Gradbeni vestnik letnik 71 februar 2022 48 asist. dr. David Antolinc, Robi Ponjavić NOSILNOST NATEZNO OBREMENJENIH VIJAČNIH PREKLOPNIH SPOJEV S STEKLENIMI VLAKNI UTRJENIH PLOŠČATIH POLIMERNIH KOMPOZITNIH ELEMENTOV Povzetek V prispevku so najprej izpostavljeni glavni izzivi pri snovanju konstrukcij, v celoti narejenih iz z vlakni ojačanih polimernih kom- pozitnih elementov oz. armirane plastike. Poseben izziv predstavljajo spoji takšnih elementov, zato v nadaljevanju prispevka obravnavamo pogosto uporabljene natezno obremenjene vijačne spoje iz polimernih kompozitnih ploščatih elementov, ojača- nih s steklenimi vlakni (GFRP), spojenih z enim jeklenim vijakom M24. Glede na priporočila za dimenzioniranje takšnih spojev iz tuje literature in predvsem smernice za razvoj standarda Evrokod za projektiranje konstrukcij iz armirane plastike smo določili tri robne oddaljenosti luknje za vijak in nato izvedli natezni preizkus spojev. Robna oddaljenost središča luknje je bila odvisna od premera spojnega vijaka d in je od roba priključnih elementov znašala 1,5d, 3,5d in 7d. S testi smo preverili ustreznost v smernici »Prospect for new guidance in the design of FRP« ([Ascione, 2016]) podanih analitičnih izrazov za določitev nosilnosti natezno obremenjenih spojev in hkrati tudi porušni mehanizem, ki se vzpostavi zaradi bočnega pritiska povezovalnega vijaka. Na osnovi analize eksperimentalnih rezultatov so na koncu podani komentarji na omejitve za zasnovo in načrtovanje natezno obremenjenih spojev iz ploščatih FRP-elementov z enim vijakom v navezavi na predhodno omenjene smernice. Iz primerjave eksperimentalnih rezultatov z vrednostmi, dobljenimi z analitičnimi izrazi, lahko sklepamo, da z analitičnimi rezultati dobimo zelo konservativne rezultate in da bi analitične izraze lahko optimizirali. Ključne besede: kompozit, s steklenimi vlakni armirana plastika (GFRP), bočni pritisk, natezno obremenjen vijačeni spoj, nosil- nost, porušni mehanizem asist. dr. David Antolinc, univ. dipl. inž. grad. david.antolinc@fgg.uni-lj.si Univerza v Ljubljani, Fakulteta za gradbeništvo in geodezijo, Jamova 2, 1000 Ljubljana Robi Ponjavić, dipl. inž. grad. robi.ponjavic@diviar.com Diviar, d. o. o., Rožna dolina, cesta XI/30, 1000 Ljubljana Znanstveni članek UDK 624.046.2:691.175 NOSILNOST NATEZNO OBREMENJENIH VIJAČNIH PREKLOPNIH SPOJEV S STEKLENIMI VLAKNI UTRJENIH PLOŠČATIH POLIMERNIH KOMPOZITNIH ELEMENTOV TENSILE LOAD BEARING CAPACITY OF BOLTED LAP JOINTS MADE OF GLASS FIBER REINFORCED POLYMER COMPOSITE STRIP PROFILES Gradbeni vestnik letnik 71 februar 2022 49 asist. dr. David Antolinc, Robi Ponjavić NOSILNOST NATEZNO OBREMENJENIH VIJAČNIH PREKLOPNIH SPOJEV S STEKLENIMI VLAKNI UTRJENIH PLOŠČATIH POLIMERNIH KOMPOZITNIH ELEMENTOV Summary The present article highlights the main technical and design challenges of using fiber reinforced plastics (FRP) composite ma- terials as the main structural material. Connection details between composite FRP elements present a special challenge. There- fore, within the present study, commonly used bolted lap connections assembled of glass fiber reinforced polymer composite GFRP plates, connected with one steel bolt M24, were studied and analyzed. According to the design recommendations from the literature and particularly from the EC standard development guidance for composite FRP structural design for this type of connections, three different distances e between the loaded GFRP plate edge and the center of the bolt hole with diameter d0 were defined. The first distance of the hole centerline e was 1.5d, second 3.5d and the third one at a distance of 7d from the edge of the GFRP plate. The tensile tests were conducted in order to verify the adequacy of the analytical expressions provided in document »Prospect for new guidance in the design of FRP« ([Ascione, 2016]), which is proposed for the design of bolted lap connections, and the definition of their failure mechanisms. Based on the experimental analysis results, the comments on the design limitations provided in the above mentioned guidelines are given for the considered lap joints. The comparison of the experimental and analytical results shows that the analytical expressions give very conservative results and that these expressi- ons could be optimized. Key words: Composite, Glass Fiber Reinforced Polymer (GFRP), bearing stress, bolted connection, tension load capacity, failure mechanisms Gradbeni vestnik letnik 71 februar 2022 50 1 UVOD Z vlakni utrjeni polimerni kompozitni materiali oz. armirane plastike so napredni in visoko nosilni materiali, sestavljeni iz dveh ali več komponent, običajno iz armirnih vlaken v poli- merni matrici [Žarnić, 2002]. Kljub temu da armirane plastike po svojih lastnostih predstavljajo velik potencial za uporabo v konstrukcijske namene, je v Sloveniji gradbena stroka v pri- merjavi z drugimi panogami dokaj konservativna pri uporabi le-teh v praksi in jih sprejema z zadržki. Običajno se jih v grad- beništvu uporablja v obliki trakov in plošč predvsem za sana- cije in ojačitve dotrajanih ali poškodovanih konstrukcijskih ele- mentov. Kljub temu po svetu že obstaja večje število zgrajenih gradbenih objektov, kjer kompozitne armirane plastike nasto- pajo v delih ali v celoti kot primarni material nosilne konstruk- cije. Za primer dobre prakse uporabe kompozitne armirane plastike v konstrukcijske namene predstavlja hibridna sovpre- žna izvedba mostnih konstrukcij, kot je to prikazano na sliki 1, za primer študije postavitve mostu na Poljskem čez reko Ryjak [Siwowski, 2019]. V tem primeru je spodnji mostni nosilec, ki je obremenjen natezno in strižno, narejen iz laminatov kom- pozitne armirane plastike kot tankostenski profil z vgrajenimi strižnimi čepi (slika 1, levo). Na vnaprej pripravljen nosilec in postavljen na podpore je bila zabetonirana tlačna AB-plošča z armaturnimi palicami iz kompozitne