获得合理的式振动电缆应变传感器校正外阳光的温度在自由状态下对传感器进行的，集成在集成在所述试验片的收缩和混凝土的蠕变和传感器的传感器填充混凝土的钢管的收缩和蠕变试样。温度校正测试中的温度调节到根据测试结果在不同的条件下振弦应变传感器的温度校正公式并且根据理论公式进行分析。果表明，在自由状态下所述传感器的变形是积极与温度的升高相关，斜率为2.8×10-6℃-1。凝土收缩和蠕变试样中传感器的变形与温度呈负相关; 10-6°C-1和-2.54×10-6°C-1;钢管混凝土表面传感器的变形与温度呈正相关;嵌入在该试验片的收缩和所述管的蠕变混凝土的变形是负的温度上升相关，斜率它们分别是-1.01×10-6°C-1和-1.70 ×10-6°C-1，振动线材的热膨胀系数和外部测试材料是用于传感器和温度的变形之间的正和负相关的主要原因的热膨胀系数之间的差异。梁工程;振弦式传感器;实验研究;温度校正;支撑的分类：U441文献代码：校正测试导线应变传感器vibrantWANG Yongbao1赵Renda1陈Lie2，徐勇2，谢Haiqing2（1.学校土木工程，西南交通大学成都610031的温度，四川，中国;.中国中铁二院工程集团Co.Ltd，成都610031，四川，中国）摘要/摘要测试在在自由状态下的传感器进行集成传感器元件蠕变和根据实验结果，在室外温度下，混凝土收缩，钢管混凝土（CFST）收缩元件和蠕变元件。装不同条件下的线应变传感器，并在理论公式的基础上分析结果。果表明，在自由状态S i随温度的增加和斜率正相关应变传感器是2.8×10-6°C-1。
凝土收缩和蠕变试样中集成传感器的变形与温度呈负相关，恒温阀芯斜率为-2.15×10-6。入在钢管混凝土收缩和退缩样品表面的传感器变形与温度呈正相关。感器的变形嵌入收缩的样品内，并且FCOS蠕变呈现钢丝的线性膨胀速率和外部测试材料的膨胀系数之间的差异这是相关性的主要原因正负传感器应力和温度。键词：桥梁施工，振弦传感器，试验研究，温度校正，引入应力的相对于其它的传感器，具有一个高精确度，稳定的读数振弦传感器的应变，所述零点漂移体积小，使用方便，广泛用于大跨度桥梁的检测[1]。于桥的结构是天然环境条件下，在周围环境中的温度变化引起内置于混凝土的温度传感器场irrégulier.Le的创建不可避免地受到温度和结果测试显示出大的波动[2]。了获得通过实际测量方法的桥内应力的真实状态下，有必要考虑传感器温度振弦[34]的校正公式。师螽[3]提出了使用相同类型的传感器作为补偿算法来校正所述传感器的温度特性，长松Chen等人。[5]嵌入混凝土中。累[6]认为，在自由状态下传感器不受温度和可以忽略的，但在具体的集成温度传感器必须被校正。向东等人[7]分析了在振动丝应变传感器的混凝土箱梁内的不均匀的温度分布的影响;维生Lu等[8]进行了打开状态传感器实时研究，并认为是变形与温度成线性关系;刘养[9]所述的神经网络的方法，用于校正振弦传感器的温度，但该算法是复杂的，不适合用于工程应用。威郑及其同事[10]已经使用硬件电路和软件来研究测试菌株的温度补偿，但该方法具有在促进常规振动子应变传感器方面有一些优点。面提到的大多数实验和理论研究涉及嵌入混凝土样品中的自由状态或非应力传感器。乏对混凝土样品和复合结构承受外部载荷的传感器温度校正的研究。册中给出的温度校正公式具有显着的限制[1113]。从混凝土的底部的高电阻桥退出蠕变的实验研究，[14]是温度的振弦应变传感器，在不同的振弦时的应力传感器温度样品校正公式在自然环境条件下校正的应力状态测试并适应相应的温度校正公式。动线变形探头变形测试图1.1测试概述混凝土圆柱体由高强度C60混凝土制成。泥混合比，矿渣粉末，硅粉末，砂，砾石，水还原剂和水为1：0.357：0.071：1.906：3.109：0.017：0.414; C80钢混凝土填充和高强度混凝土，水泥，矿渣粉末，硅粉，稀释剂，砂，砾石，水还原剂，1的冷热水混合比：0.214：0.101 ：0.113：1.650：2.475：0.029：0.357;测得的28天C60和C80混凝土立方体的轴向抗压强度分别为50.1 MPa和65.7 MPa。试图案如下：两个振动丝在自由状态下，用于确定放置在卸载状态下自然的环境条件下的传感器的温度校正公式。凝土C60 [14]用于抽出和圆筒直径混凝土蠕变和分别为250和500mm高度的试验片，其包含三组的戒断件和三套蠕变试验片，布置在每个测试游戏中间统一的方式。3个振弦式应变传感器。部直径和高度分别为220毫米和500mM收缩和混凝土钢管的蠕变试验片8毫米的厚度，是包含三组试验片的高强度混凝土C80收缩和3套蠕变试样。共六个传感器被布置在各组的试验片和3个混凝土的中心被布置在其表面以三种方式是由钢制成的管。个试验主要用来测量收缩和自然环境条件[14]，由于温度变化在高强度混凝土的蠕变，自然的环境条件下，有必要消除传感器的变化应力振动线本身由温度变化引起。
