GRADBENI VESTNIK julij 2010 Poštnina plačana pri pošti 1102 Ljubljana GLASILO ZVEZE DRUŠTEV GRADBENIH INŽENIRJEV IN TEHNIKOV SLOVENIJE IN MATIČNE SEKCIJE GRADBENIH INŽENIRJEV INŽENIRSKE ZBORNICE SLOVENIJE Gradbeni vestnik • letnik 59 • julij 2010 GRADBENI VESTNIK julij 2010 Poštnina plačana pri pošti 1102 Ljubljana GLASILO ZVEZE DRUŠTEV GRADBENIH INŽENIRJEV IN TEHNIKOV SLOVENIJE IN MATIČNE SEKCIJE GRADBENIH INŽENIRJEV INŽENIRSKE ZBORNICE SLOVENIJE Gradbeni vestnik•GLASILO ZVEZE DRUŠTEV GRADBENIH INŽENIRJEV INTEHNIKOV SLOVENIJE in MATIČNE SEKCIJE GRADBENIH INŽENIRJEV INŽENIRSKE ZBORNICE SLOVENIJE UDK-UDC 05 : 625; ISSN 0017-2774 Ljubljana, julij 2010, letnik 59, str. 161-188 Navodila avtorjem za pripravo člankov in drugih prispevkov 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, navadni in elektron- ski naslov; oznako, ali je članek strokoven ali znanstven; 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 be- sedilo 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 fotografije 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 okle- paju. 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, leto objave]. V istem letu objavljena dela istega avtorja 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 in opisana z naslednjimi podatki: priimek, začetnica imena prvega avtorja, 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 odgo- vornemu uredniku na e-naslov: janez.duhovnik@fgg.uni-lj.si. V sporočilu mora avtor napi- sati, kakšna je po njegovem mnenju vsebina članka (pretežno znanstvena, pretežno strokovna) oziroma za katero rubriko je po njegovem mnenju prispevek primeren. Uredništvo Izdajatelj: Zveza društev gradbenih inženirjev in tehnikov Slovenije (ZDGITS), Leskoškova 9e, 1000 Ljubljana, telefon 01 52 40 200; faks 01 52 40 199 v sodelovanju z Matično sekcijo gradbenih inženirjev Inženirske zbornice Slovenije (MSG IZS), ob podpori Javne agencije za knjigo RS, Fakultete za gradbeništvo in geodezijo Univerze v Ljubljani in Zavoda za gradbeništvo Slovenije Izdajateljski svet: ZDGITS: mag. Andrej Kerin 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 Lektor: Jan Grabnar Lektorica angleških povzetkov: Darja Okorn Tajnica: Eva Okorn 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 http://www.zveza-dgits.si. Letno izide 12 številk. Letna naročnina za individualne naročnike znaša 22,95 EUR; za študente in upokojence 9,18 EUR; za družbe, ustanove in samostojne podjetnike 169,79 EUR za en izvod revije; za naročnike iz tujine 80,00 EUR. V ceni je vštet DDV. Poslovni račun ZDGITS pri NLB Ljubljana: SI56 0201 7001 5398 955 Gradbeni vestnik • letnik 59 • julij 2010 161 Vsebina•Contents Slika na naslovnici: Krhka strižna porušitev močno obremenjenega zidu med preiskavo v laboratoriju, foto Miha Tomaževič Koledar prireditev J. K. Juteršek, univ. dipl. inž. grad. Novi diplomanti J. K. Juteršek, univ. dipl. inž. grad. Članki•Papers stran 162 akad. prof. dr. Miha Tomaževič, univ. dipl. inž. grad. mag. Polona Weiss, univ. dipl. inž. grad. ROBUSTNOST KOT MERILO ZA UPORABO OPEČNIH VOTLAKOV NA POTRESNIH OBMOČJIH ROBUSTNESS AS A CRITERION FOR USE OF HOLLOW CLAY MASONRY UNITS IN SEISMIC ZONES stran 176 Gorazd Strniša univ. dipl. inž. grad. STATIČNI IN DINAMIČNI TESTI NA PILOTIH V LUKI KOPER STATIC AND DYNAMIC PILE LOAD TESTS IN THE PORT OF KOPER Razpis IZS stran 187 NAGRADE IZS IN NAZIV ČASTNI ČLAN IZS Obvestilo ZDGITS stran 188 SEMINAR ZA STROKOVNE IZPITE Gradbeni vestnik • letnik 59 • julij 2010162 ROBUSTNOST KOT MERILO ZA UPORABO OPEČNIH VOTLAKOV NA POTRESNIH OBMOČJIH ROBUSTNESS AS A CRITERION FOR USE OF HOLLOW CLAY MASONRY UNITS IN SEISMIC ZONES prof. dr. Miha Tomaževič, univ. dipl. inž. grad. miha.tomazevic@zag.si mag. Polona Weiss, univ. dipl. inž. grad. polona.weiss@zag.si Zavod za gradbeništvo Slovenije, Dimičeva 12, 1000 Ljubljana Znanstveni članek UDK: 624.042.7:693.2:699.841 Povzetek l Da bi se zidane konstrukcije med potresom obnašale po pričakovanjih, je treba preprečiti krhko lokalno porušitev zidakov. Čeprav robustne zidake danes zahteva tudi standard za projektiranje potresno odpornih zidanih konstrukcij, evrokod 8, v njem ni najti nikakršnih meril, po katerih bi lahko presodili, če zidaki ustrezajo v tem pogledu. Standard odločitev prepušča nacionalnim dodatkom. Da bi ugotovili, kaj vpliva na robustnost, in določili merila za zadostno robustnost, smo pri dveh stopnjah tlačne obremenitve s simulirano potresno obtežbo preiskali 22 zidov, ki smo jih sezidali iz 6 vrst zidakov, ki jih je najpogosteje najti na domačem tržišču. Na različne načine, s katerimi smo ponazorili obremenitve v zidakih med potresom, smo preiskali tudi same zidake. S primerjavo parametrov potresne odpornosti, ki smo jih ugotovili na zidovih, in mehanskih lastnosti posameznih zidakov smo nameravali ugotoviti, kaj pravzaprav določa ustrezno robustnost. Čeprav smo opravili zelo obsežne preiskave, posebnih mehanskih lastnosti oziroma razmerij med njimi, s katerimi bi lahko določili merilo, nismo ugotovili. Raziskave so pokazale, da je velikost razmerja med tlačnimi nape- tostmi, s katerimi je obremenjen zid, in tlačno trdnostjo zidovja ključni parameter, od katerega je odvisna robustnost zidakov. Zato smo predlagali, naj bo to razmerje tudi merilo za uporabo votlakov na potresnih območjih. Summary l In order to provide adequate seismic behavior of masonry walls, local brittle failure of masonry units in the most stresses zones of structural walls should be prevented. Although robust behavior is required by the code, no specifications are given regarding the criteria to fulfill this requirement. To propose such criteria, a series of 22 masonry walls, built with 6 different types of hollow clay masonry units, currently available on the market, have been tested by subjecting them to cyclic lateral load at two levels of constant precompression. Besides, the strength characteristics of the units, like compressive strength orthogonal and parallel to the bed joints and tensile and shear strength of the units have been determined by standardized and specifically designed testing procedures. By correlating the parameters of seismic resistance of the walls and strength characteristics of the units, no specific indicator for robustness could have been determined on the basis of the mechanical characteristics of the tested units. It has been found that in all cases the level of precompression, i.e. the ratio between the compressive stresses in the walls and the compressive strength of masonry, represents the governing parameter. Miha Tomaževič, Polona Weiss•ROBUSTNOST KOT MERILO ZA UPORABO OPEČNIH VOTLAKOV NA POTRESNIH OBMOČJIH Gradbeni vestnik • letnik 59 • julij 2010 163 Da bi izboljšala toplotnoizolativne in nosilnost- ne lastnosti zidanih konstrukcij, je opekarska industrija razvila nove oblike opečnih zidakov in nove tehnologije zidanja. Polno opeko so zamenjali votlaki, katerih oblika in materiali so bili zasnovani predvsem z željo, da bi zi- dovje ob izkoriščeni nosilnosti ustrezalo tudi današnjim strogim zahtevam za varčevanje z energijo, s čim tanjšo dodatno toplotno izo- lacijo. Z drugimi besedami: debelina zidov naj bi bila čim manjša, s čimer bi se zmanjšala poraba materiala, toplotna izolativnost pa naj bi se pri tem povečala. Zato so votlaki navad- no izdelani iz poroziranih glinenih materialov, ki so že sami po sebi krhkejši kot navadna opeka, za zadrževanje prehoda toplote pa so izoblikovani z veliko količino lukenj, s tanko lupino in tankimi vmesnimi stenami. Medtem ko je nosilnost zidovja iz takšnih votlakov na navpično obtežbo navadno ustrezna, so že opravljene eksperimentalne raziskave poka- zale, da se v primeru, če so zidovi ob hkrat- nih visokih tlačnih obremenitvah izpostavljeni dodatnim upogibom in strigom, ki nastanejo zaradi vodoravnih sil med potresom, vot- 1•UVOD laki v najbolj obremenjenih delih zidu lahko krhko porušijo [Tomaževič, 2004]. Lokalna krhka porušitev votlakov pa zelo neugodno vpliva na kapaciteto duktilnosti in sipanja energije, ki jo mora potresno odporna zidana konstrukcija zagotavljati med potresom. To seveda postavlja pod vprašaj uporabo mar- sikaterega votlaka, razvitega za zidanje na območjih, ki potresno niso ogrožena, na območjih, kjer lahko pričakujemo tudi močne potrese. Da ne bi prišlo do lokalne krhke porušitve votlakov, evropski standard za projektiranje potresno odpornih konstrukcij evrokod 8 (SIST EN 1998-1: 2005) zahteva, da »morajo biti zidaki dovolj robustni, da se prepreči lokalna krhka porušitev«. Medtem ko je ver- zija evrokoda ENV za uporabo votlakov na potresnih območjih še določala maksimalno luknjičavost in minimalno dopustno debelino lupine in reber, pa v veljavnem standardu ni nobenega navodila oziroma priporočila, kako se določi, kaj pomeni »dovolj robustni«. Veljavni standard prepušča nacionalnemu dodatku, da »lahko izbere tip zidakov po SIST EN 1996-1:2006, tabela 3.1, ki ustrezajo« za- htevi, da so dovolj robustni. Takšna odločitev pa nikakor ni preprosta, saj so v pregled- nici 3.1 zidaki, ki se uporabljajo za zidanje nosilnih zidov, razvrščeni v skupinah 1 in 2, pri čemer so v slednji votlaki, pri katerih se količina luknjičavosti giblje med 25 % in 55 % volumna votlakov, debelina lupine in reber pa ni manjša od 8 oziroma 5 mm (SIST EN 1996-1: 2006). Da bi ugotovili, kaj vpliva na robustnost, in določili merila za zadostno robustnost, smo na Zavodu za gradbeništvo izvedli obsežno večletno raziskavo [Tomaževič, 2008]. Neka- tere rezultate smo uporabili že takrat, ko smo primerjali veljavnost nekaterih splošno upo- rabljanih enačb za račun strižne odpornosti zidov. V tem prispevku bomo opisali tisti del raziskav, v katerem smo raziskovali, kako določiti parametre, ki vplivajo na robustnost opečnih votlakov, in še posebej, kako vplivne parametre izvrednotiti oziroma določiti s pre- prosto preiskavo. Na podlagi z analizo rezul- tatov preiskav izpeljanih sklepov bomo pred- lagali določilo v zvezi z lastnostmi zidakov oziroma pogoji, pri katerih bo zagotovljeno, da bodo zidaki dovolj robustni, da se bodo zidane konstrukcije med potresom obnašale tako, kot predvidevamo s projektom. 2•PROGRAM PREISKAV Ker imajo proizvajalci opeke podobne cilje, kako optimizirati lastnosti konstrukcijskega zidovja v pogledu nosilnosti in toplotne izola- tivnosti, se opečni votlaki, ki jih najdemo na tržišču, tako po obliki kot po trdnostnih lastnostih med seboj razmeroma malo raz- likujejo. Zato ni bilo lahko najti zidakov, pri katerih bi se lastnosti, ki vplivajo na njihovo robustnost (luknjičavost, debelina lupine in reber), med seboj toliko razlikovale oziroma bi se njihove vrednosti gibale v razmeroma širokem območju, da bi lahko pričakovali razlike v obnašanju. Ne glede na to smo med razpoložljivimi izbrali pet različnih tipov zida- kov, za katere smo ocenili, da jih lahko upo- rabimo za raziskavo. Vsi votlaki po evrokodu 6 spadajo v skupino 2. Za primerjavo smo kot očitnega predstavnika robustnega zidaka vključili tudi perforirano opeko dvojne višine, ki jo lahko po evrokodu 6 uvrstimo v skupino 1. Eksperimentalni del raziskav smo opravili v dveh fazah. V prvi fazi smo najprej po ve- Zidak Ciklične strižne preiskave Tlačne preiskavePredobremenitev (σo /ƒc ) 0,30 0,20 0,15 B1 2 zidova – 2 zidova 2 zidova B2 2 zidova 1 zid 1 zid 2 zidova B3 2 zidova – 2 zidova 2 zidova B4 2 zidova 2 zidova – 2 zidova B5 3 zidovi – 3 zidovi 2 zidova B6* 2 zidova – 2 zidova 1 zid B6t** 1 zid – 1 zid 1 zid * Zidaki tipa B6, položeni prečno na dolžino zidu. Debelina zidu 24,9 cm. ** Zidaki tipa B6, položeni v vzdolžni smeri. Debelina zidu 12,3 cm. Preglednica 1•Program tlačnih in cikličnih strižnih preiskav zidov ROBUSTNOST KOT MERILO ZA UPORABO OPEČNIH VOTLAKOV NA POTRESNIH OBMOČJIH•Miha Tomaževič, Polona Weiss Gradbeni vestnik • letnik 59 • julij 2010164 Miha Tomaževič, Polona Weiss•ROBUSTNOST KOT MERILO ZA UPORABO OPEČNIH VOTLAKOV NA POTRESNIH OBMOČJIH ljavnih standardih določili tlačno trdnost in geometrijske lastnosti zidakov, nato pa z vrsto posebej zasnovanih preiskav, s katerimi smo ponazorili obremenitve votlakov v zidu pri kombinaciji navpičnih in strižnih obremeni- tev med potresom, določili tudi natezno in strižno trdnost zidakov. Opravili smo tri vrste preiskav: • diagonalno tlačno preiskavo, s katero smo določili natezno trdnost zidakov; • cepilno preiskavo, s katero smo določili natezno cepilno trdnost, in • strižno preiskavo, s katero smo določili strižno trdnost zidakov. Medtem ko smo za določitev tlačne trdnosti preiskali po 6 zidakov istega tipa, kot zahteva standard [5], smo pri vseh vrstah dodatnih pre- iskav preiskali le po 5 enakih zidakov. Pri strižni preiskavi so bili zidaki preiskani pri navpični sili, ki je v zidakih povzročala tlačne napetosti v velikosti približno 1/3 tlačne trdnosti. V drugi fazi eksperimentalnega dela raziskav smo bodisi s ciklično strižno silo pri konstantni tlačni sili bodisi s tlačno silo preiskali 28 zidov, ki smo jih sezidali iz vseh šestih tipov zidakov. Velikost tlačnih obremenitev, pri katerih smo iz- vedli ciklične strižne preiskave, je bila izbrana na podlagi ocene možnega območja velikosti projektnih tlačnih napetosti v zidovju dejan- ske konstrukcije zaradi navpične obtežbe. Če upoštevamo, da pri negotovih pogojih nadzora na gradbišču in kontrole kakovosti proizvodnje pri določanju projektne nosilnosti zidov upoštevamo delni faktor varnosti za materiale γM = 3, lahko ocenimo, da je pred- obremenitev v velikosti 30 % srednje vrednosti tlačne trdnosti zidovja kritična obremenitev, pri kateri ne sme priti do krhke porušitve zidakov. Pri upoštevanju manjše vrednosti faktorja γM v primeru dokazljive kakovosti materialov in strogega nadzora na gradbišču (do γM = 1,5) bi bile tlačne obremenitve v zidovju lahko še mnogo višje. Da bi ugotovili tlačno trdnost zidovja in tako določili stopnjo predobreme- nitve zidov pri cikličnih strižnih preiskavah, smo preiskali po 2 zidova istega tipa. Program preiskav zidov je v preglednici 1. Pričakovali smo, da bomo na podlagi primer- jave vrednosti parametrov potresne odpor- nosti zidov in vrednosti ustreznih mehanskih lastnosti zidakov, s katerimi so bili zidovi sezidani, ugotovili osnovne zakonitosti in vred- nosti parametrov, s katerimi bomo določili pogoje za ustrezno robustnost zidakov. 