armirane plastike. Za prevzem strižnih napetosti in za preprečitev lokalnega uklo- na kompozitnega nosilca na mestu podpor pa je bilo vgrajeno AB-polnilo v tankostenske nosilce iz armirane plastike in med njimi. Obstaja veliko število že izvedenih mostnih konstrukcij, ki so v celoti narejene iz armirane plastike, predvsem v primerih, kjer pride do izraza njihova majhna teža, visoka nosilnost, ko- rozijska odpornost in odpornost proti utrujanju. Običajno so to palični nosilni konstrukcijski sistemi iz pultrudiranih profilov, narejenih iz armirane plastike, ki so spojeni z vijačnimi spoji, kot je prikazano na sliki 2. Most za pešce v Pontresini (slika 2, levo) v švicarskih Alpah, zgrajen leta 1997, je eden izmed prvih tovrstnih mostov v svetovnem merilu in je bil že dvakrat pre- peljan v laboratorij na podrobnejši pregled in testiranje. Po 17 letih se je izkazalo, da je matrica iz časa proizvodnje elementov občutljiva za UV-sevanje sonca [Keller, 2015]. V drugem prime- ru mostu za pešce v Lleidi (Španija), ki je v celoti sestavljen iz pultrudiranih profilov, povezanih z vijačnimi spoji, in poteka čez železniško progo, gre za enega daljših tovrstnih mostov, pri katerem glavna razpetina znaša 38 m [Pedelta, 2021]. Majhna masa mostu v Pontresini omogoča transport tudi s helikop- Slika 1. Spodnji del kompozitnega nosilca, pripravljen v delavnici (levo), in hibridni sovprežni most, sestavljen iz spodnjega FRP-nosilca in tlačne AB-plošče, čez reko Ryjak na Poljskem (desno) [Siwowski, 2019]. Slika 2. Most za pešce v Pontresini (levo) [Keller, 2016] in most za pešce v Lleidi čez železnico [Structurae, 2021], ki sta v celoti narejena iz profilov, narejenih iz armirane plastike in povezanih z vijačnimi spoji. asist. dr. David Antolinc, Robi Ponjavić NOSILNOST NATEZNO OBREMENJENIH VIJAČNIH PREKLOPNIH SPOJEV S STEKLENIMI VLAKNI UTRJENIH PLOŠČATIH POLIMERNIH KOMPOZITNIH ELEMENTOV Gradbeni vestnik letnik 71 februar 2022 51 terjem, kar je bil eden izmed projektnih pogojev. Koncept lahke mostne konstrukcije v Lleidi pa omogoča montažo ce- lotne mostne konstrukcije ob premostitveni razpetini in nato postavitev celotne konstrukcije z dvigalom na podpore v zelo kratkem času. Prednosti uporabe kompozitov iz armirane plastike pri gradnji nosilne konstrukcije se kažejo predvsem v majhni lastni teži, visoki nosilnosti in korozijski odpornosti. Glavni izzivi in proble- mi pri takšnih konstrukcijah se pojavijo pri zagotavljanju mej- nega stanja uporabnosti (omejevanje pomikov) [Koren, 2017], pri izvedbi spojev posameznih konstrukcijskih elementov, za- gotavljanju požarne odpornosti in odpornosti proti UV-sevanju sonca. Na nivoju posameznih elementov iz armirane plastike je ustrezna kakovost lahko zagotovljena v tovarni pri proizva- jalcu v kontroliranih pogojih, večji problem pa v končni fazi za projektanta predstavljajo spoji, katerim je namenjen velik del nastajajočega standarda Evrokod. V praksi je možno povezati konstrukcijske elemente iz armirane plastike z lepljenjem, vi- jačenjem in kombinacijo obojega. Najbolj togi in varni so kom- binirani spoji, medtem ko so vijačeni najbolj podajni, vendar so po drugi strani najlažji za izvedbo in kontrolo. Glede na to, da vijačni spoji predstavljajo največji potencial za uporabo pri gradnji lahkih paličnih nosilnih konstrukcij za potrebe v gradbeništvu, sta bili narejeni študija in eksperimen- talna analiza osnovnega vijačnega spoja z enim vijakom. V nadaljevanju tega prispevka je predstavljena eksperimentalna analiza 12 preizkušancev, na katerih smo preverili vpliv robne razdalje luknje za spojni vijak na bočno nosilnost s stekleni- mi vlakni utrjene polimerne kompozitne (GFRP) plošče za 3 različne razdalje. Hkrati smo preverili tudi izraze za kontrolo nosilnosti obravnavanih vijačnih spojev, podanih v predlogu za nastajajoči standard Evrokod za projektiranje kompozitnih konstrukcij iz armirane plastike. 2 GLAVNI IZZIVI PRI KONSTRUKCIJAH, IZDELANIH V CELOTI IZ ARMIRANE PLASTIKE Glavni zadržki pred širšo uporabo armirane plastike za gradnjo konstrukcij, v celoti narejenih iz armirane plastike v Sloveniji, v osnovi izvirajo iz pomanjkanja izkušenj gradbene stroke s temi materiali in iz manjkajočega standarda Evrokod za projekti- ranje konstrukcij iz armirane plastike, ki je sicer v nastajanju [Ascione, 2016]. V zadnjem obdobju, še posebej po sprejetju evropskega zelenega dogovora, se veliko pozornosti namenja krožnemu gospodarstvu in zahtevam, ki jih morajo izpolnjevati tudi gradbeni materiali in konstrukcije, saj je gradbeništvo ve- lik porabnik materialov z velikim ogljičnim odtisom. Glede na že omenjene zadržke uporabe armiranih plastik v gradbeni- štvu in za spodbudo iskanja rešitev, ki sovpadajo s konceptom krožnega gospodarstva, je bila pred kratkim pri Gospodarski zbornici Slovenije organizirana spletna konferenca z naslovom »Uporaba ojačenih polimernih kompozitov v gradbeništvu krožnega gospodarstva«, ki je tudi v celoti objavljena na nji- hovi spletni strani [GZS, 2021]. Na konferenci so bili še posebej osvetljeni izzivi in tudi priložnosti za uporabo armiranih plastik v gradbeništvu. Eden izmed glavnih izzivov je reciklaža armi- ranih plastik. Narava armiranih plastik je namreč takšna, da jih je po odsluženi dobi težje ali celo nemogoče razstaviti na posamezne komponente. S tem ne zadostimo pogoju t. i. eko- dizajna, ki je temelj krožnega gospodarstva. Najbolj primerne metode za reciklažo armiranih plastik so sicer piroliza, ener- gijska in surovinska izraba pri proizvodnji cementa in ponov- na uporaba v druge namene. Ogljični odtis armiranih plastik lahko zmanjšamo z uporabo polimernih matric, pridobljenih iz naravnih materialov, če pa mu dodamo še naravna ojačitve- na vlakna, dobimo kompozit z minimalno vgrajeno energijo in s tem praktično zanemarljiv ogljični odtis materiala [Smiths, 2016]. Konstrukcijski elementi iz armiranih plastik so