橋梁工程 畢業(yè)設(shè)計 外文翻譯

1、中英文翻譯外文翻譯:對木橋的負載和阻力系數(shù)的校準安德烈 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)計規(guī)范的確定發(fā)展提供了校準方法和基本數(shù)據(jù)。 結(jié)構(gòu)類型 被認為包括鋸成的木梁、 膠合梁及各種類型的木梁板。 因 而, 結(jié)構(gòu)特性是根據(jù)可靠性指標來測定的。 橋的恒載和交通活載,AASHTO 標準設(shè)計 規(guī)范并且要注意到可靠性指標中的一個重要變化,目標水準相一致。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)計在設(shè)計 1995, 1999 。因, 負載持續(xù)時間、 /部件是非常重總之, 一部法規(guī)是通過以下方法來使之標準化的:(1 依

2、據(jù)現(xiàn)在的規(guī)范規(guī)程設(shè)計一些結(jié) 構(gòu)模型; (2對于受到實際負載和阻力作用的模型,在統(tǒng)計參數(shù)的基礎(chǔ)上來鑒別隨機變量、 變負載及變阻力。 (3對這些設(shè)計好的結(jié)構(gòu), 采用受負載和阻力的模型,選擇一種合適的可 靠的技術(shù)方法來計算可靠的數(shù)據(jù)指標; (4 通過結(jié)果來鑒別可靠性的目標指數(shù), 這樣用最典 型的構(gòu)造來表現(xiàn)目標指數(shù); (5提出對當(dāng)前數(shù)據(jù)的設(shè)計方法進行調(diào)整 , 從而減少相似類型的 構(gòu)件中可靠性指標的變化。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:討論時間截至到 2006年 4月 1日。單獨討論必須提交給個人

3、的論文,擴大一個 月的截止日期, 必須向美國土木工程師協(xié)會總編輯提出書面申請。 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。本文是橋梁工程學(xué)報第 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)會學(xué)刊上, 其國際標準期刊號為: 1084-0702/2005/6-636-642 / $ 25.00。本研究的目的是為了對木橋進行標定工作, 確定合適的設(shè)計參數(shù)。 本研究填補了這一空 缺并且提出了一些建議,從而使木橋在長期的可靠性上達成一致?？紤]結(jié)構(gòu)類型這類校準工作是為了選定一些典型的木橋類型而做的。尤其,型的由木制部件組成的

4、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 。現(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 米(20到 80英尺 。(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)計師可以指定這些面 。

5、可以通過鏍釘、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現(xiàn)的。 面板結(jié)構(gòu)可以垂直或平行于運行車道。 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. 面板橋負載模型靜載通常占作用在木橋

6、上的總負載的 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)計數(shù)據(jù)(諾瓦克 1999年, 1993年 。在考慮到的統(tǒng)計參數(shù)中包含一定比例 的書面(設(shè)計值,即所謂的偏差值 ,變異系數(shù) V ,那些就是標準偏差的比例。對于木材 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;對于鋼(梁構(gòu)件 而言, =1.03, V=0.08;而對于瀝青路面而言,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量數(shù)據(jù), 這些數(shù)據(jù)也被用于校準美國國家公路與運 輸協(xié)會標準中的數(shù)據(jù)(諾瓦克 1999年, 1993年 。

7、活荷載的分析測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存在的可能性, 要考慮到這些卡車的重量作用在橋上會產(chǎn)生 不同程度的相互作用。 然而, 對于大多數(shù)的木橋來說, 在每個車道上只要考慮只有一輛車在 通行即可, 因為考慮到在這典型的短跨度上, 在同一車道上同時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。在一個為期為 75個組合中的每一輛卡車就等同于最大為兩個月的卡車。 那就是,車輛的重量的不同組

8、合和每個組合發(fā)生的概率,月時間段中通過,可靠性分析。 對于在不同時期里,定的時刻(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)于每天會通過 100、 200、 600ADTT 值很高的典型橋 梁 ,對于數(shù)據(jù)校準的目的而言, 僅僅在車 考慮到各種橋梁跨度的長度和通 1s 。對于一個典型的單跨結(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 ADTT=(100輛

9、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, 人們做出了一個保守的假定, 那就是活荷載的持續(xù)時間是 2個月。對于短跨度橋梁 , 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 , 而非整個卡車或車軸。對輪軸荷載的統(tǒng)計參數(shù)來自于現(xiàn)有的測量數(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)場測量量的, 以及州警

