avgust 2024 letnik 73 MODELIRANJE POVEZANEGA ZIDOVJA Z NUMERIČNIM 3D-MODELOM162 Gradbeni vestnik letnik 73 avgust 2024 2 Izdajatelj: Zveza društev gradbenih inženirjev in tehnikov Slovenije (ZDGITS), Karlovška cesta 3, 1000 Ljubljana, telefon 01 52 40 200 v sodelovanju z Matično sekcijo gradbenih inženirjev Inženirske zbornice Slovenije (IZS MSG), ob podpori Javne agencije za znanstvenoraziskovalno in inovacijsko dejavnost RS, Fakultete za gradbeništvo in geodezijo Univerze v Ljubljani, Fakultete za gradbeništvo, prometno inženirstvo in arhitekturo Univerze v Mariboru in Zavoda za gradbeništvo Slovenije Izdajateljski svet: ZDGITS: prof. dr. Matjaž Mikoš, predsednik izr. prof. dr. Andrej Kryžanowski Dušan Jukić IZS MSG: dr. Rok Cajzek mag. Jernej Nučič Tina Bučić UL FGG: izr. prof. dr. Matija Gams UM FGPA: prof. dr. Miroslav Premrov ZAG: doc. dr. Aleš Žnidarič Uredniški odbor: Lektor: Jan Grabnar Lektorica angleških povzetkov: Romana Hudin Tajnica: Eva Okorn Oblikovalska zasnova: Agencija GIG Tehnično urejanje, prelom in tisk: Kočevski tisk Naklada: 400 tiskanih izvodov 3000 naročnikov elektronske verzije Podatki o objavah v reviji so navedeni v bibliografskih bazah COBISS in ICONDA (The Int. Construction Database) ter na www.zveza-dgits.si Letno izide 12 številk. Letna naročnina za individualne naročnike znaša 25,50 EUR; za študente in upokojence 10,50 EUR; za družbe, ustanove in samostojne podjetnike 188,50 EUR za en izvod revije; za naročnike iz tujine 88,00 EUR. V ceni je vštet DDV. Poslovni račun ZDGITS pri NLB Ljubljana: SI56 0201 7001 5398 955 Slika na naslovnici: izdelava jeklene konstrukcije mosta na Špici v Celju, foto: arhiv Ponting, d. o. o. Glasilo Zveze društev gradbenih inženirjev in tehnikov Slovenije in Matične sekcije gradbenih inženirjev Inženirske zbornice Slovenije. UDK-UDC 05 : 625; tiskana izdaja ISSN 0017-2774; spletna izdaja ISSN 2536-4332. Ljubljana, avgust 2024, letnik 73, str. 161-184 1. Uredništvo sprejema v objavo znanstvene in strokovne članke s področja gradbeništva in druge prispevke, pomembne in zanimive za gradbeno stroko. 2. Znanstvene in strokovne članke pred objavo pregleda najmanj en anonimen recenzent, ki ga določi glavni in odgovorni urednik. 3. Članki (razen angleških povzetkov) in prispevki morajo biti napisani v slovenščini. 4. Besedilo mora biti zapisano z znaki velikosti 12 točk in z dvojnim presledkom med vrsticami. 5. Prispevki morajo vsebovati naslov, imena in priimke avtorjev z nazivi in naslovi ter besedilo. 6. Članki morajo obvezno vsebovati: naslov članka v slovenščini (velike črke); naslov članka v angleščini (velike črke); znanstveni naziv, imena in priimke avtorjev, strokovni naziv, navadni in elektronski naslov; oznako, ali je članek strokoven ali znanstven; naslov POVZETEK in povzetek v slovenščini; ključne besede v slovenščini; naslov SUMMARY in povzetek v angleščini; ključne besede (key words) v angleščini; naslov UVOD in besedilo uvoda; naslov naslednjega poglavja (velike črke) in besedilo poglavja; naslov razdelka in besedilo razdelka (neobvezno); ... naslov SKLEP in besedilo sklepa; naslov ZAHVALA in besedilo zahvale (neobvezno); naslov LITERATURA in seznam literature; naslov DODATEK in besedilo dodatka (neobvezno). Če je dodatkov več, so ti označeni še z A, B, C itn. 7. Poglavja in razdelki so lahko oštevilčeni. Poglavja se oštevilčijo brez končnih pik. Denimo: 1 UVOD; 2 GRADNJA AVTOCESTNEGA ODSEKA; 2.1 Avtocestni odsek … 3 …; 3.1 … itd. 8. Slike (risbe in fotografi je s primerno ločljivostjo) in preglednice morajo biti razporejene in omenjene po vrstnem redu v besedilu prispevka, oštevilčene in opremljene s podnapisi, ki pojasnjujejo njihovo vsebino. 9. Enačbe morajo biti na desnem robu označene z zaporedno številko v okroglem oklepaju. 10. Kot decimalno ločilo je treba uporabljati vejico. 11. Uporabljena in citirana dela morajo biti navedena med besedilom prispevka z oznako v obliki oglatih oklepajev: [priimek prvega avtorja ali kratica ustanove, leto objave]. V istem letu objavljena dela istega avtorja ali ustanove morajo biti označena še z oznakami a, b, c itn. 12. V poglavju LITERATURA so uporabljena in citirana dela razvrščena po abecednem redu priimkov prvih avtorjev ali kraticah ustanov in opisana z naslednjimi podatki: priimek ali kratica ustanove, začetnica imena prvega avtorja ali naziv ustanove, priimki in začetnice imen drugih avtorjev, naslov dela, način objave, leto objave. 13. Način objave je 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 druge vrste virov: kratek opis, npr. v zasebnem pogovoru. 14. Prispevke je treba poslati v elektronski obliki v formatu MS WORD glavnemu in odgovornemu uredniku na e-naslov: gradbeni.vestnik@siol.net. V sporočilu mora avtor napisati, kakšna je po njegovem mnenju vsebina članka (pretežno znanstvena, pretežno strokovna) oziroma za katero rubriko je po njegovem mnenju prispevek primeren. Uredništvo Navodila avtorjem za pripravo člankov in drugih prispevkov Gradbeni vestnik letnik 73 avgust 2024 161 VSEBINA CONTENTS Inženirski biro Ponting, d. o. o. NEKAJ IZJEMNIH, A NEREALIZIRANIH IDEJNIH ZASNOV MOSTOV INŽENIRSKEGA BIROJA PONTING ZADNJI PRIPRAVLJALNI SEMINAR IN IZPITNI ROK ZA STROKOVNE IZPITE ZA GRADBENO STROKO V LETU 2024 Sandi Stanič, univ. dipl. inž. grad. (Projekt, d. d.) GRADNJA NOVEGA LOGISTIČNEGA CENTRA DHL NA BRNIKU FOTOREPORTAŽI Z GRADBIŠČA OBVESTILA ZDGITS 173 184 180 Eva Okorn Eva Okorn NOVI DIPLOMANTI KOLEDAR PRIREDITEV a) b) ČLANKI PAPERS Nemanja Krtinić, univ. dipl. inž. grad. izr. prof. Matija Gams, univ. dipl. inž. grad. doc. dr. Marko Marinković, univ. dipl. inž. grad. MODELIRANJE POVEZANEGA ZIDOVJA Z NUMERIČNIM 3D-MODELOM NUMERICAL MODELLING OF CONFINED MASONRY BY A 3D MICRO MODEL 162 Gradbeni vestnik letnik 73 avgust 2024 162 Nemanja Krtinić, univ. dipl. inž. grad. nemanja.krtinic@fgg.uni-lj.si Znanstveni članek UDK/UDC: 519.6:624.042.7 MODELIRANJE POVEZANEGA ZIDOVJA Z NUMERIČNIM 3D-MODELOM NUMERICAL MODELLING OF CONFINED MASONRY BY A 3D MICRO MODEL Nemanja Krtinić, izr. prof. Matija Gams, doc. dr. Marko Marinković MODELIRANJE POVEZANEGA ZIDOVJA Z NUMERIČNIM 3D-MODELOM Povzetek Z naprednim numeričnim modelom smo raziskovali potresni odziv sodobnega povezanega zidovja iz votlakov z velikimi luknjami za toplotno izolacijo, ki je zlepljeno s poliuretanskim lepilom namesto z malto. Razvoj numeričnega modela je temeljil na eksperimentalnih rezultatih dveh testov zidov pri ciklični strižni obtežbi s konstantno tlačno obremenitvijo, za modeliranje pa smo uporabili program Abaqus. Razviti 3D-model je dobro napovedal globalni odziv v obliki potisne krivulje sila-pomik ter razvoj in vrsto poškodb v zidovju in v zidnih vezeh. Ker so bile navpične zidne vezi tanjše od zidovja, so se na stiku zidovja in vezi pojavile posebne poškodbe. Tudi te poškodbe je model uspešno reproduciral. Ključne besede: povezano zidovje, numerično modeliranje, potresna odpornost, opečni votlak, PU-lepilo Summary This article presents an investigation into seismic resistance of modern confined masonry built from hollow clay blocks with large holes for thermal insulation, which is glued by polyurethane glue instead of mortar. Based on the results of two experi- mental tests from cyclic shear tests a detailed micro numerical model based on the finite element method was developed in the Abaqus software. The developed model was able to accurately predict the global response of the walls in terms of a force- displacement pushover curve as well as the damage evolution and pattern in the masonry and in the tie-columns. Because the tie-columns were thinner than the masonry, special type of damage occurred at the contact between these two elements. This effect was also successfully reproduced by the model. Key words: confined masonry, numerical modeling, seismic resistance, hollow clay block, PU glue izr. prof. Matija Gams, univ. dipl. inž. grad. matija.gams@fgg.uni-lj.si Univerza v Ljubljani, Fakulteta za gradbeništvo in geodezijo, Jamova cesta 2, 1000 Ljubljana doc. dr. Marko Marinković, univ. dipl. inž. grad. mmarinkovic@grf.bg.ac.rs