武漢理工大學(xué)外文翻譯―橋梁畢業(yè)設(shè)計(jì)

1、武 漢 理 工 大 學(xué) 本科畢業(yè)設(shè)計(jì)(論文外文翻譯年 級(jí):姓 名:學(xué) 號(hào):專 業(yè):指導(dǎo)老師:2015年 5月外文翻譯: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。 負(fù)載和阻力參數(shù)被 視為隨機(jī)變量, 因而, 結(jié)構(gòu)特性是根據(jù)可靠性指標(biāo)來(lái)測(cè)定的。 橋的恒載和交通活 載, 都是基于先前的研究結(jié)果。 材料的阻值是取自可用的測(cè)試得來(lái)的數(shù)據(jù), 這些 數(shù)據(jù)中包含了考慮有彈性反應(yīng)作用的數(shù)據(jù)。 阻力的組成和結(jié)構(gòu)系統(tǒng)是基于可

2、利用 的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)和有限元分析的結(jié)果。 阻力的統(tǒng)計(jì)參數(shù)是由梁板、 梁體及個(gè)別的組件 計(jì)算而得。對(duì)木橋進(jìn)行可靠性分析設(shè)計(jì)應(yīng)依照 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, 負(fù)載限度和阻力系數(shù)應(yīng)該和可靠性程度及目 標(biāo)水準(zhǔn)相一致。DOL :10.1061/(ASCE1084-0702(200510:6(636土木工程師數(shù)據(jù)庫(kù)的關(guān)鍵詞 :橋梁、木制的、校準(zhǔn)、負(fù)載和阻力系數(shù)、設(shè)計(jì)、橋 板。論文簡(jiǎn)介1993年,美國(guó)國(guó)家公路與運(yùn)輸協(xié)會(huì)采納了一部新的公路橋的負(fù)載和阻力因 素的設(shè)計(jì)法規(guī)。這部新法規(guī)為鋼結(jié)構(gòu)與混凝土結(jié)構(gòu)提供了一個(gè)合理的設(shè)計(jì)依據(jù)。 盡管木橋的設(shè)計(jì)在設(shè)計(jì)法規(guī)中也還包含在內(nèi), 但

3、是對(duì)這些結(jié)構(gòu)此校準(zhǔn)法還沒有予 以實(shí)行(諾瓦克 1995, 1999 。因此,對(duì)于木結(jié)構(gòu)的可靠性水平的一致性問(wèn)題還 有一些疑慮。先前的一些研究指明木橋結(jié)構(gòu)部件的可靠度與鋼結(jié)構(gòu)或者混凝土結(jié)構(gòu)有明 顯的不同之處 (諾瓦克 1991 。 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、水分含量等參數(shù)。假若是木橋,考慮到其結(jié)構(gòu)體系或次要 系統(tǒng)以及個(gè)別元件 /部件是非常重要的一步?？傊? 一部法規(guī)是通過(guò)以下方法來(lái)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(lái)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)

4、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(lái)計(jì)算可靠的數(shù)據(jù)指標(biāo); (4 通 過(guò)結(jié)果來(lái)鑒別可靠性的目標(biāo)指數(shù), 這樣用最典型的構(gòu)造來(lái)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)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(guó)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 2

5、005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(guó)土 木工程師協(xié)會(huì)學(xué)刊上, 其國(guó)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(zhǎng)期的可靠性上達(dá)成一致?？紤]結(jié)構(gòu)類型這類校準(zhǔn)工作是為了選定一些典型的木橋類型而做的。 尤其, 那些單跨、 雙 車道、直線型的由木制部件組成的橋梁,比中跨度橋梁要短,其長(zhǎng)度從 4米到 25米(13英尺到 80英尺不等。一般而言,有兩種類型的木橋:梁體結(jié)構(gòu)(

