武汉理工大学外文翻译―桥梁毕业设计

1、武 汉 理 工 大 学 本科毕业设计(论文外文翻译年 级:姓 名:学 号:专 业:指导老师:2015年 5月外文翻译:对木桥的负载和阻力系数的校准 安德烈 S. 诺瓦克 ,F.ASCE 和克里斯多夫 D. 蒙 ,M.ASCE内容摘要 :这篇论文为木桥设计规范的确定发展提供了校准方法和基本数据。 结 构类型被认为包括锯成的木梁、 胶合梁及各种类型的木梁板。 负载和阻力参数被 视为随机变量, 因而, 结构特性是根据可靠性指标来测定的。 桥的恒载和交通活 载, 都是基于先前的研究结果。 材料的阻值是取自可用的测试得来的数据, 这些 数据中包含了考虑有弹性反应作用的数据。 阻力的组成和结构系统是基于可

2、利用 的实验数据和有限元分析的结果。 阻力的统计参数是由梁板、 梁体及个别的组件 计算而得。对木桥进行可靠性分析设计应依照 AASHTO 标准设计规范并且要注 意到可靠性指标中的一个重要变化, 负载限度和阻力系数应该和可靠性程度及目 标水准相一致。DOL :10.1061/(ASCE1084-0702(200510:6(636土木工程师数据库的关键词 :桥梁、木制的、校准、负载和阻力系数、设计、桥 板。论文简介1993年,美国国家公路与运输协会采纳了一部新的公路桥的负载和阻力因 素的设计法规。这部新法规为钢结构与混凝土结构提供了一个合理的设计依据。 尽管木桥的设计在设计法规中也还包含在内, 但

3、是对这些结构此校准法还没有予 以实行(诺瓦克 1995, 1999 。因此,对于木结构的可靠性水平的一致性问题还 有一些疑虑。先前的一些研究指明木桥结构部件的可靠度与钢结构或者混凝土结构有明 显的不同之处 (诺瓦克 1991 。 这个程度的变化对木材性质的影响则取决于尺寸 大小 , 负载持续时间、水分含量等参数。假若是木桥,考虑到其结构体系或次要 系统以及个别元件 /部件是非常重要的一步。总之, 一部法规是通过以下方法来使之标准化的:(1 依据现在的规范规程 设计一些结构模型; (2 对于受到实际负载和阻力作用的模型, 在统计参数的基 础上来鉴别随机变量、变负载及变阻力。 (3对这些设计好的结

4、构,采用受负载 和阻力的模型, 选择一种合适的可靠的技术方法来计算可靠的数据指标; (4 通 过结果来鉴别可靠性的目标指数, 这样用最典型的构造来表现目标指数; (5 提 出对当前数据的设计方法进行调整 , 从而减少相似类型的构件中可靠性指标的变 化。林肯,内布拉斯加州大学土木工程系教授, NE 68588-0531。密西西比州立大学土木工程系助理教授, MS 39762-9546。注意:讨论时间截至到 2006年 4月 1日。 单独讨论必须提交给个人的论文, 扩大一个月的截止日期, 必须向美国土木工程师协会总编辑提出书面申请。 这篇文章被提交审核并且可能于 2004年 2月 9日出版,在 2

5、005年 1月 31日给予批 准。 本文是桥梁工程学报第 6版的一部分, 其于 2005年 11月 1日发表在美国土 木工程师协会学刊上, 其国际标准期刊号为:1084-0702/2005/6-636-642 / $ 25.00。本研究的目的是为了对木桥进行标定工作, 确定合适的设计参数。 本研究填 补了这一空缺并且提出了一些建议,从而使木桥在长期的可靠性上达成一致。考虑结构类型这类校准工作是为了选定一些典型的木桥类型而做的。 尤其, 那些单跨、 双 车道、直线型的由木制部件组成的桥梁,比中跨度桥梁要短,其长度从 4米到 25米(13英尺到 80英尺不等。一般而言,有两种类型的木桥:梁体结构(

6、纵 梁或主梁或者板体结构。由加工过的木材制造而成的纵桁梁桥是适用于短跨桥中, 其最大可跨越大概 8米(25英尺 。现成的已锯成木梁通常为 100 - 150毫米宽(4到 6英寸 , 300至 400毫米(12到 16英寸长,这些尺寸大小限制着中心间距使其通常不超过 400-600毫米(16到 24英寸 。然而 , 使用更大的宽度,如 20毫米(8英寸和 更大的长度, 这些可能使梁间距增大, 直到最后受限于面板的承载能力为止。 胶 合梁可采用更大的长度和宽度, 从而可以跨越更大的距离, 是梁间距更宽。 比较 常见的跨度是 6米到 24米(20到 80英尺 。这类梁支持各种不同类型的木材板,它可以

