Univerza v Ljubljani Fakulteta za gradbeništvo in geodezijo Kandidat: IZTOK ŠUŠTERŠIČ UTRJEVANJE STAVB S KRIŽNO LEPLJENIMI LESENIMI PLOŠČAMI Doktorska disertacija št.: 63/GO STRENGTHENING OF BUILDINGS WITH CROSS- LAMINATED TIMBER PLATES Doctoral thesis No.: 63/GO Ljubljana, 12. december 2017 DOKTORSKI ŠTUDIJSKI PROGRAM III. STOPNJE GRAJENO OKOLJE Univerza v Ljubljani Fakulteta za gradbeništvo in geodezijo Mentor: prof. dr. Vojko Kilar, UL FA Somentor: prof. dr. Miha Tomaževič, ZAG Poročevalci za oceno doktorske disertacije: prof. dr. Matjaž Dolšek, UL FGG; prof. dr. Miroslav Premrov, UM FGPA; prof. dr. Vlatko Bosiljkov, UL FGG; prof. dr. Ario Ceccotti, IUAV, Università Iuav di Ve nezia, Venice. Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. I Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. STRAN ZA POPRAVKE, ERRATA Stran z napako Vrstica z napako Namesto Naj bo 207 18 polnil lesenih plošč II Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. IV Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. V Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. BIBLIOGRAFSKO-DOKUMENTACIJSKA STRAN IN IZVLEČEK UDK: 624.011.1:624.073.5:624.042.7:699.841(043) Avtor: Iztok Šušteršič Mentor: prof. dr. Vojko Kilar Somentor: akad. prof. dr. Miha Tomaževič Naslov: Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesenimi pl oščami Tip dokumenta: Doktorska disertacija Obseg in oprema: 220+162 str., 74 pregl., 299 sl., 120 en. Ključne besede: eksperimentalna analiza, križno lepljene lese ne plošče, potresna analiza, utrjevanje stavb, potresna sanacija, nearmirano zidovje, armiranobetonske konstrukcije, opečna polnila Izvleček: Doktorsko delo obravnava protipotresno utrjevanje o bstoječih konstrukcij s sistemom obložnih križno lepljenih lesenih (CLT) plošč. Izvedena je bila seri ja monotonih preiskav upogiba križno lepljenih plošč v ravnini, kvazistatičnih cikličnih preiskav n eutrjenih in utrjenih zidov iz nearmirane opečne zidovine ter dinamične preiskave neutrjenega in utrj enega dvoetažnega armiranobetonskega (AB) okvirja z ali brez opečnih polnil na potresni mizi. Sle dnji je bil dimenzioniran v skladu s pravilnikom o protipotresnem projektiranju iz leta 1981 in je bi l v osnovi že potresno odporen. Testi opečnih zidov so pokazali, da je možno z mehanskim pritrjevanjem CLT plošč na konstrukcijo povečati nosilnost do 34 %, mejni pomik pa za 165 %. Testi AB okvirja z ope čnimi polnili so pokazali, da so CLT ojačitve povrnile nihajne dobe poškodovane konstrukcije v pr votno stanje, zmanjšale so tudi torzijsko podajnost objekta. Delež utrditve je bil sicer dokaj velik v primerjavi z osnovnim objektom. Izdelani so bili numerični modeli ter izračunana potresna odp ornost testiranih vzorčnih primerov. Ugotovljeno je bilo, da je s predlaganim sistemom obložnih CLT p lošč možno zmanjšati obseg poškodb na testiranih AB okvirju in AB okvirju z opečnim polnil om. Na numeričnem 2D modelu večje stene iz nearmirane opečne zidovine (del fiktivnega dvoetažneg a objekta), ki ni izpolnjevala kriterijev za mejna stanja omejevanja poškodb in stanja na meji porušit ve, smo po namestitvi ojačilnih plošč, sidranih v medetažno konstrukcijo, povečali njeno potresno odpo rnost. Obenem je bila izvedena parametrična študija vpliva robnih pogojev na obnašanje konstruk cij iz križno lepljenih plošč z različnimi metodami – modalno analizo s spektri odziva, potisno analizo z N 2 metodo ter nelinearno dinamično analizo. Prikazali smo, kako različna togost, nosilnost in dukt ilnost spojev vpliva na potresno odpornost konstrukcij iz CLT plošč, pomembnost upoštevanja ver tikalne obtežbe na stene ter vpliv trenja. Analizirali smo tudi vpliv geometrije sten, ki so la hko sestavljene iz enega večjega ali več manjših kosov. Predlagali smo še postopek za izračun nadomestn ih horizontalnih togosti in nosilnosti v ravnini križno lepljenih sten, v kombinaciji z upoštevanjem v ertikalne obtežbe, trenja in spojev med lesenimi stenami in medetažami, ki je primeren za inženirsko pr akso in omogoča definiranje togosti konstrukcije za modalno analizo s spektri odziva. VI Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. VII Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. BIBLIOGRAPHIC-DOCUMENTALISTIC INFORMATION UDC: 624.011.1:624.073.5:624.042.7:699.841(043) Author: Iztok Šušteršič Supervisor: prof. dr. Vojko Kilar Co-advisor: akad. prof. dr. Miha Tomaževič Title: Strengthening of buildings with cross-laminated timber p lates Document type: Doctoral Dissertation Notes: 220+162 p., 74 tab., 299 fig., 120 eq. Key words: experimental analysis, cross-laminated timbe r plates, seismic analysis, building strengthening, seismic retrofit, unreinforced mason ry, reinforced concrete structures, masonry infill Abstract: The doctoral thesis deals with the seismic strength ening of existing structures with a cladding system of cross laminated timber (CLT) plates. An experime ntal series of monotonic in-plane bending tests of cross laminated timber plates was performed, a q uasi-static cyclic testing series of unstrengthened and strengthened unreinforced masonry walls and a s eries of dynamic tests on a shaking table where a two-story unstrengthened and strengthened reinforced concrete frame with and without masonry infill was analysed. The later was designed according to t he demands of the 1981 seismic guidelines and was basically already seismic resistant. The masonr y wall tests showed that by using a mechanically connected CLT plate the load bearing capacity can b e increased by 34 % and ultimate displacement by 165 %. The RC frame tests with masonry infill sh owed that the CLT strengthening plates caused the vibration periods of an already damaged structu re to return back to their initial state, the build ing’s torsional flexibility was also decreased. However, the proportion of the strengthening was quite large compared to the basic structure. Numerical models o f the tested structures were made, their seismic resistance was calculated. It was found that the pro posed CLT cladding strengthening system can reduce the extent of damage on the tested RC frame and frame with masonry infill. A 2D numerical model of a larger unreinforced masonry wall (part o f a fictional case study building) that didn’t meet the damage limitation and near collapse limit state s, showed that after the instalment of the CLT plat es anchored into the floor structure the wall’s seismi c resistance was increased. In addition, a parametri c study of the influence of boundary conditions on th e seismic behaviour of cross laminated timber buildings is performed with different analysis type s – a modal analysis with elastic spectrum response , a pushover analysis with the N2 method and a nonlin ear dynamic analysis. We have demonstrated how different stiffness, strength and ductility of conn ections influences on the seismic resistance of CLT structures, the importance of taking the vertical l oad acting on walls into account as well as the influence of friction. We have also analysed the in fluence of wall geometry that can be built from either one larger or several smaller pieces. Also, a procedure for the calculation of a wall’s in plan e substitute stiffness and strength considering the i nfluence of the vertical load, friction and connect ions among timber walls and floors is proposed, which is suitable for the engineering practice and allows the definition of a structure’s stiffness for the m odal analysis with the response spectra. VIII Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. IX Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. ZAHVALA Za pomoč in podporo pri nastajanju doktorske diserta cije se iskreno zahvaljujem mentorju prof. dr. Vojku Kilarju in somentorju akad. prof. dr. Mihi To maževiču. Za vse konstruktivne predloge se zahvaljujem tudi čla nom komisije za oceno naloge, profesorjem dr. Matjažu Dolšku, dr. Miroslavu Premrovu, dr. Vlatku Bo siljkovu in dr. Ariu Ceccottiju. Tekom študija sem imel priložnost delovati v tujini, za kar bi se na tem mestu še posebej zahvalil dr. Viktorju Hristovskemu z inštituta IZIIS in dr. Simonu Aicherju z inštituta MPA Otto Graf. Zahvalil bi se vsem sodelavcem iz podjetja CBD, predv sem Juriju Jančarju, ki je sploh v prvih letih študija prevzel tudi moje obveznosti. Predvsem pa resnično iskrena hvala dr. Brunu Dujiču – za priložnost in potrpljenje, za vsa odprta vrata, za korektnost, poštenost in kolegialnost, v času suh ih in debelih krav. Za zadnjih deset let. Morda je prvo poglavje končano ampak knjiga je še dolga. Zahvala gre še družini, predvsem ženi Tini, ki me mora tudi na dopustu vleči stran od računalnika in telefona. Delam na tem, da se poboljšam, res … Operacijo je delno financirala Evropska unija, in s icer iz Evropskega socialnega sklada. Operacija se je izvajala v okviru Operativnega programa razvoja čl oveških virov za obdobje 2007 – 2013, 1. razvojne prioritete: Spodbujanje podjetništva in pril agodljivosti, prednostne usmeritve 1.1.: Strokovnjaki in raziskovalci za konkurenčnost podjetij . X Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. XI Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. KAZALO VSEBINE STRAN ZA POPRAVKE, ERRATA I IZJAVE III BIBLIOGRAFSKO-DOKUMENTACIJSKA STRAN IN IZVLEČEK V BIBLIOGRAPHIC-DOCUMENTALISTIC INFORMATION AND ABSTRACT VII ZAHVALA IX KAZALO VSEBINE XI KAZALO SLIK XV LIST OF FIGURES XXVII KAZALO PREGLEDNIC XLI LIST OF TABLES XLV 1 UVOD 1 1.1 Opis problematike 1 1.2 Tema disertacije 4 1.3 Vsebina disertacije 5 2 PREGLED LITERATURE 7 2.1 Križno lepljene lesene plošče 7 2.2 Protipotresno utrjevanje 9 2.2.1. Utrjevanje zidanih zgradb 11 2.2.2. Utrjevanje AB okvirjev 15 2.2.3. Ocenjevanje potresne odpornosti 17 2.3 Uporaba standardov in priporočil v nalogi 18 3 ZASNOVA SISTEMA UTRJEVANJA 19 4 OBNAŠANJE KRIŽNO LEPLJENIH LESENIH STEN OBREMENJENIH V RAVNINI 27 4.1 Eksperimentalne preiskave križno lepljenih lesenih plošč pri obremenitvi v ravnini 27 4.1.1. Eksperimentalne preiskave stenastih nosilcev 27 4.1.2. Eksperimentalne preiskave momentno vpetih pr eklad 33 4.2 Modeliranje stenskih plošč iz križno lepljenih lesenih plošč (X lam) 37 4.2.1. Izbira končnih elementov in upoštevanje anizot ropnosti materiala 37 4.2.2. Stenasti prostoležeči nosilec z odprtinami F-3r 40 4.2.3. Nizka togo vpeta preklada H-3r-S 43 4.2.4. Visoka togo vpeta preklada H-3r-L 45 4.2.5. Povzetek ugotovitev numeričnih modelov 46 5 ANALIZA NEUTRJENIH IN UTRJENIH NEARMIRANIH OPEČNI H ZIDOV 49 5.1 Eksperimentalne preiskave neutrjenih nearmiranih opečnih zidov 49 5.1.1. Tlačni test neutrjenega zidu 50 5.1.2. Strižni test neutrjenega zidu 51 5.2 Eksperimentalne preiskave utrjenih nearmiranih opečnih zidov 58 XII Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. 5.2.1. Utrditvena Xlam plošča prilepljena na opečni zid – utrditev A 59 5.2.2. Utrditvena Xlam plošča mehansko pritrjena v opečni zid – utrditev B 66 5.2.3. Utrditvena Xlam plošča, mehansko pritrjena v betonsko vez, 1. način – utrditev C 74 5.2.4. Utrditvena Xlam plošča, mehansko pritrjena v betonsko vez, 2. način – utrditev D 81 5.2.5. Analiza rezultatov utrjevanja opečnega zidu 88 5.3 Eksperimentalne preiskave stika med utrditvenimi ploščami in obstoječim objektom 104 5.3.1. Čevelj, uvrtan v opečni zid – horizontalna sme r 105 5.3.2. Čevelj, uvrtan v opečni zid – vertikalna smer 107 5.3.3. Čevelj, uvrtan v beton – horizontalna smer 109 5.3.4. Čevelj, uvrtan v beton – vertikalna smer 111 5.3.5. Analiza rezultatov testiranja spojev 113 5.4 Modeliranje neutrjenih in utrjenih testnih konstrukcij iz nearmi ranega zidovja 120 5.4.1. Nearmirano zidovje 120 5.4.2. Ojačilne križno lepljene lesene plošče 126 5.4.3. Modeli neutrjenih in utrjenih preizkušenih st en – dinamični odziv 127 5.5 Primer uporabe ojačilnih plošč na večji opečni zgradbi 131 5.5.1. Nelinearna dinamična analiza in IDA metoda 131 5.5.2. Vzorčni primer 133 6 ARMIRANOBETONSKI OKVIRJI Z IN BREZ OPEČNIH POLNIL 14 1 6.1 Preiskave na potresni mizi 141 6.1.1. Zasnova testne konstrukcije 141 6.1.2. Protokol preiskav 146 6.1.3. Oprema in merilna mesta 148 6.1.4. Odziv konstrukcije 153 6.2 Modeliranje neutrjenih in utrjenih preizkušenih AB okvirjev z in brez opečnih polnil 171 6.2.1. Uporabljene predpostavke pri modeliranju kon strukcije 171 6.2.2. Rezultati za neutrjen in utrjen AB okvir 186 6.2.3. Rezultati za neutrjen in utrjen AB okvir s pol nili 191 7 ZAKLJUČKI 199 7.1 Rezultati eksperimentalnih preiskav 199 7.1.1. Preiskave križno lepljenih lesenih plošč, obre menjenih v ravnini 199 7.1.2. Preiskave neutrjenih in utrjenih zidov iz nearm irane opečne zidovine 199 7.1.3. Preiskave spojev za pritrjevanje križno lepljen ih lesenih plošč na objekte 201 7.1.4. Preiskave neutrjenih in utrjenih AB okvirjev z in brez opečih polnil 201 7.2 Rezultati numeričnih modelov in primerjava z eksperimentalnimi rezultati 202 7.2.1. Numerični modeli križno lepljenih lesenih plo šč, obremenjenih v ravnini 202 7.2.2. Numerični modeli nearmirane opečne zidovine z in brez ojačilnih plošč 203 7.2.3. Numerični modeli AB okvirjev z in brez opečnih polnil ter z in brez ojačilnih plošč 205 7.3 Omejitve sistema utrjevanja s križno lepljenimilesenimi plo ščami 205 7.4 Prispevek k znanosti 206 7.5 Skladnost s hipotezo naloge 207 7.6 Napotki za nadaljnje delo 207 VIRI 209 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. XIII Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. PRILOGA A PARAMETRIČNA ANALIZA VPLIVA STIKOV IN DRUGIH ROBNIH P OGOJEV NA POTRESNO OBNAŠANJE VEČETAŽNIH KONSTRUKCIJ IZ KRIŽNO LE PLJENIH LESENIH PLOŠČ A.1 Uvod 223 A.2 Modeliranje stikov med ploščami in vpliv na potresno anal izo 224 A.2.1 Tipični stiki 225 A.2.2 Togost in nosilnost stikov 228 A.2.3 Trenje 229 A.2.4 Metoda načrtovanja nosilnosti pri lesenih plo ščah z odprtinami 230 A.3 Parametrična analiza vpliva stikov in drugih robnih pogojev na obnašanje konstrukcije 232 A.3.1 Modalna analiza s spektri odziva 235 A.3.2 Potisna analiza in N2 metoda 241 A.3.3 Nelinearna dinamična analiza 250 A.4 Metoda za poenostavljeno modeliranje XLam konstrukcij pr i modalni analizi 255 A.4.1 Lesene plošče z in brez odprtin 256 A.4.2 Zgornje in spodnje vpetje lesene plošče 258 A.4.3 Spoji med sosednjimi lesenimi ploščami 260 A.4.4 Skupna togost stene 260 A.4.5 Vzorčni primer 261 A.5 Zaključki 262 A.5.1 Povzetek analiz 262 A.5.2 Prispevki k znanosti 264 A.5.3 Napotki za nadaljnje delo 264 PRILOGA B IZPIS MERITEV STRIŽNIH TESTOV NEARMIRANIH OPEČNIH ZIDO V B.1 Meritve neutrjenega opečnega zidu 267 B.2 Meritve opečnega zidu utrjenega s križno lepljeno ploščo prile pljeno na opečni zid 277 B.3 Meritve opečnega zidu utrjenega s križno lepljeno ploščo privi jačeno v opečni zid 295 B.4 Meritve opečnega zidu utrjenega s križno lepljeno leseno ploš čo privijačeno v betonsko vez opečnega zidu – tip 1 314 B.5 Meritve opečnega zidu utrjenega s križno lepljeno leseno ploš čo privijačeno v betonsko vez opečnega zidu – tip 2 333 PRILOGA C IZPIS MERITEV SINUSNIH HARMONIČNIH TESTOV NA POTRESNI M IZI 355 C.1 Odziv akcelerometrov neutrjenega AB okvirja in n ihajne oblike 357 C.2 Odziv akcelerometrov utrjenega AB okvirja in nih ajne oblike 362 C.3 Odziv akcelerometrov neutrjenega AB okvirja z ope čnim polnilom in nihajne oblike 370 C.4 Odziv akcelerometrov utrjenega AB okvirja z opečn im polnilom in nihajne oblike 377 XIV Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Ta stran je namenoma prazna. Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. XV Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. KAZALO SLIK Slika 1.1: Pospeški temeljnih tal po Sloveniji (levo) in mikrorajonizacija MOL (desno) (vir: ARSO) 1 Slika 1.2: Naraščanje števila žrtev potresa v primerj avi z rastjo svetovne populacije (po Holzer in Savage, 2013) 2 Slika 1.3: Obstoječa rešitev za toplotno izoliranje ob jektov z uporabo prefabriciranih lesenih okvirnih panelov v kombinaciji s celotno fasado (vi r: Gap Solutions, GmbH) 3 Slika 1.4: Obstoječa rešitev za toplotno izoliranje ob jektov z uporabo prefabriciranih lesenih okvirnih panelov v kombinaciji s celotno fasado; (a ) meritev in izdelava 3D računalniškega modela, (b) izdelava lesenih panelnih sten v obratu, (c) po potrebi sanacija temeljev oz. izdelava novih, (d) dostava na teren, (e) montaža, (f ) uporaba samostoječega odra za izvedbo ovoja (vidna tudi izravnalna linija v nivoju medetaže ), (g) detajli preklopa stenskih panelov po višini (vir: Gump & Maier, GmbH) 3 Slika 1.5: Koncept izvedbe univerzalnih panelov na obs toječi zgradbi 4 Slika 2.1: Naraščanje proizvodnje križno lepljenega le sa v tisočih kubikov; podatki iz leta 2011 (vir: Brandner idr., 2015) 7 Slika 2.2: Proizvajalci križno lepljenega lesa po Evrop i in svetu (vir: Schickhofer, 2012) 7 Slika 2.3: (a) Struktura enosmerno lepljenega lesa, ( b) struktura križno lepljenega lesa in (c) variacije slojevitosti plošč 8 Slika 2.4: Stenski element dolžine 16 m, ki je obenem tudi stenasti nosilec 8 Slika 2.5: Naraščanje višine stanovanjskih gradenj i z križno lepljenega lesa v zadnjih desetih letih (fotografije: Ario Ceccotti, waughthistleton. com, ilnuovocantiere.it) 8 Slika 2.6: Načini protipotresnega utrjevanja zgradb; (a) z notranje strani (karbonski ovoj AB stebrov in prečk, torkretne stene, injektiranje ope čnega zidovja), (b) z zunanje strani (jekleni okvirji in viskozni dušilci na zunanji strani AB obje ktov), (c) z notranje strani opečnih objektov (jekleni okvirji in trakovi) 10 Slika 2.7: Različne metode utrjevanja nearmiranih ope čnih zidov, (a) FRP obloge, (b) torkret, (c) notranja jedra, (d) površinska prevleka (vir: T omaževič 2009, Franklin idr., 2001) 14 Slika 3.1: Specifični primeri porušitev, ki jih je p otrebno dodatno upoštevati pri potresni sanaciji nearmirane zidovine 19 Slika 3.2: Tristopenjski sistem pritrjevanje ojačiln ih lesenih plošč na obstoječo konstrukcijo 21 Slika 3.3: Prvotni duktilni koncept tri-stopenjskega s tika med ojačilnimi lesenimi ploščami in objektom in prilagojena dejanska izvedba 22 Slika 3.4: Prikaz večstopenjske montaže ojačilnega oziro ma utrditvenega sistema 23 Slika 3.5: Idejna skica objekta, utrjenega z lesenimi ploščami (levo), in izsek detajla spoja (desno) 24 Slika 3.6: Delni prerez detajla pritrjevanja plošč na vogalu objekta (levo) in prerez skozi steno (desno) 24 Slika 3.7: Izvedba novih temeljev (ali utrditev preši bkih obstoječih) v primeru izvedbe TES energijske fasade (vir: Gump & Maier, GmbH) 25 Slika 4.1: Celotna serija testiranja sten 27 Slika 4.2: Geometrija polne stene (v mm) in poziciji merilcev pomikov ter deformacij celih sten 28 Slika 4.3: Ena od spodnjih dveh drsnih vertikalnih v ogalnih podpor stene (levo) in kroglasti ležaj za vnos vertikalne sile na vrhu (desno) 29 XVI Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 4.4: Polna stena, vpeta v preizkuševalni okvir ( levo), in bočna podpora stene, ki preprečuje zvračanje vogalov (desno) 29 Slika 4.5: Linearni merilci deformacij na spodnji st rani stene na slojih, ki potekata v smeri razpona, ter eden od merilcev vertikalnih pomikov (l evo) in triosni merilec deformacij, pritrjen na parapete in preklade oken (desno) 29 Slika 4.6: Protokol nanašanja vertikalne obtežbe v cik lih 30 Slika 4.7: Meritve pomikov na spodnji strani stene p ri različnih stopnjah vertikalne obtežbe (levo) ter diagram odvisnosti pomika in sile na vrh u stene (desno) 30 Slika 4.8: Odvisnost vertikalne obtežbe od pomikov di agonal (levo) in deformacije na dnu stene (desno) 31 Slika 4.9: Odvisnost vertikalne obtežbe od deformacij e na dnu višje (levo) in nižje okenske preklade (desno) 31 Slika 4.10: Odvisnost vertikalne sile od deformacij, izmerjenih v triosnih merilcih R1 in R2 (Slika 4.5) 32 Slika 4.11: Odvisnost vertikalne sile od deformacij, izmerjenih v triosnih merilcih R3 in R4 (Slika 4.5) 32 Slika 4.12: Rušni mehanizem polne stene – upogibna p orušitev, oziroma natezna odpoved spodnje cone stene 33 Slika 4.13: Primerjava pomika in sile pri obremenjeva nju 3- in 5-slojnih vzorcev sten do porušitve 33 Slika 4.14: Geometrija polovičnih sten (H-3r-L na levi in H-3r-S na desni) in poziciji merilcev pomikov ter deformacij polovičnih sten 34 Slika 4.15: Polovična stena, vpeta v preizkuševalni o kvir (levo), in serija merilcev pomikov pod zgornjo preklado (desno) 34 Slika 4.16: Meritve pomikov na spodnji strani prekla de pri dveh različnih stopnjah vertikalne obtežbe (levo) ter diagram odvisnosti pomika in sile na vrhu preklade (desno) 35 Slika 4.17: Odvisnost vertikalne sile od deformacij, izmerjenih v triosnih merilcih (Slika 4.5) 35 Slika 4.18: Porušni mehanizem nižje preklade – strig v zunanjih slojih in upogibna odpoved srednjega 36 Slika 4.19: Porušni mehanizem višje preklade – strig v zunanjih slojih in upogibna odpoved srednjega 36 Slika 4.20: Primerjava pomika in sile pri obremenjeva nju višje in nižje preklade (3-slojnih sten) do porušitve 36 Slika 4.21: Osnovna struktura vlaken lesa (Podobnik A , Devetak D, 2008) 37 Slika 4.22: Osnovne anatomske smeri lesa (levo) ter deformiranje izrezanih kosov v odvisnosti od mesta izreza iz debla (desno) (The encyclopaedia of wood, 1999) 38 Slika 4.23: Pomiki stene F-3r v vertikalni smeri (a), napetosti v srednjem sloju v horizontalni smeri (b) ter napetosti v zunanjem sloju v horizontal ni (c) in vertikalni (d) smeri 40 Slika 4.24: Primerjava pomikov na spodnjem robu sten e F-3r med posameznimi testi in računalniškima modeloma pri vertikalni sili 100 kN 41 Slika 4.25: Primerjava pomikov okenskih diagonal (lev o) ter deformacij v srednjem sloju na dnu stene 'F-3r' in na dnu okenskih preklad (desno) med posameznimi testi in računalniškima modeloma 41 Slika 4.26: Primerjava deformacij stene F-3r na površi ni zunanjih slojev parapetov in preklad v vertikalni (levo) in horizontalni (desno) smeri m ed posameznimi testi in računalniškima modeloma 42 Slika 4.27: Pomiki stene H-3r-S v vertikalni smeri (a), napetosti v srednjem sloju v horizontalni smeri (b) ter napetosti v zunanjem sloju v horizontalni (c) in vertikalni (d) smeri 43 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. XVII Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 4.28: Primerjava pomikov na spodnjem robu sten e H-3r-S med posameznimi testi in računalniškima modeloma pri vertikalni sili 50 kN 44 Slika 4.29: Primerjava deformacij stene H-3r-S na površ ini zunanjih slojih parapetov in preklad v vertikalni (levo) in horizontalni (sredina ) smeri ter deformacij v srednjem sloju na dnu preklade (desno) med posameznimi testi in računa lniškima modeloma 44 Slika 4.30: Pomiki stene H-3r-L v vertikalni smeri (a), napetosti v srednjem sloju v horizontalni smeri (b) ter napetosti v zunanjem sloju v horizontalni (c) in vertikalni (d) smeri 45 Slika 4.31: Primerjava pomikov na spodnjem robu stene H-3r-L med posameznimi testi in računalniškima modeloma pri vertikalni sili 150 kN 46 Slika 4.32: Primerjava deformacij stene H-3r-L na povr šini zunanjih slojih parapetov in preklad v vertikalni (levo) in horizontalni (sredina ) smeri ter deformacij v srednjem sloju na dnu preklade (desno) med posameznimi testi in računa lniškima modeloma 46 Slika 5.1: Izdelava opečnih zidov (levo) in njihove di menzije v milimetrih (desno) 49 Slika 5.2: Vpetje zidu za tlačno preiskavo (a), nastan ek prve razpoke (b) in poškodbe zidu po preiskavi; razpoke vzdolž višine zidu na ožji stranici (c) in rušenje vogalov iz ravnine zidu (d) 50 Slika 5.3: Pozicije dajalnikov pomika na zidu in posame zne meritve 51 Slika 5.4: Protokol cikličnega nanašanja obtežbe (pom ikov) na vrhu zidu (shematsko prikazan) 52 Slika 5.5: Neutrjen zid med strižno preiskavo in mesta vnosa vertikalnih in horizontalnih sil 52 Slika 5.6: Pozicije mest induktivnih merilcev (levo) i n točk za fotogrametrijo (desno) za neutrjen zid 53 Slika 5.7: Razvoj poškodb na neutrjenem opečnem zidu 53 Slika 5.8: Komponente za definicijo ekvivalentnega ko eficienta viskoznega dušenja 54 Slika 5.9: Postopek idealizacije eksperimentalnih rezul tatov 55 Slika 5.10: Pomiki vogalov AB vezi neutrjenega zidu v v ertikalni smeri (mesti Lv1 in Lv4) ter rotacija betonske vezi na vrhu zidu v odvisnosti od h orizontalnih pomikov na vrhu zidu in od časa 55 Slika 5.11: Histerezni odziv neutrjenega opečnega zidu 56 Slika 5.12: Ovojnica histereze neutrjenega zidu ter bi linearna krivulja odziva in potek upadanja togosti 56 Slika 5.13: Disipacija energije po posameznih ciklih in ekvivalentni koeficienti viskoznega dušenja za neutrjen zid 56 Slika 5.14: Strižni moduli neutrjenega zidovja izvredno teni pri različnih vrednostih horizontalnega pomika 57 Slika 5.15: Skica zidu z nalepljeno ojačilno ploščo – u trditev A 59 Slika 5.16: Ojačitev opečnega zidu z lepljenjem plošč 59 Slika 5.17: Pozicije mest induktivnih merilcev (levo) in točk za fotogrametrijo (desno) za zid z utrditvijo tipa A 60 Slika 5.18: Histerezni odziv utrjenega opečnega zidu ti pa A in primerjava z neutrjenim zidom 61 Slika 5.19: Ovojnica histereze utrjenega zidu (tip A) ter bilinearna krivulja odziva in potek upadanja togosti 61 Slika 5.20: Disipacija energije po posameznih ciklih in ekvivalentni koeficienti viskoznega dušenja za utrjen zid tipa A 61 Slika 5.21: Nastanek prvih strižnih razpok v zidovju ti k ob lepljenem stiku (a) ter popolna natezna porušitev opeke po celotni površini zidu (b i n c) 62 XVIII Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 5.22: Deformacije diagonal pri utrditvi tipa A , dobljene na podlagi optičnih meritev: a) iz točk na betonski vezi in temelju (točki P3-T1), b) n a leseni plošči (točke A2-A3, A1-A4) 63 Slika 5.23: Deformacije vertikal pri utrditvi tipa A , dobljene na podlagi; a) LVDT meritev na betonski vezi in temelju (Lv1-Lv2, Lv4-Lv3) in b) opti čnih meritev na leseni plošči (točke A1-A3, A2-A4) 64 Slika 5.24: Zdrsi med leseno ploščo in betonskim teme ljem pri utrditvi tipa A, merjeni z LVDT-jem (L3) 64 Slika 5.25: Primerjava lokalnih zdrsov vogalov ojačiln e plošče glede na AB vez ali temelj za tip utrditve A 65 Slika 5.26: Skica zidu z ojačilno ploščo, privijačeno v opeko – utrditev B 66 Slika 5.27: Načrt čevlja in jeklene pločevine za prit rjevanje lesenih plošč v zidove 67 Slika 5.28: Detajli pritrjevanja jeklenih čevljev v leseno ploščo in jeklene pločevine v opečni zid 68 Slika 5.29: Pozicije mest induktivnih merilcev (levo) in točk za fotogrametrijo (desno) za zid z utrditvijo tipa B 69 Slika 5.30: Histerezni odziv utrjenega opečnega zidu ti pa B in primerjava z neutrjenim zidom 70 Slika 5.31: Ovojnica histereze utrjenega zidu (tip B) ter bilinearna krivulja odziva in potek upadanja togosti 70 Slika 5.32: Disipacija energije po posameznih ciklih in ekvivalentni koeficienti viskoznega dušenja za utrjen zid tipa B 70 Slika 5.33: Deformacije diagonal pri utrditvi tipa B , dobljene na podlagi optičnih meritev: a) iz točk na betonski vezi in temelju (točke P3-T1, P1-T3) , b) na leseni plošči (točke A2-A3, A1-A4) 71 Slika 5.34: Poškodbe opečnega zidu z utrditvijo tipa B ter vpliv poškodb na pozicije točk optičnega merjenja 71 Slika 5.35: Deformacije vertikal pri utrditvi tipa B , dobljene na podlagi: a) LVDT meritev na betonski vezi in temelju (Lv1-Lv2, Lv4-Lv3) in b) opti čnih meritev na leseni plošči (točke A1-A3, A2-A4) 72 Slika 5.36: Zdrsi med leseno ploščo in betonskim teme ljem pri utrditvi tipa B, merjeni z LVDT-jem (L3) 72 Slika 5.37: Primerjava lokalnih zdrsov vogalov ojačiln e plošče glede na AB vez ali temelj za tip utrditve B 73 Slika 5.38: Skica zidu z ojačilno ploščo, privijačeno v betonsko vez, 1. način – utrditev C 74 Slika 5.39: Načrt čevlja in jeklene pločevine za tip utrjevanja C 74 Slika 5.40: Detajli pritrjevanja lesene plošče na op ečni zid za utrditev tipa C 75 Slika 5.41: Pozicije mest induktivnih merilcev (levo) in točk za fotogrametrijo (desno) za zid z utrditvijo tipa C 76 Slika 5.42: Razvoj poškodb na utrjenem opečnem zidu ti pa C 76 Slika 5.43: Histerezni odziv utrjenega opečnega zidu ti pa C in primerjava z neutrjenim zidom 77 Slika 5.44: Ovojnica histereze utrjenega zidu (tip C) ter bilinearna krivulja odziva in potek upadanja togosti 77 Slika 5.45: Disipacija energije po posameznih ciklih in ekvivalentni koeficienti viskoznega dušenja za utrjen zid tipa C 77 Slika 5.46: Deformacije diagonal pri utrditvi tipa C , dobljene na podlagi optičnih meritev: a) iz točk na betonski vezi in temelju (točki P3-T1, P1-T3), b) na leseni plošči (točke A2-A3, A1- A4) 78 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. XIX Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 5.47: Deformacije vertikal pri utrditvi tipa C , dobljene na podlagi: a) LVDT meritev na betonski vezi in temelju (Lv1-Lv2, Lv4-Lv3) in b) opti čnih meritev na leseni plošči (točke A1-A3, A2-A4) 79 Slika 5.48: Zdrsi med leseno ploščo in betonskim teme ljem pri utrditvi tipa C, merjeni z LVDT-jem (L3) 79 Slika 5.49: Primerjava lokalnih zdrsov vogalov ojačiln e plošče glede na AB gredo ali temelj za tip utrditve C 80 Slika 5.50: Skica zidu z ojačilno ploščo, privijačeno v betonsko vez, 2. način – utrditev D 81 Slika 5.51: Skica spodnjega para jeklenih čevljev za u trditev tipa D 82 Slika 5.52: Detajli pritrjevanja lesene plošče na op ečni zid za utrditev tipa D 82 Slika 5.53: Pozicije mest induktivni merilcev (levo) i n točk za fotogrametrijo (desno) za zid z utrditvijo tipa C 83 Slika 5.54: Razvoj poškodb na opečnem zidu pri 2. prim eru vijačenja ojačitvene plošče v betonsko vez in temelj 83 Slika 5.55: Prestrig metričnih vijakov med jeklenimi čevlji in pločevino, izvlek poševnih vijakov v spodnjih čevljih in razpoke v betonskem te melju 83 Slika 5.56: Histerezni odziv utrjenega opečnega zidu ti pa D in primerjava z neutrjenim zidom 84 Slika 5.57: Ovojnica histereze utrjenega zidu (tip D) ter bilinearna krivulja odziva in potek upadanja togosti 84 Slika 5.58: Disipacija energije po posameznih ciklih in ekvivalentni koeficienti viskoznega dušenja za utrjen zid tipa D 84 Slika 5.59: Deformacije diagonal pri utrditvi tipa D , dobljene na podlagi optičnih meritev: a) iz točk na betonski vezi in temelju (točki P2-T1, P1-T3), b) na leseni plošči (točke L2-L3, L1- L4) 85 Slika 5.60: Deformacije vertikal pri utrditvi tipa D , dobljene na podlagi: a) LVDT meritev na betonski vezi in temelju (Lv1-Lv2, Lv4-Lv3) in b) opt ičnih meritev na leseni plošči (točke L2- L4, L1-L3) 86 Slika 5.61: Zdrsi med leseno ploščo in betonskim teme ljem pri utrditvi tipa D, merjeni z LVDT-jem (P2-L2) 86 Slika 5.62: Primerjava lokalnih zdrsov vogalov ojačiln e plošče glede na AB vez ali temelj za tip utrditve D 87 Slika 5.63: Primerjava ovojnic prvih ciklov odziva za v se teste 88 Slika 5.64: Primerjava povprečnih vrednosti zasukov i n sil v karakterističnih točkah diagramov sila-pomik Figure 5.64: The comparison of a verage drifts and forces in characteristic points of force-displacement diagrams 89 Slika 5.65: Primerjava bilinearno idealiziranih diagr amov ovojnic prvih ciklov odziva za vse teste 90 Slika 5.66: Primerjava povprečnih vrednosti zasukov i n sil v karakterističnih točkah bi- linearno idealiziranih diagramov sila-pomik ter efekt ivnih togosti in duktilnosti 91 Slika 5.67: Primerjava disipacije energije prvih cikl ov odziva ter razmerje med disipirano in vneseno energijo za vse teste 93 Slika 5.68: Primerjava kumulativne disipacije energij e prvih ciklov odziva ter razmerje med kumulativno disipirano in vneseno energijo za vse te ste 93 Slika 5.69: Primerjava ekvivalentnih koeficientov vis koznega dušenja za vse tri cikle odziva vseh testov 94 Slika 5.70: Primerjava upadanja normirane sekantne to gosti prvega cikla odziva vseh testov glede na pomik normiran s pomikom pri maksimalni si li ali maksimalnem pomiku 95 XX Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 5.71: Primerjava padanja nosilnosti drugega in tretjega cikla odziva (v primerjavi s prvim ciklom) v odvisnosti od pomika, normiranega s pomik om pri maksimalni sili, za vse teste. 96 Slika 5.72: Primerjava optično merjenih deformacij di agonal ojačilnih plošč, ki so nalepljene (a), privijačene v opeko (b), v beton na prvi (c) i n drugi (d) način 97 Slika 5.73: Primerjava horizontalnih zdrsov med ojačiln imi ploščami in temelji merjenih z induktivnimi merilci za plošče, ki so nalepljene (a) , privijačene v opeko (b), v beton na prvi (c) in drugi (d) način 98 Slika 5.74: Primerjava optično merjenih zdrsov med le vim zgornjim vogalom ojačilne plošče in betonsko preklado za plošče, ki so nalepljene (a) , privijačene v opeko (b), v beton na prvi (c) in drugi (d) način 99 Slika 5.75: Primerjava optično merjenih zdrsov med de snim zgornjim vogalom ojačilne plošče in betonsko preklado za plošče, ki so nalepljene (a) , privijačene v opeko (b), v beton na prvi (c) in drugi (d) način 100 Slika 5.76: Primerjava optično merjenih zdrsov med lev im spodnjim vogalom ojačilne plošče in betonsko preklado za plošče, ki so nalepljene (a) , privijačene v opeko (b), v beton na prvi (c) in drugi (d) način 101 Slika 5.77: Primerjava optično merjenih zdrsov med de snim spodnjim vogalom ojačilne plošče in betonsko preklado za plošče, ki so nalepljene (a) , privijačene v opeko (b), v beton na prvi (c) in drugi (d) način 102 Slika 5.78: Zasnova horizontalnih (levo) in vertikalni h (desno) testov spojev med lesenimi ploščami in opečnim zidom 104 Slika 5.79: Posamezne komponente spojev pri testiranju v horizontalni (levo) in vertikalni smeri (desno) 104 Slika 5.80: Zgornja povezava pri testu horizontalnega s poja je uvrtana v spojnico med opekami, spodnja pa v samo opeko 105 Slika 5.81: Histerezni odziv posameznih delov horizontal nega spoja v opeki 106 Slika 5.82: Kumulativna disipacija energije v posame znih delih horizontalnega spoja v opeki 106 Slika 5.83: Porušni mehanizem – odpoved stika med čevl jem in pločevino 107 Slika 5.84: Histerezni odziv posameznih delov vertikaln ega spoja v opeki 108 Slika 5.85: Kumulativna disipacija energije v posame znih delih vertikalnega spoja v opeki 108 Slika 5.86: Horizontalni (levo) in vertikalni (desno) test spoja v betonu 109 Slika 5.87: Histerezni odziv posameznih delov horizontal nega spoja v betonu 109 Slika 5.88: Kumulativna disipacija energije v posame znih delih horizontalnega spoja v betonu 110 Slika 5.89: Histerezni odziv posameznih delov vertikaln ega spoja v betonu 111 Slika 5.90: Kumulativna disipacija energije v posame znih delih vertikalnega spoja v betonu 111 Slika 5.91: Monotoni odziv spoja med lesom in čevljem (v nategu) do porušitve (levo) in odpiranje rege med čevljem in leseno ploščo (desno) 112 Slika 5.92: Interval izmerjenih zdrsov v spojih utrjene ga zidu tipa D (zgornji rob plošče) 113 Slika 5.93: Primerjava povprečnih absolutnih doseženih sil in pomikov v posameznih segmentih spojev 115 Slika 5.94: Primerjava povprečnih absolutnih pomikov v posameznih segmentih spojev 115 Slika 5.95: Primerjava povprečne kumulativne disipira ne energije v posameznih segmentih spojev 116 Slika 5.96: Primerjava povprečnih absolutnih efektivn ih togosti v posameznih segmentih spojev 117 Slika 5.97: Primerjava ovojnic prvega cikla spoja me d lesom in čevljem, čevljem in pločevino ter pločevino in zidom 118 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. XXI Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 5.98: Idealizirani ovojnici spoja v horizontalni in vertikalni smeri 119 Slika 5.99: Rušni mehanizmi v opečnih zidovih (povzeto po Rizzanu in Sabatinu, 2010) 120 Slika 5.100: Odvisnost faktorjev α0 in c od pozicije prevojne točke 122 Slika 5.101: Konstitutivne zveze plastičnih členkov v slopih in prečkah (povzeto po Petrovčiču in Kilarju, 2013) 124 Slika 5.102: Štirilinearna ovojnica, izračunana za vzor čni eksperimentalno preizkušeni zid 125 Slika 5.103: Grafični prikaz prepletanja rušnih mehan izmov za izbrane robne pogoje 126 Slika 5.104: Smeri glavnih slojev (11) in prečnih slo jev (22) 127 Slika 5.105: Kombinacija modela končnih elementov na domestnega okvirja zidu in ojačilne lesene plošče 128 Slika 5.106: Primerjava izmerjenega in izračunanega hi stereznega odziva neutrjenega zidu ter disipirane energije 128 Slika 5.107: Primerjava izmerjenega in izračunanega hi stereznega odziva horizontalnega in vertikalnega odziva spoja ter disipacije energije 129 Slika 5.108: Primerjava histereznega odziva utrjenega zi du (tip D) ter disipirane energije 130 Slika 5.109: Napetosti v leseni plošči pri pomiku vr ha zidu za 20 mm 130 Slika 5.110: Izbrani normirani in modificirani akceler ogrami 132 Slika 5.111: Spektri začetnih skaliranih izbranih in m odificiranih akcelerogramov ter primerjava povprečja spektrov modificiranih akceler ogramov s ciljnim Evrokod 8 spektrom za a g = 0.50 g in tla tipa A 133 Slika 5.112: Tloris in izbrana stena opečnega objekta z vplivnimi površinami medetaž 134 Slika 5.113: Zasnova modela stene objekta 134 Slika 5.114: Mesta pritrditvenih čevljev (označena z r dečo piko) 135 Slika 5.115: Povprečna IDA krivulja s standardno deviac ijo (levo) ter pushover krivulja v primerjavi z IDA rezultati za neutrjeno zidano konstrukc ijo. Posamezna mejna stanja so označena. 137 Slika 5.116: Povprečna IDA krivulja s standardno deviac ijo (levo) ter pushover krivulja v primerjavi z IDA rezultati za utrjeno zidano konstrukcij o. Posamezna mejna stanja so označena. 137 Slika 5.117: Povprečni IDA krivulji s standardnima devi acijama (levo) ter pushover krivulji za neutrjeno in utrjeno zidano konstrukcijo 138 Slika 5.118: Primerjava poškodb neutrjenega in utrjen ega opečnega objekta pri projektni potresni obtežbi, ki ustreza stanju NC (T R = 2745 let, a g = 0.425, tla A) 138 Slika 5.119: Efektivne napetosti v lesenih ploščah p ri pospešku temeljnih tal, ki ustreza stanju NC (T R = 2745 let, a g = 0.425, tla A) 139 Slika 6.1: Armiranobetonski okvir med premikom na po tresno mizo (levo) in AB okvir z opečnim polnilom (desno) 141 Slika 6.2: Tloris ter prereza v krajši in daljši smer i okvirja 142 Slika 6.3: Oznake stebrov, prečk in polnil 143 Slika 6.4: Armiranje stebrov in prečk. Debelina krov nega sloja je 2.5 cm. 144 Slika 6.5: Pritrjevanje dodatne mase in detajl sidrn e kljuke za vpenjanje konstrukcije med premikom 145 Slika 6.6: Izdelava opečnih polnil in test upogibne t rdnosti malte 145 Slika 6.7: Dejanski pomik mize med sweep testom 147 Slika 6.8: Izvirni (a) in modificirani (b) akcelerogr am Landers in (c) elastični spekter v skladu z Evrokodom 8 ter Elastični spekter modificiranega a kcelerograma Landers za 5-% dušenje in ag = 0.51 g v primerjavi z elastičnim Evrokod spektrom 147 Slika 6.9: Dva od vertikalnih batov, na vrhu prednap eta AB platforma 148 XXII Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 6.10: Temelji konstrukcije med vijačenjem v pl atformo 148 Slika 6.11: Pozicije merilcev pomikov in akcelerometro v na AB okvirju (izvirne oznake) 149 Slika 6.12: Pritrditev akcelerometra in točke merjenj a pomikov 150 Slika 6.13: Pozicije merjenja pomikov in akcelerometr ov na AB okvirju s polnilom (izvirne oznake) 151 Slika 6.14: Poziciji induktivnih merilcev V-F1-DL in H-F1-D (levo) ter diagonal D1 in D2 (desno) 152 Slika 6.15: Pozicije induktivnih merilcev (LVDT) na zun anji strani utrjene stene v osi A in na notranji strani stene v osi B AB okvira s polnilom 153 Slika 6.16: Utrjen AB okvir – utrjena je bila samo spodnja etaža. 154 Slika 6.17: Nihajni časi neutrjenega in utrjenega AB okvirja (smer vzbujanja je y) 155 Slika 6.18: Fourierjeva analiza odziva akcelerometrov ( Preglednica 6.5) v smeri vzbujanja konstrukcije. Na x oseh so prikazane frekvence odziva na y osi pa amplitude pospeškov (g). Na vrhu prvega grafa je prikazan čas vzbujanja posame zne frekvence. 156 Slika 6.19: Fouriereva analiza odziva akcelerometrov (Pr eglednica 6.5) v smeri prečno na vzbujanje konstrukcije. Na x oseh so prikazane frekve nce odziva na y osi pa amplitude pospeškov (g). Na vrhu prvega grafa je prikazan čas vzbujanja posamezne frekvence. 157 Slika 6.20: Neutrjen in utrjen AB okvir z opečnim pol nilom 158 Slika 6.21: Nihajni časi neutrjenega in utrjenega AB okvirja z opečnim polnilom 159 Slika 6.22: Fourierjeva analiza odziva akcelerometrov v smeri vzbujanja konstrukcije. Na x oseh so prikazane frekvence odziva na y osi pa amplit ude pospeškov (g). Na vrhu prvega grafa je prikazan čas vzbujanja posamezne frekvence. 160 Slika 6.23: Fourierjeva analiza odziva akcelerometrov v smeri prečno na vzbujanja konstrukcije. Na x oseh so prikazane frekvence odziva na y osi pa amplitude pospeškov (g). Na vrhu prvega grafa je prikazan čas vzbujanja posame zne frekvence. 161 Slika 6.24: Prvi nihajni časi neutrjene in utrjene ko nstrukcije po potresih 163 Slika 6.25: Poškodbe opečnega polnila po zaključku tes tov neutrjene konstrukcije 163 Slika 6.26: Edina nova poškodba po koncu testov utrj ene konstrukcije (razpoka temelja na mestu sidranja ojačilnih plošč) 164 Slika 6.27: Pomiki etaž konstrukcije, merjeni relativn o glede na pomike potresne mize 165 Slika 6.28: Pomiki diagonal konstrukcije, pritrjenih na steno v pritličju 165 Slika 6.29: Izmerjeni pospeški potresne mize za vse šti ri teste utrjene konstrukcije 166 Slika 6.30: Primerjava največjih pospeškov vogalov pr ve etaže konstrukcije 167 Slika 6.31: Primerjava največjih pospeškov vogalov dr uge etaže konstrukcije 167 Slika 6.32: Primerjava največjih pospeškov vogalov et až konstrukcije v smeri vzbujanja 168 Slika 6.33: Primerjava največjih pospeškov vogalov et až konstrukcije v smeri prečno na vzbujanje 168 Slika 6.34: Primerjava pomikov posameznih LVDT-jev (gle j tudi Slika 6.15) 169 Slika 6.35: Parametri učinkovite širine pasu po EN 19 92-1-1 172 Slika 6.36: Odnos med deformacijo in napetostjo za zao bjeti beton (A) in neobjeti beton (B) 174 Slika 6.37: Prečne tlačne napetosti v objetem betonu in odnos med deformacijo in napetostjo za zaobjeti beton in neobjeti (A) beton po EC2/1/1 175 Slika 6.38: Diagrami ε-σ za prečke okvirja, določeni p o različnih postopkih standardov (mejna deformacija za 'Objeti EC8 karakteristični' je sicer šele pri 0.0227) 176 Slika 6.39: Ovojnica (moment-rotacija) momentnih plas tičnih členkov AB elementov in definicija posameznih stopenj poškodovanosti 179 Slika 6.40: Shematski (levo) in dejanski (desno) prik az ovojnice opečnega polnila v horizontalni smeri 182 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. XXIII Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 6.41: Ovojnica (sila-deformacija) tlačne diagon ale opečnih polnil in definicija posameznih stopenj poškodovanosti 183 Slika 6.42: Spoj med ojačilnimi lesenimi ploščami in AB okvirjem testne konstrukcije s podanimi linearnimi in nelinearnimi specifikacijami za modeliranje 184 Slika 6.43: Sestava modela končnih elementov za primer ojačenega AB okvirja z opečnim polnilom 185 Slika 6.44: Nihajne oblike in časi neutrjenega AB ok virja 186 Slika 6.45: Nihajne oblike in časi neutrjenega AB ok virja 187 Slika 6.46: Izmerjeni in izračunani nihajni časi neutr jenega in utrjenega AB okvirja 187 Slika 6.47: Povprečni IDA krivulji s standardnima devi acijama za neutrjen in utrjen AB okvir 189 Slika 6.48: Potisni krivulji za neutrjen in utrjen AB okvir 189 Slika 6.49: Primerjava poškodb neutrjenega in utrjene ga AB okvirja v trenutku, ko neutrjena konstrukcija preseže stanji DL in SD 190 Slika 6.50: Nihajne oblike in časi neutrjenega AB ok virja z opečnimi polnili 191 Slika 6.51: Nihajne oblike in časi utrjenega AB okvi rja z opečnimi polnili 192 Slika 6.52: Izmerjeni in izračunani nihajni časi neutr jenega in utrjenega AB okvirja z opečnimi polnili 192 Slika 6.53: Povprečni IDA krivulji s standardnima devi acijama za neutrjen in utrjen AB okvir 194 Slika 6.54: Potisni krivulji za neutrjen in utrjen AB okvir 194 Slika 6.55: Primerjava poškodb neutrjenega in utrjen ega AB okvirja s polnili v trenutku ko neutrjena konstrukcija preseže stanji DL in SD v opeč nih polnilih 195 Slika 6.56: Primerjava poškodb neutrjenega in utrjene ga AB okvirja s polnili v trenutku, ko neutrjena konstrukcija okvirja preseže stanji DL in SD v AB okvirju 196 Slika 6.57: Napetosti v lesenih ploščah pri pomiku n a meji nosilnosti spojev med ojačitvijo in konstrukcijo za primer utrjenega AB okvirja s polnil om 197 Slika A.1: Rušni mehanizmi stikov v lesenih konstruk cijah pri uporabi jeklenih veznih sredstev (žebljev, vijakov, moznikov) v skladu standa rdom Evrokod 5. Levo strižni stiki med lesenimi elementi in jeklenimi pločevinami, desno p a med dvema lesenima elementoma. 225 Slika A.2: Histerezno obnašanje enostrižno obremenjeni h samovreznih vijakov (Wuerth Eco Assy II, 8x160/80) pri kvazistatični ciklični obtežbi ter ovojnice treh ciklov 226 Slika A.3: Ovojnica histereznega odziva kotnika (Simpso n BMF 105), pritrjenega v križno lepljen les s 40 ali 60 mm dolgimi vijaki. Polne črt e predstavljajo ovojnico prvega, črtkane pa ovojnico tretjega cikla obremenjevanja. Natezne prei skave (levo) in strižne preiskave (desno). 