Univerza v Beogradu, Fakulteta za gradbeništvo, Bulevar kralja Aleksandra 73, 11000 Beograd Gradbeni vestnik letnik 73 avgust 2024 163 Nemanja Krtinić, izr. prof. Matija Gams, doc. dr. Marko Marinković MODELIRANJE POVEZANEGA ZIDOVJA Z NUMERIČNIM 3D-MODELOM 1 UVOD Evropska zidarska industrija si prizadeva izboljšati toplotne kara- kteristike svojih proizvodov za zmanjšanje porabe energije za ogrevanje in hlajenje ter za izboljšanje bivalnega udobja. Ena izmed tehnologij, ki so jih razvili za ta namen, je uporaba poliuretanskega (PU) lepila, ki se v gradnji uporablja names- to malte. Ker je debelina takega stika praktično nič, se na ta način izognemo toplotnim izgubam skozi stike, tehnologija pa ima še druge prednosti, kot sta hitrejša gradnja in grad- nja pri nižjih temperaturah. PU-lepilo se običajno uporablja le v naležnih regah, čelnih reg pa ne zapolni. Poleg uporabe novega veziva se izboljšujejo tudi karakteristike zidakov. Novi zidaki imajo pogosto večje luknje, v katerih je lahko toplotna izolacija, stene zidakov pa so debelejše, kot smo vajeni do se- daj [Gams, 2023]. Spremembe v materialih in tehnologiji grad- nje kličejo po preverjanju obnašanja pri potresni obtežbi in v tem članku predstavljamo poskus modeliranja odziva takega zidovja z detajlnimi numeričnimi modeli, s katerimi bi lahko nadomestili drage eksperimente. Kljub uporabi PU-lepila je natezna trdnost zidovja zanemarljiva [Gams, 2013] in strižna trdnost razmeroma nizka. Tlačna trdnost pa je, kot je običajno za zidane stavbe, dobra [Gams, 2023] in v splošnem neproblematična [Tomaževič, 1999]. Poleg tega je obravnavano zidovje in sodobno zidovje na sploh krhek material, ki ga moramo na potresnih območjih utrditi z navpičnimi vezmi oz. graditi v sistemu povezanega zidovja. S tem se zidovju bistve- no poveča kapaciteta pomikov in disipacije energije, poveča pa se tudi nosilnost. Dodaten učinek vezi je, da učinkovito povežejo zidove in strope in tako zagotovijo t. i. škatlast odziv, v katerem pri prevzemu potresnih sil sodelujejo vsi zidovi [Tomaževič, 1997] in je ključen za dobro potresno obnašanje zidanih stavb. Povezano zidovje se uporablja v Južni Ameriki, jugovzhodni Evropi, na Bližnjem vzhodu, v severni Afriki in vzhodni Aziji [Brzev, 2018], a med gradbenimi praksami na teh območjih obstajajo pomembne razlike. V regijah, kjer se gradijo stavbe brez toplotne izolacije, so zidovi pogosto zelo tanki. Tipično povezano zidovje npr. v Mehiki je pogosto debelo le 12,5 cm [Perez Gavilan, 2013]. V takem zidovju so navpične zidne vezi istih dimenzij, kot je debelina zidovja. Po Evrokodu 6 [SIST, 2006] je minimalna debelina nosilnega zidovja 24 cm, v Slo- veniji pa nam nacionalni dodatek [SIST, 2009] dovoljuje grad- njo 19 cm debelega zidovja. Navpične zidne vezi pa vsaj po Evrokodih ne rabijo biti tako velike, saj je minimalna dimen- zija navpičnih vezi po Evrokodu 8 [SIST, 2005] 15 cm. Z vidika nosilnosti in izvedbe je seveda najbolje, da so zidne vezi tako debele kot zid, a v primeru 38 cm debelih zidov, ki jih obrav- navamo v tem prispevku, je uporaba takih dimenzij vprašljiva z vidika porabe materiala in tudi vpliva na odziv zidovja. Tako močne vezi bi verjetno imele pomemben vpliv na odziv zidov- ja, ki bi ga bilo treba še preučiti. Ne glede na to pa tako velike dimenzije vezi ne bi bile neobičajne, saj so vezi do dimenzij 37 x 37 cm na Kitajskem obravnavane kot standardne [Cai, 2018]. Praksa v Sloveniji je, da so navpične vezi v primeru tako debelih zidov (38 cm) tanjše, in to se je v različnih preiskavah pokazalo kot ustrezno. Preiskava povezanega zidovja iz porobetona na potresni mizi s tanjšimi vezmi od debeline zidov ni pokazala nobenih problemov [Tomaževič, 2012], prav tako to ni bilo pro- blematično pri preiskavi modela dvonadstropne stavbe v na- ravnem merilu iz zidakov z nizko tlačno trdnostjo [Triller, 2018]. Eksperimentalne preiskave na zidovih, ki imajo navpične vezi dimenzij 25 x 25 cm in so torej 13 cm tanjše od debeline zidu, pa so pokazale določene težave, kot je podrobno opisano kas- neje. Del zidu, ki ni bil podprt z navpično vezjo, se je namreč odluščil od preostalega dela zidu ([Gams, 2023],[Gams, 2024]). Ta pojav je bil nepričakovan in ga zato poskušamo simulirati z numeričnimi modeli. Eden izmed razlogov za omenjeni pojav je verjetno geometrija zidakov. Kot omenjeno, imajo zidaki večje luknje zaradi toplot- ne izolacije in posledično tudi večji delež votlin glede na vo- lumen zidaka. Posamezna luknja v obravnavanem zidaku ima tako 6 % celotnega volumna zidaka, skupna količina votlin pa je 59 % celotnega volumna. Zgornja meja po standardu EC6 [SIST, 2006] za zidake skupine 2 je 2 % za posamezno luknjo in 55 % za skupno votlavost. Razvijalci so se zavestno odločili za tako geometrijo in oslabitev zidakov kompenzirali z debelejši- mi zunanjimi in notranjimi stenami zidakov, ki so debele kar 12 mm. Standard EC6 [SIST, 2006] zahteva 8 mm debeline za zunanje stene in 5 mm za notranje. Ker je zidovje zaradi svoje krhkosti zelo zahteven material za modeliranje, so numerični modeli razmeroma zahtevni. Posle- dično smo za simulacijo obnašanja manjšega eksperimental- nega modela povezanega zidu uporabili numerično orodje v programskem okolju Abaqus [Dessault systems, 2023], ki nam omogoča upoštevanje podrobnih detajlov in parametrov de- janskega modela. Namen pričujoče študije je pokazati, da je možno narediti numerični model, ki dobro opiše eksperimen- talno izmerjeni odziv in je sposoben zaznati težave na stiku med zidno vezjo in zidovjem. 2 MATERIALI, PREIZKUŠANCI IN ODZIV NA POTRESNO OBTEŽBO 2.1 Materiali Uporabljeni opečni votlaki so komercialni proizvod in imajo dimenzije dolžina x višina x debelina = 250 x 249 x 380 mm (slika 1(a)). Namenjeni so za gradnjo 38 cm debelih zidov z dobrimi izolacijskimi lastnostmi. Ker so zidaki namenjeni za gradnjo s poliuretanskim lepilom (slika 1(b)) ali pa tanko- Slika 1. a) Zidak b) Nanašanje PU-lepila med gradnjo. a) b) Gradbeni vestnik letnik 73 avgust 2024 164 slojne malte, imajo zidaki brušene naležne površine. Zida- ki in zidovje iz takih zidakov so bili temeljito preizkušeni v delu [Gams, 2023], kjer so natančno opisani in predstavljeni rezultati teh preiskav. Povzetek rezultatov je zbran v pre- glednici 1. Testi materialnih karakteristik so dali vrednosti, ki so pričako- vane za tako zidovje. Tlačna trdnost zidovja fc,m je podobna, kot bi jo dobili po enačbi iz Evrokoda 6 [SIST, 2006] za zidovje iz opečnih votlakov in tankoslojno malto, začetna strižna od- pornost stikov je nekoliko manjša od vrednosti, ki jih navaja standard. Po Evrokodu 6 naj bi bila začetna strižna trdnost 0,30 MPa, izmerjena pa je bila 0,13 MPa. Izmerjeni koefi cient trenja pa je bil večji kot v standardu, saj standard navaja vred- nost 0,4, izmerili pa smo 0,57. 2.2 Zidovi Zidova, ki sta bila preizkušena v laboratoriju [Gams, 2023], sta bila dolga 175 cm, 195 cm visoka in debela 38 cm. Imela sta oznaki W7 in W8. Načrt zidov z označenimi merami je prikazan Slika 2. a) Geometrija zidov in b) zidnih vezi. Vse dimenzije so v cm. Preglednica 1. Materialne karakteristike materialov. CoV = koefi cient variacije,*fv,max je izvrednoten iz tlačno-strižnih testov neutrjenih zidov, **fv,max je izvrednotena iz tlačno-strižnih testov neutrjenih zidov z enačbo Turnška in Čačoviča [Turnšek, 1971]. a) b) Material Lastnost Oznaka Vrednost Št. vzorcev (razpršenost) Opečni votlaki Srednja tlačna trdnost 10,5 MPa 17 (CoV=9%) Normalizirana srednja tlačna trdnost fb 13,1 MPa Podložna malta Upogibna trdnost fx,1 5,6 MPa 15 (CoV=18.2%) Tlačna trdnost fm 11,4 MPa 30 (CoV=13%) Zidovje (zlepljeno s PU lepilom) Tlačna trdnost normalno na naležne rege fc,m 3,79 MPa 3 (CoV=7%) Modul elastičnosti normalno na naležne rege Em 2,2 GPa 3 (CoV=5%) Strižni modul (0.4 · Em) Gm 0,88 GPa Začetna strižna trdnost (srednja vrednost) fv0 0,13 MPa 6 (CoV=23%) Koefi cient trenja tan α 0,57 6 (R2 = 0,76) Največja povprečna strižna napetost v zidu* fv,max 0,29 MPa Natezna trdnost zidovja** ft 0,16 MPa Beton Tlačna trdnost kock pri 28 dneh fc,c,28 32,5 MPa 6 (CoV=1,3 %) Elastični modul