6、縱 梁或主梁或者板體結(jié)構(gòu)。由加工過(guò)的木材制造而成的縱桁梁橋是適用于短跨橋中, 其最大可跨越大概 8米(25英尺 ?，F(xiàn)成的已鋸成木梁通常為 100 - 150毫米寬(4到 6英寸 , 300至 400毫米(12到 16英寸長(zhǎng),這些尺寸大小限制著中心間距使其通常不超過(guò) 400-600毫米(16到 24英寸 。然而 , 使用更大的寬度,如 20毫米(8英寸和 更大的長(zhǎng)度, 這些可能使梁間距增大, 直到最后受限于面板的承載能力為止。 膠 合梁可采用更大的長(zhǎng)度和寬度, 從而可以跨越更大的距離, 是梁間距更寬。 比較 常見的跨度是 6米到 24米(20到 80英尺 。這類梁支持各種不同類型的木材板,它可以

7、是膠合薄板(多層膠合木 、釘 制成薄板(多層釘合板 、組合板(用長(zhǎng)釘釘合的多層板 、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 、應(yīng)力板(多層應(yīng) 力作用板和鋼筋混凝土板(非混合型的 。由多層薄片制成的層面板,通常是 50毫米(2英寸厚和 l00-300毫米(4-12英寸長(zhǎng),它們是用釘子、膠水、尖 刺、 橫向預(yù)應(yīng)力而連接在一起的。 然而, 后者的方法通常是用于板橋而不是梁橋。 薄板通常被制成 900毫米到 1500毫米的面板。設(shè)計(jì)師可以指定這些面板或互連 或非互連(在與薄片平行的方向上 ?？梢酝ㄟ^(guò)鏍釘、金屬銷釘或加勁梁

8、將組合 面板固定在一起,從而形成了一個(gè)連續(xù)的面板上表面 , 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(lái)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(guò)鐵釘、 長(zhǎng)釘或特殊緊固件來(lái)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(zhǎng)跨度面板的梁橋需要底梁來(lái)支撐面板并且把荷載分散到長(zhǎng)梁上。如圖 1、圖 2所示,它把這些結(jié)構(gòu)都呈現(xiàn)出來(lái)了。 圖 1. 梁橋(面板垂直于交通通行方向 圖 2. 梁橋(面板平行于交通通行方向當(dāng)橋跨大概為 11米 (50英尺 , 制造板橋比較經(jīng)濟(jì), 并且橋板大致為 200-400毫米(8到

9、 16英寸厚(如圖 3 。這類面板的類型與那些梁橋橋板的類型比較 相似, 在加上用了這種連續(xù)的由單一的大板釘合而成的面板, 用來(lái)搭建在現(xiàn)場(chǎng)工 地上。 這種類型的甲板, 和之前描述的所有梁橋板一樣, 在建造中都是可以用的。 圖 3. 面板橋負(fù)載模型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,

10、 =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?？梢哉J(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(guó)國(guó) 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, 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(guò) 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(lái)說(shuō), 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

11、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(guò)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(guò)。在一個(gè)為期為 75年的時(shí)間段里,由分析 結(jié)果表明,在這個(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, 考慮到單一車輛和兩輛并排車輛的重量的不同組合和每個(gè)組合發(fā)生的概率, 兩輛 并肩的重量相同的卡車在一個(gè)為期兩個(gè)月時(shí)間段中通過(guò), 兩卡車的重量都是每輛 單一卡車的重量的最大值, 并對(duì)規(guī)范荷載模型做了可靠性分析。 對(duì)于在不同時(shí)期 里, 可由偏差值之間的比值來(lái)計(jì)算最大的平均彎矩和設(shè)計(jì)中規(guī)定的時(shí)刻 (適用于 整座橋梁

