【正文】 ，軸向力維持恒定直至 △ y，然后減小到零，此時的試樣通過中和軸。這些圖表顯示了梁彎矩相對的的塑性旋度。旋轉(zhuǎn)角是這樣定義的，用制動器的側(cè)向位移除以制動器側(cè)向中心線到 RBS中間的距離。 表 5 列出了每個試樣在測試最后的塑性旋度。所有試樣均有良好的塑性變形和能量耗散。在第 7 和第 8 個周期以及 1△ y，最初屈服發(fā)生在底緣處 。屈服開始沿 RBS 上邊緣傳遞，一些次要的屈服傳遞到中間的加勁肋。當(dāng)作用到 △ y 時，在 RBS 的尾部和襯板連接處，試樣 1 的 底緣產(chǎn)生一個裂縫。在實(shí)驗(yàn)中，試樣 1 的最大作用彎矩是梁的塑性承載力的 倍。 加給試樣 1和試樣 2的最大荷載是 890KN。試樣 1 的照片如圖 14 和圖 15。由圖 15 可見，裂縫由 RBS 的連接傳遞到了側(cè)面的翼板。 試樣 3和試樣 4 試樣 3 和試樣 4的變化曲線如圖 16。屈服開始沿著 RBS 的頂部傳播，一些次要的屈服沿著加勁肋中部傳播。隨著荷載周期的增加，腹板和翼緣的局部彎曲變得更加劇烈。加給試樣 3和試樣 4 的最大荷載分別是 890KN 和 912KN。圖 18 是試樣 3 的測試前的照片。腹板的頂部也發(fā)生了屈服，雖然其劇烈程度不如底部。最大位移是 174mm，最大彎矩發(fā)生在RBS中部，為梁的塑性彎矩值的 倍。同樣的，這些試樣的屈服次序也同試樣 3 的相似。從圖 23 我們可以看出，在周期在△ y以后， RBS 上的應(yīng)變比附近的柱子上的 應(yīng)變要大好幾倍；這是由翼緣的局 部彎曲造成的。能量消散在加載到 12 周以后在 △ y 處開始增加。總的來說，在 試樣 1 和試樣 2 中，負(fù)的周期下的能量消散比正的周期下能量消散大 倍。 RBS 的塑性過程是平穩(wěn)發(fā)展的。 盡管翼緣的局部彎曲不使強(qiáng)度立即產(chǎn)生削弱，但是它確實(shí)導(dǎo)致腹板的局部彎曲。在正向周期時也沒有。 this is responsible for the flange local buckling. Bottom flange local buckling occurred when the average strain in the plate reached the strainhardening value (esh _ ) and the reducedbeam portion of the plate was fully yielded under longitudinal stresses and permitted the development of a full buckled wave. . Cumulative energy dissipated The cumulative energy dissipated by the specimens is shown in Fig. 24. The cumulative energy dissipated was calculated as the sum of the areas enclosed the lateral load–lateral displacement hysteresis loops. Energy dissipation sta rted to increase after cycle 12 at y (Fig. 19). At large drift levels, energy dissipation augments significantly with small changes in drift. Specimen 2 dissipated more energy than specimen 1, which fractured at RBS transition. However, for both specimens the trend is similar up to cycles at q = rad In general, the dissipated energy during negative cycles was times bigger than that for positive cycles in specimens 1 and 2. For specimens 3 and 4 the dissipated energy during negative cycles was 120%, on the average, that of the positive cycles. The bined phenomena of yielding, strain hardening, inplane and out ofplane deformations, and local distortion all occurred soon after the bottom flange RBS yielded. 