线形测量

线形测量（共4篇）

线形测量 篇1

0 引言

桥梁结构荷载试验是对桥梁结构进行直接加载测试的一项科学试验工作,其目的是通过荷载试验,了解桥梁结构在试验荷载作用下的实际工作状态,从而判断桥梁结构的安全承载能力,评价营运质量[1]。在进行荷载试验时,目前主要采用全站仪法来进行桥梁的位移测量,加载后,只需利用全站仪自动锁定功能对准测点,即可进行测量。然而,一台全站仪一次只能获得一点的挠度,而且全站仪的成本很高,也无法利用多台全站仪对多个测点进行测量。所以要想获得全桥所有测点的挠度,必须进行逐点扫描。可是全站仪测量一点需要进行左盘和右盘两测回[2]测量,所以在一个工况下完成全桥所有测点的测量需要很长的时间,而且桥梁的荷载试验要进行多个工况的加载,因此,时间的限制使得全站仪在进行荷载试验时只能获得少数几个测点的挠度,无法获得全桥的线形。因此,为了更全面地了解桥梁整体结构的实际工作状态,有必要研究新的测量方法来实现全桥的线形测量。

1 基于连通管的主梁线形测量技术

由于连通管式挠度传感器可以达到毫米级的传感精度,且能够实现多点挠度的同步监测的要求,所以采用连通管挠度测量系统来获得全桥的线形。

1.1 连通管原理

沿桥梁梁体纵向铺设一根水管,在需要被监测的点开一个竖直水管,且与水平管相通,根据连通管原理,各相连通的竖直管内液面保持在同一水平面,在岸基处连通一个截面积远大于竖直水管的液位补偿桶,以其液位作为各点测量的基准。当桥梁处于静止时,液面高度为Z1=Z2=Z3=Z0,如图1中(a)所示:

如图1所示,当桥梁梁体发生变形后,固定在梁体上的竖直水管也将随之移动,由于基准桶的存在,各竖直水管内的液面基本维持不变与基准液面齐平。假设管2梁体处竖直水管相对液面发生移动,则管2处的梁体变形量[3]可表示为:

式中,Z2表示梁变形前管2内的液位高度,Z′2表示梁变形后管2内的液位高度。

在荷载试验中,当桥梁发生较大变形的情况时,基准桶补偿各分管液位后,基准液位会发生一定的变化。测量结果就会产生误差。因此,在计算各测点的挠度值时,必须减去基准液位的变化值。

桥梁上各测点处的挠度值的计算公式为:

由(1)(2)式可得:

其中ΔZi为测点连通管i处挠度值,Z′i代表加载后测点处连通管i的液面,Zi代表未加载时测点处连通管i的初始液面,ΔZ0代表加载前后基准桶内液位的变化值。

1.2 连通管挠度测量系统

如图2所示,桥梁上连通管挠度测量系统主要由连通管、液位传感系统两部分组成,液位传感系统包括液位传感器、采集模块、信号线和现场计算机。液位传感器安装在各竖直水管的上方,用于获取桥梁的位移变形。采集模块主要实现对液位传感器输出信号的高速采集。通信部分通过主机向各从机(传感器)发送采集命令实现同步采集,将采集到的信号通过信号线传入现场计算机进行处理。从而获得全桥各测点的挠度值。

由以上分析可知,连通管挠度测量系统可以实现桥梁挠度的多点同步测量,液位传感器的输出信号经信号线传入现场计算机进行处理,即可得到全桥所有测点的挠度值。对所有挠度值进行平滑处理,从而得到全桥的相对线形。

2 重庆菜园坝长江大桥荷载试验中全桥相对线形的实际监测

2.1 连通管式光电挠度监测系统现场设计

重庆菜园坝长江大桥主桥[4]采用Y型钢构、提篮式钢箱系杆拱及钢桁梁的组合结构,为特大公轨两用无推力式钢箱系杆拱桥。主桥的桥跨布置为88+152+320+152+88mY 型钢构与提篮式钢箱系杆拱、桁梁的组合结构。系杆拱桥主跨为320m,对称布置的边跨和侧跨分别为152m 及88m,主桥全长为800m。为了实现全桥线形监测,在主梁上每隔48m设置一个监测断面,考虑到加载时偏载问题,在每个断面均设上游、下游两个监测点,全桥一共设置15个监测断面、30个测点,监测系统的所有液位传感器采用重庆大学光电技术实验室研制的集成了采集模块的光电液位传感器[5],该传感器可以达到500mm的测量量程和0.1毫米级的测量准确度。其多点同步采集频率可以达到20Hz,满足多点同步动态测量的要求。桥梁现场的控制机房内的工控机通过485总线实现与传感器的通信[6,7],从而控制传感器进行多点同步采集以及传感器信号的传输(如图3所示)。