3•ZIDAKI Zidaki, ki smo jih uporabili v raziskavi, so prikazani na slikah 2 in 3. Medtem ko je bil deklarirani trdnostni razred vseh votlakov B10 (tlačna trdnost 10 MPa), je bila perforirana opeka močnejša in je pripadala trdnostnemu razredu B20 (tlačna trdnost 20 MPa). Osnov- ne geometrijske lastnosti zidakov so povzete v preglednici 2, medtem ko so trdnostne in druge lastnosti zidakov navedene v pregled- nici 3. Vse lastnosti so bile določene v skladu z evropskimi standardi (SIST EN 772-1: 2002, SIST EN 772-3: 1999, SIST EN 772-13: 2002 in SIST EN 772-16: 2002). Kot lahko ugotovimo, se geometrijske in fizikalne lastnosti votlakov B1–B5 med seboj bistveno ne razlikujejo. Trdnostne lastnosti perforirane opeke z dvojno višino, B6, pa so precej drugačne. Zasnovo diagonalne tlačne preiskave, cepilne oziroma strižne preiskave posameznega zi- daka prikazujejo slike 3, 4 in 5. Pri diago- nalni tlačni preiskavi so bili na vogalih v smeri obremenitve nameščeni čevlji (jekleni kotni profili), katerih podporna dolžina ni presegala 20 % dolžine zidaka. Da bi dosegli dober stik med zidakom in čevljem, smo stik med postavitvijo zidaka v stiskalnico zapolnili z mavcem. Natezno trdnost zidaka, ƒbt,d, smo izračunali z enačbo: Slika 1•Opečni votlaki B1, B2 in B3 Slika 2•Opečna votlaka B4 in B5 ter perforirana opeka B6 (1) cepilno natezno trdnost z enačbo: (2) ƒbt,d, ƒbt,s, ƒbs = diagonalno natezno, cepilno na- tezno oziroma strižno trdnost zidaka, V = navpično silo pri diagonalni oziroma raz- cepni porušitvi zidaka, H = strižno silo pri strižni porušitvi zidaka, Aw,d = površino prereza zidaka v smeri tlačne sile (vzdolž diagonale), l, h oziroma w = dolžino, višino oziroma širino zidaka. strižno trdnost pa z enačbo: (3) V enačbah pomeni: Gradbeni vestnik • letnik 59 • julij 2010 165 ROBUSTNOST KOT MERILO ZA UPORABO OPEČNIH VOTLAKOV NA POTRESNIH OBMOČJIH•Miha Tomaževič, Polona Weiss Oznaka zidaka B1 B2 B3 B4 B5 B6 Povprečna tlačna trdnost, ƒb,m (MPa) 18,2 11,4 12,8 11,4 10,2 29,1 Faktor oblike, δ 1,14 1,14 1,14 1,07 1,13 1,04 Normalizirana tlačna trdnost, ƒb (MPa) 20,7 13,0 14,6 12,2 11,5 30,3 Tlačna trdnost vzporedno z naležnimi regami, ƒb,h (MPa) 5,0 3,0 1,5 3,8 5,9 16,0 Bruto gostota (kg/m3) 806 811 880 863 860 1446 Neto gostota (kg/m3) 1941 1798 1860 1866 1756 1925 Koeficient vodovpojnosti (%) 11,0 11,6 14,2 13,4 13,8 11,4 Oznaka zidaka B1 B2 B3 B4 B5 B6 Dolžina, l (mm) 188 238 189 331 244 254 Širina, w (mm) 288 282 292 292 297 122 Višina, h (mm) 189 234 188 189 236 121 Prostornina lukenj (%) 58 55 53 54 51 25 Debelina lupine (mm) 9,8 10,8 11,4 11,7 11,8 21,6 Debelina reber (mm) 6,5 6,7 7,2 7,4 6,8 7,3 Kombinirana debelina lupine in reber – prečno (% širine) 20 41 35 33 35 46 Kombinirana debelina lupine in reber – vzdolžno (% dolžine) 24 18 24 21 24 48 Preglednica 2•Geometrijske lastnosti preiskanih zidakov Preglednica 3•Mehanske in druge fizikalne lastnosti preiskanih zidakov Za cepilne preiskave zidakov ni bilo treba posebej pripraviti. Za strižno preiskavo pa smo na vsaki strani zidaka nanesli približno 10 mm debeli sloj cementne malte, s katerim smo izravnali naležno površino v višini 1/3 višine zidaka in preprečili, da bi med nanašanjem strižne sile prišlo do drobljenja robov in iz- boklin (slika 6a). Med strižno preiskavo so bili zidaki obremenjeni s tlačno silo oziroma predobremenitvijo v velikosti 30 % srednje tlačne trdnosti zidaka. Zidaki so bili zgoraj v smeri delovanja vodoravne strižne sile podprti, ležali pa so na plošči z valjčnimi ležišči, da bi se zmanjšalo trenje. Medtem ko so se zidaki med diagonalno tlačno in cepilno preiskavo porušili tako, da so se razcepili vzdolž delovanja tlačne sile, je bila porušna ravnina pri strižni preiskavi v večini primerov usmerjena diagonalno (glej sliko 6b), v nekaj primerih pa so se zidaki zdrobili brez izrazite porušne ravnine. Rezultati preiskav zidakov so povzeti v pregled- nici 4. Kot rečeno, so v preglednici navedene povprečne vrednosti, dobljene s preiskavo 5 zidakov istega tipa. Za lažjo primerjavo so tudi v preglednici 4 navedeni podatki o luknjičavosti in tlačnih trdnostih pravokotno na in vzporedno z naležno rego. Kot je bilo pričakovati, so vrednosti vseh parametrov za perforirano opeko dvojne višine (zidake B6), bistveno večje kot za druge opečne votlake. Ker smo zidove z zidaki B6 sezidali enkrat tako, da so bili postavljeni prečno (zidovi B6), drugič pa tako, da so bili postavljeni vzdolžno (zidovi B6t), smo v obeh Slika 3•Diagonalna tlačna preiskava votlaka Slika 3•B2 Slika 4•Cepilna preiskava votlaka B2 Gradbeni vestnik • letnik 59 • julij 2010166 Miha Tomaževič, Polona Weiss•ROBUSTNOST KOT MERILO ZA UPORABO OPEČNIH VOTLAKOV NA POTRESNIH OBMOČJIH smereh določili tudi njihovo diagonalno in cepilno natezno ter strižno trdnost. Na podlagi rezultatov, ki so podani v pregled- nici 4, lahko samo ugotovimo, da so zidaki, ki jih uvrstimo v skupino 1 po evrokodu 6, močnejši in robustnejši kot zidaki, ki jih uvrsti- mo v skupino 2. Lahko tudi ugotovimo, da se vrednosti natezne in še posebej strižne trdnosti votlakov B1–B5, ki spadajo v skupino 2, med seboj bistveno ne razlikujejo, tako da kakšne očitne povezave med trdnostjo votlakov in njihovo obliko s preiskavami nismo odkrili. Z drugimi besedami: na podlagi opravljenih preiskav ni mogoče predlagati parametra in še manj njegove vrednosti, s katero bi postavili mejo med krhkim in robustnim obnašanjem zidakov med potresom. Ker kakovost zidakov določa tlačna trdnost, smo analizirali tudi razmerja med srednjo tlačno trdnostjo zidakov, pravokotno na naležne rege, ƒbm, in drugimi trdnostnimi para- metri: tlačno trdnostjo, vzporedno z naležnimi regami (ƒb,h/ƒb,m), diagonalno oziroma cepilno natezno trdnostjo (ƒbt,d/ƒb,m oziroma ƒbt,s/ƒb,m) ter strižno trdnostjo (ƒbs/ƒb,m). Rezultati so prikazani na sliki 7, kjer so omenjena raz- merja vrisana v odvisnosti od luknjičavosti posameznih tipov zidakov. Kot lahko ugotovi- mo, samo razmerje med obema tlačnima trd- nostma, pravokotno in vzporedno na naležne rege, kaže nekoliko izrazitejši trend naraščanja z manjšanjem luknjičavosti. Pri votlaku B3, pri katerem razmerje ne leži na regresijski črti, je bila vrednost tlačne trdnosti vzporedno z naležnimi regami manjša od dopustne po evrokodu 8 (ƒb,hmin = 2,0 MPa). Obenem pa lahko ugotovimo, da je bilo razmerje pri perfori- rani opeki B6 z luknjičavostjo 25 %, ki spada v skupino 1, celo nekoliko manjše kot pri votlaku B6 z luknjičavostjo 51 %. Če primerjamo razmerje med strižno in tlačno trdnostjo, je trend manj izrazit, še manj pa je luknjičavost vplivala na razmerja med dia- gonalno oziroma cepilno natezno in tlačno trdnostjo. Slika 5•Zasnova strižne preiskave Slika 6•Votlak tipa B2, pripravljen na strižno preiskavo (a), in votlak istega tipa po končani strižni Slika 6•preiskavi (b) Zidak Luknjičavost (%) ƒb,m (MPa) ƒb,h (MPa) ƒbt,d (MPa) ƒbt,s (MPa) ƒbs (MPa) B1 58 18,2 5,0 0,57 0,35 2,02 B2 55 11,4 3,0 0,88 0,59 2,28 B3 53 12,8 1,5 0,63 0,59 2,12 B4 54 11,4 3,8 0,56 0,59 2,15 B5 51 10,2 5,9 0,86 0,53 2,14 B6 25 29,1 16,0 1,49 1,27 6,10 B6t 25 29,1 – 0,51 0,63 5,22 Preglednica 4•Srednje vrednosti mehanskih lastnosti preiskanih zidakov Gradbeni vestnik • letnik 59 • julij 2010 167 ROBUSTNOST KOT MERILO ZA UPORABO OPEČNIH VOTLAKOV NA POTRESNIH OBMOČJIH•Miha Tomaževič, Polona Weiss Da bi dopolnili informacije, ki smo jih dobili z različnimi vrstami preiskav posameznih vrst zidakov, smo obnašanje istih zidakov, vendar to pot kot sestavnih delov nosilnega zidovja, raziskali tudi tako, da smo z njimi sezidali enako velike zidove in jih preiskali na način, s katerim smo simulirali obremenitve, nas- tale med odzivom zidane konstrukcije na potres (glej preglednico 1). Vse zidove smo sezidali na armiranobetonskih podstavkih in jih na vrhu zaključili z armiranobetonskimi vo- doravnimi vezmi. Za zidanje smo uporabili na- vadno, predhodno zmešano malto Kemamix G (proizvajalec Kema Puconci) trdnostnega razreda M5. Slika 7•Odvisnost med različnimi trdnostnimi parametri in luknjičavostjo zidakov 4•PREISKAVE ZIDOV 4.1 Tlačne preiskave Postopek preiskave za določitev tlačne trdnosti zidovja, na podlagi katere smo določili velikost tlačnih obremenitev v zidovih med cikličnimi strižnimi preiskavami, je potekal v skladu s standardom EN (SIST EN 1052-1:1999), le da smo v 5000 kN stiskalnici preiskali samo po dva vzorca istega tipa. Zasnova preiskave je razvidna na sliki 8, povprečne dimenzije preiz- kusnih zidov in rezultati preiskav pa so zbrani v preglednici 5. V preglednici so navedene tudi srednje vrednosti trdnosti zidakov, ƒb,m, in dejanske trdnosti malte, ƒm, ki smo jo določili na prizmah 4/4/16 cm na dan preiskave. Slika 8•Tipičen zid med tlačno preiskavo Zidak Število zidov l (cm) h (cm) t (cm) ƒb,m (MPa) ƒm (MPa) ƒm (MPa) 1,2ƒ (MPa) B1 2 100,7 142,4 28,4 18,2 7,69 5,7 8,3 B2 2 101,3 150,4 28,0 11,4 4,82 5,8 5,2 B3 2 101,0 143,2 28,9 12,8 5,79 5,4 6,0 B4 2 99,9 142,5 28,6 11,4 4,92 5,7 5,0 B5 2 101,9 150,1 30,0 10,2 5,0 4,1 4,8 B6 1 107,3 146,5 24,9 29,1 5,70 6,5 12,1 B6t 1 105,7 146,8 12,3 2,13 6,6 9,0 Preglednica 5•Dimenzije in mehanske lastnosti materialov zidov za tlačne preiskave. Preglednica 5•Rezultati preiskav (povprečna tlačna trdnost zidovja, ƒc) so primerjani Preglednica 5•s predvidevanji po evrokodu 6 (1,2 ƒ ) Simboli v preglednici 5 pomenijo: l, h, t = dolžino, višino in debelino zidov, ƒc = srednjo vrednost tlačne trdnosti zidovja, dobljeno s preiskavo, ƒ = karakteristično tlačno trdnosti zidovja, ocenjeno po evrokodu 6. Za primerjavo smo tlačno trdnost zidovja oce- nili tudi z empirično enačbo, ki jo za določanje karakteristične tlačne trdnosti zidovja, ƒ, pred- laga evrokod 6 [3]: (4) Gradbeni vestnik • letnik 59 • julij 2010168 Miha Tomaževič, Polona Weiss•ROBUSTNOST KOT MERILO ZA UPORABO OPEČNIH VOTLAKOV NA POTRESNIH OBMOČJIH V enačbi so K, α, in β konstante. Pri zidakih skupine 2 in malti za splošno uporabo se upoštevajo vrednosti K = 0,45, α = 0,7, in β = 0,3. Pri zidakih B6, ki spadajo v skupino 1, se upošteva K = 0,55. Izračunane vrednosti karakterističnih trdnosti smo pretvorili na srednje vrednosti tako, da smo jih v skladu z definicijo karakteristične trdnosti pomnožili z 1,2. Lahko ugotovimo, da se dejanske in ocenjene vrednosti v primeru votlakov dobro ujemajo med seboj z izjemo zidov iz votlakov tipa B1. Pri zidovih, sezidanih z zidaki B6, ki spadajo v skupino 1, pa ocena po evrokodu 6 močno preceni dejansko tlačno trdnost zidovja. Medtem ko so se pri zidovih, sezidanih iz vot- lakov (zidovi B1–B5), pred porušitvijo začele uklanjati in drobiti stene lupine votlakov (slika 9a), so v zidovih, sezidanih iz perforirane opeke (zidovi B6), nastale običajne navpične razpoke (slika 9b). Pri zidovih, sezidanih iz votlakov, smo po koncu preiskave ugotovili tudi drobljenje votlakov v notranjosti zidu. Čeprav je razlika med načinom porušitve zidov iz votlakov in perforirane opeke očitna, pa na podlagi opravljenih preiskav zidakov ni bilo mogoče predlagati parametra in še manj njegove vrednosti, s katero bi postavili mejo med krhkim in robustnim obnašanjem zidakov med potresom. Na sliki 10, na kateri predstavljamo izmerjene odvisnosti med napetostmi in deformacijami, je lepo vidna razlika med krhkim obnašanjem zidov, sezidanih z votlaki (zidaki B1–B5 sku- pine 2), in zidov, sezidanih s perforirano opeko (zidaki B6 skupine 1). Kot prej pa