Univerza v Ljubljani Fakulteta za gradbeništvo in geodezijo PODIPLOMSKI ŠTUDIJ GRADBENIŠTVO DOKTORSKI ŠTUDIJ Kandidat: mag. MOJMIR URANJEK, univ. dipl. inž. grad. PROPADANJE IN TRAJNOSTNA OBNOVA OVOJA STAVBNE DEDIŠČINE Doktorska disertacija štev.: 219 DEGRADATION AND SUSTAINABLE RENOVATION OF HERITAGE BUILDINGS ENVELOPE Doctoral thesis No.: 219 Temo doktorske disertacije je odobrila Komisija za doktorski študij na 21. redni seji 14. maja 2009. Za mentorico je bila imenovana doc. dr. Violeta Bokan-Bosiljkov, za somentorja pa prof. dr. Roko Žarnić. Ljubljana, 21. november 2011 Univerza v Ljubljani Fakulteta za gradbeništvo in geodezijo iU-i -'.Mi -Vj. 11 1 I li I 1 11 I I 1 1 h 11 il 11 ih i n LllJ.UMll Komisijo za oceno ustreznosti teme doktorske disertacije v sestavi - doc. dr. Violeta Bokan-Bosiljkov - izr. prof. dr. Roko Žarnić - doc. dr. Jelka Pirkovič, UL FF - prof. dr. Breda Mirtič, UL FNT, je imenoval Senat Fakultete za gradbeništvo in geodezijo na 26. redni seji dne 25. marca 2009. Komisijo za oceno doktorske disertacije v sestavi - doc. dr. Vlatko Bosiljkov, - izr. prof. dr. Jana Šelih, - prof. dr. Breda Mirtič, UL NTF, je imenoval Senat Fakultete za gradbeništvo in geodezijo na 21. redni seji dne 25. maja 2011. Komisijo za zagovor doktorske disertacije v sestavi - prof. dr. Matjaž Mikoš, dekan UL FGG, predsednik, - izr. prof. dr. Violeta Bokan-Bosiljkov, mentorica, - prof. dr. Roko Žarnić, somentor, - doc. dr. Vlatko Bosiljkov, - izr. prof. dr. Jana Šelih, - prof. dr. Breda Mirtič, UL NTF, je imenoval Senat Fakultete za gradbeništvo in geodezijo na 24. redni seji dne 26. 10. 2011. Univerza v Ljubljani Fakulteta za gradbeništvo in geodezijo iU-i -'.Mi -Vj. 11 1 I li I 1 11 I I 1 1 h 11 il 11 ih i n LllJ.UMll IZJAVA O AVTORSTVU Večino raziskovalnega dela smo opravili v Konstrukcijsko prometnem laboratoriju FGG v Ljubljani. Del laboratorijskih raziskav smo opravili v laboratoriju Gradbenega inštituta ZRMK in ZAG-u v Ljubljani. In situ preiskave smo opravili na kamniti zidani stavbi v vasi Čezsoča v Posočju. Podpisani mag. MOJMIR URANJEK, univ. dipl. inž. grad., izjavljam, da sem avtor doktorske disertacije z naslovom: »PROPADANJE IN TRAJNOSTNA OBNOVA OVOJA STAVBNE DEDIŠČINE«. Izjavljam, da je elektronska različica v vsem enaka tiskani različici. Izjavljam, da dovoljujem objavo elektronske različice v repozitoriju UL FGG. Ljubljana, 21. november 2011 (podpis) ERRATA Stran z napako Vrstica z napako Namesto Naj bo BIBLIOGRAFSKO - DOKUMENTACIJSKA STRAN IN IZVLEČEK UDK: Avtor: Mentorica: Somentor: Naslov: Obseg in oprema: Ključne besede: 624.042.7:69.059:719(043.3) mag. Mojmir Uranjek izr. prof. dr. Violeta Bokan-Bosiljkov prof. dr. Roko Žarnić Propadanje in trajnostna obnova ovoja stavbne dediščine 261 str., 39 pregl., 183 sl., 88 en. stavbna dediščina, propadanje, zmrzovanje/tajanje, trajnostna obnova, utrjevanje, injektiranje, potresna odpornost Izvleček Osnovno izhodišče doktorske disertacije je definirati okvire trajnostne obnove stavbne dediščine, predvsem njenega ovoja kot najbolj izpostavljenega stavbnega sklopa. V okviru raziskav smo se osredotočili na poškodbe, ki bi jih lahko na ovoju povzročile podnebne spremembe in potresna obremenitev. V sklopu laboratorijskih preiskav smo načrtovali in preskušali več sestav malt in injekcijskih mešanic na osnovi apnenega veziva z ali brez mineralnih dodatkov, primernih za obnovo in/ali utrjevanje stavbnega ovoja. Rezultati kažejo ugoden vpliv mineralnih dodatkov, kot so apnenčeva moka, žlindra in tuf na lastnosti malt in injekcijskih mešanic. Na opečnih zidkih, grajenih iz dveh malt razvitih v okviru lastnih raziskav, smo ocenili vpliv izmenjujočih se ciklov zmrzovanja/tajanja na trajnost in nosilnost opečnega ovoja. Zidki iz običajne apnene malte in zidki, zgrajeni iz apnene malte z dodano žlindro, so ne glede na poškodbe, brez posledic na mehanske lastnosti sposobni prenesti vsaj 50 ciklov zmrzovanja/tajanja. Po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja pa se poškodbe odrazijo na zmanjšanju modulov elastičnosti. V okviru in situ preiskav smo ovrednotili kakovost in učinkovitost izbranega utrditvenega trajnostnega posega - sistematičnega injektiranja ovoja kamnite stavbe s cementnimi in cementno-apnenimi injekcijskimi mešanicami. Nelinearna potresna analiza kamnite stavbe, izvedena na osnovi rezultatov in situ preiskav, kaže, da lahko za analizirano vrsto zidov tudi s cementno-apnenimi injekcijskimi mešanicami, ki so za utrjevanje stavbne dediščine primernejše, dosežemo zadostno stopnjo potresne odpornosti. BIBILIO GRAPHIC - DOCUMENTALISTIC INFORMATION AND ABSTRACT UDC: 624.042.7:69.059:719(043.3) Author: Mojmir Uranjek, M. Sc. Supervisor: assoc. prof. Violeta Bokan-Bosiljkov, Ph.D Co-supervisor: prof. Roko Žarnić, Ph.D. Title: Degradation and Sustainable Renovation of Heritage Buildings Envelope Scope and tools: 261 p., 39 tab., 183 fig., 88 eq. Keywords: heritage buildings, degradation, freeze/thaw, sustainable renovation, strengthening, grout injection, seismic resistance Abstract The aim of the doctoral dissertation was to define the framework for sustainable renovation of heritage buildings, particularly of the building envelope as the most exposed part. The research was focused on the damage that could be caused by climate change or seismic loads. As a part of the laboratory tests, several mortar and injection grout compositions based on calcium binders with or without mineral additives, suitable for renovation and/or strengthening of the building envelope were designed and tested. It was found that mineral additives such as limestone powder, slag and tuff have a beneficial effect of on the properties of mortars and injection grouts. In continuation, the brick wallets were built with developed mortars and the influence of freeze/thaw cycles on their mechanical properties and durability was evaluated. The wallets built with lime or lime-slag mortar were able to withstand at least 50 freeze/thaw cycles without any effect on their mechanical properties, while after 150 freeze/thaw cycles, the damage was reflected in the reduction of modulus of elasticity. In situ test performed on a stone masonry building enabled us to evaluate the quality and effectiveness of grout injection (using cement or cement-lime grouts) as the chosen sustainable strengthening procedure. The results of the performed seismic analysis based on the experimentally obtained mechanical properties of masonry showed, that in the case of the type of walls under consideration, an adequate level of seismic resistance can be achieved also by using combined cement-lime grouts, which are more suitable for strengthening of heritage buildings. ZAHVALA Zahvaljujem se vsem, ki so me na poti do zastavljenega cilja podpirali in prispevali svoj delež k nastanku te doktorske disertacije. Najprej hvala vsem sodelavcem na Katedri za preskušanje materialov in konstrukcij, mentorici izr. prof. dr. Violeti Bokan-Bosiljkov, somentorju prof. dr. Roku Žarniću, doc. dr. Vlatku Bosiljkovu, Franciju Čeponu in »sotrpinom« Meti Kržan, Petri Štukovnik, Davidu Antolincu in Patriciji Cotič. Zahvaljujem se tudi vodstvu in sodelavcem na Gradbenem inštitutu ZRMK. Za skrbno lektoriranje se zahvaljujem Ajdi Turk. Največja zahvala gre moji ženi Petri, ki mi je potrpežljivo stala ob strani in me vzpodbujala, ko so stvari tekle gladko in predvsem takrat, ko rešitev ni bilo na obzorju. Zato to delo posvečam moji najdražji. Raziskave je delno financirala Evropska unija, in sicer iz Evropskega socialnega sklada, delno so bile raziskave financirane tudi v okviru projekta PERPETUATE GA 244229. KAZALO VSEBINE 1 UVOD.........................................................................................................................................1 1.1 Predstavitev problematike..............................................................................................1 1.2 Definiranje izhodišč in ciljev dela.................................................................................2 1.3 Zasnova dela........................................................................................................................4 2 PREGLED LITERATURE........................................................................................................5 2.1 Značilnosti gradnje na področju Slovenije.................................................................5 2.1.1 Zgodovinski pregled...............................................................................................................5 2.1.2 Tipologija in mehanske lastnosti ovoja stavbne dediščine v Sloveniji.....................................16 2.2 Zahteve pri varovanju in ohranjanju stavbne dediščine..........................................21 2.2.1 Določila in priporočila konservatorskih centrov.....................................................................21 2.2.2 Velj avna zakonodaj a.............................................................................................................22 2.3 Poškodbe ovoja stavb s poudarkom na vplivu podnebnih sprememb in potresnih OBREMENITEV.................................................................................................................................24 2.3.1 Podnebne spremembe in posledični vplivi.............................................................................24 2.3.2 Potresna obremenitev............................................................................................................26 2.4 NAVLAŽEVANJE/sušenje MATERIALOV.................................................................................29 2.5 Zmrzovanje/tajanje materialov....................................................................................31 2.6 Ugotavljanje in vrednotenje stanja ovoja stavb......................................................34 2.7 Pridobivanje, procesi strjevanja in zgodovina uporabe mineralnih veziv..........36 2.7.1 Surovine in procesi strj evanj a mineralnih veziv.....................................................................36 2.7.2 Mineralna veziva skozi zgodovino.........................................................................................40 2.8 TEHNIKE OBNOVE OVOJA STAVB............................................................................................42 2.8.1 Omejitev dostopa vodi...........................................................................................................42 2.8.2 Preprečitev kapilarnega srka..................................................................................................43 2.8.3 Obnova opečnih in kamnitih površin brez ometa....................................................................43 2.8.4 Obnova ometanih površin......................................................................................................45 2.9 TEHNIKE UTRJEVANJA OVOJA STAVB.....................................................................................46 2.9.1 Sistematično injektiranje.......................................................................................................46 2.9.2 Linij sko inj ektiranj e razpok...................................................................................................48 2.9.3 Utrditev temeljev...................................................................................................................48 2.9.4 Oblaganje zidov z armiranimi ometi......................................................................................49 2.9.5 Prezidavanj e zidov................................................................................................................50 2.9.6 Prefugiranj e zidov.................................................................................................................50 2.9.7 Prefugiranj e zidov z armiranj em spojnic................................................................................51 2.9.8 Armiranj e spoj nic z j ekleno pleteno mrežo............................................................................52 2.9.9 Vgradnj a prečnih sider..........................................................................................................52 2.9.10 Vgradnj a inj ektiranih sider..................................................................................................53 2.9.11 Utrjevanje zidov s kompozitnimi materiali...........................................................................54 2.10 Vpliv sistematičnega injektiranja na mehanske lastnosti kamnitih zidov.......55 3 RAZVOJ KOMPATIBILNIH MALT IN INJEKCIJSKIH MEŠANIC ZA OBNOVO OVOJA STAVBNE DEDIŠČINE..................................................................................................59 3.1 Izbira konstitucijskih materialov za malte in injekcijske mešanice...................59 3.1.1 Malte....................................................................................................................................60 3.1.2 Injekcijske mešanice.............................................................................................................60 3.2 LABORATORIJSKE PREISKAVE KONSTITUCIJSKIH MATERIALOV...........................................60 3.2.1 Zrnavostna sestava agregata..................................................................................................60 3.2.2 Kemij ska analiza...................................................................................................................61 3.2.3 Mineraloška analiza...............................................................................................................62 3.2.4 Analiza fizikalnih lastnosti....................................................................................................63 3.2.5 Poculanska in latentna hidravlična aktivnost mineralnih dodatkov.........................................63 3.3 LABORATORIJSKE PREISKAVE MALT.....................................................................................64 3.3.1 Sestava in lastnosti malt........................................................................................................64 3.4 LABORATORIJSKE PREISKAVE INJEKCIJSKIH MEŠANIC.........................................................67 3.4.1 Sestava in lastnosti injekcijskih mešanic................................................................................67 3.5 ZAKLJUČKI.............................................................................................................................71 4 PREISKAVE KONSTITUCIJSKIH MATERIALOV ZIDOVINE IN ZIDOVINE KOT KOMPOZITA.................................................................................................................................73 4.1 Izhodišča in namen preiskav............................................................................................73 4.2 POZIDAVA ZIDKOV IN TROJČKOV...........................................................................................75 4.3 PREISKAVE ZMRZOVANJA/TAJANJA.......................................................................................77 4.3.1 Zmrzovanje/tajanje po »JUS postopku«.................................................................................78 4.3.2 Zmrzovanje/tajanje po »EN postopku«..................................................................................79 4.4 MERITVE SPREMEMBE PROSTORNINE IN OCENA POŠKODB PRESKUŠANCEV S 3D OPTIČNIM SKENERJEM.....................................................................................................................................83 4.5 Meritve spremembe vodovpojnosti preskušancev po zmrzovanju/tajanju..........87 4.6 Meritve časa prehoda ultra zvoka...............................................................................88 4.6.1 Določanj e hitrosti prehoda UZ na opečnih zidakih.................................................................91 4.6.2 Določanje hitrosti prehoda UZ na maltnih prizmah................................................................93 4.6.3 Določanj e hitrosti prehoda UZ na zidkih................................................................................96 4.7 Meritve osnovne resonančne frekvence in določanje dinamičnega modula ELASTIČNOSTI..................................................................................................................................98 4.7.1 Meritve ORF na opečnih zidakih.........................................................................................100 4.7.2 Meritve ORF in določanje DME na maltnih prizmah...........................................................101 4.8 Pomožne preiskave za odkrivanje in vrednotenje poškodovanih območij.........103 4.8.1 Termografske meritve..........................................................................................................103 4.8.2 Podrobna analiza poškodovanih območij s 3D optičnim skenerjem......................................105 4.9 Mehanske lastnosti konstitucijskih materialov in stičnega območja..............106 4.9.1 Preiskave malte v svežem stanju..........................................................................................106 4.9.2 Preiskave malt v strjenem stanju..........................................................................................107 4.9.3 Določanje površinske odpornosti malte s »scratch« testom..................................................110 4.9.4 Tlačna trdnost opečnih zidakov............................................................................................112 4.9.5 Lastnosti stičnega območj a med malto in zidakom...............................................................114 4.10 Tlačne preiskave opečnih zidkov...............................................................................124 4.11 ZAKLJUČKI..........................................................................................................................133 5 IN SITU PREISKAVE KAMNITE ZIDANE STAVBE........................................................138 5.1 Izhodišča in namen preiskav...........................................................................................138 5.2 OPIS OBRAVNAVANE STAVBE S PRIKAZOM OPRAVLJENIH PREISKAV...................................141 5.3 Preliminarne laboratorijske preiskave....................................................................143 5.3.1 Preiskave malte...................................................................................................................143 5.3.2 Preiskave kamna..................................................................................................................145 5.3.3 Preiskave injekcijskih mešanic............................................................................................148 5.3.4 Preiskave valjastih preskušancev.........................................................................................152 5.4 Izvedba sistematičnega injektiranja..........................................................................155 5.5 NEPORUŠNE PREISKAVE........................................................................................................157 5.5.1 Georadarske meritve............................................................................................................157 5.5.2 Metoda s kladivom..............................................................................................................160 5.5.3 Termografske meritve..........................................................................................................161 5.6 DELNO PORUŠNE PREISKAVE................................................................................................163 5.6.1 Ocena morfologij e in teksture zidov s sondiranj em..............................................................163 5.6.2 Ocena deformabilnostnih lastnosti zidov z j eklenimi blazinami............................................164 5.7 PORUŠNA-STRIŽNA PREISKAVA............................................................................................166 5.7.1 Priprava zidnih preskušancev..............................................................................................166 5.7.2 Opis poteka strižne preiskave..............................................................................................167 5.7.3 Izvrednotene mehanske lastnosti zidnih preskušancev..........................................................169 5.8 Oblikovanje razpok in deformacijske oblike preskušancev pri strižni PREISKAVI......................................................................................................................................174 5.8.1 Zidni preskušanec 1-C1.......................................................................................................175 5.8.2 Zidni preskušanec 2-AC1....................................................................................................176 5.8.3 Zidni preskušanec 3-AC2....................................................................................................178 5.8.4 Zidni preskušanec 4-C2.......................................................................................................179 5.8.5 Zidni preskušanec 6.............................................................................................................181 5.9 Korelacije rezultatov in situ preiskav, izvedenih na preskušancu 5-C2...........182 5.10 VPLIV VRSTE INJEKCIJSKE MEŠANICE NA MEHANSKE LASTNOSTI VALJASTIH IN ZIDNIH PRESKUŠANCEV.............................................................................................................................185 5.11 Zaključki.........................................................................................................................187 6 NELINEARNA POTRESNA ANALIZA KAMNITE ZIDANE STAVBE...........................189 6.1 PREVERJANJE POTRESNE ODPORNOSTI OBSTOJEČIH STAVB................................................189 6.2 POTRESNA ODPORNOST ZIDANIH STAVB...............................................................................191 6.2.1 Mej ne deformacij e zidov.....................................................................................................192 6.2.2 Strižna odpornost zidov.......................................................................................................193 6.3 Konstrukcijska zasnova obravnavane stavbe..........................................................195 6.4 MATERIALNE LASTNOSTI ZIDOV..........................................................................................196 6.5 STALNA IN SPREMENLJIVA OBTEŽBA....................................................................................197 6.6 POTRESNA OBTEŽBA NA OBRAVNAVANI LOKACIJI...............................................................199 6.7 OBTEŽNE KOMBINACIJE.......................................................................................................200 6.8 PROGRAMSKI ORODJI, UPORABLJENI ZA POTRESNO ANALIZO............................................200 6.9 Opis delovanja programa SREMB................................................................................201 6.9.1 Osnovne predpostavke........................................................................................................202 6.9.2 Postopek računa..................................................................................................................202 6.9.3 Kontrola rezultatov..............................................................................................................205 6.10 Opis delovanja programa 3MURI...............................................................................206 6.10.1 Osnovne predpostavke.......................................................................................................206 6.10.2 Postopek računa................................................................................................................207 6.10.3 Kontrola rezultatov............................................................................................................211 6.11 Analiza stavbe s programom SREMB.........................................................................212 6.11.1 Modeliranj e konstrukcij e...................................................................................................212 6.11.2 Analiza rezultatov..............................................................................................................213 6.12 Analiza stavbe s programom 3MURI..........................................................................219 6.12.1 Modeliranj e konstrukcij e...................................................................................................219 6.12.2 Analiza rezultatov..............................................................................................................220 6.13 Primerjava rezultatov obeh programov.................................................................225 6.14 Primerjava rezultatov z dejanskim stanjem poškodb..........................................231 6.15 ZAKLJUČKI..........................................................................................................................234 7 PRIPOROČILA ZA IZVEDBO TRAJNOSTNIH PRILAGODITVENIH IN UBLAŽITVENIH UKREPOV ZA OHRANITEV STAVBNE DEDIŠČINE.............................236 8 SKUPNI ZAKLJUČKI IN DISKUSIJA.................................................................................239 8.1 REZULTATI IN UGOTOVITVE PREISKAV IN ANALIZ...............................................................239 8.2 Prispevek doktorske disertacije.................................................................................241 8.3 Priporočila in napotki za nadaljnje delo..................................................................242 9 POVZETEK............................................................................................................................243 10 SUMMARY.............................................................................................................................244 11 VIRI.........................................................................................................................................245 KAZALO PREGLEDNIC Preglednica 2.1: Nekaj primerov mehanskih lastnosti ovoja stavbne dediščine iz različnih zgodovinskih obdobij............................................................................................................................................................18 Preglednica 2.2: Odvisnost faktorja zaupanja (CF) od ravni poznavanja konstrukcije (KL) po Evrokodu 8-3 (SIST EN 1998-3:2005)..................................................................................................................................35 Preglednica 3.1: Kemijska sestava konstitucijskih materialov v masnih deležih (%).........................................61 Preglednica 3.2: Specifična gostota in specifična površina konstitucijskih materialov.......................................63 Preglednica 3.3: Upogibna in tlačna trdnost malte z dodatkom tufa ali granulirane plavžne žlindre pri starosti 7 dni...............................................................................................................................................................64 Preglednica 3.4: Sestava analiziranih malt.......................................................................................................65 Preglednica 3.5: Lastnosti malt v svežem stanju...............................................................................................65 Preglednica 3.6: Lastnosti malt v strjenem stanju.............................................................................................66 Preglednica 3.7: Vpliv v/v razmerja in superplastifikatorja na lastnosti mešanice IM1......................................68 Preglednica 3.8: Vpliv v/v razmerja in superplastifikatorja na lastnosti mešanice IM5......................................68 Preglednica 3.9: Sestava injekcijskih mešanic v masnih deležih (%).................................................................69 Preglednica 3.10: Lastnosti injekcijskih mešanic v svežem stanju.....................................................................70 Preglednica 3.11: Lastnosti injekcijskih mešanic v strjenem stanju pri starosti 28 dni.......................................71 Preglednica 4.1: Določanje vodovpojnosti in tlačnih trdnosti opečnih zidakov v okviru preliminarnih preiskav . 75 Preglednica 4.2: Sprememba prostornine ometanih in neometanih zidkov po 50/150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja..........................................................................................................................................87 Preglednica 4.3: Vodovpojnost maltnih prizem in opečnih zidakov pred in po 25-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »JUS postopku«.........................................................................................................................................88 Preglednica 4.4: Rezultati preiskav malt M1 v svežem stanju.........................................................................107 Preglednica 4.5: Rezultati preiskav malt M3a v svežem stanju.......................................................................107 Preglednica 4.6: Rezultati preiskav tlačne in upogibne trdnosti maltnih prizem M1........................................108 Preglednica 4.7: Rezultati tlačnih in upogibnih preiskav maltnih prizem M3a.................................................108 Preglednica 4.8: Rezultati »scratch« testa na zidkih M1 in M3a......................................................................112 Preglednica 4.9: Rezultati tlačnih preiskav opeke...........................................................................................114 Preglednica 4.10: Strižne preiskave trojčkov M1, negovanih v običajnih pogojih............................................118 Preglednica 4.11: Rezultati strižnih preiskav trojčkov M1, izpostavljenih 50-im ciklom zmrzovanja/tajanja po »EN postopku«.........................................................................................................................................118 Preglednica 4.12: Strižne preiskave trojčkov iz malte M3a negovanih v običajnih pogojih..............................120 Preglednica 4.13: Strižne preiskave trojčkov iz malte M3a izpostavljenih 50-im ciklom zmrzovanja/tajanja po »EN postopku«.........................................................................................................................................120 Preglednica 4.14: Končni rezultati strižnih preiskav opečnih trojčkov.............................................................122 Preglednica 4.15: Rezultati tlačnih preiskav zidkov M1.................................................................................127 Preglednica 4.16: Rezultati tlačnih preiskav zidkov M3a................................................................................130 Preglednica 5.1: Rezultati preiskav tlačne trdnosti obstoječe malte.................................................................144 Preglednica 5.2: Prostorninska masa apnenca (L) in peščenjaka (S) v suhem in navlaženem stanju.................147 Preglednica 5.3: Tlačna trdnost apnenca in peščenjaka..................................................................................148 Preglednica 5.4: Povzetek kriterijev za mešanice v suhem, svežem in strjenem stanju....................................148 Preglednica 6.1: Materialne lastnosti zidov dobljene z in situ preiskavami......................................................197 Preglednica 6.2: Specifične teže materialov....................................................................................................197 Preglednica 6.3: Stalna obtežba stropnih konstrukcij......................................................................................198 Preglednica 6.4: Stalna obtežba strešne konstrukcije......................................................................................198 Preglednica 6.5: Spremenljiva obtežba...........................................................................................................198 Preglednica 6.6: Primerjava rezultatov izračuna s SREMB in 3MURI.............................................................228 LIST OF TABLES Table 2.1: Some examples of the mechanical properties of the heritage buildings from different historical periods............................................................................................................................................................18 Table 2.2: Dependence of the confidence factor (CF) from the knowledge level of construction (KL) according to Eurocode 8-3 (SIST EN 1998-3:2005).........................................................................................................35 Table 3.1: Chemical composition of the constitutive materials in % by mass....................................................61 Table 3.2: Density and surface area of constitutive materials............................................................................63 Table 3.3: Flexural and compressive strength of mortar with tuff or GGBS at the age of 7 days........................64 Table 3.4: Composition of analysed mortars....................................................................................................65 Table 3.5: Properties of mortars in fresh state...................................................................................................65 Table 3.6: Properties of mortars in hardened state............................................................................................66 Table 3.7: The influence of v/b ratio and addition of SP on the properties of grout IM1....................................68 Table 3.8: The influence of v/b ratio and addition of SP on the properties of grout IM5....................................68 Table 3.9: Composition of injection grouts in % by mass.................................................................................69 Table 3.10: Properties of injection grouts in fresh state.....................................................................................70 Table 3.11: Properties of injection grouts in hardened state at age of 28 days....................................................71 Table 4.1: Determination of water absorption and compressive strength of bricks in the preliminary investigations..................................................................................................................................................75 Table 4.2: Change in volume of plastered and non-plastered wallets after 50/150 freeze/thaw cycles................87 Table 4.3: Water absorption of mortar prisms and bricks before and after 25 of freeze/thaw cycles according to »JUS procedure«.........................................................................................................................................88 Table 4.4: Properties of mortars M1 in fresh state..........................................................................................107 Table 4.5: Properties of mortars M3a in fresh state.........................................................................................107 Table 4.6: Compressive and flexural strength of mortar prisms M1................................................................108 Table 4.7: Compressive and flexural strength of mortar prisms M3a...............................................................108 Table 4.8: Scratch test results on wallets M1 and M3a...................................................................................112 Table 4.9: Compressive strenghts of analysed brick units...............................................................................114 Table 4.10: Triplet tests of specimens M1 stored in normal conditions...........................................................118 Table 4.11: Triplet tests of specimens M1 subjected to 50 freeze/thaw cycles according to »EN procedure« ... 118 Table 4.12: Triplet tests of specimens M3a stored in normal conditions..........................................................120 Table 4.13: Triplet tests of specimens M3a subjected to 50 freeze/thaw cycles according to »EN procedure«.. 120 Table 4.14: Final results of triplet tests...........................................................................................................122 Table 4.15: The results of compressive tests of the wallets M1.......................................................................127 Table 4.16: The results of compressive tests of the wallets M3a.....................................................................130 Table 5.1: The results of compressive strength tests of the existing mortar......................................................144 Table 5.2: Bulk density of limestone (L) and sandstone (S) in dry and moistened state...................................147 Table 5.3: Compressive strength of limestone and sandstone..........................................................................148 Table 5.4: Summary of proposed criteria for grouts in dry, fresh and hardened state.......................................148 Table 6.1: Material properties of the walls obtained by in situ tests.................................................................197 Table 6.2: Unit weight of the materials..........................................................................................................197 Table 6.3: Self-weight of floor structures.......................................................................................................198 Table 6.4: Self-weight of roof structure..........................................................................................................198 Table 6.5: Imposed load.................................................................................................................................198 Table 6.6: Comparison od the results obtained by SREMB and 3MURI..........................................................228 KAZALO SLIK Slika 2.1: Gradnja zidov v rimski dobi - rimski beton (levo) in zid utrjen z diagonalno položenimi kamni in prečnimi povezavami (desno) (Fister, 1986)...................................................................................................5 Slika 2.2: Gradnja rimskega mesta (Fister, 1986)...............................................................................................6 Slika 2.3: Rekonstrukcija severno-vzhodnega dela romanske bazilike samostana Stična (Zadnikar, 1969)...........7 Slika 2.4: Različne vrste romanske zidave (Fister, 1986)....................................................................................7 Slika 2.5: Cerkev sv. Petra v Dvoru...................................................................................................................8 Slika 2.6: Primera gotske zidave (Fister, 1986)..................................................................................................8 Slika 2.7: Grad Fužine v Ljubljani iz obdobja renesanse.....................................................................................9 Slika 2.8: Dvorec Dornava v naselju Dornava na Ptujskem polju iz obdobja baroka (Wikipedia, 2011).............10 Slika 2.9: Neoklasicistično zasnovana sladkorna rafinerija-cukrarna v Ljubljani (Prelovšek, 1972)...................11 Slika 2.10: Shematski prikaz oblikovane opečne zveze (Deu, 2004).................................................................12 Slika 2.11: Tradicionalne opečne zveze (Deu, 2004)........................................................................................12 Slika 2.12: Tipični detajli ploščatih železnih vezi iz 18. stoletja (Tomaževič, 1999)..........................................13 Slika 2.13: Kolizej zgrajen leta 1846, kot predstavnik rundbogenstila...............................................................13 Slika 2.14: Stavba Mestne občine Celje kot predstavnica neorenesančnega sloga..............................................14 Slika 2.15: Hauptmannova hiša v Ljubljani, prenovljena v obdobju secesije 1904.............................................15 Slika 2.16: Ljubljanski nebotičnik, zgrajen v obdobju funkcionalizma leta 1933, ter Dukičevi bloki v Ljubljani iz istega obdobja.............................................................................................................................................16 Slika 2.17: Tekstura in morfologija zidov gradu Pišece iz različnih zgodovinskih obdobij, iz leve:....................18 Slika 2.18: Tekstura mešanega kamnito-opečnega zidu v stavbi iz 17. stoletja ter opečnega zidu v stavbi iz 19. stoletja (foto arhiv ZAG)........................................................................................................................19 Slika 2.19: Tekstura in morfologija preskušenega kamnitega zidu podeželske stavbe v Čezsoči iz leta1948......20 Slika 2.20: Zmrzlinske poškodbe opeke in ometa v območju podzidka (levo) in zaključnega sloja ometa (desno)..................................................................................................................................................25 Slika 2.21: Nivo poplavne vode v notranjosti stavbe (levo) in poškodbe temeljne konstrukcije neposredno ob strugi (desno) med poplavami v Železnikih.................................................................................................26 Slika 2.22: Prikaz klasifikacije poškodb zidanih stavb po EMS-98 (Grunthal, 1998).........................................27 Slika 2.23: Karta potresne nevarnosti (projektnih pospeškov tal) Slovenije.......................................................28 Slika 2.24: Levo: apnena malta z slabo zrnavostjo - velike pore, votline in razpoke; desno: malta z odlično zrnavostjo - majhne pore in malo razpok (von Konow, 2008)..........................................................................33 Slika 2.25: Oblikovanje maltnih spojnic: a - izravnana, b1, b2, b3 - poglobljena, c1, c2 -pristrižena (Verhoef, 2000)...............................................................................................................................................43 Slika 2.26: Gibanje vlage in propadanje cementne(a) in apnene (b) maltne spojnice (Preparation and use of Lime Mortars, 2003).......................................................................................................................................44 Slika 2.27: Naprava za sistematično injektiranje ter izvedba vrtin in namestitev injekcijskih nastavkov v zidu. 47 Slika 2.28: V zid vgrajeni nastavki pripravljeni za izvedbo linijskega injektiranja razpok.................................48 Slika 2.29: Shematski prikaz pod in obbetoniranja temelja (Tomaževič, 2009).................................................49 Slika 2.30: Primer utrditve opečnega zidu z armiranim ometom.......................................................................49 Slika 2.31: Prezidava poškodovanega zidnega vogala in izvedba navpične armiranobetonske vezi (Bergant in sod., 1998)......................................................................................................................................................50 Slika 2.32: Očiščene in poglobljene spojnice, nanos prvega sloja malte in končno stanje (Corradi in sod., 2008a)...................................................................................................................................51 Slika 2.33: Primeri prefugiranja z armiranjem spojnic (Identification of Strengthening Strategies, 2006)...........51 Slika 2.34: Utrjevanje zidu z jekleno pleteno mrežo (Borri in sod., 2008).........................................................52 Slika 2.35: Iz leve: pritrjevanje prečnih sider s krivljenjem v primeru rebraste armature, in z vijačenjem v primeru gladke armature z vrezanim navojem (Valuzzi in sod., 2004)...............................................................53 Slika 2.36: Injektirana sidra v večslojnem kamnitem zidu (Van Gemert in sod., 2011) in »šivanje zidu« (Identification of Strengthening Strategies, 2006).............................................................................................54 Slika 3.1: Sejalna krivulja agregata, uporabljenega za pripravo malt.................................................................61 Slika 3.2: Difraktogram vzorca tufa.................................................................................................................62 Slika 3.3: Difraktogram vzorca granulirane plavžne žlindre..............................................................................62 Slika 3.4: SEM mikroposnetek vzorca tufa (levo) in granulirane plavžne žlindre (desno)..................................63 Slika 4.1: Opečna zidaka iz Kolizeja (levo) in polni opečni zidaki normalnega formata vrste a in b (desno).......74 Slika 4.2: Polaganje prvih zidakov v cementno malto (levo) in nadaljevanje pozidave z apneno malto (desno) ..76 Slika 4.3: Rezultat zidarskega delovnega dne (levo) in ometavanje zidu po 4 mesecih staranja (desno).............76 Slika 4.4: Pozidava opečnega trojčka...............................................................................................................77 Slika 4.5: Cikli zmrzovanja/tajanja po »JUS postopku«....................................................................................78 Slika 4.6: Maltne prizme pred (levo) in po 4 ciklih zmrzovanja/tajanja po »JUS postopku«(desno)...................79 Slika 4.7: Opečni zidaki pred (levo) in poškodbe zidakov po 13-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »JUS postopku« (desno)..................................................................................................................................79 Slika 4.8: Izvedba toplotne zaščite opečnih zidakov (levo) in maltnih prizem (desno).......................................80 Slika 4.9: Izvedba toplotne zaščite opečnih trojčkov (levo) in opečnega zidka (desno)......................................80 Slika 4.10: Cikli zmrzovanja/tajanja po »EN postopku«...................................................................................82 Slika 4.11: Preskušanci M1 pred začetkom (levo) in po 50 ciklih zmrzovanja/tajanja (desno) po »EN postopku«................................................................................................................................................83 Slika 4.12: Izvedba meritev s 3D skenerjem ATOS I........................................................................................84 Slika 4.13: Iz leve: 3D model zidka M1-6 pred ter 3D model in digitalni posnetek po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja...........................................................................................................................................85 Slika 4.14: Iz leve: 3D model zidka M3a-4 pred ter 3D model in digitalni posnetek po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja...........................................................................................................................................85 Slika 4.15: Iz leve: 3D model zidka M1-5 pred ter 3D model in digitalni posnetek po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja...........................................................................................................................................86 Slika 4.16: Iz leve: 3D model zidka M3a-6 pred ter 3D model in digitalni posnetek po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja...........................................................................................................................................86 Slika 4.17: Meritve časa prehoda UZ na opečnih zidakih..................................................................................90 Slika 4.18: Meritve časa prehoda UZ na maltnih prizmah.................................................................................90 Slika 4.19: Merska mesta in meritve časa prehoda UZ skozi zidke....................................................................91 Slika 4.20: Hitrosti zvoka skozi opečne zidake pred in po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku« in 25-ih ciklih zmrzovanja po »JUS postopku«....................................................................................................92 Slika 4.21: Hitrosti zvoka skozi opečne zidake pred in po 150-ih ciklih zmrzovanja po »EN postopku«...........93 Slika 4.22: Hitrosti zvoka skozi maltne prizme M1 pred in po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku«...............................................................................................................................................94 Slika 4.23: Hitrosti zvoka skozi maltne prizme M3a pred in po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku«.......................................................................................................................................................94 Slika 4.24: Hitrosti zvoka skozi maltne prizme M1 pred in po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku«.......................................................................................................................................................95 Slika 4.25: Meritve hitrosti zvoka skozi maltne prizme M3a pred in po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku«...............................................................................................................................................95 Slika 4.26: Hitrosti zvoka skozi opečna zidka M1/1 in M1/6 pred in po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku«...............................................................................................................................................97 Slika 4.27: Hitrosti zvoka skozi opečna zidka M3a/1 in M3a/6 pred in po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku«...............................................................................................................................................98 Slika 4.28: Postavitev pretvornikov za longitudinalno nihanje pri meritvah osnovne resonančne frekvence.......98 Slika 4.29: Meritev osnovne resonančne frekvence na opečnem zidaku (levo) in maltni prizmi (desno)............99 Slika 4.30: Osnovna resonančna frekvenca (ORF) opečnih zidakov pred in po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku« ter 25-ih ciklih zmrzovanja po »JUS postopku«...............................................................100 Slika 4.31: Osnovna resonančna frekvenca (ORF) opečnih zidakov pred in po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku«.........................................................................................................................................101 Slika 4.32: Dinamični modul elastičnosti (DME) maltnih prizem M1 in M3a pred in po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku«...........................................................................................................102 Slika 4.33: Dinamični modul elastičnosti (DME) maltnih prizem M1 in M3a pred in po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku«...........................................................................................................102 Slika 4.34: Termografski posnetek (levo) in digitalni posnetek (desno) opečnega zidka M1/5 v fazi tajanja .... 104 Slika 4.35: 3D model zidka M1/6 s podrobneje analiziranimi območji poškodb..............................................105 Slika 4.36: Rezultati meritev kapilarnega srka maltnih prizem M1 in M3a......................................................109 Slika 4.37: Povprečne deformacije malt M1 in M3a zaradi krčenja - prikaz postopka in rezultati....................110 Slika 4.38: Izvedba »scratch« testa na zidku M1/5 pred zmrzovanjem/tajanjem..............................................111 Slika 4.39: Opečni zidak pred (levo) in po preiskavi tlačne trdnosti (desno)....................................................113 Slika 4.40: Shematski prikaz in dejanska izvedba triplet testa (Čepon, 2004).................................................. 116 Slika 4.41: A1 - strižna porušitev stika zidak/malta na eni ali obeh ploskvah..................................................117 Slika 4.42: A2 - strižna porušitev v malti, A3 - strižna porušitev v zidaku, A4 - drobljenje ali cepitev zidaka 117 Slika 4.43: Strižna preiskava trojčkov iz malte M1 pred (levo) in po 50-ih ciklih zmrzovanja po »EN postopku« (desno).................................................................................................................................119 Slika 4.44: Strižna preiskava trojčkov iz malte M3a pred (levo) in po 50-ih ciklih zmrzovanja po »EN postopku« (desno).................................................................................................................................121 Slika 4.45: Razmerje med strižno trdnostjo in ravnjo predkompresije pri strižni preiskavi...............................122 Slika 4.46: Tlačno obremenjena opečna prizma in napetostno stanje v zidaku in maltni spojnici (Mc Nary in Abrams, 1985)...............................................................................................................................................124 Slika 4.47: Prikaz merilnih mest na zidku M3a-2 neposredno pred izvedbo tlačne preiskave...........................125 Slika 4.48: Rezultati tlačnih preiskav zidkov, sezidanih iz malte M1 brez ometa, in zidkov iz malte M1 z ometom, podvrženih 50-im ciklom zmrzovanja/tajanja..................................................................................128 Slika 4.49: Rezultati tlačnih preiskav zidkov, sezidanih iz malte M1 brez ometa pri običajnih pogojih nege ter po 50-ih in 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja.................................................................................................129 Slika 4.50: Rezultati tlačnih preiskav zidkov, sezidanih iz malte M3a brez ometa, in zidkov...........................131 Slika 4.51: Rezultati tlačnih preiskav zidkov sezidanih iz malte M3a brez ometa pri običajnih........................132 Slika 4.52: Rezultati tlačnih preiskav zidkov brez ometa, sezidanih iz malte M1, in zidkov iz.........................133 Slika 5.1: Vzhodna (levo) in severna (desno) fasada obravnavane stavbe.......................................................142 Slika 5.2: Prikaz lokacije zidnih preskušancev ter opravljenih in situ preiskav................................................143 Slika 5.3: Vzorec malte med tlačno preiskavo tlačne trdnosti..........................................................................143 Slika 5.4: Izvedba in rezultati preiskave kapilarnega srka vzorcev malte.........................................................145 Slika 5.5: Izvedba in rezultati preiskave kapilarnega srka vzorcev kamna.......................................................146 Slika 5.6: Preiskave tlačne trdnosti peščenjaka in apnenca..............................................................................147 Slika 5.7: Difraktogram vzorca injekcijske mešanice AC1..............................................................................149 Slika 5.8: Iz leve: preskušanci pripravljeni za injektiranje, izvedba injektiranja, preiskava tlačne trdnosti, preiskava cepilne natezne trdnosti..................................................................................................................152 Slika 5.9: Evidentirani načini porušitev valjastih preskušancev C1 (levo) in AC1 (desno) pri cepilni natezni preiskavi.......................................................................................................................................................153 Slika 5.10: Povprečna tlačna in cepilna natezna trdnost valjastih preskušancev in zastopanost posameznih načinov porušitve pri cepilni natezni preiskavi...............................................................................................154 Slika 5.11: Priprava zidu 1-C1 in izvedba sistematičnega injektiranja.............................................................156 Slika 5.12: Navpični georadarski profili P3, P4 in P5 izvedeni na zidu 1-C1 pred (levo) in približno 180 dni po sistematičnem injektiranju (desno)............................................................................................................158 Slika 5.13: Vodoravni georadarski profili P3-P6 na zidnih preskušancih 2-AC1 in 3-AC2 na višini 70-190 cm v razmiku 30 cm pred (levo) in po injektiranju (desno)...................................................................................159 Slika 5.14: Mesta meritve vlage na zidu 1-C1.................................................................................................159 Slika 5.15: Hitrosti zvočnih impulzov pri metodi s kladivom skozi zid 5-C2 pred injektiranjem (levo) in po injektiranju (desno)........................................................................................................................................161 Slika 5.16: Termografske meritve zidu 1-C1 28 ur in 10 dni po injektiranju....................................................162 Slika 5.17: Termografske meritve zidu 3-AC2 20 ur in 10 dni po injektiranju.................................................162 Slika 5.18: Izvedba površinskega (POZ 1-C1) in globinskega sondiranja (POZ 9) zidu...................................163 Slika 5.19: Prečni prerez neinjektiranega zidu 6 (levo) in injektiranega zidu 1-C1(desno)...............................164 Slika 5.20: Prikaz aplikacije jeklenih blazin in razporeditve merskih mest (POZ 10).......................................165 Slika 5.21: Rezultati preiskave zidu 5-C2 z jeklenimi blazinami pred (levo) in po injektiranju (desno)............165 Slika 5.22: Rezanje zidu 3-AC2 z diamantno krožno žago..............................................................................167 Slika 5.23: Izmera zidu 3-AC2 in izvedene lesene podpore.............................................................................167 Slika 5.24: Predispozicija strižne preiskave s prikazom vnosa sile in merskih mest.........................................168 Slika 5.25: Odziv injektiranih in neinjektiranega zidnega preskušanca med strižno preiskavo.........................169 Slika 5.26: Razmerje med vodoravno silo in pomikom pri strižni preiskavi....................................................169 Slika 5.27: Padanje togosti zidov pri vsiljevanju vodoravnega pomika............................................................171 Slika 5.28: Bi-linearna idealizacija eksperimentalno dobljene histerezne ovojnice..........................................171 Slika 5.29: Oblikovanje razpok pri strižni preiskavi in deformacijska oblika zidu 1-C1...................................176 Slika 5.30: Jedro in globinska sonda, izvedena ob vpetju zidu 1-C1................................................................176 Slika 5.31: Jedro in globinska sonda, izvedena na osrednjem delu zidu 1-C1..................................................176 Slika 5.32: Oblikovanje razpok pri strižni preiskavi in deformacijska oblika zidu 2-AC1................................177 Slika 5.33: Jedro in vrtina, izvedena v zgornjem delu zidu 2-AC1..................................................................178 Slika 5.34: Globinska sonda izvedena na zidu 2-AC1 spodaj..........................................................................178 Slika 5.35: Oblikovanje razpok pri strižni preiskavi in deformacijska oblika zidu 3-AC2................................179 Slika 5.36: Jedro in globinske sonde, izvedene na zidu 3-AC2........................................................................179 Slika 5.37: Oblikovanje razpok pri strižni preiskavi in deformacijska oblika zidu 4-C2...................................180 Slika 5.38: Jedro, vrtina in globinska sonda izvedena v zgornji polovici zidu 4-C2.........................................181 Slika 5.39: Vrtina in globinska sonda izvedena v spodnji polovici zidu 4-C2..................................................181 Slika 5.40: Oblikovanje razpok pri strižni preiskavi in deformacijska oblika zidu 6........................................182 Slika 5.41: Vrtina in globinska sonda izvedena v spodnji polovici zidu 6........................................................182 Slika 5.42: Georadarski profili in izvrtana jedra na zidu 5-C2.........................................................................183 Slika 5.43: Prikaz meritvenih točk pri metodi s kladivom, lokacij izvedbe vrtin ter izvedenih georadarskih profilov (zgoraj) in prikaz izvrtanih jeder (spodaj) na zidu 5-C2.....................................................................183 Slika 5.44: Primerjava tlačnih in cepilnih nateznih trdnosti injekcijskih mešanic in valjev z nateznimi trdnostmi zidov.............................................................................................................................................186 Slika 6.1: Prikaz mejnih stanj po Evrokodu 8-3 (Moehle, 2001).....................................................................190 Slika 6.2: Obnašanje zidane stavbe s podajnim stropom brez zidnih vezi pri potresni obtežbi (Tomaževič, 2009)........................................................................................................................................191 Slika 6.3: Mehanizmi porušitve za zidove, obremenjene v ravnini (Bosiljkov in sod., 2010)...........................192 Slika 6.4: Ovojnica strižnega obnašanja zidu v odvisnosti od nivoja tlačnih obremenitev................................192 Slika 6.5: Tloris pritličja obravnavane stavbe.................................................................................................195 Slika 6.6: Tloris nadstropja obravnavane stavbe.............................................................................................196 Slika 6.7: Tipičen prečni prerez obravnavane stavbe......................................................................................196 Slika 6.8: Izsek severo-zahodnega dela Slovenije iz karte potresne nevarnosti s prikazom lokacije objekta Čezsoča 76....................................................................................................................................................199 Slika 6.9: Konstruiranje ovojnice odpornosti etaže (Tomaževič, 2009)...........................................................204 Slika 6.10: Razdelitev stene na makroelemente (levo) in ekvivalentni okvir (desno).......................................206 Slika 6.11: Mejne deformacije etaže..............................................................................................................207 Slika 6.12: Razporeditev vodoravne obtežbe na konstrukcijo (levo) in pushover krivulja................................208 Slika 6.13: Dejanski in idealiziran diagram sila-pomik sistema SDOF............................................................209 Slika 6.14: Elastični spekter odziva v AD formatu za tla vrste B (Fajfar, 2002)...............................................210 Slika 6.15: Določitev mejnega pomika za SDOF sistem v območju kratkih (levo) ter srednjih in dolgih nihajnih časov (desno)...................................................................................................................................210 Slika 6.16: Definiranje višin zidnih elementov...............................................................................................212 Slika 6.17: Geometrija nosilnih zidov pritlične etaže uporabljena pri potresni analizi......................................213 Slika 6.18: Etažna histerezna ovojnica za obstoječe - neinjektirano stanje v X smeri......................................214 Slika 6.19: Etažna histerezna ovojnica za stanje po injektiranju z AC1 v X smeri............................................214 Slika 6.20: Etažna histerezna ovojnica za stanje po injektiranju z C1 v X smeri..............................................214 Slika 6.21: Izkoriščenost nosilnosti H/Hu (levo) in duktilnosti d/du (desno) za obstoječe - neinjektirano stanje pri MSN v smeri X........................................................................................................................................215 Slika 6.22: Izkoriščenost nosilnosti H/Hu (levo) in duktilnosti d/du (desno) za stanje po injektiranju z AC1 pri MSN v smeri X.............................................................................................................................................215 Slika 6.23: Izkoriščenost nosilnosti H/Hu (levo) in duktilnosti d/du (desno) za stanje po injektiranju z C1 pri MSN v smeri X.............................................................................................................................................216 Slika 6.24: Mehanizem porušitve v X (levo) in Y smeri (desno) za neinjektirano stanje..................................216 Slika 6.25: Mehanizem porušitve v X (levo) in Y smeri (desno) za stanje po injektiranju z AC1.....................217 Slika 6.26: Mehanizem porušitve v X (levo) in Y smeri (desno) za stanje po injektiranju z C1........................217 Slika 6.27: Maksimalne nosilnosti Hid v X in Y smeri za vse analizirane primere............................................218 Slika 6.28: Koeficienti potresne odpornosti SRC v X in Y smeri za vse analizirane primere............................218 Slika 6.29: Duktilnost konstrukcije f v X in Y smeri za vse analizirane primere.............................................218 Slika 6.30: 3D model stavbe in mreža generiranih makroelementov................................................................219 Slika 6.31: Označbe vozlišč in sten v tlorisu nadstropja..................................................................................220 Slika 6.32: Pushover krivulja konstrukcije za neinjektirano stanje v -Y smeri s prikazom poškodb stene P1 pri mejnem pomiku Du...................................................................................................................................221 Slika 6.33: Pushover krivulja v -Y smeri po injektiranju z injekcijsko mešanico AC1 s prikazom poškodb stene P1 pri mejnem pomiku Du..............................................................................................................................221 Slika 6.34: Pushover krivulja v -Y smeri po injektiranju z injekcijsko mešanico C1 s prikazom poškodb stene P1 pri mejnem pomiku Du..............................................................................................................................222 Slika 6.35: Kapaciteta konstrukcije v smislu pomika Dd pri MSU in zahteva potresa v smislu pomika Dmax pri MSU v X in Y smeri za vse analizirane primere.............................................................................................222 Slika 6.36: Kapaciteta konstrukcije v smislu pomika Du pri MSN in zahteva potresa v smislu pomika Dmax pri MSN v X in Y smeri za vse analizirane primere............................................................................................223 Slika 6.37: Pospešek tal SLSPGA za vse analizirane primere v X in Y smeri..................................................224 Slika 6.38: Pospešek tal ULSPGA za vse analizirane primere v X in Y smeri.................................................224 Slika 6.39: Oblika elastičnega spektra odziva.................................................................................................226 Slika 6.40: Primerjava koeficientov SRC, izračunanih s SREMB in 3MURI za smer X in Y...........................230 Slika 6.41: Kapaciteta konstrukcije v smislu pomika Du pri MSN pri izračunu s SREMB in............................230 Slika 6.42: Mejni pospeški tal ULSPGA, izračunani s SREMB in 3MURI za smer X in Y..............................230 Slika 6.43: Severna fasada.............................................................................................................................231 Slika 6.44: Južna fasada (stena P2).................................................................................................................232 Slika 6.45: Zahodna fasada - stena P1 (levo) in vzhodna fasada (desno).........................................................232 Slika 6.46: Primerjava dejanskega stanja poškodb z mehanizmom porušitve stene P1 izvrednotenim s 3MURI-jem (smer -Y)..................................................................................................................................233 Slika 6.47: Primerjava dejanskega stanja poškodb z mehanizmom porušitve stene P2 izvrednotenim s 3MURI-jem (smer -X)...............................................................................................................................................233 LIST OF FIGURES Fig. 2.1: Construction of the walls in Roman era - Roman concrete (left) and wall strengthened by diagonally positioned stones and transverse connections (right) (Fister, 1986)....................................................................5 Fig. 2.2: Construction of the Roman city (Fister, 1986).....................................................................................6 Fig. 2.3: Reconstruction of the north-east part of Romanesque basilica of the Stična monastery (Zadnikar, 1969)7 Fig. 2.4: Different types of Romanesque wall construction (Fister, 1986)...........................................................7 Fig. 2.5: The Church of St. Peter in Dvor..........................................................................................................8 Fig. 2.6: Examples of Gothic construction (Fister, 1986)...................................................................................8 Fig. 2.7: Castle of Fužine in Ljubljana from the renaissance period....................................................................9 Fig. 2.8: The mansion of Dornava in the village Dornava at Ptujsko polje from the Baroque period (Wikipedia, 2011)............................................................................................................................................10 Fig. 2.9: Neoclassicaly designed sugar refinery-cukrarna in Ljubljana (Prelovšek, 1972)..................................11 Fig. 2.10: Schematic presentation of formed brick connection (Deu, 2004).......................................................12 Fig. 2.11: Traditional brick connections (Deu, 2004)........................................................................................12 Fig. 2.12: Typical detail of the 18th century iron wall ties (Tomaževič, 1999)...................................................13 Fig. 2.13: Kolizej built in 1846 as a representative of Round-arch style............................................................13 Fig. 2.14: Municipality of Celje as a representative of neo-renaissance style.....................................................14 Fig. 2.15: Hauptmann house in Ljubljana renewed during the Art Nouveau period in 1904...............................15 Fig. 2.16: Skyscraper of Ljubljana built in the period of functionalism in 1933 and residental blocks of Dukič in Ljubljana from the same period....................................................................................................................16 Fig. 2.17: Texture and morphology of the walls of the castle Pišece from different historical periods,...............18 Fig. 2.18: Texture of mixed stone-brick wall in a building from the 17th century and a brick wall in a building from the 19 th century (photo archive ZAG)......................................................................................................19 Fig. 2.19: Texture and morphology of the tested stone masonry wall of the rural building in Čezsoča from 1948.......................................................................................................................................................20 Fig. 2.20: Frost damage to bricks and plaster in the lower area of the wall (left) and the final layer of plaster (right)..............................................................................................................................................................25 Fig. 2.21: Level of flood water inside the building (left) and damage to foundation structure.............................26 Fig. 2.22: Classification of damage to masonry buildings according to EMS scale (Grunthal, 1998)..................27 Fig. 2.23: The map of seismic hazard (design ground acceleration) of Slovenia................................................28 Fig. 2.24: Left: lime mortar with poor grading - large pores, voids and cracks; right: mortar with excellent packing - small pores and few cracks (von Konow, 2008)................................................................................33 Fig. 2.25: Mortar joint finishes: a - flat or flush, b1, b2, b3 - recessed, c1, c2 - weathered (Verhoef, 2000)......43 Fig. 2.26: Movement of moisture and associated decay of cement (a) and lime (b) mortar.................................44 Fig. 2.27: The apparatus for grout injection and set up of the holes and injection pipes in the wall....................47 Fig. 2.28: Set up of injection pipes for injection of cracks in brick masonry wall...............................................48 Fig. 2.29: Scheme of strengthening of foundations (Tomaževič, 2009).............................................................49 Fig. 2.30: Strengthening of a brick masonry wall with reinforced coating.........................................................49 Fig. 2.31: Reconstruction of damaged corner and execution of a new tie-column (Bergant et al.,1998)..............50 Fig. 2.32: Cleaned and deepend joints, first layer of mortar and final situation (Corradi et al., 2008a)................51 Fig. 2.33: Examples of application of reinforced repointing (Identification of Strengthening Strategies, 2006) . 