2.2 荷载试验结果与分析

菜园坝大桥静态荷载实验分为15个工况,每个工况对不同的控制点进行了挠度监测。通过对比加载前、加载完毕、卸载后的观测数据,分析桥梁的安全状况。由于桥梁科学院是桥梁安全评估的权威机构,而且承担了菜园坝长江大桥的荷载试验,通过连通管挠度监测系统测得的结果与桥科院的测试结果进行比较,就可以验证连通管挠度监测系统是否能对桥梁结构的工作状态做出有效的评价。

以工况5为例进行结果分析,如图4所示,工况5的加载情况是分别在桥梁拱顶截面处进行加载以及上游偏载。

在工况5加载情况下,桥科院采用全站仪对拱圈上的上、下游拱顶测点进行测量的结果以及连通管测量系统对主梁跨中位置的测量结果如表1所示,桥科院通过理论计算得到的桥梁线形如图5所示。

工况5加载时,连通管挠度监测系统测得正载以及上游偏载的全桥所有测点的挠度值,经过平滑处理后得到全桥的相对线形,如图6、7所示。

从表1和图5、6、7的结果可以看到:

(1)正载情况下,同一截面的上下游测点的挠度值是大致相同的,但主梁跨中处测点的挠度值比同截面上拱顶测点的挠度值稍微大一点,如表1所示,上游拱顶处挠度值为-60mm,下游拱顶处挠度值为-57mm,而从图6可知,跨中位置处主梁的上游测点处的挠度值为-67.23mm,从图7可知,跨中位置处下游测点处的挠度值为-68.32mm。这是因为拱圈与主梁是通过吊杆连接的,拱上测点处的变形量加上吊杆的伸长量才等于对应主梁上测点的变形量。在偏载情况下,由于偏载是上游偏载,同截面处的上游测点的挠度值要比下游测点大。显然测量结果与理论分析是相吻合的。

(2)无论是正载还是偏载,桥科院以及连通管挠度监测系统的实测值均小于理论计算值,这可能是因为桥梁的实际刚度大于设计的刚度。

分析结果表明,连通管挠度监测系统的测量结果与桥科院的测量结果是相吻合的,更重要的是得到了与理论计算基本相同的全桥的相对线形。

3 结语

连通管的挠度监测系统得到的荷载试验结果表明,该方法测得的挠度值能够有效地反映全桥结构的实际变化,获得的全桥相对线形能进一步提高桥梁荷载试验中安全评价的确定性和准确度。

摘要：对于大跨径桥梁而言,在荷载试验中获得全桥的线形具有很重要的意义。为了突破全站仪无法获得全桥所有测点挠度数据的缺陷,采用测量精度为毫米级的连通管法挠度监测系统来实现桥梁挠度的多点同步测量,从而获得全桥的相对线形;通过菜园坝长江大桥的荷载试验,结果证明了系统的正确、可行性。

关键词：荷载试验,连通管,挠度,全桥线形

参考文献

[1]章日凯,王常青.桥梁荷载试验[J].交通标准化,2005,(12):69～72.

[2]郝海森,王勇智,曹志勇,张春玉.全站仪在箱梁挠度变形观测中的应用[J].工程勘察,2007,(12):61～63.

[3]刘国平.连通管式桥梁挠度监测系统的低频动态特性研究[D].重庆大学,2007:11～13.

[4]雷小华.大跨径拱桥多维位移的光电组合监测技术研究[D].重庆大学,2007:121～122.

[5]陈伟民,胡卫军,陈小强等.一种透射式半集成光电液位测量方法[J].仪器仪表学报,2005,26(4):425～428.

[6]熊先才,章鹏,苻欲梅,朱永,陈伟民,张永兴.光电液位传感器及其在桥梁挠度自动测量中的应用[J].地震工程与工程振动,2006,26(4):261～263.

[7]杨建春,陈伟民.连通管式光电液位传感器在桥梁挠度监测中的应用[J].传感器与微系统,2006,25(8):79～81.