10、察對超載的車輛進行了存檔登記, 以方便最大限度地觀察到超載車輛在受軸荷載一 年時間內(nèi)的變化,其中車所受的軸荷載接近 200kN (40千磅 ,每個車輪(每個車輪有兩個 輪胎產(chǎn)生 50kN (10千磅的荷載。因此,在這個標準中,每一個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)域的大小對活荷載能分散到短跨梁橋的組件上是一個重要的原因。 基于這個 由 Pezo (1989年和 Sebaaly (1992年等人發(fā)表的測量報告,可以知道每個輪胎與地面 的接觸面的橫向尺寸大小是 185毫米 (7.5英寸 , 而且每一個雙輪胎車

11、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為是一個 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 250毫米20英寸 的矩形(差距可忽略不計 。在那部美國國家公路與運輸協(xié)會標準(1996的影響。而在美國國家公路與運輸協(xié)會標準設(shè)計規(guī)范(。 為了促進美國國家公路與運輸協(xié)會 定的影響(諾瓦克和蒙, 2001年態(tài)荷載的時間。缺乏更為詳細的試驗數(shù)據(jù), 而其動態(tài) 荷載則為零。1990年 。木材的主要的力學(xué)性能包含 、 彈性模量 (MOE 、 抗剪強度。 這些特性往往會受限于一個重要的變化 ,馬德

12、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)計規(guī)范手冊(EWA 1996年中,就如同 強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, 并且等級 1、 等級 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)進行選擇,等級 1、等級 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。而阻力則被認為是一種符合對數(shù)正態(tài)分布的隨機變量。Ellingwood等人就關(guān)于膠合梁發(fā)表了有關(guān)其強度的統(tǒng)計參數(shù)的報告(1980年 ,

13、而這 一報告是基于美國農(nóng)業(yè)部林產(chǎn)品研究室和道格拉斯冷杉研究實驗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。對于偏差因子的計算,書面設(shè)計(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部位的層壓 是垂直的而不是水平的, 那個部位面板的偏差值在 2.99到 3.15之間變化, 那個部位的變異 系數(shù)在 0.20到 0.25之間變化。阻力被認為是一種符合對

14、數(shù)正態(tài)分布的隨機變量。由于水分含量的增加而會使阻值 MOR 隨之減小。 木制建筑物的設(shè)計規(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%時應(yīng)當(dāng)考慮濕度系數(shù) CM 對阻 力 MOR 。水分含量對阻值 MOR隨之呈現(xiàn)一個持續(xù)的曲線變化, 而不是像水分含量呈現(xiàn)急劇的變化。額外的實在數(shù)據(jù), 在這項研究中,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實驗數(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 1.146英寸截面到

15、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。 1.05(4英寸6英寸截 面到 1.10(4英寸12, 它可能會導(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,寬截面處產(chǎn)生的變化最小。1983年 。它被認為是在變異系數(shù)為 0.20是呈對 MOR 成一一對應(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從這個觀點的可靠性看, 這種關(guān)系是很重要的, 因為在一個木結(jié)構(gòu)系統(tǒng) (比如一個多層 結(jié)構(gòu)的面板中最薄弱(不夠堅硬 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的。

16、馬德森和尼爾森計算出這個形態(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)在的美國國家公路與運輸協(xié)會設(shè)計規(guī)范標準(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適當(dāng)?shù)淖枇δ?型。 GDF 公式是在某一個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米時這些公式就失去了準確性。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載分配到梁上。木橋的跨度認為

17、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。運用到木質(zhì)材料性能標準,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 進一步的改良會導(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不是很重要的卡車輪胎 , 要么是 HS-20型號要么是串聯(lián)設(shè)計 , , 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。Nowak 1999年 ; Bakht 和 Jaeger 1985年 。另一個影響載荷分布的因素是木材的彈性應(yīng)變。 1979年通過研究得 到

18、了實驗數(shù)據(jù), 盡管木材所展示的塑性性能 , 因為一個木質(zhì)組件在破壞前失去 剛度 , -應(yīng)變曲線是由 Sexsmith 等人(1979這些效應(yīng) ,跨五花八門 , 從 4.5 - 915英尺不等和梁間距從 400到 1800毫米(16至 72英 -應(yīng)變關(guān)系提出了一種非線性分析元。一般來說 , 當(dāng)發(fā)現(xiàn) MOR 值 , 則它會立即喪失幾乎所有的承載能 , 雖然其在數(shù)值上較小 , 但全橋坍塌通常是不可避免的。 1%,然而 2% , 整個系統(tǒng)的負荷重新分配值與破壞值是很接近的。然而 , 除了 MOE 和 MOR , 這種效應(yīng) , 會導(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 , 對于緊密排列這的鋸木

