Un nouveau L - Sommet de ZhuhaiPinnacle Group Co., Ltd

Rapports scientifiques volume 12, Numéro d'article : 12511 (2022) Citer cet article

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La détection d'accélération est une technologie importante dans les domaines de la surveillance sismique, de la surveillance de l'état des structures et de l'exploration des ressources. Un capteur d'accélération FBG avec la combinaison d'une poutre rigide en forme de L et d'une structure à ressort basée sur des roulements est proposé contre la faible sensibilité qui prédomine dans la mesure des vibrations à basse fréquence par les capteurs d'accélération FBG, où une poutre rigide en forme de L est utilisée pour amplifier le signal de vibration, et est fixé par les roulements aux deux extrémités pour supprimer efficacement la diaphonie transversale. Les effets des paramètres structurels sur la sensibilité et la fréquence naturelle des capteurs ont été analysés à l'aide de la théorie de l'origine, et ces paramètres ont été optimisés ; ensuite, une analyse de contrainte statique et de simulation modale a été réalisée à l'aide de COMSOL ; au final, un système de test a été construit pour tester les performances des capteurs réels. Selon les résultats, le capteur d'accélération, dont la fréquence naturelle est de 57 Hz, a une réponse de sensibilité plate dans la plage de basses fréquences de 1 à 35 Hz, la plage dynamique étant de 89,83 dB, la sensibilité à l'accélération allant jusqu'à 1241,85 pm/ g, le coefficient de détermination R2 pour l'ajustement de sensibilité est de 0,9997, et la diaphonie transversale étant de -26,20 dB dans la bande de fréquence de fonctionnement. Les résultats offrent une référence pour améliorer la capacité de mesure des vibrations à basse fréquence des capteurs d'accélération FBG.

Le capteur de vibration basé sur la technologie de détection FBG présente une sensibilité élevée, une faible perte de transmission, une forte immunité électromagnétique, etc.1,2. Le multiplexage des capteurs FBG tels que l'accélération, la température, le déplacement, la pression, le pH, l'humidité et le champ magnétique dans la même fibre optique peut surmonter la nécessité d'utiliser plusieurs capteurs et câbles lourds dans les capteurs électriques traditionnels, ainsi que les lacunes de la faible anti-interférence capacité3,4,5. Il joue un rôle important dans les mesures de vibrations pour la surveillance sismique, la surveillance de la santé structurelle, la sécurité intérieure, l'aérospatiale, l'exploration des ressources, etc.6.

Ces dernières années, les capteurs d'accélération FBG ont été largement et intensivement étudiés par des chercheurs nationaux et étrangers, qui se concentrent principalement sur la conception structurelle et la sélection des éléments élastiques des capteurs d'accélération7,8. À l'heure actuelle, les éléments élastiques du capteur d'accélération FBG comprennent principalement la poutre en porte-à-faux, le diaphragme, la charnière et le ressort. Casas Ramos et Sandoval Romero9 ont proposé un nouveau capteur de vibration FBG en porte-à-faux avec une fréquence naturelle de 227,3 Hz, une bande passante de fonctionnement de 10 à 210 Hz, une résolution du capteur de 0,006 g, une linéarité et une erreur de sensibilité relative de 1,9 % et ± 4,4 %, respectivement. Li et al.10 ont proposé un capteur d'accélération basé sur la détection FBG avec une structure de diaphragme, qui peut réaliser un découplage et une mesure en temps réel de la température et de l'accélération. Dans la plage de 30 à 90 °C, la sensibilité à la température est de 20,66 pm/°C, la sensibilité à l'accélération est de 20,19 pm/g et la bande passante de fonctionnement est de 10 à 200 Hz. Yan et Liang11 ont proposé un nouvel accéléromètre FBG basé sur des doubles charnières flexibles parallèles, qui se compose de deux charnières flexibles circulaires droites connectées en parallèle, avec une plage de mesure de 30 à 200 Hz et une sensibilité de 54 pm/g. Linessio et al.12 ont proposé un accéléromètre FBG bidimensionnel basé sur des charnières flexibles omnidirectionnelles, qui a la fonction de compensation de température et est utilisé pour la mesure de l'accélération bidimensionnelle. Cependant, ces capteurs présentent les inconvénients d'une fréquence naturelle élevée, d'une faible sensibilité, etc., ce qui les rend difficiles à mesurer avec précision les vibrations à basse fréquence dans la pratique de l'ingénierie.

