橋梁工程 畢業(yè)設(shè)計(jì)外文翻譯

1、中英文翻譯外文翻譯:對(duì)木橋的負(fù)載和阻力系數(shù)的校準(zhǔn)安德烈 S.諾瓦克 ,F.ASCE 和克里斯多夫 D.蒙 ,M.ASCE內(nèi)容摘要 :這篇論文為木橋設(shè)計(jì)規(guī)范的確定發(fā)展提供了校準(zhǔn)方法和基本數(shù)據(jù)。 結(jié)構(gòu)類型 被認(rèn)為包括鋸成的木梁、 膠合梁及各種類型的木梁板。 因 而, 結(jié)構(gòu)特性是根據(jù)可靠性指標(biāo)來測(cè)定的。 橋的恒載和交通活載,AASHTO 標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì) 規(guī)范并且要注意到可靠性指標(biāo)中的一個(gè)重要變化,目標(biāo)水準(zhǔn)相一致。DOL :土木工程師數(shù)據(jù)庫的關(guān)鍵詞論文簡介1993規(guī)。 盡管木橋的設(shè)計(jì)在設(shè)計(jì) 1995, 1999 。因處(諾瓦克 。這個(gè)程度的變化對(duì)木材性質(zhì)的影響則取決于尺寸大小 , 負(fù)載持續(xù)時(shí)間、 /部件是非

2、常重總之, 一部法規(guī)是通過以下方法來使之標(biāo)準(zhǔn)化的:(1 依據(jù)現(xiàn)在的規(guī)范規(guī)程設(shè)計(jì)一些結(jié) 構(gòu)模型; (2對(duì)于受到實(shí)際負(fù)載和阻力作用的模型,在統(tǒng)計(jì)參數(shù)的基礎(chǔ)上來鑒別隨機(jī)變量、 變負(fù)載及變阻力。 (3對(duì)這些設(shè)計(jì)好的結(jié)構(gòu),采用受負(fù)載和阻力的模型,選擇一種合適的可 靠的技術(shù)方法來計(jì)算可靠的數(shù)據(jù)指標(biāo); (4 通過結(jié)果來鑒別可靠性的目標(biāo)指數(shù), 這樣用最典 型的構(gòu)造來表現(xiàn)目標(biāo)指數(shù); (5提出對(duì)當(dāng)前數(shù)據(jù)的設(shè)計(jì)方法進(jìn)行調(diào)整 , 從而減少相似類型的 構(gòu)件中可靠性指標(biāo)的變化。林肯,內(nèi)布拉斯加州大學(xué)土木工程系教授, NE 68588-0531。密西西比州立大學(xué)土木工程系助理教授, MS 39762-9546。注意:討論時(shí)

3、間截至到 2006年 4月 1日。單獨(dú)討論必須提交給個(gè)人的論文,擴(kuò)大一個(gè) 月的截止日期, 必須向美國土木工程師協(xié)會(huì)總編輯提出書面申請(qǐng)。 這篇文章被提交審核并且 可能于 2004年 2月 9日出版,在 2005年 1月 31日給予批準(zhǔn)。本文是橋梁工程學(xué)報(bào)第 6版 的一部分, 其于 2005年 11月 1日發(fā)表在美國土木工程師協(xié)會(huì)學(xué)刊上, 其國際標(biāo)準(zhǔn)期刊號(hào)為: 1084-0702/2005/6-636-642 / $ 25.00。本研究的目的是為了對(duì)木橋進(jìn)行標(biāo)定工作, 確定合適的設(shè)計(jì)參數(shù)。 本研究填補(bǔ)了這一空 缺并且提出了一些建議,從而使木橋在長期的可靠性上達(dá)成一致。考慮結(jié)構(gòu)類型型的由木制部件組成

4、的橋梁,比中跨度橋梁要短,其長度從 425英尺到 80英8米(25英尺 ?，F(xiàn)成的已鋸成木梁通常為 100 - 1504到 6, 300至 400毫米(12到 16400-600毫米(16到 24英寸 。 然而 , 使用更大的寬度,如 20毫米(8最后受限于面板的承載能力為止。 從而可以跨越更大的距 24米(20到 80英尺 。它可以是膠合薄板 (多層膠合木 、 釘制成薄板 (多 層釘合板 、厚木板(4英寸6英寸, 4英寸8英寸, 4英寸10英寸及 4、應(yīng)力板(多層應(yīng)力作用板和鋼筋混凝土板(非混合型 的 50毫米(2英寸厚和 l00-300毫米(4-12英寸900毫米到 1500毫米的面板。設(shè)計(jì)

