Chumbadouros

AVALIAÇÃO EXPERIMENTAL DO COMPORTAMENTO DE CHUMBADOUROS

À TRACÇÃO ANCORADOS EM PEÇAS DE BETÃO

José Maria Raposo 1, Luís Costa Neves 2 e Luís Simões da Silva 3

RESUMO

Este trabalho debruça-se sobre o comportamento de ancoragens de peças metálicas ao betão através de um tipo específico de fixadores designado por chumbadouros de cabeça. Descreve-se o seu comportamento, identificando os modos de ruína mais relevantes e os factores principais que os condicionam.

Apresenta-se um estudo experimental em curso, no qual se ligam chumbadouros de cabeça a maciços de betão armado. As variáveis fundamentais são a resistência do próprio chumbadouro, a quantidade de armadura e sua disposição, a presença de outros chumbadouros na vizinhança, e ainda a proximidade dos bordos da peça. Pretende-se assim dar um contributo para o avanço do conhecimento nesta área, estudando o aumento de resistência proporcionado por armaduras de reforço na área de ancoragem, já que neste caso a aplicação dos métodos disponíveis para a previsão da capacidade resistente de chumbadouros de cabeça é excessivamente conservativa.

Apresentam-se, para além de uma descrição geral do trabalho, alguns resultados já disponíveis e tecem-se considerações qualitativas sobre a importância das diversas variáveis consideradas no estudo. 1. INTRODUÇÃO

As ligações estruturais entre elementos de betão e de aço têm vindo a alcançar grandes desenvolvimentos nos últimos anos, com diversas utilizações: estruturas mistas, ligações da base de pilares metálicos a fundação em betão armado, ligações de vigas metálicas a elementos estruturais de betão armado.

Nestas ligações têm um papel fundamental os fixadores, que transferem os esforços de tracção e corte. A determinação da capacidade resistente destes fixadores é essencial para a caracterização das ligações. Apesar do seu dimensionamento fazer parte de regulamentos, 1 Engenheiro Civil, Aluno de Mestrado, Departamento de Engenharia Civil, Universidade de Coimbra, Coimbra. 2 Professor Auxiliar, Departamento de Engenharia Civil, Universidade de Coimbra, Coimbra 3 Professor Catedrático, Departamento de Engenharia Civil, Universidade de Coimbra, Coimbra

II-628 V Congresso de Construção Metálica e Mista

nomeadamente do Eurocódigo 4 [9], não existem dados suficientes para o dimensionamento integrado dos nós de estruturas mistas ao nível do interface aço-betão, onde interagem vários fenómenos. Existe mesmo uma forma diferente de abordar essa questão por parte dos documentos normativos de estruturas metálicas e dos documentos normativos de betão [10], da qual resultaram diferentes métodos de análise, não havendo uma aceitação generalizada de um determinado método. De facto, os Eurocódigos fornecem indicações incompletas quanto à caracterização do comportamento dos fixadores inseridos no betão, já que só contemplam a resistência do próprio chumbadouro em aço e a rotura por aderência. Não consideram os diversos modos de ruína, nem a influência das armaduras do betão na resistência. Por seu lado, a Federação Internacional do Betão (FIB), através do grupo de trabalho “Fastenings to reinforced concrete and masonry structures” apresentou diversas contribuições, destacando-se o “CEB Design of Fastenings in Concrete” [3]. Foi assim adoptado pelo FIB o método da capacidade do betão (Concrete Capacity Method) para o cálculo dos modos de rotura de diversos fixadores ou grupos de fixadores, baseado no conceito de dimensionamento por coeficientes parciais de segurança. Este mesmo método foi seguido por numerosos regulamentos (ETAG, SIA, ACI) [6] e foi desenvolvido fundamentalmente por Fuchs, Eligehausen e Breen [7]. No entanto, ensaios experimentais recentes, da autoria de Rölle [12], no âmbito de um estudo de ligações entre elementos metálicos e betão, concluíram que a aplicação do CC-Method é excessivamente conservativa, em parte devido ao facto das armaduras do betão não serem tidas em conta de forma adequada.

