«

»

Validarea, prin incercari experimentale la scara mare, a solutiilor structurale si modelelor de calcul pentru structuri metalice

Share

dubina - validare solutiilor structurale fig 6Prevederile de proiectare existente in diferite acte normative ofera solutii pentru cazurile cele mai uzuale intalnite in practica. Exista, insa, numeroase situatii care implica fie solutii structurale inovative, fie detalii constructive noi, care nu sunt acoperite de normele existente. In aceste cazuri, rationamentul ingineresc si principiile fundamentale care stau la baza solutiei adoptate trebuie secondate de validarea acesteia prin incercari experimentale.

Prezentam in cele ce urmeaza trei studii de caz de incercari experimentale la scara mare efectuate in scopul validarii performantei seismice a unor solutii structurale inovative sau mai deosebite.

 

Cadre duale contravantuite excentric cu linkuri demontabile

In majoritatea structurilor proiectate conform normelor moderne de proiectare, se vor observa deformatii inelastice, chiar si in cazul unor cutremure moderate, cu deplasari permanente (reziduale) dupa cutremur. In astfel de cazuri reparatia este dificila. Exista solutii care asigura structurii capacitatea de auto-centrare (toroane post-tensionate, dispozitive cu aliaje cu memorie), dar care sunt complicate din punct de vedere tehnic. O solutie alternativa ar fi aceea care ofera capacitatea de revenire (diferita de cea de auto-centrare), prin intermediul elementelor disipative demontabile si a configuratiilor duale.

Aplicarea conceptului elemente­lor disipative demontabile cadrelor contravantuite excentric, unde linkurile actioneaza ca zone disipative, este prezentat in figura 1 ([1]). Imbinarea linkului cu grinda este realizata cu ajutorul unei placi de capat si suruburi de inalta rezistenta pretensionate. Principalul avantaj, fata de alte dispozitive disipative, este ca linkurile demontabile pot fi proiectate folosind metode uzuale inginerilor constructori si pot fi fabricate si montate folosind proceduri standard.

Cercetarile numerice si experimentale anterioare asupra linkurilor detasabile si a cadrelor contravantuite excentric cu linkuri demontabile au aratat ca aceasta este o solutie fezabila pentru constructii rezistente la cutremur. Exista, totusi, doua cri­tici la solutia linkului demontabil. Prima se refera la deformatiile permanente (reziduale) ale structurii dupa un cutremur daunator, deformatii care pot duce la dificultati in inlocuirea linkurilor detasabile. A doua are legatura cu interactiunea dintre linkul detasabil si placa de beton, care nu a fost abordata in studiile anterioare. Pe de o parte, placa de beton poate afecta capacitatea de forfecare a linkului, precum si comportarea imbinarii link-grinda. Pe de alta parte, deformatiile mari din link pot deteriora placa de beton, care incalca principiul ca deforma­tiile plastice sunt limitate doar la linkurile detasabile.

Prima problema poate fi rezolvata prin realizarea structurii ca fiind duala, prin combinarea cadrelor contravantuite excentric cu cadre necontravantuite. Raspunsul elastic al subsistemului flexibil (cadrul necontravantuit) poate oferi capacitatea de re-centrare a structurii, dupa eliminarea linkurilor deteriorate in timpul unui cutremur. Pentru ca acest principiu sa fie eficient, subsistemul flexibil ar trebui sa ramana in domeniul elastic. O posibila modalitate de a favoriza acest lucru este realizarea unor elemente din otel de inalta rezistenta.

A doua problema poate fi abordata in doua moduri. O solutie posibila este aceea de a deconecta linkul demontabil de placa de beton armat, prin extinderea planseului numai pana la o grinda secundara suplimentara, plasata in paralel cu grinda ce contine linkul (fig. 2). O alta solutie posibila este folosirea unei placi conventionale din beton armat, conectata sau nu cu conectori de linkul detasabil si accep­tarea deteriorarii placii. In aceasta situatie, dupa un cutremur ar fi necesara repararea locala a placii, in plus fata de inlocuirea linkului demontabil. Este de asteptat ca numai betonul sa fie deteriorat in regiunea linkului, in timp ce armatura de otel si tabla cutata utilizata ca si cofraj ar pastra integritatea datorita flexibilitatii mari. Procedura de reparare ar consta in eliminarea betonului zdrobit si turnarea de beton nou peste zona afectata.

