Proiectarea structurilor metalice in zone seismice. Comentarii privind prevederile din noul Cod P100-1/2013(*)

La 1 ianuarie 2014 a intrat in vigoare noua versiune a codului P100-1/2013. Lucrarea de fata prezinta principalele modificari aduse codului in legatura cu proiectarea structurilor din otel (capitolul 6 si anexa F).

Unul dintre elementele de noutate mai importante il constituie introducerea unor prevederi de proiectare pentru cadrele din otel cu contravantuiri cu flambaj impiedicat, ceea ce reprezinta o premiera la nivel european. Au fost introdusi coeficienti de suprarezistenta de material, diferentiati in functie de marca otelului, s-au revizuit valorile factorilor de comportare q pentru structurile din clasa de ductilitate L, s-a precizat modalitatea de calcul pentru structuri din elemente cu sectiuni de clasa 4, s-a modificat modalitatea de calcul a suprarezistentei sistemului structural, au fost precizate particularitatile de calcul al cadrelor contravantuite centric pe doua sau mai multe nivele, au fost relaxate conditiile impuse imbinarilor prin acceptarea imbinarilor disipative, cu conditia ca performanta acestora sa fie demonstrata experimental. S-au operat, de asemenea, o serie de revizuiri in sensul armonizarii formatului din prevederile nationale (P100-1) cu cele europene (EN1998-1).

Primele prevederi de proiectare antiseismica din Romania pot fi considerate „Instructiunile provizorii pentru prevenirea deteriorarii constructiilor din cauza cutremurelor si pentru refa­cerea celor degradate“ (9 p.), aprobate prin Decizia nr. 84351 din 30 decembrie 1941, data de Ministerul Lucrarilor Publice si Comunicatiilor [1], [2], ca reactie la cutremurul vrancean din 10 noiembrie 1940. O versiune actualizata a acestora a urmat in 1945.

In 1958 a fost elaborat STAS 2923-58 „Prescriptii generale de proiectare in regiuni seismice. Sarcini seismice“, dar care nu a fost aprobat.

Primul cod romanesc modern de calcul antiseismic a fost aprobat in 1963: „Normativ conditionat pentru proiectarea constructiilor civile si industriale din regiuni seismice P. 13 – 63“, care a fost revizuit in 1970, odata cu aprobarea P13-70.

Dupa producerea cutremurului din 4 martie 1977, pe baza observatiilor facute in urma acestuia si, in special, a faptului ca a devenit disponibila prima inregistrare a unei miscari seismice puternice pe teritoriul Romaniei, a fost elaborat „Normativul privind proiectarea antiseismica a constructiilor de locuinte, social-culturale, agrozootehnice si industriale P100-78“, urmat de o completare trei ani mai tarziu – P100-81.

Cutremurele din 30 august 1986 si 30, 31 mai 1990, inregistrarile puternice care au devenit disponibile, precum si cercetarile in materie intreprinse intre timp, au impulsionat elaborarea versiunilor din 1991 si 1992 ale normativului P100.

In 1996 normativul P100 a mai suferit o completare si modificare a capitole­lor 11 si 12, legate de evaluarea si conso­lidarea cladirilor existente.

In 2006, dupa o aplicare „experimentala“ de 2 ani, a intrat in vigoare P100-1/2006 „Cod de proiectare seismica – Partea I – Prevederi de proiectare pentru cladiri“. Acesta a fost elaborat in spiritul armonizarii prevederilor sale la cele din codul european EN 1998-1:2004 [3].

In 2010 codul de proiectare seismica P100 a intrat intr-o noua faza de revizuire, care s-a incheiat in septembrie 2013 prin publicarea in Monitorul Oficial a noii versiuni a codului: P100-1/2013 [4].

La nivel european, procesul de adoptare a unui set comun de standarde (Eurocoduri) s-a incheiat relativ recent. Mai mult decat atat, exista situatii in care unele tari continua sa adopte partial standarde / norme / coduri nationale. Este si cazul Romaniei in ceea ce priveste codul de proiectare seismica. Totusi, per ansamblu, Euro­codurile sunt utilizate din ce in ce mai larg la nivel pan-european, si nu numai. Mentenanta Eurocodurilor este esentiala pentru pastrarea credibili­tatii, inte­gritatii si relevantei, precum si pentru eliminarea unor eventuale erori [5].

