Poštnino plačana pri pošti 1102 Ljubljana Gradbeni vestnik* GLASILO ZVEZE DRUŠTEV GRADBENIH INŽENIRJEV IN TEHNIKOV SLOVENIJE in MATIČNE SEKCIJE GRADBENIH INŽENIRJEV INŽENIRSKE ZBORNICE SLOVENIJE UDK-UDC 0 5 :6 2 5 ; ISSN 0017-2774 Ljubljana, avgust 2004, letnik 53, str. 173-204 Izdajatelj: Zveza društev gradbenih inženirjev in tehnikov Slovenije (ZDGITS), Karlovška 3,1000 Ljubljana, telefon/faks 01 422 4622 v sodelovanju z Matično sekcijo gradbenih inženirjev Inženirske zbornice Slovenije (MSG IZS), ob podpori Ministrstva RS za šolstvo, znanost in šport. Fakultete za gradbeništvo in geodezijo Univerze v Ljubljani in Zavoda za gradbeništvo Slovenije Izdajateljski svet: ZDGITS: mag. Andrej Kerin izr. prof. dr. Matjaž Mikoš Jakob Presečnik MSG IZS: Gorazd Humar mag. Črtomir Remec doc. dr. Branko Zadnik FGG Ljubljana: doc. dr. Marijan Žura FG Maribor: Milan Kuhta ZAG: prof. dr. Miha Tomaževič Glavni in odgovorni urednik: prof. dr. Janez Duhovnik Sodelavec pri MSG IZS: Jan Kristjan Juteršek Lektorica: Alenka Raič Blažič Lektorica angleških povzetkov: Darja Okorn Tajnica: Anka Holobar Oblikovalska zasnova: Mateja Goršič Navodila avtorjem za pripravo člankov in drugih prispevkov • Uredništvo sprejema v objavo znanstvene in strokovne članke s področja gradbeništva in druge prispevke, pomembne in zanimive za gradbeno stroko. • Znanstvene in strokovne članke pred objavo pregleda najmanj en anonimen recenzent, ki ga določi glavni in odgovorni urednik. • Besedilo prispevkov mora biti napisano v slovenščini. • Besedilo mora biti izpisano z znaki velikosti 12 pik z dvojnim presledkom med vrsticami. • Prispevki morajo imeti naslov, imena in priimke avtorjev ter besedilo prispevka. • Besedilo člankov mora obvezno imeti: naslov članka v slovenščini(velike črke); naslov članka v angleščini (velike črke); oznako ali je članek strokoven ali znanstven; nazive, imena in priimke avtorjev ter njihove naslove; naslov POVZETEK in povzetek v slovenščini; naslov SUMMARY, in povzetek v angleščini; naslov UVOD in besedilo uvoda; naslov naslednjega poglavja (velike črke) in besedilo poglavja; naslov razdelka in besedilo razdelka (neobvezno);..., naslov SKLEP in bese­ dilo sklepa; naslov ZAHVALA in besedilo zahvale (neobvezno); naslov LITERATURA in seznam lite­ rature; naslov DODATEK in besedilo dodatka (neobvezno). Če je dodatkov več, so dodatki ozna­ čeni še z A, B, C, itn. • Poglavja in razdelki so lahko oštevilčeni. • Slike, preglednice in fotografije morajo biti omenjene v besedilu prispevka, oštevilčene in oprem­ ljene s podnapisi, ki pojasnjujejo njihovo vsebino. Vse slike in fotografije v elektronski obliki (slike v običajnih vektorskih grafičnih formatih, fotografije v formatih fit ali jpg visoke ločljivosti) morajo biti v posebnih datotekah, običajne fotografije pa priložene. • Enačbe morajo biti na desnem robu označene z zaporedno številko v okroglem oklepaju. • Kot decimalno ločilo je treba uporabiti vejico. • Uporabljena in citirana dela morajo biti navedena med besedilom prispevka z oznako v obliki: (priimek prvega avtorja, leto objave). V istem letu objavljena dela istega avtorja morajo biti označe­ na še z oznakami a, b, c, itn. Tehnično urejanje, prelom in tisk: Kočevski tisk Naklada: 2800 izvodov Podatki o objavah v reviji so navedeni v bibliografskih bazah COBISS in ICONDA (The Int. Construction Database) ter na http://www.zveza-daits.si. Letno izide 12 številk. Letna naročnina za individualne naročnike znaša 5500 SIT' za študente in upokojence 2200 SIT; za družbe, ustanove in samostojne podjetnike 40.687,50 SIT za en izvod revije; za naročnike iz tujine 100 USD. VcenijevštetDDV. • V poglavju LITERATURA so uporabljena in citirana dela opisana z naslednjimi podatki: priimek, ime prvega avtorja (lahko okrajšano), priimki in imena drugih avtorjev, naslov dela, način objave, leto objave. • Način objaveje opisan s podatki: kniiae: založba; revije: ime revije, založba, letnik, številka, strani od do; zborniki: naziv sestanka, organizator, kraj in datum sestanka, strani od do; raziskovalna poročila: vrsta poročila, naročnik, oznaka pogodbe: za druae vrste virov: kratek opis, npr. v zaseb­ nem pogovoru. • Prispevke je treba poslati glavnemu in odgovornemu uredniku prof. dr. Janezu Duhovniku na naslov: FGG, Jamova 2, 1000 LJUBLJANA oz. janez.duhovnik@fgg.uni-lj.si. V spremnem dopisu mora avtor članka napisati, kakšna je po njegovem mnenju vsebina članka (pretežno znanstvena, pretežno strokovna) oziroma za katero rubriko je po njegovem mnenju prispevek primeren. Pri­ spevke je treba poslati v enem izvodu na papirju in v elektronski obliki v formatu MS WORD in v 8. točki določenih grafičnih formatih. Poslovni račun ZDGITS pri NLB Ljubljana: 0 2 0 1 7 -0 0 1 5 3 9 8 9 5 5 Uredništvo - h - Vsebina • Contents Članki • Papers stran 174 Marta Malus, univ. dipl. inž. grad. IZGRADNJA NOVE ODLAGALNE POVRŠINE NA ODLAGALIŠČU NENEVARNIH ODPADKOV BARJE, LJUBLJANA CONSTRUCTION OF THE NEW LANDFILL AREA AT THE NON-HAZARDOUS LANDFILL SITE BARJE, LJUBLJANA stran 188 doc. dr. Vojkan Jovičič, univ. dipl. inž. grad., izr. prof. dr. Jakob Likar, univ. dipl. inž. rud., dr. Jakob Šušteršič, univ. dipl. inž. grad. POSPEŠENA GRADNJA PREDORA DEKANI RAPID CONSTRUCTION OF DEKANI TUNNEL stran 194 as. dr. Sebastjan Bratina, univ. dipl. inž. grad. NELINEARNA ANALIZA ARMIRANOBETONSKEGA NOSILCA MED POŽAROM NONLINEAR ANALYSIS OF RC BEAM IN FIRE Seminarji - : TTiT •: stran 203 PRIPRAVLJALNI SEMINARJI IN IZPITNI ROKI ZA STROKOVNE IZPITE ZA GRADBENO STROKO V LETU 2 0 04 - 1111 ' -v m 1 1111 Simpozij stran 204 SOVPREŽNE KONSTRUKCIJE - STANJE IN RAZVOJ — —_—.— ■— -—-------------— — ■:— —-— Koledar prireditev J. K.Juteršek, univ. dipl. inž. grad. Slika na naslovnici: Najnovejši del odlagališča nenevarnih odpadkov Barje med poskusnim obratovanjem, foto M. Malus / 1 IZGRADNJA NOVE ODLAGALNE POVRŠINE NA ODLAGALIŠČU NENEVARNIH ODPADKOV BARJE, LJUBLJANA CONSTRUCTION OF THE NEW LANDFILL AREA AT THE NON-HAZARDOUS LANDFILL SITE BARJE, LJUBLJANA Marta Malus, univ. dipl. inž. grad.. Strokovni članek UDK 628.4:624.13 Služba za investicije in vzdrževanje SNAGA Javno podjetje d.o.o., Povšetova 6, Ljubljana marta.malus@snaga.si Povzetek | Nova odlagalna površina, ki ima naziv 1. faza enotnega IV. in V. odlagalnega polja na odlagališču nenevarnih odpadkov Barje, je bila prva v Slo­ veniji v celoti projektirana in zgrajena v skladu z zahtevami Pravilnika o odlaga­ nju odpadkov. Zgrajena je bila na površini 3,21 ha s koristno odlagalno prostorni­ no 394.089 m 3. Največji problem pri projektiranju in tudi gradnji nove odlagalne površine je predstavljala lega na barjanskih tleh, ki zahteva veliko ukrepov, da z vidika varstva okolja odlagališče zagotavlja varno odložitev odpadkov. Summary | The new landfill area - Phase 1 of the united field No. IV and V at the non - hazardous waste landfill Barje, Ljubljana, was the first landfill in Slove­ nia, which was completely designed and constructed in accordance w ith The regulation on waste landfilling. It was constructed on an area occupying 3,21 ha with the useful dumping volume of 394.089 m3. The major problem during de­ signing phase and for the construction as well was its position on the very soft, marshy area, which demanded a lot of technical measures in order to enable and ensure environmentally acceptable and safe waste removal. 1 • UVOD Novi del odlagališča odpadkov Barje, ki pokriva površino 42 ha in leži južno od potoka Curno- vec na obrobju Ljubljanskega barja, se po­ stopoma gradi in ureja po posameznih odla­ galnih poljih od leta 1987. Odlagališče je razdeljeno na pet odlagalnih polj, od katerih je aktivno za odlaganje odpadkov le enotno IV. in V. odlagalno polje, in sicer leta 2 002 zgrajena 1. faza, na kateri je predvideno odlaganje od­ padkov do višine 25 m. Na odlagalno polje se odlagajo komunalni odpadki iz občine Ljublja­ na in 13 občin iz okolice Ljubljane, kar pomeni, da odlagališče pokriva 375 tisoč prebivalcev oziroma 138 tisoč gospodinjstev. Odlagajo se tudi komunalni odpadki iz proizvodnje, obrti in storitev iz navedenega območja. 1. faza IV. in V. odlagalnega polja je bila prva v Sloveniji v celoti projektirana in zgrajena v skladu z zahtevami Pravilnika o odlaganju odpadkov (Ur. list RS št. 5 /2 0 0 0 ) . V sklopu gradnje 1. faze je bilo najprej izvedeno testno oziroma vzorčno odlagalno polje, zato lahko ugotovimo, da so bili pri gradnji uporabljeni načini, ki celo presegajo zahteve Pravilnika o odlaganju odpadkov. Največji problem pri pro­ jektiranju in tudi gradnji nove odlagalne povr­ šine je predstavljala lega na barjanskih tleh, ki zahteva veliko dodatnih tehničnih ukrepov, da z vidika varstva okolja odlagališče zagotavlja varno odložitev odpadkov. V nadaljevanju je opisan način izgradnje 1. faze IV. in V. odlagalnega polja na odlagališču nenevarnih odpadkov Barje v Ljubljani. 2 • GEOTEHNIČNE PREISKAVE IN IZRAČUNI STABILNOSTI ODLAGALIŠČA IN TEMELJNIH TAL Obstoječe odlagališče nenevarnih odpadkov Barje, na katerem seje zgradila nova odlagal­ na površina, leži na obrobju Ljubljanskega barja, za katerega je značilna netipična bar­ janska sestava tal. Tla so, kljub netipičnemu barju, mehka in zelo stisljiva ter polno zasiče­ na z vodo. Talna voda je tik pod površino te­ rena. V času projektiranja so bile izvedene ust­ rezne geotehnične analize, s pomočjo kate­ rih se je preverila varnost odlagališča proti porušitvi in določil velikostni red posedkov temeljnih tal pod 25 m visokim nasipom od­ padkov na novem odlagalnem polju. Izvaja­ lec je bil Gradbeni inštitut ZRMK, d.d., Ljublja­ na. Izračuni pa tudi izkušnje iz že dograjenih polj so pokazali, da je možno ob postopni gradnji in ob učinkovitem dreniranju izcednih voda zagotavljati ustrezno in zadostno lokalno varnost brežin kot tudi varnost te­ meljnih tal proti porušitvi. Poseben problem predstavljajo veliki posedki temeljnih tal, ki se bodo razvijali pod odlaga­ liščem med polnjenjem z odpadki do višine 25 m in tudi po zaprtju odlagališča. Izračuni so pokazali, da se bodo temeljna tla pod za­ polnjenim in dokončanim odlagališčem po­ sedla od 8 9 cm na severnem robu, do 210 cm na južnem robu IV. in V. odlagalnega po­ lja, dodatno pa naj bi zaradi stisljivih slojev na globini 35 in 8 0 m nastal še posedek 3 0 do 4 0 cm. Veliki pričakovani posedki tal pod odlagal­ nim poljem in še zlasti diferenčni posedki, ki se razvijajo na posameznih delih, bi ogrozili funkcionalnost, trajnost in varnost sistema za tesnjenje odlagališčnega dna in sistema za odvod izcednih vod iz telesa odlagališča, zato je bil sprejet sklep, da se posedki tal zm anjšajo s predobremenitvijo terena. Pre- dobremenitev kot sredstvo za zmanjšanje negativnih vplivov posedkov na gradbene objekte je na Barju znan in uveljavljen posto­ pek. Pomembna razlika pri gradnji IV. in V. odlagalnega polja je ta, da se je predobre- menitev izvedla v celoti iz materiala, ki se je postopoma prerival, z gradnjo odlagališč­ nega dna pa s e je pričelo šele, ko so meritve posedanj dokazale, da je primarna faza kon­ solidacije končana. Ker 1. faza izgradnje obsega severno tretjino IV. in V. polja, na kateri je bila več kot sedem let monodeponija elektrofiltrskega pepela in žlindre iz TE-TO Ljubljana, se posebna pre- dobremenitev na tem območju ni izvajala. Predpostavilo se je, da se je na tem delu že izvršila zahtevana konsolidacija terena, primerjava starih in novih geodetskih podat­ kov pa je pokazala, da seje teren že posedel za ca. 1 m, tako da je bilo potrebno le odstraniti stare nasipe pepela do višine dna tesnilnih slojev odlagališča. Dno tesnilnih slojev niso naravna, temeljna tla, temveč tla, nadvišana z inertnim, tako imenovanim kom­ penzacijskim nasipom, ki zagotavlja ust­ rezno višino dno nad nivojem podzemne vode tudi, če se bodo v temeljnih tleh razvili vsi pričakovani posedki. 3 • PRIKAZ 1. FAZE IV. IN V. ODLAGALNEGA POLJA obstoječi bazen odpadnih vod ČJ4- predviden v 2. fazi obstoječe i oni idI. POLJE obstoječe II. POLJE IV. in V. POLJE Slika 1 • Prikaz odlagališča nenevarnih odpadkov Barje in zgrajene 1. faze IV. in V. odlagalnega polja obstoječe * '\\W—mr~2 III. POLJE S Enotno IV. in V. odlagalno polje pokriva povr­ šino 12,61 ha, koristna odlagalna prostornina za odpadke pa bo 2,1 milijonov m3. Zgrajena 1. faza enotnega IV. in V. odlagalnega polja pokriva površino 3,21 ha (ca. 215 m x ca. 150 m), koristna odlagalna prostornina za odpadke pa je 3 9 4 .0 8 9 m3. Predvidena višina odlagalnega polja po sesedanju odpadkov bo 24 m. Po končanem odlaganju odpadkov se bo odlagalno polje prekrilo v skladu z zahteva­ mi Pravilnika o odlaganju odpadkov. Gradnja 1. faze enotnega IV. in V. odlagalnega polja se je pričela maja 2 0 0 2 in končala oktobra 2 0 0 2 (slika 1). Izvedena so bila naslednja dela: • pripravljalna dela vključno z izgradnjo test­ nega polja, • izgradnja obodnega nasipa, • izgradnja odlagališčnega dna, • izgradnja sistema za zbiranje in odvod iz­ cednih voda, • izgradnja sistema za zbiranje in odvod pa­ davinskih voda, • izgradnja sistema za zajem in odvod odla- gališčnega plina, • izgradnja sistema za opazovanje posedkov in kontrolo gladine izcednih vod, Geotehnične raziskave in analize je izvedel Gradbeni inštitut ZRMK, d.d., Ljubljana, projekt­ no dokumentacijo je izdelal IBE, d.d., Svetova­ nje, projektiranje in inženiring, Ljubljana, sve­ tovanje in konzultacije pa sta opravili Fakulteta za gradbeništvo in geodezijo Univerze v Ljublja­ ni in Drava Vodnogospodarsko podjetje, d.d., Ruj ter konzultant IngenieurBüro Sehlhoff, Vils- biburg, Nemčija. Izvajalci del so bili Hidrotehnik Vodnogospodarsko podjetje, d.d., Ljubljana, HIS, d.o.o., Ljubljana in EVJ Elektroprom, d.o.o., Kisovec, nadzornik del pa je bil A.V. Zidan, d.o.o., Komenda. Pri gradnji sta sodelovala še LGB, d.d. Ljubljana in Aktim, d.o.o. Ljubljana. 