Gradbeni vestnik • letnik 69 • maj 2020 131 VPLIV VPETOSTI MED PREISKAVO OBNAŠANJA NEARMIRANIH ZIDOV PRI POTRESNI OBTEŽBI•dr. Petra Triller, doc. dr. Matija Gams, akad. prof. dr. Miha Tomaževič VPLIV VPETOSTI MED PREISKAVO OBNAŠANJA NEARMIRANIH ZIDOV PRI POTRESNI OBTEŽBI INFLUENCE OF BOUNDARY RESTRAINTS AT TESTING OF SEISMIC BEHAVIOUR OF UNREINFORCED MASONRY WALLS dr. Petra Triller, univ. dipl. inž. grad. Zavod za gradbeništvo Slovenije, Dimičeva ulica 12, 1000 Ljubljana doc. dr. Matija Gams, univ. dipl. inž. grad. Fakulteta za gradbeništvo in geodezijo v Ljubljani, Jamova cesta 2, 1000 Ljubljana akad. prof. dr. Miha Tomaževič, univ. dipl. inž. grad. Zavod za gradbeništvo Slovenije, Dimičeva ulica 12, 1000 Ljubljana Znanstveni članek UDK 624.042.7:69(497.1)(497.4) Povzetek l V prispevku so predstavljene obsežne eksperimentalne raziskave ob- našanja večetažnih zidanih strižnih sten z odprtinami pri potresni obtežbi. Preiskali smo odziv 3-etažnega preizkušanca v naravnem merilu na potresno obtežbo, s katero smo preučevali odziv tipične 5-etažne zidane stavbe, grajene na območju Slovenije in njene širše okolice v času pred letom 1964 (pred prvimi potresni predpisi). Vzporedno smo opravili osem cikličnih strižnih preiskav posameznih zidov pri štirih tipih robnih pogojev. Z analizo rezultatov obsežnih meritev sil in deformacij na površini večetažnih strižnih sten smo ovrednotili vpliv vertikalnih in horizontalnih elementov strižne stene na posamezni slop ter iskali najustreznejši tip robnih pogojev za simulacijo potresnega odziva v preiska- vi posameznega zidnega slopa. Ključne besede: nearmirano zidovje, ciklične strižne preiskave, opečni votlak, preiskava v naravnem merilu, optični sistem za merjenje deformacij Summary l Extensive experimental research on seismic behaviour of multistorey shear walls with openings is presented. A 3-storey specimen in full scale was tested under simulated seismic load to analyse the response of a 5-storey unreinforced masonry build- ing. The specimen is built from materials and by applying technology that was widely used in Slovenia and its wider region before 1964 (when the first earthquake regulations were adopted in Slovenia). Additionally, eight cyclic shear tests of single walls were carried out at four different types of boundary conditions. By analysing the results of extensive force and deformation measurements on the surface of multistorey shear walls, the influence of vertical and horizontal elements on a pier of the wall was evaluated. Additionally, the most appropriate type of boundary conditions for simulating the seismic response of a pier in a single wall test was determined. Key words: unreinforced masonry, cyclic shear tests, hollow clay unit, full-scale testing, optical digital image correlation system for measuring displacements Gradbeni vestnik • letnik 69 • maj 2020 13 2 1•UVOD V zadnjih desetletjih je bilo po svetu opravljenih veliko število eksperimentalnih raziskav ob- našanja različnih sistemov zidovja pri potresni obtežbi. Pri tem so bili preiskani modeli v narav- nem ali pa pomanjšanem merilu, potresna obtežba pa je bila simulirana s statičnimi in dinamičnimi, monotonimi in cikličnimi ter tudi psevdodinamičnimi postopki. Medtem ko z monotonimi preiskavami določimo osnovne mehanske lastnosti zidovja, pa za pridobitev podatkov o nosilnosti, togosti, duktilnosti in sposobnosti sipanja energije opravljamo ciklične preiskave. Začetki eksperimentalnih raziskav segajo v 60. leta prejšnjega stoletja, v čas po skopskem potresu leta 1963, ko sta bili aktualni sanacija in obnova zidanih stavb [Turnšek, 1970]. Razvoj laboratorijskega pre- izkušanja zidovja pri nas je tesno povezan s potresi, ki so se zgodili na območju nekdanje skupne države (Banjaluka – 1969, Kozjansko – 1973, Posočje – 1976, Črna gora – 1979, idr.). Potresno obnašanje zidanih konstrukcij naj- pogosteje raziskujemo s cikličnimi strižnimi preiskavami posameznih zidov, ki v nasprotju s preiskavami celih konstrukcij predstavljajo znatno manjši finančni in izvedbeni zalogaj. Pri tem se z robnimi pogoji, vertikalno in hori- zontalno (potresno) obtežbo poskušamo čim bolj približati razmeram v konstrukciji med potresom. Zidovi so obremenjeni z (običaj- no konstantno) navpično obtežbo, s katero simuliramo težo konstrukcije nad zidom, in vodoravno obtežbo, ki deluje v ravnini zidu, s katero simuliramo potresno obtežbo. Smer delovanja vodoravne obtežbe na zid se iz- menično spreminja, njena jakost pa postopno narašča do končne porušitve zidu. Zaradi dobrega ujemanja oblike poškodb in nači- na porušitve preizkušancev v laboratorijskih preiskavah s stanjem objektov po potresih so eksperimentalna opažanja in meritve služi- li kot osnova za teorijo obnašanja zidanih konstrukcij. V skladu s to teorijo obstajajo tri osnovne porušitve zidu: prestrižni mehanizem, strižni mehanizem porušitve z diagonalnimi razpokami in upogibna porušitev. Predvsem zaradi nedavnih potresov v Italiji je bilo v zadnjem času opravljenih veliko laboratorijskih preiskav potresnega odziva nearmiranega zidovja po različnih evropskih laboratorijih. Veliko jih je zbranih v poročilu Frumenta s sod. [Frumenta, 2009], kjer je tudi precejšnje število preiskav z Zavoda za gradbeništvo Slovenije (v nadaljevanju ZAG), opisanih tudi v članku Tomaževiča in Gamsa [Tomaževič, 2009]. Podatki, dobljeni s takšni- mi preiskavami, pa so merodajni le, če med eksperimentom vzpostavimo takšne robne pogoje, kot so na mestu, kjer se sicer v kon- strukciji nahaja preizkušen zidni slop. Pri preizkušanju posameznih zidnih slopov poleg prevladujočega mehanizma raziskovalci pogosto omenjajo tudi druge pojave, kot so drobljenje vogalov (ang. »toe-crushing«) in sukanje zidu kot togega telesa (ang. »rock- ing«). Te pojave včasih označijo za osnovni mehanizem odziva, čeprav jih pri potresno poškodovanih stavbah ali pa v preiskavah na terenu (in-situ preiskavah) ne opazimo. Sukan- ja zidnega slopa, za katerega sta značilna majhna disipacija energije in nastanek hori- zontalnih razpok na stiku s horizontalnimi po- vezovalnimi elementi trenutno veljavni stan- dardi (Evrokod 6 [SIST EN 1996-1-1:2006], Evrokod 8-1 [SIST EN 1998-1:2005], FEMA 356 [FEMA 356, 2000]), ne omenjajo, je pa med raziskovalci vedno bolj priljubljen (npr. [Calderini, 2009], [Shah, 1992], [Mahmoud, 1995], [Magenes, 1997]). Delno so novi mehanizmi posledica spre- memb v zidarstvu, tj. v materialih in tehnologiji gradnje (opečni zidaki z brušenimi naležnimi ploskvami, umetno poroziran opečni material, tankoslojne malte z visoko trdnostjo, poliure- tanska lepila idr.), saj jih bistveno bolj pogosto opazimo pri preizkušanju sodobnega zidovja. Na pojav novih mehanizmov pa poleg geo- metrije zidu, materialnih karakteristik zidovja in stopnje vertikalnih napetosti ključno vplivajo robni pogoji med preiskavo oz. njihova ideali- zacija [Tomaževič, 2016]. Zato je smiselno natančneje proučiti vpliv robnih pogojev med preiskavami ter ovrednotiti vpliv sukanja pri klasičnem načinu preskušanja. Ker je zahtevo po vzpostavitvi dejanskih robnih pogojev pri preiskavi zidov izjemno težko za- gotoviti, so robni pogoji v preiskavah idealizira- ni. Preiskave običajno izvajamo v konzolnem načinu vpetja ali na obojestransko simetrično vpetih preizkušancih. Konzolni način vpetja je v realnih objektih največkrat zastopan v starih zidanih stavbah, kjer so konzolni zidovi med- sebojno povezani s podajnimi lesenimi stropi, parapeti in preklade pa so šibki v primerjavi s slopi. Konzolni način se lahko v preiskavah uporabi tudi kot test le spodnje polovice zidu z ustrezno interpretacijo rezultatov na cel zid z upoštevanjem simetrije. Za izvedbo v labo- ratoriju je taka preiskava najbolj enostavna, saj na vrhu zidu ni treba vnašati momenta. Kljub temu pa je interpretacija rezultatov lahko zapletena, saj ima na odziv daljših zidov vpliv že togost zaključne vezi, ki se jo naredi zaradi praktičnih razlogov raznosa obtežbe na zid, kot je prikazano v delu Tomaževiča in Gamsa [Tomaževič, 2009]. Pri sodobnih zidanih stavbah, kjer stropno konstrukcijo najpogosteje predstavljajo v nji- hovi ravnini zelo toge armiranobetonske (AB) plošče, ki so nad zidovi ojačane z AB-venci, lahko predpostavimo obojestransko sime- trično vpetje, ki pa z vidika simulacije v labo- ratorijskih preiskavah predstavlja večji zalogaj. Poznamo dva pristopa, s katerima simuliramo vpetost na obeh koncih zidu. V prvem prime- ru zagotovimo, da se med celotno ciklično strižno preiskavo infleksijska točka (ničelna momentna točka) nahaja na polovici višine preiskanega zidu, medtem ko pri drugem za- gotovimo ravnost zgornje ploskve zidu. V obeh primerih dopustimo vertikalne pomike, saj se vertikalna sila med preiskavo ne spreminja. Salmanpour in Mojsilović [Salmanpour, 2015] v študiji proučujeta prej omenjena pristopa in zaključita, da prvi način običajno vodi