全站仪RDM法与3D量测法量测隧道变形精度对比

根据测量学原理和误差传播定律,分析了全站仪自由设站对边量测(RDM)法和三维坐标(3D)量测法,建立了2种量测法的隧道变形精度分析模型,利用中误差评价隧道变形量测精度,推导了2种方法量测隧道变形的中误差计算公式,并以某三车道公路隧道为例,对2种方法的量测精度进行了对比和验证;RDM法通过三角高程测量原理和三角余弦定理得出任意点之间的水平距离、高差和斜距,根据任意测点之间的三角几何关系得到隧道变形;3D量测法从任意观测点观测若干已知点的方向和距离,通过坐标变换计算各测点坐标,根据各测点坐标得到隧道变形。分析结果表明:采用RDM法和3D量测法量测隧道拱顶下沉的精度评价公式相同,而量测隧道水平收敛的精度评价公式不同,RDM法的精度优于3D量测法,且随着全站仪到量测断面距离的增加,差值逐渐增大,当距离为100 m时,两者精度差值已增大至0.43 mm;在三车道公路隧道中,当距离为40~60m时,2种方法量测隧道水平收敛的精度均为最高,RDM法可达0.61~0.68mm,3D量测法可达0.78~0.84mm;RDM法和3D量测法量测的隧道拱顶下沉曲线平滑、圆顺,拟合度都大于0.95,而在量测隧道净空收敛方面,RDM法的曲线拟合度大于0.9,3D量测法的曲线拟合度小于0.9,因此,RDM法量测精度优于3D量测法。     

发动机功率检测方法及误差研究

论述了稳态测功和动态测功的测功原理,在此基础上分析了两种测功方法的误差来源,通过实车试验对测功中存在的误差进行了定量研究。结果表明,发动机功率测量的主要误差来源是原理误差、测量误差和使用误差;如果测试严格遵守操作规程,则发动机分析仪动态测功结果能完全满足精度要求。     

平台式惯导系统两点校的常值误差分析

为估计和补偿各种误差源引起的综合校正误差,针对平台式惯导系统综合校正中的两点校,从理论上分析了外部测量信息误差和惯性平台水平误差角对陀螺常值漂移综合校正效果的影响,推导了陀螺常值漂移误差限与校正时间间隔的关系,并对受外部测量信息误差影响的两点校过程进行了仿真.研究结果表明:在目前的外部测量信息精度和平台水平精度下,两次...     

基于单目视觉的轨道固定桩基准点测量方法

为了提高铁路线路固定桩基准点绝对坐标测量的效率, 提出了一种新的测量方法; 建立了无合作目标的单点测量模型, 采用单目相机采集激光靶标图像, 利用光饱和点重心法提取激光光斑中心; 研究了平面直线成像规律, 构造了基于正交直线的单应性矩阵求解方法, 并对图像进行透视畸变校正; 根据校正后的图像与靶标的几何相似关系, 计算了激光光斑与靶标的横、纵向偏差; 在室内环境下, 进行了靶标图片拍摄的正交试验, 计算与比较了横、纵向偏差。试验结果表明: 在激光光斑和靶标固定的条件下, 保持相机与靶标的距离不变, 改变相机角度拍摄图片, 经过透视变换校正后, 横、纵向偏差与期望偏差分别为0.082、0.254mm; 相机拍摄角度固定, 改变相机与靶标距离拍摄图片, 经过透视变换校正后, 横、纵向偏差与期望偏差分别为0.126、0.014mm; 在相机的角度、相机与靶标的距离都改变的情况下, 拍摄的图片经过透视变换校正后, 横、纵向偏差与期望偏差分别为0.329、0.064mm; 可见3组试验的横、纵向偏差与期望偏差的误差均小于0.5mm; 系统的水平距离测量误差范围为±1.52mm, 高程测量误差范围为±0.67mm, 根据轨道检查仪性能指标, 线路水平距离误差范围为±3.0mm, 高程误差范围为±2.5mm, 因此, 本文的测量方法精度满足轨道测量要求。水平距离测量误差完全由激光测距仪和倾角传感器决定, 而高程测量误差是由激光测距仪、倾角传感器与激光点和靶心的偏移量共同决定的。      