Dado o grande número de variáveis envolvidas no problema, o seu estudo aprofundado requer uma análise experimental com uma gama de ensaios que contemplem diversas geometrias. O presente trabalho pretende estudar a contribuição de reforços de armaduras posicionadas na área de ancoragem de chumbadouros de cabeça em tracção para a resistência das ligações. São executados ensaios experimentais de forma a obter-se dados quantitativos para um possível método de dimensionamento, permitindo ainda servir de base para a calibração de futuros modelos numéricos, como complemento ao trabalho experimental [10]. 2. COMPORTAMENTO DE ANCORAGENS COM CHUMBADOUROS DE CABEÇA

A transferência de esforços para o betão através dos diversos tipos de fixadores existentes ocorre por um dos seguintes mecanismos, ou por sua combinação:

1. transferência por atrito, que se caracteriza pela proporcionalidade existente entre a carga transmitida e as forças aplicadas perpendicularmente às superfícies de atrito, como no caso dos chumbadouros de expansão;

2. transferência por aderência, que no contexto dos sistemas de fixação, engloba apenas os sistemas em que a transmissão da carga é contínua ao longo do comprimento da ancoragem;

3. transferência mecânica por interlock, que se distingue da transferência por aderência pelo facto de ser feita numa região concentrada, em geral junto ao extremo do chumbadouro, na qual se geram elevadas tensões de esmagamento.

Os chumbadouros de cabeça são fixadores compostos por um fuste e uma cabeça na extremidade (Fig. 1), e efectuam a transferência de acções mecanicamente, pelo contacto de compressão da cabeça do chumbadouro contra o betão, no caso de tracção, e do fuste do chumbadouro contra o betão, no caso de corte. A contribuição da transferência por aderência é desprezável, pelo que em geral são compostos por fustes lisos.

Ligações Estruturais II-629

3. MODOS DE ROTURA COM CHUMBADOUROS DE CABEÇA À TRACÇÃO

Dos possíveis modos de ruína em chumbadouros de cabeça aquele que condiciona a máxima resistência da ligação é da rotura pelo aço do fixador (Fig. 1-a), em que este cede à tracção por ter sido atingida a resistência do aço na sua secção.

a) Rotura pelo aço do fixador

b) Rotura por arrancamento do fixador (pull-out

failure)

c) Rotura por arrancamento de um cone de betão (concrete cone failure)

d) Rotura por rebentamento na face da

peça de betão (blow-out failure) e) Rotura por fissuração do betão

(splitting failure) Fig. 1 - Modos de rotura em ancoragens com chumbadouros de cabeça

Caso a cabeça do chumbadouro tenha uma área de contacto com o betão

excessivamente pequena, pode surgir a rotura por pull-out (Fig. 1-b), em que se atinge a resistência à compressão do betão sobre a cabeça do chumbadouro, desenvolvendo-se um esmagamento progressivo do betão, que termina com a formação de um cone superficial de rotura do betão, e o chumbadouro é inteiramente arrancado do furo no betão.

O modo mais comum de rotura é o do arrancamento de um cone de betão (concrete cone failure) - Fig. 1-c) [5], em que se desenvolve uma superfície de rotura formando um cone de betão que se destaca em conjunto com o ou os fixadores, e tem o seu vértice no extremo do fixador inserido no betão. Está fundamentalmente dependente da profundidade da ancoragem.

Um outro modo de ruína específico para os chumbadouros de cabeça, conhecido por blow-out failure (Fig. 1-d), consiste na separação de uma porção de betão entre a cabeça do chumbadouro e a face do bordo mais próximo, e ocorre em fixadores que não estejam suficientemente afastados dos bordos.

Finalmente, uma outra possível forma de ruína, de difícil previsão, é através de splitting failure (Fig. 1-e), em que se forma uma fenda num plano vertical entre dois fixadores próximos, ou entre um fixador e a face da peça de betão. Ocorre em fixadores próximos entre si ou dos bordos, ou que estejam inseridos em peças excessivamente finas.


4. CONTRIBUIÇÃO DE ARMADURAS DE REFORÇO

Embora os procedimentos propostos pelo CC-Method [7] para contabilizar a resistência de chumbadouros em que ocorre rotura por arrancamento de um cone de betão assumam a ausência de armaduras na área da ancoragem, o Design Guide do CEB [3] apresenta uma metodologia de dimensionamento de chumbadouros de cabeça à tracção com armaduras em forma de laço para impedir a formação do cone de rotura no betão (Fig. 2). No entanto, ensaios experimentais recentes realizados por Rölle [12], em ligações com conectores de corte em colunas de betão, revelam uma grande discrepância entre os resultados experimentais obtidos e os preconizados em [3], excessivamente conservativos.

