da je Sternbergov zakon »odpovedal«. Ker so bile stopnje zmanjšanja velikosti oziroma teže plavin, merjene v laboratoriju, bistveno manjše od tistih, merjenih v naravi, so raziskovalci v glavnem poskušali to razliko pripisati drugim procesom in ne samo fluvialni abraziji. Opisani so bili drugi pomembni procesi, npr. samodrobljenje proda v času zelo redkih, a intenzivnih poplav [Bretz] in [Pittman in Overshine], preperevanje na prodiščih zaradi zmrzova­ nja [Krapf], spiranje in odnašanje ter hiter razpad prepe­ relih plavin, začasno odloženih v poplavnih ravnicah [Bradley], ali selektivno spiranje in premeščanje, ki pov­ zroča dolvodno razvrščanje plavin [Plumey] ter [Bradley et al.]. Različni modeli razvrščanja plavin [Rana et al.] in [Troutman] so dali podobne eksponentne izraze zmanjša­ nja velikosti zrn plavin vzdolž toka, kakor so bili predvideni v primeru izključnega delovanja fluvialne abrazije. Ker se oba mehanizma dolvodne drobnitve izražata eksponen­ tno, je bil predviden enoten eksponentni zakon zmanjša­ nja teže oziroma zmanjšanja velikosti zrn plavin [Church in Kellerhals]. Koeficient zmanjšanja tako predstavlja vsoto obeh delujočih faktorjev, to je fluvialne abrazije in selektivnega premeščanja, katerih relativna pomembnost se vzdolž toka spreminja. To je praktično enako rehabili­ taciji Sternbergovega zakona, originalno predvidenega kot zakon dolvodne drobnitve in ne le fluvialne abrazije. številne terenske raziskave so pokazale omejeno uporab­ nost Sternbergovega zakona, ker stopnje zmanjšanja niso bile stalne vzdolž vodotokov. Na odsekih vodotokov v povirjih voda, kjer so dotekajoče plavine ponavadi grobe in robate, so bile izmerjene visoke in spreminjajoče se stopnje zmanjšanja [Adams], veliko višje kot njihove povprečne vrednosti v spodnjem toku istega vodotoka [Mikoš 1983]. Druga nezveznost naj bi bila neposredna posledica nezveznosti v zrnavosti plavin, ugotovljena med prodonosnimi vodotoki s prevladujočim, v glavnem bimo- dalnim prodom, in peskonosnimi vodotoki s prevladujočim, v glavnem enomodalnim peskom [Yatsu]. Velike razlike so bile tudi ugotovljene med različnimi okolji, z največjimi stopnjami zmanjšanja na naplavnih vršajih, srednjimi stopnjami v vodotokih, in najnižjimi stopnjami v razvejenih strugah [Pettijohn str. 513]. Sternbergov zakon fluvialne abrazije naj bi celo zavrnili [Scheidegger], ker so relativne stopnje abrazije odvisne od velikosti zrn plavin [Kuenen 1956 - str. 347], Pred kratkim so procesi fluvialne abrazije plavin ponovno zbudili pozornost. Naj si bo to zaradi prekinjajoče narave premeščanja plavin in razlike med abrazijo premikajočih se in mirujočih zrn [Stelczer] ali pa zaradi novega meha­ nizma abrazije - abrazije na mestu - kot posledice vibracij zrn, izpostavljenih združenemu delovanju dvižnih in vleč­ nih sil [Schümm in Stevens]. Ta mehanizem je bil na nek način potrjen s fenomenom oblikovanja skoraj okroglih prodnikov z obrusom prvotno robatih - oglatih skalnih okruškov v umirjevalnih bazenih pregrad [Prokopovich]. Najnovejši pristop [Parker 1991 a; 1991b] upošteva teorijo saltacije zrn plavin [Wiberg in Smith], ki predvideva, da je saltacija prevladujoč način premeščanja rinjenih plavin. Dandanes velja splošno prepričanje, da na dolvodno drobnitev plavin vplivajo naslednji procesi različne rela­ tivne pomembnosti: fluvialna abrazija, selektivno preme­ ščanje, fizikalno in kemično preperevanje kakor tudi dotok plavin iz zaledij ter spiranje starih odkladnin zaradi bočne ali globinske rečne erozije. Glavni problem ni več »iska­ nje« novih vzrokov, temveč določitev relativne pomemb­ nosti znanih vzrokov v posamični terenski situaciji. Da vprašanje ustreznega koeficienta abrazije ni le akadem­ sko vprašanje, naj pokaže naslednja primerjava, ki ne upošteva nikakršnih učinkov selektivnega premeščanja plavin: ob predpostavljanju koeficienta abrazije aw = 0,05/km se obrusi 92% prodnatih plavin, preden prepotu­ jejo 50 km, ob predpostavljanju koeficienta abrazije aw = 0,01/km, pa se obrusi le 40% teh istih plavin. Koeficient abrazije je torej pomembna vhodna količina pri numerič­ nem simuliranju premeščanja prodnatih plavin, ki pred­ stavlja najpomembnejšo neposredno uporabo koeficien­ tov abrazije. 2. VZORČEVANJE PRODNATIH PLAVIN Grobe plavine, ki jih premeščajo vodni tokovi, se na splošno v dolvodni smeri drobnijo. Njihove spremembe se lahko povzamejo kot spremembe v: - obliki zrn plavin (opisovalcev njihove oblike, zaoblje­ nosti in površinske teksture), - zrnavosti plavin (njenih statističnih parametrov - mo­ mentov: srednja vrednost, varianca, koeficient asimetrije, koeficient sploščenosti...) in - petrografski sestavi plavin. V nadaljevanju bodo obravnavane le zrnavostne spre­ membe, ki so za vodarsko prakso tudi najpomembnejše. Natančnost terenske raziskave procesov fluvialne abrazije in z njo povezanih zrnavostnih sprememb je v veliki meri odvisna od poteka vzorčevanja prodnatih plavin v dnu vodotoka. Pomembna je izbira ustreznega mesta in na­ čina odvzema, število in velikost vzorcev ter preračun različnih načinov ovrednotenja. 2.1. Mesto odvzema Napake pri odvzemu in sama naravna spremenljivost sestave plavin vzdolž kratkih odsekov lahko onemogočijo določitev kakršnegakoli sistematičnega trenda v dolvodni smeri. Lokalno so plavine v dnu struge bolj grobe od povprečja, kadar sposobnost toka zaradi zoženega preč­ nega prereza ali naraščajočega pretoka pri konstantnem padcu dna struge naraste, in drobnejše od povprečja, ko se struga razširi in vodni tokovi razlijejo. Končno otežuje celotno sliko odnašanje plavin zaradi spodkopavanja brežin ali poglabljanja dna ter dotok svežih plavin iz stranskih pritokov [Troutman], tako da se homogenost plavin dolvodno od stranskega pritoka zmanjša [Knighton 1980]. To so glavni vzroki, zakaj je možno v nekaterih terenskih situacijah celo opazovati dolvodno naraščanje velikosti plavin [Hack] in [Brush]. Temu se je možno izogniti tako, da se analiza zrnavosti plavin opravi vzdolž odsekov, kjer prevladujejo enakomerne hidravlične lastno­ sti, npr. med večjimi sotočji. Raziskave selektivnega premeščanja, ki so v teku [Hunziker], kažejo, da močno zaprojevanje strug lahko spremljajo procesi selektivnega premeščanja plavin. V primeru močnih učinkov sortiranja se koeficienti zmanjšanja ne morejo ujemati s koeficienti abrazije. Potrebno je torej najti odsek vodotoka, kjer se lahko fluvialna abrazija privzame kot prevladujoč vzrok dolvodne drobnitve rinjenih plavin in ki naj bo zadostne dolžine, da se lahko zmerne stopnje abrazije merijo dovolj natančno. Pri izboru odseka je potrebno biti zelo previden, saj na pogled ravnovesni odsek vodotoka še ne zagotavlja večje relativne pomembnosti procesov fluvialne abrazije od procesov selektivnega premeščanja. Glavni razlog je dejstvo, da večje aluvialne reke predstavljajo velik zadrže­ valnik plavin [Jaeggi str. 51-52 in str. 70-82], katerega zanemaritev lahko vodi k precenitvi stopenj fluvialne abrazije. Obenem je numerično simuliranje premeščanja plavin pokazalo, da počasne in majhne spremembe pro­ filov rečnega dna niso nikakršen dokaz njihove stabilnosti [Hunziker in Jaeggi]. Počasna gibanja so v naravi nekaj običajnega in pogosto nikakršen znak absolutne stabilno­ sti. 2.2. Način odvzema vzorca Natančni opis načina odvzema daje literatura [Kellerhals in Bray], povzeta v [Mikoš 1989b]. Za potrebe terenske raziskave prodnatih plavin s poudarkom na študiju proce­ sov fluvialne abrazije, je možno odvzeti naslednje vzorce: številčne ploskovne vzorce q * " najbolj grobih zrn, raz­ lično grobe številčne linijske vzorce q \;** krovnega sloja dna struge in težnostne prostorninske vzorce p r pod­ lage. 2.3. Število in velikost vzorcev Lokalno spremenljivost prodnatih plavin ponavadi razisku­ jemo tako, da odvzamemo več ustrezno velikih vzorcev plavin, ki odražajo lokalne lastnosti plavin in da ločeno analiziramo posamezne vrste kamnin [Church in Keller­ hals]. Glede ustrezne velikosti vzorcev je bilo že veliko napisanega [Kellerhals in Bray], [Anastasi] in [Gale in Hoare], tudi o lastni slovenski praksi [Mikoš 1989b]. 2.4. Preračun različnih načinov ovrednotenja Glavni namen preračunov je poenotiti rezultate različnih načinov odvzema vzorca plavin in njihovega ovrednotenja. Vsak vzorec plavin naj bi bilo mogoče ne glede na način njegovega odvzema izraziti v isti obliki. Pri tem odloča običajno najpogosteje uporabljana težnostna razporeditev zrnavosti, rezultat sejalne analize. Za preračun različnih načinov ovrednotenja vzorcev rinjenih plavin obstaja več metod, povzetih v delih [Anastasi], [Fehr] in [Kellerhals in Bray], Prikaz uporabe tukaj predlagane Anastasijeve me­ tode je podan tudi v [Mikoš 1988; 1989b]. V postopku preračuna po Anastasiju se najprej določi številčna raz­ poreditev zrnavosti za vsak linijski qL" in ploskovni vzorec krovnega sloja q Nato se uporabi model za preračun take zrnavostne razporeditve v ustrezno težnos- tno razporeditev, katere rezultat so tim. preračunani prostorninski vzorci p vr Težnostne razporeditve zrna­ vosti na terenu odvzetih prostorninskih vzorcev podlage p y‘ so ponavadi določene neposredno s pomočjo sejalne analize. Temu sledi izračun odločujočih zrn vzorcev, izraženih kot aritmetično srednje zrno njihove razporeditve zrnavosti. Nato je potrebno izbrati ustrezen matematični model fluvialne abrazije in vanj vstaviti odločujoča zrna odvzetih vzorcev. 3. MATEMATIČNI OPIS FLUVIALNE ABRAZIJE Podani so le trije modeli, ki so v prispevku neposredno omenjeni, popolnejši pregled je podan v [Mikoš 1993b]. Sternberg (1875) je bil prvi, ki je zapisal zakon fluvialne abrazije v matematični obliki: dw = - aw w ds ... [kg] (1) kjer je w [kg] teža zrna plavin, ds [km] inkrement dolžine premeščanja in aw [-/km] materialna konstanta, funkcija specifične teže in odpornosti zrna proti obrabi. Integracija enačbe (1) da: w = w0e~a“s ...[kg ] (2) kjer je w0 [kg] začetna teža zrna plavin v začetni točki s = 0 , w [kg] teža tega zrna pri razdalji s [km] dolvodno in aw [-/km] koeficient zmanjšanja teže. Church in Kellerhals (1978) sta matematični izraz za dolvodno drobnitev v prodonosnih vodotokih izrazila kot spremembo teže odločujočega zrna plavin: W = w0e~a”s . . . [ k g ] (3) Če predpostavimo, da prispevata k drobnitvi dva osnovna mehanizma: fluvialna abrazija in selektivno premeščanje, in upoštevajoč, da se vsaka od obeh komponent obnaša eksponentno, se lahko enačba (3) preoblikuje v: w = w 0e - { a M 2 ) s . . . [ k g ] (4) kjer predstavlja aw1 [-/km] komponento fluvialne abrazije in aw2 [-/km] komponento selektivnega premeščanja. Če se v določeni študiji da prednost opisu spremembe zrnavosti plavin pred opisom zmanjšanja njihove teže, se lahko eksponentni zakon iz enačbe (4) preoblikuje v: d = d0e~ajS . . . [ m m ] in a d ~ ~ ^ ... [ - /k m ] (5) če se lahko predpostavi, da sta oblika zrn plavin in njihova gostota stalni. Tukaj predstavlja ad [-/km] koeficient spre­ membe zrnavosti. Mikoš (1983) je opravil abrazijske poskuse v betonskem mešalcu z različnimi mešanicami plavin teže prek 100 kg in nato predpostavil model fluvialne abrazije: d = dee -(ko+ *V' 2̂)5' [m m ] (6 ) kjer predstavlja x0 [-/km] komponentno obrusa, enako­ vredno Sternbergovemu koeficientu, x1 [-/km] kompo­ nento krušenja, x2 [-] je indeks, kako hitro upada kompo­ nenta krušenja, de [mm] je velikost zrn plavin na samem začetku procesov fluvialne abrazije in d [mm] je velikost zrn plavin v oddaljenosti s ’ [km] od izvorov plavin. Pona­ vadi se procesov fluvialne abrazije ne da slediti od samega začetka, to je direktno od izvorov plavin, temveč šele v neki oddaljenosti s0 [km], ko se velikost zrn plavin zmanjša od de na d0. Po uvedbi nove razdalje s = s ’ - s0 v enačbo (6) se model spremeni v: (7) , , t \ a , - ( ko+ 'v '- * 2 )* d { s ) - d ee = « o e ...[mm] j / \ J - ( * b + ' T i ( W ' C 2 ).s d ( s ) = d0e ... [m m ] (8) kar je način opisa fluvialne abrazije, kjer koeficient zmanj­ šanja velikosti zrn plavin upada z oddaljenostjo od povirij voda. 4. MODELI FLUVIALNE ABRAZIJE ODLOČUJOČEGA ZRNA 4.1. Enoparametrski eksponentni model fluvialne abrazije Enostaven eksponentni model fluvialne abrazije s kon­ stantnim koeficientom spremembe zrnavosti [Čhurch in Kellerhals], podan v enačbah (4) in (5), nadomesti celotno zrnavostno mešanico plavin z njenim odločujočim zrnom. Ob uporabi takega modela fluvialne abrazije se kmalu postavi vprašanje, ali lahko sprememba zrnavosti meša­ nice plavin zaradi abrazijskih procesov, izražena s spre­ membo odločujočega zrna, ustrezno opiše masne izgube mešanice ali ne. Obširna teoretična analiza [Mikoš 1993a] je pokazala, da preračun koeficienta zmanjšanja teže aw [-/km] v koeficent spremembe zrnavosti ad [-/km] po enačbi: aw = 3 ad '•••'. [-/km] (5) strogo gledano velja le za posamezno zrno plavin. V primeru mešanic plavin in nujne diskretizacije zrnavosti z namenom, da se določi sprememba zrnavosti, pa veljajo za različna sejalna razmerja R naslednji izrazi: zaR = (2 ) 1 : a'w «1 .20 ad ( l - a'w s) ... [-/km] (9) za R = (V 2 ) ': a'w « 1.53 ad ( \ - a 'w s)... [-/km] (10) zaR = (V 2 ) *: a'w * 2.24 ad ( l - a 'w s ) ... [ - /k m ]( ii) kjer je s [km] dolžina odseka vodotoka, na katerem je bil določen koeficient spremembe zrnavosti ad [-/km], [-/km] pa je sedaj stopnja zmanjšanja teže zrn plavin. Terenske meritve spremembe zrnavosti rinjenih plavin je torej potrebno preračunati v dejanske masne izgube po eni od navedenih enačb. Predlagani model je bil uporabljen v konkretni terenski situaciji. V okviru obširnejše laboratorijsko-terenske raz­ iskave fluvialne abrazije prodnatih plavin reke Alpski Ren (Švica) je bila opravljena terenska raziskava na njegovem približno 42 km dolgem odseku. O podrobnostih te raz­ iskave glej literaturo [Mikoš 1993a; 1993b]. Za določeva­ nje koeficienta spremembe zrnavosti s pomočjo odločujo­ čih srednjih zrn odvzetih terenskih vzorcev plavin je bil uporabljen enoparametrski eksponentni model s konstant­ nim koeficientom spremembe zrnavosti [Church in Keller­ hals] : d = d 0e~“dS ...[cm ] (5) Gölz in Tippner (1985) sta določila koeficient abrazije kot prostorninsko oziroma masno izgubo prodnatih plavin, in sicer s pomočjo študije sprememb petrografske sestave plavin vzdolž vodotoka. Metoda tukaj ni podrobneje pov­ zeta, za njeno uporabo glej [Gölz in Tippner] ali [Mikoš 1993b]. ob upoštevanju pravilnega preračuna koeficienta spre­ membe zrnavosti v stopnjo zmanjšanja teže (za uporab­ ljeno sejalno razmerje): zaR = (V 2 1.53 ad (l -a 'w s)... [-/km] (10) V slovenski prostor lahko prenesemo nekatere pomembne sklepe terenske raziskave, povzete v poglavju 5. Koeficiente abrazije v enoparametrskem modelu fluvialne abrazije je možno določiti tudi z raziskavo sprememb petrografske sestave plavin vzdolž raziskovanega odseka [Gölz in Tippnerj]. Odvzeti vzorci plavin morajo biti ustre­ zno veliki, zato pridejo v poštev verjetno le težnostni prostorninski vzorci podlage in njihova petrografska sesta­ va. Določitev petrografske sestave je tako zelo zamudna. Obenem lahko dolvodne spremembe petrografske se­ stave plavin povzroči ne le fluvialna abrazija, temveč tudi selektivno premeščanje zrn ali pa dotok plavin. Zato je tak način določanja koeficienta abrazije le pogojno upora­ ben v praksi. 4.2. Štiriparametrski eksponentni model fluvialne abrazije Pomanjkljivost enoparametrskega eksponentnega mo­ dela je v njegovi slabši prilagodljivosti na pestre terenske razmere. Tako je bil na podlagi laboratorijskih raziskav [Mikoš 1993cj predložen nov model odločujočega zrna, kjer koeficient zmanjšanja teže ni več konstanten, temveč opisan z eksponentnim modelom obrabe [Mikoš 1993a; 1993b], kot je to bilo predlagano že prej [Mikoš 1983]. Od obeh eksperimentalno ugotovljenih odvisnosti linear­ nih stopenj obrusa, podrobneje opisanih v drugem delu tega prispevka [Mikoš 1993c], namreč odvisnosti od velikosti zrn plavin in razdalje brušenja, se v modelu lahko upošteva le zadnja. Model ima 4 parametre, ki jih je potrebno vsakokrat določiti (glej diagram 1). Njegova uporaba je primerna in enostavna [Mikoš 1993c]. Osnovo tvorijo koeficienti zmanjšanja teže aw, podani za razne vrste kamnin v [Schoklitsch 1933, str. 352-354]. Scho- klitsch je opravil abrazijske poskuse v bobnastem mlinu s samo enim preskušancem naenkrat in ugotovil velikos­ tno neodvisnost obrabe zrn zaradi trkov. Linearna stopnja obrabe (dr/dt) [mm/km] se lahko nato določi iz eksperi­ mentalnih rezultatov Schoklitscha [Mikoš 1993b]: 2>( d r } 3 A r n , = - K r . ..[ - /k m ] (16) r in ker za obrabo ob trku velja A = 1 , je potem konstanta x (-/km) v izrazu za linearno stopnjo obrabe: V d t j ...[-/km ] (17) Upoštevajoč enačbi (5) in (13) se lahko konstanta x [-/ km] neposredno uporabi kot koeficient spremembe zrna- vosti ad [-/km] in izraz za spremembo zrnavosti prodnatih plavin v primeru obrabe ob trku je: d = d0e ** - d0e °dS ... [mm] (18) Schoklitsch je podal dve različni vrednosti za vsako vrsto kamnine: za fazo krušenja (orig, scharfkantige Bruch­ stücke) aw_k in za fazo obrusa (orig. runde Geschiebe) aw_0 [Schoklitsch 1933]. Razlike med obema vrednostima so bolj majhne, na splošno manjše od faktorja 2. V nasprotju z eksperimentalnimi rezultati Schoklitscha lahko pričakujemo, da so koeficienti zmanjšanja v fazi krušenja na samem začetku abrazijskega procesa tudi do desetkrat višji od koeficientov zmanjšanja v čisti fazi obrusa. To kažejo tudi drugi eksperimentalni rezultati [Mikoš 1993a, 1993b; Kuenen 1956, sl. 14, str. 354], Torej je zelo pomembno, da, kadar uporabljamo Schoklitscheve koefi- cente, uvedemo njihovo distančno odvisnost. Način, kako to naredimo, je odvisen od tega, ali imamo dodatne eksperimentalne podatke o koeficientih abrazije ali ne (gelj diagram 1). 