Lezione acciaio catania bn (tipologie non convenzionali)

Catania
1 dicembre 2017
Pier Paolo Rossi
Corso di aggiornamento
IL FUTURO DELLE COSTRUZIONI IN ACCIAO
IN ZONA SISMICA
Soluzioni antisismiche di acciaio
per edifici industriali e civili

Strutture in zona sismica
Principali caratteristiche
2
Rigidezza
laterale
Capacità
dissipativa
globale
Nodi rigidi
Contr.
eccentrici
Contr.
concentrici
?
Duali

Strutture tradizionali e innovative
Classificazione
3
Tipologie strutturali innovative
• Tipologia controventata …. controventi ad instabilità impedita
• Tipologia con pareti oscillanti e controventi concentrici
Tipologie con pareti oscillanti
• Tipologia controventata …. con dispositivi viscoelastici
• Tipologia con pareti oscillanti e controventi eccentrici
• Tipologia con pareti oscillanti e dispositivi di dissipazione vari
• Tipologia con controventi concentrici e pendoli verticali
(zipper braced frames e suspended zipper braced frames)

Strutture con controventi
ad instabilità impedita

Controvento ad instabilità impedita
Elementi fondamentali
5
Controvento in acciaio
Tubo o scatolare in acciaio
Unbonded brace
 Nucleo in acciaio
 Tubo o scatolare in acciaio + malta

6
Scatolare in acciaioControvento in acciaio
MaltaMateriale antiaderente
A
A
Unbonded brace
 Materiale antiaderente

7
A
A
Unbonded brace
 Materiale antiaderente


Sezioni trasversali del nucleo
8
Tratto da : Qiang Xie. State of the art of buckling-restrained braces in Asia. Journal of Constructional Steel
Research 2005; 61(6): 727-748.

Risposta ciclica
9
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
-100 -50 0 50 100
Controvento tradizionale,  = 0.85

N
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
-100 -50 0 50 100
Controvento in assenza di instabilità

N
Il controvento si plasticizza sia a trazione che a compressione.
• La risposta è poco dipendente dal segno
dello sforzo normale applicato

Risposta ciclica
10
Il controvento si plasticizza sia a trazione che a compressione.
• La dissipazione energetica è notevole
e stabile con il numero di cicli
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
-100 -50 0 50 100
Controvento tradizionale,  = 0.85

N
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
-100 -50 0 50 100

N

Risposta ciclica
11
La risposta del controvento ad instabilità impedita mostra :
• Incrudimento isotropo (ovvero se si effettuano più cicli a
spostamento massimo costante, lo sforzo assiale di
plasticizzazione aumenta con il numero di cicli)
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
-100 -50 0 50 100
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
-100 -50 0 50 100

N

N
Senza incrudimento isotropo Con incrudimento isotropo
-Npl
Npl
Nmax
-Nmax

Risposta ciclica
12
• Incrudimento cinematico (ovvero se si effettua un ciclo di
spostamento oltre la prima plasticizzazione, lo sforzo assiale
di plasticizzazione aumenta con lo spostamento)
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
-100 -50 0 50 100
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
-100 -50 0 50 100

N

N
Senza incrudimento cinematico Con incrudimento cinematico
-Nmax
Nmax
-N’max
N’max

Risposta ciclica
13
• (a parità di spostamento oltre la soglia di plasticizzazione)
Uno sforzo di compressione superiore a quello di trazione
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
-100 -50 0 50 100
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
-100 -50 0 50 100

N

N
Comportamento simmetrico Comportamento asimmetrico
-N’max
N’max
-N’’max
N’max

Fattore di correzione della resistenza a trazione
14
Si definisce
Fattore di correzione
della resistenza a trazione
pl
N
N
 max
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
-100 -50 0 50 100
N+
maxNpl
Npl sforzo normale di plasticizzazione
N+
max sforzo normale di trazione misurato in corrispondenza
della massima deformazione sostenibile

Fattore di correzione della resistenza a compressione
15
Si definisce
Fattore di correzione
della resistenza a compressione
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
-100 -50 0 50 100
N+
max
N+
max sforzo normale di trazione misurato in corrispondenza



max
max
N
N
N-
max sforzo normale di compressione misurato in corrispondenza
N-
max