连续梁线形控制 篇2

关键词：连续梁,线形控制,标高,处理措施

0引言

在连续梁施工过程中, 结构体系将随施工阶段不同而不断变化。线形施工控制就是在悬臂施工过程中, 通过监测主梁结构在各个施工阶段的变形情况, 及时了解结构实际行为。根据监测所获得的数据, 确保结构的安全和稳定, 通过计算分析, 确定下一梁段的立模高程, 保证结构的受力合理和线形平顺, 大桥安全顺利地建成。

1工程概况

对务山特大桥位于浙江省温州市苍南县灵溪镇, 该桥属于双线Ⅰ级铁路桥, 主桥全部位于R=4 500 m的曲线上, 线间距为4.6 m, 主梁位于5.8‰的坡道上, 最大行车速度为250 km/h。其主跨 (64+108+64) m连续梁跨越甬台温高速公路, 一联全长237.4 m。

2线形控制流程

大跨度连续梁桥的施工控制是一个预告→施工→量测→识别→修正→预告的循环过程。施工控制原则是确保施工过程中的结构安全, 在安全性满足要求的前提下, 对大桥施工过程中的结构线形进行控制, 确保大桥最终线形满足预期目标。

3影响梁体变形的因素及处理措施

3.1 理论模型结构参数的选取

3.1.1 混凝土的容重

1) 首先根据设计图计算出梁体各节段的理论容重γ梁, 给建立的理论模型赋初值。

2) 再根据施工时混凝土的实测容重γ′混凝土重新对γ梁进行修正, 消除理论模型与实际结构的容重偏差。

γ′梁$=\frac{{\gamma }^{\prime }{}_{\text{混}\text{凝}\text{土}}\times v{}_{\text{混}\text{凝}\text{土}}+\gamma {}_{\text{钢}\text{筋}}\times v{}_{\text{钢}\text{筋}}}{v{}_{\text{混}\text{凝}\text{土}}+v{}_{\text{钢}\text{筋}}}$。

其中, γ′混凝土为该梁段混凝土的实测容重;γ′梁为该梁段的实际容重。

3.1.2 梁体实际浇筑尺寸

建立模型时以设计梁体截面尺寸为依据, 施工过程中通过实测已浇筑梁体尺寸, 主要为梁段长度, 顶底板厚度等偏差引起的梁体尺寸与设计尺寸偏差, 根据实测数据及时对梁体模型相关参数进行修正。

3.1.3 混凝土弹性模量及轴心抗压强度

建立计算模型时, 一般是根据以往的经验和相关资料给混凝土弹性模量E赋初值。施工控制中根据现场实际试验数据对其进行修正, 使依据所选参数计算得到的变形与实测变形相吻合。

3.1.4 预加应力

预加应力值的大小受张拉设备、管道摩阻、孔道偏差、预应力钢筋断面尺寸和弹性模量等因素的影响, 控制中要对其取值误差作出合理估计。

理论模型建立时, 孔道摩阻系数μ、孔道偏差系数k按规范取值, 施工中连续梁做孔道摩阻试验, 按试验所得数据进行调整。

3.1.5 混凝土收缩徐变系数

建立理论计算模型时, 根据以往的经验和相关资料进行综合分析来给混凝土收缩徐变系数赋初值。混凝土收缩徐变系数的调整是通过分析累积变形来处理的。只有当本阶段变形理论值与实测值相符而累计变形不符时, 才对所累计过程混凝土的收缩徐变系数进行调整。

3.1.6 施工荷载

施工荷载根据实际情况进行取值。

3.2 温度的影响

3.2.1 温度的影响及危害

1) 影响主梁标高的测量。

由于时间的推移和温度的变化, 浇筑混凝土时的标高并不在原监控计算的标高上, 导致所施工梁段标高误差, 而且这种误差具有累积的性质, 极大的影响梁体线形。

2) 影响挠度监测的准确度和可靠度。

由于温度变化使梁体产生了额外的挠度, 使得工况变化的实测挠度与监控计算挠度产生较大差异, 给挠度分析和监控决策带来困难。

3) 给中跨和边跨合龙带来困难。

由于温度变化的影响, 使得大跨度连续梁的合龙时间不得不选择在深夜或凌晨, 以减小合龙时悬臂变形对梁体结构内力的影响。

3.2.2 温度的影响处理

1) 采用固定时间观测法进行立模标高放样和挠度监测。

在清晨5:30～7:30这个时间段里, 空气温度变化最小, 对长悬臂梁标高的影响也最小, 在这一时间段里进行立模标高放样和箱梁挠度变形的监测, 温度对其影响最小, 可以忽略不计。

2) 采用相对高差法进行立模标高放样。

待立模节段与最后一个已修成节段的相对高差为:

Δh${}_i^{i\text{立}\text{模}}$=H${}_i^{i\text{立}\text{模}}$-H${}_{i-1}^{i\text{立}\text{模}}$。