51 Fig. 2.34: Strengthening of the wall with reinforced repointing grid (Borri et al., 2008)....................................52 Fig. 2.35: From left: Fixing of transversal anchors with bending in case of reinforced steel bars and with screwing in case of threaded bars (Valuzzi et al., 2004)..................................................................................53 Fig. 2.36: Grouted anchors in multiple leaf stone masonry wall (Van Gemert et al., 2011) and »sewing of the wall« (Identification of Strengthening Strategies, 2006)...................................................................................54 Fig. 3.1: Sieve chart of agregate used for preparation of mortar........................................................................61 Fig. 3.2: X-ray diffraction diagram of tuff........................................................................................................62 Fig. 3.3: X-ray diffraction diagram of Ground Granulated Blastfurnace Slag (GGBS).......................................62 Fig. 3.4: SEM of the tuff (left) and GGBS (right).............................................................................................63 Fig. 4.1: Brick masonry units from Kolizej (left) and normal format brick units of the type a and b (right)........74 Fig. 4.2: Laying the first bricks in cement mortar (left) and continuation of construction with lime mortar (right)..................................................................................................................................................76 Fig. 4.3: The result of a working day (left) and plastering of the wall at the age of 4 months (right)..................76 Fig. 4.4: Construction of a triplet specimen......................................................................................................77 Fig. 4.5: Freeze/thaw cycles according to »JUS procedure«..............................................................................78 Fig. 4.6: Mortar prisms in before (left) and after 4 freeze/thaw cycles according to »JUS procedure« (right).....79 Fig. 4.7: Brick masonry units before (left) and damaged bricks after 13 freeze/thaw cycles according to »JUS procedure« (right)...........................................................................................................................................79 Fig. 4.8: Execution of thermal insulation of brick units (left) and mortar prisms (right).....................................80 Fig. 4.9: Execution of thermal insulation of brick triplets (left) and brick wallets (right)...................................80 Fig. 4.10: Freeze/thaw cycles according to »EN procedure«.............................................................................82 Fig. 4.11: M1 specimens before (left) and after 50 of freeze/thaw cycles (right) according to »EN procedure« .. 83 Fig. 4.12: Measurements with a 3D scaner ATOS I..........................................................................................84 Fig. 4.13: From left: 3D model of the wallet M1-6 before and 3-D model and digital image after 50 freeze/thaw cycles...........................................................................................................................................85 Fig. 4.14: From left: 3D model of the wallet M3a-4 before and 3-D model and digital image after 50 freeze/thaw cycles...........................................................................................................................................85 Fig. 4.15: From left: 3D model of the wallet M1-5 before and 3-D model and digital image after 150 freeze/thaw cycles...........................................................................................................................................86 Fig. 4.16: From left: 3D model of the wallet M3a-6 before and 3-D model and digital image after 150 freeze/thaw cycles...........................................................................................................................................86 Fig. 4.17: Measurements of ultrasonic transition time through brick units.........................................................90 Fig. 4.18: Measurements of ultrasonics transition time through mortar prisms..................................................90 Fig. 4.19: Measuring positions and measurements of ultrasonic transition time through wallets........................91 Fig. 4.20: Ultrasonics velocities through brick units before and after 50 freeze/thaw cycles according to »EN procedure« and 25 freeze/thaw cycles according to »JUS procedure«.......................................................92 Fig. 4.21: Ultrasonics velocities through brick units before and after 150 freeze/thaw cycles according to »EN procedure«..............................................................................................................................................93 Fig. 4.22: Ultrasonics velocities through mortar prisms M1 before and after 50 freeze/thaw cycles according to »EN procedure«..............................................................................................................................................94 Fig. 4.23: Ultrasonics velocities through mortar prisms M3a before and after 50 freeze/thaw cycles according to »EN procedure«..............................................................................................................................................94 Fig. 4.24: Ultrasonics velocities through mortar prisms M1 before and after 150 freeze/thaw............................95 Fig. 4.25: Ultrasonics velocities through mortar prisms M3a before and after 150 freeze/thaw cycles according to »EN procedure«..............................................................................................................................................95 Fig. 4.26: Ultrasonics velocities through brick wallets M1/1 and M1/6 before and after 50 freeze/thaw cycles according to »EN procedure«...........................................................................................................................97 Fig. 4.27: Ultrasonics velocities through brick wallets M3a/1 and M3a/6 before and after 50 freeze/thaw cycles according to »EN procedure«...........................................................................................................................98 Fig. 4.28: Set up of the transducers for longitudinal oscillations by measuring of the fundamental resonance frequency........................................................................................................................................................98 Fig. 4.29: Measuring of the fundamental resonance frequency on brick unit (left) and mortar prism (right).......99 Fig. 4.30: Basic resonance frequency of brick units before and after 50 freeze/thaw cycles according to »EN procedure« and 25 freeze/thaw cycles according to »JUS procedure«.....................................................100 Fig. 4.31: Basic resonance frequency of brick units before and after 150 freeze/thaw cycles according to »EN procedure«............................................................................................................................................101 Fig. 4.32: Dynamic modulus of elasticity of mortar prisms M1 and M3a before and after 50 freeze/thaw cycles according to »EN procedure«.........................................................................................................................102 Fig. 4.33: Dynamic modulus of elasticity of mortar prisms M1 and M3a before and after 150 freeze/thaw cycles according to »EN procedure«.........................................................................................................................102 Fig. 4.34: Thermographic (left) and digital (right) image of brick wallet M1/5 in thawing phase.....................104 Fig. 4.35: 3D model of the wallet M1/6 with damaged areas analysed in detail...............................................105 Fig. 4.36: Results of water absorption due to capillary action of mortar prisms M1 and M3a...........................109 Fig. 4.37: Average deformations due to shrinkage of mortars M1 and M3a - measurement procedure and results.....................................................................................................................................................110 Fig. 4.38: Scratch test on wallet M1/5 before exposure to freeze/thaw cycles..................................................111 Fig. 4.39: Brick unit before (left) and after compressive strength test (right)...................................................113 Fig. 4.40: Schematic representation and execution of a triplet test (Čepon, 2004)............................................116 Fig. 4.41: A1 - shear failure in the unit/mortar bond area on one or two unit faces..........................................117 Fig. 4.42: A2 - shear failure in the mortar, A3 - shear failure in the unit, A4 - crushing or splitting failure in the units.....................................................................................................................................................117 Fig. 4.43: Triplet test of specimens M1 before (left) and after 50 freeze/thaw cycles according to »EN procedure« (right)..........................................................................................................................................119 Fig. 4.44: Triplet test of specimens M3a before (left) and after 50 freeze/thaw cycles according to »EN procedure« (right)..........................................................................................................................................121 Fig. 4.45: Relationship between shear strength and precompression level at triplet test...................................122 Fig. 4.46: Masonry prism subjected to vertical compression and stress state for brick and mortar elements (Mc Nary and Abrams, 1985)........................................................................................................................124 Fig. 4.47: Arrangement of the measuring positions on wallet M3a-2 prior to the compressive test...................125 Fig. 4.48: The results of compressive tests of the wallets M1 without plaster and wallets M1 with plaster after 50 freeze/thaw cycles............................................................................................................................128 Fig. 4.49: Results of the compressive tests of the wallets M1 without plaster cured in.....................................129 Fig. 4.50: The results of compressive tests of the wallets M3a without plaster and wallets..............................131 Fig. 4.51: Results of the compressive tests of the wallets M3a without plaster cured in...................................132 Fig. 4.52: Results of the compressive tests of the wallets M1 and M3a without plaster cured..........................133 Fig. 5.1: The east (left) and north (right) facades of the investigated building.................................................142 Fig. 5.2: The locations of the tested wall specimens and the performed in situ test..........................................143 Fig. 5.3: Mortar sample before during the compressive strength test...............................................................143 Fig. 5.4: Execution and results of water absorption due to capillary action of mortar specimens......................145 Fig. 5.5: Execution and results of water absorption due to capillary action of stone specimens........................146 Fig. 5.6: Compressive strength tests on sandstone and limestone specimens...................................................147 Fig. 5.7: X-ray diffraction diagram of injection grout AC1.............................................................................149 Fig. 5.8: From left: specimens prepared for grouting, grout injection, compressive strength test, tensile splitting strength test.....................................................................................................................................152 Fig. 5.9: Registered failure modes of cylindrical specimens C1 (left) and AC1 (right) at tensile splitting strength test...................................................................................................................................................153 Fig. 5.10: Average compressive and tensile splitting strengths of cylinder specimens and percentage of separate failure modes at tensile splitting strength test....................................................................................154 Fig. 5.11: Preparation of the wall 1-C1 and execution of grout injection.........................................................156 Fig. 5.12: Vertical GPR profiles P3, P4 and P5 of the wall 1-C1 before (left) and approximately 180 days after (right) grout injection............................................................................................................................158 Fig. 5.13: Horizontal GPR profiles P3-P6 of the walls 2-AC1 and 3-AC2 at height 70-190 cm and intervals of 30 cm before (left) and after (right) grout injection....................................................................................159 Fig. 5.14: Measuring positions of moisture content on wall 1-C1....................................................................159 Fig. 5.15: Sonic test velocities measured on wall specimen 5-C2 before (left) and after grout injection (right). 161 Fig. 5.16: Thermo-graphic measurements of wall 1-C1 28 hours and 10 days after grouting...........................162 Fig. 5.17: Thermo-graphic measurements of wall 3-AC2 20 hours and 10 days after grouting.........................162 Fig. 5.18: Surface (POS 1-C1) and in-depth probing (POS 9) of the wall........................................................163 Fig. 5.19: Cross section of the ungrouted wall specimen 6 (left) and grouted wall specimen............................164 Fig. 5.20: Set up of the measuring equipment for the flat jack test at POS 10..................................................165 Fig. 5.21: Results of the double flat-jack test of the wall 5-C2 before (left) and after grout injection (right).....165 Fig. 5.22: Cutting of the wall 3-AC2 using diamond circular saw...................................................................167 Fig. 5.23: Measurements of the wall 3-AC2 and executed wooden supports...................................................167 Fig. 5.24: The shear test setup, showing the arrangement of the measuring positions......................................168 Fig. 5.25: Lateral displacement history of injected and non-injected wall during shear test..............................169 Fig. 5.26: Lateral load vs. lateral displacement at the shear test......................................................................169 Fig. 5.27: Stiffness degradation of the walls depending on relative lateral displacement..................................171 Fig. 5.28: Bi-linear idealization of experimental resistance envelope..............................................................171 Fig. 5.29: Formation of cracks by shear test and deformation shape of wall 1-C1............................................176 Fig. 5.30: Core and in-depth probing at the bottom of the wall 1-C1...............................................................176 Fig. 5.31: Core and in-depth probing in the middle of the wall 1-C1...............................................................176 Fig. 5.32: Formation of cracks by shear test and deformation shape of wall 2-AC1.........................................177 Fig. 5.33: Core and in-depth probing at the upper part of the wall 2-AC1........................................................178 Fig. 5.34: In-depth probing at the bottom of the wall 2-AC1...........................................................................178 Fig. 5.35: Formation of cracks by shear test and deformation shape of wall 3-AC2.........................................179 Fig. 5.36: Core and in-depth probing at the wall 3-AC2..................................................................................179 Fig. 5.37: Formation of cracks by shear test and deformation shape of wall 4-C2............................................180 Fig. 5.38: Core, borehole and in-depth probing at upper half of the wall 4-C2.................................................181 Fig. 5.39: Borehole and in-depth probing at the lower half of the wall 4-C2....................................................181 Fig. 5.40: Formation of cracks by shear test and deformation shape of wall 6..................................................182 Fig. 5.41: Borehole and in-depth probing at the lower half of the wall 6..........................................................182 Fig. 5.42: GPR profiles and the positions of the drilled cores at wall 5-C2......................................................183 Fig. 5.43: Grid showing the sonic test points and the positions of the GPR profiles (above) and cores (below) performed on wall 5-C2.................................................................................................................................183 Fig. 5.44: Comparison of the average compressive and tensile splitting strengths of cylinders and injection grouts with tensile strengths of walls..............................................................................................................186 Fig. 6.1: Limit states according to Eurocode 8-3 (Moehle, 2001)....................................................................190 Fig. 6.2: Behavior of the masonry building with flexible floor without r.c. ties during seismic loading (Tomaževič, 2009).........................................................................................................................................191 Fig. 6.3: Failure modes for in-plane loaded brick masonry walls (Bosiljkov et al., 2010).................................192 Fig. 6.4: Behaviour of URM under combined shear and normal stresses (Drysdale et al.,................................192 Fig. 6.5: Layout of ground floor of the analysed building...............................................................................195 Fig. 6.6: First floor layout of the analysed building.........................................................................................196 Fig. 6.7: A typical cross-section of the analysed building................................................................................196 Fig. 6.8: A sector of a north-west part of Slovenia from the map of seismic hazard showing the location of a building Čezsoča 76......................................................................................................................................199 Fig. 6.9: Construction of storey resistance envelope (Tomaževič, 2009)..........................................................204 Fig. 6.10: Division of walls in macro-elements (left) and equivalent frame structure (right)............................206 Fig. 6.11: Limit storey drifts..........................................................................................................................207 Fig. 6.12: Distribution of base shear along construction's height (left) and pushover curve for........................208 Fig. 6.13: Actual and idealized diagram force-displacement of a SDOF system...............................................209 Fig. 6.14: Elastic response spectra in AD format fo the B type of soil (Fajfar, 2002).......................................210 Fig. 6.15: Determination of limit displacement for SDOF system in the range of short (left) and medium and long periods (right)........................................................................................................................................210 Fig. 6.16: Definition of the height of macro-elements.....................................................................................212 Fig. 6.17: Geometry of the ground storey walls used for the seismic analysis..................................................213 Fig. 6.18: Storey resistance evelope for the existent - ungrouted state in the X direction.................................214 Fig. 6.19: Storey resistance evelope for grouted state (grout AC1) in the X direction......................................214 Fig. 6.20: Storey resistance evelope for grouted state (grout C1) in the X direction.........................................214 Fig. 6.21: Utilization of resistance H/Hu (left) and ductility d/du (right) at ULS for ungrouted state in X direction....................................................................................................................................................215 Fig. 6.22: Utilization of resistance H/Hu (left) and ductility d/du (right) at ULS for grouted state (grout AC1) in X direction................................................................................................................................................215 Fig. 6.23: Utilization of resistance H/Hu (left) and ductility d/du (right) at ULS for grouted state (grout C1) in X direction................................................................................................................................................216 Fig. 6.24: Failure mode in X (left) and Y direction (right) for the ungrouted state...........................................216 Fig. 6.25: Failure mode in X (left) and Y direction (right) for the construction grouted by AC1......................217 Fig. 6.26: Failure mode in X (left) and Y direction (right) for the construction grouted by C1.........................217 Fig. 6.27: Maximum resistance Hid on X and Y direction for all analysed cases..............................................218 Fig. 6.28: Seismic resistance coefficients SRC in X and Y direction for all analysed cases..............................218 Fig. 6.29: Ductility of a structure f in X and Y direction for all analysed cases...............................................218 Fig. 6.30: 3D model of the building and display of generated macroelements.................................................219 Fig. 6.31: Designation of nodes and walls of the first floor.............................................................................220 Fig. 6.32: Pushover curve of the construction in ungrouted state in -Y direction and damage of a wall P1 at limit displacement Du....................................................................................................................................221 Fig. 6.33: Pushover curve of the construction in grouted by AC1 in -Y direction and damage of a wall P1 at limit displacement Du....................................................................................................................................221 Fig. 6.34: Pushover curve of the construction in grouted by C1 in -Y direction and damage of a wall P1 at limit displacement Du....................................................................................................................................222 Fig. 6.35: Capacity of structure in terms of displacement Dd at SLS and earthquake demand Dmax at SLS in X and Y direction for all analysed cases............................................................................................................222 Fig. 6.36: Capacity of structure in terms of displacement Du at ULS and earthquake demand Dmax at ULS in X and Y direction for all analysed cases............................................................................................................223 Fig. 6.37: Ground acceleration SLSPGA for all analysed cases in X and Y direction......................................224 Fig. 6.38: Ground acceleration ULSPGA for all analysed cases in X and Y direction......................................224 Fig. 6.39: Shape of the elastic response spectra..............................................................................................226 Fig. 6.40: SRC coefficients calculated by SREMB and 3MURI in X and Y direction......................................230 Fig. 6.41: Capacity of a structure in terms of displacement Du at ULS calculated by SREMB.........................230 Fig. 6.42: Limit ground acceleration ULSPGA calculated by SREMB and 3MURI in X and Y direction........230 Fig. 6.43: North facade..................................................................................................................................231 Fig. 6.44: South facade (wall P2)...................................................................................................................232 Fig. 6.45: West facade - wall P1 (left) and east facade (right)........................................................................232 Fig. 6.46: Comparison of actual damage and the mode of failure of the wall P1 calculated by 3MURI (-Y direction)................................................................................................................................................233 Fig. 6.47: Comparison of actual damage and the mode of failure of the wall P2 calculated by 3MURI (-X direction)................................................................................................................................................233 OKRAJŠAVE IN SIMBOLI BSCu ............mejni strižni koeficient CF ............faktor zaupanja (angl. confidence factor) DL ............mejno stanje omejenih poškodb (angl. damage limitation) KL ............nivo poznavanja konstrukcije (angl. knowledge level) NC ............stanje blizu porušitve (angl. near collapse) SD ............poškodovano stanje (angl. significant damage) SLSPGA ............pospešek tal, ki povzroči poškodbe konstrukcije v smislu MSU SRCu ............koeficient potresne odpornosti ULSPGA ............pospešek tal, ki povzroči porušitev konstrukcije v smislu MSN Aenv ............površina pod idealizirano ovojnico Ai ............površina prereza preskušanca pri triplet preiskavi Aw ............površina vodoravnega prereza zidu CR ............faktor redukcije nosilnosti zidu zaradi idealizacije D ............pomik MDOF sistema D' ............dolžina tlačenega dela zidu Dd ............kapaciteta pomika MDOF sistema za MSU Dmax ............ciljni pomik MDOF sistema v smislu zahteve potresne obtežbe Du ............kapaciteta pomika MDOF sistema za MSN E ............modul elastičnosti zidu E0 ............modul elastičnosti kamnitega zidu v neinjektiranem stanju EC2 ............modul elastičnosti kamnitega zidu po injektiranju z mešanico C2 EdL ............longitudinalni dinamični modul elastičnosti Ew ............modul elastičnosti opečnega zidka F ............celotna prečna sila SDOF sistema Fb ............celotna prečna sila, ki deluje na konstrukcijo pri potresni obtežbi Fc ............maksimalna sila pri preiskavi tlačne trdnosti Fi ............strižna sila pri triplet preiskavi Fimax ............maksimalna strižna sila pri triplet preiskavi Fl ............osnovna resonančna frekvenca pri meritvah EdL Fpi ............predkompresijska sila pri triplet preiskavi Ft ............maksimalna sila pri preiskavi upogibne trdnosti Fwmax ............maksimalna sila pri preiskavi tlačne trdnosti opečnega zidka Fy* ............celotna prečna sila SDOF sistema na meji tečenja F ............normirane vodoravne sile G ............strižni modul zidu Gkj ............karakteristična vrednost stalnega vpliva j Gw ............strižni modul opečnega zidka H ............vodoravna sila pri strižni preiskavi H0 ............razdalja od točke maksimalnega do ničelne točke momenta v zidu Hcr ............vodoravna sila pri formaciji prvih razpok pri strižni preiskavi Hid ............vodoravna nosilnost (odpornost) celotne etaže Hmax ............maksimalna vodoravna sila pri strižni preiskavi Hu ............vodoravna odpornost zidu pri strižni preiskavi Ke ............efektivna togost zidu pri strižni preiskavi L ............razdalja med oddajnikom in sprejemnikom pri meritvah hitrosti zvoka N ............navpična obtežba zidu Pi ............poraba sveže pripravljene injekcijske mešanice v litrih P2 ............poraba suhe injekcijske mešanice v kg/m3 Qkj ............karakteristična vrednost spremenljivega vpliva i S ............faktor temeljnih tal Say ............krivulja kapacitete Sd(T1) ............vrednost projektnega pospeška pri nihajnem času T1 Sde ............elastični spekter odziva za pomike Se ............elastični spekter odziva za pospeške T ............temperatura zraka v času injektiranja; čas potovanja zvoka skozi preskušanec T ............nihajni čas SDOF sistema T1 ............osnovni nihajni čas konstrukcije Tb ............spodnja meja nihajnega časa v območju konstantne vrednosti spektr. pospeška TC ............zgornja meja nihajnega časa v območju konstantne vrednosti spektr. pospeška V ............hitrost širjenja zvoka po preskušancu Vb ............celotna prečna sila konstrukcije ob vpetju Ve ............etažna sila Vf ............strižna kapaciteta (odpornost) strižno obremenjenega zidu Vf,f ............strižna kapaciteta (odpornost) upogibno obremenjenega zidu Vf,s ............strižna odpornost zidu z upoštevanjem natezne trdnosti Vi ............odpornost posameznega zidu Vmax ............maksimalna vodoravna nosilnost (odpornost) konstrukcije Vtot ............vodoravna nosilnost (odpornost) konstrukcije Vu ............idealizirana vodoravna nosilnost (odpornost) konstrukcije Vv ............prostornina posode za določevanje prostorninske mase sveže mešanice W ............teža stavbe r ............transformacijski faktor aT ............sprememba površinske temperature pri termografskih meritvah aV ............sprememba prostornine a ............širina preskušanca pri preiskavi tlačne trdnosti malte in injekcijske mešanice ag ............projektni pospešek tal na obravnavani lokaciji b ............šir.preskušanca; faktor razporeditve str. napetosti; raz. med višino in širino zidu d ............debelina zidu; višina preskušanca; rel. vodoravni pomik pri strižni preiskavi d ............pomik SDOF sistema da ............premer jeklene armaturne palice da ............absolutni hotizontalni pomik pri strižni preiskavi dc ............pomik na vrhu konstrukcije dcr ............pomik pri formaciji prvih razpok pri strižni preiskavi de ............pomik pri idealizirani meji elastičnosti det ............etažni pomik dmax ............maksimalni pomik pri strižni preiskavi dt ............mejni pomik MDOF sistema dt* ............mejni pomik SDOF sistema dy ............pomik SDOF sistema na meji tečenja fb ............tlačna trdnost opečnega zidaka fbc ............normirana tlačna trdnost opečnega zidaka fcAC ............tlačna trdnost kamnitega zidu po injektiranju s cementno-apneno mešanico fcc ............tlačna trdnost valjastega preskušanca fcC ............tlačna trdnost kamnitega zidu po injektiranju s cementno mešanico fcg ............tlačna trdnost prizme strjene injekcijske mešanice fcL ............tlačna trdnost apnenca fcm ............tlačna trdnost maltnih prizem in prizem iz injekcijske mešanice fco ............tlačna trdnost kamnitega zidu v obstoječem stanju fcS ............tlačna trdnost peščenjaka fctg ............cepilna natezna trdnost injekcijske mešanice fctm ............cepilna natezna trdnost strjene injekcijske mešanice fd ............karakteristična tlačna trdnost zidu ff ............upogibna trdnost prizme strjene injekcijske mešanice ffm ............upogibna trdnost maltnih prizem in prizem iz injekcijske mešanice fm ............tlačna trdnost malte fm ............povprečna tlačna trdnost zidu fmr ............reducirana tlačna trdnost malte fpi ............predkompresijska napetost pri triplet preiskavi fs ............tlačna trdnost kamna ft ............natezna trdnost zidu ftc ............cepilna natezna trdnost valjastega preskušanca ftk ............karakteristična natezna trdnost armaturnega jekla fumL ............sprijemna natezna trdnost injekcijske mešanice na apnencu fumS ............sprijemna natezna trdnost injekcijske mešanice na peščenjaku fvd ............strižna trdnost zidu fvmo ............povprečna strižna trdnost zidu pri ničelni tlačni napetosti fvoi ............strižna trdnost preskušanca pri triplet preiskavi fvok ............karakteristična začetna strižna trdnost preskušanca pri triplet preiskavi fW ............tlačna napetost opečnega zidka pri nastanku prve razpoke fwmax ............tlačna trdnost opečnega zidka fyk ............karakteristična meja elastičnosti armaturnega jekla g ............pospešek prostega pada (9,81 m/s2) go ............stalna obtežba h1 ............začetna globina mešanice pri meritvah spremembe prostornine h2 ............globina mešanice v izbranem časovnem intervalu pri meritvah spr. prostornine l ............dolžina zidu/preskušanca; razmik med podporama pri preiskavi upogibne trdnosti la ............dolžina jeklene armaturne palice (sidra) ls ............sidrna dolžina jeklene armaturne palice m ............celotna masa stavbe nad temelji m ............masa ekvivalentnega SDOF sistema m1 ............masa prazne posode pri določevanju prostorninske mase sveže mešanice m2 ............masa posode skupaj z mešanico pri določevanju prost. mase sveže mešanice md ............masa suhega opečnega zidaka mi ............masa i-te etaže mw ............masa vodozasičenega opečnega zidaka p ............pritisk pri injektiranju p ............spremenljiva obtežba q ............faktor obnašanja konstrukcije qu ............redukcijski faktor s0 ............scratch indeks izmerjen v običajnih pogojih s150 ............scratch indeks po 150 ciklih zmrzovanja/tajanja t ............debelina zidu tinj ............čas injektiranja zidnega slopa tmeš ............čas mešanja injekcijske mešanice tp ............pretočnost sveže pripravljene injekcijske mešanice umax ............pomik pri doseženi strižni trdnosti pri triplet preiskavi uj ............navpični pomik opečnega zidka pri nastanku prve razpoke uwmax ............navpični pomik opečnega zidka pri doseženi tlačni trdnosti v ............višina zidu v/v ............vodovezivno razmerje wm ............vodovpojnost opečnih zidakov wrv ............sposobnost zadrževanja vode sveže pripravljene malte oziroma inj. mešanice 0sp ............zasuk spodnjega elementa pri strižni preiskavi 0zg ............zasuk zgornjega elementa pri strižni preiskavi a ............koeficient kondicioniranja opečnih zidakov; kot notranjega trenja (triplet test) ak ............karakteristični kot notranjega trenja (triplet test) ym ............delni faktor varnosti za material S ............oblikovni koeficient Su ............deformacijska kapaciteta zidu e1 ............navpična deformacija opečnega zidka pri preiskavi tlačne trdnosti e2 ............vodoravna deformacija opečnega zidka pri preiskavi tlačne trdnosti n ............faktor za korekcijo vpliva dušenja X ............korekcijski faktor pri izračunu prečne sile Fb zaradi potresne obtežbe p ............duktilnost zidu pdu ............faktor duktilnosti v ............prostornina injekcijske mešanice pri določevanju izločanja vode v1 ............prostornina izločene vode nad injekcijsko mešanico po preteku 3 ur vd ............normirana tlačna sila vw ............Poissonovo število opečnega zidka y ............koeficient za upoštevanje kategorije zasedenosti in vrste etaže ^ ............normirani pomiki y2,i ............kombinacijski faktor yE,i ............koeficient za kombinacijo za spremenljivi vpliv p ............gostota materiala pL ............prostorninska masa apnenca pm ............prostorninska masa sveže injekcijske mešanice pm ............prostorninska masa strjene injekcijske mešanice pmo ............prostorninska masa sveže pripravljene injekcijske mešanice pS ............prostorninska masa peščenjaka a0 ............napetost v zidu zaradi navpične obremenitve Tmax ............povprečna strižna napetost v vodoravnem prerezu zidu pri strižni preiskavi 1 UVOD 1.1 Predstavitev problematike Stavbna dediščina s pripadajočimi zbirkami sodi med najbolj vidne in pomembne temelje evropske in slovenske kulturne dediščine ter pomembno prispeva k atraktivnosti in identiteti Evrope in Slovenije. S staranjem stavb, ki ga spremljajo poškodbe in propadanje, raste potreba po njihovem vzdrževanju in obnovi. Tako obnovitvena dela na obstoječih stavbah in infrastrukturnih objektih danes dosegajo 1/3 trga gradbenih del v Evropi (Structural Analysis of Existing Structures, 2009). Poškodbe stavbne dediščine so vse pogosteje tudi posledica podnebnih sprememb, kar nedvomno potrjujejo rezultati zaključenega evropskega projekta Noah's Ark (Climate Change Impact on Built Heritage, 2009). Glavne podnebne spremembe, ki grozijo stavbni dediščini, so pogostejša in večja temperaturna nihanja, sprememba količine in intezitete padavin ter posledično, dolgoročno vse večja nihanja relativne vlage in naraščanje morske gladine. Trenutni izredni vpliv, katerega vse večja pogostost je prav tako posledica podnebnih sprememb in ki ogroža stavbno dediščino, so poplave. Na območju Evrope in Slovenije je potrebno vedno upoštevati tudi možnost poškodb zaradi potresnih obremenitev. Stavbni sklop, ki je najbolj izpostavljen različnim poškodbam in propadanju, je ovoj stavbe, ki ga tvorijo zunanji in notranji omet kot zaščitna in dekorativna sloja, ter zid kot nosilni konstrukcijski element. Zidovi stavbne dediščine v Sloveniji so večinoma grajeni iz kamna, opeke ali mešanice kamna in opeke. Stavbno dediščino pogosto vedno znova obnavljamo in/ali utrjujemo brez natančnih preiskav gradiva in konstrukcijskih elementov, ki so nujna podlaga za načrtovanje ustreznih posegov. Tak pristop zahteva veliko denarja, časa in virov (surovin). Izvedeni ukrepi so velikokrat zgolj reakcija na trenutne probleme, ponujajo delne ter pogosto neustrezne in škodljive rešitve. Med takšne posege sodi tudi zamenjava originalnih lesenih medetažnih konstrukcij z armiranobetonskimi, rušenje obstoječih in pozidava novih sten ter uporaba materialov, ki po sestavi in mehansko-fizikalnih lastnostih niso kompatibilni z originalnimi. Ti praviloma z leti povzročijo nove poškodbe stavbnega tkiva. Tako izgubljamo originalnost izvirnika, z agresivnimi ireverzibilnimi posegi pa praktično onemogočimo vrnitev v originalno stanje. Opisani in uveljavljeni pristop k obnovi stavbne dediščine ni ustrezen, zato bi ga morali korenito spremeniti. 1.2 Definiranje izhodišč in ciljev dela Trajnostni razvoj1 in s tem težnja po učinkovitejši porabi naravnih virov in zmanjšanju onesnaževanja okolja je postal tudi zaradi podnebnih sprememb in posledičnih vplivov pomembna tema današnje generacije. Trend trajnostnega razvoja se odraža tudi v gradbeništvu, kjer trajnostna gradnja pomeni gradnjo, ki je do okolja odgovorna in v smislu porabe virov učinkovita skozi celoten življenski cikel stavbe: vključno s procesom načrtovanja, izgradnje, obratovanja, vzdrževanja, obnove in razgradnje (Definition of Green Building, 2010). Večja intenzivnost in pogostost ekstremnih vremenskih dogodkov, stalno prisotna možnost potresa v Sloveniji in večjem delu Evrope, zahteve po upoštevanju trajnostnega razvoja in neustrezen trenutni pristop k varovanju in obnovi stavbne dediščine, terjajo razvoj učinkovitih trajnostnih prilagoditvenih in ublažitvenih strategij tudi na tem področju. Namen doktorske disertacije je definirati okvire trajnostne obnove ovoja stavbne dediščine, ki bo temeljila na kontinuiranem preventivnem vzdrževanju stavb, optimizaciji vzdrževalnih in potencialno potrebnih utrditvenih ukrepov in uporabi gradiv, ki so kompatibilna z originalnimi. Pri tem izhajamo iz rezultatov obsežnih in temeljitih preiskav in analiz stanja stavbe (tako gradiv kot konstrukcije) in natančne določitve vzrokov za propadanje in poškodbe. Tak pristop omogoča natančno, učinkovito, predvsem pa pravilno načrtovanje obnovitvenih in/ali utrditvenih posegov. Večja obnovitvena dela so tedaj nepotrebna ali pa jih je mogoče izvajati v daljših časovnih intervalih. S kontinuiranim izvajanjem preventivnih ukrepov v okviru rednega vzdrževanja stavb preprečimo ali vsaj bistveno upočasnimo propadanje stavbnega tkiva. S tem pomembno zmanjšamo porabo virov 1 Trajnostni razvoj je zamisel o razvoju človeške družbe, pri katerem bi se izognili nevarnosti, ki jih povzroča osredotočenje na količinski materialni razvoj z izčrpavanjem naravnih virov in onesnaževanjem okolja. Strategija trajnostnega razvoja obsega gospodarski razvoj, socialni razvoj in varstvo okolja (Wikipedia, 2011). Za označitev trajnostnega razvoja se pogosto citira sledeča definicija: »Trajnostni razvoj zadovoljuje potrebe človeškega rodu, ne da bi ogrozil možnost prihodnjih rodov, da zadovolji svoje potrebe.« (Our Common Future, 1987) (surovin) in onesnaževanje okolja v primerjavi z obsežnimi in praviloma agresivnimi posegi v skoraj do konca propadlo stavbo ali celo rušitvijo in nadomestitvijo z novo stavbo. Da bi lahko kritično ovrednotili in potrdili učinkovitost trajnostnih posegov na stavbni dediščini, potrebujemo rezultate ustreznih laboratorijskih in in situ preiskav ter numeričnih analiz. Poleg pregleda literature bomo zato velik del potrebnih rezultatov črpali iz lastnih eksperimentalnih preiskav, ki smo jih izvedli v okviru te doktorske disertacije. Njeni specifični cilji so sledeči: - razviti kompatibilne malte in injekcijske mešanice na osnovi mineralnih veziv in dodatkov, ki bodo primerne za obnovo in utrjevanje ovoja stavbne dediščine; - pridobiti rezultate eksperimentalnih preiskav zmrzovanja/tajanja in vlaženja/sušenja za ponazoritev vpliva ekstremnih vremenskih razmer na ovoj stavbe ter ovrednotiti njihov vpliv na trajnost in nosilnost ovoja stavbe; - oceniti učinkovitost izbranega utrditvenega trajnostnega ukrepa (injektiranja) s pomočjo analitične in numerične analize odziva ovoja stavbe; - na podlagi dostopne literature in ugotovitev lastnih preiskav podati priporočila za izvedbo trajnostnih prilagoditvenih in ublažitvenih strategij za ohranitev stavbne dediščine. 1.3 Zasnova dela Namen dela je na razumljiv in pregleden način predstaviti sicer obsežno in interdisciplinarno področje. Tvori ga pet glavnih sklopov: uvod, pregled literature, lastne preiskave s pripadajočimi analizami, priporočila za izvedbo trajnostnih prilagoditvenih in ublažitvenih ukrepov za obnovo stavbne dediščine in zaključki. V uvodnem poglavju na kratko predstavljamo problematiko, podajamo opis trenutnega stanja ter definiramo izhodišča in cilje, ki jih želimo doseči v okviru doktorske disertacije. Sledi dokaj obsežen pregled literature, ki ga začenjamo s pregledom značilnosti gradnje skozi različna zgodovinska obdobja in tipologijo ovoja stavbne dediščine v Sloveniji. Nadaljujemo s priporočili in zakonodajo na področju varovanja stavbne dediščine, opisom vzrokov poškodb stavbnega ovoja s poudarkom na vplivu podnebnih sprememb in potresnih obremenitev, opisom vpliva izmenjujočih se ciklov navlaževanja/sušenja in zmrzovanja/tajanja na gradbene materiale, opisom različnih metod preiskav stavbnega ovoja, opisom pridobivanja, zgodovine uporabe in procesov strjevanja mineralnih veziv, opisom tehnik za obnovo in utrjevanje stavbnega ovoja ter zaključujemo s pregledom rezultatov preiskav s področja vpliva sistematičnega injektiranja na mehanske lastnosti kamnitih ali kamnito opečnih zidov. V osrednjem delu doktorske disertacije opisujemo lastne eksperimentalne preiskave in analize. Sem sodijo laboratorijske preiskave v okviru razvoja kompatibilnih materialov z mineralnim vezivom, laboratorijske preiskave opečnih zidkov in in situ preiskave kamnite zidane stavbe. Osrednji del zaključujemo z nelinearno potresno analizo kamnite zidane stavbe izvedeno z dvema programskima orodjema. V predzadnjem poglavju obravnavamo priporočila za izvedbo trajnostnih prilagoditvenih in ublažitvenih ukrepov za ohranitev stavbne dediščine, kjer podajamo smernice za periodično pregledovanje in kontinuirano vzdrževanje stavbne dediščine ter smernice za razvoj in izbiro ustreznih materialov za obnovo in/ali utrjevanje stavbnega ovoja. V zaključkih podajamo ključne rezultate in ugotovitve izvedenih preiskav in analiz. Navajamo še dosežene prispevke k znanosti ter priporočila in napotke za nadaljnje delo. 2 PREGLED LITERATURE 2.1 Značilnosti gradnje na področju Slovenije 2.1.1 Zgodovinski pregled Ljudje smo od nekdaj gradili zatočišča in bivališča, infrastrukturne objekte in zbirališča, namenjena raznim verskim obredom in izmenjavi dobrin. Materiali, tehnološki postopki in pristopi h gradnji se razlikujejo po kontinentih in posameznih območjih ter so odvisni od podnebnih, verskih, kulturnih in razvojno-ekonomskih dejavnikov. Zaradi širokega spektra značilnosti gradnje v svetovnem merilu smo se v pričujočem zgodovinskem pregledu geografsko omejili na območje Slovenije. Prvi podatki o načinu gradnje pri nas so na voljo iz časa mlajše kamene dobe (med 7000 in 4000 pr. n. št.), ko so ljudje gradili lesene kolibe in površine obdelali s slojem ilovice. Gradnja v lesu je značilna tudi za obdobje med 4000 in 2000 let pr. n. št. (kolišča na Ljubljanskem barju) in od 2000 do 900 let pr. n. št. Po letu 900 pr. n. št. so pri gradnji že uporabljali kamenje (Turk, 1981). Čeprav je za rimsko dobo (od rimske zasedbe v 1. stoletju pa vse do naselitve Slovanov med 6. in 7. stoletjem) značilna gradnja s kamnom, ki ga je bilo mogoče dobiti v neposredni okolici, se v tem času začne gradnja z opeko (Ferjan, 1989). Rimski gradbeniki so vpeljevali za tisti čas nove konstrukcijske elemente, kot so stebri, zidovi, oboki in kupole, grajene v kamnu in apneni malti (Čadež, 1989). Rimljani so pri gradnji uporabljali tudi t.i. rimski beton, sestavljen iz apna, pucolanske zemlje, peska in zdrobljene opeke, ter zidove dodatno utrdili s poševnim (»ribja kost«) vgrajevanjem kamnov in dodatnimi prečnimi povezavami (slika 2.1, Fister, 1986). Slika 2.1: Gradnja zidov v rimski dobi - rimski beton (levo) in zid utrjen z diagonalno položenimi kamni in prečnimi povezavami (desno) (Fister, 1986) Fig. 2.1: Construction of the walls in Roman era - Roman concrete (left) and wall strengthened by diagonally positioned stones and transverse connections (right) (Fister, 1986) Rimljani so pri gradnji stavb in mest (slika 2.2) uporabljali svoj, rimski merski sistem, pri katerem so imena dolžinskih enot povzeli po delih človeškega telesa (Kurent, 1987). Slika 2.2: Gradnja rimskega mesta (Fister, 1986) Fig. 2.2: Construction of the Roman city (Fister, 1986) Ko je rimski imperij propadel, je usahnilo tudi znanje o izdelavi opeke in kamnoseštvu. Stavbe so se gradile iz kamna, ki so ga dobili iz ruševin rimskih stavb. Večinoma se je pri gradnji začel uporabljati les, ilovica in tudi slama (Ferjan, 1989). Od konca 8. pa vse do zaključka 11. stoletja (obdobje predromanike) je tako na področju Slovenije prevladovala gradnja z lesom. Šele ob koncu tega obdobja so se pomembnejše stavbe ponovno gradile iz kamna, redkeje iz opeke (Curk, 1974). Obdobje od 11. do sredine 13. stoletja slogovno označuje romanika, za katero je značilna trdnjavska gradnja z majhnimi, polkrožno zaključenimi odprtinami. Značilnosti visoke romanike je med drugim mogoče opaziti v preostankih samostana v Stični, rekonstrukcijo katerega prikazujemo na sliki 2.3. Slika 2.3: Rekonstrukcija severno-vzhodnega dela romanske bazilike samostana Stična (Zadnikar, 1969) Fig. 2.3: Reconstruction of the north-east part of Romanesque basilica of the Stična monastery (Zadnikar, 1969) Za obdobje romanike je, v odvisnosti od debeline zidov, značilno več načinov gradnje zidov v apneni malti z dodatkom zdrobljene opeke (slika 2.4). Pri gradnji je prevladoval kamen, ki so ga običajno zgolj grobo obdelali, redkeje pravilno klesali. Površino zidov so navadno obdelali s tankoslojnim ometom, katerega funkcija je bila z vrezovanjem mreže ponazoriti čvrsto gradnjo v klesanem kamnu (Fister, 1986) in zaščititi maltne spojnice (Kavčič, 2004). Slika 2.4: Različne vrste romanske zidave (Fister, 1986) Fig. 2.4: Different types of Romanesque wall construction (Fister, 1986) Obdobje med romaniko in renesanso od druge polovice 12. stoletja do prve polovice 16. stoletja označuje gotika. Za gotske stavbe so značilne šilasto zaključene odprtine, zidni oporniki in rebrasto oblikovani oboki (Komelj, 1989). Značilen primer gotske gradnje je cerkev sv. Petra v Dvoru iz leta 1526 (slika 2.5). Slika 2.5: Cerkev sv. Petra v Dvoru Fig. 2.5: The Church of St. Peter in Dvor Tehnologija gradnje se je s povečano uporabo kamnitega gradiva vedno bolj poenostavljala. Zaradi uporabe kamna nepravilnih oblik in različnih velikosti je vedno večjo veljavo pridobival omet, ki so ga nanašali v debelejših nanosih (Kavčič, 2004). Če so zidove v zgodnjem srednjem veku še gradili iz klesanega kamna, so za obdobje gotike značilni tanjši zidovi iz delno oblikovanih kamnov, pri katerih so iz klesanih kamnov pozidali le vogale in robove odprtin (Fister, 1986). Slika 2.6: Primera gotske zidave (Fister, 1986) Fig. 2.6: Examples of Gothic construction (Fister, 1986) V 14. stoletju so zidove večine stavb na našem ozemlju gradili iz kamna, oboke stropnih konstrukcij pa iz opeke. V tem času se pojavi tudi opečna kritina (Ferjan, 1989). Opeko, katere uporaba je značilna za gradnjo pomembnejših stavb, kot so cerkve in gradovi, so začeli v 15. stoletju uporabljati tudi pri gradnji meščanskih stavb (Curk, 1974). Kmečke stavbe so pred 15. stoletjem na Primorskem gradili iz kamna, na Gorenjskem, Koroškem in Štajerskem z lesom iglavcev, v Prekmurju, delu Dolenjske in Beli Krajini pa z lesom listavcev ter blatom in pletivom. Za kritino so na prvem območju uporabljali slamo, korce iz opeke in kamnite plošče, na drugem lesene skodle in na tretjem slamo (Sedej, 1992). V obdobju renesanse, med 15. in 16. stoletjem, so namesto lesenih gradili zidane stavbe. Spremenila se je zasnova prostorov in arhitekturnih detajlov. V tem času so gradove, ki so dobivali arkadna dvorišča, večja stopnišča in urejene parke v neposredni bližini, gradili tudi v nižjeležečih območjih. V to obdobje spada tudi grad Fužine v Ljubljani (slika 2.7), zgrajen med leti 1528 in 1557 (Renesansa - arhitektura, 1996). Slika 2.7: Grad Fužine v Ljubljani iz obdobja renesanse Fig. 2.7: Castle of Fužine in Ljubljana from the renaissance period Večji razmah opekarske dejavnosti se je pri nas začel s prihodom gradbenih mojstrov iz severne Italije. V okolici večjih gradbišč in mest so začele obratovati opekarne in kamnoseške delavnice (Curk, 1974). V obdobju renesanse so omet izvajali v debelejših slojih in iz njega oblikovali različne oblike, s katerimi so ponazarjali kamnite stavbne elemente (Fister, 1986). Od konca 16. stoletja naprej so za območje Slovenije večinoma (razen Primorske in Prekmurja) uporabljali Dunajski merski sistem (Kurent, 1987). 17. in 18. stoletje je obdobje baroka. Za to obdobje je bila pri nas značilna intenzivnejša uporaba obokov in kupol, večje okenske odprtine in stopnišča ter arkadna dvorišča. Gradovi so začeli izgubljati obrambno funkcijo in postajati reprezentativnejši (Prelovšek, 1987). Eden takšnih je dvorec Dornava, dograjen med leti 1739 in 1743 (slika 2.8). Slika 2.8: Dvorec Dornava v naselju Dornava na Ptujskem polju iz obdobja baroka (Wikipedia, 2011) Fig. 2.8: The mansion of Dornava in the village Dornava at Ptujsko polje from the Baroque period (Wikipedia, 2011) Čeprav so pri nas v obdobju baroka zidove najpogosteje gradili iz kamna in zgolj deloma iz opeke, je pri gradnji obokov prevladovala opeka (Curk, 1974). Kakovost gradnje je v 17. in 18. stoletju nazadovala. Vogalov in križanj niso več gradili s klesanimi kamni, temveč so jih zgolj ponaredili v ometu (Fister, 1986). V tem času so razvili več vrst ometa, s katerim so zakrili nekakovostno gradnjo (Ferjan, 1989). Razvili so nove tehnike površinskih obdelav (glajenje, likanje, toniranje), z ometom so izdelovali razne izravnave, profile in dekoracije. Ker so omete izvajali v debelejših nanosih, so kot podlago uporabili lesene letvice in trstiko, razpokanost pri krčenju pa so zmanjševali z dodajanjem živalske dlake. Za izdelavo ometa, ki se je nanašal v dveh ali treh slojih, so začeli uporabljati nove materiale, kot so presejan pesek, kamena moka in pasirano apno z izločenimi grudicami, ter nova orodja, kot so šablone za oblikovanje profilov, opaže za izravnave, kalupe za izdelavo dekorativnih elementov in zidarske žlice za likanje in glajenje dekoracij (Kavčič, 2004). Obdobje med drugo polovico 18. in prvo polovico 19. stoletja zaznamuje klasicizem oziroma neoklasicizem, ki pri nas ni bil najbolj izrazit. Primer neoklasicistične stavbe je sladkorna rafinerija - cukrarna v Ljubljani (slika 2.9, Prelovšek, 1991). Slika 2.9: Neoklasicistično zasnovana sladkorna rafinerija-cukrarna v Ljubljani (Prelovšek, 1972) Fig. 2.9: Neoclassicaly designed sugar refinery-cukrarna in Ljubljana (Prelovšek, 1972) Opeka je pri gradnji stavb, predvsem meščanskih, začela prevladovati od sredine 18. stoletja naprej. Od 19. stoletja naprej je prevladovala tudi opečna kritina. Uporaba opeke je doživela velik razmah po iznajdbi krožne peči, ki sta jo leta 1856 patentirala Hoffman in Licht, ter po uvedbi enotnega opečnega formata (Curk, 1974). Dimenzije opeke so se skozi čas spreminjale. Prva po dogovoru določena mera žganega opečnega zidaka je bila približno enaka dolžini čevlja (Deu, 2004). Tak format je meril 290 x 140 x 65 mm in ga pogosto imenujemo stari ali avstrijski format opeke. Iz obdobja gotike je znan tudi t.i. kloštrski format dolžine 28-30 cm, širine 14-16 cm in višine 7-9 cm. S pojmom opečna zveza označujemo načine polaganja oziroma vezanja zidakov v zidu, pri čemer je bila debelina zidu odvisna od formata in izbranih kombinacij smernih in veznih zidakov. Običajna debelina nosilnega opečnega zidu, pri katerem smo v tlorisu kombinirali smernike (zidak položen v smeri zidu) in veznike (zidak položen pravokotno na smer zidu), je znašala 45 cm za zidove iz zidakov starega formata in 38 cm za zidove iz zidakov normalnega formata (slika 2.10). Slika 2.10: Shematski prikaz oblikovane opečne zveze (Deu, 2004) Fig. 2.10: Schematic presentation of formed brick connection (Deu, 2004) Shematski prikaz nekaterih tradicionalnih zidnih zvez, v primeru da je debelina zidu enaka največ dolžini zidaka, podajamo na sliki 2.11. Slika 2.11: Tradicionalne opečne zveze (Deu, 2004) Fig. 2.11: Traditional brick connections (Deu, 2004) Da bi zagotovili medsebojno povezanost in omejili vodoravno nestabilnost zidov, so gradbeniki že stoletja uporabljali lesene in/ali železne vezi (Tomaževič, 1999). Uporaba takšnih vezi kaže, da so bili gradbenim mojstrom v preteklosti vsaj do neke mere znani principi za izboljšanje obnašanja stavb pri potresni obtežbi. Nekaj tipičnih detajlov izvedbe ploščatih železnih vezi za povezavo zidov iz 18. stoletja prikazujemo na sliki 2.12. Slika 2.12: Tipični detajli ploščatih železnih vezi iz 18. stoletja (Tomaževič, 1999) Fig. 2.12: Typical detail of the 18th century iron wall ties (Tomaževič, 1999) V 19. stoletju je gradbeništvo začelo iz rokodelstva prehajati v sodobno gradbeništvo. Uvajati so začeli nove materiale (železo in jeklo v 19. stoletju, armirani beton v 20. stoletju), izkustveni pristop so nadomestili natančni statični izračuni konstrukcijskih elementov. V avstro-ogrski monarhiji se je v drugi polovici 19. stoletja začela v obliki stavbinskih redov razvijati tudi gradbena zakonodaja (Čadež, 1989). V drugi polovici 19. stoletja se začne obdobje historizma, v okviru katerega se je uveljavil t.i. rundbogenstil z značilnimi polkrožno oblikovanimi okni. Rundbogenstil kasneje povzame stavbne elemente italijanske renesanse kot so konzole ter okenski in vratni okviri. Primer rundbogenstila pri nas je Kolizej v Ljubljani, zgrajen leta 1846 (Prelovšek, 1990). Slika 2.13: Kolizej zgrajen leta 1846, kot predstavnik rundbogenstila Fig. 2.13: Kolizej built in 1846 as a representative of Round-arch style Ob koncu 19. stoletja je v profani javni arhitekturi v sklopu historizma prevladovala neorenesansa in kasneje neobarok (Prelovšek, 1990). V neorenesančnem slogu je bila v letih 1895-1896 zgrajena stavba Mestne občine Celje (slika 2.14), ki jo je načrtoval češki arhitekt J. V. Hrasky. Slika 2.14: Stavba Mestne občine Celje kot predstavnica neorenesančnega sloga Fig. 2.14: Municipality of Celje as a representative of neo-renaissance style V 19. stoletju so v obdobju historizma in klasicizma prišle do izraza imitacije kamna in okrasni detajli iz žgane gline. Pri gradnji so začeli uporabljati uvožene in ne več zgolj lokalne materiale. Ob zaključku 19. stoletja so uporabljali hidravlična apna, ki se v naši gradbeni tradiciji do tega časa niso uporabljala, ter apneno-cementne omete (Kavčič, 2004). Kot reakcija na uniformiranost historizma se je ob koncu 19. stoletja pojavil secesijski slog, ki pomeni ponovno oživitev rokodelstva, estetike in umetnosti. Pri nas se je začel s popotresno obnovo Ljubljane po ljubljanskem potresu leta 1895. Med predstavnike secesije sodi leta 1901 okrašen Zmajski most in v letu 1904 prenovljena Hauptmannova hiša v Ljubljani (slika 2.15, Prelovšek, 1997). Slika 2.15: Hauptmannova hiša v Ljubljani, prenovljena v obdobju secesije 1904 Fig. 2.15: Hauptmann house in Ljubljana renewed during the Art Nouveau period in 1904 Po ljubljanskem potresu leta 1895 je bila izdana odredba z določili za izboljšanje potresne odpornosti opečnih zidanih stavb, ki so jih do takrat gradili v slabi malti in večinoma z lesenimi stropnimi konstrukcijami. Odredba je definirala debelino zidov glede na število nadstropij in postavila zahteve za minimalno trdnost opeke in malte. Odredba je predvidevala tudi povezovanje zidov s vodoravnimi jeklenimi trakovi (nameščenimi v sredini prereza zidu) sidranimi z navpičnimi sidri - ključi (Tomaževič, 2009). Predvsem pri gradnji inženirskih objektov je iznajdba cementa ob koncu 19. stoletja, in posledično proizvodnja nearmiranega, armiranega in prednapetega betona, omogočila velik napredek (Ferjan, 1989). V času po prvi svetovni vojni so se v Sloveniji pojavile zidane stavbe z armiranobetonskimi vezmi ter armiranobetonskimi ali prefabriciranimi opečnimi stropnimi konstrukcijami. Funkcionalizem, ki se začne v prvi polovici 20. stoletja, je predstavljal novo smer v arhitekturi. Razvijajoči se konstrukcijski sistemi so prevladali nad stilno arhitekturo in dekorativnimi elementi. Za funkcionalistično arhitekturo so značilne gladko obdelane površine in združevanje istovrstnih dejavnosti po mestnih območjih. Slovenski funkcionalizem se je najbolj uveljavil v stanovanjski gradnji (slika 2.16 desno). V obdobje funkcionalizma sodi tudi ljubljanski nebotičnik (slika 2.16 levo) zgrajen v letu 1933 (Krečič, 1989). V času, ko je bil izgrajen, je bil nebotičnik najvišja stavba v Sloveniji in ena izmed prvih stavb z vgrajeno potresno izolacijo. Slika 2.16: Ljubljanski nebotičnik, zgrajen v obdobju funkcionalizma leta 1933, ter Dukičevi bloki v Ljubljani iz istega obdobja Fig. 2.16: Skyscraper of Ljubljana built in the period of functionalism in 1933 and residental blocks of Dukič in Ljubljana from the same period V času rekonstrukcije po drugi svetovni vojni so mnogo stanovanjskih stavb (tudi do višine sedem nadstropij) gradili z nosilnimi zidovi zgolj v eni - prečni smeri. Najprej so uporabljali polno opeko, nato pa tudi opečne in betonske votlake (Tomaževič, 2009). 