Progettazione Di Nodi Flangiati Trave-colonna

PROGETTAZIONE DI NODI FLANGIATI TRAVE-COLONNA IN ACCIAIO: CONFRONTO TEORICO-SPERIMENTALE TRA SOLUZIONI DIFFERENTI

DESIGN OF STEEL BEAM-TO-COLUMN EXTENDED END PLATE JOINTS: COMPARISON BETWEEN DIFFERENT SOLUTIONS

F. Iannone, V. Piluso, G. Rizzano Università degli Studi di Salerno Dipartimento di Ingegneria Civile

Salerno, Italia [email protected], [email protected], [email protected]

ABSTRACT The dissipation capacity of steel beam-to-column connections is strongly influenced by structural de-tails. In fact, the presence or not of continuity plates and supplementary web plates in the panel zone of column, the position of bolts from the beam flange and web can lead to engage in plastic range sev-eral nodal components which can be characterized by different plastic deformation supply. In this pa-per, by means of some experimental tests on full-scale steel beam-to-column extended end plate con-nections, designed varying from partial strength to full strength connections, the dissipative abilities of joint components are investigated. As a consequence of experimental results the possibility to develop a component approach to predict the cyclic response of connections is investigated.

SOMMARIO Le capacità dissipative dei nodi trave-colonna in acciaio sono fortemente influenzate dai dettagli co-struttivi. Infatti, la presenza o meno dei piatti di continuità e delle piastre di rinforzo dell’anima della colonna nonché la posizione dei bulloni rispetto alla flangia ed all’anima della trave possono condurre ad impegnare in campo plastico componenti nodali diverse e caratterizzate da differenti capacità dissi-pative. Nel presente lavoro, mediante l’esecuzione e l’analisi di alcune prove sperimentali su nodi flangiati trave-colonna in scala reale, progettati sia a parziale che a completo ripristino di resistenza, variandone i dettagli costruttivi, vengono investigate le capacità dissipative delle componenti nodali. Sulla base dei risultati ottenuti viene valutata la possibilità di sviluppare un modello meccanico per componenti utile alla previsione comportamento ciclico dei collegamenti.

1 INTRODUZIONE La conoscenza del comportamento ciclico dei nodi trave-colonna è di fondamentale importanza per la corretta progettazione delle strutture sismo-resistenti in acciaio, soprattutto se si considera che la dissi-pazione dell’energia sismica in ingresso, oltre che nelle estremità delle membrature costituenti i telai, può avvenire nelle componenti dei collegamenti trave-colonna. In particolare, i nodi flangiati trave-colonna risultano largamente impiegati nella pratica progettuale per la loro facilità di progettazione, realizzazione e messa in opera nonché per la notevole varietà di soluzioni strutturali che consentono. Tali soluzioni, che solitamente differiscono per i dettagli costruttivi, in questi ultimi anni sono state oggetto di diverse sperimentazioni, compiute non solo sui nodi trave-colonna, ma anche sulle loro

componenti base, volte a ricercare criteri di progetto basati sulle proprietà di resistenza, rigidezza e capacità rotazionale, e sempre più spesso mirate a valutarne anche la risposta ciclica, le problematiche connesse ai fenomeni di fatica e la capacità di dissipazione energetica. Nel presente lavoro viene valutata la possibilità di estendere il metodo delle componenti alla previsio-ne del comportamento ciclico dei collegamenti trave-colonna. A tale scopo sono state eseguite prove sperimentali finalizzate sia alla valutazione della risposta ciclica complessiva del nodo che alla rispo-sta ciclica delle singole componenti. In particolare, viene evidenziato come l’energia dissipata sia pari alla somma di quella dissipata dalle singole componenti, se correttamente identificate.

2 PROGETTAZIONE DEI NODI DISSIPATIVI Nell’ambito del programma sperimentale previsto, sono state eseguite, ad oggi, tre prove cicliche su nodi trave-colonna esterni progettati in maniera tale da ottenere la medesima resistenza flessionale nominale, ma variandone i dettagli costruttivi al fine di ottenere diverse collocazioni della componente nodale più debole, ossia della componente nodale dissipativa. I tipi di collegamento provati sono così distinti: • nodo flangiato a parziale ripristino di resistenza con dissipazione prevalente nel pannello a taglio

[EEP-CYC 01]; • nodo flangiato a parziale ripristino con dissipazione prevalente nel piatto di estremità (“end-plate”)