običajno na- rejeni iz tankostenskih laminatov, kjer so posamezne lamele armirane z vlakni v različnih medsebojnih smereh. To nam omogoča, da lahko pri projektiranju takšnega elementa op- timiziramo nosilnost elementov v posameznih smereh za spe- cifično obremenitev. Možnost projektiranja od nivoja mikro- mehanike do globalne analize konstrukcije po drugi strani pomeni zelo kompleksno in dolgotrajno analizo, kar v kombi- naciji s pomanjkanjem izkušenj in standarda za projektiranje predstavlja glavno oviro pred splošnim sprejetjem armiranih plastik v praksi. Konstrukcijski elementi iz armiranih plastik so zelo trajni, od- porni proti koroziji in v splošnem zahtevajo manj vzdrževanja. Kljub temu so se na prvih primerih konstrukcij iz armirane pla- stike (npr. most v Pontresini, slika 2, levo) pokazale težave zara- di propadanja površine polimerne matrice pod vplivom seva- nja UV-žarkov, kar povzroča t. i. »cvetenje vlaken«. Ta problem se danes rešuje z nanosom zaščitnega poliestrskega sloja (»gel coat«), ki varuje matrico pred propadanjem zaradi UV-sevanja. Navsezadnje pomembno vlogo pri uvedbi armiranih plastik v prakso igra tudi cena materiala, ki je bistveno večja kot pri konvencionalnih konstrukcijskih materialih. V okviru evropske- ga projekta Trans-IND, pri katerem je v preteklosti sodeloval tudi Gradbeni inštitut ZRMK, so razvijali stroškovno učinkovit konstrukcijski sistem mostne konstrukcije, kjer armirane pla- stike nastopajo v vlogi glavnega konstrukcijskega materiala [Jarc Simonič, 2010]. Na sliki 3 je grafično prikazana primerjava stroškov za izgradnjo mostne konstrukcije s konstrukcijskim sistemom, predstavljenim v uvodu na sliki 1, za primer v čisti armiranobetonski izvedbi, ročni izvedbi iz armirane plastike, avtomatizirani izvedbi iz armirane plastike in še izboljšani av- tomatizirani izvedbi iz armirane plastike ([Jarc Simonič, 2010], [Trans-IND, 2012]). Očitno je strošek materiala pri armirano- betonski izvedbi približno trikrat manjši, medtem ko je stro- šek montaže in vložene energije bistveno večji pri armirano- betonski izvedbi v primerjavi z varianto iz armirane plastike. Veliko stroškov pri kompozitni varianti lahko privarčujemo, če ročno izdelavo laminata iz armirane plastike zamenjamo z avtomatiziranim procesom, ki so ga v okviru projekta Trans- IND še dodatno optimirali. S tem so pokazali, da je možno strošek kompozitne mostne konstrukcije iz armirane plastike približati ceni običajne armiranobetonske izvedbe ob upošte- vanju vseh stroškov v življenjski dobi objekta. Čeprav je v okviru projekta bilo pokazano, da je varianta z optimiziranim proizvo- dnim procesom mostnih nosilcev iz armirane plastike cenov- no konkurenčna s klasično AB-izvedbo, do uporabe takšnega sistema v Sloveniji še ni prišlo. Razlogov je več, med glavnimi pa je zagotovo manjkajoči standard Evrokod za projektiranje konstrukcij iz armiranih plastik. Drugi glavni razlog, ki je pove- zan tudi s prvim, pa je pomanjkanje izkušenj gradbene stroke asist. dr. David Antolinc, Robi Ponjavić NOSILNOST NATEZNO OBREMENJENIH VIJAČNIH PREKLOPNIH SPOJEV S STEKLENIMI VLAKNI UTRJENIH PLOŠČATIH POLIMERNIH KOMPOZITNIH ELEMENTOV Gradbeni vestnik letnik 71 februar 2022 52 z armiranimi plastikami v funkciji glavnega konstrukcijskega materiala. V primeru izbire konstrukcijskega sistema z armira- no plastiko pa bi stroški projektiranja zaradi pomanjkanja izku- šenj in bolj kompleksne analize verjetno nekoliko spremenili stroškovna razmerja na sliki 3 v korist klasični AB-izvedbi. 2.1 Spoji elementov iz armirane plastike in smernice za njihovo načrtovanje in dimenzioniranje Za dimenzioniranje in kontrolo ustreznosti posameznih kom- pozitnih elementov iz armirane plastike in spojev med njimi obstajajo različne smernice in interni priročniki posameznih večjih proizvajalcev kompozitnih armiranih plastik, kot je na primer priročnik Fiberline Design Manual [Thorning, 2003] podjetja Fiberline. Med najbolj znanimi splošnimi priročniki je že nekoliko zastareli EUROCOMP Design Code and Handbook [Clark, 1996], ki je bil pripravljen v obliki in formatu, podobnem, kot je to pri obstoječih Evrokodih za projektiranje konstrukcij. V nekaterih državah obstajajo tudi nacionalne smernice in priporočila za projektiranje kompozitnih konstrukcij iz armira- ne plastike ([CROW-CUR, 2019], [CD 368, 2020], [CNR, 2008], [ASCE, 2010], [ACMA, 2016], [DIBt, 2019], [BÜV, 2014], [DIN, 2016], [DNV, 2016]), na osnovi katerih je nastalo znanstveno in tehnično poročilo z naslovom »Prospect for new guidance in the design of FRP« [Ascione, 2016], ki ga je pripravila delov- na skupina CEN/TC250 WG4 Evropskega komiteja za standar- dizacijo. V poročilu so zbrani vsi relevantni podatki, navodila, primeri dobre prakse in postopki s področja projektiranja kon- strukcij iz armiranih plastik in je bilo napisano kot osnova za ra- zvoj bodočega standarda Evrokod za projektiranje konstrukcij iz armiranih plastik. Obstoječi priročniki se med sabo razliku- jejo predvsem v varnostnih faktorjih, koncepti dimenzioniranja elementov iz armiranih plastik in spojev med njimi pa so si podobni. V nadaljevanju smo se osredotočili na pravila za kon- trolo nosilnosti natezno obremenjenih vijačnih spojev z enim vijakom, ki so obravnavana v tehničnem poročilu in smernici »Prospect for new guidance in the design of FRP« [Ascione, 2016]. V priročniku so za tovrstne vijačne spoje ploščatih ele- mentov iz armirane plastike navedeni 4 možni porušni meha- nizmi. Od tega trije predstavljajo porušitev priključnih plošča- tih elementov iz armirane plastike in en prestrig jeklenega vijaka. V preglednici 1 so prikazane tri možne oblike porušitve ploščatih priključnih elementov iz armirane plastike (PO1, PO2 in PO3) z navedenimi izrazi za kontrolo nosilnosti in možnost nastanka določene porušne oblike. Dodatno sta prikazani še dve porušni obliki (PO4 in PO5), ki sta navedeni v