5. SKLEPI Za opisovanje procesov fluvialne abrazije v prodonosnih vodotokih lahko uspešno uporabljamo model fluvialne abrazije odločujočega zrna. Pri tem naj od obeh predlaga­ nih eksponentnih modelov dobi prednost štiriparametrski model (glej diagram 1). S tem modelom lahko upoštevamo odvisnost linearne stopnje obrabe zrn plavin od razdalje premeščanja v vodnih tokovih. Če za določeno terensko študijo o fluvialni abraziji ni na voljo lastnih eksperimental­ nih podatkov o koeficientih in stopnjah zmanjšanja teže, potem se lahko v predlaganem štiriparametrskem modelu uporabi eksperimentalno delo Schoklitscha (glej diagram 1)- Če odvzamemo več vzorcev rinjenih plavin, lahko s pomočjo modela fluvialne abrazije določimo tudi več koeficientov abrazije. Katere tako določene vrednosti naj se uporabljajo ? V vsakem primeru se je potrebno omejiti na odsek, kjer igra fluvialna abrazija pomembno vlogo. Linijski vzorci krovnega sloja q \’* so lahko prevladujoče določeni s procesi selektivnega premeščanja (dolvodno zmanjševanje velikosti maksimalnega zrna in predvsem navpično sortiranje) in se tako ne morejo neposredno uporabiti za študijo fluvialne abrazije. Če bi bilo tako, bi bil to čisti slučaj. Linijski vzorci naj bodo najprej preraču­ nani v prostorninske vzorce p(v. Pri tem je potrebno vedeti, da so preračunani prostorninski vzorci zelo občutljivi na »razumski« izbor parametrov preračuna in jih moramo zato uporabljati previdno. To je lahko vzrok, da koeficient zmanjšanja za preračunane prostorninske vzorce zelo odstopa od koeficienta, določenega za prostorninske vzorce, odvzete na terenu p f . Tako se zdi, da naj se za potrebe terenskih študij o fluvialni abraziji uporabljajo samo prostorninski vzorci podlage, ki lahko edini ustrezno odražajo petrografsko in zrnavostno pestrost plavin. Tako lahko zaključimo, da naj bodo osnova vsake teren­ ske raziskave fluvialne abrazije t. i. stopnje zmanjšanja teže a„, preračunane iz spremembe zrnavosti prostornin- skih vzorcev plavin p^', odvzetih na takem odseku vodo­ toka, kjer je selektivno premeščanje majhne intenzitete in kjer se lahko sprememba zrnavosti plavin meri s pomočjo sejalne analize. V hudournikih, ki spirajo in odnašajo sproščene zemljine, so procesi selektivnega premeščanja kljub istočasni veliki intenziteti fluvialne abrazije zelo pomembni in pogosto prevladujoči. Tako je možno teren­ ske raziskave fluvialne abrazije, ki bi dale zanesljive podatke o dejanskih masnih izgubah plavin in spremembi njene zrnavosti, opraviti v bolj umirjenih odsekih srednjega toka vodotokov. Ti odseki naj bi bili ob vrednostih stopenj ali zaprojevanja. Ker je takih odsekov na slovenskih zmanjšanja teže okoli 0,01/km vsaj nekaj 10 km dolgi, v prodonosnih vodotokih bolj malo, postaja toliko bolj po- glavnem enakomernih hidravličnih lastnosti, brez pomem- membno laboratorijsko raziskovanje procesov fluvialne bnejših dotokov plavin in brez močnih vplivov poglabljanja abrazije, ki mu je namenjen drugi del prispevka. Diagram 1: Model fluvialne abrazije odločujočega zrna - za prodonosne vodotoke m = m 0e ... [k g ] . . . ( 1 2 ) d = d 0e~ adS ... [m m ] ... (1 3 ) m0 [k g ] in d 0 [m m ] s ta m a sa in a r i tm e tič n o s re d n je z rn o r in je n ih p la v in n a razd a lji s = 0 m [k g ] in d [m m ] s ta m a s a in a r itm e tič n o s re d n je z rn o is tih p lav in p o p re m e s titv i z a a b ra z ijsk o ra z d a ljo s [k m ] a w [ - /k m ] j e k o e f ic ie n t z m a n jša n ja te ž e a d [ - /k m ] j e k o e f ic ie n t sp re m e m b e z rn a v o s ti a d { s ) = K Q + K x{ s + s o y K2 . . . [ - /k m ] . . . ( 1 5 ) k0 [ - /k m ] p re d s ta v lja k o m p o n e n to o b ru s a k j [ - /k m ] p re d s ta v lja k o m p o n e n to k ru š e n ja k 2 H Je in d ek s , k a k o h itro iz z v e n i k o m p o n e n ta k ru š e n ja s + s0 [k m ] j e o d d a lje n o s t o d g lav n ih iz v o ro v p lav in I. e k sp e r im e n ta ln e v re d n o s ti n iso n a v o lio - v d e lu [S c h o k litsc h 19 3 3 , t a b . l ; s tr .3 5 2 -3 5 4 ] p o išč i u s t re z n o v rs to k a m n in e - z a fa z o o b ru sa (o r ig . ru n d e G e sc h ie b e ) p o d a n e v re d n o s ti k o e fic ie n ta z m a n jša n ja te ž e v stav i v n a s le d n jo e n a č b o : - iz (1 6 ) iz raz i lin e a rn o s to p n jo o b ra b e in j o iz e n a č i s k o m p o n e n to o b ru s a : 3 f d r " l _ 3= - l c r A . . . [ - /k m ] . . . ( 1 6 ) r \ d t J r K o = ^ ~ - [ - / k m ] . . . ( 1 7 ) z a k o m p o n e n to k ru še n ja v z e m i 5 -s- 1 0 -k ra tn o v re d n o s t k o m p o n e n te o b ru s a : (5+10)a - volumsko razmerje med blatom in mešanico (-) c 03 TJ 0,5 m - cona bistrenja Indeks blata IBp (ml/gl Slika 2.6: Hitrost usedanja - zgoščevanja v odvisnosti od indeksa blata (43) Schilling, Hartwig, Daigger in Roper so enačbo za dina­ mično spremljanje hitrosti usedanja postavili v odvisnost od koncentracije suhe snovi in indeksa blata: vs = 7,8 exp (-0,148-0,0021 IBp) - C (2.22) Tu pomenijo: vs i - hitrost usedanja blata koncentracije Cx i (m/h) C - SBp koncentracija suhe snovi (kg/m3) IBp - indeks blata (cm3/g), (ml/g) Ta enačba - model je zelo ugodna za vertikalne in radialne naknadne usedalnike, za horizontalne pa mora imeti popravke. Enačbo lahko zapišemo v naslednji obliki: vs (SB) = vs0 • exp (- nv • SBp) (2.23) V literaturi je za enačbo 2.22 znanih ca. 10 različnih enačb, glej (47). Diagram na sliki 2.13 uporabljajo ATV predpisi (43) in (46). Po raznih avtorjih se ta enačba glasi: 1. vs0 5,0, nv = 0,2498 • exp (0,016 • IBp) Forster 1982 2. vso = 130 • IBp“0,866 nv = 0,064 + 0,61 • IBp Koopman, Cadee 1983 3. vso = 7,8; nv = 0,148+ 0,0021 IBp 4. vso = 378 ■ IBp-0’866; nv = 0 5. vs,0= 10,4-0,0148 IBp; nv = 0,29 ■ exp(0,016 • IBp) Ropper-Daigger 1985 Tsugura et. 1985 Pitman 1985 6. vso= 15,3-0,016-IBp; nv = 0,424-3,84-10"3 • IBp + + 5,43-10“5-IBp2 Wahlberg, Keinath 1988 7. vso = 0,09; nv = exp (0,0148-0,0021 - IBp) Schilling Hartwing 1988 8. vSi0 = 1,296-IBp“0'116; nv = 0 Sekine et. 1989 9. vs o = 17,4 • exp (-0,0113 • IBp) + 3,931; nv = 0,9834 • exp (0,00581 • IBp) + 1,043 Haertel 1990 10. vs o = 17,4 ■ exp (-0,0581 • IBp) + 3,931; nv = 0,9834 • exp (0,00581 ■ IBp) + 1,043 Otterpohl Freund 1993 Najnatančneje jo je obdelal Haertel I. 1990, ko jo je v zgoščevalnem (kompresijskem) delu dopolnil z O - funkci­ jo. Z njegovim modelom sta se še natančneje ukvarjala Otterpohl in Freund v letu 1992, (44). 3.0 POTEK ZGOŠČEVANJA - REZULTATI MERITEV IN IZRAČUNI 3.1. Rezultati meritev Potek usedanja in zgoščevanja smo opazovali kot enoten proces v usedalnem cilindru, čeprav sta ta dva postopka običajno na čistilnih napravah ločena (usedalniki, zgošče­ valci). Usedanje v usedalnikih poteka običajno ca. 2 uri, zgoščevanje blata pa ca. 24 ur. Fizikalno sta si ta dva procesa enaka (pod vplivom sile teže se suspenzija useda), le da imamo opravka z različno gosto suspenzijo. Opravili smo analizo vseh klasičnih kakovostnih parame­ trov in tudi z laserjem določili volumsko koncentracijo suspendiranih snovi (v odpadni vodi-tekočini). Poleg analiz pa smo spremljali tudi spreminjanje nivoja (volumna) suspenzije oziroma blata. Spremljanje nivoja blata nam je omogočilo računanje gostot suspenzije in izračun faktorja k iz enačbe 2.3. Ugotovili smo, da k ni konstanta, ampak linearna funkcija višine oziroma nivoja blata. Hitrost zniževanja nivoja blata oziroma usedanja prvo uro narašča potem pa ekspontencialno upada naslednjih 23 PROCES ZGOŠČEVANJA PO BIOLOŠKI STOPNJI DNE 16.V.1989' OB 1+ URI Slika 3.1: Hitrost usedanja in zgoščevanja po prezračevanju dne 16. V. 1989. PROCES ZGOŠČEVANJA PO BIOLOŠKI STOPNJI DNE 9.-10.V.1989 OB 11-URI CAS [UR] Slika 3.2: Proces usedanja in zgoščevanja po prezračevanju dne 9.-10. V. 1989 kot brezdimenzijska vrednost spreminjanja nivoja suspenzije oziroma blata. PROCES ZOSCEVANJA PO BIOLOŠKI STOPNJI ONE 9.V. IN 16.V.1989 OB 1 1. URI Slika 3.3: Faktor zgoščevanja k kot funkcija nivoja blata. 3.2. Prikaz procesa zgoščevanja po pretočnem modelu Primerjali smo teoretične vrednosti krivulj zgoščevanja po enačbi: vs (SB) = vso • exp (-nv • SBp) (2.21) pri tem so: vs o = 17,4 • exp (-0,0581 • IBp) + 3,931; nv = 0,9834 • exp (0,00581 • IBp) + 1,043 IBp = VBp/SBp. To je enačba po dveh avtorjih Otterpohlu in Freundu, ki sta jo objavila v letu 1992 v (44). Pri tem je vs hidravlična površinska obremenitev oziroma hitrost usedanja blata koncentracije Cx i (m/h). Volumen blata VBp določimo po polurnem usedanju. Sušino blata pa določimo po dveh urah sušenja pri 105°C. Pri tehnološki obdelavi odpadne vode v naknadnih usedal­ nikih je zgornja enačba za modeliranje s pretočnim modelom najprimernejša. Na prvem diagramu sl. 3.4 so podane teoretične vrednosti (krivulje), na sl. 3.5 pa so poleg dejanskih vrednosti za krivuljo vrisane tudi izmer­ jene vrednosti. Na diagramu 3.6 pa je prikazana izmerjena vrednost pretoka suhe snovi v cilindru na podlagi enačbe 2.21. 0 SO 100 ISO 200 2S0 300 INDEKS BLA TA fml/gj 2.0 kg/m3 2.5 kg/m 3 3.0 kg/m3 _e_ 3.5 kg/m3 4.0 kg/'m3 Slika 3.4: Hitrost usedanja v odvisnosti od indeksa blata, izračunane po enačbi dinamičnega dela modela zgoščevanja pri različnih sušinah blata. Z V E Z A D R U Š T E V G R A D B E N I H I N Ž E N I R J E V IN T E H N I K O V S L O V E N I J E L J U B L J A N A , E R J A V Č E V A ULI CA 15 HITROST USEDANJA V ODVISNOSTI OD lllp SBp=4.Il kg/m3-+- SBp=3 kglmS SBp=Skg/m3 * IZM ERJENO Slika 3.5: Hitrost usedanja v odvisnosti od indeksa blata, izračunane in izmerjene vrednosti pri sušini blata 4,11 kg/m3 ter 3,0 in 5,0 kg/m3. PRETOK BLATA V ODVISNOSTI OD 0.0 1.0 2.0 3.0 4.0 S.O 6.0 7.0 S.0 9.0 KONCENTRACIJA SUHE SNOVI SB [g/l] Slika 3.6: Eksperimentalno določena krivulja pretoka v odvis­ nosti od suhe snovi. 4. SKLEP Teoretično in eksperimentalno je obravnavan proces zgoščevanja gostih suspenzij v fazi »mirnega« zgoščeva­ nja. Prikazani so trije različni modeli zgoščevanja, in sicer t. i. hidravlični, kompresijski in pretočni model. Natančneje je bil obdelan le tisti del dinamičnega modela spremljanja dogajanj v naknadnih usedalnikih, tj. usedanja in zgoščevanja po (44), ki je povezan z bazenom za poživljanje (povratnim blatom). Rezultati poizkusov se dobro ujemajo s teoretičnim izračunom. Za hitrost zniževanja nivoja blata oziroma usedanja smo ugotovili, da prvo uro narašča, potem pa ekspontencialno upada naslednjih 23 ur. Za proces zgoščevanja je bil prvič pri nas uveden tudi t. i. indeks zgostitve. Uporabljene oznake: Ao - površina (m2) C - koncentracija snovi, masa na enoto volumna, prostorninska masa (mg/l) Co - koncentracija v času t = 0 (mg/l) Css - koncentracija suspendiranih snovi (mg/l) d - premer delca (m) D - koeficient difuzije (m2/s) De - efektivna difuzija (m2/s) g - zemeljski pospešek (m/s2) G - sila teže (N) e - odstotek trkov (%) F - prerez (m2) H - višina (m) h - višina v stolpcu-cilindru (m) Iz - indeks zgostitve (AVI) (?) i,j,k - oznaka i-tega, j-tega in k-tega delca (-) Jok - perkinetičnaflokulacija (-) M - masa delcev (kg) Mo - celokupna masa snovi (kg) Ms - masa suhega dela snovi (kg) Mp - masa delcev (kosmičev) (kg) n - število meritev (-) Ni - število delcev (-) Nqp - masni pretok 0 2 in hraniv (mg/(cm2 • s)) Ns - število združitev-kosmičenj delcev (-) p - pritisk (N/m2) q - pretok (m3/s) qb - volumenska obremenitev blata (m3/(m2-h)) qs - površinska obremenitev s suho snovjo (kg/(m2-h)) R - prirast biomase po Monod-u (mg/(l • s)) Re - Reynoldsovo število (-) S - koncentracija hraniv - substrata ali kisika (mg/l) So - sušina(mg/l) SBp— sušina blata (mg/l) Srn - sušina mešanice (mg/l) SS - suspendirana snov (mg/l) t - čas (s) To - časovni interval (s) T - temperatura v stopinjah Kelvina (st) v - hitrost (m/s) vo - površinska obremenitev (m/h), (m3/(m2-h)) vs - hitrost usedanja (m/s) vb - površinska obremenitev s sušino blata (m/h) V - volumen (m3) Vo - volumen suspenzije v času t = 0, (m3) Vm - volumen mešanice (m3) Vb - volumen blata (m3) Vp - volumen prostorninske koncentracije delcev (m3) Vs - volumen suhega dela snovi (m3) Zo - začetna višina (m) zi - višina po času t (m) e - poroznost (-) H - specifična rast ( ) v - kinematična viskoznost (m2/s) © - mešalni čas (s) epa - volumsko razmerje Vb/Vo (-) - volumen delca (m3) Qss - gostota suspenzije (kg/m3) gm - gostota mešanice (kg/m3) Qb - gostota blata (kg/m3) gk - gostota kosmov (kg/m3) qs - gostota suhega dela snovi (kg/m3) L I T E R A T U R A ... 1234567890 1. L. G. Rich: Unit operations of sanitary engineering, Printing Company LTD, New York 1961. 2. Weber J. W.: Physicochemical processes for Water Quality Control, Wiley Interscience, New York 1972. 3. J. Panjan: Magistrska naloga, FAGG IZH, Ljubljana 1984. 4. J. Kolar: Odvod odpadne vode iz naselij in zaščita voda, DZS, Ljubljana 1983. 5. M. Zlokarnik: Änlichkeitstheorie in der Verfahrenstechnik, Bayer 1984. 6. W. Jost: Diffusion in Solids, Liquids, Gases, Academic press inc., Publishe, New York 1952. 7. Poročilo o rezultatih preizkusa čiščenja odpadnih vod Ljubljane na pilotni čistilni napravi, nosilec nalog prof. dr. M. Rismal s sodelavci, Ljubljana, julij 1989. 8. Particle sizer reference manual, Malvern instruments, England. 9. U. Zanke: Grundlagen der Sedimentbewegung Springer-Verlag, Berlin 1982. 10. A. Trstenjak: Ekološka psihologija, ČGP Delo, Gospodarska zbornica, Ljubljana 1984. 11. Water resources and environmental engineering McGraw-Hill - Series, New York 1971. 12. A. James, An Itroduction to Water Quality Modelling, John Wiley and Sons, Chichester, New York 1984. 13. L. D. Landau, E. M. Lifschiz: Mehanika neprekidnih sredina, Gradževinska knjiga, Beograd 1965. 14. Eckenfelder W. Wesley, Jr.: Industrial water pollution control, McGraw-Hill Book Company, New York 1989. 15. Severin B. F.: Flocculant settling dynamics under constant load, Jour. EE, 1986, 112, 1. 16. Cleasby J. L.: Is velocity gradient a valid turbolent flocculation parameter?, Jour. EE, 1984,110,5. 17. Lo Richard T. Y.: Flocculent settling in quiescen. 18. Kim B. R.: Settling of Coal Ashes, Jour. EE, 1983, 109, 1. 19. Lawlier D. F.: Particles in thickening: Mathemtical model, Jour. EE, 1983, 109, 2. 20. Schamber D. R.: Particle Concentration Predictions in Settling Basins, Jour. EE, 1983, 109, 3. 21. Mikesel D. R.: New activated sludge theory: steady state, Jour. EE, 1984, 110, 1, str. 141. 22. Dick I. R.: New activated sludge theory: steady state, diskusija, Jour. EE, 1984,110,1, str. 141. 23. Doxon D. C.: Compression effects in batch settling tests, Jour. EE, 1982, 108, 6, str. 1171. 24. Dick I. R.: Role of activated sludge final settling tanks, Jour, SED, 1970, 96, 2. 25. Dick I. R.: The sludge volume index - what is it?, Jour. WPCF, 1969, 41, 7. 26. Tay J. H.: Velocity and suspended solids distribution in settling tanks, Jour. WPCF, 1983, 55,3. 27. Lawler D. F., Singer P. C., O’Melia C. R.: Particle behavior in gravity Thickening, Jour. WPCF, 1982, 54, 10. 28. Lawler D. F., Singer P. C.: Return flows from sludge treatment, Jour. WPCF, 1984, 56, 2. 29. Tuntoolavest M., Grady Leslie P. C., Jr.: Effect of activated sludge operational conditions on sludge thickening characteristics, Jour. WPCF, 1982, 54, 7, str. 1112. 30. Knocke W. R.: Effects of floe volume variations on activated sludge thickening characteristics, Jour. WPCF, 19. 31. R. Javaher, R. I., Dick: Aggregate size variations during thickening of activated sludge, Jour. WPCF, 1969, R198. 32. Keinath M. T.: Operational dynamics and control of secondary clarifiers, Jour. WPCF, 1985,57, 7. 33. Edde H. J., Eckenfelder W. W. Jr.: Theoretical concept of gravity sludge thickening; Scaling-up laboratory units to prototype design, Jour. WPCF, 1968, 40, 8, Part 1. 34. Daigger T. G., Roper E. R., Jr.: The relationship between SVI and activated sludge settling characteristics, Jour. WPCF, 1985, 57, 8, str. 859. 35. Wahlberg J. E., Keinath M. T.: Development of settling flux curves using SVI, Jour. WPCF, 1,111,060, 12, str. 2095. 36. Imam E., McCorquale J. A.: Numerical modeling of sedimentation tanks, JHE 1983, 109, 12, str. 1740. 37. DO Vodovod-Kanalizacija: Analizni rezultati vzorcev odpadnih vod, Ljubljana 1989. 38. Toedten H.: Absetzverhalten poroeser Partikel in ruhendem Medium, WW1987, 77, 5, str. 236. 39. J. Panjan: Analyse der Einflüsse auf Sedimentation und Flotation, WW 1988, 78, 4, str. 161. 40. Kolar J.: Čiščenje odpadne vode z upoštevanjem nekaterih procesov biološke presnove, Ljubljana 1988 (nerecenziran del publikacije Posebna poglavja iz področja zaščite voda). 41. Lehr und Handbuch der Abwasertechnik, Band I, II, III, IV, V, Wilhem Ernst Sohn, Berlin - München 1982. 42. Mitteilungen, HSBu, Institut für Wasserwesen, München 1980, 5. 43. Bever J., Stein A., Teichmann H.: Weitergehende Abwasserreinigung Oldenburg Verlag München Wien 1993. 44. Otterpohl R., Freund M.: Dynamic models for clarifiers of activated sludge plants with dry and wet weather flows, Wat. Sci. Tech, 1992, 26, 5-6. 45. Billmeier E.: Verbesserung der Feststoffretention in Nachklärbecken, AWT 1993, 2. 46. ATV 131: Bemessung von einstufigen Belebungsanlagen ab 5000 Einwohnerwerten, 1991. 47. Haertel L.: Modelienansätze zur dynamischen Simulation des Belebtschlammverfahrens, Fachbe­ richt 13 TH Darmstadt 1990. 48. Kainz H.: Auswirkungen von Stossbelastungen auf den Feststoffhaushalt einer Belebungsanlage, Veröffentlichung TU Graz 1991. 