运行。这些值各自为372Mpa（54ksi）和518Mpa（75ksi）。Fig3显示了塑性铰的荷载应变行为是通过建筑物地震恢复的NEHRP指标以广义曲线的形式逼近的。y以Eps51和52为基底运算，如下：
PM铰合线荷载应变模型上的点C，D和E的取值如表54y以001rad为幅度取值见表58。切变铰合线荷载应变模型点C，D和E取值见表58。对于连续梁，假定两个模型点B和C之间的形变硬化比有3的弹性比。Fig4定性的给出了侧向荷载下的CGMRF中的弯矩，切应力和正应力的分布。其中切应力和正应力对梁的影响要小于弯矩的作用，尽管他们必须在设计中加以考虑。内力分布图解见Fig5，可见，弹性范围和非弹性范围的内力行为基本相同。内力的比值将随框架的屈服和内力的重分布的变化而变化。基本内力图见Fig5，然而，仍然是一样的。非静力推进器模型的运行通过柱子顶部的侧向位移的单调增加来实现，如Fig5所示。在四个RBS同时屈服后，发生在腹板与翼缘端部的竖向的统一屈服将开始形成。这是框架的屈服中心，在柱子被固定后将在柱底部形成塑性铰。Fig7给出了基本切应力偏移角。图中还给出了框架中非弹性活动的次序。对于一个弹性组成，推进器将有一个特有的很长的过渡（同时形成塑性铰）和一个很短的屈服平稳阶段。塑性旋转能力，被定义为：结点强度从开始递减到低于80的总的塑性旋转角。这个定义不同于第9段（附录）AISC地震条款的描述。使用Eq源于RBS塑性旋转能
f力被定在0037弧度。被替代，用来计算理论屈服强度与实际屈服强度的区别（标号是50钢）。3．实践规划如图6所示，实验布置是为了研究基于典型的CGMRF结构下的结点在动力学中的能量耗散。用图中所给的塑性位移，塑性转角，塑性偏移角，由几何结构，有如下：这里的δ和γ包括了弹性组合。上述近似值用于大型的非弹性梁的变形破坏。图6a表明用图6b所示的位移控制下的替代组合能够表示CGMRF结构中的典型梁的非弹性行为。图8所示，建立这个实验装置来发展图6a和图6b所示的机构学。轴心装置附以3个2438mm×1219mm×1219mm（8ft×4ft×4ft）RC块。并用24个32mm径的杆与实验室的地板固定。这种装置允许在每次测验后换实验样品。根据实验布置的动力学要求，随着侧面的元件放置，轴向的元件，元件1和元件2，将钉到B和C中去，如图8所示。因此，轴向元件提供的轴向力P可以被分解为相互正交的力的组合，和，由于轴向力的倾斜角度不超过，因此近似等于P。然而，侧向力分量，，引起了一个在梁柱交接处的附加弯矩r