A. [TRUKELJ et al.: METODA REKONSTRUKCIJE ZIDANIH STAVB Z NOTRANJIM JEDROM ...
479–484
METODA REKONSTRUKCIJE ZIDANIH STAVB Z NOTRANJIM
JEDROM IZ KRI@NO LEPLJENIH LESENIH PLO[^
RECONSTRUCTION OF MASONRY BUILDINGS WITH AN INNER
CORE MADE OF CROSS-LAMINATED TIMBER PANELS
Andrej [trukelj2, Ale{ Perjet1, Erika Kozem [ilih2
12BUILD4U, Tacenska cesta 125E, 1000 Ljubljana, Slovenija
2Univerza v Mariboru, Fakulteta za gradbeni{tvo, prometno in`enirstvo in arhitekturo, Katedra za gradbene konstrukcije,
Smetanova 17, 2000 Maribor
andrej.strukelj@um.si
Prejem rokopisa – received: 2016-06-14; sprejem za objavo – accepted for publication: 2016-06-29
doi:10.17222/mit.2016.107
^lanek opisuje tehnologijo izvedbe nove metode rekonstrukcije starih, potresno neodpornih, zidanih stavb, in sicer na na~in, da
v notranjost zidanih stavb vstavimo novo sekundarno leseno konstrukcijo iz kri`no lepljenih lesenih masivnih plo{~ (kot
notranje jedro stavbe) in jo ustrezno spojimo s staro, primarno zidano, konstrukcijo. S tem na~inom utrdimo prvotno potresno
neodporno zidano konstrukcijo z novo leseno konstrukcijo, ki prevzame celotno potresno obremenitev. V ~lanku je na vzor~nem
primeru zidane stavbe predstavljena tehnologija izvedbe konstrukcijskih ukrepov in ra~unska analiza. Z izra~uni smo dokazali
mo`nost utrditve zidane stavbe z ustreznim spajanjem z novim notranjim lesenim jedrom in doprinos izvedenega posega z
gradbeno-fizikalnega vidika.
Klju~ne besede: rekonstrukcija, zidane stavbe, kri`no lepljene lesene konstrukcije
The article describes the technology of performing a new reconstruction method for old seismically unsafe masonry buildings in
such a way that a new secondary timber construction made of cross-laminated massive timber panels (as the inner core of the
building) is embedded in the interior of the masonry buildings and appropriately connected to the old primary masonry con-
struction. With this method the primary, seismically unsafe masonry construction is retrofit with the new timber construction,
which resists the entire seismic load. In the article the calculation analysis and the technology of performing construction
measures are presented on a case-study masonry building. With a numerical study we have shown the possibility of
strengthening an existing building by connecting it with the new inner core as well as the contribution of the intervention to the
building-physics aspects.
Keywords: reconstruction, masonry buildings, cross laminated timber panels
1 UVOD
Na splo{no lahko ugotovimo, da je zaradi nekako-
vostne gradnje ali neustreznega vzdr`evanja stanje
posameznih vrst obstoje~ih zgradb v Sloveniji, predvsem
stanovanjskih, relativno slabo.1 Tak{ni objekti zaradi
energetske neu~inkovitosti povzro~ajo {kodo zaradi
onesna`evanja okolja, obenem pa zaradi potresno
neodporne gradnje predstavljajo gro`njo za `ivljenje
ljudi.1 Tipi~en primer potresno neodporne stanovanjske
zgradbe je ve~eta`na nearmirana zidana konstrukcija,
zgrajena v obdobju od leta 1920 do 1965. Tak{nih naj bi
bilo v Sloveniji skoraj 30 % celotnega stanovanjskega
fonda. Ko k temu pri{tejmo {e zidane stavbe iz starej{ih
obdobij, kamor spada ve~ina stavb kulturne dedi{~ine, se
omenjeni dele` tak{nih konstrukcij precej pove~a.2 Pri
rekonstrukciji tak{nih objektov pa se lahko sre~amo z
zahtevo, da se ne dovoljujejo posegi v zunanji izgled
objekta (spomeni{kovarstvene zahteve). Pri mnogih
tradicionalnih metodah protipotresnih rekonstrukcij
stavb je vpra{ljiva ohranitev zunanjega prvotnega izgleda
stavbe. Te metode lahko obenem tudi narekujejo ukrepe,
ki {e dodatno obremenijo staro konstrukcijo, kar pomeni,
da moramo zaradi protipotresnih posegov pove~ati nosil-
nost vsem konstrukcijskim elementom vse do temeljev,2
v zgradbo pa se dovede dodatna vlaga (armiranobetonski
ometi, armiranobetonski estrihi, injektiranje ipd.), kar
povzro~a slabe klimatske pogoje v zgradbi. Ko se
sre~amo s pogojem, da obstoje~ih starih konstrukcij ne
smemo dodatno obremeniti (npr. zaradi slabih temeljev)
ali da moramo upo{tevati spomeni{kovarstvene zahteve
po ohranitvi zunanjega izgleda stavbe, lahko rekonstruk-
cijo stavbe izvedemo z novim jedrom iz masivnih kri`no
lepljenih (X-lam, CLT) lesenih plo{~, ki se uporabljajo
za gradnjo sodobnih, tudi ve~nadstropnih lesenih zgradb.