7、是胶合薄板(多层胶合木 、钉 制成薄板(多层钉合板 、组合板(用长钉钉合的多层板 、厚木板(4英寸×6英寸, 4英寸×8英寸, 4英寸×10英寸及 4英寸×12英寸 、应力板(多层应 力作用板和钢筋混凝土板(非混合型的 。由多层薄片制成的层面板,通常是 50毫米(2英寸厚和 l00-300毫米(4-12英寸长,它们是用钉子、胶水、尖 刺、 横向预应力而连接在一起的。 然而, 后者的方法通常是用于板桥而不是梁桥。 薄板通常被制成 900毫米到 1500毫米的面板。设计师可以指定这些面板或互连 或非互连(在与薄片平行的方向上 。可以通过镙钉、金属销钉或加劲梁

8、将组合 面板固定在一起,从而形成了一个连续的面板上表面 , 而剩下的非组合面板是彼 此独立 , 虽然在一些情况下的数据要求用横向加劲梁来提供一些连续性。至于梁 体, 各种种类的木材和商业等级的面板薄片是可以得到的。 连接面板和梁体是通 过铁钉、 长钉或特殊紧固件来实现的。 面板结构可以垂直或平行于运行车道。 拥 有长跨度面板的梁桥需要底梁来支撑面板并且把荷载分散到长梁上。如图 1、图 2所示,它把这些结构都呈现出来了。 图 1. 梁桥(面板垂直于交通通行方向 图 2. 梁桥(面板平行于交通通行方向当桥跨大概为 11米 (50英尺 , 制造板桥比较经济, 并且桥板大致为 200-400毫米(8到

9、 16英寸厚(如图 3 。这类面板的类型与那些梁桥桥板的类型比较 相似, 在加上用了这种连续的由单一的大板钉合而成的面板, 用来搭建在现场工 地上。 这种类型的甲板, 和之前描述的所有梁桥板一样, 在建造中都是可以用的。 图 3. 面板桥负载模型静载通常占作用在木桥上的总负载的 10%-20%。自重荷载参数是符合那些 用于校正钢材和混凝土的设计数据(诺瓦克 1999年, 1993年 。在考虑到的统 计参数中包含一定比例的书面(设计值,即所谓的偏差值 ,变异系数 V ,那 些就是标准偏差的比例。对于木材和混凝土(面板构件而言,其偏差值为 =1.05,变异系数为 V=0.10;对于钢(梁构件而言,

10、 =1.03, V=0.08;而对于 沥青路面而言,其平均厚度为 90毫米且变异系数 V=0.25。可以认为静荷载是呈 正态分布的。活荷载模型是基于可利用的卡车的测量数据, 这些数据也被用于校准美国国 家公路与运输协会标准中的数据(诺瓦克 1999年, 1993年 。活荷载的分析测 定包含了决定在各车道上的荷载, 及决定荷载在各部件上的分配。 我们要考虑到 的有超过 1辆卡车在相邻车道上或者有多辆卡车在同一车道上同时存在的可能 性, 要考虑到这些卡车的重量作用在桥上会产生不同程度的相互作用。 然而, 对 于大多数的木桥来说, 在每个车道上只要考虑只有一辆车在通行即可, 因为考虑 到在这典型的短

11、跨度上, 在同一车道上同时有两辆卡车是不怎么可能的, 甚至是 不可能的。通过模拟表明,对于梁间距在 1.2-2.4米(4-8英尺的桥梁,只能是 两辆完全连在一起相并肩的卡车通过。在一个为期为 75年的时间段里,由分析 结果表明,在这个组合中的每一辆卡车就等同于最大为两个月的卡车。那就是, 考虑到单一车辆和两辆并排车辆的重量的不同组合和每个组合发生的概率, 两辆 并肩的重量相同的卡车在一个为期两个月时间段中通过, 两卡车的重量都是每辆 单一卡车的重量的最大值, 并对规范荷载模型做了可靠性分析。 对于在不同时期 里, 可由偏差值之间的比值来计算最大的平均弯矩和设计中规定的时刻 (适用于 整座桥梁