Lors de la conception du capteur d'accélération FBG, l'indice de performance du capteur est la norme pour mesurer la qualité du capteur. Plusieurs de ces indicateurs sont communs et toutes sortes de capteurs FBG doivent être utilisés, tandis que d'autres indicateurs sont à peine utilisés. Ces indicateurs répondent principalement aux besoins des capteurs FBG spéciaux. Les indicateurs communs incluent principalement la sensibilité, la bande passante de fonctionnement, la linéarité et la capacité anti-interférence latérale. Visant la faible sensibilité du capteur d'accélération FBG dans la mesure des vibrations à basse fréquence, cet article propose un capteur d'accélération FBG avec la combinaison d'une poutre rigide en forme de L et d'une structure à ressort basée sur des roulements, ce qui le rend adapté à la mesure des vibrations à basse fréquence. les signaux vibratoires tels que les tremblements de terre et les barrages. Les logiciels Origin et COMSOL ont été utilisés pour effectuer des analyses théoriques et de simulation sur la structure du capteur, les capteurs réels ont été développés et un système de test a été construit pour tester les performances du capteur.

Le capteur d'accélération FBG avec la combinaison d'une poutre rigide en forme de L et d'une structure à ressort basée sur des roulements est modélisé comme indiqué sur la Fig. 1. Il est principalement composé d'une coque, d'un siège de roulement (avec des roulements installés à l'intérieur), d'une poutre rigide en forme de L, d'une masse bloc, ressort, écrou de mise à niveau, structure de limitation d'amplitude, etc. Les roulements ont été installés dans le siège de roulement et complètement fixés par deux couvercles de roulement. Le bloc de masse et la poutre rigide en forme de L étaient maintenus horizontaux par l'écrou de nivellement. Des fentes d'un diamètre de 1 mm ont été formées aux positions correspondantes de la poutre rigide en forme de L courte, de la coque et de la structure de limitation d'amplitude, à travers lesquelles deux fibres optiques sont passées et ont été fixées après précontrainte, pour éviter le chirp FBG causé par la fixation dans la zone de réseau . La face d'extrémité de la poutre en forme de L a été conçue pour être rectangulaire, avec sa largeur beaucoup plus grande que son épaisseur, et a été fixée par les roulements aux deux extrémités, ce qui peut réduire l'impact de la diaphonie transversale en améliorant la rigidité en flexion. La structure de limitation d'amplitude peut limiter l'amplitude de vibration du bloc de masse pour protéger efficacement le FBG contre la rupture. En utilisant un arbre rotatif, la structure du capteur peut être maintenue plus stable et l'impact de la non-linéarité géométrique peut être éliminé.

Modélisation structurelle du capteur.

Lorsque des vibrations externes se produisent, le capteur dans son ensemble se déplace avec le signal de vibration13, et son accélération produira une force d'inertie opposée sur le bloc de masse qui vibrera alors de haut en bas avec une force d'inertie, pour entraîner le faisceau en forme de L à tourner autour le palier et transformer la vibration du bloc de masse en une tension uniforme du réseau, affectant ainsi la longueur d'onde centrale de sa lumière réfléchie. La dérive de la longueur d'onde centrale de la lumière réfléchie est proportionnelle au déplacement linéaire du bloc de masse et également proportionnelle à l'accélération. Par conséquent, l'accélération peut être obtenue en mesurant la dérive de la longueur d'onde centrale de la lumière réfléchie, de manière à réaliser la détection des vibrations externes. De plus, étant donné que deux FBG sont fixés respectivement des deux côtés du faisceau rigide en forme de L, les deux fibres optiques sont déformées dans des directions opposées lorsque le capteur vibre, c'est-à-dire que la dérive de leur longueur d'onde centrale de lumière réfléchie est égale en amplitude et sens opposé, et l'effet de la température sur les deux fibres est le même. En différenciant les deux, les effets de la compensation de température et de l'augmentation de la sensibilité peuvent être obtenus.

