空間環境鋁合金板結構熱屬性光纖監測技術研究

周 林,曾 捷,李 鈺,李志慧,郭曉華,龔曉靜,王 珂,梁大開

(1.南京航空航天大學 機械結構力學及控制國家重點實驗室,江蘇 南京 210016; 2.上海衛星裝備研究所,上海 200240; 3.中航工業金城南京機電液壓工程研究中心航空機電系統綜合航空科技重點實驗室,江蘇 南京 211106; 4.圖盧茲大學法國國家科學研究中心航空結構實驗室,法國 圖盧茲)

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空間環境鋁合金板結構熱屬性光纖監測技術研究

周 林1,曾 捷1,李 鈺2,李志慧2,郭曉華3,龔曉靜4,王 珂2,梁大開1

(1.南京航空航天大學 機械結構力學及控制國家重點實驗室,江蘇 南京 210016; 2.上海衛星裝備研究所,上海 200240; 3.中航工業金城南京機電液壓工程研究中心航空機電系統綜合航空科技重點實驗室,江蘇 南京 211106; 4.圖盧茲大學法國國家科學研究中心航空結構實驗室,法國 圖盧茲)

針對空間結構受熱循環載荷作用而影響航天器功能與安全的情況，采用溫度補償方法，對基于分布式光纖傳感器的板結構熱應變和熱變形測量技術進行研究，提出了一種基于光纖應變轉換矩陣的鋁合金板熱膨脹系數計算方法，考慮了材料橫向應變對結構熱膨脹系數測量精度的影響，可為各向異性復合材料構件多方向熱膨脹系數測量提供理論支持。研究表明：溫度-70～100 ℃范圍內，鋁合金板所受熱應變引起光纖光柵中心波長偏移量約462.4 pm，中心波長偏移量與溫度的相關系數約0.999；在溫度100 ℃熱載荷作用下，鋁合金板在橫、縱向變形量均約0.75 mm；鋁合金板熱膨脹系數隨溫度變化呈現非線性，低溫下不能將鋁合金材料熱膨脹系數近似為常數。研究為后續航天器空間服役狀態在軌監測提供參考。

空間環境； 熱循環載荷； 鋁合金板； 光纖光柵； 應變轉換； 熱應變； 熱變形； 熱膨脹系數

0 引言

鋁合金材料具有較高的剛度比、強度比，良好的抗腐蝕性和抗疲勞性能，已廣泛用于航天器結構設計與制造領域[1-2]。鋁合金結構在高低溫熱循環載荷作用下長期服役，材料內部由于溫度梯度存在，不可避免產生熱應變，易導致結構熱變形與疲勞損傷，這對結構可靠性和安全性的影響巨大[3-4]。因此，開展鋁合金結構熱屬性監測技術研究對提升航天器結構健康監測水平有重要意義。

材料熱屬性主要包括熱應變、熱變形以及熱膨脹系數等，便捷準確地獲得這些物理量，對工程實際應用和前沿技術發展有重要價值[5-7]。文獻[8]采用數字攝影技術研究了衛星天線熱真空變形狀態；文獻[9]基于數字圖像相關方法設計了一套非接觸高溫熱變形測量系統，測試了不銹鋼試件在高溫下的熱變形和熱膨脹系數；文獻[10]用光纖傳感器對碳纖維復合材料內部熱應變進行了測量；文獻[11]在液氦低溫條件下采用光纖光柵對聚合物熱膨脹系數進行了測量；文獻[12]用光纖布拉格光柵(FBG)傳感器研究了在模擬空間環境中測量樣本熱形變的可能性。FBG是一種具優良抗電磁干擾、耐彎曲、芯徑細、耐腐蝕及易于分布式組網等特點的傳感器件，能滿足航天器結構健康監測的諸多特殊要求[13-16]。應用FBG傳感網絡系統，能監測航天器發射、在軌飛行和返航過程中的熱載荷與力學載荷以獲取航天結構部件溫度和應變分布特征，進而實現對航天器結構的健康監測，為航天器結構主要部件疲勞壽命和損傷評估提供依據。

