Comportamentul diverselor tipuri de conectori sub încărcări ... - apcmr

COMPORTAMENTUL DIVERSELOR TIPURI DE CONECTORISUB ÎNCĂRCĂRI MONOTONE ŞI CICLICE ALTERNANTEAdrian Ciutina 1RezumatCercetarea structurilor compuse cu conlucrare între structura din oţel şi beton este de un interesesporit în zilele noastre, datorită raţiunilor economice rezultate din aplicarea practică a soluţiei.Lucrarea prezintă rezultatele unui program experimental pe specimene standard de tip push-out, încare au fost variaţi diverşi parametri: tipul conectorilor (Profile UPN, profile LL, gujoane Φ22,gujoane Φ16, agrafe din bare de armătură), clasa tălpii din oţel a profilului metalic (clasă 1, clasă2 şi respectiv clasă 3), clasa betonului (C25/30 şi 30/37). Încărcarea de tip ciclic a fost aplicatăpentru 5 specimene. Rezultatele sunt comentate în termeni de rezistenţă, ductilitate şi analizate înfuncţie de capacităţile acestora de a susţine anumite deformaţii între placa din beton armat şiprofilul metalic.1. IntroducereSistemul de grinzi compuse oţel-beton este deja folosit în proiectarea structurală de o perioadăconsiderabilă de timp [1]. Comportamentul grinzilor compuse este caracterizat de conexiunea dintrecele două materiale, care lucrează la forfecare. Din acest motiv au fost concepute şi testate de cătrecercetători multe tipuri de dispozitive în vederea realizării unei conexiuni de forfecare optime. Înconsecinţă, pe de o parte considerentele economice continuă să motiveze dezvoltarea unor produsenoi, iar pe de alta cercetătorii încearcă să folosească noi tehnici pentru folosirea conectorilortradiţionali [2]. Noile generaţii de conectori, cum ar fi conectorii preperforaţi [3] promit să fie oalternativă eficientă a conectorilor standard de tip gujon cu cap.Procedura standard push-out dată în Anexa B a Eurocode 4 [4] oferă o modalitate corectă deinvestigare la forfecare a conectorilor. Totuşi această procedură oferă informaţii doar despreîncărcările de tip monoton. În cazul grinzilor cadrelor necontravântuite sub încărcări seismice, undemomentele pot schimba semnul în decursul încărcării, forfecarea din conectori poate fi de tipalternant. În literatura de specialitate există relativ puţine rapoarte de cercetare care considerăconectorii sub încărcări ciclice de tip alternant, iar majoritatea tratează comportamentul conectorilorde tip gujon cu cap.1 Şef Lucrări, Universitatea „Politehnica” din Timişoara, Facultatea de Construcţii, Departamentul de ConstrucţiiMetalice şi Mecanica Construcţiilor171

Feldmann & Gesella [5] fac o analiză foarte detaliată la oboseală a conectorilor de tip gujon laîncărcări cvasi-statice. La oboseală cu cicluri de amplitudine mare (low-cycle fatigue), Bursi şiBallerini [6] au analizat comportamentul conectorilor-gujon la variaţii de deplasare de tip variabilrespectiv constant nesecvenţial. O comparaţie între rezultatele testelor ciclice şi cele monotone aucondus autorii la concluzia că formulele oferite de Eurocode 4 pentru calculul rezistenţeiconectorilor conduc la valori nesecuritare când sunt aplicate direct în proiectarea seismică.Pe o cercetare condusă pe două tipuri diferite de conectori, Aribert & Lachal [7] au demonstrat deasemenea faptul că răspunsul ciclic a condus la o scădere masivă atât a rezistenţei globale cât