12、。可以发现偏差值是随着跨度的不同而变化的。对于跨度多达 30米 (100英尺的桥梁,如图 4显示了 1年和 75年时间中的一部分结果。在图 5中显示了其变异系数。桥上活载近似于呈对数正态分布。图 4. 活荷载作用下的偏差值 图 5. 活荷载作用下的变异系数由于木材强度是受持续荷载作用影响, 可由持续的活荷载计算得到不同的时 期。每日车流量(ADTT 的平均值可得三个值,被认为是:低于 ADTT=500, 等同于 ADTT=1000,高于 ADTT=3000。据推测, 那些实际重型卡车所占比例为 20%,这相当于每天会通过 100、 200、 600辆卡车,这分别是所考虑的车流量的 三倍。注意到

13、这些是 ADTT 值很高的典型桥梁 , 这类桥通常坐落于车流量较小的 道路上并且只能有公路桥梁一小部分的车流量。 然而, 当前的设计程序规定对于 木桥的车流量是没有限制的, 对于数据校准的目的而言, 仅仅在车流量很小的公 路上加上基本的持续荷载的作用是非保守的。 考虑到各种桥梁跨度的长度和通行 速度的限制,人们可据此推测出卡车通行的平均时间大概是 1s 。对于一个典型 的单跨结构木桥,荷载在跨中处的作用(弯矩会逐渐地从零增加到最大,然后 逐渐地减少回零。实际中持续的最大活荷载效应是低于跨越时间,因此 , 平均下 来在最大活荷载效应理论上是等同于 0.5秒。在大多数情况下,这是一个保守的 假设:

14、对于许多木桥部件, 其受力作用部分的影响线要比所有的跨度长度小。 因 此,活荷载持续时间(相当于很重的卡车为 75年,而三种考虑到的车流量是1、低 ADTT=(100辆卡车 (0.5 s (365天 (75年 =15天;2、中等 ADTT=(200辆卡车 (0.5 s (365天 (75年 =30天; 3、高 ADTT=(600辆卡车 (0.5 s (365天 (75年 =90天。虽然木桥通常建在车流量低的道路上, 但在可靠度分析中, 人们做出了一个 保守的假定,那就是活荷载的持续时间是 2个月。对于短跨度桥梁 , 活荷载是由轴荷载甚至是轮轴荷载所引起的。因此 , 活荷载 模型是由轮荷载的变化

15、所决定的 , 而非整个卡车或车轴。对轮轴荷载的统计参数 来自于现有的测量数据(诺瓦克教育学, 1994年 。座落在密歇根的桥梁是以轴 荷载为基础来减少现场测量量的, 以及州警察对超载的车辆进行了存档登记, 以 方便最大限度地观察到超载车辆在受轴荷载一年时间内的变化, 其中车所受的轴 荷载接近 200kN (40千磅 ,每个车轮(每个车轮有两个轮胎产生 50kN (10千磅的荷载。因此,在这个标准中,每一个车轮荷载在一年中的最大平均值为 50kN (10千磅 。其变异系数为 0.15(诺瓦克教育学, 1994年 。轮胎接触区域的大小对活荷载能分散到短跨梁桥的组件上是一个重要的原 因。基于这个由

16、Pezo (1989年和 Sebaaly (1992年等人发表的测量报告, 可以知道每个轮胎与地面的接触面的横向尺寸大小是 185毫米 (7.5英寸 , 而且 每一个双轮胎车轮的间距是 125毫米(5英寸 。在车轮荷载和车轮与地面接触 面的长度之间存在一种近线性关系。对于一组大小为 50kN 的轮轴荷载,轮胎长 度近似为 250毫米(10英寸 。因此,在这类研究中,单个轮胎与地面的接触面 被认为是一个 180毫米×250毫米(7.5英寸×10英寸的矩形,而对于双轮胎 的车,可将其与地面的接触面看成是一个 250毫米×500毫米(10英寸×20英 寸的矩形

17、(差距可忽略不计 。在那部美国国家公路与运输协会标准(1996年中,木桥的设计中并没有 考虑动荷载的影响。而在美国国家公路与运输协会标准设计规范(1998年中, 木桥设计中所受的动荷载值被规定是混凝土和钢梁桥上所受动荷载值的 50%。 为 了促进美国国家公路与运输协会标准设计法规的发展而在现场测量的数据表明 实际存在的动态荷载对于木桥的设计具有一定的影响(诺瓦克和蒙, 2001年 。 可以发现, 木材的负载效应要明显低于其他材料。 动态荷载在很短的一个时间段 上是相互有联系的,而这时间要远远小于活荷载中的那一小部分静态荷载的时 间。然而,在很短时间内,木材的强度将会明显地增大。因为在这些观察结