In ceea ce priveste Eurocode 8 (SR EN1998-1 [3]), au fost identificate o serie de directii de cercetare viitoare necesare imbunatatirii acestora, care au fost publicate de catre Centrul Comun de Cercetari (JRC) [6]. Recent, comitetul tehnic TC13 al Conventiei Europene de Constructii Meta­lice (ECCS) a publicat un document [7] care identifica o serie de aspecte din Eurocode 8 specifice proiectarii seismice a constructiilor din otel, care necesita o imbuna­tatire in viitor.

In Statele Unite ale Americii, pre­vederile de calcul seismic al structurilor metalice, „AISC Seismic Provisions“, sunt actualizate regulat la fiecare 5 ani, ingloband, adeseori, cunostinte de ultima ora. Astfel, versiunea din 2005 a prescriptiilor americane a introdus, pentru prima data la nivel mondial, prevederi de calcul pentru cadrele contravantuite centric cu contravantuiri cu flambaj impiedicat si pereti de forfecare din otel.

In cele ce urmeaza, se prezinta principalele modificari aduse codului in legatura cu proiectarea structurilor din otel (capitolul 6 si anexa F). 

Contravantuiri cu flambaj impiedicat

Unul dintre elementele de noutate mai importante il constituie introdu­ce­rea unor prevederi de proiectare pentru cadrele din otel cu contravantuiri cu flambaj impiedicat, ceea ce reprezinta o premiera la nivel european. Contra­vantuirile cu flambaj impiedicat sunt o categorie speciala de contravantuiri centrice. Aceste contravantuiri se com­­pun, de regula, dintr-un miez de otel inglobat intr-o teaca metalica um­pluta cu mortar, care are rolul de a preveni flambajul miezului din otel (fig. 1). Contravantuirile cu flambaj impiedicat sunt ca­racterizate prin capacitatea de a se plasticiza, atat la intindere cat si la compresiune, prin impiedicarea flam­­bajului contravantuirii cel putin pana la un nivel al fortelor si deforma­tiilor corespunzatoare deplasarii de pro­iec­tare. Aceasta comportare asigura un raspuns ciclic cvasi-simetric fara degra­dare de rezistenta sau rigiditate si implicit, o capacitate mai mare de disipare a energiei, comparativ cu contra­vantuirile clasice (fig. 2).

Contravantuirile cu flambaj impie­dicat pot fi utilizate in aceleasi configuratii structurale care sunt folosite si in cazul contravantuirilor conventionale (contravantuiri diagonale, in V etc.). Exceptie fac sistemele cu contravantuiri in X, care nu pot fi adoptate in cazul contravantuirilor cu flambaj impiedicat, deoarece acestea trebuie sa ramana libere.

Pentru asigurarea unei compor­tari corespunzatoare a sistemului, sunt necesare incercari experimentale pe contravantuiri, realizate pe baza prevederilor din SR EN 15129 [8]. Aceste incercari au si rolul de a determina forta maxima care se dezvolta in contravantuire si care tine seama de cresterea rezistentei la compresiune, comparativ cu rezistenta la intindere, de consolidarea materialului din miez si de posibilitatea cresterii limitei de curgere a otelului din miez. Incercarile se fac pe elemente individuale si pe subansambluri, incercarile la intindere si compresiune pe contravantuirea individuala avand sco­pul de a verifica satisfacerea cerin­telor de rezistenta si deformatie plastica. Valorile obtinute experimental pot fi folosite si la determinarea fortelor maxime luate in considerare la proiectarea elementelor adiacente.

In cazul incercarii pe subansamblu, specimenul este incarcat axial iar imbinarile de la capete sunt rotite pentru a simula conditiile in care lucreaza contravantuirea in interiorul cadrului. Incercarea are scopul de a verifica daca cerintele de rotire impuse de cadru, in imbinarile contravantuirii, nu compromit performanta acesteia. Sunt acceptate in calcul atat rezultatele obtinute in cadrul incercarilor pentru proiectul respectiv cat si rezultatele incercarilor experimentale existente in literatura de specialitate sau incercari pentru alte proiecte similare.

