KOMPOZITNE KONSTRUKCIJE IZ LESA IN BETONA V POŽARU: PREGLED LITERATURE S PRIMERJAVO POENOSTAVLJENIH METOD TIMBER-CONCRETE COMPOSITE STRUCTURES IN FIRE: A LITERATURE REVIEW WITH COMPARISON OF SIMPLIFIED METHODS asist. dr. Anita Ogrin, univ. dipl. inž. grad. Znanstveni clanek anita.ogrin@fgg.uni-lj.si UDK/UDC: 614.841.33:624.016 Univerza v Ljubljani, Fakulteta za gradbeništvo in geodezijo, Jamova 2, 1000 Ljubljana Povzetek l V clanku najprej predstavljamo najpomembnejše izsledke eksperimen­talnih raziskav s podrocja kompozitnih konstrukcij iz lesa in betona v požaru in pregled poenostavljenih metod za dolocanje njihove požarne odpornosti. V drugem delu prispev­ka pa s prikazom dejanskega izracuna izvedemo primerjavo postopka dolocitve požarne odpornosti kompozitnega nosilca iz lesa in betona po dveh izmed obstojecih poenos­tavljenih metod. Pri tem se osredotocimo na pomembnejše razlike v postopku, na oceno zahtevnosti postopka in seveda na primerjavo dobljenih rezultatov. Namen celotnega prispevka je bralcu približati odziv vedno bolj priljubljenih kompozitnih konstrukcij iz lesa in betona v požarnem projektnem stanju, ki sicer v trenutno veljavnih Evrokodih še niso zajete, pripravlja pa se njihova vkljucitev v prihodnje izdaje standardov. Kljucne besede: kompozitne konstrukcije, les, beton, požar, pregled literature, primerjava poenostavljenih metod, racunski primer Summary l The article begins with the presentation of the most important findings of experimental investigations on timber-concrete composite structures in fire, together with an overview of simplified methods for the determination of fire resistance of tim­ber-concrete composite elements. In the second part of the article, a worked example of calculation of the fire resistance of a timber-concrete composite beam is given. Here, two of the existing simplified methods are used and thus compared. The focus is on the most notable differences between both procedures, on the assessment of their complexity and on the comparison of the obtained results. The aim of the entire article is to provide the reader with information on the response of increasingly popular timber-concrete compo­site structures in fire, which are somewhat overlooked in the currently active Eurocodes, although their inclusion in future editions of European standards is already in preparation. Key words: composite structures, timber, concrete, fire, literature review, comparison of simplified methods, worked example Z vgradnjo kompozitnih konstrukcijskih ele-tudi nekaj izjem, tako imenovanih obrnjenih mentov iz lesa in betona lahko ob ustreznem kompozitnih elementov, kjer sta poziciji lesene dimenzioniranju ucinkovito izkoristimo pred-in betonske komponente kompozitnega nosil­ terialoma tudi v obliki vecje duktilnosti. Poleg duktilnosti pa mora izvedba stika zagotavljati še zadostni togost in nosilnost. Med najbolj toge, a hkrati najmanj duktilne izvedbe stikov med lesom in betonom spadajo lepljeni stiki in stiki z betonskimi »cepi« (tj. stiki, kjer je beton zalit v za to pripravljene plitke utore v nosti obeh materialov in obenem zmanjšamo vpliv njunih pomanjkljivosti na odziv celotne konstrukcije. Les ima v primerjavi z betonom vecjo natezno trdnost, zato je obicajno upora­bljen na natezno obremenjeni strani kompozit­nega elementa. Tlacno obremenjena stran kompozitnega elementa pa je obicajno iz betona, ki ima obcutno vecjo tlacno trdnost od lesa. V nadaljevanju clanka sicer prikažemo ca zamenjani. Prednosti kompozitnih kon­strukcijskih elementov iz lesa in betona pred podobno nosilnimi, izkljucno lesenimi elementi so še boljša zvocna izolativnost, vecja togost in manjše dimenzije. Pred podobno nosilnimi, izkljucno betonskimi konstrukcijskimi elementi pa imajo kompozitni elementi iz lesa in betona prednost v obliki manjše lastne teže elementa ter ob ustrezni izvedbi stika med obema ma-leseni komponenti kompozitnega nosilca). Za najmanj togo in hkrati najbolj duktilno izved­bo stika se je izkazala izvedba z navpicnimi jeklenimi cepi oz. vijaki. Srednji nivo duktilnosti in togosti pa izkazujejo stiki, izvedeni z ježasti-mi plošcami, poševno vgrajenimi jeklenimi vijaki, in stiki, ki kombinirajo betonske cepe z navpicnimi jeklenimi vijaki [Dias, 2011]. Ne glede na izvedbo stika je zaradi deformabil- Slika 2•Železnikarjeva hiša v Slovenj Gradcu (levo) [Koroški pokrajinski muzej, 2020] in Kazina v Ljubljani (desno) [Arhitekturni vodnik, 2020]. nosti lesa in veznih sredstev popolnoma tog stik med lesom in betonom v praksi neizve­dljiv. Posledica tega je relativni zamik oziroma zdrs betonske in lesene komponente, kar vpli­va na skupno nosilnost in pomike kompozit­nega konstrukcijskega elementa. Kompozitni konstrukcijski elementi iz lesa in betona so obicajno uporabljeni kot vodoravni, upogibno obremenjeni deli nosilne konstruk­cije; najpogosteje kot medetažna konstrukcija (bodisi pri renovaciji kulturne dedišcine bodisi pri novogradnjah), najdemo pa jih tudi med primarnimi nosilnimi konstrukcijami nekaterih novejših mostov. Primer takega mostu je most cez reko Agger v Nemciji iz leta 2014 [Miebach Ingenieurbüro, 2014], primer osem­nadstropne poslovno-stanovanjske novograd­nje z medetažno konstrukcijo iz kompozitnih elementov iz lesa in betona pa je LifeCycle Tower ONE (LCT ONE), zgrajen leta 2012 v Avstriji [CREE, 2012]. V Sloveniji kompozitne konstrukcije iz lesa in betona za zdaj vecinoma predstavljajo reno­virani objekti kulturne dedišcine, na primer obnovljena mešcanska vila v Slovenj Gradcu, tako imenovana Železnikarjeva hiša [STYRIA ARHITEKTURA, 2019] in obnovljena Kazina v Ljubljani [STYRIA ARHITEKTURA, 2017]. V splošnem locimo dva tipa kompozitnih konstrukcijskih