就是说，该混凝土的收缩和蠕变是相对稳定的，温度传感器和应变传感器读取每2小时和振动线应变传感器的变形特性变化即使在温度变化条件下没有电荷变化时也能观察到。用菌株振动蜀受限码技术传感器，在钢表面ZX212CT，混凝土管ZX215CT传感器模型的传感器模型，用SCJM振动弦测试仪振动应变传感器。弦应变传感器具有±1500×10-6测量范围，并从-20℃至125℃的范围内测定温度的振弦应变传感器和所述歧管中示出在图1中，此时所使用的振弦应变传感器可以测量温度和应变同时[15]，和温度的测量精度和应变分别为0.1℃和0 ，1×10-6。1振弦应变传感器和金属丝应变Fig.1Capteur回收箱和摆动collecte1.3箱试验试验本试验是测试传感器本身，集成在所述试验片的收缩和蠕变的传感器混凝土，混凝土管检查振弦传感器的混凝土与钢管的表面内集成的温度特性的收缩和蠕变。组振弦应变传感器而不在自由状态下核的由太阳辐射放置在混凝土地板，应力和温度传感器读取在晴天，每2个小时。旦收缩和混凝土的蠕变试验片已被放置，它们被放置在环境条件naturelles.Après28天蠕变试验片根据杠杆（图的方法经受10MPa的应力。 ）。载100天后，每隔2小时选择一次传感器以供晴天使用。试变形和温度1天。2取出和零件Fig.2Shrinkage蠕变试验和蠕变试样收缩和铸造后的钢混凝土样品的蠕变在固化置于自然的环境条件下完成的，将试验片28 d是施加蠕变应力为22兆帕，放置在自然环境在接下来的100天，选择所述变形和传感器温度在晴天每2小时。
量传感器的温度的试验片的成型后的100天测量，但具体的收缩和蠕变没有什么变化和测量时间较短，这可以被认为是短。量的传感器变形是由温度引起的变形。关收缩和蠕变试样的加载以及混凝土和钢管混凝土的测试，请参见图2。于测试的小的横截面，所述气缸内的温度分布相对uniforme.En此外，传感器温度值是可见的，每一个传感器的温度是不能在同一非常不同的这表明混凝土内部的温度分布是均匀的。度。检和应变及温度T0和ε0分别初始测试温度特性，和随后的测试温度下的结果的2个分析是应变和温度增量增量Δεi式（1）的ΔTi计算为？我和Ti，应变，恒温阀芯Δεi的ΔTi和的ΔTi之间的关系，根据公式（2）调整，也就是说ΔεiεI=ε0-，的ΔTi=钛-T0（1）Δεi=AΔTi B （2）其中：A是斜率; B是通过实验调整获得的截距。面给出的Δεi和ΔTi之间的关系是基于10:00的温度和应力作为起点。由状态传感器的ΔεiΔTi之间的关系如图4所示。3.它是从图3中所测量的应力增量具有与温度增量[10，16]，判定系数为0.926和调整后的斜率A 3的正线性相关看到的是2795 6 ×10-6°C-1，即当温度升高1°C时，测得的应变增加约2.8×10-6。磊等。[6，17]发现应变计振弦在自由变化的状态下几乎不再受外界温度的影响。生路等[8]发现Δεi和的ΔTi也呈正相关，斜率A为3918×10-6℃-1。量结果大于结果。
传感器类型等因素的影响，本文的结果与其他研究人员的结果大不相同。自由状态下传感器2.2在混凝土试样戒断综合ΔεiΔTi传感器之间的关系的自由状态传感器ΔεiΔTiFig.3ΔεiΔTi关系的应力之间的关系3在图中示出。4.它是从图4中Δεi随着温度的升高，由于周围的混凝土的温度的膨胀，呈现出负相关性下降看出，和判定系数的0.757 4，其是低于处于自由状态的传感器。像在放置在空气中的自由状态下的传感器，集成在混凝土收缩试验片的温度传感器是由2.09×10 -6为的温度以1℃每增加减小。4应力传感器ΔεiΔTi与混凝土收缩试样之间的关系。4嵌入混凝土中的应力传感器ΔεiΔTi之间的关系。
混凝土中取样。1显示了由混合收缩试管中的9个传感器安装的A和B.表1显示不同传感器的A和B差别不大。们通常是1.8×10-6°C-1和2.4×10-6°C-1之间，并有Δεi和的ΔTi之间有很强的关系。于线性相关，斜率A的平均值为-2.15×10 -6°C-1和截距b的平均值为3.16×10-6。昌松等。[56]实验发现，测得的应变逐渐在温度升高而降低和斜率为-4.5×10-6°C-1，其对应于本文件的关于结果的两倍。[11.17]在测量后，将斜率A被认为是-4.0×10 -6℃-1〜2.5×10 -6℃-1。同的专家通过实际测量获得了不同的温度校正公式，这可能与振弦式传感器的类型有关。此，从图4看出，每日温度差传感器是至多约10℃，调整为-2.15×10-6°C-1和-4.50×10的斜坡-6°C-1，混凝土的弹性模量为3.7×104MPa。10℃的温度升高引起的压缩应力值可以达到0.80MPa和1.67MPa。实上，混凝土收缩试验片不受看出，如果不进行温度校正振动电缆应变传感器必须高估结构的任何extérieure.On强度。
