【正文】 stiffener. During the cycle of a severe web buckle developed along with flange local buckling. The flange and the web local buckling bec ame more pronounced with each successive loading cycle. During the cycle y, the axial load was increased to 3115 KN (700 kips) causing yielding to propagate to middle transverse stiffener. Progressing through the loading history, the flange and the web local buckling became more severe. For both specimens, testing was stopped at this point due to limitations in the test setup. No failures occurred in specimens 3 and 4. However, upon removing specimen 3 to outside the laboratory a hairline crack was observed at the CJP weld of the bottom flange to the column. The maximum forces applied to specimens 3 and 4 were 890 kN (200 kip) and 912 kN (205 kip). The loadcarrying capacity deteriorated by 20% at the end of the tests for negative cycles due to the web and the flange local buckling. This gradual reduction started after about to rad of plastic rotation. The loadcarrying capacity during positive cycles (axial tension applied in the girder) did not deteriorate as evidenced with the slope of the force–displacement envelope for specimen 3 shown in Fig. 17. A photograph of specimen 3 before testing is shown in Fig. 18. Fig. 19 is a Fig. 16. Hysteretic behavior of specimens 3 and 4 in terms of moment at middle RBS versus beam plastic rotation. photograph of specimen 4 taken after the application of rad displacem ent cycles, showing yielding and local buckling at the hinge region. The beam web yielded over its full depth. The most intense yielding was observed in the web bottom portion, between the bottom flange and the middle stiffener. The web top portion also showed yielding, although less severe than within the bottom portion. Yielding was observed in the longitudinal stiffener. No yiel ding was observed in the web of the column in the joint panel zone. The un reduced portion of the beam flanges near the face of the column did not show yielding either. The maximum displacement applied was 174 mm, and the maximum moment at the middle of the RBS was times the plastic mom ent capacity of the beam. The plastic hinge rotation reached was about rad (the hinge is located at a distance from the column surface,where d is the depth of the beam). . Strain distribution around connection The strain distribution across the flanges–outer surface of specimen 3 is shown in Figs. 20 and 21. The readings and the distributions of the strains in specimens 1, 2 and 4 (not presented) showed a similar trend. Also the seque nce of yielding in these specimens is similar to specimen 3. The strain at 51 mm from the column in the top flange–outer surface remained below % during negative cycles. The top flange, at the same location, yielded in pression only. The longitudinal strains along the centerline of the bottom–flange outer face are shown in Figs. 22 and 23 for positive and negative cycles, respectively. From , it is found that the strain on the RBS bees several times larg er than that near the column after cycles at –。 