12、?？梢园l(fā)現(xiàn)偏差值是隨著跨度的不同而變化的。對(duì)于跨度多達(dá) 30米 (100英尺的橋梁,如圖 4顯示了 1年和 75年時(shí)間中的一部分結(jié)果。在圖 5中顯示了其變異系數(shù)。橋上活載近似于呈對(duì)數(shù)正態(tài)分布。圖 4. 活荷載作用下的偏差值 圖 5. 活荷載作用下的變異系數(shù)由于木材強(qiáng)度是受持續(xù)荷載作用影響, 可由持續(xù)的活荷載計(jì)算得到不同的時(shí) 期。每日車流量(ADTT 的平均值可得三個(gè)值,被認(rèn)為是:低于 ADTT=500, 等同于 ADTT=1000,高于 ADTT=3000。據(jù)推測(cè), 那些實(shí)際重型卡車所占比例為 20%,這相當(dāng)于每天會(huì)通過(guò) 100、 200、 600輛卡車,這分別是所考慮的車流量的 三倍。注意到

13、這些是 ADTT 值很高的典型橋梁 , 這類橋通常坐落于車流量較小的 道路上并且只能有公路橋梁一小部分的車流量。 然而, 當(dāng)前的設(shè)計(jì)程序規(guī)定對(duì)于 木橋的車流量是沒有限制的, 對(duì)于數(shù)據(jù)校準(zhǔn)的目的而言, 僅僅在車流量很小的公 路上加上基本的持續(xù)荷載的作用是非保守的。 考慮到各種橋梁跨度的長(zhǎng)度和通行 速度的限制,人們可據(jù)此推測(cè)出卡車通行的平均時(shí)間大概是 1s 。對(duì)于一個(gè)典型 的單跨結(jié)構(gòu)木橋,荷載在跨中處的作用(彎矩會(huì)逐漸地從零增加到最大,然后 逐漸地減少回零。實(shí)際中持續(xù)的最大活荷載效應(yīng)是低于跨越時(shí)間,因此 , 平均下 來(lái)在最大活荷載效應(yīng)理論上是等同于 0.5秒。在大多數(shù)情況下,這是一個(gè)保守的 假設(shè):

14、對(duì)于許多木橋部件, 其受力作用部分的影響線要比所有的跨度長(zhǎng)度小。 因 此,活荷載持續(xù)時(shí)間(相當(dāng)于很重的卡車為 75年,而三種考慮到的車流量是1、低 ADTT=(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

15、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(lái)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(lái)減少現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量量的, 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?；谶@個(gè)由

16、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 每一個(gè)雙輪胎車輪的間距是 125毫米(5英寸 。在車輪荷載和車輪與地面接觸 面的長(zhǎng)度之間存在一種近線性關(guān)系。對(duì)于一組大小為 50kN 的輪軸荷載,輪胎長(zhǎng) 度近似為 250毫米(10英寸 。因此,在這類研究中,單個(gè)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英寸的矩形,而對(duì)于雙輪胎 的車,可將其與地面的接觸面看成是一個(gè) 250毫米×500毫米(10英寸×20英 寸的矩形

17、(差距可忽略不計(jì) 。在那部美國(guó)國(guó)家公路與運(yùn)輸協(xié)會(huì)標(biāo)準(zhǔn)(1996年中,木橋的設(shè)計(jì)中并沒有 考慮動(dòng)荷載的影響。而在美國(guó)國(guó)家公路與運(yùn)輸協(xié)會(huì)標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)規(guī)范(1998年中, 木橋設(shè)計(jì)中所受的動(dòng)荷載值被規(guī)定是混凝土和鋼梁橋上所受動(dòng)荷載值的 50%。 為 了促進(jìn)美國(guó)國(guó)家公路與運(yùn)輸協(xié)會(huì)標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)法規(guī)的發(fā)展而在現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量的數(shù)據(jù)表明 實(shí)際存在的動(dòng)態(tài)荷載對(duì)于木橋的設(shè)計(jì)具有一定的影響(諾瓦克和蒙, 2001年 。 可以發(fā)現(xiàn), 木材的負(fù)載效應(yīng)要明顯低于其他材料。 動(dòng)態(tài)荷載在很短的一個(gè)時(shí)間段 上是相互有聯(lián)系的,而這時(shí)間要遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于活荷載中的那一小部分靜態(tài)荷載的時(shí) 間。然而,在很短時(shí)間內(nèi),木材的強(qiáng)度將會(huì)明顯地增大。因?yàn)樵谶@些觀察結(jié)