2.1.2 Tipologija in mehanske lastnosti ovoja stavbne dediščine v Sloveniji Zidove stavbne dediščine v Sloveniji so večinoma gradili iz kamna, opeke ali mešanice kamna in opeke. Na podeželju, kjer je bil kamen dolgo najbolj poceni in dostopen gradbeni material, so iz kamna gradili stanovanjske in pomembnejše javne stavbe. V urbanih območjih prevladujejo stavbe grajene iz opeke, vendar so zgodovinske in sakralne stavbe kot so gradovi in cerkve, večinoma gradili iz kamna ali mešanice kamna in opeke. Kamnite zidove so gradili iz apnenca, peščenjaka in skrilavca. Ponekod lahko najdemo vključke iz opeke normalnega formata, predvsem v območju preklad oken in vrat ter za izravnavo kamitih zidov (Bergant in Dolinšek, 2006). Zidove starejših zidanih stavb na slovenskem podeželju so običajno sezidali dvoslojno iz kamnov, ki jih je bilo mogoče dobaviti v neposredni okolici naselij. Velikokrat so za gradnjo uporabili kamne iz bližnjih rečnih strug. Pogosto so zidarji kamne vgradili v zid brez posebne obdelave. Delno so obdelali zgolj posamezne kamne. Masivnejše zidove so največkrat gradili troslojno, z zunanjima zidnima slojema iz večjih kamnov ter vmesnim slojem, ki so ga tvorili ostanki, nastali pri obdelavi kamnov za zunanja sloja, malta in drobir. Včasih lahko v jedru takšnih zidov najdemo tudi zemljo, slamo in lesene dele. Zidove stavb v vaških središčih, večjih naseljih in mestih so navadno gradili bolj kakovostno kot na podeželju, čeprav so tudi tu pravilno ali delno klesan kamen uporabljali redkeje. Pogosteje so ga uporabljali pri gradnji gradov, cerkva in drugih pomembnejših objektov. Običajno so iz klesanega kamna gradili zgolj vogale in križanja zidov, ostale dele zidov so pozidali iz neobdelanega ali grobo obdelanega kamna (Uranjek in sod., 2010). Predvsem pri gradnji zidov meščanskih stavb je od 18. stoletja naprej začela prevladovati opeka. Zato lahko danes v zgodovinskih meščanskih stavbah najdemo predvsem avstrijski format opeke (290 x 140 x 65 mm), kasneje so uporabljali današnji normalni format (250 x 120 x 65 mm). Navadno so pri gradnji uporabljali apneno malto z ali brez pucolanskih dodatkov z običajnim volumskim razmerjem med apnom in peskom 1 : 2-3. Konec 19. stoletja so že uporabljali podaljšano apneno-cementno malto z volumskim razmerjem cementa, apna in peska 1 : 3 : 9. V preglednici 2.1 podajamo mehanske lastnosti ovoja nekaterih izbranih stavb v Sloveniji iz različnih zgodovinskih obdobij. V preglednici so glede na sestavo ovoja zajeti kamniti, kamnito-opečni in opečni zidovi, glede na obdobje in vrsto gradnje grad iz 13. stoletja (Binda in sod., 2006a), meščanske hiše zgrajene med 17. in 19. stoletjem (Sheppard in Tomaževič, 1986), ter podeželska hiša, zgrajena leta 1948. Preglednica 2.1: Nekaj primerov mehanskih lastnosti ovoja stavbne dediščine iz različnih zgodovinskih obdobij Table 2.1: Some examples of the mechanical properties of the heritage buildings from different historical periods Stavba Vrsta Tlačne trdnosti gradnikov Mehanske lastnosti zidu kot celote zidu Kamen Opeka Malta Natezna Modul Strižni trdnost elast. modul fs fb fm ft E G (MPa) (MPa) (MPa) (MPa) (MPa) (MPa) Grad Pišece kamnit 125/250 - - 0,14 1.490 428 13. st. (17.st) Jedro Ljubljane kamnit 40-70 - 0,5 0,10 - - 17. st. Jedro Ljubljane kamnito 40-70 15 1,0 0,13 1.000 40 17. st. -opečni Jedro Ljubljane kamnito 40-70 15 0,5 0,15 1.000 40 18. st. -opečni Jedro Ljubljane opečni - 10 0,3 0,10 2.000 165 19. st. Čezsoča kamnit 120/209 - 1,17 0,07 785 113 leto 1948 Grad Pišece, zgrajen v prvi polovici 13. stoletja, so skozi zgodovino večkrat prezidali, tako da je bilo mogoče v okviru preiskav najti zidove iz klesanega kamna iz obdobja romanike, zidove iz lomljenca iz obdobja renesanse ter opečne zidove iz obdobja baroka (slika 2.17). Slika 2.17: Tekstura in morfologija zidov gradu Pišece iz različnih zgodovinskih obdobij, iz leve: romanika, renesansa in barok (Binda in sod., 2006a) Fig. 2.17: Texture and morphology of the walls of the castle Pišece from different historical periods, from left: Romanesque, Renaissance and Baroque (Binda et al., 2006a) Strižni preiskavi je bil podvržen kamnit zid iz obdobja renesanse, zgrajen iz dveh vrst kamna: litotamnijskega apnenca s tlačnimi trdnostmi okoli 125 MPa in trdnejšega apnenčevega peščenjaka (kalkernita) s tlačnimi trdnostmi do 250 MPa. Debelina zidu na mestu strižne preiskave je znašala 85 cm. S sondiranjem so bile na posameznih mestih evidentirane relativno velike votline. Kamni so bili povezani z apneno malto nizke trdnosti. Modul elastičnosti E je bil ocenjen z metodo dvojnih jeklenih blazin (angl. flat jack) in je znašal 1.490 MPa. Mešana kamnito-opečna zidova iz 17. in 18. stoletja, preskušena v starem mestnem jedru Ljubljane, sta bila grajena iz relativno kompaktne mešanice kamna, opeke in malte v volumskem razmerju kamna in opeke 4 : 1. Debelina posameznih preskušenih zidov je pri kamnitem zidu iz 17. stoletja znašala 55 cm, pri mešanem kamnito-opečnem zidu iz 17. stoletja 45 cm ter pri kamnito-opečnih zidovih iz 18. stoletja 50 in 60 cm. Pri tem je pri zidu debeline 60 cm, 10 cm debeline predstavljala enostranska opečna obloga. V primeru kamnitega in kamnito-opečnih zidov, je bil uporabljen t.i. »grajski kamen«, silikatni peščenjak, izkopan iz grajskega hriba v neposredni bližini. Tlačne trdnosti kamnov so se zaradi vlažnosti zidov precej razlikovale. Opeka je bila ročne izdelave, na naekaterih mestih je bilo mogoče najti posamezne dele, večinoma je imela opeka dimenzije 150 x 100 x 50 mm. Malta je bila apnena, pripravljena z nepranim, mestoma zaglinjenim peskom različne granulometrijske sestave. Opečni zid v stavbi iz 19. stoletja je bil sezidan iz polne opeke z merami 250x120x50 mm v apneni malti s peskom fine granulacije in z nizkimi tlačnimi trdnostmi (slika 2.18). Ocenjeno je bilo, da so pri gradnji kamnito-opečnih in tudi pri opečnem zidu v ljubljanskem mestnem jedru uporabili apneno testo. Pri mešanih kamnito-opečnih zidovih je bil modul elastičnosti E ocenjen na 1.000 MPa, pri opečnem zidu je bila vrednost modula elastičnosti 2.000 MPa določena z in situ preiskavo tlačne trdnosti. Slika 2.18: Tekstura mešanega kamnito-opečnega zidu v stavbi iz 17. stoletja ter opečnega zidu v stavbi iz 19. stoletja (foto arhiv ZAG) Fig. 2.18: Texture of mixed stone-brick wall in a building from the 17th century and a brick wall in a building from the 19th century (photo archive ZAG) Pretežno kamnite zidove podeželske stavbe v vasi Čezsoča, zgrajene leta 1948, so zidali iz lomljenega apnenca in peščenjaka s posameznimi opečnimi vključki. Debelina preskušenega zidu je znašala 50 cm. Votlikavost zidov je bila relativno velika in je znašala 10 %. Zidove so gradili z apneno malto s pranim prodnatim agregatom različne granulometrijske sestave. Tlačna trdnost malte je znašala 1,17 MPa. Modul elastičnosti E smo določali z metodo dvojnih jeklenih blazin in je znašal 785 MPa. Teksturo in morfologijo preskušenega zidu prikazujemo na sliki 2.19. Slika 2.19: Tekstura in morfologija preskušenega kamnitega zidu podeželske stavbe v Čezsoči iz leta1948 Fig. 2.19: Texture and morphology of the tested stone masonry wall of the rural building in Čezsoča from 1948 Primerjava mehanskih lastnosti posameznih zidov daje glede na namembnost stavbe pričakovane vrednosti. Mehanske lastnosti preskušenega zidu gradu v Pišecah so bile z natezno trdnostjo 0,14 MPa, elastičnim modulom 1.490 MPa ter strižnim modulom 428 MPa med najvišjimi. To je bilo pričakovano, saj gre za grad, kjer je bila zahtevana kakovost gradnje višja kot pri običajnih stavbah. Mehanske lastnosti zidov meščanskih stavb se gibljejo pri natezni trdnosti med 0,10 in 0,15 MPa, pri elastičnem modulu med 1.000 in 2.000 MPa ter pri strižnem modulu med 40 in 165 MPa. Pričakovano najnižje so mehanske lastnosti kamnitega zidu podeželske hiše, kjer znaša natezna trdnost 0,07 MPa, modul elastičnosti 785 MPa in strižni modul 113 MPa. 2.2 Zahteve pri varovanju in ohranjanju stavbne dediščine 2.2.1 Določila in priporočila konservatorskih centrov Določila in priporočila restavratorskih in konservatorskih služb glede obnove in utrjevanja stavbne dediščine, so med drugim predstavljena v Beneški (Beneška listina, 1964) in Krakovski listini (Krakovska listina, 2000). 10. člen Beneške listine, ki obravnava problematiko uporabe modernih tehnik utrjevanja pravi, da je mogoče v primerih, ko se tradicionalne tehnike izkažejo kot nezadostne, stavbo zgodovinskega pomena utrditi z uporabo katerekoli moderne tehnike za konserviranje in konstrukcijsko utrditev. Učinkovitost uporabljene tehnike moramo prikazati z znanstvenimi podatki in potrditi z izkušnjami. S sprejetjem Krakovske listine leta 2000 se restavratorske in konservatorske zahteve zaostrijo. 10. člen omenjene listine namreč pravi: »Tehnike za ohranjanje se morajo navezovati - izhajati iz interdisciplinarnih znanstvenih raziskav materialov in tehnologij, uporabljenih za popravilo konstrukcije in/ali restavriranje stavbne dediščine. Pri izbiri posega je potrebno upoštevati originalno funkcijo in zagotoviti kompatibilnost z obstoječimi materiali, strukturami in arhitekturnimi vrednotami. Vsak nov material in tehnološki postopek bi moral biti natančno testiran, primerjan z drugimi in razumljen pred uporabo. Čeprav je lahko dejansko uporabljena nova tehnika bistvenega pomena za ohranitev obstoječe stavbe, je potreben dosleden monitoring v luči doseženih rezultatov, upoštevajoč obnašanje skozi čas in možnost eventualne reverzibilnosti. Posebno pozornost je potrebno posvetiti izpopolnjevanju znanja na področju tradicionalnih materialov in tehnik in njihovo primerno nadaljnjo uporabo v kontekstu moderne družbe, upoštevajoč, da predstavljajo pomembno komponento kulturne dediščine.« (Krakovska listina, 2000) Problematika poznavanja obstoječih materialov stavbne dediščine in metodologija za razvoj novih, je bila prvič sistematično obdelana v priporočilih ICCROM iz leta 1982 (ICCROM, 1982, cit. po Toumbakari, 2002), kjer so izpostavili, da je v smislu razvoja materialov za popravilo ali materialov, ki bi lahko nadomestili obstoječe (originalne), potrebna vzporedna raziskava novih in tudi obstoječih materialov. Nove materiale naj bi bili jasno opredelili in zelo dobro dokumentirali, vrednotenje in testiranje materialov pa bi morali standardizirati. ICCROM za razvoj materialov za restavriranje priporoča preverjanje in upoštevanje naslednjih postavk: - »mehanska odpornost«, - »nastanek nevarnih stranskih produktov«, - »obnašanje v prisotnosti vode (v tekočem in plinastem agregatnem stanju)«, - »raztezanje zaradi toplote ali vode«, - »modifikacije zaradi preperevanja«, - »izvedba (čim bolj preprosta in zanesljiva)«, - »omejitve glede reverzibilnosti«, - »estetski vidik«, - »označevanje in dokumentiranje dodanih materialov«. 2.2.2 Veljavna zakonodaja Področje varovanja in ohranjanja stavbne dediščine pri nas ureja Zakon o varstvu kulturne dediščine (ZVKD-1, UL RS št.16/2008). Kulturnovarstvena soglasja in pogoje, ki jih je potrebno upoštevati pri posegih v stavbno dediščino, opredeljujeta 28. in 29. člen. V prvem odstavku 28. člena so podrobneje opisani posegi, za katere je potrebno pridobiti kulturnovarstveno soglasje: (1) »Kulturnovarstveno soglasje je treba pridobiti za: posege v spomenik; posege v vplivno območje spomenika, če to obveznost določa akt o razglasitvi; posege v varstvena območja dediščine; posege v registrirano nepremično dediščino ali v enoto urejanja prostora, če to obveznost določa prostorski akt za raziskavo dediščine.« Kulturnovarstvene pogoje opredeljuje 29. člen: (1) »Pred izdajo kulturnovarstvenega soglasja, razen za soglasje za raziskave ali za iskanje arheoloških ostalin, je treba pridobiti kulturnovarstvene pogoje zavoda.« (2) »V vlogi za pridobitev kulturnovarstvenih pogojev je treba navesti namen posega in priložiti projektno dokumentacijo, ki jo za pridobitev projektnih pogojev predpisujejo predpisi, ki urejajo graditev. Kadar gre za poseg, za katerega ni predpisano gradbeno dovoljenje, je potrebno vlogi priložiti ustrezno skico in opis posega.« (3) »Zavod s kulturnovarstvenimi pogoji določi zahteve, ki jih mora izpolnjevati projekt za pridobitev gradbenega dovoljenja ali druga projektna dokumentacija, potrebna za izvedbo posegov, in zahteve glede strokovne usposobljenosti izvajalcev specializiranih del.« (4) »Kulturnovarstveni posegi se določijo: za poseg v registrirano nepremično dediščino: v skladu z določbami prostorskega akta ali akta o določitvi varstvenih območij dediščine; za poseg v spomenik ali vplivno območje spomenika: v skladu z aktom o razglasitvi ali z določbami prostorskega akta oziroma akta o določitvi varstvenih območij dediščine.« (5) »Zavod lahko s kulturnovarstvenimi pogoji kot pogoj za pridobitev kulturnovarstvenega soglasja določi obveznost oprave predhodnih raziskav ali obveznost priprave konservatorskega načrta.« (6) »Obveznost oprave predhodnih raziskav se lahko določi, če se upravičeno domneva, da je v nepremičnini, ki je predmet posegov, neodkrita dediščina, in grozi nevarnost za njeno poškodovanje ali uničenje.« (7) »Priprava konservatorskega načrta se lahko zahteva, če: je nameravani poseg kompleksen; grozi nevarnost uničenja ali ogrožanja varovanih vrednot; je treba pri posegu izvesti konservatorsko-restavratorska dela.« (8) »Konservatorski načrt je potreben vedno, kadar gre za posege v strukturne elemente spomenika.« Področje projektiranja objektov kulturne dediščine je obravnavano v 8. členu Zakona o spremembah in dopolnitvah zakona o graditvi objektov (ZGO-1B, UL RS št. 126/2007), kjer je navedeno: »V objektih, varovanih na podlagi predpisov s področja varstva kulturne dediščine, lahko projektirane in izvedene rešitve odstopajo od predpisanih bistvenih zahtev, vendar samo pod pogojem, da z odstopanjem ni ogrožena varnost objekta, življenje in zdravje ljudi, promet, sosednji objekti ali okolje.« Standard Evrokod 8-3 »Projektiranje potresnoodpornih konstrukcij - 3. del: Ocena in prenova stavb« zahteva, da se pri izračunu nosilnosti konstrukcijskih elementov karakteristična trdnost materiala zmanjša za predpisan varnostni faktor zanesljivosti v odvisnosti od stopnje poznavanja stanja konstrukcije KL (angl. Knowledge level), geometrije konstrukcije, izvedbe detajlov in materiala. Skladno z ravnijo poznavanja konstrukcije se določi faktor zaupanja CF (angl. Confidence factor), s katerim se delijo povprečne vrednosti trdnosti materialov, dobljenih s preiskavami. Uporaba omenjenih faktorjev je podrobneje razložena v točki 2.4. V informativnem aneksu C Evrokoda 8-3, ki obravnava priporočila za projektiranje utrjevanja zidanih stavb na potresnih področjih, se točka C.5.1.6 nanaša na utrjevanje zidov z jedrom iz drobirja oziroma utrjevanje večslojnih zidov in pravi: »Nevezano jedro zidu iz drobirja je mogoče utrditi s cementno injekcijsko mešanico, če je penetracija mešanice zadovoljiva. Če obstaja verjetnost, da bo adhezija mešanice slaba, je potrebno sistematično injektiranje dopolniti s prečnimi jeklenimi sidri, s katerimi jedro povežemo z zunanjimi sloji zidu.« 2.3 Poškodbe ovoja stavb s poudarkom na vplivu podnebnih sprememb in potresnih obremenitev Gradbeni materiali niso imuni na podnebne pogoje, ki so jim izpostavljeni. O propadanju gradbenih materialov, kot sta beton in zidovina, zaradi podnebnih dejavnikov, pogosto poročajo iz različnih delov sveta. Propadanje materiala lahko pogosto doseže stopnjo, zaradi katere je potrebna temeljita obnova ali celo nadomestitev stavbe z novo. Zaradi tega je za preprečitev napredovanja poškodb ključnega pomena redno pregledovanje in vzdrževanje stavb (Sarkar in sod., 1992). V pričujočem pregledu se osredotočamo na poškodbe, ki jih lahko povzročijo podnebne spremembe (neurja, poplave, temperaturne spremembe). Hkrati obravnavamo tudi možnost potresa, ki jo moramo v Sloveniji stalno upoštevati. 2.3.1 Podnebne spremembe in posledični vplivi Evropska agencija za okolje (About Climate Change, 2010) navaja, da se je v zadnjih 150-ih letih povprečna temperatura zvišala za skoraj 0,8 °C na svetovni ravni in za približno 1,0 °C v Evropi. Do leta 2100 naj bi se temperature po svetu povišale še od 1,8 do 4,0 °C. V Sloveniji naj bi se v letih od 2001 do 2030 temperature povišale od 0,5 do 2,5 °C, v letih od 2031 do 2060 za 1,0 do 3,5 °C in v letih od 2061 do 2090 za 1,5 do 6 °C (Kajfež-Bogataj, Bergant, 2005). Po pričakovanjih bodo ekstremni vremenski pojavi, kot so suše, temperaturna nihanja, sprememba količine in intezitete padavin ter poplave, še pogostejši in intenzivnejši. Po mnenju medvladnega odbora združenih narodov za podnebne spremembe (IPCC) je globalno segrevanje od sredine 20. stoletja naprej zelo verjetno posledica človekovih vplivov. Meritve koncentracij toplogrednih plinov na globalni ravni kažejo pomemben porast od predindustrijske dobe do danes, pri čemer se je koncentracija ogljikovega dioksida povzpela iz takratnih 280 ppm na več kot 387 ppm v letu 2008 (EEA, 2010). Med vplivi podnebnih sprememb imajo pri propadanju stavbne dediščine prevladujočo vlogo padavine, poplave, neurja in temperaturne spremembe. Neposreden dostop vode, kondenzacija vlage in transport vlage po stavbnem tkivu povzroči navlaževanje zidu, ometa in opleskov. Vetrni sunki ob neurjih in padavinah vdor vlage v ovoj stavbe le še pospešijo. Posledice prekomernega navlaževanja ovoja stavbe se, glede na količino vlage in temperaturne spremembe, lahko stopnjujejo od poškodb opleska in ometa, do poškodb in propadanja posameznih gradnikov zidu. Stalno prisotna vlaga in vodotopne soli, ki se s kapilarnim srkom odlagajo v notranjosti ali na površini ovoja stavbe, kjer so osnovni gradniki slabše žgana in porozna opeka, peščenjaki ali malta slabe kakovosti, lahko v kombinaciji z zmrzovanjem/tajanjem povzročijo obsežne poškodbe (slika 2.20). Slika 2.20: Zmrzlinske poškodbe opeke in ometa v območju podzidka (levo) in zaključnega sloja ometa (desno) Fig. 2.20: Frost damage to bricks and plaster in the lower area of the wall (left) and the final layer of plaster (right) S poplavami se v Sloveniji srečujemo že skozi celotno zgodovino. Iz zgodovinskih virov ter poznejših sistematičnih opazovanj so znane katastrofalne poplave na slovenskih tleh iz leta 1550 na Celjskem, leta 1851 na Radeljskem polju, Falski pečini, na Lentu v Mariboru in na Ptuju, leta 1901 v večjem delu Slovenije (poplave so bile tudi na Ljubljanskem barju -porušenih je bilo precej mostov, poplavljena mestna jedra; v Celju je voda segala tudi do 1 m visoko), leta 1910 na Štajerskem, leta 1923 v povodju Soče, Save in Savinje, leta 1925 v Pomurju ter na Štajerskem in Koroškem, leta 1926 na Celjskem in nekaterih drugih območjih, leta 1933 na Ljubljanskem barju, Cerkniški in Ribniški ter Dobrepoljski in Struški dolini, dolini Krke, spodnje Save ter v Celjski kotlini, leta 1954 v Celjski kotlini in Krškem, leta 1972 na območju Ledave in Ščavnice s pritoki, leta 1990 v večjem delu Slovenije ter leta 1998, ko je pas močnih padavin zajel območje od Koprskega primorja čez kraške planote, Ljubljansko barje, prek Tuhinjske doline in porečja Drete do širšega območja Celja in naprej čez Haloze (porečje Dravinje) do sosednje Hrvaške (Zgodovina poplav, 2009). V zadnjih letih beležimo predvsem poplave leta 2007 v povodju Selške Sore, ko so hude posledice utrpeli prebivalci Železnikov, Krope in ostalih krajev ter lanske poplave, ko je bil pod vodo tudi del prestolnice. Poškodbe, ki jih lahko na stavbni dediščini povzročijo poplave, se stopnjujejo od poškodb opleskov, ometa, tlakov in stavbnega pohištva (slika 2.21 levo) pa vse do spodjedanja temeljne konstrukcije (slika 2.21 desno) in plazenja terena, ki lahko vodi tudi do rušenja stavbe. Slika 2.21: Nivo poplavne vode v notranjosti stavbe (levo) in poškodbe temeljne konstrukcije neposredno ob strugi (desno) med poplavami v Železnikih Fig. 2.21: Level of flood water inside the building (left) and damage to foundation structure adjacent to riverbed (right) during floods in Železniki 2.3.2 Potresna obremenitev Večina potresov nastane zaradi premikov tektonskih blokov vzdolž prelomov v zemeljski skorji. Potencialna energija tektonskega bloka se pri tem spremeni v kinetično energijo potresnega valovanja. Do potresa lahko pride tudi zaradi drugih razlogov, kot so izbruhi vulkanov, udori zemljine na kraških območjih ali rudnikih. Potres lahko povzroči tudi eksplozija. Merilo za jakost potresa oziroma količino sproščene energije je magnituda, ki jo je leta 1935 vpeljal Richter2. Richterjevo magnitudo, ki jo imenujemo tudi lokalna magnituda, določa logaritem največjega amplitudnega pomika (podanega v p,m), ki ga zabeleži inštrument, oddaljen 100 km od epicentra potresa. Kasneje so seizmologi magnitudo začeli določati na osnovi meritev nihanja tal oziroma amplitud prostorskih in površinskih valov, ki jih povzroči potres. Merilo za učinek potresa na stavbe, predmete, ljudi in okolje je intenziteta, ki je navadno najvišja v epicentru potresa in se zmanjšuje z oddaljenostjo. V današnjem času je v uporabi evropska makroseizmična intenzitetna lestvica (EMS), ki relativno natančno definira tudi učinek potresa na zidane stavbe (slika 2.22). 1. stopnja: zanemarljive do neznatne poškodbe (ni poškodb konstrukcije, zanemarljive poškodbe nekonstrukcijskih elementov) 2. stopnja: zmerne poškodbe (lažje poškodbe konstrukcije, zmerne poškodbe nekonstrukcijskih elementov) 3. stopnja: obsežne do hude poškodbe (zmerne poškodbe konstrukcije, hude poškodbe nekonstrukcijskih elementov) 4. stopnja: zelo hude poškodbe (hude poškodbe konstrukcije, zelo hude poškodbe nekonstrukcijskih elementov) 5. stopnja: porušitev (zelo hude poškodbe konstrukcije, popolna ali skoraj popolna porušitev) Slika 2.22: Prikaz klasifikacije poškodb zidanih stavb po EMS-98 (Grunthal, 1998) Fig. 2.22: Classification of damage to masonry buildings according to EMS scale (Grunthal, 1998) Kot merilo za jakost potresa pri potresnih izračunih konstrukcij uporabljamo projektni pospešek tal ag, ki je največji pospešek tal (angl. peak ground acceleration), do katerega med potresom pride na površju zemlje. Na sliki 2.23 prikazujemo potresne nevarnosti Slovenije, kjer je projektni pospešek tal določen za povratno dobo 475 let in ustreza 90 % verjetnosti, da vrednosti na karti ne bodo presežene v 50-ih letih. Vrednosti projektnega pospeška tal veljajo za skalno podlago oziroma tla vrste A po Evrokodu 8-1 (SIST EN 1998-1:2005). Za druge vrste tal je potrebno projektni pospešek pomnožiti z ustreznim koeficientom tal S, ki ga za različne vrste tal določa Evrokod 8-1 (SIST EN 1998-1:2005). Vidimo, da je največje 2 Charles Francis Richter (1900-1985) je bil ameriški fizik in seizmolog. pospeške mogoče pričakovati v okolici Ljubljane, preko Gorenjske do severozahodne Slovenije ter v okolici Krškega in Brežic. Slika 2.23: Karta potresne nevarnosti (projektnih pospeškov tal) Slovenije Fig. 2.23: The map of seismic hazard (design ground acceleration) of Slovenia Območje Slovenije ima obsežno zgodovino močnih potresov, od velikega koroškega potresa v letu 1348 z magnitudo 6,5, dveh potresov leta 1511 z magnitudama 6,8 in 7-7,2 z epicentroma na Idrijskem in v Furlaniji, do potresa v Ljubljani leta 1895 z magnitudo 6,1. Slednji naj bi v takratni Ljubljani poškodoval okoli 10 % vseh zgradb (Močni potresi v preteklosti, 2010). V zadnjem času so poleg potresa na Kozjanskem leta 1974 najbolj odmevni potresi na območju Posočja. Potresa v Furlaniji leta 1976 z magnitudama 6,5 in 6,1 sta Posočje močno prizadela. Poškodovanih je bilo 12.000 stavb, od tega je bilo 4.200 ocenjenih kot začasno neuporabnih. Po potresu leta 1998 z magnitudo 5,6 in žariščem med dolino Lepene in Krnskim gorovjem je bilo poškodovanih več kot 4.000 stavb, od tega 500 za bivanje neuporabnih. Po zadnjem potresu leta 2004 z magnitudo 4,9 je bilo poškodovanih 1.800 stavb, od tega 20 za bivanje nevarnih. 2.4 Navlaževanje/sušenje materialov Voda lahko v porozni material vstopa v tekočem ali plinastem agregatnem stanju. V tekočem stanju lahko pride do vstopa vode zaradi kapilarnega srka in/ali infiltracije, v plinastem agregatnem stanju pa sta za vstop vode v porozni material odgovorna higroskopičnost in površinska ali kapilarna kondenzacija (Charola, 2000). Voda ima pomembno vlogo pri fizikalnih (izhlapevanje, kapilarni srk) in kemijskih vzrokih propadanja gradbenih materialov. Razloga za to sta dva: voda je v tekočem ali plinastem agregatnem stanju aktivno udeležena pri vseh kemijskih reakcijah, ki bi lahko povzročile propadanje; voda v tekočem agregatnem stanju ima pomembno vlogo transporta ene komponente k drugi in tako zagotovi fizični kontakt dveh komponent, brez katerega sicer ne bi prišlo do kemijske reakcije. Na zidovih, na katerih je dostop vodi preprečen in so ohranjeni v suhem stanju, ne prihaja do propadanja zaradi kemijskih vzrokov, tudi če bi reakcije med potencialno nevarnimi sestavinami v zidu ob prisotnosti vlage lahko povzročile tvorbo škodljivih produktov (Collepardi, 1990). Do prekomernega navlaževanja in posledičnih poškodb stavb lahko pride zaradi manjkajoče, poškodovane ali nepravilno izvedene hidroizolacije, zatekanja meteorne vode zaradi poškodb ali nepravilnih detajlov streh, žlebov in drenaž, poškodb vodovodnih ali kanalizacijskih cevi, pa tudi kot posledica kondenzacije zaradi toplotnih mostov. Navlaževanje, pogosto tudi zasičenje materialov z vodo, se lahko zgodi zaradi poplav, pri čemer poškodb, ki jih na stavbah povzročijo poplave, ne moremo docela enačiti s poškodbami, povzročenimi z bolj običajnimi vzroki navlaževanja. Do navlaževanja zidov lahko torej pride zaradi neposrednega dostopa vode do zidu, kondenzacije vlage na površini zidu ali transporta vlage po gradivu kot posledica kapilarnega srka. Graubohm in Brameshuber (2009), ki sta analizirala morebitne spremembe mehanskih lastnosti začasno potopljenih zidanih konstrukcij, sta ugotovila, da je vpliv intenzivne in dolgotrajne hrambe zidkov v vodi, po osušitvi na začetno stopnjo vlažnosti, relativno majhen. Avtorja v nasprotju z ustaljeno prakso, ki predvideva odstranjevanje in ponovno izvedbo ometov, izpostavljenih poplavi, vsaj glede njihove sprijemnosti s podlago ugotavljata, da tak ukrep ni potreben. Amde je s sodelavci (2004) raziskoval vpliv vlažnosti opečnih prizem pozidanih iz opečnih zidakov in različnih vrst malte na njihovo tlačno trdnost in modul elastičnosti. Mehanske lastnosti prizem iz opečnih zidakov in cementne malte 1 : 2, cementno-apnene malte 1 : 0,5 : 2,25 ter dveh s polimeri modificiranih cementnih malt, je analiziral v suhem in navlaženem stanju. Avtor žal ne navaja stopnje navlaženosti preskušancev v času tlačne preiskave, ampak zgolj, da so bili 48 ur pred preiskavo hranjeni v vlažni komori ob konstantnem pršenju vode. Ugotavlja, da so tlačne trdnosti navlaženih opečnih prizem v primerjavi s suhimi nižje za od 14 do 24 %, moduli elastičnosti pa od 4 do 22 %. Binda in Anzani (1996) navajata, da so lahko trdnosti določenih vrst kamna v navlaženem stanju tudi do 50 % nižje kot v suhem stanju. V okviru lastnih preiskav (Uranjek, 2008) smo analizirali tlačno trdnost apnenca in peščenjaka v suhem in navlaženem stanju po končani preiskavi kapilarnega srka vode. Tlačna trdnost vzorcev apnenca, pri katerih smo po 28-ih dneh preiskave izmerili 287 g/m2 kapilarnega srka, se med suhimi in navlaženimi vzorci ni bistveno razlikovala. Pri peščenjaku so bile tlačne trdnosti navlaženih vzorcev v primerjavi s suhimi vzorci nižje za približno 10 %, kar je najverjetneje posledica višje vodovpojnosti peščenjaka v primerjavi z apnencem. Po 28-ih dneh preiskave je kapilarni srk peščenjaka namreč znašal 901 g/m2. Veiga in Carvalho (2010) sta analizirala in primerjala, kako uspešne so apnene, cementne in cementno-apnene malte pri zaščiti zidu pred meteorno vodo. Pri tem sta na preskušancih, ki so simulirali dejansko stanje zidu obdelanega z ometom, merila čas, ki je bil potreben, da je voda pod določenim pritiskom prodrla do podlage, in čas, ki je bil potreben za osušitev ometa. Ugotovila sta, da voda pri apnenih ometih nekoliko hitreje prodre do podlage kot pri cementnih in cementno-apnenih ometih. Sušenje je bistveno hitrejše pri apnenih ometih. Ta razlika je bila še posebej očitna pri dvoslojnih ometih. Avtorja navajata, da imajo upoštevajoč dejstvo, da je pri obnovi starejših stavb po pravilu potreben nanos več slojev, apnene malte pri zaščiti zidov pred vdorom deževnice več prednosti kot pomanjkljivosti. V drugem sklopu preiskav sta avtorja preskušance izpostavila ciklom vroče/hladno, vroče/mokro in ciklom zmrzovanja/tajanja. Pri vroče/hladnih in vroče/mokrih ciklih apnene malte v primerjavi s cementnimi in cementno-apnenimi niso kazale poškodb. Poškodbe so se pojavile pri zmrzovanju/tajanju. Efekt vlaženja in sušenja zidov je najbolj problematičen zaradi transporta, izhlapevanja in kristalizacije vodotopnih soli. Viri soli so zelo različni: onesnažen zrak, zemljina, morska voda, nestrokovna obnova stavb ali medsebojen vpliv različnih gradbenih materialov. Nekateri gradbeni materiali lahko vsebujejo sol že v osnovi. Portlandski cement običajno vsebuje alkalne sulfate, nepravilno žgana opeka pa natrijeve sulfate. Čeprav se soli v zidovih stavb akumulirajo skozi stoletja, pri zidanih stavbah pogosto takoj po izgradnji opazimo soli v obliki eflorescence (Price, 1996). Eflorescenca je v osnovi prašnat depozit soli, ki se formira pod ali na površini materiala (opek, kamnov ali malt). Za njen pojav morajo biti izpolnjeni trije pogoji: prisotnost soli oziroma evaporitov (najpogosteje karbonati in sulfati), vode in izhlapevanja. Vlaga nosi raztopljene soli proti površju zidu, kjer prihaja do izhlapevanja in kristalizacije soli (Vindišar, 2004). Soli lahko vstopajo in se gibljejo po poroznem materialu samo, če so raztopljene v vodi. Pri tem do vstopa vodotopnih soli v porozen material stavbe lahko pride predvsem zaradi kapilarnega srka talne vode ali infiltracije deževnice, pa tudi zaradi površinske kondenzacije (Charola, 2000). Zaradi prisotnosti soli lahko v gradbenih materialih v določenih pogojih pride do poškodb, pri čemer lahko v literaturi zasledimo predvsem tri mehanizme, ki lahko povzročijo poškodbe gradiva: kristalizacija, vezanje vode in poškodbe zaradi različnih toplotnih koeficientov raztezanja soli in okoliškega materiala. Do kristalizacijskih pritiskov na pore materiala pride, ko kristali soli zapolnijo pore v materialu in pritiskajo na stene por, ki ovirajo njihovo nadaljnjo rast. Če kristalizacijski pritiski presežejo natezne trdnosti materiala, pride do poškodb. Pritiski na pore materiala se lahko pojavijo, ko se kristalom soli v porah zaradi vezanja vode poveča prostornina. Tretji možen mehanizem za nastanek poškodb so različni toplotni koeficienti raztezanja soli in okoliškega materiala. Poškodbe v poroznem gradivu se lahko pojavijo med temperaturnimi spremembami, ker imajo določene soli (npr. NaCl) višji koeficient toplotnega raztezka od okoliškega materiala (Lubelli, 2006). 2.5 Zmrzovanje/tajanje materialov Do pojava zmrzovanja materiala pride ob prisotnosti vode pri temperaturah pod 0 °C, pri poroznih in vodoprepustnih materialih. Zmrzlinska odpornost sicer predstavlja zmožnost navlaženega materiala, da se upira ciklom zmrzovanja/tajanja brez poškodb in zavisi od podnebnih pogojev, toplotne prevodnosti, vodovpojnosti, trdnosti in poroznosti materiala (Kokko in Pentti, 2005). V literaturi prevladujejo tri teorije oziroma možni mehanizmi propadanja materialov zaradi zmrzovanja: teorija hidravličnega pritiska, teorija zaprtega rezervoarja in teorija rasti mikroskopskih ledenih leč. Mehanizem hidravličnega pritiska je predstavil Powers (1945). Notranje poškodbe, do katerih je prišlo na betonskih preskušancih pri preiskavah zmrzovanja in so se odrazile pri zmanjšanju trdnosti in zmanjšanju modula elastičnosti, naj bi nastale zaradi hidravličnega pritiska. Hidravlični pritisk odvečne vode na cementni kamen se pojavi zaradi zmrzovanja vode v kapilarnih porah in posledično 9 % povečanja prostornine nastalega ledu. V enačbi (2.1) predstavlja Sf efektivno stopnjo zasičenja. Ta označuje prostor, ki je v zračni pori na voljo za povečanje prostornine vode, ko pride do formacije ledu. V spodnji enačbi Wf (m3/m3) predstavlja skupno prostornino vode oziroma ledu zaradi zmrzovanja in a (m3/m3) skupno prostornino zračne pore. Wf Sf (2.1) w f + a Powers je predvidel, da lahko do hidravličnega pritiska pride le, če je povečanje prostornine zaradi nastanka ledu v kapilarnih porah večje od prostornine zračne pore, ki povezuje kapilare. V tem primeru velja Sf > 0,917. Če je Sf < 0,917 pomeni, da je prostornina zračne pore zadosti velika, da pri 9 % povečanju prostornine vode ob nastanku ledu ne pride do pritiskov v materialu. S teorijo hidravličnega pritiska je mogoče razložiti le poškodbe nastale pri zmrzovanju vode in formaciji ledu, ne pa tudi poškodbe, do katerih bi lahko prišlo v fazi tajanja. Pri mehanizmu zaprtega rezervoarja, ki ga je predlagal Fagerlund (1997) gre za poseben primer mehanizma hidravličnega pritiska, ko sta prepustnost in duktilnost materiala enaka nič. Avtor je s tem mehanizmom opisal maksimalno dovoljeno količino vode, ki lahko zamrzne pri maksimalnem možnem pritisku v cementnem kamnu ali betonu zelo goste strukture. Pretok vode je zaradi majhne prepustnosti v materialu z zelo gosto strukturo od območja zmrzovanja praktično onemogočen. Povečanje prostornine vode za 9 % pri nastanku ledu z vodo zasičenem materialu povzroči velike napetosti, razen če je stopnja poroznosti majhna. Če je efektivna stopnja zasičenja Sf definirana z enačbo (2.1) manjša od 0,917, se lahko v rezervoarju oziroma zaprti pori formira led, ne da bi povzročil pritiske na material. To velja ob predpostavki, da zanemarimo pritisk zraka pri povečanju prostornine ledu. Če je efektivna stopnja zasičenja Sf večja od 0,917 in pride do zmrzovanja, lahko zaprta pora poči. Nastanek ledu je v zaprti pori zelo togega materiala lahko oviran, če je pritisk vode zadosti velik, da se lahko zidovi pore upirajo pritiskom pri povečevanju prostornine vode zaradi zmrzovanja. Mehanizem rasti mikroskopskih ledenih leč (Powers in Helmuth, 1953) je bil opisan na primeru cementnega kamna, ki ima strukturo sestavljeno iz zelo majhnih delčkov, ki jih ločujejo ozke pore. Te vsebujejo vodo, ki ne zmrzne pri običajni temperaturi zmrzovanja, temveč pri temperaturi - 40 °C ali manj. Cementni kamen poleg ozkih por vsebuje tudi večje, kapilarne pore, v katerih voda zmrzne pri temperaturi okoli 0 °C. Cementni kamen torej pri običajni temperaturi zmrzovanja (0 °C), vsebuje nezmrznjeno vodo v ozkih porah in manjših kapilarnih porah, led v večjih kapilarnih porah in nekaj ledu tudi v zračnih porah (formiran pri zmrzovanju in izrivanju vode iz kapilarnih por). Nezmrznjena, »superohlajena« voda, se lahko nahaja tudi v večjih izoliranih kapilarnih porah, v katerih je tvorba ledu ovirana zaradi ozkih dovodnih kanalov. Če med ledom in vso nezmrznjeno vodo obstaja ravnotežje, do transporta vode ne pride. Hiter padec temperature lahko to ravnotežje poruši. Posledica tega je, da voda iz manjših kapilarnih por in voda iz izoliranih večjih por začne potovati proti ledu v večjih kapilarnih in zračnih porah, kjer nato zamrzne. Zaradi tega se količina ledu povečuje. Transport vode povzroči efekt sušenja cementnega kamna, zato v kombinaciji z nižanjem temperature pride do krčenja materiala. Povečevanje količine ledu na drugi strani lahko povzroči raztezanje materiala. Kokko in Pentti (Kokko&Pentti, 2005) ugotavljata, da so s stališča zmrzlinske odpornosti materiala pomembne tako kapilare v katerih lahko voda zamrzne in tudi večje pore, ki lahko, če so zapolnjene z zrakom, absorbirajo pritiske zmrznjene vode na strukturo materiala. Pri tem skupna prostornina por, napolnjenih z zrakom, ni toliko pomembna kot njihova enakomerna razporeditev. Velike ali neenakomerno razporejene pore ne nudijo nobene zaščite, saj je zaščitna funkcija zračnih por omejena na majhno razdaljo v neposredni okolici posamezne pore. V primeru betona znašajo ustrezni faktorji razdalje (povprečna razdalja, ki jo mora prepotovati voda v kapilarni strukturi, da doseže poro, napolnjeno z zrakom) med 0,1 in 0,2 mm. Za oceno poroznosti, razporeditve por, zrnavosti in velikosti zrn agregata, razpok in homogenosti, se pogosto uporablja mikroskopska analiza (von Konow, 2008). Na sliki 2.24 prikazujemo mikroskopska posnetka apnene malte s slabo zrnavostjo in neenakomerno razporeditvijo por ter apnene malte z enakomerno razporeditvijo zrn in por. Slika 2.24: Levo: apnena malta z slabo zrnavostjo - velike pore, votline in razpoke; desno: malta z odlično zrnavostjo - majhne pore in malo razpok (von Konow, 2008) Fig. 2.24: Left: lime mortar with poor grading - large pores, voids and cracks; right: mortar with excellent packing - small pores and few cracks (von Konow, 2008) Pri opeki so kritični parametri, ki vplivajo na njeno odpornost na zmrzovanje/tajanje, stopnja poroznosti in razporeditev por, stopnja navlaženosti, modul elastičnosti, tlačna in natezna trdnost, proces izdelave (napake v strukturi) in proces žganja (Stupart, 1989). Pri procesu žganja opeke (temperature žganja se gibljejo med 850 in 1.250 °C) ima zaključna faza žganja-sintranje, pomemben vpliv na poroznost končnega izdelka. Višja stopnja oziroma temperatura sintranja pomeni manjšo skupno poroznost in večje, izolirane pore, medtem ko je pri nižji stopnji sintranja skupna poroznost večja, nastale manjše pore pa tvorijo povezan sistem, ki povečuje prepustnost opeke (Groot in Gunneweg, 2008). Za preskušanje obstojnosti materialov napram zmrzovanju/tajanju so na voljo številni postopki. Pri vseh se ciklično spreminja temperatura, običajno med +20 in -15 °C, medsebojno pa se razlikujejo glede na čas delovanja ekstremnih temperatur in hitrostih hlajenja in segrevanja (Maultzsch, 2000). Zmrzlinske poškodbe materialov po preiskavah zmrzovanja/tajanja je mogoče ovrednotiti s stopnjo zmanjšanja mehanskih lastnosti ali propadanja površine zmrzovanega materiala. Pri standardnih maltnih prizmah je upogibna trdnost dober pokazatelj zmrzlinskih poškodb, pri čemer so preskušanci, katerim se upogibna trdnost ne zmanjša za več kot 2/3, deklarirani kot zmrzlinsko odporni (Kokko&Pentti, 2005). Poškodbe preskušancev, izpostavljenih zmrzovanju/tajanju, pogosto vrednotimo z meritvami dinamičnega modula elastičnosti (Maultzsch, 2000). 2.6 Ugotavljanje in vrednotenje stanja ovoja stavb Pogoj za ustrezno in celovito načrtovanje potrebnih konservatorskih, obnovitvenih in/ali utrditvenih ukrepov je čim bolj natančno ugotavljanje in vrednotenje stanja ovoja stavb. V okviru vrednotenja stanja ovoja analiziramo zgodovino in morfologijo gradnje, potek in vzroke nastanka poškodb ter mehansko-fizikalne lastnosti uporabljenih materialov in ovoja stavbe kot celote. Pri tem si lahko pomagamo s tehnično dokumentacijo analizirane stavbe ter standardi in predpisi, ki so veljali v času gradnje. Predvsem se zanašamo na in situ preiskave konstrukcije in materialov, ki jih običajno analiziramo tudi v laboratoriju. Da bi dobili zanesljive rezultate, je vedno priporočljivo izvesti in medsebojno primerjati rezultate več metod preskušanja konstrukcij. V splošnem ločimo sledeče metode preskušanja konstrukcij: - neporušne metode preskušanja (angl. Non-Destructive Testing), - delno porušne metode preskušanja (angl. Minor-Destructive Testing), - porušne metode preskušanja (angl. Destructive Testing). Glede na obseg podatkov, ki smo jih pridobili o konstrukciji, določa Evrokod 8-3, ki ureja ocenjevanje in prenovo stavb v okviru projektiranja potresnoodpornih konstrukcij, tri ravni poznavanja stanja konstrukcije KL (angl. Knowledge level). Skladno z ravnijo poznavanja konstrukcije se določi faktor zaupanja CF (angl. Confidence factor), s katerim je potrebno deliti povprečne vrednosti trdnosti materialov, ki smo jih dobili s preiskavami, in sicer: - omejeno poznavanje KL1 (CF=1,35), - običajno poznavanje KL2 (CF=1,20), - popolno poznavanje KL3 (CF=1,00). Pri preverjanju potresne odpornosti stavbe moramo dobljene vrednosti trdnosti materialov dodatno deliti še z delnimi faktorji varnosti za materiale ym. V preglednici 2.2 razlagamo ravni poznavanja konstrukcije in pripadajoče faktorje zaupanja. Preglednica 2.2: Odvisnost faktorja zaupanja (CF) od ravni poznavanja konstrukcije (KL) po Evrokodu 8-3 (SIST EN 1998-3:2005) Table 2.2: Dependence of the confidence factor (CF) from the knowledge level of construction (KL) according to Eurocode 8-3 (SIST EN 1998-3:2005) Raven Geometrija Detajli Materiali Faktor poznavanja zaupanja (KL) (CF) iz originalnih detajli niso znani, mehanske lastnosti, omejeno načrtov v povzamemo jih iz prakse privzete iz baze poznavanje kombinaciji in omejenega podatkov brez 1,35 (KL1) s terenskim terenskega pregleda opravljenih preiskav ogledom 20 % elementov iz originalnih detajle povzamemo iz mehanske lastnosti, običajno načrtov v nepopolnih načrtov in privzete iz baze poznavanje kombinaciji potrdimo z omejenim podatkov in potrjene s 1,20 (KL2) s terenskim terenskim pregledom pregledom konstrukcij ogledom 40 % elementov min. 2 vzorca/etaža iz originalnih detajli so znani iz mehanske lastnosti popolno načrtov v podrobnih načrtov in določene s terenskimi in poznavanje kombinaciji potrjeni z obsežnim laboratorijskimi 1,00 (KL3) s terenskim terenskim pregledom preiskavami min. ogledom 80 % elementov 3 vzorci/etaža 2.7 Pridobivanje, procesi strjevanja in zgodovina uporabe mineralnih veziv 2.7.1 Surovine in procesi strjevanja mineralnih veziv Apno pridobivamo z žganjem apnenca pri temperaturah, ki se praviloma gibljejo med 925 in 1.340 °C (Elert in sod., 2002). V procesu žganja pride do kalcinacije, ki poteka z zunanje površine kamnov proti notranjosti. Rezultat kalcinacije je živo apno: CaCOs^ CaO + CO2. (2.2) Temperatura in čas žganja sta odvisna od velikosti kamnov. Manjši kamni kalcinirajo hitreje, večji pa zahtevajo več časa in pogosto višje temperature žganja. Ko živemu apnu dodamo vodo (proces gašenja) nastopi eksotermna reakcija, rezultat katere je gašeno apno oziroma apneno testo: CaO + H2O^ Ca(OH)2. (2.3) Apneno testo navadno dalj časa odležava v apneni jami ter tako pridobiva na kakovosti. Ashurst (1990) navaja, da je bilo tradicionalno pripravljeno apneno testo uležavano nekaj mesecev ali celo let. Apneno testo naj bi odležavalo prekrito s slojem vode minimalno dva tedna pred uporabo, priporočljiv čas odležavanja je dva meseca ali več. Vitruvius3 (1960) poroča, da je potrebno gašeno apno pod vodo hraniti najmanj tri leta pred uporabo, kar je bilo urejeno tudi z zakonom. Hidratizirano apno dobimo, ko živemu apnu dodamo točno določeno, teoretično potrebno količino vode (približno 33 masnih (mas.) %), s čimer dobimo suho praškasto vezivo. Običajno se pri proizvodnji apna uporablja apnenec z manj kot 5 % magnezijevega karbonata. Tako dobimo visoko kalcitno apno. Iz apnenca z več kot 20 % magnezijevega karbonata dobimo dolomitno apno. Čeprav dolomitno apno izkazuje dobro obdelovalnost, lahko zaradi kasnejše hidratacije magnezijevega oksida dobimo slabše mehanske lastnosti. Hkrati lahko izpostavljenost onesnaženemu okolju povzroči oblikovanje škodljivih vodotopnih magnezijevih sulfatov. Apneno malto dobimo, ko apnenemu testu ali hidratiziranemu apnu dodamo agregat in vodo. Do začetnega strjevanja apnene malte pride zaradi izhlapevanja vode. Ko je sveža malta delno suha, sledi proces karbonatizacije, pri katerem kalcijev hidroksid reagira z ogljikovim dioksidom iz zraka ali raztopljenim v vodi in 3 Marcus Vitruvius Pollio (rojen okoli 80-70 pr.n.št) je bil rimski pisatelj, arhitekt in vojaški inženir. Znan je kot prvi teoretik arhitekture. Njegovo najbolj znano delo je 10 knjig o arhitekturi. tvori kalcijev karbonat, ki dodatno pripomore k naraščanju trdnosti malte (Elert in sod., 2002). Van Balen in Van Gemert (1994) navajata, da je potrebno karbonatizacijo razdeliti na proces difuzije ogljikovega dioksida, kateremu sledi kemijska reakcija pri kateri se formirajo kristali kalcijevega karbonata. Avtorja za raztapljanje ogljikovega dioksida v vodi in reakcijo apna z nastalo kislino podajata sledeči enačbi: CO2 + H2O = H2CO3, (2.4) Ca(OH)2+ H2CO3 ^ CaCOs +2H2O. (2.5) Avtorja pravita, da je za karbonatizacijo optimalna vsebnost vode tista, do katere pride pri maksimalni adsorbciji vode na površini, a pred zasičenjem kapilar. V suhi ali popolnoma vodozasičeni malti ni mogoče opaziti bistvenega napredka karbonatizacije (Moorehead, 1986). Veliko avtorjev je vrednotilo intenzivnost karbonatizacije glede na relativno vlažnost okolja. Po podatkih CEB (Telford, 1992) karbonatizacija v betonu poteka najhitreje pri 40 do 60 % relativne vlažnosti okolja. Podobno Maultzsch (2000) poroča o pospešeni karbonatizaciji betonskih preskušancev, hranjenih v laboratoriju z relativno vlago okoli 60 %, v primerjavi s preskušanci, hranjenimi na prostem. S povečevanjem koncentracije ogljikovega dioksida se stopnja karbonatizacije poviša, vendar lahko zaradi hitre karbonatizacije pri 100 % koncentraciji ogljikovega dioksida pride do generiranja toplote, kar vodi do prehitrega sušenja in posledično prekinitve karbonatizacije (Moorehead, 1986). Faktorje, ki vplivajo na potek karbonatizacije lahko razdelimo na zunanje in notranje. Med zunanje sodijo relativna vlažnost, cikli navlaževanja in sušenja, vsebnost CO2 v zraku in temperatura. Pri tem se topnost CO2 zmanjšuje z naraščanjem temperature, vendar je pri višji temperaturi višja njegova reaktivnost. Tako je za karbonatizacijo optimalna temperatura okoli 20 °C. Med notranje faktorje spadajo poroznost in prepustnost materiala (ti dve lastnosti vplivata na transport vlage in difuzijo CO2) ter sestava in kakovost apna (Mortars in Historic Buildings, 2003). Pri karbonatizaciji pride zaradi povečanja prostornine in mase kalcijevega karbonata v primerjavi s kalcijevim hidroksidom do zmanjšanja skupne poroznosti (Elert in sod., 2002). Zmanjšanje velikosti por pomeni zmanjšano prepustnost malt in posledično zmanjšano difuzijo CO2 (karbonatizacija globljih delov je otežena, lahko se celo popolnoma zaustavi), vendar lahko zmanjšana poroznost in prepustnost ugodno vplivata na odpornost malt (Hilsdorf in sod., 1984). Cazalla je s sodelavci (2000) preučevala razvoj karbonatizacije v maltah, pripravljenih iz treh vrst apnenega testa: neuležanega, uležanega 1 leto in uležanega 14 let. Ugotovila je, da razmerje med nastajajočim kalcijevim karbonatom in kalcijevim hidratom hitreje narašča pri maltah iz dlje časa uležanega apnenega testa. To kaže, da daljše uležavanje apnenega testa pripomore k hitrejši in popolnejši karbonatizaciji. Avtorica v drugem prispevku (Cazalla in sod., 2002, cit. po Elert in sod., 2002) podaja rezultate ultrazvočnih meritev na maltah iz omenjenih vrst apnenega testa, na katerih je zaradi zmanjševanja poroznosti kot posledica karbonatizacije v različnih časovnih obdobjih določala hitrost potovanja ultrazvoka in posredno napredovanje karbonatizacije. Čeprav so izmerjene hitrosti največji prirast dosegle po enem letu, so se na vseh analiziranih maltah večale še po dveh letih. To pomeni, da je karbonatizacija še potekala. Pucolanski materiali so naravne snovi ali industrijski pucolani, silikatne ali silikatno aluminatne sestave. Naravni pucolani so vulkanskega (na primer pucolani iz okolice Neaplja, Rima ali Santorinija) ali sedimentnega izvora (nemški tras) s primerno kemično in mineraloško sestavo. Industrijski pucolani so toplotno obdelane in aktivirane gline ali skrilavci, zračno hlajene žlindre iz proizvodnje svinca, bakra, cinka ali ostalih produktov kovinarske industrije. Pucolani, zmešani z vodo nimajo vezivnih lastnosti. Če so fino zmleti, v prisotnosti vode pri normalni zunanji temperaturi reagirajo z raztopljenim kalcijevim hidroksidom (SIST EN 197-1:2002). Pri maltah iz apna in pucolanov sta za pridobivanje trdnosti odgovorna dva procesa: poculanska reakcija med pucolanom in apnom ter karbonatizacija apna. Čeprav v osnovi najprej pride do pucolanske reakcije in je karbonatizacija dopolnilna reakcija pri pridobivanju trdnosti, je kasnejša stopnja in zaporedje pucolanske reakcije in karbonatizacije odvisna od sestave veziva, reaktivnosti pucolana in pogojev nege. Nega v vlažnih pogojih omogoča hitrejše napredovanje pucolanske reakcije, nega v suhih pogojih pa hitrejše napredovanje karbonatizacije. Stopnja pucolanske reakcije zavisi tudi od karbonatizacije, ki porabi del apna in lahko tako vpliva na mehanske lastnosti in poroznost apneno-pucolanskih malt (Cizer in sod., 2010a). Pri poculanski reakciji se tvorijo enaki produkti kot pri hidrataciji portlandskega cementa. Razlike med posameznimi vrstami pucolanov so pri tem majhne in se kažejo bolj v količini kot naravi hidratacijskih produktov. Trdnost apneno-pucolanske malte narašča v odvisnosti od količine vezanega apna. Strjevanje apnenih malt z dodatki pucolanov je počasno in dolgotrajno. Tlačne trdnosti takšne malte so lahko po dveh letih tudi trikrat višje kot po 28-ih dneh (Hewlett, 2008). Če hidratiziranemu apnu dodamo hidravlične komponente, dobimo hidravlično apno. Hidravlično apno se proizvaja z žganjem laporastih in glinastih apnencev z vsebnostjo do 20 % gline pri temperaturi 900 °C. Pri žganju nastane tudi nekaj cementnih mineralov s hidravličnimi lastnostmi, podobno kot pri cementu. Strjevanje hidravličnega apna poteka s hidratacijo kalcijevih silikatov in kalcijevih aluminatov ter je zelo podobno hidrataciji cementa. Če je v sestavi hidravličnega apna na voljo prosto apno, kot sekundarna reakcija pri strjevanju poteče tudi karbonatizacija. Karbonatizacija kalcijevega hidroksida poteka hkrati s hidratacijo skozi daljše obdobje. Zaradi počasne reakcijske kinetike belitne faze je hidratacija hidravličnega apna počasnejša kot hidratacija cementa. Zato malte iz hidravličnega apna pridobivajo trdnost dalj časa kot cementne malte (Cizer in sod., 2010a). Primer hidratacije dikalcijevega silikata, ki je običajna faza v hidravličnih apnih, je podan v enačbi (2.6): 2Ca2SiO4 + 4H2O — Ca3Si2OT3H2O + Ca(OH)2. (2.6) Prednost hidravličnega apna je v primerjavi s hidratiziranim apnom v tem, da za proces vezanja ni nujno potrebna prisotnost zraka, saj lahko veže tudi v vodi. Cement pridobivamo iz apnenčastih (tipično apnenec) ali glinastih (tipično glina ali skrilavec) mineralnih materialov. Ti se po izkopu drobijo. Nato se dobljeno surovinsko mineralno mešanico po kemijski analizi dopolni z manjkajočimi sestavinami, večinoma z apnom (CaO) in kremenovim peskom (SiO2). Mešanica se žge v rotacijski peči do temperature 1.450 °C, pri čemer nastane cementni klinker, ki ga tvorijo porozne granule premera nekaj centimetrov. Klinker se hladi do sobne temperature in po dodajanju do 10 % sadre (CaSO4) se ga zmelje v prah. Tako dobimo portland cement. Komponentna sestava cementnega klinkerja je sledeča: CaO-komponenta C (62-67 %), SiO2-komponenta S (19-25 %), Al2O3-komponenta A (28 %), Fe2O3-komponenta F (1-5 %), SO4-komponenta S, primesi (nevezan CaO do 2 %, MgO do 5 %), alkalije (K2O, Na2O). Minerali, ki tvorijo cementni klinker, so sestavljeni iz prej navedenih komponent, in sicer: trikalcijev silikat ali alit C3S (3CaO, SiO2) 40-70 %, dikalcijev silikat ali belit C2S (2CaO, SiO2) 5-30 %, trikalcijev aluminat C3A (3CaO, Al2O3) 7-15 % in tetrakalcijev aluminoferit C4AF (4CaO, Al2O3, Fe2O3). Hidratacija oziroma proces vezanja in strjevanja cementa po zamešanju z vodo je odvisna predvsem od vodo-cementnega (v/c) razmerja, pri čemer so možni trije primeri: prenizko v/c razmerje - premalo vode za popolno hidratacijo (kot posledica del cementa ne veže); idealno v/c razmerje - hidratizira ves cement; previsoko v/c razmerje - odvečna voda se namesti v kapilarnih porah. Časovni potek naraščanja trdnosti posameznih mineralov cementa je različen. Najhitreje pridobiva trdnost C3S, ki po dveh do treh dneh doseže več kot polovico trdnosti, ki jo ima po 28-ih dneh. C2S trdnost pridobiva počasi, vendar po 90-ih dneh njegova trdnost znaša približno polovico trdnosti C3S in se mu po 180-ih dneh po trdnostnih karakteristikah približa. K trdnosti najmanj prispevata C3A in C4AF. Zaradi hitrega vezanja prevladujočega C3S in toplote, ki se pri tem razvije, lahko prihaja do nastanka razpok (Žarnić, 2005). Pri maltah iz apna in cementa poteka strjevanje kot kombinacija hidratacije cementa in karbonatizacije apna. Hidratacija cementa se vedno začne pred karbonatizacijo apna, stopnja hidratacije in karbonatizacije pa je odvisna od pogojev nege. Stopnja hidratacije cementa je večja pri vlažni negi (temperatura 20 °C, vlažnost 93 %), pri kombiniranih pogojih nege (vpihovanje 5 % CO2, temperatura 25 °C, vlažnost 92 %) pa se poveča stopnja karbonatizacije apna (Cizer in sod., 2010b). 2.7.2 Mineralna veziva skozi zgodovino V Sloveniji in drugod po svetu za gradnjo stavb in infrastrukturnih objektov že stoletja uporabljajo klasična in hidravlična veziva na osnovni apna. Zgodovinsko gledano je apno eno izmed najpomembnejših veziv. Zgodnji primeri uporabe apna so na področju Palestine in Turčije znani že 12000 let pr. n. št. (Elert in sod., 2002). Apno so znali proizvajati tudi Egipčani, v večjem obsegu so ga uporabljali Grki in Rimljani. V začetku se je apno skupaj z vodo in peskom uporabljalo za pripravo na zraku strjujoče se malte. Kasneje je bilo ugotovljeno, da z dodajanjem vulkanskega pepela - poculanov (nahajališče v okolici kraja Pozzuoli), malta dobi hidravlične lastnosti, kar pomeni, da se lahko strjuje tudi pod vodo. Čeprav se odkritje hidravličnih malt pripisuje Rimljanom, so že Feničani in Izraelci v 10. stoletju pr. n. št. poznali hidravlične malte za zaščito objektov, izpostavljenih vodi (akvedukti, pomoli, rezervoarji). Rezervoarji za pitno vodo, ki jih je v Jeruzalemu ukazal zgraditi kralj Solomon, so bili zgrajeni s hidravlično malto, ki je bila dobljena z mešanjem apna in zdrobljene gline (Collepardi, 1990). Rimljani so na področjih, kjer so bila nahajališča vulkanskega pepela redka, za pripravo apnene malte uporabljali tudi zdrobljeno opeko. Ta tehnika se je v italijanski tradiciji ohranila pod imenom »cocciopesto« in je razpoznavna v rožnato obarvanih maltah fasad v severno italijanskih mestih. Isti dodatek pogosto zasledimo tudi v naših zidarskih maltah in ometih. Primešana drobljena opeka ima večinoma velikost delcev od 2 do 5 mm v ometih, medtem ko je v zidarskih maltah večja (Kavčič, 2004). Analiza zgodovinskih ometov v Sloveniji, opravljena v okviru konservatorsko-restavratorskih posegov in arheoloških poizkopavalnih analiz (Kramar in Mirtič, 2009, Zalar, 2009), je pokazala, da so bili ometi pripravljeni na osnovi apna. Pogosto so bili vključeni tudi poculanski dodatki, kot so tuf, zdrobljena opeka in žlindra. Rimljani so svoje znanje o pripravi malte ponesli do odročnih delov rimskega imperija. Čeprav je bila zdrobljena opeka najbolj pogost pucolanski dodatek, so na nekaterih področjih uporabili tudi lokalno dobavljive naravne pucolane. Iz tega časa najverjetneje izhaja uporaba renskega tufa - trasa na področju Nemčije (Hewlett, 2008). Po rimski dobi se je znanje o uporabi poculanskih materialov počasi izgubilo. Koristne lastnosti poculanov so ponovno odkrili šele ob koncu srednjega veka. Odkritje hidravličnega apna, ki ima samo po sebi brez dodanih pucolanov zmožnost strjevanja pod vodo, se sicer pripisuje Palladiu4, vendar pa se je industrijska proizvodnja hidravličnega apna začela šele sredi 18. stoletja. Da bi zmanjšali izgube trgovskega in vojaškega ladjevja, so v Veliki Britaniji v 18. stoletju začeli graditi svetilnike. Ko je Smeaton5 leta 1756 sodeloval pri rekonstrukciji svetilnika, je ugotovil, da je mogoče iz določenih apnencev, ki so vsebovali glinene komponente, proizvesti apno v praškasti obliki, ki se strjuje tudi pod vodo. Odpornost malt iz takega apna se še poveča, če jim dodamo zmlet tuf oziroma tras (Skalny, 1989). V Nemčiji so proizvajali tudi vezivo na osnovi 90 % granulirane plavžne žlindre in 10 % hidratiziranega apna, katerega uporaba se je sčasoma razširila v ostale dežele. Če so uporabili hidravlično apno, se je količina slednjega v mešanici dvignila na 30 %. Veziva na osnovi žlindre in apna so bila zaradi dobre plastičnosti in odpornosti na sulfate koristna predvsem pri gradnji konstrukcij v morski vodi. Takšen material je bil najverjetneje uporabljen pri gradnji pomola v Skinngrov-u v Angliji, ki je po 100 letih še zmeraj v dobrem stanju, pa tudi pri gradnji podzemne železnice v Parizu leta 1900 (Hewlett, 2008). Leta 1817 je Vicat6 objavil teorijo hidravličnosti, v kateri pravi, da če vemo, kako in zakaj se v odvisnosti od vsebnosti apnenca in gline spreminja hidravličnost, potem vemo, kako proizvesti umetne mešanice z želeno stopnjo hidravličnosti. To je bilo leto rojstva umetnega cementa. V letu 1824 je 4 Andrea Palladio (1508-1580) je bil italijanski renesančni arhitekt, ki je navdih črpal iz grške in rimske arhitekture. Smatramo ga za najbolj vplivnega arhitekta v zgodovini zahodne arhitekture. 5 John Smeaton (1724-1792) je bil je prvi angleški gradbeni inženir. Načrtoval je predvsem mostove, kanale, pristanišča in svetilnike. 6 Louis Vicat (1786-1861) je bil francoski inženir, izumitelj umetnega cementa. Izumil je tudi t. i. Vicatov aparat, ki se uporablja za določevanje začetka vezanja cementov in betonov. Aspdin7 patentiral portlandski cement, ki ga je dobil z žganjem v prah mletega apnenca in gline v kuhinjski pečici. Ime portlandski cement mu je dal, ker je bil beton, pripravljen iz takšnega cementa, po izgledu zelo podoben portlandskemu kamnu, ki je bil zelo pogosto uporabljan gradbeni kamen v Angliji. Leta 1845 je Johnson proizvedel prvi modernejši portlandski cement z žganjem mešanice krede in gline pri višji temperaturi (1.400-1.500 °C). To je v temperaturnem območju današnje proizvodnje cementa (Cau-dit-Coumes, 2008). Z iznajdbo cementa se začne uporaba apneno-cementnih malt, ki so jih pri nas običajno pripravljali v volumskem razmerju cementa, apna in peska 1 : 3 : 9. V primerjavi s cementnimi maltami imajo apneno-cementne malte podaljšan čas vezanja (od tod ime podaljšana malta), manjšo tlačno in upogibno trdnost ter togost in višjo poroznost. 2.8 Tehnike obnove ovoja stavb Razlogi, ki lahko vodijo do poškodb ovoja stavb, so vremenski vplivi (meteorna voda, neurja, poplave, zmrzovanje/tajanje, onesnaženje zraka), biološki vplivi (rastline in zajedavci) ter napake pri izvedbi in vzdrževanju stavb (nekompatibilni materiali in neustrezni detajli). V večini primerov je glavni razlog poškodb ali »sopotnik« ostalim razlogom prekomerna navlaženost zidov. Kot že navedeno, lahko do prekomerne navlaženosti zidov pride zaradi meteorne vode ali poškodovanih kanalizacijskih in vodovodnih cevi ter neobstoječe ali poškodovane drenaže. Če ob zidu ni izvedene ustrezne drenaže in hidroizolacije, se navlaženost zidu preko kapilarnega srka stopnjuje. Ne glede na vrsto poškodb, s katerimi se srečujemo, moramo pred začetkom obnovitvenih in/ali utrditvenih posegov omejiti vlažnost oziroma preprečiti dostop vode in pojav kapilarnega srka v zidu. 2.8.1 Omejitev dostopa vodi Pri večini stavb prihaja do navlaževanja temeljnih zidov preko navpičnega stika zidu z navlaženim okoliškim terenom. Da bi tak prehod vlage v temeljne zidove preprečili, izdelamo ob zidovih vkopane drenaže v kombinaciji z navpično hidroizolacijo zidov. Drenaže se izvajajo ob vseh zunanjih zidovih stavb ter ob zidovih atrijev. Hkrati moramo z izvedbo drenaže poskrbeti za izdelavo peskolovov in njihovo povezavo s cevmi strešnih žlebov ter odvodnavanje v obstoječo kanalizacijsko omrežje ali ponikovalnico. Ustrezno odvajanje 7 Joseph Aspdin (1778-1855) je bil angleški zidar in proizvajalec cementa. površinskih voda dosežemo z izdelavo vodoneprepustnega tlaka ob stavbi z ustreznim prečnim naklonom stran od objekta. 2.8.2 Preprečitev kapilarnega srka Kapilarni srk v zidu lahko učinkovito prekinemo z izvedbo hidroizolacijske ovire. Takšno oviro lahko izvedemo mehansko z vgrajevanjem vodoravne izolacije, pri čemer zid prerežemo in v izdelano režo vgradimo vodoneprepustno plast iz bitumenskega traku ali nerjaveče pločevine. Ob ustrezni izvedbi dosežemo učinkovito prekinitev kapilarnega sistema, vendar je postopek problematičen z več vidikov: velika možnost poškodb instalacij v zidu, težka obdelava vogalov, nevarnost posedkov zidu med izvedbo postopka in zmanjšanje potresne odpornosti zidu. Druga možnost je kemijski postopek izvedbe hidroizolacijske ovire oziroma penetracija v zvezni sloj zidu po njegovi celotni širini in dolžini, na primer z raztopino silikonatov. Raztopino uvajamo v zidove enostransko preko sistema vrtin do globine vsaj 2/3 debeline zidov. Postopek uporabljamo predvsem pri opečnih in mešanih kamnito-opečnih zidovih. Namen postopka je, da se površina kapilar v gradivu zida prevleče s slojem hidrofobnih molekul, pri čemer ostanejo kapilare prazne (Apih in Kos, 1986). 