在負載周期時，塑性旋度為 到 時將會產(chǎn)生一個逐漸的強度的減弱。 底緣和腹板的塑性局部彎曲對其荷載承受能力沒有重大的削弱。 6．結論 基于由實驗而得的數(shù)據(jù)，以及應用于儀器的解析法，得出如下結論： 對于所有的試樣，塑性旋度均超出 %。然而，對于 2 個試樣來說，在θ = 時，其周期是相似的。累計能量消散是以封入?yún)^(qū)域的橫向荷載的滯后回線之和表示的。圖 22 和圖 23 顯示了沿著底緣外表面中心線的縱向應變，其中取 22 是正向周期下的，圖 23 是負向周期下的。試樣 4 的應變記錄和分布狀態(tài)呈現(xiàn)了相似的趨勢。在接近柱子表面的梁的未經(jīng)削弱的部分也沒有顯示發(fā)生屈服。最強的屈服發(fā)生在腹板的底部，底緣和中間加勁肋之間。如圖 17 所示，試樣 3 在正的象限中的負載容量沒有減弱（軸向的拉伸作用在梁上），由力 位移的包絡圖可見。然而，在將試樣 3移動到實驗室之外時，卻發(fā)現(xiàn)在底緣與柱子的焊接處有一個微小的裂縫。當加載到 △ y 時，軸向荷載增大到 3115KN，并導致屈服傳播到中間橫向加強構 件。在 △ y 時，腹板彎曲發(fā)生并明顯伴隨著底緣的屈服。圖 15 還說明了試樣 1 產(chǎn)成了 的塑性旋度，并且在柱子表面 沒有疲勞損傷。 RBS 中形成塑性膠，并伴隨著梁的腹板和翼緣的大規(guī)模的屈服。然而，由于腹板和翼緣的局部彎曲的影響，負的區(qū)域的負載容量有輕微的削弱。試樣 2 的測試到此結束，因為已經(jīng)到了實驗裝置加載的極限。這個斷裂首先在 RBS 的末端出現(xiàn)，然后沿剪切槽的凈截面?zhèn)鞑?，通過加勁肋的中間并通過另一邊的加勁肋的凈截面。這里要說明的是，在滯后回線中，腹板和翼緣的局部彎曲并沒附有重要的損壞。從 △ y 開始，發(fā)生腹板彎曲并且相鄰的底緣開始屈服。 試樣 1 和 2 試樣 1 和 2 的變化見圖 13。所有試樣均達到了合格的性能標準。板的連接區(qū)域和柱子保持彈性，如設計預期的一樣。用來計算附加彎矩的等價側(cè)向力由于 P△ 。 每個試樣的滯后反應見圖 13 和圖 16。在那以后，通過最大的側(cè)向位移，這個荷載保持恒定。 4．荷載歷史 試樣被加以周期性交替的荷載，其末端的位移 △ y 的增加如圖 4 所示。以便消除襯墊板條帶來的斷口效應并增加安全性。加勁肋采用 CJP 的形式焊接到柱的邊緣。側(cè)板尾部打磨光滑以便同 RBS 連接。 應用全焊接腹板結點。在設計梁柱結點時用到了以下數(shù)據(jù)： 梁翼緣部分采用 RBS 結構。經(jīng)測定的梁翼緣屈服應力值等于 372Mpa（ 54ksi），整體的強度范圍是從 502Mpa（ ）到543Mpa（ ）。當軸向元件有個側(cè)向位移 ，他們將在梁柱交接處引起一個附加彎矩，因此，梁柱 交接處的彎矩等于： M=HL+P 其中 H 是側(cè)向力， L 是力臂， P 是軸向力， 是側(cè)向位移。 根據(jù)實驗布置的動力學要求，隨著側(cè)面的元件放置，軸向的元件，元件 1 和元件 2，將釘?shù)?B 和 C 中去， 如圖 8 所示。 圖 8 所示，建立這個實驗裝置來發(fā)展圖 6a 和圖 6b 所示的機構學。 3．實踐規(guī)劃 如圖 6 所示，實驗布置是為了研究基于典型的 CGMRF 結構下的結點在動力學中的能量耗散。 塑性旋轉(zhuǎn)能力， 被定義為：結點強度從開始遞減到低于 80%的總的塑性旋轉(zhuǎn)角。這是框架的屈服中心，在柱子被固定后將在柱底部形成塑性鉸。內(nèi)力的比值將隨框架的屈服和內(nèi)力的重分布的變化而變化。對于連續(xù)梁，假定兩個模型點 B 和 C 之間的形變硬化比有3%的彈性比。這些值各自為 372Mpa（ 54ksi）和 518Mpa（ 75ksi）?？蚣艿奶厣侨s束（ FR）。 2． CGMRF 的解析模型 非線性靜力推出器模型是以典型的單間 CGMRF 模板為指導。聯(lián)結桿在結構中模擬偏 心剛性構架并起到與其相同的作用?？紤]到層高的影響，提出了雙梁抗彎框架系統(tǒng)的觀念。建筑的總標高為展覽廳屋頂?shù)淖罡唿c，大致是 （ 116ft）。基于上述而做的對 RBS 受彎結點的研究指出 RBS 形式的結點能夠獲得超過 弧度的旋轉(zhuǎn)角度。實驗結果表明試樣在旋轉(zhuǎn)角度超過 弧度后經(jīng)歷了從塑性到延性的變化。 附件 1：外文資料翻譯譯文 彎鋼框架結點在變化軸向荷載和側(cè)向位移的作用下的周期性行為 摘要 :這篇論文討論的是在變化的軸向荷載和側(cè)向位移的作用下，接受測試的四種受彎鋼結點的周期性行為。縱向加勁肋的存在幫助傳遞軸向荷載以及延緩腹板的局部彎曲。然而，有人對于這些結點在軸向和側(cè)向荷載作用下的抗震性能質(zhì)量提出了懷疑。展覽廳天花板的高度 是 （ 27ft），層高為 （ ）。 通過連接大梁， 受彎框架系統(tǒng)的抵抗荷載的行為轉(zhuǎn)化為結構傾覆力矩部分地被梁系統(tǒng)的軸向壓縮 拉伸分擔，而不是僅僅通過梁的彎曲。通常地聯(lián)結桿都很短，并有很大的剪彎比。圖 2 展示了模型的尺寸規(guī)格和多個部分。 FR 受彎框架是一種由結點應變引起的撓度不超過側(cè)向撓度的 5%的框架。 顯示了塑性鉸的荷載 應變行為是通過建筑物地震恢復的 NEHRP 指標以廣義曲線的形式逼近的。 定性的給出了側(cè)向荷載下的 CGMRF 中的彎矩，切應力和正應力的分布?；緝?nèi)力圖見 ，然而，仍然是一樣的。 給出了基本切應力偏移角。這個定義不同于第 9 段（附錄） AISC 地震條款的描述。用圖中所給的塑性位移，塑性轉(zhuǎn)角，塑性偏移角，由幾何結構，有如下：這里的δ和γ包括了彈性組合。軸心裝置附以 3 個 2438mm 1219mm 1219mm（ 8ft 4ft 4ft） RC 塊。因此，軸向元件提供的軸向力 P可以被分解為相互正交的力的組合， 和 ，由于軸向力的傾斜角度不超過 ，因此 近似等于 P。 四個梁柱結點全尺寸實驗做完了。 表 3 列出了各個試樣的全截面和 RBS 中間變截面處的塑性彎矩值（受拉應力下的數(shù)據(jù)）。配備環(huán)形掏槽，如圖 11 和圖 12 所示。梁腹板與柱翼緣之間的結點采用全焊縫焊接（ CJP）。側(cè)板采用 CJP 形式與柱邊緣相連接。切除梁翼緣頂部和低部的坡口焊縫處的多余焊接部分。使用與梁翼緣厚度近似相同的連續(xù)板。梁的末端位移受伺服控制裝置 3 和 4 的影響。在試樣被推回時，軸向力維持恒定直至 △ y，然后減小到零，