[EEP-CYC 02]; • nodo flangiato a completo ripristino con trave indebolita (“dog-bone”) [EEP-CYC 03]. Per il progetto dei nodi si è utilizzata una colonna HE200B in acciaio Fe510 e una trave IPE270 rea-lizzata in acciaio Fe430. I piatti di estremità sono stati realizzati anch’essi in acciaio Fe430, mentre i bulloni utilizzati, M20 ed M24, sono di classe 10.9. Con riferimento al nodo EEP-CYC 01 (Figura 1), la resistenza ultima stimata del pannello a taglio è data da:

≅= tvccu

spu hAf

M3

,, 140 kN⋅m (1)

dove Avc è l’area resistente a taglio della colonna, ht il braccio della coppia interna ed fu,c è la tensione ultima nominale della colonna. Successivamente è stato dimensionato il “T-stub” equivalente al piatto del piatto d’estremità in fles-sione, nell’ipotesi di meccanismo dissipativo di tipo 1, secondo Eurocodice 3, che prevede la forma-zione di cerniere plastiche in corrispondenza dei bulloni e della sezione di connessione del piatto di estremità alla flangia della trave, imponendo una sovraresistenza del 20% rispetto al pannello a taglio ed una duttilità complessiva (somma del contributo dovuto al pannello a taglio più quello dovuto al piatto di estremità in flessione) pari a circa 0.006 rad:

≅⋅⋅

= tepuepeff

Tstubu hfm

tbM ,

2

, 1.2 Mu,sp (2)

≅+⋅

⋅= spu

tep htmC

,

2

2γϑ 0.06 (3)

dove beff è la larghezza efficace del T-stub equivalente assunta pari alla larghezza del piatto d’estremità; tep è lo spessore del piatto di estremità; m è la distanza tra le cerniere plastiche del T-stub equivalente e C è una costante funzione delle caratteristiche meccaniche del materiale [1] assunta pari a 0.195. Inoltre, γu,sp è il valore della deformazione a taglio, calcolata mediante il modello di Krawin-kler ed al. [2, 3], corrispondente al momento ultimo stimato nella (1). La progettazione il nodo EEP-CYC 02 (Figura 2) ha previsto il dimensionamento del T-stub equiva-lente del piatto d’estremità della trave al fine di ottenere un momento resistente molto prossimo all’Mu,sp del primo nodo. Inoltre, al fine di massimizzare il contributo di questa componente nodale alla dissipazione di energia, il pannello nodale è stato irrigidito mediante piatti di continuità, dello stesso spessore delle flange della trave, e ricorrendo a piatti d’anima supplementari. Infine, il nodo EEP-CYC 03 (Figura 3) è stato realizzato prevedendo l’indebolimento della trave (RBS) mediante riduzione delle flange e conseguendo un momento plastico, atteso al centro della ri-duzione, pari a:

≅⋅⋅= EyDBplDBp fWM ,,, 15.1 120 kN⋅m (4) dove 1.15 è un coefficiente amplificativo per tener conto dello “strain-hardening” [4]; Wpl,DB è il mo-dulo plastico al centro del dog-bone ed fy,E è la tensione di snervamento attesa, valutata con un coeffi-ciente di sovraresistenza 1.2 rispetto a quella nominale. In tal modo il massimo momento sviluppabile in corrispondenza della colonna risulta, da progetto, pari a Mc ≅ 140 kN⋅m, con-seguendo una riduzione dell’86% rispetto al momento plasti-co della trave considerata a sezione intera. In ogni caso, la geometria della riduzione è stata progettata seguendo la pro-cedura esposta nelle “Steel Tips” [4]. Inoltre, allo scopo di concentrare l’impegno plastico preva-lentemente nella sezione ridotta, il pannello nodale è stato ir-rigidito in modo analogo al secondo nodo, ed è stata utilizza-ta una disposizione dei bulloni ed uno spessore del piatto d’estremità che limitino l’impegno plastico di quest’ultimo. In tutti e tre i nodi, sia le saldature tra trave e piatto d’estremità che quelle relative agli irrigidimenti del pannello nodale, sono state progettate a completo ripristino.