18、果中 缺乏更为详细的试验数据,所以在标定过程中并不会考虑各个部件的强度的增 加,而其动态荷载则为零。材料的阻力模型里特总结出了一组用于观测阻力的确定性模型(1990年 。木材的主要的力 学性能包含弯曲极限强度(MOR 、弹性模量(MOE 、抗剪强度。这些特性往往会 受限于一个重要的变化 , 而且这些统计参数取决于尺寸、种类、等级、含水率、 持续负荷。为各种各样级别和尺寸的锯木, 马德森和尼尔森得出了一份相当重要的基础 数据 (1978年 a,b 。 在 1996年颁布的关于木制材料建筑物的设计规范手册 (EWA 1996年中,就如同强度值一样用表格列取了道格拉斯冷杉的偏差值,根据其 值的不同,

19、在偏差值范围为 1.41到 1.98中来提供选择等级,并且等级 1、等级 2的数值范围为 1.76到 2.88,而变异系数在 0.17至 0.27范围内进行选择,等 级 1、等级 2的数值范围为 0.23至 0.30。大的变化与最大深度 /宽度比相符合。而阻力则被认为是一种符合对数正态分布的随机变量。Ellingwood等人就关于胶合梁发表了有关其强度的统计参数的报告(1980年 ,而这一报告是基于美国农业部林产品研究室和道格拉斯冷杉研究实验室把 梁在水平方向上分层所研究出的结果。产生的偏差因子大约是 2-3, 它的平均值 取为 2.5, 产生的变异系数范围为 0.10至 0.25, 其平均值

20、为 0.15。 对于偏差因子 的计算,书面设计(在规范中已制成表格阻值(MOR 是由国家指定木结构建 筑设计规范(国家协调中心 1991年指定的。赫南德斯等人(1995年提出了 一组关于胶合面板的数据, 从而可知胶合面板在那个部位的层压是垂直的而不是 水平的, 那个部位面板的偏差值在 2.99到 3.15之间变化, 那个部位的变异系数 在 0.20到 0.25之间变化。阻力被认为是一种符合对数正态分布的随机变量。 由于水分含量的增加而会使阻值 MOR 随之减小。 木制建筑物的设计规范 (EWA 1996年指出,当锯木中水分含量超过 19%、胶合木中水分含量超过 16%时应当 考虑湿度系数 CM

21、 对阻力 MOR 。水分含量对阻值 MOR 的实际影响是可以很合理地 预料到的, 并且其它的材料性能会随之呈现一个持续的曲线变化, 而不是像水分 含量呈现急剧的变化。然而,由于缺乏足够的额外的实在数据,在这项研究中, 按照木制建筑物的设计规范手册中的规定假设了平均水分含量的影响。锯木的阻值 MOR 受到荷载作用于宽广面 (在平面上加载 还是受到荷载作用 于狭窄面(沿边缘加载的影响。 Stankiewicz 和诺瓦克(1997年曾描述了把 里加载到厚木板平面上和加载在厚木板边缘上的结果。 用红松木做了实验, 其中 实验尺寸是 4英寸×6英寸、 4英寸×8英寸、 4英寸

22、5;10英寸和 4英寸×12英 寸。 实验数据结果表明:如果是把荷载加载在板平面上, 它平均阻值 MOR 将增加 1.14倍(4英寸×6英寸截面到 1.5倍(4英寸×12英寸截面不等,超过了 将荷载加载在板边缘上时的结果, 这些都取决于作用面的比例大小。 在国家的设 计规范中规定实验值要高于设计值,它们两者的比值在 1.05(4英寸×6英寸截 面到 1.10(4英寸×12英寸不等。平面方向上的强度的增加主要是由于木 材存在缺陷 , 当存在缺陷的木材平面上受到荷载作用时,它可能会导致部分截面 性质发生微小的变化; 然而, 施加边缘荷载时, 同样大