4 • PRIPRAVLJALNA DELA V sklopu pripravljalnih del seje izvedlo čišče­ nje terena in potrebne zakoličbe. Med priprav­ ljalna dela lahko štejemo tudi izgradnjo dovozne ceste za gradnjo odlagalne površine, ki je po izgradnji postala servisna cesta ob odlagalnem polju, in izgradnjo testnega oziro­ ma vzorčnega polja za preveritev ustreznosti materialov, za določitev postopkov gradnje, pa tudi za preveritev ustreznosti sodelujoče mehanizacije. Pri izgradnji testnega polja velikosti 10 m x 20 m so bili upoštevani vsi predpisani po­ stopki za kvalitetno izvedbo tesnilnih slojev ter prebodov tesnilnih slojev z drenažnimi cevmi. Izvajalec je moral uporabljati enako meha­ nizacijo in opremo, kot je bila predvidena za uporabo pri redni gradnji. Izvedel se je planum kompenzacijskega nasi­ pa, obodni nasip, izvedel se je izkop in vgrad­ nja polne cevi za prevajanje izcednih vod sko­ zi nasip, vgradili so se trije sloji mineralnega tesnila iz gline, ki jo je bilo najprej potrebno osušiti in izločiti frakcije, ki ne ustrezajo zahte­ vam za vgradnjo gline v tesnilne sloje. Na glino se je položila PEHD folija, potem se je položil zaščitni geotekstil, položila drenažna cev za izcedne vode, izvedel drenažni sloj in položila ločilna PVC mreža, prevlečena s poli- propilenom. Izvedbo testnega polja so ves čas spremljali naročnik, odgovorni nadzorniki in geomehaniki (slika 2). Po izgradnji testnega polja seje vizualno pre­ gledalo v razrezu izvedena dela, odvzelo vzorce materialov tesnilnih in drenažnih slojev 5 ter na osnovi meritev in laboratorijskih raziskav odvzetih vzorcev odločilo o postopkih gradnje celotnega polja. Med pripravljalna dela lahko štejemo tudi ob­ likovanje in utrjevanje kompenzacijske plasti iz obstoječega elektrofiltrskega pepela in žlindre debeline 2,7 m, ki je ostala po odstra­ nitvi deponije elektrofiltrskega pepela in žlindre TE-TO Ljubljana in predstavlja »nova« temeljna tla odlagališča. Slika 2 • Izvajanje del na testnem polju 5 • IZDELAVA OBODNEGA NASIPA Po izvedenem oblikovanju in utrjevanju kom­ penzacijske plasti iz elektrofiltrskega pepela so se zgradili obodni nasipi iz kamnolomske jalovine na severni in zahodni strani polja. Proti jugu s e je zgradil ločilni nasip med 1. in 2. fazo IV. in V. odlagalnega polja. Na vzhodu pa se 1. faza nasloni na brežino že zgraje- _ L nega odlagalnega polja, zato obodni nasip ni bil potreben. Širina krone obodnega nasi­ pa je 5 m, višina nasipa pa 2 ,70 m. Naklon brežine na notranji strani v polje je 1:1, na­ klon na zunanji strani pa je 1:2, kar bo tudi naklon celotne brežine zapolnjenega odla­ galnega polja. Nasip se je gradil kot kon­ struktivni nasip z valjanjem ob stalni kontroli dosežene zgoščenosti. V krono nasipa seje izkopal sidrni jarek za sidranje PEHD folije in sidranje zaščitnega geotekstila. Pri obliko­ vanju nasipa s e je upošteval tudi sloj mine­ ralnega tesnila, ki se je zaključil s sidrnim jarkom (slika 3). nasip :jz k 4Bnolom n e jalovine B A R J A N S K A TLA Slika 3 • Prerez obodnega nasipa 6 • IZGRADNJA ODLAGALIŠČNEGA DNA Po izvedenem oblikovanju in utrjevanju kom­ penzacijske plasti in izgradnji obodnih na­ sipov se je pričela izgradnja tesnilnih slojev odlagališčnega dna (slika 4). Izvedena je bila naslednja struktura dna: • utrjeni planum stare deponije elektrofiltrske- ga pepela, • 75 cm gline, vgrajene v plasteh debelih po 25 cm, • PEHD tesnilna folija debeline 2,5 mm, • geotekstil 1.200 g /m 2, • rečni prod zrnavostne skupine 1 6 -3 2 mm v debelini 10 cm in dolomitni drobljenec zrna­ vostne skupine 1 6 -3 2 mm v debelini 3 0 cm, • PVC mreža prevlečena s polipropilenom z odprtinami 10 mm x 10 mm kot ločilni sloj med odpadki in drenažnim slojem. 6.1. Izgradnja tesnilnih slojev Odlagalno polje, ki smo ga zgradili, je tes­ njeno z mineralnim tesnilnim slojem iz gline in s tesnilnim slojem iz polimerne, 2,5 mm debe­ le PEHD folije, tako kot to zahteva Pravilnik o odlaganju odpadkov. Mineralni tesnilni sloj je bil položen na utrjeni planum iz elektrofiltrske- ga pepela, tesnilni sloj iz PEHD folije pa na mineralni tesnilni sloj. Izgradnja mineralnega tesnilnega sloja Projektiran in izveden je bil mineralni tesnilni sloj iz treh slojev gline, katerih debelina je bila v zgoščenem stanju 25 cm, v skupni debelini 75 cm. Za izdelavo mineralnega tesnilnega sloja se je uporabila glina, s katero je že razpolagal naročnik in je bila deponirana na odlagališču Barje, glina, ki se je dovažala iz Ivančne Gorice in manjša količina gline, ki se je dovažala iz Črnuč v Ljubljani. V spodnji tesnilni sloj, to je v sloj gline nad elektrofil- trskim pepelom in v srednji tesnilni sloj, se je vgrajevala glina, deponirana na odlagališču Barje in glina iz Črnuč, v zgornji tesnilni sloj, to je sloj pod PEHD folijo, pa seje vgrajevala gli­ na iz Ivančne Gorice, Z ustreznim načinom vgradnje je bilo možno dosegati predpisane parametre glede zbitosti in vodoprepustnosti. Povprečna vrednost zbitosti spodnjega sloja gline, merjena z izotopno sondo na 49 mestih, je bila 97,4 % po SPP, minimalna vrednost pa 9 4 .2 % po SPP, povprečna vrednost zbitosti srednjega sloja gline, merjena z izotopno son­ do na 28 mestih, je bila 98,0 % po SPP, mini­ malna vrednost pa 94,1 % po SPP in povpreč­ na vrednost zbitosti zgornjega sloja gline, merjena z izotopno sondo na 2 8 mestih, je bila 98,1 % po SPP, minimalna vrednost pa 94.2 % po SPP. Za 8 % meritev na spodnjem sloju gline, za 14 % meritev na srednjem sloju in za 4 % meritev na zgornjem sloju je bila dosežena zbitost manjša, vendar ne za več kot 1 % od zahtevane minimalne vrednosti, to je 9 5 % po SPP. Preiskave vodoprepustnosti so se izvedle v laboratoriju pri vertikalnih tlakih 50, 100 in 2 0 0 kPa za vsak vir gline posebej. Pri ver­ tikalnem tlaku 2 0 0 kPa je vodoprepustnost pri glini, k ije bila deponirana na odlagališču Barje, znašala 9,0.10~10 m /s, pri glini iz Črnuč 1,1.10'9 m /s in pri glini iz Ivančne Gorice 2 ,0 .1010 m /s. Pravilnik o odlaganju odpadkov zahteva vodoprepustnost v laboratorijskih razmerah 5.10 10 m /s, pri preizkusu na kraju vgradnje pa 1.109 m /s. Aerometrijske in sejalne analize zrnavosti gline so pokazale, da je pri glini, ki je bila de­ ponirana na odlagališču Barje, delež zrn, manjših od 0 ,0 0 2 mm 2 0 ,0 %, vsa zrna pa so manjša od 16 mm. Pri glini iz Črnuč je SANITARNA ZAČASNA ZAPORA PVC MREŽA prevlečena s polipropilenEom DRENAŽNI SLOJ v skupni debelini 40fcm PEHD DRENAŽNA CEV zunanjega premera 315 mm GEOTEKSTIE 1.200 g /m 2 PEHD TESNILNA FOLIJA debeline 2,5 mm 75 cm GLINE, vgrajene v plasteh debeline po 25 cmPREHODNI KOS DRENAŽE z g .k o ta talne; vode BARJ ANSKA TLA Slika 4 • Prerez odlagališčnega dna delež zrn, manjših od 0 ,0 02 mm 13,5 %, vsa zrna pa so manjša od 11,2 mm, pri glini iz Ivančne Gorice pa je delež zrn, manjših od 0 ,0 0 2 m m 2 5 ,0 %, vsa zrna pa so manjša od 2 2 ,4 mm. Pri vgradnji zgornjega sloja gline, to je sloja pod PEHD folijo, seje poskušalo doseči, da na površini ne bi bilo zrn z ostrimi robovi in da bi bila največja velikost zrn na zgornjem delu 2 0 mm, saj se je neposredno nad sloj gline polagala PEHD folija. Spodnji sloj gline je bil položen s padcem 2 % proti obodnim nasipom in s padcem 3 % proti drenažnim cevem (sliki 5 in 6). Položitev PEHD folije Neposredno na glino se je položila PEHD folija debeline 2,5 mm, spojena z varjenimi spoji (sliki 7 in 8). V koritu, ki s e je oblikovalo že v mineralnem tesnilu, se je na folijo na­ sipal drobni pesek granulacije 0 - 2 mm v debelini od 0 -1 5 cm in oblikovalo ležišče, Slika 7 • Polaganje PEHD folije Slika 8 • Polaganje PEHD folije po brežini obodnega nasipa Slika 9 • Polaganje - odvijanje PEHD folije Slika 10 • Zvar prehodnega kosa za drenažno cev in PEHD folije Slika 11 • Aparaf za varjenje PEHD folije Slika 12 «Varjenje PEHD folije posteljica za drenažno cev za izcedne vode. Izvajalec, ki je polagal folijo, je moral delati zelo previdno, da je preprečil deformiranje in razmočenje gline. Pri polaganju seje morala folija odvijati po glineni podlagi, vlečenje foli­ je je bilo prepovedano (slika 9). Folija se lahko polaga in vari pri temperaturah, višjih od 5°C, kar ni predstavljalo ovir, saj so se dela izvajala poleti. Za varjenje dolgih zvarov se je uporabljal varilni stroj, ki zagotavlja pravilno varilno temperaturo (m ed 300°C in 450°C) in hitrost varjenja (m ed 0 ,5 do 2,5 m /m in ), nosilnost oziroma pretržna vrednost stika pa je bila med 2 0 in Slika 13 • Geotekstil položen na PEHD folijo 4 0 N /m m , Optimalno temperaturo in hitrost varjenja PEHD folije je določil izvajalec s poskusnimi varjenji na testnem polju (slike 10, 11 in 12). Varilci so morali imeti ustrezne ateste za var­ jenje folij, preizkustesnosti varov pa seje izva­ jal s stisnjenim zrakom tlaka med 3 in 6 bar v trajanju najmanj 10 minut. Položitev geotekstila Na PEHD folijo s e je položil zaščitni geotekstil 1.200 g /m 2, pretržne trdnosti vzdolžno in prečno nad 4 0 N /m m . Njegova naloga je zaščita PEHD folije in hkrati tudi podloga drenažnih cevi (slika 13). 6.2. Izgradnja drenažnega sloja Za odvajanje izcednih vodje nad PEHD folijo, ki je zaščitena z geotekstilom, vgrajen drenažni sloj v skupni debelini 4 0 cm. Naj­ prej s e je nad geotekstil vgradil sloj proda iz reke Mure zrnavostne skupine 1 6 -3 2 mm in v debelini 10 cm. Prod se je dovažal iz gramoznice Krapje pri Ljutomeru in ni vse­ boval apnenca. Na ta sloj se je vgradil sloj iz dolomitnega drobljenca zrnavostne skupine 1 6 -3 2 mm v debelini 3 0 cm iz kamnolomov Šmartno pri Litiji in Pleše pri Škofljici. Obe plasti skupaj naj bi zagotavljali čim manjše mašenje sistema za odvod izcednih vod (sliki 14 in 15). Na drenažni sloj se je položila PVC mreža, prevlečena s polipropilenom z odprtinami 10 mm X 10 mm, pretržne trdnosti vzdolžno in prečno nad 26 N /m m kot ločilni sloj med drenažnim slojem in odpadki in naj bi pre­ prečila poškodovanje drenažnega sloja pri vgradnji odpadkov. Slika 14 • Izgradnja drenažnega sloja Slika 15 • Drenažni sloj položen na geotekstil 7 • IZGRADNJA SISTEMA ZA ZBIRANJE IN ODVOD IZCEDNIH VOD 7.1. Polaganje sistema za zbiranje izcednih voda na dnu odlagališča V drenažnem sloju so nad geotekstilom na medsebojni razdalji 3 0 m položene PEHD drenažne cevi zunanjega premera 315 mm z debelino sten 18,7 mm za tlak 6 barov (slika 16). Cevi so položene z vzdolžnim padcem 2 % oziroma 3 % v pasu ca. 5 0 m od roba odlagalnega polja. Uporabljene so drenažne kanalizacijske cevi, ki imajo perforacijo v ob­ segu 240° Minimalna površina perforacije je 100 cm 2/m . Zaradi pričakovane deformacije temeljnih tal niso bile dovoljene dolge reže na ceveh, temveč samo okrogle oziroma podolgovate odprtine. Po položitvi se je cev obsula in zasula nad temenom v debelini mi­ nimalno 4 0 cm (slika 17). Prehod drenažnih cevi skozi tesnilne sloje obodnega nasipa seje izvedel s posebnimi pre­ hodnimi kosi iz litega PEHD, ki so se temeljili v glino ter uvarili v PEHD tesnilno folijo. Drenažne cevi se po prehodu skozi tesnilne sloje nadaljujejo skozi obodni nasip kot polne cevi enakega premera in enakega trdnost­ nega razreda. [732034.35 m: 3 3 « 6 j SI Slika 16* Situacija drenaž za izcedne vode s prispevnimi površinami Vsaka drenaža se priključuje na kontrolni jašek preko sifonske zapore globine 8 0 0 mm. Iz si­ fonske zapore se izcedne vode pretakajo v zbi­ ralni kanal za prevajanje izcednih vod in naprej v sistem za odvod izcednih vod z odlagališča Barje. Drenažne cevi imajo pred priključitvijo v jašek priključek premera 315 mm za uvajanje čistilnih naprav oziroma kamere za optični nad­ zor položene drenaže ter priključek za odvod odlagališčnega plina premera 100 mm. 7.2. Izgradnja kontrolnih jaškov Do globine 2,5 m so bili vgrajeni kontrolni jaški premera 1.500 mm, pri globinah, večjih od 2,5 m pa so se vgradili kontrolni jaški premera 2 .500 mm. Jaški so izdelani iz PEHD in so iz­ vedeni plinotesno, vodotesno in so odporni na izcedno vodo. Pokrov jaška je opremljen s ključavnico in je prav tako iz PEHD. Jaški so dostopni za pregled, prav tako pa tudi za čiščenje cevovodov, ki so priključeni na jašek. Nadzor in čiščenje se bo izvajalo s kamero in čistilnimi napravami (visokotlačno spiranje ipd.) (sliki 18 in 19). 