19、梁 400-600毫米 (16-24英寸 , 當(dāng)兩輛卡 車并排行使時,由三個梁組成的子系統(tǒng)往往比較等同于分享負載。然而 , 寬梁間距如同膠合 梁橋 5-8英尺 1.5-2.4米 的 , 實際上只有一個梁來抵抗了輪軸荷載。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)梁間距遠大于 600毫米 (24英寸 (膠合板梁橋時 , 變異系數(shù)相對組件的 V 并不會減小。對于面板和板橋 , 單一的車輪在承受負載的同時 , 也必須要考慮到該子系統(tǒng)的阻力的統(tǒng) 計參數(shù)。盡管在 F 建模技術(shù)上確定 GDF 值相對比較不敏感 , 但是面板上數(shù)值的預(yù)測分析相對 不

20、可靠些。 因此 , 在這項研究中 , 現(xiàn)有的實驗數(shù)據(jù)是可用來建立一個面板阻力模型。 在特殊情況下 , 在一個現(xiàn)場試驗地檢查模型側(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 。對于釘合面板 , 經(jīng)過多年的使用后 , 能觀察到有一個很有限的均布荷載的影響。如圖 .6所示,對于木制面板,要考慮一個寬為 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。這 里的一個 0.80-0.85約為兩條車道。 這里雙車道上

21、作用的 GDF 值大概為 0.80-0.85。對現(xiàn) 有的實驗數(shù)據(jù)進行了分析來計算典型的撓度曲線下的區(qū)域的面積來獲取這些計算值。 對一個 典型的面板薄層子系統(tǒng) , 其變異系數(shù)為 0.15(對于典型的單層結(jié)構(gòu)其值是 0.32 。考慮到壓力膠合面板是一個相似的子系統(tǒng) 其寬度為 900毫米(36英寸 因子為 0.45-0.55。一個承壓系統(tǒng)的阻力的統(tǒng)計參數(shù)是基于 Sexsmith 年得到 的測試數(shù)據(jù)。子系統(tǒng) 500毫米(20英寸寬 板的平均值之和。一個系統(tǒng)結(jié)構(gòu)的平均 MOR , 其變異系數(shù) 為 0.10(對于典型的單一薄層 V=0.32 。在膠合面板上 , , , 膠合面板顯示出與壓 力面板相類似的、

22、略多的穩(wěn)定的橫向反應(yīng)(等人 年 , 1981年 ; ; Bakht 1988年 。板材面板是基于 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(10英寸時 ,0.20(對于典型的單板材 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 , 對于這種失效模式下阻力參數(shù)的計算, 目前用于電阻測試數(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 , 雖然這對板橋而言不一定是正確的。 作為活

23、荷載,其作用占主導(dǎo)地位 , 荷載影響可被視作是呈現(xiàn)對數(shù)正態(tài)分布的隨機變量。 個別元件的電阻測試數(shù)據(jù)表明承載能力的分布近似于函數(shù)的對數(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)。對于梁體和膠合面板的子系統(tǒng) , 阻力抗性可被認為是正常的。 在這項研究中 , 用一階、二階矩法的對數(shù)正態(tài)分布隨機變量來計算組件的可靠性(諾瓦 克和科林斯, 2000年 。對于子系統(tǒng),使用 Rackwitz-Fiessler 程序來計算可靠性(諾瓦克 和科林斯, 2000年 。 木橋設(shè)計依據(jù)美國國家公路與運輸協(xié)會標準(1996年路與運輸協(xié)會設(shè)計標準法規(guī)(1998年 ,總結(jié)分析提出了表 1和表 2, 可 靠性指標的變化