力值和温度校正是非常必要的[17]。设置混凝土样品收缩调整表1集成变形传感器Tab.1Fitted应变传感器设置并入传感器标本收缩123456789A / 06.10℃-1-2.172 1-2.126 6-1.825 5-2.122的具体数6-1.831 6-2.393 2-2.348 1-2.243 4-2.271 6B / 10-61.688 42655 21.66 42713 85323 33358 53755 13437 13837 4.83计算因数0879 60829 40864 30828 60658 60753 60753 20722 13737 23858 13737 23.75 12.7混凝土出口因子specepepimen的关系混凝土载荷在图5中示出。试验片的混凝土的收缩所示，测得的应变逐渐随着温度的升高而减小，并且存在负和Δεi的ΔTi的总体相关性之间存在很强的线性关系低于混凝土收缩试样的温度。因可能受外部负载的影响。2示出了九个传感器Δεi和ΔTi之间的线性调节参数。2示出了具体的样品蠕变的平均斜率为2.44×10-6°C-1中，交叉点的平均值为6，30×10-6和决定系数是在0.45和0.92之间。
对于游离的传感器和收缩标本，同时保持线性关系，传感器显示每个传感器和不同的传感器是低之间的斜率变化之间的法令，表示温度校正的合理性使用平均值。品斜率的蠕变比样品的低，但截距B是6.32×10-6，比的3.16×10-6显著较大图5示出了集成在混凝土试样中的应力传感器ΔεiΔTi。ΔεiΔTiFig.5Relationship嵌入混凝土蠕变样品中应变传感器的关系表明，受到来自外部的载荷传感器温度的校正显示整体趋势。过比较值A和收缩徐变的乙样品中，可以看出，外部负载的效果可以同时增加A的值和B的传感器温度的校正公式被链接到机械性能具体样本。一个具体的蠕变试验表2结合的表2应变传感器调整参数调整嵌入混凝土样品在应变传感器的设置应变传感器123456789A / 10-6°C-1-2222 0- 2582 1-1.818 2-2.509 6- 1439 0-2.496 7-2.055 4-2.905 2-2.135 0B / 10-63.248 89833 27796 312659 01767 45503 70987 27581 57408 7判定系数0.649 20.590 40.468 70.538 70.919 90.653 90.655 50.615 50.615 50.515 12 ，4填充有混凝土的收缩试样的钢管的测量点和混凝土ΔεiΔTi的该管中的测量点之间的混凝土着色服装关系。是从图6中看出，Δεi钢管的测量点和的ΔTi低，决定系数之间的线性相关性只有0.148 1，但是，总体而言，Δεi随着温度而增加和斜率A是大约1.2×10-6℃。图6ΔεiΔTi应变传感器在钢管去除测试的关系填充有传感器的ΔεiΔTi的混凝土Fig.6Relationship嵌入在取出样品约束钢管混凝土的混凝土Δεi随着温度的增加和斜率的是-2.04×10-6°C-1简单混凝土收缩试验是降低差别不大拦截B为14.39×10-6，明显大于混凝土收缩徐变试样。3示出在每个管作为之间钢管Δεi和的ΔTi测量点是差的线性关系的斜率和截距混凝土的测量点的所计算的值，该文献没有提供任何统计。3示出了每个传感器的斜率A是-1.6之间×10-6°C-1和2.5×10-6°C-1中，数值是相对稳定的，而且线性相关性很好。于在测试管取出所述测量点和Δεi的ΔTi钢管之间的差的线性关系，在实际计算中，应变传感器的自然坡度的一半进行计数，并截取是取决于调整的结果，取等于-7.2×10-6。管的测量点和所述ΔεiΔTiFCOS蠕变试样FCOS标本在图中所示的具体的测量点之间的关系。7。7表明，即使在样品的撤出，在测量点和的ΔTiΔεi也差的钢试件之间的相关性的蠕变，但高于样品的收缩，该判定0.337 7.总体的系数，随着温度的增加，应力逐渐增加，并且有Δεi和的ΔTi之间的正相关。率A为2.5×10-6°C-1，这比样品的FCOS撤出的斜率越大，应变传感器本身在表3中的参数被示出应变传感器调整用于去除FCOS并入表3测试样品的调整的参数应变传感器传感器样品掺入撤出FCOS号123456789A / 10-6°C-1-1946 3-1821 3 -2，077 7-1.657 2-1.947 3 -1，852 5-2.464 5-2.520 4-1.946 3B / 10-615.17012.98213.87313.07312.88312.37515.16316.88915.170系数判定0573 50646 50624 10535 10596 10661 40637 80691 50573 5.57 5的判断系数0.5嵌入式FCOS蠕变样品中的应变传感器的Fig.7RelationshipΔεiΔTi之间的关系还不是很不同的，根据所述传感器的手动，因为钢的热膨胀系数和振弦[ 4]，被认为是振弦式传感器fi在钢管表面上一个不需要温度校正的经验公式。