Es 200 GPa Jeklo Napetost na meji elastičnosti (srednja vrednost) fy 551 MPa 4 (CoV=2 %) Natezna trdnost (srednja vrednost) fu 658 MPa 4 (CoV=1 %) Nemanja Krtinić, izr. prof. Matija Gams, doc. dr. Marko Marinković MODELIRANJE POVEZANEGA ZIDOVJA Z NUMERIČNIM 3D-MODELOM Gradbeni vestnik letnik 73 avgust 2024 165 na sliki 2. Preizkušena sta bila dva identična zidova, ki sta imela navpične vezi oz. sta bila zgrajena v tehnologiji povezanega zidovja. Dimenzije navpičnih vezi so bile 25 x 25 cm, delež armiranja v vzdolžni smeri pa 1 %, kar je spodnja meja po Evro- kodu 8 [SIST, 2005]. Čeprav so bile dimenzije vezi razmeroma velike, so bile vezi še vedno tanjše od zidovja. Na eni strani so bile vezi poravnane z ravnino zidu, na drugi strani pa so bile za 13 cm ožje. V praksi se v ta prazni prostor namesti toplotna izolacija za preprečitev toplotnega mostu skozi beton vezi. 2.3 Preiskave potresnega obnašanja Omenjena zidova sta bila preizkušena s cikličnim strižnim preizkusom v ravnini zidu, med katerim je bil zid obremenjen s konstantno tlačno obremenitvijo, ki ustreza 20 % karakteri- stične trdnosti zidovja fk oz. 0,63 MPa na bruto prerez zidu (zid skupaj z vezema). Med preiskavo so bili preprečeni zasuki na zgornjem in spodnjem robu zidu (dvojno vpeti robni pogoji). V horizontalni smeri smo v ravnini zidu na zgornjem robu vnašali ciklično obtežbo, vodeno s pomiki. Pri vsakem nivoju obreme- nitve smo isti pomik nanesli trikrat v pozitivno smer in trikrat v negativno smer ter tako na standarden način [Tomaževič, 1999] simulirali potresno obtežbo. Poškodbe zidov pri treh raz- ličnih mejnih stanjih (MS) so prikazane na sliki 3. Prve poškodbe v zidu so bile stopničaste po naležnih in čelnih regah (slika 3(a)), ki so se s povečevanjem vodoravne in strižne obremenitve vedno bolj odpirale. Kasneje so se pojavile vodo- ravne razpoke v zidnih vezeh, ki so bile razporejene po celi višini vezi (slika 3(b), bele puščice), del zidovja, ki ni bil podprt z vezjo, pa se je začel lomiti, kot je prikazano na sliki 4(a). Približno tak- rat je zid dosegel največjo odpornost, zamik zidu (vodoravni pomik na vrhu deljen z višino zidu) pa je bil približno 0,5 %. Lomljenje oz. prestrig tega dela zidu se je začel ob vezeh in postopoma napredoval proti središču zidu. Poškodbe zidu pri zamiku 1,3 % so prikazane na sliki 4(b). Proti koncu preizkusa se je osrednji del zidu popolna zdrobil in sredi zidu je nastala luknja, tako da sta vso navpično obtežbo prenašali le navpični Slika 3. Poškodbe zidu z oznako W8 z optičnimi meritvami: a) mejno stanje poškodb, b) mejno stanje največje odpornosti in c) stanje blizu porušitve. Rdeča barva prikazuje razpoke. Slika 4. Tlorisni pogled na lomljenje zidu po strižni ravnini skozi stik zidne vezi in zidovja; b) drobljenje zidu pri zamiku 1,3 %. a) b) c) Glavne deformacije: a) b) Nemanja Krtinić, izr. prof. Matija Gams, doc. dr. Marko Marinković MODELIRANJE POVEZANEGA ZIDOVJA Z NUMERIČNIM 3D-MODELOM Gradbeni vestnik letnik 73 avgust 2024 166 zidni vezi (slika 3(c)). Na sliki 5 sta prikazani ovojnici odziva v ravnini zidu za oba preizkušanca. Ovojnici sta krivulji, ki opisu- jeta največjo odpornost zidu (strižno silo) v odvisnosti od za- mika zidu, pri čemer je zamik defi niran kot vodoravni pomik deljen z višino zidu. Ovojnico za posamezen zid smo dobili s povprečenjem odziva za obe smeri obremenjevanja (pozitivna in negativna). Tudi mejna stanja smo določili najprej za vsak posamezen zid, zatem pa jih povprečili. 3 PODROBNO NUMERIČNO 3D-MODELIRANJE V tem poglavju so predstavljene numerične simulacije ravnin- skega odziva preizkušenih zidov s podrobnim (mikro) 3D-mo- delom na osnovi elementov v programu Abaqus [Dessault systems, 2023]. Da bi lahko v modelu zajeli prestrig zidovja, prikazan na sliki 4, smo zidove modelirali z upoštevanjem dejanske geometrije zidov v treh dimenzijah. Obtežba v mo- delu je bila enaka kot v eksperimentih, le vodoravna obtežba ni bila ciklična, temveč monotona. Luknje v zidakih smo mo- delirali tako, da smo prilagodili materialne karakteristike po priporočilih iz literature [Stavridis, 2010]. 3.1 Geometrija in kontakti Kot omenjeno, smo upoštevali dejansko geometrijo, kot je pri- kazano na sliki 6. Temelj in stik s tlemi smo upoštevali tako, da smo konstrukcijo togo vpeli v tla. Vodoravno in navpični zidni vezi ter zidovje smo modelirali z osem vozliščnimi 3D heksaedrskimi prostorskimi elementi z reducirano integracijo (C3D8R). Taki elementi so najbolj primerni za simulacije, ki se rešujejo s postopkom eksplicitne dinamične analize [Dessault systems, 2023]. Vzdolžno in prečno armaturo vezi smo mode- lirali s 3D linijskimi elementi z dvema vozliščema (T3D2) in jih vgradili v vezi s funkcijo »embed«, ki zagotovi enakost pomikov armaturnih palic in okoliškega betona. Količina in pozicija ar- mature je bila enaka kot v eksperimentu. Navpične vezi so bile togo povezane v temeljno ploščo. Obtežbo smo na model nanesli v treh korakih. Najprej smo zid obremenili z lastno težo, zatem smo na zgornjo površino na- nesli tlačno obremenitev v obliki pritiska (0,63 MPa), v zadnjem koraku pa smo na vodoravni vezi vsilili vodoravni pomik, ki je deloval od leve proti desni. Lastno težo je program določil s statičnim izračunom, vertikalno obremenitev in vsiljeni pomik pa z eksplicitno dinamično analizo. Na začetku simulacij smo morali narediti nekaj poskusnih izra- čunov, da smo določili ustrezen čas trajanja dinamične analize, da ne bi prišlo do dinamičnih učinkov, ki jih med eksperimenti ni bilo. Eksperimenti so bili namreč izvedeni razmeroma po- časi. Ugotovili smo, da je za nanos navpične obtežbe dovolj 1,0 s, za vnos vodoravnih pomikov pa 12,5 s. S poskušanjem smo morali določiti tudi ustrezno velikost končnih elementov, ki je predstavljala kompromis med natančnostjo rezultatov in računskim časom, ter ustrezno rešitev zaradi odvisnosti rezul- tatov od velikosti mreže končnih elementov. Ta odvisnost je tipična za materiale z mehčanjem [Hillerborg, 1976]. Abaqus priporoča uporabo karakteristične dolžine končnega elemen- ta, s katero se ustrezno opiše mehčanje v materialu na nivoju napetost-pomik. Na podlagi te analize smo za izbrano velikost končnega elementa z integracijo konstitucijskega zakona v obliki napetost-deformacija določili ustrezno krivuljo nape- tost-pomik. V vsakem koraku dinamične analize so bile upo- števane tudi geometrijske nelinearnosti. Stike oz. kontakte med zidaki samimi in med zidaki in vez- mi smo defi nirali z ustreznimi materialnimi zakoni stika, kot je prikazano na sliki 7. Suhi navpični stiki med zidaki so bili modelirani kot stiki, v katerih je le trenje s koefi cientom 0,57 in v katerih je preprečeno, da bi se en zidak vtisnil v drugega. V teh stikih ni natezne odpornosti. Slika 5. Eksperimentalno izmerjena ovojnica odziva zidov W7 in W8 z označenimi mejnimi stanji (MS). Slika 6. Numerični 3D-model v programu Abaqus: a) geometrija in b) mreža končnih elementov. a) b) Nemanja Krtinić, izr. prof. Matija Gams, doc. dr. Marko Marinković MODELIRANJE POVEZANEGA ZIDOVJA Z NUMERIČNIM 3D-MODELOM Gradbeni vestnik letnik 73 avgust 2024 167 Stiki v naležnih regah, ki so bili zlepljeni s PU-lepilom (modra črta na sliki 7), so bili definirani kot stiki s trenjem in kohezijo. Zaradi zanemarljive debeline PU-lepila v regah je bil ta stik de- finiran neposredno med posameznimi zidaki. Preden pride do poškodb, ima stik linearno obnašanje, togosti stika v natezni in strižnih smereh pa so neodvisne. Ko je dosežena nosilnost v natezni ali strižni smeri, se v stiku začne degradacija, ki lahko vodi do eventualne porušitve. Elastični togosti v normalni (Knn) in strižnih smereh (Kss and Ktt) smo določili po priporočilih Na- zira in Dhanasekarja [Nazir, 2014] z enačbama: (1) (2) kjer je Eb elastični modul zidaka (predpostavljen kot 300·fbk po priporočilih Kaushika s sod. [Kaushik, 2007]), hu je višina zi- daka, tj debelina stika in ν Poissonov količnik zidakov (predpos- tavljen 0,2). Največjo natezno trdnost stika, tn, smo prav tako ocenili na pod- lagi priporočil iz literature [Marinković, 2022]. Največji strižni