X-lam plo{~e uvr{~amo med masivne konstrukcije,
enako kot ope~ne ali betonske konstrukcije,3 vendar pa
so bistveno la`je in bolj enostavne za monta`o, obenem
pa so sposobne prena{ati velike obremenitve. Zaradi
kri`no orientiranih lamel lahko te plo{~e obremenitev
prena{ajo v dveh pravokotnih smereh, kar omogo~a, da
se uporabljajo kot ploskovni nosilni elementi konstruk-
cije.4 Ob ustrezni povezavi stenskih in stropnih plo{~ v
celotno konstrukcijo z veznimi sredstvi lahko dose`emo,
da plo{~e, ki se uporabljajo za stenske elemente, prevza-
mejo veliko horizontalno obremenitev tako v ravnini
stene kot pravokotno nanjo, s ~imer zagotovimo odli~no
potresno odpornost zgradbe. X-lam plo{~e so zaradi
Materiali in tehnologije / Materials and technology 51 (2017) 3, 479–484 479
MATERIALI IN TEHNOLOGIJE/MATERIALS AND TECHNOLOGY (1967–2017) – 50 LET/50 YEARS
UDK 69.059.7:69.01:624.011.1 ISSN 1580-2949
Original scientific article/Izvirni znanstveni ~lanek MTAEC9, 51(3)479(2017)
lepljenih stikov med posameznimi lamelami zelo toge v
svoji ravnini. Pri prenosu potresne obte`be se tako
ve~ina deformacij izvede v veznih sredstvih, tj. jeklenih
kotnikih, vijakih in `ebljih.5–7
2 METODA REKONSTRUKCIJE
2.1 Opis tehnologije izvedbe konstrukcijskih in nekon-
strukcijskih ukrepov
Novo metodo rekonstrukcije potresno neodporne
zidane stavbe izvedemo na na~in, da v njeno notranjost
vstavimo jedro iz X-lam plo{~ s ciljem, da bo nova
konstrukcija prena{ala vse obte`be in bo nudila podporo
prvotnemu obstoje~emu zidovju v primeru potresne
obremenitve. Tako dodatno ne obremenjujemo obsto-
je~ih konstrukcij, niti ne posegamo v zunanji izgled
stavbe.
Prikaz tehnologije in numeri~no {tudijo izvedemo na
vzor~nem primeru objekta stare zidane stavbe pravilne
oblike, simetri~ne na obe glavni osi, tlorisnih dimenzij X
= 10 m in Y = 8 m, eta`nosti P + 1 in skupne vi{ine zidov
(brez ostre{ja) 5,64 m. Stavba je bila pred rekonstrukcijo
stenasta konstrukcija {katlastega tipa. Temelji so bili
kamniti, nosilno zidovje je bilo nearmirano, zidano iz
polne opeke obi~ajnega formata in malte, debelina zidov
je 38 cm. Stropne konstrukcije so bile lesene, sestavljene
iz stropnikov, za katere so bili narejeni utori v zidovju.
Ostre{je je bilo leseno, pokrito z ope~no kritino. Stavba
je do sedaj samostojno prena{ala lastno in koristno
obte`bo.
Stari zidani stavbi najprej odstranimo dotrajane
konstrukcijske elemente (streho, vmesne strope, vmesno
zidovje, itd.) in izdelamo med zunanjimi zidovi, ki jih
ohranimo, novo talno temeljno AB plo{~o. Na nivoju
eta`, na notranji strani zidovja, izdelamo po celotni
dol`ini obodnega zidu AB vez. V notranjost stavbe nato
tik ob obstoje~em zidovju na AB temeljno plo{~o vsta-
vimo, po eta`ah, novo nosilno jedro iz kri`no lepljenih
masivnih lesenih plo{~ ter ustrezno medsebojno
pove`emo stare in nove konstrukcije. X-lam obodne
stenske plo{~e in vmesne X-lam stene sidramo v talno
AB plo{~o s pomo~jo kovinskih kotnikov, ki jih pritrdi-
mo stransko na X-lam stenske plo{~e z obro~astimi
`eblji, navzdol v AB plo{~o pa s sidrnimi vijaki za beton.