3 ANALISI SPERIMENTALE

3.1 Allestimento delle prove L’allestimento delle prove è stato realizzato presso il Laboratorio Prove Materiali e Strutture dell’Università degli Studi di Salerno. Tale laboratorio dispone di un piastrone di base in c.a. dello spessore di 1m ed al qua-le, mediante l’uso di barre dywidag ad alta resistenza, è stato ancorato un telaio di contrasto verticale ed una slitta di base, entrambe in acciaio. Al telaio verticale, grazie ad una foratura disposta lungo una sua colonna, sono stati agganciati due attuatori idraulici utilizzati per l’applicazione dei carichi durante le prove. Alla slitta di base, invece, sono state opportunamente bloc-cate le cerniere costituenti lo schema statico secondo

HE200B

IPE270

3290

32

4593

167

9345

154

443

t = 20 mm

bolt M20 (10.9)

ep

Fig. 1: Nodo EEP-CYC 01

3094

30

4013

412

613

440

474

154

1702512025

200

HE200B

IPE270

bolt M20 (10.9)

t = 20 mmep

t = 10 mmwp

53

t = 10 mmcp

400


70 180

2222

3593

167

9335

423

35 94 35

164

HE200B

IPE270

bolt M24 (10.9)

t = 25 mmept = 10 mmwp

t = 10 mmcp

400

RBS

1702512025

200 53

R195


1557

2700

Colonna HE200B

Trave IPE270

Sforzo di compressione

Carico ciclico

costante

Fig. 4: Schema della riproduzione in labora-

torio di un nodo esterno

cui viene riprodotto in laboratorio un nodo esterno (Figura 4), nonché un telaio di contrasto orizzontale necessario per evitare l’instabilità flesso-torsionale della trave. In Fig. 5 viene mostrato lo schema completo dell’allestimento per l’esecuzione delle prove in laboratorio.

Attuatore da 1000kN

HE200B

IPE270

Attuatore da 250kN

Piastrone in c.a.Slitta di base in acciaio

Cerniera a perno

Cerniera a perno

Telaio di contrastoverticale

Telaio di contrastoorizzontale

NODOFLANGIATO

IPE270L=170cm

L=200cm

Fig. 5: Schema di allestimento delle prove

Per l’applicazione dei carichi sono stati utilizzati due attuatori idraulici della MTS, modello 243. Uno disposto inferiormente, della capacità di 1000 kN, che governato in controllo di forza è stato utilizzato per applicare uno sforzo normale di compressione costante nelle colonne e pari a circa 650 kN. L’attuatore superiore invece, della capacità di 250 kN, è stato agganciato all’estremità libera della trave e, governato in controllo di spostamenti, ha consenti-to l’applicazione di carichi ciclici.

Ampiezza e numero dei cicli sono stati pro-grammati con riferimento a quanto suggerito dal-le norme AISC per le prove di carico cicliche su connessioni trave-colonna [5], le quali propon-gono di condurre queste sperimentazioni a rota-zione controllata del nodo, indicando come pro-va ciclica tipo quella rappresentata in Fig. 6, dal-la quale è stata ricavata la storia di spostamenti da eseguire mediante l’attuatore superiore (Ta-bella 1). Durante la prova sono stati monitorati ed acqui-siti diversi parametri: spostamenti compiuti e forze applicate da entrambi gli attuatori, nonché gli spostamenti di diverse componenti nodali. Questi ultimi sono stati acquisiti disponendo n. 3 trasduttori a filo e n. 6 LVDT in diversi punti del

Fig. 6: Storia di rotazioni imposta dalla AISC

Tab. 1: valori della storia di spostamenti imposta V

[mm/sec] Step θ [rad] n° cicli δ

[mm] 1 0.00375 6 5,85 0,5 2 0.005 6 7,8 3 0.0075 6 11,7 1 4 0.01 4 15,6 5 0.015 2 23,4 6 0.02 2 31,2 7 0.03 2 46,8 2

8 0.04 2 62,4 9 0.05 2 78

10 0.06 2 93,6 4 11 0.07 2 109,2 12 0.08 2 124,8 13 0.09 2 140,4 14 0.10 2 156 6

15 0.11 2 171,6

nodo (ai margini del piatto di estremità, in corri-spondenza delle flange della trave, nei quattro an-goli del pannello nodale), nonché dell’estremità libera della trave. Lo schema relativo alla disposi-zione di tali strumenti di acquisizione viene ripor-tato in Fig. 7.

3.2 Proprietà geometriche e meccaniche dei collegamenti

Con riferimento ai tre nodi descritti nel precedente paragrafo, ed alla notazione di Fig. 8, in Tabella 2 viene riportata una loro descrizione schematica ed i valori misurati delle caratteristiche dimensionali.