傳統FBG模型用于材料熱膨脹系數測量時，僅考慮光纖光柵測量的縱向應變，但結構所受橫向應變對熱膨脹系數測量精度也會產生影響。為此，本文以鋁合金板結構為對象，分別研究基于溫度自補償原理的熱應變、熱變形監測方法和基于光纖應變轉換矩陣的熱膨脹系數計算方法，在此基礎上實現高低熱循環載荷下鋁合金板結構熱屬性監測。

1 光纖光柵熱應變傳感原理

溫度、應變變化會引起光纖布拉格光柵周期和折射率的改變，從而導致光纖光柵反射光譜發生偏移。通過監測反射光譜偏移量特征，就能獲取溫度和應變分布與變化信息。

由耦合模理論可知：光纖布拉格光柵可將其中傳輸的一個導模耦合到另一個沿相反方向傳輸的導模而形成窄帶反射，峰值反射波長(Bragg波長)λB可表示為

(1)

式中：neff為光纖光柵有效折射率；Λ為光纖光柵周期；λB為光纖光柵中心波長[17-18]。式(1)被稱為Bragg條件。溫度與應變交叉耦合變化引起的光纖光柵反射中心波長相對偏移量滿足關系

(2)

式中：ΔλB為光纖光柵中心波長偏移量；Δneff為光纖光柵有效折射率變化量；ΔΛ為光纖光柵周期變化量[17-18]。式(2)也可表示為

(3)

式中：α為光纖材料熱膨脹系數；ξ為光纖材料熱光系數，ΔT為光纖光柵所處環境溫度改變量；pe為光纖材料有效彈光系數；ε為光纖光柵所受應變量[19]。

當光纖光柵傳感器僅感溫而不受力時，其中心波長相對偏移量可表示為

(4)

粘貼于被測結構表面的光纖光柵中心波長偏移量受兩個因素的影響：一是由高低溫熱循環載荷作用引起的結構熱應變，二是由溫度變化引起光柵的熱光效應。因此，將式(3)、(4)相減，可得結構熱應變引起的中心波長相對偏移量為

(5)

式中：p11，p12為光纖有效彈光系數；ε1，ε2，ε3分別為光纖光柵的軸向、徑向和法向感受的應變。

2 基于應變轉換矩陣的熱膨脹系數計算方法

通過構建鋁合金板結構熱應變和光纖光柵中心波長偏移量的轉換矩陣，推導出鋁合金板結構熱膨脹系數計算的數學模型。在考慮材料橫向應變對光纖傳感器影響的基礎上，實現對鋁合金板結構熱膨脹系數的求解。

由式(5)可推得光柵所受熱應變與中心波長相對偏移量間轉換關系為

(6)

鋁合金板結構熱應變與光纖光柵所感知熱應變間轉換關系為

(7)

式中：ν為光纖泊松比；e1，e2分別為鋁合金板在縱、橫方向產生的熱應變。

建立鋁合金板面坐標系X-Y-Z；定義光纖光柵FBG1軸向為x軸，徑向為y軸，法線方向為z軸，建立光纖光柵傳感器坐標系x-y-z，如圖1所示。其中：FBG1軸向與X方向間夾角為θ；FBG1徑向(即FBG2軸向)與X向間夾角為90°+θ；鋁合金板結構表面自由放置僅感溫而不受力的溫度補償光柵傳感器FBG3。光纖光柵傳感器與被測結構膠接如圖2所示。

圖1 兩種坐標系轉換關系Fig.1 Transformation between two coordinate systems

圖2 光纖光柵傳感器膠接示意Fig.2 FBG sensor cementing

鋁合金板坐標系與光纖光柵傳感器坐標系對應的熱應變-坐標轉換矩陣H可表示為

(8)

