重力变形（共3篇）
重力变形 篇1
0 前 言
在大坝安全监测正分析中,统计模型是对大坝变形监测资料分析中最常用的模型方法,建立统计模型的核心是正确选择因子,只有选择的因子包含了影响观测效应量的因素,尤其是主要因素,建立的模型才能反映该效应量的本质,并可以用来评价大坝的工况和监控大坝的安全运行[1]。通过对大量监测数据处理文献的查阅,发现大部分的文献都只是针对某一个工程采用某一种监测模型进行数值模拟,而对于各个监测模型之间的比较,模型因子选取的比较这一方面相关的研究较少。因而,对重力坝统计模型进行比较分析,得出其最合理的模型因子,对提高模型预测精度具有重大而深远的意义,对监测资料分析的准确性、系统性具有重要影响。
1 重力坝外观变形特点分析
根据坝工理论分析及经验可知混凝土坝的变形影响因素主要为自重、水深、温度及时效等四类。
大坝竣工后自重基本不变,分析运行期资料时着重考虑的是水深、温度和时效三类因子。在混凝土坝建成后的观测资料分析中,自重是定值,不随时间而变化;各坝共同的主要考察的荷载有上下游水压力、扬压力、地震荷载和温度变化。同时,由于大的地震发生机会少,较难遇到;扬压力主要取决于上下游水位且本身也是一种观测项目。因此,大坝外观变形观测资料分析主要考察的荷载是上下游水压力和温度变化影响。
在水压力H、温度T等荷载作用下,大坝任一点产生一个位移矢量δ。按其成因,位移可分为水压分量δH、温度分量δT和时效分量δθ,即:
为弄清水压、温度等因素对位移的影响,准确建立大坝变形统计模型,针对宝珠寺河床12号、14号、16号、18号、20号坝段坝顶水平及垂直位移监测资料进行重力坝模型因子的探讨分析。重力坝外观变形统计模型分析,一般采用文献[2]提出的常规建模方法,重力坝外观变形基本统计模型如下。
水压分量:
式中:H上、H下、H0分别表示观测日上、下游水位及基准水位;aui、adi为待定回归系数。
温度分量:
式中:Tj(j=1,2,3,4)分别表示观测日气温,观测日前15天、前30天、前60天的平均日气温;bj为待定回归系数。
时效分量:
式中:θ=t/100,其中t为观测时刻距初始时刻的天数;d1、d2为待定回归系数。
分析结果如下。
(1)水压因子、温度因子和时效因子之间的简单相关系数较小,可见各因子之间的相关关系关系不密切。说明可以用该统计模型分离水压分量、温度分量和时效分量。
(2)除DB12测点水平位移以外,其余各测点水平位移和垂直位移逐步回归分析复相关系数均大于0.8,并且各测点的标准差都较小,其值为1.000～3.147 mm,说明回归过程线与实测过程线能够较好拟合,回归模型有效,该统计模型能反映大坝水平及垂直位移变化情况。
(3)水平位移主要受水位影响,水压分量随水位变化的趋势表现为:水位升高时,坝体向下游的水压分量较大;水位低时,坝体向下游的水压分量小。大部分测点受上游水位一次方影响,受高次方因子影响较小。
温度的影响较水位次之,但作用仍较大,不可忽视。气温低时,坝体向下游的温度分量高;气温高时,坝体向下游的温度分量低。同时,各测点水平位移受观测日前15天和前60天的平均日气温影响较大,说明大气温度传导入坝体存在时间滞后,最大水平位移出现时间与最低温度出现时间有一定的间隔。
时效分量较小,说明坝顶水平位移时效变形已基本趋于稳定。
水平位移的极大值普遍发生在年底或年初,即水位高、温度较低时,向下游的位移大;而极小值通常发生在年中,即水位低、温度高时,向下游的位移小。
(4)垂直位移受水位影响较大,水压分量与水位一次方作用呈正相关,与水位三次方作用呈负相关,表现为:水位高时,坝体的垂直变位较小,水位低时,坝体的垂直变位较大。
温度的影响较水位次之,但作用仍较大,不可忽视。气温高时,引起的温度分量较小,气温低时,引起的温度分量较大,呈年周期变化。气温与大坝的沉降是负相关的,即当坝体的温度升高时,大坝顶部有所升高。同时,各测点垂直位移受观测日前15天和前60天的平均日气温影响较大,说明大气温度传导入坝体存在时间滞后。