2.8.3 Obnova opečnih in kamnitih površin brez ometa Poškodbe in propadanje zidov se najprej pokažejo na maltnih spojnicah. Debelina in oblika maltnih spojnic se je skozi zgodovino spreminjala. Nekaj tipičnih oblik maltnih spojnic prikazujemo na sliki 2.25. Pri tem so izravnane (slika 2.25 a) in poglobljene (slika 2.25 b1, b2 in b3) oblike spojnic nekoliko bolj običajne. Najboljšo odpornost proti vremenskim vplivom dosežemo s konkavnim oblikovanjem spojnice (slika 2.25 b3), slabšo pa s poglobljenim (slika 2.25 b2) in pristriženim (slika 2.25 c1 in c2) oblikovanjem spojnic. Slika 2.25: Oblikovanje maltnih spojnic: a - izravnana, b1, b2, b3 - poglobljena, c1, c2 -pristrižena (Verhoef, 2000) Fig. 2.25: Mortar joint finishes: a - flat or flush, b1, b2, b3 - recessed, c1, c2 - weathered (Verhoef, 2000) V primeru, da je malta poškodovana ali je slabe kakovosti, opeka ali kamen pa sta v dobrem stanju, lahko obstoječo malto v spojnicah delno nadomestimo oziroma spojnice prefugiramo. Prvi korak pri prefugiranju je odstranjevanje poškodovane malte in čiščenje spojnic. Odstraniti moramo vso poškodovano malto, globina odstranjevanja pa naj bi znašala vsaj 2-kratno debelino spojnice. Prefugiranje poškodovanih maltnih spojnic mora vedno potekati od vrha proti spodnjim delom fasade, pri čemer moramo zagotoviti zaščito pred soncem. Pred prefugiranjem moramo spojnice ustrezno navlažiti, s čimer omejimo izgubo vlage v sveži malti zaradi vodovpojnosti površine. Sprijemnost novo aplicirane malte s podlago je odvisna tudi od kvalitete zgostitve oziroma tlačenja malte v spojnice. Po opravljenem delu, obnovljene spojnice zaščitimo pred dežjem, vetrom in soncem in jih z občasnim navlaževanjem negujemo še tri do sedem dni, odvisno od vrste uporabljene malte (Maurenbrecher in sod., 2007). Izbira končne oblike spojnice je odvisna od vrste in karakterja stavbe. Pomembno je, da zagotovimo neovirano odtekanje meteorne vode. Pomembno vlogo pri prefugiranju ima tudi izbira ustreznega materiala. Pri uporabi cementne malte lahko pride, pri bolj poroznih kamnitih ali opečnih zidakih zaradi njene manjše poroznosti in prepustnosti, do koncentracije navlaženosti v območju kamna ali opeke neposredno ob maltni spojici. Ob vplivu zmrzovanja/tajanja lahko poškodbe najprej pričakujemo na tem delu (slika 2.26 a). V primeru apnene malte (slika 2.26 b) vlaga neovirano prodira in izhlapeva skozi malto, kar s časom povzroči obrabo materiala v maltni spojnici, ne pa tudi poškodb kamnitih ali opečnih gradnikov (Preparation and use of Lime Mortars, 2003). b Slika 2.26: Gibanje vlage in propadanje cementne (a) in apnene (b) maltne spojnice (Preparation and use of Lime Mortars, 2003) Fig. 2.26: Movement of moisture and associated decay of cement (a) and lime (b) mortar joint (Preparation and use of Lime Mortars, 2003) Da bi čim bolje izkoristili ugodne lastnosti apnenih malt, kot sta poroznost in prepustnost, je pomembna tudi površinska obdelava maltnih spojnic. Spojnic zato ne zagladimo, temveč jih obdelamo s ščetkanjem in tako zagotovimo odprto teksturo in neoviran prehod ter izhlapevanje vlage. V določenih primerih do poškodb pride tudi na kamnitih ali opečnih gradnikih zidu. V tem primeru poškodovane dele ali celoten element odstranimo in ga nadomestimo z novim stavbnim členom. Pomembno je, da uporabimo malto, ki je kompatibilna z obstoječo, ter da nov element vgradimo kakovostno. Tako preprečimo eventuelno zatekanje vode v notranjost zidu. Umazanije, ki so se nabirale na kamnitih površinah zaradi onesnaženosti, lahko očistimo s pranjem z vodnim curkom ali paro. Za površinsko zaščito in zmanjšanje poroznosti kamna lahko uporabimo tudi naravna zaščitna sredstva (npr. parafin, laneno olje), ki zapirajo pore. 2.8.4 Obnova ometanih površin Način obnove ometanih površin je odvisen od vrste, obsega in jakosti poškodb. Če obnavljamo omete po poplavah, se zaradi higienskih razlogov (poplavnim vodam so velikokrat primešane fekalne vode, blato in ostale nečistoče) večinoma odločamo za njihovo odstranitev in ponovno izvedbo, čeprav so ti kljub poplavi ohranili kakovosten stik s podlago. Če gre za apnene omete stavbne dediščine, ki jih želimo ohraniti, glede na vrsto poškodb uporabimo konservatorsko-restavratorske postopke, opisane v nadaljevanju. Pri tem je pomembno, da pred začetkom del na fasadi poškodovana območja označimo glede na vrsto poškodbe. Ko gre za manjše poškodbe (kopičenje umazanije, poškodbe opleska, lišaji), lahko uporabimo pri čiščenju krpe, vodni curek ali postopek ščetkanja. Površinsko drobljive in bazične omete najprej utrdimo s pršenjem apnene vode8. Ta postopek ob spremljanju pH vrednosti izvajamo od dva do trikrat dnevno. Poškodovan omet nato preplastimo s tankim slojem apnenega ometa, ki naj ne bi bil trši od originala. Na območjih, kjer so ometi izgubili sprijemnost s podlago, jih injektiramo (nekonstrukcijsko injektiranje). Robna območja, kjer bi lahko prišlo do iztekanja injekcijske mase, se pred tem zatesnijo s čistim papirjem. Pred začetkom injektiranja se prostor med podlago in delno odstoplim ometom spiha, spere in navlaži z apneno vodo. V prvi fazi z injektiranjem apnenega mleka9 zapolnimo manjše razpoke, nato pa z injektiranjem apnene mase10 zapolnimo preostale votline. Po potrebi omet pred injektiranjem podpremo z opažem. Kjer so v ometu prisotne zgolj manjše razpoke, le-te 8 Apnena voda, tudi »apneni cvet«, je voda, ki ostane v apneni jami nad gašenim apnom. 9 Apneno mleko se pripravi v razmerju gašeno apno : voda = 1 : 5. 10 Apnena masa za injektiranje se pripravi v razmerju gašeno apno : kamena moka : voda = 1 : 1 : 1. spihamo, skrtačimo s sirkovo krtačo in navlažimo z apneno vodo. V očiščene in navlažene razpoke se z zidarsko žlico vtisne zmes gašenega apna in apnene moke. Na območjih, kjer je obstoječ omet odpadel, izvedemo novega, ki ga nanašamo po posameznih plasteh do končne izravnave podlage. Končno površino novega ometa pri vseh navedenih postopkih prilagodimo ohranjenemu izvirniku (Kavčič, 2006 in 2007). 2.9 Tehnike utrjevanja ovoja stavb Pred odločitvijo o načinu utrjevanja zidov je ključnega pomena poznavanje načina zidave in uporabljenih materialov v zidu, ki ga nameravamo utrditi. Obstaja vrsta neporušnih, delno porušnih in porušnih preiskav, s kombinacijo katerih lahko dovolj natančno ocenimo strukturo obravnavanega zidu, vrsto uporabljenih materialov v zidu in splošno stanje zidov. V skladu z rezultati načrtujemo nadaljnje posege. Med znanimi tehnikami utrjevanja zidov ima sistematično injektiranje posebno mesto. Čeprav gre za ireverzibilen poseg, zunanjost utrjenega zidu ostane praktično nespremenjena, mehanske lastnosti zidu pa se korenito izboljšajo. Zaradi tega sistematično injektiranje v nadaljevanju podrobneje opisujemo. Učinkovitost tehnike smo preverili s pomočjo analitične in numerične analize dejanske stavbe, opisane v petem in šestem poglavju. Včasih samostojno, pogosto pa v kombinaciji s sistematičnim injektiranjem za utrjevanje kamnitih zidov z določenim deležem votlin, uporabljamo tudi druge postopke, ki jih opisujemo v nadaljevanju. 2.9.1 Sistematično injektiranje Začetki sistematičnega injektiranja kamnitih in mešanih kamnito-opečnih zidov v Sloveniji segajo v leto 1974, ko so s tem postopkom utrjevali v potresu poškodovane stavbe na območju Kozjanskega. Kasneje, po potresu leta 1976, so metodo uporabili na več stavbah na območju Posočja. S postopkom sistematičnega injektiranja so utrdili večje število sakralnih (cerkve, kapele, samostani), spomeniško zaščitenih (gradovi in drugi objekti zgodovinskega pomena) in ostalih stavb na širšem območju Slovenije ter v potresih leta 1998 in 2004 poškodovanih stavb v Posočju (Uranjek, 2008). V začetku so za injektiranje uporabljali izključno cementne injekcijske mešanice. Predvsem zaradi zahtev restavratorskih služb po kompatibilnosti novo vgrajenih materialov z obstoječimi so se kasneje začele pojavljati tudi druge vrste injekcijskih mešanic. Danes ločimo cementne injekcijske mešanice, mešanice na osnovi hidravličnega apna z ali brez dodanih poculanov, kombinirane injekcijske mešanice na osnovi cementa, hidratiziranega ali hidravličnega apna in poculanov ter polimerne injekcijske mešanice. Za izboljšanje lastnosti lahko mešanicam dodajamo polnila, kot so apnenčeva ali kremenova moka, ter razne dodatke kot so superplastifikatorji, dodatki za nabrekanje in hidrofobiranje. Osnova sistematičnega injektiranja je vtiskovanje injekcijske mešanice (zmes vode, veziva in dodatkov) v delno votel zid, s čimer po strditvi materiala dosežemo ustrezno povezanost med posameznimi kamni in sloji zidu (slika 2.27). Če je to potrebno oziroma dovoljeno s strani restavratorskih in konservatorskih služb, v prvi fazi z zidov odstranimo poškodovane in odstopajoče omete. Površino zidu obdelamo s cementnim obrizgom, da preprečimo iztekanje injekcijske mešanice. Če so na ometih freske, ki jih je moramo ohraniti, lahko izvedemo podporni opaž ali fresko snamemo in nato ponovno namestimo. Sledi vrtanje poševnih vrtin v približnem razmiku 50 cm z zamikom med vrstami do globine 2/3 debeline zidu, v katere vgradimo kovinske injekcijske nastavke. Do maksimalne debeline zidov 1 m izvajamo injektiranje enostransko, pri debelejših zidovih obojestransko. Injekcijsko mešanico v zidove uvajamo preko gumijastih dovodnih cevi, ki jih preko navoja pritrdimo na kovinske cevke, in sicer pod pritiskom p = 2-3 bara (merjeno na napravi za sistematično injektiranje). Injektiranje poteka od spodaj navzgor. Ko na sosednjem nastavku pride do iztekanja mešanice, nastavek zamašimo. Slika 2.27: Naprava za sistematično injektiranje ter izvedba vrtin in namestitev injekcijskih nastavkov v zidu. Fig. 2.27: The apparatus for grout injection and set up of the holes and injection pipes in the wall vrtina injekcijski nastavek gumijasta dovodna cev 2.9.2 Linijsko injektiranje razpok Zidove s postopkom linijskega injektiranja razpok utrjujemo v primeru kamnitih zidov, če so ti že bili sistematično injektirani in so zaradi potresnih obremenitev ponovno razpokali. Najpogosteje na ta način utrjujemo opečne zidove (slika 2.28). Vzdolž celotne razpoke izvedemo utor širine od 3 do 5 cm, ki ga očistimo in odprašimo. Naslednji korak je vgradnja injekcijskih nastavkov v razmiku od 30 do 60 cm, odvisno od širine razpoke, ter zapiranje razpoke med vgrajenimi nastavki z malto. Pred pričetkom injektiranja razpoke čez nastavke navlažimo z vodo, z injektiranjem pa pričnemo na najnižjem in postopoma napredujemo do najvišjega nastavka. Slika 2.28: V zid vgrajeni nastavki pripravljeni za izvedbo linijskega injektiranja razpok Fig. 2.28: Set up of injection pipes for injection of cracks in brick masonry wall 2.9.3 Utrditev temeljev Če so poškodbe na zidovih nastale zaradi lokalnih (diferenčnih) posedkov ali zaradi zdrsov terena pri potresu, moramo izboljšati nosilnost temeljev ali temeljnih tal. Utrditev temeljev je pogosto potrebna pri rekonstrukciji stavbe pri večjem povečanju teže, zmanjšanju lokalne stabilnosti ali z namenom, da s poglobitvijo temelja presežemo globino zmrzovanja. Način utrditve zavisi od načina temeljenja, od vrste temeljnih tal ter od zahtevane nosilnosti temeljev. Temelje običajno dobetoniramo, jih s tem razširimo, ali pa jih podbetoniramo z armiranobetonskimi vezmi in jih tako poglobimo (slika 2.29). Pri utrjevanju temeljev votlikavih kamnitih zidov moramo pred podbetoniranjem zidove utrditi s sistematičnim injektiranjem. Slika 2.29: Shematski prikaz pod in obbetoniranja temelja (Tomaževič, 2009) Fig. 2.29: Scheme of strengthening of foundations (Tomaževič, 2009) 2.9.4 Oblaganje zidov z armiranimi ometi Zid je mogoče utrditi z oblaganjem z armiranimi ometi, ki se praviloma izvajajo obojestransko (slika 2.30). Pri tem postopku v prvi fazi z zidu odstranimo omet in očistimo spojnice. Na zidu se nato izvede obrizg in vgradi jeklena sidra za povezavo obeh slojev ometa, ki ga armiramo z mrežno armaturo. Omet je mogoče nanašati strojno z brizganjem ali ročno. Oblaganje zidov z armiranimi ometi se običajno uporablja pri utrditvah opečnih zidov, pri križanjih in vogalih zidov, kjer ni izvedenih zidnih zvez, v izjemnih primerih (močno poškodovani zidovi) pa tudi pri kamnitih zidovih v kombinaciji s sistematičnim injektiranjem. mrežna armatura armirani omet Slika 2.30: Primer utrditve opečnega zidu z armiranim ometom Fig. 2.30: Strengthening of a brick masonry wall with reinforced coating Pri kamnitih zidovih, kjer imamo navadno opravka s kamni različnih oblik in velikosti, je problematično povezovanje obeh slojev armiranega ometa, možnost razslojevanja takšnega zidu pri potresni obtežbi in nenazadnje sam način izvedbe, ki spremeni zunanjost zidu. Penazzi in sodelavci (2001) poročajo o napakah, opaženih pri utrjevanju zidov z armiranobetonskim ometom. Avtorji kot pogosto evidentirane napake izpostavljajo pomanjkljivo povezovanje armiranega ometa na stikih medsebojno pravokotnih zidov in med posameznimi etažami, prekratke razdalje prekrivanja posameznih mrež, neobstoječa ali na prevelikih razmakih vgrajena prečna sidra, pretanke zaščitne sloje nad armaturo in nesimetrično utrditev zidov v tlorisu objekta. 2.9.5 Prezidavanje zidov Pri neutrjenih objektih lahko ob močnejših potresnih sunkih pride do izbočitve, razslojevanja in večjih razpok. Pogosto se hujše poškodbe pojavijo v območju vogalov zidov. V takšnih primerih se odločamo za ponovno pozidavo ali prezidavo poškodovanega dela zidu (slika 2.31). V prvi fazi izvedemo podpiranje stropne ali strešne konstrukcije, po potrebi tudi bočno podpiranje zidov na območju, na katerem bo potekala prezidava. Sledi odstranjevanje materiala s poškodovanega območja, čiščenje in priprava kontaktnih površin ter ponovna pozidava. V območju vogalov lahko pri prezidavanju vgradimo navpične armiranobetonske vezi, vendar je slednje zaradi načina gradnje kamnitih zidov manj običajen poseg. Prezidavo izvajamo z upoštevanjem zidarskih zvez in jo na stikih z morebitno izvedenimi armiranobetonskimi vezmi zaključimo »na zob«. Slika 2.31: Prezidava poškodovanega zidnega vogala in izvedba navpične armiranobetonske vezi (Bergant in sod., 1998) Fig. 2.31: Reconstruction of damaged corner and execution of a new tie-column (Bergant et al.,1998) 2.9.6 Prefugiranje zidov Prefugiranje zidov običajno uporabljamo pri opečnih zidovih. Postopek poteka tako, da iz spojnic izpraskamo malto slabe kakovosti do 1/3 debeline zidu najprej na eni strani zidu in spojnice zapolnimo z malto ustrezne kakovosti. Postopek nato ponovimo še na drugi strani zidu. Nekateri italijanski avtorji (Corradi in sod., 2008a) predlagajo uvedbo postopka tudi pri kamnitih zidovih. Gre za t.i. globoko prefugiranje (globine približno 7 cm), ki se izvaja obojestransko (slika 2.32). Cilj je medsebojno povezati posamezne kamne zunanjih plasti in z utrditvijo doseči povečanje strižne nosilnosti zidu. Rezultati preiskav na zidovih, sezidanih in preskušenih v laboratoriju, kažejo, da globoko prefugiranje kot samostojna metoda lahko poveča strižno togost zidu, medtem ko bistveno povečanje strižne nosilnosti lahko dosežemo le v kombinaciji s sistematičnim injektiranjem. Slika 2.32: Očiščene in poglobljene spojnice, nanos prvega sloja malte in končno stanje (Corradi in sod., 2008a) Fig. 2.32: Cleaned and deepend joints, first layer of mortar and final situation (Corradi et al., 2008a) 2.9.7 Prefugiranje zidov z armiranjem spojnic Metoda prefugiranja zidov z armiranjem spojnic je uporabna takrat, ko imamo opravka s pravilno zidanimi kamnitimi ali opečnimi zidovi z vodoravnimi spojnicami. Pri tej tehniki zunanjo plast spojnice (globina od 6 do 8 cm) odstranimo, nato v utor namestimo eno ali dve palici manjšega premera iz nerjavečega jekla ali polimernih steklenih vlaken (slika 2.33). Tako zmanjšamo natezne napetosti v opečnih zidakih obremenjenega zidu, ki jih po vgraditvi prevzema armatura (Valuzzi, 2007). Tehnika ne zahteva posebnih znanj, je dokaj neinvazivna in v principu reverzibilna. Slika 2.33: Primeri prefugiranja z armiranjem spojnic (Identification of Strengthening Strategies, 2006) Fig. 2.33: Examples of application of reinforced repointing (Identification of Strengthening Strategies, 2006) 2.9.8 Armiranje spojnic z jekleno pleteno mrežo Med novejše tehnike za utrjevanje dvo in večslojnih kamnitih zidov sodi armiranje spojnic z jekleno mrežo (slika 2.34). Gre za aplikacijo tankih jeklenih vrvi (pletenic), ki jih po izvedeni prvi fazi prefugiranja vstavimo v spojnice tako, da formiramo jekleno mrežo, ki jo v zid sidramo z jeklenimi sidri. V drugi fazi prefugiranja preko jeklene mreže nanesemo zaščitni sloj malte, jo zaščitimo in tako ne spreminjamo zunanjega izgleda zidu. Rezultati prvih eksperimentalnih preiskav, ki jih je na zidanih preskušancih utrjenih z jekleno mrežo, opravil Borri s sodelavci (2008) kažejo, da opisana tehnika ob tem, da je neinvazivna in reverzibilna, omogoča precejšnje zvišanje tlačnih, strižnih in upogibnih trdnosti zidu. Slika 2.34: Utrjevanje zidu z jekleno pleteno mrežo (Borri in sod., 2008) Fig. 2.34: Strengthening of the wall with reinforced repointing grid (Borri et al., 2008) 2.9.9 Vgradnja prečnih sider Namen vgrajevanja prečnih sider v prerezu zidu je izboljšanje povezave med dvema zunanjima slojema in zmanjšanje možnosti deformacij zidu v vodoravni smeri (Valluzzi in sod., 2004). V pripravljene vrtine v vodoravni smeri vstavimo sidra iz jekla, nerjavečega jekla ali iz polimerov, ojačanih z vlakni, in jih v vrtini utrdimo z injektiranjem (slika 2.35). M. R. Valluzzi je testne preskušance utrjevala s po 4 kosi sider/m2 zidu, pri čemer je uporabila jekleno rebrasto armaturo in jekleno gladko armaturo z vrezanimi navoji na konceh, v obeh primerih z natezno trdnostjo ftk = 600 MPa. Konci sider iz rebraste armature so bili po vgradnji v vrtine in zapolnitvi z malto zakrivljeni v spojnice zidu, sidra iz gladke armature pa pritrjena na zid z maticami s podložkami. Preiskave, ki jih je opravila M. R. Valluzzi, kažejo, da pri zidovih, utrjenih z vgrajevanjem prečnih sider, ne pride do večjega povečanja tlačnih trdnosti in togosti. Avtorica ugotavlja, da je zaradi strukture kamnitega zidu s šibkim jedrom nujna sočasna utrditev zidu s sistematičnim injektiranjem. ''SJL <■■ s4 •- M X ■ 3 J Slika 2.35: Iz leve: pritrjevanje prečnih sider s krivljenjem v primeru rebraste armature, in z vijačenjem v primeru gladke armature z vrezanim navojem (Valuzzi in sod., 2004) Fig. 2.35: From left: Fixing of transversal anchors with bending in case of reinforced steel bars and with screwing in case of threaded bars (Valuzzi et al., 2004) 2.9.10 Vgradnja injektiranih sider Cilj izvedbe injektiranih sider je čim bolje povezati posamezne sloje zidu, ki ga utrjujemo (slika 2.36). Eksperimenti so pokazali (Bruggemann, 1976, cit. po Van Gemert in sod., 2011), da za jeklena sidra iz rebraste armature s premerom da= 8-16 mm, ki jih v opečni zid vgradimo s cementno malto, potrebujemo sidrno dolžino ls = 90 + 9 • da (v mm). V primeru utrjevanja kamitih zidov potrebujemo sidrno dolžino ls =120 + 9 • da (v mm). Navedene sidrne dolžine omogočajo plastifikacijo sider pri natezni obremenitvi fyk = 400 MPa). Za ostale vrste sider in veziv, s pomočjo katerih jih vgrajujemo, se sidrna sila določi eksperimentalno, lahko tudi s »pull out« testom na terenu. Zaradi koncentriranih obremenitev moramo na zgornjem delu zidu vgraditi dodatna navpična in poševna sidra. Tako preprečimo razslojevanje zidu (Van Gemert in sod., 2011). Pri utrditvi s postopkom »šivanja« zidu lahko uporabimo sidra iz jekla ali kompozitnih materialov, ki jih z ustrezno injekcijsko mešanico vgradimo v zid. S »šivanjem« zidu povežemo zunanje sloje zidu preko vmesnega jedra, do neke mere pa lahko nadomestimo tudi neobstoječe zidne zveze v vogalnih delih zidov. Slika 2.36: Injektirana sidra v večslojnem kamnitem zidu (Van Gemert in sod., 2011) in »šivanje zidu« (Identification of Strengthening Strategies, 2006) Fig. 2.36: Grouted anchors in multiple leaf stone masonry wall (Van Gemert et al., 2011) and »sewing of the wall« (Identification of Strengthening Strategies, 2006) 2.9.11 Utrjevanje zidov s kompozitnimi materiali Utrjevanje kamnitih zidov s kompozitnimi materiali je v zadnjem času raziskovalo kar nekaj avtorjev (Corradi in sod., 2008b, Proenca in sod., 2010, Faella in sod., 2010), ki so v okviru svojih raziskav uporabljali steklene - GFRP (angl. Glass Fibre Reinforced Polymer) ali karbonske - CFRP (angl. Carbon Fibre Reinforced Polymer) kompozite. Kompozite v obliki trakov, plaht ali mrež so na površine zidov vgrajevali z mineralnimi maltami ali epoksidnimi lepili. Z uporabo epoksidnih lepil so po pričakovanju dosegli večje povečanje nosilnosti zidov zaradi boljše adhezije med površino zidov in kompozitov. Učinkovitost utrjevanja zidov s kompoziti je odvisna tudi od detajlov izvedbe lepljenja in sidranja (Proenca in sod., 2010). Predvsem pri večslojnih kamnitih zidovih z lepljenjem kompozitnih trakov ali plaht ne moremo zagotoviti medsebojne povezanosti posameznih slojev zidu. Zato so potrebni dodatni ukrepi, kot sta vgradnja prečnih sider in/ali sistematično injektiranje. Pri stavbni dediščini, kjer se srečujemo s konservatorskimi in restavratorskimi zahtevami po ohranitvi avtentičnega izgleda stavbe, ohranitvi obstoječih ali uporabi kompatibilnih materialov ter reverzibilnosti posegov, utrjevanje zidov s kompoziti ni primerno. Pri ostalih stavbah pridejo prednosti uporabe kompozitov v primerjavi s tradicionalnimi metodami utrditve, kot so nižji stroški utrjevanja, odpornost utrditve na požarne in korozijske obremenitve ter skoraj nespremenjene dinamične lastnosti (togost) utrjene konstrukcije (Gostič, 2003), bolj do izraza. 2.10 Vpliv sistematičnega injektiranja na mehanske lastnosti kamnitih zidov Namen sistematičnega injektiranja je z zapolnitvijo votlin utrditi šibko jedro zidu in izboljšati njegovo povezavo z zunanjima slojema ter tako izboljšati mehanske lastnosti zidu. Vpliv sistematičnega injektiranja na mehanske lastnosti kamnitih zidov je, sicer večinoma na laboratorijsko pripravljenih preskušancih, analiziralo kar nekaj raziskovalcev. Večina je skušala ovrednotiti tudi vpliv vrste in lastnosti uporabljene injekcijske mešanice. V nadaljevanju podajamo pregled njihovih ugotovitev. Kot navajata Tomaževič in Apihova (1993), se potresna odpornost kamnitih zidov, injektiranih s cementno mešanico, bistveno poveča. Avtorja sta za preiskavo potresne odpornosti (natezna trdnost, strižni modul, duktilnost) pripravila osem, iz kamna in opeke, pozidanih preskušancev dolžine l = 1,0 m, višine v = 1,0 m in debeline d = 0,5 m, za preiskavo tlačne trdnosti pa dva preskušanca dolžine l = 1,2 m, višine v = 1,0 m in debeline d = 0,5 m. Za zidanje sta uporabila apneno malto z dodatkom cementa, tako da je tlačna trdnost malte pri zidkih pripravljenih za tlačne preiskave, znašala 3,7 in 8,9 MPa, pri zidkih za preiskave potresne odpornosti pa se je gibala med 2,6 in 4,2 MPa. Avtorja deleža votlin preskušancev nista podala. Navedla sta porabo mešanice za injektiranje, ki je pri zidkih za preiskavo potresne odpornosti znašala med 46 in 166 kg/m3, pri zidkih za tlačne preiskave pa med 144 in 148 kg/m3 suhe mešanice. Z laboratorijskimi preiskavami sta ugotovila, da je potresna odpornost s cementom zainjektiranega zidu lahko tudi več kot dvakrat večja od odpornosti osnovnega zidu. Stopnja povečanja je bila odvisna od kakovosti osnovnega zidu, vendar so bile mehanske karakteristike zidov po injektiranju, ne glede na vrsto in trdnost osnovnega zidu, precej podobne. Kljub temu, da so vrednosti tlačne trdnosti za injektiranje uporabljenih mešanic variirale od fcg = 7 MPa do fcg = 32 MPa, avtorja ugotavljata, da razlike praktično niso vplivale na potresno odpornost zainjektiranih zidov. Kot možno razlago za takšne rezultate avtorja navajata, da tlačno trdnost in natezno trdnost kamnitih zidov določa osnovna malta, ki prenaša zunanjo obtežbo s kamna na kamen. Ker pri preskusih, ki sta jih izvajala, injekcijska mešanica ni prodrla v osnovno malto, se trdnost osnovne malte, in s tem trdnost zidu, ni spremenila. Ne glede na trdnost injekcijske mešanice se je z injektiranjem izboljšala povezanost posameznih kamnov. Ko injekcijska mešanica poveže kamenje in prepreči ločevanje, razcepljenje in izbočenje posameznih nosilnih slojev zidu, aktivira celotno možno nosilnost osnovnega zidu. Tlačna trdnost injekcijske mešanice pri tem ni toliko pomembna za doseganje zadovoljive povezave, je pa spodnja meja trdnosti injekcijske mešanice pogojena s trdnostjo originalnega veziva v zidu. Vintzileou in Tassios (1995) sta na troslojnih kamnitih zidovih izvajala tlačne preiskave, pri čemer so bili vsi zidovi dolžine l = 0,60 m, višine v = 1,20 m in debeline d = 0,40 m sezidani v laboratoriju. Debelina zunanjih slojev je znašala približno 13 cm, debelina srednjega sloja pa približno 14 cm. Trdnost apneno cementne malte, uporabljene za gradnjo zidkov, je znašala 1,70 MPa. Avtorja navajata, da je votlikavost jedra zidov znašala med 30 in 40 %. Na dveh izmed skupaj osmih zidov so bile izvedene dodatne prečne povezave. Pri injektiranju sta uporabila cementno in cementno-apneno mešanico, obakrat z dodatkom mikrosilike. Prva je dosegala tlačno trdnost 30 MPa, druga 13 MPa. Utrjevanje zidov z injektiranjem cementnih mešanic se je izkazalo za zelo učinkovito. Tlačna trdnost zidu se je po injektiranju, v primerjavi z neutrjenim zidom, povečala za 50 do 200 %. Z injektiranjem se je povečala togost zidov, zmanjšala pa se je deformacija pri maksimalni doseženi tlačni napetosti (tlačni trdnosti). Razlog za tako izboljšane mehanske lastnosti je uspešna homogenizacija, ki je bila dosežena s penetracijo injekcijske mešanice v votline in razpoke osrednjega in zunanjih slojev, ter med stike posameznih slojev. Zaradi tega so se troslojni zidovi obnašali skoraj kot enoslojni. Avtorja navajata, da zaradi majhnega števila preskušancev ni mogoče podati zanesljivih zaključkov o vplivu trdnosti injekcijske mešanice na mehanske lastnosti zidu. Poudarjata tudi, da je natezna trdnost injekcijske mešanice tista, od katere je, bolj kot od njene tlačne trdnosti, odvisna povezava kamnitega gradiva v osrednjem sloju (jedru) zidu. Tlačne preiskave v laboratoriju sezidanih troslojnih kamnitih zidov je s sodelavci izvajala tudi F. da Porto (2003a). Dolžina zidov je znašala l = 0,80 m, višina v = 1,40 m in debelina d = 0,50 m. Pri tem je bila debelina posameznega zunanjega sloja zidu 0,18 m. Tlačna trdnost malte, pripravljene iz kombinacije hidravličnega apna in apnenega testa, je znašala med 1,57 in 1,64 MPa, delež votlin pa med 10 in 15 % prostornine celotnega zidka. Avtorica ugotavlja, da je utrditev troslojnih zidov s sistematičnim injektiranjem učinkovito preprečilo razslojevanje posameznih slojev zidu. Tlačne trdnosti zidov so se po utrditvi s sistematičnim injektiranjem povečale tudi za več kot 50 %. Injektiranje je prav tako povečalo togost zidov. Ne glede na različno tlačno trdnost uporabljene injekcijske mešanice, 5,1 MPa in 3,2 MPa, pri čemer je v obeh primerih šlo za injekcijsko mešanico iz hidravličnega apna, so bile končne vrednosti izvrednotenih tlačnih trdnosti obakrat približno enake. Toumbakari-jeva s sodelavci (2005) je pripravila dve vrsti preskušancev. Za pozidavo je prvič uporabila kamnite zidake iz apnenca, drugič pa opeko. Debelina zunanjih slojev zidov, sezidanih iz opek, je znašala približno 9 cm, debelina osrednjega sloja približno 22 cm. Pri kamnitih zidovih iz apnenca je debelina uporabljenih kamnitih gradnikov variirala zaradi ponazoritve kamnitih zidov različnih oblik in velikosti. V povprečju je debelina zunanjih slojev kamnitih zidov znašala 13 cm, osrednjega pa 14 cm. Trdnost apneno cementne malte uporabljene za gradnjo, je pri vseh zidkih znašala 3,4 MPa. Jedro zidkov je imelo 30 - 40 % votlin. Dimenzije preskušancev (tako kamnitih kot opečnih) so znašale: dolžina l = 0,60 m, višina v = 1,20 m, debelina d = 0,40 m. Za sistematično injektiranje je uporabila tri vrste mešanic: kombinirana mešanica iz apna, pucolana in cementa tlačne trdnosti 6,6 MPa, kombinirana mešanica iz apna, pucolana, kremenove moke in cementa tlačne trdnosti 8,7 MPa ter cementno-apnena mešanica s tlačno trdnostjo 18,0 MPa. Preiskave so pokazale, da do porušitve vzorcev pride zaradi ločevanja zunanjih slojev zidu od notranjega. Utrditev z injektiranjem izboljša mehanske lastnosti zidu. Dosežene tlačne trdnosti in natezne trdnosti zidov so medsebojno dokaj podobne ne glede na precej različne tlačne in upogibne trdnosti uporabljenih injekcijskih mešanic. Mešanice z višjimi trdnostmi so omogočile povečanje modula elastičnosti utrjenega zidu, medtem ko v primeru mešanic z nižjimi trdnostmi do povišanja modula elastičnosti ni prišlo. Avtorica ugotavlja, da je bistven pokazatelj učinkovitosti injektiranja strižna sprijemna trdnost med injicirano mešanico in posameznimi gradniki zidu. Androniki Miltiadou-Fezans je s sodelavci (2006) preskušala šest kamnitih, v laboratoriju sezidanih, troslojnih zidov, in sicer tri pod klasično tlačno obremenitvijo in tri pod diagonalno natezno obremenitvijo. Preskušanci so imeli sledeče dimenzije: dolžina l = 1,04 m, višina v = 1,20 m, debelina d = 0,45 m. Pri gradnji so uporabili apneno malto s pucolanskim dodatkom in tlačno trdnostjo 4,35 MPa. Votlikavost jedra je znašala 32,8 - 40 %, kar je pomenilo 9 - 10,9 % delež votlin glede na prostornino celotnega preskušanca. Za injektiranje so uporabili dve injekcijski mešanici: kombinirana (bel cement, apno, pucolan) s tlačno trdnostjo 10,6 MPa in mešanica iz hidravličnega apna tlačne trdnosti 6,4 MPa. Rezultati izvedenih preiskav kažejo na precejšnje izboljšanje mehanskih lastnosti utrjenega zidu v primerjavi z neutrjenim pri vseh preskušancih. Pri zidovih, utrjenih z injekcijsko mešanico iz hidravličnega apna, so se tlačne trdnosti izboljšale za 65 %, medtem ko je zid, utrjen s kombinirano injekcijsko mešanico, izkazal 116 % povečanje tlačne trdnosti. Natezna trdnost zidkov, preskušenih pod diagonalno natezno obremenitvijo, ki je v obstoječem stanju znašala 0,10 MPa, se je v utrjenem stanju sorazmerno povečala glede na vrsto uporabljene injekcijske mešanice. Po injektiranju z mešanico iz hidravličnega apna se je povečala za 100 %, po injektiranju s kombinirano injekcijsko mešanico pa za več kot 200 %. Avtorji zaključujejo, da sta bili z mehanskega vidika učinkoviti obe uporabljeni injekcijski mešanici. Po injektiranju so se povečale tlačne trdnosti in natezne trdnosti, zmanjšano je bilo ločevanje posameznih slojev preskušancev, togosti se na drugi strani niso znatno povečale. Slednje je pomemben podatek takrat, ko imamo opravka z delnim injektiranjem na območju vogalov in križanj zidov ter v območjih ležišč in vezi. Avtorji na koncu ugotavljajo, da prirast tlačnih trdnosti zidov po injektiranju ni sorazmeren tlačni trdnosti ali upogibni trdnosti uporabljene injekcijske mešanice in izpostavljajo pomembnost trdnosti stika med injekcijsko mešanico in obstoječimi materiali. Eksperimentalne rezultate zgoraj navedenih avtorjev je v preglednem članku povzela in analizirala N. E. Vintzileou (2006a). Avtorica zaključuje, da tlačna trdnost uporabljene injekcijske mešanice ni ključni parameter za izboljšanje mehanskih lastnosti injektiranega zidu. Kot kažejo rezultati, je zaradi kakovostnega stika med injekcijsko mešanico in obstoječimi materiali možno bistveno izboljšati mehanske lastnosti zidu tudi z uporabo kombiniranih (cement, apno, naravni ali umetni pucolani) ali hidravličnih injekcijskih mešanic. 3 RAZVOJ KOMPATIBILNIH MALT IN INJEKCIJSKIH MEŠANIC ZA OBNOVO OVOJA STAVBNE DEDIŠČINE 3.1 Izbira konstitucijskih materialov za malte in injekcijske mešanice Slabe izkušnje pri obnovi stavbne dediščine s sodobnimi materiali potrjujejo, da je najbolj učinkovita metoda vzdrževanja in obnove stavbne dediščine popravilo istega z istim (Kavčič, 2004). Sodobni ometi na osnovi cementa in polimerov praviloma ovirajo ali celo preprečijo transport vlage iz okolja v zid. Istočasno ovirajo transport vlage in soli iz zidu v okolje ali omet, kar lahko vodi do večjih poškodb zidu ali ometa. V nasprotju s sodobnimi ometi so tradicionalni apneni ometi bolj porozni, vodovpojni, kislinsko občutljivi in imajo dokaj nizke trdnostne karakteristike. Materiali na osnovi apna so tudi s stališča kemijske, mehanske in fizikalne kompatibilnosti, z obstoječimi materiali ovoja stavbne dediščine, v večini primerov najprimernejši za uporabo pri različnih obnovitvenih in/ali utrditvenih tehnikah. Zaradi prednosti, ki jih imajo pri obnovi ovoja stavbne dediščine v primerjavi z modernejšimi materiali malte in ometi na osnovi apna, smo v okviru lastnih preiskav uporabili materiale na osnovi apnenega veziva z ali brez mineralnih dodatkov. Preskušali smo apnene malte, namenjene za različne obnovitvene tehnike, in apnene injekcijske mešanice, namenjene za utrjevanje kamnitih ali kamnito-opečnih zidov s sistematičnim injektiranjem. Za izboljšanje mehanskih lastnosti smo apnenemu vezivu dodajali tuf in granulirano plavžno žlindro. Tuf sodi v družino naravnih pucolanov. Ti se po mešanju z vodo ne strjujejo, če pa so fino zmleti, v prisotnosti vode pri normalni zunanji temperaturi, reagirajo z raztopljenim kalcijevim hidroksidom (Ca(OH)2). Pri tem nastanejo spojine kalcijevih silikatov in kalcijevih aluminatov, ki dajejo trdnost in so podobne tistim, ki nastanejo pri hidrataciji hidravličnih materialov (SIST EN 197-1:2002). Uporaba žlindre pri obnavljanju stavbne dediščine vse bolj narašča (Griffin, 2004). V osnovi je žlindra latentno hidravlično vezivo, kar pomeni da ob primerni aktivaciji poseduje hidravlične lastnosti. Granulirano plavžno žlindro dobimo s hitrim hlajenjem taline žlindre s primerno sestavo, ki je takšna, kot jo dobimo s taljenjem železove rude v plavžu in vsebuje najmanj 2/3 mase steklaste faze žlindre (seštevek mas CaO, MgO in SiO2). Ostanek vsebuje Al2O3 in manjši prispevek ostalih sestavin (SIST EN 197:2002). Ko granulirano plavžno žlindro zmešamo z vodo, je njena začetna stopnja hidratacije veliko manjša, kot če bi z vodo zmešali portlandski cement. Ob dodatku alkalij, portlandskega cementa ali apna se reakcija pospeši (žlindra se aktivira). Produkt vezanja mešanice iz apna in žlindre so kalcijevi silikat hidrati (CSH faza) (Virgalitte in sod., 1995). Pri injekcijskih mešanicah smo, da bi izboljšali njihove mehanske lastnosti, dodali tudi apnenčevo moko. Apnenčeva moka sodi med polnila, ki so naravni ali umetni anorganski mineralni materiali, ki zaradi svoje porazdelitve velikosti zrn izboljšajo fizikalne lastnosti injekcijske mešanice, kot sta obdelovalnost in sposobnost zadrževanja vode (SIST EN 1971:2002). Apnenčeva moka in žlindra sta odpadna materiala. Žlindro dobimo kot stranski produkt pri proizvodnji železa, apnenčeva moka pa je drobnozrnata frakcija - prah, ki ostaja zaradi odpraševanja pri drobljenju apnenčevega agregata. Uporaba obeh mineralnih dodatkov je torej smiselna z okoljevarstvenega in tudi ekonomskega vidika. 3.1.1 Malte Pri načrtovanju sestav malt smo kot vezivo uporabili apneno testo ter mu dodali granulirano mleto plavžno žlindro ali tuf (aktivni mineralni dodatek). Apneno testo je proizvedlo apnarstvo Šlebir. Žgano in gašeno je bilo po tradicionalnih metodah in starano 4 leta. Kot agregat smo uporabili apnenčev pesek frakcije 0/4 mm. Granulirano plavžno žlindro dobavljeno iz jeklarne v Trstu, smo naknadno mleli. Tako smo dobili približno enako granulacijsko sestavo kot pri mletem tufu iz nahajališča v Zaloški Gorici. 3.1.2 Injekcijske mešanice Za injekcijske mešanice smo kot vezivo uporabili hidratizirano apno, apneno testo, apnenčevo moko ter mleto granulirano plavžno žlindro in mleti tuf. Hidratizirano apno je bilo proizvod podjetja SIA (Solkanska industrija apna d. o. o.), apnenčeva moka podjetja Kalcit je bila pridobljena z mletjem apnenca. Druge materiale smo dobili pri istih proizvajalcih kot za pripravo malt. Ustrezno pretočnost injekcijskih mešanic smo zagotavljali s superplastifikatorjem na osnovi naftalensulfonatov proizvajalca TKK Srpenica (Proizvodnja kemičnih izdelkov Srpenica ob Soči d. d.). 3.2 Laboratorijske preiskave konstitucijskih materialov 3.2.1 Zrnavostna sestava agregata Zrnavostna sestava agregata, apnenčevega peska frakcije 0/4 mm iz kamnoloma Solkan, uporabljenega za pripravo malt, je bila določena z metodo pranja in suhega sejanja agregata po SIST EN 933-1:1999. Sejalno krivuljo prikazujemo na sliki 3.1. Delež posamezne frakcije je znašal 3,1 mas. % za frakcijo 0,063/0,125 mm, 6 mas. % za frakcijo 0,125/0,250 mm, 9 mas. % za frakcijo 0,25/0,50 mm, 18 mas. % za frakcijo 0,5/1,0 mm, 37 mas. % za frakcijo 1,0/2,0 mm, 17 mas. % za frakcijo 2,0/4,0 mm, 1 mas. % vseh delcev pa je ostal na situ 4,0 mm. Slika 3.1: Sejalna krivulja agregata, uporabljenega za pripravo malt Fig. 3.1: Sieve chart of agregate used for preparation of mortar 3.2.2 Kemijska analiza Kemijska analiza setavin malt in injekcijskih mešanic je bila opravljena za obe vrsti uporabljenega apna in za mineralne dodatke. Rezultate opravljenih analiz prikazujemo v preglednici 3.1. Posamezne količine, podane v preglednici 3.1, smo določili skladno s standardom SIST EN 196-2:2005. Preglednica 3.1: Kemijska sestava konstitucijskih materialov v masnih deležih (% Table 3.1: Chemical composition of the constitutive materials in % by mass SiO2 Al2Oa Fe2O3 CaO CaCO3 MgO MgCO3 MnO SO3 CO2 K2O Na2O Ž.i. Tuf 62,96 13,31 3,70 3,76 - 1,94 - - 0,07 - 3,34 3,07 7,41 Žlindra 38,10 9,80 1,10 38,50 - 9,50 - 0,60 2,30 - - - - Apnenčeva 0,07 0,17 0,05 - 97,60 - 1,72 - - - - - - moka Hidrat. apno 0,40 - 0,18 72,04 - 0,83 - - 0,10 2,56 - - 25,10 Apneno testo - - - 85,99 - 11,51 - - 0,04 1,46 - - - 3.2.3 Mineraloška analiza Na vzorcih žlindre in tufa smo opravili tudi mineraloško analizo z rentgensko difrakcijsko analizo ter vrstično elektronsko mikroskopijo (SEM). Rentgensko difrakcijsko analizo smo opravili na aparatu Philips Norelco. Vir rentgenskega sevanja je bila bakrova anoda z nikljevim filtrom. Hitrost snemanja je bila 1° na minuto. Preiskave z vrstičnim elektronskim mikroskopom smo opravili na aparatu JEOL LV 5500. Ugotovili smo, da je mineralna sestava tufa polimineralna s 45 mas. % klinoptilotita/heulandita, 35 mas. % kremena, 11 mas. % glinencev, 7 mas. % ilita/muskovita ter 2 mas. % montmotilonita (slika 3.2). Zrna vzorca so bila zaobljena in ostroroba, velikosti do 200 p,m (slika 3.4 levo). Analiza vzorca žlindre je pokazala, da gre za steklasto žlidro s 100 % amorfno fazo (slika 3.3) homogene sestave s pretežno oglatimi zrni različne velikosti (slika 3.4 desno). o o M TUF V1/10 CH - KUNOPTILOLIWHEULANDIT □ - KREMEN G - GLINENCI I - ILLITVMUSKOVIT M MONIMORILLONIT C - KALCIT D DOLOMIT Slika 3.2: Difraktogram vzorca tufa Fig. 3.2: X-ray diffraction diagram of tuff o M rt s g O tn 3 O M rt 2 ŽLINDRA V3/1B AMORFNA FAZA V^VA^V^^iVV'W1' 60 65 70 2Theta Slika 3.3: Difraktogram vzorca granulirane plavžne žlindre Fig. 3.3: X-ray diffraction diagram of Ground Granulated Blastfurnace Slag (GGBS) Slika 3.4: SEM mikroposnetek vzorca tufa (levo) in granulirane plavžne žlindre (desno) Fig. 3.4: SEM of the tuff (left) and GGBS (right) 3.2.4 Analiza fizikalnih lastnosti V okviru fizikalnih lastnosti konstitucijskih materialov smo določili specifično maso in specifično površino po standardu SIST EN 196-6:1995. Izvrednotene vrednosti podajamo v preglednici 3.2. Preglednica 3.2: Specifična gostota in specifična površina konstitucijskih materialov Table 3.2: Density and surface area of constitutive materials Specifična masa (g/cm3) Specifična površina (cm2/g) Tuf 2,41 2.910 Žlindra 2,85 2.930 Apnenčeva moka 2,75 3.300 Hidratizirano apno 2,28 14.920 3.2.5 Poculanska in latentna hidravlična aktivnost mineralnih dodatkov Termin pucolanska aktivnost zajema vse reakcije, do katerih pride med pucolani, apnom in vodo. Napredovanje pucolanske reakcije se oceni z zmanjšanjem količine prostega apna v sistemu ali s povečanjem silikatnih in aluminatnih produktov. Pri določanju pucolanske aktivnosti navadno vrednotimo dva parametra: maksimalno količino apna, ki je reagirala s pucolanom in hitrost napredovanja takšne reakcije (Hewlett, 2008). V okviru naših preiskav smo za določanje poculanske aktivnosti tufa in latentne hidravlične aktivnosti granulirane plavžne žlindre uporabili metodo, opisano v bivšem jugoslovanskem standardu JUS B.C1.018 iz leta 1959. Po tej metodi pucolansko aktivnost ocenimo s tlačno trdnostjo malte, pripravljene iz hidratiziranega apna, tufa ali žlindre ter standardnega kremenovega peska in vode v masnem razmerju 1 : 2 : 9 : 1,8. Za pripravo malte smo uporabili hidratizirano apno podjetja SIA ter standardni kremenov pesek frakcije 0,7/1,2 mm. Malto smo vgradili v kalup, ki je bil hermetično zaprt v kovinsko škatlo. Kovinska škatla s kalupom je bila prvih 24 ur hranjena na temperaturi 20 °C, nato 5 dni na temperaturi 55 °C, nato do starosti 7 dni v laboratoriju pri temperaturi 20 °C. Za vsakega izmed mineralnih dodatkov, tuf ali žlindro, so bili preskušeni trije vzorci za upogibno in šest vzorcev za tlačno trdnost. Preglednica 3.3: Upogibna in tlačna trdnost malte z dodatkom tufa ali granulirane plavžne žlindre pri starosti 7 dni Table 3.3: Flexural and compressive strength of mortar with tuff or GGBS at the age of 7 days Upogibna trdnost (MPa) Tlačna trdnost (MPa) Tuf 1,6 4,3 stdev 0,1 0,2 cov 3,7 % 3,8 % Žlindra 2,5 5,1 stdev 0,1 0,1 cov 4,0 % 2,3 % Rezultati, prikazani v preglednici 3.3 kažejo, da je latentna hidravlična aktivnost granulirane plavžne žlindre, ocenjena z upogibno trdnostjo in tlačno trdnostjo malte, višja kot pucolanska aktivnost tufa. Z dodatkom žlindre smo dosegli za 19 % večjo tlačno trdnost in kar za 56 % večjo upogibno trdnost preskušancev, hranjenih 7 dni kot z dodatkom tufa. Walker in Pavia (2010) sta raziskovala obnašanje in lastnosti mešanic apna in pucolanov. Ugotovila sta, da je latentna hidravlična aktivnost granulirane plavžne žlindre, ki sta jo analizirala, med najvišjimi tudi v primerjavi z različnimi vrstami industrijskih pucolanov. 3.3 Laboratorijske preiskave malt Preiskave malt v svežem in strjenem stanju smo opravili na apnenih maltah brez dodatkov ter na maltah z dodatkom tufa ali žlindre. Glede na dobljene rezultate smo za nadaljnje preiskave na opečnih zidkih izbrali dve maltni sestavi. 3.3.1 Sestava in lastnosti malt Za pripravo malt smo v vseh primerih uporabili apneno testo ter apnenčev pesek v volumskem razmerju 1 : 3. Čisto apneno malto brez dodatkov smo označili z M1, malte z dodatki tufa ali žlindre z M2 - M5 (preglednica 3.4). Količina dodane vode je bila enaka za vse sestave, pri čemer smo želeli doseči ciljni razlez okoli 145 mm. Preglednica 3.4: Sestava analiziranih malt Table 3.4: Composition of analysed mortars Vezivo* Pesek* Mineralni dodatek** (apneno testo) (0/4) Žlindra Tuf M1 1 3 0 0 M2 1 3 10 0 M3 1 3 20 0 M3a 1 3 40 0 M4 1 3 0 10 M5 1 3 0 20 * Volumsko razmerje ** Masni % glede na delež suhega veziva v enoti volumna apnenega testa, ki je znašal 46 % Za malte v svežem stanju smo prostorninsko maso določali po standardu SIST EN 10156:1999, razlez po standardu SIST EN 1015-3:2001 in sposobnost zadrževanja vode po standardu PSIST prEN 1015-8:2001. Pri preiskavi sposobnosti zadrževanja vode standardni kalup napolnimo z injekcijsko mešanico, ga prekrijemo z gazo in s filtrskim papirjem. Kalup nato obrnemo, ga obtežimo in pustimo stati 5 minut. Sposobnost zadrževanja vode injekcijske mešanice določimo na osnovi količine vode, ki jo vsrka filtrski papir. Dobljene rezultate podajamo v preglednici 3.5. Preglednica 3.5: Lastnosti malt v svežem stanju Table 3.5: Properties of mortars in fresh state Prostorninska masa (kg/m3) Razlez (mm) Sposobnost zadrževanja vode (%) M1 2022 145 93,7 M2 2038 140 94,2 M3 2046 147 95,0 M3a 2046 139 97,2 M4 2032 137 93,8 M5 2038 130 95,1 Na strjenih maltah smo po 28-ih dneh in 210-ih dneh določili upogibno in tlačno trdnost, skladno s standardom SIST EN 1015-11:2001. Upogibna trdnost ff je bila določena po enačbi: ff= (I,5F l) /(b d2). (3.1) kjer je Ft maksimalna dosežena sila, l razmik med podporama, b širina in d višina preskušanca.Tlačna trdnost fc je bila določena po enačbi: fc = Fc /a2. (3.2) kjer je Fc maksimalna dosežena sila, a pa širina preskušanca. Dosežene upogibne in tlačne trdnosti so podane v preglednici 3.6. Preglednica 3.6: Lastnosti malt v strjenem stanju Table 3.6: Properties of mortars in hardened state Upogibna trdnost 28/210 dni (MPa) stdev cov Tlačna trdnost 28/210 dni (MPa) stdev cov M1 0,48/1,05 0,07 / 0,07 14 % /7 % 0,73/2,82 0,01/0,09 0,7 % / 3 % M2 0,19/ - 0,04 / - 21 % / - 0,56/ - - M3 0,11/ - 0,1 / - 92 % / - 0,71/ - - - M3a - /0,38 - / 0,06 - /15 % - / 2,47 - /0,18 - / 7% M4 0,25/ - 0,03 / - 10 % /- 0,53/ - - - M5 0,21/ - 0,02 / - 8 % / - 0,65/ - - - Malta M1 brez aktivnega mineralnega dodatka in malte M2, M3 in M3a z dodatkom žlindre so se izkazale kot zelo obdelavne. Malti M4 in M5 s tufom sta bili bolj pusti in slabše obdelavni, kar so potrdile tudi meritve razleza. Razlez malt M1, M2 in M3 je bil med 140 in 147 mm, pri maltah M4 in M5 pa je znašal med 130 in 137 mm. Najnižjo vrednost sposobnosti zadrževanja vode smo dosegli pri malti M1 (93,7 %), ki je narasla, ko smo v sestavo vključili aktivne mineralne dodatke (od 93,8 do 97,2 % za malte od M2 do M5). Najvišjo vrednost sposobnosti zadrževanja vode 97,2 % smo dosegli pri malti M3a z največjim deležem žlindre. Po pričakovanju so bile vrednosti tlačnih in upogibnih trdnosti pri preskušancih, starih 28 dni, majhne. Tlačne trdnosti so bile po 28-ih dneh nižje pri maltah z 10 % aktivnega mineralnega dodatka (0,56 MPa pri M2 in 0,53 MPa pri M4). Narasle so pri maltah z 20 % aktivnega mineralnega dodatka (0,71 MPa pri M3 in 0,56 MPa pri M5). Po analizi rezultatov preiskav na svežih maltah in strjenih maltah, starih 28 dni, sta bili za nadaljnje strižne (triplet) in tlačne preiskave na zidanih preskušancih izbrani malti M1 in M3a. V nasprotju s pričakovanji, dodatek žlindre ali tufa v deležu od 10 do 40 mas. % glede na suh delež apna v apnenem testu, ni povečal tlačne trdnosti ali upogibne trdnosti malt na bazi apna. Dosežene upogibne trdnosti so bile od 48 do 77 % nižje kot pri osnovni apneni malti (M1) brez aktivnega mineralnega dodatka. Dosežene tlačne trdnosti so bile nižje od 3 do 27 %. 3.4 Laboratorijske preiskave injekcijskih mešanic Pri injekcijskih mešanicah smo kombinirali hidratizirano apno in žlindro kot »modernejša« oziroma industrijsko proizvedena materiala ter apneno testo in tuf kot »tradicionalno« uporabljana materiala. Mešanicam smo dodajali tudi apnenčevo moko in superplastifikator na osnovi naftalensulfonata. 3.4.1 Sestava in lastnosti injekcijskih mešanic V sklopu preiskav injekcijskih mešanic smo pripravili in analizirali lastnosti štirih »modernih« (od IM1 do IM4) in štirih »tradicionalnih« injekcijskih mešanic (od IM5 do IM 8). Pri tem smo injekcijskim mešanicam IM3, IM4, IM7 in IM8 dodali 20 mas. % apnenčeve moke kot polnilo. Da bi dosegli čim nižje vodovezivno - v/v razmerje, smo pri mešanicah z apnenim testom preiskavo začeli brez dodajanja vode. Pri mešanicah z apnenim testom in pri mešanicah s hidratiziranim apnom smo optimirali delež dodanega superplastifikatorja. Za primerjalno mešanico smo pri hidratiziranem apnu upoštevali mešanico IM1 in mešanico IM5 v primeru apnenega testa. Pri optimiranju v/v razmerja in količine dodanega superplastifikatorja smo upoštevali dva kriterija: čimboljša pretočnost (ciljna vrednost okoli t = 20 s) in zmerna segregacija (izločanje vode < 2,0 %). Pretočnost in izločanje vode injekcijskih mešanic smo določali po standardu EN 445 (1996). Pri preiskavi pretočnosti se meri čas, ki je potreben, da 1,0 l mešanice steče skozi odprtino na spodnjem delu lijaka prostornine 1,7 l ± 10 %. Namen meritev izločanja vode je določanje količine vode, ki ostane na površini injekcijske mešanice v valju prostornine 100 ml po preteku 3 ur. Ugotovili smo, da se z višanjem deleža superplastifikatorja izboljša pretočnost, vendar lahko ob predoziranju superplastifikatorja mešanica postane nestabilna, pride do razmešanja in segregacije težjih delcev. Delež superpastifikatorja smo pri obeh primerjalnih mešanicah postopoma povečevali od 0,5 do 2,5 % glede na maso veziva in pri tem merili pretočnost in izločanje vode. Vpliv višanja deleža superplastifikatorja na lastnosti mešanice IM1 ob enakem v/v razmerju podajamo v preglednici 3.7. Preglednica 3.7: Vpliv v/v razmerja in superplastifikatorja na lastnosti mešanice IM1 Table 3.7: The influence of v/b ratio and addition of SP on the properties of grout IM1 Oznaka v/v razmerje SP Pretočnost t = 0 Izločanje vode (mas. %) (s) (%) IM1 SP0,5 0,90 / 0,95 0,5 56,26 / 29,12 - IM1 SP1,0 0,90 / 0,95 1,0 30,42 / 20,18 - / 1,78 IM1 SP1,5 0,90 / 0,95 1,5 21,47 / 16,89 - / 2,00 IM1 SP2,0 0,90 / 0,95 2,0 18,60 / 15,31 - / 4,07 IM1 SP2,5 0,90 / 0,95 2,5 15,52 / 13,93 - /15,05 Glede na dobljene rezultate smo mešanicam s hidratiziranim apnom dodajali 1,5 mas. % superplastifikatorja in izbrali v/v razmerje 0,95. Vpliv višanja deleža superplastifikatorja na lastnosti mešanice IM5 ob enakem v/v razmerju podajamo v preglednici 3.8. Preiskavo smo opravili brez dodajanja vode, v/v razmerje pa izračunali z upoštevanjem vode, ki je že prisotna v apnenem testu (v/v = 0,95). Preglednica 3.8: Vpliv v/v razmerja in superplastifikatorja na lastnosti mešanice IM5 Table 3.8: The influence of v/b ratio and addition of SP on the properties of grout IM5 Oznaka v/v razmerje SP Pretočnost t = 0 Izločanje vode (mas. %) (s) (%) IM5 SP0,5 0,95 0,5 / / IM5 SP1,0 0,95 1,0 12,15 1,27 IM5 SP1,5 0,95 1,5 8,80 1,31 IM5 SP2,0 0,95 2,0 8,28 1,32 IM5 SP2,5 0,95 2,5 8,34 1,50 Pri začetnem dodatku 0,5 mas. % superplastifikatorja pretočnosti nismo mogli izmeriti, saj je mešanica potrebovala 37,5 sekund, da je menzuro napolnila približno do 1/3 (0,33 l). Nato se je pretok skozi lijak upočasnil do te mere, da smo preiskavo predčasno prekinili. Pri povišanju deleža superplastifikatorja na 1,0 mas. % se je bistveno zmanjšala viskoznost mešanice, kar se je pokazalo tudi pri pretočnosti, ki je znašala 12,15 sekund. Pri povišanju deleža superplastifikatorja na 1,5 mas. %, se je pretočnost zmanjšala na 8,80 sekund. Pri 2,0 in 2,5 mas. % dodanega superplastifikatorja so se pretočnosti zmanjšale, vendar ni bilo več bistvenih razlik glede na 1,5 mas. % dodatka. To kaže na zasičenje. Čeprav se rezultati meritev izločanja vode kot pokazatelj segregacije medsebojno relativno malo razlikujejo, smo pri povišanju deleža superplastifikatorja od 1,5 mas. % do 2,5 mas. % med mešanjem opazili večjo segregacijo trdnih delcev kot pri mešanici z 1,0 mas. % dodanega superplastifikatorja. 24 ur po zamešanju je mešanica z 1,0 mas. % dodanega superplastifikatorja na trdnosti najbolj pridobila v primerjavi z ostalimi mešanicami. Glede na rezultate in opažanja med izvajanjem preiskav smo pri mešanicah z apnenim testom dodali 1,0 mas. % superplastifikatorja. Sestavo vseh injekcijskih mešanic poleg primerjalnih IM1 in IM5 podajamo v preglednici 3.9. Vodo smo posamezni mešanici dodali glede na količino veziva, zato se vodo vezivna razmerja med posameznimi sestavami razlikujejo. Preglednica 3.9: Sestava injekcijskih mešanic v masnih deležih (%) Table 3.9: Composition of injection grouts in % by mass Vezivo Polnilo Aktivni min. dodatek SP v/v hidratizirano apno apneno testo apnenčeva moka žlindra tuf (%) razmerje IM1 80 0 0 20 0 1,5 0,95 IM2 60 0 0 40 0 1,5 0,70 IM3 60 0 20 20 0 1,5 0,90 IM4 40 0 20 40 0 1,5 0,65 IM5 0 80 0 0 20 1,0 0,95 IM6 0 60 0 0 40 1,0 0,71 IM7 0 60 20 0 20 1,0 0,97 IM8 0 40 20 0 40 1,0 0,68 Prostorninsko maso, določeno po SIST EN 1015-6:1999 ter pretočnost, spremembo prostornine in izločanje vode, določeno po standardu EN 445 (1996), podajamo v preglednici 3.10. Prostorninsko maso sveže injekcijske mešanicepm smo določili po enačbi: Pm=(m2- m})/Vv, (3.3) kjer je mi masa prazne posode, m2 masa posode skupaj z mešanico in Vv prostornina posode. Meritev spremembe prostornine je potekala pri vsaki mešanici na treh kovinskih pločevinkah višine 120 mm in premera 100 mm. Spremembo prostornine smo ovrednotili po sledeči enačbi: AV=((h - h2)/h)xi00%. (3.4) AVje sprememba prostornine, h začetna višina mešanice in h2 višina mešanice po 28-ih dneh. Za meritve izločanja vode smo uporabili prozoren valj prostornine 100 ml s premerom 25 mm, višino 250 mm in merilno skalo v ml. Izločanje vode izračunamo po enačbi: (v}/v) x 100%, (3.5) kjer je v prostornina mešanice in v1 prostornina vode nad mešanico po preteku 3 ur. Preglednica 3.10: Lastnosti injekcijskih mešanic v svežem stanju Table 3.10: Properties of injection grouts in fresh state Prostorninska masa (kg/m3) Pretočnost* (s) Sprememba prostornine (%) Izločanje vode (%) IM1 1.400 16,2/15,6 4,7 2,6 IM2 1.510 20,3/18,2 3,9 3,2 IM3 1.460 16,6/16,1 4,3 2,8 IM4 1.560 17,4/17,0 2,4 1,6 IM5 1.435 12,6/13,9 11,1 1,3 IM6 1.516 17,6/18,1 6,2 0,8 IM7 1.488 13,1/13,3 9,6 1,0 IM8 1.616 11,8/12,0 5,3 1,6 *Merjeno takoj po zamešanju in po preteku 30 minut. Pri vseh analiziranih mešanicah smo evidentirali visoke vrednosti spremembe prostornine in izločanja vode. Vseeno lahko ugotovimo, da smo pri »modernejših« sestavah (IM1-IM4) dosegali večje vrednosti izločanja vode kot pri »tradicionalnih« sestavah (IM5-IM8). Najmanjšo spremembo prostornine in izločanje vode pri »modernejših« sestavah smo dosegli pri sestavi IM4 z največjim deležem žlindre z vključeno apnenčevo moko. Pri »tradicionalnih« sestavah je bilo izločanje vode manjše od 2 % pri vseh sestavah. Najmanjšo spremembo prostornine smo dobili pri sestavi IM8 z največjim deležem tufa in z vključeno apnenčevo moko. Izmerjeni časi pretočnosti so bili pri vseh mešanicah ustrezno nizki in niso presegali mejnega časa pretočnosti (t = 20 s). Upogibno trdnost in tlačno trdnost analiziranih injekcijskih mešanic, vrednoteno skladno s standardom SIST EN 1015-11:2001, podajamo v preglednici 3.11. Preglednica 3.11: Lastnosti injekcijskih mešanic v strjenem stanju pri starosti 28 dni Table 3.11: Properties of injection grouts in hardened state at age of 28 days Upogibna trdnost (MPa) stdev cov Tlačna trdnost (MPa) stdev cov IM1 - - - 0,8 0,04 5,0 % IM2 - - - 1,9 0,29 15,3 % IM3 - - - 1,1 0,08 7,2 % IM4 - - - 3,6 0,15 4,2 % IM5 0,9 0,19 20,1 % 2,5 0,18 7,2 % IM6 0,9 0,55 87,0 % 2,8 0,07 2,4 % IM7 0,8 0,41 48,4 % 2,8 0,23 8,2 % IM8 1,1 0,12 10,9 % 2,9 0,10 3,5 % Injekcijske mešanice na osnovi hidratiziranega apna IM-IM4 so bile preveč razpokane, da bi lahko ovrednotili njihovo upogibno trdnost. Tlačne trdnosti teh mešanic so bile z izjemo IM4, pri kateri smo po 28-ih dneh dosegli najvišjo izmed vseh vrednosti 3,6 MPa, relativno nizke. Pri mešanicah na osnovi apnenega testa, IM5 do IM8, so se upogibne trdnosti na 28 dni starih preskušancih gibale okrog 1,0 MPa, tlačne trdnosti med 2,5 in 2,9 MPa. Rezultati preiskav trdnosti injekcijskih mešanic kažejo, da dosegajo mešanice z apnenim testom višje trdnosti kot mešanice s hidratiziranim apnom v praškasti obliki. 3.5 Zaključki Cilj pričujočega poglavja je bil načrtovanje in ocena lastnosti malt in injekcijskih mešanic na osnovi apnenega veziva, namenjenih za obnovo in/ali utrjevanje ovoja stavbne dediščine. Poleg osnovnega apnenega veziva smo v sestave vkomponirali tudi mineralne dodatke, kot so tuf, žlindra in apnenčeva moka, katerih uporaba je poleg izboljšanja mehanskih lastnosti malt in injekcijskih mešanic, smotrna tudi iz okoljevarstvenega in ekonomskega vidika ter vidika kompatibilnosti. Najbolj obetavne rezultate smo dosegli pri malti M1 z apnenim testom brez dodatkov ter pri maltah M3 in M3a z 20 in 40 mas. % dodane žlindre. Pri injekcijskih mešanicah sta največji potencial izkazali injekcijski mešanici IM4 in IM8 na osnovi hidratiziranega apna z 20 mas. % dodatka apnenčeve moke in 40 mas. % žlindre oziroma tufa. Pri omenjenih mešanicah smo dosegli relativno nizke vrednosti pretočnosti (17,4/17,0 s pri IM4 in 11,8/12,0 s pri IM8), zmerno spremembo prostornine (2,4 % pri IM4 in 5,3 % pri IM8) in izločanje vode (1,6 % pri obeh mešanicah) ter dokaj visoke tlačne trdnosti (3,6 MPa pri IM4 in 2,9 MPa pri IM8). Upogibne trdnosti in tlačne trdnosti injekcijskih mešanic, podane v preglednici 3.11, kažejo, da z izjemo mešanice IM4 s 40 mas. % dodane žlindre dosežemo višje trdnosti pri mešanicah z apnenim testom kot pri mešanicah s hidratiziranim apnom v praškasti obliki. Glede na dobljene rezultate bi bilo tudi pri injekcijskih mešanicah smiselno kombinirati apneno testo in žlindro. Kljub dobrim lastnostim apnene malte z dodatkom žlindre in prednostim uporabe tega dodatka, se moramo zavedati tudi omejitev uporabe žlindre. Zaradi prisotnosti žveplovega oksida v žlindri bi namreč v določenih okoliščinah lahko prišlo do sulfatne reakcije z obstoječimi materiali v zidu in tvorbe produktov, kot sta etringit in taumasit. 4 PREISKAVE KONSTITUCIJSKIH MATERIALOV ZIDOVINE IN ZIDOVINE KOT KOMPOZITA 4.1 Izhodišča in namen preiskav Podnebne spremembe, ki smo jim priča, se med drugim odražajo pri spremembi količine in intenzitete padavin ter izrazitejših temperaturnih nihanjih, kot so izmenjujoči se cikli zmrzovanja in tajanja. Pri tem se postavlja vprašanje, če in kako takšni vremenski pojavi vplivajo na stavbno dediščino, predvsem na njen ovoj kot najbolj izpostavljen del. Pri kamnitih zidovih, vsaj v primerih, ko so za gradnjo uporabljene kakovostne kamnine, kot so granit, diorit in marmor, ne pričakujemo večjih poškodb kot posledica zmrzovanja/tajanja. Pri manj kakovostnih in bolj poroznih kamninah, kot so peščenjaki in lehnjaki, lahko pride do večjih poškodb. Obremenjevanje gradnikov stavbnega ovoja kot posledica zmrzovanja/tajanja, je sicer večji problem pri ovoju, grajenem iz opeke, predvsem v primerih, ko ta ni zaščiten z ometom. V okviru lastnih preiskav smo se zato osredotočili na zidove grajene iz polne opeke in apnene malte, ki prav tako sodijo med tipične strukture ovoja stavbne dediščine pri nas. Da bi lahko vpliv ekstremnih vremenskih razmer na trajnost in nosilnost ovoja stavbe korektno ovrednotili, smo izmenjujočim se ciklom zmrzovanja/tajanja in sočasno vlaženja/sušenja izpostavili večje število preskušancev iz polnih opečnih zidakov normalnega formata in dveh vrst malte: malta M1 iz apnenega testa ter malta M3a iz apnenega testa z dodatkom žlindre. Obakrat smo za pripravo malte uporabili apnenčev pesek frakcije 0/4 mm (glej 3.2.1). Skupaj smo pozidali 24 zidkov dimenzij 51 x 52 x 12 cm, 40 trojčkov, zgrajenih iz treh opečnih zidakov, ter 32 maltnih prizem dimenzij 4 x 4 x 16 cm. Zidke, posamezne opečne zidake, maltne prizme in trojčke smo po 180-220-ih dneh negovanja izpostavili preiskavam zmrzovanja/tajanja po dveh postopkih, opisanih v nadaljevanju. Pred in po preiskavah zmrzovanja/tajanja smo na posameznih preskušanicih opravili meritve s 3D skenerjem, meritve časa prehoda ultra zvoka in osnovne resonančne frekvence, površinske odpornosti s »scratch« testom, na koncu pa tudi tlačne, upogibne in strižne preiskave posameznih preskušancev. Čeprav bi bili za pozidavo preskušancev opečni zidaki iz obstoječe zgodovinske stavbe bolj reprezentativni, lahko pri takšnih zidakih zaradi ročne izdelave pričakujemo velik raztros rezultatov. Hkrati je težko ugotoviti, ali so zidaki iz istega izvora, če in v kakšnem obsegu je bila stavba skozi zgodovino prezidana ali dozidana itd. Da bi za pozidavo preskušancev izbrali opečne zidake z ustreznimi lastnostmi, smo se odločili, da bomo v okviru preliminarnih preiskav analizirali lastnosti dveh vrst opečnih zidakov normalnega formata, dobavljivih na slovenskem tržišču, in jih primerjali z lastnostmi opečnega zidaka iz zgodovinske stavbe, ljubljanskega Kolizeja iz leta 1847. Preiskani opečni zidaki so prikazani na sliki 4.1, v preglednici 4.1 pa podajamo njihove dimenzije, vodovpojnosti in tlačne trdnosti. Dimenzije zidakov smo določili po SIST EN 772-16:2002, vodovpojnosti po SIST-TS CEN/TS 772-22:2006, dodatek B in tlačne trdnosti po SIST EN 772-1:2002. Slika 4.1: Opečna zidaka iz Kolizeja (levo) in polni opečni zidaki normalnega formata vrste b in a (desno) Fig. 4.1: Brick masonry units from Kolizej (left) and normal format brick units of the type b and a (right) Da bi lahko dobljene vrednosti tlačnih trdnosti medsebojno primerjali, smo izračunali normirane tlačne trdnosti opečnih zidakov fbc po enačbi: fbc = fb-a-S , (4.1) kjer je fb povprečna tlačna trdnost opečnega zidaka, a koeficient kondicioniranja in S oblikovni koeficient. Vodovpojnosti opečnih zidakov wm smo izračunali po enačbi: mw md -100%, m (4.2) kjer je md masa opečnega zidaka v suhem stanju in mw masa opečnega z vodo zasičenega opečnega zidaka po 24-urnem kondicioniranju v vodi. Izmerjene vodovpojnosti zidakov iz Kolizeja, podane v preglednici 4.1, variirajo med 16,2 in 26,2 %, pri zidakih vrste a je vodovpojnost enaka 13,2 %, pri zidakih vrste b pa znaša 21,8 %. Normirana tlačna trdnost je najmanjša pri zidakih iz Kolizeja (6,8 MPa). Najvišjo vrednost smo dosegli pri zidakih vrste b, in sicer 39,7 MPa, normirana tlačna trdnost zidakov vrste a znaša 30,5 MPa. w = m Preglednica 4.1: Določanje vodovpojnosti in tlačnih trdnosti opečnih zidakov v okviru preliminarnih preiskav Table 4.1: Determination of water absorption and compressive strength of bricks in the preliminary investigations Dimenzije Vodovpojnost Normirana tlačna trdnost zidaka (cm) (%) fbc (MPa) Polni opečni zidak iz Kolizeja povprečje (24,5-31,2)x(13,4-15,7)x(5,4-6,4) 16,2-26,2 6,8 stdev / - - cov / - - Polni opečni zidak vrste a povprečje 25 x 12,2 x 6,4 13,2 30,5 stdev / 0,3 2,2 cov / 2,3 % 7 % Polni opečni zidak vrste b povprečje 24,7 x 11,8 x 6,5 21,8 39,7 stdev / 0,6 3,8 cov / 2,8 % 10 % Glede na rezultate vodovpojnosti so lastnostim zidaka iz Kolizeja bližje zidaki vrste b, pri tlačnih trdnostih pa, s sicer bistveno višjo trdnostjo (30,5 MPa), zidaki vrste a. Zaradi slabe kakovosti zidakov vrste b, pri katerih je bilo v šarži tudi do 50 % poškodovanih zidakov, kar bi neugodno vplivalo na raztros rezultatov in korektno interpretacijo vpliva zmrzovanja/tajanja, smo se odločili, da bomo v okviru nadaljnih preiskav uporabili zidake vrste a. 4.2 Pozidava zidkov in trojčkov Pozidava zidkov in trojčkov je potekala na dveh lokacijah: v laboratoriju Fakultete za gradbeništvo in geodezijo in v laboratoriju matičnega podjetja ZRMK. Da bi izločili vpliv človeškega faktorja na kakovost pozidave, je preskušance obakrat zidal isti zidarski mojster ob pomoči asistenta, ki mu je pomagal pri pripravi malte in predpripravi opečnih zidakov. Preskušance je pozidal z uporabo distančne letve, s katero je zagotovil konstantno debelino vodoravnih spojnic 10 mm. Debelina navpičnih spojnic je znašala 12 mm. Vse zidke je zidal na jeklenih ploščah, ki so skupaj z dodatno jekleno ploščo na zgornji strani in navojnimi palicami sestavljale jeklen jarem, ki je omogočal varen transport zidkov. Spodnjo vrsto opeke je položil v cementno malto, nato je pozidavo nadaljeval v apneni malti (slika 4.2). Slika 4.2: Polaganje prvih zidakov v cementno malto (levo) in nadaljevanje pozidave z apneno malto (desno) Fig. 4.2: Laying the first bricks in cement mortar (left) and continuation of construction with lime mortar (right) Da dosežemo kakovosten stik med malto in zidakom, opečne zidake pred zidanjem namakamo v vodi. Zidarski mojster v praksi zidake pred vgradnjo namaka toliko časa, dokler iz vode izhajajo mehurčki in jih po odvzemu iz vode odceja, dokler ne odteče vsa površinska voda. Čas namakanja zidakov je v našem primeru znašal 5 minut in čas odcejanja 1 minuto. Po končani pozidavi smo zidke še dva dni od enkrat do dvakrat dnevno negovali s površinskim vlaženjem. Nato so do dneva preskušanja odležavali v prostoru s temperaturo 20±2 °C in relativno vlažnostjo 35-40 % (običajni pogoji). Po štirih mesecih smo na 12-ih od skupno 24-ih zidkov izdelali enostranski omet debeline 12 mm (slika 4.3). Slika 4.3: Rezultat zidarskega delovnega dne (levo) in ometavanje zidu po 4 mesecih staranja (desno) Fig. 4.3: The result of a working day (left) and plastering of the wall at the age of 4 months (right) Po enakih principih kot opečne zidke smo pozidali in negovali tudi opečne trojčke, prikazane na sliki 4.4. Slika 4.4: Pozidava opečnega trojčka Fig. 4.4: Construction of a triplet specimen 4.3 Preiskave zmrzovanja/tajanja Preiskave zmrzovanja/tajanja smo izvajali po dveh standardih. Manjše število vzorcev (12 opečnih zidakov in 6 maltnih prizem) smo zmrzovali/tajali po standardu JUS B.D8.011/1987 (v nadaljevanju »JUS postopek«). Glavnino preiskav zmrzovanja/tajanja na maltnih prizmah, opečnih zidakih, opečnih trojčkih in opečnih zidkih smo opravili skladno s standardom SIST-TS CEN/TS 772-22:2006 (v nadaljevanju »EN postopek«). Razlike med obema postopkoma so predvsem pri trajanju faz zmrzovanja in tajanja ter pri izpostavljenosti vzorcev. Faza zmrzovanja po »JUS postopku« traja 240 minut pri temperaturi -20 ± 2 °C, faza segrevanja 240 minut pri temperaturi od +15 do +20 °C. Vzorce, preskušene po »JUS postopku«, v posameznem ciklu enako dolgo časa izpostavljamo zmrzovanju, nato pa segrevanju, med katerim se lahko povsem odtalijo. Po »EN postopku« traja faza zmrzovanja 90-100 minut pri temperaturi -15 ± 3 °C, faza segrevanja pa zgolj 4 minute, kar ne dopušča popolne odtalitve vzorcev. Pri »JUS postopku« je zmrzovanju/tajanju izpostavljen cel vzorec, medtem ko je po »EN postopku« izpostavljena samo ena stran vzorca. Ostale zaščitimo s toplotno izolacijo. Izpostavljenost vzorcev in trajanje faze segrevanja, v kateri so se lahko vzorci po »JUS postopku« popolnoma odtalili in bili potem ponovno izpostavljeni zmrzovanju, po »EN postopku« pa se je pri segrevanju delno odtalila le izpostavljena površina, sta dejavnika, ki sta imela največji vpliv na stopnjo poškodovanosti vzorcev, preiskanih po obeh postopkih. 