do robnih pogojev, ki ne predstavljajo realnega stanja v konstrukciji. Do podobnih zaključkov v obsežni raziskavi obnašanja zidovja v cikličnih strižnih preiskavah pridejo tudi Magenes in sodelavci [Magenes, 2008]. Kljub velikemu številu opravljenih preiskav je študija, ki sta jo izvedla Petry in Beyer [Petry, 2014], ena redkih, v kateri zasledimo robne pogoje z raz- ličnimi nivoji vpetosti v intervalu med polnim vpetjem in prostim robom. Vpliv različnih tipov robnih pogojev sta proučevala tudi Wilding in Beyer [Wilding, 2018]. Naredila sta numerično analizo preiskav posameznih zidov pri po- tresni obtežbi, pri čemer sta obravnavala štiri različne načine vpetosti zgornjega roba zidu. Najboljši način, s katerim bi vpliv idealizaci- je robnih pogojev v čim večji meri izločili iz preiskave in hkrati preizkusili odziv cele konstrukcije, vključno z interakcijo med slopi, parapeti in prekladami ter med zidovjem in stropnimi ploščami, je preiskava večetažnega preizkušanca v naravnem merilu. Takšne pre- iskave so v raziskovalnem svetu v nasprotju s cikličnimi strižnimi preiskavami posameznih zidov redke, saj so s finančnega in izved- benega vidika precej zahtevne. Vsaka študi- ja tako velikih preizkušancev je posvečena specifični problematiki in ne podaja odgovora na vprašanja, na katera želimo odgovoriti v raziskavi ([Leiva, 1991], [Bothara, 2009], [Yi, 2016], [Triller, 2018]). dr. Petra Triller, doc. dr. Matija Gams, akad. prof. dr. Miha Tomaževič•VPLIV VPETOSTI MED PREISKAVO OBNAŠANJA NEARMIRANIH ZIDOV PRI POTRESNI OBTEŽBI Gradbeni vestnik • letnik 69 • maj 2020 13 3 2•RAZISKOVALNI PROGRAM Z namenom, da bi odpravili vpliv nepopolne simulacije robnih pogojev pri cikličnih strižnih preiskavah posameznih zidov, smo izvedli preiskavo potresnega obnašanja večetažne- ga modela v naravnem merilu kot tudi pre- iskave posameznih, pri različnih robnih po- gojih, ciklično preiskanih zidov. Je ena redkih preiskav preizkušancev v naravni velikosti in prva, v kateri je bila potresno preizkuše- na kombinacija opečnih votlakov in malte za splošno rabo. Trietažni model predstavlja izsek srednjega spodnjega dela petetažne nearmirane večstanovanjske zidane stavbe (manjkajoči del stavbe smo nadomestili z obtežbo). Posamezni zidni slopi so v smislu geometrijskih in materialnih karakteristik pred- Slika 1• Shematski prikaz obravnavane večetažne stavbe in preizkušancev. stavljali direkten izsek iz večetažnega modela (slika 1). Raziskovalni program je sestavljen iz dveh delov. Prvi del je namenjen predstavitvi eksperi- mentalnih preiskav večetažnega preizkušan- ca in osmih zidov. V drugem delu natančno analiziramo odziv spodnje etaže večetažnega modela in ga primerjamo z zidovi pri različnih robnih pogojih. V zaključku izberemo najpri- mernejši tip robnih pogojev, s katerim najbolje opišemo vpetostne pogoje zidnega slopa v obravnavanem tipu zidane konstrukcije. 3•OPIS PREIZKUŠANCEV Materiali 3.1.1 Zidaki Za gradnjo preizkušancev so bili uporabljeni opečni votlaki z nominalnimi dimenzijami 290/190/190 mm (dolžina/širina/višina) (slika 2). Prostornina lukenj glede na bruto prostornino zidaka v b , določena s standardom SIST EN 772-9:1999 na vzorcu 10 zidakov, znaša 55 %, kar pomeni, da zidak v skladu z Evrokodom 6 (SIST EN 1996-1-1:2006) uvrščamo v skupino 2. Deklarirana vrednost tlačne trdnosti zidakov f b,d , določena skladno s harmoniziranim standardom SIST EN 772- 1:1 1+A1:2015 in zagotovljena pri proizvajalcu, znaša 15,0 MPa. Povprečna tlačna trdnost zidakov f b , določena izmerjena na vzorcu 10 opečnih votlakov v skladu s standardom SIST EN 772-1:1 1+A1:2015, je 25,1 MPa (KV 9,6 %). 3.1.2 Malta Vezivo pri gradnji preizkušancev je podaljša- na cementna malta. Sestavine za malto v predhodno določenem volumskem razmerju cement : apno : pesek = 0,5 : 1 : 8 so bile odmerjene in zmešane na gradbišču. Količina dodane vode je bila takšna, da je mešanici ustrezal razlez 170 mm v skladu s stan- dardom SIST EN 1015-3:2001. Upogibna in tlačna trdnost malte sta bili določeni s preiz- kušanjem prizem (40/40/160 mm) v skladu s standardom EN 1015-1 1. Dodatno je bila preizkušena tlačna trdnost malte na kockah (70/70/70 mm). Povprečna vrednost tlačne trdnosti malte pri starosti 28 dni na prizmah (f m,p,28 ) je znašala 2,0 MPa, na kockah (f m,c,28 ) pa 1,8 MPa. Pri enaki starosti je bila povpreč- na upogibna trdnost malte na prizmah (f x1,28 ) 0,7 MPa. 3.1.3 Zidovje Tlačna trdnost zidovja je bila skladno s stan- dardom SIST EN 1052-1:1999 določena na treh identičnih zidnih preizkušancih dimenzij dolžina/višina/debelina = 79/1 19/19 cm. Povprečna tlačna trdnost zidovja f je znašala 3,8 MPa. Sekantnega modula elastičnosti zidovja E določimo pri 1/3 vrednosti največje izmerjene napetosti v preiskavi in v povprečju znaša 4,3 GPa. 3.1.4 Beton in jeklo Beton in armaturno jeklo sta bila v preiskavah uporabljena za gradnjo preklad ter temeljne in etažnih AB-plošč. Beton kvalitete C30/37 je bil izdelan v betonarni. Med betoniranjem so bili odvzeti vzorci betona za določitev tlačne trdnosti skladno s standardom SIST EN 12390-3:2009. Povprečna vrednost izmerjene tlačne trdnosti pri starosti 28 dni, določena na 4 kockah s stranico 150 mm, je znašala 40,8 MPa. Za armiranje betona so bile uporabljene mreže Q503 in palice Φ14 mm. Mehanske lastnosti vseh materialov so za večjo preglednost in nadaljnjo uporabo zbrane v preglednici 1. Geometrija Večetažne strižne stene z odprtinami Večetažni preizkušanec predstavlja tipič- no petetažno nearmirano in nepovezano večetažno stavbo, ki je bila v Sloveniji in njeni okolici zgrajena v obdobju pred uvedbo prvih jugoslovanskih potresnih predpisov leta 1964. Čeprav je bil preizkušanec zgrajen v naravnem merilu, so bile zaradi omejene- ga prostora in zmogljivosti obremenjevalne opreme sezidane le spodnje tri etaže simuli- Slika 2• Opečni votlak MB 29-19. VPLIV VPETOSTI MED PREISKAVO OBNAŠANJA NEARMIRANIH ZIDOV PRI POTRESNI OBTEŽBI•dr. Petra Triller, doc. dr. Matija Gams, akad. prof. dr. Miha Tomaževič Gradbeni vestnik • letnik 69 • maj 2020 13 4 Material Mehanska lastnost Simbol Enote Vrednost Zidaki Deklarirana naležna tlačna trdnost f b,d [MPa] 15,0 Povprečna naležna tlačna trdnost f b [MPa] 25,1 Prostornina lukenj v holes [%] 55 Malta Tlačna trdnost na kockah pri starosti 28 dni f m,c,28 [MPa] 1,8 Tlačna trdnost na prizmah pri starosti 28 dni f m,p,28 [MPa] 2,0 Upogibna trdnost pri starosti 28 dni f x1,28 [MPa] 0,7 Zidovje Tlačna trdnost f [MPa] 3,8 Modul elastičnosti E [GPa] 4,3 Beton Tlačna trdnost na kockah pri starosti 28 dni f c,c,28 [MPa] 40,8 Preglednica 1• Mehanske lastnosti materialov, uporabljenih pri gradnji preizkušancev. Slika 3• Geometrija večetažnega preizkušanca (levo) in posameznega zidu (desno); dimenzije so v metrih. rane stavbe (slika 1), manjkajoči del pa smo simulirali z dodatno obtežbo. Model je bil zgrajen na 30 cm debelem AB-temelju, ki je bil pritrjen v toga laboratorijska tla. Sestavljata ga dve trietažni strižni steni s svetlo etažno višino 2,01 m, ki ju na obeh koncih z name- nom zagotavljanja stabilnosti zunaj lastne ravnine povezujejo štiri prečne stene. Tlorisni dimenziji preizkušanca sta 3,79 m in 3,20 m. Debelina vseh zidov znaša 19 cm. Vodoravne in navpične rege so debele približno 10 oziro- ma 15 mm in so v celoti zapolnjene z malto. V vsaki od vzdolžnih sten se v posamezni etaži nahajata po dve okenski odprtini – vsaka s površino 1,1 m 2 . Celotna višina preizkušanca znaša 6,39 m. dr. Petra Triller, doc. dr. Matija Gams, akad. prof. dr. Miha Tomaževič•VPLIV VPETOSTI MED PREISKAVO OBNAŠANJA NEARMIRANIH ZIDOV PRI POTRESNI OBTEŽBI Gradbeni vestnik • letnik 69 • maj 2020 13 5 V temeljni plošči so odprtine za palice, preko katerih je vnesena vertikalna obtežba na preizkušanec. Etažne plošče imajo debelino 12 cm in so armirane z zgornjo in spod- njo armaturno mrežo Q503 ter dodatnimi vzdolžnimi palicami Φ14, ki so nad strižnimi stenami. Tlorisne dimenzije vseh horizontalnih konstrukcij znašajo 4,0 m x 4,1 m. Shema večetažnega preizkušanca s prikazanimi di- menzijami je na sliki 3 (levo). 3.2.2 Zidovi Zidovi predstavljajo medokenske zidne izseke iz pritličja obravnavane petetažne zidane stavbe in so enakih dimenzij kot medokenski slopi v trietažnem preizkušancu, tj. višina/ dolžina/debelina = 1,19/0,79/0,19 m. Za lažji transport in sidranje v laboratorijska tla so bili zidovi zgrajeni na AB-temeljih. Vodoravne in navpične rege so bile zapolnjene z mal- to debeline približno 1,0 oziroma 1,5 cm. Minimalni preklop med zidaki znaša 33 % dolžine zidaka. Na vrhu posameznega zidu je zgrajena zidna AB-vez, ki služi enakomerni razporeditvi vertikalne in horizontalne ob- težbe na zid. Shema zidu je prikazana na sliki 3 (desno). 