Bode & Hanenkamp [2] realizaram ensaios em ligações deste tipo, com e sem armaduras em forma de laço junto a chumbadouros de cabeça, a partir dos quais se pode observar um considerável ganho de resistência, rigidez e ductilidade.

Segundo Rehm et al [11], a disposição de armaduras mais eficiente consiste na introdução de estribos ou armaduras em laço dispostas junto ao chumbadouro e que rodeiem as armaduras da face, convenientemente ancorados.

Quando estão presentes armaduras de amarração, o modo de rotura por arrancamento de um cone de betão é retardado ou impedido, podendo surgir dois novos modos de rotura (Fig. 2): a) rotura do aço da armadura; b) rotura da ancoragem da armadura no cone de betão.

a) Aço da armadura de amarração b) Ancoragem da armadura no cone de betão

Fig. 2 - Modos de rotura das armaduras de amarração nas ancoragens dos chumbadouros. 5. DESCRIÇÃO DA CAMPANHA EXPERIMENTAL 5.1 Definição e justificação das variáveis adoptadas nos diversos ensaios

O trabalho experimental em curso no Departamento de Engenharia Civil da Faculdade de Ciências e Tecnologia da Universidade de Coimbra consiste em vinte e cinco ensaios de arrancamento de chumbadouros de cabeça de maciços de betão, divididos em cinco séries:

Série 1: chumbadouro isolado com hef =150 mm; Série 2: chumbadouro isolado com hef =200 mm; Série 3: chumbadouro isolado com hef =260 mm; Série 4: 2 chumbadouros (sobreposição de cones de rotura) com hef =200 mm; Série 5: chumbadouro isolado na proximidade dos bordos com hef =200 mm. A variável hef é o comprimento de ancoragem no interior da peça (Fig. 3). Em cada

uma das séries foi feito o estudo da influência das armaduras, de dois tipos diferentes (de amarração em laço e em grelha - Fig. 3 e Fig. 4) adoptando cinco situações distintas:

1. chumbadouros sem armaduras de amarração; 2. chumbadouros com armaduras de amarração com diâmetro - Fig. 3; 1,shrd


3. chumbadouros com armaduras de amarração (diâmetro ) e com grelha de armaduras na face superior da peça (Fig. 3);

1,shrd

4. chumbadouros com armaduras de amarração com diâmetro > ; 2,shrd 1,shrd5. chumbadouros com armaduras de amarração com diâmetro > e com uma

grelha de armaduras na face superior da peça (Fig. 3). 2,shrd 1,shrd

n chumbadouros em aço classe 8.8

h

sφ

dφ

dshr

lcc,sh

r

sa

s1

NN

thhe

fdh

lb,shr

α

γ d

Fig. 3 – Definição das variáveis consideradas nos ensaios.

A Tabela 1 resume o programa experimental, mostrando as diversas variáveis

adoptadas em cada ensaio:

Tabela 1 – Descrição do programa experimental

Série Ensaio hef (mm)

Situação do chumba-douro

Armadura de amarração

Armadura de grelha na face

1 Ausente Ausente 2 Ausente 3

dshr,1 = 10 mm (2 varões) φ10//0,15

4 Ausente 1

5

150 dshr,2 = 12 mm (2 varões) φ10//0,15


dshr,1 = 10 mm (2 varões) φ10//0,15

9 Ausente 2

10

200 dshr,2 = 12 mm (2 varões) φ10//0,15


dshr,1 = 10 mm (2 varões) φ10//0,15

14 Ausente 3

15

260

Chumbadouro isolado

dshr,2 = 12 mm (2 varões) φ10//0,15

16 Ausente Ausente 17 φ10//0,15 18

dshr,1 = 10 mm (2 varões) Ausente

19 φ10//0,15 4

20

200

2 chumbadouros em grupo com sobreposição de cones de rotura dshr,2 = 12 mm

(2 varões) Ausente 21 Ausente Ausente 22 φ10//0,15 23

dshr,1 = 10 mm (2 varões) Ausente

24 φ10//0,15 5

25

200

Chumbadouro isolado com influência da proximidade dos bordos dshr,2 = 12 mm

(2 varões) Ausente


Como se verifica, foram escolhidos três comprimentos de ancoragem, sendo o valor de hef =150 mm o mínimo considerado no CEB Design Guide [3] a partir do qual se pode admitir que as armaduras de amarração são eficientes. Tomou-se um valor intermédio hef =200 mm, e como máximo hef =260 mm, que é um dos valores usados nos ensaios de Eligehausen & Sawade [4], que serão utilizados posteriormente como referência.