5、師可以指定這些面 ?？梢酝ㄟ^鏍釘、金屬銷釘或加勁梁將組合面 , 而剩下的非組合面板是彼此獨(dú)立 , 雖然在 一些情況下的數(shù)據(jù)要求用橫向加勁梁來提供一些連續(xù)性。 至于梁體, 各種種類的木材和商業(yè) 等級(jí)的面板薄片是可以得到的。連接面板和梁體是通過鐵釘、長釘或特殊緊固件來實(shí)現(xiàn)的。 面板結(jié)構(gòu)可以垂直或平行于運(yùn)行車道。 擁有長跨度面板的梁橋需要底梁來支撐面板并且把荷 載分散到長梁上。如圖 1、圖 2所示,它把這些結(jié)構(gòu)都呈現(xiàn)出來了。 圖 1. 梁橋(面板垂直于交通通行方向 圖 2.當(dāng)橋跨大概為 11米(50英尺 200-400毫米(8到 16英寸厚(如圖 3這種類型的甲板, 和之前 圖 3. 面板橋負(fù)載模型

6、靜載通常占作用在木橋上的總負(fù)載的 10%-20%。自重荷載參數(shù)是符合那些用于校正鋼 材和混凝土的設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)(諾瓦克 1999年, 1993年 。在考慮到的統(tǒng)計(jì)參數(shù)中包含一定比例 的書面(設(shè)計(jì)值,即所謂的偏差值,變異系數(shù) V ,那些就是標(biāo)準(zhǔn)偏差的比例。對(duì)于木材 和混凝土(面板構(gòu)件而言,其偏差值為=1.05,變異系數(shù)為 V=0.10;對(duì)于鋼(梁構(gòu)件 而言,=1.03, V=0.08;而對(duì)于瀝青路面而言,其平均厚度為 90毫米且變異系數(shù) V=0.25。可以認(rèn)為靜荷載是呈正態(tài)分布的?；詈奢d模型是基于可利用的卡車的測(cè)量數(shù)據(jù), 這些數(shù)據(jù)也被用于校準(zhǔn)美國國家公路與運(yùn) 輸協(xié)會(huì)標(biāo)準(zhǔn)中的數(shù)據(jù)(諾瓦克 1999年,

7、1993年 ?；詈奢d的分析測(cè)定包含了決定在各車道 上的荷載, 及決定荷載在各部件上的分配。 我們要考慮到的有超過 1輛卡車在相鄰車道上或 者有多輛卡車在同一車道上同時(shí)存在的可能性, 要考慮到這些卡車的重量作用在橋上會(huì)產(chǎn)生 不同程度的相互作用。 然而, 對(duì)于大多數(shù)的木橋來說, 在每個(gè)車道上只要考慮只有一輛車在 通行即可, 因?yàn)榭紤]到在這典型的短跨度上, 在同一車道上同時(shí)有兩輛卡車是不怎么可能的, 甚至是不可能的。通過模擬表明,對(duì)于梁間距在 1.2-2.4米(4-8英尺的橋梁,只能是兩輛 完全連在一起相并肩的卡車通過。在一個(gè)為期為 75個(gè)組合中的每一輛卡車就等同于最大為兩個(gè)月的卡車。 那就是,車輛

8、的重量的不同組合和每個(gè)組合發(fā)生的概率,月時(shí)間段中通過,可靠性分析。 對(duì)于在不同時(shí)期里,定的時(shí)刻(適用于整座橋梁30米(100英尺的橋梁,如圖 4顯示了 1年和 755中顯示 圖 4. 活荷載作用下的偏差值 圖 5.由于木材強(qiáng)度是受持續(xù)荷載作用影響, 每日車 流量(ADTT ADTT=500,等同于 ADTT=1000, 高于 ADTT=300020%,這相當(dāng)于每天會(huì)通過 100、 200、 600ADTT 值很高的典型橋 梁 ,對(duì)于數(shù)據(jù)校準(zhǔn)的目的而言, 僅僅在車 考慮到各種橋梁跨度的長度和通 1s 。對(duì)于一個(gè)典型的單跨結(jié), 平均下來在最大活荷載效應(yīng)理論上是等 同于 0.575年,1、低 ADT

9、T=(100輛卡車 (0.5 s (365天 (75年 =15天;2、中等 ADTT=(200輛卡車 (0.5 s (365天 (75年 =30天;3、高 ADTT=(600輛卡車 (0.5 s (365天 (75年 =90天。雖然木橋通常建在車流量低的道路上, 但在可靠度分析中, 人們做出了一個(gè)保守的假定, 那就是活荷載的持續(xù)時(shí)間是 2個(gè)月。對(duì)于短跨度橋梁 , 活荷載是由軸荷載甚至是輪軸荷載所引起的。因此 , 活荷載模型是由輪 荷載的變化所決定的 , 而非整個(gè)卡車或車軸。對(duì)輪軸荷載的統(tǒng)計(jì)參數(shù)來自于現(xiàn)有的測(cè)量數(shù)據(jù)(諾瓦克教育學(xué), 1994年 。座落在密歇根的橋梁是以軸荷載為基礎(chǔ)來減少現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量量