其中, Δh${}_i^{i\text{立}\text{模}}$为第i节段与第i-1节段的相对高差;H${}_i^{i\text{立}\text{模}}$为第i节段的理论立模标高, 由式H${}_i^{\text{立}\text{模}}$=h${}_i^{\text{竣}⌶}$+F${}_i^{\text{竣}⌶}$计算出;H${}_{i-1}^{i\text{立}\text{模}}$为第i-1节段在第i节段块立模时的标高。

当悬臂较长时, 温度变化对挠度影响较大, 应该采用相对高差形式进行立模放样。

3.3 挂篮自身的变形

通过挂篮的加载试验, 可以得到挂篮弹性变形为20 mm, 非弹性变形已经被消除。在随后浇筑梁段的过程中, 仅需要考虑的是挂篮的弹性变形对施工预拱度的影响。

3.4 超长预应力束的实际作用效果

预应力束的实际作用效果对预应力混凝土桥梁的受力和变形有直接影响。大量工程实例表明, 长度较长的预应力束实际张拉效果与理论计算有较大出入, 实测的本阶段挠度明显偏小。其原因是理论模型中超长束的摩阻损失计算不准及分批张拉的影响。

关于超长束实际作用效果理论计算, 对它的处理是采用实测数据回归分析并在立模标高中人为修正的办法。在此基础上, 我们在立模标高处理上提出了更简单实用的直线内插法。

1) 假设实际张拉引起的上挠值与理论上挠值出现偏差的前一个梁段号为m, 它的实际张拉效果修正系数取为αm=1.0。在此, 我们定义实际张拉效果的修正系数为:

$\alpha =\frac{\text{张}\text{拉}\text{预}\text{应}\text{力}\text{引}\text{起}\text{的}\text{实}\text{际}\text{上}\text{挠}\text{值}}{\text{张}\text{拉}\text{预}\text{应}\text{力}\text{引}\text{起}\text{的}\text{理}\text{论}\text{上}\text{挠}\text{值}}$。

2) 假设最后一个悬臂梁段号为n, 取其实际张拉效果的修正系数为αn。应该说明:在完成最后一个悬臂梁段张拉前, αn是未知的, 只能根据以往同类桥梁实测数据的统计来经验的选定。

3) 从第m号梁段到第n号梁段, 假定预应力实际张拉效果的修正系数αi (m≤i≤n) 按线性变化, 即可以线性内插。

因此, 考虑了超长束影响后的立模标高应为:

${\rm H}{}_i^{i\text{立}\text{模}}={\rm H}{}_i^{\text{竣}⌶}+F{}_i^{\text{竣}⌶}+f{}_i^{\text{挂}\text{篮}}+{\displaystyle \sum _{J=i}^n[}(1-\alpha {}_J)\times f{}_i^{\text{张}\text{拉}}]$。

其中, J为梁段号。

3.5 合龙段两端标高的调整

由于多种因素影响, 合龙段两端的标高可能与设计标高不完全吻合, 这给梁体线形、梁体内部应力、合龙段劲性骨架安装等带来影响, 利用悬臂端部附加配重可以调整悬臂端标高至期望程度。

配重形式为水箱或砂袋, 配重位置除了预留必要的工作空间外, 尽量靠近悬臂前端。边跨配重与中跨配重应同步施加, 配重重量可根据下式进行选择。

W实际=W基本+W${}_1^{\text{附}\text{加}}$+W${}_2^{\text{附}\text{加}}$≤W${}_{\max }^{\text{总}}$。

其中, W实际为最终梁体悬臂端所加实际配重;W基本为等量代换合龙段混凝土重量的配重;W${}_1^{\text{附}\text{加}}$为合龙段的模板重量、吊架重量、水箱重量、施工机具和人员重量;W附加2=W附加高差+W附加内力+W附加徐变, W附加高差为合龙段两端配重差, 用来调整合龙段两端高差, 仅加在一端;W附加内力为调整内力的附加配重;W附加徐变为徐变引起的附加配重;W${}_{\max }^{\text{总}}$为梁体允许的最大配重。

4桥梁线形控制的方法

桥梁标高监控是以实际施工情况为依据, 比较实际观测变形和理论计算变形对结构进行监测, 修正理论模型来消除理论与实际的偏差以便掌握结构的实际变形规律, 通过调整立模标高来对桥梁标高进行控制。