226 Slika A.4: Blokovna strižna porušitev dvižnega spoja s kotniki BMF 105 pri uporabi krajših, 40 mm dolgih žebljev 227 Slika A.5: Možni načini spajanja medetažnih plošč v to go membrano 227 Slika A.6: Določitev zdrsa na meji plastičnosti in no silnosti stikov v skladu s standardom EN 12512 228 Slika A.7: Določitev zdrsa na meji plastičnosti, nosi lnosti stikov in bilinearne krivulje odziva v skladu s predlogom Yasumure in Kawaia 229 Slika A.8: Vzorčni primer križno lepljene lesene stene za prikaz vpliva faktorjev dodatne nosilnosti 231 Slika A.9: Potisne krivulje odziva sistema za karakteri stično (modra krivulja) in povečano nosilnost (rdeča krivulja) sidrnih kotnikov 232 Slika A.10: Geometrija vzorčnega objekta 233 XXIV Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika A.11: Robni pogoji za parametrično analizo; (i) togi stiki, (ii) podajni stiki, (iii) upoštevana vertikalna obtežba, (iv) upoštevano tren je 236 Slika A.12: Koncept kalibracije vertikalne togosti sidrnih elementov, ki omogoči izvedbo modalne analize 237 Slika A.13: Prvi štirje nihajni časi 3D modela za razl ične robne pogoje 238 Slika A.14: Prve štiri nihajne oblike 239 Slika A.15: Primerjava nihajnih časov, strižne sile o b vpetju in pomikov na vrhu konstrukcije za različne robne pogoje stikov 240 Slika A.16: Primerjava strižnih sil (za iii primer) ob vpetju za račun z modalno analizo in metodo horizontalnih sil (levo) ter primerjava vredn osti prvih nihajnih časov, izračunanih z modalno analizo ter z Reyleighjevo metodo (desno) za r azlične robne pogoje 241 Slika A.17: Robni pogoji za parametrično analizo v sme ri X; (1) ovojnica 3. cikla, (2) ovojnica 1. cikla, (3) ovojnica 3. cikla s fiktivno podvojen o deformacijsko kapaciteto sider, (4) ukinjen vpliv vertikalne obtežbe, (5) ovojnica 3. cikla, upo števana vertikalna obtežba in trenje 242 Slika A.18: Modalne oblike nanosa obtežbe na konstruk cijo z nelinearno statično analizo za nekatere robne pogoje in potisne krivulje za različne robne pogoje (glej Sliko A.17) 242 Slika A.19: Splošni primer dejanske in idealizirane p otisne krivulje (EN 1998-1, B3) 244 Slika A.20: Zveza med R μ – μ – T (Fajfar, GV, 2002) 245 Slika A.21: Potisne krivulje, bilinearizirane po post opku Yasumura-Kawai za nekatere robne pogoje (glej Sliko A.17) 247 Slika A.22: Elastični spekter in neelastični spektri s funkcijami kapacitete za tri različne robne pogoje 247 Slika A.23: Število kotnikov, nameščenih na steno B, in prikaz sestavov; stena v kosu (levo) in sestavljena (desno) 248 Slika A.24: Primerjava potisnih krivulj za steno 'B' za različne robne pogoje 249 Slika A.25: Spektri posameznih izbranih akcelerogramov, z označenim intervalom nihajnih časov, kjer preverjamo kompatibilnost spektrov 251 Slika A.26: Kalibracija histereznih zank modela končni h elementov na eksperimentalni odziv kotnikov BMF 105 (z desetimi žeblji 4x60 mm); strig (l evo), dvig (desno) 252 Slika A.27: Primerjava disipacije energije histereznih zank modela končnih elementov na eksperimentalni odziv kotnikov BMF 105 (z desetimi žebl ji 4x60 mm); strig (levo), dvig (desno) 252 Slika A.28: Največji pomiki (zgornja vrstica) in zamik (spodnja vrstica) etaž za steno B, sestavljeno iz enega ali več kosov in z ali brez upošt evanja trenja za posamezne akcelerograme, in njihova povprečja 253 Slika A.29: Primerjava povprečja največjih (a) pomiko v in (b) zamikov etaž stene B, sestavljene iz enega ali več kosov, z ali brez upošte vanja trenja; (c) največji pomik na vrhu stene in pripadajoča strižna sila ob vpetju za posame zne akcelerograme in njihove povprečne vrednosti za prej naštete robne pogoje, primerjane s krivuljami iz nelinearne statične analize 253 Slika A.30: Poenostavljanje modela križno lepljenih s ten; dejanska skica sestavljene stene z odprtino (a), natančen model s končnimi elementi (b ), poenostavljen model (c), model ene nadomestne diagonale (d), alternativna poenostavlje na modela z nadomestnimi stebri (e, f) 255 Slika A.31: Definiranje slojevitosti za izračun faktor ja k 3 256 Slika A.32: Definiranje faktorjev za zajem vpliva odpr tin v stenah 257 Slika A.33: Redukcija nosilnosti in togosti po enačb ah v primerjavi z rezultati eksperimentov 258 Slika A.34: Ravnotežje spodnje linije spojev modela križno lepljenega lesenega stenskega elementa 259 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. XXV Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika A.35: Primerjava prvih štirih nihajnih dob za k ompleksen in poenostavljen model stene B (Slika A.10) 261 Slika B.1: Pozicije induktivnih merilcev pomikov in v nosa sil za neutrjen zid 267 Slika B.2: Pozicije točk za fotografsko spremljanje po mikov neutrjenega opečnega zidu 271 Slika B.3: Pozicije induktivnih merilcev pomikov in vn osa sil za zid s prilepljeno ojačilno ploščo 277 Slika B.4: Pozicije točk za fotografsko spremljanje po mikov opečnega zidu z nalepljeno ojačitvijo 281 Slika B.5: Pozicije induktivnih merilcev pomikov in vn osa sil za zid z ojačilno ploščo, privijačeno v zid 295 Slika B.6: Pozicije točk za fotografsko spremljanje pom ikov opečnega zidu z ojačilno ploščo, privijačeno v zid 299 Slika B.7: Pozicije induktivnih merilcev pomikov in vn osa sil za zid z ojačilno ploščo, privijačeno v betonsko vez zidu – top 1 314 Slika B.8: Pozicije točk za fotografsko spremljanje pom ikov opečnega zidu z ojačilno ploščo, privijačeno v betonsko vez zidu – tip 1 318 Slika B.9: Pozicije induktivnih merilcev pomikov in vn osa sil za zid z ojačilno ploščo, privijačeno v betonsko vez zidu – tip 2 333 Slika B.10: Pozicije točk za fotografsko spremljanje po mikov opečnega zidu z ojačilno ploščo, privijačeno v betonsko vez zidu – tip 2 338 Slika C.1: Odziv akcelerometrov (Preglednica 6.5) v sm eri vzbujanja osnovne konstrukcije, v odvisnosti od frekvence vzbujanja konstrukcije 357 Slika C.2: Odziv akcelerometrov (Preglednica 6.5) v sm eri prečno na vzbujanja osnovne konstrukcije, v odvisnosti od frekvence vzbujanja ko nstrukcije 358 Slika C.3: Odziv akcelerometrov armiranobetonskega ok virja pri prvi nihajni obliki konstrukcije 359 Slika C.4: Odziv akcelerometrov armiranobetonskega ok virja pri drugi nihajni obliki konstrukcije 360 Slika C.5: Odziv akcelerometrov armiranobetonskega ok virja pri tretji nihajni obliki konstrukcije 361 Slika C.6: Odziv akcelerometrov (Preglednica 6.5) v sm eri vzbujanja utrjene konstrukcije, v odvisnosti od frekvence vzbujanja konstrukcije 362 Slika C.7: Odziv akcelerometrov (Preglednica 6.5) v sm eri prečno na vzbujanja utrjene konstrukcije, v odvisnosti od frekvence vzbujanja ko nstrukcije 363 Slika C.8: Odziv akcelerometrov utrjenega armiranobet onskega okvirja pri prvi nihajni obliki konstrukcije 364 Slika C.9: Odziv akcelerometrov utrjenega armiranobet onskega okvirja pri drugi nihajni obliki konstrukcije 365 Slika C.10: Odziv akcelerometrov utrjenega armiranobe tonskega okvirja pri tretji nihajni obliki konstrukcije 366 Slika C.11: Odziv akcelerometrov utrjenega armiranobe tonskega okvirja pri četrti nihajni obliki konstrukcije 367 Slika C.12: Odziv akcelerometrov utrjenega armiranobe tonskega okvirja pri peti nihajni obliki konstrukcije 368 Slika C.13: Odziv akcelerometrov utrjenega armiranobe tonskega okvirja pri šesti nihajni obliki konstrukcije 369 Slika C.14: Odziv akcelerometrov (Slika 6.13) v smeri vzbujanja osnovne konstrukcije, v odvisnosti od frekvence vzbujanja konstrukcije 370 XXVI Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika C.15: Odziv akcelerometrov (Slika 6.13) v smeri prečno na vzbujanja osnovne konstrukcije, v odvisnosti od frekvence vzbujanja ko nstrukcije 371 Slika C.16: Odziv akcelerometrov osnovne konstrukcije z opečnim polnilom pri prvi nihajni obliki konstrukcije 372 Slika C.17: Odziv akcelerometrov osnovne konstrukcije z opečnim polnilom pri drugi nihajni obliki konstrukcije 373 Slika C.18: Odziv akcelerometrov osnovne konstrukcije z opečnim polnilom pri tretji nihajni obliki konstrukcije 374 Slika C.19: Odziv akcelerometrov osnovne konstrukcije z opečnim polnilom pri četrti nihajni obliki konstrukcije 375 Slika C.20: Odziv akcelerometrov osnovne konstrukcije z opečnim polnilom pri peti nihajni obliki konstrukcije 376 Slika C.21: Odziv akcelerometrov (Slika 6.13) v smeri vzbujanja utrjene konstrukcije, v odvisnosti od frekvence vzbujanja konstrukcije 377 Slika C.22: Odziv akcelerometrov (Slika 6.13) v smeri prečno na vzbujanja utrjene konstrukcije, v odvisnosti od frekvence vzbujanja ko nstrukcije 378 Slika C.23: Odziv akcelerometrov utrjene konstrukcije z opečnim polnilom pri prvi nihajni obliki konstrukcije 379 Slika C.24: Odziv akcelerometrov utrjene konstrukcije z opečnim polnilom pri drugi nihajni obliki konstrukcije 380 Slika C.25: Odziv akcelerometrov utrjene konstrukcije z opečnim polnilom pri tretji nihajni obliki konstrukcije 381 Slika C.26: Odziv akcelerometrov utrjene konstrukcije z opečnim polnilom pri četrti nihajni obliki konstrukcije 382 Slika C.27: Odziv akcelerometrov utrjene konstrukcije z opečnim polnilom pri peti nihajni obliki konstrukcije 383 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. XXVII Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. LIST OF FIGURES Figure 1.1: The peak ground acceleration for Sloveni a (left) and the microraionisation of the Ljubljana municipality (right) (source: ARSO) 1 Figure 1.2: The growth of earthquake fatalities comp ared to world population growth (as in Holzer in Savage, 2013) 2 Figure 1.3: An existing solution for thermally insul ation existing buildings with prefabricated light timber frame panels combined with a final out er envelope (source: Gap Solutions, GmbH) 3 Figure 1.4: An existing solution for thermally insul ation existing buildings with prefabricated light timber frame panels combined with a final out er envelope; (a) building scanning and 3D computer model, (b) fabrication of new wall panels in the factory, (c) if necessary a retrofit of existing or a construction of new foundation, (d) d elivery of wall panels on site, (e) construction, (f) the use self-standing scaffolding for envelope execution (a levelling line in the floor height is also visible), (g) a connection detail of two wall segments along the height, (source: Gump & Maier, GmbH) 3 Figure 1.5: The concept of the universal panel execu tion on an existing building 4 Figure 2.1: The worldwide increase of cross laminate d timber production in thousands of cubic meters; data estimation from 2015 (source: Brandner et al., 2015) 7 Figure 2.2: Cross laminated timber producers in Euro pe and worldwide (source: Schickhofer, 2012) 7 Figure 2.3: (a) Glulam structure, (b) crosslam struc ture and (c) crosslam plate layer variation 8 Figure 2.4: A 16 m long wall element that also serve s as a high beam 8 Figure 2.5: Cross laminated residential timber build ing growth in the last decade (photos: Ario Ceccotti, waughthistleton.com, ilnuovocantiere.it) 8 Figure 2.6: Seismic strengthening systems; (a) from t he inside (carbon wrapping of RC beams and columns, shotcrete walls, masonry injecting), ( b) from the outside (steel frames and viscous dampers on the outside of RC structures, (c ) from the inside (steel frames and stripes 10 Figure 2.7: Different methods of unreinforced masonr y wall strengthening; (a) FRP cladding, (b) shotcrete, (c) inner cores, (d) surface coating (source: Tomaževič 2009, Franklin et al., 2001) 14 Figure 3.1: Specific failure mechanisms that need to be additionally considered when seismically strengthening unreinforced masonry 19 Figure 3.2: The three-stage connection system between the timber strengthening plates and the building 21 Figure 3.3: The initial ductile concept of the three -stage connection between the timber strengthening plates and the building and the adjus ted actual design 22 Figure 3.4: The demonstration of the multi-step const ruction of the strengthening system 23 Figure 3.5: An idea sketch of a building strengthene d with timber plates (left) and a detail of a connection (right) 24 Figure 3.6: A partial cross section of the connectio n detail in the corner of a building (left) and a cross section through a wall (right) 24 Figure 3.7: The construction of new (or strengthenin g of existing) foundations in the case of the TES energy facade construction (source: Gump & M aier, GmbH) 25 Figure 4.1: The complete test series 27 Figure 4.2: Full wall's geometry (in mm) and position s of deformation and displacement sensors of full walls 28 XXVIII Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Figure 4.3: One of the two bottom sliding vertical s upports of the wall (left) and the ball bearing for the introduction of the vertical load o n top (right) 29 Figure 4.4: A full wall clamped in the testing rig ( left) and the lateral support of the wall preventing the buckling of corners (right) 29 Figure 4.5: The linear deformation sensors attached on the bottom side of the wall on the layers running in the main span direction and one of the v ertical displacement meters (left) and the three-axial deformation sensor attached on the parap ets and beams of windows (right) 29 Figure 4.6: Vertical load protocol 30 Figure 4.7: Displacements at the bottom of the wall at various vertical loads (left) and displacement-vertical load diagram (right) 30 Figure 4.8: Vertical force dependant on window diago nal displacements (left) and wall's bottom deformation (right) 31 Figure 4.9: Vertical force dependant on higher (left ) and lower (right) window beam deformations 31 Figure 4.10: Vertical force dependant on three-axial deformations readings R1 and R2 (Figure 4.5) 32 Figure 4.11: Vertical force dependant on three-axial deformations readings R3 and R4 (Figure 4.5) 32 Figure 4.12: The full wall's failure mechanism – ben ding failure, namely the tension failure of the wall's bottom zone 33 Figure 4.13: The displacement-force comparison for th e 3- and 5-layer wall cases loaded until failure 33 Figure 4.14: Half-wall's (H-3r-L in the left and H-3r-S o n the right) geometry and positions of deformation and displacement sensors of half walls 34 Figure 4.15: A half-wall clamed in the testing rig (l eft) and a series of displacement sensors below the top beam (right) 34 Figure 4.16: Displacements at the bottom of the beam at two different vertical loads (left) and displacement-vertical load diagram (right) 35 Figure 4.17: Vertical force dependant on three-axial deformations readings (Figure 4.5) 35 Figure 4.18: Failure mechanism of the lower beam – sh ear in outer layers and bending failure in the middle 36 Figure 4.19: Failure mechanism of the higher beam – s hear in outer layers and bending failure in the middle 36 Figure 4.20: The displacement-force comparison for th e higher and lower beams (of 3-layered walls) loaded until failure 36 Figure 4.21: The basic wood fibre structure (Podobnik A, Devetak D, 2008) 37 Figure 4.22: The principle directions of wood materi al (left) and the deforming of wooden parts based on their place of origin in a trunk (ri ght) (The encyclopaedia of wood, 1999) 38 Figure 4.23: Wall 'F-3r' displacements in the vertica l direction (a), stresses in the middle layer in the horizontal direction (b) and stresses in the outer layers in the horizontal (c) and vertical (d) direction 40 Figure 4.24: Comparison of displacements at the wall s' F-3r bottom between individual tests and the computer models at a vertical load of 100 k N 41 Figure 4.25: Comparison of window diagonal's displac ements (left) and deformations in the middle layer at the bottom of the wall 'F-3r' and wi ndow beams (right) between individual tests and the computer models 41 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. XXIX Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Figure 4.26: Comparison of deformations of wall 'F-3r ' on the outer layer surfaces of beams and parapets in the vertical (left) and horizontal ( right) direction between individual tests and the computer models 42 Figure 4.27: Wall H-3r-S displacements in the vertical direction (a), stresses in the middle layer in the horizontal direction (b) and stresses i n the outer layers in the horizontal (c) and vertical (d) direction 43 Figure 4.28: Comparison of displacements at the wall s' H-3r-S bottom between individual tests and the computer models at a vertical load of 50 kN 44 Figure 4.29: Comparison of deformations of wall H-3r- S on the outer layer surfaces of beams and parapets in the vertical (left) and horizontal ( middle) direction and deformations in the middle layer at the bottom of the beam (right) betw een individual tests and the computer models 44 Figure 4.30: Wall H-3r-L displacements in the vertical direction (a), stresses in the middle layer in the horizontal direction (b) and stresses i n the outer layers in the horizontal (c) and vertical (d) direction 45 Figure 4.31: Comparison of displacements at the wall s' H-3r-L bottom between individual tests and the computer models at a vertical load of 150 kN 46 Figure 4.32: Comparison of deformations of wall H-3r- L on the outer layer surfaces of beams and parapets in the vertical (left) and horizontal ( middle) direction and deformations in the middle layer at the bottom of the beam (right) betw een individual tests and the computer models 46 Figure 5.1: Construction of masonry walls (left) and their dimensions in milometers (right) 49 Figure 5.2: The compression test of the wall (a), th e first crack appearance (b) and the damage after the test; cracks along the height of the wall (c) and failure of corners out of the wall's plane (d) 50 Figure 5.3: Positions of displacement measuring instr uments and individual measurements 51 Figure 5.4: The cyclic loading (displacement) protoc ol at the top of the wall (schematically shown) 52 Figure 5.5: The unstrengthened wall during racking t esting and vertical and horizontal force introduction points 52 Figure 5.6: Positions of inductive measuring devices (left) and photogrammetry points (right) for the unstrengthened wall 53 Figure 5.7: Damage development on the unstrengthened masonry wall 53 Figure 5.8: Components for the definition of the equ ivalent viscous damping coefficient 54 Figure 5.9: The experimental data idealisation proce dure 55 Figure 5.10: The RC beam end vertical displacements for the unstrengthened wall (positions Lv1 and Lv4) and the rotation of the concrete tie o n the wall as a function of wall top horizontal displacements and time 55 Figure 5.11: The hysteretic response of an unreinfor ced masonry wall 56 Figure 5.12: The hysteresis backbone curve with the bilinear curve and stiffness degradation of the unstrengthened wall 56 Figure 5.13: Energy dissipation and equivalent visco us damping coefficients for individual cycles for the unstrengthened wall 56 Figure 5.14: Shear modulus of the unreinforced masonr y evaluated at different levels of horizontal displacement 57 Figure 5.15: Wall sketch with the glued on strengthe ning plate – strengthening A 59 Figure 5.16: Strengthening of the masonry wall with g luing of the plates 59 XXX Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Figure 5.17: Positions of inductive measuring device s (left) and photogrammetry points (right) for the wall with the strengthening type A 60 Figure 5.18: The hysteretic response of a reinforced masonry wall type A and comparison with the unstrengthened 61 Figure 5.19: The hysteresis backbone curve with the bilinear curve and stiffness degradation of the strengthened wall (type A) 61 Figure 5.20: Energy dissipation and equivalent visco us damping coefficients for individual cycles for the strengthened wall type A 61 Figure 5.21: The first shear cracking in the masonry next to the glued connection (a) and the complete tension failure of the masonry over the wh ole wall area (b, c) 62 Figure 5.22: Diagonal deformations for strengthening type A based on optical measurements: a) from points on the concrete beam and foundation (points P3-T1), b) from points on the timber plate (points A2-A3, A1-A4) 63 Figure 5.23: Vertical deformations for strengthening type A based on; a) LVDT measurements from points on the concrete beam and foundation (Lv 1-Lv2, Lv4-Lv3) and b) optical measurements from points on the timber plate (point s A1-A3, A2-A4) 64 Figure 5.24: Slip between the timber plate and the c oncrete foundation for strengthening type A measured with an LVDT (L3) 64 Figure 5.25: The comparison of strengthening plate c orner slips against the RC tie and foundation for strengthening type A 65 Figure 5.26: Wall sketch with the strengthening plat e bolted into masonry – strengthening B 66 Figure 5.27: Plan of the steel bracket and plate for attaching the timber plates into walls 67 Figure 5.28: Details of the steel bracket connection to the timber plate and the steel plate into the masonry wall 68 Figure 5.29: Positions of inductive measuring device s (left) and photogrammetry points (right) for the wall with the strengthening type B 69 Figure 5.30: The hysteretic response of a reinforced masonry wall type B and comparison with the unstrengthened 70 Figure 5.31: The hysteresis backbone curve with the bilinear curve and stiffness degradation of the strengthened wall (type B) 70 Figure 5.32: Energy dissipation and equivalent visco us damping coefficients for individual cycles for the strengthened wall type B 70 Figure 5.33: Diagonal deformations for strengthening type B based on optical measurements; a) from points on the concrete beam and foundation (points P3-T1, P1-T3), b) from points on the timber plate (points A2-A3, A1-A4) 71 Figure 5.34: The damage of the masonry wall with the strengthening type B and damage influence on measuring point positions 71 Figure 5.35: Vertical deformations for strengthening type B based on: a) LVDT measurements from points on the concrete beam and foundation (Lv 1-Lv2, Lv4-Lv3) and b) optical measurements from points on the timber plate (point s A1-A3, A2-A4) 72 Figure 5.36: Slip between the timber plate and the c oncrete foundation for strengthening type B measured with an LVDT (L3) 72 Figure 5.37: The comparison of strengthening plate c orner slips against the RC tie and foundation for strengthening type B 73 Figure 5.38: Wall sketch with the strengthening plat e bolted into the concrete tie, 1 st type – strengthening C 74 Figure 5.39: Plan of the steel bracket and plate for strengthening type C 74 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. XXXI Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Figure 5.40: Details of the timber plate connection onto the masonry wall for strengthening type C 75 Figure 5.41: Positions of inductive measuring device s (left) and photogrammetry points (right) for the wall with the strengthening type C 76 Figure 5.42: Damage development on the strengthened masonry wall type C 76 Figure 5.43: The hysteretic response of a reinforced masonry wall type C and comparison with the unstrengthened 77 Figure 5.44: The hysteresis backbone curve with the bilinear curve and stiffness degradation of the strengthened wall (type C) 77 Figure 5.45: Energy dissipation and equivalent visco us damping coefficients for individual cycles for the strengthened wall type C 77 Figure 5.46: Diagonal deformations for strengthening type C based on optical measurements: a) from points on the concrete beam and foundation (points P3-T1, P1-T3), b) from points on the timber plate (points A2-A3, A1-A4) 78 Figure 5.47: Vertical deformations for strengthening type C based on: a) LVDT measurements from points on the concrete beam and foundation (Lv 1-Lv2, Lv4-Lv3) and b) optical measurements from points on the timber plate (point s A1-A3, A2-A4) 79 Figure 5.48: Slip between the timber plate and the c oncrete foundation for strengthening type C measured with an LVDT (L3) 79 Figure 5.49: The comparison of strengthening plate c orner slips against the RC vez and foundation for strengthening type C 80 Figure 5.50: Wall sketch with the strengthening plat e bolted into the concrete tie, 2 nd type – strengthening D 81 Figure 5.51: Sketch of the bottom steel bracket pair for the strengthening type D 82 Figure 5.52: Details of the timber plate connection onto the masonry wall for strengthening type D 82 Figure 5.53: Positions of inductive measuring device s (left) and photogrammetry points (right) for the wall with the strengthening type C 83 Figure 5.54: Damage development on the masonry wall with the 2nd case of the strengthening plate bolted into the concrete tie 83 Figure 5.55: the shear failure of metric bolts conne cting the steel bracket with the steel plate, screw pullout in the lower brackets and cracks in t he concrete foundation 83 Figure 5.56: The hysteretic response of a reinforced masonry wall type D and comparison with the unstrengthened 84 Figure 5.57: The hysteresis backbone curve with the bilinear curve and stiffness degradation of the strengthened wall (type D) 84 Figure 5.58: Energy dissipation and equivalent visco us damping coefficients for individual cycles for the strengthened wall type D 84 Figure 5.59: Diagonal deformations for strengthening type D based on optical measurements: a) from points on the concrete beam and foundation (points P2-T1, P1-T3), b) from points on the timber plate (points L2-L3, L1-L4) 85 Figure 5.60: Vertical deformations for strengthening type D based on: a) LVDT measurements from points on the concrete beam and foundation (Lv 1-Lv2, Lv4-Lv3) and b) optical measurements from points on the timber plate (point s L2-L4, L1-L3) 86 Figure 5.61: Slip between the timber plate and the c oncrete foundation for strengthening type D measured with an LVDT (P2-L2) 86 Figure 5.62: The comparison of strengthening plate c orner slips against the RC tie and foundation for strengthening type D 87 XXXII Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Figure 5.63: The comparison of first cycle envelopes for all tests 88 Slika 5.64: Primerjava povprečnih vrednosti zasukov i n sil v karakterističnih točkah diagramov sila-pomik Figure 5.64: The comparison of a verage drifts and forces in characteristic points of force-displacement diagrams 89 Figure 5.65: The comparison of bi-linearly idealised force-displacement diagrams of first cycle envelopes for all tests 90 Figure 5.66: The comparison of average drifts and fo rces in characteristic points of bi-linearly idealised force-displacement diagrams, effective sti ffness and ductility ratios 91 Figure 5.67: The comparison of energy dissipation of first response cycles and dissipated to input energy ratios for all tests 93 Figure 5.68: The comparison of cumulative energy dis sipation of first response cycles and cumulated dissipated to input energy ratios for all tests 93 Figure 5.69: The comparison of equivalent viscous da mping coefficients of all three response cycles of all tests 94 Figure 5.70: The comparison of normalized secant stif fness reduction as a function of the displacement normalised to the displacement at maxi mum force or maximum overall displacement 95 Figure 5.71: The comparison of strength reduction in the second and third cycle (compared to the first cycle) as a function of the displacement normalised to the displacement at maximum force for all tests 96 Figure 5.72: The comparison of optically measured di agonal deformations of strengthening plates being glued (a), bolted into masonry (b), co ncrete first (c) and second type (d) 97 Figure 5.73: The comparison of inductive measurement s of strengthening plate-foundation horizontal slips for the cases of plates being glued (a), bolted into masonry (b), concrete first (c) and second type (d) 98 Figure 5.74: The comparison of optically measured up per left strengthening plate corner to concrete beam slips for the cases of plates being g lued (a), bolted into masonry (b), concrete first (c) and second type (d) 99 Figure 5.75: The comparison of optically measured up per right strengthening plate corner to concrete beam slips for the cases of plates being g lued (a), bolted into masonry (b), concrete first (c) and second type (d) 100 Figure 5.76: The comparison of optically measured lo wer left strengthening plate corner to concrete beam slips for the cases of plates being g lued (a), bolted into masonry (b), concrete first (c) and second type (d) 101 Figure 5.77: The comparison of optically measured lo wer right strengthening plate corner to concrete beam slips for the cases of plates being g lued (a), bolted into masonry (b), concrete first (c) and second type (d) 102 Figure 5.78: The testing rig for investigating the h orizontal (left) and vertical (right) response of connections between the timber plates and the ma sonry wall 104 Figure 5.79: Individual components of connections when testing in horizontal (left) and vertical (right) direction 104 Figure 5.80: The top connection of the horizontal con nection test is anchored in the mortar between the bricks and the bottom one in the masonr y 105 Figure 5.81: The hysterical response of individual s ections of the horizontal connection in masonry 106 Figure 5.82: The cumulative energy dissipation of in dividual sections of the horizontal connection in masonry 106 Figure 5.83: Failure mechanism – connection between t he bracket and the metal plate 107 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. XXXIII Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Figure 5.84: The hysterical response of individual s ections of the vertical connection in masonry 108 Figure 5.85: The cumulative energy dissipation of in dividual sections of the vertical connection in masonry 108 Figure 5.86: The horizontal (left) and vertical (righ t) test of the connection in concrete 109 Figure 5.87: The hysterical response of individual s ections of the horizontal connection in concrete 109 Figure 5.88: The cumulative energy dissipation of in dividual sections of the horizontal connection in concrete 110 Figure 5.89: The hysterical response of individual s ections of the vertical connection in concrete 111 Figure 5.90: The cumulative energy dissipation of in dividual sections of the vertical connection in concrete 111 Figure 5.91: A monotonic response of the connection between the timber and steel bracket (in tension) until failure (left) and the opening of th e gap between the bracket and the timber plate (right) 112 Figure 5.92: The interval of the measured connection slips for the strengthened masonry wall type D (upper edge) 113 Figure 5.93: The comparison of average absolute forc es and displacements in individual connection sections 115 Figure 5.94: The comparison of average absolute disp lacements in individual connection sections 115 Figure 5.95: The comparison of average cumulative di ssipated energy in individual connection sections 116 Figure 5.96: The comparison of average absolute effe ctive stiffness in individual connection sections 117 Figure 5.97: The comparison of first-cycle backbones of the timber-bracket, bracket-plate and plate-wall connection 118 Figure 5.98: The idealised combined backbones in the horizontal direction 119 Figure 5.99: Failure mechanisms in masonry walls (as in Rizzano and Sabatino, 2010) 120 Figure 5.100: Factors α 0 in c in relation to the moment inversion point 122 Figure 5.101: Constitutive relationships of plastic hinges in pier and spandrel elements (as in Petrovčič and Kilar, 2013) 124 Figure 5.102: the four-linear backbone calculated for the case-study experimentally tested wall 125 Figure 5.103: A graphical interpretation of the fail ure mechanisms for the chosen boundary conditions 126 Figure 5.104: Directions of the main layers (11) and cross layers (22) 127 Figure 5.105: The finite element combination of the substitute frame model of the masonry wall and the strengthening timber plate 128 Figure 5.106: The comparison of the unstrengthened m asonry walls hystereses and energy dissipation 128 Figure 5.107: The comparison of the hystereses and e nergy dissipation of the connection in the horizontal and vertical direction 129 Figure 5.108: The comparison of the strengthened mas onry walls (type D) hystereses and energy dissipation 130 Figure 5.109: Stress levels in the timber plate at th e 20 mm horizontal displacement of the masonry wall 130 XXXIV Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Figure 5.110: The chosen scaled and modified acceler ograms 132 Figure 5.111: Spectra of scalled innitially chosen an d modified accelerogram and the average spectra of modified accelerograms compared to Euroc ode 8 target spectra for a g = 0.50 g and ground type A 133 Figure 5.112: The floor plan and the chosen wall of the smaller masonry building with the effective areas 134 Figure 5.113: The building wall model concept 134 Figure 5.114: The connection bracket positions (mark ed with a red dot) 135 Figure 5.115: An average IDA response curve with stan dard deviation (left) and a pushover curve in comparison with IDA results for the unstren gthened masonry structure. Individual limit states are marked. 137 Figure 5.116: An average IDA response curve with stan dard deviation (left) and a pushover curve in comparison with IDA results for the strength ened masonry structure. Individual limit states are marked. 137 Figure 5.117: Average IDA response curves with standa rd deviation (left) and pushover curves for the unstrengthened and strengthened masonry str ucture 138 Figure 5.118: The comparison of damage on an unstren gthened and strengthened masonry structure at the NC limit state (T R = 2745 years, a g = 0.425, ground A) 138 Figure 5.119: The effective stresses in the timber p lates at the NC limit state (T R = 2745 years, ag = 0.425, ground A) 139 Figure 6.1: Reinforced concrete frame during transpo rt onto the shaking platform (left) and the RC frame with the masonry infill (right) 141 Figure 6.2: The floor plan and section cuts in the s horter and longer direction of the frame 142 Figure 6.3: Column, beam and infill tags 143 Figure 6.4: The reinforcement of columns and beams. The concrete cover layer thickness is 2.5 cm. 144 Figure 6.5: Attaching the additional mass and the an chor hook detail for connecting the construction during shifting 145 Figure 6.6: Masonry infill construction and mortar b ending strength testing 145 Figure 6.7: The actual platform displacement during the sweep test 147 Figure 6.8: The original (a) and modified (b) Lander s accelerogram and (c) the modified Landers accelerogram elastic spectra for 5-% damping and a g = 0.51 g compared to the elastic Eurocode spectra. 147 Figure 6.9: Two of the vertical actuators and the pr estressed RC platform on top 148 Figure 6.10: RC foundation being bolted onto the pla tform 148 Figure 6.11: Displacement meters and accelerometer p ositions on the RC frame (original tags) 149 Figure 6.12: Accelerometer attachment and displaceme nt measuring position 150 Figure 6.13: Displacement measuring positions and ac celerometer positions on the RC frame with infill (original tags) 151 Figure 6.14: LVDT positions V-F1-DL and H-F1-D (left) and diagonals D1 and D2 (right) 152 Figure 6.15: LVDT positions on the outer side of the wall in the 'A' axis and on the inner side of the wall in the axis B of the RC frame with infi ll 153 Figure 6.16: The strengthened RC frame – only the b ottom floor was strengthened. 154 Figure 6.17: Vibration periods of the unstrengthened and strengthened RC frame (the excitation direction is y) 155 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. XXXV Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Figure 6.18: Fourier spectral analysis of the acceler ometers (Table 6.5) in the excitation direction. Frequency values are on the x axes and ac celeration (g) amplitudes on the y axis. On the top of the first graph the time of an indivi dual frequency excitation is shown. 156 Figure 6.19: Power spectral analysis of the accelerom eters (Table 6.5) perpendicular to the excitation direction. Frequency values are on the x axes and acceleration (g) amplitudes on the y axis. On the top of the first graph the time of a n individual frequency excitation is shown. 157 Figure 6.20: The unstrengthened and strengthened RC frame with masonry infill 158 Figure 6.21: Vibration periods of the unstrengthened and strengthened RC frame with a masonry infill 159 Figure 6.22: Fourier spectral analysis of the acceler ometers in the excitation direction. Frequency values are on the x axes and acceleration (g) amplitudes on the y axis. On the top of the first graph the time of an individual freque ncy excitation is shown. 160 Figure 6.23: Fourier spectral analysis of the acceler ometers perpendicular to the excitation direction. Frequency values are on the x axes and ac celeration (g) amplitudes on the y axis. On the top of the first graph the time of an indivi dual frequency excitation is shown. 161 Figure 6.24: First vibration periods of the unstrengt hened and strengthened structure after the earthquakes 163 Figure 6.25: Masonry infill damage after the unstren gthened structure tests 163 Figure 6.26: The only new damage after the strengthen ed structure tests (a crack in the foundation where the strengthening plates were anch ored) 164 Figure 6.27: Displacements of the building floors in respect to the displacements of the platform 165 Figure 6.28: Displacements of the building's diagona ls installed on the wall in the ground floor 165 Figure 6.29: The measured shaking table acceleration s for all four strengthened structure tests 166 Figure 6.30: Comparison of maximum accelerations of corners of the first floor of the structure 167 Figure 6.31: Comparison of maximum accelerations of corners of the second floor of the structure 167 Figure 6.32: Comparison of maximum accelerations of corners of floors in the excitation direction 168 Figure 6.33: Comparison of maximum accelerations of corners of floors in the direction perpendicular to excitation 168 Figure 6.34: Comparison of displacements of individu al LVDTs (see also Figure 6.15) 169 Figure 6.35: The parameters of the effective width a ccording to EN 1992-1-1 172 Figure 6.36: The strain-stress relationship for confi ned (A) and unconfined (B) concrete 174 Figure 6.37: The lateral compressive stress in confi ned concrete and the strain-stress relationship for confined and unconfined (A) concre te according to EC2/1/1 175 Figure 6.38: The ε-σ diagrams for frame beams derived according to different standard procedures (the ultimate strain according to 'Confi ned EC8 characteristic' is only at 0.0227) 176 Figure 6.39: The moment plastic hinge backbone (mome nt-rotation) of the RC elements and the definitions of individual damage levels 179 Figure 6.40: The schematic (left) and actual (right) display of the masonry infill backbone in the horizontal direction 182 Figure 6.41: The axial force plastic hinge backbone (force-deformation) of the masonry infill and the definitions of individual damage levels 183 XXXVI Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Figure 6.42: The connection between the strengthenin g timber plates and the RC frame with the linear and nonlinear modelling specifications 184 Figure 6.43: The composition of the finite element m odel of the RC frame with masonry infill 185 Figure 6.44: Vibration modes and periods of the unst rengthened RC frame 186 Figure 6.45: Vibration modes and periods of the unst rengthened RC frame 187 Figure 6.46: The measured and calculated vibration p eriods of the unstrengthened and strengthened RC frame 187 Figure 6.47: Average IDA response curves with standar d deviations for the unstrengthened and strengthened RC frames 189 Figure 6.48: Pushover curves for the unstrengthened a nd strengthened RC frames 189 Figure 6.49: The comparison of damage on the unstren gthened and strengthened RC frame at the moment when the unstrengthened structure exceed s the DL and SD states 190 Figure 6.50: Vibration modes and periods of the unst rengthened RC frame with masonry infill 191 Figure 6.51: Vibration modes and periods of the stre ngthened RC frame with masonry infill 192 Figure 6.52: The measured and calculated vibration p eriods of the unstrengthened and strengthened RC frame with masonry infill 192 Figure 6.53: Average IDA response curves with standar d deviations for the unstrengthened and strengthened RC frames 194 Figure 6.54: Pushover curves for the unstrengthened a nd strengthened RC frames 194 Figure 6.55: The comparison of damage on the unstren gthened and strengthened RC frame with masonry infill at the moment when the masonry infill exceeds the DL and SD states 195 Figure 6.56: The comparison of damage on the unstren gthened and strengthened RC frame with masonry infill at the moment when the unstreng thened structure of the frame exceeds the DL and SD states 196 Figure 6.57: The stress levels in the strengthening timber plates at the load bearing capacity of the connections between the strengthening plates an d the main construction for the case of the strengthened RC frame with infill 197 Figure A.1: The connection failure mechanisms in tim ber constructions when using steel connectors (nails, screws, bolts) according to stan dard Eurocode 5. Shear connections between timber elements and steel plates on the left and tw o timber elements on the right. 225 Figure A.2: The hysteretic behaviour of self-tapping screws (Wuerth Eco Assy II, 8x160/80) in single shear at quasi-static cyclic loading and t he backbone curves of three cycles 226 Figure A.3: The backbone curves of the hysteresis re sponse of a steel bracket (Simpson BMF 105) connected to a cross laminated timber plate wi th 40 or 60 mm long nails. The full lines represent the backbone of the first and the dashed of the third cycle. Tension (left) and shear (right) tests. 