elementov iz lesa in betona: (i) kompozitni nosilci so sestavljeni iz lesene stojine ter betonske pasnice (leseni del je torej ožji od betonskega) in (ii) kompozitne plošce, kjer sta tako leseni kot betonski del enake širine. Na sliki 3 prikazujemo razlicne sisteme kompozitnih konstrukcij iz lesa in betona, vkljucno z detajlnim prikazom razlicnih izvedb stika med lesom in betonom. Vedno vecja priljubljenost kompozitnih kon­strukcij iz lesa in betona v kombinaciji z mnogo razlicnimi možnimi izvedbami stika med lesom in betonom se odraža v številnih eksperimentalnih raziskavah in razvoju poe­nostavljenih ter naprednih racunskih mode-lov. Pregled raziskav s podrocja kompozit­nih konstrukcij iz lesa in betona v obicaj­nih temperaturnih pogojih sta pripravila že Ceccoti [Ceccoti, 2002] in Yeoh s sodelavci [Yeoh, 2011], najnovejši pregled pa je nastal v okviru COST akcije FP1402 z namenom priprave novega Evrokoda, EN 1995-1-3, v katerem bo obravnavano projektiranje kompozitnih konstrukcij iz lesa in betona [Dias, 2018]. Posebno pozornost pri projektiranju je tudi pri kompozitnih konstrukcijah iz lesa in betona tre­ba posvetiti zagotavljanju požarne varnosti. V lesenih elementih, ki so izpostavljeni tempera-turam nad 300 °C pride do pojava oglenenja, ki ima za posledico zmanjševanje precnega prereza lesenega elementa. V delih lesenega elementa, kjer temperatura še ni dosegla 300 °C, pa pride do zmanjšanja nosilnosti in togosti materiala. Nosilnost in togost se ob povišanih temperaturah zmanjšujeta tudi pri betonskih elementih, kjer se dodatno pojavi še možnost eksplozivnega lušcenja zunanje plasti betona. Visoke temperature v primeru požara torej mocno vplivajo na obnašanje celotnega kompozitnega konstrukcijskega ele­menta iz lesa in betona, saj, poleg tega da spreminjajo lastnosti in dimenzije lesenega in betonskega dela, vplivajo tudi na obnašanje stika med njima. Podroben pregled raziskav na temo kompozitnih konstrukcij iz lesa in betona v pogojih požara s poudarkom na eksperimentalnih raziskavah in kratkim pre­gledom obstojecih poenostavljenih racunskih metod je nastal v okviru COST akcije FP1404 [Hozjan, 2019], ob dopolnitvi s pregledom tekocih raziskav s tega podrocja v Sloveniji pa je bil tudi na kratko predstavljen v Zborniku 41. zborovanju gradbenih konstruktorjev Slovenije [Ogrin, 2019]. V clanku najprej povzamemo najpomemb­nejše izsledke eksperimentalnih raziskav kompozitnih konstrukcij iz lesa in betona v požaru, temu pa sledi podrobnejši pregled poenostavljenih metod za dolocanje njihove požarne odpornosti. Prispevek zaokrožuje racunska primerjava dveh izmed obstojecih poenostavljenih metod za dolocanje požarne odpornosti kompozitnih nosilcev iz lesa in betona na primeru kompozitnega nosilca, ki je bil dimenzioniran glede na obicajne tem­peraturne pogoje. 2.1 Kompozitni nosilci iz lesa in betona v požaru Med eksperimentalnimi raziskavami kompozit­nih konstrukcijskih elementov iz lesa in betona v požaru po številu izvedenih eksperimentov izrazito prednjacijo raziskave kompozitnih nosilcev. Na ETH Zürich v Švici so tako pri povišanih temperaturah skupno izvedli 15 testov na preizkušancih manjših dimenzij z namenom preucevanja obnašanja stika med lesom in betonom in kar 24 testov na preizkušancih vecjih dimenzij, kjer so opa­zovali obnašanje celotnega konstrukcijskega elementa. Dodatno so izvedli še 111 testov pri sobni temperaturi ([Frangi, 2001], [Frangi, 2003], [Frangi, 2010]). Testi so obsegali vzorce z lesenim delom ali iz masivnega ali iz lepljenega lameliranega lesa, stik z beton­sko plošco pa je bil izveden ali z navpicnimi jeklenimi cepi v nizkih utorih ali pa s križno postavljenimi vijaki pod kotom 45°. Spodnja površina betona je bila obložena še s trajnim lesenim opažem. Na Novi Zelandiji so se osredotocili na kom­pozitne nosilce, pri katerih je bil leseni del sestavljen iz dveh vzporednih nosilcev iz sloj­natega furniranega lesa (LVL), njun razmik pa je bil preprecen z vodoravnimi jeklenimi vijaki. Stik med lesom in betonom je bil izveden ali z betonskimi cepi in navpicnimi jeklenimi vijaki ali pa z jekleno plocevino, ki je bila na zgor­njem delu (za stik z betonom) izvedena kot perforirana plocevina, na spodnjem delu (za stik z lesom) pa kot ježasta plošca. Izvedli so 43 požarnih testov na preizkušancih manjših dimenzij in dva požarna testa s po dvema preizkušancema vecjih dimenzij z razlicnima izvedbama stika ([O'Neill, 2009], [O'Neill, 2011] ], [O'Neill, 2014]). Tudi na CTU v Pragi so opravljali eksperimen­talne raziskave kompozitnih nosilcev iz lesa in betona, pri cemer so izvedli 12 požarnih testov na preizkušancih manjših dimenzij za dolocevanje materialnih lastnosti in dva požarna testa na preizkušancih vecjih dimen­zij. Posebnost preskušanega kompozitnega sistema je bila v tem, da je bila betonska plošca armirana z jeklenimi vlakni (SFRC). V kompozitnih elementih iz lesa in betona je, kot že omenjeno v Uvodu, prevzemu nateznih obremenitev namenjen leseni del elemen­ta, zato obicajno betonska plošca sploh ni armirana ali pa ima vgrajeno le minimalno klasicno armaturo za preprecitev razpok zara­di krcenja betona. Za leseni del je bil uporab­ljen ali masivni ali lepljeni lamelirani les, stik med lesom in betonom pa so zagotavljali poševno namešceni vijaki ([Blesák, 2015], [Blesák, 2016], [Bednár, 2013], [Caldová, 2015]). Za boljšo predstavo o opisanih požarnih eks­perimentih so na sliki 7 prikazani precni prerezi preskušenih prostoležecih kompozit­nih nosilcev iz lesa in betona s podanimi osnovnimi dimenzijami. Podrobnejše podatke o preizkušancih, kot so dimenzije, kvaliteta in razmaki veznih sredstev, pa lahko zainteresira­ni bralec najde v izvirnih clankih (npr. [Frangi, 