4•OPIS PREISKAV Preizkuševališče Pri cikličnih strižnih preiskavah so temeljna AB-plošča preizkusne konstrukcije in AB-temel- ji zidov togo vpeti v laboratorijsko ploščad ob masivni reakcijski steni. Na reakcijsko steno so prek jeklenih elementov pripeti servohidrav- lični bati za vnos vodoravne obtežbe. Na vrhu večetažnega preizkušanca je nameščena jeklena okvirna konstrukcija za nanos in enakomerno razporeditev navpične obtežbe na preizkušanec. Vertikalna obtežba se vnaša preko treh hidravličnih batov na vrhu jeklene konstrukcije, ki so z jeklenimi palicami sidrani v laboratorijsko ploščad. Na vrhu posameznega zidu sta zidna AB- vez in močan jekleni nosilec, preko katerega vnašamo vodoravno in navpično obtežbo. Med zidom in jeklenim nosilcem je tanek sloj hitrovezoče izravnalne mase. Navpično obtežbo na obeh koncih jeklenega nosilca vnašamo z dvema oziroma štirimi hidravlični- mi bati, ki so z jeklenimi palicami sidrani v klet. Sestavni deli preizkuševališča za ciklične strižne preiskave preizkušancev so shematsko prikazani na sliki 4. Program preiskav Predobremenitev Preko treh hidravličnih batov na vrhu pre- izkušanca se v konstrukcijo vnesejo tlačne obremenitve. V zidovih spodnje etaže preiz- kušanca smo vzpostavili napetostno stanje, kakršno je v zidovih pritlične etaže tipične petetažne nearmirane zidane stavbe. Vnesena obtežba je med celotno preiskavo konstant- na. Napetost v medokenskem zidnem slopu spodnje etaže je znašala 0,9 MPa, kar pred- stavlja približno 24 % tlačne trdnosti zidovja. Podobno smo v preiskavah posameznih zidov navpično obtežbo vnesli preko hidravličnih batov. V primeru vseh zidov smo simulirali približno enako stanje, kot je bilo v spodnji etaži večetažnega modela, tj. tlačne napetosti v velikosti 0,9–1,0 MPa. V odvisnosti od iz- branega tipa robnih pogojev je v nekaterih pre- iskavah navpična obtežba ostala konstantna do konca preiskave, medtem ko se je ponekod spreminjala v skladu z vnaprej predpisanimi vpetostnimi zahtevami. Potresna obtežba Potresno delovanje smo v preiskavi večetažne- ga modela simulirali v obliki predpisanih horizontalnih pomikov na nivoju etažnih plošč Slika 4• Preizkuševališče za ciklično strižno preiskavo večetažnega modela (levo) in za posamezni zid (desno). VPLIV VPETOSTI MED PREISKAVO OBNAŠANJA NEARMIRANIH ZIDOV PRI POTRESNI OBTEŽBI•dr. Petra Triller, doc. dr. Matija Gams, akad. prof. dr. Miha Tomaževič Gradbeni vestnik • letnik 69 • maj 2020 13 6 tako, da so bile sile linearne po višini preiz- kušanca (trikotna razporeditev sil po višini, slika 5). Potek obremenjevanja smo kontroli- rali tako, da smo na nivoju spodnje etaže vsiljevali pomike, obtežbo na nivoju druge in tretje etaže pa smo vnašali kot silo, ki je bila dvakratnik oziroma trikratnik sile, ki smo jo kot reakcijsko silo na vsiljeni pomik izmerili v spodnji etaži. Razlog, da v spodnji etaži, kjer so na podlagi dosedanje prakse pričakovane največje poškodbe, vsiljujemo obtežbo v obliki pomikov, in ne v obliki sil, je v izvedljivosti preiskave prek največje dosežene odpornosti. Ko je namreč ta dosežena, računska določitev deformacij na osnovi doseženih sil ni več možna. Zaradi slednjega se odločimo za vsiljevanje pomikov, s čimer lahko sledimo nastalim silam med celotno preiskavo vse do porušitve preizkušanca. Program predpisanih pomikov je simbolično prikazan na sliki 5 in se pri enaki vrednosti po- mika dH vsiljuje izmenično v pozitivni in neg- ativni smeri s po tremi ponovitvami. Običaj- no pri ocenjevanju potresnega obnašanja v smislu deformacij namesto pomikov govorimo o zasukih Φ, saj z njimi lažje medsebojno primerjamo konstrukcijske elemente različnih velikosti. Zasuki Φ predstavljajo razmerje med relativnim zamikom opazovanega konstrukcij- skega dela (npr. etaže, posameznega zidu itd.) in njegovo višino. Vodoravne pomike smo povečevali in postopek obremenjevanja ponavljali v skladu s predvidenim programom vse do faze, ko se je celotna prečna sila konstrukcije pri maksimalnem horizontalnem pomiku prvič zmanjšala glede na prejšnjo fazo. Takrat so bile v konstrukciji poškodbe, ki jih je bilo še smiselno sanirati, zato smo ciklično strižno preiskavo prekinili z namenom raziskovanja učinkovitosti izbrane utrditvene tehnike [Triller, 2018]. Potresna obtežba v preiskavah posameznih zidov je bila vnesena na sredini višine jekle- nega nosilca in je bila simulirana na enak način in s podobnimi amplitudami kot v spod- nji etaži večetažnega preizkušanca. Preiskave posameznih zidov so bile izvedene praktično do porušitve. Instrumentacija Med preiskavo smo s kontaktnimi merilniki pomikov (LVDT) opazovali in merili vodoravne ter navpične pomike preizkušanca. Z LVDT-me- rilniki smo merili tudi zdrs na spodnjem in zgornjem stiku zidov z AB-ploščami. Meritve polja pomikov po celotni zunanji površini vzdolžnih sten smo opravili z optičnim siste- mom GOM Aramis. Na zunanji strani so bile merjene površine z namenom optimalnega delovanja sistema prepleskane z naključnim pikčastim kontrastnim vzorcem, na notranji strani pa so bili zidovi prebarvani belo, s čimer je bilo med preiskavo olajšano pregledovanje konstrukcije. Sila in pomik sta bila merjena v vsakem hidravličnem batu. Instrumentacija pri preiskavah posameznih zidov je bila podobna. Uporabljeni so bili LVDT-merilniki in optični merilni sistem 3D, sile pa smo merili na vsakem od hidravličnih batov. Med preiskavami je bil optični sistem usmer- jen neposredno proti merjeni površini. Razdal- ja med merjeno površino in kamerami je v primeru večetažnega preizkušanca znašala približno 7,0 m, medtem ko je bila ta vrednost pri preiskavah posameznih zidov bistveno manjša (2,5–3,5 m). Za večetažni preizkuša- nec ločljivost v ravnini merjene površine, ki je odvisna od velikosti merjene površine in od- daljenosti kamer, znaša ±0,05 mm. Pri cikličnih strižnih preiskavah posameznih zi- dov, kjer je območje meritev bistveno man- jše, kameri pa sta nameščeni bližje preiz- kušancem, je ločljivost pomikov v ravnini zidu ±0,02 mm. Referenčno stanje optičnega siste- ma je predstavljalo stanje po vnosu vertikalne sile, tj. stanje po predobremenitvi. Robni pogoji Robne pogoje posameznih zidov strižnih zidanih sten reguliramo s tremi parametri: z osno silo, upogibnim momentom na dnu in na vrhu zidu ter s horizontalno (potresno) silo. V cikličnih strižnih preiskavah je zidni slop na dnu vedno vpet tako, da so na tem mestu preprečeni vsi pomiki in zasuki, medtem ko na zgornjem koncu predpišemo vrednosti horizontalnih in vertikalnih pomikov, zasukov ter navpične (osne) sile. Slednje vnašamo preko hidravličnih batov, s čimer omogočimo izpolnjevanje predpisanih pogojev glede zasu- kov ali momentov. V sklopu preiskav, predstavljenih v tem članku, smo proučevali štiri tipe robnih pogojev. Prvi tip (I) predstavljajo t. i. konzolni robni pogoji, kjer so na zgornjem robu sproščeni zasuki, skupna osna sila pa je konstantna (konstantni sta tudi osni sili F VL = F VD ). Drugi tip (II) so t. i. obojestransko vpeti pogoji, pri katerih so na zgornjem robu zidu pre - prečeni zasuki s konstantno skupno osno silo. Zasuki se preprečujejo z momentno obtežbo, zato sili na levi in desni strani zidu nista enaki F VL ≠ F VD . Pri tretjem tipu robnih pogojev (III) na zgor- njem robu zidu preprečimo zasuke, poleg tega pa med obremenjevanjem s potresno obtežbo v času, ko je horizontalna sila F H različna od 0 kN, preprečimo tudi navpične pomike. To po- vzroči naraščanje vertikalne sile na območju, kjer se zid bliža skrajni legi (tj., ko je doseže - na amplituda posameznega cikla), oziroma padanje vnesene vertikalne sile, ko se poško - dovani zid pri potresni razbremenitvi bliža ničelni legi. Skupna vertikalna sila v zidu med preiskavo zato ni konstantna. Vsakič, ko je zid v ničelni legi (tj. F H = 0 kN), skupno vertikalno silo povečamo na začetno predpisano vred - nost, s čimer se spremeni tudi vrednost verti- kalnega pomika d V , ki nato vse do ponovne vrnitve v ničelno lego ostaja konstanten. Četrti tip robnih pogojev (IV) prestavlja kom - binacijo prvega in drugega tipa: na zgor- njem robu zidu so sproščeni zasuki, skupna vnesena osna sila je konstantna. Posamezni vertikalni sili se med preiskavo spreminjata tako, da je infleksijska točka (tj. ničelna mo - mentna točka) med celotno preiskavo na sredini višine zidu. Shematični prikaz obravnavanih vpetostnih pogojev in njihovo poimenovanje sta prika - zana na sliki. Slika 5• Razporeditev sil po višini trietažnega preizkušanca in vsiljevanje horizontalnih pomikov. dr. Petra Triller, doc. dr. Matija Gams, akad. prof. dr. Miha Tomaževič•VPLIV VPETOSTI MED PREISKAVO OBNAŠANJA NEARMIRANIH ZIDOV PRI POTRESNI OBTEŽBI Gradbeni vestnik • letnik 69 • maj 2020 137 Tip r.p. I II III IV Simbol ΣF V = konst. = konst. ≠ konst. = konst. F VL = F VD F VL ≠ F VD = ≠ ≠ ≠ w ≠ 0 ≠ 0 = 0 ≠ 0 Φ ≠ 0 = 0 = 0 ≠ 0 Preglednica 2• Shematični prikaz obravnavanih tipov robnih pogojev (r.p.). 