Vrsto kovinskih kotnikov in razdaljo med njimi
dolo~imo s stati~nim izra~unom v nadaljevanju. Tako
postavljene nove X-lam stene sedaj prena{ajo prevzete
obte`be na novo izvedeno talno AB temeljno plo{~o. Na
nivoju eta`, kjer imamo pripravljeno AB vez, s pomo~jo
kovinskih kotnikov pove`emo obstoje~e zunanje zidovje
z medeta`nimi X-lam plo{~ami novega lesenega jedra.
Kotnike pritrdimo v X-lam plo{~e z obro~astimi `eblji, v
obstoje~e zidove pa v zato predhodno pripravljeno AB
vez s sidrnimi vijaki za beton. Tak{na izdelava novega
nosilnega jedra iz X-lam plo{~, ki so znane po svoji ve-
liki togosti in dobrem prena{anju potresnih obremenitev,3
lahko sedaj zagotavlja obstoje~i stari konstrukciji
stabilnost pri potresni obremenitvi. Predvsem pomembna
je izvedba ustreznih detajlov, s katerimi bomo zagotovili
ustrezno medsebojno povezanost stare in nove konstruk-
cije, predvsem na eta`nih vi{inah, posledi~no pa sode-
lovanje starih in novih elementov konstrukcijskih
sklopov in zagotovitev sistema togih {ip v ravnini stro-
pov. Rekonstrukcijo objekta na vrhu zaklju~imo z novo
stre{no konstrukcijo, s kritino, ki jo postavimo neposred-
no na novo X-lam nosilno konstrukcijo. Na tak na~in
obstoje~ih starih konstrukcij dodatno ne obremenjujemo,
A. [TRUKELJ et al.: METODA REKONSTRUKCIJE ZIDANIH STAVB Z NOTRANJIM JEDROM ...
480 Materiali in tehnologije / Materials and technology 51 (2017) 3, 479–484
MATERIALI IN TEHNOLOGIJE/MATERIALS AND TECHNOLOGY (1967–2017) – 50 LET/50 YEARS
Slika 2: Sidranje zunanjega ope~nega zidu na X-lam stropno plo{~o
na nivoju podstre{ja in eta`e
Figure 2: Anchoring of the outer brick wall onto the X-lam ceiling
panel at the level of the attic and 1st floor
Slika 1: Tloris in prerez rekonstruiranega vzor~nega objekta
Figure 1: Ground and cross-section of the case-study building
niti z njo ne posegamo v zunanji izgled stavbe, znotraj
objekta pa dobimo novo pomlajeno notranjost stavbe.
Gradbeno-fizikalne zahteve pa re{ujemo s sanacijski-
mi ukrepi, s katerimi izbolj{amo bivalno ugodje, var~u-
jemo z energijo in s tem varujemo okolje. Konstrukcijo
saniramo na na~in, da prepre~imo prehode zunanje vlage
v notranjost stavbe, namestimo toplotno izolacijo na
zunanje obodne stene (v na{em primeru na notranji
strani), na tla proti terenu in na vrhnjo stropno plo{~o.
2.2 Potresna analiza z metodo vodoravnih sil
Za dolo~itev potresnih sil, delujo~ih na rekonstruiran
objekt, uporabimo poenostavljeno metodo analize s
spektrom odziva, ki je znana tudi pod imenom metoda z
vodoravnimi silami.8 Po tej metodi v ra~unski analizi
potresno obte`bo predpostavimo kot linijsko obte`bo na
nivoju vsake eta`e, ki jo izra~unamo glede na vi{ino in
{tevilo eta` objekta ter najve~jo stri`no silo (angl. base
shear) ob vpetju konstrukcije v temelje.
2.2.1 Potresna nosilnost X-lam jedra
Najprej izra~unamo celotno potresno silo, ki deluje
na rekonstruiran objekt (Slika 1), pri ~emer upo{tevamo
skupaj mase starih ope~nih zidov in nove (lesene)
konstrukcije objekta, ki sta medsebojno povezana na
nivoju eta`. Na podlagi teh potresnih sil dimenzioniramo
spojne elemente, ki medsebojno povezujejo konstrukcijo
iz X-lam plo{~. Tako mora sedaj v primeru potresa nova
X-lam konstrukcija prevzeti tudi potresno obte`bo
inercije mase starih zidov.