Fattori di correzione della resistenza
16
0.00
0.50
1.00
1.50
2.00
2.50
0 5 10 15 20 25
a
m
Newell 2006 (standard)
Newell 2006 (high prot.)
Merrit et al. 2003/01
Merrit et al. 2003/04
Black et al. 2002
Proposed equation
(a)
0.00
0.50
1.00
1.50
2.00
0 5 10 15 20 25

m
Proposed value
(b)
 10316.015.1 m
Relazioni suggerite
11.
 
m m

Caratteristiche principali
17
Vantaggi
o Assenza di instabilità;
o Pressoché uguale risposta a compressione e trazione;
o Riposta facilmente modellabile;
o Elevata capacità di spostamento plastico
o Elevata capacità di dissipazione energetica

Tipologie
18
Nippon Steel and Sumikin

Tipologie
19
Star Seismic Europe

Tipologie
20
FIP Industriale

Controventi ad instabilità impedita
Realizzazioni
21
Exposed and Circular Tube UBB Nihon TV Tower, Tokyo (1997)
(Nippon Steel)

Realizzazioni
22
Tokyo Institute of Technology, Tokyo, Japan (2006)
(Nippon Steel)

Realizzazioni
23
Plesso scolastico Cappuccini a Ramacca (CT)
(FIP Industriale)

Realizzazioni
24
ITIS «Porro» Pienerolo (TO)
(FIP Industriale)

Realizzazioni
25
Salt Lake City Board of Realtors (USA)
(Star Seismic Europe)

Realizzazioni
26
UCSF Medical Center, San Francisco, California (USA)
(Star Seismic Europe)

Tipologie meno comuni
27
• Controventi ad instabilità impedita
con acciaio a basso limite di snervamento
• Controventi ad instabilità impedita a due fasi

Tipologie meno comuni
28
Core Plate
Cover Plate
Channel steel
Stiffening Plate
Bolt
Flange Plate
Elongated bolt hole
Restraining
components
nucleo
interno
BRB-S
BRB-L
canale
esterno
fori
asolati
Peng Pan, Wei Li, Xin Nie, Kailai Deng, Jiangbo Sun. Seismic performance of a reinforced concrete frame e
quipped with a double‐stage yield buckling restrained brace, The structural design of tall and special buildings; 26(4), 2017.

Strutture con dissipatori
viscoelastici

Strutture con dissipatori viscoelastici
STESSA ‘15
Geometria :
Risposta elastica : Dissipazione energetica :
V-CBF
+ dissipatori viscoelastici
Dissipatori viscoelasticiTravi
Colonne

Piatti
Controventi
Elastomero

Vantaggi
o Economia e semplice realizzazione;
o Semplice manutenzione e sostituzione;
o Recupero della forma iniziale
e delle proprietà meccaniche dopo i terremoti;
Svantaggi
o Sensibilità delle proprietà meccaniche
a forti variazioni di temperatura
e frequenza di carico;
o Surriscaldamento dopo molti cicli di carico
(ad es. azione del vento);
F
u

Modello del dissipatore viscoelastico
F(t)
u(t)
τ(t)
γ(t)
La risposta ciclica dello smorzatore elastoviscoso è data dalla relazione :
      0
sin cost G t G t      dove
• G’ è il modulo di carico
e rappresenta la componente
elastica della risposta del
dissipatore;
• G" è il modulo di perdita e
rappresenta la componente
viscosa della risposta del
dissipatore;
• η è il fattore di perdita che
caratterizza la capacità
dissipativa del dissipatore.
G ’
* 2 2
G G G  
2
0d
E G  

 

G
G

Model of the viscoelastic damper
The response of the viscoelastic damper has been modelled
by means of a Generalized Maxwell Model (GMM4)
- consists of elastic springs with stiffness GE
and dashpots with damping coefficient Gc
- is sensible to load frequency
This model :
 
 
 