5•REZULTATI Porušni mehanizmi 5.1.1 Večetažni model Prve vidne poškodbe po začetku preiskave so bile diagonalne razpoke, ki so se pojavile simetrično na obeh vzdolžnih stenah in v vseh zidnih slopih prve in druge etaže. Nastale so pri zasuku prve etaže v vred- nosti 0,10 % (etažnem zamiku 2 mm) in so občutno spremenile togost prve etaže preizkušanca. Z naraščanjem horizontalne obtežbe so se diagonalne razpoke širile in bilo jih je vedno več. Večinoma so po- tekale po vertikalnih in horizontalnih regah, ponekod tudi prek zidakov. Pri zasuku prve etaže v vrednosti 0,18 % je bila dosežena maksimalna odpornost spodnje etaže in celotnega preizkušanca. Strižna odpornost modela je znašala 285 kN. V nadaljevanju so se poškodbe pričele izrazito koncentrirati v spodnji etaži, ob tem pa sta se višji etaži razbremenili in tam ni bilo novih poškodb, s čimer je prišlo do pojava etažnega me- hanizma v pritličju. Preiskavo osnovnega preizkušanca smo prekinili pri zasuku prve etaže v vrednosti 0,24 %. Med preiskavo se je pojavilo nekaj komaj opaznih horizontal- nih razpok med AB-prekladami in zidnimi slopi, vendar je bil njihov obseg zanemar- ljiv. Slednje kaže na to, da vrtenja zidov, ki bi karakteriziralo mehanizem obnašanja večetažnega preizkušanca, praktično ni bilo. Poškodovanost medokenskega slopa spod- nje etaže ob koncu preiskave je prikazana v preglednici 4. 5.1.2 Zidovi Obnašanje zidov je v nadaljevanju opisano za vsak tip robnih pogojev posebej. Ker sta se pri vseh štirih tipih vpetosti zidova, preizkušena na isti način, tj. pri enakih robnih pogojih, ob- našala zelo podobno, je v nadaljevanju zaradi celovitosti podan posplošen opis obnašanja zidu za posamezen tip robnih pogojev, pri čemer so podane tudi opombe za posamezen zid, ko je to potrebno. Tip I. Zidova W1 in W2, ki sta bila ciklično strižno preizkušena kot konzoli, sta se v začet- nih fazah sukala kot togi telesi. Prve poškodbe so se pojavile pri zasuku zidu v vrednosti 0,17 % (pomik 2,0 mm). Opaženi sta bili horizontalni razpoki na dnu zidu, ki sta nastali zaradi dvigovanja zidu na stiku s temeljem. Razpoki sta se odpirali in zapirali v skladu s smerjo obremenjevanja. Pri zasuku 0,60 % se je pričelo drobljenje obeh spodnjih vogalov zidu. S povečevanjem amplitude vsiljenih po- mikov se je povečeval obseg razpok, deli zidu so odpadli. Poškodbe so bile tako upogibnega kot strižnega tipa. Preiskavi sta bili končani pri zasuku 1,61 % (W1) oziroma 1,72 % (W2), ko je nastopila upogibna porušitev preizkušancev. Tip II. Zidova W3 in W4, pri katerih je bila tlačna napetost konstantna, pri čemer je bil na zgornjem robu preprečen zasuk, dopuščeni pa so bili vertikalni pomiki, sta se na po- tresno obtežbo odzvala strižno. Prve vidne poškodbe so bile diagonalne razpoke, ki so se pojavile pri zasuku 0,04 %. S povečanjem ob- težbe so se širile obstoječe in nastajale nove poševne razpoke, na stikih zidu s temeljem in z AB-preklado pa so se pojavile manjše hori- zontalne razpoke. Večina razpok je potekala po maltnih stikih, nekaj pa jih je nastalo dia- gonalno prek zidakov. Proti koncu testov so se začele stene zidakov krušiti in odpadati z zidu. Porušitev zidu je nastopila pri zasuku 0,34 % (W3) oziroma 0,36 % (W4). Tip III. Pri zidovih W5 in W6, ki sta bila preizkušena na način, kjer sta bila zasuk in vertikalni pomik na zgornjem robu prepreče- na, vertikalna sila pa se je med preiskavo spreminjala, so se prve razpoke pojavile v osrednjem delu zidu, in sicer pri zasuku 0,06 oziroma 0,07 %. Smer njihovega poteka je bila diagonalna prek zidakov. V nadaljnjih fazah so se s povečevanjem pomikov razpoke razširile po celotni višini zidu. V zadnjih fazah preiskav je rast razpok občutno narasla, porušitev obeh zidov je nastopila pri zasuku 0,34 %. Tip IV. Zidova W8 in W9 sta bila preizkušena na način, ki je zagotavljal lego ničelne mo- mentne točke na sredini višine zidov. Prve vidne razpoke so se pojavile pri zasuku 0,13 %. S povečevanjem obtežbe se je ob- seg razpok povečeval, pri čemer so bile pri zidu W8 poškodbe osredotočene predvsem v osrednjem delu zidu, medtem ko so bile pri zidu W9 razporejene po celotni višini. Med preiskavo zidu W8 so se pojavile tlačne raz- poke na spodnjih vogalih, ki pa niso vplivale na tip porušnega mehanizma. Porušitev, ki je bila v primeru obeh zidov strižna s poševnimi razpokami, je nastopila pri zasuku 0,26 % (W8) oziroma 0,34 % (W9). Čeprav je bilo pri nekaterih zidovih med preiskavo možno opaziti horizontalne raz- poke na stiku zidu s temeljem in pa tlačne VPLIV VPETOSTI MED PREISKAVO OBNAŠANJA NEARMIRANIH ZIDOV PRI POTRESNI OBTEŽBI•dr. Petra Triller, doc. dr. Matija Gams, akad. prof. dr. Miha Tomaževič Gradbeni vestnik • letnik 69 • maj 2020 13 8 razpoke (drobljenje) vogalnih zidakov, je bil prevladujoč porušni mehanizem v primerih zidov z robnimi pogoji tipov II, III in IV strižni s poševnimi razpokami zaradi prekoračene natezne trdnosti zidovja. Pri zidovih z robnimi pogoji tipa I je bila odločilna prekoračitev upogibne trdnosti, ki je povzročila upogibno porušitev zidov. To potrjujejo slike zidov ob koncu preiskav (preglednica 4). Histereze Histerezne krivulje v obliki horizontalna sila H – (etažni) zasuk Φ so za spodnjo etažo in za posamezne zidove prikazane na sliki 6, pri čemer so zaradi preglednosti na dia- gramih histereznih odvisnosti merila zasukov in sil enaka, razen pri konzolnem načinu pre- izkušanja, kjer so bili zaradi sukanja zidu nad podporo zasuki zelo veliki. Krivulje odvisnosti med prečno silo in etažnim zasukom so podobne za obe smeri obre- menjevanja. Slednje je skladno z opaženim simetričnim vzorcem poškodb, ki so nastale v pozitivni in negativni smeri obremenjevanja. Mejna stanja Potresni odziv preizkušancev v smislu od- pornosti H in zasuka Φ smo izvrednotili pri treh značilnih mejnih stanjih (MS), ki so bila definirana na naslednji način: • mejno stanje nastanka razpok, kjer se opazno spremeni togost konstrukcije in sovpada s pojavom prvih vidnih razpok; • mejno stanje maksimalne odpornosti preiz- kušanca; • mejno stanje ob zaključku preiskave večetažnega preizkušanca oziroma mejno stanje porušitve, ki predstavlja stanje zidu Slika 6• Histerezne krivulje odvisnosti med strižno silo H in zasukom Φ. Etaža/ Zid MS nastanka razpok MS maksimalne odpornosti Zadnja faza preiskave/ MS porušitve H e [kN] Φ e [%] K e [kN/mm] H max [kN] Φ Hmax [%] H l/du [kN] Φ l/du [%] M1 267 0 ,10 131 292 0 ,18 265 0,25 W1 32,7 0 ,17 16 38,7 0,74 19 ,1 1, 61 W2 34,0 0 ,17 17 38,5 0,37 30,3 1,72 W3 57,6 0,04 11 5 70,2 0 ,13 33,2 0,34 W4 65,4 0,04 13 0 73,3 0,06 40,8 0,36 W5 70,4 0,04 14 0 99,7 0,21 46,5 0,34 W6 61,1 0,04 121 92,6 0 ,17 29,9 0,34 W8 46,7 0,07 53 63,5 0 ,17 44,8 0,26 W9 56,7 0,06 75 70,5 0 ,13 45,9 0,34 Preglednica 3• Vrednosti strižne sile H, zasuka Φ in efektivne togosti K e pri značilnih mejnih stanjih (MS) preizkušanca. dr. Petra Triller, doc. dr. Matija Gams, akad. prof. dr. Miha Tomaževič•VPLIV VPETOSTI MED PREISKAVO OBNAŠANJA NEARMIRANIH ZIDOV PRI POTRESNI OBTEŽBI Gradbeni vestnik • letnik 69 • maj 2020 13 9 tik pred porušitvijo oziroma ob zaključku preiskave posameznega zidu. Rezultati omenjenih veličin pri opisanih mejnih stanjih so prikazani v preglednici 3. Podane so tudi vrednosti ekvivalentne togosti K e , ki je definirana kot sekantna togost pri doseženem mejnem stanju razpok. Meritve polja pomikov pri pojavu prvih raz- pok, pri maksimalni odpornosti preizkušanca in ob koncu preiskave, so prikazane v pre- glednici 4. Koncentracije napetosti prikazu- jejo mesta, kjer se tvorijo razpoke, medtem ko velikostni red napetosti prikazuje njihovo širino. Če primerjamo meritve polja pomikov in slike poškodb, ki so bile opažene med preiskavo, opazimo velike podobnosti, saj se mesta poškodb in njihov obseg skladajo. Tako kot pregled poškodb med preiskavo so tudi meritve z optičnim sistemom ovrgle pojav zibanja zidnih slopov in upogibnega mehanizma, saj iz rezultatov ni mogoče izslediti nobenih horizontalnih razpok in drob- ljenja vogalov. Treba je poudariti, da mejno stanje maksi- malne odpornosti določata največji doseženi sili v pozitivni in negativni smeri obremen- jevanja ter njuna pripadajoča horizontalna pomika. Ker na to, kdaj je dosežena največja sila, vplivajo robni pogoji, je treba vrednosti pomikov za mejno stanje maksimalne odpor- nosti v preglednici 3 jemati z rezervo. Največja sila (predvsem v primeru zidov W3 in W4 ter W8 in W9) je sicer dosežena pri relativno majhnem vsiljenem pomiku, vendar se ne spremeni bistveno (oziroma za manj kot 10 %) tudi pri dvakratni vrednosti horizontalnega pomika, ki pripada največjima doseženima silama v obeh smereh (glej sliko 6). Povprečne vrednosti glavnih karakteristik, s katerimi opišemo potresni odziv zidov, in njihova primerjava glede na tip robnih pogojev so grafično predstavljene na sliki 7. Najmanjša efektivna togost, najmanjša potresna odpornost in največji mejni pomik so značilni za konzolni način preizkušanja (tip I). Povprečni vrednosti efektivne togosti zidov za