7.3. Izgradnja zbirnega gravitacijskega kanala za prevajanje izcednih vod - kanal 1 Kanal prevaja izcedne vode v bazen za zadrževanje in prečrpavanje izcednih vod z oznako ČJ1. Za kanal so uporabljene PEHD Slika 17 • Položena drenažna cev za zbiranje izcedne vode vode iz ČJ1 v obstoječi bazen za odpadne vode. Dolžina kanala je 471 m, višina črpa­ nja pa je 10 m. Kanal je bil položen v jarek globine 1,0 m na peščeno podlago v debelini 10 cm. 7.5. Izgradnja zbirnega in prečrpovalnega bazena ČJ1 Gradnja zbirno-prečrpovalnih bazenov na odlagališču je zelo zahtevna, saj vsi izkopi, ki segajo več kot 2 m globoko v tla, zahtevajo varovanje sten izkopa gradbene jame. Dno bazena ČJ1 je več kot 5 m pod površino terena. Kljub temu da je bilo v načrtu izgrad­ nje predvideno zavarovanje sten izkopa z jet-grouting slopi, so bili med izvajanjem del vdori tekočega peska v gradbeno jam o tako močni, da je bilo potrebno izvedeno je t- grouting steno še dodatno ojačiti (slika 22). Tlorisna velikost bazena je 5 ,6 m x 20,6 m, notranja globina bazena je 5 ,2 m, debelina dna je 60 cm in debelina sten je 3 0 cm. Ba- Slika 19 • Kontrolni jašek na kanalu za izcedne vode cevi zunanjega premera 315 mm in z debe­ lino stene 18,7 mm za tlak 6 barov. Stiki so med seboj varjeni, kontrola notranje obdelave pa je bila posneta s kamero. Gradbeni izkop za kanal se je izvajal z delovnega platoja, ki je bil formiran vzdolž celotnega boka deponije s položitvijo geotek- stila 4 0 0 g /m 2 in nasipom drobljenca v debe­ lini 4 0 cm. Z delovnega platoja seje izvajal od­ kop kanala brez razpiranja do globine 2 m, v večjih globinah pa je bilo potrebno varovanje izkopa z zagatnicami in razpiranjem. V dno izkopa so se zabili leseni piloti premera 1 6 - 20 cm, globine 6 - 8 m, na razdalji 1 m (sliki 20 in 21). Preko glav pilotov seje položil geotekstil 4 00 g /m 2 in izvedel nasip iz grušča v debelini 30 cm. Na tako formirano podlago seje potem 7.4. Izgradnja zbirnega tlačnega kanala za prevajanje izcednih vod - kanal 5 Zgrajeni tlačni kanal iz PEHD, premera 2 0 0 mm za tlak 6 barov, prevaja izcedne zen je izveden iz armiranega betona MB 30 z dodatkom za vodoneprepustnost. Stene so pred poškodbami zaradi podzemne vode zaščitene s hidroizolacijo na zunanji strani, izvedla peščena po­ steljica cevovoda. Položena cev se je zasula s peskom v debelini 3 0 cm nad temenom cevi, ostali del izkopa pa se je zasul s kamnolom- sko jalovino. Vodo- tesnost položenega kanala se je pre­ skusila z vodo. Slika 20 • Zabijanje pilotov za položitev kanala za izcedne vode Slika 21 • Piloti zabiti v dno jarka Slika 22 'Zaščita gradbene jame za zbirni in prečrpovalni bazen ČJ1 z jet-grouting slopi Slika 23 • Izgradnja zbirnega in prečrpovalnega bazena ČJ1 Slika 24 • Zgrajeni zbirni in prečrpovalni bazen ČJ1 zaščitna notranja obloga sten in dna pa je iz PEHD plošč do višine 3 ,0 m nad dnom bazena. Obratovalna prostornina bazena je 180 m3 Bazen ČJ1 je dimenzioniran za zadrževanje izcednih vod 24 ur (sliki 23 in 24). Bazen je bil opremljen s strojnimi in elektro- instalacijami in opremo za črpanje izcednih voda iz CJ1 v bazen odpadnih voda, za si­ stem merjenja pretoka in transporta izcednih voda iz ČJ 1 v bazen odpadnih voda vključno z dobavo in instalacijo sistema vodenja. 8 • IZGRADNJA SISTEMA ZA ZBIRANJE IN ODVOD PADAVINSKIH VOD 8.1. Vgradnja betonskih kanalet Odvod padavinskih vod s površine bokov de­ ponije, berme med cesto in stabilnostnim nasipom in ceste je izveden iz predizdelanih betonskih kanalettrapeznega prereza. Vgrajene kanalete so bile dveh tipov, in sicer so bile glo­ boke 60 cm s širino dna 60 cm in širino na gladi­ ni 120 cm oziroma so bile globoke 30 cm s ši­ rino dna 50 cm in širino na gladini 75 cm. Kanalete so se temeljile na lesenih pilotih. Preko zaščita sten izkopa gradbene jam e z jet— grouting piloti, vendar seje zaradi problemov pri zaščiti sten izkopa pri ČJ1 izvedla zaščita sten izkopa z lesenimi piloti. Tloris bazena je nepravilen šesterokotnik, notranja globina bazena je 2 ,8 m, debelina dna je 95 cm in debelina sten 3 0 cm. Bazen je izveden iz armiranega betona MB 3 0 z dodatkom za vodonepropustnost. Stene so pred poškodbami zaradi podtalnice za- tet. Predvidena maksimalna gladina vo­ de v laguni je 70 cm nad dnom (sliki 25 in 26). V retenzijski laguni je možno kontrolirati stanje gladin in kakovost vode z on-line analizator­ jem ter meriti iztečene količine z merskim prelivom. Predvideno je, da bo v retenzijski la­ guni stalno določena količina vode za gašenje požarov. Zaradi sorazmerno majhnih reten- zijskih zmogljivosti lagune so montirane črpal- Slika 26 • Zgrajena retenzijska laguna RL2Slika 25 • Izgradnja retenzijske lagune RL2 pilotov se je do projektiranega planuma izve­ del nasip iz grušča ovit v geotekstil 4 0 0 g /m 2. Kanalete so se položile v peščeno podlago. 8.2. Izgradnja retenzijske lagune za padavinske vode RL2 Enako kot pri izvedbi bazena za prečrpavanje izcednih vod ČJ1 je bila tudi tukaj projektirana ščitene z izvedbo hidroizolacije zunanjih betonskih sten bazena, zaščitna notranja obloga sten in dna pa je iz PE-HD plošč. Retenzijska laguna je bila dimenzionira­ na v velikosti razpoložljivega prostora in maksimalno dovoljene globine vkopa, za­ radi tega volumni ne ustrezajo 24-urnemu zadrževanju padavinske vode vseh intenzi- ke za črpanje vode iz lagune RL2 v retenzijski bazen izcednih voda ČJ1, kadar voda ne bi ustrezala za izpust v vodotok. Za prenos informacij in za zagotovitev pogona opreme je ob laguni razdelilec za elektro­ energetsko napajanje motorjev ter naprav, Razdelilec in analizator sta nameščena v malem pisarniškem zabojniku. 9 • IZGRADNJA SISTEMA ZA ZAJEM IN ODVOD ODLAGAUŠČNEGA PLINA Predviden je klasičen in učinkovit sistem za zajem in črpanje odlagališčnega plina s po­ močjo odplinjevalnih jaškov oziroma plinja- kov. Z izgradnjo vertikalnih odplinjevalnih jaškov, ki se na vrhu zaključijo z začasnimi plinjaki ter s cevno povezavo vseh teh plinja- kov s plinsko črpalno postajo, se ustvari določen podtlak, ki onemogoči izhajanje plina na površje odlagališča. Predvidevamo, da vertikalni odplinjevalni jašek ustvarja podtlak v krogu premera ca. 4 0 m, zato so le-ti zgrajeni v rastru ca. 40 m (slika 27). Začasni plinjaki se dvigajo sočas­ no s polnjenjem polja z odpadki. 9.1. Izgradnja odplinjevalnih jaškov Odplinjevalni jašek je steber filtrskega mate­ riala granulacije 3 2 - 6 0 mm, sredi katerega stoji perforirana cev PEHD DN 160 mm za tlak 10 barov in poteka od delovnega planuma dna deponije do vrha deponiranih kompakti- ranih odpadkov. Na vrhu tega jaška je postav­ ljen plinjak s pokrovom in priključki za meritve pretočne količine plina, kvalitete, temperature, nastavitve pretočne količine in za odvzem vzorcev. Dokler napreduje polnjenje odlagal­ nega polja v višino, so plinjaki začasni. 9.2. Izgradnja začasnih plinjakov Začasni plinjaki so jekleni, premera 8 0 0 mm in visoki 4 m. Služijo kot samonosni opaž pri gradnji odplinjevalnega jaška. Opremljeni so z ušesi za izvlečenje, tako da se jih lahko dviga skladno z napredovanjem odlagališča v višino. Zaradi preprečitve vdora zraka iz površja v odplinjevalni sistem mora biti pli- Slika 27 • Situacija odplinjevalnih jaškov - plinjakov Slika 31 • Položeni glavni plinovod Slika 28 • Postavljeni začasni plinjaki Slika 30 • Gradnja glavnega plinovoda Slika 29 »Začasni plinjak njak vedno najmanj 2 m v deponijskem te­ lesu. Poleg tega je potrebno začasne plinja- ke tedaj, ko še niso priklopljeni na začasno odplinjanje, opremiti tudi s pokrovi za odmik eksplozijske cone pri prostem izhajanju de- ponijskega plina. V sklopu investicije 1. faze je bilo v drenažno plast nad tesnilnimi sloji postavljenih 37 začasnih plinjakov (sliki 28 in 29). Začasni povezovalni cevovodi med po­ sameznimi začasnimi plinjaki bodo name­ ščeni nadzemno, in sicer na kompaktiranih odpadkih ter se bodo priključevali na zbirne vode za odlagališčni plin in na novozgrajeni glavni plinovod iz šestih vzporedno položenih cevi iz PEHD DN 160 mm za tlak 4 bare ter bodo tako preko njega priključeni na plinsko vakuumsko črpalko in od tod na napravo za proizvodnjo električne energije s plinskimi motorji oziroma na sežig odlagališčnega pli­ na na bakli (sliki 30 in 31). 10 • IZGRADNJA SISTEMA ZA OPAZOVANJE POSEDKOV IN KONTROLO GLADINE IZCEDNIH VOD Posedki in diferenčni posedki, ki se razvijajo v temeljnih tleh in v vplivnem območju odlaga­ liščnega telesa in spremljajočih objektov, lahko ogrozijo funkcionalnost, trajnost in var­ nost talnega tesnilnega in drenažnega ustroja odlagališča, zato je bil že v fazi projektiranja izdelan načrt geotehničnih opazovanj pose­ danj in diferenčnih posedanj, ki omogoča stal­ no spremljanje dogajanj v tleh, tako v času gradnje, v času polnjenja in zapiranja deponi­ je, pa tudi v času ureditve površine deponije za druge namene. Sistem geotehničnega opazovanja je zasno­ van kot robusten, trajen sistem, ki omogoča pridobivanje podatkov ustrezne zanesljivosti in stalno kontrolo skladnosti projektnih izraču­ nov in skladnosti geotehnične prognoze z de­ janskim razvojem dogodkov v tleh. 10.1. Izgradnja sistema za opazovanje posedkov V geotehnično opazovalno mrežo so vklju­ čene: • robustne posedalne plošče, s katerimi spremljamo vertikalne pomike v tleh na iz­ branih točkah z geodetskim opazovanjem, • hidrostatični merilniki profila (horizontalni inklinometri), s katerimi spremljamo vertikalne premike deponije v izbranem profilu zvezno, preko celotne širine oziroma preko dela depo­ nije. Glede na lego in velikost IV. in V. odlagal­ nega polja zvezno opazovanje celotnega dna ne bo možno, opazovati pa bo možno zunanji del telesa v dolžini ca. 80 m, to pa je v pasu, kjer se pričakujejo največji diferenčni posedki. Na območju 1. faze je bilo predvidenih in iz­ vedenih 8 robustnih posedalnih plošč (slika 3 2 ) in 2 horizontalna inklinometra. 10.2. Izgradnja sistema za kontrolo gladine izcednih vod Za opazovanje gladine izcednih vod v telesu odlagališča so se namestili piezometri, ki so bili postavljeni v neposredni kombinaciji z ro­ bustnimi posedalnimi ploščami v isti zaščitni cevi (slika 33). Gladina izcednih vod je pomembna za stabilnost telesa odlagališča. Poleg rednih meritev posedanj in gladine iz­ cedne vode na samem odlagalnem polju poteka tudi obsežen monitoring stanja in ka­ kovosti podzemne vode na širšem območju odlagališča nenevarnih odpadkov Barje. Slika 32 • Postavitev robustne posedalne plošče Slika 33 • Robustna posedalna plošča s piezometrom 11 «SKLEP Zgrajena 1. faza enotnega IV. in V. odlagal­ nega polja na odlagališču nenevarnih odpad­ kov Barje predstavlja edinstven objekt v Slo­ veniji, ki ga lahko zaradi njegove lege na barjanskih tleh uvrstimo med najbolj zahtev­ ne, hkrati pa tudi med največje zgrajene odla­ galne površine pri nas. V času izvajanja del je prihajalo do raznih problemov, ki se jim pri delih na tako težavnih terenih ni možno nikoli izogniti. To pa nikakor ni vplivalo na končno kakovost objekta, kije bil uspešno in kakovost­ no zgrajen v pogodbenem roku pet mesecev. Zaključku izgradnje je sledilo poskusno obra­ tovanje, namenjeno preverjanju delovanja vseh sistemov in odpravi eventualnih po­ manjkljivosti, avgusta 2 0 0 3 pa je bilo prido­ bljeno uporabno dovoljenje. Razširitev odlagališča nenevarnih odpadkov na območju podaljšanega IV. in V. odlagalnega polja novega dela odlagališča komunalnih odpadkov Barje v Ljubljani, projekt za pridobitev gradbenega dovoljenja (PGD), številka ODLB.P45-D102/67. Ljubljana: IBE d.d. Ljubljana, maj 2001. Razširitev odlagališča nenevarnih odpadkov na območju podaljšanega IV. in V. odlagalnega polja novega dela odlagališča komunalnih odpadkov Barje v Ljubljani, projekt za razpis - 1. faza (PZR), številka ODLB.P45-D102/67. Ljubljana: IBE d.d. Ljubljana, marec 2002. Razširitev odlagališča nenevarnih odpadkov na območju podaljšanega IV. in V. odlagalnega polja novega dela odlagališča komunalnih odpadkov Barje v Ljubljani, projekt za izvedbo (PZI), številka 0DLB.P45-D102/67. Ljubljana: IBE d.d. Ljubljana, april 2002. Geotehnični elaborat za razširitev odlagališča nenevarnih odpadkov na območju IV. in V. odlagalnega polja novega dela odlagališča Barje v Ljublja­ ni, DN 3 2 0 2 0 6 /0 0 0 . Ljubljana: Gradbeni inštitut ZRMK d.d., februar 2001. Poročilo o kontroli kakovosti vgrajenih materialov in izvedenih del pri izvedbi 1. faze IV. in V. odlagalnega polja na odlagališču komunalnih odpad­ kov Barje, DN 9 2 /0 2 . Ljubljana: AKTIM d.o.o, oktober 2002. Pravilnik o odlaganju odpadkov, Uradni list RS 5 /2 0 0 0 . Interna dokumentacija Snage Javnega podjetja d.o.o. Ljubljana vključno z dnevniki o izvajanju del izgradnje 1. faze IV. in V. odlagalnega polja. Interne fotografije Snage Javnega podjetja d.o.o. Ljubljana. POSPEŠENA