Vrednost faktorja obna{anja (q), za X-lam plo{~e,
upo{tevamo v skladu s priporo~ili standarda SIST EN
1998-1:20068 (v nadaljevanju EC8) za lepljene plo{~e, ki
zna{a q = 2. Podatki preizkusa potresnega obna{anja
trinadstropne stavbe iz projekta SOFIE3 so sicer poka-
zali, da bi bil lahko faktor obna{anja tak{ne stavbe tudi
3, vendar v na{em primeru prevzamemo bolj konserva-
tivno predpostavko. Za vzor~ni objekt predpostavimo tla
tipa C (S = 1.15, TB = 0.2 s, TC = 0.6 s, TD = 2 s), nihajni
~as konstrukcije izra~unamo z Ena~bo (1) 4.6 iz
standarda EC8:
T C Ht1
3 4= × =/ 0,18 s (1)
Vrednost projektnega spektra (Slika 3) za na{ nihajni
~as zna{a Sd(T1) = 3,36 m/s2.
Skupno efektivno maso za posamezno eta`o dolo-
~imo z upo{tevanjem prispevka mas konstrukcij na
nivojih eta`, tj. dele`i zunanjih ope~nih zidov, AB vezi,
X-lam stenskih plo{~ z oblogami, X-lam medeta`nih
plo{~ z estrihi ter strehe. Efektivna masa konstrukcije
nad pritli~jem zna{a 90 ton, konstrukcije nad nadstrop-
jem pa 53,4 tone.
Celotno potresno pre~no silo izra~unamo z Ena~bo
(2) 4.5 iz EC8:
Fb, celotna, X, Y 481,76 kN= (2)
Po vi{ini konstrukcije razporedimo potresne sile z
Ena~bo (3) 4.11 iz EC8:
F
F
prit, X, Y
nad, X, Y
2 ,47 kN;
2 1,29 kN
=
=
20
6
(3)
Upo{tevamo {e vpliv naklju~ne torzije s pomo~jo
Ena~be (4) 4.12 iz EC8, iz ~esar sledi pove~anje u~inka
vpliva vodoravnih potresnih sil:
F
F
F
b, celotna, X, Y
prit, X, Y
nad
7 ,82 kN;
,75 kN;
=
=
70
352
, X, Y ,06 kN= 418
(4)
Za preverjanje mejnega stanja nosilnosti X-lam
masivne konstrukcije (njenih kovinskih spojnih elemen-
tov name{~enih na spojih med stenami in plo{~ami)
moramo izpolniti pogoj, da je projektna vrednost u~inka
vpliva pri projektni potresni kombinaciji manj{a ali
kve~jemu enaka odgovarjajo~i projektni nosilnosti ko-
vinskega spojnega elementa. Projektna nosilnost kovin-
A. [TRUKELJ et al.: METODA REKONSTRUKCIJE ZIDANIH STAVB Z NOTRANJIM JEDROM ...
Materiali in tehnologije / Materials and technology 51 (2017) 3, 479–484 481
MATERIALI IN TEHNOLOGIJE/MATERIALS AND TECHNOLOGY (1967–2017) – 50 LET/50 YEARS
Slika 4: Sidranje X-lam stenskih plo{~ s kotniki za prevzem stri`nih
obremenitev na spoju beton/les9
Figure 4: Anchoring of X-lam wall panels with steel angular brackets
for the transfer of shear load in the concrete-timber joint9
Slika 3: Projektni spekter za X-lam konstrukcijo (q = 2, du{enje 5 %)
Figure 3: Project spectrum for the X-lam construction (q = 2, 5 %
damping)
skega spojnega elementa se ra~una po pravilih, ki veljajo
za uporabljen material (uporabljajo se karakteristi~ne
vrednosti lastnosti materiala fk in parcialni faktorji
varnosti m). Za spojne elemente na vzor~nem primeru
bomo uporabili tipske kotnike (Slika 4) podjetja
Rothoblaas.9 Ko dimenzioniramo spojne elemente za
prevzem potresne obremenitve med kri`no lepljenimi
lesenimi stenskimi in stropnimi plo{~ami, ra~unamo s
kotniki za prenos stri`nih sil. Ker imamo precej dolge
stene in nizko zgradbo, do dvi`nih sil v vogalih sten
na~eloma ne prihaja.
Dol`ine sidranja X-lam sten izra~unamo ob dejstvu,
da imamo v vsaki smeri zgradbe 3 linije enako dolgih
sten (Slika 1). Srednji steni, ki sta dostopni z obeh strani,
lahko tako z vsake strani tudi sidramo, do zunanjih parov
sten pa lahko dostopamo le z ene strani. Zato v ra~un v
vsaki smeri vzamemo 4 efektivne dol`inske linije sten
(ena~ba (5)):
L
L
sten, X
sten, Y
m;
m
= ×
= ×
4 9 04
4 7 04
,
,
(5)
Izra~unamo stri`ne sile po teko~em metru v posa-
mezni eta`i. Kasneje bomo izra~unali, koliko kotnikov
potrebujemo v smereh X in Y.