tipa II in III sta precej podobni in sta približno 2-krat višji od efektivne togo- sti, dosežene pri tipu IV. Največja potresna odpornost je dosežena pri zidovih tipa III, medtem ko je za približno četrtino manjša v primeru tipov II in IV. V primeru mejnega zasuka je bil zaznan relativno majhen raztros rezultatov, saj se pri vseh tipih (II, III in IV) robnih pogojev vrednost največjega dosežen- ega zasuka v preiskavi giblje okoli 0,3 %, kar predstavlja približno 20 % največjega zasuka, doseženega v preiskavah zidov, ki sta bila preizkušena kot konzoli. Natezna trdnost Potresno odpornost nearmiranega zidovja, ki ga določa strižni mehanizem z nastankom poševnih razpok, določa največja vrednost M I (W1) II (W4) III (W5) IV (W9) Legenda glavnih deformacij Preglednica 4• Obseg poškodb po koncu preiskave; prikazane so poškodbe srednjega zidnega slopa spodnje etaže večetažnega modela (M) oziroma posameznih zidov (W) in meritve polja pomikov. VPLIV VPETOSTI MED PREISKAVO OBNAŠANJA NEARMIRANIH ZIDOV PRI POTRESNI OBTEŽBI•dr. Petra Triller, doc. dr. Matija Gams, akad. prof. dr. Miha Tomaževič Gradbeni vestnik • letnik 69 • maj 2020 14 0 glavne natezne napetosti, ki nastane v zidu dane geometrije pri največji doseženi strižni sili ob predpostavki, da je zidovje elastičen, homogen in izotropen material. Turnšek in Čačovič [Turnšek, 1971] sta vrednost glavne natezne napetosti pri doseženi največji odpor- nosti zidu izpeljala na podlagi elementarne teorije elastičnosti in jo poimenovala (refer- enčna) natezna trdnost zidovja f t,TČ . Enačba, s katero jo določimo, se glasi: (1) kjer so: σ 0 = N/A w povprečna tlačna napetost v vodoravnem prerezu zidu zaradi navpične sile N, τ max = F H,max /A w povprečna strižna napetost v vodoravnem prerezu zidu zaradi največje vodoravne sile, F H,max , A w površi- na vodoravnega prereza zidu in b faktor porazdelitve strižnih napetosti po prerezu, definiran kot razmerje med največjo in pov- prečno strižno napetostjo v vodoravnem pre- rezu zidu (h/l ≥ 1,5 → b = 1,5; h/l < 1,5 → b = max{1,1; h/l}). Ker je bila zanesljivost napovedi strižne odpor- nosti zidanih stavb z uporabo modela Turnška in Čačoviča potrjena pri številnih raziskoval- cih (glej npr. [Tomaževič, 2009]), se tako definirana natezna trdnost zidovja še danes uporablja kot osnovni parameter v inženirski praksi. Natezno trdnost zidovja za zidove, pri katerih je bil merodajen strižni mehanizem s poševnimi razpokami, je prikazana v pre- glednici 5. Omenjene karakteristike zidovja za Slika 7• Primerjava normaliziranih vrednosti karakteristik potresnega obnašanja glede na tip robnih pogojev. Tip r.p. II III IV Zid W3 W4 W5 W6 W8 W9 σ 0 (MPa) 1,03 1,03 1,85 1,79 1,02 1,03 H max (kN) 70,2 73,3 99,7 92,6 63,5 70,5 f t (MPa) 0,36 0,38 0,44 0,39 0,30 0,36 f t_b.c. (MPa) 0,37 0,41 0,33 Preglednica 5• Račun natezne trdnosti zidovja f t,TČ . preizkušanca W1 in W2 ni možno izvrednotiti, saj sta se zidova porušila v upogibu. Pri računu natezne trdnosti so bile upošte- vane velikosti tlačnih napetosti v zidu v času dosežene največje vodoravne sile. Izračunane so povprečne vrednosti za pozitivno in nega - tivno smer obremenjevanja. Povprečna natezna trdnost zidovja, izvred - notena na vzorcu zidov W3-W9, znaša 0,37 MPa. Povprečne vrednosti natezne trdnosti glede na tip robnih pogojev so podane v preglednici 5. 6•ANALIZA REZULTATOV Na podlagi primerjave odziva medokenskega zidnega slopa v spodnji etaži trietažnega modela in posameznih zidov, preizkušenih pri različnih robnih pogojih (I–IV), želimo ugotoviti, kateri tip robnih pogojev je najbolj podoben. Vpliv robnih pogojev Pri izvedbi cikličnih strižnih preiskav posameznih zidov predpišemo tri pro- stostne stopnje na zgornjem robu zidu. V vseh primerih je predpisan horizontalni pomik (d H ), ki ga vnašamo ciklično, kot je opisano pri opisu preizkuševališča. Pred- pisana je še ali osna oz. navpična sila (F V ) ali pa osni oz. navpični pomik (d V ). Zadnja predpisana prostostna stopnja je ali moment (M) ali pa zasuk zgornjega roba ( α zg ). V nadaljevanju so horizontalni in vertikalni pomiki obravnavani po sklopih. Dodatno po- glavje je namenjeno proučevanju velikosti in poteka osnih sil ter višine ničelne momentne točke v zidnih slopih med cikličnimi strižnimi preiskavami. Horizontalni pomik (d H ) Večetažne strižne stene Meritve optičnega sistema omogočajo, da med preiskavo spremljamo potek horizontal- nih pomikov po višini preizkušancev. Na sliki 8 (levo) so prikazane vrednosti horizontalnih pomikov dH v spodnji etaži modela v zadnji fazi preiskave. Opazimo, da večinski delež horizontalnih pomikov prevzamejo zidni slopi. Ta trditev še posebej velja za medokenski slop, kjer se sprememba horizontalnih pomikov po višini etaže v parapetnem in prekladnem delu giblje okoli nič, medtem ko skoraj celoten vsiljeni etažni pomik prevzame del, ki se na- haja na višini okenskih odprtin. Vidna je jasna meja, kjer so poševne razpoke. dr. Petra Triller, doc. dr. Matija Gams, akad. prof. dr. Miha Tomaževič•VPLIV VPETOSTI MED PREISKAVO OBNAŠANJA NEARMIRANIH ZIDOV PRI POTRESNI OBTEŽBI Gradbeni vestnik • letnik 69 • maj 2020 141 ƒatančnejši potek pomikov v medokenskem slopu je prikazan na sliki 8 (desno). Prikazane so vrednosti pomikov po višini v 1. ciklu vsake faze za obe smeri obremenjevanja. Točke, v katerih beležimo horizontalne pomike, so raz- porejene po višini etaže na 10 cm, pri čemer so z namenom natančnejše analize točke na meji med zidnim slopom in parapetnim oziro- ma prekladnim delom stene na še manjših razdaljah. Praktično linearen potek pomikov po višini v prvih fazah kaže na to, da je takrat material še v elastičnem območju, vsiljeni pomiki pa so enakomerno razporejeni po višini etaže. Kasneje, ko material preide v neelastično območje, pa večina horizontalnih deformacij nastane v zidnem slopu. Večje razlike med dvema višinskima točkama, ki se pojavljajo Slika 8• Meritve optičnega sistema – horizontalni pomiki d H v spodnji etaži večetažnega preizkušanca; polje pomikov za zadnjo fazo preiskave (levo) in potek horizontalnih pomikov po višini medokenskega dela za vse faze obremenjevanja (desno). Slika 9• Potek horizontalnih pomikov d H po višini zidov. Prikazani so rezultati za 1. cikel posamezne faze za obe smeri obremenjevanja. VPLIV VPETOSTI MED PREISKAVO OBNAŠANJA NEARMIRANIH ZIDOV PRI POTRESNI OBTEŽBI•dr. Petra Triller, doc. dr. Matija Gams, akad. prof. dr. Miha Tomaževič Gradbeni vestnik • letnik 69 • maj 2020 14 2 vse od pojava razpok (d H =2,0 mm) dalje, kažejo na nastanek in večanje razpok. Meritve deformacij kažejo še, da delež etažne- ga horizontalnega pomika, ki ga prevzame zidni slop, narašča vse do konca ciklične preiskave, ko znaša že 95 % celotnega vsil- jenega horizontalnega pomika. Preostanek deformacij v smeri potresnega delovanja pre- vzameta prekladni in parapetni del, ki dobita v povprečju približno enak delež deformacij. Na osnovi teh ugotovitev lahko sklepamo, da je predpostavka o togih parapetnih in prekladnih delih ter deformabilnih (šibkih) zidnih slopih za stavbe, ki so po geometriji in material- nih lastnostih ter sistemu zidanja podobne večetažnemu preizkušancu, utemeljena. Zidovi Pri posameznih zidovih za proučevanje po- teka horizontalnih pomikov po višini prav tako opazujemo točke po sredinski liniji posameznega zidu, ki so med seboj oddal- jene približno 10 cm. Dodatno določimo še točki na temelju in na AB-prekladi, s čimer omogočimo analizo morebitnih zdrsov zidu. Na sliki 9 je prikazan potek horizontalnih pomikov po višini zidov vse do prekladnega dela (predel zidu je na grafih obarvan skladno z barvo uporabljenega tipa robnih pogojev). Za vsak obravnavani tip robnih pogojev so prikazani rezultati za enega izmed dvojice preizkušenih zidov, saj so rezultati za oba zelo podobni. V vseh primerih so na dnu zidu odšteti morebitni zdrsi temelja, kar pomeni, da so na sliki prikazani le dejanski pomiki, ki se zgodijo v zidu, temelj pa predstavlja ne- pomično podporo. Opazimo, da so horizontalni pomiki d H za zid, ki je bil preizkušen v konzolnem načinu (I), enakomerno razporejeni po celotni višini zidu. To je skladno z opažanji med preiskavo, ko je bilo očitno zibanje zidu in njegovo upogibno obnašanje. Odsotnost strižnih poškodb potr- jujejo tudi rezultati optičnega sistema. Črte, ki povezujejo točke po višini zidu za vsako od izvedenih faz obremenjevanja, vse do konca preiskave ostanejo ravne. Opazni so horizon- talni pomiki (drsenje) med temeljem in zidom, kar dokazujejo nastale horizontalne razpoke na obeh spodnjih vogalih zidov. Vrednost hori- zontalnega pomika pri porušitvi konzolno pre- izkušenih zidov je bila bistveno večja od tistih v primeru večetažnih strižnih sten. Prav tako je mehanizem porušitve drugačen, kar pomeni, da konzolni (I) tip robnih pogojev ni ustrezen za simulacijo potresnega obnašanja zidnih slopov v dejanski nearmirani zidani