GRADNJA PREDORA DEKANI RAPID CONSTRUCTION TUNNEL f doc. dr. Vojkan Jovičič, univ. dipl. inž. grad., IRGO Inštitut za Rudarstvo, Geotehnologijo in Okolje izr. prof. dr. Jakob Likar, univ. dipl. inž. rud., Naravoslovnotehniška Fakulteta, Univerza v Ljubljani dr. Jakob Šušteršič, univ. dipl. inž. grad., IRMA - Inštitut za raziskovanje materialov in aplikacijo Povzetek I Odsek avtoceste Klanec-Srmin poteka po hribovitem območju, ki ga v pretežni meri sestavljajo trdni in delno tektonsko poškodovani apnenci, dolomiti in fliši. Predor Dekani je dvocevni cestni predor, dolg 2150 m, ki poteka v celoti v tektonsko poškodovanih flišnih kamninah, Te sestavljajo plasti laporjev in peščenjakov, debeline od nekaj centimetrov do več metrov, ki so na določenih mestih močneje prelomljene in zdrobljene, tako da so samonosilne sposobnosti v precejšnji meri zmanjšane. Gradnja predora je potekala intenzivno po principih NATM v štirih napadalnih točkah iz vzhoda in zahoda tako, daje bil izkopni profil deljen na kaloto, stopnico in talni obok. V času izva­ janja del je bilo narejeno 60 m dolgo raziskovalno polje z namenom, da se ugotovi, do katere spodnje meje mehanskih lastnosti kamnine je mogoče uporabiti mikroarmirani brizgani beton kot osnovni material za lupino primarne podgradnje. Z uporabo mikroarmiranega betona se lahko izognemo uporabi sulic, jeklenih segmentov in arma­ turnih mrež. Uporaba mikroarmiranega betona seje pokazala kot ustrezna za tovrstne kamnine in naslednjih 400 m predora je bilo izdelano hitreje ter z znatnim zmanjšanjem stroškov zaradi manjše porabe časa in materiala. Izvajalec je dosegel napredke v izko­ pu in primarnem podpiranju tudi do 7 m na dan inje končal izkop leve cevi 4 mesece pred rokom. Rezultati jasno kažejo, daje načrtovanje, ki se prilagaja dejanskim geome­ hanskim pogojem pri izkopu predora učinkovito, ob tem daje izvajalec dosegal vsesko­ zi predpisano kakovost del. Summary | The section of the motorway Klanec-Srmin runs through the hills, which are predominantly made of limestone, dolomite, and flish. In its full 2150 m length, the twin tunnel Dekani runs through the tectonically reworked flish, which is made of the intermit­ tent layers of sandstone and clay stone. The flish is frequently exposed as turbidite, with layers only few centimetres thick, but also appears in layers up to several meters thick. As a rule, the whole geological sequence is tectonically reworked featuring faults and dis­ continuities, which lower the self-bearing of the strata. The construction of the tunnel was carried out using the principles of the NATM method, on four attacking points, with the excavation profile divided into the top, the bench, and the invert. The 60 m long research section of the tunnel was initiated during the construction. The aim was to investigate the lower boundary of the mechanical characteristics of the rock, for which the micro fibre con­ crete can be used as the only material for the primary lining, thus avoiding the use of steel arches and reinforcement meshes. The micro fibre concrete was proved to be an efficient solution and the further 400 m of the tunnel was constructed more rapidly bringing remark­ able savings in the use of time and material. The contractor was making a progress in the excavation and primary support in average 7 m/day and managed to finish the left tube of the tunnel 4 months earlier. This shows that active design that takes into account the cur­ rent geotechnical conditions encountered during the construction of the tunnel can be effi­ cient while not compromising the specified quality of the works. OF DEKANI Strokovni članek UDK 624.21: 625.745.1:620.17 1 • UVOD Ministrstvo za šolstvo, znanost in šport finan­ cira aplikativno raziskovalno nalogo z naslovom: Izboljšanje primarne podgradnje predorov v slabo nosilnih kamninah z upo­ rabo mikroarmiranega brizganega betona. Nalogo sofinancira SCT, d.d. Nosilec razisko­ valne naloge je IRGO - Inštitut za rudarstvo, geotehnologijo in okolje, Ljubljana, sodeluje pa IRMA - Inštitut za raziskavo materialov in aplikacije d.o.o., Ljubljana. Cilj raziskovalne naloge je bil odgovoriti na vprašanje, ali obstaja realna možnost široke uporabe mikroarmiranega brizganega beto­ na, v nadaljevanju MABB, v zahtevnih geoteh- ničnih pogojih. Do zdaj je bil MABB uporabljen v hribinskih kategorijah A2 in delno v BI (kla­ sifikacija po ONORM B 2 2 0 3 ). Cilj naloge je, da se do sedaj dosežena meja uporabnosti zniža na hribinsko kategorijo B2. Za namen raziskovanja je bil izbran dvocevni predor Dekani na AC Klanec-Srmin v dolžini 2150 m. Predor Dekani je prvi predor z večjim pre­ merom v Sloveniji, ki je v celoti narejen v flišni geološki zgradbi. Zahodni usek predora Deka­ ni v flišno skalo je prikazan na sliki 1. V okviru raziskovalne naloge je bilo narejeno 60 m dolgo raziskovalno polje z namenom, da se ugotovi, do katere spodnje meje me­ hanskih lastnosti kamnine je mogoče uporabi­ ti mikroarmirani brizgani beton kot osnovni material za lupino primarne podgradnje. Cilj je bil poenostaviti tehnologijo primarne podgrad­ nje predora in na ta način pospešiti izkop pre­ dora ob istočasni pocenitvi gradnje. Slika 1 * Začasni portal na zahodni strani predora Dekani 2 ‘ GEOLOŠKI POGOJI Za geološko zgradbo fliša v območju predora Dekani so značilne tektonske enote, ki potekajo v smeri severozahod-jugovzhod. Fliš je ime, ki ga uporabljamo za več kamnin, ki nastopajo skupaj in so nastale pod posebnimi pogoji v določenem okolju.. Fliš je dobil ime po nem­ škem glagolu Messen, kar pomeni teči, zato ga lahko imenujemo "tekoča" kamnina. Dekanski fliš je iz časa paleogena, starosti okoli 35 do 60 milijonov let. Specifično strukturo fliša pripi­ šemo posebnem načinu nastanka tovrstnih, kamnin. Fliš je nastal z odlaganjem usedlin v globlje morje s celinske police. Pri tem so na­ stali podvodni plazovi in kalni tokovi, iz katerih so se na celinskem pobočju odložile flišu po­ dobne kamnine. To je podalo flišu posebno strukturo, ki je bila nato podvržena še tekton­ skim vplivom. Gubanje flišnih plasti na ob­ močju predora Dekani je posledica intenzivne tektonike oz. narivanja paleogenih apnencev na eocenske flišne plasti. Fliš sestavljajo konglomerati ali breče, peščenjaki in laporji. Plasti so se usedale po določenem zaporedju, ki je posledica zmanj­ šanja energije v podvodnem kalnem toku. V preseku fliša pogosto opazimo tipično tur- biditno zaporedje: na dnu je konglomerat ali breča, sledi peščenjak in nad njim lapor. V dekanskem flišu prevladujejo plasti sivega laporja in peščenjaka. V petrografskem smislu je lapor meljevec z 20 do 40 % kalcita. Kremen je v kamninski masi zastopan z 1 8 -2 3 %. Pre­ ostanek predstavljajo glineni minerali zmesne strukture illit/montmorilonit in klorit. Lapor na­ stopa v plasteh debeline nekaj mm do 10 ali 2 0 cm. Značilnost laporja je, da pod vplivom spremembe vlažnosti hitro razpade. To pome­ ni, da v notranjosti kamninske mase, kjer je na­ ravna vlaga konstantna, delujejo stalne notra­ nje sile sukcije, ki mu efektivno zvišajo trdnost. Te sile hitro upadejo zaradi spremembe vlaž­ nosti v stiku z atmosfero, do katere prihaja pri izkopu predora. Mehčanje laporja zaradi upada sukcije je potrebno v smislu stabilnosti upošte­ vati tudi dolgoročno zaradi spremembe režima vlažnosti okoli predorske cevi. V dekanskem flišu so peščenjaki drobno in grobo zrnati. V petrografskem smislu pešče­ njak opredelimo kot glinenčevo - kremenovo kalcitni peščenjak z granulacijsko sestavo meljevca, drobnozrnatega peščenjaka in grobozrnatega peščenjaka. Med zrni pre­ vladujejo kremen in glinenci. Vezivo peščenja­ ka je apneno, kar mu daje veliko trdnost. Pla­ sti peščenjaka so lahko debele od 1 cm do 2 m. V zaporedju z laporjem plasti peščenja­ ka prevzamejo glavnino napetostnih vplivov. V strukturi dekanskega fliša prevladujejo dis­ kontinuitete in gube. Prvi tip diskontinuitet, pogojenih s prej opisano genezo, predstavlja­ jo ploskve plastovitosti, ki nastopajo v medse­ bojni razdalji med nekaj mm do 1 m. Pravo­ kotno na plastovitost se pojavljata še dva sistema diskontinuitet, ki medsebojno oklepa­ ta kot 75° do 90°. Medsebojna oddaljenost teh razpok je približno 2 0 -8 0 cm za prvi sistem in 5 0 do 180 cm za drugi sistem. Predstavljeno kompleksno geološko sliko, ki jo je narekovala razgibana flišna struktura, lahko ocenimo kot neugodno za izvajanje izkopa predora. Dotoki medrazpoklinske vode, ki so bili redno prisotni v območju nizkega nadkrit- ja, so dodatno oteževali dela v predoru. Za območje raziskovalnega polja je bila iz­ brana relativno ugodna geološka zgradba v hribinski kategoriji B2. V geološki zgradbi so prevladovale plasti peščenjaka od 2 0 cm do 1,0 m debeline. V medplasteh so se nahajali glinovci in meljevci, katerih debelina je znaša­ la do 5 cm. Kamnina tektonsko ni bila močno poškodovana, zaprte in zmerno hrapave razpoke so bile usmerjene pravokotno na plastovitost. Z napredovanjem izkopa so se vrednosti koeficientov RMR na območju raziskovalnega polja dvignile s 50 na okoli 70 in kategorizacija hribine seje spremenila iz B2 v B I. Zaradi tega je bilo raziskovalno polje samo delno uspešno zasnovano, ker je bilo prvotno načrtovano, da je v celoti v hribinski kategoriji B2. Slika 2 • Menjavanje plasti peščenjaka in laporja v karakteristični strukturi dekanskega fliša 58t SHEMA SIDRANJA ANCHOR SCHEME ROCK BOLT SN L ■ 4 m * STOPNICA BENCH KALOTA TOP HEADING STOPNICA BENCH Slika 3 • Načrtovani podporni ukrepi v hribinski kategoriji B2 3 • PODPORNI UKREPI IN OPAZOVANJE V RAZISKOVALNEM POLJU Podporni ukrepi v primarni podgradnji za hrib- insko kategorijo B2 s talnim obokom so pred­ stavljeni na sliki 3. Primarna obloga briz­ ganega betona MB25 debeline 20 crnje bila enojno armirana z armaturno mrežo Q189. Uporabljeni so bili TH21 jekleni segmenti in SN sidra 0 28 mm, z nazivno nosilnostjo 2 5 0 kN v razporedu, kije prikazan na sliki 3. Podporni ukrepi v primarni podgradnji, ki so bili uporabljeni v raziskovalnem polju, pa so prikazani na sliki 4. Primarna obloga je bila narejena izključno iz MABB, marke MB25, de­ beline 20 cm. Uporabljena so bila SN sidra 0 28 mm v razporedu, ki je bil enak kot v pri­ marni podgradnji za hribinsko kategorijo B2. Namen uporabe MABB je bil nadomestiti armaturno mrežo in jeklene segmente, in sicer tako, da mikroarmatura prevzame začetne natezne napetosti in s pospešeno duktilnostjo prepreči pojav mikrorazpok. Vloga jeklenih segmentov je delno prevzeta s pospešenim strjevanjem MABB-a, ki je hitro dosegel nosil­ no tlačno trdnost. Mikroarmirani brizgani beton z jeklenimi in polipropilenskimi vlakni (skrajšano: MABB- JPV) se je pripravljal po mokrem postopku. Vsi postopki priprave, transporta in vgra­ jevanja so bili podobni postopkom, ki se PREREZ I HRIBINSKA KATEGORIJA B2 S TALNIM OBOKOM PODPORNI UKREPI V RAZISKOVALNEM POLJU PREČNI SKLON = 2,5 % -STOPNICA SHEMA SIDRANJA I STOPNICA- KALOTA Slika 4 • Podporni ukrepi, uporabljeni v raziskovalnem polju uporabljajo za brizgani beton brez vlaken. Osnovni sveži beton (brez pospešila) se je pripravljal na obstoječi betonarni v Dekanih in se je do gradbišča transportiral z agitatorji, kjer se je dodajala predpisana količina po­ spešila. Za MABB-JPV so se uporabljale naslednje vrste osnovnih materialov: • cement (OEM ll/A-S 42,5 R Anhovo) • plastifikator MAPEFLUID X 404 • pospešilo MAPEQUICK AF 1000 • jeklena vlakna JV 4 0 /1 6 , dolžine 16 mm premera 0 ,4 0 m m -0 ,4% vol • polipropilenska vlakna PV10, dolžine 10 m m -0 ,05 % vol. • zamesna voda na suhi agregat • frakcija agregata 0 /1 mm, 0 /4 mm in 4 /8 mm V raziskovalnem polju je bila postavljena mer­ ska oprema, kije zajela konvergenčni merski profil, geotehnična merska sidra, ekstenzo- metre in napetostne celice. Za kontrolo defor­ macij hribine okrog predorske cevi so bili uporabljeni normalni elektronski tahimetri (distomati). Konvergenčne merske točke so bile opremljene z optičnimi prizmami. V ob­ močju raziskovalnega polja so bili postavljeni konvergenčni merski profili na vsakih 10 m. Merska sidra so bila izdelana iz rebrastih je­ klenih palic z nosilnostjo 1 55 0 /15 70 N /m m 2. Merski uporovni lističi, ki so bili pritrjeni na jeklene palice diametralno v dveh smereh, so omogočali ugotavljanja osne sile v sidru in tudi raznos osnih sil v sidru. Meritve z večtočkovnim ekstenzometrom so bile namenjene ugotavljanju premikov in spre­ memb napetosti po globini hribine okrog pre­ dorske cevi vključno s plastifikacijo, lezenjem in relaksacijo materiala. V geotehnični merski profil so bili vgrajeni ekstenzometri na glo­ binah: 3 m, 6 m in 9 m, na treh višinah v levem in desnem boku cevi. Za merjenje deformacij in porazdelitve napetosti v oblogi predora sta bila predvidena dva sestava. Prvi za določa­ nje napetosti med hribino in oblogo iz briz­ ganega betona v radialni smeri (celice za merjenje napetosti), drugi pa za merjenje na­ petosti v oblogi iz brizganega betona v tan­ gencialni smeri. V profilu je bilo vgrajenih 7 ra­ dialnih in 7 tangencialnih celic po obodu predora. Rezultati meritev so splošno pokazali zelo umirjene pogoje. Vertikalni pomiki v prvih dveh tednih niso presegali 10 mm, horizontal­ ni pomiki pa so prav tako znašali ca. 10 mm. Odziv kamnine na izkop je bil enakomeren. Rezultati meritev so tudi kazali na relativno nizko obremenitev sider. Tipične izmerjene sile niso bile večje kot 50 kN, kar je približno 20 % od maksimalne predpisane nosilnosti sider. Globina mobilizacije sider je znašala okoli 5 m. Raznos sile po globini sidra je bil ena­ komeren, prav tako je bila enakomerna mobi­ lizacija sider po obodu izkopa. Maksimalna mobilizirana sila, ki je znašala 70 kN (2 8 % mobilizacije), je bila izmerjena v sidru, vgra­ jenem v levem boku stopnice. V nadaljevanju meritev v naslednjih štirih mesecih ni prišlo do značilne spremembe pomikov ali mobilizi­ ranih sil. Rezultati merjenja z ekstenzometrom so poka­ zali, da so pomiki na globinah, večjih od 3 m, zanemarljivi. Izjema je bil desni bok v kaloti, kjer so bili zabeleženi premiki reda velikosti nekaj milimetrov. V nadaljevanju meritev, v naslednjih štirih mesecih, je bil zabeležen le minimalen porast pomikov. Izmerjeni pritiski v celicah niso presegali 0 ,4 Mpa, ker so bile re­ lativno nizke vrednosti pričakovane za tokrat­ no fazo gradnje, ko še ni bilo talnega oboka. 