Dans la structure de poutre en porte-à-faux traditionnelle, le signal de vibration fait monter et descendre le bloc de masse, et la poutre en porte-à-faux est placée horizontalement, ce qui est opposé à la direction de vibration du bloc de masse, de sorte que la contrainte axiale de la poutre en porte-à-faux sera réduit significativement. Dans cet article, le ressort est utilisé pour remplacer la structure de poutre en porte-à-faux. Le déplacement du ressort est cohérent avec le déplacement du bloc de masse, ce qui permet de mieux transmettre l'information de déformation et d'augmenter la sensibilité du capteur. Dans le même temps, la structure de poutre rigide en forme de L est utilisée pour amplifier le déplacement au niveau du FBG en utilisant le principe de similarité triangulaire. , ce qui peut encore augmenter la sensibilité du capteur.

Le modèle de vibration structurel du capteur est illustré à la Fig. 2. Lorsque l'accélération \(a\) du signal d'excitation vibratoire agit sur la direction sensible du capteur, le bloc de masse vibre légèrement autour du roulement sous la force d'inertie.

Modèle de vibration structurelle.

Lorsque l'accélération \(a\) est appliquée au capteur, le déplacement \(\Delta x_{2}\) du bloc de masse par rapport à la coque peut être exprimé comme

où \(w_{0}\) est la fréquence angulaire naturelle du système,\(m\) est la masse du bloc de masse,\(K\) est le coefficient d'élasticité total (N/m) du système composé de fibre optique et ressort.

Laissez l'une des deux fibres optiques s'étendre pour \(\Delta x_{1}\), et l'autre se comprimer pour \(\Delta x_{1}\), la force résultante des fibres optiques est la suivante

où \(k_{1}\) est le coefficient élastique de la fibre optique. En supposant que le module de Young de la fibre optique est \(E_{f}\), la section transversale est \(A_{f}\) et la longueur effective de la fibre optique est \(l\), alors \( k_{1} = \frac{{E_{f} A_{f} }}{l}\).

En supposant que la distance entre le centre de la fibre optique et le centre de l'arbre rotatif est \(L_{1}\), la distance entre le centre du bloc de masse et le centre du roulement est \(L_{2}\), et la force transmise par la fibre optique au bloc de masse est \(N\), ce qui suit peut être obtenu par l'équilibre des moments

L'analyse de sommation des forces du bloc de masse montre que la force élastique produite par la déformation du ressort est \(F_{2}\), et la quantité de déformation est \(\Delta x_{2}\), donc la résultante force est \(F = F_{2} + N\). Ce qui suit peut être obtenu

où \(k_{2}\) est le coefficient élastique du ressort. Supposons que le module de cisaillement du ressort est \(G\), le diamètre extérieur est \(D\), le diamètre du fil est \(d\) et le nombre effectif de spires du ressort est \(N_{c }\), puis \(k_{2} = \frac{{G \times d^{4} }}{{8N_{c} \times (D - d)^{3} }}\). Ce qui suit peut être obtenu par \(\frac{{L_{1} }}{{L_{2} }} = \frac{{\Delta x_{1} }}{{\Delta x_{2} }} \)

Alors la déformation \(\varepsilon\) de la fibre optique est

Enfin, la sensibilité du capteur d'accélération FBG est obtenue comme \(S\)

où \(\lambda_{B}\) est la longueur d'onde centrale du réseau et \(P_{e}\) est le module d'élasticité effectif de la fibre optique.

La fréquence propre \(f\) du capteur d'accélération FBG est

Dans la conception des capteurs d'accélération FBG, certaines spécifications initiales des paramètres liés à la taille sont nécessaires, et les paramètres restants seront optimisés pour maximiser la sensibilité. Étant donné que la fréquence caractéristique de la plupart des infrastructures civiles se situe entre 0 et 20 Hz et que les fréquences sismiques régionales et locales des séismes naturels ne dépassent généralement pas 30 Hz, le capteur d'accélération conçu doit présenter une fréquence naturelle supérieure à cette valeur, mais suffisamment basse. pour maximiser sa sensibilité et minimiser le bruit, et devrait avoir une réponse de sensibilité plate de 0 à 30 Hz.