trdnosti, ts in tt, pa smo dobili iz testov stika [Gams, 2023]. Ko je dosežen kriterij poškodb, enačbe za poškodovanost opiše- jo, kako hitro stik degradira. Ta kriterij je definiran na podlagi energije loma za porušitev tipa I (Gn) in tipa II (Gs and Gt). Vred- nosti energije loma za tak stik so bile eksperimentalno izmer- Slika 7. Različni stiki v numeričnem modelu. jene v preteklosti [Gams, 2013] in so bile znane. Pri kalibraciji modela smo uporabili priporočene in izmerjene vrednosti, le togosti Knn, Kss, in Ktt smo zmanjšali za 20 % za boljše ujemanje z eksperimentom, kot je prikazano v preglednici 2. Stik med zidovjem in vezmi je bil predpostavljen kot togi stik, saj je med betonom in zidovjem vzpostavljena močna vez po naknadnem betoniranju. Ti stiki so na sliki 7 prikazani s črno črtkano črto. 3.2 Materialni modeli 3.2.1 Beton Za modeliranje betona smo uporabili Abaqusov konstitutivni model betona oz. t. i. Concrete Damage Plasticity (CDP). Ta model je zelo znan in se pogosto uporablja za modeliranje ob- našanja betona in drugih krhkih materialov pri monotoni ali ciklični obremenitvi. Model upošteva plastičnost in poškodo- vanost materiala. Elastični odziv betona je linearen in izotropičen in ga določata elastični modul in Poissonov količnik. Modul elastičnosti smo privzeli iz Evrokoda 2 [SIST, 2005] za trdnostni razred C 30/37, Poissonov količnik pa 0,2. Za definicijo plastičnega obnašanja moramo ločeno podati krivulji napetosti v odvisnosti od defor- macije za tlak in za nateg ter podatke o razvoju plastičnosti (preglednica 3). Krivulja odnosa med napetostjo in deformacijo v tlaku (slika 8(a)) je bila prevzeta po modelu Evrokoda 2 [SIST, 2005] do deformacije 0,35 %, od tam do porušitve pri 3 % pa po priporočilih literature [Pavlović, 2013]. Za opis odziva betona v nategu (slika 8(b)) pa je bil definiran odnos med širino razpoke, uc, in natezno napetostjo, σt, po Hordijkovi enačbi [Hordijk, 1991]. Pri izračunu smo kritično dolžino razpoke določili na podlagi energije loma. Oblike funkcije tečenja in plastičnega potencia- la nismo spreminjali, parametre zanje pa vzeli iz priporočil v li- teraturi (glej npr. ([Marinković, 2022], [Pavlović, 2013]). Za model poškodovanosti, ki opisuje degradacijo togosti, smo uporabili enačbe Leeja in Fenvesa [Lee, 1998]. Opis enačb in parametrov nelinearnega obnašanja betona presega obseg tega dela. Ker v CDP-modelu ločeno upoštevamo beton in jeklo, model ne upošteva zdrsa armature in mozničnega učinka armatur- nih palic. Pomiki v vozliščih končnih elementov armature so enaki pomikom betona. Lastnost Oznaka Vrednost Vir Togost normalno na naležno površino Knn 23,13 MPa/mm Izračunano Strižna togost stika Kss, Ktt 9,64 MPa/mm Izračunano Natezna trdnost stika tn 0,12 MPa Iz literature [Marinković, 2022] Strižna trdnost stika ts, tt 0,097 MPa Izmerjeno Energija loma tipa I Gn 0,001 N/mm Kalibrirano Energija loma tipa II Gs, Gt 0,5 N/mm Izmerjeno Koeficient trenja tan α 0,57 Izmerjeno Preglednica 2. Parametri stika v naležnih regah uporabljeni v analizah. Nemanja Krtinić, izr. prof. Matija Gams, doc. dr. Marko Marinković MODELIRANJE POVEZANEGA ZIDOVJA Z NUMERIČNIM 3D-MODELOM Gradbeni vestnik letnik 73 avgust 2024 168 3.2.2 Zidovje Ker je CDP najbolj primeren materialni model za modelira- nje krhkih materialov v Abaqusu, smo z njim modelirali tudi zidovje. Natezna trdnost zidovja je bila predpostavljena kot 11 % tlačne trdnosti, kar je bilo ugotovljeno na podlagi kalibra- cij in primerljivih študij iz literature [Marinković, 2022]. Krivulje napetost-deformacija v tlaku (slika 9(a)) in nategu (slika 9(b)) smo določili na podlagi priporočil Stavridisa in Shinga [Stavri- dis, 2010] in modifikacije Marinkovića in Butenwega [Marinko- vić, 2022] za zadnji del te krivulje. Natezne deformacije smo določili po priporočilih Lopez Almanse s sod. [López Almansa, 2014]. Model plastičnosti in obliko krivulj razvoja poškodb v zidovju smo predpostavili enako kot v betonu. Vrednosti parametrov za modeliranje zidovja so zbrane v preglednici 4. Lastnost Oznaka Vrednost Vir Srednja vrednost elastičnega modula Ecm 33 GPa EC 2 [SIST, 2005] Tlačna trdnost (točka C na sliki 8(a)) fcm 38,0 MPa EC 2 [SIST, 2005] Mejna elastična deformacija betona (točka B na sliki 8(a)) εc,el 0,0461 % Izračunano Tlačna trdnost na meji elastičnosti (točka B na sliki 8(a)) fc,el = 0,4 fcm 15,2 MPa Izračunano Deformacija pri največji trdnosti (točka C na sliki 8(a)) εc,1 0,22 % EC 2 [SIST, 2005] Deformacija v tlaku pri prehodu v zadnji del krivulje (točka D na sliki 8(a)) εc,uD 0,35 % EC 2 [SIST, 2005] Tlačna trdnost pri prehodu v zadnji del krivulje (točka D na sliki 8(a)) fc,uD 24,86 MPa Izračunano Tlačna trdnost pri porušitvi (točka E na sliki 8(a)) εc,uE 3,0 % Kalibrirano Sr. vred. natezne trdnosti fctm 2,9 MPa EC 2 [SIST, 2005] Preglednica 3. Materialni parametri za beton. Slika 8. Konstitutivni zakon betona: a) napetost-defomacija v tlaku z označenimi karakterističnimi točkami in b) napetost- pomik v nategu. Slika 9. Konstitutivni zakon zidovja: a) napetost-deformacija v tlaku in b) napetost-pomik v nategu. a) a) b) b) Nemanja Krtinić, izr. prof. Matija Gams, doc. dr. Marko Marinković MODELIRANJE POVEZANEGA ZIDOVJA Z NUMERIČNIM 3D-MODELOM Gradbeni vestnik letnik 73 avgust 2024 169 3.2.3 Jeklo Za armaturno jeklo smo predpostavili bilinearni model, v kate- rem smo upoštevali izmerjene karakteristike [Gams, 2023], kjer je modul elastičnosti Es = 200 GPa, Poissonov količnik νs = 0,3, meja tečenja fy = 551 MPa, natezna trdnost fu = 658 MPa in po- rušna deformacija εu = 10 %. 3.3 Validacija numeričnega modela Validacijo računskega modela izvedemo s primerjavo re- zultatov numerične simulacije in eksperimentov. Glav- na primerjava in kontrola je primerjava globalnega od- ziva zidov v obliki horizontalne strižne sile v odvisnosti od pripadajočega horizontalnega zamika zidu (slika 10). Računska simulacija nam poda razmeroma dober re- zultat, saj ima krivulja zelo podobno začetno togost. Naj- večja nosilnost z računom se razmeroma dobro ujema z eksperimenti, saj je odstopanje le 7,1 % za zid W7 in 3,7 % za zid W8. Tudi deformacija, pri kateri je dosežena največja odpornost, je zelo podobna. V simulaciji je bila 0,44 %, v eksperimentu pa je bila približno 0,5 %. Računski odziv po doseženi največji nosilnosti je razmeroma dober, če ga primerjamo s povprečnim odzivom obeh zidov. Na sliki 11 primerjamo odziv zidu pri mejnem stanju poško- dovanosti. Za odziv med eksperimentom prikazujemo glavne deformacije, ki smo jih izmerili z optičnim sistemom [Gams, 2023], za odziv numerične simulacije pa glavne tlačne nape- tosti. Primerjava teh slik pokaže, da se sila v zidovju prenaša preko t. i. tlačnih diagonal, za katere je značilno, da se razvije Slika 11. Primerjava odziva med eksperimentom in simulacijo pri mejnem stanju poškodb: a) merjene razpoke v preizku- šancu, b) računske napetosti v zidu. a) b) Lastnost Oznaka Vrednost Vir Elastični modul zidovja Em Knn 2 200 MPa Izmerjeno Tlačna trdnost (točka C na sliki 9(a)) fm 3,79 MPa Izmerjeno Deformacija na meji elastičnosti (točka B na sliki 9(a)) εm,el Knn 0,015 % Kalibrirano Deformacija pri največji odpornosti (točka C na sliki 9(a)) ε1 0,40 % Kalibrirano Napetosti pri padcu na 90% f 'm (točka D na sliki 9(a)) σD 3,41 MPa Kalibrirano Deformacija pri padcu na 90 % f 'm (točka D na sliki 9(a)) ε2 0,53 % Kalibrirano Natezna trdnost f 'mt 0,417 MPa Izračunano Deformacija pri največji odpornosti v nategu εm,cr 0,019 % Izračunano Preglednica 4. Materialni parametri zidovja. Slika 10. Primerjava rezultatov numerične simulacije in iz- merjenega eksperimentalnega odziva. Nemanja Krtinić, izr. prof. Matija Gams, doc. dr. Marko Marinković MODELIRANJE POVEZANEGA ZIDOVJA Z NUMERIČNIM 3D-MODELOM Gradbeni vestnik letnik 73 avgust 2024 170 več vzporednih poševnih razpok, ki stopničasto potekajo po regah. Širina posamezne diagonale je približno polovica dolžine zidaka, diagonale so razmeroma pravilno porazde- ljene po celotnem zidu. Iz napetosti v navpičnih vezeh na sliki 11(b) lahko vidimo, da se v njih razvije podoben