10、的, 以及州警察對(duì)超載的車輛進(jìn)行了存檔登記, 以方便最大限度地觀察到超載車輛在受軸荷載一 年時(shí)間內(nèi)的變化,其中車所受的軸荷載接近 200kN (40千磅 ,每個(gè)車輪(每個(gè)車輪有兩個(gè) 輪胎產(chǎn)生 50kN (10千磅的荷載。因此,在這個(gè)標(biāo)準(zhǔn)中,每一個(gè)車輪荷載在一年中的最 大平均值為 50kN (10千磅 。其變異系數(shù)為 0.15(諾瓦克教育學(xué), 1994年 。輪胎接觸區(qū)域的大小對(duì)活荷載能分散到短跨梁橋的組件上是一個(gè)重要的原因。 基于這個(gè) 由 Pezo (1989年和 Sebaaly (1992年等人發(fā)表的測(cè)量報(bào)告,可以知道每個(gè)輪胎與地面 的接觸面的橫向尺寸大小是 185毫米 (7.5英寸 , 而且

11、每一個(gè)雙輪胎車輪的間距是 125毫米 (5英寸小為 50kN 的輪軸荷載,輪胎長度近似為 250毫米(10英寸輪胎與地面的接觸面被認(rèn)為是一個(gè) 180毫米250毫米(7.5英寸10于雙輪胎的車,可將其與地面的接觸面看成是一個(gè) 250英寸 的矩形(差距可忽略不計(jì) 。在那部美國國家公路與運(yùn)輸協(xié)會(huì)標(biāo)準(zhǔn)(199650%。 為了促進(jìn)美國國家公路與運(yùn)輸協(xié)會(huì) 定的影響(諾瓦克和蒙,2001年缺乏更為詳細(xì)的試驗(yàn)數(shù)據(jù), 而其動(dòng)態(tài) 荷載則為零。年 。木材的主要的力學(xué)性能包含 (MOR 、 彈性模量 (MOE 、 抗剪強(qiáng)度。 這些特性往往會(huì)受限于一個(gè)重要的變化,馬德森和尼爾森得出了一份相當(dāng)重要的基礎(chǔ)數(shù)據(jù) (1978年

12、 a,b 。在 1996年頒布的關(guān)于木制材料建筑物的設(shè)計(jì)規(guī)范手冊(cè)(EWA 1996年中,就如同 強(qiáng)度值一樣用表格列取了道格拉斯冷杉的偏差值,根據(jù)其值的不同,在偏差值范圍為 1.41到 1.98中來提供選擇等級(jí), 并且等級(jí) 1、 等級(jí) 2的數(shù)值范圍為 1.76到 2.88, 而變異系數(shù)在 0.17至 0.27范圍內(nèi)進(jìn)行選擇,等級(jí) 1、等級(jí) 2的數(shù)值范圍為 0.23至 0.30。大的變化與最 大深度/寬度比相符合。而阻力則被認(rèn)為是一種符合對(duì)數(shù)正態(tài)分布的隨機(jī)變量。Ellingwood等人就關(guān)于膠合梁發(fā)表了有關(guān)其強(qiáng)度的統(tǒng)計(jì)參數(shù)的報(bào)告(1980年 ,而這 一報(bào)告是基于美國農(nóng)業(yè)部林產(chǎn)品研究室和道格拉斯冷杉

13、研究實(shí)驗(yàn)室把梁在水平方向上分層所研究出的結(jié)果。產(chǎn)生的偏差因子大約是 2-3,它的平均值取為 2.5,產(chǎn)生的變異系數(shù)范圍為 0.10至 0.25,其平均值為 0.15。對(duì)于偏差因子的計(jì)算,書面設(shè)計(jì)(在規(guī)范中已制成表格 阻值(MOR是由國家指定木結(jié)構(gòu)建筑設(shè)計(jì)規(guī)范(國家協(xié)調(diào)中心 1991年指定的。赫南德 斯等人(1995年提出了一組關(guān)于膠合面板的數(shù)據(jù),從而可知膠合面板在那個(gè)部位的層壓 是垂直的而不是水平的, 那個(gè)部位面板的偏差值在 2.99到 3.15之間變化, 那個(gè)部位的變異 系數(shù)在 0.20到 0.25之間變化。阻力被認(rèn)為是一種符合對(duì)數(shù)正態(tài)分布的隨機(jī)變量。由于水分含量的增加而會(huì)使阻值 MOR 隨