23、小的缺陷在截面上占据的 比例会比较大, 这样在很大程度上减弱了截面。 当变异系数的范围在 0.25至 0.31之间时,宽截面处产生的变化最小。诺瓦克描述了有效性量度的可变性(1983年 。它被认为是在变异系数为 0.20是呈对数正态分布的。部分的有效性量度与阻值 MOR 成一一对应的关系。 两者的关系可看作是如下所示的一种线性函数:MOE=0.15×(MOR+0.7 ×1000 (1从这个观点的可靠性看, 这种关系是很重要的, 因为在一个木结构系统 (比如一 个多层结构的面板中最薄弱(不够坚硬的地方受到较小的荷载的作用,从而 减小了系统的可靠性。尺寸的变化是可以忽略不计的。

24、马德森和尼尔森计算出这个形态尺寸的变异 系数数值大概是 0.01。偏差值则在 0.97至 1.04间不等。结构阻力模型在现在的美国国家公路与运输协会设计规范标准(1998年中,木桥梁体的分配系数(GDF 公式仅仅是依据梁间距给出的。这种方法的精度不足以用来 建立一个适当的阻力模型。 GDF 公式是在某一个荷载分布充分的理想结构下得到 的, 此结构是用钢筋或混凝土来制作成的, 故称混凝土板, 且这公式不受结构材 料的影响。然而 , 当梁间距小于 1.1米或跨度 6米时这些公式就失去了准确性。 而很多木桥的梁间距和跨度都小于这些值。 因此 , 在此研究中 , 利用有限元分析法 把负载分配到梁上。木

25、桥的跨度认为在 4.5到 21米(15到 70英尺之间,梁间距则在 0.4到 1.8米(16到 72英寸之间。运用到木质材料性能标准,并且典型梁和面板的 刚度参数被用于跨度研究。梁体用梁元素来描绘,面板则用立方体元素来描绘。 选定网格密度, 如此在梁元素中做进一步的改良会导致无关紧要的变化。 梁直接 附加在面板下方(把木桥假定为非混成的作用 , 从面板开始算梁的厚度这点不是 很重要的 。两个符合美国国家公路与运输协会设计标准的卡车轮胎 , 要么是 HS-20型号要么是串联设计 , 无论是哪一种, 其负载都并排在桥面上 , 施加荷载的 位置应该是在梁内部产生最大 GDF 的地方。 对于大梁的间距

26、, 建立的模型应近似 于美国国家公路与运输协会设计规范中的结果,也要与先前的研究结果相似 (Nowak 1999年 ; Bakht和 Jaeger 1985年 。另一个影响载荷分布的因素是木材的弹性应变。 Sexsmith 等人(1979年 通过研究得到了实验数据, 这个研究是在木材上加荷载了解其破坏的实验。 尽管 木材所展示的塑性性能并不如钢铁, 但它表现出来的小软化效应或许是很重要的 , 因为一个木质组件在破坏前失去刚度 , 这也是强度大的组件分配荷载大,弱组件 则小。理想化的应力 -应变曲线是由 Sexsmith 等人(1979年通过分析负荷及 挠度的实验得到的。这些效应 , 把四个典型

27、的桥梁建立成模型采用有限元分析方法作了进一步的 研究。这些跨五花八门 , 从 4.5 - 9米(15到 30英尺不等和梁间距从 400到 1800毫米 (16至 72英寸 不等。 在每种情况下 , 利用应力 -应变关系提出了一种 非线性分析元。一般来说 , 当发现倘若有一个荷载效应足够大以致能使单个梁达 到 MOR 值 , 则它会立即丧失几乎所有的承载能力。当载荷重新分配到余下元件上 时 , 虽然其在数值上较小 , 但全桥坍塌通常是不可避免的。 承载能力不显著的木桥 是将要考虑这个小软化作用(在案例研究中,平均值增加了 1%,然而最大的增加 量是 2% , 整个系统的负荷重新分配值与破坏值是很

28、接近的。然而 , 除了 MOE 和 MOR 以外的相关性 , 这种效应 , 会导致梁体子系统的变化的能力下降。根据分析结果可知 , 对于紧密排列这的锯木梁 400-600毫米 (16-24英寸 , 当两辆卡车并排行使时, 由三个梁组成的子系统往往比较等同于分享负载。 然而 , 宽梁间距如同胶合梁桥 5-8英尺 1.5-2.4米 的 , 实际上只有一个梁来抵抗了 轮轴荷载。基于模型的模拟 , 可得三梁子系统的变异系数 V 是 0.15(典型的元件 V=0.23 , 然而当梁间距远大于 600毫米(24英寸 (胶合板梁桥时 , 变异系数 相对组件的 V 并不会减小。对于面板和板桥 , 单一的车轮在