tudi na podlagi primerjave odvisnosti med nape- tostmi in deformacijami pri tlaku ne moremo ugotoviti, kateri parametri vplivajo na robust- nost zidakov. Razlike v obnašanju zidov B6 in B6t, ki so sezi- dani z enakimi zidaki, lahko pripišemo smeri, v kateri so bili zidaki položeni, in spremembi vitkosti zidov. Medtem ko je bila debelina zidov B6, pri katerih so bili zidaki položeni prečno na ravnino zidu, 24,9 cm, je bila debelina zidov B6t, pri katerih so bili zidaki položeni vzdolžno, le 12,3 cm. 4.2 Ciklične strižne preiskave zidov Da bi raziskali, kako se posamezni tipi zida- kov obnašajo kot sestavni elementi nosilnih zidov, ki so izpostavljeni potresni obtežbi, smo zidove obremenili s konstantno navpično silo, ki je predstavljala navpično obtežbo, in s pro- gramiranimi, ciklično delujočimi vodoravnimi pomiki, s katerimi smo simulirali vodoravno potresno obtežbo. Obe vrsti obtežbe sta na zid Slika 9•Detajli porušnega mehanizma pri tlaku a) uklon lupine in drobljenje votlakov pri votlaku B4 Slika 9•in b) navpične razpoke v zidakih B6 Slika 10•Odvisnosti med napetostmi in deformacijami, ugotovljene s tlačno preiskavo zidov delovali v višini zaključne armiranobetonske vezi. Ker so bili temeljni bloki, na katerih so bili sezidani zidovi, togo pritrjeni v preizkuševalno ploščad, so zidovi med preiskavo delovali kot navpične konzole. Preizkuševalna naprava je bila sestavljena iz jeklenega, diagonalno podprtega okvira ter hidravličnih batov, ki so povzročali navpično in vodoravno obtežbo. Zidove smo pred preiskavo opremili z meril- niki pomikov, s katerimi smo merili vodoravne pomike, zasuke zidov in deformacije v obeh diagonalnih smereh. Med hidravlične bate in zid smo vstavili dinamometre, s katerimi smo v vsakem trenutku lahko izmerili sile, ki so delovale na zid. Preizkuševalno napravo in način pritrditve merilnikov prikazuje slika 11. Gradbeni vestnik • letnik 59 • julij 2010 169 ROBUSTNOST KOT MERILO ZA UPORABO OPEČNIH VOTLAKOV NA POTRESNIH OBMOČJIH•Miha Tomaževič, Polona Weiss Dimenzije zidov in parametri preiskave, tj. ve- likost navpične sile, ki je med ciklično strižno preiskavo delovala na zidove, V, povprečne tlačne napetosti v vodoravnem prerezu zidov, σo, in razmerje med tlačnimi napetostmi in tlačno trdnostjo zidovja, velikost predobreme- nitve, σo/ƒc, so navedeni v preglednici 6. Zidovi so bili med preiskavo obremenjeni s konstantno navpično silo in z vsiljenimi vodoravnimi pomiki, ki jih je povzročal pro- gramski hidravlični bat, ki je bil na eni strani na sredini višine zaključne zidne vezi pritrjen na enega od stebrov preizkuševalnega okvira, na drugem pa je bil z jeklenim elementom s členkoma na obeh konceh povezan z zidom (slika 11). Potresno obtežbo smo simulirali z vsiljenimi, ciklično spreminjajočimi se vodo- ravnimi pomiki v višini preklade, ki smo jim stopnjema povečevali amplitudo. Pri vsaki stopnji oziroma koraku smo pomik trikrat ponovili, da se je upadanje togosti in nosil- nosti lahko ustalilo. Oblika vsiljenih pomikov, s katerimi smo kontrolirali gibanje hidravličnega bata, in stopnja povečevanja amplitud je bila enaka v vseh primerih: ± 0,25 mm, ± 0,5 mm, ± 0,75 mm, ± 1,0 mm, ± 1,5 mm, ± 2,0 mm, ± 2,5 mm, ± 3,0 mm, ± 4,0 mm, ± 5,0 mm, ± 6,0 mm, ± 8,0 mm, ± 10,0 mm itd. Enaka oblika vsiljenih pomikov je omogočila lažjo primerjavo obnašanja posameznih tipov zi- dov, saj smo za analizo rezultatov preiskav izmerjene vrednosti pri enakih amplitudah Slika 11•Tipičen zid med ciklično strižno Slika 11•preiskavo Zidak Zid Število zidov l (mm) h (mm) t (cm) ƒc (MPa) V (kN) σo (MPa) σo /ƒc B1 B1/1 2 100,4 142,6 28,5 5,7 551,0 1,92 0,34 B1/2 2 99,9 143,1 28,5 274,8 0,96 0,17 B2 B2/1 2 101,9 150,4 28,1 5,8 490,2 1,71 0,29 B2/1a 1 100,7 151,0 28,1 388,2 1,37 0,24 B2/2 1 101,4 150,5 28,1 268,0 0,94 0,16 B3 B3/1 2 100,8 141,2 29,0 5,4 488,5 1,67 0,31 B3/2 2 100,6 142,3 29,2 259,2 0,88 0,16 B4 B4/1 2 99,5 142,3 28,9 5,7 464,7 1,62 0,28 B4/2 2 99,6 141,3 28,7 261,7 1,00 0,18 B5 B5/1 3 102,7 151,2 30,0 4,1 367,7 1,19 0,29 B5/2 3 102,9 151,1 30,0 183,9 0,60 0,15 B6 B6/1 2 106,3 146,9 25,2 6,5 524,3 1,95 0,30 B6/2 2 107,2 146,1 25,2 273,9 1,01 0,16 B6t B6t/1 1 105,2 147,0 12,0 6,6 259,5 2,05 0,31 B6t/2 1 105,3 146,0 12,2 136,5 1,06 0,16 Preglednica 6•Dimenzije zidov in parametri za ciklične strižne preiskave (povprečne vrednosti) za posamezne tipe zidov lahko povprečili, tako da smo med seboj primerjali povprečne vrednosti. Po pričakovanjih so se vsi zidovi porušili strižno z izrazitimi razpokami, nastalimi v smeri obeh diagonal. Zaradi vrste zidovja, katerega obnašanje smo raziskovali (nearmi- rano zidovje), geometrije preizkušancev (raz- merje višina proti dolžini h /l = 1,45), stop- nja predobremenitve (σo /ƒc = 0,15–0,32) in pogojev vpetosti (navpična konzola), je na začetku preiskave, pri nekoliko povečanih pomikih prišlo do sukanja zidov. Praviloma so na natezni strani stika med temeljem in zidom na začetku preiskave nastale vodo- ravne, natezne razpoke. V nekaj primerih so takšne razpoke nastale v naležni regi nad prvim slojem zidakov. Kmalu nato so se pojavile diagonalno usmerjene razpoke, ki so v odvisnosti od velikosti predobremenitve potekale bodisi po zidakih (višja predobre- menitev) bodisi po naležnih in navpičnih regah (praviloma pri nižji predobremenitvi) bodisi deloma po regah, deloma po zidakih. V tej fazi so v tlačenih vogalih zidu razpoke nastale tudi v zidakih. Pri povečanih amplitu- dah pomikov so se predvsem pri višji stopnji predobremenitve vzdolž diagonalne razpoke izbočile zunanje stene votlakov, v končni fazi pa so se na sredini zidov zdrobili posamezni zidaki. Pri vseh vrstah zidovja je bilo drob- ljenje zidakov bistveno izrazitejše pri višji kot pri nižji stopnji predobremenitve. Kot tipični primer poškodb v končni fazi pre- iskave so na slikah 12–15 predstavljene poškodbe, ki so nastale med preiskavo zidov, sezidanih z votlaki tipov B3 in B4, pri višji in nižji stopnji predobremenitve. Na istih slikah so prikazane tudi histerezne odvisnosti med vodoravno obtežbo in zasukom zidov, tj. raz- merjem med pomikom zgoraj in višino zidu, Φ = d /h (in %). Na slikah se jasno razloči razlika v porušnem mehanizmu ter kapaciteti nosilnosti in duktilnosti enakih zidov, vendar pri različnih navpičnih obremenitvah. Za primerjavo je na slikah 16 in 17 pred- stavljeno tudi stanje za zidove tipa B6, ki so bili sezidani s perforirano opeko. Proti pričakovanju, ki bi bilo lahko osnovano na rezultatih preiskav posameznih zidakov, smo pri obeh stopnjah predobremenitve ugotovili razmeroma krhko obnašanje tudi pri zidovih tipa B6. Še več, kapaciteta pomikov zidov tipa B6 ni bila nič večja kot kapaciteta pomikov pri zidovih, sezidanih iz očitno krhkejših vot- lakov. Gradbeni vestnik • letnik 59 • julij 2010170 Miha Tomaževič, Polona Weiss•ROBUSTNOST KOT MERILO ZA UPORABO OPEČNIH VOTLAKOV NA POTRESNIH OBMOČJIH Slika 12•Preiskava zidu B3 pri predobremenitvi 0,28 ƒc Slika 12•a) poškodbe ob koncu preiskave in Slika 12•b) histerezne zanke, ugotovljene s preiskavo Slika 13•Preiskava zidu B3 pri predobremenitvi 0,15 ƒc Slika 12•a) poškodbe ob koncu preiskave in Slika 12•b) histerezne zanke, ugotovljene s preiskavo Slika 14•Preiskava zidu B4 pri predobremenitvi 0,31 ƒc Slika 12•a) poškodbe ob koncu preiskave in Slika 12•b) histerezne zanke, ugotovljene s preiskavo Slika 15•Preiskava zidu B4 pri predobremenitvi 0,18 ƒc Slika 12•a) poškodbe ob koncu preiskave in Slika 12•b) histerezne zanke, ugotovljene s preiskavo Slika 16•Preiskava zidu B6 pri predobremenitvi 0,31 ƒc Slika 12•a) poškodbe ob koncu preiskave in Slika 12•b) histerezne zanke, ugotovljene s preiskavo Slika 17•Preiskava zidu B6 pri predobremenitvi 0,16 ƒc Slika 12•a) poškodbe ob koncu preiskave in Slika 12•b) histerezne zanke, ugotovljene s preiskavo Če primerjamo poškodbe in kapaciteto pomikov zidov pri različnih stopnjah pred- obremenitve, lahko ugotovimo, da je lokalna krhka porušitev votlakov pri višji stopnji pre- dobremenitve neugodno vplivala na duktilnost in sposobnost sipanja energije pri ciklični potresni obtežbi. Vpliv predobremenitve se lepo vidi na sliki 18, kjer so za vsako vrsto preiskanega zidovja in za obe stopnji pred- obremenitve prikazane povprečne ovojnice histereznih odvisnosti med vodoravno silo in pomikom, izraženim v odstotkih višine zidu. Pri oceni kapacitete pomikov moramo upoštevati, da je zaradi načina preiskave in vrste zidovja (navpična konzola z razmeroma visokim raz- merjem med višino in dolžino, togo nearmi- rano zidovje) na začetku preiskave, dokler zid še ni razpokal, prišlo do sukanja zidu. To se odraža v obliki histereznih zank, ki imajo pred nastankom strižnih razpok v zidovih značilno obliko črke S (slike 12b–17b). Histerezne zanke kažejo, da so se zidovi pri višji stopnji predobremenitve manj sukali kot zidovi pri nižji stopnji. V tem pogledu se obnašanje zidov, Gradbeni vestnik • letnik 59 • julij 2010 171 ROBUSTNOST KOT MERILO ZA UPORABO OPEČNIH VOTLAKOV NA POTRESNIH OBMOČJIH•Miha Tomaževič, Polona Weiss sezidanih iz zidakov B1 skupine 1, ni bistveno razlikovalo od obnašanja zidov, sezidanih iz votlakov B1–B5 skupine 2. Žal poskusi, da bi izmerjene pomike korigirali z upoštevanjem vrtenja zidov, niso dali realističnih vrednosti. Na srečo pa vrtenja zidov po nastanku strižnih razpok ni več opaziti. Na podlagi ugotovljenih odvisnosti med vo- doravno silo in pomikom ne moremo ugo- toviti bistvenega vpliva oblike in mehanskih Slika 18•Odvisnosti med vodoravno silo in zasukom zidov, dobljene s preiskavo zidov pri 0,3 ƒc (a) Slika 18•in pri 0,15 ƒc (b) lastnosti zidakov na odpornost zidov. Kot kažejo rezultati, je tudi v tem primeru ključno vlogo odigrala stopnja predobremenitve. S povečano predobremenitvijo se je povečala tudi odpornost zidov, zmanjšala pa se je duktilnost. Zidovi, preiskani pri nižji stopnji predobremenitve, so se precej bolj deformirali kot zidovi, preiskani pri višji stopnji. Ker so krivulje odpornosti, ki jih za posamezno stopnjo predobremenitve prikazuje slika 18, Slika 19•Primerjava med povprečnimi krivuljami odpornosti, dobljenimi s preiskavo zidov pri višji Slika 19•in nižji stopnji predobremenitve podobne, jih za medsebojno primerjavo ni treba normalizirati. Zato na sliki 19 primer- jamo kar povprečne ovojnice vseh zidov, ki so bili preiskani pri enaki stopnji predobreme- nitve. Ko smo računali povprečje za zidove, preiskani pri nižji stopnji predobremenitve, smo upoštevali samo zidove tipov B1, B3 in B 6. Na podlagi ugotovljenega nastanka poškodb in izmerjenih odvisnosti med vodoravno silo in pomiki lahko na krivuljah odpornosti določimo tri mejna stanja, ki karakterizirajo obnašanje zidov pri potresni obtežbi: • mejno stanje nastanka poškodb (razpok), ki je določeno s pomikom, dcr, oziroma z zasukom zidov, Φcr = dcr/h (in %), ko v njih nastanejo prve razpoke oziroma poškodbe, ki povzročijo očitno spremembo togosti; • stanje dosežene maksimalne odpornosti, Hmax, tj. stanje, pri katerem je med preiskavo izmerjena največja vodoravna sila, ki deluje na zid; • končno mejno stanje, ki je določeno z maksi- malnim doseženim pomikom (zasukom) zidu pri porušitvi, du .