3RADBENI VESTNIK januar 2005 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 Tehnično urejanje, prelom in tisk: Kočevski tisk Naklada: 3000 izvodov Podatki o objavah v reviji so navedeni v bibliografskih bazah COBISS in ICONDA (The Int. Construction Database) ter na httD://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. V ceni je vštet DDV. Poslovni račun ZDGITS pri NLB Ljubljana: 02017-0015398955 Gradbeni vestnik • GLASILO ZVEZE DRUŠTEV GRADBENIH INŽENIRJEV IN TEHNIKOV SLOVENIJE in MATIČNE SEKCIJE GRADBENIH INŽENIRJEV PRI INŽENIRSKI ZBORNICI SLOVENIJE UDK-UDC 0 5 :6 2 5 ; ISSN 0017-2774 Ljubljana, januar 2005, letnik 54, str. 1-32 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 .tif 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. • 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: knjige: 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. Uredništvo Vsebina • Contents Članki • Papers stran 2 prof. dr. Miha Tomaževič, univ. dipl. inž. grad., mag. Marjana Lutman, univ. dipl. inž. grad., mag. Iztok Klemenc, univ. dipl. inž. grad., mag. Polona Weiss, univ. dipl. inž. grad. OBNAŠANJE ZIDANIH STAVB MED POTRESOM V BOVCU 12. 7 .2 0 0 4 RESPONSE OF MASONRY BUILDINGS DURING BOVEC EARTHQUAKE JULY 12th 2004 t stran 13 prof. dr. Mitja Rismal, univ. dipl. inž. grad. SANACIJA BLEJSKEGA JEZERA SANITATION OF THE LAKE OF BLED stran 25 Rok Harej, univ. dipl. inž. grad., prof. dr. Janez Duhovnik, univ. dipl. inž. grad. NELINEARNA ANALIZA ARMIRANOBETONSKEGA ČAŠASTEGA TEMELJA NONLINEAR ANALYSIS OF REINFORCED CONCRETE POCKET FOUNDATION Seminarji stran 32 PRIPRAVLJALNI SEMINARJI IN IZPITNI ROKI ZA STROKOVNE IZPITE ZA GRADBENO STROKO V LETU 2 0 05 Novi diplomanti gradbeništva J. K. Juteršek, univ. dipl. inž. grad. Koledar prireditev J. K. Juteršek, univ. dipl. inž. grad. Slika na naslovnici: Po potresu leta 1998 obnovljene Drežniške Ravne pri potresu leta 2004 niso bile poškodovane, foto I. Klemenc, ZAG Ljubljana OBNAŠANJE ZIDANIH STAVB MED POTRESOM V BOVCU 1 2 .7 .2 0 0 4 RESPONSE OF MASONRY BUILDINGS DURING BOVEC EARTHQUAKE JULY 12th 2004 j prof. dr. Miha Tomaževič, univ. dipl. inž. grad., znanstveni članek u d k mag. M arjana Lutman, univ. dipl. inž. grad., 699.841059 3 6 9 3 1/ 2 mag. Iztok Klemenc, univ. dipl. inž. grad., mag. Polona Weiss, univ. dipl. inž. grad. Zavod za gradbeništvo Slovenije, Dimičeva 12,1000 Ljubljana, e-pošta: ime.priimek@zag.si Povzetek | Potres, ki je 12. julija 2004 prizadel območje Bovca in okolice, je po­ vzročil poškodbe v nosilnem zidovju nekaterih stavb, ki so bile utrjene po potresu leta 1998. Čeprav potres po magnitudi ni bil močan, so bili v epicentralnem območju zabeleženi maksimalni pospeški tal v velikosti amahs = 0,47 g, kar je precej več kot bi bilo pričakovati po novi karti potresne nevarnosti Slovenije. Zapis potresa smo uporabili za analizo dinamičnega odziva nekaterih izbranih stavb. Analiza je pokazala, da so stavbe zanihale v nelinearnem območju, čeprav je njihova potresna odpornost dosegala raven, ki jo zahteva evropski standard Evrokod 8. Največje deformacije so bile sicer še daleč od porušnih, pa tudi kapaciteta duktilnosti še ni bila izkoriščena, vendar so bile že tako velike, da so v zidovih lahko nastale poškodbe. Ujemanje z izračunom ocenjenega in dejanskega stanja poškodb na analiziranih stavbah pa potrjuje tudi ugotovitev, da ima po zahtevah standarda EC 8 določena računska potresna obtežba za navadne zidane konstrukcije realno vrednost. Summary I The earthquake of July 12,2004, which affected the area of the city of Bovec and vicinity, caused damage to structural walls in a number of buildings strength­ ened after the previous earthquake, which occurred in the same area in 1998. Although the earthquake was not strong by the magnitude, peak ground accelerations of amaks = 0,47 g have been recorded in the epicentral zone. Using advantage of the ground accel­ eration time history records, the response of typical strengthened masonry buildings has been analysed. The analysis has shown that the buildings vibrated in the non-linear range, although their seismic resistance was of the level of the one required by Eurocode 8. The maximum calculated amplitudes of vibration have been far from the ultimate, and the ductility and energy capacity of the buildings have not yet been fully utilized. As the observed damage state after the earthquake is in good correlation with the calculations, the conclusion can be made that the design seismic loads, determined for masonry buildings according to the requirements of Eurocode 8, have realistic values. 1 • UVOD Redkokdaj se zgodi, da močan potres v manj kot tridesetih letih kar trikrat prizadene isto ob­ močje. Zgodilo seje Posočju, ki gaje leta 1976 prizadela vrsta potresov z žarišči v Furlaniji, v letih 1998 in 2004 pa potresa, ki se po svoji moči resda ne moreta primerjati z močjo fur­ lanskih potresov, vendar je bila njuna inten­ ziteta, izražena z učinkom na stavbe, na ome­ jenem območju primerljiva z intenziteto furlanskega. Zaradi mehanizma, magnitude in lege žarišča potresi niso vedno najbolj prizade­ li istega območja. Medtem koje bilo leta 1976 prizadeto širše območje Posočja, je potres leta 1998 najbolj prizadel Drežniške Ravne in okoli­ co, leta 2004 pa Čezsočo pri Bovcu. Tretji za­ poredni potres je vzbudil številne pomisleke in dvome o uspešnosti utrditvenih ukrepov, ki so se uporabljali v okviru programa obeh popo- tresnih obnov, tako po letu 1976 in še bolj po letu 1998. Potres je namreč v nasprotju s pričakovanji prizadetih občanov povzročil poškodbe tudi na objektih, ki so bili po potresu leta 1998 protipotresno utrjeni. Čeprav so v večini primerov padali dimniki in zdrseli streš­ niki ter so se poškodovale predelne stene in zatrepni zidovi, so nastale tudi razpoke v nosil­ nem zidovju. V kolikšni meri so poškodbam med julijskim potresom botrovale pomanj­ kljivosti med obnovo, nestrokovni posegi oziro­ ma nedosledno upoštevanje priporočil stroke, je pokazala neodvisna analiza stanja nekaterih izbranih objektov. V kolikšni meri pa so bile poškodbe v skladu s pričakovanji glede na uveljavljene principe potresnoodpornega projektiranja, bomo na podlagi analize dejanskega učinka potresa na prizadete stavbe poskušali razložiti v tem pri­ spevku. V nasprotju s prejšnjimi potresi imamo namreč za potres leta 2004 na razpolago za­ pis pospeškov gibanja tal med najmočnejšim sunkom, dobljen v ožjem epicentralnem ob­ močju. Glede na to, da smo po potresu leta 1998 s terenskimi preiskavami ugotovili tudi tipične vrednosti mehanskih lastnosti kamni­ tega zidovja v obstoječem in z injektiranjem utrjenem stanju na istem območju, smo imeli dovolj zanesljive podatke, da smo lahko vpliv julijskega potresa na stavbe natančneje ana­ lizirali. V tem prispevku bomo predstavili naj­ pomembnejše rezultate raziskav, ki smo jih ta­ koj po potresu izvedli deloma v okviru študije za Ministrstvo za okolje, prostor in energijo in deloma v okviru raziskovalnega programa Gradbeni objekti. 2 • NEKATERE ZNAČILNOSTI POTRESA 12. 7. 2 0 0 4 Potres, ki je 12. 7. 2004 prizadel ožje območje Bovškega, po magnitudi ni bil močan. Po podat­ kih Urada za seizmologijo in geologijo Agencije Republike Slovenije za okolje je bilo žarišče potresa okoli 4 kilometre severno od Kobarida, v globini dobrih 10 kilometrov pod površjem. Mag­ nituda potresa (merilo za sproščeno energijo, moč potresa) je bila ocenjena na 4,9, njegova intenziteta (merilo za učinek potresa na stavbe) po Evropski makroseizmični lestvici (EMS) pa je bila v širšem nadžariščnem prostoru med VI. in Vil. stopnjo. Epicentra potresov v letih 1998 in 2004 sta razmeroma blizu, tako da seizmologi tudi zadnji potres pripisujejo ravenskemu prelomu (Vidrih, 2004). Čeprav so poškodbe v glavnem utrpeli ne- konstrukcijski elementi (dimniki, kritina, pre­ delne stene in zatrepi - te poškodbe po veljav­ ni klasifikaciji štejemo med lažje), je potres povzročil poškodbe tudi na konstrukciji, tj. na nosilnih zidovih hiš, ki so bile po programu obnove območja po potresu leta 1998 protipotresno utrjene. Pregled prizadetega območja kaže, da je splošno stanje po potresu zadovoljivo, saj so poškodbe na novozgrajenih hišah in na večini utrjenih hiš minimalne. Resnejše poškodbe je utrpelo le omejeno število hiš, medtem ko porušitev ni bilo niti v primeru hiš (z eno izjemo), ki so po potresu leta 1998 ostale neutrjene. Izmed več kot 1300 objektov visoke gradnje, ki so bili obnovljeni v okviru programa obnove, so komisije za oce­ njevanje poškodo- vanosti med neupo­ rabne po potresu 2004 uvrstile nekaj več kot 30 laže oziro­ ma huje poškodova­ nih objektov. Nekaj tipičnih primerov po­ škodb kažejo slike 1 do 3. V nasprotju s potresom leta 1998, za katerega nimamo zapisov gibanja tal, so instrumenti Urada za seizmologijo in geologijo Agencije Republike Slovenije za okolje, od katerih je bil eden nameščen v stavbi bovške knjižnice, julijski potres zabeležili. Kljub razmeroma majhni magnitudi so instrumenti zabeležili zelo močno, lokalno sicer omejeno in kratko­ trajno, gibanje tal. Izmerjeni pospeški tal v Bovcu so v smeri sever - jug dosegli vrednost Cmaks = 0,47 g (47 % vrednosti pospeška pro­ stega pada - slika 4), medtem ko so instru­ menti v Kobaridu zabeležili štiri- do petkrat Slika 1 • Hišo, ki po potresu leta 1998 ni bilo utrjena, je potres 2004 še dodatno poškodoval Slika 2 • Stavba A: strižne razpoke v zidovih pritličja in nadstropja Slika 3 • Stavba D: neutrjeno kamnito zidovje v pritličju je bilo močno poškodovano manjše vrednosti. Sodelavci Fakultete za grad­ beništvo in geodezijo so zapise analizirali in ugotovili, da spekter odziva zapisa potresa v Bovcu po intenziteti prav nič ne zaostaja za spektrom odziva potresa, ki je bil zabeležen septembra leta 1976 v Breginju (Fajfar, 2004). Zapisi potresnega gibanja tal pomenijo pomembno informacijo v več pogledih. Omogočajo oceno pravilnosti seizmoloških predvidevanj o potresni nevarnosti, ki jo upoštevamo pri potresnoodpornem projekti­ ranju konstrukcij na danem območju, in ki se v sodobnih predpisih izraža s projektnim po­ speškom tal med potresom z določeno po­ vratno dobo. Zapisi gibanja tal omogočajo tudi analizo dejanskega odziva konstrukcij na potres in s tem oceno zanesljivosti paramet­ rov za določanje računske potresne obtežbe, ki jih sodobni predpisi in/oziroma standardi podajajo v obliki računskih spektrov odziva in faktorjev obnašanja konstrukcije. Po definiciji predstavlja projektni (računski) pospešek tal ag največji pospešek, ki lahko nastane med potresom v danem časovnem obdobju (povratna doba 475 let) na trdnih oa . tleh. Po karti potresne nevarnosti Slovenije, ki jo je leta 2001 izdala ta­ kratna Uprava Republike Slovenije za geofiziko pri Ministrstvu za okolje in prostor v skladu z Evrokodom 8, se na ob­ močju Bovca pričakuje projektni pospešek tal a0 = 0,225 g. Zapis po­ tresa 12. 7. 2004 daje bistveno višje vrednosti največjih izmerjenih po­ speškov tal (0,47 g). Pričakovane in izmer­ jenih vrednosti pa ne gre neposredno primer­ jati, saj moramo upoštevati, da so bili v Bovcu pospeški izmerjeni na gramoznem napla- vinskem sloju in ne na trdnih tleh. Kljub temu da je bila magnituda potresa razmeroma majhna, se je njegov učinek lokalno močno ojačil zaradi slabih seizmogeoloških raz­ mer. Numerična pretvorba spektra odziva zabeleženega potresnega gibanja tal v Bovcu za trdna tla, ki so jo izdelali sodelavci FGG Bovec Z --------j--------1--------1--------1-------- čas (s) Slika 4 • Zapis časovnega poteka pospeškov tal med potresom 1 2 .7 .2 0 0 4 v Bovcu (digitalne podatke je dala na razpolago Fakulteta za gradbeništvo in geodezijo Univerze v Ljubljani) (Fajfar, 2004), kaže, da bi bil spekter odziva na trdnih tleh skoraj dva- do trikrat šibkejši kot na površini. Zelo približno lahko sklepamo, da so bili toliko krat manjši tudi največji pospeški na trdnih tleh, torej med 0,16 g in 0,23 g. Po tej razlagi je julijski potres na najbolj prizade­ tem območju dosegel največjo po karti po­ tresne nevarnosti Slovenije pričakovano ja ­ kost (ag = 0,225 g). Analiza zapisa potresa in vpliva tal, ki ga stan­ dard Evrokod 8 upošteva s faktorjem tal, s CM _h 2 E % OXA© 3 -2 a. Bovec N-S .......... V . ■ 11........................... čas (s) 6 4 FT _ 2 e i oI 8 -2CL -4 -6 Bovec E-W čas (s) katerim se v odvisnosti od vrste tal ojači spekter odziva potresa na trdnih tleh, bo pred­ met drugih študij. V tem prispevku se bomo omejili na analizo učinka zapisanega po­ tresnega gibanja tal na tipične zidane stavbe, ki so bile po potresu leta 1998 obnovljene, vendar jih je potres leta 2004 ponovno po­ škodoval. Stavbe smo analizirali predvsem zato, da bi ugotovili razloge za nastanek poškodb in primerjali predpisane potresne obremenitve z obremenitvami, ki jih je po­ vzročil dejanski potres. Analizirane stavbe sicer ne stojijo v neposredni bližini kraja, kjer je bila dobljena registracija potresa, vendar dovolj blizu, da lahko ocenimo, da je izra­ čunani odziv stavb na potres dovolj realna ocena tistega, kar se je 12. 7. 2004 zares zgodilo. 