4.3.1 Zmrzovanje/tajanje po »JUS postopku« Preiskave po »JUS postopku« so potekale na z vodo zasičenih vzorcih, ki smo jih postavili v avtomatsko vodeno klimatsko komoro proizvajalca Gabrielli in nato izpostavili 25-im ciklom zmrzovanja/tajanja. Tipičen cikel zmrzovanja/tajanja, izveden po »JUS postopku«, prikazan na sliki 4.5, sestoji iz sledečih faz: - faza ohlajevanja v časovnem intervalu 30 minut do temperature -20 ± 2 °C, - faza zmrzovanja v trajanju 240 minut pri temperaturi -20 ± 2 °C, - faza odtaljevanja vzorcev v vodi s temperaturo od +15 do +20 °C v trajanju 30 minut, - faza segrevanja vzorcev v vodi s temperaturo od +15 do +20 °C v trajanju 240 minut. Merilna oprema ni dopuščala izpisa izmerjenih temperatur, smo pa temperaturo v času preiskave neprestano kontolirali in je bila v dopustnih mejah glede na zahteve standarda. 3 3 C. Slika 4.5: Cikli zmrzovanja/tajanja po »JUS postopku« Fig. 4.5: Freeze/thaw cycles according to »JUS procedure« Na sliki 4.6 in 4.7 prikazujemo maltne prizme in opečne zidake pred in po zmrzovanju/tajanju. Vse maltne prizme so bile močno poškodovane že po prvih 4 ciklih zmrzovanja/tajanja, zato smo na tej stopnji vzorce odstranili iz klimatske komore. Čeprav je na vzorcih M3a na sliki 4.6 vidna večja izguba materiala v primerjavi z vzorci M1, so bili tudi vzorci M1 povsem plastovito razpokani in na oprijem krušljivi. Slika 4.6: Maltne prizme pred (levo) in po 4 ciklih zmrzovanja/tajanja po »JUS postopku«(desno) Fig. 4.6: Mortar prisms in before (left) and after 4 freeze/thaw cycles according to »JUS procedure« (right) Na opečnih zidakih št. 1, 4, 6 in 9 se je kot posledica zmrzovanja/tajanja po 13-ih ciklih pojavilo več prelomov. Na opečnem zidaku št. 10 je bil opažen prelom po 25-ih ciklih zmrzovanja/tajanja. Na ostalih opečnih zidakih so bile po zmrzovanju/tajanju vidne manjše poškodbe v obliki tanjših razpok in odkruškov. Slika 4.7: Opečni zidaki pred (levo) in poškodbe zidakov po 13-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »JUS postopku« (desno) Fig. 4.7: Brick masonry units before (left) and damaged bricks after 13 freeze/thaw cycles according to »JUS procedure« (right) 4.3.2 Zmrzovanje/tajanje po »EN postopku« Preiskave po »EN postopku« so potekale v treh sklopih. V prvem sklopu smo 50-im ciklom zmrzovanja/tajanja izpostavili preskušance M1, v drugem sklopu smo 50-im ciklom zmrzovanja/tajanja izpostavili preskušance M3a, v zadnjem, tretjem sklopu, smo preskušance M1 in M3a zmrzovali/tajali 150 ciklov. Tako kot pri »JUS postopku« preiskava tudi tukaj poteka na z vodo zasičenih vzorcih, pri čemer zmrzovanju/tajanju izpostavimo samo eno stran vzorca, preostale strani pa zaščitimo z vodoodporno toplotno izolacijo. V našem primeru smo zato uporabili plošče iz ekstrudiranega polistirena (stirodur), ki smo jih lepili s poliuretanskim lepilom. Stike smo nato dodatno zatesnili s trajnoelastičnim kitom s temperaturno obstojnostjo od -50 °C do +180 °C (slika 4.8 in 4.9). Slika 4.8: Izvedba toplotne zaščite opečnih zidakov (levo) in maltnih prizem (desno) Fig. 4.8: Execution of thermal insulation of brick units (left) and mortar prisms (right) Slika 4.9: Izvedba toplotne zaščite opečnih trojčkov (levo) in opečnega zidka (desno) Fig. 4.9: Execution of thermal insulation of brick triplets (left) and brick wallets (right) Preiskava je potekala v klimatski komori s štirimi infra grelci moči po 2 kW in štirimi kaloriferji moči prav tako po 2 kW. Da bi zagotovili čim bolj enakomerno razporeditev toplega oziroma hladnega zraka v komori, smo za razpihovanje zraka uporabili dva ventilatorja z močjo 130 W. Pri tem načrtovanega dotoka svežega zraka v komoro ni bilo, razen kolikor je do izmenjave zraka z okolico prišlo med vmesnimi pregledi preskušancev. Za krmiljenje preiskave in zajemanje podatkov je bil uporabljen sistem Dewetron 2010. Za oskrbo vode za pršenje preskušancev je bil uporabljen bojler z dodanim temperaturnim krmilnikom Tecnologic TLK. Šobe za pršenje vode vrste Lechler 468.408.30 so bile nameščene pod kotom 120° in so brizgale vodo s pretokom 1 l/min pri tlaku 2 bara. Temperaturo smo merili s termočleni vrste T, ki smo jih razporedili z odmikom 30 mm ± 10 mm od preskušancev. Dodatno smo temperaturo z dvema termočlenoma merili neposredno na površini neometanega in ometanega opečnega zidka. Tipičen cikel zmrzovanja/tajanja, izveden po »EN postopku«, prikazan na sliki 4.10, obsega sledeče faze: - faza ohlajevanja v časovnem intervalu 20-30 minut s padanjem temperature od +20 ± 3 °C do -15 ± 3 °C, - faza zmrzovanja v časovnem intervalu 90-100 minut s temperaturo -15 ± 3 °C (čas trajanja prvih dveh faz mora biti 120 minut), - faza odtaljevanja v časovnem intervalu 15-20 minut iz -15 ± 3 °C na +20 ± 3 °C, - faza pršenja v trajanju 2 minuti s temperaturo vode 18-25 °C ter - faza odcejanja v trajanju 2 minuti. Po zahtevi standarda mora predpisanim pogojem zadostiti temperatura zraka merjena 30 mm od površine preiskovanih vzorcev. Na sliki 4.10 z rdečo črto prikazujemo zahtevo »EN postopka«, z modro črto povprečno temperaturo merjena prek 8 termočlenov na oddaljenosti 30 mm od vzorcev, s črtkano oranžno črto temperaturo merjeno na opečni površini neometanega zidka, in s črtkano sivo črto temperaturo na površini zidka z ometom. Vidimo lahko, da so izmerjene temperature odstopale od zahtevanih. Zgornjo mejo temperature zmrzovanja -12 °C dosežemo po 50 minutah preiskave in jo v dopustnem intervalu -15 ± 3 °C s postopnim padanjem temperature do -16,9 °C vzdržujemo 70 minut. Odziv na temperaturne spremembe, merjen neposredno na površini zidkov, je pri tem neprimerno počasnejši od povprečno izmerjenih temperatur ob preskušancih. Med površinskimi temperaturami izmerjenimi na apnenem ometu ter opeki, ni bistvenih razlik. Čas (ure) Slika 4.10: Cikli zmrzovanja/tajanja po »EN postopku« Fig. 4.10: Freeze/thaw cycles according to »EN procedure« Trajanje posameznega cikla je 2 uri in 24 minut kar pomeni, da se v 24 urah izvede natančno 10 ciklov. Na sliki 4.11 so prikazani preskušanci M1 pred in po 50 ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku«. Skladno z zahtevo standarda so preskušanci pred pričetkom zmrzovanja/tajanja 7 dni odležavali v vodi. 24-urno kondicioniranje preskušancev s potopitvijo v vodi je bilo izvedeno tudi po končanih preiskavah zmrzovanja/tajanja in sicer z namenom merjenja časa prehoda ultrazvoka in osnovne resonančne frekvence na z vodo zasičenih preskušancih. Da bi pred preiskavo tlačne trdnosti zidkov in maltnih prizem ter strižne trdnosti trojčkov zagotovili primerljive pogoje vsebnosti glede vlage, smo vse preskušance sušili 72 ur na temperaturi 40 °C. Slika 4.11: Preskušanci M1 pred začetkom (levo) in po 50 ciklih zmrzovanja/tajanja (desno) po »EN postopku« Fig. 4.11: M1 specimens before (left) and after 50 of freeze/thaw cycles (right) according to »EN procedure« Med preiskavo zmrzovanja/tajanja smo v fazi zmrzovanja, odtaljevanja in pršenja, merili tudi relativno vlažnost v klimatski komori pri čemer smo uporabili merilec ALMEMO 6290-7 V5 proizvajalca AMR (Ahlborn Mess und Regelungstechnik, Holzkirchen, Nemčija). Izmerjena relativna vlažnost ob koncu faze zmrzovanja, tik pred začetkom cikla odtaljevanja, je znašala 40 %. Ko smo pri ciklu odtaljevanja dosegli temperaturo 0 °C, se je izmerjena relativna vlažnost dvignila na 50,1 %. Najvišje vrednosti relativne vlažnosti smo izmerili med fazo pršenja, in sicer 60 %. 4.4 Meritve spremembe prostornine in ocena poškodb preskušancev s 3D optičnim skenerjem Z namenom čim bolj korektno ovrednotiti poškodbe in izgubo materiala zidkov smo pred in po zmrzovanju/tajanju zidkov izvedli meritve s 3D optičnim skenerjem. Uporabili smo 3D skener ATOS I proizvajalca GOM (Gesellschaft für Optische Messtechnik, Braunschweig, Nemčija) (slika 4.12), s katerim smo lahko natančno vrednotili spremembe prostornine zidkov po obremenjevanju v klimatski komori. Uporabljena naprava omogoča pridobivanje tridimenzionalnih merskih podatkov, in uporablja dva fotoaparata z zmogljivostjo 2 x 0,8 megapikslov in projekcijsko enoto z belo svetlobo, ki na merjeni objekt projicira mrežo. Na objekt pred meritvami namestimo referenčne točke, preko katerih se sistem orientira v prostoru in sestavi posnetke, narejene iz različnih stojišč, v enoten koordinatni sistem. V našem primeru so imele referenčne točke skupen premer 7 mm, z osrednjim belim krogom premera 3 mm in črnim robom debeline 2 mm. Projektor na merjeni objekt projecira natančno mrežo, ki jo posnameta levi in desni fotoaparat. Mreža omogoča samodejno merjenje identičnih točk objekta na obeh fotografijah, na podlagi česar sistem preko enačb centralne projekcije izračuna prostorske koordinate za vsak piksel posnete fotografije objekta. Rezultat meritev je natančen model površine merjenega objekta. Slika 4.12: Izvedba meritev s 3D skenerjem ATOS I Fig. 4.12: Measurements with a 3D scaner ATOS I Meritve smo opravili v dveh sklopih. V prvem sklopu smo s 3D skenerjem merili stanje na zidkih pred in po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku« Meritve smo opravili na skupno 12-ih zidkih, šestih pozidanih z malto M1 (treh z ometom in treh brez ometa) in šestih pozidanih z malto M3a (treh z ometom in treh brez ometa). V drugem sklopu meritev smo merili stanje zidkov pred in po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku«, in sicer na treh zidkih pozidanih z malto M1 in treh z malto M3a - v obeh primerih brez ometa. Na sliki 4.13 in 4.14 prikazujemo 3D modele zidkov M1-6 in M3a-4 pred in po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja. Za nazornejši prikaz je na slikah prikazan tudi digitalni posnetek zidka po zmrzovanju. Pri neometanih zidkih po 50 ciklih zmrzovanja/tajanja ni bilo večjih sprememb. Prišlo je do manjših izjed maltnih spojnic (do 4 mm pri zidkih M3a in do 5 mm pri zidkih M1), medtem ko je bila površina opek nepoškodovana (vizualna ocena). Veliko večje spremembe smo evidentirali pri zidkih z ometom. Kot je razvidno iz slike 4.13, je omet z zidka M1-6 skoraj v celoti odpadel, na zidku M3a-4 pa se je obdržal, vendar je bil razpokan in je mestoma že izgubil stik s podlago. Maltne spojnice in površina opečnih zidakov so bile pri ometanih zidkih v obeh primerih nepoškodovane. Slika 4.13: Iz leve: 3D model zidka M1-6 pred ter 3D model in digitalni posnetek po 50—ih ciklih zmrzovanj a/taj anj a Fig. 4.13: From left: 3D model of the wallet M1-6 before and 3-D model and digital image after 50 freeze/thaw cycles Slika 4.14: Iz leve: 3D model zidka M3a-4 pred ter 3D model in digitalni posnetek po 50—ih ciklih zmrzovanj a/taj anj a Fig. 4.14: From left: 3D model of the wallet M3a-4 before and 3-D model and digital image after 50 freeze/thaw cycles Na sliki 4.15 in 4.16 so prikazujemo 3D modele zidkov M1-5 in M3a-6 pred in po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja - obakrat brez ometa. Pri obeh zidkih smo evidentirali poškodbe opečnih zidakov v obliki razpok in odkruškov ter globlje izjede maltnih spojnic. Na zidku M1-5 so bile na večjem delu maltne spojnice izjedene med 5 do 8 mm, lokalno tudi do 30 mm. Na več opečnih zidakih je bil odkrušen površinski sloj opeke. Na zidku M3a-6 so bile maltne spojnice na večjem delu zidka izjedene med 4 in 9 mm z lokalnimi izjedami do 13 mm. Opečni zidaki so bili površinsko odkrušeni na štirih mestih. Slika 4.15: Iz leve: 3D model zidka M1-5 pred ter 3D model in digitalni posnetek po 150—ih ciklih zmrzovanj a/taj anj a Fig. 4.15: From left: 3D model of the wallet M1-5 before and 3-D model and digital image after 150 freeze/thaw cycles Slika 4.16: Iz leve: 3D model zidka M3a-6 pred ter 3D model in digitalni posnetek po 150—ih ciklih zmrzovanja/tajanja Fig. 4.16: From left: 3D model of the wallet M3a-6 before and 3-D model and digital image after 150 freeze/thaw cycles V preglednici 4.2 smo za zidke M1 in M3a za posamezne nivoje izpostavljenosti izgubo materiala tudi številčno ovrednotili. Čeprav je raztros velik, lahko iz rezultatov vseeno vidimo, da do največjih izgub materiala, izpostavljenega po 50-im ciklom zmrzovanja/tajanja, pride pri ometanih zidkih M1, in sicer na račun ometa, ki je med preiskavo skoraj v celoti odpadel. Po 150-ih ciklih zmrzovanja, kjer smo vrednotili samo poškodovanost zidkov brez ometa, v povprečju ni bistvenih razlik med zidki M1 in M3a. Preglednica 4.2: Sprememba prostornine ometanih in neometanih zidkov po 50/150—ih ciklih zmrzovanj a/taj anj a Table 4.2: Change in volume of plastered and non-plastered wallets after 50/150 freeze/thaw cycles Sprememba Povprečje Sprememba Povprečje Prostornine Prostornine (cm3) (cm3) (%) (%) M1 brez ometa - 50 ciklov zmrzovanja/tajanja M1-1 96,6 0,30 M1-2 86,7 0,28 M1-3 27,3 70,2 0,09 0,22 M1 z ometom - 50 ciklov zmrzovanja/tajanja M1-4-O 1927 5,61 M1-5-O 2382 7,01 M1-6-O 2770 2360 8,10 7 M3a brez ometa - 50 ciklov zmrzovanja/tajanja M3a-1 69,0 0,22 M3a-2 50,1 0,16 M3a-3 114,2 77,8 0,36% 0,25 M3a z ometom - 50 ciklov zmrzovanja/tajanja M3a-4-O 36,6 0,11 M3a-5-O 111,8 0,33 M3a-6-O 309,4 152,6 0,91 0,45 M1 brez ometa - 150 ciklov zmrzovanja/tajanja M1-4 205,5 0,66 M1-5 229,1 0,73 M1-6 108,5 181 0,35 0,58 M3a brez ometa - 150 ciklov zmrzovanja/tajanja M3a-4 207,2 0,66 M3a-5 79,3 0,25 M3a-6 287,1 191,2 0,92 0,61 4.5 Meritve spremembe vodovpojnosti preskušancev po zmrzovanj u/taj anju V okviru preiskav zmrzovanja/tajanja po »JUS postopku« smo želeli dosledno upoštevati standard JUS B.D8.011/1987, ki v točki 8 določa tudi postopek določanja vodovpojnosti opečnih zidakov. Zaradi tega smo preiskave vodovpojnosti izvajali skladno z omenjenim standardom in ne po standardu SIST-TS CEN/TS 772-22:2006, dodatek B. Da bi lahko ovrednotili možne spremembe, smo preiskave vodovpojnosti izvedli pred in po zmrzovanju/tajanju. Rezultate podajamo v preglednici 4.3. Preglednica 4.3: Vodovpojnost maltnih prizem in opečnih zidakov pred in po 25—ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »JUS postopku« Table 4.3: Water absorption of mortar prisms and bricks before and after 25 of freeze/thaw cycles according to »JUS procedure« Vodovpojnost pred Vodovpojnost po 25 zmrzovanjem/tajanjem (%) ciklih zmrzovanja/tajanja (%) Maltne prizme M1 povprečje 9,1 / stdev 0,15 / cov. 1,7 % / Maltne prizme M3a povprečje 12,9 / stdev 0,17 / cov 1,3 % / Opečni zidaki povprečje 12,9 13,6 stdev 0,57 0,57 cov 4,4 % 4,2 % V primeru maltnih prizem zaradi visoke stopnje poškodovanosti preiskave vpijanja vode po zmrzovanju/tajanju nismo mogli izvesti. Iz rezultatov, podanih v preglednici 4.3 vidimo, da je vodovpojnost maltnih prizem M3a pred preiskavami zmrzovanja/tajanja z vrednostjo 12,9 % za okoli 42 % višja kot pri maltnih prizmah M1. Pri opečnih zidakih je izmerjena vodovpojnost pred zmrzovanjem/tajanjem znašala 12,9 %. Po zmrzovanju/tajanju se je povišala na 13,6 %, kar kaže na poškodbe opečnih zidakov, nastale med preiskavami zmrzovanj a/taj anj a. 4.6 Meritve časa prehoda ultra zvoka Meritve časa prehoda ultra zvoka (UZ) se pogosto uporabljajo kot neporušna metoda za posredno ocenjevanje mehanskih lastnosti obstoječih betonskih konstrukcij, kot sta modul elastičnosti in tlačna trdnost. Spreminjanje hitrosti širjenja longitudinalnih valov skozi material nam omogoča tudi ugotavljanje in vrednotenje napredovanja propadanja materialov. V našem primeru smo metodo želeli uporabiti za oceno poškodovanosti opečnih zidkov, zidakov in maltnih prizem po ciklih zmrzovanja/tajanja. Ker smo meritve opravljali na suhih in z vodo zasičenih vzorcih pred in po zmrzovanju/tajanju, je za nas pomemben podatek, da na hitrost UZ vpliva vlaga in njena porazdelitev po materialu. Hitrost prehoda UZ je na vodozasičenih vzorcih namreč hitrejša kot pri suhih vzorcih. Zaradi zmanjševanja poroznosti kot posledica karbonatizacije (Cazalla in sod., 2002, cit. po Elert in sod., 2002) smo lahko pri malti M1 z meritvami časa prehoda UZ ocenili tudi stopnjo napredovanja karbonatizacije, ki ima največji vpliv na razvoj trdnosti apnenih malt brez hidravličnih ali poculanskih dodatkov. Meritve časa prehoda UZ smo izvajali skladno s standardom SIST EN 14579:2004 z oddajnikom frekvence 60 kHz. Meritve so bile opravljene z napravo AU 2000 proizvajalca CEBTP (Centre Experimental de Recherches et d'Etudes du Batiment et des Travaux Publics, Francija). Meritve smo izvajali z neposredno metodo, pri kateri sta oddajnik in sprejemnik postavljena na nasprotni si ploskvi. Na osnovi znanega časa prehoda UZ lahko izračunamo hitrost širjenja UZ (V) v km/s po naslednji enačbi: V = L, (4.3) kjer je L razdalja med oddajnikom in sprejemnikom v mm in T čas potovanja UZ v p,s. Prve meritve smo opravili pred in po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku«. Pri tem smo preiskali po šest vzorcev opečnih zidakov in maltnih prizem M1 in M3a in štiri zidke -M1/1 in M3a/1 (brez ometa) ter M1/6 in M3a/6 (z ometom). Meritve na opečnih zidakih smo izvajali prečno na daljšo os preskušanca (oddajnik na neizpostavljeni strani, sprejemnik na izpostavljeni strani - slika 4.17), na maltnih prizmah pa prečno in vzdolž daljše osi preskušanca (slika 4.18). Meritev časa prehoda UZ smo izvajali tudi na sedmih vzorcih opečnih zidakov, ki so bili zmrzovani/tajani po »JUS postopku«. V zadnji fazi smo meritve opravili na osmih vzorcih opečnih zidakov in po treh vzorcih maltnih prizem M1 in M3a, in sicer pred in po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku. Meritve so bile izvajane za štiri stanja vlažnosti in izpostavljenosti: - suh vzorec (pred zmrzovanjem/tajanjem), - z vodo zasičen vzorec (pred zmrzovanjem/tajanjem), - z vodo zasičen vzorec (po zmrzovanju/tajanju), - suh vzorec (po zmrzovanju/tajanju). V vsakem izmed navedenih stanj smo posamezne meritve na zidkih, zidakih in maltnih prizmah izvedli trikrat. Preskušance smo pred meritvami v z vodo zasičenem stanju kondicionirali z namakanjem v vodi minimalno 5 dni, pred meritvami v suhem stanju pa (v primeru maltnih prizem in opečnih zidakov) sušili do konstantne mase. Opečne zidke smo pred meritvami hitrosti prehoda zvoka v suhem stanju 3 dni sušili na temperaturi 40 °C, nato pa še 14 dni v laboratorijskih pogojih. Slika 4.17: Meritve časa prehoda UZ na opečnih zidakih Fig. 4.17: Measurements of ultrasonic transition time through brick units Slika 4.18: Meritve časa prehoda UZ na maltnih prizmah Fig. 4.18: Measurements of ultrasonics transition time through mortar prisms Na zidkih smo izbrali devet merilnih mest (slika 4.19). Meritve smo izvedli tako, da je bil oddajnik postavljen na zadnjo, v klimatski komori neizpostavljeno stran zidka, sprejemnik pa na sprednjo, v klimatski komori izpostavljeno stran zidka. Slika 4.19: Merska mesta in meritve časa prehoda UZ skozi zidke Fig. 4.19: Measuring positions and measurements of ultrasonic transition time through wallets 4.6.1 Določanje hitrosti prehoda UZ na opečnih zidakih Na sliki 4.20 prikazujemo rezultate za hitrost UZ skozi opečne zidake v prečni smeri pred in po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku« (oznake 7-12). Na sedmih opečnih zidakih (oznake 13-19 na sliki 4.20), ki so bili izpostavljeni 25-im ciklom zmrzovanja/tajanja po »JUS postopku«, smo hitrost prehoda UZ določali samo po zmrzovanju/tajanju. Povprečna hitrost prehoda UZ skozi zidake pred zmrzovanjem po »EN postopku« je znašala 1,22 km/s (stdev 0,08), po zmrzovanju pa se je znižala na 1,20 km/s (stdev 0,09). Vizualno po zmrzovanju/tajanju po »EN postopku« poškodb nismo opazili, je pa razlika, čeprav minimalna, lahko posledica očesu prikritih mikro razpok. Povprečna hitrost prehoda UZ skozi zidake po zmrzovanju po »JUS postopku« je ne glede na nižje število ciklov (25), pričakovano nižja kot pri zidakih zmrzovanih po »EN postopku« in znaša 1,18 km/s (stdev 0,06). Vzorci, zmrzovani po »JUS postopku«, so izpostavljeni večjim šokom kot vzorci, zmrzovani po »EN postopku«. Tudi fazi taljenja in segrevanja sta po »JUS postopku« daljši. Hitrost zvoka skozi opečne zidake-prečno I □ □ □ □ □ □ □ □ ■ Pred zmrzovatijem/tajanjem-vodozasičeno □ Po 50 ciklih zmrzovanja/lajanja-vodozasičeno □ Po 25 ciklih zmrzovanja/tajanjapo JUS-vodozasićeno 6 7 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 Oznaka opečnega zidaka Slika 4.20: Hitrosti zvoka skozi opečne zidake pred in po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku« in 25-ih ciklih zmrzovanja po »JUS postopku« Fig. 4.20: Ultrasonics velocities through brick units before and after 50 freeze/thaw cycles according to »EN procedure« and 25 freeze/thaw cycles according to »JUS procedure« Na sliki 4.21 prikazujemo rezultate za hitrosti UZ skozi opečne zidake v prečni in vzdolžni smeri pred in po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku« v suhem in z vodo zasičenem stanju. Povprečna hitrost prehoda zvoka skozi suh opečni zidak pred zmrzovanjem znaša v prečni smeri 1,13 km/s (stdev 0,05), v vzdolžni pa 1,52 km/s (stdev 0,05). Pri meritvah po zmrzovanju v suhem stanju smo dosegli enake povprečne vrednosti kot pred zmrzovanjem, in sicer 1,13 km/s (stdev 0,05) v prečni smeri ter 1,52 km/s (stdev 0,06) v vzdolžni smeri. Povprečna hitrost prehoda zvoka skozi z vodo zasičen opečni zidak pred zmrzovanjem/tajanjem znaša v prečni smeri 1,13 km/s (stdev 0,05), v vzdolžni 1,48 km/s (stdev 0,06). Po zmrzovanju/tajanju se hitrost zvoka skozi z vodo zasičene zidake minimalno poveča: povprečna vrednost v prečni smeri znaša 1,15 km/s (stdev 0,03), v vzdolžni 1,49 km/s (stdev 0,04). Iz dobljenih rezultatov lahko sklenemo, da na opečnih zidakih po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja ni prišlo do poškodb, ki bi jih lahko zaznali z metodo meritve časa prehoda UZ. Slika 4.21: Hitrosti zvoka skozi opečne zidake pred in po 150—ih ciklih zmrzovanja po »EN postopku« Fig. 4.21: Ultrasonics velocities through brick units before and after 150 freeze/thaw cycles according to »EN procedure« 4.6.2 Določanje hitrosti prehoda UZ na maltnih prizmah Meritve časa prehoda UZ na maltnih prizmah M1 in M3a smo opravili pred ter po 50-ih in 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku«. Meritev na maltnih prizmah zmrzovanih po »JUS postopku«, zaradi visoke stopnje poškodovanosti ni bila mogoča. Za razliko od meritev, opravljenih na opečnih zidakih, pri maltah jasno vidimo razlike med meritvami pred in po ciklih zmrzovanja/tajanja. Hitrosti prehoda UZ pred zmrzovanjem/tajanjem so višje na maltnih prizmah M1 kot pri maltnih prizmah M3a, kar sovpada s tlačnimi trdnostmi in upogibnimi trdnostmi, ki so bile prav tako višje pri maltah M1. Povprečne hitrosti prehoda UZ skozi z vodo zasičene maltne prizme M1 in M3a pred zmrzovanjem so prikazane na slikah 4.22 in 4.23. Pri maltnih prizmah M1 znaša povprečna vrednost hitrosti UZ v prečni smeri 1,54 km/s (stdev 0,007), v vzdolžni 1,71 km/s (stdev 0,008), medtem ko je vrednost pri maltnih prizmah M3a v prečni smeri 1,43 km/s (stdev 0,01) in v vzdolžni smeri 1,21 km/s (stdev 0,006). Za obe vrsti malte na slikah 4.22 in 4.23 prikazujemo tudi vrednosti po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja v prečni in vzdolžni smeri. V primeru malte M1 hitrosti prehoda UZ v povprečju padejo za 20 % v prečni in 7 % v vzdolžni smeri. Pri maltah M3a je upad hitrosti UZ še višji in znaša 55 % v prečni in 43 % v vzdolžni smeri. Dve maltni prizmi M3a sta po zmrzovanju/tajanju razpadli, zaradi česar meritev nismo mogli izvesti. Slika 4.22: Hitrosti zvoka skozi maltne prizme M1 pred in po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku« Fig. 4.22: Ultrasonics velocities through mortar prisms M1 before and after 50 freeze/thaw cycles according to »EN procedure« Hitrost zvoka skozi maltne prizme M3a-prečno 1,8 -i 1 1,4 - ■ - « ■ ■ ■i 1,2 - g ■ Pred zmrzovanjeni/tajanjem-vodozasičeno i 10- DPo 50 ciklih zmrzovanja/tajanja-vodozasičeno Ž 5 0,8 - O 0,6 - □ n □ D 0,4 J-i-1-i-i-1-i- 0 3 4 5 Oznaka prizme Slika 4.23: Hitrosti zvoka skozi maltne prizme M3a pred in po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku« Fig. 4.23: Ultrasonics velocities through mortar prisms M3a before and after 50 freeze/thaw cycles according to »EN procedure« Na slikah 4.24 in 4.25 prikazujemo hitrosti prehoda UZ, skozi maltne prizme pred in po 150- ih ciklih zmrzovanja/tajanja. Pri maltnih prizmah M1 smo dobili manjše vrednosti hitrosti pred zmrzovanjem/tajanjem kot pri maltnih prizmah M3a. Iz slik 4.24 in 4.25 vidimo tudi, da je pri večini prizem po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja prišlo do višjega padca hitrosti kot po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja. Po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja hitrosti prehoda UZ v primeru malte M1 padejo od 36 do 77 %, v primeru malte M3a pa od 45 do 68 %. Slika 4.24: Hitrosti zvoka skozi maltne prizme M1 pred in po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku« Fig. 4.24: Ultrasonics velocities through mortar prisms M1 before and after 150 freeze/thaw cycles according to »EN procedure« Slika 4.25: Meritve hitrosti zvoka skozi maltne prizme M3a pred in po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku« Fig. 4.25: Ultrasonics velocities through mortar prisms M3a before and after 150 freeze/thaw cycles according to »EN procedure« Ker pride pri karbonatizaciji do zmanjšanja skupne poroznosti (Elert in sod., 2002), lahko z meritvami prehoda UZ ocenimo napredovanje karbonatizacije. Da bi ocenili napredovanje karbonatizacije maltnih prizem M1, smo primerjali vrednosti prehoda UZ na preskušancih negovanih v običajnih pogojih in sicer na z vodo zasičenih preskušancih pred 50-imi cikli zmrzovanja/tajanja, ko so bili preskušanci stari 181 dni in pred 150-imi cikli zmrzovanja/tajanja na 347 dneh starih preskušancih. Povprečna hitrost prehoda UZ na 181 dni starih maltnih prizmah je znašala 1,54 km/s v prečni in 1,71 km/s v vzdolžni smeri. Hitrost prehoda UZ na maltnih prizmah pri starosti 347 dni se je povečala na 1,65 km/s v prečni in 1,84 km/s v vzdolžni smeri. Primerjava pokaže, da je karbonatizacija ocenjena z meritvami hitrosti zvoka na prizmah M1 po 181 -ih dneh še potekala, vendar ni več bistveno napredovala. Hitrosti UZ se na 347 dni starih preskušancih, v primerjavi s 181 dni starimi preskušanci M1 povišajo za od 7 do 8 %. Ker je napredovanje karbonatizacije glavni pokazatelj trdnosti čistih apnenih malt, je to za nas pomemben podatek pri vrednotenju in primerjavi rezultatov mehanskih preiskav zidkov in maltnih prizem, saj je bila starost preskušancev v času preiskav različna. Primerjavo hitrosti UZ na z vodo zasičenih 185 in 346 dni starih preskušancih smo opravili tudi na maltnih prizmah M3a. Povprečna hitrost prehoda UZ na 185 dni starih preskušancih je znašala 1,43 km/s v prečni in 1,21 km/s v vzdolžni smeri. Pri 346 dni starih preskušancih se je hitrost prehoda zvoka v prečni smeri zmanjšala na 1,10 km/s. V vzdolžni smeri se je minimalno povečala na 1,24 km/s. Medtem ko hitrosti UZ na 346 dni starih preskušancih, v primerjavi z 185 dni starimi preskušanci M3a v vzdolžni smeri ostajajo približno enake, se v prečni smeri zmanjšajo za 24 %. Zmanjšanje hitrosti prehoda UZ s časom bi lahko bila posledica povečanja poroznosti malte M3a s časom ali pa poškodb strukture. Primerjava vrednosti prehoda UZ malt M1 in M3a kaže na bolj porozno strukturo maltnih prizem M3a (manjše hitrosti UZ) v primerjavi z maltnimi prizmami M1. 4.6.3 Določanje hitrosti prehoda UZ na zidkih Na sliki 4.26 prikazujemo hitrosti ultra zvoka, dobljene na opečnih zidkih, pozidanih v malti M1 brez ometa (M1/1) in z ometom (M1/6), pred in po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku« - obakrat v suhem in z vodo zasičenem stanju. Povprečna izmerjena hitrost UZ v suhem stanju pred zmrzovanjem/tajanjem je znašala pri zidku M1/1 brez ometa 1,23 km/s (stdev 0,07), pri zidku M1/6 z ometom pa 1,26 km/s (stdev 0,09). Povprečne hitrosti UZ v vodozasičenem stanju pred zmrzovanjem/tajanjem znašajo pri zidku M1/1 1,26 km/s (stdev 0,07), enako vrednost 1,26 km/s (stdev 0,1) dobimo tudi pri zidku M1/6. Vidimo, da v rezultatih med zidkoma brez in z ometom ni večje razlike. Po zmrzovanju/tajanju so hitrosti prehoda UZ pri obeh zidkih v suhem stanju proti pričakovanjem, verjetno na račun nepopolne osušenosti, nekoliko narasle - pri zidku M1/1 na 1,29 km/s (stdev 0,08), pri zidku M1/6 pa prav tako na 1,29 km/s (stdev 0,1). Sicer so meritve vsebnosti vlage na delih opečnih zidakov, neposredno po preiskavi tlačne trdnosti zidkov pokazale, da je povprečna stopnja vlažnosti zidkov M1 po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja med 0,30 in 0,57 %. Vrednosti hitrosti prehoda UZ v vodozasičenem stanju po zmrzovanju/tajanju pri zidku M1/1 znašajo 1,28 km/s (stdev 0,07). Enako vrednost 1,28 km/s (stdev 0,1) dobimo tudi pri zidku M1/6. Slika 4.26: Hitrosti zvoka skozi opečna zidka M1/1 in M1/6 pred in po 50—ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku« Fig. 4.26: Ultrasonics velocities through brick wallets M1/1 and M1/6 before and after 50 freeze/thaw cycles according to »EN procedure« Enak postopek meritev kot pri zidkih, pozidanih z malto M1, smo ponovili tudi na zidkih, pozidanih z malto M3a brez ometa (M3a/1) in z ometom (M3a/6). Povprečna hitrost UZ suhih zidkov pred zmrzovanjem/tajanjem znaša pri zidku M3a/1 brez ometa 1,34 km/s (stdev 0,06), pri zidku M3a/6 z ometom pa 1,37 km/s (stdev 0,09). Hitrost prehoda UZ v z vodozasičenem stanju pred zmrzovanjem/tajanjem znaša za zidek M3a/1 brez ometa 1,35 km/s (stdev 0,06), pri zidku M3a/6 z ometom pa 1,38 km/s (stdev 0,09). Podobno kot pri zidkih M1 tudi pri zidkih M3a ni bistvenih razlik v rezultatih zidkov brez in z ometom. Prav tako ni večjih razlik med suhimi in vodozasičenimi preskušanci. Vrednosti prehoda UZ, izmerjene po zmrzovanju/tajanju na suhih zidkih, znašajo 1,39 km/s (stdev 0,08) pri zidku M3a/1 in 1,06 km/s (0,19) pri zidku M3a/6. Po zmrzovanju/tajanju znašajo vrednosti prehoda UZ na vodozasičenih zidkih 1,38 km/s (stdev 0,05) pri zidku M3a/1 brez ometa in 1,1 km/s (stdev 0,15) pri zidku M3a/6 z ometom. Rezultati meritev, opravljenih na zidku M3a/6 z ometom pred in po zmrzovanju/tajanju, kažejo na zelo dobro povezavo z dejanskim stanjem. Na zidku M3a/6 se je, za razliko od zidka M1/6, tudi po zmrzovanju/tajanju ohranil omet, ki pa je na večini mest že izgubil adhezijo z opečno podlago. Posledica tega je bila, da so meritve po zmrzovanju/tajanju potekale čez »dodatno« plast zraka med opeko in ometom, kar se je pokazalo pri bistvenem upadu hitrosti zvoka. Rezultati hitrosti prehoda UZ na zidkih potrjujejo ugotovitve vizualnega pregleda - na opečnih zidakih po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja ni vidnih poškodb. Iz primerjave rezultatov vidimo dokaj velik raztros meritev med posameznimi merilnimi točkami, kar je najverjetneje posledica heterogenosti strukture opečnih zidakov. Slika 4.27: Hitrosti zvoka skozi opečna zidka M3a/1 in M3a/6 pred in po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku« Fig. 4.27: Ultrasonics velocities through brick wallets M3a/1 and M3a/6 before and after 50 freeze/thaw cycles according to »EN procedure« 4.7 Meritve osnovne resonančne frekvence in določanje dinamičnega modula elastičnosti Meritve osnovne resonančne frekvence (ORF) so nam omogočile posredno oceno mehanskih lastnosti preskušancev (opečnih zidakov in maltnih prizem) pred in po zmrzovanju/tajanju. Zmanjšanje ORF oziroma dinamičnega modula elastičnosti (DME) je namreč lahko pokazatelj formiranja mikro razpok, ki jih s prostim očesom ne vidimo. Na osnovi meritev ORF smo skladno s standardom SIST EN 14146:2004 na maltnih prizmah določili tudi (DME. Meritev smo izvedli z napravo Erudite MK IV proizvajalca CNS Farnell. ORF smo določali z neprestanim longitudinalnim vzbujanjem (slika 4.28). Slika 4.28: Postavitev pretvornikov za longitudinalno nihanje pri meritvah osnovne resonančne frekvence Fig. 4.28: Set up of the transducers for longitudinal oscillations by measuring of the fundamental resonance frequency Oznake na sliki 4.28 imajo sledeč pomen: 1 - oddajnik, 2 - sprejemnik, 3 - preskušanec, 4 -podpora, l - dolžina preskušanca). Na podlagi meritev ORF lahko za palične preskušance (v našem primeru maltne prizme) določimo DME: EdL = 4-10-6 • l2 • Fl • p , (4.4) kjer je l dolžina preskušanca v cm, FL osnovna resonančna frekvenca (ORF) v Hz in p navidezna gostota preskušanca v kg/m3. Na sliki 4.29 prikazujemo izvedbo meritev ORF na opečnem zidaku in maltni prizmi. Slika 4.29: Meritev osnovne resonančne frekvence na opečnem zidaku (levo) in maltni prizmi (desno) Fig. 4.29: Measuring of the fundamental resonance frequency on brick unit (left) and mortar prism (right) Enako kot pri meritvah UZ smo tudi pri meritvah ORF meritve izvajali v dveh sklopih. V prvem sklopu smo preiskali šest posamičnih vzorcev opečnih zidakov in maltnih prizem pred in po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku«. V drugem sklopu smo preiskali osem vzorcev opečnih zidakov ter trije vzorci maltnih prizem pred in po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku«. Meritve na opisanih vzorcih (razen za opečne zidake po 25-ih in 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja) smo opravili za štiri različna stanja vzorcev: - suh vzorec (pred zmrzovanjem/tajanjem), - z vodo zasičen vzorec (pred zmrzovanjem/tajanjem), - z vodo zasičen vzorec (po zmrzovanju/tajanju), - suh vzorec (po zmrzovanju/tajanju). V vsakem izmed navedenih stanj vlažnosti in izpostavljenosti smo meritve na opečnih zidakih in maltnih prizmah izvedli trikrat. Preskušance smo pred meritvami v z vodo zasičenem stanju kondicionirali z namakanjem v vodi minimalno 5 dni, pred meritvami v suhem stanju (v primeru maltnih prizem in opečnih zidakov), pa sušili do konstantne mase. 4.7.1 Meritve ORF na opečnih zidakih Meritve ORF na opečnih zidakih pred in po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku« ter po 25-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »JUS postopku prikazujemo na sliki 4.30. Velik raztros rezultatov ne omogoča korektnega vrednotenja rezultatov. Povprečna vrednost osnovne resonančne frekvence opečnih zidakov z oznakami od 7 do 12 pred zmrzovanjem znaša 988 Hz, pri čemer je standardni odklon meritev kar 209 Hz. Po 50-ih ciklih zmrzovanja po »EN postopku« se povprečna vrednost nasprotno od pričakovanj poviša na 1097 Hz s standardnim odklonom meritev 131,7 Hz. Povprečna vrednost meritev po 25-ih ciklih zmrzovanja po »JUS postopku« (oznake od 13 do 19) znaša 1.123 Hz s standardnim odklonom meritev 66,8 Hz. Osnovna resonančna frekvenca opečnih zidakov 1400 -i- O * n 1 1200 - ^ o o O o " o O o - ■s u £ 800 g 600 o E 400 O o c ">00 - • fred zmrzovanjem/tajatijem-vodozasičeno O O Po 50 ciklih zmrzovanja/tajanja-vodozasičeno g O Po 25 ciklih zmrzovanja/tajanjapo JUS-vodozasičeno 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 Oznaka opečnega zidaka Slika 4.30: Osnovna resonančna frekvenca (ORF) opečnih zidakov pred in po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku« ter 25-ih ciklih zmrzovanja po »JUS postopku« Fig. 4.30: Basic resonance frequency of brick units before and after 50 freeze/thaw cycles according to »EN procedure« and 25 freeze/thaw cycles according to »JUS procedure« Na sliki 4.31 prikazujemo vrednosti ORF pred in po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku« za suhe in z vodo zasičene vzorce. Povprečna vrednost ORF opečnih zidakov v suhem stanju znaša 1.142 Hz (stdev 115,9 Hz) in se po 150-ih ciklih zmrzovanja zniža na 1.129 Hz (stdev 111,7 Hz). Nekoliko višje so razlike pri meritvah v vodozasičenem stanju, kjer je povprečna vrednost ORF pred zmrzovanjem 1.131 Hz (stdev 97,6 Hz), po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja pa pade na 1083 Hz (stdev 164,6 Hz). Čeprav se vrednosti, določene po zmrzovanju/tajanju, nekoliko zmanjšajo (1,0 % za suhe in 4,2 % za z vodozasičene vzorce), zaradi relativno velikega raztrosa rezultatov, ne moremo sklepati o zmanjšanju ORF pri vzorcih izpostavljenih zmrzovanju/tajanju. 1400 1 1200 o ■j S looo > V a 800 s »u 2 600 Osnovna resonančna frekvenca opečnih zidakov 400 200 o • • 9 • 8 ; ? s s 8 • 8 o • o 0 • 0 • Pred zmrzovanjem/tajanj em-suho • Pred zmrzovanjem/tajaiijem-vodozasičeno o Po 150 ciklih zmrzovmija/tajmija-sulio O Po 150 ciklih zmrzovanja/tajanja-vodozasičeno 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 Oznaka opečnega zidaka Slika 4.31: Osnovna resonančna frekvenca (ORF) opečnih zidakov pred in po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku« Fig. 4.31: Basic resonance frequency of brick units before and after 150 freeze/thaw cycles according to »EN procedure« 4.7.2 Meritve ORF in določanje DME na maltnih prizmah DME smo določili na maltnih prizmah M1 in M3a pred in po 50-ih ter 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku«. Na sliki 4.32 prikazujemo izmerjene vrednosti na maltnih prizmah M1 in M3a pred in po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku«. Pri tem gre v primeru malte M1 večji raztros rezultatov in višje vrednosti po zmrzovanju/tajanju pripisati dejstvu, da meritev pred in po zmrzovanju nismo opravili na istih vzorcih. Povprečna vrednost DME maltnih prizem M1 pred zmrzovanjem je znašala 451 MPa (stdev 131), po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja pa 463 MPa (stdev 134). Veliko bolj se z evidentiranim stanjem poškodb po zmrzovanju/tajanju skladajo meritve, opravljene na maltnih prizmah M3a. Povprečni DME maltnih prizem M3a namreč znaša pred zmrzovanjem 464 MPa (stdev 73) po zmrzovanju pa pade kar za 62 %, na 176 MPa (stdev 59). Slika 4.32: Dinamični modul elastičnosti (DME) maltnih prizem M1 in M3a pred in po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku« Fig. 4.32: Dynamic modulus of elasticity of mortar prisms M1 and M3a before and after 50 freeze/thaw cycles according to »EN procedure« Na sliki 4.33 prikazujemo vrednosti DME določene na maltnih prizmah M1 in M3a pred in po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku«. Primerjava med vrednostmi suhih maltnih prizem M1 in M3a pred zmrzovanjem pokaže, da znaša povprečna vrednost DME pri malti M1 388 MPa (stdev 111), pri malti M3a 249 MPa (stdev 27). Preskušanci pripravljeni iz malte M1, so torej že v osnovi bolj togi kot preskušanci iz malte M3a. To je bilo mogoče opaziti tudi pri vrednotenju poškodovanosti zidkov po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja, ko je omet M1 z zidkov skoraj v celoti odpadel, omet M3a pa se je kljub izgubi adhezije na podlagi obdržal. DME po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja se pri suhih maltnih prizmah M1 zmanjša za 63 %, pri z vodo zasičenih pa kar za 87 %. Pri maltnih prizmah M3a se DME zmanjša za 73 % pri suhih in 57 % pri z vodo zasičenih preskušancih. Slika 4.33: Dinamični modul elastičnosti (DME) maltnih prizem M1 in M3a pred in po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku« Fig. 4.33: Dynamic modulus of elasticity of mortar prisms M1 and M3a before and after 150 freeze/thaw cycles according to »EN procedure« Podobno kot pri meritvah UZ smo na maltnih prizmah M1 in M3a primerjali tudi DME na vodozasičenih preskušancih negovanih v običajnih pogojih in sicer pred 50-imi cikli zmrzovanja/tajanja, ko so bili preskušanci stari 181 dni (185 dni pri M3a), in pred 150-imi cikli zmrzovanja na 347 dni (346 dni pri M3a) starih preskušancih. Povprečna vrednost DME na 181 dni starih maltnih prizmah M1 je znašala 451 MPa (stdev 131), na 347 dni starih pa 564 MPa (stdev 71). Pri maltnih prizmah M3a smo na 185 dni starih prizmah dobili DME 464 MPa (stdev 73), na 346 dni starih prizmah pa manjšo vrednost in sicer 425 MPa (stdev 17). Čeprav je raztros rezultatov relativno velik, lahko glede na višje vrednosti DME pri maltnih prizmah M1 v primerjavi z maltnimi prizmami M3a sklepamo, da je struktura materiala pri maltah M1 bolj homogena oziroma manj porozna kot pri maltah M3a. Podobno smo ugotovili že s preiskavami hitrosti prehoda UZ v točki 4.6.3. Glede na vrednosti DME je homogenost malte M1 med 181 in 347 dnevi starosti preskušancev naraščala, pri malti M3a med 185 in 346 dnevi starosti pa zmerno padala oziroma se ni bistveno spremenila. Večja homogenost starejših vzorcev M1 bi sicer lahko bila posledica napredujoče karbonatizacije, kot smo ugotavljali pri meritvah prehoda UZ, vendar zaradi velikega raztrosa rezultatov tega ni mogoče z zanesljivostjo trditi. 4.8 Pomožne preiskave za odkrivanje in vrednotenje poškodovanih območij V okviru ugotavljanja in vrednotenja poškodovanosti preskušancev izpostavljenih zmrzovanju/tajanju, smo se med potekom preiskav odločili za uporabo dveh dodatnih metod: termografske meritve in metodo s 3D optičnim skenerjem. Metodi sta se izkazali kot zelo koristni - termografske meritve v smislu odkrivanja, analiza s 3D optičnim skenerjem v smislu vrednotenja odkritih poškodb. 4.8.1 Termografske meritve Standard SIST EN 13187:2000, ki obravnava kvalitativno zaznavanje toplotnih nepravilnosti v ovoju zgradbe, definira termografijo kot določevanje in predstavitev razporeditve površinske temperature z meritvami toplotnega sevanja, ki leži v infrardečem delu elektromagnetnega sevanja. Struktura zidov na splošno, predvsem pa struktura zidov starejših zidanih stavb, je zaradi različnih materialov (opeke, kamnov, malte, ometa, lesa, itd.) z različnimi toplotnimi lastnostmi izrazito nehomogena (Bosiljkov in sod., 2010). Širjenje toplote skozi zidove je odvisno od toplotne prevodnosti in toplotne kapacitete materialov ter možnih nepravilnosti v konstrukciji. Motnje toplotnega toka zaradi nehomogene sestave ali poškodb preiskovanega predmeta se odražajo v spremenjeni površinski temperaturi, kar lahko zaznamo s pomočjo termografske kamere. Termografske meritve se pri starejših stavbah uporabljajo za odkrivanje in oceno skritih poškodb v ovoju stavbe, kot so razpoke, odstopanje ometa ali opeke in nezadostna zapolnjenost maltnih spojnic. Pri novejših stavbah so meritve s termokamero uporabne za odkrivanje konstrukcijskih napak, ki povzročajo toplotne mostove. V našem primeru smo metodo uporabili za določitev poškodb na površini zidka M1/5 ob koncu tretjega sklopa zmrzovanja/tajanja pri efektivnem številu 150 ciklov po »EN postopku«. Termografske meritve smo izvedli s termokamero Thermacam P20 proizvajalca FLIR (Forward Looking InfRared). Območja poškodovanosti, kjer se je površinska temperatura razlikovala od temperature nepoškodovane površine, smo najbolje videli pri ekstremnih temperaturah - v fazi zmrzovanja (načrtovana temperatura -15 ± 3 °C) in v fazi segrevanja (načrtovana temperatura + 20 ± 3 °C). Na termografskem posnetku na sliki 4.34 prikazujemo območja poškodb opečnega zidka M1/5, na katerem smo termografske meritve izvedli v fazi tajanja. Spremenjeno površinsko temperaturo smo evidentirali na mestih, kjer je prišlo do površinske delaminacije opečnih zidakov in posledično do formiranja »zračnih žepov«. Na teh delih smo izmerili površinsko temperaturo do +16 °C, medtem ko ima nepoškodovana površina zidka površinsko temperaturo okoli +2 °C. Območja zidka, na katerih so se pojavile površinske poškodbe opečnih zidakov, so lepo vidne tudi na digitalnem posnetku zidka M1/5, prikazanem na sliki 4.34. Slika 4.34: Termografski posnetek (levo) in digitalni posnetek (desno) opečnega zidka M1/5 v fazi tajanja Fig. 4.34: Thermographic (left) and digital (right) image of brick wallet M1/5 in thawing phase Predvidevamo lahko, da bi s termografskimi meritvami lahko identificirali tudi območja poškodovanosti oziroma zmanjšane adhezije ometa na opečnem zidku M3a/6, na katerem termografskih meritev sicer nismo izvajali. Sodeč po rezultatih izvedenih termografskih preiskav na zidku M1/5, kjer je bilo zaradi delno odkrušenih opek vidno območje spremembe površinskih temperatur, bi na zidku M3a/6 prišlo do spremenjene površinske temperature povsod tam, kjer so zaradi zmanjšane adhezije ometa nastali »zračni žepi«. 4.8.2 Podrobna analiza poškodovanih območij s 3D optičnim skenerjem 3D optični skener ATOS I omogoča, poleg natančnega snemanja površine in vrednotenja prostornine celotnega posnetega modela, tudi vrednotenje izbranih območij modela. Kot podporo vizualni oceni poškodb, lahko poškodovana območja natančno identificiramo in poškodbe tudi kvantitativno ovrednotimo. V našem primeru smo vrednotili območja poškodb - odkruškov in izjed na opečnem zidku M1/6. Ta se pojavijo kot posledica izpostavljenosti zmrzovanju/tajanju po »EN postopku«. Pri opečnem zidku M1/6 pride po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja predvsem na račun izjed maltnih spojnic, deloma pa tudi odkruškov opečnih zidakov do 0,35 % (108,5 cm3) skupne izgube materiala glede na začetno stanje (preglednica 4.2). Na sliki 4.35 prikazujemo 3D model zidka M1/6 s prikazom najbolj poškodovanih območij. Globino izjed in odkruškov smo tudi številčno ovrednotili. (mm) Slika 4.35: 3D model zidka M1/6 s podrobneje analiziranimi območji poškodb Fig. 4.35: 3D model of the wallet M1/6 with damaged areas analysed in detail Poškodbe, prikazane na sliki 4.35, se stopnjujejo od 3,0 mm globokega odkruška opečnega zidaka na zgornjem robu zidka do odkruška opeke v osrednjem levem delu do globine 6,0 mm. Analiza navpične spojnice v zgornjem levem delu zidka pokaže, da je malta na tem delu izjedena do globine 20,0 mm. 4.9 Mehanske lastnosti konstitucijskih materialov in stičnega območja 4.9.1 Preiskave malte v svežem stanju Opečne zidke in trojčke, pozidane z maltama M1 in M3a, smo gradili v dveh serijah (v vsaki seriji je bilo zgrajenih po 12 zidkov) in pri vsaki izmed serij izvajali preiskave sveže malte. Pri tem smo določali razlez po standardu SIST EN 1015-3:2001, prostorninsko maso po standardu SIST EN 1015-6:1999 in poroznost po standardu EN 1015-7:1999. Čeprav smo z izbranim načinom nege zidakov pred zidanjem (5 minut namakanja in 1 minuto odcejanja) zidaku načeloma zagotovili dovolj vode, da ni prišlo do pretiranega srka vode iz malte, smo zaradi pomembnega vpliva, ki jo lahko ima na kakovost stičnega območja sposobnost malte, da zadržuje vodo, vseeno preverili tudi sposobnost zadrževanja vode. Povečana izguba vode iz malte zaradi kapilarnega srka porozne podlage namreč lahko vodi do poslabšanja mehanskih lastnosti malte in stičnega območja med malto in zidakom. Sposobnost zadrževanja vode malt M1 in M3a smo preverili skladno s standardom PSIST prEN 10158:2001. Dobljene lastnosti malt M1 in M3a v svežem stanju, podane v preglednicah 4.4 in 4.5, se bistveno ne razlikujejo. Razleza, izmerjena v prvi seriji sta si zelo blizu (14,1 mm pri M1 in 13,9 mm pri M3a), pri drugi seriji pa sta enaka in za obe malti znašata 13,3 mm. Poroznost sveže malte je nekoliko nižja pri malti M3a (3,4 in 3,8 %) kot pri malti M1 (4,1 % v obeh serijah). Rezultati sposobnosti zadrževanja vode se gibljejo med 95 in 96 %, pri čemer so razlike minimalne - med obema vrstama malt in tudi med posameznimi serijami. Preglednica 4.4: Rezultati preiskav malt M1 v svežem stanju Table 4.4: Properties of mortars Ml in fresh state Razlez Prostorninska masa Poroznost Sposobnost (mm) (kg/m3) (%) zadrževanja vode (%) M1 - 1.serija (3 meritve pri vsaki preiskavi) povprečje stdev 14,1 2.043 4,1 0,1 9,9 0,2 96,2 0,4 cov 0,9 % 0,5 % 4,9 % 0,4 % M1 - 2.serija (3 meritve pri vsaki preiskavi) povprečje stdev 13,3 2.058 4,1 0,1 1,5 0,3 95,8 0,4 cov 1,1 % 0,1 % 6,5 % 0,4 % Preglednica 4.5: Rezultati preiskav malt M3a v svežem stanju Table 4.5: Properties of mortars M3a in fresh state Razlez Prostorninska masa Poroznost Sposobnost (mm) (kg/m3) (%) zadrževanja vode (%) M3a - 1.serija (3 meritve pri vsaki preiskavi) povprečje stdev 13,9 2.046 3,4 0,2 4,0 0,0 96,3 0,4 cov 1,2 % 0,2 % 0,0 % 0,4 % M3a - 2.serija (3 meritve pri vsaki preiskavi) povprečje stdev 13,3 2.055 3,8 0,3 4,7 0,4 95,2 0,4 cov 1,9 % 0,2 % 10,7 % 0,5 % 4.9.2 Preiskave malt v strjenem stanju Na strjenih maltnih prizmah smo določali upogibno trdnost in tlačno trdnost skladno s standardom SIST EN 1015-11:2001, koeficient kapilarnega vpijanja vode po (modificiranem) standardu SIST EN 1015-18:2004 in merili časovni razvoj deformacij kot posledica krčenja malt. V preglednici 4.6 in 4.7 podajamo rezultate preiskav tlačnih in upogibnih trdnosti maltnih prizem M1 in M3a pred in po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku«. Rezultati kažejo, da je tlačna trdnost pri obeh vrstah malte po zmrzovanju celo nekoliko višja kot pri vzorcih negovanih v običajnih pogojih. V primeru malte M1 so tlačne trdnosti zmrzovanih vzorcev od 1,3 do 11,3 % višje od vzorcev, negovanih v običajnih pogojih. Pri malti M3a je ta prirastek še nekoliko višji in znaša med 7,6 in 14,2 %. Notranje poškodbe, ki so nastale kot posledica obremenjevanja s cikli zmrzovanja/tajanja, ki smo jih evidentirali z meritvami časa prehoda UZ in določanjem DME, na tlačno trdnost niso imele pomembnega vpliva. Višje tlačne trdnosti maltnih prizem po zmrzovanju/tajanju, so lahko posledica napredujoče karbonatizacije (M1) oziroma hidratacije (M3a) zaradi višje starosti vzorcev in/ali pospešene karbonatizacije oziroma hidratacije zaradi ugodnih pogojev v klimatski komori (vlaženje vzorcev, kroženje zraka, rel. vlažnost med 40 in 60 %). Po pričakovanju se je notranja poškodovanost vzorcev kot posledica ciklov zmrzovanja/tajanja veliko bolj odrazila na upogibnih trdnostih. Te so bile po ciklih zmrzovanja/tajanja v obeh primerih nižje kot pri običajno negovanih vzorcih - pri malti M1 od 41 do 43 %, pri malti M3a pa od 53 do 61 %. Preglednica 4.6: Rezultati preiskav tlačne in upogibne trdnosti maltnih prizem M1 Table 4.6: Compressive and flexural strength of mortar prisms M1 fcm (MPa) fm (MPa) starost število M1 - 1.serija, običajni pogoji povprečje 2,82 1,05 210 5/6 stdev 0,09 0,07 cov 3 % 7 % M1 - 2.serija, običajni pogoji povprečje 3,10 1,01 220 3/3 stdev 0,09 0,10 cov 3 % 10 % M1 - 2.serija, 50 ciklov zmrzovanja po EN povprečje 3,14 0,60 275 4/3 stdev 0,12 0,12 cov 4 % 19 % Preglednica 4.7: Rezultati tlačnih in upogibnih preiskav maltnih prizem M3a Table 4.7: Compressive and flexural strength of mortar prisms M3a fcm (MPa) ffm (MPa) starost število M3a - 1.serija, običajni pogoji povprečje 2,47 0,38 210 3/6 stdev 0,18 0,06 cov 7 % 15 % M3a - 2.serija, običajni pogoji povprečje 2,62 0,33 200 3/3 stdev 0,22 0,07 cov 8 % 22 % M3a - - 2.serija, 50 ciklov zmrzovanja po EN povprečje 2,82 0,20 260 6/3 stdev 0,19 0,01 cov 7 % 7 % Za določitev koeficienta kapilarnega vpijanja vode smo za vsako izmed analiziranih malt uporabili po tri preskušance, in sicer polovice prizem 4 x 4 x 16 cm, preostale po opravljenem preskusu upogibne natezne trdnosti. Po preskusu upogibne natezne trdnosti smo stranske ploskve preskušancev oblepili z lepilnim trakom in zatesnili s silikonskim kitom z namenom preprečiti izhlapevanje vode na straneh. Zgornja in spodnja ploskev preskušancev sta ostali neoblepljeni. Preskušanci so bili s prelomljeno ploskvijo spodaj (slika 4.36 levo) postavljeni v posodo z 1 cm vode. Količino vsrkane vode smo določili na podlagi razlike med maso preskušancev, ki so bili stehtani v različnih časovnih intervalih po stiku z vodo, in sicer 0 minut (suh vzorec), 15 minut, 30 minut, 60 minut, 90 minut, 24 ur, 7 dni, 14 dni in 28 dni. Iz slike 4.36 desno vidimo, da v prvi uri preiskave pri obeh maltah vrednosti kapilarnega srka strmo naraščajo. Po eni uri preiskave znaša kapilarni srk malte M1 8.280 g/m2, pri malti M3a pa je več kot dvakrat večji in sicer 17.950 g/m2. Vrednosti kapilarnega srka nato zmerno naraščajo vse do 28. dne preiskave in se pri malti M1 ustalijo pri 14.050 g/m2, pri malti M3a pri 20.730 g/m2. Količina vsrkane vode je torej pri malti M3a za približno 48 % višja kot pri malti M1. Podobno smo ugotavljali tudi pri preiskavah vodovpojnosti v točki 4.1, kjer smo pri malti M3a dobili 42 % višje vrednosti v primerjavi z malto M1. Čas (h1/:) Slika 4.36: Rezultati meritev kapilarnega srka maltnih prizem M1 in M3a Fig. 4.36: Results of water absorption due to capillary action of mortar prisms M1 and M3a Na maltah M1 in M3a smo spremljali tudi časovni razvoj deformacij, ki se pojavijo kot posledica krčenja malte. Uporabili smo opremo razvito na Katedri za preskušanje materialov in konstrukcij na FGG. Pri meritvah vsake izmed malt smo uporabili štiri kalupe dimenzij 2 x 6 x 25 cm in osem merilcev pomikov (dva za vsak preskušanec) z natančnostjo 10 p.m. Glavna prednost merilne opreme je, da omogoča spremljanje deformacij od samega začetka, torej od vgradnje malte v kalup. Opisana merilna oprema omogoča tudi boljšo oceno dejanskega (in situ) obnašanja malt v primerjavi z bivšim jugoslovanskim standardom JUS B.C8.029, po katerem se običajno izvajajo meritve deformacij zaradi krčenja malt. Omenjeni standard predvideva, da se preskušanci pred začetkom meritev pustijo v kalupu najmanj tri dni, da dosežejo ustrezno trdnost. Kot prikazujemo na sliki 4.37, se je pri obeh maltah večji del deformacij zaradi krčenja oblikoval v prvih treh dneh od vgraditve malt v kalupe (11,5 %% pri M1 in 9,2 % pri M3a). Podoben rezultat je dobil tudi Bosiljkov (2000), ki je ugotavljal, da lahko pri apnenih maltah, pri katerih začnemo z meritvami krčenja, ko so le-te stare tri dni, pričakujemo zgolj 0,2 % prirastka vrednosti krčenja v obdobju dveh mesecev. Podobno kot pri preiskavah spremembe prostornine injekcijskih mešanic (točka 3.4, preglednica 3.10), ima dodatek žlindre tudi pri maltah ugoden vpliv na velikost deformacij zaradi krčenja. Slika 4.37: Povprečne deformacije malt M1 in M3a zaradi krčenja - prikaz postopka in rezultati Fig. 4.37: Average deformations due to shrinkage of mortars M1 and M3a - measurement procedure and results 4.9.3 Določanje površinske odpornosti malte s »scratch« testom Da bi ocenili površinsko odpornost malte pred in po zmrzovanju/tajanju, smo uporabili tako imenovani »scratch« test. Razvoj »scratch« testa je narekovala potreba po preprosti metodi, s katero bi lahko na terenu ovrednotili odpornost zidarske malte (Lawrence in Samarasinghe, 1998). Preliminarni rezultati kažejo, da so glavni dejavniki, ki vplivajo na površinsko odpornost malte, način zaključne obdelave spojnic, vrsta malte in vrsta uporabljenega agregata (Testone in sod., 2004). Osnovni princip testa je meritev odpornosti malte pri vrtanju s svedrom križnega prereza s premerom 6 mm s pritiskom, ki se izvaja preko vzmeti s togostjo 0,78 N/mm (slika 4.38). Meritev poteka tako, da instrument pritrdimo v izbrani točki, zavrtimo sveder za dva polna obrata, ga uravnovesimo, nato pa po petih polnih obratih odčitamo rezultat. Rezultat meritve je globina penetracije v mm, ki jo imenujemo »scratch« indeks in je določen kot povprečna vrednost meritev na najmanj petih lokacijah. V preglednici 4.8 podajamo rezultate »scratch« testa, izvedenega na opečnem zidku M1/5 in opečnem zidku M3a/6 pred in po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja. Da bi pridobili čim večjo bazo rezultatov, smo na obeh zidkih pred in po zmrzovanju/tajanju izvedli pet meritev na zgornji vodoravni spojnici, pet meritev na spodnji vodoravni spojnici in pet meritev na srednji navpični spojnici. Meritve smo obakrat izvedli v z vodo zasičenem stanju. Slika 4.38: Izvedba »scratch« testa na zidku M1/5 pred zmrzovanjem/tajanjem Fig. 4.38: Scratch test on wallet M1/5 before exposure to freeze/thaw cycles Preglednica 4.8: Rezultati »scratch« testa na zidkih M1 in M3a Table 4.8: Scratch test results on wallets M1 and M3a »Scratch« indeks v običajnih pogojih so (mm) »Scratch« indeks po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja siso (mm) Opečni zidek M1 (15 meritev, starost 348/369 dni) povprečje 0,36 0,64 stdev 0,08 0,10 cov 21,8 % 15 % Opečni zidek M3a (15 meritev, starost 347/368 dni) povprečje 0,21 0,38 stdev 0,05 0,04 cov 25,2 % 10,8 % Rezultati meritev, podani v preglednici 4.8, kažejo, da je globina penetracije v malto M1 izmerjena s »scratch« testom za okoli 71 % višja kot pri malti M3a. »Scratch« indeks namreč znaša v primeru malte M1 0,36 mm, pri malti M3a pa 0,21 mm. Po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja se globina penetracije v malti M1 poviša za 78 %, in sicer na 0,64 mm, pri malti M3a pa za 81 %, to je na 0,38 mm. Malta M3a v osnovi in tudi po zmrzovanju/tajanju izkazuje višjo površinsko odpornost v primerjavi z malto M1. Stopnja zmanjšanja površinske odpornosti malte ovrednotena s »scratch« testom je po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja pri obeh vrstah malte primerljiva. 4.9.4 Tlačna trdnost opečnih zidakov Tlačno trdnost opečnih zidakov smo določali po standardu SIST EN 772-1:2002. Da bi zagotovili ravnost in medsebojno vzporednost obremenjenih površin, smo jih pred tlačno preiskavo izravnali s cementno pasto. Za zagotovitev kakovostnega stika med cementno pasto in zidaki, smo morali le-te pred izvedbo izravnave namočiti. Da bi zagotovili primerljivo stopnjo vlažnosti vzorcev, smo pred preiskavo tlačne trdnosti vse vzorce sušili do konstantne mase pri 105 °C ± 5 °C. Preiskavo tlačne trdnosti (slika 4.39) smo izvedli na hidravlični preši kapacitete 5.000 kN z enakomernim nanašanjem sile vse do porušitve. Slika 4.39: Opečni zidak pred (levo) in po preiskavi tlačne trdnosti (desno) Fig. 4.39: Brick unit before (left) and after compressive strength test (right) Povprečno tlačno trdnost opečnega zidakafb smo izračunali po enačbi: fb = A , (4.5) kjer je F, maksimalna sila, A, obremenjena površina opečnega zidaka. Normirano tlačno trdnost opečnega zidakafbc smo izračunali po enačbi: fbc = fb-»S, (4.5) kjer je a koeficient kondicioniranja (0,8 - vzorci sušeni do konstantne mase pri 105 °C ± 5 °C, 1,0 - vzorci 14 dni negovani v laboratorijskih pogojih, 1,2 - z vodo zasičeni vzorci) in S oblikovni koeficient. V preglednici 4.9 vidimo da pri opečnih zidakih, hranjenih v običajnih pogojih, in opečnih zidakih, izpostavljenih 50-im ciklom zmrzovanja po »EN postopku«, ni večjih razlik. Povprečna normirana tlačna trdnost fbc znaša za opečne zidake hranjene v običajnih pogojih 32,2 MPa, za zidake izpostavljene 50-im ciklom zmrzovanja/tajanja pa 32,1 MPa. Glede na poškodovanost vzorcev po 25-ih ciklih zmrzovanja po »JUS postopku« dobimo v tem primeru pričakovano najnižje vrednosti, in sicer 26,6 MPa. Preglednica 4.9: Rezultati tlačnih preiskav opeke Table 4.9: Compressive strenghts of analysed brick units fb fbc a 3 (MPa) (MPa) (-) (-) Običajni pogoji povprečje 49,7 32,2 0,8 0,81 stdev 2,8 cov 7 % 50 ciklov zmrzovanja po »EN postopku« povprečje 49,6 32,1 0,8 0,81 stdev 3,8 cov 8 % 25 ciklov zmrzovanja po »JUS postopku« povprečje 41,1 26,6 0,8 0,81 stdev 2,2 cov 5 % 4.9.5 Lastnosti stičnega območja med malto in zidakom Če želimo pojasniti določene mehanske, fizikalne in trajnostne lastnosti zidovine, ki predstavlja kompozitni material iz zidakov in malte, moramo kot tretji sestavni del kompozita (poleg zidaka in malte) vpeljati stično območje med zidakom in malto v spojnici. Stično območje debeline nekaj p,m ima določene specifične lastnosti v primerjavi z nakopičeno malto v spojnici. Običajno je bolj porozno in ima nižje trdnostne karakteristike. Zato velikokrat prav stično območje kontrolira velikost napetosti, ki se lahko prenašajo med zidaki in malto v spojnicah. Na mehanske, fizikalne in trajnostne lastnosti stičnega območja vpliva veliko dejavnikov. Najpomembnejši med njimi so lastnosti zidaka (sestava, struktura površine, vlažnost in vodovpojnost), lastnosti malte (sestava, dodatki, zrnavostna sestava peska, poroznost in sposobnost zadrževanja vode), okolje (prašnost zidakov, temperatura in relativna vlaga), način zidanja in nega preskušancev (Bokan-Bosiljkov in sod., 1997). Nekateri avtorji kot najpomembnejši samostojni dejavnik, ki vpliva na lastnosti stičnega območja, izpostavljajo stopnjo začetne vodovpojnosti zidakov (Goodwin in West, 1980). Drugi ugotavljajo, da ima na trdnost stika prevladujoč vpliv prisotnost nadmernih zrn v agregatu 0/4 mm, tako da vpliv ostalih dejavnikov ne pride do veljave (Bokan-Bosiljkov in sod., 1997). Prisotnost večjih zrn v stiku namreč zmanjša aktivno stično površino in s tem tudi trdnost stika med malto in zidaki (Bosiljkov, 2000). Lawrence in Cao (1987) sta ugotovila, da na trdnost stika med malto in zidaki vplivajo predvsem hidratacijski produkti cementne malte, ki se tvorijo na površini zidakov in prodirajo v pore zidakov. Pri tem ima pomembno vlogo začetna vlažnost zidakov. Detajlno študijo različnih parametrov, ki vplivajo na stično območje med malto in zidakom, je opravil Groot (1993). Avtor poudarja, da na tvorbo hidratacijskih produktov cementne malte v območju stika vpliva predvsem transport vode med malto in zidakom. Ta je odvisen od vodovpojnosti zidakov in sposobnosti zadrževanje vode pri malti. Armelao s sodelavci (2000) je pri preiskavah stika zidaka in apnene malte izpostavil možnost, da apno prodira v opečne zidake in karbonatizira v porah zidakov. To vodi do adhezije med malto in zidakom. Za določitev lastnosti stičnega območja med malto in zidakom smo uporabili t.i. triplet test, ki smo ga izvedli skladno s standardom SIST EN 1052-3:2004. Standardne preiskave za določanje strižne trdnosti s triplet testom nam veliko povedo o pričakovani strižni trdnosti stičnega območja, vendar z njimi ne moremo zajeti vpliva zidarske zveze in zapolnjenosti navpičnih spojnic (Bosiljkov, 2000). Da bi določili začetno strižno trdnost oziroma adhezijo med malto in opeko v naležni spojnici, moramo strižne preiskave izvesti pri treh ravneh predkompresijske napetosti: 0,2 MPa, 0,6 MPa in 1,0 MPa. V našem primeru je bilo za prvo raven potrebno vnesti silo velikosti 6 kN, za drugo raven 18 kN in za tretjo 30 kN. Da bi zagotovili konstantno predobremenitev, smo morali izdelati poseben okvir, ki je objel preiskušanec. Okvir smo sestavili iz togih jeklenih prečk, zalitih z betonom. Na sliki 4.40 podajamo shematski prikaz izvedbe triplet testa, kjer je z rdečima puščicama označeno mesto vnosa predkompresijske sile Fpi, z odebeljeno sivo puščico mesto vnosa strižne sile Fi in z ožjima sivima puščicama mesta podpor preskušanca. Pred začetkom strižne preiskave smo z zategovanjem matic na okvirju v preskušanec vnesli zahtevano raven predkompresijske napetosti. Da bi zagotovili kakovosten stik med jekleno prečko in zidakom, smo uporabili gumijasto podlogo. F merilna celica gumijasta podloga podpora Slika 4.40: Shematski prikaz in dejanska izvedba triplet testa (Čepon, 2004) Fig. 4.40: Schematic representation and execution of a triplet test (Čepon, 2004) Kot se je pokazalo pri predhodnih preiskavah, je pri izvedbi triplet testa zagotavljanje konstantne ravni predkompresije lahko problematično (Čepon, 2004). Da bi preprečili večja odstopanja ravni predompresijske napetosti od dopustnih 2 %, ki jih predvideva standard, smo med merilno celico, s katero smo merili velikost sile, in togo prečko namestili jekleno ploščo debeline 18 mm. Vmes smo, v odvisnosti od ravni predkompresije, namestili krožnikaste jeklene vzmeti različnih karakteristik. Vloga vzmeti je bila kompenzacija pomikov pravokotno na smer strižne obremenitve. Za vsako raven predkompresije smo morali izbrati pravilne vzmeti z dovolj veliko nosilnostjo in zadostnim možnim pomikom. Preiskave smo izvedli na preskušancih, negovanih v običajnih pogojih, ter preskušancih, ki so bili izpostavljeni 50-im ciklom zmrzovanja/tajanja po »EN postopku«. Za vsak preskušanec smo izračunali predkompresijsko napetostfpi po enačbi: f = Fpi Jp - a ' (4.7) kjer je Fpi predkompresijska sila in A1 površina prereza vzorca. Strižno trdnost fv01 posameznega preskušanca smo izračunali po enačbi: fv0i ~ F„ 2 A,. (4.8) kjer je Fimax maksimalna strižna sila. V preglednici 4.10 in preglednici 4.11 podajamo predkompresijsko napetost fpi, doseženo strižno trdnost fv01 in pomik umax, ki smo ga pri tej strižni trdnosti dosegli. Skladno z zahtevami standarda moramo zabeležiti tudi način porušitve. Možne načine porušitve prikazujemo na slikah 4.41 in 4.42. Slika 4.41: A1 - strižna porušitev stika zidak/malta na eni ali obeh ploskvah Fig. 4.41: A1 - shear failure in the unit/mortar bond area on one or two unit faces Slika 4.42: A2 - strižna porušitev v malti, A3 - strižna porušitev v zidaku, A4 - drobljenje ali cepitev zidaka Fig. 4.42: A2 - shear failure in the mortar, A3 - shear failure in the unit, A4 - crushing or splitting failure in the units Če pride do strižne porušitve v zidaku (A3) ali do drobljenja ali cepitve zidaka (A4), potem so potrebne bodisi dodatne preiskave, dokler vsaj trikrat ne dosežemo načina porušitve A1 ali A2, bodisi je mogoče tak rezultat upoštevati kot spodnjo mejo strižne trdnosti. Pri tem ga ne smemo uporabiti pri vrednotenju karakteristične začetne strižne trdnosti fv0k. Če je to potrebno, lahko uporabimo drugo raven predkompresije, da dosežemo ustrezen način porušitve (A1 ali A2). Iz preglednic 4.10 in 4.11 ter slike 4.43 vidimo, da med trojčki iz malte M1, negovanimi v običajnih pogojih, in tistimi, ki so bili izpostavljeni 50-im ciklom zmrzovanja/tajanja po »EN postopku« sicer ni bistvenih razlik, so pa povprečne vrednosti nekoliko višje pri vzorcih, ki so bili izpostavljeni zmrzovanju. Pri začetni ravni predkompresije 0,20 MPa znašata povprečna strižna trdnost fv0 in pripadajoči maksimalni pomik umax za običajno negovane vzorce 0,23 MPa in 0,80 mm, po zmrzovanju 0,26 MPa in 0,76 mm. Pri vmesni vrednosti predkompresije 0,60 MPa je povprečna strižna trdnost približno enaka in znaša 0,55 oziroma 0,54 MPa. Pri vzorcih negovanih v običajnih pogojih, je dosežena pri višji vrednosti pomika (1,28 mm - običajni pogoji, 1,15 mm zmrzovanje/tajanje). Pri končni ravni predkompresije 1,0 MPa je pri doseženi strižni trdnosti pomik nižji pri vzorcih negovanih v običajnih pogojih (1,74 mm-običajni pogoji, 1,87 mm zmrzovanje). Pri večini opravljenih testov je prišlo do porušitve A1. Eden izmed vzorcev, pozidan z malto M1, ki so bili izpostavljeni zmrzovanju/tajanju, se je pri vnašanju predkompresije do vrednosti 1,0 MPa porušil na način A4. Preglednica 4.10: Strižne preiskave trojčkov M1, negovanih v običajnih pogojih Table 4.10: Triplet tests of specimens Ml stored in normal conditions fpi fv0i umax način porušitve (MPa) (MPa) (mm) Raven predkompresije 0,2 MPa - običajni pogoji (3 vzorci, starost 205 dni) povprečje 0,20 0,23 0,80 A1 stdev 0,01 0,06 0,18 cov 3 % 25 % 23 % Raven predkompresije 0,6 MPa - običajni pogoji (3 vzorci, starost 205 dni) povprečje 0,58 0,55 1,28 A1 stdev 0,00 0,11 0,11 cov 0 % 20 % 8 % Raven predkompresije 1,0 MPa - običajni pogoji (3 vzorci, starost 205 dni) povprečje 0,99 0,75 1,74 A1 stdev 0,02 0,05 0,28 cov 2 % 6 % 16 % Preglednica 4.11: Rezultati strižnih preiskav trojčkov M1, izpostavljenih 50-im ciklom zmrzovanja/tajanja po »EN postopku« Table 4.11: Triplet tests of specimens M1 subjected to 50 freeze/thaw cycles according to »EN procedure« fpi fv0i umax način porušitve (MPa) (MPa) (mm) Raven predkompresije 0,2 MPa - 50 ciklov zmrzovanja (2 vzorca, starost 215dni) povprečje 0,19 stdev - 0,26 0,76 A1 cov - - - Raven predkompresije 0,6 MPa - 50 ciklov zmrzovanja (2 vzorca, starost 215dni) povprečje 0,59 stdev - 0,54 1,15 A1 cov - - - Raven predkompresije 1,0 MPa - 50 ciklov zmrzovanja (2 vzorca, starost 215dni) povprečje 0,96 stdev - 0,81 1,87 A1, A4* cov - - - * Na enem vzorcu je prišlo pri ravni predkompresije 1,0 MPa med strižno preiskavo do porušitve A4. Izvrednoteno vrednost tu in na sliki 4.44 upoštevamo. Skladno z zahtevami standarda je nismo upoštevali pri izračunu začetne karakteristične strižne trdnosti fv0k, prikazane na sliki 4.45 in v preglednici 4.14. Slika 4.43: Strižna preiskava trojčkov iz malte M1 pred (levo) in po 50-ih ciklih zmrzovanja po »EN postopku« (desno) Fig. 4.43: Triplet test of specimens Ml before (left) and after 50 freeze/thaw cycles according to »EN procedure« (right) Pri trojčkih iz malte M3a, negovanih v običajnih pogojih, in tistimi, ki so bili izpostavljeni 50-im ciklom zmrzovanja/tajanja po »EN postopku« v preglednicah 4.12 in 4.13 ter na sliki 4.44 vidimo precejšnje razlike. Pri prvih dveh ravneh predkompresije 0,20 in 0,60 MPa sta dosežena strižna trdnost fv0 ter pripadajoči maksimalni pomik umax višja pri vzorcih, ki smo jih izpostavili zmrzovanju/tajanju. Pri končni ravni predkompresije 1,0 MPa sta doseženi strižni trdnosti približno enaki, pripadajoči pomik pa je zopet višji pri vzorcih, ki smo jih izpostavili zmrzovanju. Tako kot pri trojčkih sezidanih iz malte M1, se je tudi pri trojčkih M3a večina vzorcev porušila na način A1 - torej po stiku med zidakom in malto. Dva vzorca, izpostavljena zmrzovanju/tajanju, sta se pod ravnjo predkompresije 1,0 MPa med strižno preiskavo porušila na način A4. Boljši rezultati na trojčkih M1 in M3a po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja pri nižjih ravneh predkompresije, bi lahko bile posledica izboljšanega stika med zidakom in malto zaradi pospešene karbonatizacije pri trojčkih M1 oziroma pospešene hidratacije žlindre pri trojčkih M3a pri izpostavitvi vzorcev zmrzovanju/tajanju v klimatski komori. Preglednica 4.12: Strižne preiskave trojčkov iz malte M3a negovanih v običajnih pogojih Table 4.12: Triplet tests of specimens M3a stored in normal conditions fpi fv0i Umax način porušitve (MPa) (MPa) (mm) Raven predkompresije 0,2 MPa - običajni pogoji (3 vzorci, starost 195 dni) povprečje 0,20 0,25 0,79 A1 stdev 0,00 0,03 0,14 cov 1 % 13 % 18 % Raven predkompresije 0,6 MPa - običajni pogoji (3 vzorci, starost 195 dni) povprečje 0,59 0,54 1,07 A1 stdev. 