文进行的测试表明，钢管表面传感器上的应力也需要校正温度。凝土和Δεi的ΔTi之间的线性关系是更好：随着温度的升高，应变逐渐减小和-1.7×10-6°C-1，它比低的斜率钢管收缩试样，填充混凝土和实心混凝土蠕变试样。蒂特。表明，该管中的混凝土的应力通过温度的影响减少，但试验片混凝土的蠕变的测量点的截获为约25.4×10 -6，这大于截取管道内的混凝土去除试样。4示出了钢管的测量点与混凝土测量点Δεi和ΔTi之间的关系。4示出了实际测量点Δεi和的ΔTi在管之间确定的系数为约0.5的线性相关性较差。过比较收缩的试验片和蠕变FCOS样品A和B，发现的是，钢管的表面上的传感器温度的修正是相同的传感器本身的和所有正相关：所述蠕变试验片大于退避的检体时，试验片的流B比样品撤出较小，插在蠕变样品的管中的应变传感器表4的钢管混凝土配备有集成的参数见表4设置强调并入熔体流动FCOS传感器样品123456789号混凝土在管的传感器/ 10-6°C-1-2525 6- 2304 1-2502 5-2004 3-1787 1-1955 9B / 10-622.203 021024 022124 021470 019537 018725 0系数确定0566 90429 80557 00382 80404 20483 0钢管A / 10-6°C-11712 43563 01293 83666 03695 12.512 33。183 8B / 10-62.334 91075 3-0.292 8-0.112 8-0.099 7-3.070 516704Critères确定在混凝土中的传感器温度的混凝土和校正0641 70976 90598 10978 90923 90816 70991 6校正的传感器温度相同，都显示出负相关，则蠕变试验片比蠕变试验的伸缩缸和B小于所述伸缩缸更大。文提出的测试结果与王乐中等人的测试结果相同。[13]，即修正自由曲面传感器约束积极温度和应变传感器校正和负温度被嵌入在混凝土内相关。关。比普通混凝土试样，集成在钢管填充混凝土传感器的截距B是大得多，但斜率A的变化较小。3理论分析张等人。[2，12]指出，振弦应变传感器的变形ε的基本公式是ε= k1f2 αΔT-βΔT（3）其中：给定线的膨胀和的膨胀钢或外部混凝土。率系数k1是振弦; F是金属帘线的振动的频率，同一批次的试片通常是固定值[18]，α是振弦传感器的金属材料的热膨胀系数，为12.2×一值10-6℃-1 [10]; β是材料的热膨胀系数，具体取为10×10-6°C-1和钢至12×10-6°C-1 [19]。ΔεT振弦应变传感器的变形后温度校正是如下[4，1112] T =Δε（α – β）传感器（4）在用于传感器的自由状态下的自由状态，式（3）的α为0，如果制造商所提供的系数的热膨胀α= 12.2×10-6°C-1和测试结果该出版物中是α= 2.8的系数×10-6°C -1。篇文章的结果明显不如[2]中给出的结果。由状态大致成比例的修正传感器应变及温度的温度变化是a> 0时，温度校正公式是ΔεT= 2.8×10-6ΔT（5）在钢板表面附接到混凝土钢的收缩和徐变的主要原因的测试传感器的应变被积极温度相关安装的传感器是α-β> 0，也就是说该振弦的热膨胀系数大于钢的热膨胀系数。除和这里测试β蠕变试样的测试分别为1.61×10 -6℃-1〜0.3×10 -6℃-1。为测得的结果的分散性大的，由此确定的钢的热膨胀系数是不准确的。（4），能够知道，α= 12.2×10 -6℃-1和β= 12.0×10 -6℃-1，和振动线应变传感器安装于温度钢管表面校正为0.2×10 – 6°C-1，可以忽略不计[12]。本文给出的试验结果表明，该斜率A始终是重要的，并且温度校正效果不能被忽略。种趋势是类似的应变传感器本身，而是附着在钢管的外面的传感器是由钢管的应力影响和应力与温度在比所述传感器的低速率改变在自由的状态。混凝土显示并入该传感器的测量结果嵌入混凝土中和下的变形传感器之间的负相关性主要是由于α-β<0，即是说的热膨胀系数振弦小于混凝土的热膨胀系数。据由式（4）给出的金属和混凝土的热膨胀系数，集成在混凝土修正温度传感器可以被计算如下：ΔεT= 2.2×10-6ΔT和所计算出的结果是正的。有测量值是负的值显然是不一致的，这意味着用于埋在混凝土中的实际传感器，收集器温度的校正公式，应通过在合理范围内的装置的讨论。于公式（4）和在不同条件下的集成应变传感器的实验结果，有可能获得在试验片混凝土收缩的综合混凝土的热膨胀系数，蠕变试验，管内混凝土收缩试管和管内混凝土的蠕变试验。