Tab. 2: caratteristiche nodali e dimensioni misurate in mm

Nodo Bulloni Serraggio Irrigidimenti bep, hep, tep

e1, e2, p1, p2, p3 HE200B IPE270

EEP CYC 01

8 M20 (10.9) 550 N⋅m nessuno

153.6 441.0 20.1

30.5, 42.2, 92.6, 94.2, 168.1

hc = 201 bc = 201 tw = 9.2 tf = 15.3

hb = 268 bb = 134 tw = 6.6 tf = 10.9

EEP CYC 02

8 M20 (10.9) 550 N⋅m

piatti di continuità +

piatti d’anima

156.7 474.4 20.7

31.2, 40.5, 94.3,133.6,

126.2

hc = 198 bc = 198 tw = 9.2 tf = 15.5

hb = 271 bb = 131 tw = 6.8 tf = 10.7

EEP CYC 03

8 M24 (10.9) 800 N⋅m

piatti di continuità +

piatti d’anima

427.0 161.0 25.3

36.0, 33.0, 89.0, 99.0, 163.0

hc = 198 bc = 198 tw = 9.2 tf = 15.5

hRBS = 271bRBS = 88.8

tw = 6.8 tf = 10.7

3.3 Risultati sperimentali Le curve momento-rotazione relative ai tre nodi vengono mostrate nelle Figure 9, 10 e 11. In Figura 12 invece si riporta la sovrapposizione degl’inviluppi re-lativi alle precedenti curve.

LVDT 1

Forza e SpostamentoAttuatore 1000 kN

Forza e SpostamentoAttuatore 250 kN Filo 3

Filo 1 Filo 2

LVDT 2

LVDT 3 e 4 LVDT 5 e 6

Trasduttore a filo

LVDT

Fig. 7: Disposizione strumenti di acquisizione

t ep b ep

h ep

p 1

e 1 e 1

e 2

e 2

p 2

p 2

p 3

Fig. 7: Bullonatura e

piatto d’estremità

Relativamente alle proprietà meccaniche desunte da prove a trazione su campioni di materiale, si hanno i seguenti valori: fy,ep = 290 N/mm2 fu,ep = 493.7 N/mm2 (*) εh / εy = 11.3 εu / εy = 589

E = 207288 N/mm2 E / Eh = 86.5 E / Eu = 632.8

fy,wc = 430 N/mm2 fu,wc = 523 N/mm2 fy,fc = 382.5 N/mm2 fu,wc = 522 N/mm2

(*) Valutata rispetto alla sezione minima misurata nella zona di strizione dopo la rottura.

Hysteretic Curve M-θ EEP-CYC 01

-250000

-200000

-150000

-100000

-50000

0

50000

100000

150000

200000

250000

-0,100 -0,075 -0,050 -0,025 0,000 0,025 0,050 0,075 0,100

Joint Rotation [rad]

Mom

ent

[kN

·mm

]

Nodal M-rot Envelope

Mmax = 181479 kN·mmMmin = -200894 kN·mm

Fig. 9: Curva momento-rotazione EEP-CYC 01


-250000

-200000

-150000

-100000

-50000

0

50000

100000

150000

200000

250000

-0,100 -0,075 -0,050 -0,025 0,000 0,025 0,050 0,075 0,100


Mom

ent

[kN

·mm

]





-250000

-200000

-150000

-100000

-50000

0

50000

100000

150000

200000

250000

-0,100 -0,075 -0,050 -0,025 0,000 0,025 0,050 0,075 0,100


Mom

ent

[kN

·mm

]




Hysteretic Curve M-θ

-250000

-200000

-150000

-100000

-50000

0

50000

100000

150000

200000

250000

-0,100 -0,075 -0,050 -0,025 0,000 0,025 0,050 0,075 0,100


Mom

ent

[kN

·mm

]