şi aductilităţii, subliniind faptul că în cazul încărcărilor ciclice, aşa cum este şi cazul acţiunii seismice,folosirea conexiunii parţiale trebuie evitată.Prezenta lucrare prezintă rezultatele a 11 teste experimentale sub încărcări de tip monoton (de tippush-out) şi 5 teste experimentale la încărcări ciclice (de tip push-pull), încercate în LaboratorulCEMSIG al Universităţii Politehnica din Timişoara. Scopul final al activităţii de cercetare este de agăsi comportamentul diferitelor tipuri de conectori sub acţiuni ciclice de genul celor seismice,corespunzătoare teritoriului României.2. Configuraţia specimenelor, standul experimental, interpretarea rezultatelor2.1 Configuraţia şi descrierea specimenelorDimensiunile specimenelor de tip push-out (incluzând secţiunea metalică şi planul de armare) aufost derivate din caracteristicile oferite de Anexa B - paragraful B 2.2 al Eurocode 4. Dimensiunileplăcilor din beton şi ale profilului metalic au fost menţinute constante pentru toate testele, la fel şiconfiguraţia şi diametrul barelor de armare (Φ 10mm), aşa cum este arătat mai în Figura 1.1516015035160250150620150 2651501408040180 160 180Figura 1. Specimene standard de tip push-out, în conformitate cu Eurocode 4.Descrierea specimenelor este dată în Tabelul 1. În procesul de concepţie a specimenelor au fostconsideraţi patru parametri:- tipul conectorilor (gujoane Φ16 pe doua rânduri; gujoane Φ22 dispuse pe un singur rând;agrafe din armatura Φ 10mm, placi metalice preperforate; corniere L120x80x8 si profil UNP 120);- clasa betonului (C25/30; C30/37);- clasa profilului din otel (clasa 1 corespunzătoare profilului standard HEB 260, clasa 2 princonsiderarea unui profil din table sudate cu tălpi de 10mm grosime si respectiv clasa 3, princonsiderarea unui profil similar cu tălpile din tabla de 8mm grosime).600401509035172

Figura 2 prezintă o vedere 3D a tipurilor de conectori folosiţi, sudaţi pe profilele metalice.Tabel 1. Descrierea specimenelor de tip push-out.Specimen Tip conectori No.conectoriClasabetonuluiProfil oţelPT-16/I-M 8Φ16 (2 rânduri) 8 C25/30 HEB 260PT-16/II-M 8Φ16 (2 rânduri) 8 C25/30 Clasă 2*PT-16/III-M 8Φ16 (2 rânduri) 8 C25/30 Clasă 3**PT-16/S-M 8Φ16 (2 rânduri) 8 C30/37 HEB 260PT-16/I-C 8Φ16 (2 rânduri) 8 C30/37 HEB 260PT-22-M 4Φ22 (1 rând) 4 C25/30 HEB 260PT-22-C 4Φ22 (1 rând) 4 C25/30 HEB 260PT-A-M Ancore (Φ 10mm) 4 C25/30 HEB 260PT-A-C Ancore (Φ 10mm) 4 C25/30 HEB 260PT-A/S-M Ancore (Φ 10mm) 4 C30/37 HEB 260PT-II-M Plăci preperforate*** 2 C25/30 HEB 260PT-II-C Plăci preperforate *** 2 C25/30 HEB 260PT-LS/II-M L120x80x8 4 C25/30 Clasă 2*PT-LS/III-M L120x80x8 4 C25/30 Clasă 3**PT-LS/I-C L120x80x8 4 C25/30 HEB 260PT-US-M UNP 120 4 C25/30 HEB 260* profil 260X260 t f =10mm** profil 260X260 t f =8mm*** placa longitudinala din otel (t=8mm) pe fiecare latura a profilului metalic, preperforată pentru trecerea armaturilorFigura 2. Dispoziţia conectorilor pe profilul din oţel.2.2 Standul experimental şi procedura de încărcareFigura 3 arată standul experimental folosit pentru testele experimentale. Forţa de compresiune esteaplicată printr-un piston hidraulic, în regim de deplasare. Încărcarea a fost aplicată întâi în paşi depână la 40% din forţa de cedare evaluată şi apoi prin 25 de cicluri între 5% şi 40% din forţa decedare evaluată, în conformitate cu specificaţiile Eurocode 4. După aceste cicluri, forţa a crescutmonoton până la cedarea specimenului. În cazul testelor ciclice, a fost aplicată procedura ECCS [8],având caracteristicile de curgere determinate pe baza testelor monotone.173