Validarea solutiei propuse se va realiza printr-un test pseudo-dina­mic pe un model la scara reala al unei structuri duale contravantuite excentric, care va avea loc la ELSA (European Laboratory of Structural Assessment), in Italia, la Ispra (fig. 2). Cercetarea va demonstra fezabilitatea conceptului propus (capacitatea de revenire a structurilor duale cu elemente disipative demontabile), netezind calea spre implementarea in practica de proiectare. In plus, va fi validata performanta seismica generala a cadrelor duale contravantuite excentric.

Incercarea experimentala la scara naturala va oferi informatii va­loroase cu privire la interactiunea dintre cadrul metalic si placa de beton armat in regiunea linkului, pentru care, practic, nu exista incercari experimentale. Cercetarea stiintifica se va derula in cadrul proiectului de cercetare european FP7 SERIES “Seismic Engineering Research Infrastructures for European Synergies” prin sub-programul DUAREM (“Full-scale experimental validation of dual eccentrically braced frames with removable links”).

Pentru studiu s-a ales o structura cu 3 deschideri de 6 m si 5 travei de 6 m. Structura are 3 etaje de cate 3,5 m inaltime. Pe fiecare directie, sistemul structural este alcatuit din cate doua cadre contravantuite, amplasate pe perimetru. In plus, mai sunt dispuse 4 cadre necontravan­tuite pe directie transversala si 10 pe directie longitudinala, pentru a asi­gura forta de revenire dupa cutremur. Toate celelalte grinzi sunt articulate. Stalpii sunt incastrati la baza. Proiectarea s-a facut in conformitate cu EN 1993, EN 1998 si P100-1/2006. Incarcarea permanenta este de 4,9 kN/m2 iar cea utila de 3,0 kN/m2. Cladirea este analizata pentru conditii de teren rigid, caracterizat de o perioada de colt TC = 0,6 s si o acceleratie seismica de 0,19 g. In calcul s-a considerat un factor q = 6 (clasa de ductilitate H) si un drift de nivel limita de 0,0075 din inaltimea de etaj. Stalpii sunt realizati din sec­tiuni dublu T sudate (table de 12 mm x 240 mm si 8 x 206 mm), reconstituind profilul unui HEA240. Grinzile din cadrele necontravantuite sunt IPE240, contravantuirile sunt din HEB200 si grinzile din cadrele contravantuite sunt realizate din profile HEA240, iar barele disipative (link­urile) din sectiuni sudate H 230x170x12x7 mm (pentru primele doua nivele) si H 230x120x12x4 mm (pentru nivelul superior). Stalpii sunt fabricati din otel S500MC, linkurile din DOMEX 240 YP B, iar celelalte elemente din S355.

S-au realizat simulari numerice pentru a investiga posibilitatea si fezabilitatea inlocuirii linkurilor prinse cu suruburi dintr-o structura realistica, linkuri care au experimentat deformatii plastice semnificative in urma unui cutremur. Aceste simulari au aratat ca exista o redistribuire neglijabila a fortelor intre etaje [2]. Asadar, procedura de inlocuire a linkurilor se poate realiza  indepen­dent pe fiecare etaj, incepand de la cel mai putin incarcat spre cel mai incarcat (adica de la etajul superior spre cel inferior.

Cea mai simpla solutie, din punct de vedere tehnic, de a elibera fortele acumulate in linkuri este aceea prin care inima si talpile linkului sunt taiate cu flacara. Acest lucru s-a determinat in urma unor incercari expe­rimentale pe un cadru contravantuit excentric cu un singur nivel si o singura deschidere cu linkuri detasabile, incercari efectuate la Univer­sitatea “Politehnica” din Timisoara. A existat, totusi, o preocupare ca aceasta solutie ar putea fi periculoasa pentru personalul tehnic, prin posibilitatea unei eliberari bruste a fortei taietoare acumulata in link. In consecinta, s-a imbunatatit solutia prin folosirea unei contra­vantuiri dotate cu disipator, montate intr-unul din cadrele necontravantuite, inaintea eliminarii linkului.

Programul de incercari experimentale care se va efectua la ELSA consta din incercari de vibratii libere pentru verificarea eficientei sistemului de siguranta, incercari de identificare modala si o serie de incercari pseudo-dinamice:

• Cutremur operational – pentru aprecierea raspunsului elastic al structurii si calibrarea modelului numeric al acesteia.

• Cutremur corespunzator starii limita de serviciu (SLS) – se esti­meaza degradari moderate, dar deplasari laterale mici. Linkurile vor fi inlocuite fara a folosi contravantuirile de siguranta.