对于采用挂篮悬臂浇筑的连续梁桥而言, 挠度及预拱度 (抛高) 值的计算和设置是设计计算的重要内容, 也是施工控制的关键技术。这一工作就是“线形控制”, 它影响到梁体的空间位置、桥面层厚度、列车车辆过桥时的动力特性以及桥梁外形是否美观等, 是桥梁施工过程中非常重要的一环。

4.1 立模标高

对务山特大桥连续梁线形控制工作中采用绝对挠度法对其进行控制。

悬臂浇筑阶段的立模标高为:

H${}_i^{\text{立}\text{模}}$=h${}_i^{\text{竣}⌶}$+F${}_i^{\text{竣}⌶}$+f${}_i^{\text{挂}\text{篮}}$。

其中, H${}_i^{\text{立}\text{模}}$为梁体第i点的立模标高;h${}_i^{\text{竣}⌶}$为连续梁第i点的竣工标高;F${}_i^{\text{竣}⌶}$为连续梁第i点在立模之后, 直到成桥竣工为止时的变形 (向下为正) ;f${}_i^{\text{挂}\text{篮}}$为连续梁第i号梁段重量引起的挂篮自身挠度 (向下为正) 。

4.2 竣工标高

h${}_i^{\text{竣}⌶}$=h${}_i^{\text{设}\text{计}}$+f${}_i^{1/2\text{静}\text{活}\text{载}}$+f${}_i^{\text{后}\text{期}\text{徐}\text{变}}$。

其中, h${}_i^{\text{竣}⌶}$为连续梁第i点的竣工标高;h${}_i^{\text{设}\text{计}}$为连续梁第i点的设计标高, 由设计院给定;f${}_i^{1/2\text{静}\text{活}\text{载}}$为成桥后连续梁i点承受1/2静活载所引起的变形 (向下为正) ;f${}_i^{\text{后}\text{期}\text{徐}\text{变}}$为竣工后连续梁i点由于混凝土后期徐变引起的变形 (向下为正) 。

“承受1/2静活载”是近似模拟桥梁在正常使用情况下的活载工况。f1/2静活载i可通过结构计算准确求得。确定f${}_i^{\text{后}\text{期}\text{徐}\text{变}}$通常还要参考相关已成桥梁的后期徐变实测值。

5施工监控成果

5.1 整体线形

全桥张拉完成后对全桥线形进行了联合测量, 并根据全桥张拉完成后梁体理论标高, 得出梁体顶面、底面和梁高与理论数值的偏差值, 其中最大偏差15 mm。线形控制的总体目标是成桥后梁顶、底标高与理论值误差在20 mm以内。梁顶、梁底标高与理论要求吻合较好, 总体控制精度良好。

5.2 各合龙段合龙精度

对务山特大桥连续梁按先合龙边跨后合龙中跨的顺序依次进行合龙施工。合龙前两侧实际高差及偏差情况见表1。

由表1可知:高差偏差均小于允许偏差, 合龙精度良好。

标高是悬臂浇筑施工的主要控制内容之一。通过调整变形来确定立模标高, 可以达到标高控制的目的。本文以对务山特大桥 (64+108+64) m连续梁为依托, 采用最简单的参数识别与调整的方法, 详细地分析了施工过程中影响变形的因素, 提出了简单实用的处理方法, 可供施工技术人员借鉴。

参考文献

铁路轨道线形智能分段 篇3

1 GNSS/INS轨道数据分析

铁路平面线形包括直线、缓和曲线和圆曲线三种,纵断面线形包括直线和竖曲线(我国一般采用圆曲线型竖曲线)两种。

GNSS/INS组合导航轨道几何形状测量系统[3]能够实现轨道不平顺的快速精密测量,获取轨道三维位置坐标(东、北、高)和姿态角信息(横滚、俯仰、航向,图1)。

航向角序列可以反映平面方向上轨道的走向,直线段航向角为常值,圆曲线段航向角随里程呈线性变化,缓和曲线段航向角随里程呈二次抛物线变化。

横滚角序列可以反映轨道超高,在缓和曲线段,外轨超高由零线性增至圆轨道的超高值,在其他段均为常值(直线段为0,圆曲线段为非零常值),所以横滚角数据呈现在位置姿态图中全部为直线段。

俯仰角序列可以反映轨道在纵断面上的坡度变化。在直线段,俯仰角为定值;在圆曲线段,俯仰角随里程呈线性变化,即俯仰角数据呈现在位置姿态图中也全部为直线段。

综上所述,用航向角和横滚角都可以进行平面方向的分段,但图1(a)中航向角数据有较为复杂的曲线部分,要求得分段点,首先需要进行求导得到直线形式的数据,而求导必然引入计算误差,且加重计算负担,因此本文选择图1(b)中的横滚角数据进行平面方向的分段;而高程方向的分段则使用图1(c)中的俯仰角数据较为简单易行。