Piston(acţionareReazem detracţiuneSpecimenMasa de reacţiuneFigura 3. Standul experimental.2.3 Evaluarea rezultatelorPentru interpretarea rezultatelor a fost adoptată următoarea procedură: capacitatea la forfecare aconectorului, P R,k este considerată capacitatea maximă de încărcare, redusă cu 10% şi împărţită lanumărul total de conectori. Capacitatea de alunecare a conectorului δ u este dată de către curba forţădeplasarerelativă, şi corespunde capacităţii de forfecare P R,k (vezi Figura 4).Captorii de deplasare au fost dispuşi pentru a măsura alunecarea relativă dintre cele două dale dinbeton şi profilul metalic precum şi separarea (desprinderea) dintre acestea. În total au fost folosiţi unnumăr de 10 captori de deplasare la fiecare test, 6 pentru deplasările longitudinale relative, iar 4pentru măsurarea desprinderii laterale a conectorilor (partea de sus şi respectiv jos), Forţa decompresiune este aplicată printr-un piston hidraulic, în regim de deplasare.Figura 4. Determinarea deformaţiei unui conector δ u în conformitate cu Eurocode 4.Pentru interpretarea rezultatelor, valoarea forţei a fost considerată cea oferită de captorul de forţădin piston, iar alunecarea relativă considerată ca fiind valoarea medie între valorile înregistrate decei doi captori de deplasare dispuşi la partea superioară a specimenului.3. Rezultate experimentaleTabelul 2 prezintă principalele rezultate interpretate din curbele monotone (prezentate in Figura 5),şi din înfăşurătorile curbelor ciclice:- F y reprezintă forţa de curgere, în sensul procedurii de încărcare ECCS (1986);- δ y este deplasarea la curgere;- S j,ini este rigiditatea iniţială a curbei F-δ;174

- F max este forţa maximă înregistrată în timpul încărcării;- δ u este capacitatea de deformare a conectorului;- P R,k este forţa capabilă de forfecare a conectorului.3.1 Rezultatele testelor monotoneAşa cum o arată interpretarea datelor experimentale (Figura 5), rezultatele sunt foarte dispersate,având forţe maxime între 590kN (specimenul PT-A-M) până la 1256kN pentru specimenul PT-US-M. De asemenea, capacitatea de forfecare variază între 2.35mm (PT-LS/II-M) până la aproape 22mm pentru specimenul PT-II-M. Pentru a avea o mai bună imagine asupra variaţiilor de rezistenţă şiductilitate, se va face o analiză funcţie de parametrii variaţi în conceperea specimenelor.Tabel 2. Principalele rezultate derivate din interpretarea datelor experimentale.SpecimenF y[kN]δ y[mm]S j,ini[kN/mm]F max[kN]δ u[mm]P R,k /conn.[kN]PT-16/I-M 396.0 0.20 1983.4 801.1 4.91 99.7PT-16/II-M 514.6 0.37 1349.8 862.6 7.52 100.1PT-16/III-M 501.2 0.34 1399.6 831.8 6.42 103.1PT-16/S-M 436.2 0.17 2359.8 844.0 7.18 102.9PT-16/I-C 430.0 0.29 1454.0 579.0 2.33 60.66PT-22-M 405.8 0.35 1093.5 737.6 14.43 177.2PT-22-C 407.0 0.44 871.0 474.0 2.11 95.6PT-A-M 396.0 0.20 1813.0 590.6 7.84 132.8PT-A-C 339.0 0.08 4361 544.3 1.98 117.9PT-A/S-M 356.9 0.08 4331.1 649.6 6.51 146.6PT-II-M 557.5 0.13 3701.4 1033.0 21.46 465.6PT-II-C 403.0 0.09 3939 586 0.60 272.5PT-LS/II-M 586.8 0.21 2677.1 794.4 2.36 179.1PT-LS/III-M 494.6 0.10 4726.9 790.4 3.09 177.8PT-LS/I-C 650.0 0.27 2274.0 774.3 0.98 165.9PT-US-M 804.9 0.41 2052.9 1256.0 9.65 314.0140012001000800Force [kN]PT-US-MPT-16/II-MPT-16S-MPT-16/III-MPT-22-MPT-II-M600400PT-AS-MPT-16/I-MPT-LS/II-MPT-LS/III-M200PT-A-Mslip [mm]00 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20Figura 5. Comparaţie între curbele monotone.175