Potresne sile na teko~i meter sten na koti vpetja v
pritli~ju (spoj talne AB plo{~e in X-lam stenskih plo{~
pritli~ja) so:
F
F
Lb, X
b, celotna, X, Y
sten, X
kN
m
' ,= = 2131 (6)
F
F
Lb, Y
b, celotna, X, Y
sten, Y
kN
m
' ,= = 27 37 (7)
Za prevzem sil izberemo kotnik TITAN TCN 200 za
obremenitve na polnih stenah, ki ga na tem nivoju eta`e
pritrjujemo navzdol v AB talno plo{~o s kemijskim
sidrom tipa AB1 M12 × 103 in stransko v les z `eblji
LBA "4 × 60. Sile na vrhu sten so tako reko~ enake kot
na dnu sten, vendar tu izberemo druga~en kotnik, tj.
WBR90, ki ga na tem nivoju eta`e pritrjujemo navzgor
in stransko v les z `eblji LBA "4 × 60.
Potresne sile na teko~i meter stene na koti nadstropja
spodaj (spoj medeta`ne X-lam plo{~e in X-lam sten
nadstropja) in na vrhu nadstropja (spoj X-lam stropne
plo{~e in X-lam sten nadstropja) pa so:
F
F
Lb, nad, X
b, nad, X, Y
sten, X
kN
m
' ,= =1156 (8)
F
F
Lb, nad, Y
b, nad, X, Y
sten, Y
kN
m
' ,= =14 84 (9)
V obeh primerih:
F
F
L
F
2 /a, nad, spod, X
nad, X
CLT, stenaX
2 /3, n
kN
m
=
×
=
4
1156,
ad, spod, Y
nad, Y
CLT, stenaY
kN
m
=
×
=
F
L 4
14 84,
izberemo kotnik WBR90, ki ga na tem nivoju eta`e
pritrjujemo navzdol in stransko v les z `eblji LBA "4 ×
60.
Potrebne razdalje med posameznimi spojnimi sred-
stvi (Lkotnik) v smeri X in Y so izra~unane kot razmerje
med projektnimi vrednostmi odpornosti spojnih sredstev
in stri`nimi silami, delujo~ih po teko~em metru objekta v
smereh X in Y (Tabela 1). Projektne vrednosti odpornosti
spojnih sredstev (Rd) se izra~unajo iz lastnosti spojnih
sredstev za posamezne na~ine pritrjevanja.
2.2.2 Potresno sidranje starih zidov v X-lam jedro
S pomo~jo iste metode izra~unamo potresne sile, ki
jih povzro~i masa zunanjih ope~nih zidov, povezanih na
nivoju eta` na notranje jedro iz kri`no lepljenih lesenih
masivnih plo{~. V tem primeru dimenzioniramo spojne
elemente, potrebne za vpetje zunanjih ope~nih zidov na
notranje leseno jedro, ki bodo prepre~ili poru{itev starih
zidov izven svoje ravnine (Slika 2). Pri izra~unu po-
tresnih sil, ki jih povzro~ajo stari zidovi na konstrukcijo,
bomo predpostavili faktor obna{anja q = 1, ker ne pri-
~akujemo disipiranja energije v spojih med starimi
zidovi in novo konstrukcijo. Ra~unamo z elasti~nim
spektrom odziva, njegova vrednost za izra~unan primer
zna{a Sd(T1) = 6,53 m/s2.
Skupna efektivna masa za posamezno eta`o je dolo-
~ena z upo{tevanjem prispevka mas zunanjih ope~nih
zidov in AB vezi na nivojih eta`, (dele`i zunanjih
ope~nih zidov in AB vezi). Za zunanje ope~ne zidove, ki
jih sidramo na koti eta`e zna{a 66,8 t, za zidove, ki jih
sidramo na vrhu prvega nadstropja pa 34,1 t.
Celotna potresna pre~na sila, ki jo povzro~i ope~ni
zid, z upo{tevanjem vpliva naklju~ne torzije, zna{a
Fb,zid,X,Y = 1065,17 kN. Silo razdelimo {e po vi{ini, tako
dobimo silo, ki deluje nad pritli~jem Fzid,prit,X,Y = 519,46
kN ter silo, ki deluje nad nadstropjem Fzid,nad,X,Y = 545,71
kN; Fzid,pritX,Y = 516,40 kN; Fzid,nad,X,Y = 542,51 kN.