3 • DINAMIČNI ODZIV TIPIČNIH ZIDANIH STAVB 3.1 Opis stavb in poškodb Za analizo nelinearnega dinamičnega odziva smo izbrali štiri poškodovane stavbe, za katere smo ocenili, da so značilne za območje, pred­ stavljajo pa tudi značilne primere obnovitvenih posegov. Zidovje vseh stavb je večinoma kam­ nito. Medtem ko so bile tri stavbe protipotresno utrjene z injektiranjem in s povezovanjem zi­ dovja, pa je pri četrti, pri kateri je bilo po potresu 1998 kamnito nadstropje porušeno in sezi­ dano na novo iz opečnih votlakov, kamnito zidovje pritličja ostalo neutrjeno. Tipični tlorisi in prerezi analiziranih stavb so prikazani na sliki 5. Stavba A ima v tlorisu obliko črke L z glavnim krakom dolgim 27,50 m in širokim 12,15 m in s pravokotnim krakom dolgim 20,25 m in širokim 10,40 m. Glavni krak po višini sestav­ ljajo pritličje v višini terena, nadstropje in man­ sarda, medtem ko ima pravokotni krak poglobljen kletni del, dvorano in mansardo. Sleme strehe štirikapnice glavnega kraka je v višini 12,65 m, sleme strehe trikapnice nad pravokotnim krakom kraka pa 10,25 m nad nivojem pritličja. Nosilni kamniti zidovi, ki so debeli od 45 cm do 71 cm, so bili utrjeni z in­ jektiranjem. Stropne konstrukcije nad pritličjem so starejše, nad nadstropjem pa novejše armi­ ranobetonske plošče, ki so sidrane med seboj oziroma na zunanjo površino obodnih zidov, zidovi pa med seboj povezani z obodnimi je­ klenimi vezmi. Strešna konstrukcija je lesena. Med potresom so na večini medokenskih slo­ pov nastale diagonalne strižne, v nadokenskih delih pa pretežno navpične razpoke. V ob­ močjih vogalov stavbe so nastale poševne razpoke, ki potekajo od vogala v višini terena proti vogalom okenskih odprtin. Manj izrazite so vodoravne razpoke v višini medetažnih kon­ strukcij ter ob vogalih oken. Diagonalne raz­ poke so nastale tudi na notranjih nosilnih zi­ dovih osrednjega dela objekta. Stavba Birna pravokotni tloris dolžine 11,23 m in širine 8,06 m. Poleg pritličja višine 2,55 m ima še nadstropje višine 2,98 m ter neizko­ riščeno podstrešje. Sleme strehe je 10,50 m nad nivojem tal. Nosilni zidovi so kamniti, po obodu v povprečju debeli 50 cm, v notranjosti pa 45 cm. Stropna konstrukcija nad pritlič­ jem je betonska (deloma armiranobetonska plošča, deloma pa betonski strop z jeklenimi traverzami), nad nadstropjem pa lesena. Stre­ šna konstrukcija je lesena. Kamnito zidovje je bilo utrjeno z injektiranjem in povezano z je­ klenimi vezmi. Med potresom so nastale po­ ševne razpoke, ki potekajo od tal do med- etažne konstrukcije nad pritličjem, v višini zgornjega roba oken in vrat pa so razpoke vo­ doravne. Stavba C, kije v tlorisu nepravilne pravokotne oblike, je prislonjena k sosednji stavbi. Široka je 9,65 m, dolga pa na eni strani 12,62 m in na drugi 11,46 m. Ima pritličje višine 2,90 m, nad­ stropje višine 2,80 m in neizkoriščeno pod­ strešje. Sleme strehe dvokapnice je približno 11,50 m nad nivojem tal. Nosilni zidovi so kam­ niti, debeli med 64 cm in 70 cm, po potresu 1998 utrjeni z injektiranjem, z izjemo notra­ njega opečnega zidu v pritličju in novega iz modularnih zidakov v nadstropju. Stropne kon­ strukcije nad pritličjem so armiranobetonske z jeklenimi traverzami, nad nadstropjem pa so bili prvotni leseni stropi po potresu 1998 za­ menjani z novo armiranobetonsko ploščo de­ beline 15 cm. Na novo so bili sezidani vsi pod­ strešni zidovi, nova je pa tudi lesena strešna konstrukcija. Med potresom so nastale zna­ čilne poševne razpoke v medokenskih slopih, nekatere pa potekajo po celi višini stavbe. Na­ stale so tudi vodoravne razpoke v višini robov okenskih in vratnih odprtin ter navpične raz­ poke ob stikovanju obeh stavb. Stavba D je v tlorisu ravno tako nepravilni pra­ vokotnik. Široka je 12,09 m, medtem ko je dolžina ene stranice 12,52 m, druge pa 10,87 m. Poleg pritličja višine 3,60 m ima stavba še nadstropje višine 2,80 m ter man­ sardo. Sleme strehe je 12,90 m nad nivojem tal. Debelina obodnih kamnitih zidov v pritličju je 50 cm, notranji pritlični zid debeline 25 cm pa je sezidan iz betonskih blokov in opeke. Kamnito zidovje po potresu 1998 ni bilo utrjeno, medtem koje bil del stavbe nad ploščo nad pritličjem porušen in na novo sezidan iz modularnih zidakov. Stropne konstrukcije nad _ L pritličjem in nadstropjem so armiranobetonske plošče, pri čemer pa je plošča nad pritličjem položena kar na neodstranjen montažni opeč­ ni strop. Nova strešna konstrukcija je lesena. Med potresom 2004 so bili poškodovani samo zidovi pritličja, medtem ko novo nadstropje ni utrpelo poškodb. Na obodnih in notranjih zi­ dovih so nastale poševne in navpične razpoke, ki segajo od temelja do medetažne konstrukci­ je nad pritličjem. Zidovje v nadstropju ni bilo poškodovano. 3.2 Računski model Glede na zasnovo in ugotovljeni porušni meha­ nizem tipičnih kamnitih stavb med potresom smo računski model zasnovali kot enostaven ravninski strižni sistem z več prostostnimi stop­ njami, z masami, koncentriranimi v višini stro­ pov in etažnimi togostmi. Kot kažejo izkušnje in namično analizo enostavnih ravninskih strižnih, sistemov s skoncetriranimi masami in etažnimi j togostmi smo izdelali računalniški program DASSL, ki za modeliranje nelinearnega obna­ šanja razpolaga z več histereznimi pravili. Primerjava rezultatov eksperimentalnih raz- j iskav obnašanja modelov zidanih konstrukcij na potresni mizi z izračunom je pokazala (Tomaževič, 1987), da so odstopanja v spre­ jemljivih mejah, zato smo program uporabili tudi vdanem primeru. Podatki o masah, skoncentriranih v višini stro- pov, in etažne višine so za posamezne ana- j lizirane stavbe navedeni v preglednici 1. V izračunih smo upoštevali vrednost koeficienta viskoznega dušenja £, = 0,06, ki smo jo povzeli na podlagi raziskav obnašanja modelov kam­ nitih zidanih stavb na potresni mizi (Toma­ ževič, 1992), (Tomaževič, 1993). Stavba Masa m (t) Etažna višina he, (m) Pritličje Nadstropje Pritličje Nadstropje A 737,82 833,13 3,10 3,34 B 181,75 106,73 2,27 2,75 c 278,49 245,67 2,90 2,80 D 280,94 213,56 3,20 2,60 Preglednica 1 * Mase m in etažne višine het, upoštevane v dinamični analizi primerjave eksperimentalnih rezultatov pre­ iskav odziva podobnih stavb na potresni mizi z izračunanimi vrednostmi, izbrani model v danem primeru daje dovolj zanesljivo oceno o dejanskem odzivu konstrukcije na potres. Kompleksnejša prostorska analiza z upošte­ vanjem nelinearnih končnih elementov bi bila zaradi nepoznavanja mehanskih lastnosti zi­ dovja in robnih pogojev manj zanesljiva. Poleg ostalih parametrov, ki določajo di­ namično obnašanje konstrukcij, npr. mase in koeficienta ekvivalentnega viskoznega duše­ nja, predstavljata za izračun nelinearnega odziva konstrukcij na potres ključna podatka odvisnost med obtežbo in deformacijami v ne­ linearnem območju obnašanja konstrukcije in pa pravila, po katerih se odvisnost spreminja glede na smer delovanja obtežbe in velikost doseženih deformacij med dinamičnim odzi­ vom. Osnovni podatek, odvisnost med obtežbo in deformacijami, navadno opišemo z etažno ovojnico odpornosti, spremembe pa s histe­ reznimi pravili, kijih ugotovimo z eksperimenti in nato računsko modeliramo. Pri navadnih zi­ danih konstrukcijah lahko dinamične izračune precej poenostavimo s tem, da tako ovojnico odpornosti kot histerezna pravila sicer določi­ mo na podlagi obnašanja posameznih ele­ mentov - zidov, vendar jih predstavimo v obliki pravil, ki veljajo za posamezno etažo. Za di­ Efažno ovojnico odpornosti izračunamo z metodo, pri kateri se postopoma povečuje velikost vodoravne obtežbe, ki deluje na kon­ strukcijo, in se opazujejo spremembe v kon­ strukciji (ti. push-over metoda). Za razliko od uveljavljenega postopka, pri katerem se po­ večujejo sile, pri zidanih konstrukcijah vsilju­ jemo pomike, s čimer lahko obnašanje kon­ strukcije spremljamo tudi potem, ko pride zaradi izčrpanja odpornosti in duktilnosti po­ sameznih elementov do upadanja odpornosti celotne etaže, npr. (Tomaževič, 1997). Za račun etažne ovojnice uporabljamo računal­ niški program SREMB. Podatke o mehanskih lastnostih materialov, ki smo jih pri posameznih stavbah upoštevali v računu etažnih ovojnic odpornosti in ki smo jih ugotovili s raziskavami na terenu (Tomaževič, 1999), navajamo v preglednici 2. V pregledni­ ci v obliki razmerja med površino prereza zidov v posamezni smeri stavbe Azid in celotno po­ vršino etaže Aetaže navajamo tudi količino zidov v pritličju ter izračunane vrednosti koeficienta potresne odpornosti SRCu, tj. razmerja med potresno odpornostjo pritličja Hu in težo stavbe W. Te vrednosti dobimo tako, da izračunano ovojnico idealiziramo kot bilinearno, pri čemer izkoristimo duktilnost konstrukcije do deforma­ cije, pri kateri se nosilnost zmanjša na 80 % največje dosežene nosilnosti. Stavba Tlačna trdnost ft (MPa) Natezna trdnost f, (MPa) Elastični modul E (MPa) Strižni modul G (MPa) Površina zidov Azid/ Aetaže (%) SRCU A 1,50 0,09 1600 120 smerx smery 7,08 8,96 0,311 0,394 B 1,50 0,09 1600 120 smerx smery 10,48 9,17 0,462 0,448 c 1,50 0,09 1600 120 smerx smery 11,89 13,66 0,424 0,485 D 0,90 0,05 1000 90 smerx smery 10,51 9,44 0,285 0,190 Preglednica 2 • Mehanske lastnosti zidovja, površina zidov v pritličju in izračunani koeficienti potresne odpornosti analiziranih stavb Za račun nelinearnega dinamičnega odziva smo izračunane etažne ovojnice odpornosti idealizirali kot trilinearne odvisnosti (slika 6). Do meje elastičnosti (zasuk e= de/h et, točka He - de na ovojnici odpornosti) je konstrukcija nepoškodovana. Prve razpoke, ki pomenijo spremembo togosti, vendar pa ne vplivajo na uporabnost stavbe, nastanejo na območju med mejo elastičnosti in mejnim stanjem, ko kon­ strukcija doseže maksimalno odpornost (med zasukom O e in U = du/hg, oziro­ ma do točke Hdu - d„ na ovojnici). Čeprav ekspe­ rimentalne raziskave kažejo, da se konstrukcija bliža porušitvi šele potem, ko se deformacije povečajo čez točko Hdu - d* tega zaradi preve­ likih poškodb konstrukcije vtem področju defor­ macij v računu ne upoštevamo. Zato v analizi konstrukcije predpostavimo, da točka Hdu - du določa mejno stanje "računska" porušitev. Iz­ računane in idealizirane trilinearne ovojnice so za vsako analizirano stavbo prikazane na sliki 7. Eksperimentalne raziskave obnašanja kam­ nitih zidov pri monotono naraščajoči vodoravni sili z vmesnimi razbremenitvami, ki smo jih izvedli na terenu na zidovih v izbranih stavbah po potresu 1998 na Bovškem, kažejo, da se pri kamnitih zidanih stavbah velikostni red rela­ tivnega etažnega zasuka na meji elastičnosti giblje okrog O e = 0,2 %, na meji maksimalne odpornosti okrog 0 Hmaks = 0,4 %, na koncu pre­ iskave, ko so maksimalne vrednosti že pre­ segle O u = 1,60 %, pa so bili zidovi še vedno daleč od porušitve (Klemenc, 2000). Podobne vrednosti, e = 0,3 % na meji nastan­ ka razpok, <&Hmaks = 0,7 % pri maksimalni odpornosti oziroma ® u = 1,0 % pri porušitvi, so bile izmerjene tudi med preiskavami zidov v laboratoriju, ki smo jih izvedli s ciklično delujo­ čo vodoravno obtežbo v obliki vsiljenih pomi­ kov (Tomaževič, 1993). Vrednosti so pri zi­ dovju v obstoječem stanju nekoliko večje kot pri injektiranem, bolj togem zidovju. Slika 6 • Idealizacija etažne ovojnice odpornosti in definicija mejnih stanj Stavba A, pritličje Stavba B, pritličje S X •J Stavba C, pritličje 0.2 0.4 * (%) 0.6 Stavba D, pritličje Slika 7 • S programom SREMB izračunane in idealizirane etažne ovojnice odpornosti, upoštevane v izračunu nelinearnega odziva analiziranih stavb Slika 8 • Shematični prikaz histereznih pravil, upoštevanih v računu nelinearnega odziva stavb na potres Tudi preiskave modelov dvoetažnih kamnitih zidanih hiš, ki smo jih izvedli na potresni mizi (Tomaževič, 1992), (Tomaževič, 1993a), (Tomaževič, 1993b), so dale podobne vred­ nosti. V tem primeru smo ugotovili, da se vrednost relativnega etažnega zasuka na meji elastičnosti giblje okrog O e = 0,2 %, na meji maksimalne odpornosti, ko so na­ stale omembe vredne poškodbe, pa okrog ^Hmaks = 0,3 %. Ko so maksimalne vrednosti zasuka že presegle U = 2,00 % in so bili mo­ deli že tako močno poškodovani, da smo z njih odstranili merilne instrumente, so zdržali še nekoj dodatnih potresnih vzbujanj. Vrednosti parametrov, ki določajo karakteri­ stične točke trilinearnih ovojnic odpornosti pri na zgoraj opisani način definiranih mejnih stanjih za vsako od pravokotnih smeri ana­ liziranih stavb, ki smo jih upoštevali v dina­ mični analizi, navajamo v preglednici 3. Kot je videti, so vrednosti izračunanih etažnih zasu­ kov pri karakterističnih mejnih stanjih sicer ne­ koliko manjše kot vrednosti, dobljene s ciklič­ nimi statičnimi preiskavami, vendar se zelo dobro ujemajo z vrednostmi, ki smo jih ugo­ tovili z modelnimi preiskavami na potresni mizi. Zato lahko ocenimo, da rezultati dina­ mične analize razmeroma dobro odražajo dejansko stanje med potresom. Histerezna pravila, s katerimi smo ponazorili ne­ linearno dinamično obnašanje stavb, upo­ števajo upadanje togosti in nosilnosti z na­ raščajočim doseženim pomikom etaže ter upadanje nosilnosti pri ponavljanju obremenitev (deterioracija nosilnosti). Parametre, ki določajo histerezna pravila, kakor tudi obliko same histe­ reze smo razvili na podlagi večjega števila eksperimentalnih raziskav obnašanja zidov pri različnih vrstah statične in dinamične ciklične obtežbe (Tomaževič, 1996). Histerezna pravila shematično prikazuje slika 8. Kot vhodni podatek za račun dinamičnega od­ ziva smo uporabili zapisa pospeškov obeh vo­ doravnih komponent gibanja tal potresa dne 12. 7.2004, izmerjenih v poslopju knjižnice v Bovcu, ki ju prikazuje slika 4. Vse štiri obravnavane objekte smo analizirali ločeno na komponento sever-jug (N-S) oziroma vzhod-zahod (E-W). 