时效分量较小,说明坝顶垂直位移时效变形基本趋于稳定。
2 统计模型因子函数改进
在进行混凝土重力坝观测资料分析时,必须把统计分析和物理分析结合起来。通常是在对物理量之间的关系有定性认识的基础上,来选择统计方法、拟定数学模型、初步选择因子,然后用数理统计方法作计算加工,最后对得出的数学式和数据进行物理上的解释和分析,导出有用的结论。
大坝监测数学模型都属于广义线性回归问题,模型的拟合效果取决于水位、温度、时效分量中线性化后的因子对实际问题的描述能力[3]。
2.1 水压分量
水压分量描述的是水压荷载作用下效应量的弹性或可恢复变化部分。根据坝工理论与数学力学推导,水压分量一般采用一元多项式来描述, 自变量是单个因素(水深或水位差),此时,多项式只是一个线性化的过程,其中的某一项并无具体的物理意义。
2.2 温度分量
温度分量目的是描述温度荷载作用下效应量的弹性或可恢复变化部分。坝体的温度位移取决于坝体温度场的变化,测点的温度位移与坝体各点的温度值呈线性关系。
2.2.1 线性化温度因子函数的探讨
常规模型中温度分量常选用观测前i天的气温的均值Ti作为因子,对于温度因子滞后时间如何选取的相关研究较少。针对这个问题,以宝珠寺大坝为例,具体讨论统计模型温度因子的滞后时间的选择。基本回归模型是以温度作用滞后时间60天来计算的,在此基础上,考虑温度作用前30天、前90天、前120天、前150天作为延迟时间温度因子对模型的影响,建立以下四个温度分量模型:
温度模型1-1:
温度模型1-2:
温度模型1-3:
温度模型1-4:
式中:Ti(i =1,2…,4)分别表示观测日气温、前7天平均气温、前15天平均气温、前30天平均气温;Tj(j =1,2…,7)分别表示观测日气温、前15天平均气温、前30天平均气温、前60天平均气温、前90天平均气温、前120天平均气温以及前150天平均气温。
应用上述四个温度分量分别构建统计模型 (分别记为M1-1,M1-2,M1-3,M1-4),并对各测点水平及垂直位移监测资料进行逐步回归分析,求得复相关系数及标准差,见表1。
(1)水平位移统计模型温度因子选择。
模型M1-1各测点复相关系数均比基本模型小,标准差更大,由此可知,只考虑温度延迟时间30天是不够的。模型M1-3、M1-4各测点复相关系数相比基本模型和模型M1-2的复相关系数要大,标准差更小,但考虑到两模型的回归系数完全相同,说明模型M1-3已达到最佳效果。由此可以得出,水平位移温度因子考虑温度滞后120天即可。
(2)垂直位移统计模型温度因子选择。
模型M1-1各测点复相关系数均比基本模型小,标准差更大,可见,只考虑温度延迟时间30天是不够的。模型M1-2、M1-3、M1-4的各测点复相关系数相比基本模型多数有所降低,而且引入的因子均有不合理,由此可以得出,垂直位移温度因子采用原基本模型里的温度因子即为最佳温度因子,即考虑温度滞后60天即可。
2.2.2 周期项温度因子函数探讨
温度位移取决于坝体整个温度场的变化情况,而温度场很难用若干自变量来表示,线性化的温度分量因子一般用aiTi表达,Ti为某一温度因素,ai为Ti在分析时段内每变化一个单位时对因变量影响的平均估计,此种因子受结构形式的限制难于描述复杂过程[3]。考虑到坝体混凝土内任一点的温度可以用周期函数表示,同时温度位移与混凝土温度成线性关系。因此,在线性化温度因子的基础上引入多周期的谐波作为温度分量,即:
温度模型1-5:
式中:t为观测时刻距初始时刻的天数。
以此温度分量构建统计模型(M1-5),分别对各测点水平及垂直位移监测数据进行逐步回归计算,求得复相关系数及标准差,见表2。