Ope~ne zidove lahko sidramo le v zunanjo konturo
lesenega jedra. Proporcionalni dele` sile, ki deluje na
A. [TRUKELJ et al.: METODA REKONSTRUKCIJE ZIDANIH STAVB Z NOTRANJIM JEDROM ...
482 Materiali in tehnologije / Materials and technology 51 (2017) 3, 479–484
MATERIALI IN TEHNOLOGIJE/MATERIALS AND TECHNOLOGY (1967–2017) – 50 LET/50 YEARS
Tabela 1: Raster veznih sredstev za X-lam jedro
Table 1: The spacing of fasteners in the X-lam core
Nivo pritrditve Kotnik (X-lam) Na~in pritrditve Rd (kN) F’b,x (kN/m) F’b,Y (kN/m) Lkotnik,X (m) Lkotnik,Y (m)
pritli~je spodaj TCN 200 beton/les 20,2 21,31 27,37 0,95 0,74
pritli~je zgoraj WBR 90 les/les 9,02 21,31 27,37 0,42 0,33
nadstropje spodaj WBR 90 les/les 9,02 11,56 14,84 0,78 0,61
nadstropje zgoraj WBR 90 les/les 9,02 11,56 14,84 0,78 0,61
leseno jedro v smeri izven svoje ravnine, dobimo tako,
da delimo celotno potresno silo v eta`i s celotno dol`ino
oboda zgradbe. Celotna dol`ina sidranja zna{a:
Lzid,tot = 2 × 9,24 m + 2 × 7,24 m = 32,96 m (10)
Izra~unamo natezne sile (F1) po teko~em metru v
posamezni eta`i, na podlagi katerih bomo dolo~ili, koli-
ko kotnikov potrebujemo v smereh X in Y.
Na koti nadstropja (spoj medeta`ne lesene plo{~e in
zunanjih ope~nih zidov) zna{a sila:
F
F
L1, nad
zid, prit, X, Y
zid, tot
kN
m
' ,= =15 76 (11)
Predpostavimo, da je ope~ni zid v svoji ravnini
sposoben prenesti silo lastne inercije sam. Izberemo
kotnik WHT340 za natezni spoj les/beton, ki ga na tem
nivoju eta`e pritrjujemo stransko s kemijskim sidralom
tipa VINYLPRO 1×M16×160 v AB vez in navzdol z
`eblji LBA "4 × 60 v les.
Na koti podstre{ja (spoj medeta`ne lesene plo{~e in
zunanjih ope~nih zidov) pa je sila:
F
F
L1, podd
zid, nad, X, Y
zid, tot
kN
m
' ,= =16 56 (12)
Izberemo luknjane plo{~e WHT 440 za natezni spoj
les/beton, ki ga na tem nivoju eta`e pritrjujemo navzdol
v AB vez s kemijskim sidralom tipa VINYLPRO
M16x190 in navzdol v les z `eblji LBA "4 × 60. Raz-
dalje med veznimi sredstvi so podane v Tabeli 2.
Tabela 2: Raster veznih sredstev za pritrjevanje starega zidu v X-lam
jedro
Table 2: The spacing of fasteners for attaching the old masonry wall
to the X-lam core
Nivo
pritrditve
Kotnik
(zid)
Na~in
pritrditve
Rd
(kN)
F1,X,Y
(kN/m)
Lkotnik,zid,XY
(m)
nadstropje WHT340 beton/les 36,02 15,76 2,28
podstre{je WHT440 beton/les 22,58 16,56 1,36
3 REZULTATI IN DISKUSIJA
3.1 Rekonstrukcija
Potresno obremenitev mora v rekonstruiranem
objektu prevzeti novo vstavljena konstrukcija iz X-lam
plo{~, oziroma spojna sredstva (kovinski kotnik), ki
povezujejo elemente X-lam konstrukcije (stenske in
medeta`ne plo{~e). Za zagotovitev nosilnosti X-lam
konstrukcije ob delovanju potresnih sil potrebujemo
zadostno {tevilo spojnih sredstev, ki bodo prevzele
obremenitev. Prav tako potrebujemo za zagotovitev
stabilnosti zunanjih ope~nih zidov proti prevrnitvi izven
svoje ravnine zadostno {tevilo spojnih sredstev (kovinski
kotniki, luknjane plo{~e), ki povezujejo novo X-lam
konstrukcijo s starimi zidovi na nivoju eta`. Z numeri~no
{tudijo smo dokazali, da je mo`no potresne sile za dvo-
eta`ni objekt prevzeti s standardnimi veznimi sredstvi na
relativno enostaven na~in.
3.2 Energetska sanacija
Z novo izvedeno sekundarno konstrukcijo v notra-
njosti objekta, s katero potresno zavarujemo staro
zidovje, prepolovimo toplotno prehodnost na zidnem
konstrukcijskem sklopu `e brez dodajanja toplotne
izolacije. Uporabljamo namre~ dokaj izolativen material
(masivne lesene plo{~e), kar samo po sebi zmanj{a pre-
hod skozi rekonstruiran konstrukcijski sklop. Medseboj-
ni primerjavi toplotnih prehodnosti skozi zidni konstruk-
cijski sklop smo izra~unali s programom "U-Wert
Rechner".10 Toplotna prevodnost za zunanji ovoj kon-
strukcije zna{a 1,19 W/m2K za prvoten ter 0,57 W/m2K
za rekonstruiran objekt.