0,00 0,07 0,08 cov. 1 13 7 Raven predkompresije 1,0 MPa - običajni pogoji (3 vzorci, starost 195 dni) povprečje 0,99 0,86 1,38 A1 stdev 0,01 0,13 0,15 cov 1 % 15 % 11 % Preglednica 4.13: Strižne preiskave trojčkov iz malte M3a izpostavljenih 50-im ciklom zmrzovanja/tajanja po »EN postopku« Table 4.13: Triplet tests of specimens M3a subjected to 50 freeze/thaw cycles according to »EN procedure« fpi fv0i Umax način porušitve (MPa) (MPa) (mm) Raven predkompresije 0,2 MPa - 50 ciklov zmrzovanja (3 vzorci, starost 195 dni) povprečje 0,20 0,40 0,88 A1 stdev 0,00 0,02 0,04 cov 2 % 6 % 4 % Raven predkompresije 0,6 MPa - 50 ciklov zmrzovanja (3 vzorci, starost 195 dni) povprečje 0,58 0,67 1,19 A1 stdev 0,00 0,06 0,10 cov 0 % 9 % 8 % Raven predkompresije 1,0 MPa - 50 ciklov zmrzovanja (3 vzorci, starost 195 dni) povprečje 0,97 0,88 1,45 A1,A4* stdev 0,01 0,05 0,09 cov 1 % 6 % 6 % * Na dveh vzorcih je prišlo pri ravni predkompresije 1,0 MPa med strižno preiskavo do porušitve A4. Izvrednotene vrednosti tu in na sliki 4.44 upoštevamo. Skladno z zahtevami standarda jih nismo upoštevali pri izračunu začetne karakteristične strižne trdnosti fv0k, prikazane na sliki 4.45 in v preglednici 4.14. 0:0 0,5 1,0 1,5 2.0 2.5 3:0 3:5 0:0 0,5 1,0 1,5 2:0 2:5 3:0 3:5 Pomik glave stroj a n (mm) Pomik glave stroj a u (mm) Slika 4.44: Strižna preiskava trojčkov iz malte M3a pred (levo) in po 50-ih ciklih zmrzovanja po »EN postopku« (desno) Fig. 4.44: Triplet test of specimens M3a before (left) and after 50 freeze/thaw cycles according to »EN procedure« (right) Porušni mehanizem strižno obremenjenih zidnih spojnic pod zmerno ravnjo predkompresije lahko opišemo z Mohr-Coulombovim strižnim zakonom (Louren9o in sod., 2004), po katerem zvezo med strižno trdnostjo fv0i in predkompresijsko napetostjo fpi definiramo z enačbo: fv0i = fvo +tan a■ fpi, (4.9) kjer je fv0 začetna strižna trdnost in a kot notranjega trenja na stiku med zidakom in malto. Vrednost tan a v osnovi predstavlja koeficient notranjega trenja. Na sliki 4.45 prikazujemo razmerja med strižnimi trdnostmi fv0i in ravnmi predkompresije fpi za opečne trojčke pozidane z malto M1 in M3a negovane v običajnih pogojih, ter tiste, ki so bili izpostavljeni 50 ciklom zmrzovanja/tajanja po »EN postopku«. Začetek posamezne daljice označuje začetno strižno trdnost fv0, naklon daljice pa kot notranjega trenja a, ki je definiran kot odpornost zidovine napram strižnim napetostim. ---Ml-50 ciklov zmrzovanja -Ml-običajni pogoji '= 0,5789x + 0.1619 R2 = 0,9699 »> = 0.6633x + 0.1208 —k ---M3a-50 ciklov zmrzovanja - -M3a-obi£ajni pogoji R2= 0,8984 y = 0,638 lx+ 0,27 R2 = 0,9978 y = 0,764 lx+ 0,0994 R2= 0,9242 * C- 0,0 0.2 0,4 0.6 0,8 1,0 Predkompresijska napetost fpi (MPa) Slika 4.45: Razmerje med strižno trdnostjo in ravnjo predkompresije pri strižni preiskavi Fig. 4.45: Relationship between shear strength and precompression level at triplet test V preglednici 4.14 so rezultati, prikazani na sliki 4.45, podani še tabelarično. Podajamo začetne strižne trdnosti fv0, karakteristične začetne strižne trdnosti fv0k =0,8 fv0 ter kote notranjega trenja a in vrednosti tan a. Preglednica 4.14: Končni rezultati strižnih preiskav opečnih trojčkov Table 4.14: Final results of triplet tests fv0 fv0k a tana (MPa) (MPa) (°) (-) M1 - običajni pogoji 0,121 0,097 33,6° 0,66 M1 - 50 ciklov 0,162 0,130 30,1° 0,58 M3a - običajni pogoji 0,099 0,080 37,4° 0,76 M3a - 50 ciklov 0,270 0,216 32,5° 0,64 Če primerjamo rezultate trojčkov M1 in M3a, negovanih v običajnih pogojih, vidimo, da so začetne strižne trdnosti fv0 pri vzorcih, pozidanih z malto M1, sicer za 22 % višje kot pri vzorcih, pozidanih z malto M3a, vendar dobimo pri trojčkih M3a za 11,3 % večji kot notranjega trenja. Kot vidimo na sliki 4.45, so zaradi večjega kota notranjega trenja že pri ravni predkompresije, višji od 0,3 MPa, strižne trdnosti trojčkov, pozidanih z malto M3a, večje kot pri trojčkih, pozidanih z malto M1. Rezultati kažejo, da je bil ne glede na višje začetne strižne trdnosti vzorcev M1, pri trojčkih M3a dosežen močnejši stik med malto in zidakom. Primerjava rezultatov strižne preiskave trojčkov, negovanih v običajnih pogojih in trojčkov, izpostavljenih 50-im ciklom zmrzovanja/tajanja, pokaže večje razlike. Začetne strižne trdnosti trojčkov izpostavljenih zmrzovanju/tajanju, so pri trojčkih M3a za kar 173 %, pri trojčkih M1 pa za 34 % višje od vzorcev, negovanih v običajnih pogojih. Kljub temu, je pri obeh vrstah uporabljene malte po zmrzovanju/tajanju manjši kot notranjega trenja. V primeru trojčkov M1 je kot notranjega trenja manjši za 10,4 %, pri trojčkih M3a pa za 13,1 %. Posledica manjšega kota notranjega trenja je, da so za višje ravni predkompresije (pri M1 od 0,5 MPa, pri M3a pa od okoli 1,5 MPa naprej) strižne trdnosti trojčkov, negovanih v običajnih pogojih, višje od strižnih trdnosti trojčkov, izpostavljenih zmrzovanju/tajanju. Za nižje ravni predkompresije dosežemo za vzorce, izpostavljene zmrzovanju/tajanju, višje strižne trdnosti. Višje začetne strižne trdnosti zmrzovanih vzorcev bi lahko bile posledica izboljšanega stika med malto in zidaki - v primeru trojčkov M1 zaradi pospešene karbonatizacije, v primeru trojčkov M3a zaradi pospešene hidratacije žlindre pri preiskavi vzorcev v klimatski komori. Zmanjšanje kota notranjega trenja po zmrzovanju/tajanju pomeni, da bi pri višjih ravneh predkompresije dobili nižje strižne trdnosti. To lahko pripišemo poškodbam malte v spojnicah zaradi ciklov zmrzovanja/tajanja. Zanimiva je primerjava dobljenih vrednosti z rezultati, ki sta jih na trojčkih pozidanih enkrat s podaljšano cementno-apneno in drugič z apneno malto pri strižni (»triplet«) preiskavi, predstavila Zimmermann in Strauss (2011). Karakteristične začetne strižne trdnosti trojčkov pozidanih z apneno malto so bile precej nižje kot v našem primeru in sicer 0,01 MPa pri karakterističnem koeficientu notranjega trenja (0,8tan a) 0,51. Pri trojčkih pozidanih s podaljšano cementno-apneno malto (karakteristična začetna strižna trdnosti 0,168 MPa, karakteristični koeficient notranjega trenja 0,567), sta avtorja dobila pričakovano višje vrednosti kot pri apneni malti. V našem primeru smo tako z uporabo malte M1, predvsem pa malte M3a, dosegli trdnost stičnega območja, ki je primerljiva s trdnostjo stika pri trojčkih pozidanih iz cementno-apnene malte, ki sta jih testirala omenjena avtorja. Čeprav so karakteristične začetne strižne trdnosti (za preskušance negovane v običajnih pogojih) pri M1 in M3a nižje, pa primerjava že pri ravni predkompresije 1,0 MPa, zaradi višjih karakterističnih koeficientov notranjega trenja, kaže drugačno sliko. Karakteristična strižna trdnost trojčkov pri ravni predkompresije 1,0 MPa znaša 0,625 MPa pri M1 in 0,69 MPa pri M3a. Karakteristične strižne trdnosti, ki jih pri tej ravni predkompresije dobimo iz rezultatov preiskav Zimmermanna in Straussa pa znašajo 0,52 MPa za preskušance grajene z apneno malto in 0,735 MPa za preskušance grajene s podaljšano cementno-apneno malto. 4.10 Tlačne preiskave opečnih zidkov Zidovina je heterogen in anizotropen kompozitni material. Njene mehanske lastnosti (vključno s tlačno trdnostjo) so pogojene z lastnostmi sestavin (malte in zidakov), njihovega prostorninskega razmerja in z lastnostmi stičnega območja med zidaki in plastmi malte (Bosiljkov in Žarnić, 1997). Sarangapani (Sarangapani in sod., 2005), ki je raziskoval povezavo med tlačno trdnostjo zidovine ter sprijemno strižno in sprijemno upogibno natezno trdnostjo (»bond wrench«) stičnega območja med malto in zidakom, je ugotovil, da višja trdnost stičnega območja ob nespremenjeni tlačni trdnosti malte pomeni tudi višjo tlačno trdnost zidovine. Opečno zidovino pozidano iz apnene malte sestavljata dva materiala z dokaj različnimi lastnostmi - relativno podajna apnena malta in togi opečni zidaki. Pod enoosno tlačno obremenitvijo ima malta zaradi večje podajnosti v primerjavi z opečnim zidakom tendenco večjega prečnega deformiranja od opeke. Ker sta malta in opečni zidak povezana, opečni zidak ovira prečne deformacije malte. Zaradi enoosne tlačne obremenitve zidovine in posledičnih napetosti zaradi oviranih prečnih deformacij malte se v maltnih spojnicah in opečnih zidakih formirata sledeči napetostni stanji: triosno tlačno napetostno stanje v maltni spojnici ter dvoosno natezno in enoosno tlačno napetostno stanje v opečnem zidaku (prikazano na sliki 4.46). Takšno napetostno stanje ob povečevanju tlačne obtežbe vodi do oblikovanja navpičnih razpok zaradi prekoračenih cepilnih nateznih trdnosti opečnih zidakov (Mc Nary in Abrams, 1985). Slika 4.46: Tlačno obremenjena opečna prizma in napetostno stanje v zidaku in maltni spojnici (Mc Nary in Abrams, 1985) Fig. 4.46: Masonry prism subjected to vertical compression and stress state for brick and mortar elements (Mc Nary and Abrams, 1985) Po ugotovitvah Gumaste in sodelavcev (2007) se v primeru, ko so opečni zidaki bolj podajni od malte (kar v našem primeru sicer ne velja), v zidovini pod enoosno tlačno obremenitvijo vzpostavi drugačno napetostno stanje - enoosno tlačno in dvoosno natezno napetostno stanje v opečnem zidaku in triosno tlačno napetostno stanje v maltni spojnici. Tlačno trdnost in modul elastičnosti opečnih zidkov smo določali skladno s standardom SIST EN 1052-1:1999 in sicer na treh preskušancih v posamezni seriji. Dimenzije posameznih preskušancev so znašale približno 51 x 51 x 12 cm. V okviru tlačnih preiskav smo določali lastnosti zidkov, pozidanih z maltama M1 in M3a, ki so bili negovani v običajnih pogojih, izpostavljeni 50-im ciklom zmrzovanja/tajanja (z in brez ometa), ter zidkov, izpostavljenih 150-im ciklom zmrzovanja/tajanja (brez ometa). Da bi, kot to zahteva standard, zagotovili popoln stik s preiskuševalno napravo, smo neposredno pred pričetkom preiskave na zgornjo stran zidka nanesli sloj hitrovezočega mavca. Standard predvideva povečevanje obremenitve z enakomerno hitrostjo tako, da se porušitev doseže med 15-imi do 30-imi minutami po začetku preskusa. Hitrost obremenjevanja je znašala približno 1,5 kN/s. Med preiskavo smo beležili silo in pomik pri nastanku prvih vidnih razpok. Na sliki 4.47 prikazujemo zidek, na obeh straneh opremljen z induktivnimi merilci pomikov v navpični in vodoravni smeri, neposredno pred izvedbo preiskave. Slika 4.47: Prikaz merilnih mest na zidku M3a-2 neposredno pred izvedbo tlačne preiskave Fig. 4.47: Arrangement of the measuring positions on wallet M3a-2 prior to the compressive test Tlačno trdnost posameznega zidka fiwmax smo izračunali po enačbi: f. = Fl,wmax , (4.10) J i,wmax i \ / Ai,w kjer je Fi,wmax maksimalna dosežena sila pri tlačni preiskavi in A.,w površina vodoravnega prereza zidka. Da bi lahko vrednotili modul elastičnosti zidka E,w smo na vsako stran zidka v navpični smeri namestili po dva induktivna merilca pomikov, s pomočjo katerih smo določili navpično deformacijo £i,1 ter izračunali modul elastičnosti E,w po enačbi: Ei,w , (4.11) 3 • eu • Ai,w kjer je £i,1 povprečna navpična deformacija pri 1/3 dosežene tlačne trdnosti zidka. Pri določitvi modula elastičnosti E,w smo zidke obremenjevali v treh korakih, v intervalu 33-50 % maksimalne nosilnosti, pri čemer smo po vsakem koraku zidek še 2 minuti obdržali pod konstantno obremenitvijo. Na vsaki strani zidka je bil nameščen po en vodoravni induktivni merilec pomikov, s pomočjo katerega smo lahko merili vodoravne deformacije ei,2 zidka med preiskavo. Razmerje med vodoravno deformacijo ei,2 in navpično deformacijo £i,1 posameznega predstavlja Poissonovo število v.w vi,w (4.12) ei ,1 kjer je ei,2 povprečna vodoravna deformacija pri 1/3 dosežene tlačne trdnosti zidka. Iz znanega modula elastičnosti in Poissonovega števila smo izračunali strižni modul po enačbi: E G-w = Ö • (413) Dobljene vrednosti za različne pogoje izpostavljenosti podajamo v preglednici 4.15, kjer je fw tlačna napetost pri nastanku prve razpoke, Uw navpični pomik pri nastanku prve razpoke (oblikovane na opečnih zidakih), fwmax maksimalna tlačna napetost (tlačna trdnost), uwmax navpični pomik pri doseženi tlačni trdnosti, Ew sekantni modul elastičnosti pri 1/3 tlačne trdnosti, Gw strižni modul in Gw/Ew razmerje med strižnim in elastičnim modulom v območju elastičnosti. Starost preskušancev M1 je v času izvedbe preiskav znašala med 207 in 384 dnevi. Preglednica 4.15: Rezultati tlačnih preiskav zidkov M1 Table 4.15: The results of compressive tests of the wallets M1 fw u w fwmax uwmax Ew Gw Gw/Ew (MPa) (mm) (MPa) (mm) (MPa) (MPa) ( - ) M1 brez ometa - običajni pogoji (3 vzorci, vlažnost 0,07 %, starost 207 dni) povprečje 2,06 0,25 6,18 1,22 1.428 554 0,39 stdev 0,34 0,04 0,49 0,24 150 155 0,09 cov 16 % 15 % 8 % 20 % 10 % 28 % 23 % M1 brez ometa - 50 ciklov zmrzovanja/tajanja (3 vzorci, vlažnost 0,30 %, starost 218 dni) povprečje 3,10 0,35 6,73 1,09 1.730 632 0,37 stdev 0,55 0,07 0,78 0,14 123 69 0,05 cov 18 % 19 % 12 % 13 % 7 % 11 % 13 % M1 z ometom - 50 ciklov zmrzovanja/tajanja (3 vzorci, vlažnost 0,57 %, starost 219 dni) povprečje 3,31 0,39 6,93 0,95 1.646 683 0,38 stdev 0,90 0,12 0,40 0,05 144 136 0,11 cov 27 % 31 % 6 % 6 % 9 % 20 % 30 % M1 brez ometa - 150 ciklov zmrzovanja/tajanja (3 vzorci, vlažnost 2,15 %, starost 384dni) povprečje 5,32 0,73 7,55 1,18 1.608 700 0,43 stdev 0,90 0,06 1,52 0,09 131 68 0,01 cov 17 % 8 % 20 % 7 % 8 % 10 % 2 % Pri serijah zidkov M1 smo po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja (rezultati prikazani v preglednici 4.15) dobili nekoliko višje tlačne trdnosti (6,73 in 6,93 MPa) kot pri zidkih M1, negovanih v običajnih pogojih (6,18 MPa). Po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja zidkov M1 so bile evidentirane tudi višje tlačne napetosti f w in pomiki u1 w pri nastanku prve razpoke, kot pri zidkih, negovanih v običajnih pogojih. Tlačna napetost in pomik pri nastanku prve razpoke sta pri zidkih M1, negovanih v običajnih pogojih in starih 207 dni, znašala 2,06 MPa in 0,25 mm. Za seriji zidkov izpostavljenih 50-im ciklih zmrzovanja/tajanja in starih 218-219 dni so bile pri evidentiranju prve razpoke tlačne napetosti višje in so znašale 3,10 in 3,31 MPa pri pomikih 0,35 in 0,39 mm. Najvišje tlačne trdnosti, in sicer 7,55 MPa, smo dobili pri zidkih M1, ki so bili izpostavljeni 150-im ciklom zmrzovanja/tajanja. Prirast tlačne trdnosti zidkov izpostavljenim 50-im ciklom zmrzovanja/tajanja je najverjetneje posledica ugodnejših pogojev za karbonatizacijo apnene malte v spojnicah zidkov v klimatski komori. Pri zidkih izpostavljenih 150-im ciklom zmrzovanja/tajanja, je karbonatizacija napredovala tudi zaradi starosti zidkov. Zidki izpostavljeni 150-im ciklom zmrzovanja/tajanja so bili namreč s 384-imi dnevi starosti od 165 do 177 dni starejši od zidkov v ostalih serijah. V tem času zaradi napredujoče karbonatizacije veziva v spojnicah pridobili na tlačnih trdnostih. Kljub višji tlačni trdnosti, doseženi pri tlačni preiskavi zidkov, izpostavljenih 150-im ciklom zmrzovanja/tajanja, smo na teh zidkih dobili nižji modul elastičnosti Ew kot pri ostalih zidkih po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja. Pri tej seriji smo dobili najvišjo tlačno napetost in pomik pri identifikaciji prve razpoke (v zidaku). Ta se je ta oblikovala pri tlačni napetosti 5,32 MPa in pomiku 0,73 mm. Razlog za kasnejše oblikovanje prve razpoke v zidaku v primerjavi z ostalimi zidki bi lahko bilo manjše prečno deformiranje zidka (manjše Poissonovo število) zaradi izpostavitve v klimatski komori in/ali večje starosti zidkov. Iz primerjave rezultatov tlačne preiskave zidkov, sezidanih iz malte M1 brez ometa, in zidkov, iz malte M1 z ometom podvrženih 50-im ciklom zmrzovanja/tajanja, prikazanih na sliki 4.48, ne moremo ugotoviti pomembnejših razlik. Do določenega števila ciklov omet opravi zaščitno funkcijo in zidek ščiti pred vplivom zmrzovanja/tajanja. Prve večje poškodbe ometa zidka M1 v obliki izjed in odkruškov se pojavijo pri 30-ih ciklih zmrzovanja/tajanja. Po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja in 24-urnem kondicioniranju v vodi pa omet skoraj v celoti izgubi adhezijo s podlago in na večjem delu površine zidka odpade. Na zidkih M1 brez ometa po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja v območju maltnih spojnic sicer pride do manjših izjed, ki pa nimajo večjega vpliva na tlačno trdnost zidka. Slika 4.48: Rezultati tlačnih preiskav zidkov, sezidanih iz malte M1 brez ometa, in zidkov iz malte M1 z ometom, podvrženih 50-im ciklom zmrzovanja/tajanja Fig. 4.48: The results of compressive tests of the wallets M1 without plaster and wallets M1 with plaster after 50 freeze/thaw cycles Primerjava rezultatov tlačnih preiskav zidkov, sezidanih iz malte M1 brez ometa pri običajnih pogojih nege ter zidkov izpostavljenim 50-im in 150-im ciklom zmrzovanja/tajanja, prikazana na sliki 4.49, kaže na tendenco višjih tlačnih trdnosti in togosti zidkov po ciklih zmrzovanja/tajanja. To je verjetno posledica pospešene karbonatizacije veziva v maltnih spojnicah zaradi že opisanih ugodnih pogojev v klimatski komori (50 ciklov zmrzovanja/tajanja) in starosti zidkov (150 ciklov zmrzovanja/tajanja). —14— -Ml brez ometa-običajni pogoji -Ml brez ometa-5 0 ciklov zmrzovanja 13 12 - 11 -11 1 n - -Ml brez ometa-150 ciklov zmrzovanj a 10 fS. 0 - f r \ y \j s _ \ --^^SN-HV?- 'V —i—i—i—i—i o T—i—i—i—i—i—i—i—i— 6-5-4-3-2-10123 4 5 6 7 8 9 Vodoravne deformacije (%o) Na v pič ne de fo rma cij e S! (%o) Slika 4.49: Rezultati tlačnih preiskav zidkov, sezidanih iz malte M1 brez ometa pri običajnih pogojih nege ter po 50-ih in 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja Fig. 4.49: Results of the compressive tests of the wallets M1 without plaster cured in normal conditions and after 50 and 150 freeze/thaw cycles V preglednici 4.16 podajamo vrednosti, ki smo jih dobili v okviru tlačnih preiskav zidkov M3a. Pomen oznak je isti kot v preglednici 4.15 za zidke M1. Starost zidkov v času preiskav je bila od 202 do 383 dni. Preglednica 4.16: Rezultati tlačnih preiskav zidkov M3a Table 4.16: The results of compressive tests of the wallets M3a fw u w fwmax uwmax Ew Gw Gw/Ew (MPa) (mm) (MPa) (mm) (MPa) (MPa) ( - ) M3a brez ometa - običajni pogoji (3 vzorci, vlažnost 0,12 %, starost 202 dni) povprečje 4,12 0,18 11,89 0,75 3.723 1.432 0,38 stdev 0,68 0,02 1,56 0,06 534 261 0,02 cov 16 % 11 % 13 % 8 % 14 % 18 % 5 % M3a brez ometa - 50 ciklov zmrzovanja (3 vzorci, vlažnost 1,13 %, starost 225 dni) povprečje 3,74 0,16 11,08 0,92 3.852 1.380 0,36 stdev 0,43 0,02 0,67 0,18 323 466 0,12 cov 12 % 9 % 6 % 20 % 8 % 34 % 33 % M3a z ometom - 50 ciklov zmrzovanja (3 vzorci, vlažnost 1,64 %, starost 225 dni) povprečje 3,91 0,20 11,31 0,73 3.381 1.350 0,41 stdev 0,28 0,04 0,72 0,11 473 273 0,10 cov 7 % 19 % 6 % 15 % 14 % 20 % 25 % M3a brez ometa - 150 ciklov zmrzovanja (3 vzorci, vlažnost 2,10 %, starost 383 dni) povprečje 4,86 0,31 10,74 0,96 2.817 1.115 0,40 stdev 1,47 0,11 0,49 0,22 112 211 0,09 cov 30 % 34 % 5 % 22 % 4 % 19 % 23 % Iz rezultatov v preglednici 4.16 opazimo nekoliko manjše vrednosti tlačnih trdnosti pri zidkih M3a, izpostavljenih 50-im ciklom zmrzovanja/tajanja (11,08 in 11,31 MPa) in 150-im ciklom zmrzovanja/tajanja (10,74 MPa), kot pri zidkih, negovanih v običajnih pogojih (11,89 MPa). Takšno, v odvisnosti od stopnje izpostavljenosti in starosti zidkov, odvisno manjšanje tlačnih trdnosti bi lahko pripisali poškodbam zaradi zmrzovanja/tajanja. Med tlačnimi napetostmi f w in pomiki u1 w pri nastanku prve razpoke pri zidkih M3a, negovanih v običajnih pogojih, in zidkih, izpostavljenih 50-im ciklom zmrzovanja/tajanja, ni očitnejših razlik. Pri prvih je bila prva razpoka evidentirana pri tlačni napetosti 4,12 MPa in pomiku 0,18 mm, pri drugih pa so tlačne napetosti pri prvi razpoki znašale 3,74 in 3,91 MPa, pripadajoči pomiki pa 0,16 in 0,20 mm. Tlačne napetosti in pomiki pri identifikaciji prve razpoke so večje pri zidkih, ki so bili izpostavljeni 150-im ciklom zmrzovanja/tajanja - tlačna napetost pri prvi razpoki znaša 4,86 MPa, pomik pa 0,31 mm. Po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja je v primerjavi z ostalimi serijami modul elastičnosti Ew enak 2.817 MPa. S tem je bistveno manjši kot pri ostalih serijah (od 3.381 do 3.852 MPa) in je lahko posledica poškodb zaradi zmrzovanja/tajanja. Veliko večja raven tlačne napetosti pri določitvi prve razpoke (evidentirane v zidaku) pri zidkih M3a izpostavljenih 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja, je lahko podobno kot pri zidkih M1 posledica manjših prečnih deformacij teh zidkov. Če primerjamo rezultate preiskave tlačnih trdnosti zidkov sezidanih iz malte M3a brez ometa, in zidkov,iz malte M3a z ometom, podvrženih 50-im ciklom zmrzovanja/tajanja (slika 4.50 in preglednica 4.16), vidimo, da so vrednosti pri malti z ometom nekoliko višje. Omet M3a se je na zidkih obdržal in ohranil zaščitno funkcijo vse do konca preiskave, čeprav je bila na nekaj delih ob kontroli s pretrkavanjem evidentirana izguba adhezije ometa s podlago. —14— --U3-11 -M3 a brez ometa-pO ciklov zmizovanj a -M3 a z ometom-50 ciklov zmrzovanja 2W i-i-1 -1-1-1-1-1—0- 6-5-4-3-2-10123 4 5 6 7 8 9 Vodoravne deformacije e2 (%o) Navpične deformacije eI (%o) Slika 4.50: Rezultati tlačnih preiskav zidkov, sezidanih iz malte M3a brez ometa, in zidkov iz malte M3a z ometom, podvrženih 50-im ciklom zmrzovanja/tajanja Fig. 4.50: The results of compressive tests of the wallets M3a without plaster and wallets M3a with plaster after 50 freeze/thaw cycles Primerjava rezultatov tlačnih preiskav zidkov, sezidanih z malto M3a brez ometa pri običajnih pogojih nege ter zidkov izpostavljenih 50-im in 150-im ciklih zmrzovanja/tajanja prikazana na sliki 4.51, kaže na zmerno padanje tlačnih trdnosti in togosti zidkov izpostavljenim 50-im in 150-im ciklom zmrzovanja/tajanja. Tlačne trdnosti so po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja manjše za 7,3 %, po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja pa za 10,7 %. Moduli elastičnosti zidkov so po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja približno enaki kot pri zidkih, negovanih v običajnih pogojih. Po 150-ih ciklih zmrzovanja pa so moduli elastičnosti v primerjavi z zidki, negovanimi v običajnih pogojih, manjši za kar 31,9 %. —H— --I-13- [Ml - NVHo i / v* i ////Afr*^ i 1 Tjf~7y~j&T r\ Vi- ft \\ \\ i v --t---1----1---1---- 1 --t---\----1---\----1 — -t —1 i i i i i -1-1-1-1-n-fl-J f/ M3 a brez ometa-običaj ni pogoj i /T -M3 a brez ometa-50 ciklov zmrzovanj a f -M3abrez ometa-150 ciklov zmrzovanja 6-5-4-3-2-10123 4 5 6 7 8 9 Vodoravne deformacije £2 (%•) Na v pič ne de fo rma c ij e eI (%o) Slika 4.51: Rezultati tlačnih preiskav zidkov sezidanih iz malte M3a brez ometa pri običajnih pogojih nege ter po 50-ih in 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja Fig. 4.51: Results of the compressive tests of the wallets M3a without plaster cured in normal conditions and after 50 and 150 freeze/thaw cycles Na sliki 4.52 prikazujemo primerjavo rezultatov preiskav tlačnih trdnosti zidkov M1 in M3a brez ometa pri običajni negi. Že na prvi pogled vidimo, da so zidki, pozidani z malto M3a, v primerjavi z zidki, pozidanimi z malto M1, bolj togi in dosegajo višje tlačne trdnosti. Podrobnejša primerjava rezultatov, podanih v preglednicah 4.15 in 4.16, pokaže, da so povprečne tlačne trdnosti zidkov M3a s 11,89 MPa skoraj dvakrat višje od tistih pri zidkih M1 (povprečne tlačne trdnosti 6,18 MPa). Tlačne trdnosti zidkov pozidanih z apneno malto M3a z dodatkom žlindre, so povsem primerljive s tlačnimi trdnostmi, ki jih je na opečnih zidkih pozidanih s podaljšano cementno-apneno malto iz drobnozrnatega agregata dobil Bosiljkov (2000). Tudi rezultati preiskav tlačne trdnosti zidkov pozidanih z apneno malto, ki jih je izvajal avtor, so primerljivi s tlačno trdnostjo zidkov M1, dobljeno v okviru naših preiskav. Pri zidkih pozidanih s podaljšano cementno-apneno malto, je Bosiljkov namreč dosegel tlačno trdnost 12,51 MPa, pri zidkih pozidanih z apneno malto pa 6,93 MPa. Glede na to, da so bili pri pozidavi zidkov M1 in M3a obakrat uporabljeni enaki zidaki ter da so bile tlačne trdnosti malt M1 in M3a, negovanih v običajnih pogojih, celo nekoliko nižje pri malti M3a (2,82 MPa pri M1 in 2,47 MPa pri M3a), je višja tlačna trdnost zidkov M3a očitno posledica višje trdnosti stičnega območja med malto in zidakom. Povprečni modul elastičnosti Ew in strižni modul Gw zidkov, negovanih v običajnih pogojih, znašata pri M3a 3.723 in 1.432 MPa, pri zidkih M1 pa 1.428 in 554 MPa. Da je obnašanje zidkov M1 v primerjavi z zidki M3a pri tlačni preiskavi bolj podajno, vidimo tudi iz vrednosti pomika pri nastanku prve razpoke in navpičnega pomika pri doseženi tlačni trdnosti uwmax. Povprečna vrednost pomika pri nastanku prve razpoke znaša pri zidkih M1 0,25 mm, pri zidkih M3a pa 0,18 mm. Povprečni pomik pri doseženi tlačni trdnosti pri zidkih M1 znaša 1,22 mm, pri zidkih M3a 0,75 mm. * g. c X m £l « C cs = rt -6-5-4-3-2 -1 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 Vodoravne deformacije et (%o) Na v pič ne de fd rma cij e s! (%o) Slika 4.52: Rezultati tlačnih preiskav zidkov brez ometa, sezidanih iz malte M1, in zidkov iz malte M3a, negovanih v običajnih pogojih Fig. 4.52: Results of the compressive tests of the wallets M1 and M3a without plaster cured in normal conditions 4.11 Zaključki Cilj pričujočega poglavja je bil ovrednotiti vpliv izmenjujočih se ciklov zmrzovanja/tajanja ob sočasnem navlaževanju na mehanske lastnosti konstitucijskih materialov opečnih zidkov -zidakov in malte ter zidkov kot kompozitnega materiala. Odpornost zidkov na zmrzovanje/tajanje ter vpliv zmrzovanja/tajanja je bil do sedaj slabo raziskan. Preskušance smo izpostavili izmenjujočim se ciklom zmrzovanja/tajanja po »JUS« in »EN postopku«. Podrobneje sta opisana v uvodnih točkah poglavja. Izkazalo se je, da so poškodbe preskušancev, izpostavljenih ciklom zmrzovanja/tajanja po »JUS postopku«, na račun daljših faz zmrzovanja in tajanja precej večje kot pri preskušancih, zmrzovanih/tajanih po »EN postopku«. Pri meritvah zidkov s 3D optičnim skenerjem smo največjo izgubo materiala evidentirali po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja pri ometanih zidkih M1, pri katerih je omet skoraj v celoti odpadel. Bolje so se odrezali ometani zidki M3a, pri katerih je omet sicer razpokal in mestoma izgubil stik s podlago, vendar se je do konca preiskave ohranil na zidkih. Na neometanih zidkih po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja ni bilo večjih sprememb - maltne spojnice so bile izjedene do 5 mm v primeru zidkov M1 in do 4 mm pri zidkih M3a. Opečni zidaki pa so ostali nepoškodovani. Po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja so izjede maltnih spojnic že globlje - 5-8 mm pri zidkih M1 in 4-9 mm pri zidkih M3a, lokalno so se pri obeh vrstah malte pojavljale tudi globlje poškodbe. Po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja pride tudi do razpok in odkruškov opečnih zidakov. Meritve hitrosti prehoda ultra zvoka (UZ) na zidkih in opečnih zidakih po ciklih zmrzovanja/tajanja ne pokažejo večjih sprememb. Izjema je zidek M3a/6, kjer se hitrosti prehoda UZ zaradi izgube adhezije ometa s podlago zmanjšajo. Pomembno večje spremembe hitrosti prehoda UZ beležimo pri maltnih prizmah. Po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja hitrosti prehoda UZ padejo pri malti M1 za 7-20 % in pri malti M3a za 43-55 %. Po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja so spremembe še večje - pri malti M1 dobimo 36-77 % manjše vrednosti, pri malti M3a so vrednosti manjše za 45-68 %. Dinamični modul elastičnosti (DME) malte M1, je na vzorcih, izpostavljenih 50-im ciklom zmrzovanja/tajanja celo nekoliko višji kot pri vzorcih negovanih v običajnih pogojih. Pri malti M3a so vrednosti vzorcev, izpostavljenih zmrzovanju, za 62 % manjše. Po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja pri obeh vrstah malt pride do znatnega padca vrednosti. Padec vrednosti hitrosti prehoda UZ in DME, ki kaže na poškodbe strukture materiala, izpostavljenega zmrzovanju, se je pričakovano odrazil pri preiskavi upogibnih trdnosti, ne pa tudi pri preiskavi tlačnih trdnosti maltnih prizem M1 in M3a. Slednje so bile pri vzorcih, izpostavljenih 50-im ciklom zmrzovanja/tajanja, nekoliko višje kot pri vzorcih, negovanih v običajnih pogojih. Vzorci, izpostavljeni zmrzovanju/tajanju, so bili približno 161-166 dni starejši od tistih, negovanih v običajnih pogojih. Zaradi tega so dodatno karbonatizirali. Kot smo ugotovili z meritvami hitrosti prehoda UZ na maltnih prizmah, negovanih v običajnih pogojih, karbonatizacija prizem M1 med 181 in 347 dnevi še poteka. Hitrosti prehoda UZ skozi so 347 dni stare maltne prizme 7-8 % višji. Poleg starosti so na pospešeno karbonatizacijo najverjetneje vplivali tudi ugodni pogoji v klimatski komori. Površinsko močenje vzorcev vsake 2,4 ure, prisilno kroženje zraka od enkrat do dvakrat dnevnem odpiranju komore in relativna vlažnost med 40 in 60 %, ki smo jo v različnih fazah preiskave izmerili v komori, so namreč dejavniki, ki pospešujejo proces karbonatizacije in tako vplivajo tudi na naraščanje tlačne trdnosti. Meritve prehoda UZ ter vrednosti DME nam ponujajo zanimive ugotovitve o strukturi maltnih prizem M1 in M3a tudi pri preskušancih negovanih v običajnih pogojih. Pri maltnih prizmah M3a so hitrosti prehoda UZ na 346 dneh starih preskušancih v primerjavi s 185 dni starimi preskušanci v vzdolžni smeri primerljive, v prečni smeri pa se zmanjšajo za 24 %. To kaže na večjo poroznost starejših preskušancev M3a. Pri maltnih prizmah M1 se hitrosti prehoda UZ na 347 dni starih preskušancih, v primerjavi s 181 dni starimi preskušanci M1, povišajo za 7 do 8%. To kaže na zmanjšanje skupne poroznosti starejših preskušancev M1. Primerjava vrednosti prehoda UZ malt M1 in M3a pokaže, da je struktura maltnih prizem M3a (manjše hitrosti UZ) v primerjavi z maltnimi prizmami M1 bolj porozna. Pri malti M1 dobimo pri starosti 347 dni hitrosti prehoda UZ 1,54 km/s v prečni in 1,71 km/s v vzdolžni smeri, pri malti M3a pa pri starosti 346 dni 1,10 km/s v prečni in 1,24 km/s v vzdolžni smeri. Tudi dobljene vrednosti DME kažejo na manj homogeno oziroma bolj porozno strukturo maltnih prizem M3a v primerjavi z maltnimi prizmami M1. Da je struktura maltnih prizem M3a z dodatkom žlindre bolj porozna, potrjujejo tudi preiskave kapilarnega srka. Preiskave upogibne in tlačne trdnosti maltnih prizem M1 in M3a so pokazale, da dobimo tako pri negi v običajnih pogojih kot tudi po 50 ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku« višje vrednosti pri apneni malti M1. Ne glede na to, pa je površinska odpornost malte M3a vrednotena s »scratch« indeksom večja kot pri malti M1. Mehanske lastnosti stičnega območja trojčkov, negovanih v običajnih pogojih, določene s strižno (»triplet«) preiskavo, pokažejo, da dosežemo z apneno malto z dodatkom žlindre M3a trdnejši stik kot z apneno malto M1. To dosežemo kljub temu, da so tlačne in upogibne trdnosti same malte M3a manjše kot tlačne trdnosti in upogibne trdnosti malte M1. Da je stik med malto M3a in opečnimi zidaki trdnejši kot pri malti M1, je razvidno tudi iz preiskave zmrzovanja/tajanja po »EN postopku«, kjer pri zidkih M1 po zmrzovanju/tajanju omet v celoti odpade, pri zidkih M3a pa se, čeprav mestoma izgubi stik s podlago, obdrži na zidkih. Primerjava rezultatov strižne preiskave trojčkov negovanih v običajnih pogojih in trojčkov izpostavljenih 50 ciklom zmrzovanja/tajanja pokaže, da pri trojčkih M1, predvsem pa pri trojčkih M3a, začetne strižne trdnosti po zmrzovanju/tajanju višje. Pri obeh vrstah malt se po zmrzovanju/tajanju zmanjša kot notranjega trenja. Višje začetne strižne trdnosti trojčkov M1 po zmrzovanju/tajanju, so lahko posledica pospešene karbonatizacije zaradi ugodnih pogojev v klimatski komori (vlaženje vzorcev in kroženje zraka ob sočasnem zračenju). Pri trojčkih M3a so lahko posledica pospešene hidratacije žlindre pri izpostavitvi vzorcev v klimatski komori. Manjši koti notranjega trenja, zaradi katerih bi pri višjih ravneh predkompresije dobili nižje strižne trdnosti zmrzovanih vzorcev v primerjavi z običajno negovanimi vzorci, so najverjetneje posledica razpokanosti in drobljenja malte v spojnicah (izguba stika večjih zrn agregata) zaradi ciklov zmrzovanja/tajanja. Primerjava strižnih trdnosti trojčkov pozidanih z apneno malto M3a z dodatkom žlindre z rezultati, ki sta jih na trojčkih pozidanih z cementno-apneno malto dobila Zimmermann in Strauss (2011) pokaže povsem primerljive vrednosti. Pomembnost stičnega območja se pokaže tudi pri tlačnih preiskavah zidkov, kjer višje vrednosti prav tako dosežemo s sicer »šibkejšo« malto M3a. Čeprav smo pri pozidavi zidkov M1 in M3a obakrat uporabili enake zidake (tlačne trdnosti malte M3a pa so bile celo nekoliko nižje kot pri malti M1), dobimo pri negi v običajnih pogojih pri zidkih M3a skoraj dvakrat višje tlačne trdnosti kot pri zidkih M1. Z upoštevanjem rezultatov tlačnih trdnosti maltnih prizem M1 in M3a, strižnih (»triplet«) preiskav trojčkov M1 in M3a ter ugotovitev Sarangapanija in sodelavcev (2005) (ta navaja, da je ob nespremenjeni tlačni trdnosti malte, višja tlačna trdnost zidovine posledica višje trdnosti stičnega območja med malto in zidakom) lahko sklenemo, da je višja tlačna trdnost zidkov M3a v primerjavi z zidki M1 posledica bolj kakovostnega oziroma trdnejšega stika med malto in zidakom. Tak rezultat kaže, da je za mehanske lastnosti zidovine, bolj kot mehanske lastnosti same malte, pomembno doseganje kakovostnega stičnega območja med malto in zidaki. Podobno kot pri strižnih (»triplet«) preiskavah trojčkov, je tudi iz rezultatov tlačnih preiskav zidkov v primerjavi z rezultati Bosiljkova (2000) razvidno, da je mogoče dobiti z apneno malto M3a z dodatkom žlindre, podobno nosilnost opečnih zidkov kot če bi uporabili podaljšano cementno-apneno malto. Pri tlačnih preiskavah zidkov M1 smo po 50-ih in po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja dobili višje tlačne trdnosti kot pri zidkih negovanih v običajnih pogojih. Pri tem je prirast tlačnih trdnosti zidkov po 50 ciklih zmrzovanja/tajanja najverjetneje posledica že opisanih ugodnih pogojev za karbonatizacijo zidkov v klimatski komori. Pri zidkih izpostavljenih 150-im ciklom zmrzovanja/tajanja, pa je karbonatizacija napredovala tudi zaradi starosti zidkov. Razpokanost strukture malte M1, ki smo jo kot posledico zmrzovanja/tajanja s spremljajočimi preiskavami evidentirali na maltnih prizmah in se je odrazila predvsem na zmanjšanju upogibnih trdnosti prizem, ni imela večjega vpliva na tlačne trdnosti zidkov. Malta v spojnicah zidkov je bila namreč zaradi manjše površine v primerjavi z maltnimi prizmami manj izpostavljena neugodnim pogojem okolja. Tako poškodbe zaradi zmrzovanja/tajanja niso bistveno vplivale na strukturo malte v spojnici, na kakovost stičnega območja med malto in zidakom ter posledično na tlačno trdnost zidkov. Smo pa pri zidkih M1, izpostavljenih 150-im ciklom zmrzovanja/tajanja, kljub višji tlačni trdnosti, prvo razpoko identificirali pri večji tlačni napetosti in pomiku kot pri ostalih zidkih. To je lahko posledica manjšega prečnega deformiranja zidkov zaradi izpostavitve v klimatski komori in/ali večje starosti zidkov. Pri zidkih M3a, negovanih v običajnih pogojih, in zidkih, izpostavljenih 50-im ciklom zmrzovanja/tajanja, pri tlačnih preiskavah ni bilo očitnejših razlik. Razlike opazimo pri zidkih M3a, izpostavljenih 150-im ciklom zmrzovanja/tajanja. Pri teh so tlačne napetosti in pomiki pri identifikaciji prve razpoke najverjetneje zaradi manjših prečnih deformacij večji kot pri ostalih serijah. Bistveno manjši modul elastičnosti pri zidkih M3a po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja v primerjavi z ostalimi serijami je pokazatelj sprememb v strukturi malte in poškodb kot posledica ciklov zmrzovanja/tajanja. Zaključimo lahko, da se pri uporabi obeh malt M1 in M3a poškodbe zaradi zmrzovanja/tajanja pokažejo dovolj zgodaj, da bi jih lahko, če bi šlo za ovoj dejanske stavbe, pravočasno evidentirali in takšen zid preventivno obnovili, preden bi prišlo do hujših poškodb. Zidki iz običajne malte iz apnenega testa M1 in tudi zidki, zgrajeni iz apnene malte z dodano žlindro M3a, so kljub površinskim poškodbam, odpadanju ometa in izjedam maltnih spojnic sposobni brez večjega poslabšanja mehanskih lastnosti prenesti vsaj 50 ciklov zmrzovanja/tajanja. Tudi 150 ciklov zmrzovanja/tajanja nima večjega vpliva na tlačne trdnosti zidkov. Se pa poškodbe predvsem pri zidkih, pozidanih z malto M3a, odrazijo na zmanjšanju njegove togosti (manjši modul elastičnosti). 5 IN SITU PREISKAVE KAMNITE ZIDANE STAVBE 5.1 Izhodišča in namen preiskav Zidovi starejših stanovanjskih in tudi pomembnejših zidanih stavb na slovenskem podeželju so običajno sezidani iz kamna v dveh, v primeru masivnejših zidov pa v treh slojih. Ker predstavljajo takšni zidovi ključen konstrukcijski element pri prevzemanju potresnih obremenitev, imajo pomemben vpliv na potresno odpornost celotne stavbe (Vasconcelos in Louren2,0MPa vsebnost sulfatov B<30s (At<10%)* ali tlačna trdnost A< 0,1%, B<0,5%, C<3,0 % B<25s (At<20%)* A,B,C>6,0MPa C<30s (At<20%)* cepilna natezna trdnost izločanje vode A,B,C>0,80MPa A,B,C<2,0% (toleranca +10%) * Nanaša se na razliko med pretočnostjo takoj po zamešanju in po 30 minutah. Ob upoštevanju kriterijev, podanih v preglednici 5.4, so samo štiri mešanice izpolnile postavljene zahteve: cementno-apnena injekcijska mešanica z oznako AC2, ki se je uvrstila v kakovostni razred B, ter cementno-apnena injekcijska mešanica AC1 in dve cementni injekcijski mešanici z oznakama C1 in C2, ki so se uvrstile v kakovostni razred C. Navedene štiri mešanice smo uporabili za sistematično injektiranje analizirane stavbe v Čezsoči. Sestavo mešanic C1, C2 in AC2 so nam zaupali proizvajalci (preglednica 5.5), sestavo mešanice AC1 pa smo določili z metodo rentgenske difrakcije. Na sliki 5.7 prikazujemo difraktogram vzorca injekcijske mešanice AC1, iz katerega vidimo, da vzorec sestavljajo alit, belit, brownmillerit, aluminat, portlandit, kremen in kalcit. Slika 5.7: Difraktogram vzorca injekcijske mešanice AC1 Fig. 5.7: X-ray diffraction diagram of injection grout AC1 Sestavo mešanice AC1 v masnih %, določena na podlagi mineraloške analize s kvantitativnim multifaznim vrednotenjem, skupaj s sestavo ostalih injekcijskih mešanic podajamo v preglednici 5.5. Okrajšave imajo sledeč pomen: PC - portlandski cement, AM - apnenčeva moka in KM - kremenova moka. Preglednica 5.5: Sestava injekcijskih mešanic v masnih deležih (% Table 5.5: Composition of the grouts in % by mass Oznaka PC Hidratizirano apno AM KM Bentonit* Dodatek za nabrekanje* C1 100 - - - 3 0,3 C2 100 - - - - 0,5 AC1 54 15 17 14 - - AC2 75 25 - - 3 0,3 *Podano v % glede na maso veziva. V sklopu preiskav injekcijskih mešanic smo analizirali njihove lastnosti v suhem (vsebnost škodljivih snovi), svežem in strjenem stanju. Za analiziranje lastnosti mešanic smo uporabili standarde za beton, malto ter različico standardov za kable za prednapenjanje iz leta 1996 (EN 445 do EN 447) s prilagoditvami, kjer je bilo to potrebno. V preglednici 5.6 podajamo vsebnosti kloridov (Cl-), sulfatov (SO3) in alkalij (Na2O ekvivalent) v suhi injekcijski mešanici, ki smo jih analizirali skladno s standardom SIST EN 196-2:2005. Preglednica 5.6: Vsebnost kloridov, sulfatov in alkalij injekcijskih mešanic v masnih deležih (%) Table 5.6: Chlorides, sulfates and alkali content in analyzed grouts in % by mass Oznaka Cl- SO3 Na2O ekvivalent C1 0,02 0,30 0,40 C2 0,00 2,00 0,70 AC1 0,01 0,80 0,40 AC2 0,02 0,50 0,30 V preglednici 5.7 podajamo lastnosti sveže injekcijske mešanice, kjer v/v označuje vodo vezivno razmerje, pm0 prostorninsko maso sveže injekcijske mešanice določeno skladno s standardom SIST EN 1015-6:1999, tp pretočnost sveže injekcijske mešanice in v1 izločanje vode, določena po standardu EN 445 (1996), in wrv sposobnost zadrževanja vode sveže injekcijske mešanice določena v skladu s standardom PSIST prEN 1015-8:2001. Preglednica 5.7: Lastnosti sveže injekcijske mešanice Table 5.7: Properties of fresh injection grout Oznaka v/v Pm0 tP Vi wrv ( - ) (kg/m3) (s) (%) (%) C1 0,40 1.895 13,8/15,5* 0,52 86,2 C2 0,43 1.856 27,2/44,5* 1,03 86,1 AC1 0,50 1.673 13,5/13,4* 0,20 94,1 AC2 0,62 1.659 13,6/16,3* 0,53 88,7 *vrednosti se nanašajo na pretočnosti izmerjene 30 minut po zamešanju Pretočnosti analiziranih mešanic, ki smo jih izmerili takoj po zamešanju in po preteku 30-ih minut so bile, z izjemo mešanice C2, relativno nizke. Mešanica C2 je pogojno izpolnila zahteve kakovostnega razreda C, če upoštevamo, da je pretočnost parameter, ki ga je mogoče kontrolirati s poostreno kontrolo proizvodnje in dodatkov. Pri mešanici C2 smo dobili tudi najvišje izločanje vode, in sicer 1,03 %, čeprav še zmeraj pod kriterijem 2,0 %, podanim v preglednici 5.4. Pri vseh analiziranih injekcijskih mešanicah smo dosegli relativno visoke vrednosti sposobnosti zadrževanja vode, in sicer med 86,1 in 94,1 %. Lastnosti strjene injekcijske mešanice, stare 90 dni, podajamo v preglednici 5.8. Spremembo prostornine injekcijske mešanice AV smo določali po standardu EN 445 (1996), prostorninsko maso pm v strjenem stanju pa po standardu SIST EN 1015-10:2001. Upogibno trdnost in tlačno trdnost injekcijskih mešanic ffm in fcm smo določali v skladu s standardom SIST EN 1015-11:2001, cepilna natezna trdnost fctm po standardu SIST EN 12390-6:2001, ter sprijemna natezna trdnost fumL infumS na dveh podlagah: apnencu in peščenjaku, skladno s standardom SIST EN 1015-12:2001. Preglednica 5.8: Lastnosti strjene injekcijske mešanice pri starosti 90 dni (koeficient variacije v % je podan v oklepajih) Table 5.8: Properties of hardened injection grout at the age of 90 days (the coefficient of variation in % is indicated in brackets) Oznaka AV pm ffm fcm fctm fumL fumS (%) (kg/m3) (MPa) (MPa) (MPa) (MPa) (MPa) C1 1,2 (26) 1.815 (0,4) 4,4 (14) 52,3 (6,0) 1,4 (14) 0,14 (14) 0,19 (10) C2 0,0 (130) 1.683 (1,0) 4,4 (12) 47,0 (2,0) 1,6 (19) 0,19 (37) 0,21 (38) AC1 0,9 (16) 1.467 (0,6) 6,3 (10) 23,7 (6,0) 0,9 (4) 0,10 (40) 0,22 (27) AC2 0,6 (18) 1.361 (0,4) 2,8 (7) 21,7 (5,0) 1,4 (21) 0,25 (28) 0,18 (22) Pri mešanici C2 nismo evidentirali spremembe prostornine, pri mešanici C1 pa je ta znašala 1,2 %. Cementno-apneni mešanici sta izkazali nižje vrednosti spremembe prostornine, in sicer AC1 0,9 % in AC2 0,6 %. Po pričakovanjih so bile prostorninske mase in tudi tlačne trdnosti višje pri cementih mešanicah C1 in C2 kot pri cementno-apnenih AC1 in AC2. Pri upogibnih trdnostih smo za cementni mešanici C1 in C2 dobili enaki vrednosti. Pri mešanici AC2 je bila vrednost upogibne trdnosti najnižja, pri mešanici AC1 smo dobili najvišjo vrednost. Razlog za to sta najverjetneje dokaj velika deleža apnenčeve in kremenove moke, ki sta delovali kot polnilo. Cepilne natezne trdnosti mešanic C1, C2 in AC2 so bile v približno enakem rangu. Pri mešanici AC1 smo dobili nižjo vrednost. Pri preiskavi sprijemne natezne trdnosti smo pri vseh mešanicah, razen pri AC2, dobili višje vrednosti, ko smo kot podlago uporabili peščenjak. Tak rezultat smo glede na večjo površinsko poroznost in hrapavost peščenjaka v primerjavi z apnencem pričakovali. 5.3.4 Preiskave valjastih preskušancev Pri gradnji večslojnih kamnitih zidov so zidarji navadno zapolnili prostor med zunanjima slojema z ostanki, preostalimi pri oblikovanju kamnov za gradnjo zunanjih slojev zidu, pa tudi s prodniki in apneno malto. Da bi ponazorili in ovrednotili lastnosti injektiranega jedra takšnega zidu, smo pripravili valjaste preskušance premera 15 cm in višine 30 cm (slika 5.8). Postopek priprave preskušancev je bil podoben postopku, ki ga je predlagala Binda (Binda in sod., 1993) in so ga v zadnjem času uporabili tudi ostali raziskovalci (Valluzzi, 2009). V našem primeru pri pripravi valjastih preskušancev nismo uporabili apnene malte, ampak smo jih postopoma napolnili s posameznimi frakcijami apnenca in peščenjaka, da bi dobili medseboj čimbolje primerljive preskušance. Posamezen preskušanec je bil v povprečju sestavljen iz 37 % mas frakcije 45/63 mm in frakcije 32/45 mm, 25 % mas frakcije 16/32 mm in 1 % mas frakcije 8/16 mm. Da so bili preskušanci medsebojno dobro primerljivi, so pokazali rezultati izmerjene votlikavosti. Izračunali smo jo iz porabe injekcijske mešanice in je v povprečju znašala od 31,4 % do 32,5 %. Valjaste preskušance smo injektirali z mešanicami C1, C2, AC1 in AC2. Za vsako izmed mešanic smo pripravili šest preskušancev: tri za preiskavo tlačne in tri za preiskavo cepilne natezne trdnosti. Pri starosti 90 dni smo preskušance podvrgli tlačni preiskavi po standardu SIST EN 12930-3:2002 in cepilni natezni preiskavi v skladu s standardom SIST EN 12930-6:2001. Slika 5.8: Iz leve: preskušanci pripravljeni za injektiranje, izvedba injektiranja, preiskava tlačne trdnosti, preiskava cepilne natezne trdnosti Fig. 5.8: From left: specimens prepared for grouting, grout injection, compressive strength test, tensile splitting strength test Po zaključeni preiskavi cepilne natezne trdnosti smo prereze porušenih preskušancev podrobneje analizirali. Pri tem smo evidentirali in ovrednotili tri načine porušitev: I -porušitev po kamnu (prelom kamna), II - porušitev po stiku (intaktna površina kamna) in III -porušitev po injekcijski mešanici, prikazane na sliki 5.9. I porušitev po kamnu II porušitev po stiku III porušitev po inj. mešanici Slika 5.9: Evidentirani načini porušitev valjastih preskušancev C1 (levo) in AC1 (desno) pri cepilni natezni preiskavi Fig. 5.9: Registered failure modes of cylindrical specimens C1 (left) and AC1 (right) at tensile splitting strength test Pri vseh analiziranih vzorcih je ne glede na vrsto uporabljene mešanice, prevladujoč način porušitve II - porušitev stika med kamni in injekcijsko mešanico. Načina porušitve I in III sta bila zastopana v manjši meri. Iz slike 5.9 je vidno, da je bil pri valju, ki smo ga injektirali s cementno injekcijsko mešanico C1, način porušitve I (po kamnu) bolje zastopan kot pri valju, injektiranem s cementno-apneno injekcijsko mešanico AC1. Obratno velja za način porušitve II (po stiku). Slednje kaže na višjo adhezijsko sposobnost cementne injekcijske mešanice C1 v primerjavi s cementno-apneno AC1. Rezultati analize prerezov so dobro sovpadali tudi z izmerjeno votlikavostjo, ki smo jo izračunali iz porabe injekcijske mešanice. Površina injekcijske mešanice je namreč predstavljala povprečno 32 %, površina kamnov pa 68 % celotnega prereza. Tlačna trdnost in cepilna natezna trdnost sta bili višji v primeru valjev, injektiranih s cementnima injekcijskima mešanicama C1 in C2, in sicer za 36-68 % pri rezultatih tlačne trdnosti in 55-64 % pri cepilni natezni trdnosti. Na sliki 5.10 prikazujemo rezultate tlačne fcc in cepilne natezne trdnosti posameznih valjastih preskušancev ftc ter delež posameznega načina porušitve pri cepilni natezni preiskavi. Slika 5.10: Povprečna tlačna in cepilna natezna trdnost valjastih preskušancev in zastopanost posameznih načinov porušitve pri cepilni natezni preiskavi Fig. 5.10: Average compressive and tensile splitting strengths of cylinder specimens and percentage of separate failure modes at tensile splitting strength test Delež porušitve valjev po injekcijski mešanici (III) je za vse uporabljene injekcijske mešanice približno enak in znaša 31-32 %. V primeru valjev, injektiranih z mešanicama AC1 in AC2, je porušitev po stiku (II) zajemala od 51 do 53 % celotnega prereza, v primeru valjev, injektiranih s cementnima mešanicama pa 44 % pri C1 in 48 % pri C2. Pri porušitvi po kamnu (I) so vrednosti višje pri cementnih mešanicah (20-24 %) kot pri cementno-apnenih mešanicah (16-17 %). Rezultati kažejo, da smo v primeru injektiranja s cementnima mešanicama dosegli boljšo adhezijo med kamni in mešanico, kar se je odrazilo na cepilnih nateznih trdnostih in tlačnih trdnostih valjev. Dosežena stopnja adhezije med kamni in injekcijsko mešanico ter cepilna natezna trdnost same mešanice sta torej imeli prevladujoč vpliv na cepilno natezno trdnost valjastega preskušanca, ne glede na vrsto uporabljene mešanice. Če primerjamo rezultate tlačnih in cepilnih nateznih trdnosti valjastih preskušancev z rezultati sprijemnih nateznih trdnosti injekcijskih mešanic na apnencu oziroma peščenjaku, ugotovimo, da pri preiskavi sprijemnih nateznih trdnosti ni odstopanja v korist cementnih injekcijskih mešanic, temveč so slednje s cementno-apnenimi mešanicami relativno dobro primerljive. Rezultati preiskave cepilne natezne trdnosti injekcijskih mešanic, ki smo jih podali v preglednici 5.8, kažejo boljše ujemanje s cepilnimi nateznimi preiskavami valjastih preskušancev. Cepilna natezna trdnost cementne injekcijske mešanice tako znaša 1,4 MPa za C1 in 1,6 MPa za C2. Pri cementno-apneni mešanici AC1 se zmanjša na 0,9 MPa. Izjema je injekcijska mešanica AC2, pri kateri dosežemo cepilno natezno trdnost 1,4 MPa. Tudi rezultati preiskav tlačnih trdnosti injekcijskih mešanic, podanih v preglednici 5.8, relativno dobro sovpadajo z rezultati preiskav tlačnih trdnosti na valjastih preskušancih, čeprav so razlike med tlačnimi trdnostmi valjastih preskušancev manjše kot pri tlačnih trdnostih samih injekcijskih mešanic. Na tlačno trdnost valjastih preskušancev namreč vpliva tudi dosežena trdnost stika med injekcijsko mešanico in kamni, ki za posamezne vrste injekcijskih mešanic (cementne/cemento-apnene) ni tako različna kot tlačne trdnosti samih injekcijskih mešanic. 5.4 Izvedba sistematičnega injektiranja Sistematično injektiranje smo izvedli na zidnih slopih 1-C1, 2-AC1, 3-AC2 in 4-C2. Pozicije slopov prikazujemo na sliki 5.2. Pri tem smo, da bi za posamezne vrste injekcijskih mešanic zagotovili primerljive pogoje, s cementnima injekcijskima mešanicama C1 in C2 zainjektirali označene dele zunanjih (obodnih) zidov objekta, s kombiniranima cementno-apnenima mešanicama AC1 in AC2 pa označeno območje notranjega (vmesnega) zidu objekta. Čeprav so bili obstoječi zunanji in notranji ometi zidov v dobrem stanju in bi najverjetneje lahko preprečili iztekanje injekcijske mešanice med injektiranjem, smo jih z vseh zidnih slopov pred začetkom injektiranja odstranili. To smo storili, da bi lahko podrobneje analizirali površinsko teksturo analiziranih zidnih slopov ter da bi ponazorili in verificirali ustaljeno slovensko prakso pri utrjevanju običajnih kamnitih stanovanjskih stavb. Pri takšnih stavbah namreč omet zaradi dotrajanosti in poškodb pred izvedbo injektiranja običajno odstranimo in ga po izvedenem injektiranju nadomestimo z novim. Ko smo omete odstranili, smo z notranje strani zidov izvrtali poševne vrtine pod kotom 15° v približnem rastru 30 cm. Vrtine smo izvedli z zamikom med vrstami do globine 2/3 debeline zidu. V izvrtane vrtine smo vgradili injekcijske nastavke, površino zidov pa obdelali z grobim cementnim obrizgom v debelini 0,5-1,0 cm. V vsak injekcijski nastavek smo z namenom omočenja zidu in izpiranja prašnih delcev vlili približno 1,5 l vode. Tako smo omočili tudi apneno malto, s čimer smo zmanjšali možnost prevelikega krčenja in segregacije injekcijske mešanice (Binda in sod., 1997) zaradi visoke vodovpojnosti obstoječe malte. Injektiranje je potekalo od spodaj navzgor pri pritisku 3 bare, merjenim na iztoku naprave za injektiranje, s sprotnim zapiranjem injekcijskih nastavkov ob iztekanju mešanice. Pripravo zidu 1-C1 ter začetek izvedbe sistematičnega injektiranja prikazujemo na sliki 5.11. Slika 5.11: Priprava zidu 1-C1 in izvedba sistematičnega injektiranja Fig. 5.11: Preparation of the wall 1-C1 and execution of grout injection V preglednici 5.9 podajamo količine, ki smo jih merili pri spremljavi injektiranja. Pri tem v/v označuje vodovezivno razmerje, t pretočnost mešanice, tmeš čas mešanja, tinj čas injektiranja zidnega slopa, p pritisk pri injektiranju, P1 poraba pripravljene injekcijske mešanice v litrih, P2 poraba suhe injekcijske mešanice v kg/m3 in T zunanja in notranja temperatura v času injektiranja. Preglednica 5.9: Rezultati meritev pri spremljavi injektiranja Table 5.9: Values measured during injection grouting Oznaka v/v t tmeš tinj P Pi P2 T ( - ) ( s ) (min) (min) (bar) ( l ) (kg/m3) (°C) 1-C1 0,425 (0,40*) 15,1 (42,3*) 10 65 3 390 168 14/17 2-AC1 0,50 13,0 5 70 3 228 134 18/15 3-AC2 0,619 15,9 10 60 3 272 146 19/16 4-C2 0,45 (0,435*) 17,2 (29,9*) 3 55 3 301 162 18/15 *Vrednosti pred povišanjem v/v razmerja Kljub upoštevanju predpisanih vodovezivnih razmerij oziroma potrebe po vodi, smo že pri preskušanju injekcijskih mešanic v svežem stanju (glej točko 5.3.3.) in injektiranju cilindričnih preskušancev, naleteli na težave pri doseganju ustrezne pretočnosti. Zaradi tega smo pred injektiranjem stavbe in situ izvedli dodatne laboratorijske preiskave pretočnosti. Ugotovili smo, da v primeru cementnih injekcijskih mešanic C1 in C2, s predpisanim vodovezivnim razmerjem ne moremo doseči ustrezne pretočnosti. Vodovezivna razmerja za mešanici C1 in C2 so bila tako ustrezno povišana, vrednosti pa upoštevane pri pripravi mešanic in situ. Že minimalno povečanje deleža dodane vode (z v/v = 0,40 na v/v = 0,425), je v primeru mešanice C1 pomenilo veliko razliko v pretočnosti (prej 42,3 s, potem 15,1 s). Vsako izmed mešanic smo pred začetkom injektiranja mešali toliko časa, kot so to zahtevala navodila, in sicer 3 minute v primeru mešanice C2, 5 minut v primeru mešanice A3 ter 10 minut v primeru mešanic C1 in AC2. Injektiranje smo pri vseh mešanicah izvajali pod pritiskom 3 bare (merjeno na iztoku naprave za injektiranje), pri čemer smo za vsak posamezen zidni slop spremljali porabo injekcijske mešanice. Večjo porabo smo izmerili pri injektiranju obodnih zidnih slopov 1-C1 in 4-C2, kjer je za slop 1-C1 poraba mešanice znašala 390 l oziroma 168 kg/m3, za slop 4-C2 pa 301 l oziroma 162 kg/m3. Nekoliko manjša je bila poraba pri injektiranju notranjih zidnih slopov 2-AC1 in 3-AC2, in sicer 228 l oziroma 134 kg/m3 za slop 2-AC1 in 272 l oziroma 146 kg/m3 za slop 3-AC2. Če upoštevamo izkustveno merilo porabe suhe mešanice 120-150 kg/m3 (Janežič in sod., 1998), gre v vseh primerih za močno votlikave oziroma injektabilne zidove. Čeprav je injektiranje izvajala izkušena ekipa, smo pri izvedbi opazili pomanjkljivosti, z odpravo katerih bi bilo mogoče kakovost izvedenih del še izboljšati. Da bi se izognili vnosu zračnih mehurčkov, izvajalci v času injektiranja pogosto prekinejo proces mešanja. Slednje je imelo v našem primeru za posledico slabšo obdelavnost, pretočnost in težavnejšo izvedbo injektiranja - predvsem v primeru mešanic C2 in AC2. Ko smo v nadaljevanju uvedli konstantno mešanje injekcijske mešanice tudi med samim injektiranjem, do omenjenih težav ni več prihajalo. 5.5 Neporušne preiskave 5.5.1 Georadarske meritve Georadarske meritve smo izvajali skladno z napotki v ONSITEFORMASONRY Deliverable D11.1 Radar (2004a) pred in po sistematičnem injektiranju zato, da bi ocenili votlikavost in morfologijo zidov ter posledično kakovost sistematičnega injektiranja. Metoda temelji na oddajanju in sprejemanju visokofrekvenčnih elektromagnetnih valov. Ko oddani elektromagnetni signal doseže elektromagnetno mejo, se del energije odbije in registrira s sprejemno anteno, del pa nadaljuje širjenje skozi medij do naslednje elektromagnetne meje. Ker se dielektrične lastnosti (vv - hitrost elektromagnetnega valovanja, in s - dielektrična konstanta) med različnimi mediji medsebojno razlikujejo (npr. kamni in votlinami), lahko določimo meje med njimi. Ko so votline v zidu zapolnjene z injekcijsko mešanico, se reflekcijski koeficient R, ki predstavlja jakost odboja med dvema medijema, spremeni: R = 4 £2 +v s, (5.2) V enačbi (5.2) predstavljata Si in s2 dielektrični konstanti dveh različnih materialov oziroma medijev (votline in kamen pred ter injekcijsko mešanico in kamen po injektiranju). Georadarske meritve smo izvedli z georadarskim sistem SIR-2, ki ga sestavljajo centralna merilna enota, oddajno-sprejemna antena in pripomočki (kabli, vir). Pri tem smo uporabili 900 MHz oddajno-sprejemno anteno visoke natančnosti, pri kateri znaša optimalni globinski doseg od 0,5 do 1,0 m. Georadarski profili v razmiku 30 cm, pred in po injektiranju, so bili izvedeni na pozicijah 1-C1, 2-AC1, 3-AC2, 4-C2 in 5-C2. S primerjavo navpično izvedenih profilov, prikazanih na sliki 5.12, vidimo, da je bila z injektiranjem zidu 1-C1 dosežena zelo dobra zapolnitev votlin v zidu. Modre in vijolične lise predstavljajo anomalije - votline prisotne pred izvedbo injektiranja. Po injektiranju pa so ta območja zabrisana oziroma obarvana sivo, kar nakazuje na zapolnitev votlin po injektiranju. Izmerjeni reflekcijski koeficient je pred injektiranjem dosegal vrednosti med -1,0 in +1,0. Po injektiranju so se vrednosti zmanjšale na -0,5 in +0,5. To kaže na zmanjšanje razlik med dielektičnimi konstantami. Iz slike 5.12 lahko vidimo tudi, da je bil osrednji del zidu bolj votlikav. 50 cm Slika 5.12: Navpični georadarski profili P3, P4 in P5 izvedeni na zidu 1-C1 pred (levo) in približno 180 dni po sistematičnem injektiranju (desno) Fig. 5.12: Vertical GPR profiles P3, P4 and P5 of the wall 1-C1 before (left) and approximately 180 days after (right) grout injection V vodoravni smeri izvedeni georadarski profili v območju vmesnega zidu, kjer je bilo izvedeno injektiranje preskušancev 2-AC1, 3-AC2, so prav tako pokazali, da smo injektiranje izvedli kakovostno in da je bilo zapolnjenih večino votlin v zidu (slika 5.13). Iz slike 5.13 £ 2 - lahko jasno vidimo tudi pozicijo dimniške tuljave (večja anomalija v osrednjem delu georadarskih profilov, ki je ostala vidna tudi pri meritvah po injektiranju). 