49. Resch H.: Untersuchungen an vertikal durchstömten Nachklärbecken von Belebungsänlagen - neue Gesichtspunkte fuer Bemessungen, Wassergütewirtschaft und Gesundheitsingennieurwesen, München 1981. KONTROLA DIMA IN TOPLOTE V PRIMERU POŽARA UDK 614.841:662.96 BOJAN GRM P O V Z E T E I V članku so prikazani: mehanizmi nastajanja dima v odvisnosti od poteka požara, modeli, s katerimi lahko opišemo nastajanje in odvod dima, mehanizmi in metode kontrole dima v objektih in osnovne lastnosti posameznih elementov sistemov za kontrolo dima v primeru požara. SMOKE AND HEAT CONTROL S U M M A R Y ^ The mechanisms and models for smoke development and smoke venting, mechanisms for smoke control, as well as the basic properties of individual elements of different smoke control systems are described in the article. UVOD Pri požarih kot posledica gorenja gorljivih materialov nastajajo plinski produkti zgorevanja, dim in toplota. Dim in plinski produkti zgorevanja se v prostoru pomešajo z okoliškim zrakom in se zaradi termičnega vzgona dvigajo proti stropu prostora. Pod stropom se zbirajo in posto­ poma zapolnjujejo ves prostor. Ko spodnji rob sloja dimnih plinov doseže obstoječe odprtine v stenah ali ko zaradi požara popusti posamezen zaporni konstrukcijski element (vrata, stena ali strop), se vroči dimni plini razširijo v sosednje prostore. A vtor: Bojan Grm mag., dipl. inž . CPZT - Center za prenos W0nja in tehnologij, DE Radovljica, Triglavska 38, 64240 Radovljica. SLO Ti sproščeni dimni plini in toplota: • ogrožajo življenja in zdravje ljudi; • ogrožajo imovino v prostoru; • predstavljajo nevarnost za razširitev požara na sosed­ nje prostore in sosednje objekte; • ovirajo ali onemogočajo učinkovito gašenje požara. Naprave in sistemi za odvod dima in toplote v povezavi z ostalimi požarnovarnostnimi ukrepi v primeru požara omogočajo: • varno evakuacijo vseh ljudi, ki so v prostoru; • znižanje temperature v prostoru in s tem manjše poškodbe konstrukcijskih gradbenih elementov in premič­ nin v prostoru; • zmanjšanje možnosti za nastanek polno razvitega požara v prostoru in za razširitev požara na sosednje prostore in objekte; • lažje in učinkovitejše gašenje požara zaradi boljše vidljivosti, nižjih temperatur in ohranjanja nizkih koncentra­ cij toksičnih produktov zgorevanja. 1. POTEK POŽARA IN SPROŠČANJE DIMA Pri požarih se kot rezultat gorenja gorljivih materialov: • sprošča toplota; • spreminjajo osnovne sestavine gorljivih materialov ali goriv iz originalne kemijske sestave v eno ali več drugih spojin, npr. ogljikov dioksid, ogljikov monoksid, voda in/ali druge spojine. Večina teh produktov zgorevanja je v plinskem stanju (plini, hlapi)-plinski produkti gorenja; • sproščajo v ozračje zaradi nepopolnega sežiga delno zgoreli ali nezgoreli deli gorljivih materialov, v trdnem (saje) in/ali v tekočem stanju (kapljice) ter ostanek popolno zgorelih gorljivih materialov v trdnem stanju - pepel. Po definiciji dim predstavlja zmes vročih hlapov in plinov, ki nastanejo pri sežigu skupaj z nezgorelimi razpadnimi in kondenzacijskimi produkti v trdnem in/ali tekočem stanju ter zraka, ki se primeša produktom gorenja. Večina toplote, ki se sprosti pri požaru, ostane v masi produktov, ki nastanejo pri požaru. Zato se ta masa produktov segreva in ekspandira. Postaja lažja od okoli­ škega zraka in se dviga. Gibanje je turbulentno, zato poteka v dvigajočo maso dima stalen dotok velikih količin zraka iz neposredne okolice požara. Ta dotok zraka iz okolice: • povečuje skupno maso in volumen stebra dima; • ohlaja steber dima. Običajno je temperatura na sredini stebra najvišja in pada proti robovom; • znižuje koncentracijo produktov gorenja v sloju dima. Po ugotovitvah Taylorja, Thomasa in Hinkelya je kot med mejnim robom stebra dima in okoliškega zraka ter nav­ pično osjo požara 15° (slika 1). Slika 1: Dvigajoči se steber dima in dotok okoliškega zraka Toplota se pri požaru prenaša na okolico: 1. s prevajanjem ali kondukcijo (zaradi temperaturnih razlik med posameznimi deli predmetov ali med predmeti, ki so v direktnem stiku); 2. s konvekcijo (zaradi vertikalnega gibanja segretega zraka oziroma dima); 3. s toplotnim sevanjem (zaradi temperature segretih • teles; je funkcija temperature telesa na četrto potenco; razprostira se v vse smeri). Slika 2: Širjenje požara s toplotnim sevanjem Toplotno sevanje žarišča požara je v večini primerov vzrok za segrevanje vseh gorljivih predmetov, ki so v neposredni bližini, niso pa v direktnem stiku s požarom (slika 2). Ko se gorljivi predmeti segrejejo do temperature samovžiga, se vžgejo in požar se razširi. Dim, ki nastaja pri požaru in se zaradi vzgona dviga, se nabira pod stropom prostora in tvori sloj vročega dima (slika 3). Oblika, debelina, temperatura in sestava sloja dima se spreminja s potekom požara. Na sliki 4 je prikazana tipična krivulja časovnega poteka požara. Slika 4: Potek temperature in faze požara v zgradbah V fazi naraščajočega požara, ki sledi fazi nastanka požara, se zaradi že navedenih vzrokov požar razširi. Nastanejo nova žarišča, ki tudi sproščajo dim in oddajajo toploto (slika 5). Dim se na žariščih požara dviga proti Slika 5: Širjenje požara v fazi naraščajoče hitrosti razvoja požara stropu, v steber dvigajočega se dima pa se dovaja na začetku svež zrak, kasneje pa tudi s produkti gorenja kontaminiran zrak. Če prostor v zgornjem delu nima vertikalnih ali horizontal­ nih odprtin, debelina in temperatura sloja dima naraščata. Ko se višina sloja dima spusti do višine vrat ali drugih odprtin v stenah, se dim prične širiti tudi v sosednje prostore, če zapore niso dimotesne. Zaradi dima je v tej fazi že otežkočena evakuacija v prostoru nastanka požara in v sosednjih prostorih (hodniki, stopnišča). Isto velja tudi za gašenje. Če je v prostoru nastanka požara dovolj gorljivega mate­ riala in zadosten dovod svežega zraka (kisik) ter če ne pride do pravočasnega gašenja in/ali odvoda dima in toplote z naravnim ali prisilnim odvodom, naraste tempe­ ratura dimnih plinov do temperature okoli 550 °C. Toplotno sevanje na to temperaturo segretega sloja dima pod stropom v razmeroma kratkem času povzroči vžig vseh gorljivih predmetov in materialov v prostoru. Požar zajame celoten prostor. V zelo kratkem času se močno poveča količina sproščene toplote in dimnih plinov, kar ima za posledico nagel dvig temperature in povečanja debeline sloja dima. Požar preide v fazo polno razvitega požara. Ta prehod se v strokovni literaturi označuje kot »flash- over«. Za fazo polno razvitega požara je značilno: • da je v požar zajet celoten prostor; • da so temperature v prostoru okoli 1000°C; • da je požar zaradi visokih temperatur in visoke hitrosti sproščanja toplote skorajda nemogoče pogasiti. Možno je predvsem preprečevanje prenosa požara na sosednje prostore ali objekte s hlajenjem zapornih konstrukcijskih gradbenih elementov; • da obstaja velika nevarnost, da pride do razširitve požara na sosednje prostore in sosednje objekte, ker popustijo zaporni elementi, kot so npr.: okna, vrata, stene, strop; • da sta evakuacija in gašenje v tem prostoru nemogoča; • da je škoda na gradbenih konstrukcijskih elementih in proizvodni opremi zelo velika. Potek faze pojemajočega požara je odvisen predvsem od količine in vrste gorljivih materialov in od gašenja. 2. HITROST NASTAJANJA DIMA IN PRETOK SKOZI ODPRTINE TER OSTALI ZA PROJEKTIRANJE POMEMBNI PARAMETRI 2.1. Osnove Osnovno teorijo mehanizma nastajanja in odvajanja dima v primeru požara je leta 1963 postavil Thomas s sode­ lavci na British Fire Research Station [3], V kasnejših letih so teorijo in podane enačbe še dopolnili [1, 2, 4, 5, 6], tako da predstavljajo osnovo za vse računske metode in nomograme, ki so nastali za projektiranje in dimenzio­ niranje odvoda dima z naravnim ali prisilnim odvodom v posameznih nacionalnih predpisih in standardih. Pri posa­ meznih računskih metodah in nomogramih so bile upošte­ vane različne predpostavke in poenostavitve, zato se dobljeni rezultati med seboj razlikujejo. Za večino požarov je značilno, da je delež oziroma količina plinskih produktov gorenja, ki se sprostijo v dvigajočo maso dima, zanemarljiva v primerjavi z deležem oziroma količino zraka, ki se v ta steber dima dovede iz okolice. Zato je količina (volumen) dima, ki se dviga nad mestom požara, se nabira pod stropom in jo je potrebno odvesti iz prostora, odvisna predvsem od velikosti ozi­ roma intenzitete požara in manj od geometrije prostora, kot je obratno značilno za prezračevanje. 2.2. Hitrost nastajanja dima Masni tok zraka, ki doteka v dvigajoči se »hladni« steber plinov nad točkovnim izvorom toplote, lahko opišemo z naslednjo splošno enačbo: m = Kql,3(h -d )513 (1) kjer pomenijo: m - masni tok zraka, ki doteka v dvigajoči se steber plinov K - konstanta q c - s konvekcijo odvedena toplota požara h - višina prostora d - debelina sloja vročih plinov Po Thomasu požare razdelimo na manjše in večje požare. 2.2.1. Manjši požari To so požari, pri katerih je premer požara D < (h - d). Pri tem se predpostavlja, da se steber dimnih plinov obnaša tako, kot da bi izviral iz »točkovnega izvora«, ki je na oddaljenosti h0 pod površino požara (slika 6): h0 = ),5A}'2 (2) kjer pomeni A , površino požara. Pri majhnih požarih maso zraka, ki vstopa v požar, izračunamo z naslednjo enačbo: m p = 0,153 p cq cg /(9 cC p T0) m (h + h0 - d )5'3 (3) kjer pomenijo: rnp - masna hitrost nastajanja dima (kg/s) gc - gostota dima nad požarom v višini stropa (m) Cp - specifična toplota zraka T0 - temperatura okolice (K) d - debelina sloja vročih dimnih plinov pod stropom. predstavlja razmerje med aerodinamično (efektivno) - A d in geometrijsko - A g površino odprtine: C d — Ag/Ag ali A a = C^Ag (6) V večini primerov so odprtine dovolj velike in pretoki skozi te odprtine dovolj visoki, da pretok ni močno odvisen od Reynoldsovega števila. Zato za odvodne in dovodne lopute, če nimamo eksperimentalno dobljenih podatkov za Cd, vzamemo za Cd vrednost 0,6. Za dobro dimenzio­ nirane ventilatorje pa so vrednosti za Cd lahko 0,8. Pri projektiranju se priporoča uporaba eksperimentalno iz­ merjenih vrednosti Cd za posamezno loputo ali ventilator, ki jih je mogoče dobiti pri proizvajalcih. Masni pretok vročih plinov iz sloja dima skozi odprtino zaradi vzgona lahko opišemo z naslednjo enačbo: mv = CdAgg0(2gd® T0)v2 / (70 + 0 ) (7) Slika 6: Manjši požari 2.2.2. Večji požari To so požari, pri katerih je premer požara D > (h - d) in ki oddajajo dovolj toplote, tako da plameni segajo v sloj dimnih plinov. Količino zraka, ki se dovaja v požar iz okolice požara, in s tem količino dima, ki nastane pri požaru, lahko opišemo z naslednjo poenostavljeno enačbo: mp = 0,188 P (h - d f '2 (4) kjer pomenijo: mp - masna hitrost nastajanja dima (kg/s) P - obseg požara (m) (h -d ) - višina brezdimne cone oziroma oddaljenost od tal do spodnje meje sloja dima (m) Originalna formula je osnovana na krožnem požaru. Napaka pri uporabi enačbe (4) raste z rastočim razmerjem med dolžino in širino požara. 2.3. Pretok skozi odprtine Masni pretok vročih plinov skozi odprtino (dovodno ali odvodno), izražen s pritiskom, lahko opišemo z naslednjo enačbo: m = CdAGl 2 ToQoPy(T0 + © )]1/2 (5) kjer pomenijo: m - masni pretok skozi odprtino s pritiskom (kg/s) Cd - koeficient iztoka odvodne odprtine Ag - površina odprtine (geometrijska) (m2) Po - gostota okoliškega zraka (kg/m3) Pd - padec tlaka oziroma razlika tlakov na obeh straneh odprtine (Pa) 0 - razlika med temperaturo sloja vročih dimnih plinov in temperaturo okoliškega zraka (K) T0 - temperatura okolice (K) V V zgornji enačbi koeficient pretoka skozi odprtino - Cd kjer pomenijo: mv - masni pretok skozi odprtino zaradi vzgona (kg/s) Ag - površina odprtine (geometrijska) (m2) d - debelina sloja vročega dima (m) Za določeno velikost požara se predpostavlja, da je dosežena debelina sloja dima, tako da je masna hitrost nastajanja dima enaka masni hitrosti odvoda dima skozi odprtine. 2.4. Temperatura sloja dimnih plinov in volumski pretok Pri računanju temperature dima, ki se odvaja skozi od­ prtine, običajno: • predpostavimo, da je sloj dimnih plinov popolnoma premešan in da ima povsod enako poprečno temperaturo 0 ; • zanemarimo toplotne izgube. Tako dobimo: © = Q c/m pS (8) kjer pomenijo: © - razlika med srednjo temperaturo premešanega sloja dimnih plinov in temperaturo prostora (°C) Qc - konvektivno oddana toplota požara (kJ/s) mp - masna hitrost nastajanja vročega dima (kg/s) S - specifična toplota vročega zraka pri konstantnem tlaku (kJ/kg °C) Če poznamo masni pretok in temperaturo dima, lahko izračunamo volumenski pretok dima skozi odprtino po naslednji enačbi: Vv = mp (© + 290)/354 (9) kjer pomenijo: Vv - volumenski pretok dima skozi posamezno ločeno odprtino mp - masna hitrost nastajanja dima (kg/s) © - razlika med srednjo temperaturo pomešanega sloja dimnih plinov in temperaturo prostora (°C) 2.5. Maksimalne dimenzije posameznih odprtin Za odvod dima skozi posamezno odprtino velja, da se do določenega pretoka odvaja samo dim iz sloja, ne pa tudi zrak izpod sloja dima. Kriterij za ta maksimalno možni pretok je Freudovo število, ki ne sme prekoračiti kritične vrednosti. Izračunamo jo po naslednji enačbi: Fc = Vv/[(g®/T0)V2d512] (10) kjer pomenijo: Fc - Freudovo število - kritična vrednost Vv - volumenski pretok dima skozi posamezno ločeno odprtino d - debelina sloja dima © - razlika med temperaturo sloja dima in okoliško temperaturo 7"0 - absolutna temperatura okolice (K) Velja, da je vpliv vetra na pretok skozi odvodne odprtine odvisen od hitrosti vetra ter od oblike in velikosti objekta in sosednjih objektov. Ta odvisnost je izražena s koeficien­ tom pritiska - Cp. Pričakovani zunanji tlak zaradi vpliva vetra Pw izračunamo po naslednji enačbi: Pw = Cpq0v2J2 (13) kjer pomenijo: po - gostota okoliškega zraka (kg/m3) v„ - hitrost vetra (m/s) Cp je lahko pozitiven ali pa negativen (srk) in se spreminja s pozicijo odprtine na zgradbi glede na smer vetra, razporeditev okoliških zgradb in topografije okolice. Določi se z eksperimenti v vetrovniku. Tipične vrednosti za od ostalih objektov oddaljeno, nizko in kvadratno zgradbo, so prikazane na sliki 7. Za krožne odprtine je Fc=1,6. Raziskave so pokazale, da je najbolj priporočljiva vrednost Fc za odprtine na robovih 2,0, za odprtine na sredini pa 2,5. Za vzgonski odvod dobimo ob upoštevanju enačb (7) in (10) naslednji izraz za kritično velikost odvodne odprtine: (Ag)knt= 0,707 Fcd2/Cd (11) (Ag)krit je največja možna velikost posamezne odprtine, pri kateri še ne pride do vleka tudi hladnejšega zraka. Za Fc= 1.6 je (Ag)krit= 1,9 d2, za Fc= 2,5 pa je (Ag)krit= 3,4 2.6. Pritiski, ki vplivajo na pretok skozi odprtine Če se dim odvaja z ventilatorji, dobimo statično tlačno razliko - APS(, ki jo potrebujemo za dimenzioniranje ventilatorja, z izračunom naslednje enačbe: APS(= Pw + Pg — Pb (12) kjer pomenijo: Pw- pričakovani zunanji tlak zaradi vpliva vetra, ki ga izračunamo z enačbo (13) Pd - padec tlaka na dovodnih odprtinah oziroma loputah za odvod zraka, ki ga lahko dobimo z izračunom po enačbi (5) Pb - vzgonski pritisk, ki ga izračunamo po enačbi (14) S m e r vetra ,2 0 (lo k a ln e ) -°-8 (p o p re č je ) 1 T +0.7 1 -0.5 m -0 .8 (lo k a ln o ) '* -o .5 (ip o p reč je ) B o č n a e le v a c i ja Slika 7: Tipične vrednosti za koeficient pritiska Cp Normalni zračni pritisk znaša 101300 Pa na nadmorski višini Om in z višino pada z okoli 12Pa/s. Pritisk v sloju vročih plinov pod stropom pa pada z višino počasneje (slika 8). Če predpostavimo, da so pod slojem dima odprtine, prek katerih je zrak znotraj prostora povezan z zrakom zunaj prostora, potem je pritisk zraka pod slojem dima enak pritisku zunaj prostora na isti višini. V tem primeru je na višini stropa med notranjostjo in zunanjostjo naslednja razlika pritiskov: Pb = gQ0@d/(T0 + e) (14) kjer pomenijo: Pb - pritisk zaradi vzgona (Pa) d - debelina sloja dima 0 - razlika med temperaturo sloja dima in okoliško temperaturo (°C) 7"0 - absolutna temperatura okolice (K) Slika 8: Pritisk v zgradbi med požarom v odvisnosti od višine 2.7. Vpliv velikosti površin odprtin za dovod zraka Za odprtine za dovod zraka v prostor, v katerem je požar in iz katerega poteka odvod zraka velja, da njihova velikost oziroma razmerje med dovodnimi in odvodnimi odprtinami močno vpliva na učinkovitost odvoda dima z naravnim ali mehanskim odvodom. Ta vpliv je močno odvisen od temperature sloja dima. o c • vi Slika 9: Razmerje med dovodnimi in odvodnimi površinami v odvisnosti od temperature sloja dima Izračuni (slika 9) so pokazali, da, če hočemo zagotoviti delovanje odvoda z vsaj 90% učinkovitostjo glede na izračunano vrednost odvoda, mora biti razmerje med dovodnimi in odvodnimi odprtinami: • 1,0 za temperature dima 800 °C nad zunanjo tempera­ turo; • 2,0 za temperature dima 400 °C nad zunanjo tempera­ turo; • 3,0 za temperature dima okoli zunanje temperature. Odprtine za dovod zraka morajo biti pod slojem dima, zato jih moramo vedno namestiti v spodnjem delu prosto­ rov. 3. NAČINI KONTROLE DIMA, KI NASTAJA PRI POŽARU S pojmom kontrola dima v objektih razumemo vse načine, ki omogočajo sami ali pa v kombinaciji z drugimi preoblikovanje gibanja ali spremembo koncentracije dima, ki nastane pri požaru, s ciljem: 123 1. omogočiti ali olajšati evakuacijo ljudi iz objekta, 2. omogočiti ali olajšati gasilcem dostop do požara ter gašenje in reševanje, 3. zmanjšati poškodbe in škodo na imovini. 