3.3 Rezultati računa in analiza Odziv stavb smo analizirali v obeh glavnih smereh, pri čemer smo upoštevali dejansko orientacijo stavb. Zato smo npr. s komponento zapisa pospeškov potresa v smeri sever-jug izračunali odziv stavbe v smeri, kije orientirana najbliže smeri sever-jug. Katero smer stavbe (x- oziroma y-smer) smo analizirali na katero komponento potresnega gibanja tal (N-S oziro­ ma E-W), smo v preglednicah, kjer podajamo rezultate računa, tudi posebej označili. Program DASSL najprej izračuna vrednosti za­ četnih elastičnih dinamičnih lastnosti objekta, upoštevajoč Holzerjevo metodo, kije primerna za strižne sisteme. Za obravnavane objekte so v preglednici 4 povzeti izračunani lastni nihajni časi posameznih analiziranih stavb za vsako od tlorisnih smeri. Izračunane vrednosti lastnih nihajnih časov so enakega velikostnega reda kot vrednosti, ki smo jih izmerili med preiskavo kamnitih zidanih hiš v Stavba Smer Etaža „(%) H„ (MN) ^Hmaks (%) Hmaks (MN) „ (%) H® (MN) X (E-W) P 0,088 4,63 0,324 4,98 0,456 4,31 N 0,060 2,78 0,204 3,02 0,317 2,55 y(N-S) P 0,119 6,02 0,313 6,52 0,890 4,61N 0,082 4,23 0,157 5,16 0,651 4,00 X (N-S) P 0,094 1,30 0,256 1,41 0,587 10,4 B N 0,049 0,52 0,108 0,89 0,541 0,77 y (E-W) P 0,092 1,17 0,210 1,31 0,435 1,23 N 0,030 0,34 0,065 0,38 0,545 0,03 X (N-S) P 0,064 1,91 0,183 2,29 1,069 0,03 N 0,044 1,18 0,099 1,24 0,264 1,10 y (E-W) P 0,074 2,11 0,176 2,61 0,446 2,01 N 0,057 1,55 0,155 1,72 0,290 1,53 X (E-W) P 0,116 1,35 0,332 1,44 0,613 1,04 D N 0,036 1,00 0,094 1,48 0,250 1,31 y (N-s) P 0,108 0,84 0,252 1,00 1,406 0,20 N 0,032 0,84 0,067 1,14 0,227 1,05 Preglednica 3 • Karakteristične točke idealiziranih trilinearnih etažnih ovojnic odpornosti, upoštevanih v dinamični analizi (P = pritličje, N = nadstropje) Stavba Smer T,(S) T2(S) A X (E-W) y(N-S) 0,229 0,228 0,088 0,086 B X (N-S) y (E-W) 0,157 0,160 0,073 0,072 C X(N-S) y(E-w ) 0,162 0,164 0,064 0,065 D X (E-W) y(N-S) 0,239 0,291 0,065 0,068 Preglednica 4 • Lastni nihajni časi analiziranih objektov (s) Ljubljani z metodo analize ambientnih vibracij (med 0,22 in 0,29 s), (Taškov, 1984). Tipični rezultati nelinearne dinamične analize v obliki časovnega poteka odziva pomikov vrha objekta na močnejšo komponento gibanja tal ter histereznega obnašanja nadstropja in pritličja so za stavbi A in D prikazani na sliki 9, medtem ko so izračunane maksimalne vred­ nosti relativnih etažnih pomikov, izražene tudi v obliki etažnih zasukov, za vsako stavbo in vsa­ ko komponento gibanja tal posebej navedene v preglednici 5. V preglednici 5 so izračunane vrednosti maksi­ malnih relativnih etažnih zasukov O maks,r = dmaks,r/het primerjane z vrednostmi na meji elastičnosti ® e, pri doseženi maksimalni od­ pornosti « T w * in vrednostmi pri doseženem mejnem stanju porušitve, tj. z zasuki, ki dolo­ čajo mejna stanja na etažni ovojnici odporno­ sti (ustrezni etažni zasuki so podani v pregled­ nici 3). Analiza izračunanih etažnih pomikov oziroma zasukov odziva analiziranih stavb na zapis potresa v preglednici 5 pokaže, daje bil potres Stavba A, Y (N -S ), pritličje Stavba D, Y (N -S ), pritličje * (%) Stavba A, Y (N -S), nadstropje 4> (%) Stavba D, Y (N -S ), nadstropje Slika 9 • Tipični odziv analiziranih stavb na potres. Histerezni odziv nadstropja in pritličja ter časovni potek odziva pomikov vrha stavbe Preglednica 5 • Izračunane maksimalne vrednosti odziva relativnih etažnik pomikov dmoks,r in zasukov O maks,r = dmaks,r/h et (v % ) v obeh etažah in primerjava z mejnimi stanji tako močan, daje njihov dinamični odziv že pre­ šel v nelinearno območje. To z drugimi beseda­ mi pomeni, da je pri tako močnem potresu, kot je bil potres 12.7.2004, na kamnitih hišah, ka­ terih zidovje je utrjeno z injektiranjem, že priča­ kovati nastanek poškodb. Kot je iz izračunanih vrednosti etažnih pomikov in zasukov razvidno, je tudi teoretično pričakovati poškodbe v obeh etažah, pritličju in nadstropju, podobno, kot je pokazal pregled stanja stavb po potresu. Rezultati nelinearne dinamične analize kažejo, da so konstrukcije med potresom 12. 7.2004 zanihale v področju, ki je na sliki 7 označeno kot "uporabno" oziroma je nihanje šele dobro prešlo v območje, označeno z "varno". Z iz­ jemo stavbe D, kjer računska analiza pokaže močno upadanje odpornosti inje bilo neutrjeno pritličje tudi med potresom dejansko močno poškodovano, se največje vrednosti kota etažnega zasuka gibljejo v območju vrednosti, ko konstrukcije šele dobro dosežejo svojo največjo nosilnost, glede kapacitete deformacij pa imajo še razmeroma veliko rezervo. Da je sklep pravilen, kaže tudi stanje poškodb na številnih objektih na bližnjih lokacijah. Medsebojna primerjava izračunanih maksi­ malnih vrednosti etažnih pomikov in zasukov posameznih stavb jasno pokaže tudi na razlike v obnašanju med stavbami, pri katerih so bili zi­ dovi utrjeni z injektiranjem (stavbe A, B in C) in stavbo D, pri kateri kamniti zidovi v pritličju niso bili injektirani. Medtem ko so se stavbe A, B in C med potresom obnašale podobno in so kljub razlikam v količini in razporeditvi nosilnih zidov deformacije dosegle podobne vrednosti, seje stavba D obnašala kot konstrukcija z mehkim pritličjem. V njenem primeru so bile deformaci­ je pritličja velike in so dosegle velikostni red, s katerim definiramo računsko mejno stanje porušitve, medtem ko so bile deformacije nove- j ga nadstropja iz opečnih votlakov majhne in so ostale v elastičnem območju. Ugotovitev je še izraziteje razvidna na sliki 9, ki prikazuje hi- sterezno obnašanje nadstropja in pritličja stavb A in D. 4 • DEJANSKA POTRESNA OBTEŽBA IN ZAHTEVE STANDARDA EVROKOD 8 V inženirski praksi razmeroma zapletene račune odziva konstrukcije na potres dovolj zanesljivo poenostavimo s tem da, razen v izjemnih primerih, upoštevamo le eno samo vodoravno komponento potresnega gibanja tal, konstrukcijo analiziramo ločeno v obeh pra­ vokotnih smereh, dinamično analizo odziva pa nadomestimo z ekvivalentnim statičnim izra­ čunom po metodah teorije elastičnosti. Jakost potresa v standardu EC 8 (CEN, 2003) opiše projektni (računski) pospešek tal v vodoravni smeri ag, izražen z deležem pospeška proste­ ga pada g = 9,81 ms 2 Spekter odziva pa pove, za koliko bo pospešek na konstrukciji z dano nihajno dobo zaradi dinamičnega odziva (resonančnega vpliva) večji oziroma manjši od pospeška tal. EC 8 torej normalizira spekter odziva glede na projektni pospešektal, upošte­ va pa dva različna tipa spektra odziva: tip 1 za potrese z magnitudo večjo in tip 2 za magnitu­ do manjšo od M = 5,5. Na karti Potresna nevarnost Slovenije - projekt­ ni pospešektal, ki jo je za potresnood porno pro­ jektiranje konstrukcij po določilih predstandarda EC 8 (SIST, 2000) leta 2001 izdelala in izdala Uprava za geofiziko pri Ministrstvu za okolje in prostor, se za potres s povratno dobo 475 let na območju Bovca predvideva projektni pospešek tal ag = 0,225 g. Vrednosti na karti veljajo za trd­ na tla, projektni pospešek pa je po definiciji na­ jvečji pospešektal, ki lahko nastane med potre­ som vdanem časovnem obdobju. Standard EC 8 na podlagi številnih eksperi­ mentalnih in numeričnih raziskav in analiz potresne odpornosti konstrukcij uvaja stroko­ vno neoporečen pristop k potresnoodpornem projektiranju konstrukcij. Skupni računski (projektni) koeficient prečne sile v pritličju BSCd, tj. razmerje med skupno potresno silo in težo stavbe, se po določilih EC 8 izračuna z enačbo: s mBCSd = S d (T) = a „S —̂ - 4 q kjer je: ag = projektni, pospešek tal po karti potresne nevarnosti, S = faktortal, ki pove, za koliko se na danih tleh ojači projektni pospešektal, Se(T) = ordinata spektra odziva, ki pove, ko­ likokrat se zaradi resonančnih vplivov na konstrukciji ojači oziroma zmanjša pospešektal, q = faktor obnašanja konstrukcije (faktor redukcije elastičnih sil), ki je odvisen od sposobnosti konstrukcije, da sipa energijo. Če nastopajočim koeficientom pripišemo ustrezne vrednosti (ag = 0,225 za območje Bovca, S = 1,0 za trdna tla, S„(T) = 2,5 za kratkoperiodične zidane konstrukcije in q = 1,5 za navadne zidane konstrukcije), dobimo: BSCd = 0,225 • 1,0 • 2,5/1,5 = 0,375. Čeprav na splošno velja pravilo, da se pri preverjanju potresne odpornosti utrjenih obsto­ ječih objektov upošteva enaka velikost račun­ ske potresne obtežbe kot pri novogradnji, določila standarda EC 8 dopuščajo možnost redukcije računskih sil v primeru, ko gre za širši poseg na potresno prizadetem območju. Raziskave in analize, ki smo jih predvsem po potresu v Bovcu leta 1998 izdelali na Zavodu za gradbeništvo Slovenije (Tomaževič, 1999), kažejo, da lahko v primeru protipotresne utrditve obstoječih zidanih stavb računsko obtežbo glede na seizmičnost območja in z upoštevanjem razpoložljivih tehnoloških možnosti, v primerjavi z zahtevami za novo­ gradnjo zmanjšamo. Analiza potresne odpor­ nosti stavb in primerjava s poškodbami, na­ stalimi po močnih potresih, je pokazala, da lahko v tem primeru dopustimo nekoliko večji obseg poškodb, ki pa nikakor ne gre na račun varnosti utrjenih stavb pred porušitvijo. Če upoštevamo predlagano vrednost redukcij­ skega faktorja y, = 0,76 za območje srednje- močne intenzitete seizmičnosti, lahko pri pre­ verjanju potresne odpornosti utrjenih stavb na trdnih tleh na območju Bovškega upoštevamo zmanjšano vrednost skupnega računskega koeficienta prečne sile. Ta vrednost zna­ ša BSC4red = y BSCd = 0,76 • 0,375 = 0,285. Primerjava zahtevane vrednosti s koeficienti potresne odpornosti analiziranih stavb, nave­ denih v preglednici 2, pokaže, da bi vse ana­ lizirane stavbe z utrjenim zidovjem ustrezale tej zahtevi, če bi stale na trdnih tleh. Faktor tal S za naplavinska tla, na kakršnih stojijo stavbe, in za spekter tipa 2 (moč potresa manjša od Ms = 5,5) po določilih standarda znaša S = 1,35, kar da vrednost BSC4red = 0,385 (ustrezna nereducirana vrednost bi bila BSCd = 0,375 ■ 1,35 = 0,506). To pa je kljub redukciji zelo huda zahteva, ki ji niti utrjene 5 • SKLEPI Na podlagi analize zapisa potresa, kije 12. 7. 2004 prizadel območje Bovca in okolice, bi lahko sklepali, da je potres lokalno celo prese­ gel jakost projektnega potresa, tj. potresa s povratno dobo 475 let, na katerega projektira­ mo gradbene konstrukcije. Tako pospeški tal, registrirani med potresom na naplavinskem gramoznem sloju kot tudi spekter odziva so močno presegli vrednosti, kijih na danem ob­ močju za projektiranje konstrukcij predvideva­ ta sodobna karta potresne nevarnosti Sloveni­ je in standard EC 8. Vplive naplavinskih slojev na ojačenje gibanja tal na trdni podlagi bo zato treba še podrobneje raziskati. Ne glede na to pa analiza odziva zidanih stavb na potres kaže, da jakost potresa ni presegla največje pričakovane. Utrjene stavbe, katerih potresna odpornost je bila v večji ali manjši meri skladna z zahtevami standarda EC 8, so med potresom sicer že zanihale v nelinearnem območju, vendar so bile deformacije še daleč od porušnih, kar pomeni, da kapaciteta duktil- nosti in sipanja energije konstrukcije še ni bila v celoti izkoriščena. Nastanek poškodb je bil pri potresu, kije dosegel jakost projektnega potre­ sa, neizogiben, saj so že predhodne analize in eksperimentalne raziskave pokazale, kolikšna je največja dosegljiva potresna odpornost sta­ rih kamnitih hiš, ki jih protipotresno utrdimo s povezanjem zidov z jeklenimi zidnimi vezmi in z injektiranjem zidovja s cementno maso. Pregled prizadetega območja je pokazal, da je bil obseg poškodb na novo zgrajenih objektih minimalen, z izjemo manjšega števila pa zelo resnih poškodb niso utrpele niti konstrukcije v celoti utrjenih objektov. To ponovno dokazuje, da so uporabljene metode utrditve obstoječih kam­ nitih zidanih hiš učinkovale, če so le bile v celoti in strokovno zasnovane in izvedene. Poškodbe so utrpeli tudi nekateri objekti, ki so bili po letu 1998 le deloma utrjeni, ker med potresi leta 1976 in 1998 niso bili poškodovani. Analiza odziva stavb na potres je ponovno dokazala, da principi določanja projektne potresne obtežbe, ki jih je uvedel standard Eurocode, veljajo, ter da so obenem sprejem­ ljive tudi vrednosti parametrov, kijih uporablja­ mo za določanje potresne obtežbe v primeru zidanih konstrukcij. Zahteve EC 8 so brez težav dosegljive še posebej pri novogradnji in stavbah z omejenim številom etaž. Ujemanje predvidevanj in dejanskega obnašanja stavb stavbe ne ustrezajo v celoti. Za spekter tipa 1 bi bila v danem primeru vrednost faktorja tal S = 1,2, kar bi dalo vrednost BSCdred = 0,342. Za primerjavo lahko navedemo, da še vedno veljavni jugoslovanski pravilnik zahteva, da na istem območju zidane stavbe zdržijo računske potresne sile v velikosti samo BSC = VK = 0,15, kar je več kot dvakrat manj, kot je realno priča­ kovati! Če smo na podlagi zapisa časovnega poteka pospeškov potresa ocenili, da je potres 12. 7. 