On peut le voir à partir des équations. (7) et (8) que la sensibilité et la fréquence propre du capteur sont directement affectées par la masse \(m\) du bloc de masse, le rapport \(L_{1} /L_{2}\) du faisceau court à une poutre longue de poutre rigide en forme de L, le coefficient d'élasticité du ressort \(k_{2}\) et la longueur effective \(l\) de la fibre optique. La longueur de la zone de réseau du FBG est généralement de 10 mm et la longueur effective de la fibre optique sélectionnée pour cette structure est de 15 mm. Le logiciel Origin a été utilisé pour analyser les effets de la masse \(m\) du bloc de masse, du rapport \(L_{1} /L_{2}\) de la poutre courte à la poutre longue de la poutre rigide en forme de L et du coefficient de ressort d'élasticité \(k_{2}\) sur la sensibilité et la fréquence propre du capteur. La poutre rigide en forme de L et le bloc de masse dans le capteur étaient en alliage de laiton avec une bonne rigidité et une densité élevée, et le ressort était en acier à ressort avec une bonne élasticité. Les paramètres matériels du capteur d'accélération FBG sont indiqués dans le tableau 1.

La figure 3 décrit l'effet de la masse \(m\) sur la sensibilité et la fréquence propre du capteur en changeant le coefficient de 10 à 80 g.

Effet de \(m\) sur \(S\) et \(f\).

Comme le montre la figure 3, des blocs de masse de différentes masses ont eu un effet important sur la sensibilité et la fréquence naturelle du capteur. Plus la masse était grande, plus la sensibilité était élevée et plus la fréquence propre du capteur était basse. Lorsque \(m\) = 10 g, la fréquence propre du capteur atteint environ 120 Hz et la sensibilité n'est que de 220 pm/g ; Lorsque \(m\) = 80 g, la fréquence naturelle du capteur diminue à environ 42 Hz et la sensibilité augmente à 2000 pm/g. Afin de répondre aux exigences de mesure à basse fréquence, la masse du bloc de masse a été choisie à 40 g, auquel cas la fréquence propre du capteur était d'environ 60 Hz et la sensibilité était supérieure à 1000 pm/g.

La figure 4 décrit l'effet du rapport \(L_{1} /L_{2}\) sur la sensibilité et la fréquence propre du capteur en changeant le coefficient de 0 à 1,5.

Effet de \(L_{1} /L_{2}\) sur \(S\) et \(f\).

Comme le montre la figure 4, avec l'augmentation de \(L_{1} /L_{2}\), la fréquence naturelle du capteur a augmenté de manière continue et la sensibilité a d'abord augmenté puis diminué. Lorsque le rapport atteint 0,1, la fréquence propre est inférieure à 40 Hz et la sensibilité passe à 1380 pm/g ; lorsque le rapport atteint 0,2, la fréquence propre atteint environ 60 Hz et la sensibilité est d'environ 1100 pm/g ; lorsque le rapport atteint 0,4, la fréquence naturelle augmente au-dessus de 100 Hz et la sensibilité diminue à seulement 250 pm/g ; lorsque le rapport était supérieur à 0,4, les exigences de conception de cet article ne seraient pas satisfaites. Afin de répondre aux exigences de mesure à basse fréquence, \(L_{1} /L_{2}\) a été sélectionné à 0,2.

Modification du coefficient d'élasticité du ressort \(k_{2}\) de 500 N/m à 2 000 N/m, et substitution d'autres paramètres dans la formule de dérivation théorique respectivement, pour obtenir l'effet de \(k_{2}\) sur la sensibilité et la fréquence propre du capteur, comme illustré à la Fig. 5.

Effet de \(k_{2}\) sur \(S\) et \(f\).

La figure 5 décrit l'effet du coefficient d'élasticité du ressort \(k_{2}\) sur la sensibilité et la fréquence propre du capteur en modifiant le coefficient de 500 N/m à 2 000 N/m.