桥梁工程中非接触位移测量技术研究综述

系统总结了视觉测量、微波雷达与激光测振这3种非接触位移测量技术的测量方法、测量原理与工程应用影响因素,阐述了非接触位移测量技术在桥梁工程动位移测量、模态识别、索杆张力测试中的创新成果,探讨了非接触位移测量面临的关键挑战与后续研究发展方向。分析结果表明：非接触位移测量方法能够实时获取桥梁结构动位移、自振频率、模态振型等信息,测试精度受硬件、算法、测量距离和环境条件等多重因素影响;视觉测量技术易低成本实现面内多目标位移的实时测量,但对环境条件变化较为敏感,且一般应设置靶标,适用于短距离长期或远距离短期情形下的位移监测;微波雷达具有抗天气干扰能力强、测量距离远(可达2 km)、成本可接受、全天候全天时工作、可长期监测等特点,一般也需设置角反射器提高径向位移测试精度;激光测振技术具有微米级位移测量精度,且抗电磁干扰能力强,但难以实现远距离多点同步测量,穿透性较差,易受天气影响,且设备昂贵,适用于短期径向位移监测;应针对桥梁结构监测时长、测量距离、环境条件、单(多)点监测需求、测量精度要求等的不同,选用合适的非接触测量方法;未来可通过提高硬件系统性能提升远距离多点同步测试能力,发展各种自适应环境...     

环境风对高速铁路接触线波动速度的影响

基于空气动力学理论分别推导了作用在接触线上的空气阻尼和脉动风气动载荷, 并将空气动力项添加至接触线波动速度公式中进行修正; 通过风洞试验和CFD绕流仿真得到了横风环境下的气动阻力系数, 分析了不同空气阻尼下接触线波动速度的变化规律; 基于AR模型和接触网的结构特性, 建立了具有时间和空间相关性的接触网脉动风场, 通过仿真计算分析了脉动风速和风攻角对接触线波动速度的影响。研究结果表明: 静风载荷引起的接触线空气阻尼很小, 当平均风速达到30 m·s-1时, 接触线空气阻尼仅为0.3, 接触线波动速度为549.1 km·h-1左右, 因此, 空气阻尼不会对接触线波动速度产生较大影响; 当来流风攻角为60°, 平均风速不大于10 m·s-1时, 脉动风下接触线波动速度标准差和最值差分别小于1和6 km·h-1, 此时接触线波动速度相对无风情况变化较小, 脉动风载荷对接触线波动速度的影响不明显; 当风速达到40 m·s-1时, 接触线平均波动速度较无风情况下降39.39 km·h-1, 且其标准差和最值差分别达到11.84和75.98 km·h-1, 此时接触线波动速度出现大幅下降与振荡, 最小波动速度低至474.16 km·h-1, 因此, 脉动风下风速越大, 接触线波动速度受脉动风载荷影响越显著; 当风速保持30 m·s-1, 来流风攻角为0°~30°时, 接触线波动速度标准差和最值差分别小于1和5 km·h-1, 此时脉动风载荷对接触线波动速度的影响较小; 当风攻角为90°时, 接触线波动速度标准差和最值差分别达到12.38和73.19 km·h-1, 此时接触线波动速度出现大幅下降与振荡, 最小波动速度低至472.91 km·h-1, 因此, 脉动风下来流风越偏于水平方向, 对接触线波动速度的影响越小。      

CPⅢ精密三角高程控制网精度影响因素分析

为了进一步提高CPⅢ精密三角高程控制网的精度,从精密三角高程测量模型入手,分析了控制网精度影响因素,并基于仿真计算,分析了各因素的影响规律.结果表明:影响CPⅢ精密三角高程控制网精度的主要因素是大气折光和地球曲率、测角误差以及高山区观测目标与测站之间垂线偏差的变化;基准点间距每增加0.5 km,CPⅢ点高程中误差降低约0.1 mm左右,但基准点间距的变化,对相邻CPⅢ点间高差精度的影响可忽略不计.     