將式(7)、(8)代入式(6)，可得由熱應變引起的光纖光柵中心波長相對偏移量表達式為

(9)

式中：M為鋁合金板結構所受熱應變與光纖光柵中心波長相對偏移量間的轉換矩陣。

則光纖光柵傳感器FBG1、FBG2的中心波長相對偏移量分別為

(10)

式中：λ1，λ2，λ3分別為FBG1，FBG2，FBG3的初始中心波長；Δλ1，Δλ2，Δλ3分別為溫度變化ΔT時，FBG1，FBG2，FBG3對應的中心波長偏移量；M1，M2為相應的轉換矩陣。

聯立式(9)、(10)，可得鋁合金板結構在X、Y向的熱應變表達式為

(11)

由式(11)可得鋁合金板結構在X、Y向的熱膨脹系數αX，αY分別為

(12)

通過改變光纖光柵傳感器與被測板結構待測方向間的夾角θ，即可實現板結構不同方向熱膨脹系數測量。

3 試驗

建立高低溫環境鋁合金板分布式光纖熱屬性監測系統如圖3、4所示。該系統由鋁合金板試件、Agilent83437A寬帶光源、AQ6317C光纖光譜儀、Challenge系列CH250C型溫度環境試驗箱、Pt100鉑電阻、MOISI130光纖光柵解調儀，以及計算機組成。

圖3 鋁合金板熱屬性監測系統Fig.3 Principle of thermal properties monitoring system

圖4 熱屬性監測實驗系統Fig.4 Experiment system of thermal properties

試驗中鋁合金板尺寸為200 mm×200 mm×2 mm。在鋁板中心位置(Site 1)布置兩支正交光纖光柵傳感器FBG1，FBG2，以及僅感溫不受力的溫補光纖光柵FBG3；在鋁板左上角(Site 2)布置兩支正交光纖光柵傳感器FBG4，FBG5，以及僅感溫不受力的溫補光纖光柵FBG6，如圖5所示。采用耐高溫CC-33A型膠水將這些傳感器粘貼于鋁合金板表面，再將粘貼有光纖光柵傳感器的鋁合金板以自由狀態放置于試驗箱，如圖6所示。

圖5 光纖光柵傳感器布局Fig.5 Placement of FBG sensors

圖6 粘貼有光纖光柵傳感器的鋁合金板試件Fig.6 Aluminum alloy plate specimen with FBG sensors

鋁合金試件在高低溫循環過程中因熱脹冷縮而發生變形，采用光纖光柵解調儀獲取光柵中心波長隨溫度變化實時信息。在-70～100 ℃溫度范圍內，以恒定速率升溫，每上升10 ℃后保溫5 min。通過觀察光柵中心波長穩定情況，判別光纖光柵所在區域是否達到受熱平衡。待平衡后，記錄該溫度下對應中心波長數據。在光纖光柵傳感器附近布置鉑電阻，用于溫度標定與補償。

4 試驗結果與討論

4.1 光纖光柵傳感器反射光譜溫度響應特性

試驗所得不同溫度下粘貼于鋁合金板表面的光纖光柵傳感器反射光譜如圖7所示。由圖7可知：隨著板面溫度升高，光柵反射光譜逐漸向長波方向偏移，波形較平滑且旁瓣較小。此過程反射光譜偏移量主要由溫度引起的熱光效應與結構熱應變共同決定。由于柵區所受應變較均勻，反射光譜未出現顯著的啁啾現象。

圖7 不同溫度下光纖光柵傳感器反射光譜Fig.7 Reflection spectrum of FBG sensors at different temperature

試驗所得高低溫環境中光纖光柵傳感器的溫度靈敏度如圖8 所示。由圖8可知：鋁合金板面中心位置(Site 1)FBG1溫度靈敏度約37.0 pm/℃，FBG2溫度靈敏度約37.3 pm/℃，而補償光纖光柵傳感器FBG3溫度靈敏度約9.57 pm/℃。經溫度補償計算，可得溫度-70～100 ℃范圍內，鋁合金試件所受熱應變引起的中心波長偏移量約462.4 pm，熱應變引起的中心波長偏移量與溫度的相關系數約0.999。