500cm Slika 5.13: Vodoravni georadarski profili P3-P6 na zidnih preskušancih 2-AC1 in 3-AC2 na višini 70190 cm v razmiku 30 cm pred (levo) in po injektiranju (desno) Fig. 5.13: Horizontal GPR profiles P3-P6 of the walls 2-AC1 and 3-AC2 at height 70-190 cm and intervals of 30 cm before (left) and after (right) grout injection Zavedajoč se vpliva vlage na georadarske meritve (Valluzzi in sod., 2002) smo pred in po injektiranju merili tudi razporeditev in stopnjo vlažnosti v zidovih. Da bi dobili primerne vzorce, smo v posamezne zidove vrtali luknje premera 10 mm do globine 15-20 cm na treh višinskih ravneh (slika 5.14). Pri tem smo uporabili vrtalni stroj s svedrom premera 10 mm in dolžine 250 mm z glavo iz karbidne trdnine. Ker bi zaradi trenja med vrtanjem lahko prišlo do osušitve vlage v materialu (predvsem pri vrtanju trdnejših materialov, kot je kamen), smo gradivo zbirali v maltnih spojnicah ter vrtanje izvajali pri nižjih obratih. Med izvedbo posameznih vrtin smo vrtanje prekinili za toliko časa, da se je sveder ohladil. Slika 5.14: Mesta meritve vlage na zidu 1-C1 Fig. 5.14: Measuring positions of moisture content on wall 1-C1 Zbrani material smo v zrakotesnih posodah prenesli v laboratorij, kjer smo vlažnost vzorcev, podano v preglednici 5.10, določali s sušenjem vzorcev v ventilirani sušilnici skladno s standardom SIST EN 1097-5:2000. Iz rezultatov vidimo povečan delež vlage 10 dni po injektiranju, nato pa padec vlažnosti 90 in 180 dni po injektiranju. To kaže na sušenje zidov. Glede na to, da so bile druge georadarske meritve izvedene približno 180 dni po injektiranju, smo vpliv vlage na meritve, kot posledico injektiranja, zanemarili. Preglednica 5.10: Meritve vlažnosti na zidu 1-C1 v pred ter 10 do 180 dni po injektiranju v masnih deležih (%) Table 5.10: Measurements of moisture content in wall specimen 1-C1 before and 10 / 180 days after grout injection in % by mass Višina Pred 10 dni po 90 dni po 180 dni po (cm) injektiranjem injektiranju injektiranju injektiranju 50 1,6 2,5 1,8 1,2 150 0,2 2,8 1,7 0,7 250 0,4 3,1 2,1 0,8 5.5.2 Metoda s kladivom Metoda s kladivom (angl. sonic pulse test) temelji na generiranju zvočnih impulzov v izbrani točki konstrukcije. Na osnovi časa prehoda zvočnega impulza med oddajnikom in sprejemnikom, dobimo informacijo o kakovosti gradnje in morfologiji preiskovanega zidu, saj na hitrost prehoda zvočnega impulza vpliva vrsta materiala, nehomogenosti in votline v zidu. Metoda temelji na določitvi hitrosti longitudinalnega primarnega p-valovanja, ki je funkcija gostote in elastičnih lastnosti materiala. Frekvenčno območje preiskav je območje zvoka od 20 Hz do 20 kHz. Pri metodi ustvarimo impulz z instrumentalnim kladivom in merimo čas, ki je potreben, da ta impulz prepotuje določeno razdaljo. Meritve smo izvedli z direktnim načinom, pri katerem sta bila oddajnik in sprejemnik postavljena v liniji na nasprotnih straneh zidu. Uporabili smo instrumentalno kladivo Dytran hammer 5801A5 in sprejemik Wilcoxon Researches and Brüel & Kj^r 4370. Meritve smo izvajali v skladu z ONSITEFORMASONRY Deliverable D11.1 Sonic pulse velocity test (2004b). Metodo smo uporabili za oceno kakovosti sistematičnega injektiranja zidu 5-C2. Primerjava izmerjenih hitrosti zvočnih impulzov pred in po injektiranju (slika 5.15) po pričakovanju pokaže višje vrednosti po injektiranju. Slika 5.15: Hitrosti zvočnih impulzov pri metodi s kladivom skozi zid 5-C2 pred injektiranjem (levo) in po injektiranju (desno) Fig. 5.15: Sonic test velocities measured on wall specimen 5-C2 before (left) and after grout injection (right) Povprečna hitrost zvočnih impulzov pred injektiranjem je znašala 1.040 m/s in narasla na 1.794 m/s po injektiranju. Posamezne izmerjene vrednosti pred injektiranjem se z izjemo točk 9 in 24 gibljejo med 750 in 1.500 m/s, medtem ko znašajo vrednosti po injektiranju, razen v točkah 14, 42 in 49, med 1.000 in 3.000 m/s. Nizke vrednosti izmerjenih hitrosti v točkah med 29 in 35 pred injektiranjem (1.000 m/s in manj) nam kažejo na votline v zidu, ki so bile po injektiranju zapolnjene (2.000 m/s in več). V točkah, kjer so bile pred in po injektiranju glede na ostale vrednosti obakrat izmerjene primerljivo nizke vrednosti, lahko sklepamo o prisotnosti votlin, ki so ostale nezapolnjene tudi po injektiranju. Točke, kjer smo obakrat izmerili visoke vrednosti podobnega velikostnega reda (npr. točka 9), nakazujejo na območje kompaktne gradnje brez votlin. 5.5.3 Termografske meritve Za spremljanje kontrole kakovosti sistematičnega injektiranja smo uporabili tudi termografske meritve. Pri tem smo uporabili termokamero Thermacam P20 proizvajalca FLIR. Termografske meritve so nam omogočile določitev območij zidu s povišano površinsko temperaturo v danem časovnem intervalu po izvedenem injektiranju, ko se je sproščala toplota kot posledica hidratacije veziva. Izmerjena površinska temperatura ni odvisna samo od toplote hidratacije, temveč tudi od zunanje temperature v času meritev ter od lokacije in velikosti votlin v zidu. Rezultate moramo zato interpretirati s poznavanjem zunanje temperature v času termografskih meritev in primerjati vrednosti, ki smo jih izmerili na injektiranih in neinjektiranih delih zidov. V primeru cementnih injekcijskih mešanic C1 in C2, smo najvišjo temperaturno razliko AT = 4 °C med injektiranim in neinjektiranim delom zidu izmerili 28 ur po injektiranju ob zunanji temperaturi 20 °C (slika 5.16 sredina). 10 dni po injektiranju je temperaturna razlika med injektiranim in neinjektiranim delom zidu v primeru cementnih mešanic še vedno znašala AT = 2 °C (slika 5.16 desno). Slika 5.16: Termografske meritve zidu 1-C1 28 ur in 10 dni po injektiranju Fig. 5.16: Thermo-graphic measurements of wall 1-C1 28 hours and 10 days after grouting Pri injektiranju zidov s cementno-apnenima mešanicama AC1 in AC2 je najvišja temperaturna razlika znašala AT = 2 °C in smo jo izmerili 20 ur po injektiranju ob zunanji temperaturi 15 °C (slika 5.17 sredina). 10 dni po injektiranju pri cementno-apnenih mešanicah ni bilo več razlik (slika 5.17 desno). Slika 5.17: Termografske meritve zidu 3-AC2 20 ur in 10 dni po injektiranju Fig. 5.17: Thermo-graphic measurements of wall 3-AC2 20 hours and 10 days after grouting Na sliki 5.16 vidimo povečano temperaturo v osrednjem, na sliki 5.17 pa v zgornjem delu injektiranega zidu. Sklepamo lahko, da so v tem delu zidu prisotne večje votline ali pa so te bližje površini zidu, kot so na ostalih območjih. Podobno smo ugotovili tudi pri izvedbi georadarskih meritev. Čeprav termografske meritve ne omogočajo kvantitativnega spremljanja postopka injektiranja, so se v kombinaciji z ostalimi preiskovalnimi metodami in spremljanjem količine vtisnjene mešanice, izkazale kot uporabne za oceno kakovosti injektiranja. Zaradi višjih generiranih površinskih temperatur, ki so posledica hidratacije veziva, so izmerjene razlike višje pri cementnih kot pri cementno-apnenih injekcijskih mešanicah. 5.6 Delno porušne preiskave 5.6.1 Ocena morfologije in teksture zidov s sondiranjem Morfologijo in teksturo zidov smo na izbranih lokacijah ocenjevali s površinskim in globinskim sondiranjem. Površinsko sondiranje nam je bilo v pomoč pri lociranju opečnih obzidav okoli nekaterih vratnih in okenskih odprtin (slika 5.18 levo), ki smo se jim želeli izogniti pri izbiri reprezentativnih delov zidov za strižne preiskave. Tekstura zidov je bila z izjemo odprtin, obzidanih z opeko, nepravilna. Zidovi so bili pozidani večinoma iz apnenca nepravilnih oblik z daljšim robom dimenzije 15-35 cm. Občasno je bilo v zidovih mogoče najti tudi peščenjak dimenzije 10-20 cm in posamezne vključke opeke (slika 5.18 sredina). Z globinskim sondiranjem smo ugotovili, da je delež votlikavosti v osrednjem delu zidov relativno velik (slika 5.18 desno). Zaradi nepravilnih oblik kamnov je debelina maltnih spojnic variirala med 1 in 5 cm. Slika 5.18: Izvedba površinskega (POZ 1-C1) in globinskega sondiranja (POZ 9) zidu Fig. 5.18: Surface (POS 1-C1) and in-depth probing (POS 9) of the wall Morfologijo zidov smo nato preiskali na prečnih prerezih zidov po izvedbi utorov pred strižnimi preiskavami. Slika 5.19 prikazuje tipičen prerez zidu pred injektiranjem (zid 6) in po injektiranju (zid 1-C1). Vidimo, da so bile med zunanjima slojema izvedene zgolj posamezne preproste povezave z daljšimi kamni, ki pa niso mogli zagotoviti zadostne povezave med zunanjima slojema. V dokaj slabo definiranem osrednjem delu zidu je bil prisoten znaten delež votlin, manjših kamnov in apnene malte. Apnena malta je tvorila od 15-20 % prereza zidu. Slika 5.19: Prečni prerez neinjektiranega zidu 6 (levo) in injektiranega zidu 1-C1(desno) Fig. 5.19: Cross section of the ungrouted wall specimen 6 (left) and grouted wall specimen 1-C1 (right) Da bi dobili kvantitativno oceno votlikavosti zidov, smo delež votlin ocenili na poziciji 2-AC1 z merjenjem porabe vtisnjene injekcijske mešanice (točka 5.4, preglednica 5.9). Zid 2-AC1 je bil zgoraj omejen z armiranobetonsko ploščo, spodaj z betonskimi temelji, navpično pa z dimniško tuljavo na eni in vratno odprtino na drugi strani tako, da je bilo mogoče možnost iztekanja injekcijske mešanice v druge predele zidu izključiti. Ugotovili smo, da znaša delež votlin v zidu približno 10 %, kar pomeni visoko votlikavost oziroma injektabilnost zidov. 10 % delež votlin namreč predstavlja skoraj zgornjo mejo votlikavosti v primerjavi z rezultati, ki jih je predstavila da Porto (2003b). Ugotovila je, da znaša delež votlin obstoječih troslojnih kamnitih zidov med 0,38 in 11,05 % celotnega prereza zidov. 5.6.2 Ocena deformabilnostnih lastnosti zidov z jeklenimi blazinami Metodo z dvojno jekleno blazino (angl. double flat jack) smo za ugotavljanje modula elastičnosti in oceno tlačne trdnosti zidu pred in po injektiranju izvajali skladno s priporočili RILEM TC 177-MDT (2004). Preiskavo smo opravili na zidu 5-C2, in sicer pred in 180 dni po injektiranju s cementno injekcijsko mešanico C2. Jekleno blazino sestavljata dve medsebojno zvarjeni tanki jekleni pločevini, na katerih sta na dveh mestih privarjeni šobi za vtiskanje olja. Širina jeklene blazine običajno ustreza širini sloja zidu, ki ga preiskujemo, medtem ko dolžina ni predpisana. Preiskava je potekala tako, da smo v zid v navpičnem razmiku 50 cm zarezali tanka utora, v katera smo namestili jekleni blazini. V območju med obema rezoma smo pritrdili štiri dilatometre v navpični(1-4) in enega v vodoravni smeri (5) (slika 5.20). V jekleni blazini smo vtiskali olje ter med povečevanjem tlaka spremljali razdalje med bazami. Kot rezultat preiskave smo dobili sovisnost med napetostmi ter vodoravnimi in navpičnimi deformacijami. Slika 5.20: Prikaz aplikacije jeklenih blazin in razporeditve merskih mest (POZ 10) Fig. 5.20: Set up of the measuring equipment for the flat jack test at POS 10 Rezultati preiskave so prikazani na sliki 5.21. Za zidove v neinjektiranem stanju smo dobili modul elastičnosti Eo = 785 MPa izračunan v intervalu 60-85 % maksimalne napetosti. Izračun E modula v nižjem napetostnem intervalu ne bi bil realen, ker je prišlo do padca naklona. Le-ta je najverjetneje posledica prisotnosti votlin v zidu. Elastični modul zidu v injektiranem stanju je znašal Ec2 = 1.507 MPa in je bil izračunan v intervalu 15-60 % maksimalne napetosti. Vodoravna deformacija-£i(%o) Navpična defomiacija-£2(%o) Vodoravna deformacija-si(%o) Navpična deformacij a-s2(%o) Slika 5.21: Rezultati preiskave zidu 5-C2 z jeklenimi blazinami pred (levo) in po injektiranju (desno) Fig. 5.21: Results of the double flat-jack test of the wall 5-C2 before (left) and after grout injection (right) Z upoštevanjem poteka krivulje napetost-deformacija smo lahko ocenili tlačno trdnost zidu pred in po injektiranju. Za zid v obstoječem, neinjektiranem stanju smo dobili tlačno trdnost fco = 1,65 MPa, za zid, injektiran s cementno mešanico, pa tlačno trdnost fc = 2,50 MPa. Tlačno trdnost zidu v primeru injektiranja s cementno-apneno mešanico smo ocenili na fcAC = 2,00 MPa. 5.7 Porušna-strižna preiskava Na petih zidnih preskušancih smo z namenom ovrednotiti odziv zidov analizirane stavbe na potresno obremenitev, opravili strižne preiskave. Začetnik v nadaljevanju opisanega načina in situ strižne preiskave, pri katerem se potresna obtežba ponazori z vsiljevanjem vodoravnega pomika preko hidravličnega bata, je bil Sheppard (1985). Kasneje so tak način preskušanja potresne odpornosti obstoječih zidov privzeli še mnogi drugi raziskovalci. Območja preskušanja smo izbrali tako, da smo se izognili opečnim obzidavam ob okenskih in vratnih odprtinah in hkrati imeli na voljo dovolj tog oporni del zidu, ki je lahko prenesel reakcijsko silo bata, s katerim smo vnašali silo. Prav tako smo za vsak zid že pred pričetkom preiskave izračunali navpično obremenitev. Za štiri zidove, utrjene s sistematičnim injektiranjem (1-C1, 2-LC1, 3-LC2, 4-C2), in en zid (6) v obstoječem, neutrjenem stanju, smo tako lahko določili vodoravno odpornost, efektivno togost, duktilnost in natezno trdnost. 5.7.1 Priprava zidnih preskušancev 180 dni po injektiranju je bilo izvedeno rezanje zidov z diamantno krožno žago (slika 5.22). Naredili smo navpične utore, s čimer smo dobili na zgornjem in spodnjem robu vpete zidne preskušance (slika 5.23 levo) višine 250 cm, širine 100 cm ter debeline 40 cm (2-LC1, 3-LC2) in 50 cm (1-C1, 4-C2, 6). Zaradi morebitne porušitve zidu med obremenjevanjem smo stropno konstrukcijo na obeh straneh posameznega preskušanca podprli z lesenimi podporami (slika 5.23 desno). Da bi zagotovili enakomeren vnos sile, smo območje na sredini preskušancev, kjer smo vnašali obremenitev, izravnali z betonom. Slika 5.23: Izmera zidu 3-AC2 in izvedene lesene podpore Fig. 5.23: Measurements of the wall 3-AC2 and executed wooden supports 5.7.2 Opis poteka strižne preiskave Pri strižnih preiskavah so bili preskušanci podvrženi obstoječi navpični obtežbi in vodoravni-potresni obtežbi, ki smo jo ponazorili z vsiljevanjem vodoravnega pomika preko hidravličnega bata. Uporabili smo hidravlični bat kapacitete 1.000 kN, proizvajalca Univerzal Banja Luka. Obremenjevanje je potekalo v ponavljajočih se ciklih z vmesnim razbremenjevanjem in večanjem amplitude pomika po 0,25 mm glede na prejšnji cikel, in sicer vse do nastanka poškodb, ki so pomenile nevarnost porušitve, oziroma do dosežene razpoložljive nosilnosti preskušanca. Preiskave so bile zaradi varnosti sodelujočih zaključene pred porušitvijo preskušanca, in sicer ob spremljavi histereznih zank, razpok ter deformacij preskušanca. Obremenjevanje smo prekinili glede na naslednje kriterije: I - dosežena maksimalna sila in posledično zmanjševanje sile v nadaljnjih ciklih obremenjevanja, II - nastanek novih ali povečanje obstoječih razpok na > 3,00 mm ter III - izbočitev posameznih območij preskušanca, ki bi lahko ob nadaljevanju obremenjevanja vodila do krhke lokalne porušitve. Ob upoštevanju navedenih kriterijev je bilo predpostavljeno, da je bila ob koncu preiskave dosežena računska nosilnost preskušanca. Med preiskavo smo merili silo, diagonalne deformacije in vodoravne pomike na sredini ter na spodnjem in zgornjem robu preskušanca. Spremljali smo tudi morebitne navpične pomike, do katerih bi lahko prišlo zaradi dvigovanja stropne konstrukcije. V ta namen smo na posamezni zidni preskušanec namestili štiri diagonalne (8- 10) in dva navpična induktivna merilaca pomikov (5 in 6) ter tri vodoravne merilce pomikov (1-3) kot prikazuje slika 5.24. Na sliki 5.25 prikazujemo odziv (vodoravni pomik, merjen na sredini posameznega zidu) injektiranih zidnih preskušancev 1-C2, 2-LC1, 3-LC2 in 4-C2 ter neinjektiranega zidnega preskušanca 6 skozi celotno strižno preiskavo. Slika 5.24: Predispozicija strižne preiskave s prikazom vnosa sile in merskih mest Fig. 5.24: The shear test setup, showing the arrangement of the measuring positions Slika 5.25: Odziv injektiranih in neinjektiranega zidnega preskušanca med strižno preiskavo Fig. 5.25: Lateral displacement history of injected and non-injected wall during shear test 5.7.3 Izvrednotene mehanske lastnosti zidnih preskušancev Kot rezultat strižne preiskave na sliki 5.26 prikazujemo sovisnost med vodoravno silo H in relativnim vodoravnim pomikom d, merjenim na sredini posameznega zidnega preskušanca iz katerega je bilo mogoče po idealizaciji določiti mehanske lastnosti preskušenih zidov. 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 Relativni vodoravni pomik-d (min) Slika 5.26: Razmerje med vodoravno silo in pomikom pri strižni preiskavi Fig. 5.26: Lateral load vs. lateral displacement at the shear test Eksperimentalno dobljene histerezne ovojnice smo idealizirali z bi-linearnimi ovojnicami, ki smo jih določili z efektivno togostjo in pomikom pri zaključku preiskave. Pri izračunu efektivne togosti injektiranih preskušancev (1-C2, 2-LC1, 3-LC2 in 4-C2) smo upoštevali povprečno vrednost sile Hcr pri kateri smo evidentirali prve pomembnejše razpoke na preskušancih. Povprečna raven formiranja pomembnejših razpok je za injektirane zidove znašala Hcr = 0,80Hmax pri vodoravnem pomiku dcr = 0,96 mm. Pri neinjektiranem preskušancu (6) so se prve razpoke formirale pri nižji ravni maksimalno dosežene sile Hcr = 0,61Hmax, vendar večjem vodoravnem pomiku, ki je znašal dcr = 1,19 mm. Hmax je povprečna vrednost največje vodoravne sile, izmerjene med preiskavo. Efektivna togost Ke je bila določena iz razmerja med silo Hcr in pomikom dcr: Ke = Hl. (5.3) dcr Na sliki 5.27 prikazujemo spreminjanje togosti posameznih zidnih preskušancev pri strižni preiskavi. Krivulje smo začeli risati, ko so preskušanci dosegli efektivno togost Ke oziroma so se formirale prve bistvene razpoke in nato prikazali spreminjanje togosti do zaključka strižne preiskave. Kot je razvidno iz slike 5.27, so si krivulje upadanja togosti pri injektiranih zidovih zelo podobne. Togost začne namreč pri vseh zidovih po formiranju prvih večjih razpok strmo padati. Bistveno drugačno je obnašanje neinjektiranega zidnega preskušanca, pri katerem ima krivulja upadanja togosti med strižno preiskavo dosti manjši naklon. Togosti zidov se po injektiranju sicer močno povečajo, vendar pride pri vsiljevanju pomikov nad doseženo efektivno togostjo pri injektiranih zidovih do hitrejšega oblikovanja poškodb in zmanjšanja togosti kot pri neinjektiranem zidu. 130 120 110 100 o 90 1 80 i§ 70 Ul i 60 o M 50 ES 40 30 20 10 0 : \ 1-C1 r 4-C2\ : 2-ACr\ \ 6-neinjektiran M i i i i i i i i i i i i i i i i li 2 3 4 5 6 7 Relativni vodoravni pomik-d(mm) 10 Slika 5.27 Fig. 5.27: : Padanje togosti zidov pri vsiljevanju vodoravnega pomika Stiffness degradation of the walls depending on relative lateral displacement Iz idealizirane bi-linearne sovisnosti med vodoravno silo in pomikom (slika 5.28) smo lahko ob upoštevanju energetskega pogoja, da je disipacijska kapaciteta eksperimentalno dobljene in idealizirane ovojnice enaka, izvrednotili vodoravno odpornost Hu (enačba 5.3). Slika 5.28: Bi-linearna idealizacija eksperimentalno dobljene histerezne ovojnice Fig. 5.28: Bi-linear idealization of experimental resistance envelope Po upoštevanju enakosti površini pod eksperimentalno dobljeno in idealizirano ovojnico dobimo: H u = K d„ J d 2 _ 2Aenv K (5.4) kjer dmax predstavlja maksimalni dosežen pomik med preiskavo in Aenv površino pod eksperimentalno dobljeno ovojnico prikazano na sliki 5.28. Kot smo zapisali, so bile preiskave zaradi varnosti sodelujočih zaključene pred porušitvijo posameznega preskušanca, tako da v večini primerov nismo dosegli padca vodoravne sile H na običajno upoštevanih 80 % maksimalne sile Hmax. Zato smo maksimalni dosežen pomik dmax upoštevali kot mejni pomik (pomik na meji dosežene nosilnosti) du. Posledica takšne aproksimacije je, da so dobljeni rezultati nekoliko konservativni glede pomikov na meji nosilnosti du in optimistični glede vodoravnih odpornosti Hu. Z upoštevanjem izračunane odpornosti Hu lahko z enačbo (5.4) (Turnšek in Čačovič, 1971) izračunamo natezno trdnost zidu ft: ft =-f + ^ + (b Tmax )\ (5.5) kjer j e Tmax =Hu/Aw povprečna strižna napetost v vodoravnem prerezu zidu pri največji idealizirani vodoravni sili Hu. Spremenljivka b v enačbi predvideva vrednost 1,5 za zidove z razmerjem med višino in širino (h/I) večjo od 1,5. V primeru, da je razmerje med višino in širino zidu med 1,0 in 1,5, spremenljivka b predstavlja vrednost razmerja med višino in širino zidu, ki je v našem primeru znašalo b = h/I = 1,25. S o0 je označena napetost v zidu zaradi navpične obremenitve, Aw pa je površina vodoravnega prereza zidu. Strižni modul G smo izračunali po enačbi (5.6) z upoštevanjem efektivne togosti zidu Ke in modula elastičnosti E: G =-Ke s (56) Aw a Ke I h 1.2h 1.2 E y I kjer a predstavlja koeficient robnih pogojev in znaša v našem primeru a =1 za na obeh konceh polno vpeti zid, h pomeni višino, I pa dolžino posameznega zidnega elementa. Za zid v obstoječem, neinjektiranem stanju, ter zid, injektiran z injekcijsko mešanico C2, smo lahko strižni modul G enostavno izračunali z enačbo (5.6), saj smo imeli vse potrebne podatke: dimenzije zidov h, I in Aw, efektivno togost Ke, ki smo jo dobili iz strižne preiskave, ter modul elastičnosti E, ki smo ga za obstoječe stanje (E = 785 MPa) in stanje po injektiranju z injekcijsko mešanico C2 (E = 1.507 MPa) dobili iz preiskave z dvojnima jeklenima blazinama. Za zidove, injektirane s cementno mešanico C2 in cementno-apnenima mešanicama AC1 in AC2, smo strižni modul G in modul elastičnosti E prav tako izračunali iz enačbe (5.6), vendar smo upoštevali razmerje, ki smo ga med obema količinama dobili v primeru injektiranja z mešanico C2, in sicer G = 0,35 E. Faktor duktilnosti je po definiciji razmerje med pomikom du v točki, kjer vodoravna sila pade na 80 % maksimalne vrednosti, ter pomikom na meji elastičnosti de. Čeprav smo preiskavo zaradi varnosti zaključili, preden je sila padla na 80 % maksimalne vrednosti, smo duktilnost preskušenih zidov vseeno ovrednotili, in sicer kot razmerje med končnim pomikom idealizirane bilinearne ovojnice dmax in pomikom na idealizirani meji elastičnosti de: M = - d d (5.7) Nabor vseh mehanskih količin, ki smo jih neposredno ali posredno določili na podlagi rezultatov strižnih preiskav, podajamo v preglednici 5.11. Preglednica 5.11: Rezultati strižne preiskave Table 5.11: Results of the in situ shear tests Oznaka Vodoravna Efektivna Duktilnost Natezna Strižni Modul zidu odpornost togost trdnost modul elastičnosti Hu (kN) Ke (kN/mm) M ( - ) f (MPa) G (MPa) E (MPa) 1-C1 152 120 4,21 0,29 537 1.520 2-AC1 90 91 2,85 0,21 476 1.347 3-AC2 97 77 3,32 0,21 411 1.164 4-C2 151 119 2,99 0,30 532 1.507 6 56 31 4,84 0,07 113 785 Natezna trdnost f je bila v primeru injektiranja s cementno-apnenima injekcijskima mešanicama AC1 in AC2 obakrat enaka in je znašala 0,21 MPa. Natezna trdnost zidov 1-C1 in 4-C2, ki smo ju injektirali s cementnima injekcijskima mešanicama je bila približno 1,4-krat višja. Znašala je 0,29 in 0,30 MPa. Po pričakovanju smo najnižjo vrednost dobili pri neinjektiranem zidu 6. Z zapolnitvijo votlin, ki so predstavljale približno 10 % celotnega volumna kamnitega zidu, smo dosegli pri uporabi cementno-apnenih injekcijskih mešanic trikratno povečanje in več kot štirikratno povečanje natezne trdnosti zidov v primeru injektiranja s cementnima injekcijskima mešanicama. Tudi pri rezultatih vodoravne odpornosti Hu in efektivne togosti Ke lahko iz preglednice 5.11 vidimo očitno razliko med zidom v obstoječem, neinjektiranem stanju, in injektiranimi zidovi. Povečanje vodoravne odpornost, efektivne togosti in natezne trdnosti je odvisno od vrste uporabljene injekcijske mešanice (cementne ali cementno-apnene). Čeprav ne obstaja direktna korelacija med povprečnim povečanjem tlačne trdnosti (50 %) ali cepilne natezne trdnosti valjastih preskušancev (60 %) in povprečnim povečanjem natezne trdnosti zidov (46 %), ko primerjamo trdnosti preskušancev injektiranih s cementno ter cementno-apneno injekcijsko mešanico, nam rezultati na valjastih preskušancih vendarle omogočajo, da ocenimo sposobnost posamezne injekcijske mešanice za izboljšanje natezne trdnosti injektiranega zidu. Iz preglednice 5.11 in slike 5.26 vidimo, da izkazuje zid v obstoječem, neinjektiranem stanju, bolj duktilno obnašanje kot injektirani zidovi. Duktilnosti med injektiranimi zidovi so medsebojno primerljive. Čeprav smo pričakovali bolj duktilno obnašanje zidov injektiranih s cementno-apnenima mešanicama, izstopa le zid 1-C1. Ker smo strižno preiskavo zaključili pred doseženim pomikom du, ki se vrednoti v točki, ko vodoravna sila pade na 80 % maksimalne vrednosti, duktilnosti podanih v preglednici 5.11 ne moremo imeti za zanesljive. Primerjava z rezultati, ki jih je povzel Tomaževič (2011), pokaže, da sta bila natezna trdnost in strižni modul zidov analizirane stavbe v Čezsoči v neinjektiranem stanju ft = 0,07 MPa, G=113 MPa) primerljiva z rezultati preiskav zidov, grajenimi iz apnenca in apnene malte, ki so bili v preteklosti preskušeni v Bovcu f = 0,06-0,08 MPa, G = 80-170 MPa). Po injektiranju s cementnimi injekcijskimi mešanicami so bile natezne trdnosti in strižni moduli zidov stavbe v Čezsoči (ft = 0,29-0,30 MPa, G = 532-537 MPa) precej večji kot tisti v predhodnih študijah f = 0,11-0,20 MPa, G = 170-400 MPa). Takšno izboljšanje, glede na rezultate preiskav, ki so jih opravili pred več kot 10 leti, bi lahko bilo posledica izboljšane tehnologije sistematičnega injektiranja in izbire bolj kakovostnih komercialnih injekcijskih mešanic. 5.8 Oblikovanje razpok in deformacijske oblike preskušancev pri strižni preiskavi Pri obremenjevanju preskušancev smo v vsakem posameznem ciklu spremljali in risali razpoke, ki so se oblikovale na zidnih preskušancih. Na podlagi rezultatov vodoravnih merilcev pomikov (1-3) in navpičnih merilcev pomikov (5 in 6), smo izrisali končne deformacijske oblike preskušancev, ki smo jih, kolikor je to dopuščala natančnost izmere baz, kontrolirali z rezultati diagonalnih deformetrov (7-10). Na začetku strižne preiskave se je najprej pojavila upogibna razpoka na sredini preskušanca, ki se je postopoma začel »ločevati« na spodnji in zgornji zidni element. Pri nadaljnjem vsiljevanju pomika se je zasuk posameznega elementa povečeval do »zaklinjenja«, nato se je začelo oblikovanje strižnih, v posameznih primerih pa tudi zdrsnih razpok. V nadaljevanju smo za spodnje in zgornje elemente zidnih preskušancev izračunali zasuk, in sicer kot razmerje med višino in relativnim pomikom elementa v %. Kot podporo k analizi oblikovanja razpok pri strižnih preiskavah smo na ključnih območjih izvedli tudi vrtanje jeder premera 100 mm v kombinaciji z globinskim sondiranjem. 5.8.1 Zidni preskušanec 1-C1 Oblikovanje razpok in deformacijsko obliko po strižni preiskavi zidu 1-C1 prikazujemo na sliki 5.29. Kmalu po začetku preiskave se je pri absolutnem pomiku da = 1,0 mm merjenim na sredini zidu, pojavila prva upogibna razpoka (1) v nateznem osrednjem območju zidu. Pri nadaljnjem obremenjevanju se je pri pomiku da = 1,5 mm pojavila diagonalna strižna razpoka na zgornjem elementu (2), ki se je postopoma daljšala (3). Ob njej so se formirale dodatne strižne razpoke (4 in 5). Prve poškodbe spodnjega elementa so se pojavile kasneje, pri absolutnem pomiku da = 2,0 mm in sicer najprej kot natezna razpoka spodnjega vogala (3), nato pa se je ob vpetju začela oblikovati prestrižna razpoka (5 in 7). Preiskavo smo prekinili v skladu s kriterijem I (dosežena maksimalna sila, zmanjševanje sile ob nadaljnjem obremenjevanju) pri pomiku da = 6,0 mm. Izračunana zasuka sta znašala 0zg = 0,47 % za zgornji in @sp = 0,35 % za spodnji element. Sondiranja, ki smo jih izvedli ob vpetju (območje prestrižne razpoke 5 in 7) preskušanca 1-C1 (slika 5.30), so razkrila, da gre za »mehkejši« del zidu, sicer z minimalno votlikavostjo, vendar z več uporabljene malte, ter opečnimi vključki. To pojasnjuje pojavljanje prestrižnih razpok. Prisotnost injekcijske mešanice smo na tem delu zidu evidentirali zgolj v manjšem območju okoli vgrajenega injekcijskega nastavka. Jedro in globinska sonda, ki smo ju izvedli na osrednjem delu preskušanca 1-C1 (slika 5.31), sta pokazala izredno dobro zapolnitev z injekcijsko mešanico, ki je lahko učinkoviteje od originalnega veziva med seboj povezala posamezne gradnike zidu. Razpok v tem območju nismo opazili. Spodnji zidni element je, predvsem na račun kakovostne povezave gradnikov po izvedenem injektiranju, v celoti izkazoval bolj tog odziv pri strižni preiskavi kot zgornji zidni element. Slika 5.29: Oblikovanje razpok pri strižni preiskavi in deformacijska oblika zidu 1-C1 Fig. 5.29: Formation of cracks by shear test and deformation shape of wall 1-C1 Slika 5.30: Jedro in globinska sonda, izvedena ob vpetju zidu 1-C1 Fig. 5.30: Core and in-depth probing at the bottom of the wall 1-C1 /f ■ VC li . i Slika 5.31: Jedro in globinska sonda, izvedena na osrednjem delu zidu 1-C1 Fig. 5.31: Core and in-depth probing in the middle of the wall 1-C1 5.8.2 Zidni preskušanec 2-AC1 Oblikovanje razpok pri različnih vrednostih absolutnega pomika da ter deformacijsko obliko zidu 2-AC1, prikazujemo na sliki 5.32. Na začetku obremenjevanja so se pri absolutnem pomiku da = 1,0-1,5 mm, v območju natega na osrednjem delu zidu, pojavile upogibne razpoke (1-2). Pri nadaljnjem obremenjevanju so se začele, najprej na spodnjem, nato pa tudi na zgornjem zidnem elementu, oblikovati strižne razpoke (2-5). Preiskavo smo zaključili zaradi izbočitve »mehkega« strižno poškodovanega območja zidu v spodnjem elementu (sivo šrafirano območje) glede na kriterij III (izbočenje, ki lahko vodi do krhke lokalne porušitve). Sočasno je zaradi mehčanja v spodnjem zidnem elementu nastopil tudi I kriterij (padanje sile pri nadaljevanju obremenjevanja). Izračunana zasuka sta znašala 0zg = 0,19 % za zgornji in 0sp = 0,26 % za spodnji element. Sondiranje zidu 2-AC1 smo izvedli v zgornji (slika 5.33) in spodnji polovici (slika 5.34). Na območju vrtine na zgornjem zidnem elementu, kjer smo jedro izvrtali ob razpoki, je bil na delu vrtine zid grajen iz opeke, na preostalem delu pa iz kompaktnega kamna. Injekcijske mešanice v območju izvedene vrtine nismo evidentirali. Zid na območju globinske sonde, na spodnjem vogalu spredaj, so sestavljali manjši kosi kamna ter večja količina veziva, brez injekcijske mešanice. Takšna sestava zidu se je najverjetneje nadaljevala tudi v sivo šrafiranem območju, kjer je pri pomiku da = 3,5 mm prišlo do izbočitve in posledično prekinitve strižne preiskave. Slika 5.32: Oblikovanje razpok pri strižni preiskavi in deformacijska oblika zidu 2-AC1 Fig. 5.32: Formation of cracks by shear test and deformation shape of wall 2-AC1 Slika 5.33: Jedro in vrtina, izvedena v zgornjem delu zidu 2-AC1 Fig. 5.33: Core and in-depth probing at the upper part of the wall 2-AC1 ^ ffšp'hh- . 0- W It,,^:. s % fT - : " " , f J • ■ 7-ijfr. . v; * ) ;. " ^ - 1 v. Slika 5.34: Globinska sonda izvedena na zidu 2-AC1 spodaj Fig. 5.34: In-depth probing at the bottom of the wall 2-AC1 5.8.3 Zidni preskušanec 3-AC2 Potek oblikovanja razpok in končno deformacijsko obliko zidnega preskušanca 3-AC2 prikazujemo na sliki 5.35. Prve, strižne razpoke so se začele oblikovati na spodnjem zidnem elementu (1 in 2) pri absolutnem pomiku da = 2,0-2,5 mm in se nato pri pomiku da= 2,54,0 mm vzpostavile tudi na zgornjem elementu (3-5). Upogibno razpoko smo opazili šele pri pomiku da = 3,5 mm. Preiskavo smo zaključili z upoštevanjem III kriterija (izbočanje posameznih območij preskušanca) zaradi nakazanega izven ravninskega obnašanja (razpoki 5 na čelnem delu zidu) ter daljšanja strižnih razpok do končnih robov preskušanca. Zasuka zgornjega in spodnjega elementa sta bila približno enaka: 0zg = 0,38 % za zgornji in @sp = 0,40 % za spodnji element. Sondiranje smo izvedli na spodnji polovici preskušanca 3-AC2 (slika 5.36) v območju pojavljanja strižnih razpok. V območju izvedene vrtine smo evidentirali sorazmerno šibko sestavo. Evidentirani so bili posamezni kosi kamna, opečni vključki, vezivo in nezapolnjene votline. Z globinskima sondama, ki smo ju izvedli ob vrtini na obeh straneh zidu, smo prav tako našli zgolj posamezne delčke injekcijske mešanice, vezivo in nezapolnjene votline ter opečne vključke. Sondirano območje zidu je dokaj votlikavo, vendar injekcijska mešanica, zaradi nepovezanosti posameznih votlin, ni mogla zagotoviti popolne medsebojne povezave gradnikov. Slika 5.35: Oblikovanje razpok pri strižni preiskavi in deformacijska oblika zidu 3-AC2 Fig. 5.35: Formation of cracks by shear test and deformation shape of wall 3-AC2 Slika 5.36: Jedro in globinske sonde, izvedene na zidu 3-AC2 Fig. 5.36: Core and in-depth probing at the wall 3-AC2 5.8.4 Zidni preskušanec 4-C2 Oblikovanje razpok in končno deformacijsko obliko zidnega preskušanca 4-C2 prikazujemo na sliki 5.37. Prva razpoka (1) se je pojavila že pri absolutnem pomiku da = 0,75 mm na zunanji strani vogala v nategu, in sicer na račun nesorazmerne globine reza na zunanji in notranji strani preskušanca. Pri pomiku da = 1,0-1,5 mm so se oblikovale upogibne razpoke (2 in 3), začelo pa se je tudi oblikovanje strižnih razpok v zgornjem elementu in napredovanje razpoke na natezno obremenjenem spodnjem vogalu. Z nadaljnjim obremenjevanjem so se na obeh straneh zgornjega zidnega elementa podaljšale že oblikovane strižne razpoke. Pri pomiku da = 3,0-4,0 mm se je ob vpetju spodnjega zidnega elementa pojavila prestrižna razpoka (6-8), ki je na zunanji strani napredovala do 3/4 širine preskušanca. Preiskavo smo prekinili pri absolutnem pomiku da = 5,00 mm, ko se je strižna razpoka zgornjega elementa podaljšala do skrajnih robov preskušanca, v spodnjem elementu pa bi lahko pri nadaljevanju obremenjevanja prišlo do prestriga ob vpetju zidu. Sočasno s prekinitvijo preiskave je bil izpolnjen tudi I kriterij (dosežena maksimalna sila in zmanjševanje sile pri nadaljevanju obremenjevanja). Izvrednoten zasuk je znašal pri zgornjem elementu 0zg = 0,27 %, pri spodnjem pa 0sp = 0,38 %. Zgornji del preskušanca smo preiskali z izvedbo vrtine čez strižno razpoko in hkrati čez injekcijsko cevko (slika 5.38). Izvrtano jedro je bilo kompaktno, na sprednjem delu iz dveh večjih kosov kamna, na zadnjem pa iz manjših kosov kamna dobro povezanih z injekcijsko mešanico - vendar je izvedba dodatne globinske sonde pokazala, da je večji del votlin v okolici izvedene vrtine ostal nezapolnjen. Ugotovitve sondiranja kažejo na manj uspešno injektiranje zgornjega dela preskušanca v primerjavi s spodnjim. To potrjuje tudi oblikovanje razpok pri strižni preiskavi. Spodnji del preskušanca smo preiskali z izvedbo vrtine na območju med dvema injekcijskima cevkama (slika 5.39). Izvrtano jedro je bilo v večji meri kompaktno, sestavljeno iz kamna in manjšega vključka opeke. Pregled vrtine je pokazal dobro zapolnjenost votlin z injekcijsko mešanico, kar je potrdila tudi izvedba globinske sonde v območju vrtine na sprednji strani preskušanca. Sistematično injektiranje spodnjega dela preskušanca lahko ocenimo kot uspešno. POTEK OBLIKOVANJA RAZPOK DEF ORM AC USKA OBLIKA 1 d,-0.75 mm 2 da—1,0 mm 3 da=1.5 mm 4 da=2,0 mm 5 da=2,5 mm 6 dn=3,0 mm 7 d=3.5 mm 8 da=4,0 mm 9 di=5,0 mm 3 O VRTINA □□ GLOBINSKA SONDA —► MESTO VNOSA SILE Slika 5.37: Oblikovanje razpok pri strižni preiskavi in deformacijska oblika zidu 4-C2 Fig. 5.37: Formation of cracks by shear test and deformation shape of wall 4-C2 Slika 5.38: Jedro, vrtina in globinska sonda izvedena v zgornji polovici zidu 4-C2 Fig. 5.38: Core, borehole and in-depth probing at upper half of the wall 4-C2 Slika 5.39: Vrtina in globinska sonda izvedena v spodnji polovici zidu 4-C2 Fig. 5.39: Borehole and in-depth probing at the lower half of the wall 4-C2 5.8.5 Zidni preskušanec 6 Oblikovanje razpok in deformacijsko obliko zidu 6, ki je bil preskušen v obstoječem, neinjektiranem stanju, prikazujemo na sliki 5.40. Odziv spodnjega in zgornjega zidnega elementa, pri vsiljevanju pomika, je bil podoben, enakomerno porazdeljene so bile tudi nastale poškodbe in končna zasuka. Prva evidentirana razpoka (1) se je v območju natezne cone preskušanca pojavila pri absolutnem pomiku da = 1,5 mm. V nadaljevanju obremenjevanja so se postopoma na spodnjem in zgornjem elementu dokaj enakomerno oblikovale strižne razpoke. Preiskavo smo zaključili pri absolutnem pomiku da = 12,0 mm, ko je bil strižni mehanizem že skoraj popolnoma vzpostavljen, sila pa se ob večanju pomika ni več povečevala (kriterij I). Končna izvrednotena zasuka sta bila po pričakovanju precej večja kot pri injektiranih zidovih, in sicer je znašal zasuk za zgornji element 0zg = 0,89 %, za spodnji element pa 0sp = 0,85 %. V okviru sondiranja smo izvedli vrtino in globinsko sondo v spodnji polovici zidnega preskušanca 6 (slika 5.41). Pregled izvedene vrtine in globinske sonde je pokazal, da gre za zid, večinoma grajen iz kamna in s posameznimi opečnimi vključki s precejšnjo količino malte, neizrazitim vmesnim slojem in sorazmerno velikim deležem votlin. Slika 5.40: Oblikovanje razpok pri strižni preiskavi in deformacijska oblika zidu 6 Fig. 5.40: Formation of cracks by shear test and deformation shape of wall 6 Slika 5.41: Vrtina in globinska sonda izvedena v spodnji polovici zidu 6 Fig. 5.41: Borehole and in-depth probing at the lower half of the wall 6 5.9 Korelacije rezultatov in situ preiskav, izvedenih na preskušancu 5-C2 Na zidu 5-C2 smo poleg georadarskih meritev izvajali preiskave z metodo s kladivom. Rezultate obeh metod smo verificirali z vrtanjem jeder. Na sliki 5.42 prikazujemo vodoravna georadarska profila, izvedena na višinah h = 100 in 190 cm pred in po utrditvi s sistematičnim injektiranjem. Sočasno na sliki 5.42 prikazujemo tudi pozicijo jeder, izvrtanih po injektiranju. Iz obeh georadarskih profilov, izvedenih pred injektiranjem, vidimo anomalije v obliki lis modre in vijolične barve, iz katerih lahko sklepamo na votline v zidu. Medtem ko so na višini h = 100 cm po injektiranju modre in vijolične lise na večjem delu obarvane v temno sivo, kar nakazuje na zapolnjene votline po injektiranju, so na višini h = 190 cm modre in vijolične lise še prisotne. To kaže, da teh območij z injektiranjem nismo uspeli zapolniti. 150 cm h = 190cm: pred injektiranjem h = 190cm: po injektiranju - % - S > (D S3 m h = 100cm: pred injektiranjem - . 30 5 I I 32 h = 100cm: po injektiranju Slika 5.42: Georadarski profili in izvrtana jedra na zidu 5-C2 Fig. 5.42: GPR profiles and the positions of the drilled cores at wall 5-C2 Na sliki 5.43 prikazujemo raster meritvenih točk pri metodi s kladivom in lokacije izvedenih georadarskih profilov, izvedenih vrtin ter izvrtana jedra. 25 cm ______________—fc 7 6 5 4 3 2 1 • • • GPR 14 13 12 h=190 cm Ä ' <• -« • • i 11 10 9 8 T -----A---i 30 cm 21 20 19 18 17 16 15 ■am- * * * * * 28 27 26 25 24 23 22 f. t • • • • • h=100 cm 35 34 33 32^ 31 30 29 § ti > Se(T*): d* _ d*t, (6.39) za neelastično obnašanje Fy*/m* < Se(T*): d* _ ^f1 + {qu -1)T* 1 (6.40) qu V T J V območju srednjih in dolgih nihajnih časov T* > Tc velja pravilo enakosti pomikov po katerem je pomik neelastične konstrukcije d* enak pomiku elastične konstrukcije: d* _ d*t. (6.41) Mejni pomik MDOF sistema dt določimo s transformacijo pomika SDOF sistema d* po enačbi: dt _ rd* . (6.42) 6.10.3 Kontrola rezultatov Program pri preverbi rezultatov najprej prikaže kontrolo ali sta ciljna pomika MDOF sistema Dmax, v smislu zahteve potresne obtežbe za mejni stanji MSN in MSU manjša od kapacitete oziroma mejnih pomikov konstrukcije Du za mejno stanje MSN in Dd za mejno stanje MSU. Pripadajoče vrednosti za mejno stanje MSN prikazujemo tudi na pushover krivulji konstrukcije. Kot rezultat program poda tudi pospešek tal ULSPGA (angl. ultimate limit state peak ground acceleration), ki povzroči porušitev konstrukcije v smislu mejnega stanja MSN ter pospešek tal SLSPGA (angl. serviceability limit state peak ground acceleration), ki povzroči poškodbe konstrukcije v smislu mejnega stanja MSU. Program poleg tabelaričnega prikaza rezultatov poda tudi grafičen prikaz, kjer lahko ob večanju pomika na pushover krivulji spremljamo oblikovanje poškodb in mehanizme porušitve v posameznih elementih konstrukcije. 6.11 Analiza stavbe s programom SREMB 6.11.1 Modeliranje konstrukcije Pri analizi obravnavane stavbe smo kot kritično etažo obravnavali pritličje, kjer pričakujemo največjo potresno obremenitev. Izdelali smo vhodno datoteko s podatki o koordinatah težišča, geometriji, navpičnih obremenitvah ter materialnih karakteristikah zidov. Pri navpičnih obremenitvah smo upoštevali, da se obtežba križem armiranih stropnih konstrukcij na zidove porazdeli po teoriji porušnic, obtežba enosmerno nosilnih opečnih monta stropov pa na dva podporna zidova. Pri pripravi vhodne datoteke moramo definirati višine posameznih zidnih elementov, za kar obstaja več priporočil. Na sliki 6.16 so z modro barvo označene višine zidnih elementov kot jih je predlagal Augenti, z zeleno barvo pa višine po predlogu Dolce (Louren9o in Marques, 1998) kjer je upoštevana širitev razpok kot posledica potresne obtežbe pod kotom približno 30°. Ta predlog smo pri definiranju višin zidnih elementov upoštevali tudi sami, le, da smo v primeru zidnega elementa med dvema oknoma, upoštevali kar višino okna, pri ostalih zidnih elementih pa smo povečanje višin pod predlaganim kotom na zgornjem delu elementov omejili z višino etaže. Slika 6.16: Definiranje višin zidnih elementov Fig. 6.16: Definition of the height of macro-elements Geometrijo in razporeditev nosilnih zidnih elementov pritlične etaže obravnavane stavbe prikazujemo na sliki 6.17. Slika 6.17: Geometrija nosilnih zidov pritlične etaže uporabljena pri potresni analizi Fig. 6.17: Geometry of the ground storey walls used for the seismic analysis 6.11.2 Analiza rezultatov Podrobno analizo rezultatov (histerezne ovojnice, način porušitve, izkoriščenost duktilnosti) zaradi velikega števila možnih kombinacij prikazujemo zgolj v posameznih smereh za neinjektirano stanje ter za stanje po injektiranju z apneno-cementno mešanico AC1 in cementno mešanico C1. Skupne rezultate za vse izračunane variante podajamo na koncu poglavja. Primerjava začetnega naklona etažnih histereznih ovojnic v obstoječem stanju in po injektiranju z mešanicama AC1 in C1 (slike 6.18-6.20) že na prvi pogled pokaže, da konstrukcija po injektiranju s katerokoli izmed uporabljenih injekcijskih mešanic občutno pridobi na togosti. Meja elastičnosti etažne ovojnice v neinjektiranem stanju je podobno kot pri neinjektiranem zidnem preskušancu med strižno preiskavo, kjer so se pomembnejše razpoke oblikovale pri večji vrednosti pomika kot pri injektiranih zidovih, dosežena pri večjem etažnem pomiku kot po injektiranju. Za prikazano X smer obremenjevanja nastopi meja elastičnosti v neinjektiranem stanju šele pri etažnem pomiku det = 1,22 mm (det = 1,94 mm po idealizaciji), po injektiranju z AC1 pri etažnem pomiku det = 0,35 mm (det = 0,91 mm po idealizaciji) in po injektiranju s C1 pri etažnem pomiku det = 0,31 mm (det = 0,88 mm po idealizaciji). V vseh primerih in ne glede na vrsto uporabljene injekcijske mešanice se po injektiranju močno poveča potresna odpornost. Po injektiranju s cementnima injekcijskima mešanicama koeficient potresne odpornosti SRC naraste 73 % v X in 68 % v Y smeri, medtem ko se SRC po injektiranju s cementno-apnenima mešanicama AC1 in AC2 poveča za 60 % v X in 51 % v Y smeri. Slika 6.18: Etažna histerezna ovojnica za obstoječe - neinjektirano stanje v X smeri Fig. 6.18: Storey resistance evelope for the existent - ungrouted state in the X direction meja nosilnosti Met- 3.05 MN del-1.29 mm eet=J.73 m ■ "/ y T meja^orusitve T Het- 2.22 MN . det= 1.64 mm eet= -0.29 m / S W= 6.755 MN u'T / ■ " Hid= 2.76 MN - rfS nS / ' de= 0.91 mm det= 0-35 mm / / . , eel--102 uy t^f.T / . SRC- 0.479 / ■ duct-1.743 konec računa He!= 1 69 MU det= 2.00 mm eet= 0-77 m >porusiiev 50% adov z7 , etažni pomik [mm] Slika 6.19: Etažna histerezna ovojnica za stanje po injektiranju z AC1 v X smeri Fig. 6.19: Storey resistance evelope for grouted state (grout AC1) in the X direction etažni pomik [mm] Slika 6.20: Etažna histerezna ovojnica za stanje po injektiranju z C1 v X smeri Fig. 6.20: Storey resistance evelope for grouted state (grout C1) in the X direction Na slikah 6.21-6.23 prikazujemo izkoriščenosti nosilnosti in duktilnosti za MSN pri obremenjevanju konstrukcije v daljši (X) smeri za neinjektirano stanje ter za stanje po injektiranju z mešanicama AC1 in C1. Razvidno je, da so nosilnosti in duktilnosti pri MSN po posameznih elementih bolje izkoriščene v primeru injektiranja s cementno-apneno mešanico AC1 kot pri injektiranju s cementno mešanico C1. Tudi na račun ugodnega izkoristka nosilnosti in duktilnosti pri uporabi mešanice AC1, se, ne glede na relativno velike razlike v mehanskih lastnostih posameznih zidov, injektiranih z mešanicama AC1 in C1 (približno 50 % v korist C1 pri nateznih trdnostih f), končna potresna odpornost celotne stavbe injektirane z mešanico AC1 ali C1, ni več tako očitno razlikovala (slika 6.28). Slika 6.21: Izkoriščenost nosilnosti H/Hu (levo) in duktilnosti d/du (desno) za obstoječe -neinjektirano stanje pri MSN v smeri X Fig. 6.21: Utilization of resistance H/Hu (left) and ductility d/du (right) at ULS for ungrouted state in X direction Slika 6.22: Izkoriščenost nosilnosti H/Hu (levo) in duktilnosti d/du (desno) za stanje po injektiranju z AC1 pri MSN v smeri X Fig. 6.22: Utilization of resistance H/Hu (left) and ductility d/du (right) at ULS for grouted state (grout AC1) in X direction Slika 6.23: Izkoriščenost nosilnosti H/Hu (levo) in duktilnosti d/du (desno) za stanje po injektiranju z C1 pri MSN v smeri X Fig. 6.23: Utilization of resistance H/Hu (left) and ductility d/du (right) at ULS for grouted state (grout C1) in X direction Na slikah 6.24-6.26 prikazujemo mehanizme porušitve pri obremenjevanju konstrukcije enkrat v daljši (X) in drugič v krajši smeri (Y) za neinjektirano stanje ter po injektiranju z mešanicama AC1 in C1. Mehanizmi porušitve zidov se pri obremenjevanju v Y smeri bistveno ne spremenijo, saj so stene v tej smeri večinoma daljše (manjše razmerje višina/dolžina). Tudi po injektiranju prevladuje strižni mehanizem porušitve. Večje spremembe so razvidne pri obremenjevanju v X smeri, kjer so stene krajše (višje razmerje višina/dolžina) in bi se po injektiranju v večini sten formiral upogibni in ne več strižni mehanizem porušitve. Slednje gre predvsem na račun povečanja strižnih nosilnosti po injektiranju. Referenčne natezne trdnostift, ki nastopajo v enačbi za izračun strižne nosilnosti, se po injektiranju povečajo za trikrat v primeru cementno-apnenih mešanic AC1 in AC2 in štirikrat pri cementnih mešanicah C1 in C2. Delež upogibno porušenih sten v X smeri je zaradi večjega povečanja natezne trdnosti ft nekoliko večji po injektiranju s cementno mešanico C1 kot cementno-apneno mešanico AC1. Upogibni mehanizem porušitve, ki vsaj pri obremenjevanju stavbe v daljši X smeri po injektiranju prevladuje, je od strižnega mehanizma ugodnejši predvsem s stališča duktilnosti in sipanja energije pri potresni obremenitvi. □ strižna porušitev ] upogibna porušitev Slika 6.24: Mehanizem porušitve v X (levo) in Y smeri (desno) za neinjektirano stanje Fig. 6.24: Failure mode in X (left) and Y direction (right) for the ungrouted state Slika 6.25: Mehanizem porušitve v X (levo) in Y smeri (desno) za stanje po injektiranju z AC1 Fig. 6.25: Failure mode in X (left) and Y direction (right) for the construction grouted by AC1 Slika 6.26: Mehanizem porušitve v X (levo) in Y smeri (desno) za stanje po injektiranju z C1 Fig. 6.26: Failure mode in X (left) and Y direction (right) for the construction grouted by C1 V nadaljevanju (slika 6.27-6.29) podajamo izračunane maksimalne nosilnosti Hid, koeficiente strižne odpornosti SRC in duktilnosti p za X in Y smer obremenjevanja za vsa analizirana stanja. Kot lahko vidimo, konstrukcija v obstoječem - neinjektiranem stanju - ne zadosti zahtevam nosilnosti in posledično zahtevani potresni odpornosti izraženi s koeficientom SRC. Kljub temu je v X smeri dosežena zahtevana duktilnost tudi v neinjektiranem stanju. Po injektiranju se znatno povečajo nosilnosti, tako da s katerokoli izmed analiziranih mešanic zadostimo zahtevam. Rezultati izračunanih duktilnosti, prikazani na sliki 6.29 kažejo, da se v daljši, X smeri duktilnosti po injektiranju spremenijo le malo, v primeru uporabe mešanic AC1 in AC2 se povečajo, pri uporabi mešanic C1 in C2 pa zmanjšajo. V krajši, Y smeri je povečanje duktilnosti večje, v primeru injektiranja z mešanicama AC1 ali AC2 se duktilnosti povečajo za 18 %, po injektiranju z mešanicama C1 ali C2 pa za 33-35 %. Slika 6.27: Maksimalne nosilnosti Hid v X in Y smeri za vse analizirane primere Fig. 6.27: Maximum resistance Hid on X and Y direction for all analysed cases Slika 6.28: Koeficienti potresne odpornosti SRC v X in Y smeri za vse analizirane primere Fig. 6.28: Seismic resistance coefficients SRC in X and Y direction for all analysed cases Slika 6.29: Duktilnost konstrukcije j v X in Y smeri za vse analizirane primere Fig. 6.29: Ductility of a structure j in X and Y direction for all analysed cases 6.12 Analiza stavbe s programom 3MURI 6.12.1 Modeliranje konstrukcije Pri modeliranju konstrukcije smo v prvem koraku definirali število etaž in etažne višine. V nadaljevanju smo na osnovi arhitekturnih načrtov ter preverbe na terenu definirali nosilne zidove z ustreznimi debelinami in odprtinami, temelje in zaključni armiranobetonski venec. Da bi lahko izvedli korektno primerjavo s SREMB-om, ki v izračunu predpostavlja zgolj toge stropove, smo vse stropne konstrukcije, tudi opečne monta stropove, podali kot toge, v obeh vodoravnih smereh nosilne armiranobetonske plošče. Takšno definiranje vrste stropov program uporabi le za izračun nadomestne togosti elastične membrane, ne vpliva pa na velikost obtežbe stropa, ki smo jo na območjih stavbe, kjer so dejansko izvedeni monta stropovi, podali tako, kot se dejansko prenaša na zidove. 3D model obravnavane stavbe ter generirano mrežo makroelementov prikazujemo na sliki 6.30. Zaradi primerjave s SREMB-om smo upoštevali enakomerno razporeditev vodoravnih sil sorazmerno z masami etaž in ne modalne razporeditve. Slučajne ekscentričnosti in razpokanosti prerezov nismo upoštevali. Slika 6.30: 3D model stavbe in mreža generiranih makroelementov Fig. 6.30: 3D model of the building and display of generated macroelements Pri interpretaciji rezultatov je zelo pomembna izbira kontrolne točke, za katero 3MURI izriše krivuljo kapacitete. V vseh primerih smo kot kontrolno točko izbrali vozlišče 36 (slika 6.31), na vrhu konstrukcije. S programom SREMB smo ugotovili, da je center mase približno na sredini stene, ki smo jo na sliki 6.31 označili s P8. Pri analizi rezultatov v kontrolni točki 33 (na skrajnem levem robu stene P8) smo ugotovili, da glede na točko 36 ni odstopanja v rezultatih. Slika 6.31: Označbe vozlišč in sten v tlorisu nadstropja Fig. 6.31: Designation of nodes and walls of the first floor Potresno odpornost smo v vseh primerih analizirali brez upoštevanja varnostnih faktorjev. Kontrolirali smo stanje DL (MSU), podrobno analizo pa smo opravili za stanje SD, ki ustreza mejnemu stanju MSN. 6.12.2 Analiza rezultatov Podrobno analizo rezultatov (pushover krivulja, formacija poškodb po elementih) podobno kot pri SREMB-u zaradi velikega števila možnih kombinacij, prikazujemo v izbranih smereh za neinjektirano stanje ter za stanje po injektiranju z apneno-cementno mešanico AC1 in cementno mešanico C1. Glede na dobljene manjše vrednosti pospeška ULSPGA, upoštevamo pozitivne (+) ali negativne (-) smeri vzbujanja X in Y. Primerjava pushover krivulj v Y smeri za obstoječe stanje (slika 6.32) s stanjem po injektiranju z AC1 in C1 (slika 6.33 in 6.34) pokaže, da konstrukcija po injektiranju doseže pomik na meji elastičnosti de (začetek modro obarvane vodoravne črte idealizirane ovojnice) prej kot konstrukcija v obstoječem stanju, vendar pri višji prečni sili. Pomik na doseženi meji elastičnosti De in pripadajoča vodoravna nosilnost (odpornost) Vu konstrukcije za Y smer znašata za obstoječe stanje 0,39 cm in 1.506 kN, po injektiranju z mešanico AC1 0,20 cm in 2.464 kN, po injektiranju z mešanico C1 pa 0,18 cm in 2.455 kN. Primerjava pokaže tudi, da se po injektiranju poveča kapaciteta konstrukcije v smislu pomika Du pri MSN, in sicer na 1,22 cm v primeru, ko uporabimo injekcijsko mešanico AC1, in na 1,50 cm pri injektiranju z mešanico C1. Iz primerjave poškodb na slikah 6.32-6.34 vidimo, da v neinjektiranem stanju v spodnji etaži prevladuje strižni mehanizem, elementi zgornje etaže pa razen upogibnih poškodb v parapetnih delih in skrajnem desnem zidnem slopu ostanejo nepoškodovani, medtem ko po injektiranju, ne glede na uporabljeno mešanico, v večini elementov pride do formacije upogibnih poškodb. rt ^ ' <« o rt ^-i Ö w >o B > a s rt Ö U o O O 184.063 165.657 147250 128.8« 110.438 92032 73 625 55219 36 SI 3 1IW D (cm) I I nepoškodovano □ strižne poškodbe □ strižna porušitev □ togi odsek I I upogibne poškodbe I I upogibna porušitev Slika 6.32: Pushover krivulja konstrukcije za neinjektirano stanje v —Y smeri s prikazom poškodb stene P1 pri mejnem pomiku Du Fig. 6.32: Pushover curve of the construction in ungrouted state in —Y direction and damage of a wall P1 at limit displacement Du Z rt ^ ' rn o rt Ö w >o ^ B > a s rt Ö U o O O 287.716 258.844 230.173 201.401 172.630 143.858 115.086 86.315 57.543 28.772 -ta" 1.34 Du-1.22 D (cm) I I nepoškodovano □ strižne poškodbe □ strižna porušitev □ togi odsek I I upogibne poškodbe I I upogibna porušitev Slika 6.33: Pushover krivulja v —Y smeri po injektiranju z injekcijsko mešanico AC1 s prikazom poškodb stene P1 pri mejnem pomiku Du Fig. 6.33: Pushover curve of the construction in grouted by AC1 in —Y direction and damage of a wall P1 at limit displacement Du Z rt ^ ' <« o rt ^-i Ö w e > a s rt Ö U o O o 30D40B 270.367 240.326 210.285 180.245 151204 120163 90 122 60.082 3tt041 j / / / / / t 0,17 0,33 0,66 0,99 1,32 0,50 0,83 1,16 1.4 p 1J 11 fee .....17 ■ V........." D (cm) I I nepoškodovano □ strižne poškodbe □ strižna porušitev □ togi odsek □ upogibne poškodbe I I upogibna porušitev Slika 6.34: Pushover krivulja v —Y smeri po injektiranju z injekcijsko mešanico C1 s prikazom poškodb stene P1 pri mejnem pomiku Du Fig. 6.34: Pushover curve of the construction in grouted by C1 in —Y direction and damage of a wall P1 at limit displacement Du Na sliki 6.35 za vsa analizirana stanja ter X in Y smer podajamo Dd, ki predstavlja kapaciteto konstrukcije v smislu pomika pri MSU. Hkrati na sliki 6.35 za vsa analizirana stanja prikazujemo tudi Dmax, ki predstavlja zahtevo potresa v smislu pomika pri MSU oziroma pomik, ki bi ga konstrukcija ob predvideni potresni obremenitvi morala prenesti. Vidimo, da v neinjektiranem stanju konstrukcija ne zadosti zahtevam, medtem ko je po injektiranju zahtevi v vseh primerih zadoščeno. 12.0 I 10,0 C/3 O M 'e o z. ■ Ddx (mm) ■ Ddy(mn|0 j10,! □ Dmaxx (mm) ■ Dmaxv (mm) —--1—7,66,8 " □ 6,9 □ 6.2 m t-1 8,0 6,0 4,0 2,0 0,0 neinjektirano AC1 AC 2 Cl C2 Slika 6.35: Kapaciteta konstrukcije v smislu pomika Dd pri MSU in zahteva potresa v smislu pomika Dmax pri MSU v X in Y smeri za vse analizirane primere Fig. 6.35: Capacity of structure in terms of displacement Dd at SLS and earthquake demand Dmax at SLS in X and Y direction for all analysed cases Slika 6.36 prikazuje vrednost pomika Du za vsa analizirana stanja. Du predstavlja kapaciteto konstrukcije v smislu pomika pri MSN, ki bi morala biti večja od zahteve potresa pri MSN, ki jo predstavlja Dmax. V obstoječem - neinjektiranem stanju - zahtevi ni zadoščeno, pri injektiranju s katerokoli injekcijsko mešanico pa so zahteve izpolnjene. 25,0 E 20,0 2 S ■C 15,0 5 10,0 i Dux (mm) iDuv (mm) I Dmaxx (mm) ■ Dmaxy (mm) 14,1 16.3 15,-1 10,4 10,4 -mh 19.2 14,8 E o Oh 5,0 0,0 □ 5,5 □ 2,9 12,4 □ 6,5 □ 3,7 17,2 15,0 □ 4,6" □ 2,5 15.1 □ 4, □ 2,5 nehijektirano AC1 AC 2 Cl C2 Slika 6.36: Kapaciteta konstrukcije v smislu pomika Du pri MSN in zahteva potresa v smislu pomika Dmax pri MSN v X in Y smeri za vse analizirane primere Fig. 6.36: Capacity of structure in terms of displacement Du at ULS and earthquake demand Dmax at ULS in X and Y direction for all analysed cases Na sliki 6.37 za vse analizirane primere prikazujemo pospešek tal SLSPGA, ki bi povzročil MSU oziroma poškodbe konstrukcije. Črtkana črta označuje projektni pospešek tal, ki ga na obravnavani lokaciji po karti potresne nevarnosti (slika 6.8) lahko pričakujemo. Zaradi sestave temeljnih tal pod stavbo, ki jih tvori apnenčast peščen soški prod, moramo projektni pospešek tal za trdno podlago ag = 0,225 g, pomnožiti še s faktorjem S = 1,2. Tako znaša pričakovani projektni pospešek tal na obravnavani mikrolokaciji ag = 0,27 g. V neinjektiranem stanju bi poškodbe konstrukcije v X smeri povzročil že pospešek tal 0,13 g, v Y smeri pa bi bil za nastanek poškodb potreben pospešek 0,12 g. Za nastanek poškodb po injektiranju bi moral pospešek v vseh primerih, razen po injektiranju z mešanico AC2 v X smeri, preseči projektno vrednost. Poškodbe bi se najprej pojavile v X smeri pri konstrukciji, injektirani z mešanico AC2 pri pospešku tal 0,24 g in najkasneje v smeri Y pri zidovih, injektiranih s cementnima injekcijskima mešanicama C1 ali C2, in sicer pri pospešku tal 0,40 g. 0,60 0,50 < O e., VI 0,40 0,30 S 0,20 0,10 0,00 ■ SLSPGA x(g) ■ SLSPGAv («1 0,40 0,40 a„=0,27g 0,27 I ■I 0,13 o u jli 0,36 0.24 0,34 0.34 ne inj ektirano ACl AC 2 Cl C2 Slika 6.37: Pospešek tal SLSPGA za vse analizirane primere v X in Y smeri Fig. 6.37: Ground acceleration SLSPGA for all analysed cases in X and Y direction Slika 6.38 prikazuje pospešek tal ULSPGA, ki bi na konstrukciji povzročil mejno stanje nosilnosti (MSN). Do mejnega stanja nosilnosti bi pri neinjektirani stavbi prišlo v X smeri pri pospešku tal 0,17 g, v Y smeri pa pri pospešku 0,18 g. Po injektiranju bi se te vrednosti močno povišale: pri uporabi mešanice AC2 bi za dosego MSN v X smeri potrebovali pospešek tal 0,38 g, pri uporabi cementnih mešanic C1 in C2 v Y smeri pa kar pospešek tal 0,53 g. Slika 6.38: Pospešek tal ULSPGA za vse analizirane primere v X in Y smeri Fig. 6.38: Ground acceleration ULSPGA for all analysed cases in X and Y direction 6.13 Primerjava rezultatov obeh programov Razlike v rezultatih, ki izhajajo iz različnih predpostavk uporabljenih programov so velike. Programa se razlikujeta tudi v načinu podajanja rezultatov. Kot smo zapisali, SREMB predpostavlja formiranje etažnega strižnega mehanizma ter v izračunu upošteva le zidove kritične etaže kot vpete v parapetni del zidu spodaj in togo ploščo zgoraj. 3MURI na drugi strani pri izračunu potresnega odziva upošteva celotno konstrukcijo, pri čemer dopušča formiranje porušnih mehanizmov tudi v prekladnih in parapetnih delih zidov. Da bi lahko korektno vrednotili rezultate, smo za oba programa preračunali bistvene količine, ki opisujejo odziv stavbe pri potresni obtežbi in jih nato medsebojno primerjali. V nadaljevanju najprej podajamo enačbe, s katerimi smo izbrane količine izračunali, nato pa v preglednici 6.6 skupne rezultate za primerjavo. Vodoravna odpornost Vu je v SREMB-u že podana (kot odpornost etaže Hid), pri 3MURI-ju pa jo moramo izračunati. Uporabimo enačbo za izračun nihajnega časa T* idealiziranega SDOF sistema v elastičnem področju, ki je podana v Evrokodu 1: T * = 2n 1 * * m dy „ —. (6.43) F* * kjer sta sta Fy* in dy sila (nosilnost) in pomik na meji tečenja in m masa evivalentnega SDOF sistema, ki jih kot vmesni rezultat poda 3MURI. 3MURI sicer v pushover krivulji ponazori obnašanje MDOF sistema, zaradi česa bi morali silo in pomik transformirati v SDOF sistem, vendar, ker je bila zaradi primerjave s SREMB-om predpostavljena konstantna nihajna oblika, znaša transformacijski faktor kar r = 1. Ko upoštevamo Fy* = Vu ter dy *= De = Du/i, lahko iz rezultatov, ki jih poda 3MURI izračunamo iskano vodoravno odpornost: * 4n2m Du ,, . ., Vu = ( ) Koeficient potresne odpornosti SRC je v SREMB-u podan, pri 3MURI-ju pa ga lahko z upoštevanjem izračunane vodoravne odpornosti Vu in celotne teže stavbe W, ki jo program poda, enostavno izračunamo: SRC = Vu. (6.45) W Pomika De in Du sta v SREMB-u podana, 3MURI pa poda le vrednost Du. Pomik De z upoštevanjem duktilnosti i izračunamo preko enačbe: De = ^u. (6.46) M Duktilnosti ^ so kot del rezultatov podane v SREMB-u in tudi 3MURI-ju. Nihajni čas ekvivalentnega sistema z eno prostostno stopnjo T* je v 3MURI-ju podan, pri SREMB-u pa ga izračunamo iz enačbe 6.43. Mejna pospeška tal SLSPGA in ULSPGA sta v 3MURI-ju del osnovnih rezultatov, pri SREMB-u pa ju je potrebno preračunati. Pri tem izhajamo iz enačb, ki so v Evrokodu 8-1 (SIST EN 1998-1:2005) podane za izračun vodoravnega elastičnega spektra odziva: 1 + — (2,5-v-1) T 0 < T < Tb : (T ) = - S -—B < T < Tc : Se (T ) = 2,5 - - S-v, Tc < T < Td : Se (T ) = 2,5 - ag - S-v- Td < T < 4 5: Se (T ) = 2,5 - ^ - S-v- Se/ag (T \ 1 C K T J TT ^ T2 J (6.47) (6.48) (6.49) (6.50) 2,5Sn Tb Tc Td T Slika 6.39: Oblika elastičnega spektra odziva Fig. 6.39: Shape of the elastic response spectra V enačbah 6.47-6.50 in na sliki 6.39 je Se(T) elastični spekter odziva, T nihajni čas SDOF sistema, ag projektni pospešek za tla vrste A, TB spodnja meja nihajnega časa v območju konstantne vrednosti spektralnega pospeška, Tc zgornja meja nihajnega časa v območju konstantne vrednosti spektralnega pospeška, TD vrednost nihajnega časa, kjer se začne območje konstantnega pomika, S faktor tal in n faktor za korekcijo vpliva dušenja z referenčno vrednostjo n = 1 pri 5 % viskoznega dušenja. V našem primeru za vrsto tal B velja S = 1,2, Tb = 0,15 s, Tc = 0,5 s in TD = 2,0 s. Iz rezultatov, podanih v preglednici 6.6, vidimo, da se vrednosti nihajnih časov T* pri računu s SREMB-om v primeru konstrukcije injektirane z mešanico C2 gibljejo med 0,08 s do 0,16 s za konstrukcijo v obstoječem - neinjektiranem S stanju. V poštev prideta torej prvi dve enačbi (6.47 in 6.48), ki definirata elastični spekter odziva, prva za območje nihajnih časov 0 < T < TB, druga za območje TB < T < TC. Če upoštevamo v N2 metodi definirano relacijo: Say = 4 , (6.51) m kjer Say predstavlja pospešek na meji tečenja (elastičnosti) ter da velja Say = Se, lahko za nihajne čase konstrukcije v območju 0 < T< TB izrazimo pospešek SLSPGA iz enačbe 6.52: S SLSPGA = —-—ray-^. (6.52) S 1 + —(2,5 -v-1) Tb Ko so nihajni časi konstrukcije v območju TB < T < TC, uporabimo za izračun SLSPGA enačbo 6.53: S SLSPGA =-ay—. (6.53) 2,5 - S-v Pri izračunu mejnega pospeška ULSPGA upoštevamo v N2 metodi definirano relacijo: S,(T*) = qu -4, (6.54) m kjer je Se(T*) pospešek konstrukcije z neomejenim elastičnim obnašanjem, qu pa redukcijski faktor, ki ga za nihajne čase T < TC izrazimo kot: T* qu =(ß-1)— +1. (6.55) TC Za nihajne čase konstrukcije v območju 0 < T < TB lahko torej pospešek ULSPGA ob znani vrednosti Se(T*) izračunamo kot: S (T* ) ULSPGA = —- . -^. (6 56) S 1 + T (25-V-1) tb Za nihajne čase konstrukcije v območju TB < T< TC pa mejni pospešek ULSPGA izračunamo kot: S (T*) ULSPGA = eV ' . (6.57) 2,5 - S - v Rezultati programa 3MURI v preglednici 6.6 so podajamo za tisto smer vzbujanja (+X, +Y ali -X, -Y), v kateri smo dobili manjše vrednosti pospeška ULSPGA. Preglednica 6.6: Primerjava rezultatov izračuna s SREMB in 3MURI Table 6.6: Comparison od the results obtained by SREMB and 3MURI Smer Vu (Hid) SRC De Du M T SLSPGA ULSPGA (kN) ( - ) (mm (mm) ( - ) (s) (g) (g) Neinjektirano (SREMB) X 1.740 0,30 1,9 3,3 1,70 0,16 0,10 0,12 Y 2.140 0,37 2,3 3,2 1,41 0,16 0,12 0,14 Neinjektirano (3MURI) X 1.509 0,23 4,3 10,4 2,41 0,21 0,13 0,17 Y 1.506 0,23 3,9 10,4 2,64 0,20 0,12 0,18 Injektirano z AC1 (SREMB) X 2.757 0,48 0,9 1,6 1,74 0,09 0,21 0,24 Y 3.198 0,56 1,0 1,7 1,67 0,08 0,25 0,28 Injektirano z AC1 (3MURI) X 1.838 0,28 1,7 14,8 8,52 0,12 0,27 0,41 Y 2.464 0,37 2,0 12,2 6,14 0,11 0,39 0,44 Injektirano z AC2 (SREMB) X 2.757 0,48 1,1 1,8 1,74 0,09 0,21 0,23 Y 3.198 0,56 1,1 1,9 1,67 0,09 0,24 0,27 Injektirano z AC2 (3MURI) X 1.821 0,28 2,0 14,8 7,56 0,13 0,24 0,38 Y 2.439 0,37 2,3 12,4 5,39 0,12 0,36 0,40 Injektirano s C1 (SREMB) X 2.983 0,52 0,9 1,5 1,68 0,08 0,24 0,26 Y 3.553 0,62 1,0 1,8 1,90 0,08 0,29 0,33 Injektirano s C1 (3MURI) X 1.892 0,29 1,6 19,2 12,11 0,11 0,34 0,47 Y 2.455 0,37 1,8 15,0 8,16 0,11 0,40 0,53 Injektirano s C2 (SREMB) X 2.987 0,52 0,9 1,5 1,68 0,08 0,24 0,26 Y 3.574 0,62 1,0 1,8 1,87 0,08 0,29 0,33 Injektirano s C2 (3MURI) X 1.921 0,29 1,6 17,2 10,50 0,11 0,34 0,48 Y 2.489 0,38 1,9 15,1 8,10 0,11 0,40 0,53 Iz rezultatov, podanih v preglednici 6.6, vidimo, da so potresne odpornosti Vu (Hid) in koeficienti potresnih odpornosti SRC za vse analizirane primere višji pri izračunu s SREMB-om kot s 3MURI-jem. Nasprotno so duktilnosti p, pomiki De in Du ter mejna pospeška SLSPGA in ULSPGA znatno višji pri izračunu s 3MURI-jem. Omenjene razlike so posledica že opisanih različnih predpostavk in računskih modelov obeh programov, zaradi česar je konstrukcija izračunana s SREMB-om bolj toga, kot konstrukcija izračunana s 3MURI-jem. Če upoštevamo vrednosti Vu (Hid) in De, podane v preglednici 6.6, dobimo za neinjektirano konstrukcijo, izračunano s SREMB-om, togost 916 kN/mm v X in 930 kN/mm v Y smeri. Togosti konstrukcije, izračunane s 3MURI-jem pa znašajo 351 kN/mm v X in 386 kN/mm v Y smeri. Togosti konstrukcije se po injektiranju glede na rezultate obeh programov pomembno povečajo, in sicer bolj po injektiranju s cementnimi kot s cementno-apnenimi injekcijskimi mešanicami. Pri SREMB-u dobimo v X smeri po injektiranju s cementno injekcijsko mešanico C1 togost 3.314 kN/mm, po injektiranju s cementno-apnenima mešanicama pa 3.063 kN/mm pri AC1 in 2.506 kN/mm pri AC2. Pri izračunu s 3MURI-jem znaša togost v X smeri po injektiranju z mešanico C1 1.182 kN/mm, po injektiranju s cementno-apnenima mešanicama pa 1.081 kN/mm v primeru AC1 in 910 kN/mm v primeru AC2. Tudi primerjava nihajnih časov, ki so pri izračunu s 3MURI-jem za vse analizirane primere višji kot pri izračunu s SREMB-om, kaže na manjšo togost oziroma večjo podajnost konstrukcije, izračunane s 3MURI-jem. Pri tolmačenju rezultatov je potrebno upoštevati, da je pri izračunu s 3MURI-jem kot kontrolna točka izbrano vozlišče na vrhu konstrukcije. Nihajni časi so v obeh primerih najvišji za neinjektirano stanje in se zmanjšajo po injektiranju. Pri tem je zmanjšanje nihajnih časov večje pri uporabi cementnih kot pri uporabi cementno-apnenih injekcijskih mešanic. Na račun formacije porušnih mehanizmov tudi v prekladnih in parapetnih delih zidov ter upoštevanja odziva celotne konstrukcije, je pri 3MURI-ju sposobnost deformiranja konstrukcije tudi v neelastičnem območju znatno višja kot pri SREMB-u. Iz rezultatov obeh programov vidimo, da je potresna odpornost konstrukcije po injektiranju pomembno večja, pri čemer je stopnja povišanja nekoliko višja pri uporabi cementnih kot pri cementno-apnenih injekcijskih mešanicah. Za nazornejšo predstavo podajamo na slikah 6.40-6.42 še grafično primerjavo koeficientov SRC, kapacitete konstrukcije v smislu pomika Du in mejnih pospeškov ULSPGA, izračunanih z obema programoma za vse obravnavane primere. Rezultati kažejo, da ob upoštevanju kriterijev uporabljenih programov (pomikov in pospeškov pri 3MURI-ju ter duktilnosti in mejnih strižnih koeficientov pri SREMB-u), zadostno stopnjo potresne odpornosti dosežemo tudi pri injektiranju zidov s cementno-apnenima mešanicama AC1 in AC2. Slika 6.40: Primerjava koeficientov SRC, izračunanih s SREMB in 3MURI za smer X in Y Fig. 6.40: SRC coefficients calculated by SREMB and 3MURI in X and Y direction Slika 6.41: Kapaciteta konstrukcije v smislu pomika Du pri MSN pri izračunu s SREMB in 3MURI za smer X in Y Fig. 6.41: Capacity of a structure in terms of displacement Du at ULS calculated by SREMB and 3MURI in X and Y direction Slika 6.42: Mejni pospeški tal ULSPGA, izračunani s SREMB in 3MURI za smer X in Y Fig. 6.42: Limit ground acceleration ULSPGA calculated by SREMB and 3MURI in X and Y direction 6.14 Primerjava rezultatov z dejanskim stanjem poškodb Pri preverjanju potresne odpornosti obstoječih stavb je, sploh če so bile le-te že izpostavljene potresnim obremenitvam, priporočljivo računsko dobljene vrednosti primerjati s katastrom poškodb stavbe, saj tako dobimo celovitejšo sliko o obnašanju konstrukcije med potresom. Na podlagi detajlnega vizualnega pregleda obravnavane stavbe, smo zato izdelali kataster poškodb, ki so nastale kot posledica potresnih sunkov. Razpoke tanjše od 1,0 mm prikazujemo s črno barvo, širše razpoke, ki nakazujejo na konstrukcijske poškodbe, pa z rdečo barvo. Vzorci razpok kažejo, da je pri večini zidov prišlo do strižnih poškodb oziroma prekoračitve natezne trdnosti zidov, za kar so značilne diagonalne razpoke. Slednje niso bile omejene zgolj na osrednje območje zidnih slopov med odprtinami, temveč so se pojavile tudi na območju preklad in parapetov v pritlični in nadstropni etaži. Diagonalne razpoke so na severni in delno vzhodni fasadi (slika 6.43 in 6.45 desno) potekale čez obe etaži brez prekinitve. To pomeni, da predpostavka toge povezanosti zidov na nivoju medetažnih konstrukcij, ni bila v celoti izpolnjena. V manjši meri (slika 6.44 spodaj) je prišlo tudi do prestriga zidov. Slika 6.43: Severna fasada Fig. 6.43: North facade Slika 6.44: Južna fasada (stena P2) Fig. 6.44: South facade (wall P2) -A t Slika 6.45: Zahodna fasada - stena P1 (levo) in vzhodna fasada (desno) Fig. 6.45: West facade - wall P1 (left) and east facade (right) Razpoke na območju zatrepov (slika 6.45) so nastale kot posledica nihanja zidov pravokotno na njihovo ravnino, česar nismo mogli zajeti z nobenim izmed uporabljenih programov. Nasploh veljajo zatrepni deli zidov pri starejših stavbah za kritični zidni element, saj so običajno tanjši kot nosilni zidovi spodnjih etaž. Obtežba strešne konstrukcije se na njih zgolj prenaša in ne omogoča vpetja zatrepnega zidu, ki se ob potresu obnaša kot konzola. Nenazadnje so zgornji deli konstrukcije ob delovanju potresnih obremenitev izpostavljeni tudi največjim pospeškom. Primerjava mehanizma porušitve sten P1 in P2, dobljenega s 3MURI-jem z dejanskim stanjem poškodb, kaže v pritlični etaži relativno dobro ujemanje z dejanskim stanjem. Na osrednjem in desnem zidnem slopu pritličnega dela stene P1 (slika 6.46) program predvideva formiranje strižnega mehanizma, do česar je glede na identifikacijo poškodb dejansko prišlo (glej diagonalne strižne razpoke). I I nepoškodovano □ strižne poškodbe □ strižna porušitev □ togi odsek I I upogibne poškodbe I I upogibna porušitev Slika 6.46: Primerjava dejanskega stanja poškodb z mehanizmom porušitve stene P1 izvrednotenim s 3MURI-jem (smer -Y) Fig. 6.46: Comparison of actual damage and the mode of failure of the wall P1 calculated by 3MURI (—Y direction) Iz prikaza poškodb stene P2 na sliki 6.47 vidimo, da se po predvidevanjih 3MURI-ja, kot tudi glede na evidentirano stanje poškodb, večina zidnih slopov v osrednjem pritličnem delu stene zaradi prekoračene natezne trdnosti poruši strižno, zidova skrajno levo in desno pa utrpita upogibne poškodbe. I I nepoškodovano □ strižne poškodbe □ strižna porušitev □ togi odsek I I upogibne poškodbe _I upogibna porušitev Slika 6.47: Primerjava dejanskega stanja poškodb z mehanizmom porušitve stene P2 izvrednotenim s 3MURI-jem (smer -X) Fig. 6.47: Comparison of actual damage and the mode of failure of the wall P2 calculated by 3MURI (—X direction) Mehanizem porušitve je za izbrano smer obremenjevanja - sicer samo za obravnavano etažo -razviden tudi v SREMB-u. Slika 6.24 prikazuje, da se v obstoječem - neinjektiranem stanju, vsi zidovi v smeri obremenjevanja porušijo strižno, zidovi pravokotni na smer obremenjevanja pa upogibno. Na obravnavani stavbi se je dejansko sorazmerno veliko zidnih elementov v pritlični etaži porušilo strižno, vendar je velik del poškodb utrpela tudi nadstropna etaža, česar z analizo zgolj pritlične etaže v SREMB-u nismo mogli upoštevati. Tudi 3MURI ni povsem realno prikazal stanja poškodb v nadstropni etaži, vendar predvsem zaradi načina modeliranja, s katerim smo se želeli čim bolj približati predpostavkam SREMB-a. Realnemu stanju bi se z upoštevanjem modalne razporeditve sil, razpokanosti prerezov in upoštevanju podajnega obnašanja monta stropov, vpliv česar je v svoji diplomski nalogi analizirala Patricija Cotič (2010), lahko bolje približali. Avtorica sicer ugotavlja, da z upoštevanjem monta stropov, ki so nosilni le v krajši smeri in so zato v daljši bolj podajni, ne pride do pomembnih razlik pri potresni odpornosti konstrukcije. Razlog za to je predvsem ta, da monta stropovi kljub vsemu niso tako podajni kot npr. leseni stropovi. Poleg tega je delež monta stropov v stavbi majhen. Z modalno razporeditvijo vodoravnih sil se, v primerjavi z enakomerno razporeditvijo, za obe smeri vzbujanja za približno 8 % povišajo nihajni časi. Potresna odpornost (upoštevajoč Vu in SRC) se pri modalni razporeditvi vodoravnih sil zmanjša za 15 % v X in 10 % v Y smeri. Z razpokanostjo prerezov (upoštevano z redukcijo togosti s faktorjem 2) se potresna odpornost v X smeri zmanjša za 6 % v Y smeri pa za 10 %. 