6. Conclusions Based on the observations made during the tests, and on the analysis of the instrumentation, the following conclusions were developed: 1. The plastic rotation exceeded the 3% radians in all test specimens. 2. Plastification of RBS developed in a stable manner.。 CGMRFS 技術(shù)與適當(dāng)?shù)脑O(shè)計以及詳細(xì)的 RBS 連接，是一個可靠的抗震系統(tǒng) 。然而，它卻產(chǎn)生如此大的一個超過強(qiáng)度的比率，從而使焊接結(jié)點(diǎn)、板條區(qū)域以及柱子的承載能力在設(shè)計時大打折扣。抗彎 強(qiáng)度承載能力取決于標(biāo)定的屈服強(qiáng)度和 FEMA273 梁 柱等式。在底緣 RBS 屈服后，屈服的組合現(xiàn)象，應(yīng)變硬化，面內(nèi)形變和面外形變，局部彎曲均很快發(fā)生。試樣 2 比試樣 1 消耗更多的能量，它是在 RBS過度部分?jǐn)嗔训摹? 累計能量的消散 試樣的累計能量消散見圖 24。位于頂部同一位置的翼緣，僅在受壓時屈服。 結(jié)點(diǎn)處的應(yīng)變分布 試樣 3 的外表面邊緣的應(yīng)變分布見圖 20 和 21。柱子的連接板部分沒有發(fā)生屈服。梁的腹板的屈服沿著其整個深度方向。這個慢性的恢復(fù)在大概塑性旋度產(chǎn)生 到 后開始。在試樣 3 和試樣 4 中沒有破壞產(chǎn)生。腹板和翼緣的局部彎曲隨著累次加載變得逐漸明顯。隨著荷載周期的發(fā)展，屈服開始沿 RBS 的底緣傳播。這個斷裂導(dǎo)致梁幾乎失去承載能力。彎曲沿展到整個 RBS 的長度方向。力 位移曲線的正斜率證明了這個區(qū)域的負(fù)載容量并沒有減弱。隨著荷載周期的增加，第 15△ y時，裂縫緩慢的發(fā)展穿過了底緣。一旦底緣完全斷裂，腹板將開始斷裂。腹板和翼緣的局部彎曲隨著荷載的累次 加載而逐漸明顯。隨著荷載作用的繼續(xù)，屈服開始沿著 RBS 底緣傳遞。1 △ y時，底部首先屈服，然后隨著負(fù)載周期逐漸擴(kuò)散增加。 ，依 AISC 鋼結(jié)構(gòu)建筑抗震條例而定。在測試期間的測量和觀察表明，試樣 1 和4的所有塑性旋度均在梁的內(nèi)部發(fā)展。（試樣 1 和 2 為 1792mm，試樣 3 和 4為 23972mm）。測試將會繼續(xù)，直至試樣損壞，或者到實(shí)驗(yàn)預(yù)期的限制?？勺兊妮S向荷載在 +△ y 處增加到2800KN。由于 RBS是受檢試樣最容易區(qū)分的特征，縱向的加勁肋在延緩局部彎曲和提高結(jié)點(diǎn)可靠性方面扮演著重要的角色。除去翼緣低部的襯墊板條。 兩根縱向的加勁肋， 95mm35mm （ 3 3/4in 1 3/8 in ），以 的角焊縫焊接到腹板的中間高度，如圖 9和 10。 采用雙側(cè)板加 CJP 形式連接梁翼緣的頂部和底部和柱表面到變截面開始處，如圖 11 和圖 12。切除工作做的十分精細(xì)，并打磨光滑且與梁翼緣保持平行以盡量見效切口。被檢試樣細(xì)部圖見圖 9 到圖 12。所有柱和梁的鋼筋為 A572 標(biāo)號 50 鋼（ =）。如果軸向元件壓試樣的話，那么 將會加到側(cè)向力中，若軸向是拉力，對于側(cè)向元件來說則是個反向力。這種裝置允許在每次測驗(yàn)后換實(shí)驗(yàn)樣品。圖6a表明用圖 6b 所示的位移控制下的替代組合能夠表示 CGMRF結(jié)構(gòu)中的典型梁的非彈性行為。被 替代， 用來計算理論屈服強(qiáng)度與實(shí)際屈服強(qiáng)度的區(qū)別（標(biāo)號是 50鋼） 。對于一個彈性組成，推進(jìn)器將有一個特有的很長的過渡（同時形成塑性鉸）和一個很短的屈服平穩(wěn)階段。在四個 RBS 同時屈服后，發(fā)生在腹板與翼緣端部的豎向的統(tǒng)一屈服將開始形成。內(nèi)力分布圖解見 ，可見，彈性范圍和非彈性范圍的內(nèi)力行為基本相同。切變鉸合線荷載 應(yīng)變模型點(diǎn) C， D 和 E 取值見表 。 模型通過屈服應(yīng)力和匹配強(qiáng)度的期望值來運(yùn)行。推進(jìn)器模型中 運(yùn)用了 SAP 2020 計算機(jī)程序。梁中的軸向力是切向力連續(xù)積累的結(jié)果。豎向部分與梁以聯(lián)結(jié)桿的形式連接。 框架系統(tǒng)由以下幾部分組成：四個東西走向的受彎框架，每個電梯塔邊各一個；四個南北走向的受彎框架，在每個樓梯和電梯井各一個的；整體分布在建筑物的東西兩側(cè)。 是一幅三維透視圖。這些測試打算評價為舊金山展覽中心擴(kuò)建設(shè)計的受彎結(jié)點(diǎn)在滿足設(shè)計基本地震等級（ DBE）和最大可能地震等級（ MCE）下的性能。