2004 dosegel jakost projektnega potresa, to oceno potrjuje tudi dinamična analiza stavb. Analizirane utrjene stavbe, katerih računska odpornost je bila velikostnega reda zahtevane po standardu EC 8, so med potresom že zani­ hale v nelinearnem področju. Največje defor­ macije so bile sicer še daleč od porušnih, pa tudi kapaciteta duktilnosti še ni bila izkorišče­ na, vendar so bile že tako velike, da so v zidovih lahko nastale poškodbe. Ujemanje z izraču­ nom ocenjenega in dejanskega stanja po­ škodb na analiziranih stavbah pa potrjuje tudi ugotovitev, da ima po zahtevah standarda EC 8 določena računska potresna obtežba za navadne zidane konstrucije realno vrednost. med potresom, predvsem tudi glede poškodb, je ponovno opozorilo, da je skrajnji čas, da se opusti uporaba jugoslovanskega pravilnika iz leta 1981. Po jugoslovanskem pravilniku je za zidane konstrukcije računska potresna ob­ težba, na katero se dimenzionirajo, več kot dvakrat manjša kot obtežba, določena po EC 8. Ne nazadnje pa je analiza odziva utrjenih kamnitih stavb na potres ponovno pokazala, da je na območjih največje potresne nevar­ nosti v Sloveniji (ag = 0,250 g) s poznanimi metodami možno protipotresno utrditi tudi stare zidane stavbe do mere, da bo njihovo obnašanje med potresom primerljivo z obna­ šanjem nove gradnje. Tudi v primeru, če zara­ di razpoložljivih tehnoloških možnosti in stroškov v primerjavi z zahtevami za novo­ gradnjo projektno potresno obtežbo nekoliko zmanjšamo. Analiza odziva utrjenih stavb na bovški potres je pokazala, da takšno zmanj­ šanje dejansko ne gre na račun varnosti utrjenih stavb pred porušitvijo. Kot rečeno ozi­ roma kot izhaja iz osnovnih načel potresnood- pornega projektiranja, pa pred poškodbami v primeru projektnega potresa niso varne niti nove stavbe. 6 • ZAHVALA ma pa v okviru raziskovalnega programa Grad- Opisane raziskave so bile izvedene deloma v dovanih po potresu 12. 7. 2004, izdelane za beni objekti, ki ga financira Ministrstvo za šol- okviru študije Analiza stanja objektov, poško- Ministrstvo za okolje, prostor in energijo, delo- stvo, znanost in šport. 7 • LITERATURA CEN, prEN 1998-1, Eurocode 8: Design of structures for earthquake resistance, Part 1: General rules, seismic actions and rules for buildings, Brussels, 2003. Fajfar, P., Poljanšek, K., Dolšek, M., Peruš, L, Fischinger, M., Ranljivi nanosi na togi podlagi, Delo, priloga Znanost, str. 16,29.7.2004. Klemenc, L, Tomaževič, M., Lutman, M. Vpliv potresa 12.4.1998 na Bovškem na stavbe, ljudi in okolje. Vpliv potresa na stavbe - I. del. Mehanske lastnosti zidovja in priporočila za projektiranje. Poročilo ZAG/PI-00/01, Ljubljana, 2000. Pravilnik o tehničnih normativih za graditev objektov visoke gradnje na potresnih območjih. Uradni list SFR Jugoslavije št. 31,1981. SIST, SIST ENV 1998-1-4, Eurocode 8: Projektiranje potresnoodpornih konstrukcij - Del 1 -4 : Splošna pravila - Utrditev in popravilo stavb, Ljubljana, 2000. Taškov, L., Bojadžiev, M., Krstevska, L., Ispitivanja starih zidanih zgrada u Ljubljani ambientnim vibracijama, poročili IZIIS št. 84-135 in 84-143, Skop­ je, 1984. Tomaževič, M„ Dynamic modelling of masonry buildings: storey mechanism model as a simple alternative. Earthquake Engineering and Structural Dynamics, 15 (6), John Wiley & Sons, str. 731-749,1987 Tomaževič, M., Lutman, M., Weiss, P„ Velechovsky, I , Vpliv togosti stropnih konstrukcij na potresno odpornost starih zidanih zgradb: Preiskave mo­ delov kamnitih hiš - končno poročilo, poročilo ZRMK/PI-92/03, Ljubljana, 1992. Tomaževič, M., Apih, V, Ojačevanje kamnitega zidovja z zidovju prijaznim injektiranjem. Informacije ZRMK št. 306-307, Gradbeni vestnik 42 (1 -2 ,3 -4 -5 ) , 1993 a. Tomaževič, M., Lutman, M., Velechovsky, I , Protipotresna ojačitev starih kamnitih hiš: je zamenjava lesenih stropov z masivnimi ploščami res vedno potrebna? Informacije ZRMK št. 308, Gradbeni vestnik 42 (6 -7 ), 1993 b. Tomaževič, M„ Lutman, M., Seismic behaviour of masonry walls: modeling of hysteretic rules. Journal of Structural Engineering ASCE, 122 (9), str. 1048-1054, 1996. Tomaževič, M., Preverjanje potresne odpornosti zidanih konstrukcij: prilagajanje novim zahtevam. Gradbeni vestnik 46 (9-10), str. 254-267,1997. Tomaževič, M., Kriteriji in parametri za preprojektiranje starih kamnitih zidanih stavb na potresnih območjih, Gradbeni vestnik 48 (8 -9 -1 0 ), str. 186-197, 1999. Tomaževič, M., Klemenc, I., Lutman, M., In situ preiskave zidov in potresna odpornost kamnitih hiš na Bovškem, Gradbeni vestnik 48 (8 -9 -1 0 ), str. 198-208, 1999. Vidrih, R., Tasič, I., Največ škode so povzročili lokalni učinki, Delo, priloga Znanost, str. 15,22.7.2004. i SANACIJA BLEJSKEGA JEZERA SANITATION OF THE LAKE OF BLED prof. dr. Mitja Rismal, univ. dipl. inž. grad.. Fakulteta za gradbeništvo in geodezijo, Hajdrihova 28. Ljubljana Znanstveni članek UDK 627.17+627.157+628.33 Povzetek | V članku so obravnavani rezultati osemnajstletnih (1979-1997) analiz zdravljenja močno evtrofičnega Blejskega jezera s površinskim izpiranjem jezera z vodo iz Radovne in z odvodom globinske vode iz jezera z natego. Na podlagi analiz jezera in modificiranega Imbodenovega limnološkega modela je bila izvedena primerjava med rezultati zdravljenja z vodo iz Radovne in s kasneje zgrajeno natego. Meritve in rezultati modela pokažejo, daje mogočejezero z natego bolje in hitreje ozdraviti. Zaradi trajnega izpiranja sedimentiranih alg in produktov njihovega razkroja iz dna jezera je zdravljenje jezera z natego trajnejše, dopustna obremenitev jezera s fosforjem pa večja. Summary | The paper shows the results of the eighteen year sanitation (1979-1997) of the heavily eutrofied Lake of Bled by the artificial surface flushing of the lake with the water of the near-by flowing alpine rivulet Radovna and with the bottom flushing by the later constructed siphon. The comparison of the efficiency of both met­ hods was made using the measurements of the quality of the lake, inflows and outflows, supported by the partly modified Imbodens model The results show the advantages of the bottom flushing against the surface flushing of the lake. The bottom flushing allows higher phosphorous loading of the lake and at the same time, by continuous discharge of the settled algae and their decaying products from the bottom, more durable results of sanitation. 1 • UVOD Namen tega prispevka je, da na podlagi analiz jezera (ARSO, 1999), (Rekar, 1999) v letih (1979-1997) in z uporabo limnološkega modela prikaže rezultate zdravljenja Blejskega jezera z vodo iz Radovne (povr­ šinsko izpiranje jezera) in s kasneje (leta 1980-1981) zgrajeno natego (globinsko izpiranje). V petdesetih letih prejšnjega stoletja je močno cvetenje "rdečih" alg opozo­ rilo na hiperevtrofično stanje Blejskega jezera, kije zaradi velike koncen­ tracije hranil in drugih soli na dnu jezera postalo celo meromiktično (Rejc, 1955). Tedanja Uprava za vode SRS je imenovala za zdravljenje jezera komisijo znanstvenikov (biolog, kemik, hidravlik), ki je določila izvedbo potrebnih sanacijskih del po naslednjem prioritetnem vrstnem redu: 1. Ureditev kanalizacije Bleda za preprečitev onesnaževanja jezera; 2. Umetno povečanje pretoka skozi jezero s ca. 2,0 m3/s vode iz Ra­ dovne; 3. Izgradnjo natege za odvod hipolimnijske vode pa je komisija zavrnila kot neprimerno rešitev. Takšni odločitvi komisije je tedaj javno nasprotoval sedaj že pokojni go­ spod Pirkovič s trditvijo, da je mogoče jezero mnogo bolje ozdraviti z uporabo natege. V svojem dopisu dne vladi SRS pa je napisal (Pirkovič, 1962a): "......Drenaža gnilih vod (z natego, op. pisca) je absolutno zanesljiva, najpreprostejša, najcenejša in tudi v stranskih učinkih na mikroklimo ko­ ristna metoda, medtem ko moramo reči o nameri, jezero mešati z mrzlo Rodovno, da je to nezanesljivo, komplicirano, z denarjem razsipno, življenju vjezeru nevarno in turistično pogubno zdravilo." To Pirkovičevo mnenje je Strokovna komisija IS SRS ovrgla (IS SRS, 1963), citiram: "....Komisija je pretresla vse predloge (Pirkoviča, opomba pisca) s hid­ rološkega, kemičnega in biološkega vidika, ustrezno z izsledki napre­ dovanja raziskav Blejskega jezera in se je, upoštevaje vse možnosti, po zrelem preudarku odločila za predlog uvajanja Radovne kot najbolj primeren dolgoročen ukrep sanacije, s predpostavko, da se reši tudi vprašanje kanalizacije Bleda. Predlagani ukrep je potemtakem stroko­ vno in znanstveno utemeljen ter usklajen s posebnostmi Blejskega je­ zera Komisija je nategi nasprotovala tudi zaradi mnenja, da bo z NH4 in H2S onesnažena voda iz dna jezera Savo Bohinjko nedopustno onesnažila. Sledeč mnenju komisije je tedanja Uprava za vode SRS zgradila dojezera ca. 2,4 km dolg cevovod za ca. 2,0 m3/s s kisikom nasičeno vodo iz Radovne. Po izgradnji tega cevovoda z izpustom vode na dno jezera pa se kakovost vode v nasprotju s pričakovanji ni izboljšala. Jezero je ponovno močno zacvetelo. Zato je ZVSS v Vodnogospodarskih smerni­ cah (ZVSS, 1976), da bi izpolnila prvi pogoj komisije za ozdravitev jezera, predpisala ob jezeru izgradnjo novega velikega kanala (citat): "ki dopušča razbremenjevanje deževnih voda iznad intenzitete dežja 165 l/sha", karje pomenilo izgradnjo novega kanala premera 180 cm v dolžini ca. 800 m, čeprav je na tem odseku že obstajal že pred leti zgra­ jen kanal "M" premera 70/105). Obenem pa je ZVSS, da bi ponovno preverili Pirkovičevo zahtevo po izgradnji natege s pogodbo št. 1305-234/79 naročila pri Institutu za zdravstveno hidrotehniko FAGG študijo natege za sanacijo Blejskega jezera" (Rismal, 1979). Rezultat te študije je pokazal, da je natega za sanacijo jezera bolj učinkovita od izpiranja jezera z Rodovno in da zahtevana gradnja novega kanala "M" premera 180 cm ni potrebna, ker že obstoječi kanal "M" premera 70/105 za zaščito jezera povsem zadostuje. Te rezultate študije je po izgradnji natege potrdilo tudi hitro izboljšanje kakovosti jezera oziroma nagel padec koncentracije fosforja vjezerski vodi (slika 1, preglednica 1). Z izgradnjo natege in dovodom Rodovne pa sanacija jezera v kakovost­ nem in v ekonomskem pogledu ni bila končana. Sanacija jezera ne pomeni enkratnega posega, temveč trajno spremljavo kakovosti vode in procesov v jezeru. S stacionarnim limnološkim modelom so bile v študiji IZH (Rismal, 1979) argumentirane le prednosti natege pred že izvede­ nim izpiranjem onesnaženega jezera z vodo iz Rodovne. Že zgrajeni cevovod iz Rodovne pa je bilo potrebno v kombinaciji z natego kolikor je mogoče izkoristiti za sanacijo jezera. Slika 1 • Koncentracija totalnega fosforja P,ot se je po izgradnji natege naglo znižala, prosojnost jezera pa povečala Datum analize p o t - p mg/i P tct raztop. mg/l PlOT mg/i Izvajalec analize 15. 12. 1966 0,0278 0,00525 0,0692 Sketelj, prof. dr. Modic (14.-16.12.1966.) pred dovodom Rodovne in pred izgradnjo natege. 1979 0,080 Povprečna koncentracija fosforja vjezeru po dovodu Rodovne (Rekar, 1999) 10.5. 1982 0,003 0,014 0,03200 po dovodu Rodovne in po izgradnji natege (Löffler 1982) 13. 12. 1982 0,0057 0,0117 0,0174- Analize HMZ (zahodna kotanja) po izgradnji natege Preglednica 1 • Rezultati kemičnih analiz jezera pred in po izgradnji natege Ker gre vjezeru za časovno odvisne dinamične procese, stacionarni model ne zadošča tudi za optimalno časovno regulacijo delovanja natege in že zgrajenega dovoda vode iz Rodovne. Za optimalno zdravljenje jezera je potrebna sinteza meritev kakovostnih sprememb jezera in rezultatov di­ namičnega - časovno odvisnega modela procesov vjezeru. Žal pa takšen pristop ni bil sprejet. Projektant natege in študije je bil izločen iz preizkus­ nega obratovanja natege. Namesto da bi uporabili načrtovano zmogljivost natege 0,390 m3/s, so najprej odtok iz natege zapirali, nato pa onesposo­ bili najgloblji zahodni krak natege (sliki 2 in 3), ki je za sanacijo najbolj pomemben. Zato je natega v obravnavanem obdobju delovala največ s polovično zmogljivostjo 0,196 m3/s , (Rekar, 1999). Šele okoli leta 2002 so, zaradi poslabšanja jezera, povzročeno poškodbo natege odpravili. Kakovostjezera pa seje ponovno hitro izboljšala. Žal pa rešitve študije IZH še vedno niso v celoti, ali pa so napačno izvedene. V članku so prikazani z modelom podprti rezultati petindvajsetletnih analiz zdravljenja jezera. Za zdravljenje jezera je osvetljen pomen natege, dovoda vode iz Rodovne in obstoječe kanalizacije Bleda ter vpliv iztoka iz natege za kakovost Save Bohinjke. Namen tega prispevka je, da stroko­ vno problematiko sanacije jezera ponovno aktualizira in tako po možnosti prispeva h končni sanaciji Blejskega jezera. Slika 2 • Natega z Mišco, dotok iz Rodovne in odtok Jezernica. Za linijski odvzem vode iz ravnega dna vzhodne jezerske kotanje je ta krak natege perforiran Slika 3 • Hidravlična shema zahodnega kraka natege. Zaradi zaprtja nastavka za odplinjevanje in nasilno izvedenih odprtin je namesto onesnažene vode iz dna jezera odtekala čista voda s površine 2 • IZHODIŠČA ZA REŠITEV NALOGE Za uspešno sanacijo jezera je odločilna določitev prioritetnih del na podlagi "samočistilne sposobnosti jezera" in velikosti posameznih onesnaževalcev jezera. Sanacijo jezera je mogoče obravnavati kot zdravljenje "bolnika" zaradi negativnih vplivov urbanizacije, kmetovanja, prometa, turizma in drugih posledic vedno bolj intenzivne rabe prostora. Kot v zdravstvu ima tudi pri okolju prednost preventiva. Ker pa omenjenih vzrokov onesnaževanja Blejskega jezera ni več mogoče povsem pre­ prečiti, so, kot v zdravstvu, tudi pri jezeru potrebni "kirurški"- inženirsko - hidrotehnični posegi. Sanacija jezera zahteva kolikorje mogoče kvantita­ tivno oceno učinka možnih rešitev. V ta namen je potrebno predvsem: - Opredeliti ključnega povzročitelja za obolenje jezera (določitev ome­ jitvenega faktorja evtrofikacije). - Ker onesnaževanja jezera ni mogoče popolnoma preprečiti, je potreb­ no določiti, koliko onesnaženja lahko jezero na račun "samočistilne sposobnosti" še prenese. - Ovrednotiti moramo posamezne vire, ki jezero onesnažujejo in možnosti za njihovo odstranitev ali zmanjšanje. - Šele po odgovoru na ta vprašanja lahko predvidimo učinke in s tem prioriteto sanacijskih del in ukrepov. - Seveda pa moramo presoditi tudi možne, za okolje negativne, posle­ dice izbranih sanacijskih del. Za uspešno zdravljenje jezera moramo torej poznati predvsem: 1. Količine oziroma koncentracijo fosforja vjezerski vodi, ki določa pro­ izvodnjo alg vjezeru - evtrofnost jezera, 2. količino fosforja, ki prihaja v jezero s pritoki in iz zelenih zalednih po­ vršin jezera, 3. količino fosforja, ki pri padavinah iz razbremenilnikov mešane kana­ lizacije, skupaj z v jezero prelitim padavinskim odtokom, onesnažuje jezero, 4. koliko in kje je potrebno zmanjšati onesnaževanje jezera s fosforjem, da bi povrnili jezero v stabilno mezotrofno ali celo oligotrofno stanje. 