stavbi z armiranobetonskimi stropnimi konstrukcijami. Pri vzpostavitvi preostalih tipov robnih pogojev (II–IV) je bil porušni mehanizem strižnega tipa in je sovpadal z mehanizmom, ki je nastal v večetažnih strižnih stenah. Mejni stanji nas- tanka razpok in največje odpornosti zidov sta bili v vseh primerih doseženi prej kot pri večetažnem preizkušancu. To pomeni, da smo s preizkušanjem posameznih zidov na varni strani, saj je dejanska deformacijska kapacite- ta zidov, ko so del konstrukcijskega sistema, večja. Optične meritve kažejo, da ni bilo ziban- ja zidov in drsenja po površini temelja. Meritve horizontalnih pomikov z optičnim sistemom za uporabljene tipe robnih pogojev II, III in IV za zdaj vrnejo dovolj podobne rezultate kot pri večetažnih strižnih stenah. To pomeni, da so z vidika poteka horizontalnih deformacij vsi trije tipi robnih pogojev ustrezni. Vertikalni pomik (d V ) Večetažne strižne stene Z analizo rezultatov optičnih meritev lahko ocenimo morebitno (pre)razporeditev ver- tikalnih deformacij med robnima in med- okenskim slopom zaradi vodoravne ob- težbe. Rezultati kažejo, da je prerazporeditev deformacij in posledično sil med slopi malo (slika 10). Optične meritve vertikalnih deformacij v med- okenskem slopu so zelo podobne v obeh smereh obremenjevanja (slika 10), v nobeni smeri pa ne pride do nateznih napetosti na zgornjem ali spodnjem robu zidu. To pomeni, da sukanja zidnega slopa, pri katerem nastanejo horizontalne razpoke na stiku s horizontalnimi povezovalnimi elementi, ni bilo mogoče zaznati. Zato lahko sklepamo, da v večetažnih stavbah, grajenih v sorodnem sistemu, kot je obravnavan v naši študiji, do pojava sukanja ne pride. To pomeni tudi, da je treba pri laboratorijskih prei- skavah zidov zagotoviti takšne robne pogoje, da na dnu in na vrhu zidnega preizkušanca horizontalne razpoke ne bodo prisotne. V nadaljevanju opazujemo osne vertikalne po- mike v medokenskem zidnem slopu spodnje etaže. Za ta namen uporabimo vrednosti hori- zontalnih in vertikalnih pomikov v točkah T5 in T8, ki sta prikazani na sliki 1 1 (levo zgoraj). Vertikalni pomiki v medokenskem slopu v skrajnih legah v 1. ciklu posamezne faze so na sliki 1 1 (desno zgoraj) označeni s trikotniki. Z grafa je razvidno, da se je v nekaterih delih preiskave pri optičnih meritvah pojavil večji šum (siva črta, ki predstavlja odvisnost med horizontalnim pomikom in relativnim verti- kalnim pomikom, ni gladka). V splošnem se v vsakem ciklu in vsaki fazi poveča vertikalni skrček v neobremenjenem stanju in v skrajni legi. V začetnih fazah preiskave (pred nastankom prvih razpok) je vertikalni skrček znotraj posameznega cikla skoraj konstanten. Po nastanku poškodb pa se vzorec spremeni – vertikalni skrčki znotraj posameznega cikla so največji v neobremen- jenem stanju, in se zmanjšujejo s povečevan- jem vodoravne obtežbe. Opazimo tudi, da so skrčki zelo podobni za obe smeri obremenje- d H = 4,0 mm d H = - 4,0 mm Slika 10• Meritve vertikalnih deformacij ε V z optičnim sistemom. Rezultati so prikazani za mejno stanje maksimalne odpornosti (MS max ) preizkušanca za obe smeri obremenjevanja. dr. Petra Triller, doc. dr. Matija Gams, akad. prof. dr. Miha Tomaževič•VPLIV VPETOSTI MED PREISKAVO OBNAŠANJA NEARMIRANIH ZIDOV PRI POTRESNI OBTEŽBI Gradbeni vestnik • letnik 69 • maj 2020 14 3 vanja. Velikost skrčka v zadnji fazi preiskave v ravnotežni legi je znašala skoraj 2,0 mm, medtem ko je bila ta vrednost v skrajnih legah približno 1,5 mm. Zidovi Rezultati poteka relativnih vertikalnih pomik- ov Δd V v zidovih, izračunani na enak način kot za medokenski slop večetažnega mode- la, so zbrani na sliki 1 1 (spodaj). Na grafih skrčkov v odvisnosti od vsiljenih horizon- talnih pomikov d H so s trikotniki označene vrednosti relativnih vertikalnih pomikov v obeh skrajnih legah 1. cikla posamezne faze obremenjevanja. Obnašanje obeh konzolno preizkušenih zidov je upogibno – na začetku prevladuje sukanje, prav tako so poškodbe majhne. To se kaže v dokaj majhnih deformacijah zidu. Ker so se zaradi sukanja pojavile in odpirale razpoke na stiku s temeljem, ta tip robnih pogojev ni pri- meren za simulacijo odziva zidu v obravnavni stavbi. Slika 1 1• Določitev merilnih točk na površini preizkušancev (zgoraj levo), medsebojna odvisnost relativnega osnega vertikalnega Δd V in horizontalnega pomika d H v medokenskem zidnem slopu spodnje etaže (zgoraj levo) in v zidovih (spodaj). VPLIV VPETOSTI MED PREISKAVO OBNAŠANJA NEARMIRANIH ZIDOV PRI POTRESNI OBTEŽBI•dr. Petra Triller, doc. dr. Matija Gams, akad. prof. dr. Miha Tomaževič Gradbeni vestnik • letnik 69 • maj 2020 14 4 V preiskavah z robnimi pogoji tipov II, III in IV so vrednosti vertikalnih skrčkov po- dobne, če opazujemo vertikalne pomike v neobremenjeni legi (pri F H = 0 kN). Če pa primerjamo poteke skrčkov med obre- menjevanjem, opazimo med različnimi tipi robnih pogojev nekaj razlik. Izstopa tip III, pri katerem so med posameznim ciklom preprečeni vertikalni pomiki zidu. Ker tega v stavbi nismo opazili, ocenjujemo, da ta tip ni primeren za simulacijo poteka verti- kalnih skrčkov v stavbah. Najbolj primerna sta tipa II in IV. Višina ničelne momentne (infleksijske) točke in osne obremenitve Ključni vprašanji, ki se pojavita med izbiro najustreznejših robnih pogojev za simulacijo dejanskega stanja v medokenskem zidnem slopu nearmirane zidane stavbe, sta vloga vertikalnih sil na zgornjem robu zidu med delovanjem potresa in ravnost zgornjega roba zidu. Da bi proučili posledice vseh štirih upo- rabljenih tipov robnih pogojev, opazujemo gibanje ničelne momentne (infleksijske) točke zidu, potek horizontalnih pomikov in vertikalnih sil ter zasukov na vrhu zidu. Na sliki 14 je prikazan časovni potek opa- zovanih veličin za obravnavane tipe robnih pogojev, pri čemer so predstavljene vrednosti, izmerjene z induktivnimi merilniki pomikov, merilniki sil in inklinometrom. Posledično pri- merjava teh vrednosti z vrednostmi, dobljenimi na osnovi optičnih meritev, pokaže manjša Slika 12• Potek momentne infleksijske točke in horizontalnih pomikov, velikost vertikalne obtežbe in zasuki AB-preklade zidov, preizkušenih pri štirih tipih robnih pogojih, ter razmerje med trenutno in začetno vrednostjo vertikalne sile za primer zidu W5, preizkušenem pri robnih pogojih tipa III (levo spodaj). Z rdečim okvirjem je označeno območje, kjer nastopi mejno stanje maksimalne odpornosti zidu. dr. Petra Triller, doc. dr. Matija Gams, akad. prof. dr. Miha Tomaževič•VPLIV VPETOSTI MED PREISKAVO OBNAŠANJA NEARMIRANIH ZIDOV PRI POTRESNI OBTEŽBI Gradbeni vestnik • letnik 69 • maj 2020 14 5 odstopanja. Omenimo še, da poteka vertikalne obtežbe v medokenskem slopu večetažnega preizkušanca ne poznamo (ni možno na- tančno izmeriti niti razporeditve niti poteka med preiskavo) in zato ne moremo določiti lege infleksijske točke. V primeru posameznih zidov pa lahko položaj točno izračunamo. 6.1.3.1 Položaj infleksijske točke Prvi od grafov na sliki 12 predstavlja časovni potek višine ničelne momentne točke. Siva linija predstavlja razmerje med višino ničelne momentne točke h 0 in višino zidu h med ce- lotno preiskavo, obarvani krogi pa vrednosti v skrajnih legah (tj. pri največjih amplitudah vsil- jenih horizontalnih pomikov), ki so pomembne za našo analizo. Razmerje h 0 /h izračunamo na osnovi vseh delujočih sil in lokacij njihovih prijemališč. Poli na teh grafih so v točkah, kjer je vodoravna sila enaka 0. Za konzolno preizkušena elementa (I) je upo- gibni moment enak produktu horizontalne sile in ročice na višini prijemališča horizontalne sile (h 0 = 1,54 m). Razmerje med višino ničelne momentne točke in višino zidu h 0 /h s tem teoretično znaša 1,54 m / 1,19 m = 1,29, medtem ko se razmerje h 0 /h, ki je izvred- noteno na osnovi meritev, vse do zadnje faze preiskave giblje med vrednostma 1,27 in 1,32. Za tipa robnih pogojev II in III višina infleksijske točke ni konstantna ter se spreminja v odvis- nosti od horizontalne in vertikalne obtežbe. Razmerje h 0 /h je bilo pri pogojih tipa II do vključno predzadnje faze preiskave v območju 0,40–0,55. Podoben trend opazimo pri zidu, preizkušenem pri tipu III, kjer pa se prične po dosegu maksimalne odpornosti zidu razmerje h 0 /h občutno spreminjati. V zadnjih dveh fazah obremenjevanja se giblje med 0,25 in 0,50. Četrti tip robnih pogojev (IV) je definiran na način, da se vertikalni sili medsebojno spreminjata tako, da je izpolnjen pogoj ničelne momentne točke na polovici višine zidu. Rezul- tati kažejo na sposobnost preizkuševalnega sistema, da doseže želeno vrednost. Z grafa za zid W9 (IV) je razvidno, da se v začetni fazi, ko je potresna obtežba še majhna, razmerje h 0 /h giblje med 0,50 in 0,55, kasneje pa se ustali pri želeni vrednosti 0,50. Primerjava vpliva robnih pogojev na gibanje višine infleksijske točke pokaže, da sta si najbolj podobna odziva zidov, preizkušenih pri robnih pogojih