圖8 光纖光柵傳感器溫度靈敏度曲線Fig.8 Temperature sensitivity curves of FBG sensors

4.2 鋁合金板熱應變隨溫度變化特性

試驗所得不同溫度下光纖光柵所在鋁合金板不同位置的熱應變如圖9所示。由圖9可知：在溫度變化范圍為-70～100 ℃時，在鋁合金板不同位置所測縱、橫方向熱應變較接近，且均呈現良好線性關系。幅值相差約0.7%。這是由鋁合金材料各向同性所致。

圖9 板面不同位置X、Y向熱應變-溫度曲線Fig.9 Thermal strain of X, Y direction on different position under various temperature

4.3 鋁合金板熱變形隨溫度變化特性

為驗證基于應變轉換矩陣的計算方法可得到鋁合金板熱變形特性，用ANSYS有限元軟件建立鋁合金試件幾何模型，劃分網格，模擬實驗條件，施加溫度載荷，進行熱力學仿真分析。將仿真結果與試驗結果進行對比，以驗證本文方法的可行性。試件結構(鋁合金)的幾何尺寸與材料屬性為：長200 mm；寬200 mm；厚2 mm；泊松比0.3；彈性模量70 GPa。

設參考溫度為-70 ℃，對鋁合金板結構以10 ℃為間隔分別施加-60～100 ℃的模擬溫度載荷，所得板結構X、Y向變形特征結果分別如圖10、11所示。

圖10 鋁合金板X向熱致變形狀態Fig.10 Thermal deformation state of X direction on aluminum alloy plate

圖11 鋁合金板Y向熱致變形狀態Fig.11 Thermal deformation state of Y direction on aluminum alloy plate

由有限元仿真分析結果可知：在100 ℃熱載荷作用下，鋁合金板在X、Y向變形量約0.751 mm。實驗所得鋁合金板在高低溫環境中熱變形隨溫度變化特性，如圖12所示。溫度從-60～100 ℃，X、Y向熱變形量均達到0.752 mm。與仿真結果比較，兩者相差約0.13%。

圖12 鋁合金板X、Y向熱變形隨溫度變化特性Fig.12 Thermal deformation characteristics of X, Y direction on aluminum alloy plate under various temperature

4.4 鋁合金板熱膨脹系數隨溫度變化特性

考慮鋁合金材料的連續性，其熱膨脹系數變化規律也會隨溫度變化而呈現連續性。在溫度-70～100 ℃范圍內，以-70 ℃為初始溫度，計算每10 ℃間隔內的平均熱膨脹系數，用最小二乘法多項式擬合數據表征鋁合金熱膨脹系數隨溫度變化規律。

對鋁合金板中心位置(Site 1)光纖光柵傳感器，以溫度T作為自變量，熱膨脹系數C作為因變量，得到不同溫度下縱、橫兩個方向熱膨脹系數擬合曲線函數CX(T)，CY(T)分別如圖13、14所示。

圖13 縱向熱膨脹系數溫度響應曲線Fig.13 Temperature response curve of longitudinal CTE

圖14 橫向熱膨脹系數溫度響應曲線Fig.14 Temperature response curve of transverse CTE

縱向熱膨脹系數擬合函數為

CX(T)=7.78×10-6T3-9.1×

10-4T2+0.03T+20.9

(13)

橫向熱膨脹系數擬合函數為

CY(T)=8.63×10-6T3-0.1×

10-2T2+0.03T+20.9

(14)