由表2可以看出,引入周期项因子后,水平位移除DB16以及DB18测点复相关系数有略微的降低,其余各测点的复相关系数均有所提高;垂直位移各测点的复相关系数都得到了较大幅度的提高,标准差有较大的降低,说明垂直位移的周期性规律更为明显,可见,统计模型中引入周期项温度因子对提高水平、垂直位移统计模型拟合精度是有效的。
2.3 时效分量
时效分量描述的是水压、温度荷载以外的其他因素所引起的因变量随时间变化的部分,其中涉及材料的蠕变、裂隙等构造面的塑性变形等因素,产生的机理是最为复杂的,常用的方法是将时效分量的因子归结为单个自变量(时间)的函数,以时间函数来表示位移和时效间的关系。
对重力坝时效因子的几种常用曲线形式进行组合,建立五个时效分量模型,各模型的形式如下所示:
时效模型2-1:δθ=d1θ+d3(1-e-0.5θ)
时效模型2-2:δθ=d1θ+d2lnθ+d4θ0.5
时效模型2-3:δθ=d1θ+d3(1-e-0.5θ)+d4θ0.5
时效模型2-4:δθ=d1θ+d2lnθ+d5θ2
时效模型2-5:δθ=d1θ+d3(1-e-0.5θ)+d5θ2
应用上述五个时效分量构建统计模型(分别记为M2-1,M2-2,M2-3,M2-4),分别对各测点水平及垂直位移监测资料进行逐步回归分析,得复相关系数以及标准差见下表,现将这五个模型水平及垂直位移回归分析结果与模型M1-5结果进行比较(见表3),得出以下的结论。
(1)水平位移统计模型时效因子函数探讨。
时效分量在水平位移中所占比重较小,只有DB14、DB18以及DB20测点回归系数中引入了时效因子。因此,只需对这三个测点的回归结果进行比较分析。
对各测点回归分析结果进行比较,可以发现,除DB14、DB18测点外,各测点复相关系数变化较小,并且综合比较可以看出,在各模型回归结果中,模型M2-4以及模型M2-5复相关系数最大,说明这两个模型拟合精度最高。而对模型M2-4以及模型M2-5相比较,模型M2-5含有(1-e-0.5θ)因子项,这一项随着时间的增加趋近于1,比较符合时效位移最终趋于稳定的规律,因而选择模型M2-5中的时效因子为最佳时效因子。
(2)垂直位移统计模型时效因子函数探讨。
时效位移在垂直位移中所占比例较小,因而时效因子的改变对模型复相关系数的影响幅度不大。但从中也可以看出一些细微的差别。
模型M2-2、模型M2-3与模型M1-5相比,DB12及DB16测点复相关系数有所降低,因而不予采用。模型M2-1与模型M1-5回归结果相同,回归系数里都只选入了线性因子;模型M2-4及模型M2-5与模型M1-5相比,测点DB20的复相关系数有了较大的提高,其原因是由于回归系数里引入了抛物线因子,说明模型M2-4以及模型M2-5比基本模型更为合理。而这两个模型因子相比较,选择模型M2-5更为合适,因为该模型含有 因子项,这一项随着时间的增加趋近于1,比较符合时效位移最终趋于稳定的规律,因此选择模型M2-5中的时效因子为最佳时效因子。
重力坝水平位移及垂直位移最佳统计回归模型的形式为:
式中:H上、H下、H0分别表示观测日上、下游水位及基准水位;aui、adi为待定回归系数;a0为待定常数项;Tj(j=1,2…m)观测日前若干天的气温平均值;b1k、b2k、cj为待定回归系数;θ=t/100,其中t为观测时刻距初始时刻的天数;d1、d3、d5为待定回归系数。
3 结 语
本文在对重力坝外观变形统计模型建立的基本原理和方法进行研究的基础上,以宝珠寺大坝典型坝段测点的变形观测监测资料为依托,对重力坝外观变形统计模型不同形式的因子函数进行了有益的探讨。文中重点对温度因子和时效因子进行扩充和组合,考虑了温度因子的周期项和时效因子函数的组合,从而改善模型的拟合精度。
值得注意的是,本文在对统计模型的因子探讨过程中,由于只涉及一个工程,所得出的统计模型带有本工程的特殊性,是否对重力坝统计模型具有普适性还有待更进一步的研究与论证。
参考文献
[1]吴中如,陈继禹.大坝原型观测资料分析方法和模型[J].河海大学科技情报,1989,9(2):48-64.