• Cutremur corespunzator starii limita ultime (SLU) – se estimeaza deplasari laterale de nivel tranzitorii mari, dar deplasari reziduale mici.

• Pushover – deplasari reziduale mari, linkurile vor fi inlocuite folosind sistemul de siguranta format din contravantuiri si disipatori.

• Cutremur operational – pentru a verifica in ce masura structura si-a redobandit caracteristicile initiale, dupa avarierea si inlocuirea linkurilor.

• Cutremurul asociat starii limita de prevenire a colapsului (NC) – se estimeaza o avariere severa si glo­bala a structurii; capacitatea de re-centrare a structurii este pierduta din cauza degradarii in alte elemente structurale decat linkuri.

Structura multietajata cu stalpi desi si grinzi cu sectiune redusa

Cladirea vizata are forma, in plan, de tip poligon neregulat, cu dimensiunile maxime de 31,3 m x 43,29 m, un numar de 17 etaje si o inaltime maxima de 93,5 m (fig. 3).

Beneficiarul lucrarii este DMA Architecture & Interior Design.

Analiza globala si proiectarea structurii s-a facut de SC Popp & Asociatii, pe baza planurilor de arhitectura propuse de Westfourth Architecture, proiectantul general al cladirii. Sistemul structural este alcatuit din cadre metalice necontravantuite, care formeaza un nucleu din cadre dese la interior si un tub exterior tot din cadre dese. Pentru grinzile care fac parte din sistemele de preluare a incarcarilor laterale au fost prevazute sectiuni din table sudate si profile laminate. Stalpii folosesc un sistem cruciform realizat din profile laminate.

Conform conceptului de proiec­tare seismica, acest tip de sistem structural este unul disipativ, la care formarea articulatiilor plastice se face la capetele grinzilor. Pentru a proteja imbinarile sudate grinda-stalp, proiectantul a propus folosirea unei imbinari de tip “grinda cu sectiune redusa”, care sa dirijeze articulatiile plastice la o anumita distanta de capatul grinzii. De asemenea, pentru reducerea efectului fortei ta­ietoare asupra momentului plastic capabil al grinzilor, ceea ce permite un control mai bun al comportarii acestora, s-au folosit grinzi compuse din table sudate, la care dimensiunile inimilor si talpilor pot fi foarte bine controlate. Datorita deschide­rilor reduse si a limitarilor de spatiu, imbinarile in santier au fost prevazute la mijlocul deschiderii, in zona de moment minim. Aceasta solutie, care utilizeaza o prindere de continuitate cu placi de capat si suruburi de inalta rezistenta pretensionate, a permis atat reducerea la jumatate a numarului de imbinari cat si evitarea imbinarilor sudate pe santier.

Din cauza ca stalpii structurii care participa la preluarea incarcarilor la­terale sunt foarte desi, la interax de 3 m, pentru realizarea cadrelor rezulta grinzi scurte. Practic, lungimea grinzilor ajunge sa fie de aproximativ 2,2 m sau chiar mai mica, pana la 1,45 m. in cazul de fata, raportul minim intre lungimea efectiva a grinzii si inaltimea acesteia este de aproximativ 3,2.

Aplicarea acestui sistem structural, pentru care nu exista prevederi suficiente privind modul de realizare a imbinarilor, este o premiera in Romania. In plus, lungimea redusa a grinzilor conduce la forte taietoare mari, care pot modifica considerabil raspunsul zonei cu sectiune redusa, folosita, in mod traditional, la grinzile lungi, solicitate predominant la incovoiere.

Avand in vedere lungimea grin­zilor si prezenta imbinarilor de tip grinda cu sectiune redusa, s-a decis efectuarea de incercari experimentale pe cele mai scurte tipuri de grinzi si anume grinzile de tip A cu lungime de 1.450 mm (raport L/h = 3,2) si pe cele de tip A cu lungime de 2.210 mm (raport L/h = 4,9). Deoarece pentru celelalte tipuri de grinzi (tip B, C si D) raportul L/[Mp/Vp] este mai mare decat cel al grinzilor incercate si le incadreaza in categoria grinzilor curente, nu s-a considerat necesara efectuarea de incercari experimentale pentru validarea comportarii in domeniul ciclic. Pentru aceste tipuri de grinzi, se vor face, insa, simulari numerice folosind un model numeric calibrat pe baza incercarilor experimentale.