2001], [O'Neill, 2009], [Blesák, 2015]). Na podlagi zgoraj navedenih eksperimen­talnih raziskav lahko zapišemo naslednje ugotovitve, ki so pomembne za požarno varno projektiranje kompozitnih nosilcev iz lesa in betona: Izvedba stika med lesom in betonom: • jekleni cepi v plitkih utorih se porušijo strižno; cep se plasticno deformira in les se lokalno tlacno poruši [Frangi, 2001], • križno postavljeni vijaki delujejo kot na­tezne in tlacne diagonale palicja, zato tudi ob porušitvi stika pride do izvleka natezno obremenjenih vijakov in uklona tlacno obre­menjenih vijakov [Frangi, 2001], • do izvleka vijaka iz lepljenega lamelirane­ga lesa pride kasneje v primerjavi z iz­vlekom vijaka iz masivnega lesa [Frangi, 2001], • stik, izveden z jeklenimi plocevinami, se je izkazal za bolj togega kot stik z betonskimi cepi in navpicnimi jeklenimi vijaki, saj je pri prvem prišlo do manjših povesov nosilca [O'Neill, 2009]. Trajni opaž • Reža debeline do 3 mm med trajnim opažem in lesenim delom kompozitnega nosilca ne vpliva na požarno odpornost nosilca, zato je v racunu ni treba posebej upoštevati [Frangi, 2001]. Toplotna zašcita veznih sredstev • Debelina bocne toplotne zašcite vezne­ga sredstva med lesom in betonom (tj. vodoravne razdalje med veznim sredstvom in najbližjo požaru izpostavljeno navpicno stranico lesene stojine) pomembno prispe­va k požarni odpornosti konstrukcijske­ga elementa in ima vecji vpliv kot debe­lina toplotne zašcite s spodnje strani (tj. navpicne razdalje med veznim sredstvom in požaru izpostavljeno spodnjo stranico lesene stojine); dokazano je bilo obcutno povecanje požarne odpornosti ob majh­nem povecanju debeline stojine [Frangi, 2001]. • Pri lesenem delu iz dveh vzporednih nosil­cev, spojenih z vodoravnimi jeklenimi vi-jaki, odpoved teh vijakov zaradi visokih temperatur pomeni razmak obeh lesenih nosilcev in slabšo zašcito stika med le­som in betonom, zato je treba uporabiti temperaturno odporen nacin spajanja vzporednih nosilcev ali za ta sredstva zagotoviti protipožarno zašcito [O'Neill, 2009]. Eksplozivno lušcenje betona • Pri uporabi SFRC-betona trdnostega razre­da C45/55 z vsebnostjo jeklenih vlaken 70 kg/m3 ter polipropilenskih vlaken 1,5 kg/m3 ni prišlo do eksplozivnega lušcenja betona [Blesák, 2015]. • Slabša kvaliteta (nižja trdnost po 28 dneh za približno 1 kN/cm2) in vecja vlažnost šibko klasicno armiranega betona (zaradi kasnejšega vgrajevanja in torej krajšega casa sušenja betona pred požarnim tes-tom) sta se odražali v bolj izrazitem eks­plozivnem lušcenju [O'Neill, 2009]. Drugo • Preprecene temperaturne deformacije zaradi stika dveh razlicnih materialov (lesa in betona) so v zacetnih minutah požara povzrocile rahlo ukrivitev kompozitnega nosilca navzgor [O'Neill, 2009]. • Pri uporabi SFRC-betona je po popolni od­povedi lesenega dela kompozitnega ele­menta prišlo do membranskega ucinka v preostali betonski plošci, dokazanega tudi na podlagi vzorca razpok na zgornji strani betonske plošce; zaradi membranskega ucinka je do koncne porušitve prišlo obcut-no kasneje kot do odpovedi lesenega dela [Bednár, 2013]. 2.2 Obrnjeni kompozitni nosilci iz lesa in betona v požaru Obrnjeni kompozitni nosilci iz lesa in beto­na imajo spodnji, natezno obremenjeni del izveden kot betonsko plošco, zgornji, tlacno obremenjeni del pa kot leseno stojino, ki jo na vrhu dopolnjuje še tanka lesena pasnica. Beton mora pri tem biti ustrezno armiran, da lahko prevzame natezne napetosti. Shema obrnjenega kompozitnega nosilca iz lesa in betona je prikazana na sliki 3f. V obicajnih pogojih so prednosti obrnjenega kompozit­nega sistema v tem, da je njegova lastna teža pri primerljivi nosilnosti še vedno lažja od izkljucno betonskega elementa, da tlacno obremenjeni leseni del prispeva k duktilnej­šemu odzivu kompozitnega elementa in da lahko prostor med spodnjo in zgornjo pasnico izkoristimo tudi za morebitne inštalacije. V primeru izpostavljenosti požaru s spodnje strani elementa betonska pasnica zagotavlja doloceno protipožarno zašcito lesenega dela kompozitnega elementa. Redke obstojece eks­perimentalne raziskave obrnjenih kompozitnih nosilcev v požaru so opisane v [Meena, 2014], kjer je bil stik med lesom in betonom izveden z betonskimi »cepi«, in v [Pĺlsson, 1998], kjer je bil stik izveden z armaturno palico, oblikovano v konektorje U-oblike. Njihove ugotovitve so: • relativno tanka betonska pasnica omogo-ca ustrezno toplotno zašcito lesenega dela kompozitnega nosilca in morebitnih inšta­lacij [Meena, 2014], • iz prve alineje sledi, da debeline betonske pasnice ne doloca zahteva po toplotni izolativnosti, ampak zahteva po zadostnem krovnem sloju betona (zašciti armature), • tanjši betonski elementi so tudi bolj pod-vrženi eksplozivnemu lušcenju betona, zato je treba le-to upoštevati pri izbiri debe-line betonske pasnice [Meena, 2014]. 2.3 Kompozitne plošce iz lesa in betona v požaru Nekoliko kasneje in v manjšem obsegu kot pri nosilcih je bilo nekaj eksperimentalnih preiskav v pogojih požara izvedenih tudi na kompozitnih plošcah iz lesa in betona. Na ETH Zürich, kjer so obravnavani kompozitni sistem podrobno preucili pri sobnih temperaturah [Boccadoro, 2016], so v pogojih standardne­ga požara preizkusili dve enako debeli plošci z razlicnima razmerjema debelin plasti lesa in betona [Klippel, 2016]. Sistem je bil sicer sestavljen iz spodnje LVL-plošce z vodoravno usmerjenimi lamelami in zgornje betonske plošce z minimalno armaturo za prepreceva­nje krcenja betona in je zaradi usmeritve vlaken v LVL-plošci omogocal prenos obtežbe le v eni smeri. Stik med lesom in betonom so predstavljali betonski »cepi«, razporejeni v bližini podpor, ne pa tudi na sredini razpona. V Kanadi pa so v pogojih