sistem prenosa obtežb – po diagonali. Kljub temu na vogalih v ve- zeh že prihaja do nateznih napetosti (levi spodnji in desni zgornji vogal), ki nakazujeta skorajšnji začetek razpok. Na sliki 12 naredimo podobno primerjavo pri mejnem sta- nju največje nosilnosti. Ponovno so na levi prikazane glav- ne deformacije med eksperimentom, na desni pa glavne tlačne napetosti z numerično simulacijo. V desni polovici zidovja so v numerični simulaciji (slika 12(b)) še vedno vidne tlačne diagonale, v levem spodnjem vogalu pa so diago- nale združene v večje območje, ki je močno tlačno obre- menjeno. Tudi na sliki deformacij (slika 12(a)) je vidno, da je levi spodnji vogal bolj poškodovan kot desni zgornji. Odziv v navpičnih vezeh se je prav tako spremenil, saj so se v vezeh pojavile mnoge vodoravne razpoke, ki nakazujejo upogib- no obnašanje vezi. Rezultati dodatno kažejo, da nikjer ni celoten prerez vezi v tlaku ali nategu, temveč je obnašanje upogibno. Kot omenjeno, je posebnost obravnavanega zidovja v tem, da se na stiku betona in zidovja pojavijo poškodbe v zidovju in da prihaja do prestriga dela zidovja. Iz eks- perimenta vemo, da se to zgodi že pri zamiku zidu za 0,5 % in da se ta del zidovja pri zamiku zidu 1,3 % že sko- raj v celoti poruši. Na sliki 13(a) je slika zidu oz. poškodb med eksperimentom pri 1,3 % etažnega horizontalnega zamika, na sliki 13(b) pa je slika poškodb v zidu iz nume- rične simulacije. Kot vidimo, je ujemanje poškodb zelo dobro. Poleg poškodb v zidu dobimo z numerično simulacijo tudi dobro napoved poškodb v zidnih vezeh. Na sliki 14(a) so prikazane glavne deformacije v zidu iz eksperimenta pri horizontalnem etažnem zamiku zidu za 1,3 %, na sliki 14(b) pa napoved poškodb v vezeh računskega modela. Numerična simulacija dobro napove (vodoravne) upo- gibne razpoke v levem spodnjem in desnem zgornjem vogalu, ki jih lepo vidimo tudi med eksperimentom (sli- ka 14(a)). Model napove strižno porušitev tudi v desnem spodnjem vogalu, ki pa je med eksperimentom nismo opazili. Slika 12. Primerjava odziva med eksperimentom in simulacijo pri mejnem stanju največje odpornosti: a) razpoke v preizku- šancu, b) računske največje tlačne napetosti v zidu. Slika 13. Primerjava poškodb med eksperimentom in simulacijo pri etažnem horizontalnem zamiku zidu 1,3 %: a) odpadanje prestriženega dela zidakov, b) računske poškodbe v zidu (rdeči deli so popolnoma uničeni). a) a) b) b) Nemanja Krtinić, izr. prof. Matija Gams, doc. dr. Marko Marinković MODELIRANJE POVEZANEGA ZIDOVJA Z NUMERIČNIM 3D-MODELOM Gradbeni vestnik letnik 73 avgust 2024 171 4 SKLEP V prispevku smo predstavili modeliranje sodobnega pove- zanega zidovja s podrobnim modelom iz končnih 3D-ele- mentov. Rezultate smo primerjali z obstoječimi eks- perimentalnimi preiskavami dveh zidov. Ugotovili smo, da lahko s predstavljenim pristopom napovemo globalni odziv v ravnini zidu v obliki potisne krivulje odnosa med horizontalno silo in pripadajočim etažnim pomikom, saj se eksperimentalni in numerični rezultati zelo dobro uje- majo. Simulacija je pokazala manj kot 6 % napako pri iz- računu začetne togosti, največje nosilnosti in pomika pri največji nosilnosti. Prav tako lahko ugotovimo, da je bil uporabljeni način modeliranja uspešen pri modeliranju lokalnih poškodb. Vzorec razpok med eksperimentom in simulacijo je bil podoben, prav tako pa smo lahko simuli- rali pojav, v katerem so vezi odstrigle del zidovja. Predstav- ljeni model je zmogljiv in natančen ter bistveno cenejši od eksperimentov. V prihodnje ga bomo lahko uporabili za parametrične študije, v katerih bomo analizirali vpliv velikosti vezi in količine armature na odziv sodobnih po- vezanih zidov. 5 ZAHVALA Raziskave fi nancira Slovenska agencija za raziskave in ino- vacije (ARIS) v sklopu raziskovalnega programa Potresno inženirstvo (P2-0185). 6 LITERATURA Brzev, S., Mitra, K., Earthquake-Resistant Confi ned Masonry Construction, NICEE, 2018. Cai, G., Su, Q., Tsavdaridis, K., Degee, H., Simplifi ed Densi- ty Indexes of Walls and Tie-Columns for Confi ned Masonry Buildings in Seismic Zones, Journal of Earthquake Engine- ering, 24(3), 447–469, https://doi.org/10.1080/13632469.2018. 1453396, 2018. Dessault system, Abaqus/Explicit FEA, Vélizy-Villacoublay, France, 2023. Gams, M., Bohinc, U., Tomaževič, M., Experimental tests and constitutive laws for unit-mortar interfaces, Proceedings of the Vienna Congress on Recent Advances in Earthquake Engineering and Structural Dynamics 13, Dunaj, 28.-30. av- gust, 1–10, 2013. Gams, M., Triller, P., Jäger, A., In-plane seismic behaviour of urm and confi ned masonry built from vertically perfora- ted blocks and polyurethane glue, Structures, 58, 105528, https://doi.org/10.1016/j.istruc.2023.105528, 2023. Gams, M., Triller, P., Tomaževič, M., Jäger, A., Test of three- -storey confi ned masonry structure built from clay blocks and PU glue, Journal of Building Engineering, 91, 109696, https://doi.org/10.1016/j.jobe.2024.109696, 2024. Hillerborg, A., Modéer, M., Petersson, P.E., Analysis of crack formation and crack growth in concrete by means of fra- cture mechanics and fi nite elements, Cement and Con- crete Research, 6, 773–781, https://doi.org/10.1016/0008- 8846(76)90007-7, 1976. Hordijk, D. A., Local Approach to Fatigue of Concrete, dok- torska disertacija, Delft University of Technology, 1991. Kaushik, H. B., Rai, D. C., Jain, S. K., Stress-Strain Characte- ristics of Clay Brick Masonry under Uniaxial Compression, Journal of Materials in Civil Engineering, 19, 728–739, https:// doi.org/10.1061/(ASCE)0899-1561(2007)19:9(728), 2007. Lee, J., Fenves, G. L., Plastic-Damage Model for Cyclic Loa- ding of Concrete Structures, Journal of Engineering Mecha- nics, 124, 892–900, https://doi.org/10.1061/(ASCE)0733- 9399(1998)124:8(892), 1998. López Almansa, F., Alfarah, B., Oller Martínez, S. H., Numeri- cal simulation of RC frame testing with damaged plasticity Slika 14. Primerjava poškodb v zidnih vezeh med eksperimentom in simulacijo pri 1,3 % zamika: a) razpoke v preizkušancu z optičnimi meritvami (rdeče in tople barve predstavljajo razpoke), b) simulirane računske poškodbe. b) a) Nemanja Krtinić, izr. prof. Matija Gams, doc. dr. Marko Marinković MODELIRANJE POVEZANEGA ZIDOVJA Z NUMERIČNIM 3D-MODELOM Gradbeni vestnik letnik 73 avgust 2024 172 model, Second European Conference on Earthquake Engi- neering and Seismology: a joint event of the 15th European Conference on Earthquake Engineering & 34 General As- sembly of the European Seismological Commission: 24-29 August 2014, ICEC - Istanbul, Turkey, European Association for Earthquake Engineering, 1–12, 2014. Marinković, M., Butenweg, C., Numerical analysis of the in-plane behaviour of decoupled masonry infilled RC fra- mes, Engineering Structures, 272, https://doi.org/10.1016/j. engstruct.2022.114959, 2022. Nazir, S., Dhanasekar, M., A non-linear interface element model for thin layer high adhesive mortared masonry, Computers & Structures, 144, 23–39. https://doi.org/10.1016/j. compstruc.2014.07.023, 2014. Pavlović, M., Resistance of bolted shear connectors in pre- fabricated steel-concrete composite decks, doktorska di- sertacija, Fakulteta za gradbeništvo, Univerza v Beogradu, 2013. Perez Gavilan, J. J., Flores, L., Alcocer, S., An Experimen- tal Study of Confined Masonry Walls with Varying Aspect Ratios, Earthquake Spectra, 31, 945–968, https://doi. org/10.1193/090712EQS284M, 2013. SIST, SIST EN 1992-1-1:2005, Evrokod 2, Projektiranje be- tonskih konstrukcij–Del 1–1, Splošna pravila in pravila za stavbe, Slovenski inštitut za standardizacijo, Ljubljana, 2005. SIST, SIST EN 1996-1-1:2006, Evrokod 6: Projektiranje zidanih konstrukcij - 1-1. del: Splošna pravila za armirano in near- mirano zidovje, Slovenski inštitut za standardizacijo, Ljub- ljana, 2006. SIST, Evrokod 8 – Projektiranje potresnoodpornih konstruk- cij – 1. del: Splošna pravila, potresni vplivi in pravila za stav- be, Slovenski inštitut za standardizacijo, Ljubljana, 2005. SIST, SIST EN 1998-1:2005/A101:2009, Evrokod 8 - Projekti- ranje potresnoodpornih konstrukcij - 1. del: Splošna