[2]吴中如,沈长松,阮焕祥.水工建筑物安全监控理论及其应用[M].南京:河海大学出版社,1990:36-46.
[3]张进平.大坝监测数学模型因子集的扩充[J].大坝观测与土工测试,1999,23(2):1-3,10.
[4]魏超,田振华,张博.李家峡拱坝水平位移监测资料统计模型对比分析[J].河海大学学报(自然科学版),2010,38(6):651-654.
重力变形 篇2
在此之前的研究中, 以40 m周长的HDPE圆形网箱为研究对象, 通过数值模拟方法探讨了波浪流对深水网箱受力变形的影响, 并对网箱计算模型的正确性及有效性进行了验证[2,3,4,5,6]。该研究是在上述研究成果的基础上, 基于建立的网箱计算模型, 对几种主要规格网箱的锚绳力、波流力及容积损失率进行了数值计算, 系统分析了不同网箱周长、浮管管径、网衣高度及网目大小对整体网箱受力变形的影响, 旨在为网箱养殖业者进行科学合理的网箱选型提供一定的数据参考。
1 网箱计算模型
深水网箱系统主要由浮架系统、网衣系统和锚泊系统组成, 为较全面反映网箱养殖系统的受力变形情况, 需要针对网箱各组成部件建立相应的计算模型, 并对网箱整体进行模拟。
1.1 浮架系统
采用集中质量法将浮架离散为多个微元段进行受力分析, 并将浮架各微元构件所受到的外力合力集中到浮架质心处, 可建立整体坐标系下浮架的三维平动运动方程[2]:
式中MG为浮架总质量, N为浮架微元数, 为浮架质心加速度, Fxi、Fyi、Fzi分别为第i个浮架微元所受外力在x、y和z方向的分力, 可根据浮架微元所受到的重力、浮力、波流力以及与锚绳相连所受的锚绳张力进行矢量求和得到, 其计算过程可参考文献[2]。
应用刚体运动学原理建立局部坐标系下浮架的转动运动方程为:
式中下标 (1, 2, 3) 代表局部坐标系统;ω1、ω2、ω3为局部坐标系的角速度, I1、I2、I3为浮架对1-2-3主轴的惯性矩, M1i、M2i、M3i (i=1, N) 分别为对1-2-3主轴的外力矩, 可根据整体坐标系下求得的外力矩进行坐标变换获得[2]。
1.2 网衣系统
采用集中质量法将网衣各网目离散成众多质点和构件, 通过计算不同时刻各集中质量点的位移可得到网衣变形后的形状。网衣构件在波流作用下的受力包括重力、浮力、网线张力和波流力, 利用牛顿第二定律建立网衣各质点的运动方程为[3,4]:
式中N为质点相关构件的数量, 为质点加速度, Pj为重力与浮力的合力, Tj为网线张力, FD和FI为网衣构件上的速度力和惯性力, 其计算表达式为:
式中US为构件自身速度, CD、CM、km分别为速度力系数、惯性力系数和附加质量系数, 为构件体积, e为构件单位向量。
分析网箱变形时可以采用切割法来计算网衣变形后的容积[7]。可将圆柱体的高M等分, 底面以切蛋糕的方式由圆心分割成N等分, 弧线部分以直线来逼近, 如此可将圆柱体切割成为M×N个三棱台, 再将每个三棱台切分成3个四面体, 因此可以得到3×M×N个四面体 (图1) 。取四面体任意4个坐标点可以得到A, B和C 3个向量, 利用如下的向量三重积公式可以计算出每个四面体的体积, 通过累加每个四面体的体积便可得到近似的网筒容积。可以推断此方法将网圆柱切割越细, 计算结果就会越精确。笔者研究中M取值为网目群化后的网衣横向网目数, N取值为网衣纵向网目数的2倍。
1.3 锚泊系统