18、果中 缺乏更為詳細(xì)的試驗(yàn)數(shù)據(jù),所以在標(biāo)定過(guò)程中并不會(huì)考慮各個(gè)部件的強(qiáng)度的增 加,而其動(dòng)態(tài)荷載則為零。材料的阻力模型里特總結(jié)出了一組用于觀測(cè)阻力的確定性模型(1990年 。木材的主要的力 學(xué)性能包含彎曲極限強(qiáng)度(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 , 而且這些統(tǒng)計(jì)參數(shù)取決于尺寸、種類、等級(jí)、含水率、 持續(xù)負(fù)荷。為各種各樣級(jí)別和尺寸的鋸木, 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 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,

19、在偏差值范圍為 1.41到 1.98中來(lái)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(guó)農(nóng)業(yè)部林產(chǎn)品研究室和道格拉斯冷杉研究實(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

20、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(guó)家指定木結(jié)構(gòu)建 筑設(shè)計(jì)規(guī)范(國(guó)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(guò) 19%、膠合木中水分含量超過(guò) 16%時(shí)應(yīng)當(dāng) 考慮濕度系數(shù) CM

21、 對(duì)阻力 MOR 。水分含量對(duì)阻值 MOR 的實(shí)際影響是可以很合理地 預(yù)料到的, 并且其它的材料性能會(huì)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。然而,由于缺乏足夠的額外的實(shí)在數(shù)據(jù),在這項(xiàng)研究中, 按照木制建筑物的設(shè)計(jì)規(guī)范手冊(cè)中的規(guī)定假設(shè)了平均水分含量的影響。鋸木的阻值 MOR 受到荷載作用于寬廣面 (在平面上加載 還是受到荷載作用 于狹窄面(沿邊緣加載的影響。 Stankiewicz 和諾瓦克(1997年曾描述了把 里加載到厚木板平面上和加載在厚木板邊緣上的結(jié)果。 用紅松木做了實(shí)驗(yàn), 其中 實(shí)驗(yàn)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。 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倍(4英寸×6英寸截面到 1.5倍(4英寸×12英寸截面不等,超過(guò)了 將荷載加載在板邊緣上時(shí)的結(jié)果, 這些都取決于作用面的比例大小。 在國(guó)家的設(shè) 計(jì)規(guī)范中規(guī)定實(shí)驗(yàn)值要高于設(shè)計(jì)值,它們兩者的比值在 1.05(4英寸×6英寸截 面到 1.10(4英寸×12英寸不等。平面方向上的強(qiáng)度的增加主要是由于木 材存在缺陷 , 當(dāng)存在缺陷的木材平面上受到荷載作用時(shí),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, 施加邊緣荷載時(shí), 同樣大

23、小的缺陷在截面上占據(jù)的 比例會(huì)比較大, 這樣在很大程度上減弱了截面。 當(dāng)變異系數(shù)的范圍在 0.25至 0.31之間時(shí),寬截面處產(chǎn)生的變化最小。諾瓦克描述了有效性量度的可變性(1983年 。它被認(rèn)為是在變異系數(shù)為 0.20是呈對(duì)數(shù)正態(tài)分布的。部分的有效性量度與阻值 MOR 成一一對(duì)應(yīng)的關(guān)系。 兩者的關(guān)系可看作是如下所示的一種線性函數(shù):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。

24、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至 1.04間不等。結(jié)構(gòu)阻力模型在現(xiàn)在的美國(guó)國(guó)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(lái) 建立一個(gè)適當(dāng)?shù)淖枇δＰ汀?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(lái)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