priročniku Fiberline Design Manual [Thorning, 2003] in sta v dokumentu, ki ga je pripravila delovna skupina CEN/TC250 WG4, izpuščeni. Oblika porušnega mehanizma natezno obremenjenega spo- ja z enim vijakom je odvisna od konfiguracije premera vijaka d, debeline t in širine w priključnega ploščatega elementa iz armirane plastike in robne oddaljenosti e luknje za vijak v priključnem FRP-elementu. Pomen spremenljivk ft,0, fc,0, ft,90, fc,90, fbr,0, fbr,90 in fτ, ki predstavljajo trdnostne karakteristike materiala armirane plastike, je predstavljen v preglednici 2, na skicah in v izrazih pa nastopajo še sledeče spremenljivke: b = d širina območja ob robu plošče iz armirane plastike, kjer se pojavijo natezne napetosti v smeri pravokotno na potek obremenitve, d0 premer odprtine v lameli iz armirane plastike za jeklen spojni vijak, ν kot, pod katerim se bočni pritisk pred vijakom razpo- redi v poševni smeri glede na smer obremenjevanja, VSb,d sila, ki se prenese z vijaka na spojni element (maksi- malno je strižna nosilnost vijaka), F1, F2, F3 komponente sile, ki se prenesejo iz vijaka na priključ- ni element iz armirane plastike, fc,v minimalna tlačna trdnost priključenega elementa iz armirane plastike pod kotom ν v diagonalni smeri glede na potek glavnih utrditvenih vlaken oz. smeri obremenjevanja, θ kot med osjo pultruzije oz. smeri glavnih utrditvenih vlaken in smerjo obremenitve elementa iz armirane plastike. Za porušno obliko PO1, ki se vzpostavi v primeru pretrga na- tezno obremenjenih vlaken pasnice iz armirane plastike ob spojnem jeklenem vijaku (pretrg neto prereza), sta za izračun nosilnosti neto prereza navedena dva izraza. Prvi se uporablja, če je smer prenosa obtežbe iz spojnega vijaka na pasnico iz ar- mirane plastike pod manjšim kotom θ (med 0° in 5°) glede na potek glavnih ojačitvenih vlaken in smeri pultruzije elementa, drugi pa za primer, ko je kot θ med 5° in 90°. V izrazih 1) in 2) nastopajo še spremenljivke za faktor koncentracije napeto- sti ktc, za katerega se upošteva, da je enak 3,75, če z dodatno analizo ne poznamo bolj natančne vrednosti. Porušna oblika PO2 nastopi v primeru prekoračitve tlačne trdnosti materiala armirane plastike na neposrednem stiku s spojnim vijakom v smeri glavnih ojačitvenih vlaken fbr,0 ali v smeri pravokotno na potek glavnih ojačitvenih vlaken fbr,90 zaradi preseženih bočnih pritiskov. Za pasnico iz armirane plastike, pri kateri so glavna ojačitvena vlakna pod kotom θ med 0° in 5° glede na smer obremenjevanja preko spojnega vijaka, uporabimo izraz 3), medtem ko za večje kote θ med 5° in 90° velja izraz 4). Nosil- nost na bočni pritisk je treba še dodatno reducirati s faktor- Slika 3. Relativna primerjava stroškov za izdelavo AB- in kompozitne mostne FRP-konstrukcije [Jarc Simonič, 2010]. asist. dr. David Antolinc, Robi Ponjavić NOSILNOST NATEZNO OBREMENJENIH VIJAČNIH PREKLOPNIH SPOJEV S STEKLENIMI VLAKNI UTRJENIH PLOŠČATIH POLIMERNIH KOMPOZITNIH ELEMENTOV Gradbeni vestnik letnik 71 februar 2022 53 jem koncentracije tlačnih napetosti pred spojnim vijakom kcc, ki je določen s kvadratom razmerja med premerom odprtine v priključnem elementu iz armirane plastike d0 in premerom spojnega vijaka d. Možnost nastanka porušne oblike PO3 se preveri z izrazom 5), ta se vzpostavi v primeru premajhne robne oddaljenosti e ali prešibke strižne trdnosti materiala armirane plastike. Porušni obliki PO4 in PO5, ki ju je dodatno obravnaval priročnik Fiberline Design Manual, pa obravnavata še primera, kjer pride do presežene natezne trdnosti ft,90 pred vijakom v smeri pravokotno na smer obremenjevanja (»cleavage«) in do presežene tlačne trdnosti materiala armirane plastike fc,ν pod kotom ν pred vijakom. Kontroli za možnost nastanka porušnih mehanizmov PO4 in PO5 se izvedeta z izrazoma 6) in 7). 3 OPIS PREIZKUŠANCEV IN NATEZNEGA PREIZKUSA SPOJA Osnovni namen preiskave je bil preveriti odziv in nosilnost kompozitne priključne plošče iz armirane plastike na bočni pritisk za tri različne robne oddaljenosti luknje za spojni vi- jak. Priključne elemente iz armirane plastike smo pridobili od danskega proizvajalca Fiberline Composites A/S v obliki 12 pra- vokotnih lamel iz plastike, armirane s steklenimi vlakni (GFRP) E-glass z oznako E17. Proizvajalec Fiberline Composites proi- zvaja pultrudirane konstrukcijske profile iz armirane plastike v skladu z evropskim standardom EN 13706 [EN, 2002]. Ta Porušna oblika Opis porušitve Izraz za kontrolo nosilnosti P o ru šn e o b lik e iz t eh n ič n eg a p o ro či la C E N /T C 25 0 W G 4 PO1 Natezna porušitev vlaken po neto prerezu. za 0° ≤ θ ≤ 5° 1) VSb,d ≤  ft,0 (w–d0 )t; za 5° ≤ θ ≤ 90° 2) VSb,d ≤  ft,90 (w–d0)t PO2 Tlačna porušitev zaradi bočnih pritiskov. za 0° ≤ θ ≤ 5°; kcc =  3) VSb,d ≤  fbr,0 d0 t za 5° ≤ θ ≤ 90°; kcc =  4) VSb,d ≤  fbr,90 d0 t PO3 Strižna porušitev v strižnih ravni- nah pred vijakom. 5) VSb,d ≤ fτ (2e-d)t D o d at n o p o F ib er lin e d es ig n m an u al PO4 Cepilna porušitev pred vijakom v vzdolžni smeri. 6) ≤ ft,90 kjer je b ≅ d PO5 Strižna porušitev diagonalno na vlakna pred vijakom. 