226 Figure A.4: The plug shear failure of the BMF 105 upl ift connection when using shorter, 40 mm long nails 227 Figure A.5: Possibilities for connecting floor plate s into a stiff membrane 227 Figure A.6: Determining the elastic slip and ultimat e strength of connections according to standard EN 12512 228 Figure A.7: Determining the elastic slip, ultimate s trength of connections and the bilinear curve according to the proposal of Yasumura and Kawai 229 Figure A.8: A case-study cross laminated timber wall for the demonstration of the overstrength factor influence 231 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. XXXVII Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Figure A.9: The pushover curves of a system with the characteristic (blue curve) and over- strengthened (red curve) values of the anchor brack ets 232 Figure A.10: The geometry of the case study building 233 Figure A.11: Boundary conditions for the parametrica l analysis; (i) stiff connections, (ii) flexible connections, (iii) vertical load included, (iv) friction included 236 Figure A.12: The concept of the vertical anchor stif fness calibration that allows for a modal analysis procedure 237 Figure A.13: The first four vibration periods of the 3D model for different boundary conditions 238 Figure A.14: The first four vibration modes 239 Figure A.15: The comparison of vibration periods, ba se shear and top displacements for different connection boundary conditions 240 Figure A.16: The comparison of base shear (for case no. iii) calculated with the modal analysis and the lateral force method (left) and the compari son of first vibration period values calculated with the modal analysis and the Reyleigh method (right) for different boundary conditions 241 Figure A.17: Boundary conditions for the parametrica l analysis in the X direction; (1) 3 rd cycle backbone, (2) 1 st cycle backbone, (3) 3 rd cycle backbone and theoretically doubled deformati on capacity of a connector, (4) abandoned influence of the vertical load, (5) 3 rd cycle backbone, vertical load and friction included 242 Figure A.18: Modal load shapes for the nonlinear sta tic analysis of certain boundary conditions (left) and pushover curves for different boundary c onditions (see Figure A.17) 242 Figure A.19: A general case of an idealised pushover curve (EN 1998-1, B3) 244 Figure A.20: Relationships between R μ – μ – T (Fajfar, GV, 2002) 245 Figure A.21: Pushover curves bilinearised with the Ya sumura-Kawai procedure for certain boundary conditions (see Figure A.17) 247 Figure A.22: The elastic spectra and inelastic spect ra with capacity function for three different boundary conditions 247 Figure A.23: The number of brackets installed on wal l B and the wall assembly display; monolithic (left), assembled (right) 248 Figure A.24: The comparison of pushover curves for w all 'B' for different boundary conditions 249 Figure A.25: The spectra of individual accelerograms along with the marked vibration period interval borders where the compatibility of individ ual spectra is checked 251 Figure A.26: The calibration of hysteretic loops of the finite element model to the experimental response of the BMF 105 brackets (with ten 4x60 mm nails); shear (left), uplift (right) 252 Figure A.27: Comparison of the dissipated energy of hysteretic loops of the finite element model to the experimental response of the BMF 105 br ackets (with ten 4x60 mm nails); shear (left), uplift (right) 252 Figure A.28: Maximum displacements (top row) and int er-story drifts (bottom row) demands of wall B with assembled and monolithic configurati on with and without friction for each individual accelerograms and their average values 253 Figure A.29: Comparison of average maximum (a) story displacements and (b) inter-story drifts of wall B for assembled and monolithic setup s with and without friction; (c) maximum top displacement versus base shear force of wall B for individual accelerograms and with average values for the aforementioned boundary cond itions, compared with the NLSA pushover curves of wall B. 253 XXXVIII Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Figure A.30: Simplifying the model of cross laminated timber walls; the actual composed wall with an opening (a), a precise finite element model (b), a simplified finite element model (c), a substitute diagonal model (d); alternative simpli fied models with substitute columns (e, f) 255 Figure A.31: Defining a wall's layers for the deriva tion of factor k 3 256 Figure A.32: Defining the factors for the influence of a wall's openings 257 Figure A.33: The reduction of strength and stiffness in comparison with the experimental results 258 Figure A.34: A balance of the bottom connection line of a cross laminated timber wall element 259 Figure A.35: The comparison of the first four vibrat ion periods calculated with the more complex and simplified model of wall B (Figure A.10 ) 261 Figure B.1: Positions of induction displacement meter s and force introduction for the unreinforced wall 267 Figure B.2: Positions of points for the photogrammetr ic displacement measuring of the unreinforced wall 271 Figure B.3: Positions of induction displacement meter s and force introduction for the strengthened wall with the glued-on plate 277 Figure B.4: Positions of points for the photogrammetr ic displacement measuring of the wall strengthened with a glued-on plate 281 Figure B.5: Positions of induction displacement meter s and force introduction for the wall with the strengthening plate mechanically bolted into th e wall 295 Figure B.6: Positions of points for the photogrammetr ic displacement measuring of the wall with the strengthening plate mechanically bolted in to the wall 299 Figure B.7: Positions of induction displacement meter s and force introduction for the wall with the strengthening plate mechanically bolted into th e concrete tie of the wall – type 1 314 Figure B.8: Positions of points for the photogrammetr ic displacement measuring of the wall with the strengthening plate mechanically bolted in to the concrete tie of the wall – type 2 318 Figure B.9: Positions of induction displacement meter s and force introduction for the wall with the strengthening plate mechanically bolted into th e concrete tie of the wall – type 2 333 Figure B.10: Positions of points for the photogrammet ric displacement measuring of the wall with the strengthening plate mechanically bolted in to the concrete tie of the wall – type 2 338 Figure C.1: Accelerometer response (Table 6.5) of th e basic structure in the excitation direction in relation to the structure excitation f requency 357 Figure C.2: Accelerometer response (Table 6.5) of th e basic structure perpendicular to the excitation direction in relation to the structure e xcitation frequency 358 Figure C.3: Accelerometer response of the reinforced concrete frame at the first vibration frequency of the structure 359 Figure C.4: Accelerometer response of the reinforced concrete frame at the second vibration frequency of the structure 360 Figure C.5: Accelerometer response of the reinforced concrete frame at the third vibration frequency of the structure 361 Figure C.6: Accelerometer response (Table 6.5) of th e strengthened structure in the excitation direction in relation to the structure excitation f requency 362 Figure C.7: Accelerometer response (Table 6.5) of th e strengthened structure perpendicular to the excitation direction in relation to the structu re excitation frequency 363 Figure C.8: Accelerometer response of the strengthen ed reinforced concrete frame at the first vibration frequency of the structure 364 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. XXXIX Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Figure C.9: Accelerometer response of the strengthen ed reinforced concrete frame at the second vibration frequency of the structure 365 Figure C.10: Accelerometer response of the strengthe ned reinforced concrete frame at the third vibration frequency of the structure 366 Figure C.11: Accelerometer response of the strengthe ned reinforced concrete frame at the fourth vibration frequency of the structure 367 Figure C.12: Accelerometer response of the strengthe ned reinforced concrete frame at the fifth vibration frequency of the structure 368 Figure C.13: Accelerometer response of the strengthe ned reinforced concrete frame at the sixth vibration frequency of the structure 369 Figure C.14: Accelerometer response (Figure 6.13) of the basic structure in the excitation direction in relation to the structure excitation f requency 370 Figure C.15: Accelerometer response (Figure 6.13) of the basic structure perpendicular to the excitation direction in relation to the structure e xcitation frequency 371 Figure C.16: Accelerometer response of the basic str ucture with the masonry infill at the first vibration frequency of the structure 372 Figure C.17: Accelerometer response of the basic str ucture with the masonry infill at the second vibration frequency of the structure 373 Figure C.18: Accelerometer response of the basic str ucture with the masonry infill at the third vibration frequency of the structure 374 Figure C.19: Accelerometer response of the basic str ucture with the masonry infill at the fourth vibration frequency of the structure 375 Figure C.20: Accelerometer response of the basic str ucture with the masonry infill at the fifth vibration frequency of the structure 376 Figure C.21: Accelerometer response (Figure 6.13) of the strengthened structure in the excitation direction in relation to the structure e xcitation frequency 377 Figure C.22: Accelerometer response (Figure 6.13) of the strengthened structure perpendicular to the excitation direction in relation to the stru cture excitation frequency 378 Figure C.23: Accelerometer response of the strengthe ned structure with the masonry infill at the first vibration frequency of the structure 379 Figure C.24: Accelerometer response of the strengthe ned structure with the masonry infill at the second vibration frequency of the structure 380 Figure C.25: Accelerometer response of the strengthe ned structure with the masonry infill at the third vibration frequency of the structure 381 Figure C.26: Accelerometer response of the strengthe ned structure with the masonry infill at the fourth vibration frequency of the structure 382 Figure C.27: Accelerometer response of the strengthe ned structure with the masonry infill at the fifth vibration frequency of the structure 383 XL Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Ta stran je namenoma prazna. Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. XLI Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. KAZALO PREGLEDNIC Preglednica 2.1: Učinki lokalnih in globalnih posego v na lastnosti konstrukcije (povzeto po Tsionis idr., 2015) 15 Preglednica 4.1: Uporabljene materialne karakteristi ke v modelih križno lepljenih lesenih sten 39 Preglednica 5.1: Rezultati meritev pomikov pri tlačne m testu zidu 51 Preglednica 5.2: Protokol nanašanja pomikov 52 Preglednica 5.3: Vrednosti pomikov in sil v karakter ističnih točkah diagramov sila-pomik za obe smeri testov 89 Preglednica 5.4: Vrednosti zasukov v karakterističnih točkah diagramov sila-pomik za obe smeri testov ter njihova povprečja 89 Preglednica 5.5: Povprečne vrednosti pomikov in sil v karakterističnih točkah diagramov sila- pomik 90 Preglednica 5.6: Vrednosti pomikov in sil v karakter ističnih točkah bilinearno idealiziranih diagramov sila-pomik ter efektivnih togosti in dukti lnosti za obe smeri testov 91 Preglednica 5.7: Povprečne vrednosti pomikov in sil v karakterističnih točkah bilinearno idealiziranih diagramov sila-pomik ter efektivnih tog osti in duktilnosti 92 Preglednica 5.8: Vrednosti zasukov pri različnih mejni h stanjih v primerjavi z zahtevami Evrokoda 8 92 Preglednica 5.9: Disipirana in vnesena energija za 1. cikle karakterističnih amplitudnih pomikov testov 94 Preglednica 5.10: Kumulativna disipirana in vnesena energija za 1. cikle karakterističnih amplitudnih pomikov testov 94 Preglednica 5.11: Vrednosti ekvivalentnih faktorjev viskoznega dušenja pri karakterističnih amplitudah pomikov testov za vse tri cikle 95 Preglednica 5.12: Primerjava največjih pomikov med po sameznimi deli vertikalnega spoja v opeki na zgornji in spodnji strani 107 Preglednica 5.13: Primerjava največjih pomikov med po sameznimi deli vertikalnega spoja v opeki na zgornjem in spodnjem spoju 108 Preglednica 5.14: Primerjava največjih pomikov med p osameznimi komponentami horizontalnega spoja v betonu na zgornjem in spodnjem spoju 110 Preglednica 5.15: Primerjava največjih pomikov med p osameznimi komponentami vertikalnega spoja v betonu na zgornji in spodnji st rani 112 Preglednica 5.16: Največji izmerjeni pomik in sila pr i monotoni natezni obtežbi spoja med čevljem in leseno ploščo 112 Preglednica 5.17: Primerjava največjih in najmanjših doseženih pomikov v posameznih segmentih spojev 114 Preglednica 5.18: Primerjava povprečnih absolutnih do seženih pomikov v posameznih segmentih spojev 114 Preglednica 5.19: Primerjava največjih, najmanjših i n povprečnih absolutnih doseženih pomikov v posameznih segmentih spojev 114 Preglednica 5.20: Primerjava kumulativne disipirane e nergije v posameznih segmentih spojev 116 Preglednica 5.21: Primerjava največjih in najmanjših efektivnih togosti v posameznih segmentih spojev 117 XLII Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Preglednica 5.22: Primerjava največjih, najmanjših i n povprečnih absolutnih efektivnih togosti v posameznih segmentih spojev 117 Preglednica 5.23: Idealizirani ovojnici horizontalnega in vertikalnega odziva spojev (negativna smer je simetrična) 119 Preglednica 5.24: Mejna stanja za porušne mehanizme zi danih slopov in nadokenskih elementov 123 Preglednica 5.25: Računske nosilnosti, togosti in de formacijske kapacitete neutrjenega zidanega slopa za različne vhodne podatke 125 Preglednica 5.26: Napetosti v lesenih ploščah; karak teristične in efektivne nosilnosti 127 Preglednica 5.27: Uporabljena ovojnica momentnih čle nkov neutrjenega zidu (negativna smer simetrična) 128 Preglednica 5.28: Potresi, oziroma akcelerogrami, izbra ni s pomočjo programa Rexel 3.2 132 Preglednica 5.29: Vhodni podatki za zidano konstrukcij o 135 Preglednica 5.30: Sile v posameznih spojih (Slika 5.11 4) med lesenimi ploščami in zidanim objektom pri pospešku temeljnih tal, ki ustreza stan ju NC (T R = 2745 let, a g = 0.425, tla A) 139 Preglednica 6.1: Izmerjena tlačna trdnost betonskih e lementov AB okvirja po 24 dneh strjevanja 144 Preglednica 6.2: Upogibni in tlačni testi malte 146 Preglednica 6.3: Koncept preiskav 146 Preglednica 6.4: Oznake merilcev pomikov (orientacija levo-desno glede na Sliko 6.11) 150 Preglednica 6.5: Oznake akcelerometrov (orientacija l evo-desno glede na Slika 6.11) 150 Preglednica 6.6: Oznake akcelerometrov (orientacija l evo-desno glede na Slika 6.13) 151 Preglednica 6.7: Oznake induktivnih merilcev (Slika 6. 15) 152 Preglednica 6.8: Nihajni časi prvih štirih nihajnih oblik neutrjenega AB okvirja 154 Preglednica 6.9: Nihajni časi prvih petih nihajnih o blik utrjenega AB okvirja 154 Preglednica 6.10: Nihajni časi prvih petih nihajnih oblik neutrjene konstrukcije s polnilom 159 Preglednica 6.11: Nihajni časi prvih petih nihajnih oblik utrjene konstrukcije s polnilom 159 Preglednica 6.12: Skalirane intenzitete modificiranega potresa Landers in prvi nihajni časi konstrukcije po potresih 162 Preglednica 6.13: Maksimalne absolutne vrednosti pom ikov (v mm) etaž pri posameznih testih (oznake merskih mest pomikov v Preglednici 6.4 in na Sliki 6.13) 165 Preglednica 6.14: Maksimalni izmerjeni absolutni posp eški (v g) v vogalih etaž pri posameznih testih potresa Landers 167 Preglednica 6.15: Maksimalni izmerjeni pomiki LVDT me rilcev med ojačilnimi ploščami in konstrukcijo 169 Preglednica 6.16: Efektivne širine zgornjih pasnic gr ed 172 Preglednica 6.17: Predvideni elastični moduli element ov 172 Preglednica 6.18: Materialne karakteristike betona ( povzeto po EN 1992-1:2004) 173 Preglednica 6.19: Lastnosti armature (po EN 1992-1-1: 2004) 173 Preglednica 6.20: Karakteristike zaobjetega betona za elemente AB okvirja po EN 1992-1-1 176 Preglednica 6.21: Dolžine plastičnih členkov, mejne v rednosti momentov in rotacij razpokanja betona, tečenja armature in porušitve prereza za AB o kvir in AB okvir z opečnimi polnili 178 Preglednica 6.22: Strižne nosilnosti elementov pri cik lični obtežbi za AB okvir in AB okvir s polnili 180 Preglednica 6.23: Napetosti v izbranih križno lepljeni h lesenih ploščah; karakteristične in efektivne projektne nosilnosti 184 Preglednica 6.24: Karakteristike medetaž neutrjenega in utrjenega AB okvirja 186 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. XLIII Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Preglednica 6.25: Pospešek tal, pomiki in mejna stanj a neutrjenega in utrjenega AB okvirja pri izbranih mejnih stanjih neutrjene konstrukcije 188 Preglednica 6.26: Karakteristike medetaž neutrjenega in utrjenega AB okvirja s polnili 191 Preglednica 6.27: Pospešek tal, pomiki in mejna stanj a neutrjenega in utrjenega AB okvirja s polnili pri izbranih mejnih stanjih polnila neutrjen e konstrukcije 193 Preglednica 6.28: Pospešek tal, pomiki in mejna stanj a neutrjenega in utrjenega AB okvirja s polnili pri izbranih mejnih stanjih AB elementov neu trjene konstrukcije 193 Preglednica A.1: Variacija parametrov za različne vrst e analiz 223 Preglednica A.2: Ocena parametrov obnašanja za različn e vrste analiz 223 Preglednica A.3: Izračun faktorjev dodatne nosilnosti za izbrana vezna sredstva 231 Preglednica A.4: Dodatne karakteristike medetaž vzorčn ega objekta za modalno analizo 234 Preglednica A.5: Strižne sile po etažah 235 Preglednica A.6: Prvi štirje nihajni časi 3D modela za različne robne pogoje; (i) togi stiki, (ii) podajni stiki, (ii *) podajni stiki z vlivom vogalnih pravokotnih sten 2 38 Preglednica A.7: Prvi štirje nihajni časi 2D modela v smeri X za različne robne pogoje (glej Slika A.11) 239 Preglednica A.8: Strižne sile ob vpetju in pomiki na v rhu konstrukcije za modalno analizo z različnimi robnimi pogoji ter metodo horizontalnih si l 239 Preglednica A.9: Podatki za izračun prvih nihajnih časo v s poenostavljeno Reyleighjevo metodo 240 Preglednica A.10: Rezultati analize konstrukcije v sme ri X z N2 metodo za različne robne pogoje (glej Sliko A.17) 248 Preglednica A.11: Rezultati analize stene B z N2 metodo 249 Preglednica A.12: Vpliv različnih parametrov pri NLSA na potresni odziv konstrukcije (povprečen odziv) 250 Preglednica A.13: Potresi oziroma akcelerogrami, izbran i s pomočjo programa Rexel 3.2 251 Preglednica A.14: Vpliv različnih parametrov pri NLDA na potresni odziv konstrukcije (povprečen odziv) 254 XLIV Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Ta stran je namenoma prazna. Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. XLV Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. LIST OF TABLES Table 2.1: The effects of local and global measures on building properties (as in Tsionis et al., 2015) 15 Table 4.1: Used material characteristics in the cro sslam wall elements 39 Table 5.1: Displacement measurements at the wall co mpression test 51 Table 5.2: Displacement introduction protocol 52 Table 5.3: Values of displacements and forces in ch aracteristic points of force-displacement diagrams obtained in tests for both directions 89 Table 5.4: Drift values in characteristic points of force-displacement diagrams obtained in tests for both directions and their average values 89 Table 5.5: Average values of displacements and forc es in characteristic points of force- displacement diagrams 90 Table 5.6: Values of displacements and forces in ch aracteristic points of bi-linearly idealised force-displacement diagrams, effective stiffness and ductility ratios obtained in tests for both directions 91 Table 5.7: Average values of displacements and forc es in characteristic points of bi-linearly idealised force-displacement diagrams, effective sti ffness and ductility ratios 92 Table 5.8: Drift values at different limit states c ompared to the Eurocode 8 demands 92 Table 5.9: Dissipated and input energy for the 1 st cycles of characteristic limit states attained at tests 94 Table 5.10: Cumulated dissipated and input energy f or the 1 st cycles of characteristic limit states attained at tests 94 Table 5.11: Values of the equivalent viscous dampin g factors at characteristic limit states attained at tests for all three cycles 95 Table 5.12: The comparison of ultimate displacement s between individual vertical masonry connection parts on the upper and lower side 107 Table 5.13: The comparison of ultimate displacement s between individual vertical masonry connection parts in the upper and lower connection 108 Table 5.14: The comparison of ultimate displacement s between individual horizontal concrete connection components in the upper and lower connec tion 110 Table 5.15: The comparison of ultimate displacement s between individual vertical concrete connection components on the upper and lower side 112 Table 5.16: The largest measured force and displace ment for the monotonic tension test of the connection between the steel bracket and the timber plate 112 Table 5.17: The comparison of minimum and maximum d isplacements in individual connection sections 114 Table 5.18: The comparison of average absolute disp lacements in individual connection sections 114 Table 5.19: The comparison of minimum, maximum and average absolute displacements in individual connection sections 114 Table 5.20: The comparison cumulative dissipated en ergy in individual connection sections 116 Table 5.21: The comparison of minimum and maximum e ffective stiffness in individual connection sections 117 Table 5.22: The comparison of minimum, maximum and average absolute effective stiffness in individual connection sections 117 XLVI Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Table 5.23: The idealised horizontal and vertical co nnection response backbones (negative direction is symmetric) 119 Table 5.24: The limit states of masonry wall and sp andrel elements 123 Table 5.25: The resistance, stiffness and deformati on capacity of the unreinforced masonry wall for different boundary conditions 125 Table 5.26: Stresses in timber plates; characteristi c and effective resistance 127 Table 5.27: The used response backbone of the unrei nforced wall moment plastic hinges (negative direction is symmetric) 128 Table 5.28: The earthquakes, namely accelerograms, chosen with the Rexel 3.2 software 132 Table 5.29: The input data for the masonry building 135 Table 5.30: Forces in individual connections (Figure 5.114) between the timber plates and the masonry building at the NC limit state (T R = 2745 years, a g = 0.425, ground A) 139 Table 6.1: The measured compression strength of RC frame elements after 24 days of hardening 144 Table 6.2: Bending and compression tests of mortar 146 Table 6.3: Testing concept 146 Table 6.4: Displacement measuring positions (orient ation left-right as in Figure 6.11) 150 Table 6.5: Accelerometer positions (orientation lef t-right as in Figure 6.11) 150 Table 6.6: Accelerometer positions (orientation lef t-right as in Figure 6.13) 151 Table 6.7: LVDT positions (Figure 6.15) 152 Table 6.8: Vibration periods of the first four vibr ation modes of the unreinforced RC frame 154 Table 6.9: Vibration periods of the first five vibr ation modes of the reinforced RC frame 154 Table 6.10: Vibration periods of the first five vib ration modes of the unreinforced structure with the infill 159 Table 6.11: Vibration periods of the first five vib ration modes of the reinforced structure with the infill 159 Table 6.12: Scaled intensities of the modified Land ers earthquake and first vibration periods of construction after the earthquakes 162 Table 6.13: Maximum story displacement (in mm) valu es at individual tests (displacement measuring positions marked in Table 6.4 and Figure 6 .13) 165 Table 6.14: Maximum measured accelerations (in g) i n the corners od individual stories at individual tests of the Landers ground motion 167 Table 6.15: Maximum measured displacements of LVDTs between the strengthening plates and the construction 169 Table 6.16: The effective width of beam flanges 172 Table 6.17: The expected elastic moduli of elements 172 Table 6.18: Concrete material characteristics (acco rding to EN 1992-1:2004) 173 Table 6.19: Steel reinforcement characteristics (acc ording to EN 1992-1:2004) 173 Table 6.20: The confined concrete characteristics f or the RC frame elements according to EN 1992-1-1 176 Table 6.21: Plastic hinge lengths, ultimate bending moments, cracking rotations, steel yielding and cross section failures for the RC frame and RC frame with masonry infill 178 Table 6.22: Shear strengths of elements at cyclic lo ading of a RC frame and RC frame with infill 180 Table 6.23: Stresses in the chosen cross laminated t imber plates; characteristic and effective design resistance 184 Table 6.24: Characteristics of the unstrengthened a nd strengthened RC frame floor 186 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. XLVII Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Table 6.25: The ground acceleration, building displ acements and limit states of the unstrengthened and strengthened RC frames at the un strengthened RC frame's chosen limit states 188 Table 6.26: Characteristics of the unstrengthened a nd strengthened RC frame with infill floor 191 Table 6.27: The ground acceleration, building displ acements and limit states of the unstrengthened and strengthened RC frames with infi ll at the unstrengthened RC frame's infill's chosen limit states 193 Table 6.28: The ground acceleration, building displ acements and limit states of the unstrengthened and strengthened RC frames with infi ll at the unstrengthened RC frame's concrete elements chosen limit states 193 Table A.1: Variations of model parameters for diffe rent types of analyses 223 Table A.2: Assessment of performance parameters for different types of analyses 223 Table A.3: Overstrength factor value calculation fo r the chosen connectors 231 Table A.4: Additional characteristics of case study building floors for the modal analysis 234 Table A.5: Shear forces over individual floors 235 Table A.6: The first four vibration periods of the 3D model for different boundary conditions; (i) stiff connections, (ii) flexible connections, ( ii *) flexible connections including the influence od corner perpendicular walls 238 Table A.7: The first four vibration periods of the 2D model in the X direction for different boundary conditions (from Figure A.11) 239 Table A.8: The base shear and top displacements for the modal analysis with different boundary conditions and the lateral force method 239 Table A.9: The data used for calculation of first v ibration periods with the simplified Reyleigh method 240 Table A.10: The N2 method results for the structure analysed in the X direction for different boundary conditions (see Figure A.17) 248 Table A.11: The N2 method results for wall B 249 Table A.12: Influence of the finite element model pa rameters on the building seismic performance for the NLSA (average response) 250 Table A.13: The earthquakes, namely accelerograms, chosen with the Rexel 3.2 software 251 Table A.14: Influence of the finite element model pa rameters on the building seismic performance for the NLDA (average response) 254 XLVIII Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Ta stran je namenoma prazna. Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 1 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. 1 UVOD 1.1 Opis problematike Potresi ogrožajo človeška življenja že tisočletja. Z izj emo popotresnih valov (cunamijev) ter plazov, ki jih lahko sprožijo, potresi zahtevajo človeške žrtve predvsem na račun podrtih objektov, ki jih je zgradi l človek. Na območjih, kjer je potresna ogroženost sre dnja do zmerna in so močnejši potresi redkejši pojav v primerjavi z ostalimi naravnimi nesrečami, v človeški zavesti nemalokrat utonejo v pozabo. Slovenija je dokaj tipičen primer takšnega območja, ki je v preteklosti že doživelo več močnih potresov, vendar si ti sledijo na nekaj sto, tisoč ali pa cel o več let. Predvsem slednji (npr. s povratno dobo 10 000 let) so neznanka, saj o njih nimamo pravih podatkov. Po ljubljanskem potresu leta 1895, ki je poškodoval 10 % zgradb (Žižmond, 2016) in povzročil veliko gmotno škodo, je bila pri nas uvedena prva odredba z določili za protipotresno gradnjo (Tomaževič, 2009). Vendar so zgradbe po prvi svetovni vojni začele rasti, pri gradnji šest- do sedemnadstropnih stavb so uporabljali nove konstrukcijske sisteme z detajli , ki niso bili primerni za potresna območja. Po drugi s vetovni vojni se je takšna gradnja nadaljevala (tud i do deset etaž v nearmiranem zidovju), vse do uveljavi tve prvih potresnih predpisov (Odredba 1963 in Pravilnik 1964) in njihove izboljšave (Pravilnik 1981 ). V Sloveniji je bilo do leta 1945 zgrajenih več kot 182 tisoč, med letoma 1945 in 1970 pa skoraj 22 1 tisoč stanovanj (MORS, 2006), kar je več kot polovica slovenskega stanovanjskega fonda (podatki iz leta 2006). Obenem pa 33.4 % prebivalcev živi na območju, kjer je možen rušilem potres. Kilar in K ušar (2009) ugotavljata, da sodobnim zahtevam gradnje ustreza manj kot polovica obstoječih večstan ovanjskih stavb. Zgolj na območju Ljubljanske regije bi ob rušilnem potresu brez strehe nad glavo ostalo 30-70% prebivalstva (Bosiljkov idr., 2015). Dejavnik, ki vpliva na lokalno povečanje pospeška t emeljnih tal ter še dodatno povečuje potresno ogroženost starejših stavb, so tudi tla. Glede na ka rto mikrorajonizacije Mestne občine Ljubljana (MOL) se npr. na območju mesta nahajajo kraji kjer je lok alna amplifikacija na račun zemljine tudi do 2.5- kratna (Slika 1.1). Izsledki sicer temeljijo na anali zi mikrotremorjev, pri večjih pospeških je amplifikacija manjša. Slika 1.1: Pospeški temeljnih tal po Sloveniji (levo) in mikrorajoniza cija MOL (desno) (vir: ARSO) Figure 1.1: The peak ground acceleration for Slovenia (left) and the microraionisation of the Ljubljana municipality (right) (source: ARSO) V obdobju od 1980 do 2012 je bilo šest od desetih n ajvečjih naravnih katastrof na svetu povezanih s potresi – skupno število žrtev je bilo 680 770. Pole g tega je bila v istem obdobju od desetih naravnih katastrof, ki so povzročile gmotno škodo, polovica p otresov – škodo so ocenili na 469 milijard dolarjev 2 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. (Munich Re, 2013). Svetovna statistika pravi, da so potresi v svetu v zadnjih petih stoletjih zahtevali povprečno kar človeških 100 000 žrtev na leto (Bilha m, 2004). Število žrtev naj bi se v letih 1950-2004 sicer zmanjš evalo, vendar je statistika zavajajoča saj se vedno več ljudi seli v velika mesta, ki so potresno ogrože na. Pričakujejo, da se bo svetovna populacija poveč ala iz 6.9 milijard v letu 2011 na 9.3 milijarde v letu 2050, od česar bo 68% vseh ljudi pa bo živelo v mest ih (UN, 2012). Svetovna karta potresne ogroženosti (Glob al Seismic Hazard Map – GHASP, Giardini idr., 1999) pa kaže boljše stanje kot je v resnici (Wyss i n Rosset, 2012). Približno 1000 velikih mest v država h v razvoju je potresno ogroženih. Tako pri nas kot v s vetu so bili potresni predpisi po večini vpeljani š ele približno sredi 20. stoletja (Spence, 2007). V Turčij i, ki je zelo potresno ogrožena, šele leta 1975 (Bruneau, 2002). Najnovejše študije kažejo, da se bo število potresov, ki bodo povzročili več kot 50 000 žrtev, v 21. stoletju potrojilo. Ocenjujejo, da bodo potresi v tem stoletju zahtevali od 2.5 do 3.5 mili jona žrtev (Holzer in Savage, 2013). V zadnjem času se pojavljajo tudi umetni potresi, ki jih z rudarjenjem povzroča človek. Na Nizozemskem v regiji Groningen, na primer, so čedalje pogostejši potresi, ki nastanejo zaradi črpanja zemeljskega plina in poškodujejo številne zgradbe. Od 210 000 zgradb naj bi jih bilo potrebno utrditi kar 150 000 (de Voogt S, 2015). Zaradi potresno nepri merne gradnje (tanki opečni zidovi) tudi šibkejši potresi povzročajo gmotno škodo. Slika 1.2: Naraščanje števila žrtev potresa v primerjavi z rastjo svet ovne populacije (po Holzer in Savage, 2013) Figure 1.2: The growth of earthquake fatalities compared to world population growth (as in Holzer in Savage, 2013) Pričakuje se tudi spremembe v demografski sestavi pr ebivalstva, predvsem v razvitem svetu (Statistisches Bundesamt, 2009), kar utegne zmanjšati potrebo po novih gradnjah. V zmerno oziroma lokalno potresno ogroženi Nemčiji trenutno 80 % prebi valstva živi v hišah iz nearmiranega zidovja zgrajenih pred letom 1990. V Italiji, ki je visoko p otresno ogrožena, pa je kar 60 % javnih zgradb narejenih iz armiranobetonskih okvirjev (Dolce, Mart inelli, 2005), ki so lahko v primeru slabe gradnje pri potresu zelo ranljive (Langerbach 2006, EERI 2006 ). Vse navedeno utegne povečati potrebo po obnovitvi in potresni utrditvi obstoječih objektov. Stroški protipotresne utrditve obstoječih objektov s o dokaj visoki in znašajo približno 40 % investicije zamenjave objekta (Erdik, 2003), obenem pa je potreb no zgradbe izprazniti za nekaj mesecev. Težava je tudi, da vrednost potresno utrjenih zgradb na trg u na žalost ne zraste. Protipotresno utrjevanje objektov je v splošnem zahtevno področje gradbeništv a. Sistemi, ki se uporabljajo v praksi, praviloma posegajo v notranjost objektov - z ustvarjanjem proti potresnih jeder, ojačitvijo stebrov in sten, injektiranjem zidov, itd. Sistemi, ki ne posežejo v no tranjost objekta, so redki. Večina jih deluje po principu dodatnega zunanjega jeklenega okvirja. Ker v Sloveniji in tudi drugod večina starejših objektov ni dodatno toplotno izolirana, smo začeli razmišljati o razvoju novega sistema, ki bi omogočal oboje, tako potresno utrditev obstoječih objektov kot tudi izboljšanje njihove energijske učinkovitosti, obene m Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 3 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. pa bi bila izvedba enostavna in hitra. Na trgu že obs tajajo določene rešitve, v obliki prefabriciranih panelov (Slika 1.3 in Slika 1.4), ki omogočajo izvedbo toplotne izolacije, fasade in stavbnega pohištva v enem kosu. Vendar ti elementi rešujejo zgolj probl eme gradbene fizike. Slika 1.3: Obstoječa rešitev za toplotno izoliranje objektov z uporabo prefa briciranih lesenih okvirnih panelov v kombinaciji s celotno fasado (vir: Gap Solutions, GmbH) Figure 1.3: An existing solution for thermally insulation existing buil dings with prefabricated light timber frame panels combined with a final outer envelope (source: Gap Solut ions, GmbH) Slika 1.4: Obstoječa rešitev za toplotno izoliranje objektov z uporabo prefa briciranih lesenih okvirnih panelov v kombinaciji s celotno fasado; (a) meritev in izdelava 3D rač unalniškega modela, (b) izdelava lesenih panelnih sten v obratu, (c) po potrebi sanacija temeljev oz. izdelava n ovih, (d) dostava na teren, (e) montaža, (f) uporaba samostoječega odra za izvedbo ovoja (vidna tudi izravnalna lin ija v nivoju medetaže), (g) detajli preklopa stenskih panelov po višini (vir: Gump & Maier, GmbH) Figure 1.4: An existing solution for thermally insulation existing buil dings with prefabricated light timber frame panels combined with a final outer envelope; (a) building sca nning and 3D computer model, (b) fabrication of new wall panels in the factory, (c) if necessary a retrof it of existing or a construction of new foundation, (d) delivery of wall panels on site, (e) construction, (f) the use self-standing scaffolding for envelope execution (a levelling line in the floor height is also visible), (g) a connection detail of two wall segments along the height, (source: Gump & Maier, GmbH) a b c d e f g 4 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Pri predlaganem novem sistemu (Slika 1.5) razmišljamo o zunanjem ovoju iz križno lepljenih lesenih plošč, ki bi bil primerno povezan z objektom, tako da bi lesene zunanje stene prevzele del potresnih sil. Predvidevamo, da bi lahko skupno delovanje objekta i n ovoja kontrolirali preko jeklenih povezovalnih elementov. Sistem plošč bi lahko nadgradili s preost alimi sloji stavbnega ovoja in ga montirali z zunanje ali notranje strani. Predvsem zaželen je prvi tip izved be, kjer ne posegamo v notranjost in zato seljenje stanovalcev ni potrebno. Slika 1.5: Koncept izvedbe univerzalnih panelov na obstoječi zgradbi Figure 1.5: The concept of the universal panel execution on an existi ng building Za križno lepljene lesene plošče se odločimo zaradi nj ihove precejšnje nosilnosti in robustnosti, majhne mase ter relativno visoke togosti. Rešitev je tudi ekološko sprejemljiva, saj les skladišči ogljikov d ioksid (približno 1 tono na kubični meter) v nasprotju s kl asičnimi gradbenimi materiali (opeka, beton, jeklo) , ki za svojo proizvodnjo zahtevajo tudi znatno večjo por abo energije. Za sisteme utrjevanja (ali sanacije) je zaželeno, da p oleg vpliva na potresno odpornost zgradbe upoštevajo tudi socialno-ekonomske vidike (EN 1998-3, Fardis 2009, FEMA 2006, fib 2003, Thermou in Elnashaiu 2005), ki zajemajo ceno, prekinitev upo rabe stavbe, funkcionalnost stavbe po posegu, dostopnost materialov, možnost izvedbe, izgled, reverzi bilnost posega in vpliv na funkcijo zgradbe. Menimo, da bi sistem predlaganega ovoja lahko zadovo ljil tudi več od naštetih vidikov. 1.2 Tema disertacije V okviru doktorske disertacije preučujemo možnosti u porabe križno lepljenih lesenih plošč (t. i. CLT oziroma XL plošč) v gradbeništvu. V začetku devetdese tih let prejšnjega stoletja je podjetje Merk GmbH iz Nemčije razvilo križno lepljene lesene plošče, ki s o pomenile nove možnosti izrabe lesa v konstrukcijskem gradbeništvu. Sistem gradnje z njimi se je na trgu dodobra uveljavil v začetku novega tisočletja. Danes se plošče uporabljajo za gradnjo r azličnih vrst objektov. Zaradi svoje lahkosti, nosilnosti in primerne togosti omogočajo precej drzn e arhitekturne rešitve. Zanima nas, če lahko XL plošče v gradbeništvu uporab imo tudi za protipotresno utrditev določenih tipov opečnih in armiranobetonskih stavb, pri čemer imamo v mislih predvsem takšno utrditev, ki ne posega v notranjost objektov. Poudarek raziskav v okviru dok torskega dela je zato namenjen odgovoru na vprašanje: Ali je mogoče učinkovito protipotresno u trditi nekatere obstoječe stavbe s križno lepljenimi lesenimi ploščami? In nadalje: Kakšna je primerna in učinkovita izvedba utrditve? Osredotočili se bomo na vrste opečnih objektov, ki prevladujejo v Sloveni ji, tj. nearmirane opečne objekte ter armiranobetonske okvirje z in brez opečnih polnil. V nalogi tudi sistematično analiziramo potresno obna šanje konstrukcij iz križno lepljenih lesenih plošč, vpliv robnih pogojev (spojev, trenja, geometrije it d.) na potresni odziv pri uporabi različnih metod potresne analize, ki jih omogoča standard EN 1998-1. Analize samostojnih CLT konstrukcij so sicer Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 5 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. potekale vzporedno z razvojem sistema utrjevanja venda r jih zaradi preglednosti predstavimo v ločenem dodatku naloge (dodatek A). Namen dela: - Razvoj sistema protipotresne utrditve že zgrajenih ob jektov s križno lepljenimi lesenimi ploščami. Omejimo se na objekte iz nearmirane opeke in armiranobetonske okvirne zgradbe z in brez opečnih polnil. Hipoteza: - Z ovojem iz XL lesenih plošč, ki se ga pritrdi na zuna njo stran stavb, lahko izbranim tipom stavb povečamo potresno odpornost. Ostali cilji: - Razviti optimalni sistem spajanja lesenih plošč na o bjekt in med seboj. - Ugotoviti razliko med obnašanjem ne-ojačane in ojačan e stene zidanega objekta med potresom. - Analizirati potresno obnašanje sistemov iz križno lepl jenih lesenih plošč. Pričakovani izvirni prispevki naloge: - Rezultati o možnosti protipotresne ojačitve izbranih o bjektov z XL lesenimi ploščami. - Analizo nihanja dveh vzporedno vezanih nosilnih sistem ov z različnimi togostmi in vpliva veznega elementa na obnašanje sistema. - Vpliv robnih pogojev na potresni odziv konstrukcij i z križno lepljenih lesenih plošč pri različnih vrstah potresnih analiz 1.3 Vsebina disertacije V disertaciji so predstavljeni eksperimentalni rezul tati več serij preiskav. - Izvedene so bile preiskave križno lepljenih lesenih plošč (oziroma sten) pri upogibu v ravnini, pri čemer smo preizkušali obnašanje sten z odprtinami , ki delujejo kot stenasti nosilci in obnašanje preklad nad okenskimi odprtinami. - Drugi tip preiskav je bil opravljen na zidovih iz nea rmirane opečne zidovine, ki smo jih utrdili s križno lepljenimi lesenimi ploščami. Uporabljali s mo kemična in mehanska vezna sredstva. Spoje med ojačilnimi ploščami in zidom smo testirali tudi ločeno ter tako pridobili ciklični histerezni odziv razvitih stikov. - Zadnja serija preiskav pa je bila izvedena na potresn i mizi, kjer smo preizkušali neutrjen in utrjen armiranobetonski okvir z ali brez opečnih poln il. Numerično simuliramo obnašanje vseh eksperimentalni h preiskav, tj. križno lepljenih lesenih sten, neutrjenih in utrjenih opečnih zidov ter AB okvirov z ali brez opečnih polnil. Izvedemo inkrementalno dinamično analizo (IDA) vzorčnega objekta iz nearmiran e opeke ter preverimo vpliv ojačitev na njegovo potresno odpornost. Enako storimo za AB okvir in AB o kvirjev s polnili, kjer z IDA ravno tako prikažemo vpliv ojačitev na potresno obnašanje. V nadaljevanju disertacije izvedemo parametrične ana lize potresnega obnašanja zgradb iz križno lepljenih plošč. Uporabimo različne metode, ki jih p redvideva standard EN 1998-1, ter analiziramo vpliv robnih pogojev na potresni odziv. Predstavimo rezultat e uporabe N2 metode na primeru večetažne CLT zgradbe ter predlagamo postopek za izračun nadomestne togosti križno lepljenih lesenih sten v kombinaciji z veznimi sredstvi, ki je primeren tudi za uporabo v inženirski praksi. 6 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Ta stran je namenoma prazna. Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 7 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. 2 PREGLED LITERATURE 2.1 Križno lepljene lesene plošče Križno lepljene lesene plošče so v začetku devetdeset ih let razvili v Nemčiji in Avstriji. Predvsem Avstrija je v sodelovanju z industrijo in raziskovaln o sfero poskrbela za razvoj modernega križno lepljenega lesa (Gagnon, Pirvu, 2011). Ta material je v začetku 21. stoletja doživel velik vzpon (Gagnon, Pirvu, 2011, Schickhofer, 2012), ko so proizvajalci zan j pridobili vsa potrebna tehnična soglasja, v pomoč pa mu je bil tudi splošni trend zelene gradnje in dejstvo, da je konceptualno bližje klasičnim, masivnim načinom gradnje. Obenem omogoča pestro arh itekturo in izvedbo večetažnih lesenih zgradb. Ima tudi ugodne gradbeno-fizikalne lastnosti in ob pr avilnem dimenzioniranju omogoča visoko potresno odpornost zgradb (Gagnon, Pirvu, 2011, Ceccotti, 2008 ). Proizvod se v zadnjih letih širi tudi zunaj meja Evrope, na Novo Zelandijo, v Kanado in ZDA (Schickhofe r, 2012, Brandner idr. 2015). Slika 2.1: Naraščanje proizvodnje križno lepljenega lesa v tisočih kubik ov; podatki iz leta 2011 (vir: Brandner idr., 2015) Figure 2.1: The worldwide increase of cross laminated timber production in thousands of cubic meters; data estimation from 2015 (source: Brandner et al., 2015) Slika 2.2: Proizvajalci križno lepljenega lesa po Evropi in svetu (vi r: Schickhofer, 2012) Figure 2.2: Cross laminated timber producers in Europe and worldwide (source: Sc hickhofer, 2012) Schickhofer (2012) je v analizi trga iz leta 2011 ugot ovil, da je bilo v Evropi proizvedenega 450 000 kubičnih metrov križno lepljenega lesa, drugod po sv etu pa 25 000 m 3. Podatki iz leta 2015 (Brandner, 2015) pa kažejo, da je bilo tistega leta na svetu pr oizvedenih že približno 700 000 kubičnih metrov križno lepljenih plošč. Drugače od enosmerno (vzporedno) lepljenega lesa (an g. Glued laminated timber , oz. Glulam ) je struktura lamel (desk) v križno lepljenem lesu izmenj ujoča se v dveh pravokotnih smereh, v poljubnem (lihem) številu slojev. Končni elementi so tako sta bilizirani v ravnini in manj dovzetni za deformiranje pod vplivom vlage, obenem pa omogočajo izdelavo grad benih elementov (sten, plošč) v velikih formatih 8 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. (Slika 2.4). Slednji so po navadi zaradi enostavnosti transporta v Evropi omejeni na dimenzijo (2.95 m x 13.5 m). Slika 2.3: (a) Struktura enosmerno lepljenega lesa, (b) struktura k rižno lepljenega lesa in (c) variacije slojevitosti plošč Figure 2.3: (a) Glulam structure, (b) crosslam structure and (c) crossla m plate layer variations Slika 2.4: Stenski element dolžine 16 m, ki je obenem tudi stenasti n osilec Figure 2.4: A 16 m long wall element that also serves as a high beam Slika 2.5: Naraščanje višine stanovanjskih gradenj iz križno lepljene ga lesa v zadnjih desetih letih (fotografije: Ario Ceccotti, waughthistleton.com, ilnuovocantiere.it) Figure 2.5: Cross laminated residential timber building growth in the last decade (photos: Ario Ceccotti, waughthistleton.com, ilnuovocantiere.it) Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 9 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Sredi prvega desetletja 21. stoletja je zraslo več vi sokih lesenih gradenj (Green, 2012), ki so bile v v eliki večini primerov izvedene v križno lepljenem lesu. Ob vse večji uporabi križno lepljenega lesa za večeta žne zgradbe pa so začele potekati tudi preiskave njegovega potresnega obnašanja. Prve potresne preis kave križno lepljenih lesenih sten pri ciklični obtežbi v ravnini sten so opravili na Univerzi v Ljub ljani, kjer sta Žarnić in Dujič (2005) preučevala, kako način medsebojnega stikovanja vertikalnih CLT plošč (tj. sten) ter velikost plošč vplivata na duktilnost celotnega sistema. Dujič in sod. (2005) ter tudi Moosbruger, Guggenber ger in Bogensperger (2006) s Tehnične univerze v Gradcu so nadalje preučevali, kako odprtine v plošč i vplivajo na njeno togost in nosilnost. Jöbstel, Bogensperger in Schickhofer (2008) so se ukvarjali z ravninskim strigom v CLT ploščah in z mehanizmi, ki se pri tem vzpostavljajo med posamezni mi sloji. S potresno analizo objektov iz CLT plošč so se kasnej e ukvarjali tudi Popovski, Schneider in Schweinsteiger (2010), na Japonskem pa Yasumura (201 2). Ceccotti idr. (2006, 2008) so začeli vpeljevati potresno analizo objektov iz CLT plošč v projektantsko prakso. Uporabili so rezultate projekt a SOFIE, v okviru katerega sta bili na potresni mizi v n aravnem merilu preizkušeni 3- in 7-etažni stavbi iz CLT plošč (Slika 2.5). Na podlagi teh eksperiment ov in računalniških simulacij je bil predlagan prvi standardni postopek za izračun faktorjev obnašanja za CLT sisteme (Ceccotti in Sandhaas, 2010). Fragiacomo, Dujič in Šušteršič (2011) so nadalje razis kovali vpliv različnih robnih pogojev in geometrije na potresni odziv več etažnih XL lesenih o bjektov, kasneje pa tudi Pozza idr. (2013) ter Pei, Popovski in van de Lindt (2012, 2013). Rinaldin idr. (2013, 2014) so se ukvarjali z modeliranjem večetažnih zgradb, razvojem numeričnih modelov stikov med lesenimi ploščami, eksperimentalno pa so obnašanje slednjega zelo podrobno preučili Gavrić id r. (2014). 