4 • POVRATNE RAČUNSKE ANALIZE Rezultati geomehansko-geotehničnega opa­ zovanja so bili uporabljeni za izdelavo povrat­ nih numeričnih analiz po metodologiji, ki je prikazana v (Jovičič, 2 00 2 ). Namen analiz je bil določitev parametrov za projektiranje, ki ustrezajo izkopu in primarnemu podpiranju predora za podane geološke in geomehanske pogoje. Ti parametri so uporabni za izkop pre­ dora podanih dimenzij v flišu v hribinski kate­ goriji B I, ker so zasnovani na dejanskih, iz­ merjenih kazalnikih odziva kamnine na izkop in podpiranje predora. Rezultati analiz so bili uporabljeni za potrditev podpornih ukrepov v hribinski kategoriji B I, ki s e je uveljavljala v nadaljevanju izkopa. Povratne analize so bile narejene z metodo končnih elementov, s po­ močjo programa PHASE 2. Geometrija izkopa je bila prevzeta iz projekta za izvedbo predora Dekani za hribinsko kate­ gorijo B I in prečni sklon 2,5 %. Upoštevane so bile 3 faze izkopa in podpiranja (uporaba sider in MABB-a) v kaloti, stopnici in talnem oboku. Začetne napetosti so bile določene na podlagi znane višine nadkritja za podano stacionažo čela izkopa, pri čemer je bilo pred­ postavljeno, da so vertikalne napetosti enake horizontalnim. Začetni togostni in trdnostni parametri zem­ ljine so bili določeni na podlagi klasifikacije, ki sta jo predlagala Hoek in Brown (Hoek, 1997). Flišje bil kategoriziran skladno s po­ datki, podanimi v poročilu geološke sprem­ ljave izkopa. Za določanje mehanskih para­ metrov je bil uporabljen program RocLab. Fliš je bil modeliran kot elasto-plastičen, Mohr- Coulombov material. Analize z začetnimi vhodnimi podatki so dale rezultate, ki so bili zelo blizu izmerjenim vred­ nostim, določena odstopanja so bila opažena Rezultati na tekoče sprejetih vzorcih so pokazali karakteristično tlačno trdnost MABB-a fBK=27.3 MPa, kar je več od tlač­ ne trdnosti, zahtevane v specifikacijah za M B25=25,0 MPa. Aritmetična sredina vseh re­ le pri mobilizaciji sider. V nadaljevanju so bile izdelane povratne analize, v katerih so bili osnovni parametri spremenjeni tako, da niso odstopali od osnovne Hoek in Brownove klasifikacije. Namen povratnih analiz je bil, da se po računski poti pride do mobilizacije pod­ pornih elementov in hribinske mase, kije dejan­ sko izmerjena v merskem profilu. Končni rezul­ tati povratnih analiz za projektne parametre za izkop predora v flišu so bili naslednji: c = 377 kPa; 0 = 46°; E = 2 0 6 5 MPa; v = 0,25, kjer je c kohezija, 0 kot strižne odpornosti, E modul elastičnosti in v Poissonov koeficient. Ti parametri so bili uporabljeni za določanje podpornih ukrepov z uporabo MABB-a v na­ daljevanju izkopa po končanem raziskoval­ nem polju, v hribinski kategoriji BI. zultatov tlačne trdnosti je znašala 37,5 Mpa. Rezultati tlačnih trdnosti pri starosti 100 dni kažejo, da se je povprečna vrednost kock po­ večala na preko fBK=40 Mpa, pri čemer rezultati valjev izkazujejo srednjo tlačno trdnost le neko- 5 • REZULTATI PREIZKUSOV MABB liko nad 30 Mpa. V okvirju raziskovalne naloge smo testirali še duktilnost, elastični modul ter upogibno in cepilno nosilnost MABB-a. Več po­ drobnosti o tehnologiji in karakteristikah MABB- JPVje podano v (Šušteršič, v pripravi). Tlačne trdnosti odvzetih vzorcev so bile preiz­ kušene pri starosti 1 ,3 ,4 , 7 in 28 dni po vgra- ditivi. S pomočjo penetracijske igle Meyco je bil ugotovljen prirast tlačne trdnosti MABB-a v prvih nekaj urah po ugraditvi. Prirast tlačne trdnosti je bil določen na podlagi statistične obdelave rezultatov, ki je prikazan s krivuljo ujemanja. Detalj krivulje ujemanja priraščanja tlačne trdnosti za starost betona do enega dneva je prikazan na sliki 5. Iz krivulje ujemanja tlačne trdnosti lahko skle­ pamo, da je pričakovana tlačna trdnost dve uri po vgradnji 3 ,5 Mpa oziroma 4,5 Mpa po treh urah. Slika 5 * Krivulja ujemanja tlačne trdnosti MABB-a 6 «SKLEP Preliminarni rezultati raziskovalnega polja kažejo na to, da je bilo raziskovaljno polje uspešno izvedeno v vseh načrtovanih pod­ robnostih. Poenostavljen tehnološki po­ stopek je zvišal učinkovitost izvajalca in doseženo je bilo občutno znižanje stroškov pri izvajanju predora, tako v vgrajenih mate­ rialih kakor tudi v porabljenem času. Odziv hribine je bil izjemno ugoden, kar je tudi re­ zultat izboljšanja geoloških pogojev izkopa. Lahko sklenemo, da je tehnološki postopek, uporabljen v raziskovalnom polju, učinkovit in varen za podane geološke pogoje. Nevgrajevanje TH lokov, sulic in armaturnih mrež je imelo dvojni učinek. Po eni strani je pospešilo gradnjo, po drugi strani pa je grad­ njo občutno pocenilo. V tehnologiji, ki je bila definirana v raziskovalnem polju, najbolj kritične aktivnosti glede varnosti opravljajo stroji. Na ta način je izboljšana varnost pri delu, ker so eliminirani postopki, kijih izvajajo delavci na stiku z odprto kamnino, kjer so možnosti za nesrečo z nastankom porušitve največje. S tem je nevarnost poškodbe de­ lovne sile precej znižana. Krivulja ujemanja tlačne trdnosti MABB, prika­ zana na sliki 5, kaže na to, da lahko pričaku­ jemo, da se v prvih dveh do treh urah tlačna trdnost MABB dvigne na več kot 3 Mpa. To je dovolj za preprečitev morebitnih zruškov pri sidranju v stropu, ki se izvaja en korak za izko­ pom v stiku z MABB, starim 2-3 ure. V na­ daljevanju raziskovalne naloge se bo trdnost betona posebej merila v periodi starosti beto­ na, kije kritična za varnost pri delu (med dru­ go in četrto uro). Glede uspešnosti raziskovalne naloge je raziskovano polje samo delno uspelo, in sicer zaradi nepričakovanega izboljšanja lastnosti hribine. Naloga je bila uporabiti MABB v hri- binski kategoriji B2 in ne v hribinski kategoriji BI. Raziskovalno polje je potekalo deloma v kategoriji B2 in deloma v kategoriji B I, kar je delno zmanjšalo raziskovalno težo naloge. Kot posebno raziskovalno delo je bila nare­ jena povratna računska analiza odziva kamnine na izkop predora in vgrajevanje pod­ pornih elementov v raziskovalnem polju. Re­ zultati povratne analize so bili uporabljeni pri določanju podpornih ukrepov v hribinski kate­ goriji BI z uporabo MABB, kije bila uporablje­ na v nadaljevanju izkopa predora. Uporaba mikroarmiranega betona se je pokazala kot tehnološko uspešna in naslednjih 4 0 0 m pre­ dora je bilo izdelano bistveno hitreje. Izvajalec je dosegel napredke v izkopu in primarnem podpiranju v zahtevnih pogojih tudi do 7 m na dan inje končal izkop leve cevi 4 mesece pred rokom. Ti rezultati jasno kažejo, da je načrto­ vanje, ki se prilagaja dejanskim geome­ hanskim pogojem pri izkopu predora učin­ kovito. Ob tem pa je izvajalec del dosegal vseskozi predpisano kakovost del. 7 • LITERATURA Hoek, E., Brown, E.T., Practical estimates of rock mass strength. Intnl. J. Rock Mech. & Mining Sei. & Geomechanics Abstracts. 3 4 (8 ), 1165-1186, 1997. Jovičič, V., Analysis of convergence displacements of Trojane tunnel at west portals - Analiza konvergentnih pomikov v predoru Trojane na območju zahodnega portala, RMZ-mater. geoenviron., let. 49, št. 1, str. 3 7 -4 9 ,2 0 0 2 . Šušteršič J., Jovičič V., Zajc A., Ercegovič R„ Evaluation of improvement in the bearing capacity of fibre reinforced shotcrete lining, v pripravi. NELINEARNA ANALIZA ARMIRANOBETONSKEGA NOSILCA MED POŽAROM THE NONLINEAR ANALYSIS OF RC BEAM IN FIRE asist. dr. Sebastjan Bratina, univ. dipl. inž. grad., znanstveni članek Univerza v Ljubljani, FGG, Jamova 2, Ljubljana, UDK 624.012.45:624.04:531.25 sbratina@faa.uni-li.si Povzetek | V članku predstavljamo učinkovit računski postopek za nelinearno analizo odziva armiranobetonskih ravninskih konstrukcij na hkratno delovanje me­ hanske in požarne obtežbe. Pri računu napetostnega in deformacijskega stanja poljubnega vzdolžnega materialnega vlakna nosilca poleg nelinearne mehanske de­ formacije upoštevamo še prispevke temperaturnih deformacij, deformacij lezenja be­ tona in armature ter t.i. prehodne deformacije betona. S prehodnimi deformacijami upoštevamo deformacije, ki nastopijo pri hitrem segrevanju in sušenju obremenje­ nega betona in jih ne moremo zajeti s temperaturnimi ali mehanskimi deformacijami. Vpliv lezenja na obnašanje AB konstrukcije med požarom je pomemben predvsem v primeru, ko temperatura v požarnem prostoru ves čas narašča in ko temperatura v armaturi preseže 400°C. Summary I The efficient numerical procedure for nonlinear analysis of reinforced concrete planar frames in the fire conditions is presented. To determine the stress and strain state of an arbitrary material fibre due to simultaneous action of mechanical and fire load, the mechanical nonlinear strain, thermal strain, creep strain of concrete and steel, and transient strain in concrete are taken into account. The effect of transient strain has been found to have an important influence on the mechanical behaviour of loaded concrete during the first heating. The creep strain in concrete becomes considerable, when the temperature of surrounding air only increases. The effect of creep strain in steel is very important, when the temperature of steel exceeds 400°C. 1 • UVOD Požarna odpornost gradbenih konstrukcij predstavlja pomemben del njihove varnosti. Armiranobetonske konstrukcije so glede požarne odpornosti v primerjavi z nekaterimi drugimi vrstami gradbenih konstrukcij soraz­ merno varne. To je v največji meri posledica sorazmerno velike mase in specifične toplote ter relativno slabe toplotne prevodnosti beto­ na. Z naraščanjem temperature v betonu se njegova tlačna trdnost zmanjšuje. To opazimo že pri temperaturi 100°C, še izraziteje pa, ko temperatura preseže 200°C. Tako opazimo, da pri 400°C tlačna trdnost pade na približno 85 % njegove trdnosti pri sobni temperaturi, pri 800°C pa na 25 %. Zmanjšanje trdnosti betona je zelo odvisno od vrste uporabljenega agregata. Elastični in strižni modul betona se z naraščanjem temperature dokaj enakomer­ no zmanjšujeta. Na vrednost elastičnega modula pri povišanih temperaturah pa vrsta agregata in trdnost betona bistveno ne vpliva­ ta. Pri segrevanju oziroma ohlajanju armirano­ betonske konstrukcije pride tudi do povečanja oziroma zmanjšanja njene prostornine. To spreminjanje opišemo s specifičnimi tempe­ raturnimi raztezki vlaken betona oziroma armature. Temperaturni raztezek betona se z naraščanjem temperature povečuje nelinear­ no. V splošnem je odvisen od vrste upora­ bljenega cementa in agregata ter od vsebno­ sti vode. Še bolj kot beton pa je za povišano tempe­ raturo občutljiva jeklena armatura. Pri tempe­ raturi 200°C jeklo ohrani skoraj celotno trdnost, pri temperaturi 400°C približno 85 %, pri temperaturi 800°C pa le še okoli 10 % trdnosti, ki jo ima pri sobni temperaturi. Elastični modul armature tako kot pri betonu z naraščanjem temperature pada. Tempera­ turne deformacije armature z naraščanjem temperature nelinearno naraščajo. Pri visokih temperaturah je koeficient temperaturnega raztezanja armature večji od raztezanja beto­ na, kar ima za posledico termične napetosti in razpoke v okolici armature pri močno armi­ ranih elementih. S segrevanjem betona se spreminjajo tudi njegove reološke lastnosti. V skladu z eksperi­ mentalnimi podatki (Cruz, 1968) so deforma­ cije lezenja betona pri 149°C 3,2-krat, pri 315°C 6,4-krat, pri 482°C 14,9-krat in pri 649°C kar 32,6-krat večje od tistih, ki so bile izmerjene na enako obteženem vzorcu pri sobni temperaturi. Vendar pa pri tem ne smemo pozabiti, da ima pri višji temperaturi vzorec nižjo tlačno trdnost, zato enake tlačne napetosti vzorca pri višji temperaturi pomeni­ jo višjo raven obremenitve vzorca, kar posle­ dično vpliva na dodatno povečanje lezenja betona. Zelo pomemben je tudi vpliv lezenja armature pri povišani temperaturi na napeto­ stno in deformacijsko stanje nosilca. Ta pos­ tane zelo izrazit, ko temperatura jekla doseže oziroma preseže 400°C. Članek ima poleg uvoda še tri poglavja. V drugem poglavju opisujemo postopek računa napetostnega in deformacijskega stanja kon­ strukcije. V tretjem poglavju na primeru prostoležečega nosilca s previsom prikazu­ jemo učinkovitost in natančnost predstavlje­ nega računskega postopka požarne analize. Na koncu podajamo zaključke. 