由圖(13)、(14)可知：鋁合金板在高低溫熱載荷作用下，隨著溫度升高，試件熱膨脹系數呈現出非線性特性，在-60～-10 ℃范圍內，試件縱向熱膨脹系數隨溫度升高，從11.3×10-6℃-1逐漸增大至20.2×10-6℃-1；在30～100 ℃范圍內，試件熱膨脹系數增長較慢，溫度響應曲線趨于緩和。

基于應變轉換矩陣的熱膨脹系數計算方法，將光纖光柵所測數據代入式(12)，可得鋁合金板在100 ℃作用下，縱、橫方向上熱膨脹系數分別為22.10×10-6，22.14×10-6℃-1，這與鋁合金材料理論熱膨脹系數范圍(18.8×10-6～23.6×10-6℃-1)基本符合。

傳統光纖光柵熱膨脹系數測量方法僅考慮材料縱向應變，而忽略橫向應變的影響。該方法將式(3)、(4)相減，得

(15)

式中：λB，λT分別為待測FBG與溫度補償FBG的初始中心波長；ΔλB，ΔλT分別為溫度變化ΔT時，待測FBG與溫度補償FBG對應的中心波長偏移量；pe為光纖彈光系數；ε為光纖光柵所受應變量；ε0為光纖光柵的軸向方向所感受應變。與本文方法相比，該方法忽略了光纖光柵的徑向和法向方向感受的應變。

ε0與熱膨脹系數α滿足關系

(16)

鋁合金板熱膨脹系數α1與FBG熱膨脹系數α2之差與應變ε0成正比，有

(17)

則由式(15)、(16)、(17)，得到鋁合金板熱膨脹系數

(18)

將試驗中光纖光柵傳感器FBG1和溫補光纖光柵FBG3所測數據代入式(18)，可得鋁合金板沿傳感器FBG1布置方向熱膨脹系數，即得出X向熱膨脹系數。同理可得鋁合金板Y向熱膨脹系數。

用應變轉換矩陣測量法與傳統光纖光柵測量法測得鋁合金板熱膨脹系數結果見表1。

由表1可知：傳統光纖光柵熱膨脹系數測量方法所得結果均較理論計算結果偏大，平均誤差達到1.37%，主要是由于僅監測材料縱向應變，忽略了材料橫向應變的影響；本文的光纖應變轉換方法能消除材料橫向應變影響，使熱膨脹系數測量結果更接近于理論值，有助于降低測量誤差。考慮在軌環境中，航天器受高低溫熱循環載荷影響，粘接光纖光柵傳感器和鋁板的膠水因周圍溫度大幅變化而致應變傳遞性能改變，也會不同程度影響測量精度，因此，選擇性能穩定的高低溫膠水較重要。

此外，在空間應用中還有一些問題需考慮。首先，FBG傳感器與被測結構膠接效果直接關系應變測量精度和穩定性，進而影響結構熱屬性監測效果。其次，空間輻射環境可能會引起光纖光柵性能參數變化，如波長漂移、反射率下降等，因此需考慮采用特殊屏蔽材料對光纖光柵進行封裝。再次，未來可考慮研制基于FBG傳感器的應變測量單元，用于提高傳感器性能的一致性和粘貼效率。

需特別指出的是，對各向異性材料，在空間環境中受高低溫熱載荷作用時，光纖橫向應變常大于縱向應變，因此更應考慮橫向應變對結構熱膨脹系數測量的影響。本文的基于應變轉換矩陣的熱膨脹系數計算方法可為后續航天領域各向異性材料(如復合材料)結構熱膨脹系數測量提供幫助。