3 • DOLOČITEV »SAMOČISTILNE« SPOSOBNOSTI JEZERA 3.1 Opredelitev omejitvenega faktorja evtrofikacije jezera Omejitveni faktor evtrofikacije je tisto hranilo, ki pospešuje, pomanjkanje pa omejuje primarno proizvodnjo v jezeru (predvsem alge). Bistvena elementa primarne biološke proizvodnje sta poleg mikroelementov in ogljika C dušik N in fosfor P. Alge imajo približno naslednjo kemično sestavo: C106H26301,oN16Pn, v razmerju ogljik, dušik in fosfor: ~C: N :P = 41:7: 1. Iz slike 1 vidimo, da se v Blejskem jezeru prisotne zaloge fosforja porabi­ jo prej kot vjezeru mnogo večje zaloge dušika. To pomeni, daje tudi pri Blejskem jezeru, enako kotv večini alpskihjezer, omejitveni faktor fotosin­ teze (evtrofikacije) fosfor. 3.2 Evtrofnost jezera v odvisnosti od koncentracije fosforja v jezerski vodi. Iz podatkov v preglednici 2 je razvidno, daje evtrofnostjezera odvisna od zelo nizkih koncentracij fosforja vjezerski vodi. Leta 1966 izmerjene koncentracije fosforja v preglednici 1 kažejo, daje bilo jezero pri koncentraciji fosforja 69 mgP/m3 močno evtrofno, po dovodu Rodovne pa celo 80 mgP/m3. Zato je bilo za uspešno zdravljenje jezera potrebno pred vsem: a) presoditi, koliko moramo zmanjšati količine fosforja v pritokih, da bi v jezeru dosegli v razpredelnici 2 navedene koncentracije fosforja za oligotrofno kakovost jezera in b) izločiti tiste vire onesnaženja, ki jezero s fosforjem najbolj onesnažujejo ter c) presoditi, koliko lahko k sanaciji prispeva natega. 3.3 Preliminarna presoja prednosti globinskega izpiranja jezera z natego pred površinskim izpiranjem S stališča sanacije je mogoče jezero obravnavati podobno kot reaktorje pri bioloških čistilnih napravah, ki jih v glavnem načrtujemo s pomočjo bolj ali manj poenostavljenih stacionarnih modelov kinetike biokemičnih procesov. Že poenostavljen model masne bilance fosforja vjezeru po enačbi (1) bi načrtovalce izpiranja jezera z vodo iz Rodovne opozoril, da se pretežni del fosforja, ki iz vode s fotosintezo preide v alge, z algami iz jezera ne bo odplaknil, temveč se bo, po spodnjem računu, z njimi trajno nabiral na dnu jezera: CC.X.V -R h .XV -Q.X ~~~~t = 0 = (/J - kd) - D X.dt T ( 1) dX X.dt > če je (n - kd) — D > 0 Slika 4 • Razmerja N/P v Blejskem jezeru po analizah (ARSO, 1999) Stopnja onesnaženosti Pov. vsebnost fosforja Pov. vsebnost dušika Povprečna prosojnost Minimalna prosojnost Klorofil a povprečje Klorofil a maksimum (n g P /i) (fjg N /i) (m) (m) Cug/i) (M9/I) ult.oligotrofno < 4 < 2 0 0 > 12 > 6 ( i > 2 ,5 oligotrofno < 10 2 0 0 -4 0 0 > 6 > 3 (2 ,5 < 8 mezotrofno 10 -35 3 0 0 -6 5 0 6 -3 3 -1 ,5 2 ,5 -8 8 -2 5 evtrofno 3 5 -1 0 0 5 0 0 -1 500 3 -1 ,5 1,5-0,7 8 -2 5 2 5 -7 5 hiperevtrofno > 100 > 1500 (1 .5 (0 ,7 (2 5 > 7 5 Preglednica 2 • Kriteriji za presojo evtrofnosti jezer Količina alg vjezeru se veča. Splakovanje alg izjezera ni uspešno ^ <če je (u-kd)—b<0 X.dt ^ ’ Količina alg se vjezeru manjša, izpiranje je uspešno X (mg/m3) koncentracija alg vjezeru T = dan pretočni čas vode skozi jezero a = ldari1 hitrost rasti alg Re = 0,006 dan1 hitrost razgradnje poizvedenih alg v epilimniju Račun za primer Blejskega jezera: VEjezera = 8,82.106m3 prostornina epilimnija s fotosintezo O-Radovna — 2 ,0 171 I S D = Q(m3)ldan = 2M400 =m 96 ^ vjeleraim3) 8,82.106 a - Re » D 1,0 - 0,006 = 0,994 » 0,0196 (2) Račun po enačbi (1) pokaže, daje hitrost rasti alg ( a - /?£> tudi pri na­ črtovanem maksimalnem dotoku 2,0 m3/s Rodovne v jezero, 50,7-krat, pri manjšem dotoku 0,4 m3/s pa 250-krat večja od frekvence (hitrosti) razredčenja "D" fosforja in alg v jezeru! Pretežna količina alg s foto- sintetično vgrajenim fosforjem se torej izjezera ne odplakne, temveč se usede na dno jezera, kjer so alge ob pomanjkanju kisika podvržene anaerobni razgradnji in se fosfor skupaj s strupenim amonijem in žveplovodikom kot potencialno "notranje" onesnaženje ponovno vrača v jezersko vodo. Takšno "notranje" onesnaževanje je lahko desetkrat do stokrat večje od zunanjega (Imboden, 1974) onesnaževanja jezera. Z natego, ki alge iz dna sproti "spira", pa je mogoče anaerobne procese v hipolimniju učinkovito omejiti ali v celoti preprečiti. V nadaljevanju prispevka uporabljeni model jezera pokaže, da pri letnem dotoku fosforja 449 kg P/l odteče po nategi (na račun "notranjega" onesnaženja) več fosforja (Rp = -10,9 %), kot ga s pritoki v jezero priteče. Brez natege pa (Rp = 49 %) fosforja ostane na dnu jezera (slika 1). Na to prednost natege je opozorila že Študija natege Blejskega jezera, po kateri je bila natega leta 1980-81 tudi zgrajena. Pred izgradnjo natege so se v zimskem "obratu" jezera v hipolimniju ob­ novljene zaloge kisika hitro porabile. Na globinah pod 8m v vodi ni bilo več kisika Zaradi meromiktičnega jezera (Rejc, 1955) pa je bila notranja obremenitev jezera s fosforjem, kot kažejo rezultati modela v nadalje­ vanju, mnogo večja od zunanje obremenitve. Za sanacijo jezera je bilo torej potrebno: a) s preventivnimi ukrepi kolikor je mogoče zmanjšati dotok ali zunanjo obremenitev jezera s fosforjem. b) Z dovodom Rodovne ali z natego odplakniti izjezera čim več fosforja in zagotoviti takšno pozitivno bilanco kisika v hipolimniju, ki preprečuje vračanje fosforja in drugih škodljivih produktov (NH*4,H2S) iz anaerobne­ ga sedimenta na dnu jezera. Za sanacijo so možni tudi drugi ukrepi, kot je umetno ozračevanje dna jezera, kemična stabilizacija fosforja v sedimentu jezera itd. Takšne rešitve pa so dražje in niso trajne, ker ne odstranjujejo vzrokov, temveč le posledice onesnaževanja. 3.4 Ocena dopustne obremenitve jezera s fosforjem z modificiranim Imbodenovim modelom Za bilanco hranil (fosforja), alg in kisika v jezeru (za "samočistilno" sposobnost jezera) je na voljo mnogo limnoloških modelov. Od eno­ stavnih modelov je uveljavljen empirični "fosforjev" Vollenweiderjev model (Henderson, 1987). Pri konceptualnih modelih pa ločimo od enostavnejših statičnih do lahko zelo zapletenih dinamičnih modelov, ki upoštevajo poleg hidravličnih, meteoroloških, morfoloških in kemičnih lastnosti jezera tudi delovanje bolj ali manj širokega spektra organizmov primarne in sekundarne biološke proizvodnje. V nasprotju z enačbo (1), ki obravnava jezero kot enotni "premešan" bio­ loški reaktor, in empiričnim Vollenweiderjevim modelom, ta obravnava le površinski dotok in odtok vode izjezera, smo uporabili Imbodenov model, ki deli jezero po globini na dva ločena reaktorja in tako omogoča presojo površinskega, z dovodom vode iz Rodovne, in globinskega izpiranja jezera z natego. V primerjavi s Študijo natege za sanacijo Blejskega jezera (Rismal, 1979) je model dopolnjen in upošteva tudi pozitiven prispevek do­ toka iz Rodovne na bilanco kisika v hipolimniju. Znižanje koncen­ tracije kisika v hipolimniju oligotrofnega jezera naj ne bi bilo večje od D02 = 1000 m gO ^m 3 (Imboden, 1974). Model povzema (slika 5, enačbe (3) do (6) za (p < ß) stacionarni režim procesov v jezeru zelo poenostavljeno, kar pa za relativno primerjavo obravnavanih sanacijskih rešitev zadostuje (Kümmert, 1989), ker je že omenjena frekvenca pretoka "D" vode skozi jezero petdesetkrat do dvest- opetdesetkrat manjša od hitrosti biokemičnih procesov vjezeru. Slika 5 • Funkcionalna shema modificiranega Imbodenovega modela (Imboden. 1974) LEGENDA: E H n mgP ̂ , m3 , ' mg P ' , m3 > oznaka za epilimnij oznaka za hipolimnij partikularni fosfor raztopljeni fosfor - P -nal j ^ mgP A m1 d f mgP ^ 2 jm .a E; H ̂nii^ A (m2) ( ...3 qs A Q dl m2d Qdo ß = Qo\_ Qo ^ = 2 - 1 y£ U = £ \d j r i 's Ä&- i?« epilimnij: dXE povprečna dnevna obremenitev 1 m2 površine jezera s fosforjem generacija fosforja iz zaradi anaerobnih pogojev na dnu jezera epilimnij; hipolimnij dotok, iztok iz jezera površina jezera povprečna letna hidravlična obremenitev površinejezera koeficient izmenjave vode med epilimnijem in hipolimnijem V£ (m3) VH ( ^ ) Z = ZE + Z H (m) Z H _ V h volumen epilimnija volumen hipolimnija povprečna globina jezera, epilimnija, hipolimnija razmerje med prostornino (povprečno globino) hipolimnija in epilimnija hitrost sedimentacije partikularnega fosforja koeficient hitrosti fotosinteze koeficient hitrosti mineralizacije v epilimniju, hipolimniju = -A £ dt + JtE RE + 'a + ß ^ - + Z Z E 1H Z E ^ = 0 ZE dng dt — XE-OC — 71 £ dsS + RE + f - + l9- ZE ZE + nH S -(cp -ß ) ds ZE + - ^ = 0 ZE (4) hipolimnij: dXH = ZE- - Z H dt e e ZH - «P -1 3 ) - f - Z H + 7lH RH + Lx̂ + — = 0 Z H Z H (5) dnH dt = nE ( z \c, , g— + —— £ Z h - n H V ~ + RH + ^ - + ( X - ß ) S L . £ Z H ZH -((17) e Z„ V tem primeru velja za določitev vrednosti f: f = T-tor Razmerje Rp (%) med iztokom iz in dotokom fosforja v jezero pa je določeno z: /to -100 +?r/ / ) ] ^ .5.365 1QQ (18) Za oligotrofno jezero predvideva Imboden (Imboden, 1974) dopusten padec A [0 2j = 1000 mgO^m3, kar pomeni ob po globini predpostavlje­ ni enakomerni porabi kisika v hipolimniju na dnu jezera koncentracijo ki­ sika ca 8,0 m gCym 3. Pri takšni koncentraciji kisika (zaradi netopne oblike FeP04), ni več pričakovati redukcije trivalentnega železa in s tem vračanje PO? preko molekularne difuzije v vodo. Generacija PO? iz dna v vodo se začenja šele, če je koncentracija kisika na dnu jezera manjša od ca. 5 rngO^I (Stumm, 1970). 3.5 Povzetek rezultatov modela na podlagi podatkov o obremenitvi jezera ob načrtovanju natege Analize jezera pred in po izgradnji natege (slika 1, preglednica 1) omogočajo danes primerjavo natege s prvotno načrtovanim in izveden­ im površinskim izpiranjem jezera z vodo iz Rodovne. Iz slike 1, preglednice 1 ter iz bilance hranil in vode vjezeru (preglednica 3) lahko povzamemo predvsem naslednje: a) Koncentracija fosforja 70 do 80 mgP/m3 v jezeru se po izgradnji do­ voda vode v jezero iz Rodovne v trinajstih letih (od 1966 do 1979) ni spremenila oziroma se je celo poslabšala. Ostala je na zgornji meji evtrofnosti blizu hiperevtrofnega stanja, (preglednica 1). b) Po izgradnji natege pa je koncentracija fosforja naglo padla (slika l ) v mezotrofno območje (preglednici 1 in 2). Podobno velja za prosojnost in koncentracijo klorofila. Izmerjene ekstremne vrednosti v kritičnih letih pa kažejo, da jezero, če­ prav seje vsebnost fosforja po letu 1979 v povprečju štirikrat zmanjšala, še ni doseglo stabilnega mezotrofnega stanja. Precejšnja disperzija me­ ritev fosforja je lahko tudi posledica neenakomernega delovanja sana­ cijskih naprav (daljši izpadi in spreminjanje pretokov natege, dovoda Rodovne itd.). Kot kažejo analize jezera, zaradi verjetno manj kot polovičnega delovanja natege anoksične razmere na dnu jezera niso bile odpravljene (slika 8), stem pa tudi ne notranja obremenitev jezera (preglednica 4), ki dosega po modelu od zunanje približno štirikrat večjo obremenitev jezera s fosforjem. c) Meritve pretokov (preglednica 3) dokazujejo, da so upravljavci sana­ cije zmogljivost zagrajene natege 0,390 m3/s z zapiranjem njenega pre­ toka na 0,196 m3/s le polovično izkoriščali. Zahodni krak natege pa so namesto izvedbe načrtovanega in nujnega odzračenja v hidravličnem temenu močno poškodovali (odprli), daje po njem namesto iz globine lahko odtekala le voda iz površine jezera (slika 3). Pritoki Qsr(m3/s ) 106.m3/leto fosfor kg P/leto dušik tN/leto Krivica 0,020 0,628 8 0,65 Mišca 0,138 4,343 279 9,85 Ušivec 0,050 1,577 34 5,71 Solznik 0,004 0,126 1 0,12 Rodovna 0,398 12,545 50 7,01 Padavine*** 1,867 75 2,15 skupaj 0,610 21,086 447 25,49 Odtoki Qsr m3/s 106.m3/ l fosfor kgP /l dušik tN /l Jezernica 0,463 14,607 169 6,78 Natega 0,196 6,174 192 5,58 evaporacija* skupaj 0,657 20,781 361 12,36 Letna akumulacija 86 kg P/leto 13,13 tN/leto v jezeru v % dotoka 19,24 (%) 51,5 (%) Preglednica 3 • Bilanca dotokov in iztokov hranil Blejskega jezera v letu 1997(Rekar, 1999) Enota Merjeno V modelu epilimnij V modelu hipolimnij Zunanja obremenitev jezera kgP/l 447,0 449,00 Obremenitev iz dna jezera kgP/l 1610 Totalni fosfor Epilimnij mgP/m3 (Jezernica) 11,57 10,93 Rot Hipolimnij mgP/m3 (natega) 31,10 35,26 35,20 natego mg P/m3 31,00 Rp (%) 19,24 19,31 Padec kisika v hipolimniju mg02/l (dne 20.10.1997.) 