A avaliação da redução da carga de rotura nas ancoragens pelo efeito da sobreposição dos cones de betão gerados em torno de chumbadouros próximos foi conseguida executando séries de ensaios semelhantes com um chumbadouro isolado e com dois chumbadouros próximos, mantendo constantes as outras variáveis de teste. Para garantir a existência de sobreposição dos volumes dos cones, os chumbadouros foram dispostos com um afastamento s igual ao comprimento de ancoragem (s=hef =200 mm), Fig. 3.

Para estudar a redução da carga de rotura pelo efeito da proximidade de bordos, foram ainda feitas séries de ensaios semelhantes com e sem a influência dos bordos, mantendo constantes as outras variáveis de teste. Foi tomada uma geometria em que numa das direcções os bordos estão a uma distância c igual ao comprimento de ancoragem (c=hef =200mm), inferior ao raio na superfície do cone - 1,5hef . Nas restantes peças em que se pretende garantir a ausência de influência dos bordos, tomou-se como distância aos bordos valores superiores ao dobro do comprimento de ancoragem (c>2hef ). A altura das peças foi determinada de modo a que a proximidade da base das peças não influenciasse o modo de rotura da ancoragem, tomando-se h=2hef [4].

A presença ou não de armaduras no betão e o seu tipo foi, como referido, uma das variáveis mais importantes do estudo. Para cada geometria procurou-se estimar a quantidade de armadura de amarração mínima para que a resistência à tracção e à aderência no potencial cone de rotura do betão não fosse inferior à resistência prevista para a formação do próprio cone de rotura. A partir desses valores foram então definidas pormenorizações de armaduras aptas para cada situação com diâmetro 1,shrd . Para uma análise quantitativa simplificada entre a resistência à tracção das ancoragens e a quantidade de armadura de amarração, foram realizados ensaios com a mesma geometria, mas com diâmetros de armaduras superiores, designado por . 2,shr

Em todo o programa experimental procurou-se que os valores estimados para as várias resistências seguissem a seguinte ordem decrescente: (1) resistência do aço do chumbadouro; (2) resistência ao arrancamento (pull-out); (3) resistência do aço da armadura de amarração; (4) resistência da ancoragem no cone de betão da armadura de amarração; (5) resistência do betão por formação do cone de rotura - resistência fictícia na presença de armaduras, pois este modo está impedido pelas armaduras de amarração.

d

Os diâmetros dos chumbadouros (25, 30 e 40 mm) foram seleccionados de modo a que a sua rotura não fosse condicionante, e os diâmetros das suas cabeças (45, 60 e 75 mm) seleccionados para impedir a rotura por pull-out antes do arrancamento do chumbadouro por rotura das armaduras de amarração. Estes valores estão resumidos na Tabela 2:

Tabela 2 – Parâmetros geométricos por séries Série n.º d (mm) dh (mm) cmin (mm) h (mm)

1 25 45 625 300 2 30 60 625 400 3 40 75 625 520 4 30 60 525 400 5 30 60 200 400


Planos de corte das armaduras de face2 varões de armaduras de reforço45°

45°

A'

Cone de rotura

2 varões de armaduras de reforço

Planos de corte das armaduras de face

Corte A - A'

α

α

Cone de rotura

Planos de corte das armaduras de face

2 varões de armaduras de reforço

Corte B - B'

Fig. 4 – Geometria de um ensaio com 2 chumbadouros de cabeça, com armaduras de reforço

superior em grelha e armaduras de amarração. 5.2 Esquema geral dos ensaios e instrumentação

A Fig. 5 ilustra o esquema geral dos ensaios (a) e detalhes da instrumentação (b), (c).

b) visão geral da instrumentação

a) vista geral do sistema de ensaio c) pormenor da instrumentação

Fig. 5 – Ilustração do esquema dos ensaios e instrumentação


Os maciços de betão onde se encontram os chumbadouros de cabeça foram amarrados à laje de reacção do laboratório através de uma estrutura metálica, e o conjunto pré-esforçado através de quatro varões dywidag. O chumbadouro ou chumbadouros são solicitados à tracção através de um sistema de varões e chapas, ligados a um actuador hidráulico de 100 tf e curso de 300 mm, fazendo funcionar uma célula de carga TML de 100 tf. Após uma fase inicial de carga até 5 tf e subsequente descarga com controlo de força, para eliminar folgas do sistema, o carregamento foi aplicado através de controlo de deslocamento a uma velocidade de 0,02 mm/s, aumentada em fases mais avançadas dos ensaios para 0,05 e 0,1 mm/s.