网箱的锚泊系统与浮架相连将网箱限制在一定范围内运动。在波浪流冲击下网箱锚绳的受力可以间接反映网箱整体的力学特性。模拟锚绳时采用集中质量法将锚绳离散为构件与集中质量点进行分析, 集中质量点位于构件的两端 (图2) 。锚绳运动方程的建立与网衣相似, 这里就不予重述。图2中Bj为浮力、Wj为重力, Tj为锚绳张力, FD、FI分别为波流力中的速度力和惯性力。
2 计算参数
南海区常用的HDPE圆形重力式深水网箱周长为40~80 m。为叙述方便起见, 在下文中均采用C40、C50、C60和C80分别表示40 m、50 m、60m和80 m周长的网箱。网箱浮管管径为250~630mm, 网衣形状为圆柱形, 网衣高度6~20 m, 网目大小45 mm、75 mm和115 mm, 网线直径3mm, 网衣缩结系数0.707。网衣配重大小对应4种规格C40~80网箱分别为400 kg、500 kg、600kg和800 kg, 以满足不同规格网箱沿圆周方向单位长度下网衣配重大小相同的条件, 方便比较不同规格网箱的变形特性。网箱设置水深30 m, 不同规格的网箱锚泊形式见图3, C40和C50网箱设有4根锚绳, C60和C80网箱设有8根锚绳, 且各种规格网箱的PE锚绳长度均为90 m, 锚绳直径40mm。
由于国内外已有众多学者通过小比例尺模型试验[8,9,10,11,12,13,14]、计算机数值模拟[13,14,15,16,17,18,19]和海上实测[6,20]等手段围绕波浪流对网箱受力变形特性的影响开展了大量研究, 为了避免重复研究, 此研究只设定一种恶劣海洋工况条件 (波高H=5 m, 周期T=8 s, 流速U=0.75 m·s-1) , 重点分析由于网箱规格不同对网箱受力变形的影响。在网箱数值计算过程中, 设定初始时刻网箱锚绳受力、波流力、容积损失率均为0, 波浪与水流的入射方向相同, 均沿x轴正向入射。针对网衣的模拟采用网目群化方法以减少计算时间提高计算效率[21,22]。
3 计算结果及分析
3.1 网箱力学特性
表1给出了4种不同规格网箱在波高H=5 m、周期T=8 s、流速U=0.75 m·s-1条件下锚绳力和波流力的计算结果, 表中列出的关于网箱浮管管径、网衣高度、网目尺寸参数为南海区应用的不同规格网箱的实际参数。表中的锚绳力是以各种规格网箱所有锚绳中受力最大的锚绳为选择依据的, 即指波浪周期内网箱所受的锚绳力峰值。从表中数据可以得出, 网箱所受的锚绳力、波流力均随着浮管管径和网衣高度的增加而增大, 随网目的增大而减小, 但相比浮管管径, 网衣高度和网目大小对网箱锚绳受力的影响更明显。虽然浮管管径的变化对网箱整体受力影响不大, 但在提供网箱浮力和抵抗网箱浮架变形方面, 采用管径越大的浮管, 网箱的安全系数越高, 这也是C80网箱要配备大规格浮管的原因。
在相同条件下, 当网箱规格增大时网箱受力增大。以C40和C50网箱为例, 在浮管管径280mm、网高6 m、网目45 mm条件下网箱锚绳力、波流力的增加幅度分别为2.8 k N、5.2 k N。比较C50和C60网箱, 发现在浮管管径315 mm、网高8 m、网目75 mm条件下网箱锚绳力、波流力的增加幅度分别为1.2 k N、9.6 k N, 网箱锚绳力增加幅度小的原因主要是因为C60网箱设置的锚绳数量是C50网箱的2倍, 锚绳数量的增加导致锚绳受力的减小, 这说明规格越大的网箱可以通过增加锚绳数量的简单方法来提高网箱锚泊系统的安全性。