2 线形智能分段算法

2.1 带有FIR预测子结构的FMH滤波器

由于图1中姿态角数据存在粗差,为使算法快速准确地判断出线形分段点,首先需采用滤波器对姿态角数据进行滤波处理抑制噪声。图1(b)和图1(c)中的数据序列由水平形信号和斜坡形信号构成,采用带有FIR预测子结构的FMH滤波器(finiteimpulse response median hybrid filter)可以得到比标准中值滤波更好的滤波效果[4],因此,可以较精确地定位转折点,即分段点。用该滤波器处理图1(b)和图1(c)中的姿态角数据步骤如下:

第一步,以当前数据点A(n)为中心确定滤波窗口,设滤波窗口内包含数据点个数W=2N+1。

第二步,利用窗口内A(n)之前的N个数据进行FIR前向预测,利用后N个数据进行FIR后向预测,得到当前数据点相应估计值。

由于姿态角序列包含水平信号和斜坡信号,需使用零阶和一阶两个预测器,两个前向预测器输出结果如下,

式中,h0FW(i)和h1FW(i)为FIR预测系数[4]。

对应的后向预测器公式原理相同,形式相似。最后可得四个预测结果,即A(n)的4个估计值:

第三步,将4个预测估计值和该点原始数值A(n)一起进行中值滤波,获取中间数值,即为A(n)的最终滤波结果。

第四步,迭代滤波,将本次滤波结果序列与前一次结果序列做差,如果差值最大值大于某一阈值ε,则重复执行上述第一至三步;如果小于阈值ε,则终止迭代。

2.2 整体最小二乘分段直线拟合

通过上述滤波算法,数据噪声得到有效抑制。再进行分段直线拟合,求交点,即可得到分段直线的转折点即实际轨道中不同线形分界点。

2.2.1 整体最小二乘法拟合直线

普通最小二乘(LS)是数据处理中常用的方法[5],也经常被用于直线拟合,它具有简单方便的优点。但普通最小二乘只考虑因变量的误差,而忽略自变量(如横轴里程值)误差。实际上,自变量往往也存在误差,为此,整体最小二乘法(TLS)被提出,该方法兼顾自变量和因变量的误差,具有最佳拟合效果。

从几何意义上来看,整体最小二乘准则实质为测点到拟合直线的正交距离的平方和最小[6]。设直线方程为:

整体最小二乘法就是要找到参数a、b使得所有点到拟合直线的距离平方和S最小:

为了求S的最小值,需要对变量a、b求偏导,令偏导全部等于0,即求出函数稳定点:

最后得方程解为[7]:

式(8)中[7],

再结合实际情况,我们只保留(k1,b1)、(k2,b2)其中一组解作为最终解(k,b),它能真正使得测量点到拟合直线的正交距离平方和S得到最小。

2.2.2 分段直线拟合及分段点的确定

上述2.2.1节是采用整体最小二乘法对单独的一段直线做拟合,而在本文研究的铁路轨道线形分段这一实际问题中,需要在分段点未知的情况下进行分段直线拟合。分段拟合之后,对各段拟合线求交方可得到分段点的位置。

由此提出基于整体最小二乘的分段直线拟合算法,主要思想是各拟合点到拟合线的距离应小于某一阈值,否则结束当前段拟合,进入下一段拟合,算法详细步骤如下:

第一步,按顺序选取未拟合的前M=3个数据点;

第二步,进行整体最小二乘拟合,得到当前拟合线L;

第三步,计算当前M个拟合点到拟合线L的距离di;i=1,…,M,并求取最大值max(di);

第四步,比较max(di)和设定阈值ξ,如果小于阈值,则顺次增加一个数据点,M=M+1,重复执行第二至四步;否则,结束当前段拟合,重复执行第一至四步进行下一段拟合。

由LS和TLS原理对比可知,该方法得到的分段点精度更高,分段拟合结果如图2所示,可见拟合结果较好地反映了原始姿态角序列。

2.2.3 轨道线形判定

根据得到的各段拟合直线的斜率和截距可以进一步判断各段轨道所属线形种类,以便后续进行轨道实际线形拟合。

对于铁路轨道平面方向,在直线段上,因为超高为0,所以直线段横滚角测量值拟合线是平行于横轴,纵坐标近于0的直线段;在圆曲线段上,因为超高是非零常数,所以横滚角测量值点列拟合线在图中是一段平行于横轴,纵坐标接近于一个非零常数的直线段;在缓和曲线段上,因为外轨超高线性变化,衔接直线轨道和圆曲线轨道,所以横滚角测量值接近于一斜率不为0的直线。据此,设定斜率分界值可以把缓和曲线区分出来;然后,设定截距分界值又可以把直线和圆曲线区分开来。