29、承受负载的同时 , 也必须要考虑到该子系统 的阻力的统计参数。尽管在 F 建模技术上确定 GDF 值相对比较不敏感 , 但是面板 上数值的预测分析相对不可靠些。 因此 , 在这项研究中 , 现有的实验数据是可用来 建立一个面板阻力模型。在特殊情况下 , 在一个现场试验地检查模型侧面的挠度 (Bakht 1988年; Wacker 和 Ritter 1992年 ,l995年; Ritter 等人 1995年; Lee 等人 1996年 。对于钉合面板 , 经过多年的使用后 , 能观察到有一个很有限的均布荷载的影响。如图 .6所示,对于木制面板,要考虑一个宽为 750毫米(30英寸的子系 统。这轮

30、胎接触面积在大小尺寸上很相似 , 而在松弛的面板(经过几年的使用期 后上这是统一挠度的作用面。这里的一个 0.80-0.85约为两条车道。 这里双 车道上作用的 GDF 值大概为 0.80-0.85。 对现有的实验数据进行了分析来计算典 型的挠度曲线下的区域的面积来获取这些计算值。 对一个典型的面板薄层子系统 , 其变异系数为 0.15(对于典型的单层结构其值是 0.32 。考虑到压力胶合面板是一个相似的子系统 其宽度为 900毫米(36英寸 。 主梁分布因子为 0.45-0.55。一个承压系统的阻力的统计参数是基于 Sexsmith 等人(1979年得到的测试数据。子系统 500毫米(20英

31、寸宽 承载能力(阻 力的平均值等于每个元素(木板的平均值之和。一个系统结构的平均 MOR 值与个体的元素是一样的。然而 , 其变异系数为 0.10(对于典型的单一薄层 V=0.32 。在胶合面板上 , 没有具体的变异系数是可供选择。然而 , 研究显示 , 胶合面板 显示出与压力面板相类似的、 略多的稳定的横向反应 (Batchelor 等人 1979年 , 1981年 ; ; Bakht 1988年 。板材面板是基于 Eamon 等人先前的一个研究(2000年 ,假定木板与轮胎接 触区域是用来抵抗轮轴荷载。 那接触面面积为 250毫米×500毫米 (10英寸×20英寸 。当

32、板宽度小于 250毫米(10英寸时 , 邻近的木板可以分担的板所受的 载荷, 而荷载的分布是与每个厚木板上的接触面积成比例的。 这里变异系数可取 0.20(对于典型的单板材 V = 0.20 。 图 6. 面板子系统可靠性分析可靠性分析方法是用来计算弯曲极限状态的。 尽管木材各成分可以受到其他 桥面荷载的影响 , 如剪力和弯扭 , 对于这种失效模式下阻力参数的计算, 目前用于电阻测试数据是不可靠的。然而 , 弯曲故障一般能支配着主要承载的桥梁元件 , 虽然这对板桥而言不一定是正确的。作为活荷载,其作用占主导地位 , 荷载影响可被视作是呈现对数正态分布的 随机变量。 个别元件的电阻测试数据表明承

33、载能力的分布近似于函数的对数正态 分布,特别是应用于较低次数的累积分布函数。对于梁体和胶合面板的子系统 , 阻力抗性可被认为是正常的。在这项研究中 , 用一阶、二阶矩法的对数正态分布随机变量来计算组件的可 靠性(诺瓦克和科林斯, 2000年 。对于子系统,使用 Rackwitz-Fiessler 程序 来计算可靠性(诺瓦克和科林斯, 2000年 。木桥设计依据美国国家公路与运输 协会标准(1996年和美国国家公路与运输协会设计标准法规(1998年 ,总结 分析提出了表 1和表 2的结果。一般来说 , 可靠性指标的变化是显著的。对于构 件,美国国家公路与运输协会标准规定桥梁设计的 介于 2.1

34、3.1,而美国国 家公路与运输协会设计规范规定桥梁设计的 介于 1.7 3.1。对于子系统 , 美 国国家公路与运输协会标准规定桥梁设计的 介于 3.1 6.4,而美国国家公路 与运输协会设计规范规定桥梁设计的 介于 3.1 4.3。 校准结果基于这些结果 , 来选择可靠性指标。对锯木材梁为目标的构件建议使用可靠 性指标 T=3.0,而一个锯木材梁子系统的可靠性指标 T=4.0。对于胶合木梁元 件可靠性指标 T=3.5, 而子系统 T=3.75; 对于钉合面板元件 T=2.0, 而子系 统 T=3.5; 对于应力面板元件 T=1.75, 而子系统 T=3.5; 对于板材面板元件 T=2.75,