Comme le montre la figure 5, le coefficient d'élasticité du ressort \(k_{2}\) a un effet significatif sur la sensibilité du capteur, mais a peu d'effet sur la fréquence propre. Lorsque \(k_{2}\) est passé de 500 N/m à 2 000 N/m, la sensibilité a diminué de 2 100 pm/g à 860 pm/g. Par conséquent, le ressort avec un coefficient d'élasticité d'environ 1000 N/m a été sélectionné comme élément élastique, auquel cas la fréquence propre du capteur était d'environ 60 Hz et la sensibilité était supérieure à 1000 pm/g.

Selon les besoins de l'application technique de mesure basse fréquence, il convient de s'assurer que la fréquence naturelle est supérieure à 50 Hz et que la sensibilité est d'environ 1000 pm/g, en tenant compte de la taille et du poids du capteur. Sur la base de l'analyse des paramètres structurels, les paramètres structurels réalisés du capteur sont présentés dans le tableau 2. Le capteur a été modélisé avec Solidworks et les résultats ont été importés dans le logiciel COMSOL pour la contrainte statique et l'analyse de simulation modale de la structure du capteur.

Une contrainte fixe a été appliquée à l'extrémité inférieure du capteur, et une accélération de 2 g a été appliquée sur l'ensemble pour obtenir le diagramme de déplacement équivalent du modèle, comme le montre la Fig. 6. On pouvait savoir que le déplacement de déformation à l'extrémité libre était la plus grande, qui diminuait progressivement de l'extrémité libre à l'extrémité d'appui, le déplacement maximal du bloc de masse était de 0,108 mm, le déplacement de la poutre rigide à la position limite d'amplitude était de 0,033 mm et le déplacement de L en forme de poutre rigide à l'endroit où la fibre optique était attachée était de 0,014 mm. Par conséquent, la structure du capteur peut répondre au déplacement et à la contrainte à l'extrémité libre, et la déformation n'affecte pas les propriétés physiques de la fibre optique, ce qui peut assurer la stabilité du capteur.

Analyse des contraintes statiques de la structure.

Le modèle a été placé dans le module d'analyse modale et a été maillé dans son ensemble. Les premiers modes de quatre ordres du modèle ont été analysés et les fréquences des modes de premier ordre, de deuxième ordre, de troisième ordre et de quatrième ordre identifiés étaient respectivement de 60,71 Hz, 457,53 Hz, 694,01 Hz et 930,66 Hz. C'est-à-dire que la fréquence naturelle de la structure était de 60,71 Hz, ce qui permet d'atteindre l'objectif que la fréquence naturelle du capteur après l'optimisation des paramètres de la structure soit d'environ 60 Hz. Et la différence entre la fréquence du mode de premier ordre et les fréquences des modes de deuxième, troisième et quatrième ordre était grande, indiquant que son couplage croisé était faible et que l'interférence croisée était effectivement réduite. Le premier ordre et le second ordre sont illustrés à la Fig. 7.

Analyse modale de la structure.

Selon les résultats de l'analyse théorique et de simulation, le capteur d'accélération FBG développé est illustré à la Fig. 8. Avant le test, les fibres optiques ont été fixées par la technique de fixation à deux points, pour éviter le chirp causé par la fixation dans la zone de réseau. Dans un premier temps, une extrémité de la fibre optique a été placée dans la fente du faisceau court de faisceau rigide en forme de L, collée par de la colle UV, et fixée après irradiation par une lampe UV pendant 40 s. L'extrémité de la fibre optique a été précontrainte par un poids de 20 g, puis fixée par colle UV et lampe UV. La deuxième fibre optique a été attachée de la même manière que la première.

Prototype physique du capteur d'accélération FBG.