10,31-0,67=9,64* 2 x 5 ,0 8 = 10,16 Če upoštevamo, da je verjetno koncentracija kisika na mejni plasti vode in sedimenta 0,0 m gO j/l je koncentracija po modelu praktično enaka merjeni: 10,31 = 10,16 rngO^I. Preglednica 4 • Rezultati umeritve modela Rezultati modela so podani v slikah 6 in 7. Kakovost jezera seje takoj po izgradnji natege vidno izboljšala. Vendar pa seje kasneje zaradi omenjenih napak (slika 3), kot je razvidno iz slike l, proces zdravljenja jezera ustavil. Zaradi poškodbe in polovičnega delovanja natege seje začelo jezero postopoma slabšati, dokler ni v letih med 1999 in 2000 ponovno zacvetelo. Zahodni krak natege so kljub večletnim opozorilom popravili šele, ko je jezero ponovno zacvetelo. Žal pa zopet pomanjkljivo, oziroma napačno. Kljub le delnemu popravilu natege pa seje prosojnostjezera ponovno naglo in vidno izboljšala (slika 13). Na podlagi obstoječih analiz jezera in s pomočjo rezultatov modela želimo v tem prispevku argumentirati vzroke in posledice omenjenih napak in obenem nakazati potrebne ukrepe za dokončno sanacijo je­ zera. 0 0,1 0,2 0,3 0 ,4 0 ,5 0,6 0,7 0 ,8 0,9 1 Dotok Radovne Q (m3/s) Slika 6 • Rezultati modela: "izpiranje hranil" iz jezera z natego in brez natege po analizah jezera ( ARSO, Rekar, 1999) Iz analizje poznana le zunanja ne pa tudi notranja obremenitevjezera, ki je zaradi anaerobnih pogojev na dnu jezera zanesljivo prisotna in je lahko, kot rečeno, mnogo večja od zunanje obremenitve (Imboden, 1974). V modelu smo uporabili podatke meritev o obremenitvi jezera iz preglednice 3 (Rekar, 1999) in kemične analize jezera za obdobje 1997-1999 (ARSO, 1999). Model je umerjen po analizah pritokov in jezerske vode za leto 1997. Rezultati umeritve so podani v preglednici 4. Umeritev modela ni popolna predvsem a) ker zaradi omenjene okvare zahodnega kraka natege ni mogoče vedeti, koliko vode je odtekalo po nategi iz epilimnija (izmerjeni pretok natege 0,196 m3/s (Rekar, 2000), ki ustreza zmogljivosti enega kraka natege, kaže tudi na možnost, da so zahodni krak natege zaprli) in b) zaradi poenostavitev model ne zajema vseh relevantnih parametrov. Ob pomanjkljivih podatkih pa tudi od obsežnejših modelov ni pričakovati za presojo sanacijskih ukrepov bolj uporabnih rezultatov. Slika 6 prikazuje prednost globinskega pred površinskim izpiranjem je­ zera za opazovano leto 1997 v odvisnosti od dotokov iz Rodovne (od 0 do 1,0 m3/s in odtokov preko natege od 0,0 m3/s do 0,390 m3/s za tedaj prisotne anaerobne pogoje na dnu jezera. Notranja obremenitev jezera s fosforjem S je bila za ta primer ocenjena na S = 3 mgP/m2d ali na leto ca. 1600 kgP/l. Negativne vrednosti Rp na sliki 7 kažejo, da pri izpiranju jezera z natego (zaradi velike generacije fosforja iz dna) več hranil odteče, kot jih v jezero priteče. Pri rezultatih modela v sliki 7 je upoštevano, daje odtok iz jezera preko natege enak dotoku iz Rodovne v območju med 0,00 m3/s do 0,390 m3/s, kar je maksimalna zmogljivost natege. Pri večjih dotokih iz Rodovne do 1,0 m3/s pa se odtok iz natege nad 0,390 m3/s ne spre­ minja. Pozitivne vrednosti Rp pri površinskem splakovanju jezera brez natege pa povedo, da se fosfor tudi pri največjih dotokih iz Rodovne še naprej akumulira na dnu jezera, kar potrjuje preliminarno presojo površinskega splakovanja fosforja v poglavju 3.2. Zaradi vzdrževanja gladine, odtok iz natege ne sme biti večji od dotoka vode v jezero, je bilo, kot je iz slik 6 in 7 razvidno, smiselno že izgrajen cevovod iz Rodovne uporabiti za povečanje sicer možnega odtoka iz natege od ca. 0,2 m3/s (ca. dotoki Mišce z ostalimi pritoki) na 0,4 m3/s. Pri tej zmogljivosti zgrajene natege 0,4 m3/s večji dotoki iz Rodovne k zdravljenju jezera ne prispevajo veliko, toplotno bilanco pa s hlajenjem jezera negativno spreminjajo. Iz slike 7 je tudi razvidno, da se z vključitvijo natege dopustna obremenitev jezera s fosforjem po­ veča. Slika 7 prikazuje rezultate modela in dopustno obremenitev jezera s fosforjem pri aerobnih razmerah na dnu jezera za dva primera: a) za primer, ko povprečni padec koncentracije kisika v hipolimniju ni večji od A 02 = 1000 m g/m 3, ko je jezero v oligotrofnem stanju (Imbodena 1974). Če pa predvidimo linearni padec kisika po glo­ bini hipolimnija (slika 8), bi bila vtem primeru koncentracija kisika na dnu jezera ca. 8000 m g/m 3, kar je dovolj, da ostane fosfor v sedimen­ tu na dnu jezera. Po modelu se za ta primer gibljejo dopustne zunanje obremenitve za oligotrofno kakovost jezera s fosforjem med 180 kg Ptot/I do 298 kgPtot/l, odvisno od pritokov iz Rodovne. Pri dotoku iz Radovne 0,398 m3/s v letu 1997 in obremenitvi jezera (glej slika 6) Ptot max dop (kg P/l); d02 = 1000 (mg/m3) Ptot max dop (kgP/l); d02 = 1546 (mg/m3) PE tot (mgP/l);d02 = 1000 (mg/m3) Rp (%); d02 = 1000 (mg/m3) Rp (%); d02 = 1546 (mg/m3) PE tot (mgP/m3); Do2 = 1546 (mg/m3) 5 4.5 4 3.5 3 2.5 2 1.5 1 0,5 0 co E Bi O) E O -*—» LU Q_ Slika 7 • Dopustne obremenitve jezera s fosforjem za A 02 = 1000 mg/m3 in 1564 mg/m3 s fosforjem 449 kg P/l ter pri polni zmogljivosti natege 0,390 m3/s (torej pri večjem odtoku iz natege od 0,195 m3/s , kot je bil izmerjen leta 1997), znaša dopustna obremenitev jezera 255 kg P/l. Za oligotrofno kakovost jezera 1997. leta bi torej morali pri polni zmog­ ljivosti natege 0,390 m3/s znižati zunanjo obremenitev jezera od 4 9 9 kg P/l - 255 kg P/l = 194 kg P/l. b ) Račun modela za drug primer (slika 7) pa kaže, da bi bilo pri polni zmogljivosti natege 0,390 m3/s mogoče zagotoviti boljšo kakovost jez­ era že 1997. leta pri znižanju zunanje obremenitve od 449 kgP/l - 398 kgP/l le za 51 kg P/l. V tem primeru povprečni padec koncentracije kisika v hipolimniju ne bi bil večji od 1564 mg02/l, kar pomeni koncen­ tracijo kisika na dnu jezera ca. 6800 mgOj/m3, verjetno dovolj za pre­ prečitev notranje obremenitve jezera. Kot je iz rezultatov modela razvidno, dopušča natega pri vseh dotokih iz Rodovne od 0,0 m3/s d o 1,0 m3/s večje obremenitve jezera kot izpiranje jezera z Rodovno brez natege. Z večjim dovodom Rodovne od 0,4 m3/s se pri zmogljivosti zgrajene natege 0,390 m3/s "dopustna" obremenitev jezera s fosforjem sicer pov­ ečuje, vendar pa bi z večjim dotokom iz Rodovne jezero še bolj ohladili in občutneje prizadeli naravne lastnosti jezera ter škodili turizmu. Brez pomembnejše koristi za sanacijo pa bi zmanjšali proizvodnjo električne energije na obstoječi elektrarni na Rodovni. tem p. C; m g 0 2 /l Slika 8 • Meritev koncentracije kisika in temperature vode v zahodni kotanji jezera 1 5 .10 .1997 (ARSO, 1999) Z izgradnjo majhne elektrarne na cevovodu iz Rodovne za 0,4 m3/s , pa je mogoče izgubljeno energijo (zaradi pri tem pretoku manjših hidrav­ ličnih izgub na cevovodu) nadomestiti. Za zmanjšanje sedanje obremenitve jezera od 449 kg P/l na ca. 255 kg P/l pa je bila predlagana preusmeritev največjega onesna­ ževalca Mišce (ta ni naravni, temveč umetno speljani pritok v jezero) po njeni naravni strugi v Savo Dolinko. Opisane rezultate uporabljenega modela je potrdiltudi leta 1992 izdelan modificiran Griffinov dinamični limnološki model jezera (Cvikl, 1992). 4 • OCENA ONESNAŽEVANJA JEZERA IZ GLAVNEGA KANALSKEGA ZBIRALNIKA "M" V preglednici 3 ni upoštevano onesnaževanje jezera z razbremenjenim padavinskim odtokom iz glavnega zbiralnika mešane kanalizacije "M", ki poteka ob jezeru. Odpadne vode sodijo med najbolj nevarne onesnaževalce jezer. Že ena enota onesnaženja 2 gP/PEd onesnaži z 10 mgP/m3nadan 200 m3 čiste jezerske vode (na leto 73.000 m3!). Tudi 90 % očiščena odpadna voda pomeni pri ca. 6.000 populacijskih enotah najmanj 400 kg P/leto, skupaj s pritoki preko 800 kgP/l, bistveno preveliko letno obremenitev za jezero. Na Bledu so že pred drugo svetovno vojno zgradili kanalizacijo z glavnim zbiralnikom "M" ob jezeru z reducirano prispevno površino Ared= ca. 20 ha, dimenzije 0 80/120 cm, ki ima pri padcu 1,25 %0 zmogljivost ca. 700 l/s. Slika 9 • Obremenitev jezera s fosforjem P(kg/I) v odvisnosti od količine razbremenjenega padavinskega odtoka in prostornine zadrževalnikov na kanalu "M" Slika 10 • Direkten izpust padavinske (?) kanalizacije iz novega trgovskega centra Bleda Povzetek iz analize onesnaževanja jezera iz obsto­ ječega kanala "M" (Rismal, 1981 j na sliki 9 pove, da se ob deževju skupaj z razbremenjeno deževnico v jezero ne prelije več kot ca. 6 kilogra­ mov fosforja na leto. Z dograditvijo skupne prostor­ nine razbremenilnikov ca. 400 m3 pa je mogoče onesnaževanje jezera iz tega kanala s fosforjem zmanjšati na manj od 1 kg P na leto oziroma prak­ tično v celoti preprečiti. Gradnja novega 800 m dolgega kanala "M" pre­ mera 180 cm po uredbi ZVSS torej ni bila potrebna in tudi ne izvedena. Namesto gradnje novega kanala "M" je bilo potrebno obstoječi kanal le oči­ stiti in stike cevi, kjer so puščali, ponovno zatesniti. Vsekakor pa bo potrebno, skladno z rezultati opisane analize kanalizacije, speljati v glavni zbi­ ralnik kanalizacije "M" tudi kanal, ki so ga kasneje zgradili za padavinski odtok (slika 10) iz novega trgovskega centra na Bledu. 5 • PRESOJA NEGATIVNIH POSLEDIC IZTOKA IZ NATEGE NA KAKOVOST SAVE BOHINJKE IN OKOLJE Negativne posledice odvoda hipolimnijske vode iz Blejskega jezera lahko pričakujemo zaradi: • smradu ob iztoku natege zaradi sproščanja v vodi iz dna jezera na­ branih plinov • strupenosti v globinski vodi jezera akumuliranih snovi za življenje v Savi Bohinjki. • zmanjšana uporabnost dolvodnih voda Save za druge namene. Pred izgradnjo natege je bilo zato potrebno presoditi možne negativne posledice iztoka onesnažene vode iz dna jezera za Savo Bohinjko za širše okolje, da bi lahko pravočasno predvideli potrebne varnostne ukrepe. Poleg H2S in NH4 in CH4, ki se kopičita v anaerobnih pogojih na dnu je­ zera, so še drugi produkti anaerobne presnove organskih snovi na dnu jezera. Ti plini bi lahko ogrozili tudi zdravje ljudi v bližnjem v naselju Mlino. Da bi to preprečili, je bil odtok iz natege speljan po kanalu v Jezernico pred njenim izlivom v Savo Bohinjko. Presojo možnih negativnih vplivov iztoka iz natege na Savo Bohinjko smo izvršili z uporabo kemičnih analiz vode na dnu jezera in s pomočjo enačb razredčitve in disociacije NH3 in H2S v Savi Bohinjki (Rismal, 1981 j. Izračunane koncentracije obeh spojin v Savi Bohinjki, ki sojih potrdile po izgradnji natege izvedene analize Save Bohinjke (preglednica 5), so pokazale, da reka z iztokom iz natege ne bo zaznavno prizadeta. Potrebno pa je poudariti, da je resničen vpliv natege manjši, ker k onesnaženju Save prispeva tudi iztok neočiščen iztok iz glavnega zbiral­ nika "M" Blejske kanalizacije. Nasprotovanje uporabi natege zaradi onesnaževanja Save torej tudi v tem pogledu ni bilo utemeljeno. Datum odvzema vzorca Pretok n h 4 n o 2 n o 3 h2s P04 0 2 m3/s mg/l mg/l mg/l mg/l mg/l mg/l Analize iztoka iz natege 20. 10. 1980 «0,150 13,30 0,03 >0,1 - 0,60 0 22.10. 1980 «0,150 12,70 0,11 >0,1 3,4 1,00 0 Analize Save Bohinjke 150 m pod iztokom natege in kanalizacije pred vključitvijo natege 25 .6. 1980 17,50 0,12 0,02 - 0 0,07 10,0 3. 10. 1980 4,03 0,42 0,03 1,80 0 0,16 10,9 Analize Save Bohinjke 150 m pod iztokom natege in kanalizacije po vključitvi natege 14.10. 1980 56,00 0,31 0,01 1,60 0 0,09 11,5 22. 10. 1980 27,70 0,28 0,02 1,60 0 0,08 11,7 Preglednica 5 • Analize iztoka iz natege in Save Bohinjke nad in pod iztokom natege in kanala "M" 6 • POSLEDICE NAPAČNEGA VODENJA SANACIJE PO IZGRADNJI NATEGE Žal so upravljavci natege, kot že povedano, po odslovitvi projektanta dru­ gi zahodni krak natege, ki je zaradi večje globine jezerske kotanje za zdravljenjejezera najbolj pomemben, nestrokovno "popravili", daje nate­ ga delovala le s polovično zmogljivostjo. Iz podatkov o delovanju natege za leto 1997 (Rekar, 1999) je namreč mogoče ugotoviti, da so kljub opozorilom zaprli vgrajen oddušnik na hi­ dravlično najnižji točki (na točki najnižjega pritiska) zahodnega kraka natege. Ker je natega z zaprtim oddušnikom prenehala delovati, pa so cev natege v temenu nasilno odprli (slika 3). Zato je potem kraku natege namesto onesnažene vode iz dna odtekala iz jezera le "čista" voda iz epilimnija. Po podatkih je iz obeh krakov natege (preglednica 3) odtekalo namesto načrtovanih 0,40 m3/s le 0,195 m3/s vode. Koliko od te količine pa je hipolimnijske vode iz vzhodnega kraka, pa ni znano. Negativne posledice teh posegov niso izostale. Po izgradnji natege radikalno znižana koncentracija fosforja seje začela ponovno dvigovati, dokler ni jezero ponovno zacvetelo (sliki 11 in 12). Slika 12 • "Bolnik, ki cveti" M. Kunšič, Delo, 2 8 .0 2 .2 0 0 0 Šele ta ponovni pojav "rdečih" alg je upravljavce natege opozoril, da so odprtine na zahodnem kraku natege okoli leta 2001 zamašili. Kakovost jezera seje ponovno vidno izboljšala (slika 13). Slika 13 • Blejsko jezero po popravilu natege ne cveti Za dolgoletne "raziskave" in analize jezera ter za nakup limnološke postaje porabljena sredstva bi bilo vsekakor mogoče za sanacijo bolj koristno uporabiti. Tako je bila zamujena priložnost, da bi Blejsko jezero že pred dvajsetimi leti postalo izjemen naravni laboratorij za modeliranje kakovosti in sanacijo jezer v merilu 1:1. Blejsko jezero je enkraten, če ne edinstven primer, kjer je mogoče zaradi relativne majhnosti jezera hitreje eksperi­ mentalno (krajši reakcijski časi) razvijati in preverjati metode mate­ matičnega modeliranja limnoloških procesov in preverjati učinkovitost različnih načinov zdravljenja jezer. Tako sanacijo jezera so že pred leti podprli mednarodni izvedenci Stutter, prof. Löffler in dr. Sampl ter dr. Imboden. Potrdili pa so ga tudi opisani rezultati dosedanjega zdravljenja. Za sanacijo Blejskega jezera in za večje upoštevanje znanja na širšem področju varstva voda še vedno ni prepozno. Pričakujemo lahko, da bodo pristojni za varstvo voda in okolja v bodoče opisane izkušnje in predloge bolj upoštevali in omogočili ekološkemu inženirstvu tisto mesto, ki mu pri varstvu voda in širšega okolja v resnici pripada. i 7 • SKLEP Rezultati stacionarnega limnološkega modela in podatki triintrideset­ letnih analiz kakovosti jezera (1966-1999) so