山区公路回头曲线的车道偏移行为与自由行驶轨迹模型

为揭示山区公路回头曲线路段的车道偏移行为和轨迹特征，建立了自由行驶轨迹模型；在一条山区复杂线形公路上开展了实车驾驶试验，使用高精度车载设备收集自然驾驶状态下的车辆行驶轨迹、速度和偏移数据；基于轨迹相对位置曲线定义了回头曲线路段左右转车辆的自由行驶轨迹模式；以曲线转角180°为界，建立了回头曲线路段车辆相对位置拟合模型，设计了基于偏移量的自由行驶轨迹计算方法，并以其他道路的回头曲线作为算例进行模型验证。研究结果表明:回头曲线左转车辆呈现出4种轨迹模式，右转车辆呈现出3种轨迹模式；车辆轨迹在回头曲线的入弯、弯中和出弯阶段均出现了较大的偏移，偏移量大于40%，此时车身侵占对向车道，不同的轨迹模式具有不同的偏移特征；不同位置所对应的速度与偏移量的分布较离散，当速度折减小于6.5 km·h-1时，驾驶人可以通过占用对向车道来降低回头曲线行驶时的速度折损；基于横向偏移量建立的不同曲线转角下的轨迹拟合模型中，当回头曲线转角约为180°时，拟合模型的精度最大，左转拟合精度介于0.90~0.97，右转拟合精度介于0.65~0.97；当回头曲线转角大于180°时，拟合模型最大拟合精度0.97发生在右转，当回头曲线转角小于180°时，拟合模型最大拟合精度0.89发生在左转。可见，本文建立的轨迹模型具有较强的适用性，可为山区公路回头曲线的行驶轨迹预测提供手段和方法。      

提高测力传感器的标定精度

有效的可靠测量技术是科研及自动化生产的先决和必要条件。本文通过对非电量电测传感器标定误差实例的讨论，分析标定误差对传感器使用精度的影响，指出提高传感器使用精度的主要途径。     

基于机器视觉的钢轨轨头非接触测量精度研究

采用基于机器视觉的三角测距原理和光取断面法,开发出将廓形上的激光点进行空间坐标转换的算法,消除了已有方法中借助标定板计算所带来的误差和操作的复杂性,提高了钢轨动态测量的精度和效率.开发了非接触式钢轨检测装置.通过对60轨打磨后轨廓的测量结果与标准廓形的分析比对,验证了开发系统的精度和性能.     

低速下不同入口位置塔式曝气池气液两相数值模拟

为了研究不同入口下塔式曝气池气液两相流动规律,采用欧拉双流体模型耦合群体平衡模型（PBM,population balance model）,在对计算域网格及气相分布与实验验证的基础上,研究了四种距离曝气池底部中心不同位置处的入口对曝气池内气液两相流动的影响,探讨了气含率、气泡数密度、液相水平速度等流体动力学性质,以期为塔式曝气池设计提供指导和依据.研究结果表明:欧拉双流体模型耦合PBM的模拟结果优于单一气泡尺寸的欧拉双流体模型;曝气池内气含率、气相分布、旋涡强度、液相水平速度均受入口位置影响;当入口位置逐渐远离曝气池中心时,气相分布逐渐呈之字形,旋涡强度增大,气含率及气泡羽流周期则先增大后减小;入口位置对气泡数密度无明显影响,气泡数密度在气泡直径5.95 mm下分布最多.      