5 結束語

針對航天器結構空間服役過程熱屬性監測需求，本文研究了基于分布式光纖傳感器的鋁合金板結構熱應變和熱變形測量技術。在此基礎上，提出了一種基于光纖應變轉換矩陣的板結構熱膨脹系數計算方法。研究發現：在溫度-70～100 ℃范圍內，鋁合金板所受熱應變引起的中心波長偏移量約462.4 pm，熱應變引起的中心波長偏移量與溫度的相關系數約0.999。鋁合金板結構熱膨脹系數隨溫度變化呈現非線性趨勢，但各向熱膨脹系數變化規律大致相同。在溫度-60～-10 ℃范圍內，鋁合金板熱膨脹系數隨溫度升高而顯著增大，故不能將其熱膨脹系數近似為常數；在溫度30～100 ℃范圍內，鋁合金板熱膨脹系數變化較慢，溫度響應曲線趨于緩和。本文提出的基于光纖應變轉換矩陣的板結構熱膨脹系數計算方法，通過改變傳感器與板結構待測方向間夾角，可實現構件多方向熱膨脹系數測量，為后續航天領域各向異性復合材料結構熱膨脹系數測量提供幫助。文中所述板結構熱膨脹系數計算方法綜合考慮了結構所受縱向與橫向應變隨溫度響應特征，有助于提升結構熱膨脹系數測量精度。本文的試驗數據與仿真計算結果吻合良好，驗證了光纖應變轉換矩陣的板結構熱膨脹系數計算方法的可行性，可為空間環境中板結構熱屬性監測提供技術支持，為在地面環境板結構熱屬性監測提供新的方法。同時，本文所述方法對飛機、艦船等的板狀結構部件在高低溫復雜工作環境中的健康監測亦有一定應用參考價值。

表1 100 ℃下用不同方法測量鋁合金板熱膨脹系數結果

[1] 張新明, 劉勝膽. 航空鋁合金及其材料加工[J]. 中國材料進展, 2013, 32(1): 39-55.

[2] MOCHI I, GENNARI S, OLIVA E, et al. High-precision CTE measurement of aluminum-alloys for cryogenic astronomical instrumentation[J]. Experimental Astronomy, 2009, 27(1): 1-7.

[3] 蔣顯全, 蔣詩琪, 齊寶, 等. 鋁合金高低溫力學性能研究及應用前景[J]. 世界有色金屬, 2015(10): 20-25.

[4] YANG Y P, DONG P. Buckling distortions and mitigation techniques for thin-section structures[J]. Journal of Materials Engineering and Performance, 2012, 21(2): 153-160.

[5] 李立彤, 張東生, 文曉艷, 等. 微型光纖F-P傳感器用于材料熱膨脹系數的測量[J]. 光電子·激光, 2014, 25(11): 2130-2135.

[6] KIM H I. Transverse strain effects on the measurement of the thermal expansion of composite structure using surface-mounted fiber bragg grating sensors[J]. Journal of Intelligent Material Systems & Structures, 2011, 22(11): 1141-1147.

[7] LEE C H. Enhanced temperature sensitivity of fiber Bragg grating temperature sensor using thermal expansion of copper tube[J]. Microwave & Optical Technology Letters, 2011, 53(7): 1669-1671.

[8] 黃桂平, 馬開鋒, 王蔡健, 等. 衛星天線熱真空變形測量[J]. 宇航計測技術, 2014(2): 21-25.

[9] 潘兵, 吳大方, 高鎮同. 基于數字圖像相關方法的非接觸高溫熱變形測量系統[J]. 航空學報, 2010, 31(10): 1960-1967.

[10] 賈衛芳, 孫寶忠. 基于FBG傳感器的碳纖維復合材料內部熱應變監測[J]. 玻璃鋼/復合材料, 2016(2): 75-78.

[11] ESPOSITO M, BUONTEMPO S, PETRICCIONE A, et al. Fiber Bragg grating sensors to measure the coefficient of thermal expansion of polymers at cryogenic temperatures[J]. Sensors & Actuators A Physical, 2013, 189(s3-4): 195-203.

[12] KIM H I, YOON J S, KIM H B, et al. Measurement of the thermal expansion of space structures using fiber Bragg grating sensors and displacement measuring interferometers[J]. Measurement Science & Technology, 2010, 21(8): 085704.