Stalpii si grinzile cadrelor contra­vantuite centric cu flambaj impiedicat sunt elemente nedisipative si se pro­iecteaza similar cu elementele similare din alte sisteme structurale, asigurand suprarezistenta necesara pe baza factorul W_T. 

Suprarezistenta de material

Proiectarea in baza conceptului de comportare disipativa a structurii presupune capacitatea acesteia de a dezvolta un mecanism plastic global stabil, specific tipului structural adoptat. Pentru a atinge acest obiectiv se adopta asa – numita „proiectare bazata pe capacitate“, potrivit careia componentele nedisipative sunt proiectate sa reziste eforturilor corespunzatoare dezvol­tarii unor deformatii plastice in componentele disipative. Ca urmare, este necesara estimarea limitei de curgere reale a otelului din componentele disipative, care poate fi substantial mai mare decat valoarea nominala.

P100-1/2013 utilizeaza factorul de suprarezistenta g_ov, definit ca raportul dintre limita de curgere reala, f_y,max si limita de curgere nominala, f_y pentru a estima rezistenta reala a componentelor disipative. Spre exemplu, imbi­narile nedisipative ale elementelor disipative realizate cu sudura in relief sau cu suruburi trebuie sa satisfaca urmatoarea relatie:

R_d │ 1,1 g_ov R_fy                                      (1)

unde:

R_d este rezistenta imbinarii

R_fy este rezistenta plastica a elementului disipativ care se imbina.

Versiunea anterioara a codului de proiectare seismica P100-1/2006, ca de altfel si EN 1998-1 [3], prevad o valoare fixa a suprarezistentei de material (g_ov = 1,25).

Studii recente au aratat ca suprarezistenta de material depinde de marca otelului si de tipul de produs siderurgic (table, profile etc.). Marcile superioare sunt caracterizate de valori mai mici ale suprarezistentei. Aceasta tendinta se poate observa in Tabelul 1, care prezinta caracteristicile de material si factorii de suparezistenta rezultati in urma unui program experimental [9].

In normele americane ANSI/AISC 341-10 [10], valorile factorului de suprarezistenta de material sunt dife­rentiate in functie de marca otelului si de tipul de produs siderurgic, variind intre 1,1 si 1,6.

Valorile suprarezistentei de material prevazute in versiunea actuala a codului P100-1/2013 au la baza stu­diile efectuate in cadrul proiectului OPUS [11], pe un esantion de 13.000 de epruvete prelevate din laminate de otel (HEA, HEB, IPE, UPN, IPN) de la producatori europeni. Pe baza acestor date (fig. 3) s-au propus urmatoarele valori ale factorului de suprarezistenta: g_ov = 1,40 pentru S235; g_ov = 1,30 pentru S275; g_ov = 1,25 pentru S355.

Factori de comportare pentru structurile din clasa de ductilitate L si structuri din elemente cu sectiuni de clasa 4

Proiectarea conventionala a unei structuri se efectueaza pe baza unei analize structurale elastice, folosind o valoare de proiectare a actiunii seismice, reduse prin intermediul factorului de comportare q fata de cea corespunzatoare unui raspuns perfect elastic al structurii.

Valoarea factorului q (fig. 4) de­pinde de:

• suprarezistenta de proiectare (q_Sd), care provine din: (1) dimensio­narea structurii din alte conditii decat rezistenta la cutremur (rezistenta in gruparea fundamentala de incarcari sau limitarea deplasarilor relative de nivel la starea limita de serviciu seismica); (2) evitarea unei variatii prea mari a numarului de sectiuni, pentru a uniformiza si simplifica procesele de proiectare si executie; (3) o rezistenta reala a materialelor mai mare decat cea nominala etc.;
• redundanta structurala (capacitatea de redistributie plastica a structurii, dupa formarea primei articulatii plastice) – q_R;
• ductilitatea structurii, caracterizata de capacitatea de deformare postelastica, fara o reducere semnificativa a caracteristicilor de rezistenta si rigiditate (q_m).