Envelope EEP-CYC1Envelope EEP-CYC2Envelope EEP-CYC3

Fig. 12: Inviluppi dei nodi Dalle precedenti figure è possibile osservare come i tre nodi abbiano presentato caratteristiche di resi-stenza e di rigidezza similari, differenziandosi invece per capacità rotazionale, tipologia ed ampiezza dei cicli. In particolare, nel nodo EEP-CYC 01 si osserva una rotazione complessiva legata prevalen-temente ai contributi deformativi del pannello a taglio e del T-stub (Figure 13 e 15), e solo in piccola parte al pannello d’anima soggetto a trazione e compressione (Figura 17). Nel caso del nodo EEP-CYC 02 la rotazione globale è essenzialmente dovuta al solo T-stub (come si evince dal confronto tra le Figure 14 e 16) che ne conferisce anche un moderato effetto “pinching”, mentre il pannello d’anima soggetto a trazione e compressione contribuisce in modo del tutto trascurabile sia in questo caso che nella prova EEP-CYC 03 in cui, invece, la capacità di rotazione plastica è stata offerta esclusivamente dalla zona indebolita della trave soggetta a flessione. In tal caso, infatti, è possibile osservare che il contributo rotazionale offerto dal pannello a taglio è risultato trascurabile presentando un comporta-mento analogo a quanto mostrato in Fig. 14. Analogo discorso può essere fatto per i T-stub di questo nodo che, non hanno mai compiuto cicli superiori al millimetro di spostamento, non apportando alcun contributo rotazionale. Per quanto riguarda le modalità di collasso, nella prova EEP-CYC 01 si è pervenuti alla rottura fragile delle saldature tra le flange della trave ed il piatto d’estremità (Figure 19 e 20), causa del rapido de-grado di resistenza visibile nell’inviluppo di Figura 9 a circa 0.07 rad. Nella prova EEP-CYC 02 si è invece pervenuti alla completa frattura del piatto d’estremità in corrispondenza delle saldature alle flange della trave (Figura 21), anch’essa causa di un repentino degrado di resistenza a circa 0.04 rad. Infine, nella prova EEP-CYC03 il degrado di resistenza (Figura 11) è imputabile all’instabilità locale verificatasi nelle flange della trave (Figura 22).

Hysteretic Curve M-γ EEP-CYC 01

-250000

-200000

-150000

-100000

-50000

0

50000

100000

150000

200000

250000

-0,05 -0,04 -0,03 -0,02 -0,01 0,00 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05

γ [rad]

Mom

ent

[kN

·m]

Shear Panel

Fig. 13: Pannello a taglio, nodo EEP-CYC 01

Hysteretic Curve M-γ EEP-CYC 02

-250000

-200000

-150000

-100000

-50000

0

50000

100000

150000

200000

250000

-0,005 -0,004 -0,003 -0,002 -0,001 0,000 0,001 0,002 0,003 0,004 0,005

γ [rad]

Mom

ent

[kN

xmm

]

Shear Panel

Fig. 14: Pannello a taglio, nodo EEP-CYC 02 Hysteretic Curve F-δ EEP-CYC 01

-800

-600

-400

-200

0

200

400

600

800

-1 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16

Displacement [mm]

Forc

e [k

N]

T-Stub Sx

Fig. 15: T-stub sinistro, nodo EEP-CYC 01

Hysteretic Curve F-δ EEP-CYC02

-800

-600

-400

-200

0

200

400

600

800

-1 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16

Displacement [mm]

Forc

e [k

N]

T-Stub Sx

Fig. 16: T-stub sinistro, nodo EEP-CYC 02

Hysteretic Curve F-δ EEP-CYC 01

-800

-600

-400

-200

0

200

400

600

800

-4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4

Displacement [mm]

Forc

e [k

N]

Panel T-C Sx

Fig. 17: Pannello T-C sinistro,

nodo EEP-CYC 01

Hysteretic Curve F-δ EEP-CYC03

-1000

-800

-600

-400

-200

0

200

400

600

800

-4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4

Displacement [mm]

Forc

e [k

N]

Panel T-C Sx

Fig. 18: Pannello T-C sinistro, nodo EEP-CYC 03

Fig. 19: Impegno plastico del pannello nodale e del

T-stub, nodo EEP-CYC 01

Fig. 20: Rottura della saldatura,

nodo EEP-CYC 01

Fig. 21: Rottura del piatto di estremità,

nodo EEP-CYC 02

Fig. 22: Instabilità delle flange nella sezio-ne ridotta della trave, nodo EEP-CYC 02

4 CONSIDERAZIONI IN TERMINI DI CAPACITA’ DISSIPATIVE A seguito dei dati misurati nelle tre prove, relativi sia al comportamento complessivo del nodo che delle sue principali componenti, è possibile effettuare alcune considerazioni. Durante la prova EEP-CYC 01 è stata osservata, sin dai primi cicli, la formazione di linee di plasticiz-zazione a 45° all’interno del pannello nodale (visibili grazie alla verniciatura in grassello effettuata in fase di allestimento), mentre l’impegno plastico della piastra di estremità risultava visivamente eviden-te solo in una fase avanzata della prova. Tale risultato, in accordo con quanto misurato e rappresentato in Figura 23, evidenzia come la dissipazione nodale si sia localizzata prevalentemente nel pannello a taglio. Scarso, ma non trascurabile, è stato l’apporto dissipativo dovuto al piatto di estremità (T-stub EP), bassissima invece l’energia dissipata dal pannello d’anima a trazione-compressione. Dalla Figura 23 è possibile altresì evidenziare come la somma delle energie dissipate dalle singole componenti con-