24、是顯著的。 對于構(gòu)件, 介于 2.1 3.1。對于 子系統(tǒng) , 美國國家公路與運輸協(xié)會標準規(guī)定橋梁設(shè)計的 介于 ,而美國國家公路 與運輸協(xié)會設(shè)計規(guī)范規(guī)定橋梁設(shè)計的 介于 3.1 4.3 校準結(jié)果基于這些結(jié)果 , 來選擇可靠性指標。對鋸木材梁為目標的構(gòu)件建議使用可靠性指標 T=3.0,而一個鋸木材梁子系統(tǒng)的可靠性指標 T=4.0。對于膠合木梁元件可靠性指標 T=3.5,而子系統(tǒng) T=3.75;對于釘合面板元件 T=2.0,而子系統(tǒng) T=3.5;對于應(yīng)力面板 元件 T=1.75, 而子系統(tǒng) T=3.5; 對于板材面板元件 T=2.75,而子系統(tǒng) T=3.5。 各部件 的可靠性指標應(yīng)在一定的范圍之內(nèi)

25、選擇 , 如此這些經(jīng)典的設(shè)計就能體現(xiàn)指標值了。注意到這 一系統(tǒng)的部件 , 如一個梁體、 目標指數(shù)及面板系統(tǒng)都要高于單一成分部件 , 相對于單個元件出 障礙而言整個系統(tǒng)出障礙的可能性減少了。這里沒有嘗試去指定一個新的設(shè)計安全水平 , 而是為了使同一類型的設(shè)計中不同結(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。為了達到目標指數(shù) , 美國國家公路與運輸協(xié)會設(shè)計規(guī)范建議以下的 設(shè)計規(guī)定 :1. 使用美國國家公路與運輸協(xié)會設(shè)計規(guī)范(1998年中指定的負載因子;2. 使用木材建筑物設(shè)計規(guī)范手冊(1996年中指定的材料強度值;3. 持續(xù)負荷與活荷載作用一樣也是兩個月 , 所以

26、材料強度值必須乘以持續(xù)負荷系 數(shù)(0.80 。 。如果在考慮到的時間地點 , 持續(xù)活載的極端值會超過 2個月時間 , 然后持續(xù) 負荷系數(shù)可能會減少;4. 橋梁構(gòu)件必須考慮水分因素;5. 動態(tài)載荷可以忽略不計?？煽啃苑治鏊玫乃械淖枇χ祽?yīng)保留到 0.05因子。 結(jié)果如下所示:對于柔性 =0.85, 壓縮 = 0.90、 張力 剪切 /扭轉(zhuǎn) = 0.75, 連接 = 0.65。 年中規(guī)定建議使用材料強度值。對于組件抵抗活荷載,必須使用持續(xù)負荷系數(shù)(0.8長 達兩個月之久來使組件的材料強度減少。 水分因素必須被考慮到橋梁組件中。 木橋上的動態(tài) 荷載是可以被忽略的。致謝非常感謝美國農(nóng)業(yè)部 (USDA

27、森林服務(wù)、森林產(chǎn)品實驗室,及聯(lián)邦高速公路管理局把 ISTEA 木橋研究項目作為自己工作的一部分,感謝這些部門對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。參考文獻美國國家公路與運輸協(xié)會標準(AASHTO (1998年 。橋梁設(shè)計規(guī)范, AASHTO ,華盛頓;美國國家公路與運輸協(xié)會標準(AASHTO (1996年 。 “公路橋的標準技術(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; Bakht.B. 和 Jaege

28、r.L. (1985年 。橋梁的簡化分析, McGrawHill ,紐約;展是以美國國家標準 A58為標準” 美國國家標準局特殊出版 577EWA (1996年 。木材建筑物的設(shè)計規(guī)范手冊。 EWA, 塔科馬港市,國家森林產(chǎn)品協(xié)會(NFP (年 。 NFP ,華盛頓;No.FHWA/TX-90+1190-2F;Ritter.M. (1990年 。 “木橋、設(shè)計、施工、檢測和維修” , 美國農(nóng)業(yè)部森林服務(wù)實驗室的報 告, Madison, Wis;板” , 美國農(nóng)業(yè)部森林產(chǎn)品實驗室的研究論文 FPL-RP-536, Madison, Wis;外文原文:Load and Resistance Fa

29、ctor 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 considered include sawn lumber stringers, glued-l

30、aminated girders, and various wood deck types. Load and resistance parametersthe reliability index.the results of previous studies. Material resistance is taken from the test data, which includes consideration of the post-elastic response. The resistance structuralparameters of resistance are comput