3.1. Gradbeni požarnovarnostni ukrepi (razdelitev objekta, mehanske zapore) Mehanske zapore, kot so npr. stene, predelne stene, stropovi, vrata, lopute in druge, ki imajo ustrezno požarno odpornost, da zdržijo učinke požara, predstavljajo učinko­ vito sredstvo za preprečevanje širjenja dima. V vseh državah nacionalni gradbeni požarnovarnostni predpisi določajo gradbene požarnovarnostne ukrepe (pasivna požarna zaščita), ki so za posamezne skupine objektov potrebni za preprečitev širjenja požara po objek­ tu. V teh predpisih so tudi navedene zahteve za konstruk­ cijo, preskušanje in izvedbo: • požarno odpornih elementov, ki morajo poleg kriterijev požarne stabilnosti in toplotne izolativnosti izpolnjevati tudi kriterij požarne celovitosti (preprečen prehod plame­ nov in vročih plinov); • zapornih elementov, ki so namenjeni predvsem za preprečevanje širjenja dima, npr. za dim neprepustna vrata, za dim neprepustne lopute. Potrebno je omeniti, da niso vsi zaporni elementi, ki preprečujejo prehod vročega dima enako učinkoviti tudi za hladen dim; to velja predvsem za elemente, pri katerih se doseže zapiranje zaradi učinka povišanja temperature. Trenutno še ni računske metode, ki bi omogočila izračun uhajanja dima skozi mehanske zapore. Možen je le izračun pretokov skozi odprte zaporne elemente s po­ močjo enačbe (6). 3.2. Razredčitev Ta način je uporaben za vzdrževanje sprejemljive koncen­ tracije dima samo za prostore, v katerih ni požara, ampak pride vanje določena količina dima iz sosednjih prostorov, npr. zaradi odpiranja vrat. Učinkovito je samo, če so količine dima majhne. Redčenje poteka z obstoječim sistemom za ogrevanje, prezračevanje in klimatizacijo v prostoru oziroma objektu. Zmotno je mišljenje, da lahko z obstoječim sistemom za ogrevanje, prezračevanje in klimatizacijo v prostoru ozi­ roma objektu zagotavljamo učinkovito redčenje tudi v prostorih, kjer je požar, in v prostorih, ki so s tem prostorom povezani z večjimi odprtinami. Količine dima, ki nastanejo pri požaru, so v primerjavi s kapaciteto sistema za prezračevanje, ogrevanje in klimatizacijo pre­ velike. Poleg tega pa velja tudi, da ta sistem nima požarno odpornih ventilatorjev in dimnih loput, v večini primerov pa tudi nima požarnih loput in požarnovarno izvedenih prezračevalnih kanalov, ki bi preprečevali prenos požarov v sosednje prostore. V primeru požara mora sistem za prezračevanje, ogrevanje in klimatizacijo v teh prostorih prenehati delovati. Uporablja pa se ta sistem lahko za odstranitev dima z metodo redčenja v vseh prostorih, potem ko je požar pogašen. Na ta način dobimo v krajšem času atmosfero, ki omogoča gibanje po prostorih. 3.3. Kontrola dima z nadtlakom 3.4. Odvod dima skozi odprtine Sistemi za kontrolo dima z nadtlakom s pomočjo ventila­ torjev ustvarjajo v majhnih vrzelih pri zaprtih vratih in ostalih konstrukcijskih elementih zračne tokove z visoko hitrostjo in tako preprečujejo tok dima v obratni smeri. Ta sistem zaščite se najpogosteje uporablja v povezavi z gradbenimi požarnovarnostnimi ukrepi (točka 3.1.) za zaščito stopnišč in za consko kontrolo dima, predvsem v večjih in visokih objektih, kjer se zadržuje oziroma zbira večje število ljudi. Zaščita stopnišč z nadtlakom (slika 10) se dimenzionira Ta način kontrole dima ima najdaljšo tradicijo. Shematsko je prikazan na sliki 11. Glede na način odvoda dima iz prostora skozi odprtine (istočasno se s tem odvaja tudi pri požaru sproščena toplota) ločimo: • vzgonski ali naravni odvod dima. Dim se odvaja samo zaradi učinka vzgona; • mehanski ali prisilni odvod dima. Dim se odvaja tako zaradi učinka vzgona kot tudi zaradi učinka ventilatorjev (prevladuje). in izvede, da se zagotovi varno okolje na evakuacijski poti v primeru požara. Ta cilj mora biti izpolnjen tudi v primeru, da manjše količine dima pridejo v stopnišče, npr. ko so nekaj časa zaradi evakuacije odprta posamezna vrata v stopnišče. Pri dimenzioniranju zaščite stopnišč z nadtlakom je potrebno upoštevati naslednje tri poglavitne faktorje: 1. Neenakomerne tlačne razlike, do katerih pride po višini stopnišča. 2. Veliko nihanje tlaka zaradi zapiranja in odpiranja vrat. 3. Lokacija dovodnih odprtin in ventilatorjev. Da bi se zmanjšal vpliv odpiranja in zapiranja vrat, se pogosto uporablja »kanadski sistem«, pri katerem se ob aktiviranju sistema v primeru požara v objektu avtomatsko odprejo v pritličju zunanja vhodna vrata. Pri conski kontroli dima je objekt razdeljen v več dimnih con, ki so ločene s stenami in stropovi. Osnovni princip tega načina zaščite je, da v primeru požara v posame­ znem dimnem sektorju zagotovimo v sosednjih dimnih sektorjih stalen dotok zraka in stalen nadtlak, s čimer preprečujemo razširitev dima. V dimnem sektorju, kjer je prišlo do požara, pa lahko odvajamo dim ali pa tudi ne. Če ne odvajamo dima in toplote iz tega dimnega sektorja, velja, da le-ta ostane nezaščiten, zato je v tem primeru iz njega potrebno zagotoviti čim hitrejšo evakuacijo. Za dimenzioniranje sistema kontrole dima z nadtlakom obstaja večje število metod, nekatere računalniške omo­ gočajo dimenzioniranje arhitekturno zelo zahtevnih in visokih objektov. odvod vročih dimnih plinov limne zovese z r a k ,k i ga vsrka steber vročih plinov dotok nadom estnega z rdka Slika 11: Kontrola dima z odvodom dima skozi odprtine Kontrola dima s pomočjo odvoda se v povezavi z gradbe­ nimi požarnovarnostnimi ukrepi (točka 3.1.) najpogosteje uporablja za zaščito v: 1. industrijskih objektih (slika 12), in sicer: - v enoetažnih predvsem z vzgonskim odvodom; - pri večetažnih pa predvsem z mehanskim odvodom; 2. podzemnih garažnih hišah, z mehanskim odvodom; Slika 12: Odvod dima z uporabo strešnih loput (naravni odvod) in ventilatorjev (prisilni odvod) 3. atrijih oziroma objektih z atriji (vzgonski ali mehanski odvod, odvisno od višine in geometrije atrija); 4. nakupovalnih »mallih«1 (mehanski odvod ali kombi­ nacija obeh). Mm Za odvod dima z naravnim (vzgonskim) odvodom s strešnimi loputami velja, da je masni pretok (slika 14): • največji pri temperaturi 300 °C; • nad 300°C pa se zelo malo zmanjša; • pod temperaturo okoli 200 °C pa močno pada. Slika 14: Masni tok dima skozi odprtine v odvisnosti od temperature dima To pomeni, da je odvod dima z vzgonom učinkovit predvsem za višje temperature nad 200 oziroma 300 °C. Zelo učinkovit je tudi za preprečevanje »flash-over« situa­ cije in faze razvitega požara. Za temperature pod 200°C in za hladen dim pa je neučinkovit. Iz slike 14 je tudi razvidno, da je mehanski odvod dima (z ventilatorji) nasprotno: • najbolj učinkovit pri sobni in nekoliko zvišani tempera­ turi (hladen dim); • z rastočo temperaturo pa pada. Pri okoli 300 °C pade skoraj za polovico, od 300 do 900 °C pa še za nadaljnjo polovico. 1 Beseda mali se v angleščini uporablja za pokrito površino ali ulico, vzdolž katere so z ene ali pa z obeh strani trgovine in je zaprta za prevoz z motornimi vozili. Prikazan je na sliki 12. To pomeni, da je mehanski odvod dima primeren pred­ vsem za odvod hladnejšega dima in dima s temperaturo do največ 300 °C. Če hočemo z ventilatorji zagotoviti pri višjih temperaturah enake masne pretoke kot z vzgonskim odvodom, npr. s strešnimi loputami, so za to potrebni ventilatorji zelo visokih zmogljivosti, kar pa je povezano tako z zelo povečano velikostjo in porabo energije kot tudi s precej višjo ceno ventilatorja. V večini držav se odvod dima z ventilatorji projektira predvsem za uporabo pri nižjih temperaturah (do 300 °C) oziroma za pogoje, ko je z drugimi požarnovarnostnimi ukrepi, kot so požarno javljanje in alarmiranje ter avtomat­ sko gašenje preprečeno, da bi se požar razvil in razširil. Odvod dima v tem primeru zagotavlja predvsem varno evakuacijo in omogoča hitro in učinkovito posredovanje gasilcev v prostoru, kjer je prišlo do nastanka požara. V preglednici 1 so prikazane prednosti in pomanjkljivosti odvoda dima z vzgonom in ventilatorji. 4. ELEMENTI SISTEMOV ZA KONTROLO DIMA 4 .1 . Naprave za naravni odvod dima in toplote Osnovni element sistema za odvod dima z vzgonom predstavljajo naprave za odvod (lopute, žaluzije ipd.), ki so lahko: a) strešne (horizontalna namestitev) b) stenske (vertikalna namestitev). Odpiranje naprav za odvod dima z vzgonom je lahko mehansko, hidravlično ali pnevmatsko. Aktiviranje na­ prave v primeru požara mora biti avtomatsko in ročno. Izdelane morajo biti tako, da je zagotovljeno delovanje tudi v primeru snega. Učinkovitost posamezne naprave je odvisna od: • koeficienta pretoka skozi odprtino naprave (konstrukci­ ja); • vpliva vetra na pretok skozi napravo (konstrukcija); • velikosti naprave in velikosti dovodnih odprtin; • lokacije posamezne naprave in ostalih odvodnih na­ prav; • časa, ki je potreben za aktiviranje in odpiranje naprave. Običajne so naprave za odvod dima v primeru požara tako izdelane, da v normalnih pogojih omogočajo tudi prezračevanje prostora. 4 .2 . Proti požaru odporni ventilatorji za mehanski odvod dima in toplote Osnovni element sistema odvoda dima z mehanskim prezračevanjem predstavljajo ventilatorji za odvod dima, ki so glede na namestitev lahko: a) strešni (horizontalna namestitev) b) radialni (vertikalna namestitev) c) centralni (namestitev izven prostora, potreben sistem kanalov). Poleg tega se ventilatorji razlikujejo tudi po: Preglednica 1. Prednosti in pomanjkljivosti odvoda dima z vzgonom in z ventilatorji NAČIN PREDNOSTI POMANJKLJIVOSTI ODVOD Z 1. Nizka teža (če so iz aluminija). 1. Velik vpliv vetra. VZGONOM 2. Samodejna regulacija. 2. Potrebne velike površine za do- (STREŠNE 3. Enostavna usposobitev za po- vod. LOPUTE) novno uporabo. 3. Večje število velikih odprtin na 4. Deluje pri visokih temperaturah. strehi. 5. Odprtine zunaj dimne cone lahko 4. Ni učinkovit za »hladen« dim. zagotavljajo dovod zraka. 5. Deformacija konstrukcijskih ma­ terialov. 6. Minimalna temperatura za delo­ vanje. ODVOD 1. Zagotovljena hitrost odvoda di- 1. Teža ventilatorja lahko predstav- Z VENTILATORJI ma. Ija težave. 2. Manjše število manjših odprtin na 2. Električno napajanje in napeljave. strehi. 3. Usposobitev za ponovno uporabo 3. Učinkovit za »hladen« dim. ni vedno mogoča. 4. Potrebe manjše površine za do- 4. Visoka cena, če se dimenzionira vod. za visoke temperature (nad 5. Lahko se uporablja tudi pri več- 400 °C). nadstropnih objektih (vertikalni jaški). 6. Ventilatorji so lahko nameščeni zunaj cone nevarnosti. 7. Omogoča tudi normalno prezra- čevanje objekta (dve hitrosti). • kapaciteti oziroma količini odvedenega dima v m3/h; • požarni odpornosti oziroma po tem, do katere tempera­ ture dima in kako dolgo lahko obratujejo in opravljajo svojo funkcijo. Imeti morajo potrdilo o preskusu v ustre­ znem požarnem laboratoriju. Klasifikacija in požarno testi­ ranje požarno odpornih ventilatorjev se razlikujejo po posameznih državah (pri nas se največ uporablja nem­ ška). Aktiviranje naprave v primeru požara mora biti avtomatsko in ročno. Izdelani morajo biti tako, da je zagotovljeno delovanje tudi v primeru snega. Običajno so naprave za odvod dima v primeru požara tako izdelane, da v normalnih pogojih omogočajo tudi prezračevanje prostora. 4.3. Ventilatorji za kontrolo dima z nadtlakom Za vzdrževanje nadtlaka v posameznih prostorih se upo­ rabljajo ventilatorji, ki ne odvajajo dimnih plinov iz prosto­ ra, ampak dovajajo svež zrak. Za te ventilatorje se ne zahteva požarna odpornost. Aktiviranje ventilatorja v primeru požara mora biti avtomat­ sko in ročno. Avtomatsko aktiviranje se izvede s pomočjo sistema za javljanje požara (javljavci požara, centrala). 4.4. Odprtine za dovod zraka Za učinkovito delovanje sistema odvoda dima je potrebno zagotoviti zadostno površino odprtin za dovod svežega zraka. Običajno se uporablja pravilo, da mora biti geome­ trijska površina odvodnih odprtin dvakrat večja od geome­ trijske površine odvodnih odprtin. V tem primeru površina dovodnih odprtin ne vpliva bistveno na odvod dima. Če tega pogoja ni mogoče izpolniti, je potrebno zagotoviti dovod svežega zraka z ventilatorji ali pa povečati površino odvodnih odprtin. Za zahtevnejše primere je potreben izračun. Za dovodne odprtine se štejejo vse tiste odprtine, ki so vedno odprte, ali pa tiste odprtine, ki jih zapirajo zapore (okna, lopute, žaluzije), ki se v primeru aktiviranja naprav za odvod dima odprejo avtomatsko. Nameščene morajo biti v spodnjem delu spodnje polovice višine prostora. 4.5. Ventilatorji za dovod zraka Če nimamo zadostne površine dovodnih odprtin, ki jih zapirajo zaporni elementi, ki se v primeru aktiviranja naprav za odvod dima avtomatsko odprejo, moramo dovajati svež zrak z ventilatorji. Za te ventilatorje ni zahtev glede požarne odpornosti. V tem primeru je potrebno v prostoru izvesti sistem kanalov z odprtinami v spodnjem delu spodnje polovice višine prostora. 4.6. Požarne lopute V primeru odvoda dima iz večnadstropnih objektov, kjer sistem za odvod dima povezuje več požarnih sektorjev oziroma kanali za odvod dima in dovod zraka potekajo skozi več požarnih sektorjev, je potrebno za preprečeva­ nje širjenja požara v sosednje sektorje v ventilacijske kanale za odvod dima in dovod zraka pri prehodu v sosednje požarne sektorje namestiti požarne lopute, ki imajo požarno odpornost enako kot stene. Požarne lopute morajo biti tako izvedene, da se v primeru požara aktivirajo avtomatsko (toplotna varovalka, signal požarnega detektorja ali signal centrale za požarno javlja­ nje) in ročno. 4.7. Dimne lopute V primeru izvedbe varnostnih stopnišč v visokih objektih (vmesni prostori med hodniki in stopniščem) in odvoda dima z ventilatorji iz večnadstropnih objektov z več požar­ nimi oziroma dimnimi sektorji je potrebno v ventilacijske kanale ali na mestih odvzema dima vgraditi dimne lopute, ki se v primeru požara odprejo in zagotavljajo odvod dima iz prostora. V primeru normalnega delovanja so zaprte, kar je ravno obratno kot pri požarnih loputah, ki pa so odprte. Dimne lopute morajo biti izdelane iz negorljivih materialov in tako izvedene, da se v primeru požara aktivirajo avtomatsko (toplotna varovalka, signal požarnega detek­ torja ali signal centrale za požarno javljanje) in ročno. 4.8. Dimne zavese Da bi preprečili gibanje dima po celotnem objektu ali prostoru, je potrebno posamezne prostore razdeliti v več dimnih sektorjev. Razdelitev prostora v ločene dimne sektorje je mogoča s predelnimi stenami ali dimnimi zavesami, ki so nameščene pod stropom. Dimne zavese morajo biti požarno odporne. Zahteve glede potrebne temperaturne obstojnosti in časa požarne odpornosti se razlikujejo po posameznih državah. Največ­ krat se zahteva požarna odpornost 30 minut pri 500 °C. V predpisih se običajno podaja zahteve za minimalno potrebno višino dimnih zaves v odvisnosti od višine prostora. V splošnem velja, da je višina dimnih zaves odvisna od: • tega, na katero višino brezdimnega sloja pri tleh dimen­ zioniramo odvod dima (evakuacija, gašenje); • višine in geometrije (lokacija odprtin in vrat) prostora; • požarnega scenarija. 4.9. Kanali za odvod dima in dovod zraka Prezračevalni kanali za potrebe odvoda dima morajo biti iz negorljivih materialov. Izpolnjevati morajo tudi zahteve glede odpornosti proti nadtlaku oziroma podtlaku. V primerih, ko potekajo prezračevalni kanali za odvod dima in dovod svežega zraka skozi več požarnih sektor­ jev (v horizontalni in/ali vertikalni smeri), je potrebno prezračevalne kanale izvesti kot požarno odporne. Po­ žarna odpornost mora biti enaka času, ki se zahteva za delovanje sistema odvoda dima ali požarni odpornosti, ki se zahteva za obodne gradbene elemente požarnih sek­ torjev ali objekta. Vendar ne sme biti nižja od 30 minut. S tem se preprečuje širjenje požara v sosednje požarne sektorje. Prezračevalnih kanalov, v katerih vgrajene požarne lopute v primeru požara preprečujejo pretok dima ali zraka v sosednje požarne sektorje, ni potrebno izvesti kot požarno odporne. 4.10. Sistemi za avtomatsko aktiviranje in krmiljenje posameznih elementov in naprav za odvod dima Za večino elementov sistema za odvod dima se zahteva avtomatsko aktiviranje v primeru požara: • naprave za odvod dima z vzgonom (lopute, žaluzije) - odpiranje; • zapore odprtin za dovod zraka (žaluzije, okna, vrata) - odpiranje; • ventilatorji za odvod dima - vključitev ali preklop v višjo hitrost; • ventilatorji za dovod zraka - vključitev ali preklop v višjo hitrost; • požarne lopute v prezračevalnih kanalih - zapiranje; • dimne lopute v prezračevalnih kanalih in odvodnih mestih - odpiranje. Avtomatsko aktiviranje posamezne naprave je možno izvesti na enega od naslednjih načinov: • s toplotno varovalko; • na signal posameznega požarnega detektorja (dimni, toplotni, plamenski itd.); • na signal iz centrale požarnega javljanja. V nekaterih primerih je potrebno v primeru požara tudi izključiti prezračevanje v posameznih prostorih. Za učinkovito delovanje sistemov kontrole dima z nadtla­ kom v večnadstropnih objektih in v objektih z večjim številom požarnih sektorjev se v večini primerov potreben avtomatski sistem krmiljenja, ki s pomočjo senzorjev in mikroprocesorjev usmerja delovanje posameznih naprav in podsistemov. Kontrola dima oziroma odvod dima v večjih in zahtevnejših objektih ni možna brez električnih krmilnih naprav in električnih napeljav, ki zagotavljajo aktiviranje in regulacijo med obratovanjem posameznih naprav in podsistemov. 4.11. Zagotavljanje električne energije za aktiviranje in krmiljenje naprav in sistemov za odvod dima Za delovanje tistih električnih komponent posameznih naprav oziroma celotnega sistema, ki morajo omogočati delovanje sistema odvoda dima v primeru požara (aktivi­ ranje in krmiljenje), je potrebno zagotoviti: • nadomestni vir napajanja v primeru izpada javnega električnega omrežja (akumulator ali generator); • zaščito električnih napeljav pred učinki ognja. Zaščito električnih kablov pred učinki požara zagotovimo tako, da položimo kable v požarno odporne kinete ali jih zaščitimo s požarno odpornimi premazi ali ometi. Požarna odpornost mora biti enaka času, ki se zahteva za delova­ nje sistema odvoda dima ali požarni odpornosti, ki se zahteva za obodne gradbene elemente požarnih sektorjev ali objekta. Vendar ne sme biti nižja od 30 minut. L I T E R A T U R A 1. SFPE Handbook of fire protection engineering. 1st edition, SFPE, Quincy, 1988. 2. Fire protection handbook. 17th edition; NFPA, Quincy, 1991. 