(Φu). Mejna stanja so označena tudi na sliki 19. Da bi laže analizirali kapaciteto deformabil- nosti, v preglednici 7 primerjamo povprečne izmerjene vrednosti zasukov pri mejnih stanjih in obeh stopnjah predobremenitve. Ko preverjamo končno mejno stanje in mej- no stanje uporabnosti, moramo tudi pri zi- danih konstrukcijah upoštevati zahtevo za preprečitev porušitve in zahtevo za omejitev poškodb. Ko upoštevamo zahtevo za ome- jitev poškodb, konstrukciji omejimo velikost pomika, ki ga sme doseči med potresom ([Zonta, 2001], [Alcocer, 2004], [Tomaževič, 2007]). Raziskave so pokazale, da se območja etažnih zasukov, pri katerih se pri zidanih kon- strukcijah dosežejo posamezna mejna stanja, gibljejo [Tomaževič, 2007]: • pri mejnem stanju nastanka poškodb: Φcr = 0,2–0,4 %; • pri maksimalni odpornosti: ΦHmax = 0,3– 0,6 %; • pri projektnem končnem mejnem stanju: Φu = 1,0–1,2 %; • pri mejnem stanju porušitve: Φu = 1,2– 5,4 %. Kot lahko ugotovimo, se vrednosti, navedene v preglednici 7, razmeroma dobro ujemajo s pričakovanimi pri mejnem stanju nastan- ka poškodb in maksimalni odpornosti. Pri končnem mejnem stanju pa je samo ka- paciteta pomikov, dosežena med preiskavo z nižjo stopnjo predobremenitve, komaj še sprejemljiva, saj dosega le vrednost, ki je σo/ƒc Φcr (%) ΦHmax (%) ΦHmax Φcr Φu (%) Φu Φcr 0,30 0,14 0,28 2,01 0,70 5,07 0,15 0,11 0,52 4,97 1,05 10,01 Preglednica 7•Primerjava povprečnih vrednosti zasukov zidov, izmerjenih pri mejnih stanjih in obeh Preglednica 7•stopnjah predobremenitve Gradbeni vestnik • letnik 59 • julij 2010172 Miha Tomaževič, Polona Weiss•ROBUSTNOST KOT MERILO ZA UPORABO OPEČNIH VOTLAKOV NA POTRESNIH OBMOČJIH bila ugotovljena za projektno in ne dejansko končno mejno stanje. Praktično v nobenem primeru zidovi niso dosegli pomikov, ki so bili ugotovljeni s predhodnimi preiskavami pri dejanski porušitvi. Da bi preverili, če lokalna krhka porušitev zidakov vpliva na potresno odpornost, smo pričakovani učinek povečanja odpornosti zaradi povečanja predobremenitve ocenili z računom. V ta namen smo uporabili znano enačbo za račun strižne odpornosti nearmi- ranega zidu, Rw, ki sta jo predložila Turnšek in Čačovič (1971): Zid σo/ƒc Hmax (kN) K o = √σo1 /σo2 Dejansko Pričakovano B1/1 0,34 140,6 1,53 1,41 B1/2 0,17 92,0 B2/1 0,29 133,7 1,13 1,10 B2/1a 0,24 118,0 B2/2 0,16 90,9 1,47 1,35 B3/1 0,31 128,7 1,53 1,39 B3/2 0,16 84,2 B4/1 0,28 141,7 1,51 1,25 B4/2 0,18 93,9 B5/1 0,29 106,7 1,81 1,39 B5/2 0,15 59,0 B6/1 0,30 131,0 1,43 1,37 B6/2 0,16 91,6 B6t/1 0,31 73,1 1,54 1,39 B6t/2 0,16 46,9 σ Preglednica 8•Primerjava med dejanskim in pričakovanim povečanjem strižne odpornosti zaradi Preglednica 8•vpliva stopnje predobremenitve (5) kjer je ƒt natezna trdnost zidovja, ki jo po do- govoru definiramo z glavno natezno napeto- stjo, nastalo v zidu pri maksimalni odpornosti, če predpostavimo, da je zidovje elastičen, homogen in izotropen material, Aw je površina vodoravnega prereza zidu, b je faktor po- razdelitve strižnih napetosti. O veljavnosti enačbe smo nedavno razpravljali [Tomaževič, 2009]. V skladu z enačbo pričakovani vpliv povečanja tlačnih napetosti na strižno odpor- nost zidu izrazimo enostavno z razmerjem: Kσo = √σoH/σoL, kjer je σoH oziroma σoL povprečna tlačna napetost v vodoravnem prerezu zidu pri višji oziroma nižji stopnji predobremenitve. Rezultati so navedeni v pre- glednici 8. Vidimo, da so vrednosti faktorja povečanja v pričakovanem območju raztrosa rezulta- tov. Lahko torej sklepamo, da krhka lokalna porušitev oziroma robustnost zidakov na ve- likost odpornosti ne vpliva. Da bi potrdili opažanja med preiskavo, smo analizirali tudi razmerja med vhodno in disi- pirano energijo, ki jih dobimo med preiskavo posameznega zidu. Kapaciteto sipanja ener- gije smo analizirali s primerjavo med kumula- tivno vhodno energijo, Einp, potrebno za defor- macijo zidu od začetka preiskave do pomika, pri katerem razmerje analiziramo, in disipirano histerezno energijo do istega trenutka. Ku- mulativno vhodno energijo smo definirali kot skupno delo hidravličnega bata, opravljeno na celotni poti od začetka preiskave do defor- macije zidu pri obravnavani amplitudi pomika. V posameznem ciklu obremenjevanja, tj. za potisk zidu od neobremenjenega položaja do amplitudnega vrha ter potisk zidu od razbre- menjenega položaja do amplitudnega vrha v nasprotni smeri, vhodno energijo izvrednotimo z enačbo: Zid σo/ƒ Meja poškodb Maksimalna odpornost Končno mejno stanje Einp (kNm) Ehys (kNm) Einp (kNm) Ehys (kNm) Einp (kNm) Ehys (kNm) B1/1 0,34 2,12 0,57 4,20 1,07 11,57 4,28 B1/2 0,17 7,94 1,84 10,29 2,36 22,88 6,64 B2/1 0,29 3,16 0,88 5,91 1,61 17,00 5,59 B2/1a 0,24 1,44 0,39 1,44 0,39 2,15 1,19 B2/2 0,16 0,68 0,18 0,68 0,18 1,77 0,51 B3/1 0,31 1,79 0,54 5,00 1,34 14,35 4,74 B3/2 0,16 9,52 2,01 9,52 2,01 23,70 6,79 B4/1 0,28 10,20 2,25 12,19 2,73 19,04 4,73 B4/2 0,18 31,27 7,19 50,26 11,76 72,03 18,78 B5/1 0,29 8,95 1,35 8,95 1,35 27,36 6,52 B5/2 0,15 10,58 1,56 10,78 1,62 43,29 9,73 B6/1 0,30 3,54 0,97 4,85 1,37 13,41 5,40 B6/2 0,16 2,39 0,71 12,42 3,63 20,07 7,86 B6t/1 0,31 2,56 0,77 2,56 0,77 5,56 2,20 B6t/2 0,16 1,83 0,46 5,10 1,37 15,67 6,27 Preglednica 9•Kumulativna vhodna in disipirana histerezna energija pri mejnih stanjih Gradbeni vestnik • letnik 59 • julij 2010 173 ROBUSTNOST KOT MERILO ZA UPORABO OPEČNIH VOTLAKOV NA POTRESNIH OBMOČJIH•Miha Tomaževič, Polona Weiss (6) kjer je: kjer je u pomik hidravličnega bata. Kumulativ- na energija od začetka preiskave do obravna- vane amplitude se izračuna kot vsota: (7) Disipirano energijo smo izvrednotili na pod- lagi izmerjenih histereznih odvisnosti med vodoravno silo in pomikom. Količino disipi- rane energije v enem ciklu obremenjevanja predstavlja površina histerezne zanke med dvema zaporednima amplitudnima vrhovo- ma, kumulativno disipirano energijo pa vsota površin vseh histereznih zank od začetka preiskave do obravnavane amplitude pomika. Izračunane vrednosti kumulativne vhodne in disipirane energijo pri doseženih mejnih sta- njih so navedene v preglednici 9. Razmerja med kumulativno vhodno in disi- pirano histerezno energijo pri maksimalni odpornosti in končnem mejnem stanju so za obe stopnji predobremenitve grafično pred- stavljena na slikah 20a in 20b. Razmerja med vhodno energijo pri predobremenitvah 0,15 ƒc in 0,30 ƒc oziroma razmerja med di- sipirano energijo pri 0,15 ƒc in 0,30 ƒc so pri maksimalni odpornosti in končnem mejnem stanju prikazana na slikah 21a oziroma 21b. Lahko ugotovimo, da je bilo pri vseh pre- iskanih zidovih več energije za doseganje maksimalne odpornosti in končnega mejnega stanja potrebno v primeru nižje kot v primeru višje stopnje predobremenitve. Ravno tako lahko ugotovimo, da pri obeh mejnih stanjih disipira več energije pri nižji kot pa pri višji stopnji predobremenitve. Zanimivo pa razmerje med vhodno in disi- pirano histerezno energijo ni bilo v veliki meri odvisno od stopnje predobremenitve. Kot kaže slika 20, je bilo razmerje nekoliko višje pri višji kot pri nižji stopnji pri zidovih tipov B1, B2, in B3, medtem ko je bilo praktično enako pri obeh stopnjah predobremenitve v vseh dru- gih primerih. V povprečju se je s histereznim obnašanjem disipiralo 22 % (24 %) vhodne energije pri maksimalni odpornosti in 30 % Slika 20•Razmerje med vhodno in disipirano energijo pri maksimalni odpornosti (a) Slika 20•in končnem mejnem stanju (b) Slika 21•Razmerje med vhodno energijo in razmerje med disipirano energijo Slika 20•pri predobremenitvah 0,15 ƒc in 0,30 ƒc pri maksimalni odpornosti (a) Slika 20•in končnem mejnem stanju (b) Zid luknjičavost (%) ƒb,m (MPa ƒb,m,neto (MPa) ƒc (MPa) ƒc,neto (MPa) ƒc /ƒb,m B1/1 58 18,2 43,3 5,7 13,6 0,31 B1/2 58 18,2 43,3 5,7 13,6 0,31 B2/1 55 11,4 25,3 5,8 12,9 0,51 B2/1a 55 11,4 25,3 5,8 12,9 0,51 B2/2 55 11,4 25,3 5,8 12,9 0,51 B3/1 53 12,8 27,2 5,4 11,5 0,42 B3/2 53 12,8 27,2 5,4 11,5 0,42 B4/1 54 11,4 24,8 5,7 12,4 0,50 B4/2 54 11,4 24,8 5,7 12,4 0,50 B5/1 51 10,2 20,8 4,1 8,4 0,40 B5/2 51 10,2 20,8 4,1 8,4 0,40 B6/1 25 29,1 38,8 6,5 8,7 0,22 B6/2 25 29,1 38,8 6,5 8,7 0,22 B6t/1 25 29,1 38,8 6,6 8,8 0,23 B6t/2 25 29,1 38,8 6,6 8,8 0,23 * izračunane na podlagi bruto vrednosti z upoštevanjem predpostavke, da je površina nosilnega prereza zidakov sorazmerna z luknjičavostjo Preglednica 10•Primerjava med luknjičavostjo in bruto oziroma neto* vrednostmi tlačne trdnosti Preglednica 10•zidakov in zidovja Gradbeni vestnik • letnik 59 • julij 2010174 Miha Tomaževič, Polona Weiss•ROBUSTNOST KOT MERILO ZA UPORABO OPEČNIH VOTLAKOV NA POTRESNIH OBMOČJIH (32 %) pri končnem mejnem stanju in nižji (višji) stopnji predobremenitve. Razmerje med kumulativno vhodno in disipirano histerezno energijo je bilo največje pri zidu, sezidanem z zidaki B6 iz skupine 1. Skoraj dvakrat več vhodne energije kot pri višji stopnji predobremenitve (štirikrat več pri zidovih, sezidanih z zidaki B4) je bilo potrebne za doseganje maksimalne od- pornosti in končnega mejnega stanja pri nižji stopnji predobremenitve (slika 21). Podobno je bilo štirikrat več energije tudi disipirano pri nižji kot pri višji stopnji pred- obremenitve. Odvisnosti, ki smo jih izvredno- tili pri zidovih tipa B6, sezidanih s perforirano opeko B6 iz skupine 1, se niso posebej raz- likovale od odvisnosti, ki smo jih opazili med preiskavo zidov, sezidanih z zidaki B1–B5 iz skupine 2. To nakazuje, da razmerje med tlačnimi na- petostmi v zidu in tlačno trdnostjo zidovja določa obnašanje zidovja pri cikličnih strižnih obtežbah, kot je potresna obtežba. Stopnja predobremenitve bo torej parameter, s kate- rim bodo predpisani pogoji za doseganje zadostne robustnosti. Oblika in mehanske lastnosti zidakov so pomembni parametri, vendar so posredno vključeni v predhodno ugotovitev. Vrednosti trdnostnih parametrov, ki jih uporabljamo pri zidanih konstrukcijah, so vrednosti, dobljene z upoštevanjem bruto prereza površine zidakov oziroma zidov, in ne vrednosti, ki bi jih dobili, če bi upoštevali de- jansko nosilno površino opečnega materiala. Vendar že preprosta primerjava pokaže, da tudi v primeru, ko bi upoštevali vrednosti, ki bi jih dobili s predpostavko, da se nosilni prerez zidu zmanjša sorazmerno z luknjičavostjo, ne bi prišli do drugačnega sklepa. Poskus takšne analize je prikazan v preglednici 10, kjer so primerjana razmerja med bruto in neto tlačnimi trdnostmi votlakov in zidov, sezidanih z njimi. Lahko ugotovimo, da o neposredni odvis- nosti med luknjičavostjo zidakov in trdnostjo materiala zidakov, razen v primeru zidakov tipov B2 in B4 ter perforirane opeke B6, težko govorimo. Čeprav smo opravili vrsto različnih preiskav posameznih opečnih votlakov in zidov, sezi- danih z njimi, nismo dobili neposrednega odgovora na vprašanje, kako na podlagi ob- like in mehanskih lastnosti določiti in ovredno- titi merila za določitev zadostne robustnosti. Preiskave posameznih zidakov so poka- zale, da le razmerje med tlačno trdnostjo, vzporedno na naležne rege, in tlačno trdnost- jo, pravokotno nanje, nakazuje trend večanja z manjšanjem luknjičavosti zidakov. Vendar je bilo po drugi strani podobno razmerje kot pri votlakih z 51 % luknjičavosti ugotovljeno tudi pri perforirani opeki, kjer je bila luknjičavost le 25 % in ki jo lahko uvrstimo med zidake sku- pine 1. Razmerja med drugimi parametri, kat- erih vpliv smo tudi raziskovali, kot so razmerja med strižno in tlačno trdnostjo, diagonalno natezno in tlačno trdnostjo ter cepilno natezno in tlačno trdnostjo, pa so le malenkostno odvisna od luknjičavosti. Tudi v tem primeru so bila podobna razmerja kot pri votlakih ugotovljena pri perforirani opeki. Medtem ko na podlagi preiskav posameznih zidakov ne moremo narediti nobenega trd- nega sklepa v povezavi z robustnostjo, tlačne preiskave zidov nedvoumno pokažejo, da je obnašanje votlakov precej krhkejše kot obnašanje perforirane opeke. Znova pa med posameznimi tipi zidakov nismo opazili nobe- nih pomembnih razlik, ki bi jih lahko pripisali vplivu oblike ali luknjičavosti. Proti pričakovanjem oblika in mehanske last- nosti posameznih zidakov niso vplivale niti na obnašanje zidov pri potresni obtežbi. Se 5•SKLEPI je pa pri preiskavi s ciklično vodoravno in konstantno navpično obtežbo kot prevladujoč pokazal vpliv predobremenitve, tj. razmerja med tlačnimi napetostmi v vodoravnem pre- rezu zidov in tlačno trdnostjo zidovja. Poka- zalo se je, da so se enaki votlaki v zidovih, ki so bili izpostavljeni manjši predobremenitvi, obnašali monolitno, medtem ko je bilo njihovo obnašanje pri višjih stopnjah predobremenitve popolnoma krhko. Čeprav primer, ki ga prika- zuje slika 22, ni bil dobljen v okviru projekta, katerega rezultate predstavljamo v tem pri- spevku, je dobra ilustracija ugotovitve. Medtem ko so se votlaki, podobni votlakom tipa B5, pri nizki stopnji predobremenitve pri obremenitvi z vodoravno ciklično delujočo silo vrteli kot toga telesa, tako da so poševno usmerjene razpoke potekale po naležnih in navpičnih regah, so se pri višji stopnji predobremenitve drobili. Kot je videti, so v obeh primerih strižne razpoke sledile poteku polaganja zidakov. V odvisnosti od obnašanja votlakov je bilo tudi obnašanje zidov manj ali bolj duktilno. Analiza odvisnosti med vhodno in disipirano histerezno energijo je ravno tako potrdila prevladujoč vpliv predobremenitve. Kapaci- teta duktilnosti in sipanja energije je bila le neznatno odvisna od oblike in luknjičavosti zidakov: v vseh primerih je prevladoval vpliv predobremenitve. Na podlagi analize rezultatov raziskav, ki smo jih predstavili v tem prispevku, lahko torej sklenemo, da je treba zahteve in priporočila za doseganje zadostne robustnosti opečnih votlakov v primeru njihove uporabe na potres- nih območjih osnovati na omejitvi projektnih tlačnih napetosti v zidovih v odvisnosti od tlačne trdnosti zidovja, ne pa na podlagi ob- like in trdnostnih lastnosti samih votlakov. Na podlagi rezultatov te in nekaterih drugih študij lahko utemeljeno predlagamo, da v primeru, če se za nosilno zidovje na potresnih Slika 22•Tipične razpoke pri končnem mejnem stanju, dobljene s ciklično strižno preiskavo Slika 22•dolgih zidov, sezidanih z zidaki tipa B5, pri predobremenitvi 0,05 ƒc (a) in 0,15 ƒc (b) Slika 22•[Tomaževič, 2009a] Gradbeni vestnik • letnik 59 • julij 2010 175 ROBUSTNOST KOT MERILO ZA UPORABO OPEČNIH VOTLAKOV NA POTRESNIH OBMOČJIH•Miha Tomaževič, Polona Weiss območjih uporabljajo opečni votlaki skupine 2 po evrokodu 6, projektne tlačne napetosti v zidovju v nobenem primeru ne smejo pre- segati 15 % karakteristične tlačne trdnosti zidovja (σd/ƒ < 0,15). Če se uporabljajo zidaki skupine 1, pa se omejitev lahko dvigne na 20 % tlačne trdnosti zidovja (σd/ƒ < 0,20). Kot kažejo rezultati preiskav, ob tem niso potrebne nobene dodatne zahteve glede oblike in me- hanskih lastnosti zidakov razen tistih, ki so že zahtevane v standardih (SIST EN 1998: 2004, SIST EN 1996: 2006). 