2.2 Protipotresno utrjevanje Doslej je bilo razvitih mnogo različnih metod protipo tresnega utrjevanja (Slika 2.6). Večina razvoja je bila usmerjena v utrjevanje armiranobetonskih okvir jev (Thermou in Elnashai 2006, Bousselham 2010) in zgradb iz nearmiranega zidovja (URM), ki so potresn o zelo ogrožene, obenem pa so zelo razširjene na potresnih območjih, npr. v Italiji, na Portugalske m in tudi na Balkanu (Dolce in Martinelli 2005, Mendes idr. 2014, Oliveira idr. 2012). Prav tako je pomembna tudi problematika kamnitih zgradb, s čimer so se ukvarjali npr. Tomaževič (2009) ter Kržan idr. (2015) . Za potresno odpornost so na splošno potrebni zadostna horizontalna togost in nosilnost ter zadostna duktilnost in sposobnost sipanja potresne energije. Zato sanacijski ukrepi stremijo k povečevanju obeh parov zahtev. Možno je vplivati tudi na dinamične las tnosti zgradbe, tj. spreminjati razmerje med maso, togostjo in dušenjem. Vendar je zmanjševanje mase ne praktično in lahko celo kontraproduktivno (FEMA, 547), zato se ne uporablja pogosto. Kot možna r ešitev nastopa tudi vgradnja potresne izolacije (Petrovčič, 2013). Za nearmirano zidovje in AB okvirje se lahko večina me tod uvrsti med naslednje ukrepe (lokalne na nivoju konstrukcijskih elementov ali globalne na ni voju konstrukcije): (i) lokalne utrditve gradbenih elementov ali spojev s površinsko (ali nekoliko poglobljenimi) nameščenimi sloji utrditvenih vlaken (FRP Fibre Reinforced Polymers ), (ii) lokalno utrjevanje z epoksidnimi ali fugirnimi masami ter t. i. šivanjem (samo za nearmirano zidovje), (iii) površinske obloge, nameščene bodisi lokalno a li globalno (ferocementi, armirani mavec, FRP trakovi, torkretiranje), (iv) dodatne vezi (lahko prednapete), ki vplivajo pr edvsem na globalno obnašanje objektov, 10 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. (v) dodajanje novih gradbenih elementov (povezij, st rižnih sten, zaobjetij opečnih sten, lokalne armature), (vi) sprememba konstrukcijskega sistema (npr. iz AB okvirja v stenasti sistem). Pri zidanih stavbah imajo pomemben vpliv tudi stropne oziroma etažne kons trukcije in povezovanje le-teh v toge diafragme. Slika 2.6: Načini protipotresnega utrjevanja zgradb; (a) z notranje st rani (karbonski ovoj AB stebrov in prečk, torkretne stene, injektiranje opečnega zidovja), (b) z zu nanje strani (jekleni okvirji in viskozni dušilci na z unanji strani AB objektov), (c) z notranje strani opečnih objektov (j ekleni okvirji in trakovi) Figure 2.6: Seismic strengthening systems; (a) from the inside (car bon wrapping of RC beams and columns, shotcrete walls, masonry injecting), (b) from the outside ( steel frames and viscous dampers on the outside of RC structures, (c) from the inside (steel frames and stripes) V dostopni literaturi pa nismo zasledili predloga si stema za utrjevanje konstrukcij z ovojem iz križno lepljenih lesenih plošč. Izjema so Bahmani idr. (201 4) ter van de Lindt idr. (2014), ki so sistematično preizkušali različne metode utrjevanja torzijsko podaj ne lesene okvirne zgradbe z mehkim pritličjem, kakršne so pogosto gradili v ZDA v prvi polovici 20. stoletja. Med ostalimi tehnikami je bila preizkušen a tudi sanacija z vgradnjo dveh krajših elementov iz kr ižno lepljenih plošč v notranjosti pritličja objekta . Utrditev objekta je bila načrtovana v skladu s smer nicami FEMA P-807 (FEMA, 2012), ki za omenjeni primer predvideva samo ukrepe v pritličju (z namenom čim manjšega poseganja v stavbo, ki ne zahteva selitve večine stanovalcev). Ugotovljeno je bilo, d a je bilo obnašanje utrjene testne zgradbe blizu projektnim kriterijem in da je metodologija, ki jo predvideva FEMA P-807, primerna za doseganje varnosti pred porušitvijo pri močnejših potresih. Z manjšala se je tudi torzijska podajnost objekta. Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 11 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. 2.2.1. Utrjevanje zidanih zgradb Pri zidanih stavbah ukrepe za izboljševanje njihove pot resne odpornosti v osnovi delimo na dva dela (Tomaževič, 2009), tj. na ukrepe za zagotavljanje celo vitosti obnašanja stavbe med potresom in ukrepe za utrditev zidovja. S prvo skupino ukrepov predvsem za gotovimo, da objekt deluje kot celota, preprečimo neusklajeno nihanje zidov in njihovo ruš itev izven ravnine. Med tovrstne ukrepe štejemo predvsem povezovanje zidov z zidnimi vezmi, utrjevanje stropnih konstrukcij (ter povezovanje zidov in stropov), utrditev oziroma povezovanje sečišč in voga lov zidov ter utrditev zidov z navpičnimi povezovalnimi elementi. Slednje sicer ni primerno za kamnite stavbe, pogojno ga lahko izvedemo v opečnih, prvi pogoj pa so v vsakem primeru horizonta lne vezi in toge stropne diafragme. Za uspešno zagotavljanje celovitosti objekta morajo biti primer no nosilni tudi temelji. Šele ko smo poskrbeli za celovito obnašanje objekta, se lahko začnemo poslužev ati tudi utrditvenih ukrepov, katerih osnovne koncepte predstavimo v nadaljevanju. 2.2.1.1 Prefugiranje in prezidovanje Če so zidaki dobri, malta pa bistveno slabša, malto z vsake strani odstranimo za eno tretjino globine zidu in jo zamenjamo z močnejšo cementno, po potrebi n ovo malto tudi armiramo. Eksperimentalni rezultati za omenjen poseg sicer ne obstajajo kljub š iroki uporabi metode (Tomaževič, 2009). Zidove ali njihove dele pa lahko tudi na novo sezidam o, ob tem da načeloma ohranimo osnovni material (kamni, zidaki), za vezivo pa uporabimo močnejšo malto . Ukrep lahko kombiniramo tudi s kovinskimi sidri ter armirano cementno oblogo. 2.2.1.2 Injektiranje Injektiranje razpok in šivanje Epoksidne injekcije se priporočajo za širine razpok m ed 0.13 do 1 mm (Tomaževič 2009, Hamid 1994), cementne injekcije pa za razpoke med 0.3 in 3 mm. Za r azpoke, širše od 6.4 mm, se priporoča epoksidne injekcije s polnili (Korany, 2001). Nekateri avtorj i sicer navajajo, da je s cementnimi mešanicami možn o injektirati tudi razpoke med 0.08 mm in 12 mm (Kings ley, 1995). Standard EN 1998-3 priporoča, da se zid z razpokami širšimi od 10 mm sanira na drugačen na čin (prezidovanje, oblaganje). Injektiranje razpok v splošnem ne povečuje bistveno absolutne nos ilnosti zidovine, pač pa le-to povrne v prvotno stanje (pred razpokanjem). Izjema je injektiranje zido v, zidanih s slabo malto, kjer lahko pride do povečanja nosilnosti. Nekateri avtorji poročajo, da injektiranje togosti že poškodovanih zidov ne poveča , oziroma je ne povrne niti v prvotno stanje (Sheppard in Terčelj, 1980), drugi pa da jo povrne v prvotno stanje pri obremenjevanju v ravnini (ElGawady idr., 2004), potencialno pa tudi pri obremenitvi izven ravnine. Injektiranje razpok se lahko uporablja v kombinaciji s šivanjem (Bhattacharaya, 2013), tj. tehniko, ki s e uporablja v razpokanih nearmiranih zidovih, kjer se t anke jeklene palice se vstavijo v predizvrtane luknje v zidu in zalijejo s primerno maso. Palice tako prevzemajo natezne napetosti v zidu, ki povzročajo razpoke. Injektiranje kamnitih zidov Starejše zgradbe imajo zidove grajene iz več slojev, kj er sta praviloma zunanja sloja iz kamna (pravilnost, velikost in sestava kosov variira), no tranji sloj pa je bodisi iz mešanice manjših kamnov in malte ali pa opeke (Tomaževič, 2009). Injekcijsko ma so tako vtiskujemo v številne votline zidovja in 12 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. ga tako povežemo v monolitno strukturo, s čimer prep rečimo razpadanje in razslojevanje ter tako povečamo potresno odpornost. Posebno pozornost je pot rebno posvetiti sestavi mešanice, ki mora biti prilagojena zahtevam posamezne stavbe. Preiskave (Toma ževič, 2009) kažejo da se tako utrjenemu kamnitemu zidovju poveča tlačna trdnost približno 2- do 6-krat, natezna trdnost do 4-krat, elastični modul do 7 krat, strižni modul pa do skoraj 14-krat. Navedene vrednosti so zelo visoke, ravno tako tudi raztros rezultatov. Italijanski NTC2008 (NTC, 2008) za injektirano kamnito zidovje faktorje povečanja nosilnosti in togosti omeji na vrednosti 1.2–2.0, o dvisno od oblike in polaganja kamnov zidu. 2.2.1.3 Izvedba utrditev z oblaganjem zidovja Utrditev s polimernimi laminati Zunanje obloge iz polimernih laminatov, oziroma FRP oblo ge so v literaturi ena od najbolj pogosto obravnavanih rešitev. Njihove pozitivne lastnosti so majhna masa, ki ne prispeva k povečevanju potresnih sil, majhna debelina in možnost dokaj hitr e montaže (Dizhur 2013, Elgawady 2004, Münich 2011). Poleg tega nudijo tudi možnost utrjevanja kons trukcij izven ravnine (sploh če so obloge nameščene po celotni površini zidu), kar je predvsem pomembno za konstrukcije iz nearmiranega zidovja. Elgawady (2004) je preiskoval obnašanje s FRP-ji utrj enih zidov v ravnini, tako s trakovi kot večjimi kosi tkanine. Ugotovil je, da se strižna odpornost p oveča za faktor 1.3–5.9 odvisno od materialov in pritrjevanja. Poveča se lahko strižna deformabilnost, ne pa tudi togost, razen za že poškodovane zidove, ki se naknadno sanirajo. Priporočal je predvsem upor abo večjih kosov tkanine in ne samo trakov. Rušni mehanizem zidov se je spremenil iz strižnega v upogibne ga, izpostavil pa je pomembnost sidranja FRP ojačitev. Münich (2011) je potrdil, da je možno FRP trakove name stiti samo na eno stran zidov, vendar ostaja vprašanje, če je to enako učinkovito tudi na dejans kih zidovih, ki niso izdelani tako precizno kot laboratorijski. Obenem FRP tkanine ne nosijo v strigu , obnašajo pa se popolnoma elastično. Dizhur (2013) je preiskoval vpliv ojačitev iz karbons kih vlaken, ki so bila vgrajena v kanale vrezkane pod površino (da bi kar najmanj motili videz spomeni ško zaščitenih zgradb). Ugotovil je, da je prišlo do povečanja strižne odpornosti, duktilnosti in disipac ije energije ter v primeru obojestranske vgradnje t udi strižne nosilnosti. Pri enostranskih oblogah je priha jalo do ekscentričnega obnašanja zidov. Rušni mehanizmi so bili strižni (diagonalne razpoke) prihaj alo je do delaminacije ojačitev. Pri obremenjevanju izven ravnine zidov je ravno tako prihajalo do delami nacije ter horizontalnih razpok v zidu. Dizhur je analiziral tudi obnašanje sistema na dejanski zgradbi ( in-situ ) vendar je bilo le-to izvedeno za obremenjevanje izven ravnine. Z analizo dejanskih zgradb so se ukvarjali tudi Jarc Si mončič idr. (Jarc Simončič, 2014), ki so testirali utrjevanje s karbonskimi vlakni (nalepljenimi z epok sidno maso) ter steklenimi vlakni (pritrjenimi s cementno malto), položenimi bodisi horizontalno, diag onalno ali horizontalno in vertikalno. Rezultati so pokazali, da je diagonalno polaganje trakov najma nj učinkovito, bolj primerno je horizontalno, še bolj pa kombinirano (horizontalno in vertikalno). Pov ečanje nosilnosti je do 100 % (za kombiniran vzorec polaganja steklenih vlaken), povečanje deform acijske kapacitete pa do 280 % (za kombiniran vzorec polaganja karbonskih vlaken). Primerjalni labo ratorijski testi so sicer pokazali manjše povečanje v primerjavi s povečanjem na dejanski zgradbi. Utrjevanje večslojnih kamnitih zidov je preučevala M eta Kržan (Kržan, 2015). Zidovi z zunanjima slojema iz obdelanih kamnitih blokov apnenca in notr anjim slojem iz ostankov kamna in apnene malte so dosegli tlačno trdnost 6 MPa. Zidovi so bili strižn o ciklično preizkušeni in nato utrjeni; vzdolž razpok se jih je injektiralo z apneno-cementno malto, v neka tere zidove pa so bile vzdolž horizontalnih spojnic s podaljšano cementno malto vgrajene steklene vrvic e, ki na koncih niso bile dodatno sidrane. Tlačna Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 13 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. trdnost utrjenih zidov se je povečala tudi glede na rezultate neutrjenih (povprečno 14 %, odvisno od utrditvenih ukrepov), elastični modul se je več kot podvojil. Pri strižnih testih utrjenih zidov je zaradi utrditve v določenih primerih prišlo do spremembe r ušnega mehanizma (iz strižnega v upogibnega). Povečanje strižne nosilnosti in mejnega zasuka je bilo prisotno pri vseh utrjenih zidovih, vendar je velikost povečanja odvisna od vrste rušnega mehaniz ma. Za zidove z upogibnim porušnim mehanizmom se je nosilnost povečala do 28 %, največji doseženi pomik pa več kot 200 %. Za strižni mehanizem z utrditvijo na obeh straneh zidu je bila nosilnost ve čja do 55%, pomiki pa do 111 %. V primeru enostranske utrditve se je povečal samo mejni pomik (za 80 %). Armiranocementni ometi Armiranocementni ometi so debeli med 10 in 50 mm (E lGawady idr., 2004), delež armiranja je 3–8 %, (uporablja se tanjše jeklene mreže), trdnost cementn e malte je 15–30 MPa. Doseči moramo primerno strižno povezavo z osnovnim zidovjem. Ometi lahko poveč ajo strižno odpornost zidovja. Abrams in Lynch (2001) poročata o povečanju strižne nosilnosti za faktor 1.5, Tomaževič (2009) navaja vrednosti 1.3–3.6 (odvisno od osnovnega zidu in obloge). Frank lin (2001) ni dosegel povečanja nosilnosti (debelina ometa približno 12 mm) vendar je dosegel 1 .7-krat večjo deformacijsko kapaciteto. Italijanski NTC2008 (NTC, 2008) za armiranocementne obloge navaj a faktorje povečanja nosilnost in togosti med 1.2 in 2.5 za kamnite zidove ter 1.3 za zidove iz opeke. Togost tako utrjenih zidov izračunamo kot vsoto togosti osnovnega zidu in obloge (Tomaževič, 2009), s trižno nosilnost (za primere nastanka poševne razpoke) izračunamo ob predpostavki, da vse prevzame s amo armatura (zid in beton zanemarimo), upogibno nosilnost pa kot za strižne armiranobetonsk e stene. Torkretni beton Obloge iz betona nanesenega s torkretiranje (lahko je tudi vlit z enostranskim opažem), so debele vsaj 60 mm (ElGawady idr., 2004), armirane so z armaturni mi mrežami. Tako kot pri ometih moramo tudi torkretne betone sidrati na zid z jeklenimi mozniki a li stremeni. Franklin (2001) poroča o približno 2.4- kratnem povečanju vrednosti (torkret 100 mm), ElGaw ady idr. (2004) 3.6-kratnem, Abrams in Lynch (2001) pa 3-kratnem. Nosilnost se načeloma v celoti pripiše samo AB oblogi. Slednje lahko sicer vodi do neizpolnjevanja kriterija mejnega stanja uporabno sti zidovine, saj ta razpoka, ko pride do plastifikacije armature v AB oblogi. Jeklene obloge Obloge pritrdimo na konstrukcijo z zunanje strani in jih sidramo neposredno v medetažo (ob predpostavki toge diafragme). Taghdi (2000) je tako nosilnost zidu iz betonskih blokov povečal za faktor 4.5. Rušni mehanizem je bil upogibni, prihajalo je d o drobljenja pete zidu in uklanjanja jeklenih vertikalnih ojačitev. Jeklene obloge lahko sidramo tudi v zid in tvorimo j eklene okvirje s polnili. S tem dejansko spremenimo nosilni sistem konstrukcije. Rai in Goel (1996) sta tako povečala strižno nosilnost zidu (debeline 216 mm, tlačne trdnosti 7.31 MPa in elastičnega modula 9 50 MPa) kar za faktor 10. Po drugi strani pa za vzporedno vgrajene jeklene okvir je Ingham (2011) poroča, da niso delovali v skladu z željami, saj je zaradi slabo izvedenih stikov prihajalo do lokalih porušitev, ki so vodile do globalne porušitve. 14 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. 2.2.1.4 Prednapenjanje Dodatne vezi ali prednapete vezi so primerne za zidove iz nearmirane opečne zidovine, saj lahko (ob globalni izvedbi) izboljšajo globalno obnašanje objek ta. Z vnosom tlačnih napetosti v zid zmanjšamo natezne napetosti, ki nastanejo pri določenem obtežbe nem stanju (Tomaževič, 2009). Prednapete vezi v stenah izboljšujejo njihovo obnašanje, vendar se upo rabljajo predvsem v spomeniško zaščitenih objektih (ElGawady idr., 2004), saj sta tako postopek izraču na kot izvedbe precej zahtevna. Ravno tako so jekleni kabli podvrženi tečenju in spremembam sile. Kabli s e polagajo v cevi, ki so predhodno vstavljene v izvrtine, in se bodisi zalijejo s cementno maso ali p a tudi ne. Slednje omogoča kasnejše preglede in po potrebi dodatno napenjanje kablov. Rosenboom in Kow alsky (2003) navajata, da je strižna nosilnost (dvojnega votlega zidu) z vnesenim vertikalnim predna petjem brez zalitih kablov, za 40 % večja v primerjavi z zalitimi, za 70 % je večja tudi deformaci jska kapaciteta. Po drugi strani pa utegne biti disipacija energije, kjer kabli niso zaliti, nižja, saj ne prihaja do plastifikacije jekla. Na nekoliko bolj nenavaden način so prednapetje poi zkušali doseči Turer idr. (2007), in sicer s pomočjo starih avtomobilskih gum. Poročali so o bolj homogen em obnašanju, pri testih zgradbe na potresni mizi (merilo 1 : 10) pa so dosegli do 70-% povečanje maks imalnega pospeška tal. Slika 2.7: Različne metode utrjevanja nearmiranih opečnih zidov, (a) FRP obloge, (b) torkret, (c) notranja jedra, (d) površinska prevleka (vir: Tomaževič 2009, Franklin idr., 2001) Figure 2.7: Different methods of unreinforced masonry wall strengthenin g; (a) FRP cladding, (b) shotcrete, (c) inner cores, (d) surface coating (source: Tomaževič 2009, Frank lin et al., 2001) Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 15 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. 2.2.1.5 Notranja armatura S pomočjo tehnologije, ki se uporablja v naftni indu striji, se v notranjost zidov (vzporedno z njihovo ravnino) z vrha stavbe izvrtajo jedra premera 50–125 mm in dolžine do 50 m (Korany 2001, ElGawady idr., 2004). Tehnologija sicer omogoča natančno vrt anje jeder za zgradbe do treh etaž (P+2), v katere nato vstavimo jekleno armaturo in jo zalijemo s ceme ntno (lahko tudi epoksi) injekcijsko maso. Tlak, ki nastane v izvrtini zaradi višine stolpca, omogoča, da se masa vtisne v eventuelne razpoke in vdolbine in tako doseže tudi boljši stik z zidovino. Tehnologij a se je pogosto uporabljala v Italiji, po potresu v Furlaniji leta 1976 (Korany, 2001). Pri eksperimentalnih preiskavah sta Abrams in Lynch (2001) podvojila strižno nosilnost nearmiranega opečnega zidu. Plecnik (1986) je dosegel povečanje n osilnosti za faktor 1.5–2.1. Franklin idr. (2001) so sistematično primerjali vrst e utrjevanja konzolnega stene iz nearmirane opečne zidovine, med drugim tudi uvrtavanje jeder (Slika 2.7 ). Tehnologija je povečala nosilnost zidu za približno 2-krat (FRP in torkret za faktor 2.3, armira nocementni omet brez povečanja), začetno togost pa za 1.2-krat (tehnologija s FRP jo je razpolovila, tor kret podvojil, z armiranocementnim ometom pa se je znižala na 0.9). 2.2.2. Utrjevanje AB okvirjev Ukrepe za utrditev ali sanacijo AB okvirjev lahko v grobem delimo na lokalne in globalne. Lokalne ukrepe uporabimo, kadar samo določeni elementi stav be niso dovolj nosilni, oziroma nimajo zadostne potresne kapacitete. Globalne ukrepe pa uporabimo, kadar obstajajo strožje zahteve za deformiranje zgradbe, vključno z možnostjo trkov s sosednjimi zgrad bami ter neregularnostjo konstrukcije. Najbolj pogoste ukrepe in njihov vpliv navajamo v naslednji preglednici, ki jo povzemamo po Tsionis idr. (2015). Preglednica 2.1: Učinki lokalnih in globalnih posegov na lastnosti konstrukcij e (povzeto po Tsionis idr., 2015) Table 2.1: The effects of local and global measures on building propertie s (as in Tsionis et al., 2015) Trdnost Togost Duktilnost Iregularnost Zahteve nosilnosti Deformac. zahteve Lokalni ukrepi Betonski ovoj ✓ ✓ ✓ ✗ ✓ Jeklen ovoj ✓ ✓ FRP ovoj ✓ ✓ Prednapenjanje ✓ ✓ Zniževanje trdnosti ✗ Globalni ukrepi Novi okvirji, stene, povezja ✓ ✓ ✓ ✗ Zmanjševanje mase ✓ ✓ ✗ Delna rušitev ✓ ✓ Potresna izolacija ✓ ✓ ✓ Dušilci ✓ ✗ ✓ Raztezni stiki ✓ Povezovanje neodvisnih delov ✓ S kljukicami in križci so označeni pozitivni ali negati vni prispevki posameznih metod. Na primer, dodaten betonski ovoj okoli elementov povečuje njih ovo trdnost in togost, povečuje duktilnost in je 16 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. ugoden, kadar se poveča zahteva za deformacijsko kapa citeto konstrukcije, po drugi strani pa ne prispeva k zmanjševanju potresnih sil na objekt (ta ko npr. deluje potresna izolacija itd.). Nekatere od ukrepov bolj podrobno pojasnimo v nadal jevanju. 2.2.2.1 Jeklena povezja Metoda z dodajanjem jeklenih povezij je bila v pretek losti precej raziskana (Badoux 1987, fib 2003, Thermou in Elnashai 2006). Povezja občutno povečujejo horizontalno nosilnost, omogočajo dokaj enostaven izračun povečanja togosti in nosilnosti te r kontroliran prenos sil z omejenimi lokalnimi koncentracijami sil. S primernimi detajli omogočajo zadovoljivo duktilnost in histerezno obnašanje, njihova izvedba v osnovi ni preveč zahtevna. Prevzamejo lahko tudi celotno potresno obremenitev, ne povečujejo bistveno mase objekta, omogočajo tudi izv edbo odprtin (okna). Če jih vgrajujemo na zunanjo stran objektov, načeloma ne zahtevajo izselitve upora bnikov zgradbe in ne zmanjšujejo njene uporabne površine. Vendar po drugi strani niso učinkovita za bolj toge AB konstrukcije, spojev med povezji in konstrukcijo ni enostavno izvesti, ravno tako so obč utljivi tudi detajli samega povezja (uklon). Interakcijo med osnovno zgradbo in konstrukcijo pa je težko kontrolirati. Obstaja več vrst povezij (centrična, ekscentrična, u klonsko varovana in prednapeta). Z jeklenimi povezji lahko v splošnem povečamo nosilnost in togost osnov e konstrukcije za faktor 2–3. Ekscentrična povezja so bolj učinkovita od centričnih, pravilno izvedena omogočajo tudi povečano disipacijo energije. 2.2.2.2 Strižne jeklene plošče Z uporabo strižnih jeklenih panelov (JSP) kot sistema u trjevanja objektov so se ukvarjali De Matteis idr. (2007), pri nas pa Rozman (2009), ki je predlagal po stopek za preliminarno dimenzioniranje JSP in v kombinaciji z N2 metodo (Fajfar, 2000) način za izračun potresne kapacitete konstrukcij utrjenih z JSP. De Matteis idr. so plošče vpeli v medetažno konstruk cijo zgradbe preko členkastega jeklenega okvira. Nosilnost testirane konstrukcije se je povečala za f aktor 4, togost za 2.5 ter deformacijska kapaciteta za 1.4. V primeru uporabe aluminijastih panelov sta fa ktorja povečanja togosti in deformacijska kapacitet e znašala 2 in 2.7, večja je bila tudi disipacija ener gije. Povečanje nosilnosti je bilo enako kot za jekle ne panele. 2.2.2.3 Polnila Polnila se v AB zgradbah uporabljajo že sicer, najpog ostejša je uporaba nearmirane zidovine. Pozitivno vplivajo na zmanjševanje horizontalnih pomikov konstr ukcije, vendar po drugi strani lahko zaradi krhkega obnašanja pride do razpok, drobljenja in cel o razpada (Kumar idr., 2009). Polnila, kakršna so se uporabljala za gradnjo v šestdesetih letih (Griff ith, 2008) po navadi dosežejo največji etažni zamik 2 %, razpokajo pri 0.3 %, nosilnost pa izgubijo pri za miku med 1 in 2 %. Opečna polnila lahko po eni strani uporabimo za utrj evanje starejših AB okvirjev (s pomanjkljivimi detajli). Lee in Woo (2002) sta na pomanjšanem mode lu zgradbe prikazala, da se je nosilnost AB okvirja po vgraditvi polnil povečala za faktor 2, elastična nosilnost za 2.45, začetna togost za 4.8, največji doseženi pomik pa se je zmanjšal na 0.91 prvotnega. D uktilnost konstrukcije se je sicer povečala za faktor 1.79. Pujol idr. (2008) so eksperimentalno pr ikazali, da so polnila v 3-etažnem AB okviru povečala nosilnost za faktor 2 in togost za faktor 6. Po drugi strani pa lahko utrdimo tudi obstoječa poln ila v konstrukcijah. Alam idr. (2009) so prikazali učinek armiranocementne obloge, ki je povečala nosi lnost AB okvirja s polnilom za faktor 1.7 in togosti za 2.1. Erdem idr. (2004, 2006) so preučevali utrjev anje polnil s polimernimi laminati (FRP) v primerjavi z uporabo AB polnil. Največja nosilnost e nega in drugega sistema je bila podobna, vendar je Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 17 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. opečno polnilo, utrjeno s FRP, potem bistveno hitre je izgubilo nosilnost. Yuksel idr. (2006) pa so z dodatnimi utrditvami AB okvirja s FRP trakovi (poleg utrditve opečnega polnila s FRP trakovi) dosegli povečanje nosilnosti za faktor 1.4 in tudi kasnejše upadanje nosilnosti v primerjavi s konstrukcijo bre z FRP ojačitev. Namesto opečnih polnil lahko za utrjevanje AB okvirj ev uporabimo tudi prefabricirane betonske panele. Higashi (1980) je tako povečal nosilnost okvirja za faktor 4, Frosch idr. (1996) so obnašanje neduktilnega okvirja s pomočjo prefabriciranih poln il (povezanih z okvirjem prek jeklenih cevi) spremenili, obnašal se je kot duktilna strižna stena . V splošnem vse vrste polnil (opečnih, utrjenih s FRP ali prefabriciranih betonskih) povečujejo nosilnost in togost, vendar obenem tudi povečujejo sile na ko nstrukcijo. 2.2.2.4 Utrditev s kompozitnimi FRP trakovi Bousselham (2010) se je ukvarjal z uporabo FRP oblog na vozliščih AB stavb. Ugotovil je, da se je v preteklih raziskavah pretežno poizkušalo zagotoviti do datno strižno utrjevanje na mestih plastičnih členkov (zaradi pomanjkanja strižne armature) pri razl ičnih robnih pogojih (razmerje nosilnosti steber- prečka, vzdolžne armature). Ugotovil je povečanje nos ilnosti od 45 % do 84 %, prav tako pa tudi povečanje duktilnosti. Posebej je poudaril zmanjšanje upadanja togosti in povečanje disipacije energije. Porušni mehanizmi so bili pretežno delaminacija; spet so se bolje obnesli večji kosi tkanine kot pa zgolj trakovi. Na splošno se FRP sanacija v AB stavbah upor ablja pretežno na lokalni ravni, predvsem kot popravilo, in ne kot globalna rešitev za zgradbe. 2.2.2.5 Selektivna oslabitev Pampanin (2008) za betonske konstrukcije predlaga met odo selektivne oslabitve, kjer namenoma oslabimo določene nosilne elemente konstrukcije, z d odatnimi ukrepi pa povečamo njihovo deformacijsko kapaciteto, disipacijo energije itd. Izbran koncept vsebujeta FEMA (2000) in fib (2003), z namenom določitve hierarhije porušnih mehanizmov ko nstrukcije, tj. metode načrtovanja nosilnosti (močni stebri, šibke prečke). Slabitev elementov z vi dika nosilnosti je potrebno kombinirati z ukrepi za povečanje njihove deformacijske kapacitete. Quintan a Gallo idr. (2012) so koncept demonstrirali na pomanjšanem modelu na potresni mizi, kjer so s preki nitvijo armature med prečko in AB ploščo zmanjšali negativno momentno odpornost prečke. Ukre p je bil izveden v kombinaciji s strižno ojačitvijo šibkih vozlišč s karbonskimi trakovi. Namesto strižne porušitve vozlišč je tako prišlo do upogibnega rušnega mehanizma prečk. 2.2.3. Ocenjevanje potresne odpornosti Z ocenjevanjem potresne odpornosti objektov, njihovi m utrjevanjem ali sanacijo, se poleg splošnega evropskega EN 1998-3 (2005) ukvarjajo tudi tuji stan dardi in smernice; aneks k italijanskemu NTC08 (2008) nam je glede na sistem zidanja najbližji. Kan adske smernice za potresno oceno obstoječih zgradb (NRC, 1993), standard ASCE 41-06 za potresno rehabilit acijo obstoječih stavb, dokumenta ameriške agencije FEMA za oceno v potresu poškodovanih betonsk ih in opečnih zgradb (FEMA 306, FEMA 307, 1998), dokumenta za kvantifikacijo faktorjev potresn ega obnašanja zgradb (ekvivalent evropskim q- faktorjem) (FEMA P695, 2009) ter za ukrepe protipotres nega utrjevanja (FEMA 537, 2006 in FEMA 807, 2012). Poleg standardov pa obstajajo tudi števi lni znanstveni članki, ki se ukvarjajo z ocenjevanjem potresne odpornosti objektov. Izčrpen pregled litera ture je pripravil Griffith (2008). 18 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. 2.3 Uporaba standardov in priporočil v nalogi Za analizo objektov in konstrukcij v nalogi pri določ anju materialnih lastnosti ter potresne odpornosti v čim večji meri upoštevamo priporočila Evrokod stand ardov, tj. EN 1992-1-1 za izračun karakteristik armiranega betona, EN 1996-1-1 za zidovino, EN 1995-1 za les ter EN 1998-1 za potres. V skladu z EN 1998-3, ki obravnava postopke za utrjevanje betonskih , jeklenih in opečnih objektov, določamo mejna stanja nosilnosti konstrukcij. Postopke standardov d opolnjujemo z ugotovitvami in napotki v literaturi; za nearmirane opečne zidove uporabljamo priporočila T urnška in Shepparda (1980) (ocena tlačne trdnosti zidovine), Tomaževiča in Žarnića (1984, 1985) (bilinearizacija ovojnic zidanih sten), Petrovčiča in Kilarja (2013) (rušni mehanizmi) ter Pasticierja idr. (2007) (vzorčni objekt). Pri modeliranju armiranobetonskih okvirjev in okvirjev s polnili up oštevamo ugotovitve Žižmonda in Dolška (2014) (vplivne širine gred), Celarca idr. (2012) (strižna togost, nelinearno obnašanje polnil, stopnje poškodovanosti) in drugih. Bolj podrobno posamezna priporočila navajamo sproti v posameznih poglavjih. Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 19 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. 3 ZASNOVA SISTEMA UTRJEVANJA Pri zasnovi pritrjevanja križno lepljenih lesenih ploš č v obstoječo konstrukcijo smo morali upoštevati več dejavnikov. Najbolj pomembni so bili material o snovne konstrukcije, kontroliranje obnašanja ojačitve ter hitrost montaže ojačitve. Vsak od našte tih treh pogojev vsebuje še posamezne podpogoje. Končna rešitev utrditvenega sistema pa mora biti un iverzalna, oziroma mora zahtevati le minimalne prilagoditve za različne tipe zgradb. Slika 3.1: Specifični primeri porušitev, ki jih je potrebno dodatno upoštev ati pri potresni sanaciji nearmirane zidovine Figure 3.1: Specific failure mechanisms that need to be additionally c onsidered when seismically strengthening unreinforced masonry a b c d f e 20 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Prevladujoči materiali konstrukcij v Sloveniji in tud i v Evropi so predvsem zidovine (najbolj problematična je nearmirana) ter armirani beton. Na jbolj zahtevne za sanacijo so zgradbe iz nearmirane zidovine (v nadaljevanju URM – UnReinforced Masonry) , ki še vedno sestavljajo velik del slovenskega stavbnega fonda. URM ima poleg značilno slabe duktil nosti in vprašljive kvalitete materialov v starejši h objektih še dodatne težave. Poleg osnovnih rušnih meh anizmov v ravnini sten (bolj podrobno pojasnjenih v poglavju 5.4.1) je zanjo značilna tudi porušitev izven ravnine sten (Slika 3.1 e, f), velik problem pa je tudi sidranje kakršnih koli ojačilnih elementov v zidovino (tudi karbonskih trakov). Ojačitve, ki so nanjo prilepljene (brez posebnih zakl jučkov), lahko odpovejo zaradi natezne porušitve površinske plasti zidovja (Tomaževič idr., 2011), vij ačene oz. mehansko sidrane ojačitve pa potencialno pripeljejo do koncentracij napetosti na mestih prit rjevanja (Slika 3.1 a, b, c, d), ki lahko vodijo v globalno porušitev stene ali objekta. Starejše zgradbe iz nearm iranega zidovja imajo pogosto medetaže grajene še iz lesenih stropnikov, ki niso primerno sidrani v stene (kar zopet vodi v porušitev sten izven ravnine – Slika 3.1 e) in ne povezujejo objekta skupaj na niv oju etaže. Armiranobetonske (AB) konstrukcije so nekoliko manj problematične, saj načeloma ne izkazujejo vseh težav kot URM. Starejše AB konstrukcije imajo predvse m pomanjkljiv nivo duktilnosti, kar izhaja iz neprimernih detajlov armiranja. Območja plastičnih členkov stebrov in prečk ne vsebujejo dovolj strižne armature, kar vodi v krhke strižne členke (namesto d uktilnih momentnih) ter tlačne rušitve betona zaradi pomanjkanja zaobjetja betona. Tudi koncept varovanja stebrov (na račun plastifikacije prečk) v starejši h AB konstrukcijah še ni bil upoštevan. Po drugi stran i pa v AB konstrukcijah ne prihaja do rušitev sten izven ravnine, pa tudi mehansko sidranje ojačilnih e lementov je bolj enostavno, saj povečane koncentracije napetosti v betonu ne povzročajo takšn ih težav kot v zidovini. Pri jeklenih konstrukcijah se sicer soočamo s podobn o težavo kot pri betonskih – pomanjkljivimi detajli in odsotnostjo metode načrtovanja nosilnosti. Stare jše lesene konstrukcije pri nas pa so dokaj nizke (redkokdaj več kot dve etaži P+1), obenem pa imajo ma jhno maso in relativno visoko duktilnost. Zato menimo da v Sloveniji statistično ne pomenijo večje nevarnosti. Zasnovan protipotresni sistem utrjevanja bi bilo sicer mogoče z minimalnimi prilag oditvami uporabljati tudi za ti dve vrsti konstrukci j. Poleg materiala konstrukcije, ki jo utrjujemo, je po membno tudi, da naš sistem omogoča predvidljivo obnašanje, ki ga je mogoče čim bolj enostavno matem atično opisati ter modelirati, saj lahko le tako zaživi tudi v splošni gradbeni praksi. Mehanski stik med ojačitvenimi ploščami in konstrukcijo smo tako zasnovali v treh stopnjah. Med drugim tudi zaradi čim bolj enostavne montaže, o čemer pa več razložimo v nadaljevanju. Idejni tristopenjski stik (Slika 3.2, Slika 3.3) pomeni, da imamo ločeno povezavo med osnovno konstrukcijo objekta, vmesnim členom ter oj ačilno križno lepljeno leseno ploščo. Krajni od obeh povezav se morata obnašati elastično, vmesni čl en pa bi moral omogočati nadzor celotnega spoja tudi v nelinearnem območju. Obenem bi moral zagotavl jati tudi zadostno disipacijo energije. V praksi smo stik zasnovali tako, da je t. i. vmesni člen ses tavljen iz jeklenega čevlja in jeklene pločevine. Če velj se pripenja na lesene plošče, pločevina pa na beton sko ali opečno konstrukcijo. Bolj podrobno je konce pt prikazan na naslednjih slikah (Slika 3.2, Slika 3.3, S lika 3.4, Slika 3.5, Slika 3.6). Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 21 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 3.2: Tristopenjski sistem pritrjevanje ojačilnih lesenih plošč na obstoječo konstrukcijo Figure 3.2: The three-stage connection system between the timber str engthening plates and the building Jeklena pločevina se v primeru zgradb iz nearmiranega zidovja brez AB medetaže vgrajuje po celotnem obodu etaže obstoječe konstrukcije (Slika 3.4). Objek t poveže skupaj na nivoju etaž (kar je eden od osnovnih ukrepov za protipotresno sanacijo starih UR M zgradb), obenem pa omogoča sidranje v zidovino na večji površini. Tako prenos potresnih si l razporedimo (razmažemo po obodu etaže) in se izognemo lokalnim koncentracijam napetosti v zidovju. Z večjim številom mehanskih sredstev (sider) pa lahko poskusimo spoj v zadostni meri tudi predime nzionirati ter tako dobiti želeno elastično obnašanje. Jekleni čevelj je zasnovan za prevzemanje tako strižni h kot natezno-tlačnih sil. Čevelj zaobjame leseno ploščo z obeh strani in se vanj pritrdi s poševno al i pravokotno uvrtanimi vijaki, ki skrbijo za dodaten prenos strižne sile. Primarna elementa za prenos nate zne sile (in tudi strižne sile) pa sta skrita v notranjosti čevlja. V zasnovi smo uporabili elemente Sihga Idefix 40, ki zagotavljajo 29 kN karakteristične natezne sile ter so izjemno togi. Tl ačne sile čevelj prevzema s kontaktno površino. Opisana zasnova omogoča visoko nosilen in predvsem t og stik. Čevelj pa se na lesene plošče pritrdi predhodno v delavnici. Koncept je bil kasneje še ne koliko dopolnjen – predvsem je bila izboljšana strižna togost. 22 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 3.3: Prvotni duktilni koncept tri-stopenjskega stika med ojačiln imi lesenimi ploščami in objektom in prilagojena dejanska izvedba Figure 3.3: The initial ductile concept of the three-stage connecti on between the timber strengthening plates and the building and the adjusted actual design Enostavna montaža pa je bila zadnje vodilo pri snovan ju koncepta spajanja ojačilnih plošč in konstrukcije. Tri-stopenjski stik namreč omogoča vel iko mero prefabrikacije v delavnici in dva ločena posega na terenu. Kljub temu, da se jeklene pločevi ne v objekt pritrjujejo ločeno od plošč, je postope k hitrejši, saj so pločevine relativno lahke, ob upor abi modernih merilnih tehnik pa jih je moč natančno montirati že s pomočjo manjšega dvigala ali samo zida rskega odra. Ko z jeklenimi čevlji opremljene plošče prispejo na teren (Slika 1.5), se tako le na taknejo na predvidena mesta ter privijačijo z matica mi. Za montažo zadošča manjše avtodvigalo. Koncept se je i zkazal kot učinkovit pri izvedbi dinamičnih preiskav na potresni mizi (glej poglavje 6.1), kjer je montaža plošč za dvoetažno zgradbo na predhodno pripravljene pločevine trajala slabo uro. Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 23 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 3.4: Prikaz večstopenjske montaže ojačilnega oziroma utrditven ega sistema Figure 3.4: The demonstration of the multi-step construction of the stren gthening system 24 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 3.5: Idejna skica objekta, utrjenega z lesenimi ploščami (levo), in izsek detajla spoja (desno) Figure 3.5: An idea sketch of a building strengthened with timber plates (left) and a detail of a connection (right) Slika 3.6: Delni prerez detajla pritrjevanja plošč na vogalu objekta ( levo) in prerez skozi steno (desno) Figure 3.6: A partial cross section of the connection detail in the corne r of a building (left) and a cross section through a wall (right) Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 25 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Stik med jeklenim čevljem in pločevino je bil zamišlj en kot kontrolno mesto celotnega spoja. Vsak čevelj se na pločevino pritrdi preko dveh kratkih k onzol oz. ušes (Slika 3.5 desno ter Slika 3.6), na kon cu katerih sta luknji, skozi kateri se čevelj z ušesi na takne na metrična navoja. Pari metričnih navojev so privarjeni v jekleno pločevino (ki je pritrjena na objekt) na točno določenih mestih kamor kasneje nalegajo čevlji. Osnovna ideja je bila, da sta navoja (strižno) predi menzionirana ter da kontrolno mesto predstavljata jekleni ušesi, ki se jima lahko poljubno spreminja prerez (ang. dogbone koncept) ter posledično nosilnost in togost. Zaradi omejenih sredstev in časa pa smo s e odločili, da koncept začasno spremenimo ter jekleni ušesi ojačimo in nekoliko oslabimo metrična navoja, ki povezujeta čevelj s pločevino. S tem smo zavestno izbrali manj duktilen spoj, kjer bo šibka to čka celotnega stika med konstrukcijo in ploščami odvisna od strižne nosilnosti dveh metričnih navojev . Dejanska izvedba stika tako ni več popolnoma skladna z idejno zasnovo (Slika 3.3), saj je deformaci jska kapaciteta strižnih stikov v jeklu minimalna. Če bi želeli razviti stik, ki bi ustrezal idejni zasnov i, bi bilo potrebno bistveno večje število eksperimentalnih testov (ločeno za vsako stopnjo spo ja) ter preverjanje plastičnega obnašanja jeklene varovalke za različne geometrije. Zato smo izbrali enos trižni spoj z dvema navojema M16 (trdnost jekla 4.6), ki v skladu z EN 1993 nudita vsak 30 kN strižne trdnosti. To je uravnoteženo z dvema Sihga Idefix 40 elementoma. Izbrana pločevina čevlja je debela 12 mm in ni v nobenem primeru merodajna za nosilnost spoja. Zavedamo se sicer, da s takšnim konceptom togega pre težno elastičnega stika lahko povečujemo potresne sile na objektu. Posledično se povečujejo o bremenitve na obstoječe temelje objekta. Odvisno od njihove nosilnosti utegne nastati potreba po san aciji ali pa novi izgradnji temeljev, kot je prikazan o na spodnji sliki (Slika 3.7). Bolj podrobno so posa mezni testni primeri prikazani v nadaljevanju. Slika 3.7: Izvedba novih temeljev (ali utrditev prešibkih obstoječih) v primeru izvedbe TES energijske fasade (vir: Gump & Maier, GmbH) Figure 3.7: The construction of new (or strengthening of existing) foun dations in the case of the TES energy facade construction (source: Gump & Maier, GmbH) 26 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Ta stran je namenoma prazna. Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 27 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. 4 OBNAŠANJE KRIŽNO LEPLJENIH LESENIH STEN OBREMENJENIH V R AVNINI V tem poglavju opisujemo serijo preiskav, ki smo jo opravili na križno lepljenih lesenih ploščah, izvedenih bodisi kot stenasti nosilci z odprtinami, o bremenjenih z vertikalno obtežbo v ravnini stene ali pa kot togo vpetih preklad odprtin. Rezultati teh pr eiskav služijo predvsem za kalibracijo končnih elementov, ki jih kasneje uporabljamo pri numerični h analizah. 4.1 Eksperimentalne preiskave križno lepljenih lesenih plošč pri obremenitvi v ravnini Eksperimenti so bili izvedeni v sodelovanju s Tehnič no univerzo na Dunaju (TUW) in inštitutom MPa Otto Graf iz Stuttgarta (kjer so preiskave tudi potek ale) poleti leta 2010. Celotna serija preiskav se j e izvajala na 6 križno lepljenih lesenih stenskih eleme ntih enake geometrije (Slika 4.1 zgoraj). Od šestih sten so bile tri trislojne, tri pa petslojne. Orien tacija lamel zunanjih plasti je bila v vseh primerih v smeri višine stene. Dve od trislojnih sten sta bili preizk ušeni v elastičnem območju obnašanja, tretja stena pa je bila obremenjena do porušitve. Pri dve steni sta bili po elastičnih testih razpolovljeni (Slika 4.1 spodaj). Tako smo iz vsake stene dobili dve novi, od katerih je imela vsaka po eno okensko odprtino. Razlikovali pa sta se v višini okenske preklade. Pri novih polovičnih elementih smo preizkušali obnašanje teh togo vpetih preklad, najprej v elasti čnem območju, nato pa do porušitve. Te preizkuse bolj podrobno analiziramo v poglavju 4.1.2. Preizkuse celotnih sten obravnavamo v poglavju 4.1.1. Slika 4.1: Celotna serija testiranja sten Figure 4.1: The complete test series 4.1.1. Eksperimentalne preiskave stenastih nosilcev Analiza obnašanja sten v tem poglavju se ne spušča d etajlno v nelinearno obnašanje sten. Predvsem nas zanima njihovo elastično obnašanje. Slednjemu bomo ka sneje prilagodili obnašanje računalniških modelov križno lepljenih lesenih plošč. Sistem utrje vanja je zasnovan tako, da je kontroliran preko stikov ojačilnih plošč z objektom. Ker se leseni ele menti ne obnašajo duktilno in izkazujejo pretežno krhke rušne mehanizme, moramo ojačilne plošče v prim eru utrjevanja dimenzionirati tako, da prenesejo obtežbo v elastičnem stanju. Na enak način se dimenzi onirajo tudi običajni objekti iz križno lepljenih lesenih plošč, kjer ravno tako prihaja do disipacij e potresne energije pretežno v stikih med ploščami, slednji pa ostajajo tako rekoč nepoškodovani. Dimenzije stenastih nosilcev z odprtinami so prikazane na spodnji sliki (Slika 4.2). Stena je dolga 5 m in visoka 2.45 m. Dve odprtini dimenzij 125/125 cm s ta postavljeni tako, da sta prekladi nad njima različne višine (60 in 30 cm). Trislojne stene so de bele 97 mm (nominalne slojevitosti 35-27-35 mm; izmerjena je bila 32-28-34 mm), petslojne pa 95 mm (sl ojevitosti 19-19-19-19 mm), kjer zunanji sloji F-3r-1 F-3r-2 F-3r-3 F-5r-1 F-5r-2 F-5r-3 H-3r-1L H-3r-1S H-3r-2L H-3r-2S 28 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. lamel tečejo v vertikalni smeri. Natezne napetosti, ki se pojavljajo zaradi upogiba, tako prenaša samo notranji oziroma notranja sloja lamel. Drsni podpori (valja) sta nameščeni 150 mm od roba sten, njuna točkovna sila pa se raznaša preko 40 mm debelih jekl enih pločevin (Slika 4.3 levo). Stena na vsako pločevino nalega v dolžini 30 cm od roba stene. Na z gornji strani vnašamo točkovno vertikalno silo preko krogelnega ležaja (Slika 4.3 desno) in 40 mm d ebele pločevina za raznos sile dimenzij 10 x 20 cm. Stene so vpete v preizkuševalni okvir (Slika 4.4) ter na vrhu tudi bočno podprte (z drsnimi teflonskimi podporami) zaradi preprečevanja bočne zvr nitve. Slika 4.2: Geometrija polne stene (v mm) in poziciji merilcev pomiko v ter deformacij celih sten Figure 4.2: Full wall's geometry (in mm) and positions of deformation and displacement sensors of full walls Na stenastih nosilcih merimo pomike in deformacije. Na sliki (Slika 4.2) je prikazana točna geometrija sten ter koordinate ( x ali x in y) posameznih senzorjev. Na glavnem razponu stene z indu ktivnimi merilci spremljamo vertikalne pomike v 7 točkah (V1-V7). Na spodnji strani je na sredini razpona na notranjem sloju (oziroma dveh slojih za primer 5-slojnih plošč) lamel, ki teče v smeri razpona, pritrjen linearni merilec deformacij L3 (Slika 4.5 levo). Enaka meril ca sta na istih slojih pritrjena tudi na sredini ra zpona okenskih preklad (L1 in L2). Z induktivnimi merilci pomikov merimo pomike okenskih diagonal (D2H, D1V ter D1H, D2V). S tri-osnimi merilci deformacij ( Slika 4.5 desno), t. i. rozetami, pa spremljamo obnašanje obeh preklad (R1, R2) ter parapetov (R3, R4) pod okni. Ti merilci so pritrjeni na obeh stran eh stene. Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 29 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 4.3: Ena od spodnjih dveh drsnih vertikalnih vogalnih podpor stene ( levo) in kroglasti ležaj za vnos vertikalne sile na vrhu (desno) Figure 4.3: One of the two bottom sliding vertical supports of the wall (le ft) and the ball bearing for the introduction of the vertical load on top (right) Slika 4.4: Polna stena, vpeta v preizkuševalni okvir (levo), in bočna podpora stene, ki preprečuje zvračanje vogalov (desno) Figure 4.4: A full wall clamped in the testing rig (left) and th e lateral support of the wall preventing the buckling of corners (right) Slika 4.5: Linearni merilci deformacij na spodnji strani stene na sloji h, ki potekata v smeri razpona, ter eden od merilcev vertikalnih pomikov (levo) in triosni merilec deformacij, pritrjen na parapete in preklade oken (desno) Figure 4.5: The linear deformation sensors attached on the bottom side of th e wall on the layers running in the main span direction and one of the vertical displacement mete rs (left) and the three-axial deformation sensor attached on the parapets and beams of windows (right) Bolj podrobno prikažemo samo rezultate elastičnega te sta 3-slojne stene F-3r-1, ki je bila obremenjena z vertikalno silo, naraščajočo do 100 kN (Slika 4.6). Polno silo nanesemo v štirih ciklih (25, 50, 75 in 100 kN) z vmesnimi razbremenitvami. Hitrost obremenje vanja in razbremenjevanja je 25 kN/min. Na enak način sta bili preizkušeni tudi steni F-3r-2 in F-3 r-3. V skladu z rezultati teh testov bomo kasneje 30 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. v poglavju 4.2 izvedli numerične modele. Izbrane tipe sten (enake debeline in slojevitosti) namreč uporabljamo tudi pri eksperimentalnih preiskavah ut rjevanja opečnih zidov ter AB okvirjev z opečnimi polnili. Slika 4.6: Protokol nanašanja vertikalne obtežbe v ciklih Figure 4.6: Vertical load protocol Na naslednjih slikah so prikazane meritve pomikov in deformacij v odvisnosti od vertikalne sile obremenjevanja. Iz meritev pomikov na spodnji strani stene (Slika 4.7) je razvidna parabolična oblika upogiba spodnjega roba. Iz grafa pomiki-sila pa razbere mo, da ni bilo po koncu testiranja prisotnih nobenih zaostalih deformacij in se je stena po razbre menitvi povrnila v prvotno obliko. Največji izmerjeni pomik na sredini je znašal 5.2 mm. Slika 4.7: Meritve pomikov na spodnji strani stene pri različnih stopnjah v ertikalne obtežbe (levo) ter diagram odvisnosti pomika in sile na vrhu stene (desno) Figure 4.7: Displacements at the bottom of the wall at various vertica l loads (left) and displacement-vertical load diagram (right) Pri meritvah sprememb dolžine diagonal (Slika 4.8 lev o) je pri nateznih diagonalah (pozitivni predznak) prihajalo do oviranega pomikanja merilcev pri sprem embah smeri obremenjevanja, kar se odraža v skokih sile na grafu. Napako smo pri kasnejših test ih odpravili. Meritve tlačnih diagonal (negativni predznak) so tekoče. Zaostalih pomikov po razbremenitv i ni prisotnih v nobenem primeru. Prav tako zaostalih deformacij ni prisotnih pri meritvah na sp odnjem robu stene (Slika 4.8 desno), kar je bilo posredno pričakovano že iz rezultatov meritev pomikov na spodnjem robu. 025 50 75 100 0 200 400 600 800 1000 1200 Sila [kN] Čas [s] Protkol obremenjevanja -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 7Pomik [mm] Merilno mesto (V1-V7) Pomiki pri izbranih nivojih sile 100 kN 75 kN 50 kN 25 kN 025 50 75 100 -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 Sila [kN] Pomik [mm] Pomik spodnjega roba stene - Sila L1 L2 L3 L4 L5 L6 L7 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 31 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 4.8: Odvisnost vertikalne obtežbe od pomikov diagonal (levo) in deforma cije na dnu stene (desno) Figure 4.8: Vertical force dependant on window diagonal displacements (l eft) and wall's bottom deformation (right) Deformaciji na spodnjem robu obeh preklad sta negat ivni, torej v spodnjem robu preklad nastajajo tlačn e napetosti. Celotna stena se obnaša kot nosilec, pos ledično je njen celoten zgornji del v tlaku. Izmerjen e deformacije so sicer dokaj majhne, sploh v višji in bolj togi prekladi (senzor L1) kjer znašajo le 0.06 ‰, vendar so meritve konsistentne. Krivulje niso popol noma linearne; možno je, da v ortotropni strukturi križno lepljene plošče med obremenjevanjem prihaja d o manjših vibracij, ki so lahko posledica trenja med posameznimi lamelami. Na obeh prekladah so izmer jene tudi manjše pozitivne deformacije (približno 0.01 ‰) oziroma natezne napetosti, ki nasta nejo po prvi in drugi razbremenitvi. Po tretjem ciklu pa te izginejo in deformacijsko stanje se povr ne v izhodiščni položaj. Zaostalih deformacij na koncu ni. Slika 4.9: Odvisnost vertikalne obtežbe od deformacije na dnu višje (levo) in nižje okenske preklade (desno) Figure 4.9: Vertical force dependant on higher (left) and lower (rig ht) window beam deformations Rezultati triosnih merilcev deformacij, t. i. rozet ( Slika 4.11, Slika 4.11), nam nudijo vpogled v deformacijsko oziroma napetostno stanje v sredinah o kenskih preklad in parapetov. Določeno omejitev pri teh meritvah sicer predstavlja preciznost, saj s o uporabljene rozete majhne in imajo kratka navitja žic. Deformacije so torej merjene skoraj točkovno, k ar je pri opazovanem materialu nekoliko problematično. Les je v osnovi anizotropen material, ki ga poenostavljeno opisujemo z radialno ortotropijo (npr. posamezne lamele), vsaka lamela pa vsebuje tudi nepravilnosti (npr. grče). Lesene lamele so poleg tega zlepljene v križno strukturo. Pre ciznost meritve je zato omejena z robnimi lokalnimi pogoji (struktura, rast lesa itd.). Pri nameščanju rozet smo pazili, da jih nismo nameščali preblizu grč ter da je bila površina pobrušena in očiščena. Rezultate meritev je kljub vsemu treba jemati z določeno previdnostjo. Kot primer služi rozeta R2, ki na enaki poziciji v steni (glede na dolžino stene), vendar na nasprotnih straneh (spredaj/zadaj) izkazuje 100-% razlik o v meritvah. Predvsem kasneje v poglavju 4.2, pri kalibraciji modelov končnih elementov, večja od stopanja pri meritvah deformacij ne pomenijo nujno 025 50 75 100 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 Sila [kN] Pomik [mm] Pomik diagonal - Sila D2V D1H D1V D2H 025 50 75 100 -200 0 200 400 600 800 1000 Sila [kN] Deformacija [μm/m] Deformacija - Sila (L3) 025 50 75 100 -250 -200 -150 -100 -50 0 50 Sila [kN] Deformacija [μm/m] Deformacija - Sila (L1) 025 50 75 100 -250 -200 -150 -100 -50 0 50 Sila [kN] Deformacija [μm/m] Deformacija - Sila (L2) 32 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. slabega matematičnega modela. Meritve deformacij v osnovi pokažejo, da sta v smeri razpona stene (smer 'c' na rozeti, Slika 4.4) obe zgornji prekladi nad oknoma v tlaku, parapeta spodaj pa v nategu. Deformacije v vertikalni smeri stene (smer 'a' na r ozeti) so relativno majhne. Slednje je pričakovano, s aj je les v smeri vlaken znatno bolj tog, takšno orient acijo imata dva od treh slojev, obenem pa posebnih obremenitev v tej smeri ne pričakujemo zaradi načina podpiranja in obremenjevanja preizkušanca. Z izjemo meritev na senzorjih R2 zadaj ter R3 spredaj zao stalih deformacij ne zabeležimo. Tudi izmerjene zaostale deformacije so zelo majhne, približno 0.05 ‰. Slika 4.10: Odvisnost vertikalne sile od deformacij, izmerjenih v triosn ih merilcih R1 in R2 (Slika 4.5) Figure 4.10: Vertical force dependant on three-axial deformations reading s R1 and R2 (Figure 4.5) Slika 4.11: Odvisnost vertikalne sile od deformacij, izmerjenih v triosn ih merilcih R3 in R4 (Slika 4.5) Figure 4.11: Vertical force dependant on three-axial deformations reading s R3 and R4 (Figure 4.5) -25 025 50 75 100 -500 -400 -300 -200 -100 0 100 200 300 Sila [kN] Deformacija [μm/m] Deformacija - Sila (R1 spredaj) a b c -25 025 50 75 100 -500 -400 -300 -200 -100 0 100 200 Sila [kN] Deformacija [μm/m] Deformacija - Sila (R1 zadaj) a b c 025 50 75 100 -500 -400 -300 -200 -100 0 100 200 Sila [kN] Deformacija [μm/m] Deformacija - Sila (R2 spredaj) a b c 025 50 75 100 -500 -400 -300 -200 -100 0 100 200 Sila [kN] Deformacija [μm/m] Deformacija - Sila (R2 zadaj) a b c 025 50 75 100 -200 -100 0 100 200 300 400 500 600 Sila [kN] Deformacija [μm/m] Deformacija - Sila (R3 spredaj) a b c 025 50 75 100 -200 -100 0 100 200 300 400 500 600 Sila [kN] Deformacija [μm/m] Deformacija - Sila (R3 zadaj) a b c 025 50 75 100 -200 -100 0 100 200 300 400 500 600 Sila [kN] Deformacija [μm/m] Deformacija - Sila (R4 spredaj) a b c 025 50 75 100 -200 -100 0 100 200 300 400 500 600 Sila [kN] Deformacija [μm/m] Deformacija - Sila (R4 zadaj) a b c Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 33 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Ko preizkušance z enako geometrijo obremenimo do poru šitve (Slika 4.13), le-to pri 3-slojnih stenah (z enim slojem v smeri razpona) dosežemo pri dobrih 350 kN vertikalne obtežbe, za 5-slojno steno z dvema slojema, orientiranima v smeri razpona, pa pri 500 k N. Rušni mehanizem slednje 5-slojne stene je prikazan na sliki (Slika 4.12). Pride do natezne odpove di spodnje cone stenastega nosilca. Vidno je, da so lamele pretrgane v smeri razpona. Do pretrga v sp odnji natezni coni sicer ne pride v popolnoma isti vertikalni liniji. Višje lamele, bolj oddaljene od spodnjega roba, namreč popustijo nekoliko izven lini je loma spodnjih lamel. Zunanja sloja (in notranji v pr imeru 5-slojnih plošč) tako rekoč ne prispevajo k nosilnosti stene. Les ima v nategu pravokotno na vl akna minimalno nosilnost (več kot 25-krat manjšo kot v smeri vlaken). Slika 4.12: Rušni mehanizem polne stene – upogibna porušitev, oziroma natez na odpoved spodnje cone stene Figure 4.12: The full wall's failure mechanism – bending failure, n amely the tension failure of the wall's bottom zone Slika 4.13: Primerjava pomika in sile pri obremenjevanju 3- in 5-sl ojnih vzorcev sten do porušitve Figure 4.13: The displacement-force comparison for the 3- and 5-layer wa ll cases loaded until failure 4.1.2. Eksperimentalne preiskave momentno vpetih preklad Preizkusili smo 4 okenske preklade, ki so del polovič nih stenskih elementov. Dve višji (60 cm) in dve nižji (30 cm). Ker je okenska odprtina izrezana iz plo šče (Slika 4.14), so preklade del homogenega kosa stene in kot take togo momentno vpete na svojih kon cih. Stenski elementi s prekladami so bili na spodnj i strani togo podprti po celotni dolžini stene (Slika 4.15 levo). Merimo pomike preklade (Slika 4.14 desn o; 0100 200 300 400 500 600 0 10 20 30 40 50 Sila [kN] Pomik [mm] Primerjava pomik-sila za 3- in 5-slojne stene pri poru šitvi 3-slojna 5-slojna 34 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. L1-L5) ter deformacije v triosnih senzorjih R1-R3. V n adaljevanju predstavimo rezultate meritev stene H-3r-1S v elastičnem stanju. Steno oziroma preklado H-3r-1S obremenimo z monotono nara ščajočo točkovno vertikalno silo, ki narašča od 0 kN do 53 kN s korakom 0,33 kN/sek. Iz o dčitkov pomikov (Slika 4.16) vidimo, da je upogib preklade simetričen ter da po koncu obremenj evanja nimamo nobenih zaostalih deformacij. Deformacijska linija je parabolična, pri višjem niv oju obtežbe (50 kN) je že nekoliko bolj izrazito strižno obnašanje preklade, saj pomiki bližje podporam zaost ajajo glede na pomike v točkah bližje sredini razpona. Slika 4.14: Geometrija polovičnih sten (H-3r-L na levi in H-3r-S na de sni) in poziciji merilcev pomikov ter deformacij polovičnih sten Figure 4.14: Half-wall's (H-3r-L in the left and H-3r-S on the right ) geometry and positions of deformation and displacement sensors of half walls Slika 4.15: Polovična stena, vpeta v preizkuševalni okvir (levo), in serija merilcev pomikov pod zgornjo preklado (desno) Figure 4.15: A half-wall clamed in the testing rig (left) and a se ries of displacement sensors below the top beam (right) Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 35 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Iz meritev deformacij na prekladi (senzor R2) razbere mo, da je v tej točki v smeri preklade (smer 'c' na rozeti) prisoten nateg. Velikost deformacije je neko liko nad pričakovanji saj se točka meritev nahaja v sredini višine preklade ter približno na prevojni mo mentni točki, kjer so (teoretične) upogibne napetos ti enake nič. Po drugi strani pa so strižne deformacije (smer 'b' na rozeti) manjše od pričakovanih. Zaostal ih deformacij ni opaziti, meritve strižne deformacije po razbremenitvi celo minimalno spremenijo smer. Po drugi strani pa so meritve deformacij na spodnjem okenskem parapetu zanemarljive. To je pričakovano, saj je stena linijsko podprta vzdolž cel otne stranice in je razvoj deformacij v parapetu mogoč kvečjemu posredno ter v minimalnem obsegu. Slika 4.16: Meritve pomikov na spodnji strani preklade pri dveh različnih st opnjah vertikalne obtežbe (levo) ter diagram odvisnosti pomika in sile na vrhu preklade (desno) Figure 4.16: Displacements at the bottom of the beam at two different v ertical loads (left) and displacement- vertical load diagram (right) Slika 4.17: Odvisnost vertikalne sile od deformacij, izmerjenih v triosn ih merilcih (Slika 4.5) Figure 4.17: Vertical force dependant on three-axial deformations reading s (Figure 4.5) Rušni mehanizem preklade je enak tako v primeru nižj e (Slika 4.18) kot višje (Slika 4.19) preklade. V obeh primerih pride do strižne porušitve zunanjih slo jev ter upogibne porušitve srednjega (ki teče v smeri preklade). -2.5 -2 -1.5 -1 -0.5 0 1 2 3 4 5Pomiki [mm] Merilno mesto (V1-V5) Pomiki pri izbranih nivojih sile 50 kN 25 kN 010 20 30 40 50 60 -3 -2.5 -2 -1.5 -1 -0.5 0 0.5 Sila [kN] Pomiki [mm] Pomik - Sila V1 V2 V3 V4 V5 010 20 30 40 50 60 -400 -200 0 200 400 600 800 1000 Sila [kN] Deformacija [μm/m] Deformacija - Sila (R2 spredaj) a b c 010 20 30 40 50 60 -400 -200 0 200 400 600 800 1000 Sila [kN] Deformacija [μm/m] Deformacija - Sila (R2 zadaj) a b c 010 20 30 40 50 60 -400 -200 0 200 400 600 800 1000 Sila [kN] Deformacija [μm/m] Deformacija - Sila (R4 spredaj) a b c 010 20 30 40 50 60 -400 -200 0 200 400 600 800 1000 Sila [kN] Deformacija [μm/m] Deformacija - Sila (R4 zadaj) a b c 36 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 4.18: Porušni mehanizem nižje preklade – strig v zunanjih slojih in upogibna odpoved srednjega Figure 4.18: Failure mechanism of the lower beam – shear in outer la yers and bending failure in the middle Slika 4.19: Porušni mehanizem višje preklade – strig v zunanjih slojih in upogibna odpoved srednjega Figure 4.19: Failure mechanism of the higher beam – shear in outer l ayers and bending failure in the middle Slika 4.20: Primerjava pomika in sile pri obremenjevanju višje in ni žje preklade (3-slojnih sten) do porušitve Figure 4.20: The displacement-force comparison for the higher and lower be ams (of 3-layered walls) loaded until failure 050 100 150 200 250 300 0 2 4 6 8 10 12 14 Force [kN] Displacement [mm] Primerjava pomik-sila za višjo in nižjo preklada 3-sl oje stene Višja preklada Nižja preklada Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 37 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Vertikalna obtežba se prenaša pretežno na zunanja sloj a, ki imata lamele usmerjene vertikalno. Obtežba se na srednji sloj tako prenaša preko strižnih stičn ih površin slojev. Ker imajo sloji lamele lepljene skupaj tudi z ožjimi stranicami le-te prenašajo obtežb o do strižne porušitve vzporedno z vlakni. Predvidevamo da se zaradi oblike momenta na spodnji s trani zunanjih slojev pojavijo natezne napetosti pravokotno na vlakna, ki občutno zmanjšujejo strižno trdnost vzporedno z vlakni. Strižna porušitev zunanjih slojev je krhka, obtežba pa se nato prenese na srednji sloj, ki nudi nekaj več podajnosti, pred en pride do upogibne porušitve lamel vzporedno z vlakni. Nižja preklada strižno odpove pri vertikalni sili 120 kN, po hipnem padcu sile in njenem ponovnem nan ašanju pa upogibno odpove srednji sloj pri sili 80 kN. Višja preklada pa strižno odpove pri sili 280 kN ter nato upogibno pri 200 kN. 4.2 Modeliranje stenskih plošč iz križno lepljenih lesenih plošč (X lam) V poglavju prikažemo primerjavo rezultatov eksperimen talno preizkušenih križno lepljenih lesenih sten in preklad obremenjenih v ravnini, ki so bolj podro bno prikazane v poglavju 4.1, ter računalniških simulacij taistih elementov. Obravnavamo anizotropno st oziroma ortotropnost, ki je specifična za les, še posebej pa za križno lepljene lesene plošče. Prime rjamo tudi bolj kompleksne modele križno lepljenih lesenih plošč, ki upoštevajo slojevitost elementov in poenostavljene (homogenizirane) elemente, ki so jih zmožni simulirati tudi manj kompleksni programi. 4.2.1. Izbira končnih elementov in upoštevanje anizotropnosti materia la Les je naravni material z majhno maso in visoko trdn ostjo (v glavni smeri vlaken). Kljub temu da ga obdelujemo že tisočletja, pa je definiranje in kvant ificiranje osnovnih parametrov še vedno precej zahtevna naloga. Spomladanski les sestavljajo široke vodovodne cevi in traheide, pozneje pa postajajo prevajalni elementi vedno ožji, veča se delež lesnih vlaken, zato je poletni les bolj gost. Skupni letni prirastki (branike) so med seboj jasno ločeni z letn icami (Slika 4.21). Posledično lahko strukturo v debl u dreves opišemo z osnovnimi anatomskimi smermi vzdolžno , radialno in tangencialno na vlakna. (Slika 4.22) Slika 4.21: Osnovna struktura vlaken lesa (Podobnik A, Devetak D, 2008) Figure 4.21: The basic wood fibre structure (Podobnik A, Devetak D, 2008) Morfološke lastnosti lesa (variacije gostote, nepra vilnosti, grče itd.) kot tudi mehanske lastnosti osnovnih komponent (celuloze, hemiceluloze in lignina ) povzročajo anizotropno obnašanje lesa. Glede na obliko letnic in glavne smeri debla lahko mehans ko obnašanje lesa dobro zajamemo s cilindrično anizotropijo vendar v splošnem zanemarimo rast letnic in material opišemo z rombično anizotropijo, 38 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. oziroma ortotropijo s tremi med seboj pravokotnimi s mermi (Keylwerth 1951; Lekhnitskii 1963; Kollmann in Cote 1968; Niemz 1993). V tem primeru el astično obnašanje opišemo s tremi elastičnimi moduli ( EL, ER, in ET) in tremi strižnimi moduli ( GLR , GLT in GRT ) ter šestimi Poissonovimi količniki (νLR , ν LT , ν RL , ν RT , ν TL , ν TR ), od katerih so trije neodvisni, tri pa lahko izračun amo iz razmerij elastičnih modulov. Bodig in Jayne (1982) sta objavila nasledn ja razmerja med elastičnimi moduli, ki nakazujejo na visoko anizotropijo materiala: EL : E R : E T ≈ 20 : 1.6 : 1 GLR : G LT : G RT ≈ 10 : 9.4 : 1 EL : G LR ≈ 14 : 1 Kasneje pa sta Noack in Schwab (1996) podala nasled nja razmerja za smreko in hrast: smreka hrast EL : E R : E T ≈ 22.2 : 1.8 : 1 EL : E R : E T ≈ 14.1 : 1.7 : 1 GLR : G LT : G RT ≈ 15.0 : 16.3 : 1 G LR : G LT : G RT ≈ 2.9 : 2.0 : 1 EL : G LR ≈ 16.7 : 1 E L : G LR ≈ 11.3 : 1 Iz zgornjega lahko sklepamo, da je anizotropija večja v iglavcih kot listavcih. Med vrednostima za ER in ET ter GLR in GLT ni posebnih razlik tako za listavce kot iglavce. Zat o ju za praktično uporabo poenotimo na povprečni vrednosti Et in Glt . Standard EN 338:2003 navaja samo module v smeri vzporedno z vlakni ( El), prečno na vlakna ( Et), ter strižni modul v ravnini lt (Glt ). Transverzalna izotropija sicer ni primerna za les, ker je strižni modul GRT (ang. ‘rolling shear’ ) neodvisna karakteristika materiala in ga ne moremo ovrednotiti na podlagi elastičnih modulov in Poissonovih količnikov. Ta modul je zelo nizek; za smre ko so vrednosti med 20 in 50 MPa (Hörig 1935; Hearmon 1948; Neuhaus 1981). V natezni smeri se les obnaša elastično skoraj do po rušitve, v tlaku pa so prisotne plastične deformaci je zaradi mečkanja celic. Slednje je predvsem prisotno pri tlaku v smeri vlaken. Poleg tega so deformacije v lesu tudi časovno odvisne; les pri dolgotrajni ob težbi leze (Morlier 1994; Martensson 2003). Zaradi vseh naštetih lastnosti, poleg tega pa tudi velikeg a raztrosa materialnih karakteristik, je njegovo obnašanje dokaj težko natančno opisati. Slika 4.22: Osnovne anatomske smeri lesa (levo) ter deformiranje izr ezanih kosov v odvisnosti od mesta izreza iz debla (desno) (The encyclopaedia of wood, 1999) Figure 4.22: The principle directions of wood material (left) and the defor ming of wooden parts based on their place of origin in a trunk (right) (The encyclopaedia of wood , 1999) V naših računalniških modelih nismo nikjer upošteva li polne anizotropnosti lesa. Stene smo modelirali na dva načina; bolj kompleksnega, kjer smo modelira li posamezne sloje sten, vsakega s svojo debelino in orientacijo, pripisali pa smo jim ortotropne mat erialne lastnosti. V nadaljevanju na slikah ga Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 39 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. označujemo z MKE-sloji. Drugi način je poenostavitev z Blassovimi koeficienti (Blass in Fellmoser, 2004), kjer sicer tako kot pri prejšnjem uporabljam o ploskovne končne elemente, vendar slojev ne modeliramo ločeno, pač pa prilagodimo materialne la stnosti. V skladu z izračunanimi redukcijskimi koeficienti prilagodimo modula elastičnosti v obeh smereh ravnine sten. Analizo izvajamo v programu SAP2000 (Computers & Structu res Inc.), ki med naborom ploskovnih elementov ponuja tudi uporabo večslojnih elementov, ki omogočajo definiranje ločenih slojev z različnimi lastnostmi in orientacijami. V našem prim eru so lastnosti slojev enake, različna je le njihov a orientacija, kjer zunanja sloja potekata po višini s tene, srednji pa v smeri razpona. Program stike med sloji obravnava kot neskončno toge, sloje pa kot ho mogene celote. V našem primeru navedeno pretežno drži saj lepljeni stiki med sloji ne smejo popustiti (prej kot osnovni material), lamele posameznih sloj ev pa so pri izbranih ploščah zlepljene med seboj tudi p o ozkih stranicah. Slednje je pomemben podatek, saj nekateri proizvajalci ožjih stranic ne lepijo me d seboj. Les modeliramo kot ortotropen material, kjer defini ramo modul elastičnosti vzporedno ( E11 ) in pravokotno ( E22 = E33 ) na vlakna (ne ločujemo radialne in tangencialne s meri), strižni modul pravokotno (G12 = G 13 ) na vlakna in vzporedno ( G21 = G 31 ) z njimi (oba enaka) ter strižni modul v smeri pravo kotno na vlakna ( G23 = G 32 ), kjer se vlakna lesa ne prerežejo, pač pa drsijo v zporedno med seboj. Slednji je t. i. rolling shear strižni modul in znaša v skladu z definicijo standard a (DIN 1052 2004) eno desetino vrednosti drugih strižnih modulov, nekateri avtorji pa za iglavce predlagajo še nižje vrednosti (Hörig 1935, Hearmon 1948, Neuhaus 1981). Definiramo tudi tri Poissonove količnike v skladu z novejšimi meritvami dostopnimi v literaturi (Bodig in Jayne, 1993). Preostale lastnosti predpostavimo v skladu s standardi (EN 338, 2003 in DIN 1052, 2004) za les trd nostnega razreda C24. Preglednica 4.1: Uporabljene materialne karakteristike v modelih križno le pljenih lesenih sten Table 4.1: Used material characteristics in the crosslam wall elemen ts Splošna oznaka SAP2000 oznaka Vrednost V skladu z EL E11 11 000 N/mm 2 EN 338 2003 ER E22 370 N/mm 2 EN 338 2003 ET E33 370 N/mm 2 EN 338 2003 GLR G12 688 N/mm 2 EN 338 2003 GLT G13 688 N/mm 2 EN 338 2003 GRT G23 68.8 N/mm 2 DIN 1052 2004 ν LR ν12 0.02 Bodig in Jayne, 1993 ν LT ν 13 0.02 Bodig in Jayne, 1993 ν RT ν 23 0.30 Bodig in Jayne, 1993 V skladu z metodo Blassovih redukcijskih koeficiento v pa izračunamo redukcijska modula vzporedno in pravokotno na razpon stene. V računu upoštevamo s amo vrednosti elastičnih modulov vzporedno in pravokotno na vlakna. Strižne module ohranimo enake, oziroma enakega, saj rolling shear modul tu nima več vpliva. Vzporedno z razponom, v smeri katereg a teče samo en (srednji) sloj izračunamo koeficient redukcije: /g1863/g2869/g2869 =/g2869/g2869 /g2868/g2868/g2868 /g3014/g3017/g3028 ∙/g2870/g2875 /g3040/g3040/g2878/g2871/g2875/g2868 /g3014/g3017/g3028 ∙(/g2871/g2870 /g3040/g3040/g2878/g2871/g2872 /g3040/g3040 ) /g2869/g2869 /g2868/g2868/g2868 /g3014/g3017/g3028 ∙/g2877/g2871 /g3040/g3040 = 0.314 (1) V smeri pravokotno na razpon (po višini) pa: /g1863/g2870/g2870 =/g2869/g2869 /g2868/g2868/g2868 /g3014/g3017/g3028 ∙(/g2871/g2870 /g3040/g3040/g2878/g2871/g2872 /g3040/g3040 )/g2878/g2871/g2875/g2868 /g3014/g3017/g3028 ∙/g2870/g2875 /g3040/g3040 /g2869/g2869 /g2868/g2868/g2868 /g3014/g3017/g3028 ∙/g2877/g2871 /g3040/g3040 = 0.719 (2) 40 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Elastična modula v smeri razpona in pravokotno nanj torej reduciramo na sledeče vrednosti: E║ = 3454 MPa ter E┴ = 7909 MPa. V modelih uporabljamo končne elemente ve likosti 5 x 5 cm. Rezultate posameznih primerjav prikažemo v nadaljevanju. 4.2.2. Stenasti prostoležeči nosilec z odprtinami F-3r Na naslednji sliki (Slika 4.23) so grafično prikazan i pomiki stene F-3r v navpični smeri, napetosti vzporedno z razponom v srednjem sloju (na sredini) ter pomik vzporedno in pravokotno na razpon na vrhu zunanjega sloja. Na grafih (Slika 4.24, Slika 4. 25, Slika 4.26) pa primerjave meritev in numeričnih rezultatov na izbranih lokacijah. Torej pomikov spodn jega roba stene, sprememb dolžin okenskih diagonal, deformacij v srednjem sloju na spodnjih r obovih stene in preklad ter deformacij na zunanji strani parapetov in preklad. Primerjamo rezultate bol j kompleksne in enostavne numerične metode ter treh eksperimentalno preizkušenih sten. Slika 4.23: Pomiki stene F-3r v vertikalni smeri (a), napetosti v sre dnjem sloju v horizontalni smeri (b) ter napetosti v zunanjem sloju v horizontalni (c) in vertikal ni (d) smeri Figure 4.23: Wall 'F-3r' displacements in the vertical direction (a), stresses in the middle layer in the horizontal direction (b) and stresses in the outer layers in the horizonta l (c) and vertical (d) direction Izračunani pomiki na spodnji strani stene so nekolik o nižji od izmerjenih, vendar so odstopanja manjša od 10 %. Rezultati poenostavljene Blassove metode so celo nekoliko bližje rezultatom meritev (razlika do 8 %). Izračunana sprememba dolžin diagonal je v povprečju za 37 % večja od izmerjene (mediana 33 %). Tokrat so po večini bliže rezultati bolj kompleksne r ačunske metode (mediana 28 %). Merilci deformacij na spodnji strani stene (L3) ravno tako pokažejo več je vrednosti kot pa računski model, vendar so odstopanja majhna, če upoštevamo le eksperimenta F- 3r-1 in F-3r-2 (znotraj 4 %). Še najbolj od vseh odstopa tretja meritev na steni F-3r-3 (za 76 %). Po dr ugi strani pa so izračunane deformacije na spodnji strani obeh preklad (L1 in L2) večje od izmerjenih, v povprečju do 55 % (mediana do 36 %). Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 41 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 4.24: Primerjava pomikov na spodnjem robu stene F-3r med posameznimi t esti in računalniškima modeloma pri vertikalni sili 100 kN Figure 4.24: Comparison of displacements at the walls' F-3r bottom between i ndividual tests and the computer models at a vertical load of 100 kN Slika 4.25: Primerjava pomikov okenskih diagonal (levo) ter deformacij v srednjem sloju na dnu stene 'F-3r' in na dnu okenskih preklad (desno) med posameznimi testi in računa lniškima modeloma Figure 4.25: Comparison of window diagonal's displacements (left) and deformation s in the middle layer at the bottom of the wall 'F-3r' and window beams (right) between indi vidual tests and the computer models Iz rezultatov računskih modelov ugotovimo, da so spre membe deformacij na mestu izvajanih meritev precejšnje pri minimalnih spremembah pozicije merite v, sploh na spodnji strani preklad. Zaradi nehomogene narave lesa so na majhnih razdaljah seved a možna tudi odstopanja togosti, meritve pri elementih, ki sestavljajo križno lepljeno strukturo, pa so še toliko bolj podvržene lokalnim vplivom. Najbolj merodajne so zato globalne meritve pomikov n a spodnji strani stene, pri katerih vpliv nehomogenosti lesa ni tako prisoten. Te meritve pa se dobro ujemajo z numeričnimi rezultati, še toliko bolj ob dejstvu, da smo mehanske karakteristike les a predpostavili v skladu s standardom. Po drugi strani pa so rezultati meritev napetosti v t riosnih merilcih deformacij (rozetah) daleč od rezultatov numeričnih modelov. Slednje je sicer v skl adu s pričakovanji. Že v poglavju 4.1 smo omenili, da je struktura plošč takšna, da ne omogoča natančn ih meritev deformacij na tako majhnih območjih, -0.47 -2.14 -4.24 -4.69 -4.24 -2.14 -0.47 -0.51 -2.22 -4.40 -4.86 -4.40 -2.22 -0.51 -0.61 -2.54 -4.60 -5.19 -4.56 -2.53 -0.57 -0.61 -2.53 -4.56 -5.15 -4.47 -2.53 -0.56 -0.55 -2.47 -4.57 -5.09 -4.38 -2.50 -0.55 -6.0 -5.0 -4.0 -3.0 -2.0 -1.0 0.0 V1 V2 V3 V4 V5 V6 V7 Pomik [mm] Primerjava pomikov na spodnjem robu stene MKE - sloji MKE - Blass F-3r-1 F-3r-2 F-3r-3 3.71 -3.66 -3.59 3.65 3.88 -3.83 -3.76 3.82 2.16 -2.73 -2.77 2.49 2.50 -2.92 -2.71 3.03 2.68 -2.95 -2.89 3.14 -5.0 -4.0 -3.0 -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 3.0 4.0 5.0 D2V D1H D1V D2H Pomik [mm] Primerjava pomikov okenskih diagonal MKE - sloji MKE - Blass F-3r-1 F-3r-2 F-3r-3 862 -151 -259 878 -96 -275 896 -57 -211 889 -57 -205 503 -85 -234 -600 -400 -200 0200 400 600 800 1000 1200 L3 L1 L2 Deformacija [μm/m] Primerjava deformacij v linearnih merilcih MKE - sloji MKE - Blass F-3r-1 F-3r-2 F-3r-3 42 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. kot jih pokrivajo rozete. Poleg tega je pomembna mi krolokacija merilca, ki je podvržena lokalni rasti lesa, razpokam med lamelami itd. Do večjih odstopanj prihaja tudi med rezultati eksperimentov. Na grafih sicer navajamo povprečje meritve rozete na sp rednji in zadnji strani. Obstaja tudi verjetnost, da je na mestu meritev (sploh na zgornjih prekladah) p rihajalo do lokalnih nestabilnosti. Stena je imela namreč zgornji rob stabiliziran na sredini razpona in obeh koncih. Možen je torej lokalen uklon tlačnega pasu stene, ki bi lahko popolnoma spremenil razmerje deformacij v posameznih točkah. Zaradi dobrega ujemanja ostalih meritev, ki niso toliko podvržene l okalnim anomalijam, slabšemu ujemanju rezultatov na rozetah ne pripisujemo večjega pomena. Slika 4.26: Primerjava deformacij stene F-3r na površini zunanjih sloje v parapetov in preklad v vertikalni (levo) in horizontalni (desno) smeri med posameznimi testi in račun alniškima modeloma Figure 4.26: Comparison of deformations of wall 'F-3r' on the outer layer surfaces of beams and parapets in the vertical (left) and horizontal (right) direction between i ndividual tests and the computer models Omeniti moramo še, da trdnosti lamel posameznih ploš č nismo merili. V skladu s tehničnim soglasjem sme proizvajalec v posamezen sloj stene vgraditi do 1 0 % lamel nižjega trdnostnega razreda (v našem primeru do 10 % lamel C16). Slabši les je prav tako lahko vir manjših odstopanj meritev. Primerjava rezultatov računskih metod pokaže podobne v rednosti (rezultati obeh metod se po večini razlikujejo za manj kot 5 %). Blassova metoda, ki skr ajno poenostavi vpliv striga v slojih in med njimi, daje tako rekoč enakovredne rezultate kot bolj natan čni modeli. Ne smemo sicer pozabiti, da smo eksperimente izvedli na ploščah, ki imajo ozke strani ce lamel zlepljene. V primeru opustitve tovrstnega stikovanja bi lahko elemente modelirali z manjšo red ukcijo strižnega modula vzporedno z vlakni. Največjo silo, ki bi jo stenasti nosilec še lahko p renesel, izračunamo na podlagi omejitve napetosti v lesenih lamelah. Karakteristična upogibna trdnost u porabljenega lesa je 24 MPa. Če jo povečamo še za faktor kmod = 1.1, s katerim zajamemo vpliv zelo kratkega trajan ja obtežbe (kar sicer upoštevamo pri potresni analizi) znaša projektna upogibna napetost 2 6.4 MPa. Takšno napetost v numeričnem modelu (na spodnjem robu stenastega nosilca) dosežemo pri v ertikalni sili 223 kN. Med eksperimentom je stena odpovedala (zaradi odpovedi natezne cone, Slika 4.12, Slika 4.13) pri vrednosti 367 kN. Dejanska nosilnost je torej za faktor 1.65 večja od izračunane . Ker smo računsko trdnost izbrali v skladu s standardom (EN 338, 2003), je razlika v rezultatih pr ičakovana, saj se karakteristične (5 % fraktila) in povprečne trdnosti lesa lahko razlikujejo tudi za fak tor 2. -4 -1 -26 0-3 0 1 1-25.5 30 -3 48.5 -7.5 27.5 -3 45 -20.5 32 -19 27 -500 -400 -300 -200 -100 0100 200 300 400 500 600 700 R1 R3 R2 R4 Deformacija [μm/m] Primerjava deformacij v rozetah - smer 'a' MKE - sloji MKE - Blass F-3r-1 F-3r-2 F-3r-3 -144 133 -227 71 -152 139 -240 76 -247 333 -296 544 -97.5 311 -294.5 537 -356 384 -195 550 -500 -400 -300 -200 -100 0100 200 300 400 500 600 700 R1 R3 R2 R4 Deformacija [μm/m] Primerjava deformacij v rozetah - smer 'c' MKE - sloji MKE - Blass F-3r-1 F-3r-2 F-3r-3 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 43 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. 4.2.3. Nizka togo vpeta preklada H-3r-S Slike pomikov in napetosti elementa H-3r-S (Slika 4.27) v skladu s pričakovanji pokažejo izrazito koncentrirane spremembe notranjih količin v območju preklade. Vplivi v parapetu pod okensko odprtino so minimalni. Slika 4.27: Pomiki stene H-3r-S v vertikalni smeri (a), napetosti v srednjem sloju v horizontalni smeri (b) ter napetosti v zunanjem sloju v horizontalni (c) in vertikal ni (d) smeri Figure 4.27: Wall H-3r-S displacements in the vertical direction (a), stresses in the middle layer in the horizontal direction (b) and stresses in the outer layers in the horizonta l (c) and vertical (d) direction Primerjava pomikov na spodnjem robu stene (Slika 4.2 8) zopet pokaže dobro ujemanje med eksperimentalnimi rezultati in računskima modeloma ( povprečje meritev odstopa za 16 %, mediana za 3 %). Blassova metoda vrne nekoliko večje (do 6 %) pomike v primerjavi z modeliranjem individualnih slojev. Večje odstopanje od izmerjenih vrednosti dob imo le na robu preklade, blizu podpor, kjer izračunamo večje pomike od izmerjenih. Izračunane vrednosti deformacij v triosnih merilcih deformacij (Slika 4.29) v prekladi in na parapetu so nekoliko bližje izmerjenim vrednostim kot pri element u F-3r. Pri eksperimentalnih meritvah na prekladi (R2) močno odstopa eden od preizkušenih elementov (H -3r-S1). Velik odklon je lahko bodisi posledica okvare senzorja ali pa je zaradi strukture lesa dejan sko prišlo do povečanih lokalnih deformacij. Možno je tudi, da senzor ni bil postavljen točno na izbrane m mestu, kar lahko hitro spremeni meritev. V prekla di se namreč deformacije spremenijo že pri minimalni sp remembi lokacije meritve. Povprečne meritve deformacij na spodnji strani sredn jega sloja preklade se tako rekoč popolnoma ujemajo z bolj natančnim računalniškim modelom (razli ka manj kot 4 %), medtem ko Blassova metoda kaže malenkost večje vrednosti (razlika 16 %). a d c b 44 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 4.28: Primerjava pomikov na spodnjem robu stene H-3r-S med posameznimi testi in računalniškima modeloma pri vertikalni sili 50 kN Figure 4.28: Comparison of displacements at the walls' H-3r-S bottom betwee n individual tests and the computer models at a vertical load of 50 kN Slika 4.29: Primerjava deformacij stene H-3r-S na površini zunanjih sl ojih parapetov in preklad v vertikalni (levo) in horizontalni (sredina) smeri ter deformacij v sre dnjem sloju na dnu preklade (desno) med posameznimi testi in računalniškima modeloma Figure 4.29: Comparison of deformations of wall H-3r-S on the outer layer surfaces of beams and parapets in the vertical (left) and horizontal (middle) direction and de formations in the middle layer at the bottom of the beam (right) between individual tests and the computer mode ls Največja sila na vrhu nizke preklade, ki jo izračunam o na podlagi omejitve napetosti, znaša 65 kN. Nosilnost preklade omejuje natezna napetost v srednj em sloju na spodnji strani preklade, in ne strižne napetosti v zunanjih slojih lamel. Z izbranimi končnim i elementi namreč ne moremo upoštevati vpliva nateznih napetosti pravokotno na vlakna, ki sicer zm anjšujejo strižno trdnost vzporedno z vlakni in so povzročile strižno odpoved zunanjih slojev testirane p reklade. V primerjavi z izračunano je bila dejanska nosilnost preklade večja za faktor 1.85, tj. v sklad u s pričakovanji glede na izbrano trdnost materiala za numerični model. -0.84 -1.83 -2.44 -1.83 -0.84 -0.87 -1.93 -2.59 -1.93 -0.87 -0.61 -1.78 -2.27 -1.77 -0.62 -0.60 -1.96 -2.67 -1.89 -0.64 -3.5 -3.0 -2.5 -2.0 -1.5 -1.0 -0.5 0.0 V1 V2 V3 V4 V5 Pomik [mm] Primerjava pomikov na spodnjem robu preklade MKE - sloji MKE - Blass H-3r-S1 H-3r-S2 -4 10 4-160.5 -15.5 -27.5 -2.5 -800 -600 -400 -200 0200 400 R2 R4 Deformacija [μm/m] Primerjava deformacij v rozetah - smer 'a' -144 73 -87 208 -651 -15 -217.5 10 -800 -600 -400 -200 0200 400 R2 R4 Deformacija [μm/m] Primerjava deformacij v rozetah - smer 'c' 1864 2085 0 1794 0500 1000 1500 2000 2500 L1 Deformacija [μm/m] Primerjava deformacij v linearnih merilcih MKE - sloji MKE - Blass H-3r-S1 H-3r-S2 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 45 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. 4.2.4. Visoka togo vpeta preklada H-3r-L Pri modelu visoke preklade elementa H-3r-L zopet prihaj a do izrazito lokalnega obnašanja elementa (Slika 4.30). Parapet pod oknom je skoraj neobremenj en. Slika 4.30: Pomiki stene H-3r-L v vertikalni smeri (a), napetosti v srednjem sloju v horizontalni smeri (b) ter napetosti v zunanjem sloju v horizontalni (c) in vertikal ni (d) smeri Figure 4.30: Wall H-3r-L displacements in the vertical direction (a), stresses in the middle layer in the horizontal direction (b) and stresses in the outer layers in th e horizontal (c) and vertical (d) direction Tokrat je ujemanje pomikov (Slika 4.31) tako rekoč p opolno (povprečje obeh numeričnih metod znotraj 3 %) na robovih preklade, medtem ko jih z računskim modelom podcenimo na sredini razpona (odstopanje do 15 %). Obe računski metodi zopet vrač ata skoraj enake vrednosti, Blassova daje tudi tokrat malenkost (3 %) večje pomike. Pri triosnih merilcih (Slika 4.32) zopet močno odstop a meritev na prekladi (R1) elementa H-3r-L1. Element izhaja iz iste osnovne stene kot H-3r-S1, kjer s o meritve prav tako nadpovprečno visoke na zgornji prekladi. Možni razlogi odstopanja meritev so enaki kot prej. Konsistentnost meritev na parapetu je precej boljša kot na prekladi, tudi računski rezu ltati dajejo vrednosti bližje izmerjenim. Meritev deformacij na spodnjem robu visoke preklade pokaže konsistentnost eksperimentalnih rezultatov. Izračunane vrednosti so večje od izmerjenih (povprečje obeh metod za 18 %), bolj natančna računska metoda je bližje eksperimentom (manj kot 1 3-% odstopanje). Največja sila na vrhu visoke preklade, ki jo izračun amo na podlagi omejitve napetosti, znaša 173 kN. Ravno tako kot pri nizki prekladi jo omejuje natezna napetost v srednjem sloju na spodnji strani preklade, in ne strižne napetosti v zunanjih slojih l amel. V primerjavi z izračunano je bila dejanska nosilnost preklade večja za faktor 1.45 a d c b 46 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 4.31: Primerjava pomikov na spodnjem robu stene H-3r-L med posameznimi testi in računalniškima modeloma pri vertikalni sili 150 kN Figure 4.31: Comparison of displacements at the walls' H-3r-L bottom betwe en individual tests and the computer models at a vertical load of 150 kN Slika 4.32: Primerjava deformacij stene H-3r-L na površini zunanjih sl ojih parapetov in preklad v vertikalni (levo) in horizontalni (sredina) smeri ter deformacij v sre dnjem sloju na dnu preklade (desno) med posameznimi testi in računalniškima modeloma Figure 4.32: Comparison of deformations of wall H-3r-L on the outer laye r surfaces of beams and parapets in the vertical (left) and horizontal (middle) direction and de formations in the middle layer at the bottom of the beam (right) between individual tests and the computer mod els 4.2.5. Povzetek ugotovitev numeričnih modelov Glede na izvedene meritve in računske modele menimo, da je ujemanje rezultatov ene in druge računske metode (modeliranje individualnih slojev z uporabo v ečslojnih ploskovnih končnih elementov in homogenizacija prereza v skladu z napotki Blassa in Fe llmoserja (2004)) ter eksperimentalnih meritev zadovoljivo. Poenostavljena Blassova računska metoda se obnaša presenetljivo natančno glede na njeno -1.30 -2.25 -2.79 -2.25 -1.30 -1.34 -2.31 -2.88 -2.31 -1.34 -1.35 -2.72 -3.25 -2.47 -1.34 -1.25 -2.52 -3.16 -2.56 -1.23 -4.0 -3.5 -3.0 -2.5 -2.0 -1.5 -1.0 -0.5 0.0 V1 V2 V3 V4 V5 Pomik [mm] Primerjava pomikov na spodnjem robu preklade MKE - sloji MKE - Blass H-3r-L1 H-3r-L2 -4 40 6-222.5 2.5 -69 4 -600 -500 -400 -300 -200 -100 0100 200 R1 R3 Deformacija [μm/m] Primerjava deformacij v rozetah - smer 'a' -24 113 -98 87 -416.5 44 -116.5 43.5 -600 -500 -400 -300 -200 -100 0100 200 R1 R3 Deformacija [μm/m] Primerjava deformacij v rozetah - smer 'c' 2091 2281 1837 1871 0400 800 1200 1600 2000 2400 2800 L2 Deformacija [μm/m] Primerjava deformacij v linearnih merilcih MKE - sloji MKE - Blass H-3r-L1 H-3r-L2 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 47 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. enostavnost. To je spodbudno, saj je možno križno le pljene stene analizirati dovolj natančno tudi v manj zmogljivih računskih programih, ki pa morajo imeti možnost modeliranja ortotropnega materiala. Ocena nosilnosti plošč v ravnini temelji na omejitv i napetosti, kjer trdnost lesa upoštevamo v skladu s standardnimi vrednostmi (EN 338, 2003). Za vse tri m odelirane vzorce izračunamo nižjo nosilnost, kot so jo pokazali eksperimenti. Slednja je bila za 1.45- d o 1.85-krat večja od izračunane. Numerični izračun nosilnosti plošč v ravnini je tako relativno konser vativen. Uporabimo ga tudi v numeričnih modelih v nadaljevanju, kjer simuliramo vpliv križno lepljenih lesenih plošč na potresno utrditev objektov. Poudariti moramo še, da omenjene analize veljajo za kr ižno lepljene plošče, kjer imajo lamele slojev zlepljene skupaj tudi ožje stranice. V nasprotnem pr imeru, kjer so zlepljene skupaj samo glavne preklopne ploskve slojev, pričakujemo nekoliko večj o podajnost plošč v ravnini. 48 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Ta stran je namenoma prazna. Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 49 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. 5 ANALIZA NEUTRJENIH IN UTRJENIH NEARMIRANIH OPEČNIH ZIDOV Precejšen delež stavbnega fonda v Sloveniji predstavlj ajo objekti, grajeni iz nearmiranih opečnih zidov. Nearmirano zidovje na potresnih območjih ni dovoljen o že od vpeljave prvega pravilnika o protipotresni gradnji leta 1963. Vendar so tudi na najbolj potres nih območjih države grajeni desetetažni iz navadnega zidovja, z nosilnimi zidovi, ki potekajo samo v eni s meri (Tomaževič, 2009). Preveriti smo želeli kako bi se obnašali nearmirani opečni zidovi, ki bi jih u trdili s sistemom, prikazanim v poglavju 3. Najprej prikažemo rezultate eksperimentov na standardnih test nih zidovih. Sistem utrjevanja (predvsem pritrjevanja) smo med potekom testov nekoliko dopol njevali. Odziv neutrjenih in utrjenih testnih zidov smo tudi numerično simulirali, uporabo sistema utrj evanja pa v poglavju 5.5 prikažemo tudi na (fiktivnem) 2-etažnem vzorčnem objektu. 5.1 Eksperimentalne preiskave neutrjenih nearmiranih opečnih zidov Spomladi leta 2012 smo na Zavodu za gradbeništvo (ZAG) i zvedli serijo preiskav nearmiranih opečnih zidov, na katerih smo preizkušali koncept utrjevanja s križno lepljenimi lesenimi ploščami. Preiskave zidovja iz nearmirane zidovine smo izvajali na vzorcih ( Slika 5.1) dimenzij 1554/1030/250 mm (višina/dolžina/debelina). Sezidali smo 6 zidov, vsi p a so bili zgrajeni na armiranobetonskih temeljih ter na vrhu zaključeni z AB vezjo, preko katere smo v zidov e vnašali vertikalno in horizontalno silo. Od 6 zidov smo na dveh izvedli preizkuse v neutrjenem stan ju. Na prvem zidu smo določili tlačno trdnost zidovja ter modul elastičnosti. Na drugem pa smo izv edli kvazistatični ciklični test, kjer smo pri konstantni vertikalni obtežbi ciklično vnašali horizo ntalno silo na vrhu zidu. Preostale 4 zidove smo testirali utrjene na različne načine, vendar pri ena kih robnih pogojih kot neutrjen zid. Zidovi so bili zgrajeni iz opeke normalnega formata ( 250/125/60 mm) deklarirane tlačne trdnosti 20 MPa. Želeli smo sicer zidove, ki bi bili čim bolj podo bni zidovju starih mestnih hiš, vendar je danes na trgu tako rekoč nemogoče dobiti zidake dovolj nizke trdnosti, ki bi popolnoma ustrezali starim materialom. Izjema so zidaki, ki ostanejo po rušenju k aterega od starejših objektov, vendar teh za časa naših preiskav ni bilo na voljo. Slika 5.1: Izdelava opečnih zidov (levo) in njihove dimenzije v milim etrih (desno) Figure 5.1: Construction of masonry walls (left) and their dimensions in m ilometers (right) Za vezivo smo uporabili podaljšano malto ter ji dodal i manjšo količino cementa, da je hitreje pridobila želeno trdnost. Volumsko razmerje med cementom, apno m in peskom je bilo 0.25 : 1 : 8. Tlačnih testov malte in zidakov sicer nismo izvajali, vendar smo up orabili enake zidake ter recepturo malte kot pri 50 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. preiskavah prof. Tomaževiča (Tomaževič idr. 2011), kj er je bilo ugotovljeno, da je dejanska povprečna tlačna trdnost zidakov 29 MPa, malte pa 1.14 MPa. Kasn ejši tlačni test enega od naših zidov je sicer pokazal 12 % višjo tlačno trdnost, obenem pa 15 % ni žji elastični modul zidu, iz česar sklepamo, da lastnosti malte naših zidov niso bile popolnoma ide ntične tistim iz Tomaževičevih testov. Slovenski nacionalni dodatek standarda EN 1998-1 predpisuje mi nimalni tlačni trdnosti opečnih zidakov 10 MPa, ter malte 5 MPa. Računsko tlačno trdnost takšnega zi du bi v skladu s standardom EN 1996 izračunali z enačbo: /g1858/g3038/g3404 /g1837 /g1858/g3029/g3080 /g1858/g3040/g3081 (3) Ob upoštevanju parametrov K = 0.55, α = 0.7 in β = 0.3 znaša najmanjša dovoljena tlačna trdnost zidu 4.47 MPa. V kolikor v isto enačbo vstavimo deklarira no tlačno trdnost naših zidakov (20 MPa) in trdnost malte izmerjeno iz Tomaževičevih testov (1.14 MPa), izr ačunamo tlačno trdnost zidu 4.66 MPa. Slednja bi torej še ustrezala današnjim zahtevam standarda, v endar zaradi prenizke trdnosti malte zahtev ne bi izpolnili v celoti. Iz literature sicer ugotovimo, da enačba iz standarda za primere polne opeke preceni tlačno trdnost zidovja v primerjavi z rezultati preisk av (Tomaževič, 2009). Meritve tlačne trdnosti starih zidov iz polne opeke ( fb ≤ 15 MPa) in šibke malte ( fm ≤ 2.5 MPa) pokažejo tlačno trdnost manjšo ali enako 2.3 MPa, kar je lahko celo manj kot pol računs ke vrednosti. Na podlagi razpoložljivih podatkov (Lutman, 2009) sta sicer trdnosti naše uporabljene opeke in malte lahko primerljivi starejšim opekam boljše kakovosti. 