Programul experimental a cuprins incercari in domeniul ciclic pentru doua dintre cele trei tipuri de grinzi de tip A. Incercarile au urmarit, in principal, urmatoarele aspecte: (1) evaluarea rezistentei, rigiditatii si ductilitatii ansamblului grinda – stalp; (2) evaluarea influentei fortei taie­toare asupra capacitatii de rotire a grinzilor; (3) evaluarea modului de comportare a panourilor de nod; (4) evaluarea influentei prinderii de con­tinuitate asupra raspunsului global. Pentru incercarile pe subansamble, procedura de incarcare a fost cea recomandata de Conventia Europeana pentru Constructii Metalice [4]. Rezumatul incercarilor experimentale este prezentat in Tabelul 1.

Rezultatele incercarilor experimentale efectuate pe subansamble realizate din grinzi scurte cu imbinari cu sectiune redusa au aratat o ductilitate ridicata, cu capacitati de rotire de peste 60 mrad si o comportare stabila sub incarcari ciclice. Rezultatele experimentale au aratat, totodata, ca imbinarea de continuitate a grinzii realizate cu placa de capat si suruburi sufera alunecari sub soli­citari ciclice, alunecari care pot sa reduca rigiditatea si capacitatea de rotire si pot sa conduca la ruperea fragila in imbinare.

 

Contravantuiri cu imbinari cu bolt

Structura face parte din proiectul “Smart Park” si va fi situata in cartierul Straulesti, in partea de NV a Bucurestiului. Beneficiarul acestui proiect este Straulesti Property Development.

Proiectul structurii este realizat de Popp & Asociatii, in baza unui contract cu International Team Design.

Dimensiunile in plan ale nivelului curent sunt de 52,0 m x 25,6 m. Cladirea are doua subsoluri, un parter si 28 de niveluri de 3,95 m si 4,15 m suprateran. Rezulta o inaltime de 117,6 m deasupra nivelului terenului. In directie transversala, cladirea este inclinata intr-o directie pe primele doua treimi din inaltime si in cealalta pe ultima treime. Indoirea se face la nivelul 17 iar unghiul inclinarii este diferit pentru fiecare dintre cele doua parti: deplasarea laterala de nivel este de 40 cm pentru fiecare nivel de 3,95 m in prima parte si 70 cm pentru fiecare nivel de 3,95 m in a doua parte.

Sistemul de preluare a incarcarilor laterale este format din doua nuclee din beton armat, situate simetric la fiecare capat al cladirii (fig. 5a). In prima parte a cladirii, pana la nivelul de indoire, doi pereti din beton conectati de nuclee ii consolideaza crescandu-le capacitatea si rigiditatea. Acesti pereti sunt de forma trapezoidala, cu baza mare la nivelul terenului si cu baza mica la nivelul de indoire, iar planul lor este in directie transversala. Ei joaca un rol major in rigiditatea transversala a cladirii. In directie longitudinala fatada este contravantuita simetric cu un sistem de diagonale in X, care conecteaza nodurile grinda-stalp din doua in doua niveluri. Aceasta alcatuire permite un profil mai lung al diagonalelor, in masura sa respecte limitarile de zveltete din P100-1/2006 [3] si, de asemenea, conduce la reducerea numarului de imbinari necesare. Diagonalele sunt consi­derate doar intinse. Celelalte niveluri, care nu sunt conectate direct prin nodurile diagonalelor, transmit incarcarea la sistemul de contravantuiri indirect, prin nucleele de beton.

Pentru a permite trecerea libera a diagonalelor prin nivelurile intermediare fara a se intersecta cu grinzile de fatada, acestea din urma sunt retrase de la fatada si prinse de grinzile principale transversale in loc de stalpi. La aceste niveluri placa de beton se poate extinde, la fel ca cea de la nivelurile principale, prin permiterea traversarii libere a diagonalelor prin goluri special prevazute (fig. 5b). Datorita numarului impar de deschideri contravantuite, in anumite deschideri diagonalele se intersecteaza in dreptul grinzii nivelului secundar. In aceste situatii, diagonalele sunt intrerupte si conectate de grinda de la nivelul respectiv, care nu mai este retrasa. Rezulta, astfel, diagonale mai scurte care se dezvolta pe un singur nivel (fig. 5c).