35、而子系统 T=3.5。各部件的可靠性指标应在一定的范围之内选择 , 如此这些经典的设计就能体现指标值了。注意到这一系统的部件 , 如一个梁体、 目标指数及面板系统都要高于单一成分部件 , 相对于单个元件出障碍而言整个系 统出障碍的可能性减少了。这里没有尝试去指定一个新的设计安全水平 , 而是为 了使同一类型的设计中不同结构(例如 , 由于桥梁跨度、梁间距、面板厚度、木材品种等的可靠性变回常值。为了达到目标指数 , 美国国家公路与运输协会设 计规范建议以下的设计规定 :1. 使用美国国家公路与运输协会设计规范(1998年中指定的负载因子;2. 使用木材建筑物设计规范手册(1996年中指定的材料强

36、度值;3. 持续负荷与活荷载作用一样也是两个月 , 所以材料强度值必须乘以持续负荷 系数 (0.80 。 。 如果在考虑到的时间地点 , 持续活载的极端值会超过 2个月时 间 , 然后持续负荷系数可能会减少;4. 桥梁构件必须考虑水分因素;5. 动态载荷可以忽略不计。可靠性分析所得的所有的阻力值应保留到 0.05。根据最接近的可靠性指标 来选择阻力因子。 结果如下所示:对于柔性 =0.85, 压缩 = 0.90、 张力 =0.80、 剪切 /扭转 = 0.75,连接 = 0.65。依据木桥设计规范中规定的数据 (列在表 3中 来计算可靠性指标。 对于元 件和子系统, 这结果是一个更加均匀的安全

37、性能水平, 然而所有 值都等于或大 于指定的水平值。 总结在当前版本的美国国家公路与运输协会标准下的设计规范(1998年中,木桥 设计规范的校准会导致建议荷载、 阻力因数、 及其他因数的变化。 可以观察到木 桥的可靠性指标的目的在于使当前的设计规范具有一定程度的变化。 在木制建筑 物设计规范手册(EWA 1996年中规定建议使用材料强度值。对于组件抵抗活 荷载, 必须使用持续负荷系数 (0.8 长达两个月之久来使组件的材料强度减少。 水分因素必须被考虑到桥梁组件中。木桥上的动态荷载是可以被忽略的。致谢非常感谢美国农业部 (USDA森林服务、 森林产品实验室, 及联邦高速公路管理局 把 ISTE

38、A 木桥研究项目作为自己工作的一部分, 感谢这些部门对此研究的支持和 帮助。 作者非常感谢迈克尔 -理特和约瑟 -墨菲为此论文作出的卓有成效的讨论和 建议。参考文献美国国家公路与运输协会标准 (AASHTO (1998年 。 桥梁设计规范, AASHTO , 华盛顿;美国国家公路与运输协会标准(AASHTO (1996年 。 “公路桥的标准技术规 范” , AASHTO ,华盛顿;Bakht.B. (1988年 。 “在多层木板中的荷载分配” , J. Struct. Eng. 114 (7 , 1551 1570;316-322国家森林产品协会(NFP (1991年 。 木材建筑物的国家设计

39、规范, NFP , 华盛顿;No.FHWA/TX-90+1190-2F;Ritter.M. (1990年 。 “木桥、设计、施工、检测和维修” , 美国农 业部森林服务实验室的报告, Madison, Wis;FPL-RP-536, Madison, Wis;外文原文:Load and Resistance Factor Calibration For Wood Bridges Andrzej S. Nowak, F.ASCE,and Christopher D. Eamon, M.ASCEAbstract: The paper presents the calibration procedu

40、re and background data for the development of design code provisions for wood bridges. The structural types considered include sawn lumber stringers, glued-laminated girders, and various wood deck types. Load and resistance parameters are treated as random variables, and therefore, the structural pe

41、rformance is measured in terms of the reliability index. The statistical parameters of dead load and live trafc load, are based on the results of previous studies. Material resistance is taken from the available test data, which includes consideration of the post-elastic response. The resistance of

42、components and structural systems is based on the available experimental data and nite element analysis results. Statistical parameters of resistance are computed for deck and girder subsystems as well as individual components. The reliability analysis was performed for wood bridges designed accordi