požara preizkusili tri razlicne sisteme: (i) z leseno plošco iz križno lameliranega lesa (CLT) z vodoravno usmerjenimi lamelami, nizko armiranobeton­sko plošco (armatura samo zaradi krcenja betona) in stikom, izvedenim z vijaki, vgra­jenimi pod kotom 45°, (ii) z leseno plošco iz pokoncno usmerjenih masivnih desk, nizko armiranobetonsko plošco (armatura samo zaradi krcenja betona) in stikom, izvedenim z jeklenimi plošcami, in (iii) z leseno LVL­plošco, prav tako s pokoncno usmerjenimi lamelami, nizko armiranobetonsko plošco (armatura samo zaradi krcenja betona) in stikom, izvedenim s pokoncnimi jeklenimi vijaki [Dagenais, 2016]. Za požarno varno pro-jektiranje kompozitnih plošc iz lesa in betona so pomembne naslednje ugotovitve: • pri vodoravno usmerjenih lamelah lese­nega dela plošce je treba upoštevati možnost delaminacije oziroma odpadan­ja posameznih vodoravnih plasti [Klippel, 2016], • pri zmanjšani toplotni izolaciji betona zara­di delaminacije ali zoglenele lesene plošce je treba upoštevati možnost eksplozivnega lušcenja betona [Klippel, 2016], • eksplozivno lušcenje betona bolj izrazito nastopi v obmocju betonskih »cepov« [Klip­pel, 2016], • upošteva se lahko enodimenzijsko oglenen­je in posledicno preverja le navpicno dimen­zijo lesenega sloja, ki predstavlja toplotno zašcito veznih sredstev [Dagenais, 2016], • povišana temperatura v jeklenih veznih sred­stvih nima pomembnega vpliva na tempera-turo betona v njihovi okolici in posledicno tudi ne na lastnosti betona [Dagenais, 2016], • razlicna razmerja debelin lesenega in be-tonskega dela plošce pomembno vplivajo na odziv kompozitnega elementa; pri tanj­šem betonskem delu je bolj verjetno, da bo odpoved lesenega dela pomenila tudi odpoved celotnega kompozitnega elemen­ta [Klippel, 2016]. Podobno kot pri eksperimentih tudi za tre­nutno obstojece poenostavljene metode za dolocanje požarne odpornosti kompozitnega elementa iz lesa in betona velja, da vecinoma obravnavajo kompozitne nosilce. Za dolocitev njihove požarne odpornosti v literaturi naj-demo tri metode ([Frangi, 2010], [O'Neill, 2009] in [Nežerka, 2010]); vse temeljijo na metodi za dolocanje upogibne odpornosti sestavljenih prerezov z mehanskimi vezni-mi sredstvi pri obicajnih temperaturah, tako znani .-metodi, ki jo je že leta 1956 pred­stavil Möhler [Möhler, 1956] in je v eni izmed oblik zapisana tudi v dodatku B Evrokoda za projektiranje lesenih konstrukcij, SIST EN 1995-1-1 [SIST, 2005b], razlikujejo pa se v pristopu k upoštevanju vpliva požara. Primer-java upoštevanja vpliva požara na dimenzije in mehanske lastnosti (trdnosti ter elasticne module) posameznih delov kompozitnega nosilca za vsako od metod je prikazana v preglednici 1. Opazimo lahko, da primerjane poenostavljene metode kombinirajo razlicne že uveljavljene poenostavljene postopke, ki se uporabljajo pri dolocanju požarne odpornosti izkljucno lesenih ali izkljucno betonskih elementov, kar je smiselno z vidika bodoce standardizacije poenostavljene metode za dolocanje požarne odpornosti kompozitnih elementov iz lesa in betona. To je še posebej ocitno pri prvih dveh primerjanih poenostavljenih metodah ([Frangi s sodelavci, 2010], [Nežerka, 2010]), saj uporabljata metode, ki so vkljucene v bralcu dobro poznane evropske standarde (SIST EN 1992-1-1, SIST EN 1992-1-2, SIST EN 1995-1-1 in SIST EN 1995-1-2). Zadnja izmed predstavljenih metod pa se seveda opi­ra na njenemu avtorju bližje novozelandske standarde (Timber design guide [Buchanan, 2007], [AS/NZS 1170.0, 2002] in [NZS 3603, 1993]). Ena izmed zanimivejših razlik med metoda-ma Frangija s sodelavci [Frangi, 2010] in Nežerke [Nežerka, 2010] je še, da pri racunu koeficienta .za dolocitev efektivne upogibne togosti prereza v mejnem stanju nosilnosti prva upošteva podajnost veznih sredstev za mejno stanje nosilnosti, Ku, druga pa kar za mejno stanje uporabnosti. Nežerka svojo iz­biro utemelji z razlago, da je na ta nacin upo­števano delno plasticno deformiranje veznih sredstev. Poenostavljeno metodo za dolocanje požarne odpornosti kompozitnih plošc iz lesa in beto­na sta šele nedavno predstavila Ogrin in Hoz­jan [Ogrin, 2020]. Metode, ki so uporabne pri kompozitnih nosilcih, namrec pri plošcah zaradi drugacne geometrije in posledicne razporeditve napetosti ne pridejo v poštev. Pri kompozitnih nosilcih se nevtralna os v veliki vecini primerov nahaja v leseni stojini, tako da je beton obremenjen samo tlacno in torej v njem ni razpok zaradi nateznih obremenitev. Dolocitev upogibne togosti posameznega dela kompozitnega nosilca in nato še njegove skupne efektivne upogibne togosti po .-metodi zato nista problematicni, z znano efektivno upogibno togostjo pa lahko nato enostavno dolocimo še napeto­sti v prerezu, požarno upogibno odpornost prereza in povese. Nasprotno pa je v primeru kompozitne plošce leseni del relativno tanek, nevtralna os pa je zato pogosto v betonskem delu prereza. V natezno obremenjenem delu betonskega prereza pride do razpokanosti, kar seveda zmanjšuje njegovo upogibno togost. Kolikšen del betona je razpokan v mejnem stanju nosilnosti, je treba dolociti z analizo napetosti, šele nato lahko po podob­nih enacbah kot pri .