Influenţa tipului de conectoriPentru scopul studiului au fost folosite şase tipuri diferite de conectori. Curbele caracteristice pentrucele şase tipologii de conectare sunt prezentate în Figura 6, pentru aceeaşi clasă a profilului metalic(de tip HEA) şi clasă a betonului (C25/30).140012001000Force [kN]PT-US-MPT-II-M800600400200PT-16/I-MPT-A-MPT-LS/II-MPT-22-M0slip [mm]0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20Figura 6. Curbele forţă-alunecare relativă pentru diferite tipuri de conectori.În termeni de rezistenţă, putem observa cu uşurinţă faptul că specimenul care are conectori de tipUPN (PT-US-M) prezintă cea mai mare rezistenţă, în timp ce specimenul cu agrafe din armatură(PT-A-M) prezintă o forţă capabilă mai mică cu mai bine de jumătate din rezistenţa primuluispecimen. În ceea ce priveşte ductilitatea, specimenul PT-II-M prezintă cea mai bună capacitate dedeformabilitate, dar trebuie spus faptul ca în acest caz ea reprezintă ductilitatea armăturilor dindalele de beton (cedarea acestui specimen a fost prin strivirea betonului în apropierea plăcilorperforate din oţel).Specimenul cu conectori LL120 a avut un comportament mai degrabă necorespunzător, cedareaacestuia producându-se foarte repede, prin desprinderea laterală a dalelor din beton de tălpilecornierelor. Aceasta este demonstrată de scăderea foarte bruscă a curbei caracteristice aspecimenului.Conectorii de tip gujon cu cap au demonstrat un comportament aşteptat, printr-o ductilitateconsiderată ca fiind satisfăcătoare şi o rezistenţă similară cu cea dedusă din proiectarea clasică.Totuşi, există diferenţe importante în termeni de rezistenţă şi ductilitate între cele două specimenecu gujoane (PT-16/I şi PT-22) cu toate că aria de forfecare a acestora este aproape similară.Influenţa mărcii betonuluiDiferenţele dintre caracteristicile specimenelor cu modificarea clasei betonului pot fi evidenţiate înTabelul 2 şi sunt arătate grafic în Figura 7 (specimenele PT-16/I şi PT-A au fost concepute ca avânddouă clase diferite din beton).După cum cedarea calculată în cazul acestor specimene este prin forfecarea conectorilor şi nu prinstrivirea betonului, nu există o evidenţă clară în creşterea rezistenţei la forfecare a specimenelor şinici a ductilităţii odată cu creşterea mărcii betonului. Totuşi, rigiditatea iniţială a curbelor specificespecimenelor cu beton marca C30/37 este semnificativ mai mare decât cea a specimenelor cu marcăinferioară şi pare să fie singura influenţă în aceste cazuri.176