25、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(lái)描繪,面板則用立方體元素來(lái)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(wú)關(guān)緊要的變化。 梁直接 附加在面板下方(把木橋假定為非混成的作用 , 從面板開始算梁的厚度這點(diǎn)不是 很重要的 。兩個(gè)符合美國(guó)國(guó)家公路與運(yùn)輸協(xié)會(huì)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)的卡車輪胎 , 要么是 HS-20型號(hào)要么是串聯(lián)設(shè)計(jì) , 無(wú)論是哪一種, 其負(fù)載都并排在橋面上 , 施加荷載的 位置應(yīng)該是在梁內(nèi)部產(chǎn)生最大 GDF 的地方。 對(duì)于大梁的間距

26、, 建立的模型應(yīng)近似 于美國(guó)國(guó)家公路與運(yùn)輸協(xié)會(huì)設(shè)計(jì)規(guī)范中的結(jié)果,也要與先前的研究結(jié)果相似 (Nowak 1999年 ; Bakht和 Jaeger 1985年 。另一個(gè)影響載荷分布的因素是木材的彈性應(yīng)變。 Sexsmith 等人(1979年 通過(guò)研究得到了實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù), 這個(gè)研究是在木材上加荷載了解其破壞的實(shí)驗(yàn)。 盡管 木材所展示的塑性性能并不如鋼鐵, 但它表現(xiàn)出來(lái)的小軟化效應(yīng)或許是很重要的 , 因?yàn)橐粋€(gè)木質(zhì)組件在破壞前失去剛度 , 這也是強(qiáng)度大的組件分配荷載大,弱組件 則小。理想化的應(yīng)力 -應(yīng)變曲線是由 Sexsmith 等人(1979年通過(guò)分析負(fù)荷及 撓度的實(shí)驗(yàn)得到的。這些效應(yīng) , 把四個(gè)典型

27、的橋梁建立成模型采用有限元分析方法作了進(jìn)一步的 研究。這些跨五花八門 , 從 4.5 - 9米(15到 30英尺不等和梁間距從 400到 1800毫米 (16至 72英寸 不等。 在每種情況下 , 利用應(yīng)力 -應(yīng)變關(guān)系提出了一種 非線性分析元。一般來(lái)說(shuō) , 當(dāng)發(fā)現(xiàn)倘若有一個(gè)荷載效應(yīng)足夠大以致能使單個(gè)梁達(dá) 到 MOR 值 , 則它會(huì)立即喪失幾乎所有的承載能力。當(dāng)載荷重新分配到余下元件上 時(shí) , 雖然其在數(shù)值上較小 , 但全橋坍塌通常是不可避免的。 承載能力不顯著的木橋 是將要考慮這個(gè)小軟化作用(在案例研究中,平均值增加了 1%,然而最大的增加 量是 2% , 整個(gè)系統(tǒng)的負(fù)荷重新分配值與破壞值是很

28、接近的。然而 , 除了 MOE 和 MOR 以外的相關(guān)性 , 這種效應(yīng) , 會(huì)導(dǎo)致梁體子系統(tǒng)的變化的能力下降。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(lái)抵抗了 輪軸荷載。基于模型的模擬 , 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

29、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)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(lái) 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(guò)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

30、胎接觸面積在大小尺寸上很相似 , 而在松弛的面板(經(jīng)過(guò)幾年的使用期 后上這是統(tǒng)一撓度的作用面。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(lái)計(jì)算典 型的撓度曲線下的區(qū)域的面積來(lái)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 。考慮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英寸 。 主梁分布因子為 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 等人(1979年得到的測(cè)試數(shù)據(jù)。子系統(tǒng) 500毫米(20英