2 • TERMOMEHANSKA ANALIZA RAVNINSKEGA NOSILCA Matematično modeliranje interakcije med požarom in konstrukcijo je v splošnem zelo zahtevno. Skladno s prvim zakonom termodi­ namike je sprememba notranje energije mate­ riala enaka vsoti vloženega dela in dovedene toplote. To pomeni, da temperaturno polje kon­ strukcije ni odvisno le od prejete toplote, ampak tudi od spremembe napetostnega in deforma­ cijskega stanja konstrukcije (Lemaitre, 1990). Ker pa je vpliv opravljenega mehanskega dela na spremembo temperature konstrukcije v primerjavi z vplivom dovedene toplote soraz­ merno majhen, ga bomo pri računu tempe­ raturnega polja konstrukcije zanemarili. Analizo interakcije med požarom in konstruk­ cijo lahko glede na zgornje ugotovitve razdeli­ mo v dve fazi: (i) določitev temperaturnega polja konstrukcije in (ii) analiza napetostnega in deformacijskega stanja konstrukcije zaradi sočasnega delovanja mehanske in požarne obtežbe. Pri določitvi temperaturnega polja nosilca predpostavimo, da je temperatura okolice homogena in bodisi enakomerno na­ rašča ali pada. Zato lahko spreminjanje tem­ perature v vzdolžni smeri nosilca zanema­ rimo. Za določitev temperaturnega polja v nosilcu je tako potrebno določiti le spre­ minjanje temperature po karakterističnem prečnem prerezu. Ker predpostavimo ravnin­ sko deformiranje nosilca, sta tako oblika prečnega prereza kot tudi razporeditev tem­ perature simetrična glede na ravnino deformi­ ranja nosilca. Za določitev dovolj natančnega časovno odvisnega temperaturnega polja nosilca modeliramo prečni prerez z zelo gosto mrežo končnih elementov. Vpliv armature na razpored temperature po prerezu lahko zane­ marimo, Potemtakem se za temperaturo v posamezni armaturni palici izbere kar tempe­ ratura betona ob tej palici. Pri določitvi tem­ peraturnega polja nosilca dodatno zanemari­ mo tudi vpliv izparevanja vode in transporta vodne pare. Z eksperimenti je bilo potrjeno, da ima omenjeni fizikalni pojav pri običajnih be­ tonih ugoden vpliv na velikost temperatur, saj se med izparevanjem vode iz konstrukcije raz­ voj temperatur nekoliko upočasni. Kolikor pa je vsebnost vlage v betonu izredno visoka, prihaja zaradi razvoja pornih tlakov v porah betona do luščenja betona, kar pa znatno spremeni požarno odpornost obravnavane konstrukcije. Pojav luščenja je še posebej izrazit pri betonih visoke trdnosti. Izračunano temperaturno polje-prečnega pre­ reza nosilca v nadaljevanju analize upošteva­ mo kot temperaturno obtežbo obravnavanega nosilca. Skupaj z lastno težo in morebitno me­ hansko obtežbo konstrukcije predstavljata časovno spremenljivo obtežbo konstrukcije. Za določitev napetostnega in deformacij­ skega stanja nosilca uporabimo metodo končnih elementov oziroma linijski deforma­ cijski končni element (Bratina, 2003), (Pla­ ninc, 1998). V nadaljevanju predstavljamo postopek reševanja diskretnih posplošenih ravnotežnih enačb konstrukcije. Ustrezen računalniški program za analizo napetost­ nega in deformacijskega stanja požaru iz­ postavljene konstrukcije je bil izdelan v pro­ gramskem okolju Matlab (Matlab, 1999). 2.1. Reševanje diskretnih posplošenih ravnotežnih enačb AB nosilca V predstavljenem računskem postopku sistem diskretnih posplošenih ravnotežnih enačb kon­ strukcije G rešimo z Newtonovo inkrementno- -iteracijsko metodo. Pri tej metodi celoten čas analize (0, f1™) razdelimo na časovne in- kremente [P, t1*'). Pri znanih inkrementih ob- težnega faktorja A/L in temperature A f te r s pomočjo znanega napetostnega in deforma­ cijskega stanja pri času \ j izračunamo v obravnavanem inkrementu popravke inkre- mentov deformacij in posplošenih pomikov (Sx '* ') zaporedoma za i = 0,1,2,... do želene natančnosti: V xG ( x J + A x /+1, A j+' , t 1* ', t 1* ' ) ö x ß = - G ( x J + A x /+', A /+,J J+' , f /+1) , ( 1 ) A x £ ; = A xj+' + S x f i . ( 2 ) V enačbi (1) je v x G s k $ kondenzirana tangentna togostna matrika konstrukcije pri času P*\ 2 .2 . M ehanske lastnosti betona in arm ature pri povišanih tem peraturah Pomembna predpostavka pri analizi nape­ tostnega in deformacijskega stanja nosilca pri hkratnem delovanju mehanske in požarne obtežbe je aditivni razcep prirastka geome­ trijske deformacije A D, tj. specifične spre­ membe dolžine poljubnega vzdolžnega vlak­ na betona oziroma armature. Prirastek geometrijske deformacije sestavljajo prirastek elastične in plastične mehanske deformacije ADe oziroma ADp, prirastek temperaturne de­ formacije ADth ter prirastek deformacije leze­ nja A Der, pri betonu pa dodatno še prirastek t.i. prehodne deformacije ADtr,c: A D = ADe + ADp + A D th+ A D cr(+ A D trc) . (3) V nadaljevanju podrobneje predstavljamo omenjene deformacijske prirastke. Mehanska deformacija poljubnega vzdolžnega beton­ skega vlakna, Da = De + Dp, je s fizikalno nape­ tostjo o povezana s konstitutivnim zakonom v obliki a = /(Da). V sklopu predstavljene analize izberemo konstitutivni model betona in armature skladno z evropskim standardom Eurocode 2 (Eurocode 2, 2 0 0 2 ) (s lika l). Pri tem dodatno upoštevamo izotropno utrjevanje. Temperaturno odvisni parametri modela beto­ na so: tlačna trdnost fcT, deformacija pri tlačni trdnosti Dci r in mejna tlačna deformacija beto­ na Dcuj, modela armature pa: elastični modul EsT/ meja elastičnosti Gsprr in trdnost armature fsT- Prirastek napetosti v časovnem inkrementu [P, t1*') določa izraz A a = a A1 - a L Prirastke temperaturne deformacije betona in armature prav tako izračunamo v skladu z Eurocode 2, kjer so temperaturne deformacije Slika 1 • Konstitucijski modeli (a ) betona in (b) armature podane s formalnim izrazom D,h = x (T ) oziro­ ma prirastki ADth = t (Ti+l) - T (TJ). (4) Deformacija lezenja betona je pri povišanih temperaturah odvisna od nivoja napetosti, časa in temperature. V okviru predstavljenega računskega modela upoštevamo lezenje skladno z modelom po Harmathyju (Har- mathy, 1993) (5) 'c T pri tem je čas podan v sekundah, tem­ peratura pa v °K. Parametra /3, (s ,/2) in d (K 1) sta empirični konstanti materiala in ju določimo z metodo najmanjših kvadratov glede na rezultate meritev lezenja, ki jih je po­ dal Cruz (Cruz, 1968). Izračunani vrednosti sta = 6,28x10 6 s '/2 in d= 2,658-10 '3 K1 (glej sliko 2). Prirastek deformacije lezenja v časovnem inkrementu (P, tJ*') pa izračunamo z izrazom a d c,c = d £ - d ' ,c . (6 ) Pomemben vpliv na obnašanje betonskih kon­ strukcij med požarom imajo t.i. prehodne de­ formacije. Prehodna deformacija betona je posledica prvega hitrega naraščanja tem­ perature v obremenjenem betonskem vzorcu. S pomočjo eksperimenta, ki sta ga opra­ vila Anderberg in Thelandersson (Anderberg, 1976), bomo opisali pojav prehodnih defor­ macij betona. Spodnji krivulji na sliki 3 pri­ kazujeta časovno spreminjanje deformacij betonskega vzorca, ki je bil izpostavljen spre­ membi temperature (zgornja krivulja na sliki 3) in obtežbi, ki je nastopila ob različnih časih. V prvem primeru (krivulja 1 na sliki 3) je bil neobremenjen vzorec segret na tempe­ raturo 400°C. Agregat se je lahko pri tem prosto raztezal, cementna pasta pa seje krči­ la zaradi procesa izločanja vode iz vzorca. Povečan volumen neobremenjenega vzorca je bil posledica raztezanja agregata. Izmer­ jene deformacije so bile v tem primeru kar enake temperaturnim deformacijam. Ko seje temperatura ustalila, tj. po 3 urah, je Ander­ berg vzorec tlačno obremenil (točka A). V vzorcu seje pojavilo lezenje, vendar so bile te deformacije v primerjavi s temperaturnimi de­ formacijami relativno majhne. Pravo nasprotje je drugi primer, ki je pred­ stavljen s krivuljo 2. Ta prikazuje razvoj defor­ macij v vzorcu, ki je bil najprej tlačno obre­ menjen in šele nato izpostavljen segrevanju kot prikazuje zgornja krivulja na sliki 3. Iz primerjave krivulj (različni legi točk A in B) lahko ugotovimo, da so bile temperaturne deformacije med segrevanjem obremenje­ nega vzorca ovirane. To lahko le delno pri­ pišemo temperaturnemu vplivu na nape­ tostno in deformacijsko zvezo ter razvoju deformacij lezenja. Opravka imamo s t.i. pre­ hodnimi deformacijami, ki zajemajo tiste de­ formacije, ki nastopijo pri hitrem segrevanju in sušenju obremenjenega betona in jih ne moremo zajeti s temperaturnimi ali me­ hanskimi deformacijami. Ugotovljeno je bilo, daje zveza med prehodno deformacijo in na­ petostjo približno linearna. Odvisnost pre­ hodnih deformacij od temperature pa je zelo podobna, kot je temperaturna odvisnosttem- peraturnih deformacij. V literaturi (Ander­ berg, 1976), (Harmathy, 1993) je za račun prehodnih deformacij podan izkustveni izraz: ADtr, = k 2^ A D ^ c> (7) kjer je k2 (= 1,8 do 2,35) parameter materiala. Prehodne deformacije so nepovratne. Z eksperimenti je bilo ugotovljeno, da poviša­ na temperatura povzroči tudi izrazito pove­ čanje deformabilnosti jekla, še posebej če temperatura doseže oziroma preseže 400°C. Pojav je v literaturi poznan kot viskozno leze­ nje armature. Za račun prispevkov viskoznega lezenja armature uporabimo model, ki ga je Slika 2 • Umeritev modela lezenja po Harmathyju glede na Cruzove eksperimentalne rezultate T [°Cj 4 0 0 1 2 3 4 t [h] E1 0 ,0 0 4 , -------------nastop O / v 1 o b te žb e E / © A *----------o , 0 ,0 0 2 Q° _____ 1_____ 2 3 4 f [h] nastop o b te žb e (2 ) B Slika 3 • Izmerjene deformacije betonskih vzorcev, segretih do 400°C po Anderbergu (Anderberg, 1976) predlagal Williams-Leir (Williams-Leir, 1983). Časovni razvoj deformacij lezenja je določen z navadno diferencialno enačbo, ki jo rešimo z diferenčno metodo: A D„ = s ign ( O b , c o th 2(ö 2| d £ \ ) A t . ( 8 ) Pri tem sta koeficienta bi in b2 funkciji napeto­ sti Os ( fy+1) in temperature T‘* \ 2 .3 . Račun prirastka napetosti in deform acij betona ozirom a arm ature na koncu obravnavanega časovnega inkrem enta Prirastek napetosti betonskega vlakna A a c in napetostno odvisnega prirastka deformacije lezenja ADcic(ö d) oziroma prehodne defor­ macije ADtr.c(Oc) moramo zaradi medsebojne odvisnosti izračunati iterativno. Uporabimo Newtonovo metodo, in sicer je račun potreben za vsako /-to iteracijo znotraj časovnega inkre­ menta [ t 1, t1*'} posebej. Tudi prirastek napeto­ sti v armaturni palici A a s in napetostno od­ visen prirastek viskoznega lezenja ADcls( a s) armaturne palice izračunamo iterativno z uporabo Newtonove metode. 3 • PROSTOLEŽEČI AB NOSILEC S PREVISNIM POLJEM Uspešnost in natančnost predstavljenega računskega postopka za analizo mehanskega odziva armiranobetonskih konstrukcij na hkrat­ no delovanje mehanske in požarne obtežbe predstavljamo na prostoležečem nosilcu s pre­ visom. Za obravnavan nosilec obstajajo v litera­ turi izčrpni eksperimentalni rezultati (Lin, 1988). Geometrijski podatki in podatki o obtežbi nosilca so prikazani na sliki 4. Nosilec je bil v območju med podporama s spodnje in z bočnih strani izpostavljen požaru, in sicer na dva načina. Pri prvem načinu seje temperatura požarnega prostora spreminjala skladno s požarno krivuljo po ASTM (ASTM, 1976), pri kateri temperatura ves čas narašča, pri drugem načinu pa seje spreminjala po krivulji SDHI-M (Ellingwood, 1980), ki ima tudi fazo ohlajanja. Obe krivulji sta prikazani na sliki 5. Nosilec je bil v območju med podporama obtežen še s šestimi konstantnimi navpičnimi točkovnimi silami P= 44,5 kN, na koncu previ­ sa pa s časovno spremenljivo navpično toč­ kovno silo Po (slika 4). V preglednici 1 so zbrani podatki o požarni in mehanski obtežbi ter izmerjeni materialni pa­ rametri (tlačna trdnost betona fa0 in trdnost armature pri sobni temperaturi ty0) za dva preizkušana nosilca. Materialne in termične parametre, ki jih poročilo ne navaja in so v računski analizi potrebni, smo privzeli skladno z evropskim standardom Eurocode 2 (Euroco- de2, 1999), (Eurocode 2, 2002). Upoštevali smo, da sta armiranobetonska nosilca iz be­ tona z apnenčevim agregatom in armirana s hladno valjano armaturo. 