14、之減小。 木制建筑物的設(shè)計(jì)規(guī)范 (EWA 1996年 指出, 當(dāng)鋸木中水分含量超過 19%、 膠合木中水分含量超過 16%時(shí)應(yīng)當(dāng)考慮濕度系數(shù) CM 對(duì)阻 力 MOR。水分含量對(duì)阻值 MOR隨之呈現(xiàn)一個(gè)持續(xù)的曲線變化, 而不是像水分含量呈現(xiàn)急劇的變化。額外的實(shí)在數(shù)據(jù), 在這項(xiàng)研究中,含量的影響。鋸木的阻值 MOR(沿邊緣加載的影響。Stankiewicz 和諾瓦克(19974英寸6英寸、4英寸8英寸、 4英寸10英寸和 4英寸12實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)結(jié)果表明:如果是把荷載加載 在板平面上,它平均阻值 MOR 將增加 1.14英寸截面到 1.5倍(4英寸12英寸截面 不等, 這些都取決于作用面的比例大小。 1

15、.05(4英寸6英寸截 面到 1.10(4英寸12它可能會(huì)導(dǎo)致部分截面性質(zhì)發(fā)生微小的變化; 然 而, 這樣在很大程度上減 0.25至 0.31之間時(shí),寬截面處產(chǎn)生的變化最小。年 。它被認(rèn)為是在變異系數(shù)為 0.20是呈對(duì) MOR 成一一對(duì)應(yīng)的關(guān)系。 兩者的關(guān)系可看作是如下MOE=0.15(MOR+0.7 1000 (1從這個(gè)觀點(diǎn)的可靠性看, 這種關(guān)系是很重要的, 因?yàn)樵谝粋€(gè)木結(jié)構(gòu)系統(tǒng) (比如一個(gè)多層 結(jié)構(gòu)的面板中最薄弱(不夠堅(jiān)硬的地方受到較小的荷載的作用,從而減小了系統(tǒng)的可靠 性。尺寸的變化是可以忽略不計(jì)的。 馬德森和尼爾森計(jì)算出這個(gè)形態(tài)尺寸的變異系數(shù)數(shù)值大 概是 0.01。偏差值則在 0.97

16、至 1.04間不等。結(jié)構(gòu)阻力模型在現(xiàn)在的美國國家公路與運(yùn)輸協(xié)會(huì)設(shè)計(jì)規(guī)范標(biāo)準(zhǔn)(1998年中,木橋梁體的分配系數(shù)(GDF公式僅僅是依據(jù)梁間距給出的。這種方法的精度不足以用來建立一個(gè)適當(dāng)?shù)淖枇δ?型。GDF 公式是在某一個(gè)荷載分布充分的理想結(jié)構(gòu)下得到的,此結(jié)構(gòu)是用鋼筋或混凝土來制 作成的,故稱混凝土板,且這公式不受結(jié)構(gòu)材料的影響。然而,當(dāng)梁間距小于 1.1米或跨度 6米時(shí)這些公式就失去了準(zhǔn)確性。而很多木橋的梁間距和跨度都小于這些值。因此,在此研 究中,利用有限元分析法把負(fù)載分配到梁上。木橋的跨度認(rèn)為在 4.5到 21米(15到 70英尺之間,梁間距則在 0.4到 1.8米(16到 72英寸之間。運(yùn)用

17、到木質(zhì)材料性能標(biāo)準(zhǔn),并且典型梁和面板的剛度參數(shù)被用于跨度研 究。梁體用梁元素來描繪,面板則用立方體元素來描繪。選定網(wǎng)格密度,如此在梁元素中做 進(jìn)一步的改良會(huì)導(dǎo)致無關(guān)緊要的變化。 梁直接附加在面板下方從面板開始算梁的厚度這點(diǎn)不是很重要的卡車輪胎,要么是 HS-20荷載的位置應(yīng)該是在梁內(nèi)部產(chǎn)生最大 GDF 的地方。年; Bakht 和 Jaeger 1985年 。年通過研究得 到了實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù), 盡管木材所展示的塑性性能理想化的應(yīng)力-應(yīng)變曲線是由 Sexsmith 等人(1979跨五花八門,從 4.5 - 9米(15英尺不等和梁間距從 400到 1800毫米(16至 72英 MOR 值,則它會(huì)立即喪失