Le système de vibration expérimental se compose d'un capteur d'accélération FBG, d'une table vibrante, d'un générateur de signal, d'un amplificateur de signal, d'un démodulateur de réseau de fibres (source de lumière intégrée) et d'un ordinateur, comme illustré à la Fig. 9. Le système de table vibrante comprend une table d'étalonnage MWY-JZQ50 , avec une amplitude maximale de 12,5 mm et une accélération maximale de 45,5 g ; générateur de fonction de signal avec un taux d'échantillonnage de 1 GSa/a, qui dispose de 14 fonctions de quasi-forme d'onde et d'abondantes interfaces de configuration standard ; et amplificateur de signal (MWY-TZQ50), dont la plage de réponse en fréquence est de 1 à 15 000 Hz, et le rapport signal sur bruit est supérieur à 75 dB, associé au générateur de fonction de signal pour amplifier les signaux de fonction. Le démodulateur à réseau de fibres (MWY-FBG-CS800) utilisé dans l'expérience peut démoduler des longueurs d'onde dans la plage de 1 528 à 1 568 nm, avec une fréquence d'échantillonnage maximale de 1 kHz et une résolution de 0,1 pm. Le circulateur, qui est utilisé comme pièce de connexion, transmet l'onde lumineuse de la source lumineuse à large bande au capteur d'accélération. Après avoir traversé le FBG, la lumière dans une certaine gamme de longueurs d'onde est réfléchie, puis transmise au démodulateur via le circulateur pour démoduler les informations transportées par le changement de longueur d'onde de l'onde lumineuse.

Système de test du capteur.

Le dispositif expérimental pour le test de réponse en température se compose d'un capteur d'accélération FBG, d'un boîtier de contrôle de température, d'un démodulateur de réseau de fibres et d'un ordinateur. La température ambiante a été définie comme la seule variable de l'expérience; Le capteur d'accélération FBG a été placé dans le boîtier de contrôle de la température, ce qui pourrait garantir que d'autres paramètres environnementaux restent inchangés pour atteindre efficacement l'objectif de contrôler les variables. Définissez le point de changement de température initial de la boîte de contrôle de température à -20 °C, le point final à 60 °C et la taille de l'étape à 10 °C. Lorsque la température de chaque nœud a atteint l'équilibre, maintenez-la pendant 2 minutes, puis mesurez la variation de la longueur d'onde centrale du FBG, enregistrez et analysez les données, et enfin normalisez les données, comme illustré à la Fig. 10.

Effet de la température sur la longueur d'onde centrale.

Comme le montre la figure 10, le changement de température affecterait sérieusement la précision de mesure et l'exactitude du capteur d'accélération FBG. L'effet du changement de température sur un seul FBG était de 16,32 pm/°C, et lorsque la température ambiante mesurée a changé jusqu'à 60 °C, l'effet sur la longueur d'onde centrale du FBG a atteint 800 pm, il est donc très important d'éliminer l'effet de la température dans la surveillance des vibrations. Cependant, l'effet de la température sur le capteur d'accélération à double FBG était de 0,11 pm/°C, ce qui indique que la structure à double fibre peut améliorer considérablement l'effet de la température ambiante mesurée sur le capteur d'accélération FBG, et peut réaliser la fonction de auto-compensation du changement de température ambiante.

Pour tester les caractéristiques de réponse du capteur, l'amplitude d'accélération de sortie de la table vibrante a été fixée à 3 m/s2, et les fréquences de vibration étaient de 10 Hz et 20 Hz, respectivement. Les signaux dans le domaine temporel mesurés par le capteur d'accélération FBG et les signaux dans le domaine fréquentiel correspondants sont illustrés à la Fig. 11.

Courbe de réponse de sortie du capteur.

Comme le montre la figure 11, le signal mesuré était de bonne qualité et le capteur pouvait bien obtenir une entrée d'excitation sinusoïdale de l'extérieur. L'onde sinusoïdale intacte a montré que le FBG était soumis à une contrainte uniforme, sans chirp ni multi-pics. Les amplitudes des courbes du domaine temporel mesurées à deux points de fréquence différents sous la même entrée d'accélération étaient similaires, ce qui prouve que le capteur a une réponse plate dans la bande de fréquence de fonctionnement.

L'accélération de la table vibrante a été fixée à 3 m/s2, une excitation de 1 à 90 Hz a été générée par le générateur de signaux, la fréquence de sortie de la table vibrante a été modifiée à un pas de 5 Hz qui est décédé à 2 Hz à l'approche du naturel. fréquence du capteur, et les variations des longueurs d'onde centrales de FBG1 et FBG2 ont été enregistrées. La courbe de réponse amplitude-fréquence du capteur d'accélération a été obtenue par calcul, comme illustré à la Fig. 12.

Caractéristiques amplitude-fréquence du capteur.