900800700600500Force [kN]400300200PT-16/I-MPT-16/S-MPT-A-MPT-AS-M1000slip [mm]0 1 2 3 4 5 6 7 8Figura 7. Curbele forţă-deplasare relativă arătând influenţă mărcii betonului.Influenţa tălpii profilului metalicConectorii tip gujon cu cap de 16mm şi specimenele cu conectori L, au fost selectate pentru diferiteclase ale tălpii profilului din oţel (17.5mm pentru profilul clasa I - HEB 260, 10 mm pentru clasa IIrespectiv 8mm pentru clasa III). Rezultatele parametrilor urmăriţi sunt date în Tabelul 2 şi sunt deasemenea schiţate grafic în Figura 8 şi demonstrează faptul că nu există diferenţe majore întrecomportamentul specimenelor pe serii. Aceasta este valabil atât pentru rezistenţă cât şi pentruductilitate. Şi în cazul acestui parametru, rigiditatea iniţială este foarte diferită în cadrulspecimenelor pe serie, însă aceasta nu urmăreşte o anumită regulă odată cu modificarea grosimiitălpii din oţel.Se pare totuşi că în cazul reducerii grosimii tălpii profilului din oţel la valori semnificativ mai mici(la 6 sau chiar 4 mm) se poate conta pe o creştere a ductilităţii conectorului datorită încovoieriilocale a tălpii profilului.1000900800700600500400300200Force [kN]PT-16/I-MPT-16/II-MPT-16/III-MPT-LS/III-MPT-LS/II-M100slip [mm]00 2 4 6 8 10 12 14Figura 8. Curbele forţă-deplasare relativă pentru diferite clase ale tălpii profilului metalic.177

3.2 Rezultatele testelor cicliceFigura 9 prezintă comportamentul ciclic ale celor 5 teste ciclice, iar Figura 10 prezintă comparaţiadintre partea pozitivă a înfăşurătorii curbei ciclice cu curba monotonă corespunzătoare. Toatecurbele testelor monotone au demonstrat valori în termeni de rezistenţă şi rigiditate valori cu multsuperioare înfăşurătorilor curbelor ciclice. De exemplu, pentru specimenul PT-16, cu conectori tipgujon de 16mm, reducerea în rezistenţă P R,k este de aproximativ 40%, iar reducerea în capacitateade alunecare este mai mare de 50%. Aceeaşi concluzie este valabilă şi pentru specimenele PT+22,dar cu un grad mai mare de reducere a ductilităţii.800600600PT-16/I-C500PT-22-CPT-A-C600400400400300200200200100Slip [mm]Slip [mm]0Slip [mm]00-4 -2 0 2 4 6-4 -3 -2 -1 0 1 2 3-64-4 -2 -100 0 2 4 6-200-200-200-400-300-400-400-600-500-600Force [kN]Force [kN]Force [kN]800800PT-II-CPT-16/I-C600600400400200Slip [mm]2000-0.5 0 0.5 1 1.5 20Slip [mm]-200-4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4-400-200-600-400-800-600Figura 9. Curbele forţă-deplasare relativă pentru specimenele testate ciclic.Force [kN]Force [kN]Specimenul PT-II cu plăci preperforate reprezintă cea mai periculoasă situaţie, aşa cum a fostdemonstrat de testele experimentale. Cu toate că testele monotone au arătat un comportament foartebun, cu rezistenţă sporită şi ductilitatea cea mai mare între testele monotone, testul ciclic ademonstrat un comportament ciclic foarte rău, cu o reducere a rezistenţei de aproximativ 40%, şi odeplasare ultimă δ u de 0.6mm. În acest caz, conexiunea de forfecare între conectorul din oţel şibeton este pierdută în primele cicluri datorită „efectului de cuţit” al conectorului preperforat. Înacest fel practic nu există energie disipată în timpul ciclurilor, iar rezistenţa descreşte rapid cuincremente semnificative.900800700600500400300200100Force [kN]PT-16/I-MPT-16/I-C0Slip [mm]0 1 2 3 4 5 6 712001000800600Force [kN]800700600500400300200Force [kN]PT-22-MPT-22-C100Slip [mm]00 5 10 15 20PT-II-MPT-II-C700600500400300200Force [kN]PT-A-MPT-A-C100Slip [mm]00 2 4 6 810400300PT-LS/II-M200PT-LS/I-C200100Slip [mm]Slip [mm]000 5 10 15 20 0 2 4 6 810Figura 10. Diferenţe înregistrate între curbele monotone şi înfăşurătorile curbelor ciclice.900800700600500400Force [kN]178