18、幾乎所有的承載能1%,然而 整個(gè)系統(tǒng)的負(fù)荷重新分配值與破壞值是很接近的。然而,除了 MOE 和 MOR根據(jù)分析結(jié)果可知,對(duì)于緊密排列這的鋸木梁400-600毫米(16-24英寸,當(dāng)兩輛卡 車并排行使時(shí),由三個(gè)梁組成的子系統(tǒng)往往比較等同于分享負(fù)載。然而,寬梁間距如同膠合 梁橋5-8英尺1.5-2.4米的,實(shí)際上只有一個(gè)梁來抵抗了輪軸荷載?；谀Ｐ偷哪M,可 得三梁子系統(tǒng)的變異系數(shù) V 是 0.15(典型的元件 V=0.23,然而當(dāng)梁間距遠(yuǎn)大于 600毫米 (24英寸 (膠合板梁橋時(shí),變異系數(shù)相對(duì)組件的 V 并不會(huì)減小。對(duì)于面板和板橋,單一的車輪在承受負(fù)載的同時(shí),也必須要考慮到該子系統(tǒng)的阻力的統(tǒng)

19、計(jì)參數(shù)。盡管在 F 建模技術(shù)上確定 GDF 值相對(duì)比較不敏感,但是面板上數(shù)值的預(yù)測(cè)分析相對(duì) 不可靠些。 因此,在這項(xiàng)研究中,現(xiàn)有的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)是可用來建立一個(gè)面板阻力模型。 在特殊情況下,在一個(gè)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)地檢查模型側(cè)面的撓度 (Bakht 1988年; Wacker 和 Ritter 1992年,l995年;Ritter 等人 1995年;Lee 等人 1996年 。對(duì)于釘合面板,經(jīng)過多年的使用后,能觀察到有一個(gè)很有限的均布荷載的影響。如圖.6所示,對(duì)于木制面板,要考慮一個(gè)寬為 750毫米(30英寸的子系統(tǒng)。這輪胎接觸面積在 大小尺寸上很相似,而在松弛的面板(經(jīng)過幾年的使用期后上這是統(tǒng)一撓度的作用面

20、。這 里的一個(gè) 0.80-0.85約為兩條車道。 這里雙車道上作用的 GDF 值大概為 0.80-0.85。對(duì)現(xiàn) 有的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了分析來計(jì)算典型的撓度曲線下的區(qū)域的面積來獲取這些計(jì)算值。 對(duì)一個(gè) 典型的面板薄層子系統(tǒng),其變異系數(shù)為 0.15(對(duì)于典型的單層結(jié)構(gòu)其值是 0.32 ?？紤]到壓力膠合面板是一個(gè)相似的子系統(tǒng)其寬度為 900毫米(36因子為 0.45-0.55。一個(gè)承壓系統(tǒng)的阻力的統(tǒng)計(jì)參數(shù)是基于 Sexsmith的測(cè)試數(shù)據(jù)。子系統(tǒng)500毫米(20板的平均值之和。一個(gè)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)的平均 MOR為 0.10(對(duì)于典型的單一薄層 V=0.32 。年, 1981年;Bakht 1988年 。板材面

21、板是基于 Eamon 年 ,假定木板與輪胎接觸區(qū)域是用 來抵抗輪軸荷載。那接觸面面積為 250毫米(10英寸20英寸 。當(dāng)板寬度小于 250毫米(100.20(對(duì)于典型的單板材 V = 0.20 。 圖 6.面板子系統(tǒng)可靠性分析可靠性分析方法是用來計(jì)算彎曲極限狀態(tài)的。 盡管木材各成分可以受到其他橋面荷載的 影響,如剪力和彎扭,對(duì)于這種失效模式下阻力參數(shù)的計(jì)算, 目前用于電阻測(cè)試數(shù)據(jù)是不可靠 的。然而,彎曲故障一般能支配著主要承載的橋梁元件,雖然這對(duì)板橋而言不一定是正確的。 作為活荷載,其作用占主導(dǎo)地位,荷載影響可被視作是呈現(xiàn)對(duì)數(shù)正態(tài)分布的隨機(jī)變量。 個(gè)別元件的電阻測(cè)試數(shù)據(jù)表明承載能力的分布近似