对比网箱锚绳力和波流力的计算结果可以发现, 由于不同网箱锚绳数量的差异, 对于C40和C50网箱, 网箱所受的最大锚绳力略大于网箱所受波流力的50%;对于C60和C80网箱, 网箱所受的最大锚绳力略小于其波流力的50%。
3.2 网箱变形特性
4种不同规格网箱在波高H=5 m、周期T=8s、流速U=0.75 m·s-1条件下网箱变形的计算结果见表2, 表中的容积损失率定义为1-Vp/Vp0, 其中Vp为网箱变形后的容积, 表中列出的网箱容积即为网箱变形后的容积, Vp0为无波流作用时的网箱初始容积。可以看出, 不同规格网箱的最大容积损失率变化范围为44.7%~60.2%, 平均值为52.5%, 网箱变形比较大。结合此前研究结果[4], 建议网箱养殖区域应选择流速小于0.75 m·s-1的海区较为适宜, 以减少网箱容积损失率, 增大养殖鱼类活动空间。
从表2可以得出, 相同条件下大规格网箱的容积损失率更小。以C50和C60网箱为例, 在浮管管径315 mm、网目75 mm条件下, 2种网箱的容积损失率分别为55.5%和49.4%, 后者小于前者6.1%, C60网箱变形后的容积为1 159.8 m3, 约为C50网箱的1.64倍。因此, 仅从网箱变形方面考虑, 大规格网箱因具有更大的鱼类养殖空间, 其养殖效果会更好。
对于各种不同规格的网箱, 浮管管径对网箱容积损失率的影响较小, 但网衣高度和网目大小对网箱变形具有显著影响。以C80网箱为例, 网目75mm条件下网箱容积损失率从网高10 m时的49%增大到网高20 m时的58.8%, 增加幅度为9.8%;网高12 m时网箱容积损失率从网目75 mm时的51%减小为网目115 mm时的44.7%, 减小幅度为6.3%。但当网衣高度为20 m时该2种网目大小条件下的容积损失率差值仅为2.8%, 说明随着网衣高度的增加, 网目大小的变化对网箱变形的影响减小。
4 结语
重力变形 篇3
关键词：大口径抛物面天线,重力变形,数字摄影测量
1 前言
抛物面天线的型面精度是衡量、评价天线性能的重要指标, 不仅直接影响天线接收、发射电磁波效率, 而且还决定了天线可工作的最短波长。
常规的型面精度保障方法是在天线反射面旋转轴线垂直于大地 (口面朝天) 状态, 利用检测设备测量实际型面与理论型面的偏差, 通过偏差值进行调整, 再进行偏差测量, 循环反复多次直到型面精度达到设计指标要求。
对于小口径刚性较好的天线反射面, 通常对其在工作姿态时因自重产生的重力变形忽略不计, 即认为在各工作仰角的型面精度与朝天状态型面精度一致。但对于大口径抛物面天线而言, 由于自重较大, 结构复杂, 因自重而产生的重力变形数值较大, 会严重影响各工作仰角时的型面精度。对于66米口径天线而言, 500吨自重的反射体在不同俯仰角度下产生的最大重力变形将近20mm, 对型面精度的影响较大, 甚至可能影响设备的正常使用。
因此, 为保证大口径天线在工作姿态下的型面精度, 最佳的调整、测试步骤应该如下:
1) 测试出天线重力变形数值
2) 利用变形数值绘制变形曲线
3) 利用变形曲线确定天线反射面的最佳调整姿态
4) 确定天线反射面在全俯仰姿态内满足型面精度要求时最佳调整姿态对应的型面精度要求
5) 在最佳调整姿态调整型面精度
2 天线型面精度及重力变形测试现状