tipov II in IV. 6.1.3.2 Potek vertikalne obtežbe Višina infleksijske točke je neposredno od- visna od momenta na zgornjem robu zidu. Moment nastane zaradi različne velikosti navpičnih sil na obeh straneh zidu (F VL in F VD - glej sliko 12). Potek skupne verti- kalne obtežbe in njena razdelitev na levi in desni del sta za vsakega od robnih pogojev definirana drugače. Vsi zidovi z izjemo tistih, preizkušenih pri robnih pogojih tipa III, imajo med celotno ciklično strižno preiskavo kon- stantno vrednost skupne vertikalne sile. Pri konzolnem načinu sta med celotno preiskavo enaki tudi leva in desna stran (moment na vrhu zato znaša 0). Zidova, preizkušena pri tipu III, sta obremenjena s takšnima vertikal- nima silama, da sta vertikalni pomik in zasuk AB-preklade znotraj posameznega cikla pre- prečena. V primeru robnih pogojev tipa II se spreminjata tako, da je zagotovljena ravnost AB-preklade, medtem ko sta leva in desna vertikalna obtežba v primeru tipa IV takšni, da se infleksijska točka ves čas nahaja na sredini višine zidu. Pri zidovih, kjer vertikalna sila na levi in desni strani med preiskavo ni konstantna, na med- sebojno spreminjanje vrednosti poleg zahtev o preprečitvi prostostnih stopenj vplivajo tudi nastale poškodbe v zidu. Ko je ena stran zidu bolj poškodovana in s tem »znižana« (drobljenje zidakov, posedanje zidu), pri obre- menjevanju v tej smeri vertikalna sila na nasprotni strani naraste bolj kot v nasprotni smeri obremenjevanja. V naših preiskavah sta vertikalni sili pri vzpostavljenih robnih pogojih tipa II v obeh skrajnih legah med preiskavo dosegali približno enake vrednosti. Pri zidu, kjer so bili vzpostavljeni robni pogoji tipa IV, sta sili v posamezni fazi preiskave v skrajnih legah sicer dosegali podobne vrednosti, med- tem ko se je njuno razmerje glede na fazo spreminjalo. V začetnih fazah, kjer zid še ni bil poškodovan, sta bili tako tudi v skrajnih legah sili zelo podobni, skupaj z naraščanjem potresne obtežbe in posledičnih poškodb pa se je njuno razmerje povečevalo vse do zad- nje faze, ko je ponovno upadlo na podobno vrednost kot na začetku. Pri zidovih tipa III se vrednost celotne verti- kalne sile med preiskavo spreminja. Njeno raz- merje glede na začetno vrednost je prikazano na sliki 12. Z rdečim okvirjem je označeno mejno stanje maksimalne potresne odpor- nosti. Kot je razvidno z grafa, je bila v isti fazi dosežena tudi največja skupna vertikalna sila, ki je dvakrat presegla začetno vrednost verti- kalne sile. Na grafu opazimo tudi, da zaradi poškodovanosti zidu ob vrnitvi v ravnotežno lego vertikalna sila pade pod začetno vred- nost (F V /F V0 < 1), v skrajnih legah pa se giblje med 1,5- in 2-kratnikom začetne sile. Pri nastopu potresne obtežbe velja, da vertikalna sila v tistem robnem zidnem slopu, ki je na strani obtežbe, naraste, v nasproti ležečem pa upade. V srednjem zidnem slopu modela pa takšno povečanje vertikalne sile, kot je bilo ugotovljeno v primeru robnih pogojev tipa III, ni smiselno. Ugotovitve Cilj predstavljenih raziskav je bil ugotovi- ti, kakšni so robni pogoji v zidnem slopu večetažne nearmirane zidane stavbe med potresnom ter kateri tip robnih pogojev je najustreznejši za simulacijo potresnega ob- našanja takšnega elementa v laboratorijskih preiskavah zidov. Konzolni način preizkušanja se je v vseh pri- merjavah izkazal za neprimernega. Mejne vrednosti horizontalnih pomikov v testih zi- dov so krepko presegle vrednosti za slop večetažnega preizkušanca. Potek horizon- talnih pomikov po višini zidu je bil linearen, kar je pomenilo zibanje zidu in upogibni mehanizem, medtem ko je v primeru med- okenskega zidnega slopa večetažnega mode- la prišlo do strižnega mehanizma z nas- tankom poševnih razpok. Zidovi so imeli tudi nezanemarljive zdrse po temelju, ki jih pri medokenskem slopu nismo zaznali. Vertikalni skrčki so bili relativno majhni, saj sta se zidova med ciklično strižno preiskavo sukala kot togi telesi, poškodb znotraj zidu pa praktično ni bilo. Poleg naštetega sta se histerezna odziva konzolnih zidov popolnoma razlikovala od histereznega odziva večetažnega modela – dejanska deformacijska kapaciteta zidu je namreč krepko precenjena, potresna odpor- nost pa podcenjena. Kot primernejši za simulacijo potresnega odzi- va obravnavanega konstrukcijskega elementa so se izkazali robni pogoji tipov II, III in IV. Tako horizontalni pomiki po višini elementov, ki so kazali na pojav strižnega mehanizma s poševnimi razpokami, kot tudi vertikalni skrčki posameznih zidov so z zadostno mero posnemali potek horizontalnih pomikov in spremembe medokenskega zidnega slopa večetažnega modela. Zaključimo lahko, da so z vidika primerjave rezultatov optičnih meritev med večetažnim preizkušancem in posameznim zidom za simulacijo potresne- ga odziva medokenskega zidnega slopa nearmirane zidane stavbe vsi izmed tipov robnih pogojev II, III in IV ustrezni. Poleg optičnih meritev imamo za določitev najustreznejših robnih pogojev na voljo še nekaj dodatnih parametrov. Kot prvega VPLIV VPETOSTI MED PREISKAVO OBNAŠANJA NEARMIRANIH ZIDOV PRI POTRESNI OBTEŽBI•dr. Petra Triller, doc. dr. Matija Gams, akad. prof. dr. Miha Tomaževič Gradbeni vestnik • letnik 69 • maj 2020 14 6 izpostavimo velikost in razporeditev ver- tikalne obtežbe med preiskavo. Zidovom, preizkušenim pri robnih pogojih tipa III, se je vertikalna sila med ciklično strižno preiskavo spreminjala tako, da je bila zagotovljena ravnost zgornjega roba in so bili preprečeni vertikalni pomiki znotraj posameznega cik- la. Posledično je v skrajnih legah prišlo do precejšnjega naraščanja vertikalne sile (celo za več kot faktor 2 glede na začetno vrednost). Ker se potek vertikalnih defor- macij v medokenskem slopu večetažnega modela ne spreminja bistveno, si izvora za dvakratno povečanje vertikalne sile v tem delu ne znamo razložiti ter posledično robne pogoje tipa III izločimo iz izbora za najprimernejše za simulacijo potresnega odziva zidnega slopa. Pri zidovih, pri katerih so vzpostavljeni robni pogoji tipov II in IV, je celotna sila med pre- iskavo konstantna, njen delež na levi oziroma desni strani zidu pa se spreminja v odvisnosti od definicije tipa robnih pogojev. V skrajnih legah je bila sila na posamezni strani zidu pri robnih pogojih tipa II skoraj konstantna, medtem ko se je pri robnih pogojih tipa IV spreminjala. Kljub temu da bi zaradi širjenja poškodb med preiskavo pričakovali različno razporeditev sil na levi in desni strani ter s tem dali prednost tipu IV, pa zaradi pomanj- kanja dokazov o razporeditvi vertikalnih sil v medokenskem slopu večetažnega modela slednjega ne moremo potrditi. Naslednji vidik, na osnovi katerega izbi- ramo ustreznost robnih pogojev, je oblika histereznega odziva, ki prikazuje odvisnost horizontalne sile od vsiljenega pomika. Pri- merjava med histereznim odzivom spodnje etaže in odzivom posameznih zidov sicer ni popolnoma ustrezna, saj poleg zidnih slopov k odzivu spodnje etaže prispevajo tudi prečni (upogibni) zidovi. Ker pa je njihov prispevek k potresni odpornosti zanemarljiv, primerjavo med histerezami vseeno naredimo. Ugotovimo, da so s histerezami spodnje etaže bolj skladne histerezne zanke zidov z robnimi pogoji tipa IV. Pri slednjih namreč tako kot pri spodnji etaži odpornost po pojavu razpok postopoma narašča, medtem ko je pri zidovih z robnimi po- goji tipa II največja odpornost dosežena kmalu po pojavu razpok, nato pa postopoma upada. Dodatna karakteristika, ki jo uporabimo za oceno ustreznosti robnih pogojev, je referenč- na natezna trdnost zidovja, ki je izvrednotena na podlagi rezultatov cikličnih strižnih preiskav zidov. S pomočjo natezne trdnosti zidovja lahko ocenimo potresno odpornost večetažne- ga preizkušanca na podlagi predpostavke etažnega mehanizma, ki se je tvoril pri obeh cikličnih strižnih preiskavah večetažnega modela [Triller, 2018]. Pri tem opazujemo eksperimentalno dobljeno vrednost maksi- malne odpornosti in pripadajočo izračunano vrednost. Natezna trdnost, dobljena z robnimi pogoji tipa II, tako vrne 98 %, tipa IV pa 91 % eksperimentalno dobljene potresne odpornosti večetažnega modela. Tip II vrne bolj točno vrednost, medtem ko je tip IV na varni strani in še vedno sprejemljivo natančen. Na podlagi primerjav smo izločili robne pogoje tipa III, robna pogoja tipa II in IV pa sta oba us- trezna. Odločitev, katerega izbrati, je tako lah- ko prepuščena izvajalcu preiskave, ki oceni, katere robne pogoje bi lažje izvedel. Glede na izkušnje avtorjev je vzpostavitev robnih pogojev tipa II (zaradi zagotovitve ravnosti na zgornjem robu zidu) nekoliko bolj zahtevna. 