3.3 Parametri~na {tudija
V {tudiji obravnavamo tri vzor~ne primere po novi
metodi rekonstruiranih objektov enakih tlorisnih dimen-
zij 8×10 m in eta`ne vi{ine 2,82 m. Parameter, ki ga v
{tudiji spreminjamo, je eta`nost objektov, ki jo spremi-
njamo od ene do treh eta`. Ostalih parametrov v tej
{tudiji ne spreminjamo.
Ob zvi{evanju {tevila eta` objektov se potresna sila
ob vpetju mo~no pove~uje, kar je logi~na posledica
delovanja ve~je celotne mase objekta z ve~ eta`ami.
Vrednosti potresnih sil nato proti vrhu na{ih vzor~nih
primerov objekta v vsaki eta`i padajo, saj je bila v
osnovi na{a predpostavka, da so vzor~ni primeri ob-
jektov pravilni po vi{ini in se masa postopoma zmanj{uje
od temeljev proti vrhu. Med vzor~nima primeroma
objekta "P" in "P + 1" je precej{nja razlika v silah, ker
smo pri izvedbi vzor~nega primera objekta "P" {e pred
t. i. platojem projektnega spektra pospe{kov, z vzor~nim
primerom objekta "P + 1" pa smo `e v platoju pro-
jektnega spektra pospe{kov, kjer se generirajo tudi
najve~je sile. Obenem pa vidimo, da pri vzor~nem pri-
meru objekta "P + 2" razmerje velikosti skupne potresne
sile in lastne te`e objekta (Slika 5) pade. ^e bi para-
metri~no {tudijo pri enakih pogojih nadaljevali (na
primer "P + 3" itd.), bi to razmerje {e nadalje padalo, ker
bi se vse bolj oddaljevali od platoja spektra pospe{kov in
bi normirana potresna obremenitev padala. Predvide-
A. [TRUKELJ et al.: METODA REKONSTRUKCIJE ZIDANIH STAVB Z NOTRANJIM JEDROM ...
Materiali in tehnologije / Materials and technology 51 (2017) 3, 479–484 483
MATERIALI IN TEHNOLOGIJE/MATERIALS AND TECHNOLOGY (1967–2017) – 50 LET/50 YEARS
Slika 5: Prikaz velikosti skupnih potresnih stri`nih sil, ki delujejo po
posameznih eta`ah in razmerja med celotno potresno silo in skupnimi
lastnimi te`ami vzor~nih objektov
Figure 5: Total seismic shear forces in each floor and the ratios bet-
ween the total seismic force and self-weights of case-study buildings
vamo lahko torej, da se stro{ki rekonstruiranja (na
uporabno povr{ino) po novi metodi na ra~un veznih
sredstev ne bi nujno linearno bistveno pove~evali, pri
rekonstrukcijah ve~eta`nih stavb. Obenem pa moramo
pri rekonstrukcijah upo{tevati tudi dejstvo, da so stro{ki
pripravljalnih in zemeljskih del, ureditve odvodnjavanj v
okolici objekta, rekonstrukcije in sanacije vdora zunanje
vode v objekt itd. (torej vsa dela do kote + 0,00 m)
skoraj enaki za manj eta`ne kot za ve~eta`ne stavbe, kar
vpliva na kon~no ceno rekonstrukcije po enoti rekonstru-
irane povr{ine.
3.4 Stro{kovna ocena
Za izvedbo rekonstrukcije po novi metodi protipo-
tresne utrditve zidane stavbe bi celotni ocenjeni stro{ki
investicije izvedbe tak{ne rekonstrukcije (vklju~eni
stro{ki izvedbe konstrukcijskih ukrepov, sanacijskih
ukrepov in izvedbe novih instalacij) zna{ali okoli 820
EUR/m2 neto. Primerjava zgolj stro{kov konstrukcijskih
ukrepov po novi tehnologiji v primerjavi z eno od tra-
dicionalnih metod rekonstrukcije protipotresne utrditve
zidanih stavb je slede~a:
Rekonstrukcija s stabilizacijo zidane stavbe z notra-
njim jedrom iz kri`no lepljenih lesenih plo{~: 346
EUR/m2 (stro{ek vklju~uje `e novo streho in delno
toplotno izolirane zunanje stene zaradi uporabe izolativ-
nega materiala).
Rekonstrukcija obstoje~ih zidov zidane stavbe z obla-
ganjem z armiranimi ometi in izvedba utrditvenih
armiranobetonskih estrihov: 348 EUR/m2.