对于一个大口径天线的现场安装调整, 由于环境、设备、保障条件等操作顺序的原因, 型面精度调整往往安排在结构整架阶段进行, 在此阶段, 馈电单元、伺服控制、编码角度等设备还没有就位, 无法利用国际上通用的无线电全息测量技术对天线型面重力变形进行测试, 实际工程中较为常用的测试方法为经纬仪测量法、全站仪测量法及跟踪仪测量法。三种测量方法的共同点如下:
1) 受仪器工作方式限制, 进行检测时天线口面需朝天放置, 即天线旋转轴线垂直于大地。
2) 需要对反射面上的测量点逐点采集数据。
大口径金属反射面在温度、湿度、光照情况下会产生较大变形, 为追求测量准确性, 一般选择在温湿度变化较小的夜间进行。对于66米口径天线的7800个检测点而言, 按平均3点/分钟的采集速度, 采集一遍数据约需44小时, 按每夜晚工作8小时计算, 采集一遍数据需5~6天时间, 如果在数据实时检测过程中进行逐点的偏差调整, 则所需时间还会成倍的上涨。过长的数据采集时间会带入较大的温湿度误差、基准对齐误差等, 影响检测数据的准确性。同时, 因为三种测试方法在检测数据时天线反射体旋转轴线必须垂直于大地, 所以这几种检测方法不具备对天线反射体在任意姿态下的精度测量能力。
经纬仪、全站仪、跟踪仪三种测试方法在检测数据时天线反射体旋转轴线必须垂直于大地, 工作方式决定了这几种检测设备无法与天线反射面一体进行俯仰运动、不具备对天线反射体在任意姿态下的重力变形测试能力。由于受检测手段的限制, 无法取得天线反射面实际重力变形数值, 传统的办法是建立天线结构系统的数学模型, 利用ANSYS软件计算天线反射体理论变形数值, 在天线口面朝天状态的精度调整时做预变形调整。其思路是在朝天状态根据理论变形量, 相对于反射面的理论型面预先变形调整, 使其在工作姿态时变形量抵消预变形值, 从而使反射面精度在工作姿态时达到最佳效果。但从实际效果来看, 天线反射面由于种种原因, 其实际变形值与理论变形值有较大偏差, 这种偏差会对大口径或高精度天线性能造成影响。
由上述分析可知:目前传统的检测手段无法满足天线型面精度及重力变形测试的要求。因此寻找一种能够高效率、高精度完成测量任务的设备成为工程完成的关键。
为满足重力变形及型面精度测试, 该测量设备应具备如下两种能力:
1) 天线反射面在任意姿态下的型面精度调整及检测能力
2) 天线反射面重力变形实际数值的测量能力
3 数字摄影测量技术
数字摄影测量系统是近几年新出现的一种使用方便、功能齐全、测量精确的非接触式便携测试仪器。该系统主要利用立体视觉的交会测量原理, 通过一台高分辨率的数字相机, 距被测物体一定距离从多个位置和角度拍摄一定数量的数字像片, 根据透视投影的目标点、相机中心和像点三点共线条件, 经相机定向及图像匹配后得到目标点三维坐标。主要特点包括:非接触测量、动态性能好、检测速度快、受外界环境影响小等。样式如图2:
4 探索、试验及结论
从数字摄影测量技术介绍可知:该测量系统具备在天线任意姿态下的型面精度检测能力, 具备天线反射体重力变形检测能力。因在天线结构安装调整阶段对反射面天线重力变形、型面精度进行测量变成了可能。
为验证数字摄影测量技术在大口径天线重力变形、面精度测量等方面的应用可行性, 利用口面为66米的轮轨式方位、俯仰型全动抛物面天线, 按前文所述的最佳的大口径天线型面精度调整、测试步骤进行了试验。