pokazali, da je zgrajena natega za zdravljenjejezera bolj učinkovita od površinskega izpiranja jezera z vodo iz Rodovne. Že zgrajeni dovod Rodovne pa je bilo smiselno uporabiti za večjo zmogljivost natege (kot že rečeno, so naravni dotoki v jezero manjši od zmogljivosti načrtovane natege 0,4 m3/s in izboljšanje bilance kisika v hipolimniju. S tem pa je tudi potrjena pravilnost v uvodu citirane Pirkovičeve zahteve za izgradnjo natege. Analiza blejske kanalizacije pa je tudi pokazala, da izgradnja novega kanalskega zbiralnika "M" ob jezeru, kije bil prvi pogoj tedanje komisije za zdravljenjejezera in ZVSS, ni bila potrebna. Zato tudi ni bila izvedena. Že samo izboljšanje jezera po izgradnji natege leta 1981, brez novega kanala, to najbolj potrjuje. Žal pa zgrajena natega zaradi opisanega napačnega "popravila" 20 let ni mogla delovati po načrtu. Namesto 0,40 m3/s onesnažene globin­ ske vode je odvajala le 0,195 m3/s , polovico svoje zmogljivosti. Zaradi napačno narejene odprtine v temenu zahodnega kraka natege pa tudi pri tej količini ne vemo, kolikšen je bil resničen delež onesnažene globin­ ske vode. V opisanem nepopolnem delovanju demolirane natege je tudi mogoče videti poglavitni vzrok, da je bil proces zdravljenja jezera predčasno ustavljen. Zaradi nepopolnega delovanja natege anoksično območje na dnu jezera, kije generator notranje obremenitvejezera s fosforjem, ni bilo odstranjeno. Po zamašitvi odprtine na zahodnem kraku natege okoli leta 2002 se je namreč kakovost jezera ponovno vidno popravila. Upravičena pa je bojazen, da ob opisanem vodenju sanacije izboljšanje ne bo trajno. Rezultati stacionarnega modela kažejo, da bi se ob polnem delovanju natege 0,4 m3/s bilanca kisika v spodnjih plasteh jezera izboljšala, notranja obremenitevjezera pa občutno zmanjšala, če ne bi bila povsem odstranjena. Za oligotrofno kakovost jezera bi bilo potrebno poleg uporabe polne zmogljivosti natege 0,4 m3/s zmanjšati tudi zunanjo obremenitevjezera s fosforjem od sedanje 449 kg P/l na ca. 250 kg P/l. To je mogoče, če se umetni dotok Mišce zmanjša ali po obstoječem cevovodu v celoti nadomesti s čistejšo vodo iz Rodovne. Podobne kot v obravnavanem članku so tudi ugotovitve raziskav Imbo- dena na švicarskih jezerih, kjerje uporabil modifikacijo svojega leta 1974 objavljenega originalnega modela. Za dokončno in optimalno (naravovarstveno in ekonomsko) ozdravljenje jezera bi kazalo rezultate stacionarnega modela dopolniti s simultano spremljavo analiz in z rezultati dinamičnega modela procesov v jezeru. Ekološko inženirstvo rešuje sanacijo jezer in drugih vodnih teles s pomoč­ jo modeliranja fizikalnih in biokemičnih procesov v vodnih telesih na pod­ lagi temeljnih znanj in razumevanja biologije, kemije, zdravstvene hidro­ tehnike in ekonomike ekoloških rešitev. Uporaba omenjenih izjemnih lastnosti Blejskegajezera bi lahko povrnila vsaj del že porabljenih velikih sredstev za sanacijo (drag cevovod iz Radovne, nakup Limnološke postaje na Bledu, stroški dolgoletnih raziskav jezera itd.) in prispevala k ugledu slovenske stroke tudi v mednarodnem merilu. 8 •LITERATURA ARSO - Agencija RS za varstvo okolja, Analize Blejskegajezera, 1979-1999. Bernhardt, H. Phosphate und Wasser in gegewertigen Stand und Perspektiven, Wasser Berlin, str. 375-399,1982. Cvikl, M., Dinamični limnološki model Blejskegajezera, magistrsko delo, arhiv IZH FGG, 1992. DNR, Survey of Lake Rehabilitation Techniques and Expiriences, Technical Bulletin No. 75, Department of National Resources, Madison Wisconsis, 1974. Henderson-Sellers, B„ Markland, El. R., Decaing Lakes, John Wiley and Sons, 1987. Hobson, H. F. H„ WHO Water quality bulletin, Volume 6, Number 4, October, 1981. Imboden, D. M., strokovno mnenje, arhiv IZH, 24.10.1981. Imboden, D.M., Phosphorous model of lake eutrophication, Limnology and Oceannography, vol. 19., str. 301, March 1974. Imhoff, R„ Taschenbuch der Stadt-entwässerung, 19. izdaja, R. Oldenbourg Verlag, München, 1999. IS SRS, Strokovna komisija, zapisnik, arhiv IZH, 24.1.1963. Jones, R.A., Fredtee, G., Recent advances in assessing impact of phosphours loads on eutrophication related water quality, Water Reasearch, Vol. 16. str. 503-515, 1982. Jorgensen, S.E, Lake management, Pergamon Press, str. 110,1980. Kümmert, R„ Stumm, W., Gewässer als Ökosisteme, Grundlage des Gewässerschutzes, Verlag der Fachervereine, Zürich, str. 126,1989. Liebman, H, Handbuch der Frischwasser und Abwasserbiologie II., str. 723,727,728,1958. Loeffler, S., Stellungnahme zu den Restauration - Massnahmen Blejsko jezero (Oesterreichische Akademie der Wissenschaften), arhiv IZH, 1982. OECD, Eutrophication Progamme, Regional Project Alpine, str. 106,1980. Pirkovič, I., Sanacija Blejskegajezera v najnovejši luči, Dopis Izvršnemu svetu LS SRS, arhiv IZH, 21.10.1967. Pirkovič, L, Blejsko jezero, dopis IS SRS, arhiv IZH, 7 .8 .1962a. Pirkovič,!., Sanacija, dopis IS SRS, arhiv IZH, 5 .1 1 .1962b. Reakhow, K.H., Simpson, I. T„ Canadian Journal of Fisheirs and Aquatic Science Volume 37, N 9.-1980, str.1441. Rekar, Š., Vpliv sanacijskih naprav na kakovost Blejskegajezera, osebno sporočilo, 1999. Rismal, M., Presoja posameznih metod za sanacijo Blejskegajezera, Gradbeni vestnik, str. 34-46,1980. Rismal M. Presoja negativnih vplivov iztoka iz natege Blejskegajezera na okolje, Gradbeni vestnik, str. 51 -54,1981. Rismal M., Uticaj otpadnih voda kanalizacije centra Bleda na zagadjiva nje jezera hranljivim materijama, Vodoprivreda, str. 383-393,1981. Rismal, M., Analiza kanalizacije centra Bleda iz vidika onesnaževanja jezera s hranili, arhiv IZH, september 1980. Rismal, M., Študija natege za sanacijo Blejskegajezera, arhiv IZH, september 1979. Sketelj, J., Krivulje gospodarsko enakovrednih nalivov za meteorološko postajo Brnik, arhiv IZH, 1970-1979. Sketelj, J., Rejc, M., Preliminarno poročilo o preiskavi Blejskegajezera, arhiv IZH, brez datuma. Stauffer, Summary of Discussions on Lake Bled, arhiv IZH FGG, 1982. Stumm, W., James J. M., Aquatic Chemistry, An Introduction Emphasizing Chemical Equilibria in Natural Waters, Wiley - Interscience, New York, London, str. 553., 1970. WRC, CD Cooperative Programme for Inland waters (Eutrophication Control), Shallow lakes and Reservoirs - Final Report, The Water Research Centre, Stevenage Laboratory, str. 53,1980. Uhlmann, D., Hydrology, Gustav Fischer Verlag Stuttgart, 1975. ZVSS, Vodnogospodarske smernice za kanalizacijo Bleda, arhiv IZH, 22.12.1976. NELINEARNA ANALIZA ARMIRANOBETONSKEGA ČAŠASTEGA TEMELJA NONLINEAR ANALYSIS OF REINFORCED CONCRETE POCKET FOUNDATION Rok Harej, univ. dipl. inž. grad., znanstveni članek Primorje d. d. Ajdovščina UDK 624.042:624.16:531.25 prof. dr. Janez Duhovnik, univ. dipl. inž. grad., FGG, Jamova 2, Ljubljana Povzetek | V članku so predstavljeni rezultati nelinearne numerične analize čašastega armiranobetonskega temelja, v katerega je vsajen armiranobetonski steber, obtežen z navpično in vodoravno obtežbo. Upoštevane so bile tri različne vrednosti koeficienta trenja med stebrom in čašo. Analiza je bila opravljena s programom Abaqus. Primerjava z rezultati, dobljenim i po analitičnih metodah, . kaže, da se rezultati programa Abaqus najbolj ujemajo z analitično metodo, ki jo je razvil F. Leonhardt. S u m m a r y I The results of the nonlinear numerical analysis of a reinforced concrete pocket foundation, in which a reinforced concrete column loaded by vertical and horizontal loading is put into, are presented in the paper. Three different values of the friction coefficient between column and pocket has been taken into account. The analysis was carried out by the program Abaqus. The comparison with the results of the analytical methods shows, that the results of the program Abaqus are most sim ilar to the results of the method, developed by F. Leonhardt. 1 • UVOD ) Točkovne čašaste armiranobetonske teme­ lje največkrat uporabljamo pri montažnih armiranobetonskih konstrukcijah za teme­ ljenje stebrov. Uporabni so tudi za temeljenje jeklenih stebrov. Čaša temelja je lahko izvedena v temeljni plošči točkovnega teme­ lja ali pa nad njo. V članku je obravnavan drugi primer. Zaradi prostorskega in ča­ sovnega zamika med betoniranjem čašaste­ ga temelja, stebra in zalivnega betona med stebrom in čašo je monolitnost stika nego­ tova. Z narebričenjem sten čaše in stebra lahko povečamo trenje v stiku. Rezultati računskih analiz in preskusov modelov kažejo, da večje trenje ugodno vpliva na prenos sil med stebrom in čašo (Mozetič, 2003), (Harej, 2004). Zaradi nepoznavanja dejanskega poteka sil v čaši so posamezni avtorji uporabljali različne predpostavke in razvili več analitičnih metod za račun čašastega temelja (Fuchsstei- ner, 1980), (Polönyi, 1981), (Willert, 1983), (Leonhardt, 1977). Vse metode predpostavijo posamezne statične mehanizme in porazde­ litev sil. Ker je čašasti temelj kot celota večkrat statično nedoločena konstrukcija, je brez upoštevanja deformabilnosti delov temelja neutemeljeno vnaprej predvideti deleže raz­ ličnih statičnih mehanizmov. Ker je pri neline­ arni analizi s programom Abaqus (Hibbit, 2002) mogoče modelirati posamezne meha­ nizme in jim pripisati njihove mehanske last­ nosti, sklepamo, da taka analiza omogoča boljše spoznavanje dejanskega stanja kot že znane analitične metode, ki večinoma temelje na mejnih stanjih. V članku je obravnavan primer čašastega temelja na sliki t. Primer temelja je privzet iz dejanske konstrukcije, steber pa je idealiziran in je pri analizi potreben le za vnos sil v čašo. Ker so nas zanimale predvsem razmere v čaši, smo v analizi predpostavili nepomične pod­ pore temeljne plošče. 52411'15 52410/15 ■»0*1Q/1Q -»0*10/10 - 20*35/15 - 20635/25 • 234.13 0*13 — 12416 ■K3 3 * 90 A 196 390 -3*——---if Slika 1 * Dimenzije in armatura obravnavanega čašastega armiranobetonskega temelja 2 • MODELIRANJE ČAŠASTEGA TEMELJA S PROGRAMOM ABAQUS Pri analizi smo upoštevali naslednje lastnosti materialov: Beton Elastični modul Poissonovo število Tlačna trdnost Natezna trdnost Armatura Elastični modul Poissonovo število Meja plastičnosti Natezna trdnost E = 1481 kN/cm2 v = 0,2 fcd = 2 kN/cm2 ftd = 0,18 kN/cm2 E = 21000 kN/cm2 v = 0,3 fyd = 34,8 kN/cm2 ftd = 38,28 kN/cm2 Pri numerični nelinearni analizi s programom Abaqus je potrebno podati konstitutivne mo­ dele za uporabljene materiale. Tu naletimo na vrsto težav že pri pri opisu obnašanja betona. Obremenjevanje betona povzroča nastajanje in širjenje mikrorazpok. Zaradi majhne natezne trdnosti betona so razpoke izvor materialne nelinearnosti. Zato so delovni diagrami betona nelinearni (Stanek, 1994). Uporabljen je bil neelastični konstitutivni mo­ del za beton, ki predpostavlja enakomerno razporeditev razpok po betonu (ang. concrete smeared cracking). Osnovna predpostavka modela je, da ostane smer razpoke ves čas obremenjevanja nespremenjena. V neki točki telesa lahko nastanejo le tri med seboj pra­ vokotne ravnine razpok. Prvenstveno je ta mo­ del namenjen za uporabo pri računu tistih kon­ strukcij, ki se deformirajo monotono. Model enakomerne razporeditve razpok upošteva ne­ linearno zvezo med napetostmi in deformacija­ mi, razpoke v betonu zaradi nateznih napeto­ sti, natezno togost betona ter mehčanje betona v nategu, odpiranje in zapiranje razpok, zmanjšanje tlačne trdnosti po nastanku razpok, mehčanje betona v tlaku, porušitev betona v tlaku ter ohranjanje oziroma zmanj­ šanje strižne togosti razpokanega betona. V modelu ni upoštevan neelastični odziv betona pri visoki tlačni obremenitvi in vpliv ne­ elastičnega deformiranja betona oziroma mehčanja betona pri razbremenitvi oziroma obremenitvi na elastične deformacije betona. Armatura se v programu Abaqus lahko mode­ lira kot vstavljeni element (ang. embedded ele­ ment), ki leži znotraj gostujočega elementa (ang. host element). Na ta način skupino ele­ mentov (pri nas armaturo), vstavimo v gostu­ joči element (betonski steber, čaša, temeljna plošča, slika 1). Osnovna predpostavka je, da so pomiki armature in betona enaki. Zaradi tega zdrsa med armaturo in betonom ne more­ mo upoštevati. Določiti je potrebno način prenosa obtežbe preko stičnih ploskev med stebrom in čašo ter stebrom in temeljno ploščo. Pri tem je potreb­ no določiti t.i. stični par, ki ga tvorita vodilna in podrejena ploskev. Glede na velikost premikov dveh ploskev, ki tvorita stični par, določimo odnos med vodilno in podrejeno ploskvijo ozi­ roma njenimi vozlišči. Nadalje moramo pred­ pisati obnašanje stičnega para v normalni (način prenosa normalnih napetosti iz po­ drejene na vodilno ploskev) in tangencialni smeri (način prenosa strižnih napetosti iz po­ drejene na vodilno ploskev, koeficient trenja, največja strižna nosilnost stične ploskve). Obtežbo lahko podajamo točkovno ali po­ razdeljeno po robu ali ploskvi. Za porazdeljeno obtežbo velja, da obtežba sledi spremembi položaja ploskve, tj., da se premika skupaj z njo. To pomeni, da program upošteva začetni položaj te obtežbe glede na ploskev ali ele­ mente, na katerih leži. V primeru točkovne obtežbe pa lahko izbiramo med fiksno smerjo sil glede na osi glavnega koordinatnega siste­ ma ali pa prej omenjeno možnostjo. Pri slednji lahko naletimo na problem vnosa koncen­ trirane sile. Odločiti se je treba tudi glede načina integraci­ je (polna integracija, skrčena integracija), tipa končnega elementa (linearni ali kvadratni) in njegove oblike (šestploskovni, štiriploskovni, zagozdasti). Natančnost analize je v veliki meri odvisna prav od karakteristik uporabljenih ele­ mentov. Določiti je potrebno primerno gostoto mreže. Pri čašastem temelju moramo uporabi­ ti sorazmerno veliko število končnih elementov. Uporabimo lahko različne končne elemente tako po velikosti kot po obliki. Vendar je zaradi načina prenosa obtežbe iz stebra v čašo oziro­ ma temeljno ploščo (iz podrejene na vodilno ploskev) na stičnih ploskvah priporočena upo­ raba enako velikih končnih elementov. Problem predstavlja tudi število korakov oziro­ ma stopenj povečevanja obtežbe. Navpično obtežbo smo nanesli naenkrat v enem koraku. Prečno obtežbo pa smo povečevali postopo­ ma do porušitve. Vrednosti obeh obtežb so enake mejnim vred­ nostim, določenim v računu konstrukcije, iz katere so privzeti tudi drugi podatki. 