4 2
E, i c, i E,i
E,0 2
c, i E,i1
1


   
 i
G G G
G G
G G
 
 
4
E,i c, i E,i
C,0
c, i E,i
1
1


    
 i
G G G
G G
G G

Model of the viscoelastic damper
The parameters GE and GC are adjusted on laboratory data reported for the elastomer
ISD111H (Montgomery MS. Ph.D. Thesis. University of Toronto, 2011)
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
0 0.5 1 1.5 2 2.5 3
G" [MPa]
f [Hz]
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
0 0.5 1 1.5 2 2.5 3
G' [MPa]
f [Hz]
T=20°C
-20
-15
-10
-5
0
5
10
15
20
-125 -100 -75 -50 -25 0 25 50 75 100 125
F[kN]
γ [%]
-20
-15
-10
-5
0
5
10
15
20
-125 -100 -75 -50 -25 0 25 50 75 100 125
F[kN]
γ [%]
-20
-15
-10
-5
0
5
10
15
20
-125 -100 -75 -50 -25 0 25 50 75 100 125
F[kN]
γ [%]
-20
-15
-10
-5
0
5
10
15
20
-125 -100 -75 -50 -25 0 25 50 75 100 125
F[kN]
γ [%]
2 Hz 1 Hz 0.3 Hz 0.1 Hz
T=20°C
Optimized GMM4 model

Procedure di progetto
F. Barbagallo, M. Bosco, A. Ghersi, E.M. Marino, P. P. Rossi : Proposta di progetto di
telai in acciaio con dissipatori viscoelastici, C.T.A. 2017, Venezia
Per chi è interessato:

Realizzazioni
scuola Gentile-Fermi di Fabriano (AN) (2006)
33 dissipatori elastomerici, forza max da 30 a 79 kN, rigidezza da 7.4 a 19.8 kN/mm, spostamento ±4 mm

Strutture controventate
(non oscillanti) con pendoli
verticali

Strutture con controventi concentrici e pendoli verticali
STESSA ‘15
Geometria :
Risposta elastica :
(SZBF)
V-CBF
+ pendoli verticali
Controv. ultimo piano
Risposta inelastica :
Altri controv.
Travi
Pendoli verticali
Colonne

Suspended zipper braced frames
Risposta sismica
instabilità primo contr. instabilità altri contr. risposta ultima
1 2 3
ag1 ag2 ag3< <

Nel passato, Yang et al. (2008)
hanno suggerito una procedura di progetto assumendo che :
L’applicazione di questa procedura di progetto ha evidenziato che,
nel caso di edifici alti, la resistenza richiesta alle membrature
elastiche era molto grande.
• tutti i controventi inelastici (ovvero quelli al di sotto
dell’ultimo piano) possano raggiungere la loro massima
resistenza
• le travi non forniscano contributo alla resistenza alle azioni
sismiche

Per mitigare questo svantaggio, alcuni altri autori hanno
recentemente proposto una procedura di progetto meno
stringente assumendo che le forze sbilanciate dei controventi
concentrici non raggiungano il loro massimo simultaneamente a
tutti i piani, in virtù dei modi di vibrazione superiori.

Sforzi normali
Gli sforzi normali delle membrature del sistema di sospensione
(i.e. pendoli verticali, colonne e elementi della struttura
reticolare di sommità) sono calcolate assumendo che le forze
sbilanciate possano essere sviluppate solo ai 5 piani più bassi
dell’edificio.
Ad esempio, gli sforzi normali dei pendoli del piano i-esimo sono calcolati come :
 
lim
(i) (j) (j)
Ed,t ov pl,Rd,d pb,Rd,d
j 1
1.1γ sinθ
n
N N N

 
dove lim min{i 1;5}n  

Controllo della risposta dei controventi
Per ottenere che allo stato limite di collasso il massimo allungamento
del controvento non sia minore di un assegnato valore, deve essere
soddisfatta la seguente relazione
dove
nb,C (displacement capacity) is il valore corrispondente al raggiungimento dello
stato limite di collasso nei controventi del piano in esame e allo sviluppo di un
assegnato allungamento.
nb,D (displacement demand) è lo spostamento verticale causato dalle forze verticali
sbilanciate che possono svilupparsi simultaneamente a tutti i piani al
raggiungimento dello stato limite di collasso nei controventi del piano in
esame.
b,C b,Dv v

R
2=L
d-
2
h
R1=Ld+1
vb,C
Lb
Ld
1

2
brace #2brace #1
2
2 2 2
2 1 2 b
b,C 1
b
( )
2
  
    
 
R R L
v h R
L
Capacità di spostamento nb,C

La richiesta di spostamento nb,D è calcolata come la somma dei tre
contributi causati della deformabilità delle seguenti parti della
struttura :
• Trave reticolare di sommità
• Pendoli verticali
dal penultimo piano al piano sopra quello in esame
• Colonne
dal penultimo piano al piano in esame
Nota: lo sforzo assiale dei pendoli è assunto non maggiore della somma delle forze sbilanciate ai
primi cinque piani dell’edificio