对于轨道纵断面,在直线段上,俯仰角测量值在某个常值附近波动,在图2中是平行于横轴的直线段;在圆曲线段上,因为轨道有起伏且角度线性变化起到两端直线轨道之间的衔接作用,所以俯仰角测量值拟合线是一段斜率不为0的直线。据此,只需设定斜率分界值即可区分二者。

3 算例分析

按照上述算法,在MATLAB平台上编写轨道线形分段程序,用几段实测轨道数据对算法进行验证。表1和表2分别从平面和纵断面对比了本文计算所得分段点里程值和轨道参考数据(来自于设计轨道设计文件),从两个表中可以看出,线形分界点里程识别误差均不超过6 m,满足实际使用的需求。

4 结论

针对铁路轨道线形分段这一实际工程需求,综合利用GNSS/INS组合导航轨道几何形状测量系统测得的轨道位置坐标和姿态测量值,提出了一种以姿态角数据为核心依据的轨道线形分段数据处理方法,不再局限于传统的以正矢、曲率为依据的方法,完成了特征分界点识别与线形判断工作。实际算例结果表明这种方法能够满足轨道线型分段要求,实用价值极高,为铁路轨道线路调整维修奠定了基础。

参考文献

[1]郭良浩,刘成龙,宋韬,等.铁路既有线平面和竖面线形精确分段方法研究.铁道工程学报,2014;(7):48—52Guo Lianghao,Liu Chenglong,Song Tao,et al.Research on the new method for accurate linear segmentation of plane and vertical curve type in existing railway.Journal of Railway Engineering Society,2014;(7):48—52

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[3] Chen Q,Niu X,Zhang Q,et al.Railway track irregularity measuring by GNSS/INS integration.Navigation-Journal of The Institute of Navigation,2015;62(1):83—93

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连续梁桥的线形监控研究 篇4

1 工程概况

某特大桥主桥采用 (75+120+75) m预应力混凝土连续梁, 边支座中心线至梁端0.85m, 梁全长271.7m。梁高沿纵向按二次抛物线变化, 中支点梁高9.5m (高跨比1/12.6) , 边支点及跨中梁高5.5m (高跨比1/21.8) , 中跨跨中直线段长10m, 边跨直线段长20.85m。截面采用单箱单室直腹板形式, 顶板厚度除梁端附近外均为45cm, 腹板厚60～100cm, 按折线变化, 底板由跨中的40cm按二次抛物线变化至根部120cm。顶板宽度为11.8m, 底板宽度6.8m。箱梁两侧腹板与顶底板相交处均采用圆弧倒角过渡。

2 线形控制的基本理论

2.1 自适应控制理论及立模标高的确定

影响预应力混凝土桥梁施工过程中结构线形及内力的因素主要有混凝土的弹性模量, 浇筑混凝土超方量, 混凝土收缩、徐变, 桥梁施工临时荷载, 挂篮的变形特性, 预应力束张拉误差等。当上述因素与设计不符, 而又不能及时识别引起控制目标偏离的真正原因时, 必然导致在以后阶段的悬臂施工中采用错误的纠偏措施, 引起误差积累。要得到比较准确的控制调整量, 必须根据施工中实测到的结构反应修正计算模型中的这些参数值。当结构测量到的受力状态与模型计算结果不相符时, 把误差输入到参数识别算法中去调节计算模型的参数, 使模型的输出结果与实际测量到的结果相一致。得到修正的计算模型参数后, 重新计算各施工阶段的理想状态, 这样, 经过几个工况的反复辨识, 计算模型基本上与实际结构一致, 在此基础上可以对施工状态进行更好的控制。

在主梁的悬臂浇筑过程中, 梁段立模标高的合理确定, 是关系到主梁线形是否平顺、是否符合设计的一个重要问题。如果在确定立模标高时考虑的因素比较符合实际, 而且加以正确的控制, 则最终桥面线形较为良好。

立模标高并不等于设计中桥梁建成后的标高, 一般要设置一定的预拱度, 以抵消施工中产生的各种变形 (竖向挠度) 。其计算公式如下:

Hlmi=Hsji+∑f1i+∑f2i+f3i+f4i+f5i+fgl (1)