6•ZAHVALA Raziskave, ki jih predstavljamo v tem prispe- vku, so bile opravljene v okviru raziskovalnega projekta L2-6417 in raziskovalnega programa P2-0274, ki ju je med letoma 2003 in 2008 financirala Javna agencija za raziskovalno dejavnost RS, sofinancirale pa so jih Goriške opekarne, d. d., iz Renč. Za prispevek pri eksperimentalnem delu raziskav bi se av- torja rada zahvalila nekdanjemu sodelavcu dr. Vlatku Bosiljkovu in dr. Francesci da Porto z univerze v Padovi, ki je Zavod za gradbeništvo Slovenije s štipendijo NATO obiskala v času izvajanja preiskav. 7•LITERATURA Alcocer, S. M., Arias, J. G., Flores, L. E., Some developments on performance based seismic design of masonry structures, Performance-Based Seismic Design, Concepts and Implementation, Eds. Fajfar, P., Krawinkler, H. PEER Report 2004/05, Berkeley, 33–44, 2004. Bosiljkov, V., Tomaževič, M., Lutman, M., Optimizacija oblike zidakov in tehnologije zidanja na potresnih območjih, Poročilo ZAG, Zavod za gradbeništvo Slovenije, 2004. SIST EN 1052-1: 1999, Metode preskušanja za zidovje – 1. del: Ugotavljanje tlačne trdnosti, 1999. SIST EN 772-3: 1999, Metode preskušanja zidakov – 3. del: Ugotavljanje neto prostornine in odstotnega deleža lukenj v opečnih zidakih s tehtanjem v vodi, 1999. SIST EN 772-1: 2002, Metode preskušanja zidakov – 1. del: Določevanje tlačne trdnosti, 2002. SIST EN 772-13: 2002, Metode preskušanja zidakov – 13. del: Določevanje neto in bruto gostote suhih zidakov (razen za naravni kamen), 2002. SIST EN 772-16:2002, Metode preskušanja zidakov – 16. del: Določevanje mer, 2002. SIST EN 1998-1: 2005, Evrokod 8, Projektiranje potresnoodpornih konstrukcij – 1. del: Splošna pravila, potresni vplivi in pravila za stavbe, 2005. SIST EN 1996-1: 2006, Evrokod 6, Projektiranje zidanih konstrukcij – 1. del: Splošno – pravila za armirano in nearmirano zidovje, 2006. Tomaževič, M., Bosiljkov, V., Lutman, M., Vpliv robustnosti opečnih votlakov na obnašanje zidov pri potresni obtežbi, Gradbeni vestnik, 53 (9), 213–222, 2004. Tomaževič, M., Weiss, P., Vpliv robustnosti opečnih votlakov na obnašanje zidov pri potresni obtežbi, Poročilo ZAG/0964/04-1, Zavod za gradbeništvo Slovenije, Ljubljana. 2008 Tomaževič, M., Damage as a measure for earthquake-resistant design of masonry structures: Slovenian experience. Canadian Journal of Civil Engineering, 34 (11), 1403–1412, 2007. Tomaževič, M., Gams, M. Matija., Strižna odpornost nearmiranih zidov: preiskave in račun, Gradbeni vestnik, 58 (11), 267–281, 2009. Tomaževič, M., Gams, M., Lu, S. Modelling of shear failure mechanism of masonry walls, 11th Canadian Masonry Symposium, CD-ROM, McMaster University, Canada Masonry Design Centre, Toronto, Paper A1-5, 2009. Turnšek, V., Čačovič, F. Some experimental results on the strength of brick masonry walls, Proceedings of the 2nd international brick-masonry conference, British Ceramic Society, Stoke-on-Trent: 149–156, 1971. Zonta, D., Zanardo, G., Modena, C., Experimental evaluation of the ductility of a reduced-scale reinforced masonry building, Materials and Structures, 34: 636–644, 2001. Gradbeni vestnik • letnik 59 • julij 2010176 Gorazd Strniša•STATIČNI IN DINAMIČNI TESTI NA PILOTIH V LUKI KOPER STATIČNI IN DINAMIČNI TESTI NA PILOTIH V LUKI KOPER STATIC AND DYNAMIC PILE LOAD TESTS IN THE PORT OF KOPER Gorazd Strniša, univ. dipl. inž. grad. SLP, d. o. o., Ulica Gradnikove brigade 4, 1000 Ljubljana, slp@siol.net Strokovni članek UDK: 624.154 Povzetek l Večina objektov v Luki Koper je temeljena na zabitih pilotih. Za kon- trolo in določitev nosilnosti pilotov ter za kontrolo ustreznosti izvedbe je bilo izvedenih več statičnih in dinamičnih obremenilnih testov z analizo prirastka nosilnosti s časom. V članku so poleg tega predstavljeni tipi pilotov, ki se uporabljajo pri izvedbi objektov v Luki Koper, s poudarkom na jeklenih cevnih pilotih brez konic. Summary l Most of Port Koper constructions are based on driven steel pipe piles. For many years past a lot of pile static and dynamic load tests have been performed to check piles bearing capacity. Pile bearing capacity changes after initial driving have also been analysed. In the paper, the pile types used in Port Koper are presented with the emphasis on steel open pipe piles. Skoraj celotno področje Luke Koper je re- fulirano. To pomeni, da je bil za poglobitev morja izveden izkop morskih sedimentov. Iz- kopani oziroma izčrpani morski sedimenti so se odložili v pripravljene bazene z obodom iz kamnitega materiala, se tam odcedili in delno konsolidirali. Preko tako pripravljene podlage je bil nato izveden nasip iz kamnitega mate- riala, ki predstavlja površino v zaledju obal Luke Koper. Vse obale in druge konstrukcije v Luki Koper pa so izvedene na zabitih jeklenih pilotih. Sestava tal Sestava tal na področju Luke ni popolnoma enakomerna, vendar je po celotnem področju prisotnih nekaj tipičnih slojev, ki jih lahko na grobo definiramo po naslednjem vrstnem redu: 1. umetni nasip iz drobljenca in refuliran ma- terial iz židke ter lahkognetne morske na- plavine (debelina do 6 m); 2. morske naplavine lahkognetne konsistence debeline več kot 20 m; 1•UVOD 3. zaglinjen in zameljen prodno-peščeni sloj s plastmi gline in melja; 4. preperina fliša, ki je lahko debela tudi preko 5 m; 5. kompaktni fliš, ki se pojavlja na kotah do –60 m NMV. Prva nosilna plast je zaglinjen in zameljen prodno-peščeni sloj, ki se nahaja globlje od kote –25 m in je lahko debel preko 25 m. To pomeni, da morajo biti piloti v Luki Koper na pretežnem delu dolgi od 30 m do preko 50 m. Dolžine pilotov lahko torej zelo variirajo, tako da sami piloti predstavljajo velik strošek naložbe. Za ustrezno in racionalno projekti- ranje in tudi v skladu z veljavnimi predpisi in normami je torej treba računske nosilnosti pilotov preverjati s testiranjem. Tipi pilotov V Luki Koper sta se do nedavnega uporabljala predvsem dva tipa pilotov: • jeklene spiralno varjene cevi premera 812 mm z debelino stene 12,5 mm s konico in • jeklene spiralno varjene cevi premera 508 mm z debelino stene 8,5 mm s ko- nico. Oba standardna tipa pilotov imata kovinsko konico, napolnjeno z betonom. Osnovna dva tipa pilotov sta pokrivala skoraj celoten potreben spekter obremenitev pro- jektiranih konstrukcij obal v Luki Koper ter sta hkrati omogočala transport in zabijanje iz kop- nega in iz pontonov na morju. Ob zabijanju teh pilotov se je že med zabijanjem (iz hitrosti prodiranja pilota v tla) zaznalo, kdaj je konica pilota dosegla tla z večjim odporom. Problem pri uporabi teh pilotov je počasnejše zabijanje pri zabijanju pilotov s premerom 508 mm, pa tudi preseganje tlačnih trdnosti materiala pilota med zabijanjem. Ta problem je bil prisoten tudi pri uporabi manjših za- bijal. Za nekatere objekte, kot so garažno-skladiščni objekti, nekateri premostitveni objekti itd., se uporabljajo tudi uvrtani armiranobetonski pi- loti premerov do 150 cm. Že leta 1985 se je razmišljalo o uporabi zabitih betonskih pilotov večjih premerov. Zaradi več vzrokov se betonski prednapeti piloti premera 70 cm (PAB70) v Luki Ko- per ne uporabljajo kljub ugodnim rezultatom Gradbeni vestnik • letnik 59 • julij 2010 177 STATIČNI IN DINAMIČNI TESTI NA PILOTIH V LUKI KOPER•Gorazd Strniša statičnega in dinamičnega testa. Glavni vzroki so težave z dolžinami, težo in s tem povezane težave z manipulacijo, zabijanjem in spajan- jem. Določen problem ostaja tudi sam spoj, ki nima ustrezne katodne zaščite. Glavne prednosti jeklenih pilotov ostajajo zelo prila- godljiva dolžina ter enostavnost manipulacije in transporta po morju, v zadnjem času pa še relativno ugodna cena. Obstaja še tretji standardni tip pilotov, ki pa je bil uporabljan le redko in predvsem na se- vernem delu lokacije Luke Koper. To so jekleni piloti brez konice, zapolnjeni z betonom. Ti pi- loti so se uporabljali zato, ker je na severnem delu debelina težkognetne gline, zaglinjenega proda ter preperine fliša, ki pokriva flišno podlago, zelo tanka in imajo zato zabiti piloti s kovinsko konico na teh lokacijah nosilnost le na sami konici in minimalno nosilnost po plašču, s tem pa minimalno natezno nosilnost in bočni odpor. Zato so se uporabili piloti, pri katerih se jeklena cev brez konice zabije v flišno preperino, nato pa se z ustrezno opremo očisti notranjost cevi ter izvrta še 4 m do 6 m v flišno podlago. Po vgradnji armature se vgradi beton. S tem se doseže večja tlačna in natezna nosilnost pilota. Zadnja tri leta se v Luki Koper v večjem obsegu uporabljajo piloti brez konice. To je posledica pričetka gradenj zalednih površin za že iz- vedenimi obalami. Glede na izkušnje zabiti piloti s konicami povzročajo pomike na obstoječih konstrukcijah obale. Obstajajo pa še drugi razlogi za uporabo pilotov brez konic, ki so zanimivi za projektante, investitorja in izvajalca del. Glavne prednosti pilotov brez konic so: • dodelava kupljenih cevi je minimalna, • zabijanje je hitrejše, • izrivanje zemljine pri izvedbi je manjše kot pri pilotih s konico. Piloti brez konice imajo lahko vgrajeno mem- brano z odprtino ali pa dodatke na konici v obliki privarjenih profilov na zunanji ali notranji strani cevi, tako da je povečana nosilnost konice pilota. Piloti brez konice se dejansko niso začeli uporabljati šele pred kratkim, ampak so bili uporabljeni že v letu 1987 na objektu »Silos za glinico«. Ti piloti premera 812 mm so imeli vgrajeno membrano z odprtino. Testni pilot na tem objektu je bil zabit do kote –45 m MNV, 18 m v slabo granulirano prodno peščeno meljasto in glineno zemljino, ki na tej lokaciji sega do kote –53 m NMV. 2•TESTIRANJE PILOTOV Poznamo na grobo dva tipa testov osne nosil- nosti pilotov. To sta statični obremenilni test (v nadaljevanju SOT) in dinamični obremenilni test (v nadaljevanju DOT). Testiranje osne tlačne nosilnosti pilotov lahko razdelimo na: 1. Statične teste a. SOT – do porušitve oz. mejne nosilnosti pilota po zemljini b. SOT – do izkoristka reakcije oz. do izvleka nateznih pilotov c. SOT – za potrditev računske nosilnosti pilota s faktorjem, na primer, F = 1,5 ali F = 2,0 2. Dinamične teste a. DOT ED – samo ob koncu zabijanja (End of Driving – ED) b. DOT RD – (ReDriving – RD_dni) pri po- novnem zabijanju čez nekaj dni od ED Seveda je pravi cilj obremenilnih testov defi- niranje končne, tj. mejne nosilnosti testiranega pilota. Šele če poznamo končno, mejno nosil- nost pilota (Ru; ang.: ultimate – skrajna, zadnja, končna), lahko projektanti glede na poznane ali izbrane obremenitve projektirajo objekte, tako da imajo ustrezne (ne preve- like in ne prenizke) varnostne koeficiente na mejno nosilnost pilotov. Če pravih mejnih vrednosti ne poznamo ali če so testi izvedeni le za potrditev računskih vrednosti, potem so takšni objekti projektirani neracionalno. Statični obremenilni test (SOT) Statični obremenilni testi se morajo izvesti do porušitve pilota po zemljini, tako da se doseže tista obremenitev, pri kateri se pogrezanje pi- lota ne ustavi. Definicij, kaj je mejna nosilnost pilota, je veliko, najenostavnejši in v praksi največkrat uporabljeni pa sta definiciji po DIN 4026 in ASTM 1143 – [Davisson, 1972], kot je to razvidno iz slike 3. V Luki Koper so se izvajali statični testi pred- vsem z izvlečnimi piloti. Za večino statičnih testov, ki se niso izvedli do porušitve testnega pilota, je bil vzrok porušitev izvlečnega pilota. Test se izvede tako, da se pričakovana mejna nosilnost pilota razdeli na vsaj osem obreme- nilnih stopenj. Najprej se testni pilot obreme- njuje do polovice računsko pričakovane mejne nosilnosti, nato pa v celoti razbremeni. Sledi obremenjevanje po stopnjah do porušitve oz. do izkoristka reakcije. Obremenitev pilota se lahko poveča šele po tem, ko se pomiki v posamezni obremenilni stopnji zmanjšajo pod 0,25 mm na uro (0,025 mm/6 minut). Če pri obremenilni stopnji tudi po več urah ne pride do umiritve pomikov pilota pod 0,25 mm/uro, se pri tej stopnji obremenjevanje prekine in pilot postopoma razbremeni. Iz tako določenih grafov obremenitev – pomik (sliki 8 in 9) se na osnovi DIN 4026, ASTM 1143 – [Davis- son, 1972], ali katerega od drugih postopkov določi mejna nosilnost pilota. Dinamični obremenilni test (DOT) 29. julija 1985 je bil v Luki Koper izveden prvi dinamični obremenilni test (DOT) na pred- napetem armiranobetonskem pilotu premera 70 cm ali kratko PAB70. Test se je izvedel po izvedbi statičnega obremenilnega testa. Slika 1•Dinamični obremenilni test – DOT Gradbeni vestnik • letnik 59 • julij 2010178 Gorazd Strniša•STATIČNI IN DINAMIČNI TESTI NA PILOTIH V LUKI KOPER DOT