5.1.1. Tlačni test neutrjenega zidu Določanje tlačne trdnosti in modula elastičnosti zid ovja smo izvedli v skladu s standardom EN 1052-1. Čas porušitve (ko tlačna sila pade na 80 % največje dosežene vrednosti) naj bi se gibal med 15 in 30 minut od začetka testa. Celoten čas (od začetka do ma ksimalne sile) obremenjevanja je bil sicer 2228 s (37 min 8 s). Obremenjeni presek vzorca je bil (103. 3 (1 ± 0.001) cm x 24.9 (1 ± 0.004) cm) = 2572.2 (1 ± 0.005) cm². Maksimalna sila ( Fmax ) je znašala 1180 kN. Prva vidna razpoka se je pojavil a pri 433.8 kN. Zid med preiskavo in nastanek poškodb zidu med po tekom preiskave vidimo na naslednji sliki (Slika 5.2). Slika 5.2: Vpetje zidu za tlačno preiskavo (a), nastanek prve razpoke ( b) in poškodbe zidu po preiskavi; razpoke vzdolž višine zidu na ožji stranici (c) in rušenje vogalov iz ravnine zidu (d) Figure 5.2: The compression test of the wall (a), the first crack appear ance (b) and the damage after the test; cracks along the height of the wall (c) and failure of c orners out of the wall's plane (d) a b c d Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 51 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 5.3: Pozicije dajalnikov pomika na zidu in posamezne meritve Figure 5.3: Positions of displacement measuring instruments and individual measurements Tlačna trdnost ( fi) se izračuna kot kvocient največje dosežene sile ( Fi,max ) in tlorisne površine zidu ( Ai). Modul elastičnosti pa v skladu z enačbo: /g1831/g3036/g3404/g3007/g3284,/g3288/g3276/g3299 /g2871∙/g3084/g3284∙/g3002/g3284 (4) kjer je εi deformacija na izbranem merskem mestu pri tretjini največje dosežene sile. Vrednost elastičnega modula izračunamo na podlagi povprečja m eritev. Preglednica 5.1: Rezultati meritev pomikov pri tlačnem testu zidu Table 5.1: Displacement measurements at the wall compression test Merilno mesto Baza [mm] Pomik pri F 1/3 [mm] Ɛ L1 450 0.56 0.00124 L2 448 0.71 0.00158 L3 450 1.09 0.00242 L4 446 0.99 0.00222 Naša izmerjena tlačna trdnost je znašala f = 4.59 MPa, modul elastičnosti pa E = 820 MPa. V pr imerjavi z rezultati meritev starejših zidov (Tomaževič, 2009) d osegamo približno dvakrat večjo trdnost, elastični modul je na zgornji meji intervala (250 – 800 MPa). 5.1.2. Strižni test neutrjenega zidu Zid smo preizkusili kot navpični element, obremenjen s konstantno vertikalno silo. Zaradi nadaljnje primerljivosti rezultatov s predhodnimi testi prof. Tomaževiča smo pri strižnih testih imeli na vrhu zidov prisotno enako konstantno silo 300 kN, ki je v prim eru Tomaževičevih testov predstavljala 30 % tlačne trdnosti zidovja (v našem primeru pa 25.3 %). Vodoravne potresne sile delujoče v ravnini zidu smo ponazorili z vsiljenimi programiranimi cikličnimi pomiki, ki jih je povzročal dvosmerno delujoči hidra vlični bat, preko kardanske gredi členkasto pritrje n na zaključno betonsko vez zidu (Slika 5.5). Amplitude p omikov smo postopno povečevali do porušitve zidov. Vsako amplitudo vsiljenega pomika smo ponovil i trikrat ter ugotavljali upadanje nosilnosti in togosti pri ponavljajočih se obremenitvah. Shematsko je protokol nanašanja pomikov prikazan na sliki (Slika 5.4) in v preglednici (Preglednica 5.2). 52 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Preglednica 5.2: Protokol nanašanja pomikov Table 5.2: Displacement introduction protocol u [mm] 0.25 0.50 0.75 1.00 1.50 2.00 2.50 3.00 4.00 5.00 6.00 7.50 10.0 12.5 15.0 20.0 v [mm/s] 0.02 0.05 0.08 0.11 0.15 Slika 5.4: Protokol cikličnega nanašanja obtežbe (pomikov) na vrhu zid u (shematsko prikazan) Figure 5.4: The cyclic loading (displacement) protocol at the top of the wa ll (schematically shown) Slika 5.5: Neutrjen zid med strižno preiskavo in mesta vnosa vertikal nih in horizontalnih sil Figure 5.5: The unstrengthened wall during racking testing and verti cal and horizontal force introduction points Zid je bil opremljen z merilci pomikov in sil, obenem pa tudi z optičnim merilcem pomikov. Pozicije merilcev in točke optičnega zajemanja so podani na n aslednji sliki (Slika 5.6). Na levi strani so z oznakami L1 – L3 označeni induktivni merilci horizonta lnih pomikov, z Lv1 – LV4 merilci vertikalnih pomikov, na desni strani slike pa so označene točke, katerih pomike smo zajemali optično. Imena točk se nanašajo na del preizkušanca, na katerega so prit rjene (Temelj, Zid, Preklada). Celotni izpisi pomika vseh točk so na voljo v Dodatku B, v nadaljevanju p rikažemo podatke pridobljene iz pomikov izbranih točk. -15 -10 -5 0510 15 Pomik [mm] Čas Protokol obremenjevnanja (pomik 0.02 - 0.15 mm/sek) korak 1. cikel 2. cikel 3. cikel Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 53 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 5.6: Pozicije mest induktivnih merilcev (levo) in točk za fot ogrametrijo (desno) za neutrjen zid Figure 5.6: Positions of inductive measuring devices (left) and photogram metry points (right) for the unstrengthened wall Na spodnji sliki (Slika 5.7) je prikazana shema razpo k, ki so nastale na neutrjenem zidu pri različnih stopnjah obremenjevanja. Razvil se je tipični strižni porušni mehanizem. Na začetku je bilo sicer več razpok v srednjem delu zidu, potekale pa so večinoma po vertikalnih spojnicah med posameznimi zidaki. Pri večjih amplitudah so začele nastajati diagonalne razpoke, ki so potekale tako po spojnicah kot po zidakih. Zaradi velike vertikalne sile do večjega vrt enja zidu (ang. rocking ) ni prihajalo. Slika 5.7: Razvoj poškodb na neutrjenem opečnem zidu Figure 5.7: Damage development on the unstrengthened masonry wall 5.1.2.1 Parametri za karakterizacijo histereznega obnašanja preizkušance v Histerezni odziv preizkušenih zidov je zveza med horizonta lno silo in pomikom na vrh zidu, ki ga nanašamo med potekom protokola obremenjevanja. Iz d obljenih histereznih zank pa lahko izračunamo vrsto parametrov, ki nam podajo bolj podroben vpogl ed v obnašanje preizkušenih elementov in omogočijo primerjavo med različnimi testi. Obenem pa z njimi karakteriziramo vrednosti, ki se uporabljajo pri načrtovanju oziroma projektiranju ko nstrukcij. V nadaljevanju pojasnimo več parametrov, ki jih izvrednotimo za posamezne zidove (ne utrjene in utrjene) ter jih kasneje v poglavju 5.2.5 primerjamo med seboj. Lv4 Lv3 Lv1 Lv2 L1 Fh Fv2 Fv1 L3 110 (125) 255 (125) 95 (125) 230 (140) 200 (18) 30 (20) 1627 395 L2 L1 2400 2277 Fh 54 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Iz celotnega histereznega odziva izluščimo prvi cikel o dziva zidu in ga idealiziramo (Slika 5.8) v bilinearizirano obliko po predlogu Tomaževiča in Žarni ća (1984, 1985). Začetni naklon določa sekantna togost pri nastanku razpok Kef , ki je razmerje med silo in pomikom pri nastanku ra zpok, tj. Fcr in dcr . Odpornost pri nastanku prvih razpok določimo neposre dno iz eksperimenta, oziroma jo ocenimo v intervalu 0.6 – 0.8 največje dosežene sile Fmax . V naših analizah smo jo izvrednotili kot 2/3 Fmax . Idealizirano nosilnost Fy določimo iz enakosti površin pod krivuljama (disipi rane energije) po enačbi: /g1832/g3052=/g1837/g3032/g3033 /g4678/g1856/g3048−/g3495/g1856/g3048/g2870−/g2870/g3002/g3280/g3289/g3297 /g3012/g3280/g3281 /g4679 (5) kjer je dpor pomik pri porušitvi, Aenv pa površina pod eksperimentalno krivuljo. Mejni po mik du določimo kot pomik, pri katerem sila pade na 80 % maksimalne . Pomik z oznako dpor je skrajna vrednost, ki smo jo še dosegli pred popolno porušitvijo preizkušanca. Slika 5.8: Komponente za definicijo ekvivalentnega koeficienta vis koznega dušenja Figure 5.8: Components for the definition of the equivalent viscous damping coefficient Izračunamo lahko tudi upadanje sekantnih togosti za v sako zanko posebej, kjer izvrednotimo togost kot: /g1837/g3036=/g3007/g3284 /g3083/g3284 (6) Sekantne togosti lahko grafično prikažemo neposredno ali pa jih normiramo z efektivno togostjo, pomik pa s pomikom na meji razpok ali pa pomikom pri najve čji sili. Globalno duktilnost ciklično obremenjenih preizkušan cev izvrednotimo kot razmerje mejnega pomika du in pomika na meji elastičnosti de: /g2020=/g3031/g3296 /g3031/g3280 (7) Disipacijo energije izračunamo kot površino, ki jo o klepajo histerezne zanke (E DIS , Slika 5.12). Za posamezen cikel izračunamo celotno površino zanke tako na pozitivni kot negativni strani. Obenem lahko izračunamo količino energije (E INP +, E INP -, Slika 5.12), ki jo moramo v konstrukcijo vnesti (m ed testom s hidravličnim batom), da dosežemo izbran pomi k v izbranem ciklu, tj. elastično deformacijsko energijo. Fcr = /g2779/g2780⁄Fmax FyFmax 0.8 F max dcr dFmax du dmax deF dFdmax Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 55 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 5.9: Postopek idealizacije eksperimentalnih rezultatov Figure 5.9: The experimental data idealisation procedure Ekvivalentni koeficient viskoznega dušenja pa defin iramo z enačbo: /g2022 /g3404/g3006/g3253/g3258/g3268 /g2870/g3095/g3006/g3258/g3263/g3265 /g3404/g3006/g3253/g3258/g3268 /g2870/g3095/g4666/g3006/g3258/g3263/g3265 /g3126/g2878/g3006/g3258/g3263/g3265 /g3127/g4667/g3404/g3006/g3253/g3258/g3268 /g2870/g3095/g4666/g3117 /g3118∙/g3012/g3126∙/g3031/g3126/g3118/g2878/g3117 /g3118∙/g3012/g3127∙/g3031/g3127/g3118/g4667 (8) Na naslednjih slikah je prikazan histerezni odziv med horizontalnim pomikom in silo na vrhu neutrjenega zidu (Slika 5.11) z barvno ločenimi tremi cikli obremenjevanja (moder – prvi, zelen – drugi, rdeč – tretji). Prav tako prikažemo ovojnico prvega c ikla (Slika 5.12, levo) in njeno bilinearizacijo. Prikažemo tudi upadanje togosti (nenormirano) za poziti vno in negativno stran (Slika 5.12, desno) ter disipacijo energije pri posameznih pomikih v posamez nih ciklih in ekvivalentne koeficiente viskoznega dušenja (Slika 5.13). Na spodnji sliki (Slika 5.10) prikažemo tudi vertikalne pomike vogalov AB vezi na vrhu zidu ter rotacijo vezi. Ugotovimo, da je sled nja manjša od 0.4 mrad. Takšna je bila namreč tudi zahteva za protokol krmiljenja vnosa vertikalne sile v zid, s katero je bilo moč tudi nadzirati rotacijo vezi in s tem ustvariti skoraj popolnoma togo vpetje zidu na zgornji strani. Vertikalna pomika vogalov vezi sta sicer prisotna, vendar se vez skoraj transla torno poseda do vrednosti 6 mm. Potem pa zaradi večjih poškodb zidu narastejo tudi vertikalni pomiki oziroma rotacija AB vezi. Odziv zidov bolj podrobno analiziramo in primerjamo z utrjenimi zidovi v poglavju 5.2.5. Slika 5.10: Pomiki vogalov AB vezi neutrjenega zidu v vertikalni smeri (mesti Lv1 in Lv4) ter rotacija betonske vezi na vrhu zidu v odvisnosti od horizontalnih pomikov na vr hu zidu in od časa Figure 5.10: The RC beam end vertical displacements for the unstrengthene d wall (positions Lv1 and Lv4) and the rotation of the concrete tie on the wall as a function of wall top horizontal displacements and time -8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 01 -15 -10 -5 0 5 10 15 Pomik vertikal [mm] Horizontalni pomik [mm] V (levo) V (desno) -0.4 -0.2 00.2 0.4 0.6 0.8 11.2 1.4 1.6 -15 -10 -5 0 5 10 15 Rotacija preklade [mrad] Horizontalni pomik [mm] -0.4 -0.2 00.2 0.4 0.6 0.8 11.2 1.4 1.6 0 3000 6000 9000 12000 15000 Rotacija preklade [mrad] T [s] 56 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 5.11: Histerezni odziv neutrjenega opečnega zidu Figure 5.11: The hysteretic response of an unreinforced masonry wall Slika 5.12: Ovojnica histereze neutrjenega zidu ter bilinearna kri vulja odziva in potek upadanja togosti Figure 5.12: The hysteresis backbone curve with the bilinear curve an d stiffness degradation of the unstrengthened wall Slika 5.13: Disipacija energije po posameznih ciklih in ekvivalentni koeficienti viskoznega dušenja za neutrjen zid Figure 5.13: Energy dissipation and equivalent viscous damping coefficient s for individual cycles for the unstrengthened wall -10 -5 0 5 10 -100 -50 050 100 d (mm) F (kN) Vsi cikli -125 -100 -75 -50 -25 025 50 75 100 125 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 F [kN] u [mm] OVOJNICA BILINEARIZACIJA -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 -100 -50 050 100 d (mm) Kn (kN/mm) Upadanje togosti 0 2 4 6 8 10 12 0100 200 300 400 500 600 700 800 900 d (mm) Ed (J) Disipacija energije 0 2 4 6 8 10 12 00.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08 0.09 d (mm) ξKoeficienti ekv iv alentnega v iskoznega dušenja Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 57 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. 5.1.2.2 Izračun strižnega modula in natezne trdnosti zidovja Strižni modul lahko izračunamo s pomočjo enačbe: /g1833/g3014=/g3012/g3280/g3281 /g3287/g3298 ∙/g3295/g3298 /g3117./g3118∙/g3283/g3298/g2879/g3351 ∙/g3260/g3280/g3281 /g3117./g3118∙/g3254/g3262/g4672/g3283/g3298 /g3287/g3298/g4673/g3118 (9) kjer so hw, lw in tw višina, širina in debelina zidu, EM je elastični modul zidu, Kef je efektivna togost, s faktorjem ψ pa zajemamo robne pogoje vpetja zidu (vrednost 1 pom eni, da je zid togo vpet, 4 pa da je konzolen). Vendar če v enačbo vnesemo izmerjeno vred nost elastičnega modula in povprečno efektivno togost neutrjenega zidu (79.2 kN/mm), ne moremo izrač unati realne vrednosti strižnega modula; zid se je namreč pri strižnem testu obnašal bolj togo kot l ahko izračunamo z uporabo izmerjenega elastičnega modula. Za zgoraj omenjeno enačbo tudi Kržan (2015) ug otavlja, da lahko vrača nerealistične vrednosti strižnih modulov. Zato podobno kot avtorica izvrednoti mo vrednosti strižnega modula na podlagi razmerja strižnih napetosti in deformacij z enačbo: /g1833/g3014=/g3099 /g3082=/g3007∙/g3035/g3298 /g3002/g3298∙/g3031 (10) kjer je d horizontalni pomik na vrhu zidu, F pa pripadajoča horizontalna sila. Aw je površina prereza zidu. Strižni modul izvrednotimo pri naslednjih vrednos tih horizontalnega pomika: 0.5 mm, 1.0 mm, 1.5 mm, 3.0 mm in 5.0 mm. Vrednosti prikažemo na nas lednjem grafu (Slika 5.14). Če strižni modul izvrednotimo v skladu z napotkom standarda EN 1996, t j. kot 40 % vrednosti elastičnega modula bi strižni modul znašal 328 MPa. Slika 5.14: Strižni moduli neutrjenega zidovja izvrednoteni pri različ nih vrednostih horizontalnega pomika Figure 5.14: Shear modulus of the unreinforced masonry evaluated at diff erent levels of horizontal displacement Natezno trdnost zidovja izračunamo v skladu s Turnškom in Čačovičem (1971): /g1858/g3047=/g3495/g4672/g3097/g3290 /g2870/g4673/g2870 −/g4666/g1854∙/g2028/g4667/g2870−/g3097/g3290 /g2870 (11) kjer je σ0 (1.161 MPa) povprečna tlačna napetost v vodoravnem prerezu zaradi konstantne vertikalne sile, τ (0.374 MPa) pa povprečna strižna napetost v vodoravn em prerezu pri največji horizontalni sili. V našem primeru za slednjo uporabimo povprečno vrednos t idealizirane strižne nosilnosti ( Fy = 93.5 kN), katere izračun prikažemo v nadaljevanju. Za faktor por azdelitve strižnih napetosti po prerezu ( b) vzamemo 1.5, ki ustreza razmerju višine in dolžine zidu . Izračunamo natezno trdnost zidovja, ki znaša ft = 0.227 MPa. Karakteristične vrednosti natezne trdn osti iz literature (Tomaževič, 2009) za zidovje iz polne opeke (tlačna trdnost zidakov 10 – 15 MPa, tlač na trdnost malte 0.5 – 2.5 MPa) so 0.04 – 0.18 MPa. Natezna trdnost našega zidovja je torej 25 % večj a in ustreza tudi sodobni zidovini. Se pa nahaja znotraj intervala, ki podaja natezno trdnost kot 3 – 9 % vrednosti tlačne trdnosti zidovja (Tomaževič, 2009). 283 452 550 616 609 328 0100 200 300 400 500 600 700 0.5 1.0 1.5 3.0 5.0 EC6 GM(MPa) 58 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. 5.2 Eksperimentalne preiskave utrjenih nearmiranih opečnih zidov Zidove smo utrdili na dva različna načina, z uporabo e poksidnega lepila in z mehanskimi veznimi sredstvi. Lepljenje ojačitve z epoksidnim lepilom v praksi sicer ni pričakovano iz več razlogov. Ni praktično, je zamudno in cenovno relativno neugodno. Zato smo ga izvedli kot dodatno primerjavo pritrditvam z mehanskimi veznimi sredstvi. Obstaja s icer možnost, da se epoksidno lepilo zamenja z drugo vrsto adheziva, ki je cenejše in enostavnejše za vgradnjo, ne daje pa nujno tako visoke sprijemne trdnosti. Kot se je izkazalo med eksperimentom, je pr i sprijemnosti med leseno ploščo in opečnim zidom merodajna natezna trdnost opeke, ki pa je relativno nizka že za dobro opeko (v našem primeru manj kot 0.23 MPa), še slabša pa je za starejšo opeko. Mehansko smo lesene ojačitve pritrjevali z enakimi v eznimi sredstvi, le da smo jih enkrat sidrali neposredno v opeko, drugič pa v betonski temelj in zgornjo vez. Detajle stika smo med preiskavami nekoliko dopolnjevali, saj so se pri začetnih testih pokazale določene pomanjkljivosti, ki jih opišemo v nadaljevanju. Pri zadnjem primeru sidranja v beton sm o tudi v celoti spremenili spodnji sidrni čevelj. Za ojačitev smo uporabljali križno lepljene lesene pl ošče enakih dimenzij kot osnovni opečni zid, torej 100 x 150 cm. Plošče so bile trislojne, debeline 100 mm (slojevitosti 30-40-30 mm), kjer sta zunanja nosilna sloja plošče tekla v daljši smeri plošče (tj. po višini zidu). Tlačnih testov utrjenih zidov nismo izvajali. Protoko l strižnih testov utrjenih zidov je bil enak kot za neutrjenega, torej 300 kN vertikalne sile na vrhu i n ciklično nanašanje pomikov v ravnini zidu. Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 59 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. 5.2.1. Utrditvena Xlam plošča prilepljena na opečni zid – utrditev A Utrditveno oziroma ojačilno ploščo smo na opečni zid prilepili s 4-milimetrsko plastjo lepila Sikadur 31 Rapid, proizvajalca Sika AG iz Švice. To je dvokomponen tno tiksotropno lepilo (tudi reparaturna lepilna malta) na osnovi epoksidnih smol in posebnih polnil . Lepilo ni občutljivo na vlago, nanašamo pa ga lahko v debelini do 30 mm. Slednje je bilo tudi razlo g za izbor tega lepila. V praksi namreč pričakujemo situacije, kjer zidovi niso izdelani z laboratorijsko natančnostjo in so tolerance odstopanja po površini zidu lahko znatne. V tem primeru je nujno, da lahko z lepilom zapolnimo tudi debelejše rege, ki utegnejo nastati med obstoječimi zidovi in lesenimi ploščami (ki so popolnoma ravne). Tlačna trdnost lepila je najmanj 30 MPa, strižna trdnost (pri lepljenju na str jen beton) pa najmanj 12 MPa. Modul elastičnosti lepila je 2000 MPa ali več. Slika 5.15: Skica zidu z nalepljeno ojačilno ploščo – utrditev A Figure 5.15: Wall sketch with the glued on strengthening plate – stren gthening A Slika 5.16: Ojačitev opečnega zidu z lepljenjem plošč Figure 5.16: Strengthening of the masonry wall with gluing of the pl ates 60 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Lesena plošča je bila na opečni zid pritrjena tudi s šestimi vijaki premera 10 mm in dolžine 300 mm (Slika 5.16), ki so bili preko plastičnega vložka sid rani v opečni zid. Na zunanji strani imajo vijaki metrično glavo in podložko. Namen uporabe vijakov ni bil dodatno strižno sidranje lesene plošče pač pa zagotavljanje pritiska med lesno ploščo in zidom, ki povzroči, da je lepilo povsod v stiku tako z lesom kot opeko. Epoksidna lepila sicer ne potrebujejo pr itiska, da učinkovito vežejo, pač pa zgolj stik z materialom. Vendar bi pri porušitvi zidov izven svoje ravnine ti vijaki lahko igrali pomembno vlogo, saj bi potencialno preprečili izpad zidu, če bi bila lesena ojačilna plošča tudi primerno sidran v medet ažo. Merilna mesta (Slika 5.17) so bila enaka kot pri neu trjenem zidu vendar je tokrat optični sistem zajemal pomike dodatnih točk na ojačilnih lesenih ploščah. Induktivni merilci so bili pritrjeni le na opečni zid ter betonsko vez na vrhu. Slika 5.17: Pozicije mest induktivnih merilcev (levo) in točk za fotogrametrijo (desno) za zid z utrditvijo tipa A Figure 5.17: Positions of inductive measuring devices (left) and photogramm etry points (right) for the wall with the strengthening type A Rušni mehanizem, ki je nastal v opečnem zidu, je bil enak kot pri neutrjenem, nastale so diagonalne strižne razpoke. Največja nosilnost zidu pa se je pove čala za 34 % (na 137 kN). Za 25 % se je povečala tudi deformacijska kapaciteta zidu (na 12.52 mm). Ob enem pa je prisoten znaten padec nosilnosti v drugem ciklu obremenjevanja z 10 mm pomika. Prišlo je namreč do krhke porušitve stika med ojačilno ploščo in opečnim zidom. Na sliki (Slika 5.21) lahko vidimo, da je natezno odpovedala opeka po celotni površini zidu tik ob lepljenem stiku. Lepilo in les pa sta ostala nepoškodovana. Hipna porušitev je vod ila v spremembo odziva. Zid se je sedaj obnašal skoraj na tanko tako kot prej pri testu neutrjenega vzorca. Na naslednjih slikah (Slika 5.18, Slika 5.19, Slika 5 .20) je prikazan histerezni odziv med horizontalnim pomikom in silo na vrhu neutrjenega zidu, ovojnica p rvega cikla z bilinearizacijo, upadanje sekantnih togosti (nenormirano) za pozitivno in negativno stran , disipacija energije pri posameznih pomikih v posameznih ciklih ter ekvivalentni koeficienti visko znega dušenja. Parametre histereznega odziva zidov bolj podrobno analiziramo in primerjamo v poglavju 5 .2.5. Na slikah v nadaljevanju prikažemo deformacije diago nal (Slika 5.22) in vertikal (Slika 5.23), merjenih za opečni zid (na AB vezi) in za leseno ploščo. Meritve so dobljene iz LVDT merilcev kot tudi na podlagi optičnih meritev. Izbrane točke optičnih mer itev (Slika 5.17) so podrobno podane v opisu slik. Ene od diagonal opečnega zidu (D2) nismo mogli izvre dnotiti zaradi pomanjkljive optične meritve. Opozoriti moramo tudi, da absolutne vrednosti deform acij na zidu in leseni plošči med seboj niso neposredno primerljive. Točke optičnih meritev, ki jih uporabimo za meritve, se ne nahajajo na enakih pozicijah. Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 61 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 5.18: Histerezni odziv utrjenega opečnega zidu tipa A in primerj ava z neutrjenim zidom Figure 5.18: The hysteretic response of a reinforced masonry wall type A and comparison with the unstrengthened Slika 5.19: Ovojnica histereze utrjenega zidu (tip A) ter bilinearn a krivulja odziva in potek upadanja togosti Figure 5.19: The hysteresis backbone curve with the bilinear curve an d stiffness degradation of the strengthened wall (type A) Slika 5.20: Disipacija energije po posameznih ciklih in ekvivalentni koeficienti viskoznega dušenja za utrjen zid tipa A Figure 5.20: Energy dissipation and equivalent viscous damping coefficient s for individual cycles for the strengthened wall type A -150 -125 -100 -75 -50 -25 025 50 75 100 125 150 -14 -12 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 12 14 F [kN] u [mm] NEUTRJEN UTRDITEV A -15 -10 -5 0 5 10 15 -150 -100 -50 050 100 150 d (mm) F (kN) Vsi cikli -150 -100 -50 050 100 150 -12.5 -10 -7.5 -5 -2.5 0 2.5 5 7.5 10 12.5 F [kN] u [mm] OVOJNICA BILINEARIZACIJA -10 -5 0 5 10 -100 -50 050 100 150 d (mm) Kn (kN/mm) Upadanje togosti 0 5 10 15 0200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 d (mm) Ed (J) Disipacija energije 0 5 10 15 00.02 0.04 0.06 0.08 0.1 0.12 d (mm) ξKoeficienti ekvivalentnega viskoznega dušenja 62 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 5.21: Nastanek prvih strižnih razpok v zidovju tik ob lepljenem stik u (a) ter popolna natezna porušitev opeke po celotni površini zidu (b in c) Figure 5.21: The first shear cracking in the masonry next to the gl ued connection (a) and the complete tension failure of the masonry over the whole wall area (b, c) Tako so si npr. točke za spremljanje deformacij na l eseni plošči bliže skupaj kot pa točke na zidu. Posledično so izmerjene deformacije na leseni plošči manjše kot na zidu. Tako deformacije diagonal kot vertikal nakazujejo na posedanje zidu in sprva tudi l esene plošče. Opazen je trenutek ločitve lesene plošče od opečnega zidu, ko se spremeni trend poveče vanja deformacij v leseni plošči. Vertikalno translatorno pomikanje lesene plošče, ki se je sprv a držala zidu, se prekine. Deformacije diagonal postanejo simetrične (pojavijo se tudi raztezki). Mer itve določenih deformacij na leseni plošči, a b c Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 63 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. predvsem desne vertikale, po ločitvi od opečnega zid u začnejo naraščati. Pričakovali bi sicer ravno nasprotno obnašanje, saj lesena plošča takrat neha prevzemati silo ali pa jo prevzema bistveno manj. Deformacija leve vertikale v leseni plošči pa po pr ičakovanjih pada. Verjetna razlaga je, da je zaradi poškodb opečnega zidu prihajalo do vpliva na točke, ki smo jih uporabljali za spremljanje pomikov lesene plošče. Enak, vendar še bistveno bolj izrazit vpliv, je bil prisoten tudi na kasnejših testih zido v z mehansko pritrjenimi ojačitvami (Slika 5.34). Na slikah (Slika 5.24, Slika 5.25) prikažemo tudi zdr se med lesenimi ploščami in opečnim zidom. Zdrse merimo optično v vseh štirih vogalih lesene plošče, na spodnjem robu lesene plošče pa merimo relativni pomik med ploščo in AB temeljem zidu. Slednji po loči tvi plošče od zidu začne izrazito naraščati. Plošča se zidu namreč ne drži več po celotni površini, še ve dno pa je nanj pripeta s šestimi vijaki, ki jo do n eke mere vlečejo za seboj skupaj z zidom. Plošča se pomika bistveno bolj translatorno kot zid, zato deformacija na spodnjem robu narašča. Nekaj deforma cije se izgubi v vijakih, zato na spodnjem robu doseže 5 mm, medtem ko je na vrhu zidu že 10 mm. Po ra zvoju večjih poškodb zidu se razrahljajo tudi vijaki in zdrsi na spodnjem robu plošče začnejo upada ti. Optične meritve podajajo predvsem orientacijske vre dnosti zdrsov. Točke meritev se namreč ne nahajajo na popolnoma enakih pozicijah, po višini (Y smer) so si približno 30 cm narazen, po širini (X smer) pa približno 15 cm (na zgornji strani). Zato so izmerjeni zdrsi večji, kot bi bili sicer – višja točka se premakne več kot nižja, razlika je zato večja. Pri večj ih pomikih vrha zidu je možen tudi vpliv poškodb zidu na točke meritev. Slika 5.22: Deformacije diagonal pri utrditvi tipa A, dobljene na podlagi opt ičnih meritev: a) iz točk na betonski vezi in temelju (točki P3-T1), b) na leseni plošči (točke A 2-A3, A1-A4) Figure 5.22: Diagonal deformations for strengthening type A based on optical measurements: a) from points on the concrete beam and foundation (points P3-T1), b) from points on the timber plate (points A2-A3, A1-A4) -16 -14 -12 -10 -8 -6 -4 -2 0246810 -15 -10 -5 0 5 10 15 Pomik diagonal [mm] Horizontalni pomik [mm] D1 -16 -14 -12 -10 -8 -6 -4 -2 0246810 -15 -10 -5 0 5 10 15 Pomik diagonal [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] D1 D2 -16 -14 -12 -10 -8 -6 -4 -2 0246810 0 7000 14000 21000 Pomik diagonal [mm] T [s] D1 -16 -14 -12 -10 -8 -6 -4 -2 0246810 0 7000 14000 21000 Pomik diagonal [mm] T [s] D1 D2 a b 64 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 5.23: Deformacije vertikal pri utrditvi tipa A, dobljene na podlagi ; a) LVDT meritev na betonski vezi in temelju (Lv1-Lv2, Lv4-Lv3) in b) optičnih meritev na lese ni plošči (točke A1-A3, A2-A4) Figure 5.23: Vertical deformations for strengthening type A based on; a) L VDT measurements from points on the concrete beam and foundation (Lv1-Lv2, Lv4-Lv3) and b) opt ical measurements from points on the timber plate (points A1-A3, A2-A4) Slika 5.24: Zdrsi med leseno ploščo in betonskim temeljem pri utrditvi tipa A, merjeni z LVDT-jem (L3) Figure 5.24: Slip between the timber plate and the concrete foundation for strengthening type A measured with an LVDT (L3) -10 -8 -6 -4 -2 02468 -15 -10 -5 0 5 10 15 Pomik vertikal [mm] Horizontalni pomik [mm] V (levo) V (desno) -10 -8 -6 -4 -2 02468 -15 -10 -5 0 5 10 15 Pomik vertikal [mm] Horizontalni pomik [mm] V (levo) V (desno) -10 -8 -6 -4 -2 02468 0 7000 14000 21000 Pomik vertikal [mm] T [s] V (levo) V (desno) -10 -8 -6 -4 -2 02468 0 7000 14000 21000 Pomik vertikal [mm] T [s] V (levo) V (desno) -3 -2 -1 0123456 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] -3 -2 -1 0123456 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] a b Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 65 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Optično merjen zdrsi vogalov lesene ploščo glede na AB vez in temelj za tip utrditve A Slika 5.25: Primerjava lokalnih zdrsov vogalov ojačilne plošče glede na A B vez ali temelj za tip utrditve A Figure 5.25: The comparison of strengthening plate corner slips against th e RC tie and foundation for strengthening type A -15 -12 -9 -6 -3 036912 -15 -10 -5 0 5 10 15 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] P1-A1:X P1-A1:Y -15 -12 -9 -6 -3 036912 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] P1-A1:X P1-A1:Y -15 -12 -9 -6 -3 036912 -15 -10 -5 0 5 10 15 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] P3-A2:X P3-A2:Y -15 -12 -9 -6 -3 036912 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] P3-A2:X P3-A2:Y -15 -12 -9 -6 -3 036912 -15 -10 -5 0 5 10 15 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] A3-T1:X A3-T1:Y -15 -12 -9 -6 -3 036912 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] A3-T1:X A3-T1:Y -15 -12 -9 -6 -3 036912 -15 -10 -5 0 5 10 15 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] A4-T3:X A4-T3:Y -15 -12 -9 -6 -3 036912 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] A4-T3:X A4-T3:Y LEVO ZGORAJ LEVO SPODAJ DESNO SPODAJ DESNO ZGORAJ 66 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. 5.2.2. Utrditvena Xlam plošča mehansko pritrjena v opečni zid – utrdit ev B Na naslednjem zidu smo leseno ploščo mehansko pritrd ili v zid (Slika 5.26), neposredno v opeko. Koncept sistema, ki smo ga razvili za pritrjevanje je bil bolj podrobno opisan že na začetku poglavja 3. Na naslednjih slikah pa je prikazan tudi bolj natanč no. Slika 5.26: Skica zidu z ojačilno ploščo, privijačeno v opeko – utrditev B Figure 5.26: Wall sketch with the strengthening plate bolted into masonr y – strengthening B Na naslednji sliki (Slika 5.27) je načrt jeklenega č evlja in pločevine, ki se privijači v zid. Čevlji so bili izdelani iz 12 mm debele pločevine. V leseno ploščo s mo jih pritrdili s po dvema elementoma Sihga Idefix 40 (Slika 5.28, a, b) in desetimi samovreznimi vijaki 8 x 80 mm. Vsak čevelj se na pločevino natakne preko dveh metričnih navojev M16 (4.6). Plo čevina pa je bila v zid privijačena preko 8 navojnih palic M16 (4.6) na zgornji in spodnji strani (Slika 5.28, i), ki so segale 20 cm v globino zidu v prvi i n zadnji vrsti opeke. Palice so bile v opečni zid kemično sidrane (uporabil i smo tudi kovinske mrežice za razporeditev lepila, (Slika 5.28, e). Uporabili smo epoksidno maso Würth WIT-C140 2K. Proizvajalec za dotično maso sicer ne podaja predvidene strižne trdnosti, ki jo lahko kemično sidro prenese v polni opeki. Vse palice so bile pritrjene v opeko (Slika 5.28, f, g), in ne v s pojnice. Meritve smo opravljali na enakih mestih ko t pri predhodni ojačitvi. Natančne pozicije merilcev p omikov in točk za optični zajem so navedene na sliki (Slika 5.29). Med potekom preiskave se je izkazalo, da na spojih me d ojačilnimi lesenimi ploščami in opečnim zidom prihaja do zdrsa. Luknje v jeklenih pločevinah so bi le povsod za 2 mm večje od navojnih palic, ki so potekale skoznje. Posledično je prihajalo tako na zgor njem kot spodnjem vpetju do najmanj 2 mm zdrsa preden se je lahko začela sila iz zidu sploh prenašat i v ojačilno ploščo. Ker je prišlo do minimalnega zdrsa tudi na stiku jekleni čevelj-lesena plošča, je bil vpliv ojačitve do približno 6 mm pomika vrha na zidu tako rekoč izničen. Pri večjih deformacijah pa je bil opečni zid že preveč porušen, prišlo je do posedanja ter torzijske rotacije zidu okoli ojačilne plošče. Iz histereznega odziva pomika in strižne sile na vrhu zidu vidimo, da sta odziva ojačenega in neoja čenega zidu skoraj enaka. Pri naslednjih testih smo Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 67 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. zato popravili spajanje ter omejili zdrse med posamez nimi elementi. Ker ima opečni zid po eni strani visoko togost in po drugi nizko deformacijsko kapac iteto, morajo biti ojačilne plošče nanj pritrjene t ako, da izgubljajo kar se da malo prostega hoda ter prevze majo silo že od začetka obremenjevanja. Slika 5.27: Načrt čevlja in jeklene pločevine za pritrjevanje lese nih plošč v zidove Figure 5.27: Plan of the steel bracket and plate for attaching the ti mber plates into walls 68 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 5.28: Detajli pritrjevanja jeklenih čevljev v leseno ploščo in jeklene pločevine v opečni zid Figure 5.28: Details of the steel bracket connection to the timber plat e and the steel plate into the masonry wall Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 69 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 5.29: Pozicije mest induktivnih merilcev (levo) in točk za fotogrametrijo (desno) za zid z utrditvijo tipa B Figure 5.29: Positions of inductive measuring devices (left) and photogramm etry points (right) for the wall with the strengthening type B Na slikah (Slika 5.30, Slika 5.31, Slika 5.32) je pri kazan histerezni odziv med horizontalnim pomikom in silo na vrhu neutrjenega zidu, ovojnica prvega ci kla z bilinearizacijo, upadanje sekantnih togosti (ne - normirano) za pozitivno in negativno stran, disipacij a energije pri posameznih pomikih v posameznih ciklih ter ekvivalentni koeficienti viskoznega dušen ja. Parametre histereznega odziva zidov bolj podrobno analiziramo in primerjamo v poglavju 5.2.5. Meritve deformacij diagonal in vertikal na opečnem zidu in leseni plošči (Slika 5.33, Slika 5.35) pokažejo veliko razliko med deformacijami v zidu in pl ošči. Zaradi zdrsov v mehanskih spojih je prihajalo le do translatornih premikov in rotacij l esene plošče, ki tako rekoč ni prevzemala sile. Prika z deformacij na slikah omejimo, saj je zaradi poškodb zidu prihajalo do večjega vpliva na točke, ki smo jih optično spremljali (Slika 5.34). Sesedanje in šir jenje zidu je izrazito odrivalo pločevine, ki so bile pritrjene na leseno ploščo (pritrjeno na strani zidu , ki ga nismo spremljali s kamero), zato so izmerjene deformacije od približno 7.5 mm horizontalnega pomika na vrhu zidu irelevantne in jih povsod niti ne prikazujemo. Meritve horizontalnih zdrsov z LVDT-ji na spodnjem robu lesene plošče (Slika 5.36) pokažejo, da je na spodnji strani zid zdrsnil do 1.5 mm. Poleg horizontaln ega zdrsa je sicer prihajalo tudi to rotacije zidu (vertikalnih deformacij v mehanskih spojih), ki jih z LVDT-ji nismo spremljali. Optične meritve zdrsov med vogali lesene plošče in zi dom sicer pokažejo vrednosti do približno 3 mm zdrsa v horizontalni smeri ter 4 mm v vertikalni. Ker so meritve podvržene enakim robnim pogojem, kot je opisano pri predhodnem zidu (točke meritev so na različnih pozicijah), so optično merjeni zdrsi pričakovano večji (za 50 % več kot meritve LVDT-jev). 70 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 5.30: Histerezni odziv utrjenega opečnega zidu tipa B in primerj ava z neutrjenim zidom Figure 5.30: The hysteretic response of a reinforced masonry wall type B and comparison with the unstrengthened Slika 5.31: Ovojnica histereze utrjenega zidu (tip B) ter bilinearn a krivulja odziva in potek upadanja togosti Figure 5.31: The hysteresis backbone curve with the bilinear curve an d stiffness degradation of the strengthened wall (type B) Slika 5.32: Disipacija energije po posameznih ciklih in ekvivalentn i koeficienti viskoznega dušenja za utrjen zid tipa B Figure 5.32: Energy dissipation and equivalent viscous damping coefficient s for individual cycles for the strengthened wall type B -125 -100 -75 -50 -25 025 50 75 100 125 -12 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 12 F [kN] u [mm] NEUTRJEN UTRDITEV B -10 -5 0 5 10 -100 -50 050 100 d (mm) F (kN) Vsi cikli -125 -100 -75 -50 -25 025 50 75 100 125 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 F [kN] u [mm] OVOJNICA BILINEARIZACIJA -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 -100 -50 050 100 d (mm) Kn (kN/mm) Upadanje togosti 0 2 4 6 8 10 12 0200 400 600 800 1000 1200 d (mm) Ed (J) Disipacija energije 0 2 4 6 8 10 12 00.02 0.04 0.06 0.08 0.1 d (mm) ξKoeficienti ekv iv alentnega v iskoznega dušenja Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 71 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 5.33: Deformacije diagonal pri utrditvi tipa B, dobljene na podlagi optičnih meritev: a) iz točk na betonski vezi in temelju (točke P3-T1, P1-T3), b) na leseni plošči ( točke A2-A3, A1-A4) Figure 5.33: Diagonal deformations for strengthening type B based on optical measurements; a) from points on the concrete beam and foundation (points P3-T1, P1-T3), b) from points on the timber plate (points A2-A3, A1- A4) Slika 5.34: Poškodbe opečnega zidu z utrditvijo tipa B ter vpliv poškodb na pozic ije točk optičnega merjenja Figure 5.34: The damage of the masonry wall with the strengthening t ype B and damage influence on measuring point positions -12 -10 -8 -6 -4 -2 0246 -15 -10 -5 0 5 10 15 Pomik diagonal [mm] Horizontalni pomik [mm] D1 D2 -12 -10 -8 -6 -4 -2 0246 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 Pomik diagonal [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] D1 D2 -12 -10 -8 -6 -4 -2 0246 0 7000 14000 21000 Pomik diagonal [mm] T [s] D1 D2 -12 -10 -8 -6 -4 -2 0246 0 7000 14000 21000 Pomik diagonal [mm] T [s] D1 D2 a b 72 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 5.35: Deformacije vertikal pri utrditvi tipa B, dobljene na podlag i: a) LVDT meritev na betonski vezi in temelju (Lv1-Lv2, Lv4-Lv3) in b) optičnih meritev na lese ni plošči (točke A1-A3, A2-A4) Figure 5.35: Vertical deformations for strengthening type B based on: a) L VDT measurements from points on the concrete beam and foundation (Lv1-Lv2, Lv4-Lv3) and b) opt ical measurements from points on the timber plate (points A1-A3, A2-A4) Slika 5.36: Zdrsi med leseno ploščo in betonskim temeljem pri utrditvi tipa B, merjeni z LVDT-jem (L3) Figure 5.36: Slip between the timber plate and the concrete foundation for strengthening type B measured with an LVDT (L3) -8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 01 -15 -10 -5 0 5 10 15 Pomik vertikal [mm] Horizontalni pomik [mm] V (levo) V (desno) -8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 01 -15 -10 -5 0 5 10 15 Pomik vertikal [mm] Horizontalni pomik [mm] V (levo) V (desno) -8 -6 -4 -2 02 0 7000 14000 21000 Pomik vertikal [mm] T [s] V (levo) V (desno) -8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 01 0 7000 14000 21000 Pomik vertikal [mm] T [s] V (levo) V (desno) -2 -1.5 -1 -0.5 00.5 1 -15 -10 -5 0 5 10 15 Zdrs med točkama [mm] Horizontalni pomik [mm] -2 -1.5 -1 -0.5 00.5 1 0 5000 10000 15000 20000 u [mm] T [s] Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 73 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Optično merjen i zdrsi vogalov lesene plošč e glede na AB vez in temelj za tip utrditve B Slika 5.37: Primerjava lokalnih zdrsov vogalov ojačilne plošče glede na A B vez ali temelj za tip utrditve B Figure 5.37: The comparison of strengthening plate corner slips against th e RC tie and foundation for strengthening type B -6 -4 -2 024 -12 -9 -6 -3 0 3 6 9 12 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] P1-A1:Y P1-A1:X -6 -4 -2 024 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] P1-A1:Y P1-A1:X -6 -4 -2 024 -12 -9 -6 -3 0 3 6 9 12 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] P3-A2:Y P3-A2:X -6 -4 -2 024 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] P3-A2:Y P3-A2:X -6 -4 -2 024 -12 -9 -6 -3 0 3 6 9 12 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] A3-T1:Y A3-T1:X -6 -5 -4 -3 -2 -1 01234 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] A3-T1:Y A3-T1:X -6 -4 -2 024 -12 -9 -6 -3 0 3 6 9 12 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] A4-T3:Y A4-T3:X -6 -5 -4 -3 -2 -1 01234 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] A4-T3:Y A4-T3:X LEVO ZGORAJ LEVO SPODAJ DESNO SPODAJ DESNO ZGORAJ 74 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. 5.2.3. Utrditvena Xlam plošča, mehansko pritrjena v betonsko vez, 1. način – utrditev C Na naslednjem zidu smo leseno ploščo privijačili nep osredno v betonsko vez (Slika 5.38). Pri prvem primeru sidranja ojačitve v beton smo imeli (poleg spodnjega AB temelja) tudi zgornjo in spodnjo AB vez na vrhu in dnu zidu. Dimenziji AB vezi sta bili 25/ 16 cm za spodnjo in 25/15 cm za zgornjo. Skupna višina zidu je ostala enaka. Spodnja vez je sicer zmanj šala višino opečnega dela zidu za 15 cm. Slika 5.38: Skica zidu z ojačilno ploščo, privijačeno v betonsko vez, 1. nač in – utrditev C Figure 5.38: Wall sketch with the strengthening plate bolted into the concrete tie, 1 st type – strengthening C Slika 5.39: Načrt čevlja in jeklene pločevine za tip utrjevanja C Figure 5.39: Plan of the steel bracket and plate for strengthening type C Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 75 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 5.40: Detajli pritrjevanja lesene plošče na opečni zid za utrdite v tipa C Figure 5.40: Details of the timber plate connection onto the masonry wal l for strengthening type C Način pritrjevanja je bil podoben kot pri predhodne m primeru, kjer so bile palice sidrane v opeko. Vendar smo pritrjevanje z jekleno pločevino (Slika 5 .39, Slika 5.40, f, g) v betonski vezi izvajali samo s šestimi sidri (na vsaki strani), medtem ko v opek o z osmimi. Pomembna razlika je bila narejena na stiku jeklene pl očevine na zid (oziroma beton) ter stiku čevljev s pločevino. Ojačilne plošče morajo biti na zid pritrj ene tako, da izgubljajo kar se da malo prostega hoda ter prevzemajo silo že od začetka obremenjevanja. Zato smo na stiku jeklene pločevine na zid (oziroma beton) ter stiku čevljev s pločevino vse luknje smo porezkali v konusno obliko (Slika 5.40 a, b, c). En ako smo napravili z maticami, ki pa smo jih podrejali (S lika 5.40, d, e) v negativ oblike utora v pločevina h. 76 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Posledično so bili zdrsi na stikih, vijačenih z metrič nimi vijaki zelo omejeni. Geometrija jeklenih čevlje v je sicer ostala enaka (Slika 5.27). Porušni mehanizem zidu je ostal enak (diagonalne stri žne razpoke, Slika 5.42), vendar je ojačitev zaradi manjših zdrsov v spojih prevzela silo dovolj zgodaj, d a je bil vpliv na deformacijsko kapaciteto zidu precejšen. Iz histereznega odziva vidimo, da so največ ji pomiki pred porušitvijo narasli za 50 % (z 10 na 15 mm). Ker je opečni del zidu zaradi spodnje AB v ezi še nižji (135 namesto 150 cm) ter posledično še bolj tog z nižjo pričakovano deformacijsko kapacit eto, je povečanje največjega doseženega pomika še bolj pomembno. Nosilnost zidu se sicer ni povečal a. Slika 5.41: Pozicije mest induktivnih merilcev (levo) in točk za fotogrametrijo (desno) za zid z utrditvijo tipa C Figure 5.41: Positions of inductive measuring devices (left) and photogramm etry points (right) for the wall with the strengthening type C Slika 5.42: Razvoj poškodb na utrjenem opečnem zidu tipa C Figure 5.42: Damage development on the strengthened masonry wall type C Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 77 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 5.43: Histerezni odziv utrjenega opečnega zidu tipa C in primerja va z neutrjenim zidom Figure 5.43: The hysteretic response of a reinforced masonry wall type C a nd comparison with the unstrengthened Slika 5.44: Ovojnica histereze utrjenega zidu (tip C) ter bilinearna krivulja odziva in potek upadanja togosti Figure 5.44: The hysteresis backbone curve with the bilinear curve an d stiffness degradation of the strengthened wall (type C) Slika 5.45: Disipacija energije po posameznih ciklih in ekvivalentni koeficienti viskoznega dušenja za utrjen zid tipa C Figure 5.45: Energy dissipation and equivalent viscous damping coefficient s for individual cycles for the strengthened wall type C -125 -100 -75 -50 -25 025 50 75 100 125 -16 -14 -12 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 12 14 16 F [kN] u [mm] NEUTRJEN UTRDITEV C -15 -10 -5 0 5 10 15 -100 -50 050 100 d (mm) F (kN) Vsi cikli -125 -100 -75 -50 -25 025 50 75 100 125 -15 -10 -5 0 5 10 15 F [kN] u [mm] OVOJNICA BILINEARIZACIJA -15 -10 -5 0 5 10 15 -150 -100 -50 050 100 150 d (mm) Kn (kN/mm) Upadanje togosti 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 0200 400 600 800 1000 1200 1400 d (mm) Ed (J) Disipacija energije 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 00.