31、寸寬 承載能力(阻 力的平均值等于每個(gè)元素(木板的平均值之和。一個(gè)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)的平均 MOR 值與個(gè)體的元素是一樣的。然而 , 其變異系數(shù)為 0.10(對(duì)于典型的單一薄層 V=0.32 。在膠合面板上 , 沒有具體的變異系數(shù)是可供選擇。然而 , 研究顯示 , 膠合面板 顯示出與壓力面板相類似的、 略多的穩(wěn)定的橫向反應(yīng) (Batchelor 等人 1979年 , 1981年 ; ; Bakht 1988年 。板材面板是基于 Eamon 等人先前的一個(gè)研究(2000年 ,假定木板與輪胎接 觸區(qū)域是用來(lái)抵抗輪軸荷載。 那接觸面面積為 250毫米×500毫米 (10英寸×20英寸 。當(dāng)

32、板寬度小于 250毫米(10英寸時(shí) , 鄰近的木板可以分擔(dān)的板所受的 載荷, 而荷載的分布是與每個(gè)厚木板上的接觸面積成比例的。 這里變異系數(shù)可取 0.20(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(lái)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

33、載能力的分布近似于函數(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(lái)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(lái)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(guó)國(guó)家公路與運(yùn)輸 協(xié)會(huì)標(biāo)準(zhǔn)(1996年和美國(guó)國(guó)家公路與運(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的結(jié)果。一般來(lái)說(shuō) , 可靠性指標(biāo)的變化是顯著的。對(duì)于構(gòu) 件,美國(guó)國(guó)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 2.1

34、3.1,而美國(guó)國(guó) 家公路與運(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 1.7 3.1。對(duì)于子系統(tǒng) , 美 國(guó)國(guó)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 3.1 6.4,而美國(guó)國(guó)家公路 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 3.1 4.3。 校準(zhǔn)結(jié)果基于這些結(jié)果 , 來(lái)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=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,

35、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(guó)國(guó)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(guó)國(guó)家公路與運(yùn)輸協(xié)會(huì)設(shè)計(jì)規(guī)范(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)

36、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(guò) 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)。可靠性分析所得的所有的阻力值應(yīng)保留到 0.05。根據(jù)最接近的可靠性指標(biāo) 來(lái)選擇阻力因子。 結(jié)果如下所示:對(duì)于柔性 =0.85, 壓縮 = 0.90、 張力 =0.80、 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中 來(lái)計(jì)算可靠性指標(biāo)。 對(duì)于元 件和子系統(tǒng), 這結(jié)果是一個(gè)更加均勻的安全

37、性能水平, 然而所有 值都等于或大 于指定的水平值。 總結(jié)在當(dāng)前版本的美國(guó)國(guó)家公路與運(yùn)輸協(xié)會(huì)標(biāo)準(zhǔn)下的設(shè)計(jì)規(guī)范(1998年中,木橋 設(shè)計(jì)規(guī)范的校準(zhǔn)會(huì)導(dǎo)致建議荷載、 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)的目的在于使當(dāng)前的設(shè)計(jì)規(guī)范具有一定程度的變化。 在木制建筑 物設(shè)計(jì)規(guī)范手冊(cè)(EWA 1996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(zhǎng)達(dá)兩個(gè)月之久來(lái)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(guó)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 ISTE

38、A 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(guó)國(guó)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;美國(guó)國(guó)家公路與運(yùn)輸協(xié)會(huì)標(biāo)準(zhǔn)(AASHTO (1996年 。 “公路橋的標(biāo)準(zhǔn)技術(shù)規(guī) 范” , AASHTO ,華盛頓;Bakht.B. (1988年 。 “在多層木板中的荷載分配” , J. Struct. Eng. 114 (7 , 1551 1570;316-322國(guó)家森林產(chǎn)品協(xié)會(huì)(NFP (1991年 。 木材建筑物的國(guó)家設(shè)計(jì)

39、規(guī)范, NFP , 華盛頓;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(guó)農(nóng) 業(yè)部森林服務(wù)實(shí)驗(yàn)室的報(bào)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,