43、ng to the AASHTO Standard Specications and a signicant variation in reliability indices was observed. The recommended load and resistance factors are provided that result in consistent levels of reliability at the target levels.DOI: 10.1061/(ASCE 1084-0702(2005 10:6(636CE Database subject headings:B

44、ridges, wooden; Calibration; Load and Resistance Factor; Design; Bridge decks.IntroductionIn 1993 AASHTO adopted a new load and resistance factor design (LRFD code for highway bridges. The new code provides a rational basis for the design of steel and concrete structures.Although wood bridge design

45、was also included in LRFD format,the calibration was not carried out for these structures (Nowak 1995, 1999 . Therefore, there was a concern about the consistency of the reliability level for wood structures.Previous studies showed that the reliability index for wood bridge components can be signica

46、ntly different than for steel or concrete structures (Nowak 1991 . The degree of variation for wood properties varies depending on dimensions, load duration,moisture content, and other parameters. In case of wood bridges,it is important to consider the structural system or subsystem as well as indiv

47、idual elements/components.In general, a design code is calibrated by: (1 designing a range of structures according to current code procedures;(2 identifying random variables and developing load and resis- tance models based on the statistical parameters of actual loads and resistances; (3 choosing a

48、n appropriate reliability technique and computing reliability indices for the code-designed structures using the load and resistance models developed;(4 identifying target reliability indices from the results, usually such that the most typical structures represent the target indices; and (5 suggest

49、ing adjustments to current code design procedures that would minimize variations in reliability index among structural components of a similar type.The objective of this study is to complete the calibration process and determine appropriate design parameters for wood bridges. This research lls this

50、gap and provides recommendations that result in a consistent level of reliability for wood bridges.Professor, Dept. of Civil Engineering, Univ. of Nebraska, Lincoln,NE 68588-0531.Assistant Professor, Dept. of Civil Engineering, Mississippi State Univ., MS 39762-9546. Note. Discussion open until Apri

51、l 1, 2006. Separate discussions must be submitted for individual papers. To extend the closing date by one month, a written request must be led with the ASCE Managing Editor.The manuscript for this paper was submitted for review and possible publication on February 9, 2004; approved on January 31, 2

52、005. This paper is part of the Journal of Bridge Engineering, V ol. 10, No. 6,November 1, 2005. ©ASCE, ISSN 1084-0702/2005/6-636 642/$25.00.Structural Types ConsideredThe calibration work is performed for selected representative types of wood bridges. In particular, simple span, two-lane, nonsk

53、ewed bridges with wooden components of short to medium spans, from 4 to 25 m (from 13 to 80 ft , are considered. In general, there are two types of wood bridges: structures that span by beams (stringers or girders or structures that span by a deck.Stringer bridges made of sawn lumber are typically s

54、hort,spanning to a maximum of about 8 m (25 ft. Readily available sawn lumber stringers are usually from 100 to 150 mm (from 4 to 6 in. wide and from 300 to 400 mm (from 12 to 16 in. deep, and these sizes often limit spacing to no more than 400 600 mm (16 24 in. on center. However, the use of greate

55、r widths such as 20 mm (8 in. and larger depths may allow stringer spacing to be increased, until ultimately limited by deck capacity. Stringers of glulam can be manufactured with much greater depths and widths, and can thus span much greater distances and allow wider beam spacing. Spans from 6 to 2

56、4 m (from 20 to 80 ft are common.The stringers support various wood deck types, which may be glued-laminated (glulam, nail-laminated (nail-lam,spike-laminated (spike-lam, plank (4 in.6 in., 4 in.8 in.,4 in.10 in., and 4 in. 12 in., stress-laminated (stress-lam, and reinforced concrete (noncomposite.

57、 Laminated decks are made of vertical laminations, typically 50 mm (2 in. thick and l00 300 mm (4 12 in. deep, which are joined together by nails, glue,spikes, or transversely prestressed. The latter method is typically used for deck rather than stringer bridges, however. Laminations are made into p

58、anels that are usually from 900 to 1,500 mm (from 3 to 5 ft wide. The designer may specify that these panels either be interconnected or noninterconnected (in a direction parallel to the laminations. Interconnected panels may be secured together by spikes, metal dowels, or stiffener beams, to form a

59、 continuous deck surface, whereas noninterconnected panels are left independent of one another, although in some cases the Code requires that transverse stiffener beams be used to provide some continuity. As with stringers, various wood species and commercial grades of deck laminations are available. Attachment of the deck to stringers is made by nails, spikes,