ni samo kontrola statične nosilnosti v času zabijanja, ampak precej več. Dinamične obremenilne teste izvajamo z opremo, ki se imenuje PDA (Pile Driving Analyser). Dinamični preizkus nosilnosti pilota na terenu izvedemo tako, da na pilot, ki ga preizkušamo, pritrdimo senzorje osno-simetrično, približno 2 premera pod glavo pilota, jih povežemo z analizatorjem PDA in pilot začnemo zabijati z ustreznim zabijalom. Meritve se v PDA ob- delajo, tako da dobimo ob vsakem udarcu zabijala na zaslonu takojšen prikaz poteka sile na glavi pilota in hitrosti pomika glave pilota (Fmerjeno(t) in vmerjeno(t)) v odvisnosti od časa (slika 1). S PDA kontroliramo delovanje zabijala, kontro- liramo zveznost ali stopnjo in lokacijo more- bitne poškodbe pilota, merimo in analiziramo sile v pilotu med zabijanjem in na osnovi teh meritev določimo statično mejno nosilnost pilota v času izvedbe testa. Za določitev statične nosilnosti pilota se uporablja program CAPWAP (kratko CW), katerega rezultat je simulacija statičnega obremenilnega testa pilota, ki je bil merjen s PDA. Tako določena statična nosilnost velja seveda samo za čas izvedbe dinamičnega testa. Če izvedemo več dinamičnih testov na istem pilotu v različnih časih po zabitju, lahko ugotavljamo spre- membe statične nosilnosti pilota s časom. Za hitro in manj natančno določanje statične nosilnosti pilota med zabijanjem se uporab- lja postopek CASE, ki na osnovi merjenih vrednosti deformacij in pospeškov na glavi pilota za vsak udarec izračuna statično nosil- nost pilota (RMX) v odvisnosti od izbranega koeficienta dušenja (J). Določitev koeficienta dušenja je izkustvena. V večini primerov se J določi na osnovi primerjav z izvedeno analizo CW, katere primerljivost s statičnim testom je bila dokazana na stotinah primerjav po vsem svetu. Dinamični testi se izvajajo med samim za- bijanjem in z relativno majhnimi zastoji na gradbišču. Če se meritve s PDA izvajajo med zabijanjem pilota od začetka pa do kote, kjer se zabijanje ustavi, lahko na osnovi meritev opazujemo spremembe napetosti v pilotu, energije zabijala, zveznost pilota, nosilnosti pilota po globini. Tak graf imenujemo PDIPLOT (slika 4). Skupaj je bilo v Luki Koper po dostopnih podat- kih izvedenih 20 statičnih obremenilnih testov, od katerih jih je 11 izvedel Inštitut za matema- tiko, fiziko in mehaniko – IMFM (prof. Ivan So- vinc in dr. Geza Vogrinčič, [Vogrinčič, 1991]), druge pa SLP Ljubljana [SLP, 1985-2010]. Od leta 1985 je bilo v fazi izvedbe del ali kot spremljava statičnim obremenilnim testom izvedenih preko 140 dinamičnih obremenilnih testov. V nadaljevanju bodo podrobneje predstavljeni testi na jeklenih cevnih pilotih brez konic. Veliko obalnih konstrukcij v Luki Koper je že zgrajenih. Te so povezane z zaledjem s 3•TESTI V LUKI KOPER prečnimi mostovi. Zaradi boljšega izkoristka prostora se je pričelo graditi zaledne površine. Zasip teh površin zaradi nestabilnosti brežin ni mogoč. Potrebna je torej izvedba platoja na pilotih. Predstavljeni bodo rezultati testov SOT in DOT na dveh lokacijah, kjer je bila preverjana nosilnost pilotov brez konic. Testi na zaledju veza 11 Obala veza 11 (slika 2) je bila projektirana na pilotih 812 s konico, zaledje pa na pilotih 508 s konico. Po projektu je bilo predvideno, da se najprej izvede zaledje, nato pa obala. Slika 2•Lokaciji testnih pilotov na zaledju veza 11 in veza 7b Slika 3•Rezultat SOT na pilotu 508/8 mm s konico, kota konice –45 m NMV V oktobru leta 1999 so bili zabiti testni piloti za preverbo prvotno predvidenih pilotov zaledja veza 11. Zabiti so bili trije piloti 508 s konicami do kote –45 m. Groba sestava tal je razvidna na sliki 5. Na srednjem pilotu je bil 25 dni po zabitju izveden statični obremenilni test. Robna pilota sta služila kot izvlečna pilota. Kot je razvidno iz grafa obremenitev – pomik (slika 3), je bila dokazana mejna nosilnost Ru ≈ 2900 kN. Pri obremenitvi 3300 kN je prišlo do popolne porušitve pilota po zemljini. Rezultati meritev so bili še sprejemljivi, čeprav nekoliko pod pričakovanimi vrednostmi. Po izvedbi testa pa se ni pričelo izvajati zaledje, ampak se je najprej izvedla obala. V letu 2006 se je pokazala potreba po iz- vedbi zaledja. Računske obremenitve pilotov so ostale enake. Ker bi bila uporaba pilotov Gradbeni vestnik • letnik 59 • julij 2010 179 STATIČNI IN DINAMIČNI TESTI NA PILOTIH V LUKI KOPER•Gorazd Strniša Št. LOKACIJA Kota fliša Tip pilota Kota konice Zabit Testiran RD Ru kN Pomik –SOT (mm) Dosežena Ru 1 SIPKI TOVORI 50 M OD HALE TH -56 JK812 -39,1 25. 11. 1978 9. 12. 1978 14 4800 22 >4800 2 OBALA ZA KONTEJNERJE POMOL I PRI V-10 -53 JK812 -41,0 4. 2. 1981 12. 2. 1981 6 6000 45 6000 3 TERMINAL ZA PREMOG PRI VRTINI TP-6 -33 JK812 -28,0 23. 6. 1982 30. 6. 1982 7 6000 28 >6000 4 ŽITNI SILOS OBALA OV VRTINI OS-3 -50 JK812 -40,7 27. 12. 1984 29. 1. 1985 31 5800 64 5800 5 SILOS ZA ŽITARICE – STROJNIC -38 JK812 -40,2 12. 12. 1984 12. 2. 1985 90 7200 39 >7200 6 SILOS ZA ŽITARICE – STROJNIC -38 JK812 -40,2 12. 12. 1984 12. 3. 1985 120 8550 53 8550 7 SILOS 60000 t LK, STROJNICA, VRTINA ZS1 -39 PAB70 -44,0 26. 4. 1985 10. 5. 1985 14 5400 25 >5400 8 SILOS ZA ŽITARICE – STROJNIC -38 JK812 -40,2 15. 8. 1985 17. 12. 1985 120 6300 39 >6300 9 SILOS TGA – SIPKI TOVORI -55 JK812 + m (1) -45,0 19. 6. 1987 6. 7. 1987 17 5100 26 5100 10 RAZŠIRITEV KONTEJNERSKI T 2 POMOL I -54 JK812 -40,0 19. 12. 1988 4. 1. 1989 14 4600 30 >4600 11 RAZŠIRITEV KONTEJNERSKI T 2 POMOL I -54 JK812 -43,8 30. 1. 1989 28. 2. 1989 28 4650 31 4650 12 ŽIVINSKI TERMINAL F-15 -50 JK508 -38,2 19. 4. 1997 8. 5. 1997 20 3100 49 >3100 13 TERMINAL ZA ŽELEZO – L48 -42 JK508 -45,0 5. 10. 1999 28. 10. 1999 25 2800 70 2800 14 VEZ 7, LOKACIJA 1 PILOT P2 -59 JK508 -42,0 7. 12. 2006 9. 1. 2007 32 6500 55 6500 15 JET R-8 LUKA KOPER -41 JK508 -25,5 7. 2. 2007 22. 3. 2007 45 1100 11 1000 16 VEZ 11, PILOT P2- POR -49 JK508+ m(2) -45,0 27. 3. 2007 15. 5. 2007 48 3650 45 >3650 17 VEZ 7, LOKACIJA 2 PILOT P5 X401330, Y 46378 -58 JK508 -42,0 25. 4. 2007 19. 6. 2007 37 5300 52 5300 18 VEZ 12 TESTI-LUKA KP X402398, Y = 46882 -48 JK812 -36,0 8. 5. 2007 19. 6. 2007 40 6750 41 >6750 19 VEZ 7A ZALEDJE, TESTNI PILOTI. E44 -50 JK812 b (3) -42,2 15. 9. 2008 21. 10. 2008 36 4900 40 4900 20 VEZ 7A ZALEDJE, TESTNI PILOTI. D44 -50 JK812 b+HEA (4) -42,2 17. 9. 2008 4. 11. 2008 49 5500 65 5500 Preglednica 1•Seznam SOT testov Luki Koper LEGENDA JK812 jeklena cev premera 812,8 mm, debelina stene 12,5 mm z jekleno konico, zapolnjeno z betonom JK508 jeklena cev premera 508 mm, debelina stene 8,5 mm z jekleno konico, zapolnjeno z betonom PAB70 betonski prednapeti votel pilot premera 70 cm in debelino stene 19,4 cm, stikovan in z betonsko konico 1 membrana z odprtino 45 cm v cevi na lokaciji 16 m nad dnom 2 membrana z odprtino 20 cm v cevi na lokaciji 12 m nad dnom 3 jeklena cev premera 812,8 mm, debelina stene 12,5 mm brez konice 4 jeklena cev premera 812,8 mm, debelina stene 12,5 mm brez konice s privarjenimi profili 3x HEA 30 dolžine 2 m na zunanji strani cevi na spodnjem koncu RD število dni po zabitju RU_SOT dosežena maksimalna obremenitev pri testu ED End of Driving – konec zabijanja Gradbeni vestnik • letnik 59 • julij 2010180 Gorazd Strniša•STATIČNI IN DINAMIČNI TESTI NA PILOTIH V LUKI KOPER 508 s konicami zaradi možnosti izrivanja zemljine za obstoječo obalo 11 prenevarna, se je pristopilo k preverjanju nosilnosti pilotov 508 mm brez konice in s spodnjim koncem pilota na koti –45 m NMV, kar je enako kot testni piloti JK508 s konicami iz leta 1999. Da bi zagotovili ustrezno nosilnost konice, je bila na oddaljenosti 12 m od spodnjega konca pilota izvedena jeklena membrana z odprtino 20 cm, skozi katero lahko med zabi- janjem prodira voda in židka ter lahkognetna zemljina. Zabijanje testnega kota P2 z membrano je bilo poleg standardnih meritev pogrezkov sprem- ljano tudi s PDA. Med zadnjim delom zabijanja, od kote konice –37 m NMV do –45 m NMV, je odpor zemljine naraščal, zadnje tri metre zabi- janja pa je bil dokaj konstanten. Ob delovanju zabijala D30 s ca. 39 do 42 udarcev na minuto so bili pogrezki 250 do 350 ud/meter zabijanja (ca. 3–4 mm/udarec), kar pomeni dokaj počasno zabijanje. Na osnovi meritev PDA od kote –27 m do –45 m NMV je bil izdelan graf PDIPLOT (slika 4), iz katerega so po globini (koti spodnjega konca pilota) podane maksimalne tlačne napetosti v pilotu med zabijanjem (CSX-MPa), največje natezne napetosti med zabijanjem (TSX-MPa), statična nosilnost pilota, določena po metodi CASE za vsak udarec med zabijanjem (RMX-kN), pogrezki pilota med zabijanjem (udarci BLCT/ meter), število udarcev zabijala na minuto (BPM), iz česar se lahko določi višina padca bata zabijala, ki je bila med 2,4 m do 2,7 m, ter prenesena energija iz zabijala v pilot za vsak udarec (EMX-kN-m). Voda v testnih pilotih je bila ob koncu zabi- janja na koti ca. –9,0 m NMV, zemljina v pilotu pa na koti –13,1 m NMV. Glede na to, da je teren na koti ca. –4 m NMV, je bilo torej iztis- njeno le ca. 8 m zemljine, kar se skoraj ujema z globino diafragme v sloju prodno-peščene zemljine, kar je ca. 7 m (slika 5). Izriv zemljine je bil bistveno manjši kot pri pilotih s konicami. Glede na to, da je mem- brana zadržala in porivala pred sabo ves prodni material, je bilo pričakovati, da bo tudi nosilnost ustrezna. Statična nosilnost testnega pilota, določena z analizo CW ob koncu zabijanja, je bila RuCW_ED = 1920 kN. Že po treh dneh je nosil- nost narasla na več kot 3100 kN. Iz primerjave meritev PDA (slika 6) ob koncu zabijanja in po treh dneh ter distribucije odpora, kot je bil določen v analizi CW, je viden velik prirastek nosilnosti s časom. Pogrezek pilota pri testu PDA po treh dneh od zabitja je bil le 2 mm/udarec, kar je glede Slika 4•Pilot P2 – rezultati zabijanja po globini Slika 5•Pilot 508/8 mm z membrano brez Slika 5•konice (pilot P2) na izkušnje pomenilo, da pri tem testu skoraj zagotovo ni bil aktiviran ves odpor zemljine. To je mogoče sklepati tudi iz distribucije odpora pri rezultatu analize CW (slika 6, spodaj desno). Odpori po plašču pred konico, pri rezultatu meritev po treh dneh (RD3), namreč izkazujejo manjšo nosilnost, kot je bila ob koncu zabijanja (ED), kar je nemogoče za tovrstne zemljine. Da bi aktivirali celoten odpor zemljine pri tem testu DOT, bi torej potrebovali večje zabijalo. Statični test na pilotu P2 je bil izveden 48 dni po zabijanju. Obremenjevanje pilota je razvidno iz spodnjega grafa na sliki 8, iz katerega je razvidno, da je pri vseh obreme- nitvah do 3650 kN prišlo do popolne umiritve pomikov pilota in da mejna nosilnost pilota po zemljini ni bila presežena. Test je bil prekinjen, ker je bila statična obremenitev pilota že preko 270 MPa in je bila na meji dovoljenih obre- menitev za kakovost jekla testnega pilota. Na spodnjem grafu na sliki 9 so predstavljeni rezultati statičnega testa pilota P2 v primer- javi s statičnim testom na enakem pilotu s konico (leto 1999) in v primerjavi s simulacijo statičnega testa na osnovi analize CW. Primer- java s simulacijo statičnega testa na osnovi analize CW ni povsem ustrezna, saj je bil test PDA, ki je osnova za analizo CW, izveden le tri dni po zabijanju (RD3), statični test pa je bil izveden 48 dni po zabijanju. Kljub temu pa se rezultati ne razlikujejo veliko, saj niti pri SOT niti pri DOT ni bila dosežena mejna nosilnost. Večje odstopanje je vidno pri grafu pilota s konico, ki je bil izveden le 25 dni po končanem zabijanju. Kot je razvidno iz slike 9, so bili pomiki pilota s konico (1999) že pri obremenitvi 2250 kN večji kot pomiki pilota brez konice z diafrag- mo. Pri obremenitvi 3000 kN pa je bila razlika v pomikih že ogromna, saj je bil pomik pilota s konico že 7 cm, pomik pilota brez konice z diafragmo pa le 3,6 cm. Slika�4� Gradbeni vestnik • letnik 59 • julij 2010 181 STATIČNI IN DINAMIČNI TESTI NA PILOTIH V LUKI KOPER•Gorazd Strniša Slika 6•Meritve PDA na pilotu brez konice z membrano (2007) ob koncu zabijanja (ED) in po treh Slika 6•dneh (RD3) ter distribucija odpora po plašču pilota, določena z analizo CW iz meritev PDA Slika 7•Konstrukcija in oprema za izvedbo testa SOT Razlika v nosilnosti je lahko le delno posledica nekoliko različne sestave tal na eni in drugi testni lokaciji, glavni vzrok za različne rezultate pa je pripisati različni konsolidaciji zemljine ob pilotih v času izvedbe testov. Osnovni pogoj, da je nosilnost pilota brez konice enaka nosilnosti pilota s konico, je, da je čep zemljine, ki je znotraj pilota, dovolj velik in da je trenje med notranjo steno pilota in notranjo zemljino (čepom) večje kot odpor oz. nosilnost zemljine pod celotno površino konca pilota. Na osnovi meritev in analiz pilota brez konice in brez diafragme je mogoče zaključiti: • piloti brez diafragme se zabijajo enako hitro kot piloti z diafragmo, • nosilnost ob koncu zabijanja (ED) je po- dobna kot pri pilotih z