22、于函數(shù)的對(duì)數(shù)正態(tài)分布, 特別是應(yīng)用于較 低次數(shù)的累積分布函數(shù)。對(duì)于梁體和膠合面板的子系統(tǒng),阻力抗性可被認(rèn)為是正常的。 在這項(xiàng)研究中,用一階、二階矩法的對(duì)數(shù)正態(tài)分布隨機(jī)變量來計(jì)算組件的可靠性(諾瓦 克和科林斯,2000年 。對(duì)于子系統(tǒng),使用 Rackwitz-Fiessler 程序來計(jì)算可靠性(諾瓦克 和科林斯,2000年 。木橋設(shè)計(jì)依據(jù)美國國家公路與運(yùn)輸協(xié)會(huì)標(biāo)準(zhǔn)(1996路與運(yùn)輸協(xié)會(huì)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)法規(guī)(1998年 ,總結(jié)分析提出了表 1和表 2靠性指標(biāo)的變化是顯著的。 對(duì)于構(gòu)件,子系統(tǒng), 美國國家公路與運(yùn)輸協(xié)會(huì)標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定橋梁設(shè)計(jì)的介于與運(yùn)輸協(xié)會(huì)設(shè)計(jì)規(guī)范規(guī)定橋梁設(shè)計(jì)的介于表 1. AASHTO 標(biāo)準(zhǔn)(1

23、996結(jié)構(gòu)類型 子系統(tǒng)鋸木梁 3.11-3.38膠合木梁 3.37-4.39釘合面板 3.90-4.17應(yīng)力面板 6.05-6.39板材面板 3.75-4.08表 年規(guī)定的可靠性指標(biāo)單元 子系統(tǒng)2.96-3.09 4.07-4.252.80-3.13 3.06-3.431.73-1.82 3.16-3.341.42-1.51 3.29-3.522.38-2.52 3.16-3.34校準(zhǔn)結(jié)果基于這些結(jié)果,來選擇可靠性指標(biāo)。對(duì)鋸木材梁為目標(biāo)的構(gòu)件建議使用可靠性指標(biāo)T=3.0,而一個(gè)鋸木材梁子系統(tǒng)的可靠性指標(biāo)T=4.0。對(duì)于膠合木梁元件可靠性指標(biāo)T=3.5,而子系統(tǒng)T=3.75;對(duì)于釘合面板元件T=

24、2.0,而子系統(tǒng)T=3.5;對(duì)于應(yīng)力面板 元件T=1.75,而子系統(tǒng)T=3.5;對(duì)于板材面板元件T=2.75,而子系統(tǒng)T=3.5。各部件 的可靠性指標(biāo)應(yīng)在一定的范圍之內(nèi)選擇,如此這些經(jīng)典的設(shè)計(jì)就能體現(xiàn)指標(biāo)值了。注意到這 一系統(tǒng)的部件,如一個(gè)梁體、 目標(biāo)指數(shù)及面板系統(tǒng)都要高于單一成分部件,相對(duì)于單個(gè)元件出 障礙而言整個(gè)系統(tǒng)出障礙的可能性減少了。這里沒有嘗試去指定一個(gè)新的設(shè)計(jì)安全水平,而是為了使同一類型的設(shè)計(jì)中不同結(jié)構(gòu)(例如,由于橋梁跨度、梁間距、面板厚度、木材品種 等的可靠性變回常值。為了達(dá)到目標(biāo)指數(shù),美國國家公路與運(yùn)輸協(xié)會(huì)設(shè)計(jì)規(guī)范建議以下的 設(shè)計(jì)規(guī)定:1. 使用美國國家公路與運(yùn)輸協(xié)會(huì)設(shè)計(jì)規(guī)范(

25、1998年中指定的負(fù)載因子;2. 使用木材建筑物設(shè)計(jì)規(guī)范手冊(cè)(1996年中指定的材料強(qiáng)度值;3. 持續(xù)負(fù)荷與活荷載作用一樣也是兩個(gè)月,所以材料強(qiáng)度值必須乘以持續(xù)負(fù)荷系 數(shù)(0.80。 。如果在考慮到的時(shí)間地點(diǎn),持續(xù)活載的極端值會(huì)超過 2個(gè)月時(shí)間,然后持續(xù) 負(fù)荷系數(shù)可能會(huì)減少;4. 橋梁構(gòu)件必須考慮水分因素;5. 動(dòng)態(tài)載荷可以忽略不計(jì)?？煽啃苑治鏊玫乃械淖枇χ祽?yīng)保留到因子。 結(jié)果如下所示:對(duì)于柔性=0.85, 壓縮= 剪切/扭轉(zhuǎn)= 0.75, 連接= 0.65。依據(jù)木橋設(shè)計(jì)規(guī)范中規(guī)定的數(shù)據(jù) (列在表 3來計(jì)算可靠性指標(biāo)。 對(duì)于元件和子系統(tǒng),表結(jié)構(gòu)類型 子系統(tǒng)鋸木梁 4.08-4.26膠合木梁