66米抛物面天线的俯仰转动范围约为0°~90°, 反射面自身重量约500T, 由1108块铝质反射面板拼装而成, 在径向上设计为15环, 每环由不等的24~96块面板组成, 其中每块面板上有6~8处调整点, 共计7800处调整点。副反射面由均布的4条支撑腿支撑于沿主反射面旋转轴线上方约20米位置处。见下图:
4.1 试验内容
(1) 测量主反射面随天线俯仰在0°~90°度运动范围内的各姿态重力变形数值。
(2) 通过各姿态重力变形数值计算并绘制变形曲线, 利用曲线确定最佳型面精度的调整姿态 (俯仰角度) 及调整精度。
(3) 将天线停在最佳俯仰角度, 对型面精度进行测量, 计算调整点偏差值并进行对应调整, 直至型面精度满足要求。
4.2 试验准备
(1) 调整天线大盘水平、调整天线俯仰姿态使天线反射面旋转轴线垂直于大地 (定义为俯仰90°, 目的是便于人员操作及基准的建立) 。
(2) 在天线反射体中心定位环上表面建立6~8处坐标转换基准点。在天线面板任意位置处布设2处长度基准点, 2处长度基准点的距离L≥天线口径/2。
(3) 在面板指定位置处 (模型节点) 粘贴测量用回光反射标志。
(4) 在面板指定位置处粘贴照片拼接用编码标志。
4.3 试验过程
(1) 在天线俯仰90°状态下, 利用激光跟踪仪在天线反射面坐标系下测量6~8处转换基准点三维坐标值, 测量2处长度基准点坐标值。
(2) 在天线俯仰90°~0°范围内多种状态, 用吊车将测量人员送至天线口面的前方, 围绕着天线四周, 利用美国V-STARS摄影测量系统, 对天线反射面进行测量, 取得多种状态下的原始图片数据。
(3) 从多组交会测量的图片文件中解算出各回光反射标志的相关数据, 利用跟踪仪测得的转换基准点坐标值及长度基准点坐标值, 分别解算出多组状态下各回光反射标志在摄影测量坐标系下的坐标值并转换到天线坐标系下。
(4) 以转换基准点为基准, 利用各回光反射标志坐标值, 计算、比对反射面多种状态与90°状态时天线型面节点的法向偏差值, 确定了天线反射面的重力变形数值并计算出了重力变形曲线、计算出了最佳型面精度要求≤0.30mm (r.m.s) 及调整俯仰角度35°。
(5) 在最佳俯仰角度35°的天线姿态下对天线面精度进行测量, 计算出各点偏差值并反复进行多次调整, 最终调整精度达到0.25mm (r.m.s) , 满足了设计指标的要求。
影响摄影测量精度的几何因素主要有交会图形、冗余像片数和被测物体的尺寸。测试中使用的V-STARS/S8系统的相对测量精度是1:200000, 因此, 对于66米口径的天线而言, 为了提高测量精度, 采用了增大回光反射标志面积、缩短摄影距离和增加摄影位置数目的方式, 将摄站离天线约20米处进行摄影, 每张像片仅拍摄天线的一部分, 用多个局部将天线整体拼接起来。
测试信道打通后, 在各工作频段、各俯仰角度对天线方向图进行了测试, 所有与天线型面精度相关的电信指标全部满足要求, 从而验证了摄影测量系统在反射面天线型面精度调整及重力变形测试的应用可行性。
结语
传统制造业中的测量大多是“事后”测量, 也即是在生产装配过程后被动的测量。而从66米天线型面装配、调整的实际过程来看:数字摄影测量检测不再仅仅是被动检测, 而是整个装配、调整过程中不可缺少的关键环节。通过对66米口径抛物面天线的实际测量及精度调整, 验证了数字摄影测量系统适用于大口径、高精度天线结构系统安装、调整的在线检测, 其最突出的优势就是对天线型面的重力变形及型面精度的高效率、高精度检测, 是今后该检测领域的发展方向。
参考文献