A medição dos deslocamentos relativos entre o chumbadouro e o maciço de betão foi realizada através de transdutores de deslocamento (LVDT’s) solidários com a estrutura metálica, permitindo obter directamente os deslocamentos relativos, já que são eliminados das leituras os movimentos sofridos pelo conjunto. Os LVDT’s representados na Fig. 5b) e na Fig. 5c) medem o deslocamento sobre o betão e directamente no chumbadouro, junto ao maciço e junto ao actuador. Estas leituras revelaram-se semelhantes em fase elástica, mas à medida que há esmagamento do betão as leituras no chumbadouro vão sendo sucessivamente maiores do que as leituras no betão, que após a formação do cone diferem entre si, em virtude das assimetrias do mecanismo de rotura.

Em alguns ensaios com armaduras procedeu-se à colocação de extensómetros nas armaduras de amarração em laço e na grelha, nas duas direcções, por forma a avaliar o funcionamento daquelas armaduras. 6. RESULTADOS

A Fig. 6 ilustra a rotura num ensaio com um chumbadouro à tracção (S1N1), sem a presença de armaduras de reforço (Tabela 1), sendo perceptível o desenvolvimento de um cone de ruína com formação de fendas diametrais e no contorno do cone (fenda circunferencial), e ainda um detalhe do betão arrancado em forma de cone.

Fig. 6 – Ilustração da rotura num ensaio com um só chumbadouro e sem armadura (S1N1).

Apresentam-se em seguida os resultados já disponíveis da primeira série de ensaios

(S1), sob a forma de curvas força aplicada no actuador vs. deslocamento na base do chumbadouro. Estas curvas estão agrupadas por forma a evidenciar algumas conclusões interessantes, aparecendo sempre em cada uma das figuras o resultado do ensaio padrão (N1), sem armadura (Fig. 6).


Na Fig. 7 são comparadas as curvas referentes aos ensaios N1, N2 e N4. Todos estes ensaios se caracterizam pela ausência de grelha de armaduras na face superior. O ensaio N2 difere do N1 pela introdução de armaduras de amarração em forma de laço de diâmetro 10 mm, ao passo que no ensaio N4 o diâmetro dessas armaduras é de 12 mm. Verifica-se que o aumento da força máxima suportada pelos ensaios com armadura não é significativo (apenas da ordem de 10%), mas que a sua ductilidade aumenta significativamente. A resistência da rotura por formação de um cone, prevista pelo CEB (CC-method) está igualmente representada através da linha horizontal, verificando-se o carácter conservativo do método.

A comparação dos resultados dos ensaios N1, N3 e N5 é mostrada na Fig. 8. Diferem dos anteriores, pois em N3 e em N5 é incorporada também uma grelha de armaduras na face superior (φ10). Verifica-se um aumento de resistência muito considerável: 39 % para φ10 na armadura de amarração em laço (N3) e 48 % para φ12 nessa armadura (N5). Observa-se ainda um “degrau” na zona ascendente da curva, correspondente à formação do cone e entrada na zona de funcionamento predominante da grelha. O aumento de ductilidade é notório.

0

50

100

150

200

250

300

0 5 10 15 20 25Deslocamento (mm)

Forç

a (k

N)

Força-desloc 2 N1Força-desloc 2 N2Força-desloc 2 N4CEB CC Method

0

50

100

150

200

250

300


Forç

a (k

N)

Força-desloc 2 N1

Força-desloc 2 N3

Força-desloc 2 N5

Fig. 7 – Curvas força-desloc. (N1, N2, N4) Fig. 8 – Curvas força-desloc. (N1, N3, N5)

A Fig. 9 compara os ensaios N1, N2 e N3 e a Fig. 10 os ensaios N1, N4 e N5, evidenciando, para cada diâmetro da armadura de amarração em laço, a influência da sua colocação e ainda da adição da grelha superior, e mostrando que a armadura de amarração em laço (N2 e N4) aumenta sobretudo a ductilidade, ao passo que a introdução suplementar da grelha de reforço proporciona um ganho significativo de resistência (N3 e N5).