[13] BELL C J, REID S, FALLER J, et al. Experimental results for nulling the effective thermal expansion coefficient of fused silica fibres under a static stress[J]. Classical and Quantum Gravity, 2014, 31(6): 065010.

[14] RAO Y J. Opticfiber sensors fabricated by laser-micromachining[J]. Optical Fiber Technology, 2013, 19(6): 808-821.

[15] RAIAN G. A photonic crystal fiber and fiber Bragg grating-based hybrid fiber-optic sensor system[J]. IEEE Sensors Journal, 2012, 12(1): 39-43.

[16] 馮翔宇, 曾捷, 李鈺, 等. 低溫環境光纖光柵反射光譜感應特性研究[J]. 上海航天, 2017, 34(1): 27-31.

[17] HOPF B, KOCH A, ROTHS J. Temperature dependence of glue-induced birefringence in surface-attached FBG strain sensors[J]. Journal of Lightwave Technology, 2016, 34(4): 1-10.

[18] RAJAN G. Experimental study and analysis of a polymer fiber Bragg grating embedded in a composite material[J]. Journal of Lightwave Technology, 2014, 32(9): 1726-1733.

[19] SUN Y, WANG Y, KIM Y, et al. Dual-configuration fiber Bragg grating sensor technique to measure coefficients of thermal expansion and hygroscopic swelling[J]. Experimental Mechanics, 2014, 54(54): 593-603.

Monitoring Technology of Thermal Properties of Aluminum Alloy Plate Structure under Space Environment Based on Fiber Optic

ZHOU Lin1, ZENG Jie1, LI Yu2, LI Zhi-hui2, GUO Xiao-hua3, GONG Xiao-jing4, WANG Ke2, LIANG Da-kai1

(1. State Key Laboratory of Mechanics and Control of Mechanical Structures, Nanjing University of Aeronautics and Astronautics, Nanjing 210016, Jiangsu, China; 2. Shanghai Institute of Spacecraft Equipment,Shanghai 200240, China; 3. Aviation Key Laboratory of Science and Technology on Aero Electromechanical System Integration, Nanjing Engineering Institute of Aircraft Systems (Jincheng) VIC, Nanjing 211106, Jiangsu, China; 4. French National Center for Scientific Research,Université de Toulouse, Toulouse, France)

Aiming at the situation that thermal cycle load effect acts on space structure and affects the function and safety of spacecraft, with temperature compensation method, measuring technology of the plate structure thermal strain and deformation based on distributed fiber optical sensors was carried out. Additionally, an aluminum alloy plate thermal expansion coefficient calculating method based fiber optical strain transfer matrix was proposed, which not only helped eliminating the influence of material transverse strain on measuring precision of structure thermal expansion coefficient, but also provided theory support for multidirectional thermal expansion coefficient measurement of anisotropic composite. This result shows when temperature ranges from -70 to 100 ℃, the center wavelength shift caused by thermal strain acting on aluminum alloy plate is 462.4 pm, and the correlation coefficient between center wavelength shift and temperature is about 0.999; aluminum alloy plate thermal deformations on transverse and longitudinal direction are both about 0.75 mm under thermal load of 100 ℃. Aluminum alloy plate thermal expansion coefficient takes on nonlinearity with temperature change, especially in low temperature, which is not approximate to constant. Research results may be benefit for in-orbit monitoring of spacecraft serve status in future.

space environment; thermal cycle load; aluminum alloy plate; fiber Bragg grating (FBG); strain transform; thermal strain; thermal deformation; CTE

1006-1630(2017)03-0108-08

2017-03-01；

2017-04-05

國家自然科學基金-聯合基金資助(U1537102)；上海航天科技創新基金資助(SAST2015062)

周 林(1991—)，男，碩士生，主要從事新型光纖傳感技術及其應用研究。

曾 捷(1976—)，男，副教授，主要從事光纖傳感技術及其在結構健康監測領域應用的研究。

TN253

A

10.19328/j.cnki.1006-1630.2017.03.015