Comme le montre la Fig. 12, le capteur avait une bonne zone plate à 1–35 Hz, et 1 Hz était la fréquence de vibration minimale pouvant être générée par le générateur de signaux. La fréquence propre du capteur était de 57 Hz, ce qui est proche de la valeur théorique de 60,71 Hz dans l'analyse de simulation, l'erreur pourrait résulter des pertes du capteur lors du traitement et de la précontrainte appliquée lors de la fixation de la fibre optique.

La plage dynamique est l'un des paramètres importants du capteur. Pour le capteur d'accélération FBG, la plage dynamique peut être exprimée comme le rapport logarithmique de la dérive maximale \(\lambda_{\max }\) de la longueur d'onde centrale FBG à la résolution \(\lambda_{\min }\) du système de démodulation, et son expression relationnelle est la suivante

Lors du test, la dérive maximale de la longueur d'onde centrale du FBG était de 3100 pm et la résolution du démodulateur de réseau de fibres utilisé dans le système de test était de 0,1 pm. La plage dynamique du capteur d'accélération FBG a été calculée à 89,83 dB.

La sensibilité du capteur détermine la capacité du capteur d'accélération FBG à capter des signaux de vibration faibles. La sensibilité du capteur d'accélération FBG est le rapport entre la variation de la longueur d'onde de sortie FBG et l'accélération d'entrée à une certaine fréquence de fonctionnement. Lors du test de sensibilité du capteur d'accélération FBG, il est nécessaire de déterminer non seulement le rapport de la variation de la longueur d'onde de sortie du FBG à l'accélération d'entrée, mais également la linéarité du rapport de la variation de la longueur d'onde de sortie du FBG à l'accélération d'entrée. Plus la réponse linéaire est bonne, plus les performances de fonctionnement du capteur sont stables. Pour déterminer la sensibilité du capteur, réglez les fréquences de sortie de la table vibrante sur 10 Hz, 20 Hz et 30 Hz respectivement, modifiez l'accélération par pas de 1 m/s2, avec une plage de variation de 1 à 5 m/s2 , et enregistré les variations des longueurs d'onde centrales de FBG1 et FBG2 à deux fréquences différentes. La ligne d'ajustement linéaire tracée est illustrée à la Fig. 13.

Courbe d'ajustement linéaire du capteur.

Selon l'analyse des données recueillies, lorsque la fréquence d'entrée était de 10 Hz, 20 Hz et 30 Hz, la sensibilité à fibre unique du capteur d'accélération était de 617,5 pm/g, 642,9 pm/g et 659,4 pm/g respectivement, la double -la sensibilité des fibres était de 1199,75 pm/g, 1250,9 pm/g et 1274,9 pm/g, respectivement, ce qui atteint l'objectif de la sensibilité du capteur au-dessus de 1000 pm/g après optimisation des paramètres structurels. Et le coefficient d'ajustement de détermination R2 de la fibre double à 10 Hz, 20 Hz et 30 Hz était de 0,9995, 0,9999 et 0,9997, respectivement. Les résultats montrent qu'il existe une bonne relation linéaire entre la dérive de la longueur d'onde centrale du capteur d'accélération FBG et l'amplitude d'accélération d'entrée, et la double fibre peut augmenter la sensibilité. L'accélération minimale détectable du capteur dans le test était de 0,05 m/s2.

L'impulsion est un processus transitoire avec une amplitude d'accélération élevée et contenant plus d'informations sur la fréquence de vibration, et la réponse impulsionnelle dépend principalement des propriétés structurelles de l'objet mesuré. Par conséquent, une expérience de réponse impulsionnelle a été menée pour vérifier la fréquence naturelle du capteur. Dans l'expérience, la méthode consistant à frapper instantanément la table vibrante est utilisée pour simuler la génération d'un signal de choc. La sortie du capteur est représentée sur la figure 14. La figure 14a montre la courbe dans le domaine temporel de la réponse impulsionnelle, et la figure 14b montre la réponse dans le domaine fréquentiel après FFT du signal dans le domaine temporel.

Courbe de réponse impulsionnelle.