26、 3.33-3.62 3.65-3.97釘合面板 2.02-2.12 3.69-3.871.71-1.81 3.97-4.192.78-2.92 3.69-3.87總結(jié)年中,木橋設(shè)計(jì)規(guī) 阻力因數(shù)、 及其他因數(shù)的變化。 可以觀察到木橋的可靠性指標(biāo)的年中規(guī)定建議使用材料強(qiáng)度值。對(duì)于組件抵抗活荷載,必須使用持續(xù)負(fù)荷系數(shù)(0.8長 達(dá)兩個(gè)月之久來使組件的材料強(qiáng)度減少。 水分因素必須被考慮到橋梁組件中。 木橋上的動(dòng)態(tài) 荷載是可以被忽略的。致謝非常感謝美國農(nóng)業(yè)部(USDA森林服務(wù)、森林產(chǎn)品實(shí)驗(yàn)室,及聯(lián)邦高速公路管理局把 ISTEA 木橋研究項(xiàng)目作為自己工作的一部分,感謝這些部門對(duì)此研究的支持和幫助。作者非

27、 常感謝邁克爾-理特和約瑟-墨菲為此論文作出的卓有成效的討論和建議。參考文獻(xiàn)美國國家公路與運(yùn)輸協(xié)會(huì)標(biāo)準(zhǔn)(AASHTO (1998年 。橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范,AASHTO,華盛頓;展是以美國國家標(biāo)準(zhǔn) A58為標(biāo)準(zhǔn)” 美國國家標(biāo)準(zhǔn)局特殊出版EWA(1996年國家森林產(chǎn)品協(xié)會(huì)(NFP 年No.FHWA/TX-90+1190-2F;Ritter.M.(1990年 。 “木橋、設(shè)計(jì)、施工、檢測(cè)和維修” , 美國農(nóng)業(yè)部森林服務(wù)實(shí)驗(yàn)室的報(bào) 告,Madison, Wis;板” , 美國農(nóng)業(yè)部森林產(chǎn)品實(shí)驗(yàn)室的研究論文 FPL-RP-536,Madison, Wis;農(nóng)業(yè)部森林產(chǎn)品實(shí)驗(yàn)室的 FPL-RP-515號(hào)研究論文

28、,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 procedure and background data for the development of design code provisions for wood bridges. The structural types consider

29、ed include sawn lumber stringers, glued-laminated girders, and various wood deck types. Load and resistance parametersthe reliability index.The statistical parameters of dead load and live traf csystems is based on the available experimental data and AASHTO Standard Speci cations and a signireliabil

30、ity at the target levels.DOI: 10.1061/(ASCE 1084-0702(2005CE Database subject headings:Design; Bridge decks.Introduction(LRFD code for highway (Nowak 1995, 1999 . Therefore, there was a concern about the (Nowak 1991 . The degree of variationas well as individual elements/components.In general, a des

31、ign 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 an appropriate reliability technique and com

32、puting 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 suggesting adjustments to current code design proc

33、edures 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 appropriatedesign parameters for wood bridges. This research lls this gap and provides recommendations that result

34、 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 April 1, 2006. Separate discussions must be subm

35、itted 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, 2005. This paper is part of the Journal of Br

36、idge Engineering, Vol. 10, No. 6,November 1, 2005. ASCE, ISSN 1084-0702/2005/6-636642/$25.00.Structural Types Consideredmedium spans, from 4 to 25 m (from 13 to 80 ftof wood bridges: structures that span by beams (or structures that span by a deck.6 in., 4 in.8 in.,4 in.10 in., and 4 in.the laminati

37、ons. Interconnected panels may be secured together by spikes, metal dowels, or stiffener beams, to form a 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 co

38、ntinuity. 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, or special fasteners. The structures may have decks running either perpendicular or parallel to traf c.Stringer bridges with longit

39、udinal decks require transverse oor beams to support the deck and distribute load to longitudinal stringers. Diagrams of these structures are presented in Figs. 1 and 2. Fig. 1. Stringer Bridge, deck perpendicular to traf c Fig. 2. cconsidered Fig. 3. Deck bridgeLoad ModelsDead load typically consti

40、tutes from 10 to 20% of the total load effect on wood bridges. Dead load parameters are taken to be consistent with those used to calibrate the steel and concrete sections of the LRFD code (Nowak 1999, 1993. The considered statistical parameters include the ratio of mean to nominal (design value, ca

41、lled the bias factor, , and coef cient of variation, V, that is the ratio of standard deviation to the mean. For wood and concrete (deck components, bias factor =1.05 and coef cient of variation V=0.10; for steel (girders,=1.03 and V=0.08; and for asphalt, mean thickness is taken as 90 mm and V=0.25