3. Thomas, P. H., et al.; Ivestigations into the flow of hot gases in roof venting. Fire Res. Techn. Paper No. 7, HMSO, London, 1963. 4. Thomas, P. H., Hinkley, P. H.; The design of roof venting systems for single-storey buildings. Fire Res. Techn. Paper No. 10, HMSO, London, 1964. 5. Morgan, H. P.; Design principles for smoke control in buildings. Fire Surveyor, 11 (2) (1982), 22-30. 6. Morgan, H. P.; A simplified approach to smoke venting calculations. BRE informations, Paper 19/85. 7. Marchant, E. W.; The potential failings in smoke systems. Fire Prevention, 230 (1990), 24-29. 8. Morgan, H. P., Hansell, G. O.; Atrium buildings: calculation smoke flows in atria for smoke control design. Fire Safety Journal, 1 (12) (1987). 9. Marchant, E. W.; Selecting smoke control systems for buildings. Fire Prevention, 229 (1990), 26-27. 10. Marchant, E. W.; More views on selecting smoke control systems. Fire Prevention, 237 (1991), 26-29. 11. Rauch- und Wärmeabzugsanlagen. Tagungsunterlagen zu den Fachtagungen »Baulicher Brand­ schutz in der Praxis«, VdS, Köln 1981. 12. Brandscutz-Neuorientierung in Industriehallen, Kaufhäuseren und Einkaufsetzen. Sem.-Nr. 811720150, Technische Akademie Wuppertal, 1990. 13. Wild, J. A.; Fans for fire smoke venting. Woods of Colchester technical paper WTP 20/1,1990. 14. Wild, J. A.; Smoke control by ventilation made safe. Woods of Colchester technical paper WTP 39, 1992. 15. Technical papers firme Colt Nr. 010 (1979) in 130 (1986). 16. Kühl, P.; Auf dem Weg zu einer europäischen Richtlinien für Rauch- und Wärmeabzugsanlagen (RWA). Maschinenschaden 65 (1992) Heft 5, 192-195. 17. Pravilnik o tehničnih normativih za sisteme za odvod dima in toplote nastale pri požaru, Ur. list SFRJ, št. 45/83. 18. NFPA 204M; Guide for smoke and heat venting, 1985 edition. 19. Rauch- und Wärmeabzugsanlagen. Richtlinien für Planung und Einbau. VdS 2098 5/90(2). 20. DIN 18232 Teil 1; Rauch- und Wärmeabzugsanlagen. Begrife und Anwendung (1981). 21. DIN 18232 Teil 2; Rauch- und Wärmeabzugsanlagen. Rauchabzüge. Bemessung, Anforderungen und Einbau (1989). 22. DIN 18232 Teil 3; Rauch- und Wärmeabzugsanlagen. Rauchabzüge. Prüfungen (1984). 23. DIN 18232 Teil 6; Rauch- und Wärmeabzugsanlagen. Maschinelle Abzüge (MA). Anforderungen an die Einzelbauteile und Eignungsnachweise (Entwurfsvorschlag, 1990). 24. DIN 18232 Teil X; Rauch- und Wärmeabzugsanlagen. Maschinelle Abzüge (MA). Bemessung und Einbau (Entwurfsvorschlag, 1990). LEPOTE IN SKRIVNOSTI PORUŠENEGA STAREGA MOSTU ČEZ NERETVO V MOSTARJU (1566-1993) UDK 624.21:725.95(09) GORAZD HUMAR (Mostar, 9. novembra 1993) Videti je bilo, kot da je padel gol na nogometni tekmi. Takorekoč v neposrednem prenosu smo na televiziji videli, kako je Stari most pod streli topov padel v Neretvo. Bilo je to 9. novembra 1993 v času, ko je v Bosni in Hercegovini še vedno divjala neusmiljena vojna, ena najgrozovitejših vseh časov. Nihče je ni Avtor: Gorazd Humar, dipl. inž. gradb. Humar: Mostarski most 98 Gradbeni vestnik • Ljubljana (43) znal pravi čas preprečiti ali vsaj ustaviti. Njene posledice so strašne: nešteto izgubljenih človeških življenj, ogromna materialna škoda, uničeno gospodarstvo, porušena infrastruktura Bosne in Hercegovine in še bi lahko naštevali. Nepopisna in posebej težko ugotovljiva, predvsem pa nepopravljiva je škoda, ki so jo utrpeli kulturni in zgodovinski spomeniki. Težko bi našteli vse znamenite objekte, ki so bili popolnoma uničeni ali težko poškodovani, med njimi vsekakor največ džamij, pa tudi Narodna biblioteka v Sarajevu in ne nazadnje Stari most v Mostarju, kot se je imenoval lepotec, ki se je drzno dvigal nad prelepo Neretvo in povezoval njene bregove v starem zgodovinskem mestnem jedru Mostarja. Danes je zgodovinski morda kar cel Mostar, saj je bil v senci bitke za Sarajevo verjetno še bolj napaden in porušen kot Sarajevo samo, predvsem pa manj na očeh svetovne javnosti. Čeprav je znano, s katere strani so priletele topovske granate, ki so porušile Stari most, to danes ni več tako važno. Dejstvo je, da se Stari most več ne razpenja nad gladino Neretve in da je Mostar ostal brez svojega bisera, ki mu je dajal pečat in verjetno tudi ime. S porušenjem tega znamenitega objekta je veliko izgubila človeška civilizacija, saj je bil Stari most ne samo neprogrešljiva arhitektonska stvaritev, ki je Mostar pretvorila v enega najlepših mediteranskih ambientov(l), ampak je bil, kar je precej manj znano, tudi pomembna kreacija človeškega duha in inovativnosti v tehničnem pogledu. Skrivnost originalne in domiselne konstrukcije notranjosti mostu je bila slučajno odkrita šele pred štirimi desetletji, okrog 400 let po nastanku mostu. Mostarski arhitektonski ambient, katerega jedro je predstavljal Stari most, je eden najlepših in najbolj znanih na področju Bosne in Hercegovine. Orientalska arhitektura, ki dominira v tem okolju, je poleg Starega mostu ustvarila še Čejvan-čehajino džamijo, drugi biser Mostarja. Celotno staro mestno jedro se je torej izoblikovalo ob obeh bregovih Neretve, na majhnem prostoru v bližini vode (Neretve), spoštujoč kult vode, ki je bil močno prisoten v turško-orientalski kulturi. Voda ni bila samo simbol življenja, bila je vsakodnevna potreba, ob njej so ponavadi potekale pomembne trgovske poti. Neretva, ki je ena najlepših jadranskih rek, ima zelo spremenljive vodostaje, odvisno od letnega obdobja. Obvladovanje naravnih sil je bila večna človekova težnja in močna želja po premostitvi korita Neretve z enim samim lokom je prav gotovo navdihovala snovalca (graditelja) Starega mostu. Ne samo, da v sredini korita Neretve na tem mestu ni bilo možno postaviti vmesnega stebra, pač pa tudi hudourniški značaj Neretve, vse to je na neki način pomenilo izziv in priložnost graditelju, da je za tiste čase postavil eno največjih gradbenih znamenitosti, most, ki je v enem loku povezal bregova Neretve. Okolica Mostarja je bila že za Rimljanov gosto naseljena. Prvi kamniti mostovi so bili zgrajeni že v tem obdobju. Rimski most v Kosoru je bil v uporabi vse do II. svetovne vojne. Sledeč rimski poti okoli Mostarja, spoznamo, da je moral biti neki prehod prek Neretve že v rimski dobi, vendar o tem ni zanesljivih podatkov. Najstarejši pisani dokumenti o Mostarju segajo v prvo polovico XV. stoletja, ko zasledimo tudi prve zapise o mostu na Neretvi. To je bila zasilna lesena konstrukcija, slabo izvedena, ne preveč varna in vse bolj neprimerna za narašča­ joči promet, saj je Mostar postal zaradi svoje zanimive lege pomemben gospodar­ ski, kulturni in politični center Hercegovine. Skozi Mostar so po dolini Neretve vodile tudi glavne poti k morju. Srednjeveški mostarski most je najlepše opisal turški geograf iz 17. stoletja, Katib Čelebija (Hadži Kalfa): » ... bil je lesen, visel je na verigah in ker ni bil zadosti utrjen na stebrih, se je tako tresel, da se je preko njega prehajalo samo s smrtnim strahom.« Ker je bila v 16. stoletju ta lesena konstrukcija povsem dotrajana, promet pa je naraščal in se je Mostar začel naglo razvijati, se je seveda pojavila potreba po novem in trdnem mostu. Naročilo za izgradnjo novega solidnega in trajnega mostu je dal na zahtevo Mostarcev Sulejman Veličastni. Most so pričeli graditi verjetno leta 1557, dokon- čan pa je bil leta 1566, v zadnjem letu vladanja Sulejmana Veličastnega. O mostu samem je največ napisal stari pisec Evlija Čelebija. Njegove besede so bile polne vzhičenja in navdušenja: »Tudi ta most je zgradil Kodža Mimar Sinan, in to po Sulejmanhanovem naročilu. Videti je kot lok mavrice, ki se dviga z enega brega na drugega.« Povedal je tudi: »Naj se ve, da sem jaz, ubogi rob (služabnik) božji Evlija, do sedaj prehodil in videl šestnajst cesarstev, ali tako visokega mostu nisem nikjer videl.« Navdušilo ga je tudi to, da je bil prek mosta speljan vodovod: »Skratka, to je most, prek katerega in pod katerim teče voda.« V resnici je bil pravi graditelj mostu Hajrudin, učenec Kodže Mimar Sinana. Le-ta je kot vrhovni graditelj pomembnih objektov v turškem cesarstvu izbral za to nalogo Hajrudina. Most je navdušil mnoge pesnike in potopisce. Mostarski pesnik Husein efendi - Čatruja alias Husani je tako zapisal: »Po sredini mesta teče velika reka in na njej je most, ki mu po višini, kakor se od davnaj govori, ni para.« Še pred potopiscem Evlijo Čelebijo je leta 1658 šel skozi Mostar Francoz A. Poullet in zapisal: »Pet dni smo ostali v tem mestecu (varoši), v katerem nismo opazili nič posebnega razen enega mostu prek reke Neretve, katerega gradnja je brez dvoma drznejša in impozantnejša od mostu Rialto v Benetkah, čeprav je ta na glasu kot pravo čudo.« Ta navedba francoskega potopisca je zelo zanimiva in marsikaj pove o lepoti Starega mostu in sposobnostih njegovih graditeljev. Z mostom Rialtom v Benetkah je Stari most primerjal tudi pisec Robert Michel, ki je o Mostarju izdal posebno Monografijo. V svoji študiji »Stari mostovi v Bosni in Hercegovini« je zavrnil tudi nekatere teze o nastanku mostu v rimskih časih. Tako je zapisal: »Ko bi moral izbrati najlepši most na svetu, bi verjetno izbor padel na Stari most v Mostarju. Moram reči, da name še nobeno gradbeno delo ni delovalo tako močno kot ta most.« Gradnjo je primerjal z okamenelim polmesecem oziroma orjaškim galebom, ki je okamenel v letu, v trenutku, ko se je s konicami svojih kril dotaknil skalnatih obal Neretve. Vsekakor je bil Stari most do svoje porušitve res precej manj znan kot most Rialto v Benetkah, ki je dosti bolj na očeh svetovne javnosti. Domači pisec D. Franič pa je v začetku tega stoletja zapisal, da je Stari most v Mostarju ena največjih svetovnih znamenitosti... Ta silni lok, tako je na vrhu tanko zaobljen, da se mora človek čuditi, kako da se pod malo večjim bremenom ne prelomi. Vrh mosta končuje z lokom, ki ni podoben niti rimskemu niti gotskemu loku. O tem, kako je bil most grajen, ni mogoče dobiti zanesljivih podatkov. Stari most v Mostarju tudi ni imel svojega Iva Andriča, ki je v knjigi Na Drini Ćuprija, za katero je dobil Nobelovo nagrado za književnost, opisal način gradnje in dogodke v mestu. Ob tem je treba omeniti, da je bil most na Drini pri Višegradu zgrajen nekaj let pozneje kot Stari most (1571-1577). Osnovni problem gradnje Starega mostu je bil vsekakor postavitev ustreznega nosilnega odra za gradnjo kamnitega loka, ki pa gotovo ni smel biti temeljen v vodi, ampak na bregovih. Hudourniški značaj Neretve in hitre spremembe pretočnih količin vode so vsekakor vodili graditelje h konceptu premostitve reke v enem samem loku. To je bila sicer takrat že znana tehnična rešitev, vendar na nobenem mostu ni bila takrat uporabljena tudi drzno in velikopotezno. Hajrudin je namesto temeljev postavil opornike iz apnenca in jih s krilnimi zidovi povezal z obalno steno. Zato je bilo videti, kot da se je lok spojil z bregom v naravno formo in zbujal vtis monolitnosti. Po podatkih, ki jih navajata avtorja D. Čelič in M. Mujezinovič, je današnji povprečni vodostaj Neretve na nadmorski višini 40,50 m. Od te višine se oporniki dvigujejo do višine 6,53 m, do točke, koder se prične svod. Optično je začetek svoda označen s horizontalnim kamnitim vencem višine 32 cm. Na tem mestu je razpon loka tudi največji in znaša 28,70 m. Posebej zanimivo je to, da je lok, ki je grajen iz apnenčevih kamnov, lomljenih v okolici Mostarja in ki se je precej uporabljal za gradnjo monumentalnih objektov, izredno zanimive oblike. Ta krivulja ni bila podobna tipičnim prelomljenim turškim lokom, kot jih je npr. imel most v Višegradu, niti ni bil pravilne polkrožne oblike, kot je bilo to pri Rimljanih. Njegova oblika je bila najbližje elipsi ali ovalu. Drugače povedano, pri razponu loka 28,70 m je bila njegova puščica 12,02 m (pri polkrožnem loku bi bila 14,35 m), kar je bilo za takratne razmere precej neobičajna oblika. Graditelj Hajrudin je pri teh osnovnih dimenzijah loka dosegel še nekaj. Debelina loka v sredini, kjer je bila konstrukcija najtanjša, je bila vsega 77 cm, širina pa 397 cm. Optično vitkost nosilne konstruk­ cije je sicer nekoliko zmanjševala kamnita ograja vzdolž mostu, vendar je kljub temu most dajal vtis izredne elegance. Res je sicer, da so bili v tistem času ponekod že izvedeni večji razponi kamnitih mostov, gotovo pa je, da niso bili tako visoki in istočasno vitki. Osebno menim, da je bila oblika izbrane krivulje loka kompromis graditeljevih želja po premostitvi reke v enem loku in zahteve po praktičnosti prehoda čez most. Višina loka je že sama po sebi narekovala poševni potek poti čez most (obojestranski nagib), kar sicer ni najbolj ugodno, saj je že tako bil dostop na sredino mostu kar strm. Z izbiro loka v obliki pravilne polkrožnice (Rimljani) ali šiljastega turškega loka bi bil most pri tako velikem razponu previsok in morda že neuporaben. Zato je graditelj nekoliko znižal višino loka (puščico loka), s tem je sicer ušel iz linije do takrat izvedenih lokov, in dosegel, da so bili nakloni poti čez most še znosni in premagljivi za takratna transportna sredstva, predvsem za vozove. Oblika loka in končni videz mostu s tem niso nič izgubili svoje estetske vrednosti, prej bi lahko rekli nasprotno. Skladnost poteka poševnin poti čez most in oblika loka sta bili tako mojstrsko dovršeni in dajali mostu osnovne vizualne konture in eleganco. Vsakršno odstopanje od teh oblik bi porušilo harmonično obliko konstrukcije, lahko bi Slika 2. Vzvodna fasada in tloris bilo morda malo drzno reči, da drugačen skoraj ne bi mogel biti. Skratka, graditelj Starega mostu. S črtano linijo je dejansko dosegel tak optični učinek konstrukcije, da je turški (bosanski) pesnik so označene kaverne v mostu, lahko upravičeno zapel... »kot da je okamenela ptica v letu«. Največja skrivnost mostu pa je bila slučajno odkrita 400 let po njegovi izgradnji. Ko je bilo potrebno po II. svetovni vojni na mostu izvesti nekaj konzervatorskih posegov in sanacij, so takratni izvajalci del v notranjosti mostu nad lokom odkrili na vsaki strani po dve kaverni oziroma votlini. To odkritje je šele pojasnilo možnost izvedbe tako elegantne in vitke konstrukcije glavnega loka. Kako je mojster Hajrudin to dosegel? Predvsem je moral narediti mostno konstrukcijo na nosilnem glavnem loku čim lažjo. To je dosegel z izgradnjo navedenih votlin in tako precej zmanjšal težo jedra mostu med čelnimi zidovi in lokom, ki se običajno izvede s polnim kamnitim nasutjem. Z vpeljavo središčnega rebra v sredini jedra nad lokom in prekritja votlin s kamnitimi ploščami je napravil tako imenovane razbremenilne odprtine, njihov razpored pa določil izredno tanko­ čutno in prefinjeno, tako da je dosegel optimalno razporeditev teže. Pri tem je Hajrudin vpeljal celo določeno ekscentričnost votlin. Debelina čelnih zidov nad lokom je znašala okoli 80 cm. Odkritje teh votlin je mostu povečalo zgodovinsko vrednost. Poleg enkratne zunanje oblike je postala cenjena tudi njegova konstrukcijska rešitev v statičnem pogledu. Ta »druga« vrednost mostu je bila seveda precej manj znana, vendar zasluži z vidika zgodovinskega razvoja gradnje mostov posebno pozornost in pomen. Kompozicijsko in oblikovno pa izstopata preprostost in učinkovitost izvedbe konture mostu oziroma loka z na fasadi izbočenim reliefnim dekorativnim vencem, ki je spremljal osnovno linijo loka. Ta venec, ki je ločil svod od čelnih zidov, je bil izbočen za 15 cm od fasadne čelne stene (čelnega zidu). Venec je bil torej ločnica med skladi radialno položenih kamnov nosilnega loka in horizontalno položenimi kamni čelnega zidu. To je bila preprosta, že preizkušena oblikovalska poteza, vendar jo je Hajrudin vpeljal učinkovito in tako dal mostu osnovne poteze, ki so še bolj poudarile eleganco nosilnega sklopa konstrukcije. Drugi venec, ki je ločil čelni zid od kamnite mostne ograje je dajal drugo zaključno konturo mostu. Oba venca, ločni in zgornji zaključni venec sta se proti sredini mostu približevala in se v področju temena mostu dotikata. Učinek vitkosti je postal tako popoln. Vendar je graditelj Hajrudin presenečal še naprej. Prehodna pot čez most je bila vtisnjena med kamnito ograjo (korkulak) iz masivnih plošč debeline 23-25 cm in višine 94,50 cm. Ta ograja je bila vpeta v zaključni venec v ravnini čelnih zidov, tako da je zgornji zaključni venec še vedno ostal izbočen. Najbolj zanimiv detajl pri tej ograji pa je bilo dejstvo, da je bila nekoliko poševno postavljena s tendenco širjenja od sredine mostu na obe strani mostu. Kakšen je bil namen take postavitve ograje, lahko ugibamo. Najverjetnejša pa je trditev, da je s tako prefinjeno ekscentričnostjo ograje hotel Hajrudin vzbuditi še dodaten optični učinek povečane širine prehoda čez most. Naj omenim še, da je bila tanjša kovinska ograja dodana na kamniti del ograje mnogo kasneje. Pohodna površina mostu je bila tlakovana s kamnitimi ploščami pravilne oblike. Med ploščami so bili na več mestih vgrajeni poševni kamniti pragovi, ki so zaradi poševnosti poti omogočali varen oprijem nog ljudi in živali. Poleg tega so ti pragovi bočno odvajali padavinske vode. Naslednja in najbrž ne zadnja vrednota mostu je bilo enkratno arhitektonsko in naravno okolje, v katerem je bil zgrajen. Brez dvoma sta D. Čelič in M. Mujezinovič pravilno ugotovila, da je bil ambinet Starega mostu »izjemen urbanistični ansambel, ki z mostom tvori aglomeracijo in kulturno-zgodovinsko vrednost, za katero je možno reči, da je največja v Bosni in Hercegovini. Poleg naravnega fenomena globokega stenastega korita z modro zeleno Neretvo, je skrivnost globokega vtisa, ki ga ta aglomeracija pušča na opazovalca v medseboj­ nih odnosih gradbenih mas. Začenši od malih mlinic, prek stopničastih streh hiš, pa do visokih trdnjav in samega mostu vidimo, da gre tu za aglomeracijo raznih oglatih, valjastih in paraboličnih geometrijskih teles, ki postopno naravno rastejo 1 1 1___ 1 1 , 1 , 1 1 V i L T '- i 1 ' 1 l ' l ' l ' 1 1 1 1 1 u j— n— 11 I ‘ - ■' ' i 1 ' i1 i — In----- 1— i-------- v J - 4 - , 1 v = _____ _ L i i l 1.... L 1 T l 1 Slika 3. Prečni prerez mostu z označenimi kavernami nad nosilnim lokom. Posebej zanimiva je poševnost kamnite ograje. p ! — — 3— i ---5 0 1 2 3 i s terenom, spuščajoč se mestoma naglo proti koritu. Vse je iz sivkastega apnenca, pokrito s kamnito ploščo iste barve kot zidovi, samo za nianso svetleje, ker plošče dež močneje pere in sonce močneje peče. Impozantni lok mosta z okoliškimi gradnjami, ki so se tako sivkasto na sivem nališpale okoli kot siga, tvori v okviru divjega pejsaža Neretve in Krasa tako harmonično celino, da ne upoštevaje detajlov spominja na veliko steno, na kateri so zrasli kristali. Tu je človek, v težki in mučni borbi za obstoj, umel v te kamnite gradnje vnesti samega sebe, svoj temperament, svojo vedrino »(citat)«. V V teh zgoščenih in lepih besedah, ki odslikavajo pravo vrednost te harmonične celote, se skriva sporočilo, ki se ga oba avtorja, ko sta to pisala, še nista zavedala. Res bo v Mostarju nekoč moral nastopiti mir. Mostar brez novega Starega mostu ne bo več tisto, kar je pred usodnimi dnevi v letu 1993 bil. Res obstajajo želje, da bi v miru »Stari most«(!) ponovno zgradili. Turška vlada je pripravljena prispevati denar za obnovo. Toda Stari Mostar bo morda del tega, kar je bil, šele s popolno obnovo vse okolice mostu, na tak način, da bi gornji opis lahko veljal tudi za obnovljeni ambient. Zato je ta opis tudi obveza in poziv vsem, ki bodo hoteli obnoviti Mostar. S tem pozivom sem namenoma hotel opozoriti strokovno javnost, naj se osveščeno in zrelo loti obnove ambienta Mostarja, pa tudi drugih številnih porušenih zgodovinskih spomenikov v Bosni in Hercegovini - bodisi prek mednarodne pomoči ali drugače. Zunanjost novega mostu bo možno izvesti dokaj verno porušenemu originalu, ne verjamem pa, da bo kdo hotel verno izvesti notranjost mostu, z vsemi svojimi »skrivnostmi«. Tu obstaja nevarnost, da bo prišlo do poskusa izgradnje betonskega jedra mostu, prevlečenega z maskirnimi fasadnimi kamni. Do tega vsekakor ne bi smelo priti. V zgodovini znanih kamnitih mostov so namreč že bili taki poizkusi. Navedem naj samo primer največjega kamnitega železniškega mostu na svetu, ki je bil zgrajen leta 1906 čez reko Sočo pri Solkanu (R. Slovenija) in bil porušen med boji na soški fronti leta 1916. Čeprav oblikovno nekoliko spremenjen in večji del na novo postavljen v kamnu, ta most ni več čisto tisto, kar je bil njegov predhodnik. Zato bo pred začetkom izgradnje »novega Starega mostu« v Mostarju potrebno pošteno premisliti, kako se lotiti dela. Če prav poznam večje število strokovnjakov in ljubiteljev starih kamnitih mostov v Bosni in Hercegovini, se nam tega pravzaprav ne bi bilo treba bati. Upanje daje znana in uspešna predstavitev Arslanagičevega mostu prek Trebišnjice pri Trebinju (zgrajen v letih 1563-1575) na novo lokacijo, ker je bil na prvotni lokaciji ogrožen zaradi novega akumulacijskega jezera hidroelektrarne. Skrajšani in s komentarjem prirejeni opis Starega mostu v Mostarju sem pripravil na osnovi knjige dveh dobrih poznavalcev številnih gradbenih spomenikov Bosne in Hercegovine, Džemala Čeliča in Mehmeda Mujezinoviča, ki sta najlepše mostove svoje domovine opisala v knjigi, ki je leta 1969 izšla v Sarajevu. Zato se mi zdi posebej pomembno, daje Hajrudinovo mojstrovino, tako seje imenoval graditelj Starega mostu, ponovno predstavimo javnosti in skušamo ovrednotiti njeno veličino in pomen za človeško civilizacijo. Danes je Hajrudinov most le še kup zdrobljenega kamenja v Neretvi in hkrati opomin človeštvu, da se kaj takega ne bi smelo zgoditi. STALIŠČA ZVEZE DRUŠTEV GRADBENIH INŽENIRJEV IN TEHNIKOV DO ODPRTIH PROBLEMOV GRADITELJSTVA STA LIŠČ A SO BILA P O S R E D O V A N A M IN ISTR STV U Z A G O SP O D A R SK E D E JA V N O ST I M A R C A 1994 Zveza društev gradbenih inženirjev in tehnikov Slovenije, ki v svojih področnih društvih in v specializiranih društvih združuje prek 3000 strokovnjakov s področja graditve, šteje za svojo dolžnost, da s svojim angažiranjem in predlogi soustvarja take razmere, ki bodo zagotovile pogoje za uspešno gospodarjenje in približevanje slovenskega graditeljstva evropskim kriterijem, tako glede delovne učinkovitosti kot doseganja kakovosti del. Zaradi tega so člani predsedstva in izvršilnega odbora na več skupnih sejah izčrpno obravnavali aktualno problematiko, ki zadeva področje gradbeništva in proizvodnje gradbenega materiala ter do posameznih odprtih problemov zavzeli naslednja stališča: - Sodimo, da je gradbeništvo in industrija gradbenega materiala pomembna gospodarska panoga, ki ne samo s svojo dejavnostjo, temveč tudi z vplivom na druga področja gospodarstva bistveno prispeva k ustvarjanju celotnega družbenega proizvoda R Slovenije. Zato mora temu primerno dobiti mesto v organizacijski shemi Ministrstva za gospodarske dejavnosti in tudi ustrezno in kompetentno kadrovsko zasedbo. Le tako bodo podani pogoji za uspešno reševanje odprtih problemov, ki bodo nakazani tudi v nadaljevanju teksta. - Osnovni pogoj za kakovostno in tudi v tujini konkurenčno delo je po evropskem vzorcu urejena zakonodaja na področju graditve objektov in zagotavljanja kakovosti. Zato zelo podpiramo in se vključujemo v čim hitrejšo ureditev te zakonodaje s sprejemom zakona o graditvi in pripadajočih tehničnih predpisov in standardov. Ker pa trenuten položaj v Sloveniji tako glede mnogokrat neustrezne kakovosti del kot prisotnosti nelojalne konkurence na trgu ne dopušča dolgega čakanja na sprejem ustrezne zakonodaje po utečenih postopkih, želimo, da Ministrstvo za gospodarske dejavnosti za prehodno obdobje z začasnimi odredbami nadomesti manjkajoče zakone in predpise, ki so sicer v pripravi. Predlagamo, da se za ta namen pri MGD čimprej ustanovi strokovni odbor za graditeljstvo, kot je to predlagano v dopisu z dne 22. 12. 1993 (priloga 1). Navedena problematika je bila celovito obravnavana tudi v okviru GZS - sekcije za gradbeništvo in industrijo gradbenega materiala, zaključke pa je ustrezno formulirala tudi Strateška panožna skupina za gradbeništvo in IGM pri Ministrstvu za gospodarske dejavnosti. Z njenimi zaključki, ki jih podajamo v prilogi (Poročilo z dne 9. 12. 1993 / Priloga 2) se v celoti strinjamo in jih podpiramo. PREDSEDNIK PREDSEDSTVA: Gorazd H U M A R , dipl. inž., 1. r. PREDSEDNIK IZVRŠNEGA ODBORA: Borut G O STIČ, dipl. inž., 1. r. STROKOVNI ODBOR ZA GRADITELJSTVO V skladu z dogovorom na sestanku dne 21. 12. 1993, ki so mu prisostvovali tudi predstavniki Urada za standardizacijo in meroslovje, predlagamo področje dela in sestavo strokovnega odbora za graditeljstvo pri vašem ministrstvu. Naloge odbora so usklajene s pristojnostmi t. i. Stalnega odbora pri komisiji evropske skupnosti za izvajanje Smernice št. 89/106 o gradbenih proizvodih in osnutkom Zakona o graditvi (OZG). 1. N aloge strokovnega odbora za graditeljstvo 1.1. Priprava strategije približevanja slovenskega graditeljstva evropski ravni kakovosti, 1.2. Koordinacija priprave zakonov in tehničnih predpisov s področja graditeljstva, ki so v pristojnosti MGD, vključno z izdelavo potrebnih strokovnih navodil, 1.3. Določanje sistema potrjevanja ustreznosti za posamezne gradbene proizvode, po­ stopke in konstrukcijske sisteme, 1.4. Ocenjevanje primernosti in predlog institucije, ki jo minister imenuje za potrjevanje ustreznosti (preskušanje, nadzorstvo in certificiranje) gradbenih proizvodov, postopkov in konstrukcijskih sistemov, 1.5. Sprejemanje strokovnih mnenj za izdajo tehničnih soglasij za gradbene proizvode in postopke v smislu osnutka (OZG), 1.6. Sprejemanje strokovnih mnenj v zvezi z uvozom gradbenih proizvodov, 1.7. Predlog gradbenih objektov in obsega zagotavljanja kakovosti pri gradnji objektov po veljavnih standardih, ki ga mora v smislu OZG predpisati minister, 1.8. Strokovno presojanje in svetovanje o vseh drugih zadevah s področja graditeljstva, o katerih mora odločati MGD. Jaš Ž N ID A R IČ , dipl. inž. gradb. mag. Gojmir Č E R N E , dipl. inž. gradb. pom. direktorja ZRMK Ljubljana v. d. direktor ZRMK Ljubljana ZAKONODAJA, TEHNIČNA. REGULATIVA IN STANDARDIZACIJA NA PODROČJU GRADBENIŠTVA (IZV LE Č E K IZ Z A P ISN IK A 3. SE ST A N K A STRATEŠK E P A N O Ž N E SK U PIN E Z A G R A D B E N IŠT V O IN IGM) 1. Osnovno izhodišče pri pripravi zakonodaje, tehnične regulative in standardizacije na področju gradbeništva je prilagajanje evropski regulativi, ki izhaja iz ustrezne Smernice Sveta Evropske skupnosti (89/106). S tem bodo podane osnove za približevanje slovenskega gradbeništva evropski ravni kakovosti. 2. Graditev objektov mora biti urejena v posebnem zakonu o graditvi objektov. Priprav­ ljeni osnutek predstavlja primerno osnovo, zato je potrebno pospešiti aktivnosti pri pripravi zakona z ustrezno obrazložitvijo ter z njim povezanih pravilnikov. 3. V pripravo zakona v okviru MGD je potrebno poleg predstavnikov GZS-Združenja za gradbeništvo in IGM ter GZS-Združenja za inženiring in projektiranje vključiti predstavnike vseh ministrstev, katerih dejavnost je povezana z graditvijo objektov. S tem v zvezi je potrebno v okviru Vlade uskladiti aktivnosti posameznih ministrstev pri pripravi zakonodaje na področju graditve objektov, kompleksne investicijske zakonodaje, zakonodaje na področju urejanja prostora, na področju cest in komunale, na področju stanovanj ter na področju varnosti in zaščite. 4. Pospešiti je potrebno aktivnosti pri pripravi ustreznih tehničnih predpisov in standardov. V teh okvirih so predlogi naslednji: - Pri M G D se ustanovi strokovni odbor ali komisija za opravljanje naslednjih nalog: - Koordinacija izdelave tehničnih predpisov, ki so v pristojnosti tega ministrstva - D oločitev gradbenih proizvodov reguliranega področja, za katere bi moralo biti certificiranje s strani pooblaščene institucije obvezno - Strokovno presojanje zadev s področja graditeljstva, o katerih odloča resorno mini­ strstvo. - M G D organizira in financira kot razvojni projekt pripravo potrebnih tehničnih predpisov in pripadajočih standardov SLS C E N . Edino takšen profesionalni pristop bo om ogočil, da bodo podlage z utemeljitvam i in osnutki teh dokum entov pripravljeni profesionalno in v ustreznih rokih. N a podoben način bo potrebno organizirati tudi pripravo specifičnih tehničnih predpisov za področje cest in energetskih objektov. - M G D v sodelovanju z M Z T-U SM naroči pripravo potrebnih tehničnih predpisov o obveznem začasnem certificiranju gradbenih proizvodov, k ijih bo določil strokovni odbor. Gradbeni vestn ik • L jub ljana (43) 107 P oročila - In form acije 5. Potrebno je oblikovati sistem potrjevanja kakovosti oziroma ustreznosti, ki bo primerljiv z evropskim. V teh okvirih so predlogi naslednji: - Na podlagi ugotovljene usposobljenosti s strani ustrezne službe U SM se pooblasti ustrezna institucija za certificiranje gradbenih proizvodov po predpisih iz predhodne alinee. Imenuje naj se tudi kot pooblaščena institucija s področja graditeljstva v RS za odnose z drugimi državami, ker je s tem pogojeno recipročno priznavanje certifikatov s tujimi partnerskimi institucijami. - U vede se licenciranje v svetovalnih in izvajalskih d .o .o . s področja graditeljstva za opravljanje dejavnosti, od katerih je odvisna izpolnitev zahtev po kakovosti gradbenih proizvodov in objektov. 6. Glede na obsežnost in zahtevnost nakazanih nalog predlagamo takojšnjo kadrovsko okrepitev gradbenega resorja v okviru MGD. Pri organizaciji ministrstev bi bilo potrebno upoštevati specifičen položaj in pomen gradbeništva. V zvezi s predlogom zakona o organizaciji ministrstev so zato predlogi naslednji: - M esto gradbeništva in graditve objektov je v okviru M G D - Gradbeništvo bi bilo potrebno organizirati pod vodstvom posebnega državnega sekre­ tarja za gradbeništvo - Potrebno bi bilo organizirati Urad za graditeljstvo. Osnovni argumenti za navedene predloge so naslednji: - Gradbeništvo ima velik pom en v celotni gospodarski strukturi, tako z vidika udeležbe v bruto dom ačem proizvodu in zaposlenosti, še posebej pa z vidika multiplikativnih učinkov na celotno gospodarstvo, saj znaša m ultiplikator-koeficient kom pleksnih reprodukcijskih povezav gradbeništva z ostalim i dejavnostmi 2 ,5 -3 . - Specifičen položaj gradbeništva izhaja predvsem iz dejstva, da je v gradbeništvu javni interes in s tem ingerenca države bistveno bolj izpostavljena kot v drugih dejavnostih. Pri gradbeništvu gre za regulirano področje, saj gre za proizvode, ki imajo bistven vpliv na varnost in stabilnost objektov, s tem pa tudi na varnost ljudi. V tem kontekstu ima tudi sistem zagotavljanja in potijevanja kakovosti specifičen in poudarjen pom en. - Za gradbeništvo je značilna specifična povezanost s številnim i področji in dejavnostm i, npr. z urejanjem prostora, s prom etno, zlasti cestno in komunalno infrastrukturo, stanovanjskim gospodarstvom itd. V V zvezi z organiziranostjo gradbeništva pod vodstvom posebnega državnega sekretarja v okviru MGD je predlagan poseben razgovor predstavnikov gradbeništva z ministrom za gospodarske dejavnosti in državnim sekretarjem za industrijske projekte, na katerem bi bili podrobneje predstavljeni in argumentirani navedeni predlogi. SZ P V — SLOVENSKO ZDRUŽENJE ZA POŽARNO VARSTVO Na ustanovnem sestanku dne 5.10.1993 je bilo tudi v Sloveniji ustanovljeno strokovno združenje za požarno varstvo, ki naj bi enako kot podobna združenja v tujini (NFPA, SFPE, FPA, VFDB itd.) skrbelo za strokovni napredek na vseh področjih in dejavnostih varstva pred požarom. Na ustanovnem sestanku so bili izvoljeni člani upravnega in nadzornega organa združenja. Predsednik združenja je mag. Bojan Grm (CPZT), namestnik predsednika Milan Hajdukovič (ZRMK, Požarni laboratorij) in tajnik združenja Mateja Kalamar (ZRMK, Požarni laboratorij). Sedež združenja je na: ZRMK - Zavod za raziskave materialov in konstrukcij, Požarni laboratorij Sr. Gameljne 41 ^ 61211 Ljubljana-Šmartno Programska izhodišča Slovenskega združenja za požarno varstvo so naslednja: • povezovanje vseh organizacij, institucij, upravnih organov in podjetij ter posamezni­ kov, ki delujejo na področju požarnega varstva; • organizacija strokovnih posvetov, seminarjev in drugih oblik izobraževanja; • izdajanje strokovne revije za področje požarne varnosti; • zagotavljanje izvajanja razvojno-raziskovalnih projektov na področju požarnega varstva ter s tem omogočiti strokovne podlage za posamezne odločitve, hitrejši prenos novih spoznanj v prakso in uvajanje novih rešitev in izdelkov na področju varstva pred požarom; • sodelovanje pri: - pripravi novih predpisov in standardov; - izdelavi strategije in usmeritev na področju varstva pred požarom v Sloveniji; - pripravi kriterijev in smernic za izvajanje sistema preskušanja in certificiranja izdelkov na področju požarnega varstva; - pripravi kriterijev in smernic za načrtovanje in projektiranje požarnovarstvenih ukrepov; - izdelavi učnih programov za vse oblike izobraževanja na področju požarnega varstva; • dvig strokovne ravni na vseh področjih in dejavnostih varstva pred požarom; • popularizacija požarne varnosti, tako v strokovni javnosti kot med prebivalstvom; • sodelovanje s sorodnimi tujimi združenji s področja požarne varnosti. Združenje je bilo med tem že registrirano pri Ministrstvu za notranje zadeve. V okviru SZPV delujejo trenutno naslednje štiri sekcije, ki so že pričele z delom: - sekcija za publicistično dejavnost, izobraževanje in usposabljanje - sekcija za preskušanje in standarde - sekcija za predpise - sekcija za razvoj in raziskave Delo bo pokazalo, ali je potrebno ustanoviti nove sekcije oziroma razdeliti obstoječe. Vse, ki delate na področju požarnega varstva ali vas to področje zanima, vabimo, da se nam pridružite. Vse informacije v zvezi z združenjem dobite pri ge. Mateji Kalamar, tel.: 061/59-581. B. Grm UNIVERZA V LJUBLJANI l i l i l f l | l I I I ! FAKULTETA ZA ARHITEKTURO, GRADBENIŠTVO IN GEODEZIJO 61001 Ljubljana, Jamova 2, p. p. 579 GV XXXXIII • 3-4-5 34 NAPOVED ČASOVNO ODVISNEGA OBNAŠANJA VIADUKTA »REBER« UDK 624.21:625.745.1 JOŽE LOPATIČ P O V Z E T E V prispevku je prikazano časovno odvisno obnašanje viadukta »REBER« na odseku dolenjske avtoceste Malence-Šmarje Sap. Poleg računske nelinearne analize časovnega odziva obravnavane konstrukcije z upoštevanjem vpliva reologije in postopnosti gradnje prispevek kratko predstavlja tudi izvedbo in del rezultatov dolgotrajnih meritev odziva na objektu. Rezultate meritev, ki smo jih izvajali v času gradnje od betoniranja opazovanega polja naprej in še več mesecev po končani gradnji, primerjamo z rezultati računske analize. PREDICTION OF THE TIME DEPENDENT BEHAVIOUR OF THE REBER VIADUCT S U M M A R Y The article presents the time dependent behaviour of the Reber viaduct on the highway section from Malence to Šmarje Sap. Beside the numerical analysis of the time response of the structure by taking into account the influence of rheology and gradual erection, the article briefly presents also the accomplishment and a part of the results of the long-term monitoring of the object response. The measurements were carried out during the process of construction and a certain time after the object has been finished. Finally, some comparisons between the computational and experimental results are given. 