In principiu, orice structura conformata si dimensionata corect poseda suprarezistenta de proiectare dato­rita coeficientilor partiali de siguranta utilizati la definirea rezistentelor de calcul si a incarcarilor folosite la proiectare. Structurile static nedeterminate poseda, in plus, si o redundanta structurala. In consecinta, pentru o structura alca­tuita si dimensionata in mod corect, valoarea efectiva a factorului q este intotdeauna supraunitara.

Cea de-a treia componenta a factorului q, data de ductilitate, este si cea mai importanta. Aceasta presupune asigura­rea ductilitatii la nivelului materialului, al sectiunilor elementelor struc­turale, al elementelor structurale si imbinarilor dintre ele, al structurii in ansamblul ei.

Structurile alcatuite si dimensio­nate pentru a asigura cerintele pri­vind supra­rezistenta, redundanta si ductilitatea sunt denumite structuri disipative si sunt incadrate in conformitate cu P100-1 in clasele de ductilitate DCH sau DCM.

Structurile care nu indeplinesc toate conditiile de ductilitate, dar poseda suprarezistenta structurala, sunt considerate slab disipative si sunt inca­drate in clasa de ductilitate DCL. Structurile slab disipative alcatuite din elemente cu sectiune de clasa 1, 2 sau 3, pot fi proiectate pe baza unui factor 1,0 ú q ú 1,5. Structurile slab disipative alcatuite din elemente cu sectiune de clasa 1, 2 sau 3 se dimensioneaza si se verifica pe baza prevederilor din SR EN 1993-1-1 [12]. Structurile cu elemente de clasa 4 se calculeaza pe baza unui factor q = 1 si se verifica in conformitate cu prevederile din SR EN 1993-1-3 [13] sau SR EN 1993-1-5 [14], folosind caracteristicile eficace ale sectiunii. Aceste prevederi din P100-1/2013 le diferentiaza si le relaxeaza pe cele din P100-1/2006, care pre­vedea o singura valoare a factorului de comportare q = 1 pentru toate situatiile incadrate la clasa de ducti­litate L.

Suprarezistenta sistemului structural

In cazul conceptului de compor­tare disipativa a structurii, aceasta trebuie sa fie capabila sa dezvolte un meca­nism plastic global sub efectul actiunii seismice. In acest scop, elementele nedisipative se proiecteaza la eforturile corespunzatoare formarii unui mecanism plastic in structura, folosind principiile de proiectare bazata pe capa­citate. Atat in P100-1 (versiunile 2006 si 2013), cat si SR EN 1998-1 [3] se utilizeaza o modalitate similara de calcul pentru toate sistemele structurale. Astfel, eforturile de calcul pentru componentele nedisipative se obtin prin combinarea efectelor incarcarilor gra­vitationale si a actiunii seismice, majorate cu factorul W_T, reprezentand suprarezistenta structurala (fig. 5). De exemplu, pentru momentele de inco­voiere, relatia de calcul a eforturilor din elementele nedisiaptive in P100-1/2013 este:

M_Ed = M_Ed,G + W_TM_Ed,E                  (2)

Suprarezistenta structurala se determina cu relatii ce depind de tipul structurii. De exemplu, in cazul cadre­lor necontravantuite cu noduri rigide, expresia pentru W_T devine:

W_T = 1,1 ╫ g_ov – WM                         (3)

unde

– WM este valoarea minima a lui W_iM = M_pl,Rd,i / M_Ed,i calculata pentru toate grinzile in care sunt zone potential plastice. Valoarea lui WM se calculeaza pentru fiecare directie a structurii.