高恢复性钢筋混凝土圆柱的抗震试验研究

为了使钢筋混凝土圆柱在遭遇超过现行规范设定水准的巨大地震时仍能保持正刚性且残余变形足够小，提出了采用高强低粘结的无预应力钢绞线作为柱纵筋的办法. 为了验证这种方法的有效性，进行了4根钢筋混凝土圆柱的常轴压低周水平往复试验，其中3根采用钢绞线纵筋，1根采用普通钢筋作纵筋，研究了剪跨比和塑性铰区横向约束方式对钢绞线混凝土柱抗震性能的影响. 试验结果表明:剪跨比为3和4的配置钢绞线为纵筋的钢筋混凝土圆柱位移角达6%时，仍保持正刚性，且残余位移角在2%以内；和普通钢筋混凝土圆柱相比，当位移角为6%时，钢绞线混凝土圆柱的侧向承载力提高了90%，残余变形降低了73%；在柱的塑性铰区（1.5D，D为截面直径）采用螺栓连接的钢板进行横向约束可将柱的侧向承载力进一步提高15%，残余变形进一步降低21%；由于钢绞线存在明显的粘结-滑移效应，基于平截面假定的分析方法不适用于采用钢绞线的钢筋混凝土柱侧向承载力的评估.      

四肢变截面钢管混凝土格构柱恢复力模型计算方法

提出了四肢变截面钢管混凝土格构柱抗震性能有限元分析方法, 应用OpenSEES通用程序对试件进行建模, 计算了格构柱荷载-位移滞回曲线与水平峰值荷载; 以柱肢坡度、轴压比、长细比、支主管面积比、柱肢钢材强度、混凝土强度、缀管布置形式等为拓展参数, 研究了各参数对变截面平缀管式和斜缀管式钢管混凝土格构柱荷载-位移骨架曲线的影响规律; 借鉴等截面钢管混凝土格构柱骨架曲线统一算法的计算框架, 采用等效长度法, 拟合得到四肢变截面钢管混凝土格构柱骨架曲线各特征值(弹性刚度、水平峰值荷载、峰值荷载位移与下降段刚度) 的计算公式; 结合骨架曲线计算模型, 推导了恢复力模型的计算公式, 并进行了实例验证。研究结果表明: 轴压比、长细比、柱肢坡度、支主管面积比和材料参数是影响变截面格构柱抗震性能的关键参数, 且与等截面格构柱影响规律具有共性, 数值相差不超过20%;各试件特征值计算结果与有限元分析结果均吻合良好, 两者之比为0.990~1.029, 均方差为0.105~0.153, 误差基本控制在15%内; 四肢变截面钢管混凝土格构柱恢复力模型计算误差小于12%, 计算结果可靠。      

应用改进的稳健设计法分析梁柱外节点抗剪强度

介绍了改进的稳健设计法,并引入新的信噪比,考虑的因素包括混凝土强度、水平箍筋屈服强度和竖向箍筋屈服强度.用软化桁架模型分析梁柱外节点抗剪强度,并应用改进的稳健设计法对影响梁柱外节点抗剪强度的因素进行分析,得出了各种影响因素的重要程度,与田口方法相比改进的稳健设计法的分析结果与试验结果吻合较好,应用更加准确、方便.     

加筋土挡墙地震稳定性破裂面随机搜索法

为确定加筋土挡墙破裂面的位置，基于水平条分法提出了一种多线段破裂面表现形式. 将加筋土挡墙破裂面视为由多条线段组成，各条线段在一个平面内以不同的长度和角度相互连接；根据地震作用下水平土条的力学平衡条件，推导出与破裂面参数相关的筋材拉力计算式；将筋材总拉力作为目标函数，采用两层循环方式进行求解计算，外层为墙后填土水平表面破裂点位置循环，内层为随机角度循环；对比每次外层循环计算所得筋材总拉力，取最大值所对应的破裂面为所求加筋土挡墙临界破裂面. 通过算例对比验证了多线段破裂面计算方法的合理性，并对加筋土挡墙稳定性影响因素进行分析. 研究结果表明:以角度随机方式产生多线段破裂面的计算方法无需进行数学优化可得到合理结果，加筋土挡墙破裂面位置比对数螺旋破裂面更接近临空面；填土内摩擦角的增大使得筋材总拉力与筋材长度减小，能够增强加筋土挡墙的内部稳定性.      