-metodi dolocimo še efe­ktivno upogibno togost prereza kompozitne plošce v požaru in njen poves. Omenjena poenostavljena metoda za dolocitev požarne odpornosti kompozitnih plošc iz lesa in be-tona [Ogrin, 2020] za dolocitev razporeda napetosti po prerezu predpostavi popolnoma tog stik med lesom in betonom, v nadaljnjem racunu povesov pa so upoštevani tudi zdrsi med obema plastema plošce. Vpliv požara na leseno plošco upošteva z enodimenzij-skim oglenenjem (samo s spodnje strani) po metodi zmanjšanega precnega prereza po SIST EN 1995-1-2 [SIST, 2005c], ki pred­videva nespremenjene lastnosti preostalega dela lesenega prereza. Za betonsko plošco so predvidene mehanske lastnosti v vrednostih kot pri sobni temperaturi, saj so temperature v betonu, dokler leseni del popolnoma ne zogleni, nižje od 300 °C in torej skladno z metodo izoterme 500 °C po SIST EN 1992-1­2 [SIST, 2005a] lastnosti še niso reducirane. Na stik med lesom in betonom pa ima požar vpliv le na reduciranje njegove togosti (po-trebne za racun efektivne upogibne togosti prereza) v odvisnosti od preostalega deleža lesene plošce. Kljub nekaterim rigoroznim predpostavkam se rezultati (cas porušitve in razvoj povesa med požarom), dobljeni po tej poenostavljeni metodi, dobro ujemajo z rezultati eksperimentov iz literature. V tem poglavju primerjamo racunski postopek in rezultate obeh poenostavljenih metod za dolocanje požarne odpornosti kompozitnih nosilcev iz lesa in betona, ki se pri svoji zasno-vi opirata na evropske standarde. Metodo, ki jo je predstavil Frangi s sodelavci [Frangi, 2010], bomo krajše imenovali metoda F, metodo, ki jo je predstavil Nežerka [Nežerka, 2010], pa metoda N. Na tem mestu velja omeniti, da sta bili obe primerjani metodi validirani s primerjavo izra-cunanih povesov, casa in nacina porušitve z rezultati istega eksperimenta, predstavlje­nimi v [Frangi, 2010]. Preskušani kompozitni nosilec je imel stik med lesom in betonom izveden s križno namešcenimi jeklenimi vijaki, izpostavljen pa je bil temperaturam po stan­dardni požarni krivulji ISO 834. V preglednici 2 je podana primerjava rezultatov eksperimenta z rezultati po obeh metodah. materialne podatke. Kjer je v tem poglavju prikazan izracun s konkretnimi številkami, se le-te nanašajo na 37. minuto trajanja požara (t=37 min). 4.1 Vhodni podatki Obravnavamo kompozitni nosilec iz lesa in betona s stojino širine bt,0=12,6cm in višine ht,0=40cm iz LVL lesa z natezno, upogibno ter strižno karakteristicno trdno­stjo ft,0,k= 1,84 kN/cm2, fm,k= 3,28 kN/cm2 ter fv,k=0,382 kN/cm2 in elasticnim modu­lom Et,0=1070 kN/cm2. Betonska pasni-ca s tlacno trdnostjo fc,k=2,98 kN/cm2 in elasticnim modu-lom Ec,0=3400 kN/cm2 ima višino hc,0=6,5 cm in je široka bc,0=120 cm. Med lesenim in betonskim delom je še trajni opaž debeline 1,7 cm. Stik med lesom in betonom je izveden z navpicnimi vijaki v nizkih utorih, med katerimi je najvecji raz­mak smax=139,4 cm, najmanjši razmak Vir Eksperiment [Frangi, 2010] Metoda F [Frangi, 2010] Metoda N [Nežerka, 2010] Cas porušitve 67 min 65 min 63 min Tip porušitve Odpoved stika Odpoved stika Odpoved stika Poves ob porušitvi 39 mm 34 mm 38 mm Opombe / Do 55 min so izracunani pomiki rahlo podcenjeni, nato se lepo ujemajo z eks­perimentom do porušitve. Do 45 min so izracunani pomiki nekoliko podcenjeni, kasneje pa rahlo precenjeni glede na eksperiment. Preglednica 2•Primerjava rezultatov iz primera za validacijo poenostavljenih metod F in N z eksperi­ mentom. Iz primerjave rezultatov v preglednici 2 lahko ugotovimo, da metoda F daje rezultate zelo blizu eksperimentalnim, rezultati dobljeni po metodi N pa so nekoliko konservativnejši, a še vedno ne bistveno drugacni od eksperi­mentalnih. Za racunski primer, na katerem bomo pri­kazali razlike v racunu po poenostavljenih metodah F in N, smo izbrali kompozitni nosilec iz lesa in betona, ki ga je v svoji dok­torski disertaciji za prikaz izracuna upogibne odpornosti pri sobni temperaturi uporabil Yeoh [Yeoh, 2010]. Primer je bil izbran kljub temu, da zanj ni bil izveden požarni test, saj je velika prednost izbranega primera v tem, da ima dobro definirane geometrijske in pa smin =83,1 cm. Karakteristicna nosil­nost stika je TR,k=231 kN in podajnosti veznih sredstev v mejnem stanju nosilnosti in uporab­nosti sta Ku=4830 kN/cm in Kser=4940 kN/ cm. Vezna sredstva so razporejena v dveh vrstah in so od stranskega roba stojine od­daljena x=3,15 cm. Nosilec dolžine L=8m je podprt prostoležece in obremenjen z enakomerno razporejeno stalno obtežbo 3,6 kN/m in z enakomerno razporejeno ko­ristno obtežbo 5,4 kN/m. Vsi zgornji podatki so povzeti po [Yeoh, 2010]. Za najvecji moment na sredini razpona in najvecjo precno silo ob podporah upošte­vamo projektno stanje požara po SIST EN 1990 [SIST, 2004a] ter po SIST EN 1991-1-2 [SIST, 2004b]. Karakteristicni stalni obtežbi prištejemo karakteristicno koristno obtežbo, pomnoženo s kombinacijskim faktorjem za navidezno stalno obtežbo .2 (ali kot druga možnost, pomnoženo s kombinacijskim fak­torjem za pogosto obtežbo .1). Za kombina­cijski faktor .2 v predstavljenem primeru upo­števamo vrednost 0,3, ki ustreza stanovanj-ski ali pisarniški rabi prostora. V slovenskem nacionalnem dodatku je sicer tu priporocen faktor .1. Tako dobimo požarno projektno obtežbo qEd,fi=5,22 kN/m, požarni projektni upogibni moment 41,76 kNm in požarno pro-jektno strižno silo 20,88 kN. Nosilec s spodnje strani izpostavimo standardnemu požaru po požarni krivulji ISO 834; betonska pasnica ima torej izpostavljen le spodnji rob, lesena stojina pa spodnji rob in obe stranici. 