Contravantuirile sunt realizate din tevi cu sectiune circulara si cu imbinari articulate cu bolturi. In structura exista doua configuratii de contravantuiri: dezvoltate pe doua niveluri, cu lungimea de 9.300 mm (fig. 5b) si dezvoltate pe un nivel, cu lungimea de 4.300 mm (fig. 5c). Sunt folosite urmatoarele sectiuni: D244,5×25, D244,5×20, D219,1×20, D219,1xl6 si D219,1×10. Una din imbinarile fiecarei contravantuiri este realizata cu bolt excentric, ceea ce permite ajustarea distantei intre punctele de fixare a contravantuirii. Acest aspect permite, pe de o parte, o anumita toleranta de montaj, iar, pe de alta parte, reduce solicitarea contravantuirilor din incarcarile gra­vitationale, acestea fiind fixate definitiv in pozitie dupa turnarea planseelor din beton armat.

Datorita faptului ca in literatura de specialitate nu existau informatii asupra performantei seismice a acestui tip de contravantuiri si asupra acestui tip de imbinare, s-a decis ca este necesar un studiu experimental dedicat.

Programul experimental a cuprins patru contravantuiri incercate in regim ciclic. Din cauza limitarilor impuse de echipamente si de dimensiunea platformei de incercare, specimenele experimentale au fost reduse la scara. Echivalarea dintre contravantuirile proiectate si mode­lele experimentale s-a facut pastrand aceeasi clasa de sectiune (clasa 1) si zveltetea adimensionala (l = 0,75 pentru specimenele SP27-1 si SP27-2, cu lungimea de 2,7 m, si l = 1,64 pentru specimenele SP59-1 si SP59-2, cu lungimea de 5,9 m). Specimenul SP27-1 a fost incercat ca atare, in timp ce specimenului SP27-2 i-au fost sudate doua bare din otel patrat 14 mm x 14 mm, pentru a crea o asimetrie in sectiunea tubulara. Aceasta decizie a fost luata in urma faptului ca specimenul SP27-1 si-a pierdut stabilitatea in afara planului imbinarii. Celelalte doua specimene (SP59-1 si SP59-2) au fost incercate fara vreo modificare fata de proiect.

Toate specimenele au fost incercate in regim ciclic, conform procedurii ECCS [4]. Deplasarea la curgere Dy a fost determinata din simulari numerice folosind caracte­risticile mecanice ale materialelor determinate experimental, incarca­rea a fost aplicata quasi-static, in control de deplasare.

Specimenul SP27-1 si-a pierdut stabilitatea in afara planului imbinarii (fig. 6a) la primul ciclu de 2Dy. Saibele de fixare a boltului erau prinse de acesta prin intermediul unor suruburi M6. In urma flambajului in afara planului imbinarii, aceste suruburi au cedat, saibele au cazut, conducand la indoirea guseelor exterioare. Aceasta a determinat pierderea partiala a contactului dintre bolt si gusee, cu pierderea rapida a capacitatii portante. Pentru urmatoarele specimene s-au fabricat bolturi noi, mai lungi, cu saibe mai groase, fixate de bolt prin interme­diul unui filet.

Specimenul SP27-2 a fost modificat fata de configuratia de proiectare, prin sudarea a doua rigidizari din otel patrat 14 mm x 14 mm in plan vertical. S-a creat, astfel,  o sectiune nesimetrica, cu scopul inducerii flambajului barei in planul imbinarii. O asemenea solutie s-a dovedit eficienta, contravantuirea pierzandu-si stabilitatea in planul imbinarii (fig. 6b). Cedarea s-a produs la primul ciclu de 6Dy din cauza ruperii sectiunii ca urmare a voalarii in ciclurile precedente.

Specimenul SP59-1 si-a pierdut stabilitatea in planul imbinarii, ceda­rea producandu-se la deformatii plastice semnificative 16Dy (fig. 6c). Cedarea s-a produs prin ruperea la intindere ca urmare a voalarii progresive in ciclurile de compresiune anterioare. Specimenul SP59-2 a inregistrat nivele similare ale capa­citatii de deformatie plastica – 16Dy (fig. 6d). Cu toate acestea, specimenul si-a pierdut stabilitatea mai intai in afara planului imbinarii. Totusi, incepand cu ciclurile de 4Dy, planul de flambaj s-a modificat progresiv catre cel al imbinarii, cedarea producandu-se similar cu specimenul anterior.

Datorita sectiunii tubulare sime­trice a sectiunii contravantuirii si a jocului imbinarii cu bolt in afara pla­nului ei, diagonalele scurte s-au dovedit a fi sensibile la flambaj in afara planului imbinarii, ceea ce a condus la o cedare fragila a imbinarii in cazul primului specimen.