β[5]是4.95×10-6°C-1，5.34×10-6°C-1，4.81×10-6°C-1，4.50×10-6° C-1分别与β相位差在不同条件下不大。Le coefficient de dilatation thermique du béton utilisé dans cet article peut être de 5，0 × 10-6 ° C-1， ce qui est similaire aux résultats de l'essai de [2]. Le coefficient de dilatation thermique donné par la spécification de conception de la structure en béton est de 10 × 10-6 ° C-1， Chen Changsong et al [5] mesurés β à 7，5 × 10-6 ° C-1， et Yao Wu et al [20] ont passé un grand nombre de L’étude expérimentale estime que le coefficient de dilatation thermique du béton varie sensiblement entre 8 × 10-6 ° C-1 et 11 × 10-6 ° C-1， mais les résultats des calculs présentés dans cet article sont évidemment trop petits. Wang Yujie et al. [12] estiment que le coefficient de dilatation thermique du béton est compris entre 5 × 10-6 ° C-1 et 11 × 10-6 ° C-1 en raison du type d'agrégat. Amendement [19]. La grande pente de la courbe de température de déformation du béton mesurée dans cet article peut être causée par le retrait et le fluage du béton， ce qui peut ne pas être pris en compte dans la correction de la température réelle. En raison de la courte durée du test， il est impossible de procéder à une étude approfondie de la stabilité à long terme du capteur à fil vibrant. 4 La contrainte du capteur à l'état libre est positivement corrélée à l'augmentation de la température， avec une pente de 2，8 × 10-6 ° C-1 et une intersection de zéro. La contrainte du capteur incorporée dans l’éprouvette de retrait du béton a montré une forte corrélation négative avec la température， la pente était de -2，15 × 10-6 ° C-1， la valeur de la intersection était de 3，16 × 10-6; la contrainte du capteur de l’éprouvette de fluage du béton La température était corrélée négativement avec une pente de -2，54 x 10-6 ° C-1 et une intersection de 6，32 x 10-6. La corrélation linéaire entre la contrainte du capteur et la température de la surface de l'éprouvette de rétrécissement du tube en acier est faible， mais les performances globales sont