7) ≤ fc,v Preglednica 1. Porušne oblike z opisi in izrazi za kontrolo nosilnosti spojev ploščatih elementov iz armirane plastike z enim vijakom (povzeto po [Ascione, 2016] in [Thorning, 2003]). asist. dr. David Antolinc, Robi Ponjavić NOSILNOST NATEZNO OBREMENJENIH VIJAČNIH PREKLOPNIH SPOJEV S STEKLENIMI VLAKNI UTRJENIH PLOŠČATIH POLIMERNIH KOMPOZITNIH ELEMENTOV Gradbeni vestnik letnik 71 februar 2022 54 standard predpisuje minimalne zahteve za kvaliteto, toleran- ce, trdnost, togost in površino pultrudiranih konstrukcijskih profilov iz armirane plastike in jih deli v kategoriji E17 in E23. Za kategorijo profilov E23, pri katerih znaša modul elastičnosti v smeri ojačitvenih vlaken 23 GPa, veljajo strožje zahteve za kvaliteto v primerjavi s kategorijo E17, pri kateri znaša modul elastičnosti 17 GPa [Fiberline, 2021]. Glavna armirna vlakna so potekala vzdolž preizkušancev, matrica pa je bila iz poliestra z dodanim aditivom za preprečevanje širitve ognja (»Isopha- talic polyester P4506 Fireretardant«). Vse preizkušane lamele so imele dodatno še površinsko zaščito pred UV-žarki in koro- zivnim okoljem. Osnovne mehanske karakteristike preizku- šancev iz armirane plastike v smeri glavnih ojačitvenih vlaken (0°) in v smeri pravokotno na potek glavnih ojačitvenih vlaken (90°) so podane v preglednici 2. Dobavljene lamele iz armira- ne plastike so bile širine 100 mm, debeline 10 mm in dolžine 600 mm. Glede na dimenzije lamelnih preizkušancev in izra- ze, navedene v prejšnjem poglavju, smo določili premer vijaka d, ki je za obravnavano širino w priključne lamele znašal 24 mm, kvaliteto vijaka pa smo izbrali 8.8. Luknje za vijake v pre- izkušenih lamelah d0 so bile po navodilih smernice »Prospect for new guidance in the design of FRP« [Ascione, 2016] pove- čane za 1 mm glede na premer d vijaka in so torej bile velikosti 25 mm. Končni preizkušanec je bil sestavljen iz dveh delov, kakor je prikazano na sliki 4. Prvi del je sestavljen iz s steklenimi vlak- ni armirane polimerne lamele, lepljene z dvokomponentnim epoksidnim lepilom »Sikadur 330« med dve preklopni jekleni pločevini z jeklenim distančnikom. Drugi del je sestavljen iz dveh preklopnih jeklenih pločevin in distančnika debeline 10 mm. Za lažjo predstavo sestave preizkušanca je na sliki 4(a) prikazan 3D-pogled na sestavne dele preizkušanca v razsta- vljeni obliki, na sliki 4(b) pa je prikazan 3D-pogled na sestavlje- ni preizkušanec. Dodatno sta na sliki 4(c) prikazana še tloris in vzdolžni stranski pogled desnega dela preizkušanca (oznaka I) z označenimi spremenljivkami za analizo pomembnih di- menzij. Izbrane jeklene preklopne pločevine so bile kvalitete S235, širine w = 100 mm in debeline tj = 5 mm, kar bistveno presega nosilnost preizkušane lamele iz armirane plastike, s čimer zagotovimo porušitev lamele iz armirane plastike med preizkušanjem. Slika 4. (a) 3D-pogled na sestavne dele preizkušanca, (b) 3D-pogled na sestavljeni preizkušanec ter (c) tloris in vzdolžni stranski pogled desnega dela preizkušanca (I) z oznakami osnovnih spremenljivk. Slika 5. Tri serije preizkušancev P1, P2 in P3 z različnimi rob- nimi oddaljenostmi središča luknje spojnega vijaka e (1,5d, 3,5d in 7d) od spodnjega roba preizkušane plošče iz armira- ne plastike. Kvaliteta materiala E17 Natezna trdnost v smeri vlaken, 0° [MPa] ft,0 170 Tlačna trdnost v smeri vlaken, 0° [MPa] fc,0 170 Natezna trdnost v smeri pravokotno na potek vla- ken, 90° [MPa] ft,90 30 Tlačna trdnost v smeri pravokotno na potek vla- ken, 90° [MPa] fc,90 50 Kontaktna nosilnost na stiku z vijakom v smeri vlaken – nosilnost na bočni pritisk, 0° [MPa] fbr,0 90 Kontaktna nosilnost na stiku z vijakom v smeri pravokotno na potek vlaken – nosilnost na bočni pritisk, 90° [MPa] fbr,90 50 Strižna trdnost [MPa] fτ 15 Modul elastičnosti v smeri ojačitvenih vlaken in pultruzije, 0° [GPa] Et,0 17 Modul elastičnosti v prečni smeri glede na potek ojačitvenih vlaken in pultruzije, 90° [GPa] Et,90 5 Preglednica 2. Mehanske karakteristike obravnavanega materiala armirane plastike (kategorija kvalitete E17) v raz- ličnih smereh in v suhih pogojih ([Fiberline, 2021], [EN 13706- 3, 2002]). asist. dr. David Antolinc, Robi Ponjavić NOSILNOST NATEZNO OBREMENJENIH VIJAČNIH PREKLOPNIH SPOJEV S STEKLENIMI VLAKNI UTRJENIH PLOŠČATIH POLIMERNIH KOMPOZITNIH ELEMENTOV Gradbeni vestnik letnik 71 februar 2022 55 Parameter, ki smo ga spreminjali pri preizkušancih, je bila robna razdalja e med središčem luknje do prostega roba, ki je pravokotna na smer delovanja sile v preizkušani plošči iz armirane plastike, kakor je prikazano na sliki 5. Preizkušanci so razdeljeni v 3 serije (P1, P2, P3), kjer ima vsaka serija po 4 enake preizkušance. Na sliki 5(a) je prikazana serija P1 z rob- no razdaljo središča luknje vijaka e = 1,5d = 1,5⋅24 mm = 36 mm na preizkušani plošči iz armirane plastike. Preostali dve se- riji preizkušancev P2 in P3 sta prikazani na slikah 5(b) in 5(c) z robnimi razdaljami središča luknje v preizkušani plošči iz armirane plastike e = 3,5d = 84 mm (P2) in e = 7,0d = 168 mm (P3). Spoje smo nato natezno obremenjevali do porušitve in pri tem spremljali povprečni relativni pomik vijaka glede na nepomično prilepljeno jekleno vilico, preko katere smo posamezen preizkušanec fiksirali v čeljusti trgalnega stro- ja. Spremljali in beležili smo tudi silo, potrebno za izvedbo nateznega testa spoja do porušitve. Obremenjevanje preiz- kušanca smo izvajali s hitrostjo 0,025 mm/s. Prav tako smo spremljali in registrirali nastanek prvih večjih poškodb in po- rušnega mehanizma preizkušancev. Na sliki 6 levo je shema- tično predstavljeno vpetje preizkušanca v napravo in pritrdi- tev zunanjih induktivnih merilnih naprav (LVDT) za merjenje pomika: 1 – jeklene vilice z distančnikom, 2 – preizkušanec iz armirane plastike, 3 – vijak spoja s kratkim navojem, ma- tico in podložko, 4 – induktivni merilec pomikov (LVDT1), 5 – induktivni merilec pomikov (LVDT2), 6 – čeljust hidravlične preizkuševalne naprave Instron. Na sliki 6 desno je prikazana postavitev testa v laboratoriju pred začetkom izvedbe nate- znega preizkusa spoja. 