diafragmo, • pogrezki ob koncu zabijanja so tudi podobni (ca. 3–4 mm/udarec zabijala D30, ki deluje s hitrostjo ca. 40 udarcev na minuto), • nivo zemljine v pilotu je od 9 do 10 m nižje kot na dnu morja oz. na koti –13 m NMV, • nosilnost po 11 dneh od zabitja, določena z analizo CW, je bila Ru_CW = > 3773 kN. Rezultati na pilotih brez diafragme so torej zelo podobni oz. skoraj enaki rezultatom pilo- tov z diafragmo. Na osnovi statičnega obremenilnega testa na pilotu premera 508 mm brez konice z membrano lahko ugotovimo, da je mejna statična nosilnost testnega pilota enaka ali večja kot 3650 kN. Podobno nosilnost izka- zuje v takšnih geotehničnih razmerah tudi pilot brez konice in diafragme. V času izvedbe objekta sta bila poskusno zabita še dva pilota Gradbeni vestnik • letnik 59 • julij 2010182 Gorazd Strniša•STATIČNI IN DINAMIČNI TESTI NA PILOTIH V LUKI KOPER brez konice in tudi brez diafragme. Pilota sta bila testirana med zabijanjem s PDA. Ponovni test s PDA se je izvedel nato še 11 dni po zabitju (slika 10). Testi na vezu 7b zaledje Pri projektiranju izvedbe zaledne površine za obalo vez 7 je bilo potrebno zaradi večjih obre- menitev uporabiti pilote večjega premera. Tudi na tej lokaciji je bila obala že izvedena, zaledje pa še ne. Enako kot pri vezu 11 so bili zaradi čim manjšega izriva zemljine predvideni piloti brez konice. Na osnovi izkušenj pri testiranju na vezu 11 testni piloti na tej lokaciji niso imeli diafragme. S slik 11 in 12 so razvidni testni piloti, ki so bili zabiti v osi 44 (slika 12) zaledja veza 7b. Vsi piloti so jeklene cevi – 812 mm brez konice. Izjema je le pilot D44, ki je imel na spodnjem Slika 8•Obremenjevanje testnega pilota ob izvedbi statičnega testa Slika 8•pilota P2 Slika 9•Rezultati statičnega testa pilota P2 (leto 2007, pilot brez konice Slika 9•z membrano 48 dni po zabijanju), analiza CW za meritev PDA, Slika 9•ki je bila izvedena 3 dni po zabijanju, in statični test na pilotu Slika 9•s konico iz leta 1999, ki je bil testiran 25 dni po zabitju Slika 10•Meritev PDA na pilotu brez konice in brez membrane (2007) Slika 10•po enajstih dneh (RD11) ter distribucija odpora po plašču Slika 10•pilota, določena z analizo CW iz meritev PDA Slika 11•Testni piloti v osi 44 vez 7b zaledje koncu privarjene tri profile HEA30 v dolžini 2 m, tako da je imel izvedeno nekakšno razširitev. Pri izvedbi testov smo želeli ugotoviti, kakšna je nosilnost obeh tipov pilotov na koti –42 m, ko je konec pilotov 10 m v težkognetni meljni glini in 2 m v zaglinjenem produ. Pilota na obeh skrajnih koncih sta bila zabita do fliša in sta med testom služila kot natezna oz. izvlečna pilota. Piloti D44, E44 in F44 so bili spremljani v zadnjem delu zabijanja do konca zabijanja. Po treh dneh so bile z zabijalom D62 na obeh testnih pilotih (E44 in D44) izvedene ponovne meritve s PDA z namenom ugotovitve prirastka nosilnosti v času 3 dni. Po 36 dneh od zabijanja je bil izveden statični test na pilotu E44, tako da sta pilota F44 in D44 delovala kot izvlečna pilota. Pri obreme- nitvi 5400 kN je prišlo do porušitve testnega pilota E44. Ocenjena mejna nosilnost testnega pilota E44 je bila Ru ≈ 4900 kN. Nato je bil pilot E44 zabit do flišne podlage. Po skupaj 50 dneh od zabijanja je bil tudi na pilotu D44, ki ima privarjene profile HEA30, iz- veden statični test. Pri obremenitvi 5600 kN je prišlo do porušitve testnega pilota D44. Mejna nosilnost testnega pilota D44 je bila ocenjena na Ru ≈ 5500 kN. Zabijanje testnih pilotov je predstavljeno na sliki 13. Na levem je prikazan pogrezek pilotov med zabijanjem v m/minuto zabijanja, na desnem pa statična nosilnost pilotov med za- bijanjem, določena po metodi CASE iz meritev PDA med zabijanjem. Poleg tega so s krogci prikazane nosilnosti pilotov v različnih časih po zabitju, določene z analizo CW, s kvadrat- ki pa statična nosilnost pilotov, določena z statičnim obremenilnim testom. Gradbeni vestnik • letnik 59 • julij 2010 183 STATIČNI IN DINAMIČNI TESTI NA PILOTIH V LUKI KOPER•Gorazd Strniša Iz slike13 levo je vidno, da je bila hitrost zabijanja vseh pilotih do kote ca. –40 m primerljiva, od tu dalje pa je zabijanje pilota D44, ki ima privarjene profile HEA30, precej počasnejše. Iz slike 13 desno je vidno, da je imel pilot D44 do kote ca. –38 m manjšo statično nosilnost (določena po metodi CASE) v času zabijanja kot drugi merjeni piloti. Vzrok za to je skoraj zagotovo manjša nosilnost po plašču, ker so privarjeni profili HEA precej bolj porušili zemljino ob pilotu kot piloti brez profilov HEA. Na koti, kjer se prične bolj no- silen zaglinjen prod, pa se nosilnost pilota D44 s profili HEA močno poveča glede na druge pilote. Še ena zanimivost je dodatno zabijanje pilota E44 od kote –42 m do kote ca. –50,5 m NMV. Iz slike 13 levo je vidno, da Slika 12•Lokacija pilotov v osi 44 Slika 13•Rezultati zabijanja testnih kolov Slika 14•Izvedba statičnega testa na pilotu D44 Slika 15•Primerjava rezultatov statičnih testov na pilotih D44 in E44 ter Slika 15•dinamičnega testa (CW) na E44, izvedenega dva dni po statičnem Slika 15•testu so pogrezki (m/minuto zabijanja) v prvem metru zabijanja bistveno manjši kot ob koncu zabijanja, nato pa se povečajo. Kljub temu so še vedno bistveno manjši (≈ 20 cm/minuto) kot pri drugih dveh pilotih, ki sta bila za- bita do kote ca. –51 m NMV v istem dnevu (≈ 40–60 cm/minuto). Statična testa sta se izvedla, kot je prikazano na sliki 14. Povzetek rezultatov meritev zabijanja testnih pilotov in analiz nosilnosti v času zabijanja (CW) in rezultatov statičnih testov (SOT) je razviden iz preglednice 2. Prava primerjava med rezultatom dinamičnega testa in analizo CW (Ru_CW) ter statičnim tes- tom je možna samo pri pilotu E44, kjer je bil dinamični test izveden po statičnem testu. Odstopanje je ≈ 6 %. »Set-up« je jasno viden iz primerjav meritev pri dinamičnih testih, ki so bile na istem pilotu izvedene ob koncu zabijanja in v različnih časih po zabijanju (slika 16). Površina med obema merjenima krivuljama (sila – F(t), in hitrost pomika, pomnožena z valovno odpornostjo – v(t)*EA/c), predstavlja celoten odpor zemljine proti zabijanju. Ta je sestavljen iz dinamičnega odpora zemljine, ki je predvsem odvisen od zrnavosti zemljine in iz statičnega odpora. Z analizo CW se določi delež statičnega odpora zemljine. Kot je razvidno iz slike 16, je povečanje odpora zemljine s časom veliko. To je razvidno tudi iz navedenih statičnih nosilnosti, določenih z analizo CW. � Slika�13� E44�RD38� D44�D44� F44 F44 E44� Stati�ni�test E44�–�RD38� C44 Pogrezki med zabijanjem (m/minuto) Nosilnost med zabijanjem, pri ponovnem zabijanju in stati�nem testu (kN)� D44�RD3 E44�RD3 Slika�15� Gradbeni vestnik • letnik 59 • julij 2010184 � Preglednica�2� Gorazd Strniša•STATIČNI IN DINAMIČNI TESTI NA PILOTIH V LUKI KOPER Prirastek nosilnosti v 30 dneh je več kot dvakraten (F_setup = >2). Seveda so lahko prirastki še bistveno večji. Iz literature in izkušenj so poznana povečanja nosilnosti tudi za več kot petkrat ([Fellenius, 1989], [Svinkin, 1994]). Preglednica 2•Testni piloti v osi 44 Slika 16•Meritev PDA na pilotu E44 premera 812 mm brez konice in Slika 16•brez membrane ob koncu zabijanja (ED) po treh dneh (RD3) Slika 16•in po tridesetih dneh (RD30) ter distribucija odpora po plašču Slika 16•pilota, določena z analizo CW iz meritev PDA Slika 17•Meritev PDA na pilotu D44 premera 812 mm brez konice in Slika 17•s 3x HEA30 L = 2 m na konici ob koncu zabijanja (ED) in po Slika 17•treh dneh (RD3) ter distribucija odpora po plašču pilota, Slika 17•določena z analizo CW iz meritev PDA Gradbeni vestnik • letnik 59 • julij 2010 185 STATIČNI IN DINAMIČNI TESTI NA PILOTIH V LUKI KOPER•Gorazd Strniša V zadnjih letih je bilo nedvomno ugotovljeno, da je treba statične ali dinamične teste pilotov izvesti minimalno 30 dni po zabitju pilota, še bolje pa 40 dni, če želimo dokazati končno, tj. mejno nosilnost zabitega pilota v Luki Koper. To velja predvsem za pilote s konico. Če izvajamo teste prej, tvegamo, da bo naš rezultat manjši kot dejanska končna mejna nosilnost pilota. Analize sprememb nosilnosti ne bi bile mogoče brez uporabe dinamičnih meritev in analiz. Rezultati statične nosilnosti pilotov, določene na osnovi dinamičnega testa (DOT), so bile tudi v Luki Koper večkrat potrjene. Seveda je treba primerjati samo tiste rezultate, ki so primerljivi, to pa so samo tisti rezultati statičnega in dinamičnega testa, pri katerih sta oba testa izvedena v približno enakem času od zabijanja, in da je pri obeh testih dosežena mejna nosilnost pilota, kar pomeni, da je pri obeh testih aktiviran celoten odpor zemljine. Obe meritvi morata biti izvajani z ustrezno in kalibrirano opremo, pridobljeni podatki pa morajo biti visoke kakovosti in v skladu s standardi. Interpretacijo meritev dinamičnega obreme- nilnega testa (CW) mora izvesti ustrezno kvalificiran inženir s certifikatom Foundation QA. Tudi pri primerjavah rezultatov statičnih in dinamičnih testov v Luki Koper so bili pri- dobljeni dokaj spodbudni rezultati, ki so pred- stavljeni na sliki 18. Pri interpretaciji slike 18 se je treba zavedati, da tudi rezultat statičnega testa ni popolnoma enolično določena vred- nost. Po začetku uporabe dinamičnih meritev s PDA smo začeli bolj razmišljati o učinku utrjevanja zemljine oz. konsolidaciji zemljine ob pilotu po zabijanju. Zanimivo je namreč, da se med zabijanjem prvih pilotov v zaglinjen prodno- peščeni sloj na vsaki novi lokaciji v Luki Koper postavlja vprašanje, kje je najugodnejša kota konice. Pogrezki med zabijanjem pilota v sloj zaglinjenega proda so dokaj enakomerni, kot da ima pilot v času zabijanja v ta sloj ves čas enako nosilnost. Z meritvami PDA med zabijanjem je možno ugotoviti, da se nosilnost med zabijanjem res zelo malo spreminja. Ti enakomerni pogrezki so lahko prisotni tudi več deset metrov. To je razvidno že iz grafov PDIPLOT na slikah 4 in 13. Vzrok za tako obnašanje je povečan porni tlak vode med plaščem pilota in zemljino, ki zelo zmanjša trenje med steno plašča pilota 4•SKLEP Slika 18•Primerjave izvedenih testov SOT in DOT v Luki Koper Slika 19•Naraščanje nosilnosti – testirani piloti v fazi izvedbe zaledja vez 7b – zaledje Gradbeni vestnik • letnik 59 • julij 2010186 Gorazd Strniša•STATIČNI IN DINAMIČNI TESTI NA PILOTIH V LUKI KOPER in zemljino. Poleg tega je v trenutku zabijanja zemljina ob plašču dejansko porušena in stis- njena. Vsa voda, ki je bila še trenutek pred za- bijanjem na lokaciji pilota, je stisnjena ob pilot in je v povečanem tlaku. Ta povečani (porni) tlak vode je seveda odvisen od prepustnosti zemljine. Slabše kot je zemljina prepustna, višji so porni tlaki in bolj je zmanjšana nosilnost po plašču in dalj časa traja, da se tlaki vode vrnejo na normalno stanje. »Setup« učinek pilotov brez konic je nedvomno hitrejši kot pri pilotih s konicami, kar je seveda razumljivo, saj je porušitev zemljine pri upo- rabi pilota brez konice manjša in je povečanje pornih tlakov med zabijanjem manjše kot pri pilotih s konico. Na hitrost »setup« učinka pa nedvomno zelo vplivajo aktivnosti okrog opazovanega pilota. Zabijanje večjega števila pilotov, ki v celoti ali delno izrivajo okolno zemljino, lahko poveča porne tlake širšega področja ter tako še dodat- no upočasni konsolidacijo in »setup« učinek. To bi bilo možno ugotavljati tudi iz meritev nosil- nosti pilotov premera 812 mm brez konic in brez membran, ki so bile izvajane med opera- tivnim zabijanjem pilotov za zaledje veza 7b. Iz izvedenih predhodnih preiskav, kjer so bili zabiti le štirje piloti, bi bilo namreč pričakovati, da bo nosilnost med 4500 do 5000 kN dosežena že v 30 do 40 dneh. Iz rezultatov (slika 19) pa je razvidno, da je bila takšna nosilnost dosežena šele po več kot 40 dneh. Vsekakor »setup« učinek ni popolnoma jasen in ga trenutno ni možno popolnoma jasno definirati in napovedati. S testom DOT je pri zabitih pilotih relativno preprosto ugotavljati prirastke nosilnosti. Problem pa se pojavi pri tekoči kontroli, ker v fazi izvedbe skoraj v nobenem primeru ni možno izvajati testov 20 ali celo 50 dni po zabitju pilotov. V tem času je običajno na glavah pilotov že izvedena zgornja konstrukcija. Zato si želimo, da bi bilo na osnovi testov DOT, izvedenih ob koncu za- bijanja ali pa le nekaj dni po zabijanju, možno napovedati končno oz. mejno nosilnost pilota. V ta namen se največ uporablja Skov–Denver- jev postopek (1988) ki pa zaradi logaritma v formuli nima asimptote vrednosti, kar ne ustreza realnim razmeram. Analiza prirastkov nosilnosti s časom bo v nadaljevanju nedvomno vodila v ustreznejšo napoved mejnih, končnih nosilnosti pilotov na osnovi testov DOT ob koncu zabijanja. Za dobro izvedbo temeljenja objekta morajo imeti piloti ustrezno varnost glede na pro- jektno obtežbo, hkrati pa mora biti izbrana tehnologija takšna, da omogoča čim hitrejšo in cenejšo izvedbo. Uvajanje jeklenih