1 1. UVOD časovni odziv viadukta smo določili z numerično neli­ nearno analizo konstrukcije z upoštevanjem vplivov reolo- A vto r: m ag. Jože Lopatič, dipl. inž. gradb., FAGG, K ated ra za m asivne in lesene konstrukc ije , Jam ova 2, L jub ljana gije materiala in postopnosti gradnje. Metodo analize z ustrezno programsko podporo smo v zadnjih letih razvili na Katedri za masivne in lesene konstrukcije FAGG v Ljubljani. Metoda je primerna za ravninske linijske beton­ ske konstrukcije, ki so lahko klasično armirane ali tudi prednapete. Trenutno jo dopolnjujemo v smeri računskega upoštevanja nelinearnega lezenja betona v območju viso­ kih napetosti. Glavni namen simulacije postopne gradnje je zajeti reolo- ške vplive na konstrukcijo, ki nastopijo že med samo gradnjo in jih pri običajni analizi, kjer ponavadi upošte­ vamo kar končno obliko konstrukcije, zanemarimo. Z izrazom postopnost gradnje lahko razumemo gradnjo viadukta po taktih, prosto konzolno gradnjo mostov, grad­ njo večetažnega objekta po nadstropjih ali pa tudi dogra­ jevanje elementov konstrukcije po slojih. Upoštevanje postopnosti gradnje je pomembno, ker lahko obtežba, ki nastopi med gradnjo, doseže, mnogokrat pa celo preseže, končno obtežbo. Pri tem je potrebno upoštevati tudi drugačen statični sistem in relativno nizko starost betona. Računske rezultate primerjamo z rezultati meritev, ki smo jih na mostu izvajali neprekinjeno od betoniranja opazova­ nega polja daljše časovno obdobje. Primerjava računskih in izmerjenih rezultatov lahko rabi za kontrolo primernosti in uporabnosti izdelane računske metode. Pri tem je potrebno poudariti, daje dejanski vpliv nekaterih parame­ trov na odziv konstrukcije računsko zelo težko ustrezno ovrednotiti. Zlasti to velja za vplive neenakomerne oson­ čenosti konstrukcije, prevetrovanja, hidratacijske toplote in neenakomernega krčenja betona, ki jih lahko numerično le približno simuliramo. 2. TEHNIČNE ZNAČILNOSTI KONSTRUKCIJE Viadukt Reber, ki je najdaljši in najzahtevnejši objekt na odseku Dolenjske avtoceste od Malene do Šmarja-Sap, omogoča zunajnivojsko križanje z železniško progo Ljub- Ijana-Novo mesto ter dvema lokalnima cestama. Glavni izvajalec del je bilo podjetje SCT iz Ljubljane. Viadukt sestavlja dva glede na smer vožnje popolnoma ločena objekta. Kot desni objekt smo poimenovali polovico viadukta, namenjeno prometu v smeri Novega mesta, levi del pa je namenjen za promet proti Ljubljani. Tlorisno potekata oba objekta v blagi krivini. Polmer levega objekta znaša 4500 m oziroma 3000 m na zadnjem odseku dolžine 40,26 m, polmer loka desnega objekta pa znaša 6000 m. Polmer vertikalne zaokrožitve trase v območju viadukta znaša 55.000 m. Desna konstrukcija je dolga 607,60 m in je podprta s trinajstimi stebri ter dvema krajnima oporniko­ ma. Levi del viadukta ima enako število polj, dolg pa je 582,60 m. Na vsakem od objektov poteka normalen prečni profil vozišča s po dvema 3,75 m širokima voznima pasovoma ter odstavnim pasom. Širina vsakega od objek­ tov vključno z betonsko varovalno ograjo znaša 12,62 m. Vozišče ima na območju viadukta konstantni 2,5-odstotni prečni nagib. Vsak izmed objektov je podprt s po trinajstimi vmesnimi stebri škatlastega prereza z debelino sten 35 cm in s krajnima opornikoma v obliki armiranobetonskih sten s paralelnimi krili. Objekta sta temeljena plitvo na temeljnih ploščah. Izjema so štirje vmesni stebri levega in pet vmesnih stebrov desnega viadukta, kjer je bilo potrebno izvesti globoko temeljenje. To je bilo izvedeno z Benotto piloti premera 150 cm in dolžine 6-14 m. Piloti so bili 4,5 m globoko uvrtani v nižje ležečo dolomitno podlago. Prekladno konstrukcijo tvori neprekinjen nosilec prek štirinajstih polj, škatlastega prereza z višino 3,60 m. V območju podpor je nosilec ojačen na dolžini 9,50 m na obe strani od osi podpore. Prekladna konstrukcija vsakega ločenega objekta je za­ snovana tako, da tvori eno samo zavorno enoto. Podpira­ nje prekladne konstrukcije je izvedeno z vzdolžno nepo­ mičnimi ležišči na srednjih treh podporah in vzdolžno pomičnimi teflonskimi ležišči na ostalih podporah. V prečni smeri je na vsakem oporniku po par ležišč, izmed katerih je eno pomično. Gredna konstrukcija mostu je delno prednapeta s kabli iz 42 žic 0 7 mm (A= 16,7 cm3). V vsaki stojini mostnega G radbeni vestn ik • L jub ljana (43) nosilca je nameščenih po osem kablov v poljih oziroma po deset kablov v območju nad podporami. Izdelava enega polja prekladne konstrukcije je potekala kot tehno­ loško sklenjena celota, za katero je izvajalec potreboval v normalnih razmerah 14 dni. Betoniranje mostnega nosilca je potekalo z uporabo samopremičnega opaža v celem profilu po korakih dolžine 45 m. Celotna dolžina 6000 kN težkega premičnega opaža je znašala 70 m. Iz statičnih razlogov je delovni stik oddaljen od podpore 9,5 m. Vsi premiki, kot tudi nameščanje konstrukcije pre­ mičnega opaža, so bili opravljeni s pomočjo hidravličnih dvigalk. Premik opažne konstrukcije (slika 3) v naslednje polje so predstavljali trije značilni koraki: a) Opažno konstrukcijo so najprej spustili za 20 cm, odprli spodnji opaž ter jo s pomočjo hidravličnih dvigalk počasi premaknili proti naslednji podpori za toliko, da je kljun dosegel podporo. b) Ko je prečnik kljuna sedel na podporo, so lahko demontirali par konzol za prenos obtežbe z opaža na steber in ju prestavili na naslednji steber. c) Opažno konstrukcijo so premaknili v dokončno lego naslednjega polja; pri tem je bilo potrebno zaradi stebra odpreti spodnji vrtljivi prečnik. Po končanem premiku je bilo potrebno zapreti dno opaža in namestiti opažno konstrukcijo v pravo lego. - j ------ -----------4S00--------- — j--------------45.00---------------f- 45.00------------1-------------- 4500---------------t------------- 4500 Slika 3. Značilne faze pri premikanju odra Po končani gradnji prvih 13 polj so premično opažno konstrukcijo demontirali in klasično opažili ter zabetonirali zadnje polje. Sproti ob gradnji prekladne konstrukcije so bili klasično opaženi in betonirani tudi prečniki nad vmes­ nimi podporami. Sledilo je še betoniranje betonske od­ bojne ograje, izolacijska dela ter asfaltiranje. 3. RAČUNSKA ANALIZA ODZIVA KONSTRUKCIJE Z upoštevanjem pogojev uporabljene tehnologije gradnje in pogojev okolja konstrukcije smo s pomočjo nelinearne analize numerično simulirali časovni odziv konstrukcije. Pri tem smo reologijo betona upoštevali v skladu z modelom evropskih predpisov CEB-FIP iz leta 1990, ki lezenje betona za območje tlačnih napetosti med 0% in 40% tlačne trdnosti upoštevajo po linearni teoriji. V splošnem glede na raven doseženih napetosti ta teorija sicer zadošča, v času premikanja opaža pa, ko je razme­ roma mlad beton najmočneje obremenjen, bi bilo lezenje betona koristno upoštevati po nelinearni teoriji, ki jo trenutno vgrajujemo v programsko opremo. Glede na to, da visoka obremenitev konstrukcije v času premikanja opaža deluje sorazmerno kratek čas,a je glede na celotno obravnavano časovno obdobje upoštevanje lezenja be­ tona po linearni teoriji tudi za ta primer dovolj natančno. Relaksacijo prednapete armature smo v računu upoštevali po Stüssiju. 3.1. Upoštevani konstitutivni zakoni materialov Časovni konstitutivni zakon betona, ki zajema vplive lezenja in krčenja betona, je v modelu predpisov CEB-FIP [8, 9] podan v obliki integralne enačbe z izrazom (1). e(t) = a ( t 0) • J (t, tu) + J J(t, r ) -d a (T ) + ecs (t) (1) *0 Pri tem je £cs(t) deformacija krčenja betona v poljubnem času t. Ker je deformacijsko stanje prereza zaradi krčenja kot posledice sušenja betona v splošnem nehomogeno, ta vrednost karakterizira povprečno krčenje betonskega prereza. Računsko je krčenje betona odvisno od trajanja procesa (čas po končanem negovanju betona), pogojev okolice, karakteristične debeline prereza, vrste cementa in tlačne trdnosti betona. Tlačna trdnost betona sama po sebi nima direktnega vpliva na velikost krčenja, grobo pa s tem upoštevamo vpliv vodocementnega faktorja in količine cementa. Z J(t,t0) oziroma J(t,r) pa je označena funkcija lezenja, ki predstavlja celotno specifično deformacijo betona v po­ ljubnem času t zaradi delovanja enotske napetosti (o= 1) od časa t0 oziroma t dalje. Za obravnavane čase t, ki so manjši od časa t0, velja J(t, t0) = 0. Sicer pa je funkcija lezenja določena s pomočjo koeficienta lezenja (p(t,t0)’ modula elastičnosti v času nastopa napetosti Ec(t0) ozi­ roma spremembe napetosti Ec(r) in modula elastičnosti betona pri starosti 28 dni Ec(28) z izrazoma (2) 1__ e > e su) . -+1 lj+ E s h - e - f ^ = f s y - E sh ■ £’ Za prednapeto armaturo smo upoštevali nelinearni konsti­ tutivni zakon materiala po predlogu Goldberga in Richarda (en. 6). Zaradi visoke ravni napetosti smo ta zakon dopolnili tako (en. 7), da smo zajeli tudi vpliv relaksacije materiala, ki jo povzroči deformacija v času napenjanja kablov, po Stüssiju. Ker predstavljajo pri delovnih obtež­ bah spremembe deformacij zaradi zunanje obremenitve relativno majhen del celotne deformacije kablov, je za te vplive zveza a - e (6) v okolici napenjalne deformacije e(tp) linearizirana. o (e)- f r - £ [ l + £"}" log 2 n = ------p (6) lo g ^ - Jpy 10“' - £ ( O ji+*(»,)'']' T + 0.52 1 + 10" -[«(0 -* (* „ ) ] d a ds *«,) (7) Pri tem je fp natezna trdnost jekla, fpy konvencionalna napetostna meja elastičnosti jekla, epy pa tej napetostni meji pripadajoča deformacija. e(t) je celotna deformacija kabla v poljubnem času f> fp, e(tp) pa napenjalna defor­ macija kabla. Eksponent r je podan z dvema eksperimentalno določe­ nima parametroma materiala, p in r0 in logaritmom trajanja obremenitve kabla (t-tp) na naslednji način: r = p - l o g ( t - t p ) + r0 . (8) 3.2. Uporabljena programska oprema Časovni odziv konstrukcije z upoštevanjem zaporedja gradnje in reologije materiala smo simulirali s pomočjo programske opreme, ki smo jo z dograditvijo posebnih modulov splošnemu programu »NONFRAN«, katerega avtor je Jure Banovec, razvili pri Katedri za masivne in lesene konstrukcije FAGG. Računalniški program temelji na metodi končnih elementov in je izdelan tako, da lahko vse spremembe na konstrukciji (spremenljiv statični si­ stem), spremembe pogojev okolja in obtežbe konstrukcije za celotni obravnavani čas podamo vnaprej z vhodnimi podatki. Za račun je potrebno poleg modificirane standar­ dne vhodne datoteke podati še vhodno datoteko s podatki, potrebnimi za upoštevanje reologije materialov. Odziv konstrukcije določamo sukcesivno po časovnih korakih. Rezultante napetosti in člene matrike tangentnih togosti prerezov v integracijskih vozlih določamo z integra­ cijo napetosti oziroma tangentnega modula po prerezu. Pri tem upoštevamo Bernoullijevo hipotezo o linearnem poteku deformacij po prerezu in predhodno omenjene konstitutivne zakone materialov. Integracijo po ploskvi prečnega prereza z uporabo Greenovega integralskega izreka prevedemo na integracijo po zaključenih konturah prereza [1 ,5J. Osnovne enačbe posameznega elementa kot tudi enačbe celotne konstrukcije so zaradi upoštevanja geometrijske in materialne nelinearnosti nelinearne. Re­ šujemo jih iterativno s pomočjo Newton-Raphsonove metode. Uporabljamo učinkoviti končni element z oznako P4 [6], pri katerem je ukrivljenost vzdolž referenčne osi aproksimirana s polinomom četrte stopnje. Za numerično integracijo količin vzdolž elementa je uporabljena Lobat- tova kvadraturna formula. Nelinearne enačbe konstrukcije pri tem rešujemo iteracijsko. Minimalno število časovnih korakov določajo časovni intervali, znotraj katerih so pogoji okolja in statični sistem konstrukcije konstantni. Uporabljena računska metoda je numerično stabilna za poljubno izbrane dolžine časovnih intervalov. Vpliv po­ stopne gradnje na konstrukcijo upoštevamo tako, da v vsaki fazi oziroma obtežnem primeru za izhodiščno geo­ metrijo upoštevamo deformirano geometrijo konstrukcije predhodne faze [5], Nova faza računsko nastopi ob vsaki spremembi referenčne geometrije konstrukcije zaradi do­ dajanja ali dograjevanja elementov in pri vsaki takšni spremembi obtežbe, ki je ni mogoče opisati s spremembo obtežnega faktorja za spremenljivi del obtežbe. Za upoštevanje reoloških vplivov, formiranje konstitutivnih enačb prerezov, statičnega sistema in ustreznih togostnih matrik ter enačb konstrukcije v skladu z ustreznimi fazami gradnje skrbijo ustrezni programski moduli, ki so predstav­ ljeni v nadaljevanju. Postopnost gradnje obravnavane konstrukcije je simuli­ rana s pomočjo programskega modula POSTOP, ki ga aktivira osnovni program pred računom vsake faze. Na­ men tega je določitev novega nosilnega sistema konstruk­ cije, ki zajema novo število vozlišč, elementov in enačb konstrukcije, generacijo koordinat dodanih vozlišč ter račun začetnih vrednosti robnih pomikov in nedeformira- nih dolžin novih elementov konstrukcije. Modul pri tem izpiše tudi podatke o referenčni geometriji konstrukcije v obravnavani fazi. V vmesnih fazah gradnje rešujemo zaradi manjšega obsega konstrukcije le del sistema enačb. Pri tem poenostavimo račun, če vozlišča in ele- mentne oštevilčimo tako, da jih grupiramo po fazah gradnje. Geometrijo in obtežbo podajamo za celotno konstrukcijo vnaprej. Koordinate vozlišč, ki nastopijo po prvi fazi, lahko podamo kot dokončne ali le kot izhodiščne vrednosti. V slednjem primeru se navežejo koordinate vozlišča na koordinate že zgrajenega sosednjega vozlišča v deformirani legi. Dokončne koordinate izračunamo v takem primeru tako, da izhodiščnim vrednostim koordinat prištejemo pomike izbranega vozlišča v smeri ustrezne koordinate osi. Razliko med obema načinoma podajanja koordinat prikazujeta sliki 5. Koordinate vozlišč 5 in 6 v vrhnji etaži dvoetažnega okvira so podane v primeru 5a kot dokončne, medtem ko se v primeru 5b začetni koordinati v smeri x vežeta na deformirano lego vozlišč 2 in 3. Osnovni program NONFRAN ima standardno urejeno podajanje karakteristik prečnih prerezov, imenovanih tudi »materiali«. V razširjeni verziji je definiran tako imenovani »reološki material«, ki mu je potrebno poleg standardnih določiti še podatke o vplivnih parametrih reologije, klimat­ skih razmerah in postopnosti gradnje. Modul REOL ra­ čuna reološke količine, potrebne za definiranje konstitutiv­ nega zakona betona, sproti med branjem vhodnih datotek. Za račun konstitutivnih zvez ojačenih betonskih prerezov z upoštevanjem reologije kliče program NONFRAN po potrebi vodilni podprogram modula CARB. Ta račun je potrebno izvršiti v vsaki iteraciji za vsak integracijski vozel. Zaradi mešanega principa je za podano osno silo in ukrivljenost sistemske osi elementa potrebno določiti elongacijo sistemske osi elementa. Pri tem si pomagamo z Newtonovo metodo reševanja nelinearnih enačb. V primeru doseženega ravnotežja izračunamo še upogibni moment prereza ter pripadajoče člene matrike tangentnih togosti prereza. Ker sodeluje pri prevzemu nateznih nape­ tosti le nerazpokani del betonskega prereza, modul vodi tudi evidenco razpokanih con betonskega prereza, ki se dopolnjuje z vsakim računskim korakom oziroma časom. Po uspešno zaključenem računu v posameznem časov­ nem koraku osnovni program s klicem podprograma RAZPOKE požene še račun širine, globine in medsebojne Slika 5: Različna načina podajanja geometrije konstrukcije i I z i z razdalje razpok na vseh podanih mestih konstrukcije ter izpiše rezultate. 3.3. Računski model in obtežba konstrukcije Računsko smo obdelali le desni objekt viadukta Reber, na katerem smo izvajali tudi dolgotrajne meritve. V analizi smo zajeli prekladno konstrukcijo, brez upoštevanja po- dajnosti podporne konstrukcije. V statičnem pogledu je prekladna konstrukcija neprekinjeni nosilec prek štirinaj­ stih polj in je zasnovana kot ena zavorna enota. Prekladna konstrukcija obravnavanega dela objekta je dolga 607,60 m, z razponi 33,80 + 12 x 45,00 + 33,80 m. Polja standardnega razpona 45 m smo modelirali s po štirimi elementi, in sicer z elementoma dolžine po 9,5 m na ojačenem območju ob podporah in z dvema srednjima elementoma šibkejšega prečnega prereza dolžine po 13,0 m. Pri krajnih poljih dolžine 33,8 m smo uporabili po tri končne elemente dolžin 9,5 m, 10,0 m in 14,3 m. Prečni prerez betona ter razporeditev in količino mehke in pred­ napete armature smo podali v petih točkah oziroma integracijskih vozlih vsakega končnega elementa. Prečni prerez betona opišemo s koordinatami točk poligo­ na. Mehko armaturo smo zaradi poenostavitve podajali le v dveh točkah prereza, v katerih smo združili zgornjo oziroma spodnjo armaturo. Kabelska armatura je zdru­ žena v dve skupini v polju oziroma tri skupine nad podporo. V posamezni skupini so združeni kabli, ki se napenjajo istočasno. V računu smo upoštevali naslednje mehanske karakteri­ stike materialov: • Beton: karakteristična tlačna trdnost 50MPa • Mehka armatura: fsy/fs = 400/500 M Pa, Es = 200GPa, ESh = 20 GPa • Kabelska armatura: fpy/fp = 1490/ 1657MPa, Ep = 206 GPa, e(tp) =0,0049. Ker je bil viadukt grajen postopno po taktih, smo to upoštevali pri računu. V vsakem taktu smo obravnavali naslednje karakteristične čase in obtežbe: betoniranje elementov, začetek in konec napenjanja kablov, razopa- ženje in več faz med premikanjem opaža. Tehnologija gradnje, ki je opisana v 2. točki, je enaka pri taktih D2 do D13. Izjemi sta le prvi in zadnji takt gradnje. V prvem in zadnjem taktu (D1 in D14) smo upoštevali po pet časovnih korakov, v vmesnih taktih (D2 do D11) po sedem časovnih korakov, pri taktih D12 in D13 (območje meritev) pa po 13 časovnih korakov v petih fazah. Za pogoje okolja smo upoštevali podatke Hidrometeorološkega zavoda Slove­ nije in podatke, ki smo jih pridobili z lastnimi meritvami temperature in vlage zraka. 3.4. Rezultati računske analize Iz obširnih rezultatov računa smo izluščili del rezultatov, ki jih lahko primerjamo z rezultati meritev. V izpisu rezultatov računa dobimo za izbrane prečne prereze konstrukcije med drugim za vsak obtežni korak tudi velikost elongacije ter ukrivljenosti vzdolžne osi v težišču prereza. Na podlagi teh podatkov lahko ob predpostavki o majhnih ukrivljenostih in linearnem poteku deformacij po prerezu določimo deformacijo na zgornjem ter spod­ njem robu. Pri tem so v predstavitvi rezultatov kot nega­ tivne specifične deformacije označeni skrčki, kot pozitivne vrednosti pa raztezki. Na sliki 6 je prikazan računski potek specifičnih deformacij na zgornjem in spodnjem robu prereza v sredini 12. polja v obdobju najbolj intenzivnih sprememb obtežbe na obrav­ navanem polju, to je od betoniranja dne 23. 