• L’utilizzo di gradi superiori a S235 incrementa la snellezza adimensionale del
controvento e la capacità di spostamento delle stesse aste.
• Se la snellezza adimensionale aumenta da valori minori dell’unità a valori che
sono sufficientemente maggiori dell’unità, la pendenza del tratto seguente
l’instabilità dell’asta cambia favorevolmente.
• Le forze sbilanciate verticali crescono con l’aumento del grado dell’acciaio.
a resistenza richiesta alle membrature elastiche è comunque accettabile per il
numero limitato dei piani con forze squilibrate e per l’altezza della trave
reticolare di sommità.
Progetto dei controventi
Si suggerisce di realizzare i controventi in acciaio di grado
superiore a S235

Momenti flettenti di travi e colonne
I momenti flettenti delle travi e delle colonne possono essere
efficacemente previsti con semplici relazioni
 (i) ns-1
b Fpb(i) (i)
Ed,b bD2 (i)
b c
3
( /2) 2
EI S h
M v
L EA
 
  
 
dove
é la somma delle forze verticali sbilanciate considerate dal primo piano al
penultimo piano, con un numero massimo di piano pari a 5.
In particolare, per le travi :
 ns-1
FpbS

Bending moments in columns
Bending moments of braced columns depend on interstorey displacements and flexural
rotations of the end nodes of the columns and are calculated by means of the relationship
(i)
c(i) (i) (i)
Ed,c n s cD2
s
1.2 0.7 0.3
1
EIi
M u
hn
 
   
 
Parameter recognizes that the maximum bending moments are
generally caused by floor displacements corresponding to higher modes of vibration.
n s8 1n  
Parameter is defined as(i)
s
1 33
d 2(i)
s
d cn
11
cos 1
50
A h
L I
 
   
  
where the summation is extended to all the braces or columns (gravity and seismic columns)
of the storey under examination.

Bending moments in columns
Bending moments of braced columns depend on interstorey displacements and flexural
rotations of the end nodes of the columns and are calculated by means of the relationship
(i)
c(i) (i) (i)
Ed,c n s cD2
s
1.2 0.7 0.3
1
EIi
M u
hn
 
   
 
The interstorey displacement corresponds to the achievement of the ductility capacity
of braces and to the development of a number of unbalanced vertical forces not higher
than five.
This parameter is given by the following relationship
where
 
4 2 2
2 bb b u2 2
cD b b bD2
u
1
4
2 24 2 4
LL L
u L L h v
   
                
2 2
b u
1L   
cDu

Risposta sismica a collasso
Indice di danno
dei controventi
Sforzi assiali
dei controventi
Sforzi assiali
dei pendoli
0
1
2
3
4
0.00 0.25 0.50 0.75 1.00 1.25
Storey
DI
4C-PRO
left brace
right brace
0
3
6
9
12
0.00 0.25 0.50 0.75 1.00 1.25
Storey
DI
12C-PRO
0
4
8
12
16
0.00 0.25 0.50 0.75 1.00 1.25
Storey
DI
16C-PRO
0
1
2
3
4
0 600 1200 1800 Nd (kN)
Storey
4C-PRO
left brace
right brace
design
buckling
resistance
design plastic
resistance
0
3
6
9
12
0 1200 2400 3600 Nd (kN)
Storey
12C-PRO
0
4
8
12
16
0 1200 2400 3600 Nd (kN)
Storey
16C-PRO
0
1
2
3
4
0 600 1200 1800 Nt (kN)
Storey
4C-PRO
design axial force
without material
overstrength
0
3
6
9
12
0 1500 3000 4500 Nt (kN)
Storey
12C-PRO
0
4
8
12
16
0 2000 4000 6000 8000Nt (kN)
Storey
16C-PRO

Risposta sismica a collasso
Momenti
flettenti delle
travi
Momenti
flettenti delle
colonne
0
1
2
3
4
0 50 100 150 Mb (kNm)
Storey
4C-PRO
0
3
6
9
12
0 100 200 300 Mb (kNm)
Storey
12C-PRO
0
4
8
12
16
0 200 400 600 Mb (kNm)
Storey
design bending
moment
16C-PRO
0
1
2
3
4
0 150 300 450 Mc (kNm)
Storey
design bending
moment
4C-PRO
0
3
6
9
12
0 250 500 750 Mc (kNm)
Storey
12C-PRO
0
4
8
12
16
0 250 500 750 Mc (kNm)
Storey
16C-PRO