Primerjava poka`e, da gre v osnovi za prakti~no
enake stro{ke, vendar pa nova metoda ugodno vpliva tudi
na energetski vidik zaradi uporabe bolj izolativnega
materiala. To pomeni, da gre pri celotni investiciji vse-
kakor za ugodnej{o tehnologijo v primerjavi z ostalimi.
4 ZAKLJU^EK
Nova tehnologija izvedbe X-lam notranjega jedra kot
sekundarnega nosilnega konstrukcijskega sistema v
notranjosti obstoje~e zidane stavbe, ki zahteva pravilno
in smiselno izvedbo posameznih detajlov spojitve stare
in nove konstrukcije po posameznih eta`ah, predstavlja
u~inkovit sistem protipotresne rekonstrukcije primarne
stare potresno neodporne stavbe in zvi{uje obstoje~i
konstrukciji stabilnost pri potresni obremenitvi. Rekon-
strukcijo lahko izvedemo brez ve~jih posegov v zunanji
izgled objekta (v primeru stavbe pod spomeni{kim
varstvom) ter ne predstavlja dodatnih obremenitev za
obstoje~e stare konstrukcije. Ra~unsko smo dokazali, da
lahko z ustrezno izvedenimi na~ini spajanj starih in
novih konstrukcijskih elementov prevzamemo potresno
obremenitev, ki bi delovala na tako rekonstruiran objekt.
Ob izvedbi rekonstrukcijskega posega se izbolj{ajo tudi
energetski pogoji v stavbi, ker oblagamo obstoje~e staro
toplotno prehodno zidovje z novim toplotno izolativnim
materialom (masivnimi lesenimi plo{~ami), kar samo po
sebi zmanj{a prehod toplote skozi rekonstruiran kon-
strukcijski sklop. Stro{kovna analiza ne poka`e bistvenih
razlik v primerjavi s konvencionalnimi metodami po-
tresne rekonstrukcije, vendar sistem zaradi svoje
ve~funkcionalnosti predstavlja bolj racionalno investi-
cijo, saj ob enakem stro{ku omogo~a celovito prenovo
objektov.
5 LITERATURA
1 G. ^erne, I. Jane`i~, Uvod, Sanacija in rekonstrukcija zgradb: Zbor-
nik referatov Gradbeni in{titut ZRMK, Ljubljana 1999, 5–7
2 S. Gosti~, A. Mezgec, R. @arni}, Protipotresne utrditve zidanih kon-
strukcij s CFRP kompoziti, Gradbenik, 3 (2005), 37–41
3 S. Gagnon, C. Pirvu, CLT handbook: Cross – laminated timber,
Canadian ed., FPInnovations, Québec 2011
4 K. [traus, Analiza dinami~nega odziva 7-eta`ne lesene masivne kon-
strukcije na potresni mizi, FGG, Ljubljana 2008
5 J. Jan~ar, B. Duji~, Primerjava lesenih masivnih panelov sestavljenih
iz razli~no kri`no spojenih lesenih struktur, 33. Zborovanje
gradbenih konstruktorjev Slovenije, Bled 2011
6 B. Duji~, R. @arni}, M. Kitek Kuzman, Vrednotenje potresne odpor-
nosti lesene gradnje, Gradnja z lesom - izziv in prilo`nost za
Slovenijo, Univerza v Ljubljani, Biotehni{ka fakulteta, Oddelek za
lesarstvo, Ljubljana 2009, 176–180
7 I. Sustersic, M. Fragiacomo, B. Dujic, Seismic Analysis of Cross-
Laminated Multistory Timber Buildings Using Code-Prescribed
Methods: Influence of Panel Size, Connection Ductility, and Sche-
matization. Journal of Structural Engineering, 142 (2016) 4, doi:
10.1061/(ASCE)ST.1943-541X.0001344
8 SIST EN 1998-1: 2006, Evrokod 8: Projektiranje potresnoodpornih
konstrukcij – 1. del: Splo{na pravila, potresni vplivi in pravila za
stavbe, Slovenski in{titut za standardizacijo, Ljubljana, 2006
9 Plo{~e in spojniki za les, Katalog podjetja Rohtoblaas,
http://www.rothoblaas.com/en/si/catalogues/fastening-systems.html,
30. 3. 2016
10 Ra~unalni{ki program U-wert Rechner, https://www.u-wert.net/, 23.
3. 2016
A. [TRUKELJ et al.: METODA REKONSTRUKCIJE ZIDANIH STAVB Z NOTRANJIM JEDROM ...
484 Materiali in tehnologije / Materials and technology 51 (2017) 3, 479–484
MATERIALI IN TEHNOLOGIJE/MATERIALS AND TECHNOLOGY (1967–2017) – 50 LET/50 YEARS