受測試樣加載軸向荷載和側(cè)向位移用以模擬側(cè)向荷載對組合梁抗彎系統(tǒng)的影響。梁的試樣由變截面梁，翼緣以及縱向的加勁肋組成。 引言 為了評 價變截面梁（ RBS）結(jié)點(diǎn)在軸向荷載和側(cè)向位移下的結(jié)構(gòu)性能，對四個全尺寸的樣品進(jìn)行了測試。 舊金山展覽中心擴(kuò)建工程是一個 3 層構(gòu)造，并以鋼受彎框架作為基本的側(cè)向力抵抗系統(tǒng)。建筑物按照 1997 統(tǒng)一建筑規(guī)范設(shè)計。結(jié)果，達(dá)到了一個剛性側(cè)向荷載抵抗 系統(tǒng)。 在地震類荷載的作用下， CGMRFS 梁的最終彎矩將考慮到可變軸向力的影響。翼緣板尺寸為 254mm（ 1 1/8in 10in），腹板尺寸為 476mm（ 3/8in 18 3/4in）。這個 5%僅與梁 柱應(yīng)變有關(guān)，而與柱底板區(qū)應(yīng)變引起的框架應(yīng)變無關(guān)。 y 以 和 ，如下： PM鉸合線荷載 應(yīng)變模型上的點(diǎn) C， D 和 E 的取值如表 y 以 為幅度取值見表 。其中切應(yīng)力和正應(yīng)力對梁的影響要小于彎矩的作用，盡管他們必須在設(shè)計中加以考慮。 非靜力推進(jìn)器模型的運(yùn)行通 過柱子頂部的側(cè)向位移的單調(diào)增加來實(shí)現(xiàn)，如 所示。圖中還給出了框架中非彈性活動的次序。使用 Eq 源于 RBS 塑性旋轉(zhuǎn)能力被定在 弧度。上述近似值用于大型的非彈性梁的變形破壞。并用 24 個 32mm 徑的桿與實(shí)驗(yàn)室的地板固定。然而，側(cè)向力分量， ，引起了一個在梁柱交接處的附加彎矩。拉伸試樣檢測的結(jié)果和構(gòu)件尺寸見表 2。 本文所指的試樣專指試樣 1到 4。對于所有的試樣，切除 30%翼緣寬度。所有 CJP焊接嚴(yán)格依照 AWS 結(jié)構(gòu)焊接規(guī)范。側(cè)板的作用是增加受彎單元的承受能力，平穩(wěn)過渡是為了減少應(yīng)力集中而導(dǎo)致的破裂。以便消除坡口焊接斷口處可能產(chǎn)生的斷裂。所有試樣板厚均為一英寸。當(dāng)作用軸向力時，制動器 1 和 2 是活動的，以此用它的受力來模擬從連接處傳到梁上的剪力。根據(jù)本文第2 部分有關(guān)軸向力受以上約束 的論述，可以推斷出以 P=2800KN 來研究 RBS 負(fù)載是合理的。梁的彎矩在 RBS 試樣的中間測量，并通過取一個等價的梁端力乘以制動器側(cè)向中心線到 RBS 中間的距離來計算。塑性旋度計算如下： 其中 V 是 剪力， K 是彈性在范圍內(nèi) 的比。塑性旋度合格性能的目標(biāo)級被定在177。當(dāng)負(fù)載周期為 177。對于所有的受測試的試樣，最初的屈服均發(fā)生在這個部位，這是由試樣底部的彎矩引起的。在 5△ y開始，軸向壓力增大到 3115KN，一個劇烈的腹板的翹曲產(chǎn)生并伴隨著局部彎曲。隨著荷載周期的增加到 7△ y 時，裂縫迅速擴(kuò)大并穿過了整個底緣。在作用到 △ y 時，試樣 2 也在底緣處出現(xiàn)一個裂縫，是在 RBS 末端與翼板的交接處。從正的象限中看到的彎折是由于施加的變化的軸向拉力導(dǎo)致。由圖 14 可以看到，底緣處發(fā)生嚴(yán)重的局部彎曲，并可以看到與底緣相連的腹板部分。在底緣的一個斷裂導(dǎo)致了試樣 1 的最終斷裂。最初的屈服發(fā)生在荷載周期第 7到第 8 周之間，底緣的重要屈服發(fā)生在 1△ y 處。在荷載周期到 △ y時，一個劇烈的腹板翹曲產(chǎn)生并伴隨著翼緣的局部彎曲。對于 2 個試樣，受實(shí)驗(yàn)裝置的約束測試到此結(jié)束。試樣的負(fù)載容量在實(shí)驗(yàn)后削弱了 20%，這是由腹板和翼緣的局部彎曲引起的。圖 19 是試樣 4 在 的位移作用周期后的照片，顯示了鉸合區(qū)域的屈服和局部彎曲?？v向的加勁肋也發(fā)生了屈服。塑性鉸的旋度達(dá)到了 （鉸接點(diǎn)設(shè)置在距離柱子表面 處，其中 d是梁的長度）。在負(fù)周期時，離柱子 51mm 的頂部外表面處的應(yīng)變低于 %。底緣局部彎曲發(fā)生在整個板的平均應(yīng)變達(dá)到形變硬化值時，板的變截面部分在縱向力下完全屈服，從而導(dǎo)致一個十分彎曲的波紋。對于飄移電平，點(diǎn)平的很小變化會帶來很大的能量耗散。對于試樣 3和試樣 4來說，負(fù)的能量消散是正負(fù)平均水平的 120%。 試樣超出抗彎強(qiáng)度的比率，試樣 1 等于 ，試樣 4 等于 。 設(shè)置在梁的腹板中部的縱向加勁肋，能夠幫助傳遞軸向力，還能延緩腹板的局部彎曲。 軸想壓縮荷載在小于 時，對結(jié)點(diǎn)應(yīng)變能力影響不大