4.2 Vpliv požara na leseni del nosilca 4.2.1 Metoda F Pri metodi F se zaradi požara oziroma oglenenja zmanjšuje leseni prerez po metodi zmanjšanega precnega prereza po SIST EN 1995-1-2 [SIST, 2005c]; poleg zoglenele plasti se torej kot neefektivni del prereza upošteva tudi sloj, katerega debelina d0 v prvih 20 min požara linearno narašca od 0 mm do 7 mm, nato pa je konstantna. Hitrost oglenenja LVL-le­sa, ki vkljucuje tudi zaobljenost zaradi kotov, ßn je 0,7 mm/min. Efektivna površina lesenega prereza po 37 min požara je (1) Požarne projektne trdnosti efektivnega dela lesa so konstantne, in sicer so enake karak­teristicnim vrednostim, pomnoženim s koefi­cientom kfi=1,15 in s konstantnim faktorjem redukcije lastnosti zaradi požara kmod,fi=1. Projektna upogibna trdnost efektivnega dela lesa je tako (2) na podoben nacin pa bi dolocili tudi požarno projektno natezno trdnost v smeri vlaken, ft,0,d,fi, in požarno projektno strižno trdnost, fv,d,fi. Elasticni modul efektivnega dela lesa je enak kot pri obicajnih temperaturah, vztraj­nostni moment efektivnega dela lesa, It,eff, pa se s casom zmanjšuje in po 37 min požara znaša (3) 4.2.2 Metoda N Metoda reduciranih lastnosti po SIST EN 1995­1-2 [SIST, 2005c], ki je upoštevana v poeno­stavljeni metodi N, predvideva, da se leseni prerez zmanjša izkljucno zaradi oglenenja (brez dodatne neefektivne plasti), preostali del prereza s površino At,eff pa ima zmanjšane trdnosti in elasticni modul. Po 37 minutah požara znaša At,eff (4) vztrajnostni moment lesenega dela pa je (5) Nežerka tu uvede še dodatno poenostavitev in vse lastnosti reducira z redukcijskim faktorjem, ki je v SIST EN 1995-1-2 namenjen reduciranju upogibne nosilnosti lesenih elementov sklad-no z metodo zmanjšanih materialnih karak­teristik, to je z (6) kjer je p požaru izpostavljen obseg lesenega dela, v našem primeru (7) Pri 37. minuti požara je tako kmod,fi,LVL=0,8519 in požarne projektne trdnosti znašajo (8) (9) (10) Pri tem je kfi, enako kot pri metodi F, vzet v vrednosti 1,15. Elasticni modul lesenega dela pri 37. minuti pa je (11) 4.3 Vpliv požara na betonski del nosilca 4.3.1 Metoda F Kot omenjeno v preglednici 1, se betonski prerez po metodi F ne spreminja, prav tako pa so konstantne tudi njegove lastnosti, ce je izpostavljenost požaru krajša od 60 min in je debelina opaža vsaj 2 cm, saj je beton z opažem nekoliko protipožarno zašciten. V obravnavanem primeru je debelina opaža sicer malo manjša (1,7 cm), torej bi bilo treba upoštevati neko redukcijo lastnosti. V [Frangi, 2010] nacin redukcije ni specificiran, ceprav tam racun izvaja do 65 min, zato bomo tudi v naši primerjavi obeh poenostavljenih metod redukcijo lastnosti betona pri metodi F opustili. Požarna projektna tlacna trdnost betona je torej fc,d,fi=fc,k. 4.3.1 Metoda N Betonski prerez se po metodi N navidezno (ne­fizikalno) zmanjšuje, a le pri racunu efektivne upogibne togosti nosilca. Pri tem elasticni modul betona ostaja enak kot pri obicajnih temperaturah, torej Ec,fi=Ec,0. To navidezno zmanjševanje betonskega prereza dobimo tako, da betonski del po višini razdelimo na tanke lamele, v vsaki od njih bodisi numericno bodisi analiticno po poenostavljenem postop­ku dolocimo povprecno temperaturo, nato pa uporabimo redukcijski koeficient za elasticni modul po SIST EN 1992-1-2 [SIST, 2005a] in z njim pomnožimo zacetno širino lamele. Pri dolocanju temperatur lamel upoštevamo tudi, da trajni opaž predstavlja doloceno toplotno zašcito betonskega dela. Redukcija širine lamel vpliva na vztrajnostni moment beton­skega dela in na položaj njegovega težišca. Spodnje lamele imajo višjo temperaturo in posledicno je njihova širina bolj zmanjšana, kar je shematicno prikazano na sliki 9. Za primerjavo poenostavljenih metod v tem clanku smo betonski del razdelili na 5 enakomerno debelih lamel in v njih nu­mericno dolocili temperaturo s programom Heatko [Hozjan, 2009]. Pri 37. minutah izpostavljenosti standardnemu požaru so bile dobljene temperature v lamelah (od spodaj navzgor) 261 °C, 165 °C, 111 °C, 80 °C in 65 °C, kar je pomenilo redukcijo širin posameznih lamel s 120 cm na 48,4 cm, 72,1 cm, 88,0 cm, 97,8 cm in 102,9 cm. Vztrajnostni moment reduciranega be-tonskega dela znaša Ic,eff=1680 cm4 (za primerjavo: zacetna vrednost vztrajnostne-ga momenta je bila 2746,25 cm4), njegovo težišce pa se premakne za 0,43 cm višje od zacetne pozicije. Tlacna trdnost betona je reducirana skladno s SIST EN 1992-1-2 [SIST, 2005a]. Po metodi N glede nosilnosti betona kontroliramo le napetosti v zgornjem vlaknu, zato potrebu­jemo tudi reducirano tlacno trdnost betona le glede na temperaturo v zgornji lameli, ki pa je v obravnavanem primeru zaradi dovolj nizkih temperatur kar enaka karakteristicni vrednosti fc,d,fi=fc,k, saj je redukcijski koefi­cient enak 1. 4.4 Vpliv požara na stik med lesom in betonom 4.4.1 Metoda F Frangi s sodelavci [Frangi, 2010] predstavi izraze za dolocanje redukcijskih faktorjev, ki so razlicni za redukcijo trdnosti stika (kjer jih bomo oznacili z kf,mod,fi) in za redukci­jo njegove podajnosti (kjer bomo uporabili oznako kK,mod,fi). Izrazi so odvisni od zacetne debeline bocne zašcite veznega sredstva, x, ter trajanja požara, t, in opisujejo odsekoma linearno funkcijo. Za x=31,5 mm in t=37 min veljata izraza (12) (13) Za preostale kombinacije casa in debeline bocne zašcite, lahko zainteresirani bralec izraze poišce v [Frangi, 2010]. Z izracunanima redukcijskima faktorjema lah­ko dolocimo projektno požarno trdnost stika po enacbi (14) in reducirani podajnosti stika, Ku,fi oz. Kser,fi, ki ju potrebujemo za izracun efektivne upogibne togosti kompozitnega nosilca, EIeff,u oz. EIeff,ser, za dolocanje napetosti oz. pomikov. (15) (16) Efektivno upogibno togost lahko zdaj doloci-mo po enacbah iz SIST EN 1995-1-1 (Dodatek B) [SIST, 2005b] ali po enacbah podanih v [Frangi, 2010], ki kljub nekoliko razlicni obliki zapisa vodijo do enakega rezultata. Frangi s sodelavci na primer uporablja le en skupni koeficient ., medtem ko Evrokod loci .1 za zgornji (betonski) del in .2 za spodnji (leseni) del. V enacbah se pojavlja razdalja med težišcema lesenega in betonskega dela e, pri cemer upoštevamo samo efektivno višino lesene stojine, pojavlja pa se tudi efe­ktivna razdalja med veznimi sredstvi, s, ki jo dolocimo kot (17) Efektivni upogibni togosti po 37 min požara znašata EIeff,u=121547300 kNcm2 za mejno stanje nosilnosti in EIeff,ser=122072315 kNcm2 za mejno stanje uporabnosti. 