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08 0.09 d (mm) ξKoeficienti ekvivalentnega viskoznega dušenja 78 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Na slikah (Slika 5.43, Slika 5.44, Slika 5.45) je pri kazan histerezni odziv med horizontalnim pomikom in silo na vrhu neutrjenega zidu, ovojnica prvega ci kla z bilinearizacijo, upadanje sekantnih togosti (nenormirano) za pozitivno in negativno stran, disipa cija energije pri posameznih pomikih v posameznih ciklih ter ekvivalentni koeficienti viskoznega dušen ja. Parametre histereznega odziva zidov bolj podrobno analiziramo in primerjamo v poglavju 5.2.5. Meritve deformacij diagonal in vertikal na opečnem zidu in leseni plošči (Slika 5.46, Slika 5.47) pokažejo razliko med deformacijami v zidu in plošči. V stikih še vedno obstaja določena stopnja podajnosti, kar je sicer pričakovano. Prikaz deformac ij na slikah tako kot poprej omejimo, saj je proti koncu zaradi poškodb zidu prihajalo do večjega vpliva na točke, ki smo jih optično spremljali. Meritve horizontalnih zdrsov z LVDT-ji na spodnjem robu lesene plošče (Slika 5.48) pokažejo, da je na spodnji strani zid zdrsnil do 1.5 mm, kar je približno toliko kot pri predhodnem testu. Optične meritve zdrsov med vogali na levi strani les ene plošče in zidom pokažejo vrednosti do približno 3 mm zdrsa v horizontalni smeri ter 6 mm v vertikalni . Kljub večjim pomikom pa lahko na račun dopolnjenega detajla čevlja kljub večjemu izmerjene mu zdrsu zaradi večje togosti z njim prevzamemo večjo silo. V tem je tudi razlog, da se deformacijsk a kapaciteta zidu poveča za 50 %, saj ojačilne plošče (sploh pri večjih pomikih) prevzemajo obremenitev. B istveno večje zdrse pa pokažejo meritve med vogali na desni strani zidu, ki znašajo do 12 mm. Na desnem zgornjem vogalu se pojavi tudi izrazit skok (približno 3 mm) zdrsov v obeh smereh. Razlog za večje razlike v optičnih meritvah po vsej verjetnosti izhaja (tako kot pri predhodnih testih) iz vpliva poš kodb opečenega zidu na optično spremljane točke. Kot pri predhodnih zidovih so tudi tu prikazane optič ne meritve zdrsov večje zaradi različnih pozicij spremljanih točk na zidu in leseni plošči. Slika 5.46: Deformacije diagonal pri utrditvi tipa C, dobljene na podlagi opti čnih meritev: a) iz točk na betonski vezi in temelju (točki P3-T1, P1-T3), b) na leseni plošči ( točke A2-A3, A1-A4) Figure 5.46: Diagonal deformations for strengthening type C based on optical m easurements: a) from points on the concrete beam and foundation (points P3-T1, P1-T3), b) from points on the timber plate (points A2-A3, A1- A4) -18 -15 -12 -9 -6 -3 03 -16 -12 -8 -4 0 4 8 12 16 Pomik diagonal [mm] Horizontalni pomik [mm] D1 D2 -18 -15 -12 -9 -6 -3 03 -16 -12 -8 -4 0 4 8 12 16 Pomik diagonal [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] D1 D2 -18 -15 -12 -9 -6 -3 03 0 7000 14000 21000 Pomik diagonal [mm] T [s] D1 D2 -18 -15 -12 -9 -6 -3 03 0 7000 14000 21000 Pomik diagonal [mm] T [s] D1 D2 a b Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 79 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 5.47: Deformacije vertikal pri utrditvi tipa C, dobljene na podlagi: a) LVDT meritev na betonski vezi in temelju (Lv1-Lv2, Lv4-Lv3) in b) optičnih meritev na lese ni plošči (točke A1-A3, A2-A4) Figure 5.47: Vertical deformations for strengthening type C based on: a) L VDT measurements from points on the concrete beam and foundation (Lv1-Lv2, Lv4-Lv3) and b) opt ical measurements from points on the timber plate (points A1-A3, A2-A4) Slika 5.48: Zdrsi med leseno ploščo in betonskim temeljem pri utrditvi tipa C, merjeni z LVDT-jem (L3) Figure 5.48: Slip between the timber plate and the concrete foundation for strengthening type C measured with an LVDT (L3) -9 -8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 01 -16 -12 -8 -4 0 4 8 12 16 Pomik vertikal [mm] Horizontalni pomik [mm] V (levo) V (desno) -9 -8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 01 -16 -12 -8 -4 0 4 8 12 16 Pomik vertikal [mm] Horizontalni pomik [mm] V (levo) V (desno) -9 -8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 01 0 7000 14000 21000 Pomik vertikal [mm] T [s] V (levo) V (desno) -9 -8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 01 0 7000 14000 21000 Pomik vertikal [mm] T [s] V (levo) V (desno) -1 -0.5 00.5 11.5 2 -16 -12 -8 -4 0 4 8 12 16 Zdrs med točkama [mm] Horizontalni pomik [mm] -1 -0.5 00.5 11.5 2 0 7000 14000 21000 u [mm] T [s] a b 80 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Optično merjen i zdrsi vogalov lesene ploščo glede na AB vez in temelj za tip utrditve C Slika 5.49: Primerjava lokalnih zdrsov vogalov ojačilne plošče glede na A B gredo ali temelj za tip utrditve C Figure 5.49: The comparison of strengthening plate corner slips against th e RC vez and foundation for strengthening type C -12 -9 -6 -3 036912 -16 -12 -8 -4 0 4 8 12 16 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] P1-A1:X P1-A1:Y -12 -9 -6 -3 036912 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] P1-A1:X P1-A1:Y -12 -9 -6 -3 036912 -16 -12 -8 -4 0 4 8 12 16 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] P3-A2:X P3-A2:Y -12 -9 -6 -3 036912 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] P3-A2:X P3-A2:Y -12 -9 -6 -3 036912 -16 -12 -8 -4 0 4 8 12 16 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] A3-T1:X A3-T1:Y -12 -9 -6 -3 036912 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] A3-T1:X A3-T1:Y -12 -9 -6 -3 036912 -16 -12 -8 -4 0 4 8 12 16 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] A4-T3:X A4-T3:Y -12 -9 -6 -3 036912 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] A4-T3:X A4-T3:Y LEVO ZGORAJ LEVO SPODAJ DESNO SPODAJ DESNO ZGORAJ Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 81 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. 5.2.4. Utrditvena Xlam plošča, mehansko pritrjena v betonsko vez, 2. način – utrditev D Sistem utrjevanja zadnjega zidu, kjer smo leseno plošč o ravno tako pritrdili v AB vezi, smo še nekoliko dopolnili. Poleg bolj natančne izvedbe sidranja na zgo rnji strani zidu in tesnjenja stika med jeklenim čevljem in leseno ploščo s poliuretanskim ekspanzijs kim lepilom (Slika 5.52, a), smo spremenili spodnji par čevljev (Slika 5.52, b, e), ki je imel (vsak) vr ezkanih deset lukenj pod kotom 45°. Skoznje smo zavijačili samovrezne vijake premera 6 mm, dolžine 80 mm. Leseni vijaki so v nategu bolj togi kot v strigu. V zadnjih letih se tak način spojev uveljavl ja za visokonosilne toge stike v zahtevnih lesenih konstrukcijah. Vsakega od čevljev v smo sidrali nep osredno v betonski temelj z dvema metričnima navojnima palicama M14, ki sta bili kemično sidrani z epoksidno maso. Leseno ploščo smo postavili neposredno na AB temelj (Slika 5.52, d, e). Merilci pomikov so bili še vedno nameščeni enako kot pri predhodnih testih. Optično pa smo pomike spremljali na strani, kjer je bila nameščena ojačitev (prej vedno na strani, kjer je bil izpostavljen zid). Slika 5.50: Skica zidu z ojačilno ploščo, privijačeno v betonsko vez, 2. nač in – utrditev D Figure 5.50: Wall sketch with the strengthening plate bolted into the concrete tie, 2 nd type – strengthening D Razlika v obnašanju je opazna v razvoju razpok na opeč nem zidu (Slika 5.54), ki so pri enakih pomikih manj izrazite kot pri neutrjenem zidu (Slika 5.7). Prav tako so bile prisotne deformacije na sidrnih elementih in ojačilnih ploščah. Prišlo je namreč do aktivacije sil v spodnjih sidrih, kar se je odrazilo v izvleku poševnih vijakov iz sidra (Slika 5.55, d), in pokanja betona temelja (Slika 5.55, e) zaradi nateznih napetosti, ki so jih povzročala sidra. V kri žno lepljenih lesenih ploščah pa so se pokazale manjše strižne razpoke (ki so sicer bolj posledica na teznih sil pravokotno na vlakna) na mestu vzporednih stikov dveh lamel. Te so po ozkih robovih med seboj zlepljene, vendar ta spoj ne pomeni nujno glavnega prenosa sile. Razlika je opazna tudi n a histereznem odzivu utrjenega zidu kjer se nosilnost zidu poveča na 138 kN (neutrjen 102 kN), d eformacijska kapaciteta pa naraste na 20 mm (prej 10 mm). Porušni mehanizem opečnega zidu je enak (diago nalne strižne razpoke), vendar tokrat zid ostane manj poškodovan pri enakih deformacijah. Ker se velik del sile prenese na ojačitev, slednja dejansko odpove. Šibka točka so štirje metrični nav oji M16 med zgornjimi jeklenimi čevlji in pločevino. 82 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Do prestriga (Slika 5.55, a, b, c) sicer pride zarad i vertikalne obtežbe, in ne strižnih sil zaradi vsilje nih pomikov. Ko se opečni zid močno deformira, namreč pr ide do znatnega posedanja. Vertikalna sila se posledično prenese na ojačitev prek strižnega spoja metričnih vijakov, ki so sedaj bistveno bolj obremenjeni in odpovejo. Slika 5.51: Skica spodnjega para jeklenih čevljev za utrditev tipa D Figure 5.51: Sketch of the bottom steel bracket pair for the strengthe ning type D Slika 5.52: Detajli pritrjevanja lesene plošče na opečni zid za utrdit ev tipa D Figure 5.52: Details of the timber plate connection onto the masonry wa ll for strengthening type D Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 83 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 5.53: Pozicije mest induktivni merilcev (levo) in točk za f otogrametrijo (desno) za zid z utrditvijo tipa C Figure 5.53: Positions of inductive measuring devices (left) and photogramm etry points (right) for the wall with the strengthening type C Slika 5.54: Razvoj poškodb na opečnem zidu pri 2. primeru vijačenja ojačitv ene plošče v betonsko vez in temelj Figure 5.54: Damage development on the masonry wall with the 2nd case o f the strengthening plate bolted into the concrete tie Slika 5.55: Prestrig metričnih vijakov med jeklenimi čevlji in ploč evino, izvlek poševnih vijakov v spodnjih čevljih in razpoke v betonskem temelju Figure 5.55: the shear failure of metric bolts connecting the steel bra cket with the steel plate, screw pullout in the lower brackets and cracks in the concrete foundation Na slikah (Slika 5.56, Slika 5.57, Slika 5.58) je pri kazan histerezni odziv med horizontalnim pomikom in silo na vrhu neutrjenega zidu, ovojnica prvega ci kla z bilinearizacijo, upadanje sekantnih togosti (nenormirano) za pozitivno in negativno stran, disipa cija energije pri posameznih pomikih v posameznih ciklih ter ekvivalentni koeficienti viskoznega duše nja. Parametre histereznega odziva zidov bolj podrobno analiziramo in primerjamo v poglavju 5.2.5. 84 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 5.56: Histerezni odziv utrjenega opečnega zidu tipa D in primerj ava z neutrjenim zidom Figure 5.56: The hysteretic response of a reinforced masonry wall type D and comparison with the unstrengthened Slika 5.57: Ovojnica histereze utrjenega zidu (tip D) ter bilinearn a krivulja odziva in potek upadanja togosti Figure 5.57: The hysteresis backbone curve with the bilinear curve an d stiffness degradation of the strengthened wall (type D) Slika 5.58: Disipacija energije po posameznih ciklih in ekvivalentni koeficienti viskoznega dušenja za utrjen zid tipa D Figure 5.58: Energy dissipation and equivalent viscous damping coefficient s for individual cycles for the strengthened wall type D -150 -125 -100 -75 -50 -25 025 50 75 100 125 150 -24 -20 -16 -12 -8 -4 0 4 8 12 16 20 24 F [kN] u [mm] NEUTRJEN UTRDITEV D -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 -100 -50 050 100 150 d (mm) F (kN) Vsi cikli -150 -100 -50 050 100 150 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 F [kN] u [mm] OVOJNICA BILINEARIZACIJA -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 -100 -50 050 100 d (mm) Kn (kN/mm) Upadanje togosti 0 5 10 15 20 0500 1000 1500 2000 2500 d (mm) Ed (J) Disipacija energije 0 5 10 15 20 00.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 d (mm) ξKoeficienti ekv iv alentnega v iskoznega dušenja Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 85 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Meritve deformacij diagonal in vertikal na opečnem zidu in leseni plošči (Slika 5.59, Slika 5.60) pokažejo razliko med deformacijami v zidu in plošči. De formacije diagonal v opeki merimo optično, posredno preko markerjev, pritrjenih na opečni zid ( skrit za leseno ploščo). Ker prihaja do poškodb zidu, kjer se zunanja roba zidu ločujeta navzven, je možno, d a se vpliv poškodb odraža tudi v meritvah diagonal. Nasprotno od predhodnih meritev (kjer smo deformacije diagonal sicer izračunali iz točk na vrhnji AB vezi, in ne neposredno na opeki) sta defor maciji diagonal bolj izrazito pozitivni (raztezek). Pri predhodnih testih je bila deformacija pretežno ne gativna (skrček). Meritvi vertikalnih pomikov AB vezi na vrhu sicer še vedno pokažeta sesedanje zidu. Meritve horizontalnih zdrsov z LVDT-ji na spodnjem robu lesene plošče (Slika 5.48) pokažejo, da je na spodnji strani zid zdrsnil do približno 2.2 mm. To je celo nekoliko več kot pri predhodnem testu (utrdite v C) vendar je spodnje sidranje sedaj bolj togo (blok iranje zidu), zato kljub večjemu pomiku prevzamemo več sile. Optične meritve zdrsov med vogali (Slika 5.62) na zg ornji strani lesene plošče in zidom pokažejo vrednosti do približno 5 mm zdrsa v horizontalni smeri ter 9 – 10 mm v vertikalni. Kot pri predhodnih zidovih so tudi tu prikazane optične meritve zdrsov ve čje zaradi različnih pozicij spremljanih točk na zidu in leseni plošči. Ta pojav je manj izrazit pri me ritvah na spodnji strani, kjer so si točke meritev, ki jih uporabljamo za račun zdrsa, nekoliko bližje. Opt ične meritve v horizontalni smeri (približno 1 mm) so celo manjše od vrednosti, izmerjenih z LVDT-ji. Ver tikalni zdrsi vogalov plošče na spodnji strani plošče so v negativni smeri približno 1.5 mm (plošča se nasloni na AB temelj), v pozitivni smeri pa 4.5 mm. Slika 5.59: Deformacije diagonal pri utrditvi tipa D, dobljene na podlagi opt ičnih meritev: a) iz točk na betonski vezi in temelju (točki P2-T1, P1-T3), b) na leseni plošči (t očke L2-L3, L1-L4) Figure 5.59: Diagonal deformations for strengthening type D based on optical measurements: a) from points on the concrete beam and foundation (points P2-T1, P1-T3), b) from points on the timber plate (points L2-L3, L1- L4) -14 -12 -10 -8 -6 -4 -2 02468 -24 -18 -12 -6 0 6 12 18 24 Pomik diagonal [mm] Horizontalni pomik [mm] D1 D2 -14 -12 -10 -8 -6 -4 -2 02468 -24 -18 -12 -6 0 6 12 18 24 Pomik diagonal [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] D1 D2 -14 -12 -10 -8 -6 -4 -2 02468 0 7000 14000 21000 Pomik diagonal [mm] T [s] D1 D2 -14 -12 -10 -8 -6 -4 -2 02468 0 7000 14000 21000 Pomik diagonal [mm] T [s] D1 D2 a b 86 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 5.60: Deformacije vertikal pri utrditvi tipa D, dobljene na podlagi : a) LVDT meritev na betonski vezi in temelju (Lv1-Lv2, Lv4-Lv3) in b) optičnih meritev na lese ni plošči (točke L2-L4, L1-L3) Figure 5.60: Vertical deformations for strengthening type D based on: a) L VDT measurements from points on the concrete beam and foundation (Lv1-Lv2, Lv4-Lv3) and b) opt ical measurements from points on the timber plate (points L2-L4, L1-L3) Slika 5.61: Zdrsi med leseno ploščo in betonskim temeljem pri utrditvi tipa D, merjeni z LVDT-jem (P2-L2) Figure 5.61: Slip between the timber plate and the concrete foundation for strengthening type D measured with an LVDT (P2-L2) -8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 012 -24 -18 -12 -6 0 6 12 18 24 Pomik vertikal [mm] Horizontalni pomik [mm] V (levo) V (desno) -8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 012 -24 -18 -12 -6 0 6 12 18 24 Pomik vertikal [mm] Horizontalni pomik [mm] V (levo) V (desno) -8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 012 0 7000 14000 21000 Pomik vertikal [mm] T [s] V (levo) V (desno) -8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 012 0 7000 14000 21000 Pomik vertikal [mm] T [s] V (levo) V (desno) -2.5 -2 -1.5 -1 -0.5 00.5 11.5 2 -24 -18 -12 -6 0 6 12 18 24 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] -2.5 -2 -1.5 -1 -0.5 00.5 11.5 2 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] a b Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 87 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Optično merjen i zdrsi vogalov lesene ploščo glede na AB vez in temelj za tip utrditve D Slika 5.62: Primerjava lokalnih zdrsov vogalov ojačilne plošče glede na A B vez ali temelj za tip utrditve D Figure 5.62: The comparison of strengthening plate corner slips against th e RC tie and foundation for strengthening type D -10 -8 -6 -4 -2 0246 -24 -18 -12 -6 0 6 12 18 24 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] P1-L1:X P1-L1:Y -10 -8 -6 -4 -2 0246 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] P1-L1:X P1-L1:Y -10 -8 -6 -4 -2 0246 -24 -18 -12 -6 0 6 12 18 24 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] P2-L2:X P2-L2:Y -10 -8 -6 -4 -2 0246 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] P2-L2:X P2-L2:Y -10 -8 -6 -4 -2 0246 -24 -18 -12 -6 0 6 12 18 24 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] L3-T1:X L3-T1:Y -10 -8 -6 -4 -2 0246 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] L3-T1:X L3-T1:Y -10 -8 -6 -4 -2 0246 -24 -18 -12 -6 0 6 12 18 24 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] L4-T3:X L4-T3:Y -10 -8 -6 -4 -2 0246 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] L4-T3:X L4-T3:Y LEVO ZGORAJ LEVO SPODAJ DESNO SPODAJ DESNO ZGORAJ 88 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. 5.2.5. Analiza rezultatov utrjevanja opečnega zidu V nadaljevanju bolj podrobno med seboj primerjamo v se karakteristike, ki smo jih izračunali iz histereznega obnašanja neutrjenih in utrjenih zidov. 5.2.5.1 Primerjave nosilnosti, togosti, duktilnosti Na sliki (Slika 5.63) prikažemo ovojnice prvih ciklov za vse strižne teste zidov, neutrjenega in vse štiri tipe utrditve, v preglednicah (Preglednica 5.3, Preg lednica 5.4, Preglednica 5.5) pa izvrednotimo parametre v karakterističnih točkah ovojnic, ki jih tudi primerjamo na sliki (Slika 5.64). Obnašanje posameznih zidov in razvoj poškodb smo opisa li že v predhodnih poglavjih. Primerjava medsebojnega obnašanja pokaže, da se utrditev tipa B (mehansko pritrjevanje v opeko) obnaša tako rekoč enako kot neutrjen zid. Razlog ni bil ta, da sm o mehanske stike sidrali v opeko, pač pa v samih mehanskih stikih, ki so imeli preveč prostega hoda med navojnimi palicami in pločevinami. Tega smo kasneje omejili, kar je razvidno iz odziva utrjenih zid ov tipa C in D. Utrditev tipa A (nalepljena) poveča tako silo na meji nastanka razpok ( Fcr , ki jo izvrednotimo kot 2/3 največje sile), največj o silo/nosilnost (Fmax ) ter nekoliko tudi silo pri največjem doseženem pom iku ( Fdmax ). Poveča tudi vse pripadajoče vrednosti pomikov oziroma zasukov ( θcr , θFmax , θFdmax ). Utrditev tipa C (mehansko pritrjevanje v beton – 1. način) nima vpliva na nosilnost, poveča pa def ormacijsko kapaciteto. Utrditev tipa D (mehansko pritrjevanje v beton – 2. način) poveča tako nosiln ost kot deformacijsko kapaciteto. Slika 5.63: Primerjava ovojnic prvih ciklov odziva za vse teste Figure 5.63: The comparison of first cycle envelopes for all tests -150 -100 -50 050 100 150 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 F [kN] u [mm] NEUTRJEN UTRDITEV A UTRDITEV B UTRDITEV C UTRDITEV D Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 89 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 5.64: Primerjava povprečnih vrednosti zasukov in sil v karakterist ičnih točkah diagramov sila-pomik Figure 5.64: The comparison of average drifts and forces in characteristic points of force-displacement diagrams Preglednica 5.3: Vrednosti pomikov in sil v karakterističnih točkah diagramo v sila-pomik za obe smeri testov Table 5.3: Values of displacements and forces in characteristic points of force-displacement diagrams obtained in tests for both directions Nastanek razpok Največja sila Največji pomik ZID dcr + d cr - F cr + F cr - d Fmax + dFmax - F max + F max - d max + d max - F dmax + Fdmax - [mm] [mm] [kN] [kN] [mm] [mm] [kN] [kN] [mm] [mm] [ kN] [kN] Neutrjen 0.81 -0.86 68.0 -67.0 4.00 -3.64 101.9 -100.5 10.0 -10.1 80.0 -73.3 Utrditev A 1.37 -1.33 91.4 -93.7 7.23 -7.39 137.1 -140.5 12.6 -12.5 83.1 -82.9 Utrditev B 0.94 -0.90 70.0 -73.9 2.92 -3.00 105.0 -110.8 10.0 -10.1 79.7 -76.4 Utrditev C 0.83 -0.68 68.9 -65.1 3.94 -2.52 103.3 -97.7 15.0 -15.0 88.7 -82.6 Utrditev D 2.08 -1.58 92.2 -81.4 18.74 -19.70 138.3 -122.2 20.2 -20.1 134.9 -120.8 Preglednica 5.4: Vrednosti zasukov v karakterističnih točkah diagramov sila- pomik za obe smeri testov ter njihova povprečja Table 5.4: Drift values in characteristic points of force-displacement diagrams obtained in tests for both directions and their average values Nastanek razpok Največja sila Največji pomik ZID Θcr + Θ cr - Θ cr avg Θ Fmax + Θ Fmax - Θ Fmax avg Θ max + Θ max - Θ max avg [%] [%] [%] [%] [%] [%] [%] [%] [%] Neutrjen 0.05 -0.05 0.05 0.25 -0.23 0.24 0.64 -0.64 0.64 Utrditev A 0.09 -0.08 0.08 0.46 -0.47 0.46 0.80 -0.79 0.80 Utrditev B 0.06 -0.05 0.06 0.19 -0.19 0.19 0.64 -0.64 0.64 Utrditev C 0.05 -0.04 0.05 0.25 -0.16 0.21 0.95 -0.96 0.95 Utrditev D 0.13 -0.09 0.11 1.19 -1.25 1.22 1.28 -1.28 1.28 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 Θcr ΘFmax Θmax Povprečne vrednosti zasukov [%] Neutrjen Utrditev A Utrditev B Utrditev C Utrditev D 020 40 60 80 100 120 140 Fcr Fmax Fdmax Povprečne vrednosti sil [kN] 90 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Preglednica 5.5: Povprečne vrednosti pomikov in sil v karakterističnih točkah diagramov sila-pomik Table 5.5: Average values of displacements and forces in characteristi c points of force-displacement diagrams ZID dcr F cr d Fmax F max d max F dmax [mm] [kN] [mm] [kN] [mm] [kN] Neutrjen 0.84 67.5 3.82 101.2 10.05 76.7 Utrditev A 1.35 92.5 7.31 138.8 12.55 83.0 Utrditev B 0.92 72.0 2.96 107.9 10.05 78.1 Utrditev C 0.76 67.0 3.23 100.5 15.04 85.6 Utrditev D 1.83 86.8 19.22 130.2 20.13 127.8 Idealizacija ovojnic v bilinearno obliko (Slika 5.65) nam omogoči izvrednotenje dodatnih parametrov ( Preglednica 5.6, Preglednica 5.7, Preglednica 5.8); togosti ( Kef ), idealizirane nosilnosti ( Fy) in duktilnosti (μ) ter zasukov v mejnih stanjih. Bilinearizacijo izvede mo v skladu s postopkom, opisanim v poglavju 5.1.2.1. Efektivno togost izvrednotimo pri 2/3 vred nosti maksimalne sile (in pripadajočem pomiku), ki jo posamezen zid doseže. Zato pri primerih utrditev A in D pride do sicer nepričakovanega padca efektivne togosti, kljub višji največji sili. Ker o ba zidova dosežeta maksimalno silo pri večjem pomiku kot neutrjen zid, se njuna efektivna togost posledič no zmanjša. To seveda ne pomeni, da je njuna začetna togost nižja kot za neutrjen zid, vendar nastanka prv ih razpok na zidu nismo povsod beležili, zato primerjave togosti pri prvih razpokah ne podajamo. Slika 5.65: Primerjava bilinearno idealiziranih diagramov ovojnic prvi h ciklov odziva za vse teste Figure 5.65: The comparison of bi-linearly idealised force-displacement diag rams of first cycle envelopes for all tests -150 -100 -50 050 100 150 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 F [kN] u [mm] NEUTRJEN UTRDITEV A UTRDITEV B UTRDITEV C UTRDITEV D Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 91 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Zasuk zidu na meji idealizirane elastičnosti je za prim era utrjevanja B in C približno enak neutrjenemu, za utrditev A se poveča za 50 % za utrditev D pa za 100 %. Zasuk pri katerem vrednost sile v zidu pade na 80 % maksimalne, tj. θu in s katerim definiramo tudi mejno stanje nosilnos ti na meji porušitve (NC), za primer utrditve B celo nekoliko pade (za 8 %) za vs e ostale primere utrjevanja pa se poveča. Za nalepljeno ojačitev (tip A) za 33 %, utrditev C za 98 % in 166 % za utrditev tipa D. Če primerjamo izračunane vrednosti mejnega zasuka za stanje NC z vred nostmi, ki jih podaja Evrokod 8, ugotovimo, da doseženi vrednosti zasukov za stanje NC (in posredn o mejno stanje velikih poškodb SD) neutrjenega zidu in utrditve tipa B ne dosegata zahtev standarda (le 91 oziroma 82 % vrednosti). Vsi ostali tipi utrditve zahtevane vrednosti presežejo; tip A za 21 %, tip C za 79 % ter tip D za 140 %. Razmerje med idealiziranim zasukom na meji nosilnosti θu in meji elastičnosti θe je parameter duktilnosti. Za neutrjen zid ta znaša 6.5, za tipa utrj evanja A in B pa vrednost pade na 5.2 oz. 5.4. Povečanje parametra je prisotno za utrditev tipa C, k i zraste na 14.6, večja pa je tudi za utrditev tipa D , in sicer 7.9. Slika 5.66: Primerjava povprečnih vrednosti zasukov in sil v karakterist ičnih točkah bi-linearno idealiziranih diagramov sila-pomik ter efektivnih togosti in duktilnosti Figure 5.66: The comparison of average drifts and forces in characteristic points of bi-linearly idealised force- displacement diagrams, effective stiffness and ductility rati os Preglednica 5.6: Vrednosti pomikov in sil v karakterističnih točkah bilinea rno idealiziranih diagramov sila- pomik ter efektivnih togosti in duktilnosti za obe smeri test ov Table 5.6: Values of displacements and forces in characteristic points of bi-linearly idealised force-displacement diagrams, effective stiffness and ductility ratios obtained in tests for both directions ZID Fy+ F y- d e+ d e- K ef + K ef - d u+ d u- μ+ μ- [kN] [kN] [mm] [mm] [kN/mm] [kN/mm] [mm] [mm] Neutrjen 94.1 -92.9 1.15 -1.21 81.9 76.5 7.6 -7.6 6.64 6.28 Utrditev A 129.3 -132.5 1.96 -1.91 65.9 69.3 10.2 -10.1 5.20 5.29 Utrditev B 95.4 -100.1 1.29 -1.24 74.0 80.7 7.6 -6.1 5.90 4.93 Utrditev C 92.8 -88.4 1.14 -0.94 81.2 94.2 15.0 -15.0 13.15 16.03 Utrditev D 130.1 -114.5 2.93 -2.23 44.3 51.4 20.2 -20.1 6.87 9.02 020 40 60 80 100 120 140 Fy [kN] 010 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Kef [kN/mm] 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 Θe ΘuPovprečni zasuki [%] Neutrjen Utrditev A Utrditev B Utrditev C Utrditev D 0246810 12 14 16 μ[-] 92 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Preglednica 5.7: Povprečne vrednosti pomikov in sil v karakterističnih točka h bilinearno idealiziranih diagramov sila-pomik ter efektivnih togosti in duktilnosti Table 5.7: Average values of displacements and forces in characteristi c points of bi-linearly idealised force- displacement diagrams, effective stiffness and ductility rati os ZID Fy d e K ef d u μ [kN] [mm] [kN/mm] [mm] Neutrjen 93.50 1.2 79.2 7.6 6.5 Utrditev A 130.90 1.9 67.6 10.2 5.2 Utrditev B 97.80 1.3 77.4 6.9 5.4 Utrditev C 90.59 1.0 87.7 15.0 14.6 Utrditev D 122.31 2.6 47.9 20.1 7.9 Preglednica 5.8: Vrednosti zasukov pri različnih mejnih stanjih v primerja vi z zahtevami Evrokoda 8 Table 5.8: Drift values at different limit states compared to the Eu rocode 8 demands ZID Θe 0.75 Θ u 0.75 Θ u / SD Θ u Θ u / NC [%] [%] [%] [%] [%] Neutrjen 0.08 0.36 91% 0.48 91% Utrditev A 0.12 0.48 121% 0.64 121% Utrditev B 0.08 0.33 82% 0.44 82% Utrditev C 0.07 0.72 179% 0.95 179% Utrditev D 0.16 0.96 240% 1.28 240% 5.2.5.2 Disipacija energije in ekvivalentno viskozno dušenje Z vidika absolutne vrednosti disipirane energije v p rvem ciklu (Slika 5.67, levo) vidimo, da ni večjih odstopanj med neutrjenim zidom in utrditvami tipov C in D (do odpovedi neutrjenega zidu). Večjo absolutno vrednost disipacije izkazuje nalepljena oja čitev (tip A), ki narašča do 10 mm horizontalnega pomika (pri tem pomiku je disipacija energije za 80 % večja kot pri neutrjenem), potem pa po ločitvi lesene plošče od zidu pade. Nekoliko povečano disipa cijo energije pri posameznih vrednostih pomikov v primerjavi z neutrjenim zidom izkazuje tudi utrditev B, ki sicer dosega celo slabši odziv z vidika nosilnosti in duktilnosti. Predvidevamo, da je pove čana disipacija energije pri utrditvi B možna tudi zaradi trenja v mehanskih spojih med ojačitvijo in zi dom. Za utrditev B je mestoma večja tudi relativna disipacija (Slika 5.67, desno) energije (v primerja vi z vneseno). Višjo relativno disipacijo v primerja vi z neutrjenim zidom ima tudi utrditev A v intervalu me d 6 in 10 mm horizontalnega pomika. Ostali tipi utrditev pa izkazujejo nižjo ali enako relativno disip acijo kot neutrjen zid. Relativna disipacija utrditv e C se stabilizira pri približno 43 %, pri horizontalnem pomiku od 4 mm naprej. Relativna disipacija utrditve D pa pri 32 %, od 5 mm horizontalnega pomik a dalje. Medtem ko je stabilno območje disipacije neutrjenega zidu v intervalu 2.5 do 7.5 mm približno 40 % Kumulativna absolutna disipacija energije prvih cik lov (Slika 5.68, levo) narašča s pomiki približno enako za vse zidove. Za 12 % je povečana za utrditev B pri horizontalnem pomiku 10 mm, za 70 % pa je večja za utrditev A. Za slednjo vrsto utrditve pa razmerje kumulative med disipirano in vneseno energijo (Slika 5.68, desno) narašča počasneje od o stalih in doseže vrednost neutrjenega zidu šele pri Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 93 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. pomiku 10 mm. Relativne kumulative za neutrjen zid te r utrditvi B, C se stabilizirajo pri približno 40 % od pomika 4 mm naprej, utrditev tipa D pa pri dobri h 30 % od pomika 3 mm naprej. Slika 5.67: Primerjava disipacije energije prvih ciklov odziva ter raz merje med disipirano in vneseno energijo za vse teste Figure 5.67: The comparison of energy dissipation of first response cycles and di ssipated to input energy ratios for all tests Slika 5.68: Primerjava kumulativne disipacije energije prvih ciklov odziva ter razmerje med kumulativno disipirano in vneseno energijo za vse teste Figure 5.68: The comparison of cumulative energy dissipation of first response cycles and cumulated dissipated to input energy ratios for all tests Disipacijo energije pri karakterističnih amplitudni h pomikih testov prikažemo tudi v preglednicah (Preglednica 5.9, Preglednica 5.10). Izrazitih odstopan j glede na zgoraj ugotovljeno v karakterističnih točkah ni. Absolutne vrednosti disipacije so za prim era utrditve A in D, pri dmax pa tudi za primer C, večje, kar je zaradi dodatnih ojačitvenih elementov pričakovano. Vendar relativna disipacija energije utrjenih sistemov razen v posameznih primerih (npr. o jačitev B pri dmax ) ni večja. 0500 1000 1500 2000 2500 0 5 10 15 20 EDIS [J] d [mm] NEUTRJEN UTRDITEV A UTRDITEV B UTRDITEV C UTRDITEV D 0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 0 5 10 15 20 EDIS / E INP d [mm] NEUTRJEN UTRDITEV A UTRDITEV B UTRDITEV C UTRDITEV D 01000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 0 5 10 15 20 CUM E DIS [J] d [mm] NEUTRJEN UTRDITEV A UTRDITEV B UTRDITEV C UTRDITEV D 0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 0 5 10 15 20 CUM (E DIS / E INP ) d [mm] NEUTRJEN UTRDITEV A UTRDITEV B UTRDITEV C UTRDITEV D 94 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Preglednica 5.9: Disipirana in vnesena energija za 1. cikle karakteristi čnih amplitudnih pomikov testov Table 5.9: Dissipated and input energy for the 1 st cycles of characteristic limit states attained at tests 1. CIKLI ZID dcr d e d Fmax d max EDIS EINP EDIS / E INP EDIS EINP EDIS / E INP EDIS E INP EDIS / E INP EDIS E INP EDIS / E INP [J] [J] [J] [J] [J] [J] [J] [J] Neutrjen 33 113 0.292 60 191 0.315 320 741 0.432 812 1367 0.594 Utrditev A 56 260 0.217 94 420 0.224 942 1989 0.474 1 088 2087 0.522 Utrditev B 29 140 0.210 60 225 0.265 241 636 0.378 10 36 1418 0.731 Utrditev C 29 101 0.284 49 163 0.304 238 642 0.371 11 32 2591 0.437 Utrditev D 101 331 0.304 170 566 0.301 1974 4843 0.40 8 2135 5056 0.422 Preglednica 5.10: Kumulativna disipirana in vnesena energija za 1. cikle karakterističnih amplitudnih pomikov testov Table 5.10: Cumulated dissipated and input energy for the 1 st cycles of characteristic limit states attained at tests KUMULATIVNE VREDNOSTI ZID dcr d e d Fmax d max EDIS EINP EDIS / E INP EDIS EINP EDIS / E INP EDIS E INP EDIS / E INP EDIS E INP EDIS / E INP [J] [J] [J] [J] [J] [J] [J] [J] Neutrjen 63 206 0.305 124 400 0.310 1040 2670 0.389 3294 7503 0.439 Utrditev A 112 550 0.203 217 1022 0.213 3017 8107 0.372 5705 12927 0.441 Utrditev B 50 277 0.179 104 479 0.218 678 2148 0.316 3710 7651 0.485 Utrditev C 46 171 0.267 98 343 0.286 817 2248 0.363 5 345 12918 0.414 Utrditev D 199 754 0.264 435 1536 0.283 7223 21241 0.340 7605 22150 0.343 Slika 5.69: Primerjava ekvivalentnih koeficientov viskoznega dušenj a za vse tri cikle odziva vseh testov Figure 5.69: The comparison of equivalent viscous damping coefficients of al l three response cycles of all tests Vrednosti ekvivalentnih koeficientov viskoznega duše nja prikažemo za celoten spekter horizontalnih pomikov zidu za vse tri cikle (Slika 5.69), v pregledn ici (Preglednica 5.11) pa jih izvrednotimo tudi pri karakterističnih amplitudnih pomikih testov. Vrednosti za neutrjen zid se pri nižjih pomikih giblj ejo okoli vrednosti 0.09, z naraščanjem pomikov pa se povečujejo do končne vrednosti 0.19. Višji cikli izkazujejo nižje vrednosti, upad med prvim in tretji m 0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0 5 10 15 20 ξ d [mm] 1. cikel 0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0 5 10 15 20 ξ d [mm] 2. cikel 0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0 5 10 15 20 ξ d [mm] 3. cikel NEUTRJEN UTRDITEV A UTRDITEV B UTRDITEV C UTRDITEV D Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 95 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. ciklom je med 20 in 30 %. Utrjeni zidovi izkazujejo pr etežno nižje vrednosti ξ, izjema je utrditev B pri maksimalnem pomiku. V grobem se vrednosti ξ za vse zidove gibljejo v intervalu med 0.10 in 0.15 za večji del območja pomikov nad de. Vrednosti pri višjih ciklih, z izjemo utrditev C i n D pri pomikih, večjih od dFmax , nekoliko upadejo. Preglednica 5.11: Vrednosti ekvivalentnih faktorjev viskoznega dušenja pri k arakterističnih amplitudah pomikov testov za vse tri cikle Table 5.11: Values of the equivalent viscous damping factors at charac teristic limit states attained at tests for all three cycles ZID ξ (d cr ) ξ (d e) ξ (d Fmax ) ξ (d max ) 1. cikel 2. cikel 3. cikel 1. cikel 2. cikel 3. cikel 1. cikel 2. cikel 3. cikel 1. cikel 2. cikel 3. cikel Neutrjen 0.093 0.082 0.075 0.098 0.091 0.082 0.137 0 .117 0.101 0.189 0.155 0.137 Utrditev A 0.068 0.062 0.052 0.071 0.070 0.064 0.151 0.150 0.145 0.166 0.142 0.133 Utrditev B 0.066 0.061 0.056 0.081 0.075 0.069 0.120 0.115 0.103 0.233 0.213 0.203 Utrditev C 0.090 0.081 0.072 0.096 0.088 0.079 0.117 0.108 0.096 0.139 0.167 - Utrditev D 0.096 0.081 0.081 0.096 0.090 0.085 0.129 0.156 0.015 0.135 0.168 - 5.2.5.3 Upadanje togosti in nosilnosti Na naslednji sliki (Slika 5.70) prikažemo upadanje s ekantnih togosti, deljenih z efektivno togostjo v odvisnosti od kvocienta izbranega pomika in pomika p ri maksimalni sili ter izbranega pomika in maksimalnega pomika. Utrditvi tipa A in D izkazujeta nižja razmerja togosti v primerjavi z neutrjenim zidom tako rekoč vzdolž celotnega spektra pomikov, nor miranih s pomikom pri največji sili. Utrditev C je v tem pogledu skoraj skladna z neutrjenim zidom, u trditev B pa je nekoliko bolj toga. Pri normiranih sekantnih togostih v odvisnosti od po mikov, normiranih z maksimalnimi vrednostmi, od povprečja bolj izrazito odstopa utrditev C, ki izkazuje približno 50 % nižje vrednosti. Tudi normirane sekantne togosti utrditve D so do 20 % nižje od ost alih. Slika 5.70: Primerjava upadanja normirane sekantne togosti prvega cikla odziva vseh testov glede na pomik normiran s pomikom pri maksimalni sili ali maksimalnem pom iku Figure 5.70: The comparison of normalized secant stiffness reduction as a f unction of the displacement normalised to the displacement at maximum force or maximum o verall displacement 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 5.0 K / K eff d / d Fmax NEUTRJEN UTRDITEV A UTRDITEV B UTRDITEV C UTRDITEV D 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 K / K eff d / d max NEUTRJEN UTRDITEV A UTRDITEV B UTRDITEV C UTRDITEV D 96 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 5.71: Primerjava padanja nosilnosti drugega in tretjega cikla odzi va (v primerjavi s prvim ciklom) v odvisnosti od pomika, normiranega s pomikom pri maksimalni sili, za vse teste. Figure 5.71: The comparison of strength reduction in the second and third cy cle (compared to the first cycle) as a function of the displacement normalised to the displacement at maximum force for all tests Redukcija nosilnosti v drugem ciklu (Slika 5.79, lev o) v primerjavi s prvim znaša za vse zidove med 0 in 5 % do pomika pri največji sili (negativni predz nak na sliki pomeni zmanjšanje nosilnosti). Za neutrjen zid nato narašča do 10 % pri največjem pomi ku, za utrjena primera B in C pa se pri višjih pomikih giblje med 5 in 10 %. Večje odstopanje je o pazno pri nalepljeni ojačitvi (tip A), pri kateri v drugem ciklu pride do ločitve ojačilne plošče od zid u in izrazitega padca nosilnosti (20 %). Podobno se zgodi tudi pri redukciji nosilnosti v tretjem ciklu (Slika 5.79, desno), le da je padec nosilnosti utrd itve A še bolj izrazit (33 %). Redukcija nosilnosti utrdit ve C se v primerjavi z drugim ciklom poveča še za dodatnih 5 %, ravno tako utrditve B, ki pa ima tudi bolj izrazit 20-% padec pri končnem pomiku. Vrednosti za neutrjen zid se tudi v tretjem ciklu od pomika pri maksimalni sili gibljejo okoli 10 %. Pri vseh zidovih v prvem, drugem ali pa obeh korakih (0. 25 in 0.50 mm) se nosilnost poveča. 5.2.5.4 Zdrsi med ojačilno ploščo in zidom V nadaljevanju prikažemo še medsebojno primerjavo de formacij diagonal na križno lepljenih lesenih ojačilnih ploščah, zdrse med ploščo in temeljem, mer jene z LVDT-ji, ter zdrse med vogali plošč ter zidom. Deformacije diagonal (Slika 5.72) v lesenih ploščah so pri vseh primerih utrditve, z izjemo tipa A, zelo majhne, znotraj intervala ± 1 mm. V primerih B in C p ride pri večjih pomikih tudi do izrazitega vpliva poškodb zidu na merske točke, da izmerjene vrednosti niso več relevantne. Velikostni red deformacij diagonal pri utrditvi tipa A (nalepljena plošča) pa je nekajkrat večji od ostalih. Zaradi dobre povezan osti plošče in zidovja, ki je prisotna vse do krhke poruš itve stika (zaradi natezne odpovedi plasti opeke), bi deformacije do 3 ali 4 mm bile še pričakovane. Vend ar tudi po odpovedi obloge deformacije naraščajo. Pri večjih pomikih bi razlog lahko iskali v vplivu po škodb zidovja na merilne točke (tako kot pri ostalih primerih). Možno pa je tudi, da je nastala napaka pr i optičnih meritvah, bodisi pri meritvi sami ali pa identifikaciji točk. Zanesljive razlage za povečane de formacije sicer ne moremo podati. Meritve zdrsov z LVDT-ji (Slika 5.73), nameščenimi na s podnjem robu lesenih plošč, ki so merili horizontalni zdrs med ploščo in AB temeljem, dajejo b olj konsistentne vrednosti. Z izjemo ojačitve A, pri kateri je zdrs sprva zelo majhen, po ločitvi oblo ge pa izrazito narašča, so zdrsi pri preostalih vrstah utrditve (B, C, D) znotraj intervala 1 – 2 mm. To si cer ne pomeni, da so sile v spojih enake, saj smo jeklene čevlje za spajanje lesene plošče in zidu med potekom testov dopolnjevali (zmanjševali prosti hod in povečevali togost). Izboljšan histerezni odziv zi dov z utrditvama C in D govori v prid uspešnosti korekcije veznih sredstev. -35% -30% -25% -20% -15% -10% -5% 0% 5% 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 5.0 ΔFmax,i / F max,i d / d Fmax Redukcija nosilnosti - 2. cikel NEUTRJEN UTRDITEV A UTRDITEV B UTRDITEV C UTRDITEV D -35% -30% -25% -20% -15% -10% -5% 0% 5% 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 5.0 ΔFmax,i / F max,i d / d Fmax Redukcija nosilnosti - 3. cikel NEUTRJEN UTRDITEV A UTRDITEV B UTRDITEV C UTRDITEV D Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 97 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Optično merjena deformacija diagonal ojačilne plošče za vse v rste utrditve Slika 5.72: Primerjava optično merjenih deformacij diagonal ojačilnih pl ošč, ki so nalepljene (a), privijačene v opeko (b), v beton na prvi (c) in drugi (d) način Figure 5.72: The comparison of optically measured diagonal deformations of stre ngthening plates being glued (a), bolted into masonry (b), concrete first (c) and second type (d) -9 -6 -3 0369 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 Pomik diagonal [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] D1 D2 DUGAČNO MERILO KOT PRIMERI B, C, D! -9 -6 -3 0369 0 7000 14000 21000 Pomik diagonal [mm] T [s] D1 D2 -3 -2 -1 0123 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 Pomik diagonal [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] D1 D2 -3 -2 -1 0123 0 7000 14000 21000 Pomik diagonal [mm] T [s] D1 D2 -3 -2 -1 0123 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 Pomik diagonal [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] D1 D2 -3 -2 -1 0123 0 7000 14000 21000 Pomik diagonal [mm] T [s] D1 D2 -3 -2 -1 0123 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 Pomik diagonal [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] D1 D2 -3 -2 -1 0123 0 7000 14000 21000 Pomik diagonal [mm] T [s] D1 D2 A C D B 98 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. HORIZONTALNI z drs med leseno ploščo in temeljem, merjen z induktivnimi meri lci za vse vrste utrditve Slika 5.73: Primerjava horizontalnih zdrsov med ojačilnimi ploščami in te melji merjenih z induktivnimi merilci za plošče, ki so nalepljene (a), privijačene v opeko (b), v bet on na prvi (c) in drugi (d) način Figure 5.73: The comparison of inductive measurements of strengthening pl ate-foundation horizontal slips for the cases of plates being glued (a), bolted into masonry (b), concrete first (c) and second type (d) -3 -2 -1 0123456 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] -3 -2 -1 0123456 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] -3 -2 -1 0123456 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] -3 -2 -1 0123456 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] -3 -2 -1 0123456 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] -3 -2 -1 0123456 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] -3 -2 -1 0123456 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] -3 -2 -1 0123456 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] A C D B Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 99 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Optično merjen zdrs med LEVIM ZGORNJIM vogalom lesene plošč e in AB preklado za vse vrste utrditve Slika 5.74: Primerjava optično merjenih zdrsov med levim zgornjim vogal om ojačilne plošče in betonsko preklado za plošče, ki so nalepljene (a), privijačene v opeko ( b), v beton na prvi (c) in drugi (d) način Figure 5.74: The comparison of optically measured upper left strengthening plate corner to concrete beam slips for the cases of plates being glued (a), bolted into masonry ( b), concrete first (c) and second type (d) -15 -12 -9 -6 -3 036912 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] P1-A1:X P1-A1:Y -15 -12 -9 -6 -3 036912 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] P1-A1:X P1-A1:Y -15 -12 -9 -6 -3 036912 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] P1-A1:X P1-A1:Y -15 -12 -9 -6 -3 036912 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] P1-A1:X P1-A1:Y -15 -12 -9 -6 -3 036912 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] P1-A1:X P1-A1:Y -15 -12 -9 -6 -3 036912 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] P1-A1:X P1-A1:Y -15 -12 -9 -6 -3 036912 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] P1-L1:X P1-L1:Y -15 -12 -9 -6 -3 036912 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] P1-L1:X P1-L1:Y A C D B 100 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Optično merjen zdr s med DESNIM ZGORNJIM vogalom lesene plošč e in AB preklado za vse vrste utrditve Slika 5.75: Primerjava optično merjenih zdrsov med desnim zgornjim vogalo m ojačilne plošče in betonsko preklado za plošče, ki so nalepljene (a), privijačene v opeko ( b), v beton na prvi (c) in drugi (d) način Figure 5.75: The comparison of optically measured upper right strengthenin g plate corner to concrete beam slips for the cases of plates being glued (a), bolted into masonry ( b), concrete first (c) and second type (d) -15 -10 -5 0510 15 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] P3-A2:X P3-A2:Y -15 -10 -5 0510 15 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] P3-A2:X P3-A2:Y -15 -10 -5 0510 15 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] P3-A2:X P3-A2:Y -15 -10 -5 0510 15 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] P3-A2:X P3-A2:Y -15 -10 -5 0510 15 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] P3-A2:X P3-A2:Y -15 -10 -5 0510 15 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] P3-A2:X P3-A2:Y -15 -10 -5 0510 15 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] P2-L2:X P2-L2:Y -15 -10 -5 0510 15 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] P2-L2:X P2-L2:Y A C D B Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 101 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Optično merjen zdrs med LEVIM SPODNJIM vogalom lesene plošč e in AB preklado za vse vrste utrditve Slika 5.76: Primerjava optično merjenih zdrsov med levim spodnjim vogalom oj ačilne plošče in betonsko preklado za plošče, ki so nalepljene (a), privijačene v opeko ( b), v beton na prvi (c) in drugi (d) način Figure 5.76: The comparison of optically measured lower left strengthenin g plate corner to concrete beam slips for the cases of plates being glued (a), bolted into masonry ( b), concrete first (c) and second type (d) -15 -10 -5 0510 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] A3-T1:X A3-T1:Y -15 -10 -5 0510 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] A3-T1:X A3-T1:Y -15 -10 -5 0510 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] A3-T1:X A3-T1:Y -15 -10 -5 0510 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] A3-T1:X A3-T1:Y -15 -10 -5 0510 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] A3-T1:X A3-T1:Y -15 -10 -5 0510 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] A3-T1:X A3-T1:Y -15 -10 -5 0510 -24 -18 -12 -6 0 6 12 18 24 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] L3-T1:X L3-T1:Y -15 -10 -5 0510 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] L3-T1:X L3-T1:Y A C D B 102 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Optično merjen zdrs med DESNIM SPODNJIM vogalom lesene plošč e in AB preklado za vse vrste utrditve Slika 5.77: Primerjava optično merjenih zdrsov med desnim spodnjim vogalom ojačilne plošče in betonsko preklado za plošče, ki so nalepljene (a), privijačene v opeko ( b), v beton na prvi (c) in drugi (d) način Figure 5.77: The comparison of optically measured lower right strengtheni ng plate corner to concrete beam slips for the cases of plates being glued (a), bolted into masonry ( b), concrete first (c) and second type (d) -15 -10 -5 0510 15 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] A4-T3:X A4-T3:Y -15 -10 -5 0510 15 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] A4-T3:X A4-T3:Y -15 -10 -5 0510 15 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] A4-T3:X A4-T3:Y -15 -10 -5 0510 15 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] A4-T3:X A4-T3:Y -15 -10 -5 0510 15 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] A4-T3:X A4-T3:Y -15 -10 -5 0510 15 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] A4-T3:X A4-T3:Y -15 -10 -5 0510 -24 -18 -12 -6 0 6 12 18 24 Zdrs plošče [mm] Horizontalni pomik vrha zidu [mm] L4-T3:X L4-T3:Y -15 -10 -5 0510 0 7000 14000 21000 Zdrs plošče [mm] T [s] L4-T3:X L4-T3:Y A C D B Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 103 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Primerjava optično merjenih zdrsov vogalov lesene plo šče glede na zid je podana zgolj informativno. Zaradi različnih pristopov utrjevanja (lepljenje, meh anska vezna sredstva) in popravkov spojnih čevljev neposredne primerjave niso neposredno merodajne. Že v analizi obnašanja posameznih zidov v predhodnih poglavjih smo tudi omenili, da točke, ki jih uporabljamo za izračun zdrsov, stojijo na medsebojnih razdaljah 15 – 30 cm. Posledično so zdrsi, izračunani iz optičnih meritev, večji, kot so dejansko bili, kar potrjujejo tudi primerjave med h orizontalnimi zdrsi, merjenimi z LVDT-ji. Spoje smo preizkušali kasneje kot celotne utrjene zido ve, rezultate predstavimo v poglavju 5.3. Testirali smo spoje z vsemi modifikacijami, kakršne smo uporab ili pri utrditvi tipa D, na zgornji strani zidu. Zato lahko le za to izvedbo zidu na podlagi primerjave defo rmacij testov spojev in optično izmerjenih zdrsov med ploščo in zidom naredimo približno kvantifikacijo sil v izbranih spojih. 