O situaţie interesantă apare în cazul specimenelor cu profile LL (PT-L) şi cu ancore metalice (PT-A), pentru care în ciuda faptului că există o pierdere importantă de ductilitate (δ u < 2mm pentruambele cazuri), reducerea capacităţii de forfecare rămâne sub 10% pentru specimenele ciclice.Trebuie de asemenea subliniat faptul că pentru toate specimenele ciclice, valorile maxime alealunecărilor relative nu satisfac criteriul de 6mm, stipulat în Eurocode 4-1, 6.6.1.1.Cu toate că studiul de faţă este limitat la numărul descris de teste, rezultatele testelor ciclice audemonstrat foarte clar faptul că încărcările monotone nu conduc în mod necesar la aceleaşi rezultateaplicând încărcări de tip ciclic. În consecinţă, folosirea conectorilor la elementele structurilor situateîn zone seismice trebuie reconsiderată.3.2 Modurile de cedareFigurile 11-13 arată modurile tipice de cedare pentru diferitele tipuri de conectori.Figura 11. Cedări tipice în forfecare ale gujoanelor cu cap.În cazul conectorilor de tip gujon (Figura 11) cu toate că în general comportamentul poate ficonsiderat ca fiind ductil, cedarea a fost fragilă, prin forfecarea unui set de conectori situat deaceeaşi parte a profilului metalic. Trebuie adăugat aici faptul că nu a existat o strivire a betonului,cu excepţia betonului de la baza gujonului.Pentru specimenele cu conectori din profile LL şi UPN, cedarea a fost prin încovoierea conectorilor(Figura 12), dar fără o rupere efectivă a oţelului din conectori. În cazul specimenelor cu corniere,talpa înglobată în beton a fost smulsă foarte repede, după atingerea încărcării maxime. Este foarteposibil ca folosirea unor armături de forfecare, dispuse transversal prin talpa înglobată în beton ar fiputut întârzia cedarea. În mod cu totul diferit, conectorul de tip UPN a fost foarte bine ancorat înbeton, iar în acest caz modul de cedare a fost combinat, prin strivirea locală a betonului şiîncovoierea conectorului, lângă sudarea acestuia de profilul metalic.Figura 12. Cedarea la forfecare a conectorilor din profile LL si UPNModul de cedare a specimenelor cu agrafe din armături (Figura 13) a fost prin forfecarea simplă aelementelor de conectare. Nu a fost înregistrată nici o urma de strivire a betonului în vecinătatea179

conectorilor. Ca şi comportament global, acest tip de comportament a fost considerat ductil, datorităfaptului că forfecările agrafelor au fost decalate pe curba caracteristică.Figura 13. Cedarea la forfecare a conectorilor tip agrafăSpecimenul CP-II-M reprezintă un caz special datorită faptului că în acest caz cedarea nu estecaracteristică conectorului din oţel, ci betonului şi a armaturilor. Practic, acest conector a acţionat caun cuţit în corpul dalei din beton. Primele semne de cedare au fost prin fisuri longitudinale în masadalei din beton, în mijlocul acesteia, paralel cu conectorul, şi continuând cu strivirea betonului lapartea inferioară a dalei din beton. După încărcare, a fost descoperit faptul că barele transversale dearmare au fost încovoiate de către conectorul longitudinal. Acest fapt a condus la un comportamentfoarte ductil al acestui tip de conector pentru specimenele încărcate monoton, însă a condus la opierdere foarte rapidă a aderenţei pentru cele încărcate ciclic.4. ConcluziiÎn urma studiului, următoarele concluzii