Strutture oscillanti
alla base

Strutture in zona sismica
Principali caratteristiche
54
Rigidezza
laterale
Capacità
dissipativa
Nodi rigidi
Contr.
eccentrici
Contr.
concentrici
Duali
Strutture
oscillanti
5

Caratteristiche comportamentali
Le strutture oscillanti sono dotate di sottostrutture verticali a
comportamento elastico e libere (o quasi) di ruotare alla base.
55

Classificazione
56
Le sottostrutture verticali rigide possono :
 Ruotare intorno
ad una cerniera strutturale alla base
(Strutture oscillanti incernierate)
 Ruotare intorno
agli spigoli alla base della parete
(Strutture oscillanti appoggiate)

incernierate alla base

Strutture oscillanti incernierate
Classificazione
58
Le cerniere alla base possono essere :
 Allineate in verticale
con le colonne
(Strutture con cerniere allineate)
 Non allineate in verticale
con le colonne
(Strutture con cerniere non allineate)

Strutture con cerniere allineate
Caratteristiche geometriche
Nelle strutture in acciaio, la sottostruttura rigida si ottiene
mediante l’inserimento di pendoli verticali tra le estremità
corrispondenti dei controventi di piani contigui.
59
Schema di telaio con controventi concentrici o eccentrici con pendoli verticali

Telaio con controventi eccentrici e pareti
oscillanti
60
Gli elementi di un lato del telaio controventato sono
progettati in modo da rimanere elastici fino a collasso.
Telaio con controventi concentrici e pareti
oscillanti
Gli elementi dissipativi possono essere vari
Tratto da: P.P.Rossi A design procedure for tied braced frames Earthquake Engineering and Structural Dynamics, 36, pp.2227-2248, 2007

1. A differenza del telaio con controventi tradizionali,
la rigidezza laterale di piano è solo lievemente influenzata
dalla rigidezza dell’elemento dissipativo.
L’ingresso in campo inelastico degli elementi dissipativi rende poco
probabile la concentrazione di elevate deformazioni plastiche.
CONSEGUENZA
h
Q

1
L
h
1
Q’

L
V V
M M0M 0M
61

2. La rigidezza laterale globale
mostra decrementi crescenti
con l’aumentare delle
deformazioni inelastiche
degli elementi dissipativi.
La progressiva deformazione
rende la risposta sempre più
governata dal moto “rigido” delle
sottostrutture elastiche.
CONSEGUENZA
q
L
H
1
Q
SVL
62

3. Nei sistemi con controventi
concentrici …
è possibile garantire una
moderata capacità di
ricentraggio, imponendo che
la trave risponda in campo
elastico fino a collasso della
struttura
q
L
H
1
Q
SVB+ SNBRBsen()
63

Strutture con cerniere non allineate
Caratteristiche geometriche
Ogni apparecchio dissipativo va disposto tra il bordo della
parete e le colonne adiacenti oppure alla base della parete.
La capacità di ricentraggio può essere aumentata mediante
cavi post-tesi.
64
Schema di telaio oscillante con cerniera alla base non allineata con le colonne

1. La presenza di strutture oscillanti evita importanti e rapide
riduzioni della rigidezza laterale di piano all’atto
dell’ingresso in campo inelastico degli elementi dissipativi.
• Sistemi oscillanti progettati in ossequio ai principi del
capacity design hanno la capacità di coinvolgere gli elementi
dissipativi di tutti i piani nel comportamento inelastico
globale prima che sia attinto il collasso strutturale.
• Il comportamento sismico di tali strutture non è dipendente
dalla distribuzione in elevazione del fattore di
sovraresistenza.
Vantaggi
65

Svantaggi
66
1. Moderata capacità di ricentraggio
2. Difficoltà nella valutazione delle sollecitazioni di progetto

Difficoltà nella valutazione delle sollecitazioni di progetto
67
Tali sforzi normali dipendono da :
Le equazioni di equilibrio non sono sufficienti a determinare gli
sforzi assiali negli elementi strutturali destinati a rimanere in
campo elastico.
• Distribuzione delle forze sismiche equivalenti
• Distribuzione degli sforzi assiali nei BRB