siderate restituisca, con ottima approssimazione, l’energia complessivamente fornita al nodo attraverso la storia di spostamenti imposta. Analoghe considerazione sono possibili per la prova EEP-CYC 02, in cui è stato visivamente osserva-to l’impegno plastico del solo piatto di estremità. Dalla Figura 24, infatti, è possibile osservare che l’energia totalmente dissipata è legata principalmente all’impegno plastico dei due T-stub equivalenti del piatto di estremità. Il pannello d’anima a taglio ed il pannello a trazione-compressione della colon-na manifestano un trascurabile comportamento dissipativo legato anche agli irrigidimenti apposita-mente progettati. Infine, nella prova EEP-CYC 03 si è visivamente osservato il concentrarsi delle deformazioni plasti-che nella porzione di trave appositamente indebolita. In tale zona, infatti, si è dissipata complessiva-mente l’energia nodale, risultando l’energia dissipata dalle componenti nodali di scarso significato (Figura 25). La maggiore o minore capacità dissipativa dei tre nodi, legata peraltro anche all’ampiezza ed alla rego-larità dei cicli isteretici, è osservabile bene dal confronto di Figura 26.

Energy dissipation EEP-CYC 01

0

50000

100000

150000

200000

250000

20 25 30 35 40

n° cycles

Ener

gy [

kN·m

m]

NodeShear PanelT-Stub EP SxT-Stub EP DxPAN SxPAN DxSUM Comp.

Fig. 23: Energia dissipata, nodo EEP-CYC 01


0

10000

20000

30000

40000

50000

60000

20 25 30 35

n° cycles

Ener

gy [

kN·m

m]




0

50000

100000

150000

200000

250000

20 25 30 35 40

n° cycles

Ener

gy [

kN·m

m]



Energy dissipation

0

50000

100000

150000

200000

250000

20 25 30 35 40

n° cycles

Ener

gy [

kN·m

m]

Energy EEP-CYC01

Energy EEP-CYC02

Energy EEP-CYC03

Fig. 26: Confronto energetico dei nodi

5 CONCLUSIONI Sulla base dei risultati ottenuti nel presente lavoro, con particolare riferimento ai confronti energetici relativi alle prime due prove, è stata valutata la possibilità di sviluppare un modello meccanico per componenti in grado di descrivere il comportamento ciclico di nodi flangiati. In particolare, la possibilità di estendere il metodo delle componenti alla previsione del comportamen-to ciclico dei collegamenti trave-colonna appare praticabile in considerazione dell’evidenza sperimen-tale che mostra come l’energia complessivamente dissipata dal nodo sia pari alla somma dell’energia dissipata dalle singole componenti, a condizione che queste ultime siano correttamente identificate e ne sia adeguatamente valutata la risposta ciclica locale forza-spostamento.

BIBLIOGRAFIA [1] C. Faella, V. Piluso, G Rizzano (2000): “Structural Steel Semirigid Connections”, CRC Press,

Florida, ISBN 0-8493-7433-2.

[2] H. Krawinkler, V.V. Bertero, E.P. Popov (1971): “Inelastic Behaviour of Steel Beam-to-Column Subassemblages”, Report UCB/EERC-71/7, Earthquake Engineering Recent Center, Univ. of California, Berkley.

[3] H. Krawinkler, V.V. bertero, E.P. Popov (1973): “Further Studies on Seismic Behaviour of Steel Beam-Column Subassemblages”, Report UCB/EERC-73/27, Earthquake Engineering Re-cent Center, Univ. of California, Berkley.

[4] K. S. Moore, J. O. Malley, M. D. Engelhardt, (1999): “Design of Reduced Beam Section (RBS) Moment Frame Connections”, Steel TIPS, August, Structural Steel Educational Council

[5] AISC (2202):”Seismic Provisions for Structural Steel Buildings”, ANSI/AISC 341-02, Ameri-can Institute of Steel Construction

Progettazione Di Nodi Flangiati Trave-colonna

Documents

Transcript of Progettazione Di Nodi Flangiati Trave-colonna