pravila, potresni vplivi in pravila za stavbe - Nacionalni dodatek Slo- venski inštitut za standardizacijo, Ljubljana, 2009. Stavridis, A., Shing, P. B., Finite-Element Modeling of Non- linear Behavior of Masonry-Infilled RC Frames, Journal of Structural Engineering, 136, 285–296. https://doi.org/10.1061/ (ASCE)ST.1943-541X.116, 2010. Tomaževič, M., Earthquake-resistant design of masonry build- ings, Imperial College Press, 1999. Tomaževič, M., Gams, M., Shaking table study and model- ling of seismic behaviour of confined AAC masonry buil- dings, Bulletin of Earthquake Engineering, 10, 863–893, https://doi.org/10.1007/s10518-011-9331-x, 2012. Nemanja Krtinić, izr. prof. Matija Gams, doc. dr. Marko Marinković MODELIRANJE POVEZANEGA ZIDOVJA Z NUMERIČNIM 3D-MODELOM Tomaževič, M., Klemenc, I., Seismic behavior of confi- ned masonry walls, Earthquake Engineering & Structural Dynamics, 26, 1059–1071, https://doi.org/10.1002/(SICI)- 1096-9845(199710)26:10<1059::AID-EQE694>3.0.CO;2-M, 1997. Triller, P., Tomaževič, M., Gams, M., Seismic behaviour of masonry buildings built of low compressive strength units, Bulletin of Earthquake Engineering, 16, 6191–6219, 2018. Turnšek V., Čačovič F., Some experimental results on the strength of brick masonry walls, in: Proceedings of 2nd Int. Bric-Mason. Conf. Presented at the 2nd Int. Brick- Mason. Conf., Br. Ceram. Res. Assoc., Stoke-on-Trent, 149– 156, 1971. Gradbeni vestnik letnik 73 avgust 2024 173 Slika 1. Pogled na turistično brv iz doline gorvodno od mostu Polule. TURISTIČNA BRV CELJE Lokacija: Celje Naročnik: Mestna občina Celje Izdelana projektna dokumentacija: IDZ, PGD, PZI Trajanje projekta: 2017–2022 Objekt Turistična brv Celje je zasnovan kot viseča konstrukcija z enim razponom dolžine 505,0 m ter skupno dolžina nosilne kon- strukcije – kablov 527,0 m. Niveleta mostu poteka ca. 100 m nad dolino. Svetla širina pohodne površine v karakterističnem preč- nem prerezu brvi znaša 1,20 m. Nosilen sistem v vzdolžni smeri predstavljajo štirje kabli dimenzij LC 80 mm. Nosilni kabli so preko dveh masivnih AB-blokov direktno sidrani v hribinsko osnovo s pomočjo prednapetih sider. Predvideno je sidranje z 2x34 sidri. FOTOREPORTAŽA NEKAJ IZJEMNIH, A NEREALIZIRANIH IDEJNIH ZASNOV MOSTOV INŽENIRSKEGA BIROJA PONTING NEKAJ IZJEMNIH, A NEREALIZIRANIH IDEJNIH ZASNOV MOSTOV INŽENIRSKEGA BIROJA PONTING Fotoreportaža Predstavljenih je nekaj nerealiziranih idejnih zasnov cestnih ter peš in kolesarskih mostov Inženirskega biroja Ponting, d. o. o., iz Maribora z natečajev ali neposredno za naročnika. Večina jih ne bo nikoli realiziranih, mogoče pa bodo kot ideja služili bodočim projektantom za nove realizacije. Projekti so avtorstvo Pontingove skupine (dr. Viktor Markelj, Dušan Rožič, Rok Mlakar, Jernej Maher in Simon Sever) z zunanjimi sodelavci Korpnik produkcija (Turistična brv Celje), Arhimedia (Most čez Muro pri Gradcu), Peter Gabrijelčič in Maša Čelebić (Huzarska brv), IGS Ingenieure in KRP Arhitektur GmbH (Moldauhafenbrücke), Jakobsson Pusterla AB (Pyttebron), KRP Architek- tur GmbH (Landesgartenschau Rottweil). Za turistično brv Celje je že bilo pridobljeno gradbeno dovoljenje, izdelana celotna projektna dokumentacija za izvedbo (PZI), izveden je bil razpis za prvo fazo projekta – izgradnja gozdnih poti do izhodišč – in pridobljena večina potrebnih sredstev. Naroč- nik MO Celje je leta 2022 projekt turistične brvi ustavil. Gradbeni vestnik letnik 73 avgust 2024 174 NEKAJ IZJEMNIH, A NEREALIZIRANIH IDEJNIH ZASNOV MOSTOV INŽENIRSKEGA BIROJA PONTING Fotoreportaža Slika 2. Pogled na brv s kolesarske steze Celje–Laško. Slika 3. Vzdolžna perspektiva mostu. Slika 4. Na mostu ob sončnem zahodu. MOST ZA KOLESARJE IN PEŠCE GRADEC Lokacija: Gradec, Avstrija Naročnik: Dežela Štajerska, Urad deželne vlade, Oddelek za promet in gradbeništvo Izdelana projektna dokumentacija: natečajni elaborat Trajanje projekta: 2023 Udobno čez Muro – most in njegovi dostopi so zasnovani ob upoštevanju urbanističnih potreb in njihovih funkcionalnih zahtev. Udobno, učinkovito in predvsem varno prečkanje reke Mure je vodilo zasnove, oblikovanje se temu prilagaja in podreja, poudarja praktičnost in daje mostu njegov edinstveni značaj. Most je zasnovan kot kontinuirna, 3-razponska, semiintegralna, armiranobetonska okvirna konstrukcija, prednapeta masivna plo- šča – kontinuirni nosilec s spremenljivo konstrukcijsko višino (0,85 m - 1,35 m), L/V = 28. Razponi mostu so enaki kot pri sosednjem avtocestnem mostu in znašajo 31,0 m + 38,0 m + 31,0 m, skupna dolžina prekladne konstrukcije pa znaša 101,2 m. Prečni profil mostu se proti sredini mostu enostransko razširi od 6,95 m do 9,55 m, s čimer se na mostu ob izdatno dimenzioniranih kolesar- skih površinah ustvari dodaten prostor za počitek pešcev in kolesarjev nad sredino struge reke, kjer so tudi najlepši razgledi na revitalizirana rečna nabrežja. Gradbeni vestnik letnik 73 avgust 2024 175 NEKAJ IZJEMNIH, A NEREALIZIRANIH IDEJNIH ZASNOV MOSTOV INŽENIRSKEGA BIROJA PONTING Fotoreportaža Slika 5. Situacijski prikaz mostu. NOVA BRV ČEZ MARIBORSKI OTOK – HUZARSKA BRV Lokacija: Mariborski otok, Maribor Naročnik: Mestna občina Maribor v sodelovanju z ZAPS in IZS Izdelana projektna dokumentacija: natečajni elaborat Osvojene nagrade: 2. enakovredna nagrada, prva nagrada ni bila podeljena Trajanje projekta: 2022 Bodoča brv na izjemni lokaciji ima namen povezati poti na obeh bregovih in vzpostaviti krožno kolesarsko in peš promenado. Tak obroč, še posebej z atraktivno premostitvijo, bi pomenil dvig kvalitete bivanja prebivalcev, hkrati pa bi bil generator novih priložnosti tudi v turizmu. Konstrukcija Huzarske brvi po tipologiji spada med viseče konstrukcije z zakrivljeno osjo. Dolžina konstrukcije znaša 312 m mer- jeno po zakrivljeni osi, celotna širina konstrukcije znaša 5,40 m, uporabna širina pa 4,00 m. Pilon je postavljen na notranjo stran zakrivljenosti grede, lega pilona pa je izbrana tako, da bi gradnja povzročila najmanj možne škode na naravno občutljivem območju. Pilon dviguje nosilni kabel 50 m nad niveleto, celotna višina pilona nad temeljem pa znaša 59 m. Največji most takega tipa (Mono-cable Suspenion Bridge) je leta 2020 odprt Hemei Bridge na Kitajskem z nosilnim razponom 217 m. Most Huzarska brv z razponom 312 m bi precej prekosil trenutnega rekorderja. Gradbeni vestnik letnik 73 avgust 2024 176 Slika 6. 3D-prikaz konstrukcije mostu. Slika 8. Pogled na most z morske gladine. Slika 7. Na mostu – perspektiva uporabnika. Slika 9. Koncept razsvetljave mostu. MOST MOLDAUHAFENBRÜCKE Lokacija: Hamburg, Nemčija Izdelana projektna dokumentacija: natečajni elaborat Trajanje projekta: 2022 Most tvori transparenten pristaniški portal, v prostor pristanišča Grasbrook je umeščen naravno, brez pretiranih konstruktivnih gest in tako ustvarja reprezentativno prečkanje, ponuja dodane rekreacijske površine in površine za počitek ter uporabniku po- nuja edinstvene poglede na vedute hamburškega pristanišča. Most skupne dolžine 137 m prečka kanal Moldauhafen v treh razponih 38,5 m + 58 m + 38,5 m, tlorisno se nad obema stebroma asimetrično razširi od 19,00 m do 21,45 m oziroma 24,50 m. Most je zasnovan kot semiintegralna jeklena okvirna konstrukcija. Jeklena prekladna konstrukcija je sestavljena iz dveh vzpo- rednih votlih škatlastih glavnih nosilcev, prečnih nosilcev, stranskih konzolnih nosilcev, ortotropne krovne plošče in zunanjih robnih nosilcev. Konstrukcijska višina glavnih vzdolžnih nosilcev se spreminja od 1,45 m do 2,60 m. Nagnjeni, vutasto oblikovani stebri zmanjšujejo statično dolžino karakterističnega razpona, hkrati pa odpirajo plovni profil okrog pod mostom. NEKAJ IZJEMNIH, A NEREALIZIRANIH IDEJNIH ZASNOV MOSTOV INŽENIRSKEGA BIROJA PONTING Fotoreportaža Gradbeni vestnik letnik 73 avgust 2024 177 POHODNIŠKI MOST DESERT ROCK SKY BRIDGE Lokacija: Savdska Arabija Izdelana projektna dokumentacija: idejna zasnova Trajanje projekta: 2023 Pohodniški most znotraj turističnega kompleksa na bližnjem vzhodu. Za potencialnega izvajalca Freyssinet je bila brv zasnova- na kot viseči most z enim razponom 120,0 