3 • REZULTATI ANALIZE S PROGRAMOM ABAQUS Program Abaqus omogoča numeričen in grafičen prikaz številnih rezultatov. V nada­ ljevanju navajamo le nekaj najbolj značilnih. 3.1 Vpliv vrednosti koeficienta trenja Slika 2 prikazuje potek kontaktnih normalnih na­ petosti na sredini stene čaše, slika 3 pa potek navpičnih strižnih napetosti v primeru navpične obtežbe in različnih vrednostih koeficienta trenja med stebrom in čašo. Modra črta kaže nape­ tosti za vrednost koeficienta trenja 0 oz. 0,1 (v primeru vertikalnih strižnih napetosti), rdeča črta za vrednost koeficientu trenja 0,5 in zelena črta za vrednost koeficienta trenja 1,0. Iz slike 2 sledi, da je pri manjšem koeficientu trenja navpični zdrs večji in so zato normalne napetosti med stebrom in čašo v spodnjem delu čaše večje, v zgornjem pa manjše. To pomeni, da se pri večjem koeficientu trenja več navpične obtežbe prenaša iz stebra na čašo na zgornjem delu čaše, pri manjšem pa več v spodnjem delu čaše. Ker smo ugotovili, da ima vrednost ko­ eficienta trenja pomemben vpliv, smo v na­ daljevanju vse račune pri obeh vrstah obtežbe izvedli za tri vrednosti koeficienta trenja. 3.2 Prenos sile iz stebra v temelj pri navpični obtežbi Navpična sila se z vrha stebra prenaša preko betona in armature v spodnji del stebra. Ker je steber tlačen, se v smeri osi skrči, v prečni pa razširi. Na prostem delu širjenje stebra v prečni smeri ni ovirano, spodaj pa ga omejuje čaša. Stene stebra se naslonijo na stene čaše, ki se zaradi prečnega pritiska tudi deformirajo v prečni smeri. Ta deformacija je največja na sredini stene na zgornjem robu čaše (sli­ ka 4). Ta mehanizem prenaša precejšen del navpične obtežbe iz stebra v čašo. Pri tem se na zunanji strani čaše v zgornjem delu pojavijo nategi, na notranji pa tlaki v navpični in vodo­ ravni smeri. Drugi del navpične obtežbe se pre­ ko spodnje ploskve stebra prenese neposred­ no v temeljno ploščo. Večji del tega dela obtežbe se prenaša preko vogalov stebra. Spodnja ploskev stebra se zato rahlo izboči, stična ploskev na temeljni plošči pa rahlo vboči. V spodnjem delu čaše, kjer se ta stika s temeljno ploščo, se pojavi moment kot posle­ dica različnih deformacij temeljne plošče oz. čaše. Temeljna plošča se namreč pod stebrom bolj poda kot pod čašo, kar povzroči navpične natezne napetosti na spodnjem notranjem robu čaše in navpične tlačne napetosti na spodnjem zunanjem robu čaše. Te so največje v vogalih čaše. Razporeditev teh napetosti po prerezu ni linearna. Natezne napetosti na spod­ nji ploskvi čaše so skoraj na tretjini površine te 9 7 5?/r #- 90 196 9 7 3 9 0 Slika 16 * Rezultati analitične metode po S. Polonyiju (Polonyi, 1981) Nsd = 4050 KN Hsd = 198 KN Msd = 1861.2 KNm 4; 9 7 90 196 5 3 X X 9 7 3 9 0 Slika 18 • Rezultati analitične metode po F. Leonhardtu (Leonhardt, 1977) Nsd = 4050 KN Hsd = 198 KN Msd = 1861.2 KNm Slika 17 • Rezultati analitične metode po 0. Willertu in E. Kesslerju (Willen, 1983) 4 • SKLEP Nelinearna analiza omogoča podrobnejše spoznavanje pojavov v čašastem armiranobetonskem temelju. Pri modeliranju lahko upošteva­ mo nelinearno obnašanje materialov in stikov med elementi. Pri tem se moramo zavedati, da so za tako analizo potrebni vsi podatki o konstruk­ ciji in obtežbi. Začetne podatke o konstrukciji moramo torej predpostaviti, pri čemer lahko uporabimo že znane analitične metode. Rezultati neline­ arne analize omogočajo postopno spreminjanje lastnosti materialov in posledično optimizacijo konstrukcije. Razpoložljivi programi na osebnih računalnikih ta čas omogočajo anali­ zo posameznih detajlov konstrukcije. Največ delaje s pripravo računskih modelov konstrukcije in obtežbe. Ko bo mogoče računske modele gene­ rirati na podlagi glavnih podatkov o konstrukciji, bodo take analize primerne tudi za vsakdanjo prakso. 5 • LITERATURA Leonhardt, F., Vorlesungen ueber Massivbau, Dritter Teil, Grundlagen zum Bewehren im Stahlbetonbau, Dritte Auflage, Springer Verlag, 1977. Fuchssteiner, W., Koecherfundamente, Baumaschinen und Bautechnik, 1980. Harej, R„ Analiza čašastega armiranobetonskega temelja, diplomska naloga na FGG, Ljubljana, 2004. Hibbitt, D., Karlsson, B„ Sorensen, R, Abaqus/Standard, Abaqus/Cae, U.S.A., 2002. Mozetič, I., Analiza armiranobetonskega temelja, diplomska naloga na FGG, Ljubljana, 2003. Polönyi, S., Koecherfundamente, Modellbildung, Berechnung, Bewehrungsvorschlag, Die Bautechnik, 1981. Stanek, M., Nelinearna analiza armiranobetonskih konstrukcij, Gradbeni vestnik, Ljubljana, februar 1994. Willed, 0., Kessler, E., Fundamente fuerfusseingespannte Fertigteilstuetzen, Betonwerk und Fertigteiltechnik, 1983. PRIPRAVLJALNI SEMINARJI IN IZPITNI ROKI ZA STROKOVNE IZPITE ZA GRADBENO STROKO V LETU 2005 PRIPRAVLJALNI SEMINARJI IN IZPITNI ROKI ZA STROKOVNE IZPITE ZA GRADBENO STROKO V LETU 2 0 0 5 A. PRIPRAVLJALNI SEMINARJI: Pripravljalne seminarje organizira Zveza društev gradbenih inženirjev in tehnikov Slovenije (ZDGITS), Karlovška 3 ,1 0 0 0 Ljubljana; Telefon/fax: (01) 422-46-22; e-naslov: aradb.zveza@siol.net. Seminar vključuje izpitne programe 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.ečl. ZGO-(ZGO-C). (Vsi posamezni programi so dostopni na spletni strani IZS - MSG; http://www.izs.si, v rubriki »Stro­ kovni izpiti«, pod naslovom »Gradiva«!) K seminarju vabimo tudi kandidate drugih inženirskih strok, ki se lahko pridružijo predavanjem iz splošnega dela programa. Cena za udeležence seminarja po izpitnih programih 1., 2. in 3. točke znaša 102.000,00 SIT z DDV, po izpitnem programu 4. točke in za splošni del programa 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 določe­ nega 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 ID DDV številko plačnika. Poslovni račun ZDGITS je 02017-0015398955; ID DDV številka 79748767. B. STROKOVNI IZPITI potekajo pri Inženirski zbornici Slovenije (IZS), Jarško 10-B, 1000 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 delavnik od 09.00 do 12.00 ure. NOVI DIPLOMANTI GRADBENIŠTVA UNIVERZA V LJUBLJANI, ■ UNIVERZA V MARIBORU, FAKULTETA ZA GRADBENIŠTVO IN GEODEZIJO ■ FAKULTETA ZA GRADBENIŠTVO VISOKOŠOLSKI STROKOVNI ŠTUDIJ GRADBENIŠTVA Aleš Čampa, Sistem točkovno vpete zasteklitve, mentor izr. prof. dr. Jože Korelc Andrej Trošt, Primerjava sistemskih opažev in njihova optimalna razvrstitev po gradbiščih, mentor doc. dr. Jože Lopatič Denis Klarič, Ocena potreb razpoložljivih zemljišč za gradnjo kot podlaga za oblikovanje ukrepov zemljiške politike v Občini Kočevje in Občini Ribnica, mentor doc. dr. Maruška Šubic-Kovač Darko Lamovšek, Uporaba linearne regresije za modeliranje generacije potovanj, mentor doc. dr. Marijan Žura Jure Trtnik, Uporaba elektrofilterskega pepela kot mineralnega dodatka vibriranim in samozgoščevalnim betonom, mentor doc. dr. Violeta Bokan - Bosiljkov, somentor David Duh Mitja Udovč, Postopek pridobitve gradbenega dovoljenja za zbirni center ločeno zbranih odpadkov v Občini Sevnica, mentor izr. prof. dr. Albin Rakar Boštjan Mišmaš, Analiza lesenih nosilcev izpostavljenih požaru, mentor izr. prof. dr. Goran Turk, somentor izr. prof. dr. Stanislav Srpčič Vilian Jerman, Tehnično - tehnološka in cenovna primerjava ma­ lih čistilnih naprav na tržišču Slovenije, mentor doc. dr. Jože Panjan Mitja Kodrič, Postopek oddajejavnih naročil - primer: Komunalno opremljanje stanovanjske soseske, mentor izr. prof. dr. Albin Rakar UNIVERZITETNI ŠTUDIJ GRADBENIŠTVA Jure Kokalj, Vpliv nizkih pragov na vodni režim, mentor izr. prof .dr. Matjaž Mikoš, somentor prof. dr. Mitja Brilly Gregor Lipar, Sodobne rešitve protihrupnih zaščit, mentor doc. dr. Tomaž Maher Vesela Baroš, Fizikalne in mehanske karakteristike zgodovinskih apnenih malt kot izhodišče za zasnovo kompatibilnih malt za nji­ hovo obnovo, mentor doc. dr. Violeta Bokan-Bosiljkov Helena Rotar, Napovedovanje prometnih obremenitev v urbanih območjih, mentor doc. dr. Marijan Žura Barbara Riti, Izbira armiranobetonske stropne konstrukcije garažne hiše, mentor prof. dr. Janez Duhovnik Simon Vidmar, Prometno odvisno krmiljenje več semaforiziranih križišč, mentor doc. dr. Tomaž Maher Luka Stanič, Spletna objava EN 1990 s komentarji, mentor prof. dr. Janez Duhovnik Janja Švare, Izbor elementov in proces projektiranja železniških peronov, mentor prof. dr. Bogdan Zgonc, somentor mag. Blago- mir Černe Simona Viršek, Defosfatizacija na KČN in uporaba fosfatov, men­ tor doc. dr. Jože.Panjan, somentor dr. Darko Drev I VISOKOŠOLSKI STROKOVNI ŠTUDIJ GRADBENIŠTVA Brigita Korošec, Predlog metodologije za nastavitev, vodenje in vzdrževanje evidence vodnih in priobalnih zemljišč, mentor doc. dr. Renata Ječi, somentor izr. prof. dr. Eugen Petrešin Aleš Kovač, EC 5 - primerjava med ENV 1995-1-1:1994 in Final draft prEN 1995-1-1:2002, mentor izr. prof. dr. Miroslav Premrov, somentor pred. Benedikt Boršič Suzana Pergovnik, Proizvodnja betona - betonarne, mentor doc. dr. Andrej Štrukelj Maja Sakač Rožmanec, Letalski hangar 39,6 x 22,8 m v Cerkljah, mentor izr. prof. dr. Stojan Kravanja, somentor izr. prof. dr. Miroslav Premrov UNIVERZITETNI ŠTUDIJ GRADBENIŠTVA Leonida Bračič, Analiza jeklenega mostu s spremenljivim prere­ zom in materialom, mentor izr. prof. dr. Stojan Kravanja DOKTORSKI ŠTUDIJ GRADBENIŠTVA Simon Šilih, Sinteza paličnih konstrukcij z mešanim celoštevilskim nelinearnim programiranjem, mentor izr. prof. dr. Stojan Kravanja UNIVERZA V MARIBORU, FAKULTETA ZA GRADBENIŠTVO - EKONOMSKO POSLOVNA FAKULTETA UNIVERZITETNI ŠTUDIJ GOSPODARSKEGA INŽENIRSTVA Gregor Osrajnik, Tehnični in ekonomski vidik lesenega mostu, mentorja,izr. prof. dr. Miroslav Premrov in red. prof. dr. Franc Kolet- nik, somentor viš. pred. dr. Peter Dobrila Rubriko ureja «Jan Kristjan Juteršek, univ. dipl. inž. grad. KOLEDAR PRIREDITEV 15.3 - 17.3.2005 ■ Hydrotop 2005 SymposiumMarseille, Francijawww.hydrotop.com hydrotop@hydrotop.com 16.3 - 18.3.2005 The Water Africa 2005 Sub-Sahara Exhibition and Seminars Dar es Salaam, Tanzanija www.ace-events.com info@ace-events.com 30.3 - 2.4.2005 ■ The Third International Conference on Irrigation and DrainageSan Diego, California, ZDAwww.ucid.org stephens@uscid.org 19.4 - 21.4.2005 ■ Traffex, NECBirmingham, Anglijawww.traffex.com traffex@hgluk.com 2 0 .4 -2 2 .4 .2 0 0 5 ■ Prago TrafficPraga, Češkawww.pragotraffic.cz wontrobova@abf.cz 2.5 - 5.5.2005 ■ ITS America 15th Annual Meeting & ExpositionPhoenix, Arizona, ZDAwww.itsa.org/annualmeeting.html editor@itsa.org 21.5 - 24.5.2005 ■ International Parking Conference & Exposition 2005Fort Lauderadale, Florida, ZDAwww.parking.org ipi@parking.org 22.5 - 27.5.2005 ■ WREC - World Renewable Energy CongressAberdeen, Škotska www.aecc.co.uk 1 .6 -3 .6 .2 0 0 5 ■ 5th European Congress and Exposition on ITSHannover, Nemčijawww.hgluk.com b.butler@hgluk.com 6.6 -10 .6 .2005 ■ Technologies to Enhance Dam Safety and the EnvironmentSalt Lake City, Utah, ZDAwww.ussdams.org stephens@ussdams.org 8.6 -13 .6 .2005 ■ Conference EUROSTEEL 2005Research, Eurocodes, Design and Construcfion of Steel StructuresMaastricht, Nizozemska 13.6 -16 .6 .2005 11th Joint CIB International Advantages for Real Estate and Construction Sector Helsinki, Finska www.ril.fi/cib205 kaisa.venalainen@ril.fi ■ 27.6 - 29.6.2005 2005 RETC 16th Rapid Excavation & Tunneling Conference & Exhibit Seattle, Washington, ZDA www.retc.org/retc_CallForPapers.cfm davis@smenet.org m m 27.6 - 30.6.2005 ■ 1 ■ ESREL 2005 European Safety and Reliability Conference Gdynia-Sopot-Gdansk, Poljska www.esrel2005.am.gdynia.pl esrel2005@am.gdynia.pl 5.7 - 7.7.2005 ■■6th International Congress Global Construction: Ultimate Concrete Opportunities Dundee, Škotska, VB www.ctucongress.co.uk : 19.7 - 21.7.2005 l l l s i iiConference AESE 2005Advances in Experimental Structural Engineering Nagoya, Japonska 7.8 - 10.8.2005 i■2 0 0 5 ITE Annual Meeting and ExhibitMelbourne, Victoria, Avstralija www.ite.org/meetcon/index.html ite_staff@ite.org 2 2 .8 -2 4 .8 .2 0 0 5 m-■Construction Materials (ConMat'05): Performance, Innovations and Structural Implications Vancouver, Kanada www.civil.ubc.ca/conmat05 14 .9 - 16.9.2005■IABSE Annual Meetings andIABSE Symposium Structures and Extreme Events Lisboa, Portugalska www.iabse.ethz.ch/index.php iabs.lisbon2005@lnec,pt 'w^Wß 19.9 - 26.9.2005 t e g 7iThe International Symposium of High CFRDsYichang, Kitajska yssdchen@tom.com yssdchen@msn.com 27.10 - 28.10.2005■The 2004 Forum on Hydropower; Supply, Security and Sustainability Gatineau, Kanada collug@videotron.ca 22.11 - 25.11.2005■12th World Water CongressNew Delhi, Indija www.cbip.org cbip@cbip.prg Rubriko ureja • Jan Kristjan Juteršek, ki sprejema predloge za objavo na e-naslov: msg@izs.si