4 REZULTATI NATEZNEGA PREIZKUSA SPOJA V preglednici 3 so prikazane sile ob nastanku prve poškodbe materiala Fvijaka1, sile ob porušitvi Fvijaka,P, pripadajoča pomika u1 in uP ter oblike prvih poškodb in končnih porušitev spoja, ki smo jih zaznali. Iz rezultatov je razvidno, da spoji P1 z najkrajšo robno razdaljo (e = 1,5d) od središča vijaka do roba plošče iz armirane plastike nimajo velike nosilnosti v primerjavi z ostali- ma variantama robne razdalje odprtine e. Povprečna nosilnost takih spojev (Fvijaka,1 = 19,5 kN) znaša ob nastanku prve poškodbe tretjino nosilnosti spojev z daljšo razdaljo e in izkazuje izrazito ter pričakovano krhko dokončno porušitev. Spoj se praktično takoj po nastanku prve poškodbe hipno poruši. V vseh prime- rih se pojavi strižna porušitev pred vijakom (PO3), prikazana na sliki v preglednici 3. Pri spojih z oznako P2 in z robno oddalje- nostjo 3,5d se prva poškodba v obliki ovalizacije luknje in prvi padec sile zgodi pri večjih vlečnih silah, v povprečju pri 61,3 kN. V dveh primerih spojev P2 pride do končne cepilne porušitve lamele iz armirane plastike pred vijakom v vzdolžni smeri (PO4 v preglednici 1), v enem primeru pa do strižne porušitve (PO3) pred vijakom v vzdolžni smeri. Pri spojih z razdaljo 7,0d je po- dobno kot pri spojih P2 s srednjo razdaljo e najprej presežen bočni pritisk, s čimer se formira večja ovalizacija luknje in po- rušna oblika PO2 pred vijakom v vzdolžni smeri pri povprečni vlečni sili 65 kN. Z nadaljevanjem obremenjevanja spoja P3 do popolne odpovedi spoja pa smo na koncu dobili strižno po- rušno obliko PO3. Na sliki 7 je prikazana primerjava odziva spojev tudi pri večjih povprečnih pomikih, potem ko na kompozitni lameli že nasta- nejo prve poškodbe. Razlike med pomiki, izmerjenimi s sen- zorji LVDT1 in LVDT2, so bile relativno majhne in so povzročile zanemarljive rotacije spojnih vijakov, ki so znašale manj kot 0,01 rad. Z rdečimi odtenki barv (črtopična črta) so prikazani rezultati za preizkušance z najkrajšo robno razdaljo središča luknje e v plošči iz armirane plastike. Po nastanku prve poškod- be lahko opazimo, da obremenitev pri spojih z majhno rob- no oddaljenostjo e močno upade in z večanjem pomikov ne narašča. Pri spojih z daljšo robno oddaljenostjo središča luk- nje e prav tako opazimo znaten padec sile po nastanku prve poškodbe, ki pa se z nadaljnjim obremenjevanjem večkrat ponovno zviša in v nekaterih primerih celo preseže vrednost, potrebno za nastanek prve poškodbe oz. ovalizacije luknje kompozitne lamele iz armirane plastike. Takšno obnašanje je posledica trganja ojačitvenih steklenih vlaken kompozitne plošče iz armirane plastike pred vijakom in v primeru večjih robnih oddaljenosti luknje je treba vsiliti večje pomike za pre- trg vseh vlaken. Z uporabo takšnega spoja v praksi lahko ra- čunamo na dodatno nosilnost in varnost tudi po tem, ko so na plošči iz armirane plastike že vidne prve poškodbe. Takšen spoj izkazuje v končni fazi tudi določeno stopnjo duktilnosti. Glede na spoj P2 s srednjo robno oddaljenostjo luknje (zele- na črtkana črta) opazimo, da obremenitev spoja po nastan- ku prve poškodbe pri povprečnem pomiku u1 = 1,5 mm pade. Temu sledi ponoven dvig sile, ki je potreben za pretrg ojačitve- nih vlaken v smeri pravokotno na potek glavnih ojačitvenih vla- ken. Ko so pretrgana vsa vlakna v smeri pravokotno na potek glavnih ojačitvenih vlaken, pride do hipnega padca sile, ki se ustali pri 20 kN, kar je približno 30 % prvotne nosilnosti. Po- leg tega je porušni mehanizem PO4, ki poteka vzdolž sredine plošče iz armirane plastike (preglednica 1), po celotni dolžini Slika 6. Skica vpetja preizkušanca in namestitve induktivnih merilcev pomikov LVDT1 in LVDT2 (levo) in slika postavitve testa v laboratoriju (desno). asist. dr. David Antolinc, Robi Ponjavić NOSILNOST NATEZNO OBREMENJENIH VIJAČNIH PREKLOPNIH SPOJEV S STEKLENIMI VLAKNI UTRJENIH PLOŠČATIH POLIMERNIH KOMPOZITNIH ELEMENTOV Gradbeni vestnik letnik 71 februar 2022 56 Oznaka preizkušanca e [mm] Fvijaka,1 [kN] u1 [mm] Fvijaka p [kN] uP [mm] Porušni mehanizem P1-1.5d-1 36 20,16 0,56 18,12 0,95 strižna porušitev P1-1.5d-2 36 17,52 0,65 18,52 1,17 strižna porušitev P1-1.5d-3 36 16,68 0,57 14,12 1,01 strižna porušitev P1-1.5d-4 36 23,44 0,81 Preizkus smo zaključili ob 1. večjem padcu sile P2_3.5d-1 86 61,60 1,09 57,16 2,84 cepilna porušitev P2_3.5d-2 86 66,40 1,38 31,76 2,59 cepilna porušitev P2_3.5d-3 86 60,80 1,15 55,08 4,75 strižna porušitev P2_3.5d-4 86 56,48 1,25 Preizkus smo zaključili ob 1. večjem padcu sile P3_7.0d-1 168 63,68 1,38 87,92 6,52 strižna porušitev P3_7.0d-2 168 61,16 1,45 76,12 12,55 strižna porušitev P3_7.0d-3 168 54,84 1,24 82,88 13,47 strižna porušitev P3_7.0d-4 168 80,16 1,65 Preizkus smo zaključili ob 1. večjem padcu sile Preglednica 3. Obremenitev spojev P1, P2 in P3 pri nastanku prvih poškodb in porušitve s pripadajočimi pomiki in končnimi porušnimi oblikami. Slika 7. Diagram obremenitve spoja v odvisnosti od povprečnega pomika vijaka v lameli iz armirane plastike za serijo pre- izkušancev P1, P2 in P3 do porušitve materiala. asist. dr. David Antolinc, Robi Ponjavić NOSILNOST NATEZNO OBREMENJENIH VIJAČNIH PREKLOPNIH SPOJEV S STEKLENIMI VLAKNI UTRJENIH PLOŠČATIH POLIMERNIH KOMPOZITNIH ELEMENTOV Gradbeni vestnik letnik 71 februar 2022 57 od luknje do roba plošče iz armirane plastike zelo neugoden. Takšen porušni mehanizem namreč predstavlja tveganje za hipno dokončno porušitev zaradi presežene natezne trdnosti vseh vlaken v smeri pravokotno na potek glavnih ojačitvenih vlaken ft,90. Iz obravnavanih in prikazanih rezultatov lahko skle- pamo, da je pri spojih za konstrukcijske namene, kjer si želimo ohranitev nosilnosti po nastanku prvih večjih poškodb in duk- tilno obnašanje, nujno treba uporabiti spoje z daljšimi robnimi oddaljenostmi središča lukenj (e = 7d) od zunanjega roba kom- pozitne plošče e. Spojni jekleni vijaki so po končanih nateznih preizkusih spojev v vseh primerih ostali nedeformirani. Za primerjavo z eksperimentalnimi rezultati prikazujemo v preglednici 4 še izračunane vrednosti nosilnosti spojev (P1, P2, P3) po smernici nastajajočega področnega standarda Evrokod [Ascione, 2016] za porušne oblike PO1, PO2 in PO3 ter dodatno še za porušno obliko PO4 po priročniku Fiberline design ma- nual [Thorning, 2003], ki je v predlogu nastajajočega standarda Evrokod opuščena. Izračunane vrednosti nosilnosti spojev so določene kot vrednosti obremenitve, pri kateri pride do prvega večjega padca sile, kar je ekvivalentno eksperimentalno dob- ljenim