m. Nosilna konstrukcija je sestavljena iz dveh glavnih kablov FLC 80 mm in jeklenih okvirjev, ki so pritrjeni na glavna kabla na razdalji 3,50 m. Za prečno stabilnost sta predvidena dva kabla FLC 36 mm. Glavni kabli so sidrani v skalo z zemeljskimi sidri nosilnosti 700 kN. Pohodna površina je predvidena iz lesenih elementov s protidrsno obdelavo. Slika 10. Vzdolžna perspektiva mostu. Slika 11. Vstop na most – perspektiva uporabnika. NEKAJ IZJEMNIH, A NEREALIZIRANIH IDEJNIH ZASNOV MOSTOV INŽENIRSKEGA BIROJA PONTING Fotoreportaža Gradbeni vestnik letnik 73 avgust 2024 178 MOST PYTTEBRON Lokacija: Ängelholm, Švedska Izdelana projektna dokumentacija: natečajni elaborat Trajanje projekta: 2021 Most Pyttebron je del pomembne prometne povezave med središčem Ängelholma in rekreacijskim območjem vzdolž obeh bregov reke Rönne z možnostmi prostočasnih dejavnosti in naravnimi vrednotami. Most je podprt z dvema vzporednima, rahlo zamaknjenima poševnima lokoma, ki prebadata prekladno konstrukcijo in se opirata v temelje v obeh rečnih bregovih. Takšna zasnova kljub večjemu razponu omogoča nizek profil mostu nad niveleto in s tem omejeno pojavnost v izrazito naravnem okolju. Temelji mostu so odmaknjeni od roba reke in postavljeni vzporedno z njenimi brežinami, kar omogoča vodenje sprehajalnih poti vzdolž obeh strani reke in s tem enostaven prehod pod mostom in čezenj. MOST LANDESGARTENSCHAU ROTTWEIL 2028 Lokacija: Rottweil, Nemčija Izdelana projektna dokumentacija: natečajni elaborat Osvojene nagrade: priznanje Trajanje projekta: 2024 Most v območju revitalizacije in vrtne razstave v Rottweilu preko številnih železniških tirov in reke Neckar povezuje dve izredno kontrastni območji; staro zgodovinsko mestno jedro na eni strani in zeleno, naravno rekreacijsko območje na drugi. Glavna jeklena konstrukcija mostu je v konceptu kontrastnosti premoščenih ovir razdeljena na dva razpona in dve funkcionalno različni izvedbi prečnega prereza. Konstruktivni razponi znašajo 88 m in 72 m, skupna dolžina mostu med osema upornikov pa je 160 m. Vizualno so razponi nekoliko zmanjšani s središčno oporo v obliki črke V, statično pa konstrukcija predstavlja dvo- razponski most. Celotna dolžina mostu je 66 m, razpon lokov pa znaša 58 m. Višina obeh je 8,5 m. Navzven nagnjena loka imata enakostra- nični trikotni presek s stranico 80 cm, vzdolžni nosilci prekladne konstrukcije so zrakotesno zaprte jeklene škatle dimenzij 80 x 100 cm. Med vzdolžnimi nosilci je 25–30 cm debela betonska voziščna plošča (za motorna vozila), ki je na rastru 4,0 m podprta s prečnimi nosilci. Loki in nosilci so izdelani iz corten jekla v kvaliteti S355, kar jekleni konstrukciji zagotavlja dolgo- trajno zaščito. Slika 12. Pogled na most iz ptičje perspektive. Slika 13. Na mostu – površine za pešce in kolesarje. NEKAJ IZJEMNIH, A NEREALIZIRANIH IDEJNIH ZASNOV MOSTOV INŽENIRSKEGA BIROJA PONTING Fotoreportaža Gradbeni vestnik letnik 73 avgust 2024 179 V zahodnem razponu je prečni prerez zasnovan kot korito, v vzhodnem razponu kot nosilec, ki leži pod pohodno površino. Jekle- no prekladno konstrukcijo vedno sestavljata dva vzporedna jeklena škatlasta nosilca, ki sta med seboj prečno povezana s prečni- mi nosilci na rastru 8 m. Konstruktivna sprememba prečnih prerezov (korita/nosilec) se izvede v območju centralne V-podpore. Voziščna krovna konstrukcija je zasnovana kot sovprežna (les-beton) in je sestavljena iz montažnih križno lepljenih lesenih plošč (CLT-plošče) in 10 cm do 15 cm debele pohodne površine iz armiranega betona. Avtor fotoreportaže: Inženirski biro Ponting, d. o. o. Slika 14. Pogled na most, staro mestno jedro v ozadju. Slika 15. Perspektiva z obrežja reke Neckar. NEKAJ IZJEMNIH, A NEREALIZIRANIH IDEJNIH ZASNOV MOSTOV INŽENIRSKEGA BIROJA PONTING Fotoreportaža Gradbeni vestnik letnik 73 avgust 2024 180 Slika 1. Montažna AB-konstrukcija logističnega centa DHL na Brniku. Lokacija: Letališče Jožeta Pučnika Ljubljana, Brnik Investitor: DHL Ekspres (Slovenija), d. o. o. Projektant arhitekture: Štajerski inženiring, d. o. o. Projektant gradbenih konstrukcij (klasični del): Štajerski inženiring, d. o. o. Projektant gradbenih konstrukcij (montažni del): PRO-CONCRETE, d. o. o. Izvajalec: GIC GRADNJE, d. o. o. (glavni izvajalec), PRO-CONCRETE, d. o. o. (dobavitelj montažne konstrukcije) V začetku maja 2024 se je na Brniku pričela gradnja novega logističnega centra podjetja DHL Ekspres (Slovenija), d. o. o. Z novim centrom bo podjetje okrepilo operativne zmogljivosti in poudarilo zavezanost k trajnostnemu razvoju in digitalnemu poslovanju, saj gre za ogljično nevtralni objekt. Investiror se je odločil glavno nosilno konstrukcijo izvesti iz montažnih AB-elementov brez vmesnih podpor v objektu. Objekt je pravokotne tlorisne oblike dimenzij 122,2 x 41,0 m in dilatirano razdeljen na skladiščni in upravni del. Skladiščni del je v celoti pritlične izvedbe, kjer glavno vertikalno nosilno konstrukcijo predstavljajo montažni AB-stebri 90 x 90 cm, ki so montirani na klasične AB-temelje. Stebri so postavljeni v vzdolžnem rastru 11,0 + 6 x 15,0 m ter prečnem rastru 36,75 m. Strešna konstrukcija je zasnovana iz AB montažnih prednapetih »wing« nosilcev dimenzij b/h = 250/140 cm, ki so postavljeni v medsebojnem rastru 6,5–6,6 m in premagujejo celoten prečni razpon objekta (37,18 m). Omenjeni nosilci slonijo na AB montažnih prednapetih I-nosilcih b/h = 70/115 cm, ki se preko sider naslanjajo na prej omenjene stebre. FOTOREPORTAŽA GRADNJA NOVEGA LOGISTIČNEGA CENTRA DHL NA BRNIKU GRADNJA NOVEGA LOGISTIČNEGA CENTRA DHL NA BRNIKU Fotoreportaža Gradbeni vestnik letnik 73 avgust 2024 181 Upravni del objekta je tlorisno manjši v primerjavi s skladiščnim delom. Višinsko pa je razdeljen na pritličje in nadstropje. Glavno vertikalno nosilno konstrukcijo predstavljajo montažni AB-stebri, medetažno ploščo in strešno konstrukcijo predstavljajo mon- tažne votle PVP-plošče. V sredini objekta je klasično izvedeno AB stopniščno in dvigalno jedro. Slika 2. Tloris strešne konstrukcije. Leva stran prikazuje skladiščni del z »wing« nosilci, desna pa upravni del z PVP-ploščami. Slika 3. Prednapeti »wing« nosilec in kompozicija za izredni prevoz. Izbrana montažna gradnje tovrstnih objektov omogoča hitrejšo, kakovestnejšo in enostavnejšo gradnjo. Montažna AB-konstruk- cija, ki je izvedena v proizvodnjih prostorih, dosega višjo kvaliteto, saj dela potekajo pod kontrolirano atmosfero ter višjo kontrolo samih osnovnih zahtev (geometrija, kvaliteta in vgradnja betona ter armature, zaščitnih slojev …). Vzporedno pa izvedba elemen- tov v proizvodjni pomeni, da lahko dela potekajo vzporedno, kar na samem gradbišču pomeni manj delavne sile in opreme ter krajši čas gradnje. Pri obravnavanem objektu pa izvedba takšnih elementov na gradbišču sploh ni mogoča. Velik izziv je bil tudi prevoz »wing« nosilcev, saj je skupna dolžina kamiona s prikolico dosegala skoraj 50 metrov, skupna masa enega nosilca pa je znašala 47,5 tone. Nosilci so bili na gradbišče pripeljani z izrednimi prevozi s spremstvom. GRADNJA NOVEGA LOGISTIČNEGA CENTRA DHL NA BRNIKU Fotoreportaža Montaža AB-konstrukcije skladiščnega dela objekta je bila izvedena s pomočjo avtodvigal. Zaradi bližine letališča smo bili omejeni z višino dviga teleskopa, kar je omejilo našo višino pri montaži. Da bi se izognili preseganju dovoljene višine, smo upo- rabili dve 130-tonski dvigali, kar je tudi omogočilo natančno usklajevanje in varno postavitev teh ključnih elementov. Gradbeni vestnik letnik 73 avgust 2024 182 Slika 4. Prednapeti »wing« nosilec, pripravljen za izredni prevoz. Slika 6. Montaža »wing« nosilcev s pomočjo dveh avtodvigal. Slika 5. Postavitev stebrov in »wing« nosilcev. Slika 7. Glavna nosilna konstrukcija skladiščnega dela objekta. Slika 8. Montaža nosilne konstrukcije upravnega dela objekta. GRADNJA NOVEGA LOGISTIČNEGA CENTRA DHL NA BRNIKU Fotoreportaža Gradbeni vestnik letnik 73 avgust 2024 183 Po montaži glavne nosilne konstrukcije skladiščnega dela objekta je bila izvedena še montaža nosilne konstrukcije upravnega dela objekta, ki vključuje montažne stebre, nosilce in