Noua versiune a codului P100-1 prevede adoptarea valorii minime, spre deosebire de cea maxima, folosita in varianta anterioara. Cu toate ca utilizarea valorii maxime a rapoartelor W_i este principial mai acoperitoare, aceasta conducea, adeseori, la dificultati in proiectare, rezultand sectiuni exagerate ale elementelor nedisipative si, in final, o proiectare neeconomica. Modificarea s-a facut si in sensul alinierii prescriptiilor nationale la cele din SR EN 1998-1. Este de mentionat faptul ca diferenta dintre valorile maxime si minime ale raportului W_i (pe fiecare directie a structurii) trebuie sa fie mai mica de 25%, pentru a asigura o solicitare cat mai uniforma a structurii. Daca aceasta prevedere este respectata, nu exista o diferenta semnificativa intre valorile minime si maxime ale supra­rezistentei sistemului structural. 

Cadre contravantuite centric pe doua sau mai multe nivele

Pe langa sistemele „clasice“ de contravantuiri, in X si in V, P100-1/2013 introduce si sisteme mai noi, cum ar fi contravantuirile in X pe doua nivele sau contravantuiri in V cu bara verticala de legatura (fig. 6). Aceste sisteme structurale pot fi proiectate cu o comportare post elastica similara cadrelor contravantuite in X, avand avantajul ca asi­gura o reducere a fortelor transmise grinzilor dupa flambajul contravantuirilor comprimate. Sistemul cu contravantuiri in X pe doua nivele este, in general, mai flexibil decat sistemul cu contravantuiri in V. Pe de alta parte, sistemul cu bara verticala de legatura asigura o uniformizare a eforturilor din contravantuiri pe inal­timea structurii. Folosirea acestor doua sisteme reduce riscul formarii mecanismelor de nivel. 

Imbinari disipative

Imbinarile reprezinta o zona sensibila a structurilor din otel. Acestea sunt realizate prin suruburi sau suduri, ambele fiind relativ fragile. Mai mult decat atat, zona imbinarilor este carac­terizata, pe de o parte, de diferite discontinuitati si concentratori de tensiune, iar pe de alta parte, de eforturi ridicate. Ca urmare, traditional, norme­le de proiectare seismica tratau imbinarile structurilor din otel drept componente nedisipative.

Trebuie mentionat, insa, ca o imbinare structurala nu se rezuma numai la mijloacele de asamblare (suruburi, cordoane de sudura), ci implica interactiunea mai multor elemente componente ce apartin elementelor structurale care se imbina. Spre exemplu, in cazul unui nod rigla – stalp cu placa de capat extinsa si suruburi, se evidentiaza mai multe componente care isi aduc contributia la rezistenta, rigiditatea si ductilitatea acestuia (fig. 7). Astfel, nodul este format din doua componente majore: panoul de inima al stalpului si imbinarea propriu-zisa. La randul sau, se pot evidentia urmatoarele componente ale imbi­narii: placa de capat la incovoiere (incluzand suruburile), talpa stalpului la incovoiere (incluzand suruburile), inima stalpului la compresiune, inima stalpului la intindere, talpa grinzii la compresiune. In functie de tipologia nodului, numarul componentelor poate fi mai mare sau mai mic. Intre aceste componente, unele (de exemplu panoul de inima al stalpului, placa de capat etc.) au capacitatea de a se deforma in domeniul plastic, asigurand imbi­narii o comportare ductila; altele (de exemplu suruburile si cordoanele de sudura) au o comportare fragila.

Este necesar ca proiectarea componentelor fragile sa prevada o supra­rezistenta fata de elementele ductile ale imbinarii, pentru a li se asigura o comportare elastica pe toata durata actiunii seismice. Pentru a asigura o comportare ductila a unui nod, componentele imbinarii cu rezistenta cea mai mica vor trebui sa aiba cele mai bune proprietati de ductilitate.

In consecinta, normele moderne de proiectare antiseismica (SR EN 1998-1 [3] si ANSI/AISC 341-10 [10]), iar incepand cu versiunea din 2013 si P100-1, permit utilizarea imbinarilor disipative, conditionat de existenta unor incercari experimentale care sa ateste capacitatea de deformare in domeniul plastic al acestora. Materialele, detaliile de alcatuire a imbinarii si dimensiunile elementelor structurale vor fi cat mai apropiate de cele utilizate in proiect. Modul de aplicare a incarcarii va avea un caracter ciclic. Incercarile experimentale se vor rea­liza in conformitate cu prevederile SR EN 1990 [15] capitolul 5: „Analiza structurala si proiectarea asistate de experiment“ si anexa D „Proiectarea asistata de experiment“, precum si cu recomandarile Conventiei Europene de Constructii Metalice [16].