silam Fvijaka,1 v preglednici 3. Hkrati v preglednici 4 prika- zujemo še eksperimentalne povprečne vrednosti obremenitve spojev Fvijaka,1, kjer je prišlo do prvega večjega padca sile. Za iz- račun nosilnosti spojev pri posameznih porušnih oblikah smo uporabili enačbe, navedene v preglednici 1. Izkaže se, da vsi iz- razi za večino primerov dajejo zelo konservativne rezultate. Za porušno obliko PO1 dobimo vrednost nosilnosti neto prereza 34 kN, kar je bistveno manj od dejanske natezne nosilnosti neto prereza lamele iz armirane plastike. Razlog za večje odstopanje se skriva v privzeti vrednosti faktorja koncentracije napetosti ktc = 3,75, ki bi ga bilo treba posebej določiti za bolj realističen opis nosilnosti spoja po neto prerezu. Z izrazi za izračun nosil- nosti spoja v primeru porušne oblike PO2 (ovalizacije luknje) dobimo vrednost za nosilnost 20,6 kN, s čimer se zelo pribli- žamo povprečni eksperimentalni vrednosti Fvijaka,1 = 19,5 kN za primer preizkušancev P1 z najmanjšo robno razdaljo središča luknje e. V tem primeru je treba izpostaviti, da se je pri ekspe- rimentalni analizi preizkušancev P1 za kritično porušno obliko izkazala oblika PO3 s strižno porušitvijo lamele iz armirane pla- stike pred vijakom, ki nastopi sočasno s preseženim bočnim pri- tiskom PO2. Do te ugotovitve lahko pridemo tudi glede na pre- glednico 4, ki kaže, da smo najmanjšo računsko nosilnost spoja P1 dosegli z izrazi za porušno obliko PO3. Primerjava eksperi- mentalnih in računskih rezultatov za spoj P1 nam pokaže, da so računsko dobljene vrednosti nosilnosti zopet zelo konser- vativne in znašajo približno tretjino eksperimentalno določe- ne nosilnosti Fvijaka,1. Pri preostalih dveh variantah spojev P2 in P3 je očitno, da smo najmanjšo računsko nosilnost dosegli pri porušni obliki PO2, ko je presežena nosilnost na bočni pritisk vijaka. Takšna porušna oblika je bila ob prvem večjem padcu sile za obe varianti spojev zaznana tudi pri eksperimentalni analizi. Faza, ko spoja P2 in P3 popolnoma odpovesta, sledi kasneje pri nadaljevanju obremenjevanja, s čimer se luknja še bolj ovalizira, porušna oblika pa preide v končno strižno po- rušitev PO3. Računsko določena nosilnost v preglednici 4 za spoja P2 in P3 znaša približno eno tretjino eksperimentalno dobljene nosilnosti Fvijaka,1, kar zopet kaže na to, da izrazi, poda- ni v obravnavanih smernicah, dajejo zelo konservativne rezul- tate. Iz kontrole porušne oblike PO4, kjer pride do preseženih nateznih napetosti na sredini obremenjenega roba lamele iz armirane plastike pred vijakom v smeri pravokotno na potek glavnih ojačitvenih vlaken in obremenjevanja, lahko sklepamo, da takšna porušna oblika ni dominantna. Kljub temu se nam je pri eksperimentalni analizi oblika PO4 pojavila pri preizku- šancih P2 s srednjo robno razdaljo središča luknje e. Rezultati eksperimentalne analize so nam pokazali, da je bila najbolj za- nesljiva in primerna varianta spoja P3 za uporabo v praksi, saj lahko s krajšo robno razdaljo središča luknje e pričakujemo tudi neugodno porušno cepilno obliko PO4, ki lahko povzroči hipno izgubo večjega dela nosilnosti in odpoved spoja. V izognitev zasnovi vijačnih spojev, kjer bi se izpostavili takšnemu tveganju, so v smernici predloga Evrokoda za projektiranje konstrukcij iz armirane plastike navedene tudi geometrijske omejitve za razporeditev lukenj na lameli iz armirane plastike v sorazmer- ju s premerom spojnega vijaka. Za robno razdaljo do središča luknje e je predpisano, da mora znašati vsaj štirikratnik preme- ra spojnega vijaka. V našem primeru bi po tem pravilu morala znašati robna razdalja e vsaj 96 mm, s čimer bi pri projektiranju izločili varianti s krajšima robnima razdaljama e in bi se s tem izognili neugodnim porušnim oblikam spoja. 5 ZAKLJUČEK Z eksperimentalno analizo preklopnega vijačnega spoja iz ploščatih s steklenimi vlakni utrjenih polimernih elementov, spojenih z enim vijakom, smo preverili vpliv bočnega pritiska vijaka na ploščo iz armirane plastike za tri različne robne raz- dalje e luknje vijaka do zunanjega roba plošče. Robna odda- ljenost središča vijaka e (1,5d, 3,5d in 7d) je bila določena glede na smernico nastajajočega standarda Evrokod za projektiranje Porušna oblika Izračunana nosilnost spoja, Vsb [kN] Povprečna eksperimentalno določena nosilnost spoja, Fvijaka,1 [kN] P1 (1,5d) P2 (3,5) P3 (7d) P1 P2 P3 PO1 34 34 34 / / / PO2 20,6 20,6 20,6 / 61,3 65 PO3 7,2 21,6 46,8 19,5 / / PO4 11,6 34,9 75,4 / / / Preglednica 4. Izračunane nosilnosti Vsb spojev P1, P2 in P3 za porušne oblike PO1, PO2, PO3 po smernici nastajajočega standarda Evrokod [Ascione, 2016] in za PO4 po priročniku Fiberline design manual [Thorning, 2003] ter povprečne eksperi- mentalno določene nosilnosti Fvijaka,1. asist. dr. David Antolinc, Robi Ponjavić NOSILNOST NATEZNO OBREMENJENIH VIJAČNIH PREKLOPNIH SPOJEV S STEKLENIMI VLAKNI UTRJENIH PLOŠČATIH POLIMERNIH KOMPOZITNIH ELEMENTOV Gradbeni vestnik letnik 71 februar 2022 58 konstrukcijskih elementov iz armirane plastike »Prospect for new guidance in the design of FRP« [Ascione, 2016] in priroč- nika Fiberline design manual [Thorning, 2003]. Rezultati pre- iskav so pokazali, da je za duktilno obnašanje vijačnih spojev elementov iz armirane plastike z enim vijakom treba zagoto- viti zadostno robno oddaljenost e središča luknje priključne- ga elementa iz armirane plastike. V našem primeru sta bila duktilno obnašanje in ugodna porušna oblika spoja doseže- na le pri spojih z največjo robno razdaljo e = 7d. Spoji z naj- krajšo robno razdaljo e = 1,5d so se izkazali kot neprimerni za uporabo v konstrukcijske namene zaradi krhkega obnašanja brez rezerve nosilnosti po nastanku ovalizacije luknje. Preiz- kušanci s srednjo oddaljenostjo lukenj e = 3,5d so sicer izkazali višje nosilnosti pri nastanku prve poškodbe, vendar jih zaradi porušne oblike odsvetujemo za uporabo v konstrukcijske na- mene. Treba