式中:Hlmi为i阶段立模标高;Hsji为i阶段设计标高;∑f1i为由本阶段及后续施工阶段梁段自重在i阶段产生的挠度总和;∑f2i为由张拉本阶段及后续施工阶预应力在阶段引起的挠度;f3i为混凝土收缩、徐变在i阶段引起的挠度;f4i为施工临时荷载在阶段引起的挠度;f5i为取使用荷载在i阶段引起的挠度的50%;fgl为挂篮变形值。

其中, 挂篮变形值是根据挂篮加载试验确定的在施工过程中加以考虑, ∑f1i、∑f2i、f3i、f4i、f5i在前进分析和倒退分析计算中已经加以考虑。监控计算采用平面杆系有限元方法进行, 根据本桥的施工进度计划从正装分析、倒装分析、实时跟踪分析3方面对本桥进行了结构分析。施工过程中利用最小二乘法对参数进行识别、修正。

2.2 测量及误差控制

从挂篮的前移定位至预应力钢束张拉完毕为一个施工周期, 每个周期中每段浇注和张拉预应力钢筋后, 测量所有已施工梁段上的高程测点, 分析测量结果, 根据上一施工周期梁底标高测量值和应力、温度等测量结果计算、预报下一施工周期的挂篮定位标高。

本桥线形控制的最终目标是:成桥后的线形与设计线形的所有各点的误差均控制在3cm范围之内。

2.3 参数调整

在获得测量数据库后, 对比实测值与理论值的差别, 采用分离变量法可识别出各参数的真实值。在本桥的线形监控中, 取定主梁混凝土箱梁抗弯刚度、块件重量与预应力钢束张拉力为待识别的参数。在施工第n号块时, 由挂篮移位的梁体变位实测值与理论值的差别, 可识别出第n-1号块件的弹性模量的真实值;由浇筑混凝土时的变位值可识别出第n号块的重量;由张拉预应力时的变位值可识别出第n号块件对应的预应力钢束张拉力。在识别出各参数后, 须及时将它们反映在有限元计算中, 以获得修正的下一块件的挂篮变位预抬高量。

2.4 线形的调整

在施工过程中, 由于结构实际情况与理论计算的差异以及挂篮定位标高放样的误差, 必将导致已建部分在成桥时的线形出现不能消除的误差。若对误差不予调整而继续施工, 将导致全桥的线形波动较大。鉴于这种情况, 须对未施工阶段的控制线形作出修改。在本桥的线形控制中采用了拉格朗日差值法:

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式中:f (x) 为待施工阶段控制线形与设计标高的差值;fk为已施工阶段的标高与控制目标的偏差;xj, xk为已施工阶段前端截面的水平坐标。

由上式可得出待施工阶段的控制线形与设计标高的差值fn, 还须比较fn与标高偏差允许范围Hmax的大小, 取-Hmax≤fn≤Hmax。

3 控制成果

3.1 成桥线形

中跨合拢段预应力束张拉后梁体实际预拱度与理论预拱度对比, 如图1所示。

由图1可以看出, 全桥合拢张拉中跨预应力束后, 梁体线形走势与理论线形一致, 梁底实际预拱度与理论预拱度误差在1.5cm以内, 梁体线形平顺, 满足规范要求。

4 结论

1) 大跨连续梁的施工特点决定了自适应控制是这种桥型施工控制的有效方法;

2) 线形控制结果表明, 桥的实际走向与理论走向的变化趋势基本一致, 所有节点高差及合拢误差满足控制目标要求;

3) 主梁的线性控制是预应力混凝土连续梁桥施工过程中标高符合规范的保障, 能保证桥梁成桥桥面线形及受力状态符合设计要求。

摘要：线性监控是箱梁悬臂施工控制的一项重要内容, 目的是为施工提供每一个箱梁施工阶段准确的立模标高, 为保持桥梁的设计线形和顺利合拢打下基础。某特大桥是一座现浇预应力混凝土连续梁桥, 以该桥为工程背景, 介绍线形监控的自适应控制方法以及线形监控中采取的措施, 说明自适应控制理论能较好地应用于此类桥梁的线形控制。

关键词：预应力混凝土连续梁桥,线形监控,自适应控制理论

参考文献

[1]徐君兰, 项海帆.大跨度桥梁施工控制[M].北京:人民交通出版社, 2000.

[2]范立础.桥梁抗震[M].上海:同济大学出版社, 1997.

[3]许克宾.桥梁施工[M].中国建筑工业出版社, 2005.