地震动入射角对空心薄壁高墩桥梁地震易损性的影响

为了充分评估空心薄壁高墩大跨桥梁结构的抗震性能, 以中国西部某四跨高墩刚构-连续组合体系桥梁作为研究对象, 基于三维地震易损性分析方法, 计入竖向地震动的影响, 结合现行桥梁抗震设计规范, 采用增量动力分析方法讨论了水平地震动入射角对桥梁构件地震易损性的影响; 依据一阶可靠度理论分析了地震动入射角对桥梁结构系统易损性的影响规律。研究结果表明: 2#、3#刚构桥墩的弯曲和剪切易损性云图与1#、4#悬臂墩的弯曲和剪切易损性云图差异明显, 桥墩弯曲和剪切的地震易损性不仅与地震动入射角有关, 还与桥墩结构形式有关; 支座在轻微损伤、中度损伤、重度损伤及完全损伤状态下的损伤概率分布相似, 地面峰值加速度为0.4g时, 最大损伤概率的地震动入射角为0°和180°, 当地面峰值加速度大于0.6g时, 轻微损伤和中度损伤的最不利入射角为0~180°, 支座变形的最不利地震动输入方向主要为纵桥向和横桥向。由此可见, 各关键构件的不同损伤指标下的损伤概率随地震强度、方向变化的规律各不相同; 不同损伤指标下系统及各构件的最不利地震动入射角及其区间数量和范围也各不相同; 仅讨论纵桥向或横桥向构件地震易损性不能合理评估桥梁结构的实际抗震需求, 采用三维地震易损性分析方法能准确定位最不利地震动入射角, 实现高墩大跨桥梁结构抗震性能的准确评估。      

电子海图上水平夹角网的绘制

针对手工绘制水平夹角网的不足,分析了利用计算机绘制的必要性和可行性,设计了具体的算法,并基于VC6.0进行了编程实现,对减轻航海人员劳动具有一定的意义.     

纵挑横抬梁法加固线路在顶进式框架桥工程中的应用

在框架桥顶进施工时,采用D型便梁加固线路时受立交桥跨度和斜交角度的限制,适应性较差。H型钢组拼纵挑横抬梁法加固是指通过采用型钢组拼的纵梁沿线路方向将既有线路挑起、沿框架桥方向组拼的横梁承受纵梁传递的线路荷载,实现结构受力由纵向向横向的转变。结合工程实例介绍了宽翼缘H型钢组拼纵挑横抬梁法加固线路方式的结构构造特点和近似检算方法。实践证明该方法安全可行,具有推广价值。     

SURVEY SUBAXIAL CERVICAL VERTEBRAE FOR TRANSPEDICULAR SCREW FIXATION

Therearemanycausesofsubaxialcervicalinstabilitysuch astrauma,degenerativedisease,neoplasm,andinfection.Therearenumerousinternalfixationproceduresthathavebeen usedforone stageposteriordecompressionandstabilizationof thecervicalspine.Recentlydevelopedposteriorplatescrew fixationprocedureshavebeenperformedinthecervicalspine byusingalateralmassscreworapediclescrewformal stage posteriordecompressionandstabilizationofthecervical spine[1].Theseveralpotentialrisksofneurovascularcomplica tions,whichare…     

钢套管再生混凝土加固柱轴压试验

为实现建筑业节能减排的目标,提出了钢套管再生混凝土加固柱的新加固方法,对1个未加固柱、12个钢套管再生混凝土加固柱以及2个钢管混凝土柱进行轴压试验,并对试件的承载力和变形特点进行分析,并讨论了该加固柱的承载力计算方法.研究结果表明:加固后试件的承载力提高2.19～3.98倍,且加固柱的刚度、延性均比原柱有明显提高;钢套管再生混凝土加固柱的承载力为钢套管普通混凝土加固柱承载力的91.8%～97.0%;当填充再生混凝土强度由27.0 MPa增加到32.9 MPa时,加固柱的承载力仅提高2.67%;对于再生粗骨料取代率为50%的试件,当钢套管厚度由1.81 mm增加到3.84 mm和5.84 mm时,承载力分别提高了34.0%和77.8%;考虑原柱初始应力后,试件峰值应变减小47.1%～59.3%;钢套管加固柱与钢管混凝土柱具有类似的受力性能.采用不同规范计算试件的承载力,结果表明EC4规范公式的计算精度最高,稳定性最佳.