7•ZAKLJUČKI V prispevku so predstavljeni rezultati ciklične strižne preiskave trietažnega nearmiranega zidanega preizkušanca v naravnem meri- lu, s katero je bil simuliran potresni odziv tipične 5-etažne zidane stavbe, grajene na območju Slovenije in njene širše okolice v času pred letom 1964, ko so bili pri nas sprejeti prvi potresni predpisi. Prispevek k preiskavi so predstavljale optične digitalne meritve, na osnovi katerih je bila posneta ce- lotna deformacijska slika strižnih sten med preiskavo. Izkazalo se je, da v mehanizmu obnašanja tovrstnih zidanih konstrukcij med potresom prevladuje strižni odziv modelov z diagonalnimi razpokami ter koncentracijo poškodb v spodnji etaži. Drugih pojavov, kot sta vrtenje zidovja ali drobljenje vogalov, nismo opazili. Poleg omenjene preiskave je bilo izvedenih še osem cikličnih strižnih preiskav zidov pri štirih tipih robnih pogojev, s katerimi smo želeli ponazoriti dejansko stanje v medoken- skem zidnem slopu obravnavane stavbe. Vsi zidovi so bili spodaj popolnoma vpeti. Različne robne pogoje smo zagotovili z regulacijo treh prostostnih stopenj na vrhu zidu: horizontalnih in vertikalnih pomikov (oziroma sil) ter zasukov (oziroma momen- tov). Med testi zidov pri konzolnih robnih pogojih je prišlo do upogibne porušitve zidov. V slopih modela je bila porušitev strižna z diagonalnimi razpokami. Pri robnih pogojih tipa II (konstantna osna sila, preprečeni zasuki in dopuščeni vertikalni pomiki na zgornjem robu), III (spreminjajoča se osna sila, preprečeni zasuki in vertikalni pomiki na zgornjem robu) in IV (konstantna osna sila, dopuščeni zasuki in vertikalni pomiki na zgornjem robu ter lega infleksijske točke na polovici višine zidu) je bil kljub nekaterim razlikam z modelom (horizontalne razpoke na stiku zidu s temeljem in drobljenje vogal- nih zidakov) prevladujoč strižni mehanizem s poševnimi razpokami. Razpoložljive meritve s poudarkom na optičnih meritvah so bile temelj za primerjavo med po- tresnim obnašanjem večetažnega preizkušan- ca in posameznih zidov. Analitična študija razporeditve vsiljenih horizontalnih pomikov pokaže, da med celotno preiskavo večinski delež prevzamejo zidni slopi, kar pomeni, da je predpostavka o togih parapetnih in prekladnih delih ter šibkih (deformabilnih) zidnih slopih za obravnavan tip stavbe upravičena. Konzolni način preizkušanja zidov se je glede na vse primerjane veličine izkazal za neus- treznega. Drugačen je bil mehanizem odziva in porušitve, deformacijska kapaciteta je bila močno precenjena, potresna odpornost pa bistveno prenizka. Pri robnih pogojih tipa III se je zaradi zahteve po konstantnih navpičnih pomikih vertikalna obtežba občutno spreminjala in v skrajnih legah glede na začetno vrednost precej (tudi do dvakrat) narasla. Ker se v medokenskem zidnem slopu med potresno obtežbo verti- kalna sila ni bistveno spreminjala, sklepamo, da takšno povečanje vertikalne sile ne opisuje realne situacije in zato tip III ocenjujemo za neustrezen. Na osnovi spreminjanja vertikalne sile na levi oziroma desni strani, časovnega spreminjanja višine ničelne momentne točke, oblike histerez in napovedi potresne odporno- sti večetažnega modela na osnovi referenčne natezne trdnosti zidovja sta robna pogoja tipa II in IV primerljiva in ustrezna. dr. Petra Triller, doc. dr. Matija Gams, akad. prof. dr. Miha Tomaževič•VPLIV VPETOSTI MED PREISKAVO OBNAŠANJA NEARMIRANIH ZIDOV PRI POTRESNI OBTEŽBI Gradbeni vestnik • letnik 69 • maj 2020 147 8•ZAHVALA Raziskava je nastala v okviru raziskovalnih projektov J2-6749 in ARRS-MR-496, ki ju je financirala Agencija Republike Slovenije za razis- kovalno dejavnost (ARRS). 9•LITERATURA Bothara, J. K., Dhakal, R. P., Mander, J. B., Seismic performance of an unreinforced masonry building: An experimental investigation, Earthquake Engineering and Structural Dynamics 39, 1: 45–68, 2009. Calderini, C., Cattari, S., Lagomarsino, S., In-plane strength of unreinforced masonry piers, Earthquake Engineering and Structural Dynamics 38, 2: 243–267, 2009. FEMA 356, Prestandard and commentary for the seismic rehabilitation of buildings. Washington DC: Federal Emergency Management Agency, 2000. Frumento, S., Magenes, G., Morandi, P., Calvi, G. M., Interpretation of experimental shear tests on clay brick masonry walls and eval- uation of q-factors for seismic design, Eucentre Research, Report 2009/02, IUSS Press, 268 p., Pavia, Italy, 2009. Leiva, G. H., Seismic resistance of two story masonry walls with openings, Doktorska disertacija. Austin, University of Texas, 1991. Magenes, G., Calvi, M., In-plane seismic response of brick masonry walls, Earthquake Engineering and Structural Dynamics 26, 1 1: 1091–1 1 12, 1997. Magenes, G., Morandi, P., Penna, A., Enhanced safety and efficient construction of masonry structures in Europe – D 7.1c, Test results on the behaviour of masonry under static cyclic in plane lateral loads, Report ESECMaSE D7.1c. University of Pavia, Pavia, Italy, 2008. Mahmoud, A. D., Hamid, A. A., El Magd, S. A., Lateral response of unreinforced solid masonry shear walls: an experimental study, Proceedings of the 7th Canadian Masonry Symposium, Hamilton, Canada, Ontario, McMaster University, p. 1 10–125, 1995. Petry, S., Beyer, K., Influence of boundary conditions and size effect on the drift capacity of URM walls, Engineering Structures, 65: 76–88, 2014. Salmanpour, A. H., Mojsilović, N., Simulation of boundary conditions for testing of masonry shear walls, Proceedings of the 1 1th International Conference of Computational Methods in Sciences and Engineering, Athens, Greece, March 20-23, New York, AIP Pub- lishing, paper 1702, 2015. SIST EN 771-1:201 1+A1:2015, Specifikacija za zidake – 1. del: Opečni zidaki, Ljubljana, Slovenski inštitut za standardizacijo, 2015. SIST EN 772-9:1999, Metode preskušanja zidakov – 9. del: Ugotavljanje lukenj in neto prostornine kot tudi odstotnega deleža lukenj v apneno peščenih zidakih, polnjenih s peskom, Ljubljana, Slovenski inštitut za standardizacijo, 1999. SIST EN 1015-3:2001, Metode preskušanja zidarske malte – 3. del: Določevanje konsistence sveže malte (s stresalno mizo), Ljubljana, Slovenski inštitut za standardizacijo, 2001. SIST EN 1015-1 1:2001, Metode preskušanja zidarskih malt – 1 1. del: Določevanje upogibne in tlačne trdnosti strjene malte, Ljubljana, Slovenski inštitut za standardizacijo, 2001. SIST EN 1052-1:1999, Metode preskušanja za zidovje – 1. del: Ugotavljanje tlačne trdnosti, Ljubljana, Slovenski inštitut za standar- dizacijo, 1991. SIST EN 1996-1-1:2006, Evrokod 6: Projektiranje zidanih konstrukcij – 1. del: Splošna pravila za armirano in nearmirano zidovje, Ljubljana, Slovenski inštitut za standardizacijo, 2006. SIST EN 1998-1:2005, Evrokod 8: Projektiranje potresnoodpornih konstrukcij – 1. del: Splošna pravila, potresni vplivi in pravila za stavbe, Ljubljana, Slovenski inštitut za standardizacijo, 2005. SIST EN 12390-3:2009, Preskušanje strjenega betona – 3. del: Tlačna trdnost preskušancev, Ljubljana, Slovenski inštitut za stan- dardizacijo, 2009. Tomaževič, M., Shear resistance of masonry walls and Eurocode 6: shear versus tensile strength of masonry, Materials and Structures 42, 17: 889–907, 2009. Tomaževič, M., Gams, M., Shear resistance of unreinforced masonry walls. Ingegneria sismica 26, 3: 5-18, 2009. Tomaževič, M., Some considerations on testing and experimental simulation of seismic behaviour of masonry walls and buildings, v: Modena, C. (ur.), Da Porto, F. (ur.), Valluzzi, M. R. (ur.). Brick and Block Masonry: Trends, Innovations and Challenges, Proceedings VPLIV VPETOSTI MED PREISKAVO OBNAŠANJA NEARMIRANIH ZIDOV PRI POTRESNI OBTEŽBI•dr. Petra Triller, doc. dr. Matija Gams, akad. prof. dr. Miha Tomaževič Gradbeni vestnik • letnik 69 • maj 2020 14 8 of the 16th International Brick and Block Masonry Conference, Padova, Italy, June 26-30, Boca Raton, CRC Press, p. 37–53, 2016. Triller, P., Tomaževič, M., Gams, M., Seismic behaviour of masonry buildings built of low compressive strength units, Bulletin of Earth- quake Engineering 16, 12: 6191–6219, 2018. Triller, P., Tomaževič, M., Gams, M., Potresni odziv večetažnih strižnih zidanih sten in učinek utrjevanja s kompozitnimi oblogami. Gradbeni vestnik 67, 4: 74–85, 2018. Turnšek, V., Čačovič, F., Teoretska i eksperimentalna istraživanja nosivosti zidova od opeke, Naše građevinarstvo 24, 10: 217Á223, 1970. Turnšek, V., Čačovič, F., Some experimental results on the strength of brick masonry walls, Proceedings of the 2nd International Brick-Masonry Conference, Stroke-on-Trent, England, April 12-15, 1970, Stoke-on-Trent, British Ceramic Research Association, p. 149–156, 1971. Yi, T., Moon, F. L., Leon, R. T., Kahn, L. F. 2006. Lateral load tests on a two-story unreinforced masonry building. Journal of Structural Engineering. Reston, ASCE: p. 643–652, 2006. Wilding, B. V., Beyer, K., Shear-compression tests of URM walls: Various setups and their influence on experimental results, Engineering structures, 156: 472–479, 2018. dr. Petra Triller, doc. dr. Matija Gams, akad. prof. dr. Miha Tomaževič•VPLIV VPETOSTI MED PREISKAVO OBNAŠANJA NEARMIRANIH ZIDOV PRI POTRESNI OBTEŽBI