31、ed for deck and girder as well as individualThe recommended load and resistance factors are result in consistent levels of reliability at the target levels.DOI: 10.1061/(ASCE 1084-0702(2005CE Database subject headings:Bridges, Load and Resistance Factor; Design; Bridge decks.Introduction(LRFD code f

32、or highway bridges. The new a rational basis for the design of steel and concrete(Nowak 1995, 1999 . Therefore, there was a concern about theshowed that the reliability index for wood bridge components can be concrete structures (Nowak 1991 . The degree of variation for varies depending on dimension

33、s, load duration,moisture content, and otheras well as individual 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 statistic

34、al parameters of actual loads and resistances; (3 choosing an 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 typ

35、ical structures represent the target indices; and (5 suggesting 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

36、design parameters for wood bridges. This research lls this 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 S

37、tate Univ., MS 39762-9546. Note. Discussion open until April 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

38、 publication on February 9, 2004; approved on January 31, 2005. 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 bridges. In particular, simp

39、le span, two-lane, nonskewed bridges with of short to medium 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.more than 400 600 mm (1620 to 80 ft are common.The stringers wood deck types, which may be glued-laminated (glulam, 6

40、in., 4 in.8 in.,4 in.10 in., and 4 in. in., stress-laminated (stress-lam, and reinforced concrete (noncomposite. 300 mm (4typically used for deck rather than stringer bridges, however. Laminations arethe laminations. Interconnected panels may be secured together by spikes, metal dowels, or stiffener

41、 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 continuity. As with stringers, various wood species and commercial grades of deck laminati

42、ons 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 trafc.Stringer bridges with longitudinal decks require transverse oor beams to support the deck and distribute load to long

43、itudinal stringers. Diagrams of these structures are presented in Figs. 1 and 2. Fig. 1.Stringer Bridge, deck perpendicular to trafc Fig. 2.Deck bridges can economically span to (36 ft, and are from 200 to 400 mmsite. This deck type, as well as of the bridge deck types described previously, are cons

44、idered Fig. 3. Deck bridgeLoad ModelsDead load typically constitutes 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 pa

45、rameters include the ratio of mean to nominal (design value, called the bias factor, , and coefcient of variation, V, that is the ratio of standard deviation to the mean. For wood and concrete (deck components, bias factor =1.05 and coefcient of variation V=0.10; for steel (girders,=1.03 and V=0.08;

46、 and for asphalt, mean thickness is taken as 90 mm and V=0.25. 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

47、 each lane and load distribution to components. The probabilities 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 s

48、ingle truck per lane needs to be considered, as the typical short 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 1.2 2.4 m (4 8 ft, two fully correlated trucks side-by-side govern. For the

49、maximum 75 year moment,the results of analysisis,considering the various combinations of single and two side-by-side andthe load model in the reliability analysis. Bias factors were ratio of mean maximum moment and design moment (applied to the entire in the Code, for(100 ft, theshown in Fig. 5. Liv

50、e load is approximately lognormal. Fig. 4. Bias factor for live load Fig. 5.time periods. Three values of the average trafc (ADTT are considered: low with ADTT=500, medium with ADTT=1,000, and ADTT=3,000. It is assumed that thethis corresponds to 100, 200, and day for the three considered trafc volu

51、mes, located on low-volume roads may only a fraction of the trafc volume thatwood bridges with to volume, for code calibration purposes it would be trafc volume roads only. Considering various spans. For a span wood bridge,the load effect (bending moment gradually increasesof the inuence line for ma

52、ny components of wood bridges is smaller than theyear period and for the three considered trafc 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 bridges

53、 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 trafc volumes.For short spans, live load is caused by axle loads or even wheel loads. Therefore, the live load model is determined by

54、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, the

55、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 coefcient of variation is taken as 0.15 (Nowak

56、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 be

57、tween tires for a dual tire wheel. A nearly linear relationship exists between the wheel load and length of the contact area. For a 50 kN (10 kips wheel load, length is approximately 250 mm (10 in. Therefore, in this study, the contact area a tire is considered as a rectangle of 180 mm250 mm (7.5 in

58、.250 mm500 mm (10 in.20 in.(the gap is ignored.In the AASHTO Standard (1996, dynamic load is not bridges. In AASHTO LRFD (1998, dynamic loadload is associated with a very short shorter than the static portion of liveproperties of wood of rupture (MOR, modulus of elasticity (MOE, and shear strength. These subject of a considerable variation,and the statistical parametersFor sizes of sawn lumber, a considerable dat