Atunci cand nu se fac incercari experimentale specifice pentru un proiect dat, se pot utiliza rezultatele experimentale pe elemente similare. Totodata, se pot utiliza tipurile de imbinari si criteriile de proiectare pentru imbinarile precalificate, conform GP 082/2003 [17] si ANSI/AISC 358-10 [18]. Este de mentionat faptul ca, in prezent, se afla in derulare un proiect de cercetare european (EQUALJOINTS), care urmareste sa produca, in urma unui vast studiu experimental, numeric si analitic, criterii de calcul pentru un set de noduri grinda – stalp precalificate, tipice in practica europeana (fig. 8).

Consortiul de cercetare este format din: Universitatea Federico II din Napoli (coordonator); Arcelormittal Belval & Differdange; Universitatea din Liège; Universitatea Politehnica Timi­soara; Imperial College of Science, Technology and Medicine; Universitatea din Coimbra; Conventia Europeana de Constructii Metalice (ECCS); Cordioli & C. S.P.A. 

Factori de comportare pentru cadre duale contravantuite in V

Codul P100-1/2006 prevedea factori de comportare diferentiati pentru cadrele contravantuite centric in X (q = 4 pentru clasa de ductilitate DCH) si ca­drele contravantuite centric in V (q = 2,5 pentru clasa de ductilitate DCH). Totusi, cadrele duale obtinute prin combinarea cadrelor necontravantuite cu noduri rigide si a celor contravantuite centric erau tratate doar partial in P100-1/2006 (ca de altfel si in SR EN 1998-1). Astfel, cele doua coduri prevad valori ale factorilor de comportare doar pentru cadrele duale cu contravantuiri in X (fig. 9a), pentru clasa de ductilitate DCH fiind prevazut un factor de comportare q = 4(a_u/a₁) = 4,8. Versiunea din 2013 a codului P100-1 completeaza informatiile lipsa, precizand valori ale factorilor de comportare si pentru cadrele duale cu contravantuiri in V (fig. 9b). Astfel, pentru clasa de ductilitate DCH noul cod prevede un factor de compor­tare q = 2,5(a_u/a₁) = 3 pentru acest sistem structural.

Valorile prevazute au la baza un rationament ingi­ne­resc, in urma caruia s-a considerat o crestere de 20% a factorului de comportare in cazul clasei de ductilitate DCH, similar cu celelalte tipuri de structuri duale (fie cu contravantuiri centrice, fie excentrice), datorat redundantei suplimentare aduse de cadrele necontravantuite. Pentru clasa de ductilitate DCM, aportul cadrelor necontravantuite s-a neglijat, in concordanta cu celelalte tipuri de structuri duale.

Armonizarea prevederilor nationale cu cele europene

Cu toate ca P100-1/2006 era construit pe structura SR EN 1998-1 [3], existau o serie de diferente principiale intre cele doua coduri rezultate in urma preluarii din normele americane. Noua versiune a codului romanesc a incercat sa reduca din aceste dife­rente, cu scopul armonizarii prevede­rilor nationale cu cele europene. De exemplu, in versiune din 2006 a codului P100-1, rezistenta la forfecare a panoului de inima a stalpului la cadrele necontravantuite cu noduri rigide era determinata cu ajutorul unor relatii inspirate din nor­mele americane. Aceasta abordare nu este justificata, deoarece in standardele europene exista prevederi similare. Astfel, noul cod de proiec­tare antiseismica P100-1/2013 face referire directa la SR EN 1993-1-8 [19] pentru relatiile de calcul al rezistentei panoului de inima al stalpului. 