caractérisées par une augmentation de la déformation avec l'augmentation de la température. Dans le calcul réel， la pente propre du capteur de contrainte peut être considérée comme étant égale à 1，4 × 10-6 ° C-1， et l'interception est prise comme étant égale à -7，2 × 10-6 en fonction du résultat de l'ajustement de ce document; la surface est fixée à la surface de l'échantillon de fluage CFST. La contrainte du capteur est positivement corrélée à la température， avec une pente de -2，50 x 10-6 ° C-1 et une intersection de -2，75 x 10-6. La contrainte du capteur incorporée dans le béton de l'éprouvette de retrait CFST est négativement corrélée à l'augmentation de température， avec une pente de -2，01 × 10-6 ° C-1 et une intersection de 14，39 × 10-6; noyée dans l'échantillon de fluage de tube en acier rempli de béton La contrainte du capteur à l'intérieur du béton est inversement liée à l'augmentation de la température， avec une pente de -1，70 × 10-6 ° C-1 et une intersection de 25，4 × 10-6. Le coefficient de dilatation linéaire du fil vibrant lui-même et le coefficient de dilatation thermique du tube en acier et du béton， la déformation corrigée par la température du capteur fixé à la surface du tube en acier sont corrélés positivement à la température， ainsi que la température du capteur incorporé dans le béton. Connexes. La formule de correction de la température du capteur de contrainte à corde vibrante basée sur le test peut être utilisée pour la correction de la température du capteur et a une valeur de référence élevée. En même temps， il est suggéré que lors de la mesure de la contrainte de la structure du pont avec le capteur de contrainte à fil vibrant， le test de correction de température du capteur à vide soit effectué et que la formule de correction de température du capteur de différentes pièces puisse être obtenue par la méthode de mesure réelle. Les corrections de température selon les instructions du capteur peuvent surestimer la contrainte réelle. 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