对木桥的负载和阻力系数的校准桥梁工程毕业设计外文翻译

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1、中英文翻译外文翻译：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

2、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/(ASCE)1084-0702(2005)10:6(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

3、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

4、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 2005 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/

5、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（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

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

7、 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

8、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 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

9、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， =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

10、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

11、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）。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

12、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

13、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：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）

14、 =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 （

15、 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 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

16、 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（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

17、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

18、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， 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

19、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

20、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 （ EWA1996 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

21、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 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

22、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

23、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。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6 米时这些公式就失

24、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1.1 米或跨度, 在此研究中 , 利用有限元分析法把负载分配到梁上。木桥的跨度认为在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

25、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， 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

26、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

27、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）

28、（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 Ritter1992 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

29、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Sexsm

30、ith 等人（ 1979 年）得到的测试数据。子系统500 毫米（ 20 英寸）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

31、 毫米 500 毫米（ 10 英寸 20 英寸）。当板宽度小于 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

32、变量。个别元件的电阻测试数据表明承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

33、桥梁设计的介于 2.1 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。表 1. AASHTO标准（ 1996 年）规定的可靠性指标结构类型 单元子系统锯木梁2.27-2.473.11-3.38胶合木梁3.08-4.023.37-4.39钉合面板2.14-2.293.90-4.17应力面板2.63-2.776.05-6.39板材面板2.84-3.083.75-4.08表 2. AASHTO设计规范（ 1998 年

34、）规定的可靠性指标结构类型 单元子系统锯木梁2.96-3.094.07-4.25胶合木梁2.80-3.133.06-3.43钉合面板1.73-1.823.16-3.34应力面板1.42-1.513.29-3.52板材面板2.38-2.523.16-3.34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=

35、2.75 ，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性能水平，然而所

37、有 值都等于或大于指定的水平值。表 3. 设计规范建议使用的可靠性指标结构类型 单元 子系统锯木梁2.96-3.094.08-4.26胶合木梁3.33-3.623.65-3.97钉合面板2.02-2.123.69-3.87应力面板1.71-1.813.97-4.19板材面板2.78-2.923.69-3.87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

38、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 ISTEA 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（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；AASHTO）（ 1996 年）。“公路桥的标准技术规范”，AASHTO，

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45、交叉应力层甲板桥”，美国农业部森林产品实验室的FPL-RP-539 号研究论文，Madison, Wis；和（1992 年）。“木桥的实际特性：1. 梯尔河层压力甲板桥”，美国农业部森林产品实验室的FPL-RP-515 号研究论文，Madison, Wis。外文原文：Load and Resistance Factor Calibration For Wood BridgesAndrzej S. Nowak, F.ASCE,and Christopher D. Eamon, M.ASCEAbstract: The paper presents the calibration procedure

46、 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 perf

47、ormance is measured in terms of the reliability index. The statistical parameters of dead load and live traf?c 1 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

48、 components and structural systems is based on the available experimental data and ?nite element analysis r esults. 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 acco

49、rding to the AASHTO Standard Speci?cations and a signi?cant vari ation 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（ 636）CE Database subje

50、ct headings: Bridges, wooden; Calibration; Load and Resistance Factor; Design; Bridge decks.IntroductionIn 1993 AASHTO adopted a new load and resistance factor design （ LRFD ） code for highwaybridges.Thenewcodeprovidesa rationalbasis forthe designofsteel andconcretestructures.Although wood bridge de

51、sign 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

52、signi?cantly different than for steel or concrete structures （ Nowak 1991 ）. The degree of variationfor 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

53、 as individual elements/components.In general, a design code is calibrated by:（ 1） designing a range of structures according tocurrent code procedures;（ 2） identifying random variables and developing load and resis- tance models based on the statistical parameters of actual loads and resistances; （

54、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 typical 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