Bibliografie

[1] Lungu, D., Aldea, A., Arion, C., Cornea, T., Vaca­reanu, R., Hazard, vulnerabilitate si risc seismic, Partea I din „Con­structii amplasate in zone cu miscari seismice puternice“. Coordonatori: D. Dubina si D. Lungu, Orizonturi Universitare, Timisoara, 2003;

[2] Cretu, D., Demetriu, D., Metode pentru calculul raspunsului seismic in codurile romanesti de proiectare. Comparatii si comentarii, Revista AICPS, Nr. 3/2006, pp. 1-9;

[3] SR EN 1998-1 – Eurocod 8: Proiectarea structurilor pentru rezistenta la cutremur. Partea 1: Reguli generale, actiuni seismice si reguli pentru cladiri, 2004;

[4] P100-1/2013. Cod de pro­iec­tare seismica – Partea I – Prevederi de proiectare pentru cladiri;

[5] The EN Eurocodes – http://eurocodes.jrc.ec.europa.eu/showpage.php?id=4, 2013;

[6] Pinto, A. Taucer, F., Dimova, S., Pre-normative research needs to achieve improved design guidelines for seismic protection in the EU. Luxembourg: Office for Official Publications of the European Communities, EUR 22858 EN, 2007;

[7] Landolfo, R. (Ed.), Assessment of ECS provisions for seismic design of steel structures, European Convention for Constructional Steelwork – ECCS publication no. N° 131. ISBN:978-92-9147-112-6, 62 p., 2013;

[8] SR EN 15129, Dispozitive antiseismice, 2010;

[9] Dubina, D., Stratan, A., Muntean, N., Dinu, F., Experimental program for evaluation of moment beam-to-column joints of high strength steel components. Proceedings of the Sixth International Workshop „Connections in Steel Structures VI“, 22-25 June 2008, Chicago, USA. Ed. R. Bjorhovde, F.S.K. Bijlaard, L.F. Geschwindner; p. 355-366;

[10] ANSI/AISC  341-10 – Seismic Provisions for Structural Steel Buildings, American Institute of Steel Construction, Inc. Chicago, Illinois, USA, 2010;

[11] OPUS, Optimizing the seismic performance of steel and steel-concrete structures by standardizing material quality control. Contract no. RFSR-CT-2007-00039. Final Report. Research Programme of the Research Fund for Coal and Steel, 2010;

[12] SR EN 1993-1-1 – Eurocod 3: Proiectarea structurilor de otel. Partea 1-1: Reguli generale si reguli pentru cladiri, 2006;

[13] SR EN 1993-1-3 – Eurocod 3: Proiectarea structurilor de otel. Partea 1-3: Reguli generale. Reguli suplimentare pentru elemente structurale si table formate la rece, 2007;

[14] SR EN 1993-1-5 – Eurocod 3: Proiectarea structurilor de otel. Partea 1-5: Elemente structurale din placi plane solicitate in planul lor, 2007;

[15] SR EN 1990 – Eurocod: Bazele proiectarii structurilor, 2004;

[16] 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;

[17] GP 082/2003 – Ghid privind proiectarea imbinarilor ductile la structuri metalice in zone seismice. Buletinul Constructiilor, nr. 16/2004;

[18] ANSI/AISC 358-10 – Prequalified Connections for Special and Intermediate Steel Moment Frames for Seismic Applications, American Institute of Steel Construction, One East Wacker Drive, Suite 700, Chicago, Illinois 60601-1802, 2010;

[19] SR EN 1993-1-8 – Eurocod 3: Proiectarea structurilor de otel. Partea 1-8: Proiectarea imbinarilor, 2006.

Autori:
Academician, prof. dr. ing. Dan DUBINA(**),
conf. dr. ing. Aurel STRATAN(***),
prof. dr. ing. Florea DINU – Universitatea Politehnica Timisoara, Facultatea de Constructii 

(*) Lucrare prezentata in cadrul celei de a XIII-a Conferinte Nationale de Constructii Metalice, Bucuresti, UTCB, 21-22 noiembrie 2013
(**) Vicepresedinte al Comisiei Nationale de Inginerie Seismica, MDRAP
(***) Secretar stiintific al Comisiei de Structuri Rezistente la Cutremur, Conventia Europeana de Constructii Metalice 

…citeste articolul integral in Revista Constructiilor nr. 116 – iulie 2015, pag. 38