je tudi poudariti, da je za zagotavljanje zadostne nosilnosti po pravilih priročnika Fiberline design manual [Tho- rning, 2003] obravnavanih preklopnih spojev z enim vijakom zadoščala že srednja robna razdalja e = 3,5d. Po novejši smer- nici za pripravo standarda Evrokod za projektiranje konstrukcij iz armirane plastike »Prospect for new guidance in the design of FRP« srednja robna razdalja e = 3,5d ne zadošča več, saj je v smernici poleg računskih kontrol za porušne oblike predpisa- na še minimalna robna razdalja e, ki mora znašati vsaj štirikra- tnik premera spojnega vijaka. S to omejitvijo se po smernici za pripravo področnega standarda Evrokod izognemo porušnim oblikam PO4 in PO5 in jih posledično ni treba kontrolirati. Do- datno se je izkazalo, da izrazi za kontrolo nosilnosti v obravna- vani smernici podajajo zelo konservativne rezultate za izračun nosilnosti in da bi se lahko optimizirali. 6 ZAHVALA Prikazani rezultati testov so bili narejeni v okviru diplomske na- loge Robija Ponjavića [Ponjavić, 2016], ki je tudi preko svojega podjetja Diviar, d. o. o., financiral stroške materiala. Zahvala gre še podjetjem Fiberline Composites AG, ki je poravnalo stroške transporta materiala, Sika, d. o. o., za donacijo lepila, Waltech international, d. o. o., za razrez FRP-profilov z vodnim curkom, Kvader MT, d. o. o., za dobavo in laserski razrez pločevine, Leksmat int, d. o. o., za pripravo pločevine za jedkanje in Gal- ma, d. o. o., za samo jedkanje pločevine. Avtorja se zahvaljujeva tudi Agenciji za raziskovalno dejavnost Republike Slovenije, ki financira naše raziskave v raziskovalnem programu P2-0185. 7 LITERATURA ACMA, Guidelines and Recommended Practices for Fiber- -Reinforced-Polymer (FRP) Architectural Products, American Composites Manufacturers Association, 2016. ASCE, Design of Fiberglass Reinforced Plastic (FRP) Stacks (ASCE/SEI 52-10), American Society of Civil Engineers, 2010. Ascione, L., Caron, J.,-F., Godonou, P., IJselmuijden, K. van, Knippers, J., Mottram, T., Oppe, M., Gantriis Sorensen, M., Taby, J., Tromp, L., Prospect for new guidance in the design of FRP, EUR 27666 EN, Evropska komisija, DOI: 10.2788/22306, 2016. BÜV, Tragende Kunststoffbauteile, Entwurf-Bemessung-Kon- struktion, Springer Vieweg, Wiesbaden, DOI: 10.1007/978-3- 8348-2284-0, 2014. CD 368, Design of fibre reinforced polymer bridges and highway structures, Highway Structures & Bridges Design, 2020. Clark, J. L., Structural design of Polymer Composites, EURO- COMP Design Code and Handbook, Sir William Halcrow and Partners Ltd., 1996. CNR, CNR-DT 205/2007-Guide for the Design and Constructi- on of Structures made of FRP Pultruded Elements, National research council of Italy, 2008. CROW-CUR, Recommendation 96:2019 - Fibre-reinforced polymers in buildings and civil engineering structures, Dutch Recommendation, 2019. DIBt, Medienliste 40 für Behälter, Auffangvorrichtungen und Rohre aus Kunststoff, Deutches Institute für Bautechnik, 2019. DIN, DIN EN 13121-3 - GRP tanks and vessels for use above gro- und – Part 3: Design and workmanship, German Institute for Standardization, 2016. DNV, Composite Components DNV-OS-C501-offshore stan- dard, Det Norske Veritas AS, 2016. EN, EN 13706-3 - Reinforced plastic composites – Specificati- ons for pultruded profiles – Part 3: Specific requirements, Euro- pean Committee for Standardisation, 2002. Fiberline, spletna stran podjetja Fiberline https://fiberline.com/ european-standard-en-13706, Fiberline Composites A/S, da- tum vpogleda 27.12.2021, 2021. GZS, spletna stran Gospodarske Zbornice Slovenije https:// kompozitivgradbenistvu.gzs.si/dogodek, Gospodarska Zborni- ca Slovenije, datum vpogleda 17. 11. 2021, 2021. Jarc Simonič, M., Gostič, S., Trans-Ind – industrializacija upo- rabe elementov iz s karbonskimi vlakni armiranih polimerov pri gradnji infrastrukturnih objektov, Zbornik 32. zborovanja gradbenih konstruktorjev Slovenije, Bled, 7.–8. oktober 2010, Lopatič, J., Markelj, V., Saje, F., Slovensko društvo gradbenih konstruktorjev, Ljubljana, 225–232, 2010. Keller, T., Theodorou, N. A., Vassilopoulos, A., P., Castro, J., Effect of natural weathering on durability of pultruded glass fiber- -reinforced bridge and building structures, Journal of Com- posites for Construction, 20(1), 1–9, DOI: 10.1061/(ASCE)CC.1943- 5614.0000589, 2016. Koren, D., Kropej, J. J., Sistem modularne gradnje z nosilnimi elementi iz kompozitov s steklenimi vlakni, Gradbeni vestnik 66(11), str. 279–291, 2017. Pedelta, spletna stran podjetja Pedelta S. L. https://www.pe- delta.com/lleida-gfrp-pedestrian-bridge-p-52-en, Pedelta S. L., datum vpogleda 18. 11. 2021, 2021. Ponjavić, R., Eksperimentalna analiza vijačenih spojev iz armi- rane plastike, diplomska naloga, Univerza v Ljubljani, Fakulteta za gradbeništvo in geodezijo, 2016. Trans-IND, spletna stran ZRMK https://gi-zrmk.si/novice/9/vabi- lo_na_delavnico, Zavod za raziskavo materiala in konstrukcij, datum vpogleda 7.10.2021, 2021. Siwowski, T., Rajchel, M., Structural performance of a hybrid FRP composite-lightweight concrete bridge girder, Composi- tes Part B, DOI: 10.1016/j.compositesb.2019.107055, 2019. Smiths, J., Fiber-Reinforced Polymer Bridge Design in the Netherlands: Architectural Challenges toward Innovative, Sustainable and Durable Bridges, Engineering, DOI: 10.1016/J. ENG.2016.04.004, 2016. STRUCTURAE, spletna stran portala Structurae https://structu- rae.net/en/structures/lleida-footbridge, Structurae, Internatio- nal Database and Gallery of Structures, datum vpogleda 18. 11. 2021, 2021. Thorning, H., The Fiberline Design Manual, Fiberline Composi- tes A/S, 2003. Žarnić, R., Osnovne lastnosti polimernih kompozitov, Gradbeni vestnik 51(6), 155–166, 2002. asist. dr. David Antolinc, Robi Ponjavić NOSILNOST NATEZNO OBREMENJENIH VIJAČNIH PREKLOPNIH SPOJEV S STEKLENIMI VLAKNI UTRJENIH PLOŠČATIH POLIMERNIH KOMPOZITNIH ELEMENTOV