5.2.5.5 Povzetek eksperimentalnih preiskav utrjevanja opečnih zidov Strižno smo preizkusili 5 zidov, enega neutrjenega in 4 utrjene na različne načine. Rezultati testov pokažejo, da je s primerno izvedbo pritrjevanja križno lepljenih lesenih plošč nearmiranemu zidovju možno izboljšati potresno odpornost. Z nalepljeno ojač itvijo smo dosegli do 40-% povečanje nosilnosti (idealizirane) ter 30-% povečanje pomika/zasuka pri me jnem stanju blizu porušitve (NC). Z mehanskimi ojačitvami nam je uspelo (idealizirano) nosilnost po večati do 31 %, zasuk zidu na meji porušitve pa do 166 %. Poudariti moramo, da smo imeli na voljo omejeno štev ilo vzorcev in smo vsako od vrst utrditve testirali samo enkrat. 104 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. 5.3 Eksperimentalne preiskave stika med utrditvenimi ploščami in obstoječim objektom Izvedli smo 4 osnovne tipe stikov; ojačilne plošče, pritrjene v opeko (Slika 5.78) v horizontalni in vertikalni smeri, ter plošče, pritrjene v betonsko osnovo, ravno tako v horizontalni in vertikalni smer i. Teste spojev izvedemo na nekoliko manjšem, a debele jšem opečnem zidu ter masivnem betonskem bloku. Protokol obremenjevanja je enak kot pri testi ranju zidov. Spoju vsiljujemo ciklične pomike z amplitudami, opisanimi v poglavju 5.1.2. Vsako ampl itudo pomika ponovimo trikrat. Silo oz. pomike v spoj vnašamo neposredno v leseno ploščo (Slika 5.79) , ki je vpet v jeklene čevlje, pritrjene na jekleno pločevino, ki je sidrana v osnovni material (opeko ali beton). Pri vseh testih z merilci pomikov spremljamo zdrse med posameznimi komponentami stika t er silo v hidravličnem batu. Dodatne meritve izvajamo tudi z optičnim sistemom. Pločevine v zid (ope čni ali betonski) vedno pritrdimo s štirimi navojnimi palicami premera 16 mm in dolžine 25 cm, t rdnostnega razreda jekla 4.6. Na tem mestu moramo opozoriti, da smo spoje testiral i samo pri obnašanju v ravnini (ang. in-plane ). Za bolj celovito oceno učinkovitosti predlaganega sist ema bi bilo potrebno narediti tudi preiskave izven ravnine (ang. out-of-plane ). Slika 5.78: Zasnova horizontalnih (levo) in vertikalnih (desno) testov spoj ev med lesenimi ploščami in opečnim zidom Figure 5.78: The testing rig for investigating the horizontal (left) and vertical (right) response of connections between the timber plates and the masonry wall Slika 5.79: Posamezne komponente spojev pri testiranju v horizontalni (le vo) in vertikalni smeri (desno) Figure 5.79: Individual components of connections when testing in horizont al (left) and vertical (right) direction Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 105 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. 5.3.1. Čevelj, uvrtan v opečni zid – horizontalna smer Sistem smo pritrdili v opečni zid simetrično (Slika 5 .79, levo). Vendar smo zgornjo pločevino sidrali v spojnico med zidaki (torej v malto), spodnjo pločevi no pa neposredno v zidake (Slika 5.80). Zdrse med posameznimi komponentami spoja smo merili ločeno z LV DT-ji. Tako dobimo razliko odziva spoja glede na mesto pritrditve v zid. Na sliki (Slika 5.81) je prikazan histerezni odziv (pom ik-sila) med posameznimi komponentami stika na zgornji (modra krivulja) in spodnji (rdeča krivul ja) strani. Ločeno so torej prikazani zdrsi med komponentami: zid-pločevina, pločevina-čevelj, čevelj-l es ter celotni odziv (sešteti vsi zdrsi). Iz rezultatov meritev relativnih pomikov med posameznimi LVDT-ji ugotovimo, da zasnovani koncept spoja za primer pritrjevanja v opeko v horizontalni s meri (Slika 3.3) pretežno drži. Stik med jekleno pločevino in zidom se v primerjavi z odzivom stika me d pločevino in čevljem odziva tako rekoč elastično. Maksimalni izmerjeni pomik na mestu sidra nja v opeko znaša 0.51 (-0.77) mm ter 0.58 (-0.32) mm pri sidranju v spojnico. Razlike v zdrsu pr i sidranju v opeko ali spojnico so torej pri izbrane m nivoju obtežbe zanemarljive. Predvidevamo, da je sidra nje v spojnico tako togo tudi zaradi premera lukenj, v katere vgradimo in zalepimo navojne palice . Slednje so premera 16 mm, luknje pa 20 mm, kar je več od debeline spojnice. Epoksidno lepilo, ki o bdaja palice, je togo in enakomerno raznese silo. Ta sila se tako prenaša preko večjega območja, napetos ti so manjše, posledično pa tudi pomiki. Slika 5.80: Zgornja povezava pri testu horizontalnega spoja je uvrtana v spojnico med opekami, spodnja pa v samo opeko Figure 5.80: The top connection of the horizontal connection test is anch ored in the mortar between the bricks and the bottom one in the masonry Zdrs med jeklenim čevljem in jekleno pločevino znaša 9.33 (-8.40) mm zgoraj in 2.13 (-1.92) mm spodaj (Preglednica 5.12). Prihaja do večje razlike med obnaš anjem zgornjega in spodnjega čevlja. Na zgornji strani je namreč prišlo do odpovedi stika med jekle nima navojnima nastavkoma in pločevino (Slika 5.83). Nastavka sta bila namreč zgolj vstavljena v l uknji v pločevini in privarjena z zadnje strani. Ko j e ta zvar odpovedal, je prišlo do sukanja nastavkov v luknjah, ne pa tudi strižne porušitve navojnih nastavkov. Pri velikih pomikih sta se nastavka zagozdi la v luknji, in nosilnost je ponovno narasla, kar je razvidno iz histereznega obnašanja stika med pločev ino in čevljem (Slika 5.81, desno zgoraj). Posledično so izmerjeni pomiki na zgornji in spodnji s trani zavajajoči, saj na račun zgornjega podajnega spoja prihaja do rotacije preizkušanca okoli spodnje ga čevlja. Iz prikaza disipacije energije (Slika 5.82) vidimo, da je ta večja na zgornji strani, kjer imamo znatno večje pomike, večina pa se je sipa na račun spoja med pločevino in čevljem (ki je sicer odpoved al, vendar ni razpadel), proti koncu pa tudi spoja med čevljem in lesom. Na spodnji strani, ki je osta la intaktna, disipacija izhaja tako na račun spoja m ed 106 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. pločevino in čevljem kot tudi čevljem in lesom. V o beh primerih je spoj med zidom in pločevino tako rekoč brez zdrsa in posledično ne sipa energije. Slika 5.81: Histerezni odziv posameznih delov horizontalnega spoja v opeki Figure 5.81: The hysterical response of individual sections of the horizont al connection in masonry Slika 5.82: Kumulativna disipacija energije v posameznih delih horiz ontalnega spoja v opeki Figure 5.82: The cumulative energy dissipation of individual sections of the horizontal connection in masonry Zdrs med jeklenim čevljem in leseno ploščo znaša 1.95 (-1.99) mm zgoraj in 2.56 (-3.53) mm spodaj in je (sploh na spodnji strani) nekoliko večji od prič akovanega. Opazna je manjša razlika med obnašanjem zgornjega in spodnjega čevlja. Največja dosežena sil a v spoju je bila 44.37 (-42.83) kN. Celotna primerjava meritev je podana v naslednji preglednic i (Preglednica 5.12). -50 -40 -30 -20 -10 010 20 30 40 50 -12 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 12 Sila [kN] Zdrs [mm] Zid - Pločevina Zgoraj [mm] Spodaj [mm] -50 -40 -30 -20 -10 010 20 30 40 50 -12 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 12 Sila [kN] Zdrs [mm] Pločevina - Čevelj Zgoraj [mm] Spodaj [mm] -50 -40 -30 -20 -10 010 20 30 40 50 -12 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 12 Sila [kN] Zdrs [mm] Čevelj - Les Zgoraj [mm] Spodaj [mm] -50 -40 -30 -20 -10 010 20 30 40 50 -12 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 12 Force[kN] Slip [mm] SKUPAJ Zgoraj [mm] Spodaj [mm] 0500 1000 1500 2000 2500 3000 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 Disipirna energija [J] Čas [s] Disipacija energije - spoj zgoraj Skupaj Zid - pločevina Pločevina - Čevelj Čevelj - Les 0500 1000 1500 2000 2500 3000 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 Disipirna energija [J] Čas [s] Disipacija energije - spoj spodaj Skupaj Zid - pločevina Pločevina - Čevelj Čevelj - Les Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 107 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Preglednica 5.12: Primerjava največjih pomikov med posameznimi deli vertika lnega spoja v opeki na zgornji in spodnji strani Table 5.12: The comparison of ultimate displacements between individual v ertical masonry connection parts on the upper and lower side Del spoja pozicija max. (-) pomik [mm] max. (+) pomik [mm] max. sila (±) Opeka – Pločevina zgoraj -0.77 0.51 -42.83 kN 44.37 kN spodaj -0.32 0.58 Pločevina – Čevelj zgoraj -8.40 9.33 spodaj -1.92 2.13 Čevelj – Les zgoraj -1.99 1.95 spodaj -3.53 2.56 Skupaj zgoraj -10.06 9.94 spodaj -5.76 5.28 Slika 5.83: Porušni mehanizem – odpoved stika med čevljem in pločevino Figure 5.83: Failure mechanism – connection between the bracket and the metal plate 5.3.2. Čevelj, uvrtan v opečni zid – vertikalna smer Pri testu vertikalnega odziva spoja v opečnem zidu ima mo palice zasidrane tako v opeko (srednji dve) kot v spojnice (zunanji dve). Testiramo samo en čeve lj (Slika 5.78, desno in Slika 5.79, desno), preizkušance pa dodatno fiksiramo proti uklanjanju i zven ravnine, v kateri ga obremenjujemo. Tako rkeoč vsa disipacija energije v spoju (Slika 5.87) i zhaja iz stika med pločevino in čevljem. Stika med zidom in pločevino ter čevljem in lesom skoraj ne si pata energije z izjemo minimalne količine pri večjih obremenitvah. Iz histereznega odziva je razvidno, da prihaja do neko liko večjega zdrsa med zidom in jekleno pločevino (do 2.3 mm) v primerjavi s horizontalnim obremenjeva njem, do približno enakega obnašanja stika med pločevino in čevljem (do 9.75 mm) ter bolj togega s tika med čevljem in leseno ploščo (do 1.11 mm). Dosežemo tudi skoraj enako največjo silo (42 oz. -43.1 2 kN) kot pri horizontalnem obremenjevanju, prav tako kot pri predhodnem testu so odpovedali zva ri vijačnih nastavkov. Celotna primerjava meritev je podana v naslednji preglednici (Preglednica 5.12 ). Nekoliko večji zdrs med zidom in pločevino je nastal tudi zaradi lokalne porušitve malte okoli ene od opek, ki je zato nekoliko drsela v smeri obremenjevanja. Lokalno se ni porušila ali razpokala , saj je bila trdnost uporabljenih opek dokaj visok a. Vendar obstaja možnost, da bi se starejše, šibkejše opeke pri lokalni obremenitvi porušile. Zato je v praksi še toliko bolj pomembno veliko število sider , ki čim bolj raznesejo silo vzdolž linije pritrjevanj a na opečni zid in tako omejijo lokalne koncentracije napetosti. 108 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 5.84: Histerezni odziv posameznih delov vertikalnega spoja v opeki Figure 5.84: The hysterical response of individual sections of the vertic al connection in masonry Preglednica 5.13: Primerjava največjih pomikov med posameznimi deli vertika lnega spoja v opeki na zgornjem in spodnjem spoju Table 5.13: The comparison of ultimate displacements between individual v ertical masonry connection parts in the upper and lower connection Del spoja pozicija max. (-) pomik [mm] max. (+) pomik [mm] max. sila (±) Opeka – Pločevina zgoraj -2.11 2.30 -43.12 kN 42 kN spodaj -1.78 1.16 Pločevina – Čevelj zgoraj -8.10 7.93 spodaj -6.87 9.75 Čevelj – Les zgoraj -0.54 0.16 spodaj -1.09 1.11 Skupaj zgoraj -10.21 9.79 spodaj -9.43 11.33 Slika 5.85: Kumulativna disipacija energije v posameznih delih vert ikalnega spoja v opeki Figure 5.85: The cumulative energy dissipation of individual sections of the vertical connection in masonry -50 -40 -30 -20 -10 010 20 30 40 50 -12 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 12 Sila [kN] Zdrs [mm] Zid - Pločevina Zgoraj [mm] Spodaj [mm] -50 -40 -30 -20 -10 010 20 30 40 50 -12 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 12 Sila [kN] Zdrs [mm] Pločevina - Čevelj Zgoraj [mm] Spodaj [mm] -50 -40 -30 -20 -10 010 20 30 40 50 -12 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 12 Sila [kN] Zdrs [mm] Čevelj - Les Zgoraj [mm] Spodaj [mm] -50 -40 -30 -20 -10 010 20 30 40 50 -12 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 12 Sila [kN] Zdrs [mm] SKUPAJ Zgoraj [mm] Spodaj [mm] 0500 1000 1500 2000 2500 3000 0 2000 4000 6000 8000 Disipirna energija [J] Čas [s] Disipacija energije Skupaj Zid - pločevina Pločevina - Čevelj Čevelj - Les Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 109 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. 5.3.3. Čevelj, uvrtan v beton – horizontalna smer Zasnova testa (Slika 5.86, levo) je enaka kot pri hor izontalnem testiranju spoja v opečnem zidu. Pločevini sta tokrat pritrjeni v betonski blok. Trdn ostni razred betona je C25/30. Vendar smo tokrat vijačna nastavka, na katera nataknemo jeklene čevlj e, privili v predhodno vrezana metrična navoja v jekleni pločevini in ju šele nato zavarili. Tako sta nastavka bolj robustno pritrjena v sistem, kar je razvidno tudi iz višje dosežene nosilnosti (povprečno 66.1 kN, prej povprečno 43.6 kN). Slika 5.86: Horizontalni (levo) in vertikalni (desno) test spoja v betonu Figure 5.86: The horizontal (left) and vertical (right) test of the connection in concrete Slika 5.87: Histerezni odziv posameznih delov horizontalnega spoja v betonu Figure 5.87: The hysterical response of individual sections of the horizont al connection in concrete -80 -60 -40 -20 020 40 60 80 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 Sila [kN] Zdrs [mm] Beton - Pločevina Zgoraj [mm] Spodaj [mm] -80 -60 -40 -20 020 40 60 80 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 Sila [kN] Zdrs [mm] Pločevina - Čevelj Zgoraj [mm] Spodaj [mm] -80 -60 -40 -20 020 40 60 80 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 Sila [kN] Zdrs [mm] Čevelj - Les Zgoraj [mm] Spodaj [mm] -80 -60 -40 -20 020 40 60 80 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 Sila [kN] Zdrs [mm] SKUPAJ Zgoraj [mm] Spodaj [mm] 110 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Histerezni odziv tudi tokrat pokaže relativno tog spoj med zidom in jekleno pločevino, kjer znaša največji zdrs 2.3 mm. Zdrs med jeklenim čevljem in le seno ploščo je nekoliko povečan, vendar je to posledica uporabe istega preizkušanca kot pri horizon talnem spoju v opeki. Zaradi relativno majhnih pomikov iz prvega testa smo se odločili uporabiti is ti element in spremljati obnašanje spoja pri nadaljnjem cikličnem obremenjevanju. Ker merimo vse zdrse posebej, lahko kasneje izoliramo obnašanje posameznih stikov. Do večjih zdrsov med les om in jeklom prihaja na zgornjem čevlju (5.33 mm), spodnji pa ostaja znotraj meja pomikov, ki jih je dosegel pri predhodnem testu. V stiku med čevljem in pločevino prihaja do relativ no majhnih zdrsov (največ 3.63 mm) v primerjavi s predhodnimi testi. Oblika histereze je bolj čista (Sl ika 5.87, desno zgoraj), opazen je bolj položen horizontalni del, ki nastane na račun manjše strižne deformacije jeklenih navojev (okoli nevtralne lege) pri spreminjanju smeri sile, pri večjih pomikih, ko navoja pritisneta na pločevino, pa pridobi večjo togost. Izmerjena razlika v obnašanju stikov na zgornj i in spodnji strani je majhna. Rušni mehanizem stika je strižna odpoved navojev med jekleno pločevi no in čevljem. Drugače od predhodnih testov tokrat ni prišlo do prezgodnje odpovedi zvara, ki drži navojn i nastavek, pač pa do čistega striga v navoju. Celoten prikaz meritev je podan v naslednji pregledn ici (Preglednica 5.14). Preglednica 5.14: Primerjava največjih pomikov med posameznimi komponentami horizontalnega spoja v betonu na zgornjem in spodnjem spoju Table 5.14: The comparison of ultimate displacements between individual h orizontal concrete connection components in the upper and lower connection Testni primer pozicija max. (-) pomik [mm] max. (+) pomik [mm] max. sila (±) Beton-Pločevina zgoraj -0.76 1.80 -69.05 kN 68.19 kN spodaj -0.92 0.72 Pločevina-Čevelj zgoraj -3.15 2.85 spodaj -3.32 3.63 Čevelj-Les zgoraj -5.32 5.33 spodaj -4.38 2.89 Skupaj zgoraj -9.22 9.91 spodaj -8.45 7.23 Iz disipacije energije v spoju (Slika 5.88) vidimo, d a je največji prispevek na račun spoja med lesom in čevljem, kar je do neke mere pričakovano, saj je bi l stik nekoliko razrahljan od predhodnih testov. Po količini energije mu sledi stik med čevljem in ploč evino, nekaj malega pa prispeva tudi stik med pločevino in zidom. Slika 5.88: Kumulativna disipacija energije v posameznih delih horiz ontalnega spoja v betonu Figure 5.88: The cumulative energy dissipation of individual sections of the horizontal connection in concrete 01000 2000 3000 4000 5000 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 Disipirna energija [J] Čas [s] Disipacija energije - spoj zgoraj Skupaj Beton - Pločevina Pločevina - Čevelj Čevelj - Les 01000 2000 3000 4000 5000 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 Disipirna energija [J] Čas [s] Disipacija energije - spoj spodaj Skupaj Beton - Pločevina Pločevina - Čevelj Čevelj - Les Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 111 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. 5.3.4. Čevelj, uvrtan v beton – vertikalna smer Pri testu spoja čevlja uvrtanega v beton, obremenjen ega v vertikalni smeri (Slika 5.86, desno) je odziv med pločevino in zidom zopet zelo tog (do 0.78 mm), ra vno tako tudi stik med čevljem in leseno ploščo (0.56 mm). Slednji ima sicer na zgornji strani izmerje no večje izstopanje (Slika 5.89) v primeru izvleka lesene plošče (1.58 mm), ki je predvidoma nastal zar adi lokalne poškodbe sidrnega elementa v lesu. Pomiki celotnega spoja so nesimetrični. V natezni sme ri dosegamo višje vrednosti. Med potekom preiskav je namreč prišlo do težav s sidranjem eleme nta proti zvračanju izven ravnine obremenjevanja, oziroma uklanjanja jeklene palice, preko katere smo vnašali v element silo. Pomike v tlačni smeri smo tako omejili na približno 6 mm, natezno smer pa smo š e vedno stopnjevali in dosegli največjo vrednost 8.3 mm. Slika 5.89: Histerezni odziv posameznih delov vertikalnega spoja v betonu Figure 5.89: The hysterical response of individual sections of the vertic al connection in concrete Slika 5.90: Kumulativna disipacija energije v posameznih delih vert ikalnega spoja v betonu Figure 5.90: The cumulative energy dissipation of individual sections of the vertical connection in concrete -100 -80 -60 -40 -20 020 40 60 80 100 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 Sila [kN] Zdrs [mm] Beton - Pločevina Zgoraj [mm] Spodaj [mm] -100 -80 -60 -40 -20 020 40 60 80 100 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 Sila [kN] Zdrs [mm] Pločevina - Čevelj Zgoraj [mm] Spodaj [mm] -100 -80 -60 -40 -20 020 40 60 80 100 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 Sila [kN] Zdrs [mm] Čevelj - Les Zgoraj [mm] Spodaj [mm] -100 -80 -60 -40 -20 020 40 60 80 100 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 sila [kN] Zdrs [mm] SKUPAJ Zgoraj [mm] Spodaj [mm] 0500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 0 2000 4000 6000 8000 Disipirna energija [J] Čas [s] Disipacija energije Skupaj Beton - Pločevina Pločevina - Čevelj Čevelj - Les 112 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Struktura disipacije energije (Slika 5.90) je podobn a kot pri vertikalnem spoju v opeki, kjer tako reko č vse sipanje izhaja iz stika med pločevino in jeklom. Ostala dva dela spoja tudi pri večjih intenzitetah ostajata tako rekoč elastična. Preglednica 5.15: Primerjava največjih pomikov med posameznimi komponentami vertikalnega spoja v betonu na zgornji in spodnji strani Table 5.15: The comparison of ultimate displacements between individual v ertical concrete connection components on the upper and lower side Testni primer pozicija max. (-) pomik [mm] max. (+) pomik [mm] max. sila (±) Beton-Pločevina zgoraj -0.54 0.78 -76.40 kN 86.96 kN spodaj -0.52 0.71 Pločevina-Čevelj zgoraj -6.25 3.98 spodaj -7.06 5.41 Čevelj-Les zgoraj -1.58 0.21 spodaj -0.30 0.56 Skupaj zgoraj -8.30 4.77 spodaj -7.86 6.43 Slika 5.91: Monotoni odziv spoja med lesom in čevljem (v nategu) do porušitve (levo) in odpiranje rege med čevljem in leseno ploščo (desno) Figure 5.91: A monotonic response of the connection between the timber and steel bracket (in tension) until failure (left) and the opening of the gap between the brac ket and the timber plate (right) Preglednica 5.16: Največji izmerjeni pomik in sila pri monotoni natezni obte žbi spoja med čevljem in leseno ploščo Table 5.16: The largest measured force and displacement for the monotonic tension test of the connection between the steel bracket and the timber plate Testni primer pozicija max. (-) pomik [mm] max. sila (±) Čevelj – Les zgoraj -14.67 -63.83 kN spodaj -15.72 Po porušitvi spoja med pločevino in čevljem smo ta d el zavarili in izvedli monoton preizkus v natezni smeri (Slika 5.91, levo). Do popolne porušitve ni p rišlo, test smo predhodno ustavili pri izvleku lesen e -70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 -16 -14 -12 -10 -8 -6 -4 -2 0Sila [kN] Zdrs [mm] Čevelj - Les (monotono) Zgoraj [mm] Spodaj [mm] Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 113 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. plošče iz čevlja, ki je znašal 15.72 mm. Sidrni elemen ti so namreč začeli popuščati (Slika 5.91, desno). Prišlo je do zvijanja in vtiskanja vijakov sidrnih el ementov, ki so zavrtani pod kotom 45°. Natezna sila, ki smo jo dosegli v monotonem testu (63.8 kN), je b ila nižja od sile cikličnih testov (76.4 kN), ker j e vmes prišlo do kombinacije delnega izvleka in vtiska vijakov v les. Rušni mehanizem med čevljem in lesom je sicer duktilen, vendar zaradi nepovratnih d eformacij v lesu ciklično ne bi bil sposoben sipati energije. Celotna primerjava cikličnih in monotonih meritev je podana v preglednicah (Preglednica 5.15 in Preglednica 5.16). 5.3.4.1 Vrednotenje zdrsov spojev pri testih utrjenih zidov Na podlagi optičnih meritev zdrsov spojev med leseno ojačilno ploščo in zidom ter s pomočjo histerezne ovojnice spoja v betonu v obeh smereh lahko poskusi mo izvrednotiti sile, ki so nastale v spojih utrditv e zidu tipa D (na zgornji strani). Predhodne spoje smo m ed potekom preiskav še dopolnjevali (zmanjševali njihov prosti hod), pri utrditvi D pa smo že uporabl jali spoje kakršne smo kasneje tudi individualno preizkusili. Optične meritve so pokazale, da smo med testom utrje nega zidu tipa D dosegli v horizontalni smeri približno 5 mm zdrsa, v vertikalni pa 10 mm. Opozoriti je treba, da so te meritve nekoliko večje, kot so bili dejanski zdrsi (razloge bolj podrobno opišemo v poglavju 5.2). Če rang zdrsov kljub temu narišemo na histerezni odziv spojev, vidimo, da smo v horizonta lni smeri v spojih dosegli do 55 kN sile. V vertikalni smeri pa smo na koncu presegli njihovo n osilnost. Slednje tudi drži, saj je utrditev v končn i fazi odpovedala zaradi prestriga navojnih palic (v se gmentu pločevina-čevelj), predvsem zaradi sesedanja zidu in prenosa vertikalne obtežbe na vezne elemente. Slika 5.92: Interval izmerjenih zdrsov v spojih utrjenega zidu tipa D (zgornji rob plošče) Figure 5.92: The interval of the measured connection slips for the stren gthened masonry wall type D (upper edge) 5.3.5. Analiza rezultatov testiranja spojev V naslednjih preglednicah sestavimo primerjavo mini malnih in maksimalnih pomikov v vseh delih spojev, za oba materiala (opeka, beton) in meritve n a zgornji in spodnji strani elementov (Preglednica 5.17) ter njihove povprečne vrednosti (Preglednica 5.18). Zberemo tudi vrednosti sil v vseh spojih (Preglednica 5.19). Na slikah (Slika 5.93, Slika 5.94) povprečne vrednosti pomikov posameznih segmentov in sil prikažemo še grafično. -80 -60 -40 -20 020 40 60 80 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 Sila [kN] Zdrs [mm] SKUPAJ Zgoraj [mm] Spodaj [mm] -100 -80 -60 -40 -20 020 40 60 80 100 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 sila [kN] Zdrs [mm] SKUPAJ Zgoraj [mm] Spodaj [mm] HORIZONTALNO VERTIKALNO 114 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Preglednica 5.17: Primerjava največjih in najmanjših doseženih pomikov v posameznih segmentih spojev Table 5.17: The comparison of minimum and maximum displacements in indi vidual connection sections POMIKI DELOV SPOJA Opeka Beton horizontalno vertikalno horizontalno vertikalno [mm] zgoraj spodaj zgoraj spodaj zgoraj spodaj zgoraj spodaj min max min max min max min max min max min max min max min max Zid - Pločevina -0.39 0.51 -0.31 0.58 -1.15 1.97 -1.38 0.48 -0.76 1.80 -0.89 0.72 -0.54 0.77 -0.50 0.71 Pločevina - Čevelj -8.40 7.52 -1.92 2.14 -13.51 7.93 -13.54 9.74 -3.15 2.78 -3.32 3.63 -6.18 3.96 -7.06 5.41 Čevelj - Les -1.27 1.91 -3.53 2.56 -0.98 0.21 -0.72 0.12 -5.31 5.33 -4.25 2.89 -1.58 0.03 -0.30 0.31 Skupaj -10.06 9.94 -5.76 5.28 -15.64 10.11 -14.20 10.35 -9.22 9.91 -8.45 7.23 -8.30 4.77 -7.86 6.43 Preglednica 5.18: Primerjava povprečnih absolutnih doseženih pomikov v posameznih segmentih spojev Table 5.18: The comparison of average absolute displacements in individual connection sections POMIKI DELOV SPOJA Beton Opeka horizontalno vertikalno horizontalno vertikalno [mm] zgoraj spodaj povp. zgoraj spodaj povp. zgoraj spodaj povp. zgoraj spodaj povp. Zid - Pločevina 0.45 0.45 0.45 1.56 0.93 1.24 1.28 0.80 1.04 0.66 0.61 0.63 Pločevina - Čevelj 7.96 2.03 5.00 10.72 11.64 11.18 2.97 3.47 3.22 5.07 6.24 5.65 Čevelj - Les 1.59 3.05 2.32 0.60 0.42 0.51 5.32 3.57 4.44 0.81 0.30 0.55 Skupaj 10.00 5.52 7.76 12.87 12.27 12.57 9.57 7.84 8.70 6.53 7.15 6.84 Preglednica 5.19: Primerjava največjih, najmanjših in povprečnih absolutnih doseženih pomikov v posameznih segmentih spojev Table 5.19: The comparison of minimum, maximum and average absolute displ acements in individual connection sections SILE V SPOJU [kN] Opeka Beton horizontalno vertikalno horizontalno vertikalno min max povp. min max povp. min max povp. min max povp. -42.8 44.4 43.6 -43.1 42.0 42.6 -69.1 68.2 68.6 -76.4 87.0 81.7 Specifičnost obnašanja posameznih spojev smo bolj pod robno opisali že v predhodnih poglavjih. Iz razmerij pomikov med posameznimi segmenti spojev (Slik a 5.94, desno) vidimo, da je konceptu spoja. kakršnega smo predvideli v zasnovi v poglavju 3, naj bolj podobno dejansko obnašanje spoja v vertikalni smeri, tako v opeki kot betonu. Pretežni delež pomika se tu zgodi v segmentu pločevina-čevelj, manjši pa v preostalih dveh segmentih. Pri horizontalnem odzi vu je delež pomika, ki odpade na segment pločevina-čevelj, manjši, poveča se zdrs med čevljem in lesom. Predvsem pri odzivu v betonu, kjer smo uporabili že enkrat testirani segment spoja med čevl jem in lesom. Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 115 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Slika 5.93: Primerjava povprečnih absolutnih doseženih sil in pomikov v posa meznih segmentih spojev Figure 5.93: The comparison of average absolute forces and displacements in i ndividual connection sections Slika 5.94: Primerjava povprečnih absolutnih pomikov v posameznih segment ih spojev Figure 5.94: The comparison of average absolute displacements in individual connection sections Z vidika kumulativne disipacije energije v segmentih spoja je položaj zelo podoben. Pri obremenitvi v vertikalni smeri se največ energije disipira v segm entu pločevina-čevelj, pri obremenitvi v horizontalni smeri pa sta deleža, ki ju disipirata segmenta ploče vina-čevelj in čevelj-les, približno enaka. V vseh primerih najmanjši delež disipacije odpade na stik p ločevina-zid, ne glede na vrsto materiala. V absolutnem smislu je največ energije disipiral hori zontalno obremenjeni spoj v betonu. Horizontalni odziv spoja pri sidranju v opeko bi sicer lahko disi piral podobno količino energije vendar je zaradi neprimernega detajla odpovedal prezgodaj. Po vrednost i se približno izenači z disipacijo v vertikalnem odzivu spojev. 010 20 30 40 50 60 70 80 90 horizontalno vertikalno Sila [kN] Opeka Beton 0246810 12 14 Zid - Pločevina Pločevina - Čevelj Čevelj - Les SkupajPomik [mm] Opeka horizontalno Beton horizontalno Opeka vertikalno Beton vertikalno 0246810 12 14 Opeka horizontalno Opeka vertikalno Beton horizontalno Beton vertikalno Pomik [mm] Zid - Pločevina Pločevina - Čevelj Čevelj - Les 0% 20% 40% 60% 80% 100% Opeka horizontalno Opeka vertikalno Beton horizontalno Beton vertikalno Pomik [mm] Zid - Pločevina Pločevina - Čevelj Čevelj - Les 116 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Preglednica 5.20: Primerjava kumulativne disipirane energije v posameznih segmentih spojev Table 5.20: The comparison cumulative dissipated energy in individual c onnection sections KUMULATIVNA DISIPACIJA ENERGIJE Opeka Beton horizontalno vertikalno horizontalno vertikalno [J] zgoraj spodaj povp. zgoraj spodaj povp. Zid - Pločevina 259 191 225 372 550 302 426 249 Pločevina - Čevelj 1584 854 1219 2066 1590 1715 1652 2310 Čevelj - Les 854 1009 931 148 2279 1878 2079 215 Skupaj 2696 2054 2375 2586 4419 3895 4157 2774 Slika 5.95: Primerjava povprečne kumulativne disipirane energije v posa meznih segmentih spojev Figure 5.95: The comparison of average cumulative dissipated energy in i ndividual connection sections Togost v segmentih spojev izračunamo s postopkom, op isanim v poglavju 5.1.2.1, ki smo ga uporabili tudi za izvrednotenje togosti opečnih zidov. Izračunane vrednosti izpišemo v preglednicah (Preglednica 5.21, Preglednica 5.22) ter grafično prikažemo na sli ki (Slika 5.96) v logaritemskem merilu. Slednje naredimo zaradi preglednosti, ker se togosti po segm entih precej razlikujejo. Najbolj togo se obnašajo segmenti spojev med čevljem in lesom v primeru vert ikalnega obremenjevanja. Nekajkrat večjo togost kot segment pločevina-čevelj izkazuje tudi segment plo čevina-zid. Najmanjša razlika med slednjima nastane v primeru vertikalnega obremenjevanja spoja v opečni smeri, vendar se še vedno razlikujeta za faktor 3.6, medtem ko se v ostalih primerih za fakto r 6.5 ali več. Togost horizontalnega spoja med lesom in čevljem je v primeru sidranja v opeko večja od t ogosti segmenta pločevina-čevelj, pri sidranju v beton, kjer smo uporabili že nekoliko razrahljan seg ment, pa ne. 0500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 Opeka horizontalno Opeka vertikalno Beton horizontalno Beton vertikalno CUM E DIS [J] Zid - Pločevina Pločevina - Čevelj Čevelj - Les 0% 20% 40% 60% 80% 100% Opeka horizontalno Opeka vertikalno Beton horizontalno Beton vertikalno CUM E DIS Zid - Pločevina Pločevina - Čevelj Čevelj - Les Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 117 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Preglednica 5.21: Primerjava največjih in najmanjših efektivnih togosti v posameznih segmentih spojev Table 5.21: The comparison of minimum and maximum effective stiffnes s in individual connection sections TOGOSTI DELOV SPOJA Opeka Beton horizontalno vertikalno horizontalno vertikalno [kN/mm] zgoraj spodaj zgoraj spodaj zgoraj spodaj zgoraj spodaj min max min max min max min max min max min max min max min max Zid - Pločevina -98.8 186.9 -310.0 165.9 -24.7 32.4 -23.3 44.4 -133.5 80.3 -261.1 303.3 -1157.0 192.2 -356.4 150.4 Pločevina - Čevelj -15.5 18.5 -41.1 44.6 -6.3 10.8 -9.4 9.3 -25.9 26.5 -37.4 27.9 -11.2 25.7 -10.3 26.7 Čevelj - Les -111.8 136.4 -31.2 43.3 -447.9 851.1 -1688.2 462.1 -15.6 21.6 -13.9 26.4 -419.2 852.6 -2774.3 3891.0 Skupaj -12.0 15.0 -16.8 19.4 -4.8 8.0 7.8 8.5 -9.1 10.4 -9.7 13.0 -10.7 22.1 -10.1 22.7 Preglednica 5.22: Primerjava največjih, najmanjših in povprečnih absolutnih efektivnih togosti v posameznih segmentih spojev Table 5.22: The comparison of minimum, maximum and average absolute ef fective stiffness in individual connection sections TOGOSTI DELOV SPOJA Opeka Beton horizontalno vertikalno horizontalno vertikalno [kN/mm] zgoraj spodaj povp. zgoraj spodaj povp. zgoraj spodaj povp. zgoraj spodaj povp. Zid - Pločevina 142.8 238.0 190.4 28.5 33.8 31.2 106.9 282.2 194.5 674.6 253.4 464.0 Pločevina - Čevelj 17.0 42.9 29.9 8.6 9.3 8.9 26.2 32.7 29.4 18.4 18.5 18.4 Čevelj - Les 124.1 37.3 80.7 649.5 1075.1 862.3 18.6 20.2 19.4 635.9 3332.6 1984.3 Skupaj 13.5 18.1 15.8 6.4 0.3 3.4 9.7 11.4 10.5 16.4 16.4 16.4 Slika 5.96: Primerjava povprečnih absolutnih efektivnih togosti v posamez nih segmentih spojev Figure 5.96: The comparison of average absolute effective stiffness in i ndividual connection sections 110 100 1,000 Zid - Pločevina Pločevina - Čevelj Čevelj - Les Skupaj Togost [kN/mm] Opeka horizontalno Beton horizontalno Opeka vertikalno Beton vertikalno 118 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. 5.3.5.1 Idealizacija ovojnic spojev za uporabo v numeričnih modelih Ovojnice prvih ciklov spojev (Slika 5.97) prikažemo s imetrično – za merodajen izberemo bolj ugoden odziv obremenjevanja (levo in desno). Pri horizontalne m spoju vzamemo pri spoju v betonu povprečje odziva, pri spoju v opeki pa odziv na strani, ki ni o dpovedala. Posledično je deformacijska kapaciteta nižja kot pri betonu, saj je na račun rotacije ene strani stika prišlo do drugačnega obnašanja celotne ga spoja. Glavna razlika med odzivom spoja v betonu in o peki namreč nastaja na račun višje nosilnosti dopolnjenega stika med čevljem in pločevino. Ker je bil odziv med pločevino in zidom tako rekoč elastičen tako v betonu kot opeki, med jeklenim čev ljem in lesom pa enak, za nadaljnje analize uporabljamo poenoten odziv spojev tako za pritrjevanj e v opeko kot beton. Slika 5.97: Primerjava ovojnic prvega cikla spoja med lesom in čevljem , čevljem in pločevino ter pločevino in zidom Figure 5.97: The comparison of first-cycle backbones of the timber-bracket , bracket-plate and plate-wall connection Na sliki (Slika 5.97) kvalitativno določimo idealizi rane ovojnice vseh sklopov spoja (les-čevelj, čevelj - pločevina, pločevina-zid). Krivulje prilagodimo tako, da pokrivajo povprečen odziv posameznih sklopov spoja. Obenem jih zgladimo, da so bolj prim erne za numerično analizo, ki je lahko občutljiva za skoke v togosti odziva. Stik med pločevino in zidom poenotimo tudi za obe smeri obremenjevanja (horizontalno in vertikalno), saj večjih razlik ni bi lo. Enako velja za stik med čevljem in pločevino, ki je bil med testiranjem dopolnjen tako, da dosega vi šje nosilnosti, čeprav z dokaj nizko deformacijsko kapaciteto. Namen takšnega deljenja komponent stika je možnost variacije komponent v kasnejših numeričnih analizah in prilagoditev izbranemu stanju (npr. povečanje ali zmanjšanje števila sider na objektu). Nosilnost spoja je omejena z nosilnostjo segmenta če velj-pločevina. V skladu s standardom EN 1993-1 bi lahko za strižni spoj dveh navojnih palic M16 (4.6 ), s katerima povezujemo ta segment, izračunali največjo nosilnost 60.2 kN (prestrig skozi navoje). V nadaljnjih numeričnih analizah sicer uporabljamo nosilnost, dobljeno iz eksperimentov, ki se nekoliko razlikuje v horizontalni in vertikalni smeri obremenjevanja. -100 -80 -60 -40 -20 020 40 60 80 100 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 Sila [kN] Pomik [mm] Ovojnice prvih ciklov odziva spojev; Les-Čevelj Beton horizontalno Beton vertikalno Opeka horizontalno Opeka vertikalno -100 -80 -60 -40 -20 020 40 60 80 100 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 Sila [kN] Pomik [mm] Ovojnice prvih ciklov odziva spojev; Čevelj-Pločevina Beton horizontalno Beton vertikalno Opeka horizontalno Opeka vertikalno -100 -80 -60 -40 -20 020 40 60 80 100 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 Sila [kN] Pomik [mm] Ovojnice prvih ciklov odziva spojev; Pločevina-Zid Beton horizontalno Beton vertikalno Opeka horizontalno Opeka vertikalno -100 -80 -60 -40 -20 020 40 60 80 100 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 Sila [kN] Pomik [mm] Idealizirani ovojnici prvih ciklov; Les-Čevelj Idealizirana horizontalno Idealizirana vertikalno -100 -80 -60 -40 -20 020 40 60 80 100 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 Sila [kN] Pomik [mm] Idealizirani ovojnici prvih ciklov; Čevelj-Pločevina Idealizirana horizontalno Idealizirana vertikalno -100 -80 -60 -40 -20 020 40 60 80 100 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 Sila [kN] Pomik [mm] Idealizirani ovojnici prvih ciklov; Pločevina-Zid Idealizirana horizontalno Idealizirana vertikalno Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 119 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Na zadnji sliki (Slika 5.98) tako sestavimo vpliv vs eh komponent stika v skupen idealiziran odziv, ki ga uporabljamo v simulacijah s končnimi elementi. Nume rični opis ovojnic (pomik-sila) je podan v preglednici (Preglednica 5.23). Slika 5.98: Idealizirani ovojnici spoja v horizontalni in vertikalni s meri Figure 5.98: The idealised combined backbones in the horizontal direction Preglednica 5.23: Idealizirani ovojnici horizontalnega in vertikalnega odzi va spojev (negativna smer je simetrična) Table 5.23: The idealised horizontal and vertical connection response back bones (negative direction is symmetric) IDEALIZIRAN HORIZONTALNI ODZIV SPOJA u [mm] 0 0.2 0.6 1.1 2.0 2.4 3.5 4.6 5.3 6.6 8.9 F [mm] 0 6 15 22 32 36 46 55 59 65 68 IDEALIZIRAN VERTIKALNI ODZIV SPOJA u [mm] 0 0.2 0.9 1.5 2.9 3.8 5.8 F [mm] 0 6 20 30 49 58 74 -100 -80 -60 -40 -20 020 40 60 80 100 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 Sila [kN] Pomik [mm] Idealizirani ovojnici odziva spojev Idealizirana horizontalno Idealizirana vertikalno 120 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. 5.4 Modeliranje neutrjenih in utrjenih testnih konstrukcij iz nearmi ranega zidovja V poglavju bomo modelirali neutrjen in utrjen zid iz poglavij 5.1.2 in 5.2.4. Utrjen zid ima ojačitve pritrjene s spoji, ki smo jih analizirali v poglavju 5.3. 5.4.1. Nearmirano zidovje Za modeliranje opečnih zidov bomo uporabili metodo na domestnega okvirja. Le-ta spada med poenostavljene postopke, kjer zidovje modeliramo z e kvivalentnim homogenim materialom, ki mu določimo globalne neelastične karakteristike. Upora bljamo lahko linijske končne elemente in koncentrirano plastičnost v členkih, ki jih postavi mo bodisi na konce ali sredino elementov. Pri modeliranju zgradb z metodo nadomestnega okvirja glav ne nosilne stene razdelimo na posamezne podelemente (makroelemente). To so stenski slopi (k i lahko potekajo v celoti od ene do druge etaže ali pa zgolj stenski slopi med okni), nadokenski element i ter togi segmenti. Deformabilnosti (elastično in plastično) pripišemo stenam in nadokenskim elemento m, togi odseki pa preostale elemente povezujejo skupaj v celoto nadomestnega okvirja. Slika 5.99: Rušni mehanizmi v opečnih zidovih (povzeto po Rizzanu in Sabati nu, 2010) Figure 5.99: Failure mechanisms in masonry walls (as in Rizzano and Sa batino, 2010) Za stenske in nadokenske elemente izračunamo njihove največje nosilnosti odvisne od rušnih mehanizmov, ki se vzpostavijo v elementih. Mehanizmi pa so odvisni od robnih pogojev (geometrije, osnih obremenitev, trdnosti materiala) v konstrukci ji. V literaturi (Turnšek in Čačovič, 1971; Turnšek idr. 1978; Magenes in Calvi, 1997; Calderani idr., 2009; Belmouden in Lestuzi, 2009; Bosiljkov idr. 2010; Parisi in Auguenti, 2012) se po navadi pojavl jajo tri vrste rušnih mehanizmov (Slika 5.99); (a) strižna porušitev oziroma mehanizem diagonalnih razpok, (b) prestrižni in (c) upogibni. Evropski standard za Evrokod 8-3 (EN 1998-3) sicer mehanizma dia gonalnih razpok ne predvideva. V naših računih bomo za izračun rušnih mehanizmov uporabili me todo z uporabo interakcijske ploskve, ki sta jo predlagala Petrovčič in Kilar (2013) in je formul irana na podlagi enačb različnih avtorjev (Magenes in Calvi, 1997, Benedetti in Tomaževič, 1984, Calder ani idr. 2009). Z njo je možno tudi grafično prikazati prepletanje rušnih mehanizmov v odvisnosti od robnih pogojev. V splošnem lahko strižno odpornost posameznega stenskega slopa opišemo z enačb o: /g1848/g3022/g4666/g1840,/g2019/g4667= min /g3435/g1848/g3019/g4666/g1840,/g2019/g4667,/g1848/g3005/g4666/g1840,/g2019/g4667,/g1848/g3020/g4666/g1840,/g2019/g4667/g3439 (12) kjer izberemo nosilnost rušnega mehanizma, ki da pri danih pogojih najnižjo vrednost. Enačbe za posamezne rušne mehanizme pa so sledeče. Upogibno nos ilnost v odvisnosti od vitkosti stene ( λ) in osne sile v elementu ( N) izrazimo takole: a b c Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. 121 Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. /g1848/g3019/g4666/g1840,/g2019/g4667=/g3097/g4666/g3015/g4667 /g2870 /g3080/g3271/g4666/g3090/g4667/g46721 −/g3097/g4666/g3015/g4667 /g3089 /g3033/g3278/g4673/g1830/g1872 (13) Strižno porušitev (diagonalne razpoke): /g1848/g3005/g4666/g1840,/g2019/g4667=/g3033/g3295 /g3029(/g3090)/g34951 −/g3097/g3289 /g3033/g3295/g1830/g1872 (14) Prestrig pa: /g1848/g3020/g4666/g1840,/g2019/g4667=/g4678/g3033/g3295/g2878/g3091 /g3097/g4666/g3015/g4667 /g2869/g2878/g3119/g3347/g3116/g3328/g3271/g4666/g3338/g4667 /g3345/g4666/g3263/g4667/g4679/g1830/g1872 (15) Pri zgornjih izrazih je pomen posameznih podkomponent na slednji: /g1858/g3030 maksimalna tlačna trdnost zidovja /g1858/g3047= 1.5 /g2028/g2868 natezna trdnost zidovja /g2028/g2868=/g2014/g1858/g3030 strižna trdnost zidovja pri ničelni osni sili (kohe zija) /g2018= 0.85 faktor reducirane tlačne trdnosti zidovja /g2026/g4666/g1840/g4667=/g1840 / (/g1830 /g1872) povprečna napetost v vertikalni smeri zaradi delova nja osne sile N /g1830 dolžina slopa /g1872 debelina slopa /g1834 višina slopa /g2019=/g1834/ /g1830 vitkost slopa /g2009/g3023/g4666/g2019/g4667=|/g2009/g2868|/g4666/g2019/g4667 strižni koeficient /g2020 /g2035 /g46700.4, 0.8/g4671 koeficient trenja /g2014 /g2035 /g46700.01, 0.1/g4671 koeficient kohezije Razporeditev strižne napetosti v prerezu definiramo v skladu s predlogom Benedettija in Tomaževiča (1984): /g1854/g4666/g2019/g4667=/g34211, /g2019< 1 /g2019, 1 ≤ /g2019≤ 1.5 1.5, /g2019> 1.5 (16) 122 Šušteršič, I. 2017. Utrjevanje stavb s križno lepljenimi lesen imi ploščami. Doktorska disertacija. Ljubljana, UL, FGG, Grajeno okolje, G radbeništvo. Koeficient ničelnega momenta (prevojne točke) α0 pa definiramo sledeče: /g2009/g2868=/g4688 /g3009/g3116 /g3009, /g1834/g2868≥/g1834/2 1 −/g3009/g3116 /g3009, /g1834/g2868