PVP-plošče. Slika 9. Zaključena gradnja montažne konstrukcije skladišča in upravnega dela objekta (avgust, 2024). GRADNJA NOVEGA LOGISTIČNEGA CENTRA DHL NA BRNIKU Fotoreportaža Po zaključku montaže je sledil temeljit pregled vseh veznih elementov, da je bila zagotovljena varnost konstrukcije. Prednost montaže prefabriciranih hal je v manjšem številu delavcev, saj pogosto zadostujejo le dva monterja in upravljavec avtodvigala. Slika 10. Vizualizacija novega logističnega centra DHL na Brniku. Avtor fotoreportaže: Sandi Stanič, univ. dipl. inž. grad. (Projekt, d. d.) Gradbeni vestnik letnik 73 avgust 2024 184 ZADNJI PRIPRAVLJALNI SEMINAR IN IZPITNI ROK ZA STROKOVNE IZPITE ZA GRADBENO STROKO V LETU 2024 A. PRIPRAVLJALNI SEMINARJI: Seminarje organizira Zveza društev gradbenih inže- nirjev in tehnikov Slovenije (ZDGITS), Karlovška cesta 3, 1000 Ljubljana; Telefon: (01) 52-40-200; e-naslov: gradb.zveza@siol.net; gradbeni.vestnik@siol.net. Uradne ure: od ponedeljka do četrtka od 09.00 do 14.00 ure; v petek ni uradnih ur za stranke! Pripravljalni seminar bo za: 1. Pooblaščene inženirje gradbene stroke 2. Vodje del za področje gradbene stroke Predavanja bodo iz naslednjih predmetov izpitnega programa: 1. Predpisi s področja graditve objektov, urejanja prostora, arhitekturne in inženirske dejavnosti, zborničnega sistema ter osnov varstva okolja in splošnega upravnega postopka 2. Investicijski procesi in vodenje projektov 3. Varstvo zdravja in življenja ljudi ter varstvo okolja pri graditvi objektov 4. Področni predpisi in standardizacija s področja graditve objektov Cena za udeležbo na tridnevnem seminarju skupaj z uč- nim gradivom znaša 757,00 EUR z DDV. V ceni so všteti tudi odmori za kavo. ZADNJI PRIPRAVLJALNI SEMINAR IN IZPITNI ROK ZA STROKOVNE IZPITE ZA GRADBENO STROKO V LETU 2024 Seminar obsega uvodno predavanje predsednika izpitne komisije pri IZS ter 5 predavanj iz predmetov izpitnega programa. Predavali bodo pooblaščeni strokovnjaki IZS, ki so pri IZS člani izpitne komisije za opravljanje strokovnih izpitov. Kandidati lahko poslušajo zgolj posamezno predavanje v okviru seminarja, cena za obisk posameznega predavanja je 151,40 EUR z DDV. Seminar bo predvidoma potekal v predavalnici, v primeru višje sile bo izveden kot video konferenca. Vabilo z urnikom in vsemi ustreznimi navodili prejme vsak udeleženec te- den dni pred začetkom predavanj. Kotizacijo za seminar je potrebno nakazati ob prijavi na poslovni račun ZDGITS: SI56 0201 7001 5398 955. Prijavo je potrebno posredovati na e-naslov gradb.zveza@ siol.net najmanj 7 dni pred začetkom seminarja! Prijavni obrazec je objavljen na spletni strani ZDGITS (http://www.zveza-dgits.si). Izvedba seminarja je odvisna od števila prijav (najmanj 20). B. STROKOVNI IZPITI potekajo pri Inženirski zbornici Slovenije (IZS), Jarška 10-B, 1000 Ljubljana. Informacije o strokov- nih izpitih in izpitnih programih je mogoče dobiti na sedežu IZS (uradne ure: ponedeljek, sreda, četrtek in petek od 8.00 do 12.00 ure, torek od 12.00 do 16.00 ure), na spletni strani IZS (www.izs.si) ali po telefonu (01) 547-33-19 (uradne ure: ponedeljek, sreda, četrtek, petek od 10.00 do 12.00 ure; v torek od 14.00 do 16.00 ure). SEMINAR IZPIT 14. - 16. 10. 2024 19. 11. do 26. 11. 2024 Gradbeni vestnik letnik 73 avgust 2024 185 Rubriko ureja Eva Okorn, gradb.zveza@siol.net NOVI DIPLOMANTI GRADBENIŠTVA UNIVERZA V LJUBLJANI, FAKULTETA ZA GRADBENIŠTVO IN GEODEZIJO UNIVERZA V MARIBORU, FAKULTETA ZA GRADBENIŠTVO, PROMETNO INŽENIRSTVO IN ARHITEKTURO UNIVERZA V MARIBORU, FAKULTETA ZA GRADBENIŠTVO, PROMETNO INŽENIRSTVO IN ARHITEKTURO – EKONOMSKO POSLOVNA FAKULTETA I. STOPNJA – UNIVERZITETNI ŠTUDIJSKI PROGRAM GRADBENIŠTVO Mihajlo Babić, Projektiranje podpornega odra in opaža viadukta Škalsko jezero, mentor doc. dr. Jože Lopatič, somentor Boris Pogačar; https://repozitorij.uni-lj.si/IzpisGradiva.php?id=159556 Maks Alič, Analiza normativov za betonska dela, mentor doc. dr. Robert Klinc, somentor doc. dr. Bojan Čas; https://repozitorij.uni-lj.si/IzpisGradiva.php?id=159668 I. STOPNJA – VISOKOŠOLSKI ŠTUDIJSKI PROGRAM GRADBENIŠTVO Anej Krajnc, Zagotavljanje varnosti na gradbiščih s posebnim režimom, mentor doc. dr. Robert Klinc; https://repozitorij.uni-lj.si/IzpisGradiva.php?id=159558 I. STOPNJA – UNIVERZITETNI ŠTUDIJSKI PROGRAM GRADBENIŠTVO Milana Kovačević, zaključek študija brez zaključnega dela. Aljaž Goznik, zaključek študija brez zaključnega dela. Iva Petrovič, zaključek študija brez zaključnega dela. Amar Deljanin, zaključek študija brez zaključnega dela. Zoja Šprah, zaključek študija brez zaključnega dela. INTERDISCIPLINARNI ŠTUDIJ GOSPODARSKEGA INŽENIRSTVA – SMER GRADBENIŠTVO I. STOPNJA – UNIVERZITETNI ŠTUDIJSKI PROGRAM Nuša Goručan, zaključek študija brez zaključnega dela. III. STOPNJA – DOKTORSKI ŠTUDIJSKI PROGRAM GRAJENO OKOLJE Sudhanva Kusuma Chandrashekhara, Geometrically and materially nonlinear beam dynamics with strain localization, mentor prof. dr. Dejan Zupan; https://repozitorij.uni-lj.si/IzpisGradiva.php?id=159721 Ela Verdnik, Potencial uporabe BIM za zagotavljanje in kontrolo kakovosti v vseh fazah življenjskega cikla manj zahtevnih objektov, mentor doc. dr. Robert Klinc; https://repozitorij.uni-lj.si/IzpisGradiva.php?id=159836 Žiga Krnc, Prometna analiza križišča regionalnih cest R1 215 in R3 750 v Prelesju pri Mokronogu, mentor izr. prof. dr. Marijan Žura, somentor asist. mag. Simon Detellbach; https://repozitorij.uni-lj.si/IzpisGradiva.php?id=159669 KOLEDAR PRIREDITEV 16.-20.9.2024 30. Svetovni ITS kongres Dubaj, Združeni Arabski Emirati https://itsworldcongress.com 18.-20.9.2024 International Symposium of the Association of Structural Engineers of Serbia – ASES Vrnjačka Banja, Srbija https://dgks.grf.bg.ac.rs/index.php?lang=en 22.-25.9.2024 CDA Conference 2024 - Canadian Dam Association 2024 Annual Conference & Exhibition Niagara Falls, Ontario, Kanada https://cda.ca/events/2024/09/23/cda-conference-2024 23.-27.9.2024 IS-Grenoble 2024 — International Symposium on Geomechanics from Micro to Macro Grenoble, Francija https://is-grenoble2024.sciencesconf.org/ 29.9.-3.10.2024 92nd ICOLD Annual Meeting and International Symposium New Delhi, Indija www.icold2024.org/#/home 8.-12.10.2024 EUROENGEO 2024 - 4th European Regional Conference of IAEG – Engineering Geology and Geotechnics: Building for the Future Dubrovnik, Hrvaška www.euroengeo2024.com 9.-11.10.2024 2024 Urbanism Next Europe Conference Amsterdam, Nizozemska www.urbanismnext.org/events/2024-urbanism-next- europe-conference 23.-25.10.2024 16. slovenski kongres o prometu in prometni infrastrukturi Portorož, Slovenija www.drc-zdruzenje.si/kongres/ 3.-5.11.2024 CEES2024 — 1st International Conference on Civil and Environmental Engineering for Resilient, Smart and Sustainable Solutions Al Khobar, Savdska Arabija https://cees2024.org 7.-8.11.2024 45. zborovanje gradbenih konstruktorjev Slovenije Portorož, Slovenija www.sdgk.si 13.-14.11.2024 11. Dnevi gradbenega prava 2024 Laško, Slovenija https://dgp.uradni-list.si 20.-22.11.2024 5th International Conference on Transportation Geotechnics 2024 Sydney, Avstralija www.ictg2024.com.au 2.-5.12.2024 Deep Mixing 2024 Jokohama, Japonska https://dm2024.info/ 20.-22.03.2025 GCCSEE2025 - Global Conference on Civil, Structural and Environmental Engineering Berlin, Nemčija https://imprintsconferences.com/conferences/ GCCSEE2025 7.-13.4.2025 BAUMA 2025 - 34th Edition of the World's Leading Trade Fair for Construction Machinery, Building Material Machines, Mining Machines, Construction Vehicles and Construction München, Nemčija https://bauma.de/en/trade-fair/ 10.-11.4.2025 15th International Conference on the Constructed Environment Berlin, Nemčija https://constructedenvironment.com/2025-conference 9.-15.5.2025 WTC 2025 — World Tunnel Congress Stockholm, Švedska www.wtc2025.se 21.-23.5.2025 DFI / EFFC Geotechnics Reimagined — International Conference on Deep Foundations and Ground Improvement Brugge, Belgija https://dfi -events.org/dfi -effc25/cfa.html Rubriko ureja Eva Okorn, ki sprejema predloge za objavo na e-naslov: gradb.zveza@siol.net