68
 Il valore massimo delle forze
sismiche dipende dalla resistenza
degli elementi dissipativi
 La massima sollecitazione negli
elementi non dissipativi cresce con
la sollecitazione negli elementi
dissipativi
 Il valore delle forze sismiche
non è limitato dalla resistenza degli
elementi dissipativi
 La massima sollecitazione negli
elementi non dissipativi non
dipende solo dalla sollecitazione
negli elementi dissipativi
Sistema non lineare tradizionale Sistema non lineare oscillante alla base

69
Ad esempio, dati due insiemi di forze proporzionali ai primi due
modi di vibrazione, sono possibili le forze totali:
F (1)
-Sa
(1) MB
(1)MB
(1)
F (1)

Sa
(2) MB
(2)
F (2)

 (1)SD (1) (2)
RiF F F F   
ovvero :
Combinazione 1 Combinazione 2
F (1)
-Sa
(1) MB
(1)MB
(1)
F (1)

Sa
(2) MB
(2)
F (2)


70
Sono necessarie quindi procedure di progetto idonee allo scopo

Applicazione 1
Strutture oscillanti incernierate alla base
72
Struttura esistente Struttura adeguata
Edificio G3 nel campus Suzukakedai dell’Istituto di Tecnologia di Tokyo

Applicazione 1
Strutture oscillanti - campus Suzukakedai di Tokyo
73
Impostazione generale

Applicazione 1
74
Particolari della cerniera alla base della parete oscillante

Applicazione 1
75
Particolari dell’aggancio della parete oscillante all’impalcato

Applicazione 1
76
Particolari del sistema di dissipazione

Applicazione 2
Strutture oscillanti – torri dissipative
77
Adeguamento del Liceo Varano di Camerino

Applicazione 2
Strutture oscillanti – Liceo Varano di Camerino
78
Particolari della torre dissipative A

Applicazione 2
79
Particolari delle torre dissipative B

Applicazione 2
80
Particolari del sistema di dissipazione

Applicazione 2
81
Particolari del sistema di aggancio all’impalcato

Applicazione 3
Strutture oscillanti incernierate (strongback)
82
Edificio in Berkeley, California

appoggiate alla base

Strutture oscillanti appoggiate
84
Gli elementi del telaio controventato sono progettati in
modo da rimanere elastici fino a collasso.
Telaio oscillante appoggiato alla base Oscillazione del telaio
q q

85
Per garantire la capacità di ricentraggio vengono spesso
adoperati cavi post-tesi in posizione centrale o eccentrica
Posizione eccentrica dei cavi post-tesi
q q
Posizione centrale dei cavi post-tesi

86
Per garantire una buona dissipazione energetica vengono
spesso aggiunti dissipatori di varia natura alla base del telaio
o al contatto tra telai
Posizione del dissipatore tra telaiPosizione del dissipatore alla base

87
Per garantire la resistenza al taglio alla base
vengono aggiunti blocchi alla base del telaio
Posizione del blocco alla base

Vantaggi e svantaggi
88
Elevata capacità di redistribuzione plastica del danno
Elevata capacità di ricentraggio
Vantaggi :
Svantaggi :
Problemi nella connessione a terra
Aumento delle accelerazioni verticali

Applicazione 4
Strutture oscillanti appoggiate a terra
90
Edificio in 2850 Telegraph Avenue. Berkeley, California

Applicazione 4
91

Applicazione 4
92

Applicazione 5
93
Te Puni Village Student Accomodation
RINGFEDER® Friction Springs consist of separate
inner and outer mating tapered rings which stack
together to form a column according to the customer’s
wish.

Applicazione 5
94
Te Puni Village Student Accomodation

Applicazione 6
95
Kilmore Street Medical Centre, Christchurch
The Kilmore Street Medical Centre is a new building located in the Christchurch central business district.
The building is three stories with over 5000m2 of specialist medical facilities, including four operating
theatres, patient bedrooms and urology, radiology, orthopaedics and fertility clinics. There is over 650m²
of plant deck on the roof and a further plant room at ground level. Construction commenced in July 2012
and the building is due for completion later in 2013.

Applicazione 6
96
Kilmore Street Medical Centre, Christchurch

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