4.4.2 Metoda N Skladno z metodo N izracunamo redukcijo nosilnosti in togosti stika na povsem identicen nacin kot po metodi F. Razlika se pojavi šele pri izracunu efektivne upogibne togosti celot­nega kompozitnega nosilca. Tu namrec po metodi N tako v mejnem stanju nosilnosti kot v mejnem stanju uporabnosti upoštevamo po­dajnost stika Kser, s cimer je zajeto delno plas­tificiranje veznih sredstev. Prav tako razliko v vrednosti efektivne upogibne togosti celotnega kompozitnega nosilca prinaša tudi razlicna redukcija posameznih delov nosilca in s tem razlicna razdalja med njunima težišcema e. EIeff,u=EIeff,ser tako po metodi N v 37. minuti požara znašata 141753588 kNcm2. V primer-javi z efektivno upogibno togostjo nosilca po metodi F je dobljena efektivna upogibna togost nekoliko vecja, predvsem na racun viš­jega efektivnega dela stojine in vecje razdalje med težišcema obeh delov prereza. Redukcija širine betonske pasnice, ki efektivno upogibno togost zmanjšuje, v obravnavanem primeru nima prevladujocega vpliva. Metoda N po obliki enacb (ki sicer, kot že omenjeno zgoraj, vodijo do enakega rezultata) sledi formulaciji enacb v dodatku B standarda SIST EN 1995-1­ 1. Ker isti formulaciji nato sledijo tudi kontrole po tej metodi, ki pa se nekoliko razlikujejo od kontrol po metodi F, jo je priporocljivo upo­rabiti že v racunu efektivne upogibne togosti nosilca. 4.5 Izvedene kontrole 4.5.1 Metoda F Metoda F predvideva kombinirano kontrolo nateznih in upogibnih napetosti v leseni sto­jini, kombinirano kontrolo tlacnih in upogibnih napetosti v betonu in kontrolo strižne obre­menitve stika. Enacbe in izkorišcenosti po posameznih kontrolah so podane v pregled­nici 3. Do porušitve kompozitnega nosilca zaradi odpovedi stika po tej metodi pride v 43. minuti požara, navedene pa so tudi izkorišcenosti v 37. minuti požara, za lažjo primerjavo z metodo N. Pri tem sta s2,N,d,fi in s2,M,d,fi normalna in upogibna projektna napetost med požarom v zunanjem vlaknu lesenega dela, s1,N,d,fi in s1,M,d,fi sta normalna 4.5.2 Metoda N Po metodi N so predvidene naslednje kon­trole: loceni kontroli upogibnih in nateznih napetosti v zunanjem vlaknu lesenega dela, s2,M,d,fi in s2,N,d,fi, kontrola normalnih nape-tosti v zunanjem vlaknu betonskega dela, s1,d,fi, kontrola najvecjih strižnih napetosti v lesenem delu, t2,max,d,fi, in kontrola obreme­nitve veznih sredstev, Td,fi. Enacbe za izracun posameznih napetosti in obremenitve stika so podane v [Nežerka, 2010]. Po 37 minu­tah standardnega požara so izkorišcenosti kompozitnega nosilca iz lesa in betona po posameznih kontrolah prikazane v pregled­nici 3. Tudi po metodi N se tako porušitev zgodi zaradi odpovedi stika, in sicer v 38. minuti požara. 4.6 Izracun povesa Poves, dolocen poenostavljeno po enacbi (26) za metodo F pri 37 min znaša 22,8 mm, pri porušitvi v 43. minuti pa 29,4 mm. Za metodo N pri 37 min, kar je tudi tik pred porušitvijo, poves znaša 19,6 mm in je zaradi vecje efektivne upogibne togosti nekoliko manjši v Metoda F Metoda N Kontrole Enacba Izkorišcenost Enacba Izkorišcenost Les Natezno-upogibno 37 min: 28,8 % 43 min: 34,2 % Natezno 37 min: 14,9 % Upogibno 37 min: 21,6 % Strižno 37 min: 23,4 % Beton Tlacno-upogibno 37 min: 15,5 % 43 min: 18,4 % Tlacno-upogibno 37 min: 15,3 % Stik 37 min: 59,9 % 43 min: 102,2 % 37 min: 98,8 % Preglednica 3•Kontrole in izkorišcenosti po posameznih kontrolah za obravnavani kompozitni nosilec iz lesa in betona v požaru. in upogibna projektna napetost med požarom v zunanjem vlaknu betonskega dela nosilca, Td,fi pa je projektna obremenitev stika v poža­ru. Izrazi za njihovo dolocitev so navedeni v [Frangi s sodelavci, 2010]. primerjavi s povesom po metodi F. Razlika v izracunanih povesih po obeh primerjanih metodah pri enakem trajanju požara torej ni zelo velika. Clanek najprej predstavlja najpomembnejše izsledke eksperimentalnih raziskav s podrocja kompozitnih konstrukcij iz lesa in betona v požaru ter pregled poenostavljenih metod za dolocanje njihove požarne odpornosti. V drugem delu clanka je prikazana racunska primerjava dveh poenostavljenih metod za dolocanje požarne odpornosti kompozitnih nosilcev iz lesa in betona, ki se v svojih zasnovah opirata na v evropskem prosto­ru uveljavljene poenostavljene postopke za posamezen material. Izkaže se, da je posto­pek po poenostavljeni metodi N malo zahtev­nejši, saj vkljucuje toplotno analizo beton­skega dela nosilca (bodisi poenostavljeno analiticno bodisi numericno), kar pa vsaj v obravnavanem racunskem primeru ne vpliva bistveno na koncne rezultate postopka (to je na cas in nacin porušitve). Tako iz izvedene primerjave kot iz validacij obeh metod, objav­ljenih v literaturi, lahko ugotovimo, da po obeh metodah dalec najbolj kriticno kontrolo pred­stavlja kontrola nosilnosti stika in da je razlika v casu porušitve nosilca po eni in drugi metodi relativno majhna. Pri tem metoda N [Nežerka, 2010] v obeh primerih v primerjavi z metodo F [Frangi, 2010] daje nekoliko konservativnejše rezultate glede casa porušitve (do porušitve pride nekaj minut prej). Glede na primer za validacijo je sicer metoda F natancnejša in še vedno daje rezultate na varni strani. Za dolocitev, ali to velja v vseh primerih, bi bilo sicer treba narediti obširnejše eksperimen­talne in racunske primerjave. Zahvaljujemo se Javni agenciji za raziskovalno dejavnost Republike Slovenije, ki je financno podprla delo A. Ogrin preko temeljnega raziskovalnega projekta št. P2-0260. Arhitekturni vodnik, Ljubljana, Kazina, http://arhitekturni-vodnik.org, 2020. AS/NZS 1170.0:2002, Structural Design Actions, Part 0: General Principles, Standards Australia and Standards New