pilotov brez konice pri temeljenju objektov v Luki Koper je korak v to smer. 5•LITERATURA Davisson, M. T., High capacity piles, Proc., Lecture Series, Innovations in Foundation Construction, ASCE, Illinois Section, 1972. Fellenius, B. H.,. Riker, R. E., O’Brien, A. J.,Tracy, G. R., Dynamic and static testing in soil exhibiting set-up, Journal of Geotechnical Engineering, 115(7): 984–1001, 1989. Fuller, R. M., Hoy, H. E., Pile load tests including quick-load test method, conventional methods and interpretations, HRB 333: 76–86, 1970. GRL and Associates, Inc., CAPWAP – Case Pile Wave Analysis Program, Manual, Cleveland, Ohio, 1993. Rausche, F., Likins, G. E., Goble, G. G.,, A rational and Usable Wave Equation Soil Model Based on Field Test Correlation, FHA, Washington, D. C., 1994. SLP, d. o. o., Poročila o izvedbi statičnih in dinamičnih testov v Luki Koper, 1985–2009. Svinkin, M. R., Set-up effects of cohesive soils in Pile Capacity, 1994. Vogrinčič, G., Vedenje preizkusnih kolov, obremenjenih s tlačno osno silo, 1991. Gradbeni vestnik • letnik 59 • julij 2010 187 RAZPIS IZS Objavljamo Razpis za podelitev NAGRADE IZS ZA INŽENIRSKI DOSEŽEK NA PODROČJU GRADITVE OBJEKTOV NAGRADE IZS ZA ŽIVLJENJSKO DELO NA PODROČJU GRADITVE OBJEKTOV NAZIVA ČASTNI ČLAN IZS Poznate objekt z izvirno projektantsko, tehnološko ali drugo rešitvijo? Je bil pri njegovem načrtovanju ali izvedbi uporabljen inovativen pristop? Je zanj značilna racionalnost, morda optimalnost rešitve? Člana IZS, ki je zaslužen za izvirnost, inovativnost, ra- cionalnost, predlagajte za kandidata in nam posredujte razloge, zaradi katerih menite, da si zasluži nagrado za izjemne inženirske dosežke oz. nagrado za življenjsko delo. Ker cenimo tudi prispevek k strokovnosti in vsebinski kakovosti delovanja zbornice, vas vabimo, da izpostavi- te tudi takšnega posameznika kot kandidata za preje- mnika naziva častni član. Predloge za podelitev Nagrade IZS za inženirske do- sežke, Nagrade IZS za življenjsko delo ter Naziv častni član IZS lahko posredujejo: ������������ ����������������� ��������������� �������������������� Upravnim odborom posamezne matične sekcije lahko predloge posredujejo tudi njihovi člani. Obrazložitve namena in merila za podelitev nagrad oz. naziva, ter postopek predlaganja in izbora, so določeni v Pravilniku o podeljevanju Nagrade IZS za inženirski dosežek na področju graditve objektov, Pravilniku o podeljevanju Nagrade IZS za življenjsko delo na po- dročju graditve objektov in Pravilniku o podeljevanju Naziva častni član IZS, ki so objavljeni na spletni strani IZS http://www.izs.si/index.php?id=41. Končno odločitev bo sprejel upravni odbor zbornice na osnovi predloga odbora za nagrade. Nagrade in nazivi bodo podeljeni ob 10. jubilejnem Dnevu Inženirske zbornice Slovenije, 18. novembra 2010 v Ljubljani. Vljudno Vas vabimo, da vložite Vaše cenjene predlo- ge na naslov: INŽENIRSKA ZBORNICA SLOVENIJE, Odbor za nagrade IZS, Jarška cesta 10/b, 1000 Ljublja- na, s pripisom »za razpis«, in sicer do 1. oktobra 2010. Obrazložitve predlogov morajo biti vložene skladno z določili, ki so navedeni v pravilnikih. Predlogov, ki ne bodo vsebovali vseh elementov določenih v pravilniku, odbor ne bo obravnaval. Predsednik Odbora za nagrade Inženirske zbornice Slovenije dr. Željko Vukelić, univ.dipl.inž.rud. in geotehnol., l.r. Gradbeni vestnik • letnik 59 • julij 2010188 PRIPRAVLJALNI SEMINARJI IN IZPITNI ROKI ZA STROKOVNE IZPITE ZA GRADBENO STROKO V LETU 2009 ZADNJI PRIPRAVLJALNI SEMINAR IN IZPITNI ROK ZA STROKOVNE IZPITE ZA GRADBENO STROKO V LETU 2010 SEMINAR IZPITI Osnovni in dopolnilni Revidiranje Datum 4.–6. 10. 2010 9. 11. 2010 (po potrebi še 8. in 10. 11. 2010) 21. 10. 2010 A. PRIPRAVLJALNI SEMINARJI: Seminarje organizira Zveza društev gradbenih inženirjev in tehnikov Slovenije (ZDGITS), Leskoškova 9E, 1000 Ljubljana; Telefon: (01) 52-40-200; Fax: (01) 52-40-199; e-naslov: gradb.zveza@siol.net; gradbeni.vestnik@siol.net. Uradne ure: ponedeljek, torek, četrtek od 10.00 do 14.00 ure; sreda od 12.00 do 16.00 ure. V petek NI URADNIH UR za stranke! Seminar vključuje izpitne programe za: 1. odgovorno projektiranje (osnovni in dopolnilni strokovni izpit) 2. odgovorno vodenje del (osnovni in dopolnilni strokovni izpit) 3. odgovorno vodenje posameznih del 4. Investicijski procesi in vodenje projektov (za kandidate, ki opravljajo dopolnilni strokovni izpit; predavanje se odvija v okviru rednih seminarjev). 5. Kandidati drugih strok lahko poslušajo posamezna predavanja v okviru rednih seminar- jev. (Vsi posamezni programi so dostopni na spletni strani IZS – MSG: http://www.izs.si , v rubriki »Strokovni izpiti«) Cena za udeležbo na seminarju (za predavanje in literaturo) po izpitnih programih pod 1., 2. in 3. točko znaša 613,00 EUR z DDV, pod 4. točko pa 87,63 EUR z DDV. Cena za udeležbo na posameznem predavanju je 87,63 EUR z DDV. Kotizacijo za seminar je potrebno nakazati ob prijavi na poslovni račun ZDGITS: SI56 0201 7001 5398 955, kopijo dokazila o plačilu pa priložiti k prijavi! Prijavo je potrebno poslati organizatorju (ZDGITS) najkasneje 15 dni pred pričetkom seminarja (z obvezno prilogo dokazila o plačani kotizaciji)! Prijavni obrazec je mogoče dobiti 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 strokovnih izpitih in izpitnih programih je mogoče dobiti na spletni strani IZS http://www.izs.si ali po telefonu (01) 547-33-19 ob uradnih urah (ponedeljek, sreda, četrtek, petek: od 08.00 do 12.00 ure; v torek od 12.00 do 16.00 ure). Gradbeni vestnik • letnik 59 • julij 2010 NOVI DIPLOMANTI UNIVERZA V LJUBLJANI, FAKULTETA ZA GRADBENIŠTVO IN GEODEZIJO VISOKOŠOLSKI STROKOVNI ŠTUDIJ GRADBENIŠTVA Gregor Vončina, Analiza stroškov komunalnega opremljanja stavbnih zemljišč in komunalnega prispevka na območju Mestne občine Nova Gorica in Občine Šempeter – Vrtojba, mentor izr. prof. dr. Maruška Šubic-Kovač Aleksander Kožman, Ekonomska upravičenost investiranja v večstanovanjsko stavbo v času recesije, mentor izr. prof. dr. Maruška Šubic-Kovač Vladka Mohorko, Vpliv izbora najugodnejšega ponudnika na uspešnost nepremičninskega projekta, mentor izr. prof. dr. Maruška Šubic-Kovač Primož Kaiser, Cenilne linije za izvedbo kanalizacije, mentor izr. prof. dr. Jože Panjan, somentor izr. prof. dr. Maruška Šubic-Kovač Jernej Merzel, Primerjalna analiza cen stanovanj in zemljišč v Občini Trebnje in Mestni občini Novo mesto v obdobju 2000– 2008, mentor izr. prof. dr. Maruška Šubic-Kovač Jure Ferjančič, Statični izračun poslovno skladiščnega objekta po standardih Evrokod, mentor doc. dr. Sebastjan Bratina Rubriko ureja•Jan Kristjan Juteršek, univ. dipl. inž. grad. UNIVERZA V MARIBORU, FAKULTETA ZA GRADBENIŠTVO VISOKOŠOLSKI STROKOVNI ŠTUDIJ GRADBENIŠTVA Jernej Jevševar, Rušitev objektov stare termoelektrarne Trbovlje, mentor doc. dr. Andrej Štrukelj Borut Smej, Zimsko vzdrževanje javnih cest na območju Cestnega podjetja Murska Sobota, mentor pred. mag. Vlasta Rodošek UNIVERZITETNI ŠTUDIJ GRADBENIŠTVA Liliana Poropath, Primerjava analize in dimenzioniranja obsto- ječega poslovnega objekta po standardih JUS in Evrocode, men- tor izr. prof. dr. Franc Saje Irena Ranfl, Razvejana struga Soče v Bovški kotlini, mentor prof. dr. Matjaž Mikoš, somentor viš. pred. mag. Rok Fazarinc Miha Pirih, Projektiranje betonskih konstrukcij s pomočjo modela z vezmi in razporami, mentor doc. dr. Jože Lopatič Miha Gašperšič, Presoja investicije v kamnolom, mentor doc. dr. Primož Banovec Simon Marinko, Uporaba okolja Vico software za pripravo ponudbe- nega predračuna in terminskega plana, mentor doc. dr. Jana Šelih, so- mentorja asist. dr. Aleksander Srdić in viš. pred. dr. Tomo Cerovšek Jurij Jekovec, Mestni kolesarski sistem, mentor doc. dr. Tomaž Maher, somentor viš. pred. dr. Peter Lipar Blaž Goljevšček, Analiza nosilnosti AB “pi” plošče v običajnih pogojih in pogojih požara, mentor doc. dr. Sebastjan Bratina, so- mentor asist. dr. Tomaž Hozjan Aljaž Pudgar, Uporaba prostorsko umeščenih fotografij pri gradnji objektov, mentor doc. dr. Primož Banovec, somentor viš. pred. dr. Tomo Cerovšek Gašper Osolnik, Informacijska podpora vodenju projektov z vidika inženiring podjetja, mentor doc. dr. Jana Šelih, somentor asist. dr. Aleksander Srdić Miha Krečič, Odpravljanje neskladij projektne dokumentacije z uporabo informacijskih modelov stavb, mentor doc. dr. Primož Banovec, somentor viš. pred. dr. Tomo Cerovšek Ladislav Klinc, Razvoj orodja za izdelavo integriranih modelov v programu Sketchup, mentor izr. prof. dr. Tatjana Isaković, somen- tor viš. pred. dr. Tomo Cerovšek Milan Benić, Načrtovanje infrastrukture za pešce, mentor doc. dr. Tomaž Maher, somentor viš. pred. dr. Peter Lipar UNIVERZITETNI ŠTUDIJ VODARSTVO IN KOMUNALNO INŽENIRSTVO Teja Jeglič, Modeliranje razlitja nafte v Tržaškem zalivu, mentor doc. dr. Dušan Žagar, somentor dr. Gregor Petkovšek Marko Degenek, Zbiranje in ravnanje z odpadnimi baterijami, mentor izr. prof. dr. Viktor Grilc Apolonija Lebeničnik, Idejna študija odvajanja in čiščenja odpad- nih voda v naseljih Prekopa, Stopnik in Čeplje, mentor izr. prof. dr. Jože Panjan, somentor asist. dr. Mario Krzyk DOKTORSKI ŠTUDIJ GRADBENIŠTVA Robert Klinc, Spletne storitve nove generacije kot infrastruktura za obvladovanje virtualnih organizacij, mentor prof. dr. Žiga Turk, somentor doc. dr. Matevž Dolenc UNIVERZA V MARIBORU, FAKULTETA ZA GRADBENIŠTVO – EKONOMSKO POSLOVNA FAKULTETA UNIVERZITETNI ŠTUDIJ GOSPODARSKEGA INŽENIRSTVA Florjan Plevčak, Primerjava armiranobetonskega in lesenega mostu ter trg lesenih mostov, mentorja red. prof. dr. Miroslav Prem- rov-FG in doc. dr. Aleksandra Pisnik Korda-EPF, somentor Matjaž Tajnik, univ. dipl. inž. grad. UNIVERZITETNI ŠTUDIJ GRADBENIŠTVA Miha Eder, Primerjava pristopov k zagotavljanju učinkovite rabe energije v zgradbah, mentor izr. prof. dr. Dean Korošak Tomaž Jurič, Tehnični vidik zagotavljanja kakovosti pri gradnji ob- jektov, mentor doc. dr. Andrej Štrukelj Darko Makovec, Lesen razgledni stolp na Goleku pri Zrečah, mentor red. prof. dr. Miroslav Premrov, somentor Matjaž Tajnik, univ. dipl. inž. grad. Eva Rapoc, Zasnova nizkoenergetske montažne lesene hiše, men- tor red. prof. dr. Miroslav Premrov, somentorja Vesna Žegarac Leskovar univ. dipl. inž. arh. in Matjaž Tajnik, univ. dipl. inž. grad. Gradbeni vestnik • letnik 59 • julij 2010 KOLEDAR PRIREDITEV Rubriko ureja•Jan Kristjan Juteršek, ki sprejema predloge za objavo na e-naslov: msg@izs.si 15.11.-16.11.2010 State-of-the-art Bridge Deck Erection: Safe and Efficient Use of Special Equipment Bangkok, Tajska www.iabse.org/pdf/Bangkok-invitation.pdf 8.-10.6.2011 fib Symposium: “Concrete engineering for excellence and efficiency” Praga, Češka www.fib2011prague.com 15.-17.6.2011 ICMS 2011 12th International Conference on Metal Structures Wroclaw, Polska www.icms2011.pwr.wroc.pl/index_pliki/Page300.htm 10.-15.7.2011 13th International Conference on Wind Engineering Amsterdam, Nizozemska www.icwe13.org 1.-4.8.2011 ICASP 11 - The International Conference on Applications of Statistics and Probability in Civil Engineering (ICASP) Zürich, Švica www.icasp11.ethz.ch 7.-11.8.2011 9th Symposium on High Performance Concrete Design, Verification and Utilization Christchurch, Nova Zelandija www.hpc-2011.com 20.-23.9.2011 IABSE Annual Meetings and IABSE Symposium London, Anglija www.iabse.ethz.ch/conferences/calendarofevents 25.-30.9.2011 24th World Road Congress Mexico City, Mehika www.piarc.org/en/ 22.-25.10.2011 The Third International Congress and Exhibition PCI Annual Convention/Exhibition & National Bridge Conference Salt Lake City, Utah, ZDA https://netforum.pci.org/eweb/startpage.aspx?site=2010conv& design=no 3.-6.8.2010 SMSB 10 8th International Conference on Short and Medium Span Bridges 2010 Niagara Falls, Ontario, Kanada www.csce.ca/2010/smsb 8.-10.8.2010 Advances in Bridge Engineering - II Daka, Bangladeš www.iabse-bd.org 16.-17.9.2010 First international workshop Design of concrete structures using EN 1992-1-1 Praga, Češka http://concrete.fsv.cvut.cz/dcs2010/ 17.9.2010 11. Šukljetovi dnevi Protokolarni center Brdo, Kranj, Slovenija www.sloged.si 22.-24.9.2010 34th IABSE Annual Meetings and IABSE Symposium Benetke, Italija www.iabse.ethz.ch/conferences/calendarofevents 30.9.-1.10.2010 6th “CCC” Central European Congress on Concrete Engineering Marianske Lazne, Češka www.cbsbeton.eu/en/ccc2010 7.-8.10.2010 SDGK 2010 32. zborovanje gradbenih konstruktorjev Slovenije Bled, Slovenija www.sdgk.si 10.-11.10.2010 7th International Workshop on Design and Performance of Sustainable and Durable Concrete Pavements Sevilla, Španija www.vbk.tudelft.nl 11.-12.10.2010 ASBI 22nd Annual Convention Vancouver, Canada www.asbi-assoc.org/news/convention 13.-15.10.2010 11th International Symposium on Concrete Roads Sevilla, Španija www.2010pavimentosdehormigon.org/content.php