pot fi trase:- schimbarea tipului de conector a indus practic dispersia cea mai mare a rezultatelor întermeni de forţă-deplasare relativă pentru încărcările monotone. Un comportament foarte bun s-aobţinut în cazul conectorilor profil U şi a celor cu tablă prepeforată. La polul opus au fostspecimenele cu conectori tip LL, care trebuiesc evitaţi fără folosirea unor armături transversale caresă treacă prin talpa liberă a profilului. Specimenele cu conectori gujon au avut un comportamentcorespunzător în termeni de ductilitate şi rezistenţă, în concordanţă cu caracteristicile acestora deproiectare şi modurile de cedare. Specimenele cu ancore de armătură au condus la un comportamentfoarte bun în termeni de ductilitate, dar la o rezistenţă care poate fi considerată redusă în comparaţiecu celelalte tipuri de conectori;- pentru specimenele studiate, schimbarea clasei tălpii din oţel nu a afectat în modsemnificativ răspunsul monoton al specimenelor;- încărcarea ciclică a condus, în cazul tuturor specimenelor la o reducere semnificativă aalunecării relative a conectorilor, reducere care este catalogată ca fiind neductilă în conformitate cuEurocode 4. De asemenea, a fost demonstrată o reducere importantă a rezistenţei caracteristice aconectorilor, P R,k , variind între 10 şi 40%. Deoarece această concluzie este doar una parţială, opiniaautorilor este că cercetările asupra comportamentului conectorilor în regim ciclic trebuiesccontinuate, pentru a putea oferi un mod de proiectare securitar a grinzilor compuse la încărcăriseismice, precum şi reglementări adecvate în norma Eurocode 8 referitoare la conectori.180

5. Bibliografie[1] Oehlers, D.J. & Bradford, M.A., 1995 Composite Steel and Concrete Structural Members,ISBN 008041919 Pergamon.[2] Hosain, M.U. & Pashan, A. 2004 Channel Shear Connectors in Composite Beams: Push-outTests. Composite Constructions in Steel and Concrete V, Ed. Leon, T. and Lange, J., ASCE2004.[3] Marececk, J., Samec, J. & Studnicka, J. 2005 Perfobound Shear Connector BehaviourProceedings of EUROSTEEL 2005 4th European Conference on Steel and CompositeStructures, Maastricht, 2005 Ed. Hoffmeister, B. and Hechler, O.[4] EN 1994-1-1, 2004. EUROCODE 4: Part 1.1 – Design of composite steel and concretestructures. Brussels: CEN, European Committee for Standardisation, Final Version,September 2004.[5] Feldman, M., Gesella, H. & Leffer, A. 2004 The Cyclic Force-Slip Behaviour of HeadedStuds under Non-Static Service Loads – Experimental Studies and Analytical DescriptionComposite Constructions in Steel and Concrete V, Ed. Leon, T. and Lange, J., ASCE 2004.[6] Bursi, O.& Ballerini M., 1997 Quasi-static cyclic and pseudo-dynamic tests on compositesubstructures with softening behaviour 5th International Colloquium on Stability andDuctility of Steel Structures, Nagoya, Japan.[7] Aribert, J-M. & Lachal, A., 2000 Moment Resistant Connections of Steel Frames in SeismicAreas. Design and Reliability (Editor F.M. Mazzolani ), E&FN SPON, London, ISBN 0-415-23577-4 Chapter. 4.3. Cyclic behaviour of Shear Connectors.[8] European Convention for Constructional Steelwork, Technical Committee 1, TWG 1.3 –Seismic Design, No.45, 1986, Recommended Testing Procedures for Assessing theBehaviour of Structural Elements under Cyclic Loads.181

182