Zealand, 2002. Bednár, J., Wald, F. , Vodicka, J., Kohoutková A., Experiments on membrane action of composite floors with steel fibre reinforced concrete slab exposed to fire, Fire Safety Journal, 59, 111–121, 2013. Blesák, L., Cábová, K., Wald, F., Monteiro S.R.S., Dias A.M.P.G., Transverse loading distribution related to micro-cracks evolution on a timber-concrete slab, Wood research, 61(3), 385–398, 2016. Blesák, L., Caldová, E., Wald, F., Unprotected timber-fibre reinforced concrete slab in fire, Wood research, 60(4), 605–615, 2015. Boccadoro, L., Timber-concrete composite slabs made of beech laminated veneer lumber with notched connection, Doktorska disertacija, ETH Zurich, Švica, 2016. Buchanan, A.H., Timber design guide, New Zealand Timber Industry Federation Inc., 2007. Caldová, E., Vymlátil, P., Wald, F., Kuklíková A., Timber steel fiber–reinforced concrete floor slabs in fire: Experimental and Numerical Modelling, Journal of Structural Engineering, 141(9), str. 1–14, 2015. Ceccotti, A., Composite concrete–timber structures, Progress in Structural Engineering and Materials, 4, 264–275, 2002. CREE, LifeCycle Tower ONE, https://www.creebyrhomberg.com/project/life-cycle-tower-one, 2012. Dagenais, C., Ranger (Osborne), L., Cuerrier-Auclair S., Understanding fire performance of wood-concrete composite floor systems, Zbornik WCTE 2016 – World Conference on Timber Engineering, Dunaj, Avstrija, 2016. Dias, A.M.P.G, Jorge, L.F.C., The effect of ductile connectors on the behaviour of timber-concrete composite beams, Engineering Structures, 33, 3033–3042, 2011. Dias, A., Schänzlin, J., Dietsch, P., Design of timber-concrete composite structures: A state-of-the-art report by COST Action FP1402 / WG 4, Shaker Verlag Aachen, 2018. Frangi, A., Brandverhalten von Holz-Beton-Verbunddecken, Doktorska disertacija, ETH Zurich, Švica, 2001. Frangi, A., Fontana, M., Elasto-plastic model for timber-concrete composite beams with ductile connection, Structural Engineering International, 1, 47–57, 2003. Frangi, A., Knobloch, M., Fontana, M., Fire design of timber-concrete composite slabs with screwed connections, Structural Engineering International, 136(2), 219–228, 2010. Hozjan, T., 2D analiza prevajanja toplote po mediju: program HEATKO, Univerza v Ljubljani, Fakulteta za gradbeništvo in geodezijo, Ljubljana, 2009. Hozjan, T., Bedon, C., Ogrin, A., Cvetkovska, M., Klippel, M., Literature Review on Timber–Concrete Composite Structures in Fire, Journal of Structural Engineering, 145(11): 04019142, 2019. Klippel, M., Boccadoro, L., Klingsch, E., Frangi, A., Fire tests on timber-concrete composite slabs using beech laminated veneer lumber, Zbornik WCTE 2016 – World Conference on Timber Engineering, Dunaj, Avstrija, 2016. Koroški pokrajinski muzej, Slovenj Gradec – Hiša Trg svobode 4., https://www.kpm.si/ dokumenti/kpmsg/12-TS4.html, 2020. Meena, R., Schollmayer, M., Tannert, T., Experimental and Numerical Investigations of Fire Resistance of Novel Timber-Concrete-Composite Decks, Journal of Performance of Constructed Facilities, 28(6), 1–8, 2014. Miebach Ingenieurbüro, Heavy Load Bridge Crossing the Agger River in Lohmar Schiffarth, https://www.ib-miebach.de/en/projects/timber-bridges/ timber-concrete-composite-bridges/timber-concrete-composite-bridge-schiffarth-de.html, 2014. Möhler, K., On the load carrying behavior of beams and columns of compound sections with flexible connections, Habilitacijska disertacija, Tech­nical University of Karlsruhe, Nemcija, 1956. Nežerka, V., Timber–Concrete Composite Structures, Diplomska naloga, CTU in Prague, Ceška, 2010. NZS 3603. Timber Structures Standard, Standards New Zealand, Nova Zelandija, 1993. Ogrin, A., Hozjan, T., Pregled stanja na podrocju požarne odpornosti kompozitnih konstrukcij iz lesa in betona, Zbornik 41. zborovanja gradbenih konstruktorjev Slovenije, Bled, 2019. Ogrin, A., Hozjan, T., Fire resistance of timber-concrete composite slabs – A simplified method, Materials and Structures, 53, št. clanka 106, 2020. O'Neill, J.W., The Fire Performance of Timber-Concrete Composite Floor, Magistrsko delo, University of Canterbury, Nova Zelandija, 2009. Pĺlsson, J., Brandprovning av bärande bjälklag, Laboratorijsko porocilo, SP Technical Research Institute of Sweden, Švedska, 1998. SIST, SIST EN 1990:2004, Evrokod 0: Osnove projektiranja, Slovenski inštitut za standardizacijo, Ljubljana, 2004a. SIST, SIST EN 1991-1-2:2004, Evrokod 1: Vplivi na konstrukcije – 1-2. Del: Splošni vplivi - Vplivi požara na konstrukcije, Slovenski inštitut za stand- ardizacijo, Ljubljana, 2004b. SIST, SIST EN 1992-1-2:2005, Evrokod 2: Projektiranje betonskih konstrukcij - 1-2. del: Splošna pravila - Projektiranje požarnovarnih konstrukcij, Slovenski inštitut za standardizacijo, Ljubljana, 2005a. SIST, SIST EN 1995-1-1:2005, Evrokod 5: Projektiranje lesenih konstrukcij - 1-1. del: Splošna pravila in pravila za stavbe. Slovenski inštitut za standardizacijo, Ljubljana, 2005b. SIST, SIST EN 1995-1-2:2005, Evrokod 5: Projektiranje lesenih konstrukcij - 1-2. del: Splošna pravila - Projektiranje požarnovarnih konstrukcij, Slov­enski inštitut za standardizacijo, Ljubljana, 2005c. STYRIA ARHITEKTURA d.o.o., Rekonstrukcija objekta Kazina, 2017. STYRIA ARHITEKTURA d.o.o., Rekonstrukcija in obnova stanovanjskega objekta, Trg svobode 4 v Slovenj Gradcu, 2019. Yeoh, D., Behaviour and design of timber-concrete composite floor system, Doktorska disertacija, University of Canterbury, Nova Zelandija, 2010. Yeoh, D., Fragiacomo, M., de Franceschi, M., Heng Boon, K., State of the art on timber-concrete composite structures: Literature review, Journal of Structural Engineering, 137(10), 1085–1095, 2011.