42、. Dead load is taken as normallydistributed.The live load model is based on the available truck survey data as used in the calibration of the AASHTO Code (Nowak 1999,1993. The analysis of live load involves the determination of the load in each lane and load distribution to components. The probabili

43、ties of a simultaneous occurrence of more than one truck in adjacent lanes and a multiple truck occurrence in the same lane,were considered with various degrees of correlation between truck weights. For most wood bridges, however, only a single truck per lane needs to be considered, as the typical s

44、hort spans result in the probability of two trucks in the same lane unlikely or even impossible. The simulations indicated that for bridges with girder spacing of 1.22.4 m (48 ft, two fully correlated trucks side-by-side govern. For the maximum 75 year moment,the results of analysis ed in the Code,

45、for cient of variation is shown in Fig. 5. Live load is approximately lognormal. Fig. 4. Bias factor for live load Fig. 5. Coef c (ADTT are considered: low with c volumes, c volume thatc volume, for code calibration purposes it would be c volume roads only. Considering various span uence line for ma

46、ny components of wood bridges is smaller than theyear period and for the three considered traf c volumes is1. Low ADTT(100 trucks(0.5 s(365 days(75 years=15 days;2. Medium ADTT(200 trucks(0.5 s(365 days(75 years=30 days; and3. High ADTT(600 trucks(0.5 s(365 days(75 years=90 days.Although wood bridge

47、s are typically located on low volume roads, in the reliability analysis it is conservatively assumed that the live load duration is 2 months (between medium and high traf c volumes.For short spans, live load is caused by axle loads or even wheel loads. Therefore, the live load model is determined b

48、y variations in wheel load rather than the entire truck or axle.Statisticalparameters for wheel load are derived from existing survey data (Nowak et al. l994. Based on axle load taken from eld measurements on bridges located in Michigan, as well as state police citation les for overload vehicles, th

49、e maximum observed axle load for a 1 year interval is close to 200 kN (40 kips, which produces 50 kN (10 kips per wheel (two tires per wheel. Therefore, in this calibration, the mean maximum one year value for a wheel load is taken as 50 kN (10 kips. The coef cient of variation is taken as 0.15 (Now

50、ak et al. 1994.Tire contact area is an important consideration for live load distribution to short span components. Based on the measurements reported by Pezo et al. (1989 and Sebaaly (1992,the transverse dimension (width of the contact area is 185 mm (7.5 in. for each tire, with a 125 mm (5 in. gap

51、 between tires for a dual tire wheel. A nearly linear relationship exists between theconsidered as a rectangle of 180 mm250 mm (7.5 in.250 mm500 mm (10 in.20 in.(the gap is ignored.AASHTO LRFD (1998, dynamic load is speci ed cient ofvariations correspond to sections with largest depth/width ratios.

52、Resistance is taken as a lognormal random variable.For glulam girders, the statistical parameters for strength are taken from the report by Ellingwood et al. (1980, based on the test results obtained by the USDA Forest Products Laboratory on beams with Douglas Fir and Southern Pine with horizontally

53、 oriented laminating. The resulting bias factor is from approximately 23, with an average of 2.5, and coef cient of variation is from 0.10 to 0.25, with the average of 0.15. For bias factor calculation,the nominaltabulated value of resistance (MOR is as speci ed by the National Design Speci cation f

54、or Wood Construction (NFP 1991. For glulam decks, where laminations are vertical rather thanhorizontal, data is provided by Hernandez et al.(1995, where bias factors ranged from 2.99 to 3.15, and coef cient of variation ranged from 0.20 to 0.25. Resistance is taken as a lognormal random variable.As

55、an increased moisture content may cause reduction of MOR. The LRFD Manual for Engineered Wood Construction(EWA 1996 speci es a wet service factor CM to be applied to MOR where the moisture content exceeds 19% for sawn lumber and 16% for glulam. It is reasonable to expect that the actual effect of mo

56、isture content on MOR and other properties may follow a continuous curve, rather than a sharp change at a particular moisture level. However, due to a lack of availability of suf cient additional data, in this study it is assumed that the mean moisture content effect is as speci ed in the LRFD Manua

57、l for Engineered Wood Construction.( performed on Red Pine,sizes 4 in.6 in., 4 in.8 in., 4 in.indicate that, if members are loaded 6 in. to 1.50(for 4 in.Speci cation,which vary from 1.05 (4 in.12 in.Flat-wise strength increases are primarily the result of properties when members are loaded size Coe

58、f distribution, with a coef+ 0.71,000 (1 cient of variation is about 0.01. The bias factor varies from 0.97 to 1.04.The current AASHTO LRFD Code (1998 girder distribution factor (GDF formulas for wood bridges are given as a function of girder spacing only. The accuracy provided by this method is insuf ci