10. 1991 do opravljenega premikanja drsnega opaža v naslednje polje dne 1.11. 1991. Prikazani so rezultati za primer (vse), ko v računski analizi upoštevamo vse reološke vplive (relaksacijo prednapete armature, staranje, krčenje in lezenje betona) ter za primer (nič), ko ne upoštevamo nobenega reološkega vpliva. Rezultati računske analize, prikazani na sliki 6, so direktno primerljivi z rezultati meritev specifičnih deformacij v tem prerezu, ki so prika­ zani na sliki 9. Slika 6: Računski potek de­ formacij na zgornjem in spodnjem robu prereza v sredini polja 12 24.10.91 25.10.91 26.10.91 27.10.91 28.10.91 29.10.91 30.10.91 31.10.91 1.11.91 Čas (Datum) Slika 7: Računski potek de­ formacij na zgornjem in spodnjem robu prereza nad podporo D12 0.3 0.2 0.1 'E 0 o Q -0.1 - 0.2 -0.3 :: Legenda: ------------ vse - zgornji rob ------------ nič - zgornji rob :: — vse - apt — nič - sp' 1 » Alkali reaction is a chemical reaction between alkalis in cement and reactive constituents present in the mineral aggregate. Reaction product in the form of gel increases the volume and has a hydrophilic property. The reaction causes expansion cracking of conrete and damages of concrete. This work shows the mechanism and theory of reaction, the methods for testing the potential dangerous components and the content of these components in mineral aggregates from Slovenia. 1. UVOD Beton je gradbeni material, ki ga danes verjetno največ uporabljamo. Njegova kakovost je pogojena s kakovostjo sestavin (agregat, cement, voda, dodatki) in postopkom izdelave ter vgradnje. Poškodbe betona, ki se občasno pojavljajo, imajo zato različne vzroke. A vto ric i: Mag. B ranka Z atle r-Zupančič , dipl. ing. kem., L jub ljana Ana M ladenovič, dipl. ing. geol., Z R M K L jub ljana Danes vemo, da so nekatere poškodbe, ki so jih včasih pripisovali delovanju zmrzali, krčenju betona ali ekspanziji zaradi prostega kalcijevega oksida, posledica alkalno agregatne reakcije v betonu. To je kemična reakcija med agregatom in alkalijami, ki večinoma izhajajo iz cementa, lahko pa tudi iz raznih dodatkov betonu, iz preperelih zrn agregata, iz vode za pripravo betona ali pa pridejo vanj kasneje, koje beton izpostavljen delovanju različnih soli. Reakcija se javlja v dveh oblikah: • alkalno-silikatna reakcija • alkalno-karbonatna reakcija 2. ALKALNO-SILIKATNA REAKCIJA Do leta 1940 je veljalo, da so vsi kameni agregati v betonu inertni (neaktivni). Tega leta je T. E. Stanton v Kaliforniji prvi objavil opis alkalno-silikatne reakcije. Obsežna raz­ iskovanja, ki so sledila, so pokazala, da vse silikatne sestavine agregata teoretično lahko reagirajo z alkalijami. Pri večini silikatnih sestavin so obseg in posledice reakcije zanemarljive, pri nekaterih pa je ta zelo intenzivna. Ugo­ tovili so, da so reakcijsko sposobni minerali tisti, ki vsebujejo aktivni silicijev dioksid (Si02). To so predvsem: • opal • kalcedon • tridimit in kristobalit • hidrosljuda (illit) • kisla in nevtralna vulkanska stekla • nekateri zeoliti (heulandit). Reakcijsko sposobne so lahko tudi kamnine, ki vsebujejo naštete aktivne minerale. Te so: • roženci • silificirane in zeolitizirane kamnine • kisle predornine in njihovi tufi (dacit, riolit) • metamorfozirane kamnine (filit, amfibolit, serpentinit) • nekateri apnenci in dolomiti • industrijski sekundarni produkti (žlindre, rudniške jalo­ vine). Mehanizem alkalno-silikatne reakcije je naslednji: aktivni Si02 reagira z alkalnimi hidroksidi po enačbi: S i02 + NaOH + Ca(OH)2 + H20 = — n-|Na20 n2Ca02 n2Si02 + n4H20, pri čemer nastaja alkalno-silikatni gel. Gel ima neomejeno sposobnost sprejemanja vode. Povečanje prostornine gela in s tem prostornine betona spremlja pojav notranjih pritiskov, ki vodijo do tvorbe razpok, iz katerih se izloča gel v obliki belega prahu, ki ga deževnica kasneje lahko spere (slika 1 in slika 2). Poškodbe, ki so nastale zaradi alkalno-silikatne reakcije, pospešujejo druge škodljive pro­ cese v betonu. Skozi nastale razpoke je omogočen dostop vode in reaktantov ter delovanje v notranjosti betona. Poleg reaktivnega agregata na hitrost in intenziteto reak­ cije vplivajo tudi: • količina alkalij v cementu • vlaga • temperatura • pucolanski dodatki cementu (EF pepel, mikrosilika). Visok delež alkalij v cementu povečuje reakcijsko sposob­ nost sestavin. V cementu prisotne alkalije izražamo kot Slika 2: Pogled na beton, poškodovan zaradi alkalno-silikatne reakcije (D. W. Hobbs, Alkali-silica reaction in concrete, London 1988, str. 84) Na20 ekvivalent v %m/m. Trenutno prevladuje mnenje, da cementi z manj kot 0,6 % alkalij ne povzročajo alkalno-si­ likatne aktivnosti. Vendar so nekateri raziskovalci s po­ skusi že dokazali, da to ni povsem točno in da so se v primeru močno reaktivnih agregatov kljub uporabi nizko- alkalnih cementov pojavile poškodbe betonov. Vlaga je pogoj za reakcijo. Izmenično vlaženje in sušenje jo pospešuje. Reakcija poteka v temperaturnem intervalu med 10°C in 60 °C. Najmočnejša je pri 38 °C. Puculanski dodatki cementu v splošnem reakcijo zavirajo. Če je pucolana veliko, ne nastaja nabrekljiv alkalno silikatni gel, temveč nenabrekljiv kalcijev alkalno silikatni gel. 2.1. Metode ugotavljanja potencialne nevarnosti alkalno-silikatne reakcije v betonu V svetu je standardizirano več metod preizkušanja sesta­ vin. V jugoslovanske standarde, ki jih še uporabljamo v Sloveniji, smo pred leti privzeli ameriške ASTM metode. Pravilnik o tehničnih normativih za beton in armirani beton v mejnih primerih (na osnovi mineraloško petrografske analize) zahteva preverjanje alkalno-silikatne reaktivnosti agregata. Začetni preskus je mineraloško-petrografska analiza ka­ menega agregata (JUS B.B8.003 ali JUS B.B8.004). Podaja nam kvalitativno in kvantitativno zastopanost po­ tencialno reaktivnih mineralov in kamnin. S to metodo pa ne moremo ugotoviti modifikacije Si02, ki izgrajuje sili­ katne sestavine. Če z mineraloško petrografsko analizo ugotovimo prisot­ nost reaktivnih komponent, je naslednja stopnja kemična metoda za oceno alkalne občutljivosti agregatov. Izvajamo jo po JUS B.B8.056. Merimo zmanjšanje alkalnosti razto­ pine natrijevega hidroksida in količino raztopljenega Si02. Iz diagrama, izdelanega na podlagi obeh podatkov, lahko podamo oceno o škodljivosti preizkušanih agregatov. Če kemična metoda potrdi sum o aktivnem Si02, je predpisan preskus po JUS B.B8.057, ko skozi daljše časovno obdobje kontroliramo širjenje cementnih prizem. Agregat velja za sposobnega za alkalno silikatno reakcijo, če prizme po treh mesecih pokažejo ekspanzijo, večjo kot 0,05% ali večjo kot 0,10% po šestih mesecih. 2.2. Količine reaktivnih silikatnih komponent v sestavinah za betone iz Slovenije 2.2.1. AGREGATI V Sloveniji se silikatne sestavine pojavljajo v prodih. Prod porečij Save, Soče in Savinje je pretežno karbonaten, z zelo malo silikatnih primesi. Prod Drave je mešan, silikat­ nih sestavin je do 60% m/m. Mura ima silikaten prod. Reaktivna sestavina v vseh naših prodih je roženec, vendar njegova količina le izjemoma doseže 4 % m/m. V preglednici 1 podajamo mineraloško petrografsko se­ stavo prodov Save, Drave in Mure, v preglednici 2 pa delež roženca v posameznih izbranih aktivnih gramozni­ cah. 2.2.2. CEMENT Pri nas količina alkalij v cementih s standardi za betone ni omejena, vendar kemične analize naših cementov izkazujejo razmeroma nizek delež alkalij (preglednica 3). 3. ALKALNO-KARBONATNA REAKCIJA Prva poročila o poškodbah betonov zaradi alkalno-karbo- natne reakcije segajo v leto 1957 (E. G. Swenson). Danes je mehanizem reakcije že skoraj v celoti znan. Alkalno-karbonatna reakcija poteka v otrdelem betonu med zrni karbonatnih agregatov in alkalijami, ki večinoma izhajajo iz cementa. Posledica je nastanek novih minera­ lov, ekspanzija betona in pojav razpok. Posledica reakcije je zmanjšanje trdnosti betona, modula elastičnosti in drugih mehanskih lastnosti. Reakcija poteka po enačbi: Ca Mg (S03)2 + 2MOH —> CaC03 T Mg(OH)2 ■+■ + m 2c o 3 M = K, Na pri tem nastaja brucit [Mg(OH)2], ki je karakterističen za to reakcijo. Reakcija sama se imenuje dedolomitizacija in je povezana s povečanjem volumna betona. Pri reakciji nastali alkalni karbonati lahko naprej reagirajo s Ca(OH)2, ki je produkt hidratacije portlandskega ce­ menta in se ponovno pretvorijo v alkalne hidrokside: Preglednica 1: Petrografska sestava prodov in peskov Slovenije Reka SAVA DRAVA MURA Sestavine (%) prod pesek prod pesek prod pesek min. max. min. max. min. max. min. max. min. max. min. max. MAGMATSKE KAMNINE keratofir, portir 0,0 1,0 0,0 0,4 0,0 1,3 0,0 0,4 andezit 0,0 1,1 0,1 0,8 SEDIMENTNE KAMNINE apnenec, dolomit 80,4 91,9 71,2 84,7 15,0 37,7 peščenjak 4,8 11,4 4,1 7,9 4,1 19,9 5,5 10,7 3,5 9,7 1,4 5,3 meljevec 0,8 3,8 1,7 4,3 0,2 3,7 1,5 4,6 0,0 6,5 0,0 3,5 skrilavec 0,0 1,1 0,0 1,8 lapor 0,0 1,5 0,4 2,2 0,0 1,7 0,4 1,0 roženec 0,0 1,4 0,3 2,5 0,1 2,4 0,8 2,5 konglomerat 0,0 3,4 tuf 0,5 3,5 0,6 3,1 METAMORFNE KAMNINE kvarcit 0,0 0,4 0,0 0,9 3,0 10,5 2,0 6,3 1,3 12,5 1,5 3,6 gnajs 4,9 10,3 1,3 4,4 13,7 26,6 6,6 19,7 amfibolit 1,0 6,8 0,8 3,5 0,0 2,5 0,0 2,4 filit 0,0 1,1 0,0 1,0 0,0 0,5 0,0 0,2 sljuda 0,0 2,9 0,1 1,7 0,1 2,9 0,0 1,6 sericit 0,0 0,2 0,0 0,3 0,0 0,5 0,0 0,5 MINERALI kremen 0,3 3,2 3,2 7,8 29,3 51,7 53,6 61,8 56,0 75,1 71,5 82,4 sljuda 0,0 0,9 0,2 0,8 0,6 4,8 0,1 0,4 0,7 3,0 ženca v nekaterih prodih in Delež roženca (%) peskih iz Slovenije Velikost zrn (mm) REKA Razdalja od izvira 0,125/0,25 0,25/0,5 0,5/1 1/2 2/4 4/8 8/16 16/32 Nahajališče (km) min. max. min. max. min. max. min. max. min. max. min. max. min. max. min. max. SAVA Hrušica 25 0 0 0 0 0 0,0 0,1 0,0 0,6 0,6 1,6 Hotič 107 0,9 4,1 1,0 2,6 0,7 2,0 0,6 1,4 0,7 1,0 0,2 0,5 0,2 0,4 0,0 0,3 Drnovo 182 1,3 3,3 1,0 3,3 0,1 3,2 0,3 2,9 0,0 2,7 0,7 2,9 0,5 0,8 0 DRAVA Šentvid 215 1,3 2,4 1,3 2,0 1,1 2,5 0,4 1,7 0,4 1,3 0,0 0,5 0,0 0,9 0,0 0,6 Hoče 262 0,3 2,0 0,5 1,8 0,5 2,1 1,0 2,9 0,8 3,6 1,0 3,3 0,4 2,7 0,5 3,0 Hajdina 287 2,5 2,9 1,3 2,3 0,9 2,3 0,5 1,8 0,4 1,6 0,0 0,4 0,0 0,4 0,0 0,2 MURA Babinci 220 0 0 0 0 0 0 0 0 0 Tip cementa Delež Na20 (%) Delež K20 (%) min. max. min. max. PC 45 Trbovlje 0,32 0,37 0,77 0,81 PC 15z45T Trbovlje 0,34 0,38 0,82 0,85 PC 30dz45T Trbovlje 0,37 0,46 0,77 0,85 PC 15z45A Anhovo 0,26 0,30 0,86 0,97 Preglednica 3: Delež alkalij v slovenskih cementih PC 30dz45A Anhovo 0,39 0,42 0,83 0,89 i SPC 45A Anhovo 0,16 0,24 0,62 0,72 M2C03 + Ca(OH)2 -> 2MOH + CaC03 M = K, Na Reakcija teoretično lahko teče, dokler se Ca(OH)2 in MOH popolnoma ne pretvorita. Od kamnin so lahko alkalno karbonatno reaktivni: • dolomiti, • apneni dolomiti in • dolomitizirani apnenci. Poleg mineraloške sestave so pogoji za reakcijo tudi: • značilna mikrostruktura, • delež kalcita in dolomita v količinah med 40 % in 60 % in • delež več kot 5% mineralov glin. Značilna mikrostruktura je tista, kjer so rombi dolomita, veliki do 25 pm, razporejeni v masi kalcitnega mikrita (slika 3). Dodatno občutljivost predstavljajo dolomitni rom­ bi, razporejeni v gnezdih in pasovih. Na reakcijo poleg agregata vplivajo: • količina alkalij v cementu, • vlaga, • temperatura in • velikost zrn agregata. Delež alkalij v cementu je tisti element, ki določa stopnjo in hitrost ekspanzije v betonu. Pri uporabi potencialno reaktivnih agregatov velja priporočilo, naj alkalije (kot ekvivalent Na20) ne presežejo 0,6%, nekateri raziskovalci celo menijo, da alkalij ne sme biti več kot 0,4%. Slika 3: Značilna mikrostruktura karbonatne kamnine, nevarne za alkalno-karbonatno reaktivnost (Gillot, Mechanism and kinetics of expansion in the alkali-car­ bonate reaction. Canadian Journal of Earth Sciences. Vol 4, 1964) Vlaga je pogoj za reakcijo, saj alkalije lahko reagirajo le v vodni raztopini. Pri višjih temperaturah je reakcija hitrejša in ekspanzija betona večja. Ugotovili so, da je grobi agregat bolj občutljiv za alkalije kot drobni agregat. 3.1. Metode ugotavljanja potencialne nevarnosti alkalno-karbonatne reakcije v betonu Osnova je mineraloško petrografska analiza, ki nam pokaže sestavo kamnine, količinski in strukturni odnos dolomita in apnenca ter količino glinenih primesi. Z rentgensko difrakcijsko analizo lahko določimo razmerje CaO/MgO. Po literaturnih podatkih so potencialno ne­ varne kamnine, pri katerih se razmerje CaO/MgO giblje med vrednostma 3,25 in 5,24. Rezultate mineraloško petrografske analize dopolni ke­ mična analiza. Če z mineraloško-petrografsko in kemično analizo ugoto­ vimo potencialno reaktivno kamnino, sledi določanje eks- panzivnosti vzorcev kamnine v raztopini natrijevega hi­ droksida. Pri nas standarda za ta preskus še nimamo, zato jo izvajamo po metodi ASTM C-586. Metoda je zasnovana na meritvah ekspanzije kamnine v raztopini NaOH. Meritev je dolgotrajna, traja od šest mesecev do enega leta. Kamnina velja za reaktivno, če letna ekspan­ zija preseže mejo 0,1 %. 3.2. Deleži potencialno reaktivnih karbonatnih komponent v agregatih za betone v Sloveniji V Sloveniji so kamnolomi tehničnega kamna za pro­ izvodnjo kamenega agregata po sestavi skoraj izključno iz karbonatnih sestavin. ZRMK je pred leti opravil obsežno raziskavo kamnin iz številnih lokacij, s poudarkom na komponentah, potencialno nevarnih za alkalno karbo­ natno reakcijo. Rezultati so pokazali, da prevladujejo razmeroma čisti različki apnenca, dolomita ali dolomitne breče. Primesi apnenca v dolomitu oziroma dolomita v apnencu so izjeme, količinsko jih je malo, navadno so manjše od 10%. Glinenih primesi je manj kot 2%. Značilna nevarna mikrostruktura ni bila ugotovljena. Raz­ merje CaO/MgO znaša pri dolomitih od 1,89 do 3,09, pri apnencih pa nad 33. 4. ZAKLJUČEK Ob spremljanju sestave prodnatih in drobljenih agregatov za pripravo betonov, pri čemer je mineraloško-petrograf- ska analiza prvi preventivni korak, se nam v Sloveniji trenutno ni potrebno bati poškodb betonov zaradi alkalno- silikatne ali alkalno-karbonatne reakcije. 1 Previdnost je potrebna pri morebitni uporabi neznanih agregatov, zlasti ob dejstvu, da naša gradbena podjetja gradijo tudi v tujini, kjer so kameni agregati lahko razno­ vrstni, včasih tudi bistveno drugačni od naših. Opozoriti pa velja tudi na to, da so pri nas zaenkrat še popolnoma nepreučeni tako obseg kot posledice morebit­ nih reakcij med alkalno-cementnimi masami in različnimi zemljinami ali kamninami pri izdelavi pilotov z brizganjem cementne malte (jet grouting piloti). 1. Dolar-Mantuani L., Handbook of Concrete Aggregates, Noyes Publications, New Jersey 1983. 2. Stojadinovič S., O alkalno-agregatnoj reakciji u betonu, Savetovanje alkalna reaktivnost agregata u betonu, 6-61, Beograd 1984. 3. Stojadinovič S., Bučar M., Alkalna reakcija dolomita kao betonskog agregata, Sarajevo 1984. 4. Zatler B., Ocepek V., Uporaba mineralnih agregatov z ozirom na namembnost in tehnološko tehnično vrednotenje za betone, malte, asfalte in tampone, ZRMK, Ljubljana, 1982. 5. Zatler B., Ocepek V., Vižintin N., Izpitivanje alkalno silikatne reaktivnosti, Savetovanje alkalna reaktivnost agregata u betonu, 61-69, Beograd 1984. 6. Zatler-Zupančič B., Mladenovič A., Alkali reactive components in the sand and gravel of the river Danube and it’s tributaries, The 9lh International Conference on Alkali-Aggregate Reaction in Concrete, 1121-1128, London 1992. m Z V E Z A D R U Š T E V G R A D B E N I H I N Ž E N I R J E V I N T E H N I K O V S L O V E N I J E L J U B L J A N A , E R J A V Č E V A U L I C A 15 STROKOVNI IZPITI ZA GRADBENIŠTVO IN ARHITEKTURO TER PRIPRAVLJALNI SEMINARJI ZA STROKOVNE IZPITE V LETU 1994 A. B. Rok Leto Mesec SEMINAR IZPIT p isn i u s tn i V. 94 Maj 1 6 .-2 0 . m aj 21. m aj 6 .-1 0 . ju n ij VI. 94 S e p te m b e r 1 9 .-2 3 . s e p te m b e r 15. o k to b e r 2 .-4 . n o v e m b e r VII. 94 O k to b e r 1 7 .-21 . o k to b e r 19. n o v e m b e r 4 .-8 . d e c e m b e r VIII. 94 N o v e m b e r 21 -2 5 . n o v e m b e r IX. 94 D e c e m b e r 1 2 .-1 6 . d e c e m b e r A. Pripravljalni seminar organizira ZVEZA DRUŠTEV GRADBENIH INŽENIRJEV IN TEHNIKOV SLOVENIJE, Erjavčeva 15, telefon: 061 /221-587 . Prijavo v obliki dopisa, skupaj z dokazilom o plačilu, pošlje plačnik stroškov seminarja. Cena seminarja v mesecih novembru in decembru 1994 znaša 350 DEM, plačljivo v SIT po srednjem tečaju Banke Slovenije na dan plačila, z doplačilom 5 % prometnega davka. Morebitna sprememba cene bo naknadno objavljena. B. Izpit organizira ZAVOD ZA RAZISKAVO MATERIALA IN KONSTRUKCIJ LJUBLJANA, D im ičeva 12, Ljubljana. Inform acije dobite pri inž. Grošlju prek te lefon a št. 0 6 1 /342-671 , od 10. do 12. ure. AUTOCAD sistem, ki nikoli ne zašepa! Poskusite si predstavljati klasično risalno desko: • ki v vašo risbo v hipu vključi zunanjo risbo iz skupne knjižnice • ki v spominu hrani nastavitve posameznih kotiranj in je z njimi na "ti", tako da jih lahko kliče po imenih • ki sama odkrije napako pri branju datoteke risbe in jo modro preskoči • ki na načrt pogleda hkrati z več strani in jih zna zapovrh še strniti v celoto • ki kot za šalo pokuka tudi na senčno p lat vaše risbe. Priznajte, da si je včasih težko predstavljati! Zato vam predstavljamo AUTOCAD/ Zunanji bloki, kotiranje s poimenovanjem nastavitev, popravljiva baza podatkov, zaslonsko okno, senčenje prostorskih risb... R E P R O L I U B L ] A N A Vse podrobnosti pri pooblaščenih dealerjih: M k M ikrohiL m oM Autodesk Tel.: 061314 069 061340 485 061 264 192 061372 113