Fixarea corespunzatoare a sai­belor de bolt impiedica cedarea fra­gila a imbinarii, chiar si in cazul in care bara isi pierde stabilitatea in afara planului imbinarii. Contravantuirile mai zvelte s-au dovedit a fi mai putin sensibile la flambaj in afara planului imbinarii. Prevenirea completa a flambajului, in afara planului imbinarii, se poate obtine numai prin modificarea radicala a imbinarii.

 

Concluzii

In proiectarea structurilor meta­lice, in particular a celor solicitate la actiuni seismice severe, apar cel putin doua situatii in care este necesara utilizarea incercarilor experimentale.

Prima situatie apare atunci cand este necesara confirmarea/validarea capacitatii de disipare a unor elemente structurale sau a unor zone disipative din structura. Acesta este, de exemplu, cazul nodurilor rigla-stalp la cadrele necontravantuite sau al contravantuirilor cu flambaj impie­dicat, ambele situatii fiind acoperite de norme care contin prevederi pentru incercari;

A doua situatie apare atunci cand se aplica solutii structurale noi, pentru care nu exista experienta anterioara confirmata de practica. Se pot face, desigur si simulari numerice, dar pentru credibilitatea rezultatelor, este nevoie de o validare experimentala. Acesta a fost si cazul celor trei aplicatii pre­zentate in lucrare.

Primul caz reprezinta o solutie inovativa, care inainte de fi pusa in practica necesita o validare experimentala. In cel de-al doilea caz, fara analiza experimentala dublata de simulari numerice, aplicarea solutiei propuse nu s-ar fi putut face fara anumite riscuri. In cel de-al treilea caz, s-a pus problema verificarii functionarii articulatiei propuse, precum si a controlului flambajului dia­gonalei in planul dorit, care de fapt este problema cea mai complicata.

Autorii acestei lucrari isi exprima speranta ca studiile prezentate vor convinge proiectantii si beneficiarii unor lucrari importante de oportunitatea si necesitatea proiectarii asistata de experiment.

 

Mentiuni

Cercetarea care a dus la obti­nerea acestor rezultate a fost finantata prin The European Community’s Research Fund for Coal and Steel (RFCS), in cadrul acordului de finantare numarul RFSR-CT-2009-00024 “High strength steel in seismic resistant building frames”, prin The European Community’s Seventh Framework Programme [FP7/2007-2013] pentru acces la The European Laboratory for Structural Assessment of the European Commission – Joint Research Centre in cadrul acordului de finantare numarul 227887”, prin contractul nr BC76/2011, incheiat intre Universitatea “Politehnica” din Timisoara si SC DMA Architecture & Interior Design SRL, precum si prin contract BC 79/2011, incheiat intre Universitatea “Politehnica” din Timisoara si SC Popp & Asociatii SRL.

 

Bibliografie

[1]  Stratan, A., DubinA, D. – Bolted links for eccentrically braced steel frames. Proc. of the Fifth AISC / ECCS; International Workshop “Connections in Steel Structures V. Behavior, Strength & Design”, June 3-5, 2004. Ed. F.S.K. Bijlaard, A.M. Gresnigt, GJ. van der Vegte. Delft University of Technology, The Netherlands, pp. 223-232, 2004;

[2] Ioan, A., Stratan, A., DubinA, D. – Numerical simulation of bolted links removal in eccentrically braced frames, Pollack Perio­dica – Vol. 8, No.l, 2013, pag. 15-26;

[3]  P100-1/2006. Cod de proiec­tare seismica – Partea I – Prevederi de proiectare pentru cladiri;

[4]  ECCS – Recommended Testing Procedures for Assessing the Behaviour of Structural Elements under Cyclic Loads, European Convention for Constructional Steelwork, Technical Committee l, TWG 1.3 — Seismic Design, No.45, 1985.

Autori:
conf. dr. ing. Aurel STRATAN,
conf. dr. ing. Florea DINU,
prof. dr. ing. Dan DUBINA – Universitatea  “Politehnica”  din Timisoara

…citeste articolul integral in Revista Constructiilor nr. 101 – martie 2014, pag. 54

 



Daca v-a placut articolul de mai sus
abonati-va aici la newsletter-ul Revistei Constructiilor
pentru a primi, prin email, informatii de actualitate din aceeasi categorie!
Share

Permanent link to this article: http://www.revistaconstructiilor.eu/index.php/2014/03/05/validarea-prin-incercari-experimentale-la-scara-mare-a-solutiilor-structurale-si-modelelor-de-calcul-pentru-structuri-metalice/

Lasă un răspuns

Adresa de email nu va fi publicata.