3.1. Račun tem peraturnega polja prečnega prereza Za račun temperaturnega polja prečnega pre­ reza smo uporabili postopek, pri katerem re­ šujemo parcialno diferencialno enačbo za nestacionarno prevajanje toplote z upošte­ vanjem ustreznih robnih in začetnih pogojev. Za ta namen je bil na Katedri za mehaniko izdelan program HEATC (Saje, 1987), ki je zasnovan na metodi končnih elementov. Ob upoštevanju simetrije smo polovico prečnega prereza modelirali s 672 štirivozliščnimi kvadratnimi končnimi elementi. Velikost ča­ sovnega koraka je bila 1 minuto. Požar po požarni krivulji ASTM Za spodnjo površino smo za parameter kon- vekcije izbrali vrednost a c = 8 W /m 2K, za bočno površino pa a c = 30 W /m 2K. Za pa­ rameter radiacije spodnje površine smo izbra­ li vrednost er = 0,l, za bočno površino pa e,= 1,0. Zgornja površina nosilca ni bila iz­ postavljena požaru. Temperaturno odvisnost toplotne prevodnosti betona smo spreminjali tako, da smo se optimalno približali izmerje­ nim temperaturam v betonu na mestu arma­ ture. Specifično toploto betona in gostoto be­ tona pa smo upoštevali skladno z Eurocode 2 (Eurocode 2, 2002). Na sliki 6 je prikazan časovni potek izmerjene in izračunane tem­ perature v betonu na mestu armaturnih palic. Ujemanje je zadovoljivo. Pri eksperimentalnih rezultatih lahko v začetni fazi požara, ko temperature v vzorcu ravno presežejo 100°C, opazimo zastoj v razvoju temperature zaradi izparevanja vode. V okviru predstavljene analize še nismo izdelali raču­ nalniškega programa, ki bi pri računu preva­ janja toplote upošteval tudi vpliv izparevanja in transporta vodne pare. Slika 7 prikazuje primerjavo med izmerjeno in izračunano temperaturo po višini prečnega prereza pri materialni koordinati y= 1 cm za trajanje požara t= 30,60 in 120 min. Medtem koje ujemanje temperatur v notranjosti prere­ za zadovoljivo, so izračunane temperature v betonu v bližini spodnje površine glede na iz­ merjene opazno manjše. Vendar to nima bistvenega vpliva na mehansko obnašanje nosilca med požarom, saj smo med analizo ugotovili, da ima glavni vpliv na mehanski odziv nosilca med požarom temperatura v armaturnih palicah. Požar po požarni krivulji SDHI-M Pri računu temperaturnega polja prereza v primeru požarne obtežbe po požarni krivulji z oznako SDHI-M smo spremenili termična po­ slika 4 • Geometrijski podatki ter podatki o časovnem spreminjanju obtežbe za analizo prostoležečega nosilca s previsom (Lin, 1988). Slika 5 • Požarni krivulji, upoštevani pri analizi prostoležečega nosilca s previsom (Lin, 1988) Slika 6 • Primerjava med izmerjenimi in izračunanimi temperaturami v armaturnih ravninah za prostoiežeči nosilec s previsom Lin, 1988) oznaka nosilca (Lin, 1988) s, «5 debelina zaščitne plasti (mm) 38 38 požarna krivulja ASTM SDHI-M nastop porušitve (min) 220 / : i P0( t= Omin) (kN) 115,7 115,7 P0 ( f = 240 min) (kN) 166,5 166,5 lastna teža (kN/m) 3,0 3,0 4 (kN/cm2) 2,79 3,37 4 za 0 2 2 ,2 mm (kN/cm2) 77,7 77,7 4 za 0 2 5 ,4 mm (kN/cm 2) 83,8 83,8 Preglednica 1 • Rezultati eksperimenta na prostoležečem nosilcu s previsom (Lin, 1988) rametra a c in er, in sicer smo za spodnjo po­ vršino izbrali vrednost a c= 1 0 W /m 2K in er = 0,15, za bočno površino pa a c = 2 0 W / m2K in er = 0,3. Prav tako smo spremenili tudi vrednosti toplotne prevodnosti betona, in sicer tako, da so se izračunane vrednosti tempe­ ratur v betonu na mestu armaturnih palic opti­ malno ujemale z eksperimentalnimi. Na sliki 8 je prikazana primerjava med izmerjenimi in izračunanimi temperaturami v betonu med požarom na mestu armaturnih palic. Tudi tu­ kaj je ujemanje zadovoljivo. Največje odsto­ panje temperatur je pri IV. armaturni ravnini (pri računu so rezultati za III. in IV. ravnino sko­ rajda identični). Slika 9 pa prikazuje primerjavo med izmerje­ nimi in izračunanimi temperaturami po višini prečnega prereza pri y = lc m za različna časovna obdobja požara. Pri požaru po požarni krivulji SDHI-M se prične požarni pro­ stor ohlajati že po 40 minutah, a se kljub temu temperature v času med 30 in 60 minut v notranjosti prečnega prereza še precej po­ večajo. Do opaznega padca temperature pride šele pri času 120 minut in še to le v bližini spodnje površine prečnega prereza. Na sliki 10 je prikazano še izračunano tempe­ raturno polje prečnega prereza pri požaru po požarni krivulji SDHI-M pri časih t= 120,180 in 240 minut. Pri času t= 120 min je ohlajanje Slika 7 • Razporeditev izmerjene ter izračunane temperature prečnega prereza pri y = 7 cm za različna časovna obdobja požara pri prostoležečem nosilcu s previsom (Lin, 1988) Slika 8 * Primerjava med izmerjenimi in izračunanimi temperaturami v armaturnih ravninah pri prostoležečem nosilcu s previsom (Lin, 1988) prereza vidno le na območju najvišjih tempe­ ratur, kjer prično nastopati zaprte izoterme. Po 4 urah požara, ko se požarni prostor že popol­ noma ohladi, je temperatura na najbolj iz­ postavljenem robu nosilca okrog 180°C, v notranjosti pa je temperatura še vedno 300°C. 3 .2 . Računski m odel pri napetostni in deform acijski analizi Nosilec smo modelirali z 12 deformacijskimi končnimi elementi. Med njimi sta bila dva t.i. 'kratka' končna elementa dolžine 4 cm, ki smoju namestili v polju ob podporah. S 'krat­ kima' elementoma smo preprečili nihanje de­ formacijskih količin ob podporah, ki je bilo posledica nenadne spremembe temperatur­ nega polja v prečnem prerezu ob desni pod­ pori oziroma vpliva temperaturnih deformacij na neobremenjem levem robu. Standardni elementi so bili izbrani tako, da so ustrezali spremenjenim togostim prečnega prereza zaradi razporeditve in količine armature ali pa tako, da so ustrezali prijemališčem navpičnih sil P. Za referenčno os nosilca smo izbrali spodnji rob (Lin, 1988). Pri inte­ graciji napetosti po betonskem delu prečnega prereza smo upoštevali simetrijo prečnega prereza. Polovico prereza smo razdelili na 20 enakih pravokotnih ploskev z razmerjem stranic, ki ustreza razmerju di­ menzij polovice prečnega prereza. Znotraj vsake ploskve smo uporabili tritočkovno Gaussovo ploskovno integracijsko shemo. Skupno število integracijskih točk prečnega prereza je bilo 180. Do 10 minute smo anali­ zirali nosilec s časovnimi koraki po 1 minuto, nato pa s 5-minutnimi koraki. V nadaljevanju smo analizirali, koliko tempe­ raturne deformacije Dth, deformacije lezenja betona Dcr,C/ prehodne deformacije betona Dtw in viskozne deformacije armature Dcr,s vplivajo na največji vodoravni in navpični pomik pro- stoležečega nosilca. Rezultate smo primerjali z rezultati eksperimenta (Lin, 1988). Glede na vrsto analize smo ločili štiri primere, ki so opisani v preglednici 2. Oznaka analize odziva Upoštevani deformacijski prispevki A Ah B Dm in D „ C Ah/ Air,c Ar,c D Ah/ Ar.c/ Af.c in Ar,s Preglednica 2 • Oznaka računskih primerov glede na upoštevane deformacijske prispevke. 3 .3 • Napetostno in deform acijsko stanje nosilca Bi Glede na podano vrednost tlačne trdnosti be­ tona nosilca ßi (preglednica 1) smo za elastični modul betona pri sobni tempe­ raturi skladno z Eurocode 2 (Eurocode 2, 1999), (Eurocode 2, 2002) izbrali vrednost fco = 3.000 kN/cm2, za karakteristični de­ formaciji betona pri sobni temperaturi Dc 10 = -2,5 %o oziroma Dcu0 = -20 %o, za elastični modul armature pri sobni temperaturi fso = 20.000 kN/cm2, za karakteristične de­ formacije armature pa vrednosti Dy, = 20 %o, Oy2 = 50 %o in Dyu = 100 %o. Ker za nosilec ßi obstajajo dvojni rezultati, smo označili ene z ß,, druge pa z ß2. Nosilca z oznakama ßi in ß2 sta povsem enaka, le tlačna trdnost betona je pri nosilcu ß2 nekoliko višja in je fo0 = 3,1 kN/ cm2. V preglednici 3 so zbrane izmerjene in izračunane vrednosti za značilna pomika nosilca pri času t= 200 min. Če v računu poleg mehanskih deformacij Da upoštevamo le prispevke temperaturnih de­ formacij Dm, se rezultati za največji navpični pomik nosilca v polju w* (glej sliko 11, krivulja z oznako 4) dokaj dobro prilegajo izmerjenim, a le do časa t= 120 min. Pripadajoči vodorav­ ni pomiki na spodnjem robu nosilca ob levi podpori u* pa so glede na izmerjene neko­ liko manjši, a je ujemanje rezultatov do t= 180 min dobro (slika 12, krivulja A). V nadaljevanju analize nosilca na hkratni vpliv mehanske in požarne obtežbe dodatno upo­ števamo še lezenje betona pri povišanih tem­ peraturah, Qcu* V tem primeru se navpični pomik w* glede na izračunan pomik brez Eksperiment Vrsta numerične analize (Lin, 1988) C D /= 200 min: 8, 8, A 8 <**=0) (Au 50) iv* (cm) 12,4 14,6 8,31 8,84 10,27 12,62 u ' (cm) 6,2 7,5 5,16 5,06 4,96 5,20 porušitev (min) 220 206 > 240 >24 0 >24 0 223 Preglednica 3 • Izmerjeni in izračunani rezultati za nosilec B, pri času t = 200 min Slika 9 • Razporeditev izmerjene ter izračunane temperature prečnega prereza pri y = 7 cm za različna časovna obdobja požara pri prostoležečem nosilcu s previsom (Lin, 1988) t = 120 min t = 180 min t = 240 min Slika 10 • Temperaturno polje prečnega prereza v polju nosilca pri t= 120 ,180 in 240 min pri požaru po požarni krivulji SDHI-M, izračunano s programom HEATC (Saje, 1987) eksp.B i in B 2 [Lin, 1988] ------- A —O— B - d - C - O - D (Au 50) ~A~- D (SS 41) 0 50 100 150 200 250 t [min] Slika 11 • Izmerjen in izračunan največji navpični pomik vv* na spodnjem robu nosilca z oznako B, Slika 12 • Izmerjen in izračunan vodoravni pomik spodnjega roba u* nosilca z oznako B, ob levi pomični podpori raztezek zmanjšujejo. Le pri zelo izrazitem viskoznem lezenju armature se tudi vzdolžno raztezanje nosilca poveča (slika 12). Izraču­ nani vodoravni pomiki u* se, če zanemarimo razliko med izmerjenim in izračunanim pomikom nosilca pred požarom, zelo dobro prilegajo izmerjenim, še posebej če v analizi upoštevamo pri betonu vse prispevke defor­ macij, pri armaturi pa viskozno lezenje s pa­ rametri jekla Austen 50. Začetno odstopanje vodoravnih pomikov pa je najverjetneje po­ sledica eksperimentalnih napak, saj so manj­ še pomike izračunali tudi drugi raziskovalci (Cai, 2003), (Lin, 1988). V nadaljevanju smo podrobneje analizirali ob­ našanje nosilca ßi na hkratno delovanje me­ hanske in požarne obtežbe. Pri računu vi­ skoznih deformacij jekla smo upoštevali parametre za jeklo Austen 50, Na sliki 13 pri­ kazujemo v prečnem prerezu na mestu naj­ večjega navpičnega pomika w* pri času t= 210 min temperaturno polje, normalne na­ petosti ter značilne deformacijske prispevke. Razporeditev geometrijske deformacije je line­ arna po prerezu, saj je ena izmed predpostavk računskega modela tudi ta, da ostane prečni lezenja nekoliko poveča (slika 11, krivulja B), in sicer razlika s časom narašča, vodoravni pomik u* pa se nekoliko zmanjša (slika 12, krivulja B). Če v analizi mehanskega odziva nosilca poleg temperaturnih deformacij in de­ formacij lezenja betona upoštevamo še t.i. prehodne deformacije D„,c skladno z mode­ lom po Anderbergu (Anderberg, 1976) (/r2 = 2,0), so navpični pomiki v polju nosilca še nekoliko večji, vodoravni pomik spodnjega robu pa še manjši (sliki 11 in 12, krivulja C). Analiza je pokazala, da ima odločilen vpliv na obnašanje upogibno obremenjenih konstrukcij v času požara viskozno lezenje armature. To je še posebej izrazito, ko temperature v armaturi presežejo 400°C. S parametrično študijo smo ugotovili, daje lezenje najmanj izrazito pri upo­ rabi parametrov za jeklo Austen 50, najbolj izrazito pa pri jeklu z oznako SS 4L Rezultati, ki jih prikazujeta sliki 11 in 12 (krivulji z oznako D), se najbolj prilegajo izmerjenim vrednostim z uporabo parametrov jekla z najmanj izrazitim lezenjem (Austen 50). Za razliko od največjega navpičnega pomika w* v polju nosilca, za katerega velja, da se njegova velikost zaradi deformacij lezenja be­ tona, prehodnih deformacij betona ter defor­ macij zaradi lezenja armature povečuje, pa za vzdolžno raztezanje spodnjega robu nosilca ugotovimo, da omenjene deformacije vzdolžni (a) Temperaturno polje {d) Mehanske def. (b) Temperaturne def. (e) Plastične def. (c) Geometrijske def. D [ 7oo] n 22,59 - 15,0 - 10,0 - 5,0 0,0 I -5,0 -6,76 (f) Napetosti v betonu cjc [kN/cm2] 0,0 -0,5 - 1,0 -1,5 -1,98 (g) Lezenje betona (h) Prehodne deformacije Slika 13 • Izračunano temperaturno polje, deformacije in normalne napetosti po prečnem prerezu na mestu največjega navpičnega pomika pri t = 210 min e ksp .S 5 [Lin, 1988] A B C D (Au 50) Cai, 2003 Slika 14 • Izmerjen in izračunan največji navpični pomik w * na spodnjem robu nosilca z oznako B5 eksp. S 5 [Lin, 1988] A B C D (Au 50) Slika 15 • Izmerjen in izračunan vodoravni pomik spodnjega roba u* nosilca z oznako B5ob levi pomični podpori Eksperiment Numerična analiza odziva ekstremne vrednos: (Lin, 1988) D B* A (tr2 = 2,0, Au 50) (Cai,2003) w * (cm) 7,4 4,76 5,63 5,93 čas nastopa (min) 120 105 110 90 u* (cm) 4,4 3,22 3,12 / čas nastopa (min) 105 105 105 ! Preglednica 4 • Izmerjeni in izračunani rezultati za nosilec B5. prerez med deformiranjem raven. Zaradi pred­ postavke o aditivnosti deformacij (enačba 3) je vsota temperaturne in mehanske deforma­ cije ter deformacije lezenja betona in pre­ hodne deformacije v vsakem namišljenem vlaknu betonskega prereza enaka geome­ trijski deformaciji. Tako je temperaturna de­ formacija v zgornjem vogalu prereza 12 %o, mehanska -9,76 %o, deformacija lezenja - 4,18 %o, prehodna deformacija -4 ,82 %», geometrijska deformacija, kije vsota vseh prej naštetih deformacij, pa je -6 ,76 %o. 3 .4 . Napetostno in deform acijsko stanje nosilca f t Nosilec ß5 je bil za razliko od nosilca ßi iz­ postavljen požaru skladno s požarno krivuljo SDHI-M (slika 5). Ta je po svoji obliki bližje temperaturi realnega požara. Tudi v tem primeru smo za elastični modul betona pri sobni temperaturi izbrali vrednost skladno s podano tlačno trdnostjo betona v literaturi, in sicer £c0 = 3 150kN/cm 2. Ostale materialne in toplotne parametre (razen tistih, ki smo jih spremenilii pri določitvi temperatur­ nega polja) pa smo ohranili takšne kot pri nosilcu S,. Ujemanje rezultatov požarne analize nosilca ß5 je za razliko od prejšnjega primera nekoliko slabše. To je najverjetneje posledica napak med merjenjem pomikov na začetku eksperi­ menta. Ta razlika je namreč ves čas trajanja požara približno'enaka. S slik 14 in 15 ugo­ tovimo, da pri nosilcu ß5, ki je izpostavljen požarni krivulji SDHI-M, prispevki deformacij viskoznega lezenja armature ne vplivajo na njegovo mehansko obnašanje. To je seveda posledica dejstva, da temperature v armaturi le za kratek čas presežejo vrednost 400°C. V preglednici 4 so zbrane največje izmerjene in izračunane vrednosti za pomika nosilca w* in u* ter pripadajoči časi nastopa. Glede na povedano lahko ugotovimo, da je požarna obremenitev nosilca skladno s požarno krivuljo SDHI-M bistveno manj ne­ ugodna, kot je požarna obremenitev s požarno krivuljo ASTM. Nosilec ß5 je z lahko­ to prestal celotno požarno obremenitev, ki je trajala 250 minut. Pri tem pa največji račun­ ski navpični pomiki niso presegli 6 cm, medtem ko so bili pomiki pri nosilcu Bh k ije bil obtežen s požarno krivuljo ASTM, največji ob porušitvi, tj. pri času 223 min, in so pre­ segli 15 cm. 4 • SKLEP V članku smo predstavili računski postopek za nelinearno analizo odziva armiranobeton­ skih ravninskih konstrukcij na hkratno delovanje mehanske in požarne obtežbe. Razdelili smo ga na dva ločena dela. Najprej smo določili časovno odvisno temperaturno i polje konstrukcije, ki je posledica delovanja požara. V nadaljevanju smo v odvisnosti od temperaturnega polja in mehanske obtežbe izračunali napetostno in deformacijsko stanje AB konstrukcije. Pri analizi odziva smo poleg prispevka temperaturnih deformacij upošteva­ li še deformacije lezenja betona in armature zaradi povišane temperature ter t.i. prehodne deformacije betona. Vpliv lezenja betona in prehodnih deformacij je pomemben pred­ vsem pri naraščajoči temperaturni obtežbi, lezenje armature pa ima pomemben vpliv na obnašanje AB konstrukcij šele, ko temperatu­ ra v armaturi preseže 400°C. 5 • ZAHVALA Zahvaljujem se doc. dr. Igorju Planincu, Sajetu za koristne nasvete pri nastajanju prof. dr. Miranu Sajetu in izr. prof. dr. Francu članka. 6 • LITERATURA Anderberg, Y., Thelandersson, S„ Stress and deformation characteristics o f concrete at high temperatures, 2. Experimental investigation and mate­ rial behaviour model, Lund Institute of Tehnology, Sweden, 1976. ASTM E-119-76, Standard methods o f fire tests o f building construction and materials, Annual book of ASTM standards, Parts 18, American Society for Testing and Materials, 1976. Bratina, S., Odziv armiranobetonskih linijskih konstrukcij na požarno obtežbo, Doktorska disertacija, FGG, Univerza v Ljubljani, 2003. Cai, J., Burgess, L, Plank, R„ A generalised steel/reinforced concrete beam-column element model for fire conditions, Engineering Structures, 25(6), 817-833, 2003. Cruz, C.R., Apparatus for measuring creep o f concrete a t high temperatures, Journal of the PCA Research and Development Laboratories, 10(3), 36 -42 , 1968. Ellingwood, B., Shaver, J.R., Effects o f fire on reinforced concrete members, Journal of the Structural Division, ASCE 106(11), 2151 -2166,1980. Eurocode 2, Design o f Concrete Structures, Part 1: General rules and rules for buildings, prEN 1992-1: 2001 (1st draft), 1999. Eurocode 2, Design o f Concrete Structures, Part 1-2: General rules-Structural Fire Design, prEN 1992-1-2,2002. Flarmathy, T.Z., Fire Safety Design and Concrete, London: Longman, 1993. Lemaitre, J., Chaboche, J.-L, Mechanics o f Solid Materials, Cambridge University Press, 1990. Lin, T.D., Ellingwood, B„ Piet, 0 „ Flexural and shear behaviour o f reinforced concrete beams during fire tests, PCA, Research and Development Bulletin, Report No. NBS-GCR-87-536, Centre for Fire Resarch, National Bureau of Standards, Washington, 1988. Planinc, l„ Račun kritičnih točk konstrukcij s kvadratično konvergentnimi direktnimi metodami, Doktorska disertacija, FGG, Univerza v Ljubljani, 1998. Saje, M„ Turk, G., HEATC, Program za račun nelinearnega in nestacionarnega prevajanja toplote, FGG, Univerza v Ljubljani, 1987. MATLAB, The MathWorks, Inc., Natick, http://www.mathworks.com,1999. Williams-Leir, G., Creep o f Structural Steel in Fire: Analytical Expressions, Fire and Materials, 7(2), 73-78,1983. PRIPRAVLJALNI SEMINARJI IN IZPITNI ROKI ZA STROKOVNE IZPITE ZA GRADBENO STROKO V LETU 20 0 4 A. PRIPRAVLJALNI SEMINARJI: ■■ : Pripravljalne seminarje organizira Zveza društev gradbenih inženirjev in tehnikov S lovenije (ZDGITS), Karlovška 3 ,1 0 0 0 Ljubljana; Telefon/fax: (01) 422-46-22; e-naslov: aradb.zveza@siol.net. Seminar vključuje izpitne program e za: 1. odgovorno projektiranje (osnovni in dopolnilni strok, izpit) 2. odgovorno vodenje del (osnovni in dopolnilni strok, izpit) 3. odgovorno vodenje posameznih del 4. tehnike in inženirje, ki so vpisani v posebni imenik odgovornih projektantov pri IZS po lOO.e čl. ZGO - (ZGO-C). (Vsi posamezni programi so dostopni na spletni strani IZS - MSG: http://www.izs.si, v rubriki »Strokovni izpiti«, pod naslovom »Gradiva«!) K seminarju vabimo tudi kandidate drugih inženirskih strok, ki se lahko pridružijo predavanjem iz splošnega dela programa. Cena za udeležence sem inarja po izpitnih programih 1., 2. in 3. točke znaša 102.000,00 SIT z DDV, po izpitnem programu 4. točke pa 51.600,00 SIT z DDV. Seminar ni obvezen, zato je izvedba seminarja odvisna od števila prijav (najmanj 20). Udeleženca prijavi k seminarju plačnik (podjetje, družba, ustanova, sam udeleženec...). Prijavo v obliki dopisa je potrebno poslati organizatorju (ZDGITS) najkasneje 15 dni pred pričetkom določenega seminarja in zraven poslati kopijo dokazila o plačilu kotizacije. Prijava mora vsebovati: priimek, ime, poklic (zadnja pridobljena izobrazba), izpitni program (1 ./2 ./3 ./4 ./ - Glej zgoraj!), naslov udeleženca ter natančni naslov in davčno številko plačnika. Poslovni račun ZDGITS je 02017-0015398955; davčna številka 79748767. B. STROKOVNI IZPITI potekajo pri Inženirski zbornici Slovenije (IZS ), Jarško 10-B, 1 0 0 0 Ljubljana. Informacije je mogoče dobiti na spletni strani IZS http://www.izs.si (kjer se nahajajo vse informacije o stro­ kovnih izpitih, izpitni programi in prijavni obrazec!) in po telefonu (01) 547-33-15 vsak de­ lavnik od 9.00 do 13.00 ure. G O S P O D A R S K A Z B O R N I C A S L O V E N I J E Z D R U Ž E N J E Z A K O V I N S K O I N D U S T R I J O JEKLENE KONSTRUKCIJE Organizacija JEKLENE KONSTRUKCIJE Združenja kovinske industrije pri GZS v sodelovanju z Fakulteto za gradbeništvo in geodezijo v Ljubljani v okviru letne skupščine Evropske konvencije za jeklene konstrukcije ECOS (European Convention for Constructional Steelwork) v Ljubljani organizira mednarodni simpozij Sovprežne konstrukcije - stanje in razvoj, ki bo v sredo, 8. septembra 2 0 0 4 v dvorani A Doma gospodarstva na Dimičevi 13 v Ljubljani. Na simpoziju bodo tuji strokovnjaki predstavili sodobne trende na področju načrtovanja in gradnje sodobnih sovprežnih konstrukcij s poudarkom na: • stanju na področju načrtovanja sovprežnih konstrukcij in mostov • razvoju • uporabi sodobnih standardov Eurocode 4 in • prednostih sovprežnih konstrukcij. S simpozijem želimo na podlagi izkušenj iz ostalih razvitih držav vzpodbuditi zanimanje in povečanje uporabe sovprežnih konstrukcij v Sloveniji. Po uvodnih predavanjih bo organizirana okrogla miza na temo: »Prednosti in konkurenčnost sovprežnih konstrukcij«. Seminar in okroglo mizo bo vodil prof. dr. Darko Beg. Seminarje namenjen vsem, ki so udeleženi pri gradnji jeklenih oziroma sovprežnih konstrukcij - projektantom, izvajalcem, upravljalcem in investi- Otvoritev simpozija D. Beg, Sovprežne konstrukcije v Sloveniji J. Raoul (Francija), Eurocode 4 in sovprežni mostovi v Franciji G. Sedlacek (Nemčija), Sovprežni mostovi v Nem čiji Odmor M. Leskela (Finska), Sovprežni stropovi v Skandinaviji G. Couchman (V. Britanija), Sovprežni stropovi in zgradbe v V. Britaniji Odmor za kosilo Okrogla miza »Prednosti in konkurenčnost sovprežnih konstrukcij« Posterji (v avli predavalnice) torjem. Program: goo - 9 16 gis - 9 3° gso -1 0 16 10’5 - n 00 HOD - n 15 n 16 - l 2oo l 2oo -1245 12« -1 4 « 14« _16°° goo - l 6oo Dodatne inform acije in prijave: INŠTITUT ZA METALNE KONSTRUKCIJE Mencingerjeva 7, p.p. 3410 1001 Ljubljana Tel.: 01 2802 102 Faks: 01 2802 151 e-mail: info@imk.si KOTIZACIJA Kotizacija znaša skupaj z DDV 24.000 SIT oziroma 18.000 SIT za člane organizacije JEKLENE KONSTRUKCIJE. Kotizacijo nakažite na transakcijski račun št. 02045-0013865468, ID za DDV št.: SI72505176 s pripisom "Mednarodni simpozij Sovprežne konstrukcije" najkasneje do 7. septembra 2004, potrdilo o vplačilu pa predložite ob registraciji. Za študente kotizacije ni. KOLEDAR PRIREDITEV 8 .9 .2 0 0 4 Simpozij o sovprežnih konstrukcijah Gospodarska zbornica Slovenije Ljubljana, Slovenija 8 .9 . -1 0 .9 .2 0 0 4 ■ ECPPM ConferenceEuropean Conference on Product and Process Modelling in the AEC Industry Istanbul, Turčija http://2004.ecppm.org 12.9. -1 6 .9 .2 0 0 4 m 8th Conference on Asphalt Pavementsfor Southern Africa wiht the theme Roads- the Arteries of Africa Sun City, Južna Afrika http://asac.csir.co.za/capsa patloots@iafrica.com 19.9. - 2 4 .9 .2 0 0 4 ■ Metropolitan Habitats and Infrastructure IABSE Symposium Shanghai, Kitajska www.iabse.ethz.ch/conferences/Shanghai/Shanghai_f.htm secretariat@iabse.ethz.ch 2 0 .9 . ■ 2 2 .9 .2 0 0 4 ■ 6th RILEM Symposium on Fibre-Reinforced Concretes BEFIB' 2004 Varenna - Lecco, Italija www.lecco.polimi.it/befib04.htm 2 9 .9 . -1 .1 0 .2 0 0 4 Interoute 2004 Congress and Trade Fair Montpellier, Francija www.exposium.fr 1 4 .1 0 .2 0 0 4 m 4. Dan inženirjev in arhitektovMaribor, Slovenija www.izs.si izs@izs.si 14.10. - 1 5 .1 0 .2 0 0 4 m B4E Building for European FutureMaastricht, Nizozemska www.b4e.org info@b4e.org 19.10. - 2 2 .1 0 .2 0 0 4 ■ IABMAS ConferenceBridge Maintenance, Safety and Management Kyoto, Japonska 2 0 .10 . - 2 2 .1 0 .2 0 0 4 ■ 7. Slovenski kongres o cestah in prometu Portorož, Slovenija DRC, Masarykova 14, Ljubljana 21.10. - 2 3 .1 0 .2 0 0 4 ■ Durability and Maintenance of Concrete StructuresDubrovnik, Hrvaška secon@grad.hr 2 8 .10 . - 3 1 .10 .20 04■ ISEAT 20044th International Symposium on Asphalt Emulsion Technology Washington DC, ZDA www.aema.org krissoff@aema.org 25.11. - 2 6 .1 1 .2 0 0 4 mm 9. kolokvij o asfaltih in bitumnih ZAS, Združenje asfalterjev Slovenije Hotel Larix, Kranjska gora, Slovenija www.zdruzenje-zas.si 9 .2 . -1 2 .2 .2 0 0 5■ IABSE ConferenceRole of Structural Engineers Towards Reduction of Powerty New Delhi, Indija www.iabse.org 8 .6 . -1 3 .6 .2 0 0 5■ Conference EUROSTEEL 2005 Research, Eurocodes, Design and Construction of Steel Structures Maastricht, Nizozemska ■ 1 3.6 . -1 6 .6 .2 0 0 5 11 th Joint CIB International Advantages for Real Estate and Construction Sector Helsinki, Finska www.ril.fi/cib205 kaisa.venalainen@ril.fi 2 7 .6 . - 3 0 .6 .2 0 0 5 * ESREL 2005 European Safety and Reliability Conference Gdynia-Sopot-Gdansk, Poljska esrel2005.am.gdynia.pl esrel2005@am.gdynia.pl 5 .7 . - 7 .7 .2 0 0 5■ 6th International Congress Global Construction: Ultimate Concrete Opportunities Dundee, Škotska, VB www.ctucongress.co.uk . . __1--------- 19.7. - 2 1 .7 .2 0 0 5 Conference AESE 2005 Advances in Experimental Structural Engineering Nagoya, Japonska 2 2 .8 . - 2 4 .8 .2 0 0 5 ■ Construction Materials (ConMat'05): Performance, Innovations and Structural Implications Vancouver, Kanada www.civil.ubc.ca/conmat05m 14 .9 . - 1 6 .9 .2 0 0 5■ IABSE Annual Meetings andIABSE Symposium Structures and Extrem Events Lisboa, Portugalska 2 8 .10 . - 2 9 .1 0 .2 0 0 4 .......... ............ ...... ..... ..................................||_ ^ ^ ^ _ || |^ _ ||||■ 26. zborovanje gradbenih konstruktorjev Slovenijejlopatic@fgg.uni-lj.si Rubriko ureja • Jan Kristjan Juteršek, ki sprejema predloge za objavo na e-naslov: msg@izs.si M ED N A RO D N I S E J E M G R A D B E N IŠ T V A K V A L I T E T O G R A D I M O S K U P A J B o l o g n a , 1 3 . - 1 7 . o k t o b e r 2 0 0 4 Odprto: od 9.00 do 18.00; v nedeljo od 9.00 do 17.30 Organizira: N / ,B o l o g naFiere I j B olognaFiere sp a - Viale della Fiera 2 0 - 4 0 1 2 7 Bologna - Italia - Telefon: + 3 9 051 282111 - Faks: + 3 9 051 6 3 7 4 0 1 3 - w w w .saie.bo lognafiere.it - saie@bolognafiere.