6.15 Zaključki Primerjava rezultatov z realnim stanjem poškodb kaže, da dejanskega odziva konstrukcije na potresno obremenitev z nobenim izmed uporabljenih programskih orodij ne moremo popolnoma ponazoriti. Ugotovitev je v soglasju z že opravljenimi analizami številnih stavb v Sloveniji (Cotič, 2010, Kržan in sod., 2010, Naglič, 2011). Ponazoritvi obnašanja konstrukcije med delovanjem potresa se bolje kot s programom SREMB približamo s programom 3MURI. Čeprav je v večini zidov prišlo do strižnih poškodb oziroma prekoračitve natezne trdnosti zidov, za kar so značilne diagonalne razpoke, te niso bile omejene zgolj na kritično-pritlično etažo, kot to predvideva model etažnega strižnega mehanizma, na katerem temelji program SREMB. Diagonalne razpoke smo namreč lahko evidentirali tudi v zidnih slopih nadstropne etaže ter v območju preklad in parapetov v pritlični in nadstropni etaži. Rezultati nelinearne potresne analize so pokazali, da je konstrukcija, izračunana s SREMB-om, precej toga, konstrukcija, izračunana s 3MURI-jem, pa na drugi strani neprimerno bolj podajna, saj predvideva formiranje porušnih mehanizmov tudi v prekladnih in parapetnih delih zidov. Poleg tega upošteva odziv celotne konstrukcije in ne samo kritične etaže. Pomembna je ugotovitev, da glede na upoštevane kriterije uporabljenih programov (pomikov in pospeškov pri 3MURI-ju ter duktilnosti in mejnih strižnih koeficientov pri SREMB-u), dosežemo zadostno stopnjo potresne odpornosti tudi pri injektiranju zidov s cementno-apnenima mešanicama AC1 in AC2, ki sta za utrjevanje stavbne dediščine primernejši kot cementni mešanici C1 in C2. Pomembne prednosti in pomanjkljivosti uporabljenih programov ter predloge za izboljšavo lahko strnemo v naslednjih alinejah: - uporabljena verzija programa SREMB pri obremenjevanju zidov pravokotno na njihovo ravnino za račun potresne odpornosti upošteva enake enačbe kot za zidove, ki jih obremenjujemo v njihovi ravnini; vendar pa tak pristop ne opiše korektno njihovega dejanskega obnašanja. 3MURI na drugi strani prispevka zidov, ki so obremenjeni pravokotno na njihovo ravnino, k potresni odpornosti celotne stavbe sploh ne upošteva, kar je v soglasju z Evrokodom 6-1. Prispevek zidov, ki so obremenjeni pravokotno na svojo ravnino (sploh če so zidovi na območju križanj in vogalov ustrezno povezani med seboj in s stropnimi konstrukcijami) k potresni odpornosti celotne stavbe bi bilo kljub vsemu smiselno upoštevati, vendar z bolj realnim modelom kot to predvideva uporabljena verzija programa SREMB; - program 3MURI z upoštevanjem celotne konstrukcije in možnostjo modalne analize omogoča bolj realno oceno obnašanja stavbe pri potresni obremenitvi kot SREMB. Z obstoječo verzijo SREMB-a bi lahko izvedli izračun po posameznih etažah, vendar tudi s takšnim pristopom ne bi mogli upoštevati medsebojnega vpliva in različnega odziva posameznih etaž ter odziva celotne konstrukcije med potresno obremenitvijo; - veliko stropnih konstrukcij starejših zidanih stavb je lesenih in kot take ne zadostijo predpostavki SREMB-a o medsebojni povezanosti zidov s togimi stropnimi konstrukcijami in polni vpetosti zidov v stropne konstrukcije; - tako v SREMB-u kot tudi v 3MURI-ju bi bilo smiselno upoštevati oba strižna mehanizma: prestrig in strig zaradi prekoračitve nateznih trdnosti. V tem primeru bi morali banko podatkov mehanskih lastnosti za obstoječe zidove dopolniti s prestrižnimi trdnostmi. Primer terenske preiskave prestrižne trdnosti lahko najdemo v RILEM-ovih priporočilih (RILEM TC 127-MS, 1996), ki je sicer namenjena zidovom iz opečnih ali betonskih zidakov in bi jo morali za uporabo na kamnitih zidovih, pozidanih iz kamnov nepravilnih oblik, ustrezno prilagoditi. 7 PRIPOROČILA ZA IZVEDBO TRAJNOSTNIH PRILAGODITVENIH IN UBLAŽITVENIH UKREPOV ZA OHRANITEV STAVBNE DEDIŠČINE Podnebne spremembe in spremljajoči ekstremni podnebni dogodki, kot so ciklične izmenjave zmrzovanja in tajanja, spremembe količine in intenzitete padavin ter neurja in poplave, so v zadnjem času vse pogostejše. Poleg večje intenzitete in pogostosti ekstremnih vremenskih dogodkov je v Sloveniji in večjem delu Evrope potrebno upoštevati tudi možnost potresnih obremenitev. Vsi omenjeni pojavi lahko negativno vplivajo tudi na stavbno dediščino, ki jo želimo ohraniti in predati v oskrbo bodočim rodovom v čim boljšem stanju. Da bi nam to uspelo, je potrebno definirati okvire trajnostne obnove stavbne dediščine, kamor sodi tudi izvedba trajnostnih prilagoditvenih in ublažitvenih ukrepov za ohranitev stavbne dediščine. Trajnostna obnova stavbne dediščine bi morala biti odgovorna do okolja in učinkovita v smislu porabe naravnih virov (Definition of Green Building, 2010), ter temeljiti na kontinuiranem preventivnem pregledovanju in vzdrževanju stavb, optimizaciji vzdrževalnih in potencialno potrebnih utrditvenih ukrepov in uporabi gradiv, ki so kompatibilna z originalnimi. Z rednimi periodičnimi pregledi konstrukcije lahko pravočasno identificiramo kritična mesta, poškodbe in pomanjkljivosti ter določimo prioritete pri vzdrževanju. V okviru rednih pregledov konstrukcije se izvajajo preiskave in analize gradiva ter konstrukcije, ki nam omogočijo natančno določitev vzrokov za propadanje in poškodbe, ter izbor ustreznih ukrepov z uporabo kompatibilnih materialov. Pri izvedbi preiskav se kot zelo dober pristop izkaže kombiniranje in primerjava rezultatov neporušnih (georadarske meritve, metoda s kladivom, termografske meritve) in delno porušnih preiskav (sondiranje, uporaba jeklenih blazin), ki smo ga uporabili v okviru in situ preiskav kamnite zidane stavbe, predstavljenem v 5. poglavju. Z rednimi periodičnimi pregledi konstrukcije se v veliki meri izognemo presenečenjem in posledičnim dodatnim stroškom pri izvedbi. S kontinuiranim vzdrževanjem stavb, ki ga izvajamo na podlagi ugotovitev periodičnih pregledov in preiskav, omejimo napredovanje poškodb in preprečimo nadaljnje propadanje stavbnega tkiva. Na ta način so večja obnovitvena dela ali radikalni konstrukcijski posegi nepotrebni, oziroma jih je mogoče izvajati v daljših časovnih intervalih. Takšen - trajnostni pristop k varovanju in obnovi stavbne dediščine pomeni občutno manjše izčrpavanje naravnih virov in onesnaževanja okolja v primerjavi z obsežnimi posegi v skoraj do konca propadlo stavbo ali celo rušitvijo in nadomestitvijo z novo stavbo. Ker je večina fonda stavbne dediščine grajena iz malt na osnovi apna, je ta vidik potrebno upoštevati pri uporabi in razvoju ustreznih - kompatibilnih materialov za obnovo ovoja stavbne dediščine. Ne glede na daljši čas negovanja apnenega ometa po nanosu v primerjavi s cementnim, pomeni uporaba apnenih malt prihranek pri kasnejšem odstranjevanju posledic kot so vlažnost zidov ali celo strukturnih poškodb, ki jih lahko povzroči toga cementna malta (Kavčič, 2004). Sprijemnost apnenih ometov s podlago je dovolj nizka, da je mogoča odstranitev ometa brez poškodb podlage. Pri apnenih ometih transport vlage in s tem potencialno škodljivih snovi iz okolja v omet in zid ni oviran, vendar pa ni ovirano niti izločanje vode in soli iz zidu v okolje. Apneni omet lahko načrtno uporabimo kot »žrtvovano« plast, ki jo, na primer po zasičenju s solmi ali oblikovanju večjih poškodb, odstranimo in obnovimo, ne da bi poškodovali nosilni del zidu. Nižje mehanske lastnosti apnenih malt, kot so tlačna in upogibna trdnost ter modul elastičnosti v primerjavi s cementnimi, v tem primeru ne predstavljajo pomanjkljivosti ampak prednost. Ko želimo izboljšati mehanske lastnosti, trajnost in/ali doseči hidravlične lastnosti apnene malte, ji lahko dodamo tradicionalno uporabljane pucolanske dodatke, kot sta tuf ali zdrobljena opeka. V okviru lastnih laboratorijskih preiskav, se je pokazal ugoden vpliv mineralnih dodatkov kot so apnenčeva moka, žlindra in tuf na mehanske lastnosti apnenih malt in injekcijskih mešanic. Uporaba apnenčeve moke in žlindre, ki sta v osnovi odpadna materiala, je v skladu s trajnostnim pristopom k obnovi stavbne dediščine. Dobri rezultati so bili doseženi tako z malto iz apnenega testa M1 brez dodatkov, kot tudi z malto iz apnenega testa M3a z dodano granulirano plavžno žlindro. S strižnimi (»triplet«) in tlačnimi preiskavami zidanih preskušancev smo ugotovili, da je mogoče v smislu nosilnosti z malto M3a doseči povsem primerljive vrednosti kot če bi uporabili podaljšano cementno-apneno malto. Preiskave, s katerimi smo simulirali ciklično izmenjevanje zmrzovanja in tajanja ob sočasnem navlaževanju pokažejo, da so tako zidki pozidani z malto M1 kot tudi zidki pozidani z malto M3a, ne glede na površinske poškodbe, odpadanje ometa in izjede maltnih spojnic, sposobni brez večjega poslabšanja mehanskih karakteristik prenesti vsaj 50. ciklov zmrzovanja/tajanja. Šele po 150 ciklih zmrzovanja/tajanja se poškodbe odrazijo tudi na zmanjšanju modulov elastičnosti, nimajo pa bistvenega vpliva na tlačne trdnosti zidkov. Obe preskušeni malti M1 in M3a sta torej primerni za obnovo stavb na območjih, kjer pričakujemo izmenjujoče se cikle zmrzovanja/tajanja ob sočasnem navlaževanju. Opravljene laboratorijske preiskave kažejo na velik potencial uporabe materialov, ki so se skozi zgodovino graditeljstva že uporabljali, tudi v sedanjem času. Ko moramo delno votel kamnit zid obnoviti in tudi utrditi, najpogosteje uporabimo tehniko sistematičnega injektiranja. Pri tem bi bila s stališča kompatibilnosti z obstoječimi materiali v večini primerov najprimernejša uporaba apnenih injekcijskih mešanic, vendar apno, kot zračno vezivo za strjevanje oziroma karbonatizacijo, zahteva CO2 iz zraka, ki pa je v zaprti atmosferi zidu lahko upočasnjena ali se enostavno ustavi. Zaradi tega so za utrjevanje zidov s sistematičnim injektiranjem primernejše apnene injekcijske mešanice z dodanimi pucolani, injekcijske mešanice na osnovi hidravličnega apna ali kombinirane injekcijske mešanice iz apna, poculanov in cementa. Da bi lahko ovrednotili učinkovitost sistematičnega injektiranja, smo zidove tipične slovenske kamnite zidane stavbe z izbranim naborom neporušnih, delno porušnih in porušnih preiskav, preskusili pred in po sistematičnem injektiranju z dvema cementnima in dvema cementno-apnenima injekcijskima mešanicama. Na osnovi rezultatov in situ preiskav opravljena nelinearna potresna analiza kamnite stavbe pokaže, da je za analizirano vrsto zidov tudi s cementno-apnenimi injekcijskimi mešanicami, ki so s stališča kompatibilnosti z obstoječimi materiali primernejše, mogoče doseči zadostno stopnjo potresne odpornosti. Kot kažejo opravljene analize, je prava smer razvoj kombiniranih cemento-apnenih injekcijskih mešanic z zmanjševanjem deleža cementa ter injekcijskih mešanic na osnovi hidravličnega apna, ki so za utrjevanje stavbne dediščine primernejše kot cementne injekcijske mešanice. 8 SKUPNI ZAKLJUČKI IN DISKUSIJA 8.1 Rezultati in ugotovitve preiskav in analiz V okviru razvoja apnenih malt za različne obnovitvene tehnike in apnenih injekcijskih mešanic za utrjevanje kamnitih zidov s sistematičnim injektiranjem, se je pokazal ugoden vpliv mineralnih dodatkov kot so apnenčeva moka, žlindra in tuf. Pri maltah smo pri preiskavah razleza, sposobnosti zadrževanja vode ter tlačne in upogibne trdnosti najbolj obetavne rezultate dosegli z malto iz apnenega testa brez dodatkov in malto z 20 oziroma 40 masnih % dodane žlindre. V primeru injekcijskih mešanic so bile pri sestavah iz hidratiziranega apna in 20 masnih % apnenčeve moke in 40 masnih % žlindre oziroma tufa dosežene relativno nizke pretočnosti, med vsemi preskušanci pa tudi najnižje spremembe prostornine in najvišje tlačne trdnosti. Kot kaže, ima dodatek žlindre ugoden vpliv na zmanjšanje deformacij zaradi krčenja. Najmanjšo spremembo deformacij zaradi krčenja pri maltah in najmanjšo spremembo prostornine pri injekcijskih mešanicah smo namreč izmerili pri sestavah z 40 masnih % dodane žlindre. Ker gre v primeru apnenčeve moke in žlindre v osnovi za odpadna materiala, je uporaba obeh mineralnih dodatkov toliko bolj upravičena. Pri preiskavah strižne trdnosti trojčkov, kot tudi pri preiskavah tlačne trdnosti opečnih zidkov, negovanih v običajnih pogojih, smo dobili višje vrednosti pri preskušancih, grajenih z apneno malto z dodatkom žlindre M3a, kot pri preskušancih grajenih z apneno malto brez dodatkov M1. Takšen rezultat kaže na pomemben vpliv stičnega območja med malto in zidakom na mehanske lastnosti zidu kot kompozita. S sicer »šibkejšo« malto M3a smo namreč dosegli bolj kakovosten in trdnejši stik kot pri malti M1, kar se je odrazilo na višjih strižnih trdnostih trojčkov in tlačnih trdnostih zidkov. Ugotovili smo, da 50 ciklov zmrzovanja/tajanja po »EN postopku« ne vpliva na mehanske lastnosti trojčkov in zidkov, čeprav se že pojavijo manjše poškodbe. Poškodbe zaradi zmrzovanja/tajanja so manjše pri preskušancih, grajenih (in ometanih) z malto z dodatkom žlindre M3a. Po pričakovanju so poškodbe zidkov (izjede maltnih spojnic, razpoke in odkruški opečnih zidakov) večje po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja po »EN postopku«, a se odrazijo zgolj na zmanjšanju modulov elastičnosti, ne pa tudi na zmanjšanju tlačnih trdnosti. Pri maltnih prizmah, kjer je bila zmrzovanju/tajanju izpostavljena večja površina, so bile po 50-ih ciklih zmrzovanja/tajanja večje tudi poškodbe. Tlačne trdnosti maltnih prizem se podobno kot pri zidkih niso zmanjšale. Zaradi razpok v strukturi so se zmanjšale upogibne trdnosti. Z meritvami hitrosti prehoda ultrazvoka na maltnih prizmah M1 smo ugotovili, da proces karbonatizacije med 181 in 347 dnevi starosti preskušancev še poteka, hitrosti prehoda zvoka skozi 347 dni stare maltne prizme so bile namreč 7-8 % višje. Pri maltnih prizmah M3a med 185 in 346 dni starimi preskušanci nismo evidentirali očitnejših razlik pri meritvah hitrosti prehoda ultrazvoka. Glede na rezultate opravljenih preiskav lahko zaključimo, da sta obe analizirani malti primerni za gradnjo in obnovo stavb na območjih, kjer pričakujemo izmenjujoče se cikle zmrzovanj a/taj anj a. In situ strižne preiskave kamnitih zidov obstoječe stavbe so pokazale, da je stopnja izboljšanja mehanskih lastnosti zidov, pomembno višja po injektiranju s cementnima mešanicama C1 in C2 kot s cementno-apnenima injekcijskima mešanicama AC1 in AC2. Ugotovitev smo potrdili z laboratorijskimi preiskavami mehanskih lastnosti valjev, s katerimi smo ponazorili kamnito jedro injektiranega troslojnega kamnitega zidu. Tudi v tem primeru smo višje vrednosti dobili pri valjih, injektiranih s cementnima mešanicama C1 in C2. Pri zidovih z nizkimi mehanskimi lastnostmi in relativno visokim deležem votlin je torej stopnja utrditve zidu odvisna od vrste in lastnosti uporabljene injekcijske mešanice. Vodilno vlogo pri izboljšanju mehanskih lastnosti zidu po injektiranju ima dosežena kakovost stičnega območja med injekcijsko mešanico in obstoječimi materiali v zidu. Odziv zidu po injektiranju ni več odvisen samo od mehanskih lastnosti in adhezije med obstoječimi materiali (kamni in malto) ter načina gradnje, ampak tudi od zmožnosti injekcijske mešanice, da zagotovi dodatno povezavo med posameznimi kamni in sloji zidu. Nelinearna potresna analiza kamnite zidane stavbe opravljena s programoma SREMB in 3MURI ter primerjava rezultatov z realnim stanjem poškodb analizirane stavbe je pokazala, da lahko obnašanje konstrukcije med delovanjem potresa bolje ponazorimo s programom 3MURI. Konstrukcija, izračunana s SREMB-om, je bolj toga, pri izračunu s 3MURI-jem pa dosti bolj podajna, saj 3MURI, za razliko od SREMB-a, predvideva formiranje porušnih mehanizmov tudi v prekladnih in parapetnih delih zidov ter upošteva odziv celotne konstrukcije in ne samo kritične etaže. Ugotovili smo, da stavba v obstoječem -neinjektiranem stanju ne izpolni zahtev veljavnih pravilnikov glede potresne odpornosti. Po injektiranju s katerokoli izmed analiziranih injekcijskih mešanic (AC1, AC2, C1, C2) pa dosežemo zadostno stopnjo potresne odpornosti. 8.2 Prispevek doktorske disertacije Med prispevke k znanosti prištevamo oceno vpliva zmrzovanja/tajanja ob sočasnem navlaževanju/sušenju na trajnost in nosilnost ovoja zgodovinske stavbe, ki smo ga ponazorili z opečnimi zidki, sezidanimi iz polnih opečnih zidakov normalnega formata in apnene malte z in brez dodatka žlindre. V dostopni znanstveni literaturi lahko zasledimo ovrednotenje poškodb zaradi zmrzovanja/tajanja na preskušance, kot so maltne prizme, opečni zidaki in zidne prizme s pomočjo različnih preiskav, ne pa tudi kakšen vpliv ima zmrzovanje/tajanje na mehanske lastnosti zidovine kot kompozita. Prispevek k znanosti predstavlja ugotovitev, da je pri sistematičnem injektiranju kamnitih zidov, z nizkimi mehanskimi lastnostmi in relativno visokim deležem votlin, stopnja utrditve zidu odvisna od vrste in lastnosti uporabljene injekcijske mešanice. Iz ugotovljenega sledi, da bi lahko pri takšnih zidovih stopnjo utrditve prilagodili vsakokratnim zahtevam. Večina avtorjev, ki je raziskovala vpliv sistematičnega injektiranja na mehanske lastnosti kamnitih ali kamnito-opečnih zidov, ugotavlja, da tlačna trdnost injekcijske mešanice ni ključen parameter za izboljšanje mehanskih lastnosti in da je bolj pomembna dosežena kakovost stičnega območja med injekcijsko mešanico in obstoječimi materiali. To smo s preiskavami potrdili tudi sami. Vendar večina ostalih avtorjev pri rezultatih ni evidentirala pomembnih razlik med mehanskimi lastnostmi zidov, utrjenimi z različnimi vrstami injekcijskih mešanic, kar je mogoče pripisati načinu priprave preskušancev. Vse teste so namreč opravili na v laboratoriju grajenih zidovih iz apneno-cementne malte, apnenih malt s pucolanskimi dodatki ali iz hidravličnih malt, ki dosegajo višje končne trdnosti od običajne apnene malte brez dodatkov. Posledično so bile mehanske lastnosti tako pripravljenih preskušancev višje, kot če bi uporabili običajno apneno malto. Osnovna malta je zato po injektiranju najverjetneje imela prevladujoč vpliv na mehanske lastnosti zidu, zaradi česar tudi pri uporabi injekcijskih mešanic z različno sestavo in lastnostmi ni prišlo do pomembnih razlik v mehanskih lastnostih injektiranih zidov. Med prispevke k znanosti lahko štejemo primerjalno analizo potresne odpornosti kamnite zidane stavbe v primeru utrjevanja stavbe s cementnimi (C1, C2) ali cementno-apnenimi mešanicami (AC1, AC2). Primerjava rezultatov pokaže, da je potresna odpornost po injektiranju s cementnimi mešanicami sicer višja, vendar lahko tudi z injektiranjem s cementno-apnenimi mešanicami, pri katerih je delež cementa v kompoziciji zmanjšan, dosežemo zadostno stopnjo potresne odpornosti. Ugotovitev je pomembna predvsem z vidika injektiranja zidov stavbne dediščine, kjer so zahteve po kompatibilnosti uporabljenih materialov z obstoječimi višje kot pri običajnih stavbah. 8.3 Priporočila in napotki za nadaljnje delo Pri preiskavah preskušancev grajenih iz polnih opečnih zidakov in apnene malte in tudi pri preiskavah valjastih preskušancev in kamnitih zidov dejanske stavbe se je pokazala pomembna vloga stičnega območja med vezivnim materialom (malto ali injekcijsko mešanico) in zidaki. Za dodatno razlago in potrditev rezultatov že izvedenih mehanskih preiskav, bi bilo priporočljivo stično območje malta/zidak oziroma injekcijska mešanica/kamen analizirati še na mikroskopski ravni, na primer z vrstičnim elektronskim mikroskopom (SEM). Ugoden vpliv mineralnih dodatkov kot so apnenčeva moka, žlindra in tuf na mehanske lastnosti apnenih malt in injekcijskih mešanic kaže na velik potencial uporabe materialov, ki so se skozi zgodovino graditeljstva že uporabljali, tudi danes. Pri snovanju sestav malt in injekcijskih mešanic na osnovi apna, namenjenih obnovi in/ali utrjevanju stavbne dediščine, je zato smiselno kombiniranje apnenega veziva tudi z ostalimi mineralnimi dodatki, kot sta na primer kremenova moka in zdrobljena žgana glina. Glede na ugotovitev, da lahko tudi s kombiniranimi cementno-apnenimi injekcijskimi mešanicami dosežemo zadostno stopnjo utrditve kamnitega zidu in s tem ustrezno potresno odpornost celotne stavbe, je smiseln nadaljnji razvoj kombiniranih cemento-apnenih injekcijskih mešanic z zmanjševanjem deleža cementa in tudi injekcijskih mešanic na osnovi hidravličnega apna ter verifikacija rezultatov z in situ preiskavami. 9 POVZETEK Stavbno dediščino pogosto obnavljamo in/ali utrjujemo v ponavljajočih se ciklih brez natančnih preiskav gradiva in konstrukcijskih elementov. Tako porabimo veliko finančnih sredstev, časa in surovin, izvedeni ukrepi in rešitve pa so največkrat zgolj reakcija na najbolj pereče probleme ter so pogosto neustrezni ali celo škodljivi. Neustrezni trenutni pristop k varovanju in obnovi stavbne dediščine, naraščajoča intenzivnost in pogostost ekstremnih vremenskih dogodkov ter stalno prisotna možnost potresa terjajo trajnostne prilagoditvene in ublažitvene ukrepe tudi na tem področju. Izhodišče dela je definirati okvire trajnostnega pristopa k obnovi in varovanju stavbne dediščine, pri čemer je poudarek na stavbnem ovoju kot najbolj izpostavljenem stavbnem sklopu. Eksperimentalni del naloge začnemo z laboratorijskimi preiskavami malt in injekcijskih mešanic na osnovi apnenega veziva, namenjenih za obnovo in/ali utrjevanje ovoja stavbne dediščine. S ciljem izboljšanja mehanskih lastnosti, apnenemu vezivu izmenoma dodajamomineralne dodatke, kot so tuf, žlindra in apnenčeva moka. Laboratorijske preiskave nadaljujemo z analiziranjem vpliva zmrzovanja/tajanja na trajnost in nosilnost zidkov in trojčkov, grajenih iz polnih opečnih zidakov z malto iz apnenega testa brez in z dodatkom žlindre. Izkaže se, da so pripravljeni preskušanci sposobni prenesti vsaj 50 ciklov zmrzovanja/tajanja, ne da bi se to odrazilo na zmanjšanju njihovih mehanskih lastnosti. Po 150-ih ciklih zmrzovanja/tajanja pride zaradi notranje razpokanosti zidkov do zmanjšanja modula elastičnosti v primerjavi z zidki negovanimi v običajnih pogojih. V okviru in situ preiskav ovrednotimo kakovost in učinkovitost izbranega utrditvenega trajnostnega posega - sistematičnega injektiranja ovoja kamnite stavbe s cementimi in cementno-apnenimi injekcijskimi mešanicami. Čeprav je stopnja izboljšanja mehanskih lastnosti kamnitih zidov ovrednotena na osnovi in situ strižnih preiskav, pomembno boljša po injektiranju s cementnimi kot s cementno-apnenimi injekcijskimi mešanicami, nelinearna potresna analiza kamnite stavbe, izvedena na osnovi rezultatov in situ preiskav, pokaže, da lahko za analizirano vrsto zidov tudi s cementno-apnenimi injekcijskimi mešanicami, ki so za utrjevanje stavbne dediščine primernejše, dosežemo zadostno stopnjo potresne odpornosti. Ob koncu dela podamo priporočila za izvedbo trajnostnih prilagoditvenih in ublažitvenih ukrepov za ohranitev stavbne dediščine. 10 SUMMARY Heritage buildings are often renovated and/or strengthened in repeated cycles without detailed investigation of built material and structural elements. In this way, a lot of financial funds, time and raw materials are being spent, yet performed measures and solutions are usually just a reaction to the most urgent problems and are often unsuitable or even harmful. Current inadequate approach towards protection and renovation of heritage buildings, the increasing intensity and frequency of extreme weather events, and consistently present possibility of seismic activity, require sustainable adaptation and mitigation measures in this field. The starting point of this work was to define a framework to a sustainable approach towards protection and renovation of heritage buildings, with emphasis on the building envelope as the most exposed part of the building. As a part of the laboratory tests, several mortar and injection grout compositions based on calcium binders with or without mineral additives, suitable for renovation and/or strengthening of the building envelope were designed and tested. In order to enhance mechanical properties of the compositions, but also because of economical and environmental reasons, mineral additives such as limestone powder, slag and tuff were added to mortar and injection grout compositions. In continuation, the brick wallets were built with lime mortar with and without the addition of slag and the influence of freeze-thaw cycles on their mechanical properties and durability was evaluated. The wallets built with lime or lime-slag mortar were able to withstand at least 50 freeze/thaw cycles without any effect on their mechanical properties, while after 150 freeze/thaw cycles, the damage was reflected in the reduction of modulus of elasticity. In situ test performed on a stone masonry building enabled us to evaluate the quality and effectiveness of grout injection (using cement or cement-lime grouts) as the chosen sustainable strengthening procedure. Although the level of improvement of mechanical properties of the walls is significantly higher in case of using cement injection grouts, the results of the performed seismic analysis based on the experimentally obtained results showed, that in the case of the type of walls under consideration, an adequate level of seismic resistance can be achieved also by using combined cement-lime grouts, which are more suitable for the strengthening of historical buildings than ordinary cement grouts. At the end of the work, recommendations for adaptation and mitigation measures for preservation of heritage buildings are presented. 11 VIRI About Climate Change, 2010. European Environment Agency. http://www.eea.europa.eu/themes/climate/about-climate-change (Pridobljeno 2.10.2010.) Adami, C. E., Vintzileou, E. 2008. Interventions to historic masonries: Investigation of the bond mechanism between stones or bricks and grouts. Materials and Structures, 41, 2: 255267. Amde A. M., Martin J. V., Colville J. 2004. The Effects of Moisture on Compressive Strength and Modulus of Brick Masonry. V: 13th International Brick and Block Masonry Conference Amsterdam, July 4-7, 2004: 8 str. Apih, V., Kos, J. 1986. Sanacija vlažnih zidov. Raziskovalna naloga. Ljubljana, ZRMK Ljubljana: 40 str. Armelao, L., Bassan, A., Bertoncello, R., Bistoncin, G., Daolio, S., Glisenti, A. 2000. Silica glass interaction with calcium hydroxide: a surface chemistry approach. Journal of Cultural Heritage, 1, 4: 375-384. Ashurst, J. 1990. Mortars for Stone Buildings. V: Conservation of Building and Decorative Stone, Vol. 2. Ashurst, J. (ur.), Dimes, F.G. (ur.). London, Butterworth-Heinemann: 78-93. Beneška listina (angl. The Venice Charter), 1964. ICOMOS - International Council on Monuments and Sites: 4 str. http://www.icomos.org/venice_charter.html (Pridobljeno 15.3.2009.) Bergant, M., Baumgartner, M., Kos, J. 1998. Tehnične informacije o pomembnejših posegih za rekonstrukcijo v potresu poškodovanih zidanih objektov (Teh. informacije DTP). Ljubljana, MOP, Državna tehnična pisarna Bovec-Kobarid: 17 str. Bergant, M., Dolinšek, B. 2006. Utrjevanje kamnitih in opečno-kamnitih zidov z injektiranjem. Gradbenik, 2/2006: 35-38. Binda, L. (ur.), Anzani A. (ur.) 1996. Report of the Dahlem Workshop on Saving Our Arhitectural Heritage: The Conservation of Historic Stone Structures. Berlin, John Wiley&Sons: 38 str. Binda, L., Modena, C., Baronio, G., Abbaneo, S. 1997. Repair and investigation techniques for stone masonry walls. Materials and Structures, 11, 3: 133-142. Binda, L., Baronio, G., Tiraboschi, C., Tedeschi C. 2003. Experimental research for the choice for the reconstruction of the Cathedral of Noto. Construction and Building Materials 17, 8: 629-639. Binda, L., Bosiljkov, V., Saisi, A., Zanzi, L. 2006a. Guidelines for the diagnostic investigation of historic buildings. V: Proceedings on the Seventh International Masonry Conference. London, British Masonry Society, 8 str. Binda, L., Pina-Henriques, J., Anzani, A., Fontana, A., Louren9o, P.B. 2006b. A contribution for the understanding of load-transfer mechanisms in multi-leaf masonry walls: Testing and modelling. Engineering Structures, 28, 8: 1132-1148. Bokan-Bosiljkov, V., Bosiljkov, V., Žarnić, R. 1997. Trdnost stika med malto in zidakom -študij vplivnih parametrov. V: Saje, F. (ur.), Lopatič, J. (ur.). Zbornik 19. zborovanja gradbenih konstruktorjev Slovenije, Bled, 16-17 oktober 1997. Ljubljana, Slovensko društvo gradbenih konstruktorjev: 333-340. Bokan-Bosiljkov, V., Valek, J. 2009. A comparative study of mechanical and physical properties of mortars prepared using lime putties, sand and metakaolin from different sources. V: Pro067 of International RILEM Workshop on Repairs Mortars for Historic Masonry. Delft, Netherlands: 47-62. Borri, A., Corradi, M., Speranzini, E. 2008. Consolidation and reinforcement of stone walls using a reinforced repointing grid. V: Structural Analysis of Historical Constructions. London, UK: 981-989. Bosiljkov, V. 1996. Modeliranje mehanskih lastnosti zidov. Magistrska naloga. Ljubljana, (V. Bosiljkov): 169 str. Bosiljkov, V., Žarnić., R. 1997. Vpliv modificiranih malt na obnašanje tlačno obremenjenih zidkov. V: Saje, F. (ur.), Lopatič, J. (ur.). Zbornik 19. zborovanja gradbenih konstruktorjev Slovenije, Bled, 16-17 oktober 1997. Ljubljana, Slovensko društvo gradbenih konstruktorjev: 341-348. Bosiljkov, V. 2000. Eksperimentalne in računske raziskave vpliva modificiranih malt na mehanske lastnosti opečne zidovine. Doktorska disertacija št. 128. Ljubljana, (V. Bosiljkov): 314 str. Bosiljkov, V., Uranjek, M., Žarnić, R., Bokan-Bosiljkov, V. 2010. An integrated diagnostic approach for the assessment of historic masonry structures. Journal of cultural heritage, 11, 3: 239-249. Cau-dit-Coumes, C. 2008. Basics of Cement Chemistry. V: Course on Cement and Cementitious Materials in Geological Disposal of Radioactive Waste, Switzerland, 15-19 December, 2008. Flums, ITC-School of underground Waste, Storage and Disposal: 28 str. Cazalla, O., Rodriguez-Navarro, C., Sebastian, E., Cultrone G., de la Torre, M .J. 2000. Ageing of Lime Putty: Effects on Traditional Lime Mortar Carbonation. Journal of the American Ceramic Society, 83, 5: 1070-1076. Charola, A. E. 2000. Salts in the deterioration of porous materials: An Overview. Journal of the American Institute for Conservation, 39, 3: 327-343. Cizer, O., Van Balen, K., Van Gemert, D. 2010a. Competition Between Hydration and Carbonation in Hydraulic Lime and Lime-Pozzolana Mortars. Advanced Materials Research, 133-134, 2: 241-246. Cizer, O., Van Balen, K., Van Gemert, D. 2010b. A comparative study of hardening reactions, porosity and mechanical properties of cement-lime mortars. V: 8th International Masonry Conference. Dresden, International Masonry Society: 1133-1142. Climate Change Impact on Built Heritage, 2009. http://noahsark.isac.cnr.it (Pridobljeno 5.3.2009.) Collepardi, M. 1990. Degradation and restoration of masonry walls of historical buildings. Materials and Structures, 23, 2: 81-102. Corradi, M., Borri, A., Vignoli, A. 2003. Experimental study on the determination of strength of masonry walls. Construction and Building Materials, 17, 5: 325-337. Corradi, M., Tedeschi, C., Binda, L., Borri, A., 2008a. Experimental evaluation of shear and compression strength of masonry before and after reinforcement: Deep repointing. Construction and Building Materials, 22, 4: 463-472. Corradi, M., Borri, A., Vignoli, A. 2008b. Experimental Evaluation of In-plane Shear Behaviour of Masonry Walls Retrofitted Using Conventional and Innovative Methods. Masonry International, 21, 1: 14 str. Cotič, P. 2010. Eksperimentalno podprta parametrična nelinearna seizmična analiza kamnite zidane stavbe. Diplomska naloga. Ljubljana, (P. Cotič): 117 str. Curk, J., 1974. Zgodovinski razvoj opekarstva na slovenskih tleh. V: Blumenau, I. (ur.), Priročnik o uporabi opeke. Ljubljana, Biro gradbeništva Slovenije, Gradbeni center Slovenije: 9-25. Čepon, F., 2004. Eksperimentalno določanje parametrov odziva zidov na vodoravno ciklično obtežbo. Diplomska naloga. Ljubljana (F. Čepon): 56 str. Čadež, V., 1989. Tehnološki razvoj - gradbeništvo. V: Enciklopedija Slovenije 3, Eg-Hab. Ljubljana, Mladinska knjiga: 354-358. da Porto, F., Valluzi, M.R., Modena, C. 2003a. Performance assesment of diferent consolidation techniques for multi-leaf stone masonry walls. V: ICPCM - A New Era of Building, Cairo, Egypt, Feb. 18-20, 2003. Cairo, ICPCM: 1-10. da Porto, F., Valluzi, M.R., Modena, C. 2003b. Investigations for the knowledge of multi-leaf stone masonry walls. V: Proceedings of the First International Congress on Construction History. Madrid, Instituto Juan de Herrera, Escuela Tecnica Superior de Arquitectura: 10 str. Definition of Green Building, 2010. U.S. Environmental Protection Agency. http://www.epa.gov/greenbuilding/pubs/about.htm (Pridobljeno 22.12.2010.) Deu, Ž. 2004. Obnova stanovanjskih stavb na slovenskem podeželju. Ljubljana, Založba Kmečki glas: 277 str. Drysdale R. G., Hamid A. A., Baker L. R. 1994. Masonry Structures - Behavior and Design. New Jersey, Prentice Hall: 784 str. Elert K., Rodriguez-Navarro C., Pardo E .S., Hansen E., Cazalla O. 2002. Lime Mortars for the Conservation of Historic Buildings. Studies in Conservation, 47, 1: 62-75. EN 445. 1996. Grout for prestressing tendons - Test methods: 12 str. EN 446. 1996. Grout for prestressing tendons - Grouting procedures: 8 str. EN 447. 1996. Grout for prestressing tendons - Specification for common grout: 5 str. Faella, C., Martinelli, E., Nigro, E., Paciello, S. 2010. Shear capacity of masonry walls externally strengthened by a cement-based composite material: An experimental campaign. Construction and Building Materials, 24, 1: str. 84-93. Fagerlund, G. 1997. Internal frost attack - State of the art. V: Setzer M.J. (ur.), Auberg R. (ur.), Proceedings of RILEM Workshop Resistance of concrete to freezing and thawing with or without de-icing chemicals. London, RILEM: 321-338. Ferjan, M., 1989. Gradbeni Material. V: Enciklopedija Slovenije 3, Eg-Hab. Ljubljana, Mladinska knjiga: 352-353. Fister, P., 1986. Umetnost stavbarstva na slovenskem. Ljubljana, Cankarjeva založba: 439 str. Galasco, A., Lagomarsino, S., Penna, A., Resemini, S. 2004. Non-linear seismic analysis of masonry structures. V: 13th World Conference on Earthquake Engineering, Vancouver, B.C., Canada, August 1-6, 2004, Paper No. 843: 15 str. Galasco, A., Lagomarsino, S., Penna, A. 2006. On the use of pushover analysis for existing masonry buildings. V: First European Conference on Earthquake Engineering and Seismology, Geneva, Switzerland, 3-8 September 2006, Paper No. 1080: 10 str. Goodwin, J. F., West, H. M. H. 1980. A Review of the Literature on Brick/Mortar Bond. The British Ceramic Research Association, Technical Note 308: 23-37. Gostič, S. 2003. Študija učinkovitosti naprednih metod za sanacijo zidanih stavb. GI-ZRMK, Ljubljana, Raziskovalni projekt MŠZŠ Z2-3411: 129 str. Graubohm, M., Brameshuber, W. 2009. Rehabilitation of Masonry constructions temporarily submerged by Water-influence of Water on the properties of Masonry and Facings, Drying Methods and their Effect. V: 11th Canadian Masonry Symposium, Toronto, Ontario, May 31-June 3: 10 str. Griffin, I. 2004. Pozzolanas as Additives for Grouts: An investigation of their working properties and performance characteristics. Studies in Conservation, 49, 1: 23-34. Groot, C. J. 1993. Effects of Water on Mortar-Brick Bond. Doktorska disertacija. Delft, Delft University of Technology (C.J. Groot): 187 str. Groot C., Gunneweg J. 2008. Materials considerations regarding rain penetration in historic fired clay brick masonry. V: Historical Mortars Conference HMC 08 - 1st Historical mortars conference. Lisbon, Laboratorio Nacional de Engenharia Civil: 10 str. Grunthal, G. 1998. European Macroseismic Scale 1998: EMS-98. Luxemburg, European Seismological Commission: 101 str. Gumaste, K. S., Nanjunda Rao, K. S., Venkatarama Reddy, B. V., Jagadish. K.S. 2007. Strength and elasticity of brick masonry prisms and wallettes under compression. Materials and Structures, 40, 2: 241-253. Hewlett, P.C.. 2004. Lea's Chemistry of Cement and Concrete, Fourth Edition. Oxford Butterworth-Heinemann: 1057 str. Hilsdorf, H. K., Kropp, J., Günter, M. 1984. Carbonation, Pore structure and Durability. V: Proceedings of the RILEM Seminar on the Durability of Concrete Structures under normal outdoor Exposure. Hannover, Institut für Baustoffkunde und Material prüfung der Universität: 182-196. Identification of Strengthening Strategies. 2006. University of Minho, Portugal, Technical University of Catalonia, Spain, Central building research institute, India, University of Padua: 105 str. http://www.civil.uminho.pt/masonry/Publications (Pridobljeno 5. 9. 2008.) Janežič I., Baumgartner M., Kos J., Bergant M. 1998. Tehnične informacije o pomembnejših konstrukcijskih posegih za sanacijo pri potresu poškodovanih zidanih stavb. Ljubljana, Tehnološki center ZRMK: 18 str. http://www.gi-zrmk.si/images/TC/3%20članek.pdf (Pridobljeno 14.07.2010.) JUS B. C1. 018. 1959. Pucolani - Kvalitet i ispitivanje. Beograd, Savezna komisija za standardizaciju: 8 str. JUS B. C8. 029. 1979. Skupljanje cementnog maltera usled sušenja. Beograd, Savezna komisija za standardizaciju: 7 str. JUS B. D8. 011. 1987. Metode ispitivanja opeka, blokova i ploča od gline. Beograd, Savezna komisija za standardizaciju: 7 str. Kajfež-Bogataj, L., Bergant K. 2005. Kakšno bo podnebje v Sloveniji v tem stoletju? UJMA, št. 19: 218-223. Kalagri, A., Miltiadou, A., Vintzileou, E. 2007. Design and evaluation of hydraulic lime grouts for the strengthening of stone masonry historic structure. V: International Symposium: Studies on Historical Heritage, Antalya, Turkey, September 17-21, 2007. Istanbul, Yildiz Technical University, Research Center for Preservation of Historical Heritage: 371-378. Kavčič, M. 2004. Oblikovanje arhitekturnih zunanjščin v tehnologiji apna. Seminarska naloga pri predmetu Elementi oblikovanja. Ljubljana, Univerza v Ljubljani, Fakulteta za arhitekturo: 27 str. Kavčič, M. 2006. Kako ohranjati avtentične fasade? Gradbenik, sept. 2006, priloga Barve & fasade: 18-20. Kavčič, M. 2007. Konserviranje - restavriranje ometov po načelu minimalnega poseganja. Varstvo spomenikov, št. 42-43: 246-264. Kokko, P., Pentti, M. 2005. A new freeze - thaw test method for Mortars used in Nordic Climates. V: International RILEM Workshop on Repair Mortars for Historic Masonry, Delft, The Netherlands, 26th - 28th January 2005: 187-195. Komelj, I. 1989. Gotika - arhitektura. V: Enciklopedija Slovenije 3, Eg-Hab. Ljubljana, Mladinska knjiga: 318-325. Krakovska listina (angl. The Charter of Krakow), 2000. ICOMOS - International Council on Monuments and Sites: 1-5. http://lecce-workshop.unile.it/Downloads/The%20Charter%20of%20Krakow%202000.pdf (Pridobljeno 15.3.2009.) Kramar, S., Mirtič, B. 2009. Karakterizacija historičnih ometov kot del konservatorsko -restavratorskih posegov in arheoloških poizkopavalnih analiz. Materials and Geoenvironment, 56, 4, 501-519. Krečič, P. 1989. Funkcionalizem. V: Enciklopedija Slovenije 3, Eg-Hab. Ljubljana, Mladinska knjiga: 160-161. Kržan, M., Bosiljkov, V., Žarnić, R. 2010. Primerjava potresne odpornosti z upoštevanjem etažnega in celovitega odziva nearmirane zidane stavbe V: Lopatič, J. (ur.), Markelj, V. (ur.), Saje, F. (ur.). 32. zborovanje gradbenih konstruktorjev Slovenije, Bled, 7-8 oktober 2010. Ljubljana, Slovensko društvo gradbenih konstruktorjev: 257-266. Kurent, T., 1987. Merski sistemi v arhitekturi na slovenskem. V: Mejač, A. (ur.), Zbornik za zgodovino naravoslovja in tehnike, Zvezek 9. Ljubljana, Slovenska Matica: 39-65. Lawrence, S. J., Cao, H. T.1987. An experimental study of the interface between brick and mortar. V: Proceedings of 4th North American Masonry Conerence. Boulder, Colorado, Masonry Society: 1-14. Lawrence, S. J., Samarasinghe, W. 1998. A New Method for Assessing the Service Life of Masonry Mortars. V: Second International RILEM/CSIRO/ACRA Conference, Melbourne: 481-488. Louren9o, P.B., Marques, R. 1998. Benchmarking of commercial software for the seismic assessment of masonry buildings. V: International Seminar on Seismic Risk and Rehabilitation of Stone Masonry Housing. Azores, University of Minho, Department of civil engineering, Guimaraes: 12 str. http://reabilitar2010.lnec.pt/pdf/curso/Marques Lourenco 2008.pdf (Pridobljeno 29.7.2010.) Louren9o, P. B., Barros, J. O., Oliveira, J. T. 2004. Shear testing of stack bonded masonry. Construction and Building Materials, 18, 2: 125-132. Lubelli, B. A. 2006. Sodium chloride damage to porous building materials. Doktorska disertacija. Delft, Technische Universiteit Delft (B. A. Lubelli): 174 str. Maultzsch, M., 2000. Preskušanje obstojnosti betonov. V: Zajc, A. (ur.), 7. Slovenski kolokvij o betonih - Optimizacija kakovosti betona. Ljubljana, IRMA-Inštitut za raziskavo materialov in aplikacije: 53-57. Maurenbrecher, A. H. P., Trischuk, K., Rousseau, M. Z., Subercaseaux, M. I. 2007. Key Considerations for Repointing Mortars for the Conservation of Older Masonry. Ottawa, National Research Council Canada, Institute for Research in Construction: 21 str. http://irc.nrc-cnrc.gc.ca (Pridobljeno 15. 12. 2010.) Mc Nary, W. S., Abrams, D. P. 1985. Mechanics of Masonry in Compression. Journal of Structural Engineering, 111, 4: 857-870. Močni potresi v preteklosti, 2010. Ljubljana, Agencija Republike Slovenije za Okolje: 20 str. http://www.arso.gov.si/potresi/potresna%20aktivnost/Mo%c4%8dni_potresi_v_preteklosti.pd f (pridobljeno 5.2.2010.) Moehle, J. 2001. Lecture in PEER annual meeting, Oakland, USA, January 25-26: 12 str. Moorehead, D .R. 1986. Cementation by the carbonation of hydrated lime. Cement and Concrete Research, 16, 5: 700-708. Mortars in Historic Buildings, 2003. Edinburgh, Scotland, Historic Scotland, Technical Conservation, Research and Education Division: 79 str. Miltiadou-Fezans, A., Vintzileou, E., Papadopoulou, E., Kalagri A. 2006. Mechanical Properties of Three-Leaf Stone Masonry after Grouting. V: Structural analysis of Historical Constructions, New Delhi, India: 791-798. Naglič, A. 2011. Seizmična analiza sakralnih objektov. Diplomska naloga. Ljubljana, (A. Naglič): 146 str. Oliveira, D. V., Louren9o, P. B., Garbin, E., Valluzzi, M. R., Modena, C. 2006. Experimental Investigation on the Structural Behaviour and Strengthening of Three-Leaf Stone Masonry Walls. V: Structural Analysis of Historical Constructions, New Delhi, India: 817-826. ONSITEFORMASONRY. 2004a. Deliverable D11.1, Technical guidelines for an appropriate use of the suggested equipment, Radar, EVK4-2001-00091: 19 str. ONSITEFORMASONRY. 2004b. Deliverable D11.1, Technical guidelines for an appropriate use of the suggested equipment, Sonic pulse velocity test, EVK4-2001-00091: 21 str. O.P.C.M. 3274. 2003. Italian seismic code, OPCM 3274, annex 2: 47 str. Our Common Future. 1987. WCED - World Commission on Environment and Development. The Brundtland Commission Report, Oxford University Press, Oxford: 300 str. http://upload.wikimedia.org/wikisource/en7d/d7/Our-common-future.pdf (Pridobljeno 21. 9. 2011.) Penazzi, D., Valluzzi, M.R., Saisi, A., Binda, L., Modena C. 2001. Repair and strengthening of historic masonry buildings in seismic areas. V: International Congress More than Two Thousand Years in the History of Arhitecture Safeguarding the Structure of our Arhitectural Heritage. Betlehem, Palestine: 1-6. Powers, T. C. 1945. A working hypothesis for further studies of frost resistance. Journal of the American Concrete Institute, 16, 4: 245-272. Powers, T. C., Helmuth, R. A. 1953. Theory of volume changes in hardened Portland -cement paste during freezing. Highway Research Board Proceedings, 32, 46: 285-297. Pravilnik o tehničnih normativih za graditev objektov visoke gradnje na seizmičnih območjih. UL SRFJ št. 31, 1981: 31 str. Prelovšek, D. 1972. Ljubljanska cukrarna: zgodovina stavbe in njena umetnostnozgodovinska ocena. Kronika - časopis za slovensko krajevno zgodovino, 20, 1: 17-26. Prelovšek, D. 1987. Barok - arhitektura. V: Enciklopedija Slovenije 1, A-Ca. Ljubljana, Mladinska knjiga: 188-192. Prelovšek, D. 1990. Historizem - arhitektura. V: Enciklopedija Slovenije 4, Hac-Kare. Ljubljana, Mladinska knjiga: 25-28. Prelovšek, D. 1991. Klasicizem - arhitektura. V: Enciklopedija Slovenije 5, Kari-Krei. Ljubljana, Mladinska knjiga: 85-86. Prelovšek, D. 1997. Secesija, Arhitektura. V: Enciklopedija Slovenije 11, Savs-Slovenska m. Ljubljana, Mladinska knjiga: 21-23. Preparation and use of Lime Mortars. 2003. Edinburgh, Scotland, Historic Scotland, Technical Conservation, Research and Education Division: 76 str. Price, C. A. 1996. Stone conservation: An overview of current research. Santa Monica, California, Getty Conservation Institute: 7-9. Proenca, J., Gago, A. S., Cardoso, J., Coias, V., Paula, R. 2010. Developement of an innovative seismic strengthening technique for traditional load-bearing masonry walls. Bulletin of Earthquake Engineering. Online First, DOI 10.1007/s10518-010-9210-x: 21 str. PSIST prEN 1015-8:2001. Metode preskušanja zidarske malte - 8. del: Določanje zadrževanja vode sveže malte: 8 str. Renesansa - arhitektura. 1996. V: Enciklopedija Slovenije 10, Pt-Savn. Ljubljana, Mladinska knjiga: 168-169. RILEM TC 177-MDT. 2004. RILEM Recommendation MDT. D.5-In-situ stress-strain behaviour test based on the flat jack. Materials and Structures, 37, 7: 497-501. RILEM TC 127-MS. 1996. RILEM Recommendation MS-D.6-In situ measurement of masonry bed joint shear strength. Materials and Structures, 29, 8: 470-475. Sarangapani, G., Venkatarama Reddy, B. V., Jagadish, K. S. 2005. Brick-Mortar Bond and Masonry Compressive Strength. Journal of Materials in Civil Engineering, 17, 2: 229-237. Sarkar, S. L., Chandra, S., Rodhe, M. 1992. Microstructural investigation of natural deterioration of building materials in Gothenburg, Sweden. Materials and Structures, 25, 7: 429-435. Schickert, G. 1981. Formfaktoren der Betondruckfestigkeit. Die Bautechnik, 58, 2: 52-57. Sedej, I. 1992. Ljudska arhitektura. V: Enciklopedija Slovenije 6, Krek-Marij. Ljubljana, Mladinska knjiga: 267-274. Sheppard, P. 1985. In-situ test of the shear strength and deformability of an 18th century stone-and-brick masonry wall. V: Proceedings of the 7th international brick masonry conference, Melbourne, Australia, 17-20, February 1985: 7th IBMaC. Melbourne, Brick Development Research Institute, University of Melbourne: 149-160. Sheppard, P., Tomaževič, M. 1986. In-situ ispitivanja zidova i seizmička otpornost zidanih zgrada u starim gradskim jezgrima. V: Simpozijum o istraživanjima i primeni savremenih dostignuća u našem gradjevinarstvu u oblasti materijala i konstrukcija, XVIII kongres -Portorož 8-10, oktobar 1986. Beograd, Jugoslovensko društvo za ispitivanje i istraživanje materiajala i konstrukcija: 205-215. SIST EN 196-2:2005 - Metode preskušanja cementa - 2. del: Kemijska analiza cementa: 50 str. SIST EN 197-1:2002 - Cement - 1.del: Sestava, zahteve in merila skladnosti za običajne cemente: 24 str. SIST EN 772-1:2002 - Metode preskušanja zidakov - 1.del: Določanje tlačne trdnosti: 11 str. SIST EN 772-11:2000 - Metode preskušanja zidakov - 11. del: Ugotavljanje kapilarnega vpijanja vode betonskih zidakov ter zidakov iz umetnega in naravnega kamna in začetna stopnja vpijanja vode opečnih zidakov: 8 str. SIST EN 772-16:2002 - Metode preskušanja zidakov - 16. del: Določevanje mer: 8 str. SIST-TS CEN/TS 722-22:2006 - Metode preskušanja zidakov - 22. del: Ugotavljanje odpornosti proti zmrzovanju/tajanju opečnih zidakov: 17 str. SIST EN 933-1:1999 - Preskusi geometričnih lastnosti agregatov - 1. del: Določevanje zrnavosti - Metoda sejanja: 12 str. SIST EN 1015-3:2001 - Metode preskušanja zidarskih malt - 3 del: Določevanje konsistence sveže malte (s stresalno mizo): 10 str. SIST EN 1015-6:1999 - Metode preskušanja zidarskih malt - 6. del: Ugotavljanje prostorninske mase sveže malte: 9 str. SIST EN 1015-7:1999 - Metode preskušanja zidarskih malt - 7. del: Določevanje zraka v sveži malti: 10 str. SIST EN 1015-10:2001 - Metode preskušanja zidarskih malt - 10. del: Določevanje suhe prostorninske mase strjene malte: 7 str. SIST EN 1015-11:2001 - Metode preskušanja zidarskih malt - 11. del: Določevanje upogibne in tlačne trdnosti strjene malte: 12 str. SIST EN 1015-12:2001 - Metode preskušanja zidarske malte - 12. del: Določevanje sprijemne trdnosti strjenih ometov na podlage: 10 str. SIST EN 1015-18:2004 - Metode preskušanja zidarskih malt - 18. del: Določevanje koeficienta kapilarnega vpijanja strjene malte: 8 str. SIST EN 1052-1:1999 - Metode preskušanja za zidovje - 1. del: Ugotavljanje tlačne trdnosti: 13 str. SIST EN 1052-3:2004 - Metode preskušanja zidovine - 3. del: Ugotavljanje začetne strižne trdnosti: 14 str. SIST EN 1097-5:2000 - Preskusi mehanskih in fizikalnih lastnosti agregatov - 5. del: Določevanje vode s sušenjem v prezračevanem sušilniku: 11 str. SIST EN 1097-6:2002 - Preskusi mehanskih in fizikalnih lastnosti agregatov - 6. del: Določevanje prostorninske mase zrn in vpijanja vode: 28 str. SIST EN 1996-1-1: 2006, Evrokod 6: Projektiranje zidanih konstrukcij - 1-1. del: Splošna pravila za armirano in nearmirano zidovje: 123 str. SIST EN 1998-1:2005, Evrokod 8: Projektiranje potresnoodpornih konstrukcij - 1. del: Splošna pravila, potresni vplivi in pravila za stavbe: 229 str. SIST EN 1998-3: 2005, Evrokod 8: Projektiranje potresnoodpornih konstrukcij - 3. del: Ocena in prenova stavb: 89 str. SIST EN 12390-3:2002 - Preskušanje strjenega betona - 3. del: Tlačna trdnost preskušancev: 15 str. SIST EN 12390-6:2001 - Preskušanje strjenega betona - 6. del: Cepilna natezna trdnost strjenega betona: 10 str. SIST EN 13187:2000 - Toplotne začilnosti stavb - Kvalitativno zaznavanje toplotnih nepravilnosti v ovoju zgradbe - Infrardeča metoda: 18 str. SIST EN 14146:2004 - Preskušanje naravnega kamna - Ugotavljanje dinamičnega modula elastičnosti (z meritvijo osnovne resonančne frekvence): 15 str. SIST EN 14579:2004 - Preskušanje naravnega kamna - Ugotavljanje hitrosti širjenja zvoka: 12 str. Structural Analysis of Existing Structures. 2009. Advanced Masters in Structural Analysis of Monuments and Historical Constructions. Guimares, University of Minho. http://www.msc-sahc.org (Pridobljeno 12.5.2009.) Stupart, A. W. 1989. A Survey of Literature Relating to Frost Damage in Bricks. Masonry International, 3, 2: 42-50. Skalny, J. 1989. Materials science of concrete I. Westerville, The American Ceramic Society: 332 str. Telford, T. 1992. Durable concrete structures. London, CEB Information Bulletin No. 183, Comite Euro-International du Beton: 112 str. Testone, T., Sugo H. O., Page A. W., Lawrence S. J. 2004. A Study of Mortar Durability using the Scratch Test. V: 13th International Brick and Block Masonry Conference Amsterdam, July 4-7, 2004: 10 str. Tomaževič, M., Weiss, P., Velechovsky, T., Apih, V. 1989. Študija možnosti injektiranja kamnitih zidov: poročilo Raziskovalni skupnosti Slovenije, PORS 06. Ljubljana, Zavod za raziskavo materiala in konstrukcij: 75 str. Tomaževič, M., Apih, V. 1993. Ojačevanje kamnitega zidovja z zidovju prijaznim injektiranjem. Informacije ZRMK Ljubljana, 306 in 307, XXXIV, 1-2 in 3-4-5: 12 str. Tomaževič, M. 1999. Earthquake-resistant design of masonry buildings, (Series on innovation in structures and construction, Vol. 1). London, Imperial College Press: 268 str. Tomaževič, M. 2009. Potresno odporne zidane stavbe. Ljubljana, Tehnis: 301 str. Tomaževič, M. 2011. Seismic resistance of masonry buildings in historic urban and rural nuclei: lessons learned in Slovenia. International Journal of Architectural Heritage, 5, 4-5: 436-465. Toumbakari, E. E. 2002. Lime-pozzolan-cement grouts and their structural effects on composite masonry walls. Doktorska disertacija. Leuven, Katholieke Univ. Leuven (E. E. Toumbakari): 364 str. Toumbakari, E. E., Van Gemert, D., Tassios, T. P., Vintzileu, E. 2005. Experimental investigation and analytical modeling of the effect of injection grouts on the structural behaviour of three-leaf masonry walls. V: Structural analysis of Historical Constructions. London, Taylor & Francis Group: 707-717. Turk, S., 1981. Masivne in lesene konstrukcije na slovenskem. V: Dominko, F. (ur.), Zbornik za zgodovino naravoslovja in tehnike, Zvezek 5 in 6. Ljubljana, Slovenska Matica: 253-265. Turnšek, V., Čačovič, F. 1971. Some experimental results on the strength of brick masonry walls. V: Proceedings of the 2nd International Brick-Masonry Conference. Stoke-on-Trent, Velika Britanija: 149-156. Uranjek, M. 2008. Problematika injektiranja zidov objektov kulturne dediščine. Magistrsko delo. Ljubljana, (M. Uranjek): 146 str. Uranjek, M., Žarnić, R., Bokan-Bosiljkov, V., Bosiljkov, V. 2010. Problems related to grout injection of heritage buildings walls. V: 8th International Masonry Conference. Dresden, International Masonry Society:10 str. Uranjek, M., Bosiljkov, V., Žarnić, R., Bokan-Bosiljkov, V. 2011. Lime Based Grouts for Strengthening of Historical Masonry Buildings in Slovenia. Pripravljeno za objavo V: RILEM, "Historic Mortars: Characterization, Assessment, Conservation and Repair", Prague: 15 str. Valluzzi, M. R., Binda, L., Modena, C. 2002. Experimental and analytical studies for the choice of repair techniques applied to historic buildings. Materials and Structures, 35, 5: 285292. Valluzi, M. R., da Porto F., Modena, C. 2004. Behavior and modeling of strengthened three-leaf masonry walls. Materials and Structures, 37, 3: 184-192. Valluzzi, M. R. 2007. On the vulnerability of historical masonry structures: analysis and mitigation. Materials and Structures, 40, 7: 723-743. Valluzzi, M. R. 2009. Requirements for the choice of mortar and grouts for consolidation of three-leaf stone masonry walls. V: Pro067 of International RILEM Workshop on Repairs Mortars for Historic Masonry. Delft, RILEM: 382-397. Van Balen, K., Van Gemert, D. 1994. Modelling lime mortar carbonation. Materials and Structures, 27, 7: 393-398. Van Gemert, D., Van Rickstal, F., Ignoul, S., Toumbakari, E., Van Balen, K., 2011. Structural consolidation and strengthening of masonry: historical overview and evolution: 15 str. (http://www.docstoc.com/docs/3868300/structural-consolidation-and_strengthening-of- masonry-historical-overview-and-evolution (Pridobljeno 30.9.2011.) Vasconcelos, G., Louren9o P. B. 2005. Evaluation of the in-plane performance of stone masonry walls. V: 5th International Conference AMCM 2005. Gliwice-Ustron, Poland: 8 str. Vasconcelos, G., Louren9o, P. B. 2009a. In-plane experimental behavior of stone masonry walls under cyclic loading. Journal of Structural Engineering, 135, 10: 1269-1277. Vasconcelos, G., Louren9o, P. B. 2009b. Experimental characterization of stone masonry in shear and compression. Construction and Building Materials, 23, 11: 3337-3345. Veiga, M. R., Magalhaes, A. C., Bokan-Bosiljkov, V. 2004. Capillarity tests on historic mortar samples extracted from site: Methodology and compared results. V: Proc. of 13th International Brick and Block Masonry Conference. Amsterdam, Netherlands: 10 str. Veiga, R., Carvalho, F. 2010. Some Performance Characteristics of Lime Mortars fo Rendering and Repointing Ancient Buildings. British Masonry Society: 4 str. www.masonry.org.uk (Pridobljeno 12. 12. 2010.) Verhoef, L. G. W. 2000. Introduction on Brickwork. V: Proceedings of the International Workshop on Urban Heritage and Building Maintenance: Maintenance and Strengthening of Materials and Structures: Brick and Brickwork. Freiburg, Germany, Aedificatio Publishers: 6 str. Vindišar, G. 2004. Primerjalna analiza eksperimentalnih metod za zaznavanje vlage v zidanih zgradbah. Magistrska naloga. Ljubljana, (G. Vindišar): 173 str. Vintzileou, N. E. 2006a. Grouting of Three-Leaf Stone Masonry: Types of Grouts, Mechanical Properties of Masonry before and after grouting. Structural analysis of Historical Constructions. New Delhi, India: 41-58. Vintzileou, N. E, 2006b. Grouting of three-leaf masonry: experimental results and prediction of mechanical properties: 20 str. http://www.4emme.it (Pridobljeno 15. 08. 2008.) Vintzileou, N. E., Miltiadou-Fezans, A. 2008. Mechanical properties of three-leaf stone masonry grouted with ternary or hydraulic lime-based grouts. Engineering Structures, 30, 8: 2265-2276 Vintzileou E., Tassios T.P., 1995. Three-leaf stone masonry strengthened by injecting cement grouts. Journal of Structural Engineering, 121, 5: 848-856. Virgalitte, S. J., Luther, M. D., Rose, J. H., Mather, B. 1995. Ground Granulated Blast Furnace slag as a cementitious constituent in Concrete. American Concrete Institute ACI Report 233R-95: 18 str. http://www.bpesol.com (Pridobljeno 6. 4. 2011.) Vitruvius, P. M. 1960. The ten books on architecture. New York, Dover Publications: 331 str. Von Konow, T. 2008. Design of non-hydraulic and hydraulic lime mortars appropriate for restoration in the Nordic Climate. V: Historical Mortars Conference HMC 08 - 1st Historical mortars conference. Lisbon, Laboratorio Nacional de Engenharia Civil: 21 str. Walker, R., Pavia, S. 2010. Behaviour and properties of lime-pozzolan pastes. V: 8th International Masonry Conference. Dresden, International Masonry Society: 353-362. Wikipedia: The Free Encyclopedia, 2011. http://en.wikipedia.org (Pridobljeno 5. 6. 2011.) Zadnikar, M. 1969. Stiški samostan. V: Kulturni in naravni spomeniki Slovenije, 18. Ljubljana, Zavod za spomeniško varstvo SR Slovenije: 30 str. Zalar, V. 2009. Mineraloška karakterizacija rimskodobnih ometov iz Mošenj in Ljubljane. Diplomska naloga. Ljubljana, (V. Zalar): 152 str. Zgodovina poplav, 2009. Uprava Republike Slovenije za zaščito in reševanje. http://www.sos112.si (Pridobljeno 5.9.2009.) ZGO-1B, 2007. Zakon o spremembah in dopolnitvah zakona o graditvi objektov. UL RS, št. 126, 31.12.2007: str. 18714. Zimmermann, T., Strauss, A., 2011. Variation of shear strength of masonry with different mortar properties. V: Schultz, A. (ur.), Proceedings of the 11th North American Masonry Conference, 5-8.6.2011. Minneapolis, Amerika: 14 str. ZVKD-1, 2008. Zakon o varstvu kulturne dediščine. UL RS št. 16/2008: 1121-1145. Žarnić, R. 2005. Lastnosti gradiv. Ljubljana, Fakulteta za gradbeništvo in geodezijo, Katedra za preskušanje materialov in konstrukcij: 350 str. Univerza v Ljubljani Fakulteta za gradbeništvo in geodezijo '"i ' S 'I i i 1 ■ 11 i 1 lj i t 1 1 In nil i ih i n mag. MOJMIR URANJEK, univ. dipl. inž. grad. PROPADANJE IN TRAJNOSTNA OBNOVA OVOJA STAVBNE DEDIŠČINE DOKTORSKA DISERTACIJA Ljubljana, november 2011 Hrbtna stran: URANJEK MOJMIR 2011