0

50

100

150

200

250

300


Forç

a (k

N)

Força-desloc 2 N1

Força-desloc 2 N2

Força-desloc 2 N3

0

50

100

150

200

250

300


Forç

a (k

N)

Força-desloc 2 N1

Força-desloc 2 N4

Força-desloc 2 N5

Fig. 9 – Curvas força-desloc. (N1, N2, N3) Fig. 10 – Curvas força-desloc. (N1, N4, N5)


7. CONCLUSÕES

Foi apresentada uma descrição do comportamento de chumbadouros de cabeça quando submetidos a arrancamento de um maciço de betão, e um estudo experimental em curso. Para além do programa de ensaios, foram mostrados pormenores do esquema dos ensaios e da sua instrumentação. Os resultados disponíveis, correspondentes a uma série completa de ensaios, permitiram obter conclusões acerca da influência da colocação de armaduras de reforço e da sua forma no maciço de betão. As armaduras de amarração em laço aumentam, em comparação com os provetes não armados, a ductilidade da ligação, enquanto que a introdução suplementar de armaduras em grelha na face superior do maciço permite, sem prejuízo dessa ductilidade, aumentar de forma significativa a resistência. 8. REFERÊNCIAS [1] ACI Committee 349-85: Code Requirements for Nuclear Safety Related Concrete

Structures, American Concrete Institute, Detroit, 1985. [2] Bode, H., Hanenkamp, W.: Zur Tragfähigkeit von Kopfbolzen bei Zugbean-

spruchung (Bearing capacity of headed studs under tension). Bauingenieur 60, 361-367, 1985.

[3] CEB Design Guide (1997): Design of Fastenings in Concrete, Comité Euro-International du Béton, Thomas Telford, 1997.

[4] CEB State of the Art Report (1994): Fastenings to concrete and masonry structures, Comité Euro-International du Beton, Thomas Telford, 1994.

[5] Eligehausen, R., Hofacker, I., Lettow, S. Fastenings technique – current status and future trends. International Symposium on “Connections between steel and concrete”. University of Stuttgart, ed. Eligehausen R., Stuttgart 2001, pp. 11-27.

[6] European Organisation for Technical Approvals. Guideline for European technical approval of anchors (metal anchors) for use in concrete. EOTA, Brussels, 1994

[7] Fuchs, W., Eligehausen, R., Breen, J.E.: Concrete Capacity Design: Approach for Fas-tenings to Concrete, ACI Structural Journal, Vol.92, No. 1, 1995.

[8] EN 1992-1-1: Eurocode 2: Design of Concrete Structures: Part 1.1: General Rules and Rules for Buildings. 2004.

[9] EN 1994-1-1: Eurocode 4: Design of Composite Steel and Concrete Structures: Part 1.1: General Rules and Rules for Buildings. 2004.

[10] Raposo, J.M., Neves, L.F.C., Simões da Silva, L., Comportamento de chumbadouros à tracção ancorados em peças de betão, Actas da Conferência Métodos Numéricos en Ingeniería 2005, Ed. José L. Aparício et al, SEMNI-APMTAC, Granada, 2005.

[11] Rehm G. Schlaich, J., Schäfer, K., Eligehausen, R.: Fritz-Leonhardt-Kolloquium. For-schungskolloquium des Deutschen Ausschusses für Stahlbeton. Beton und Stahlbeton-bau, No. 6, 156-161, No. 7, 190-194, 1985

[12] Rölle, L.: Konzentrierte Lasteinleitung mittels Kopfbolzendübel in Stahlbetonstützen. Diplomarbeit, Institut für Konstruktion und Entwurf, Universität Stuttgart, 2003.

[13] Stark J., Hordijk D.A.: Where structural steel and concrete meet. International Sympo-sium on “Connections between steel and concrete”. University of Stuttgart, ed. Elige-hausen R., Stuttgart 2001, pp. 1-11, ISBN 2-912143-25-X.

[14] Weynand, K.: Column bases in steel building frames. COST C1. Semi-rigid behaviour of civil engineering structural connections, Brussels Luxembourg 1999.

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