D'après la sortie dans le domaine temporel du capteur, on peut voir qu'avant que le signal de choc ne soit généré, la longueur d'onde centrale du FBG a une dérive nulle et reste stable. Le signal de choc a été généré à 0,2 s et la dérive maximale de la longueur d'onde centrale était de 640 pm, puis s'est progressivement affaiblie. A 0,7 s, la dérive de la longueur d'onde centrale revient à zéro et reste stable. À partir de la sortie dans le domaine fréquentiel du capteur, on peut voir que le pic de l'amplitude de la réponse impulsionnelle est à 57 Hz et qu'il n'y a pas d'autres pics évidents dans la sortie dans le domaine fréquentiel. De côté, il indique que la fréquence naturelle du capteur est d'environ 57 Hz, ce qui est cohérent avec les résultats des tests de réponse en amplitude et en fréquence, vérifiant davantage l'exactitude des résultats expérimentaux.

Le signal de vibration est une sorte de signal vectoriel avec directionnalité, donc pour le capteur d'accélération FBG à un degré de liberté, son immunité aux interférences transversales doit être prise en compte. La diaphonie transversale du capteur est le rapport logarithmique de la dérive de la longueur d'onde centrale du FBG lorsque le signal d'excitation d'accélération agit sur la direction transversale et de la dérive de la longueur d'onde centrale du FBG lorsque le signal d'excitation d'accélération agit sur la direction principale à la même fréquence.

Le capteur a été fixé sur la table vibrante et un signal d'excitation sinusoïdal avec une fréquence de 20 Hz et une accélération de 5 m/s2 a été réglé. Dans le même environnement de vibration, les dérives de la longueur d'onde centrale du FBG sous vibration transversale et vibration longitudinale du capteur ont été enregistrées, comme le montre la Fig. 15. Selon les résultats, la réponse longitudinale et la réponse transversale du capteur étaient de 616,95 pm et 30,2 pm, respectivement, de sorte que la diaphonie transversale a été calculée comme étant de -26,20 dB, ce qui indique que le capteur peut être considéré comme une vibration à un degré de liberté dans des conditions de vibration et qu'il présente une forte immunité aux interférences transversales.

Essai d'immunité aux interférences transversales.

Grâce aux expériences ci-dessus, les performances de la structure de poutre rigide en forme de L proposée dans cet article sont testées, et sa comparaison de performances avec le capteur introduit dans l'introduction est présentée dans le tableau 3.

On peut voir dans le tableau 3 que le capteur d'accélération FBG à poutre rigide en forme de L proposé dans cet article a une fréquence naturelle inférieure, ce qui lui permet de mesurer des signaux de vibration basse fréquence inférieurs à 30 Hz tels que les tremblements de terre et les barrages. Par rapport à d'autres structures, la structure adopte le système "roulement-ressort" et une poutre rigide en forme de L amplifie le déplacement au niveau du FBG, ce qui peut encore augmenter la sensibilité du capteur.

Un capteur d'accélération FBG avec la combinaison d'une poutre rigide en forme de L et d'une structure à ressort basée sur des roulements est proposé contre la faible sensibilité qui prédomine dans la mesure des vibrations à basse fréquence par les capteurs d'accélération FBG, où une poutre rigide en forme de L est utilisée pour amplifier le signal de vibration, et est fixé par les roulements aux deux extrémités pour supprimer efficacement l'effet de la diaphonie transversale, et la structure de limitation d'amplitude peut limiter l'amplitude de vibration du bloc de masse pour protéger efficacement le FBG contre la rupture. Selon les résultats, le capteur d'accélération a une fréquence naturelle de 57 Hz et une sensibilité à l'accélération jusqu'à 1241,85 pm/g, ce qui est proche de l'analyse théorique. Les erreurs peuvent résulter des erreurs de traitement et d'installation du capteur, de la quantité d'adhésif, de la précontrainte FBG, du frottement existant dans la rotation du roulement, de la précision de l'équipement de vibration expérimental, etc. Le capteur d'accélération a une réponse de sensibilité plate dans la basse fréquence plage de 1 à 35 Hz, la plage dynamique étant de 89,83 dB, le coefficient de détermination R2 pour l'ajustement de la sensibilité est de 0,9997 et la diaphonie transversale étant de -26,20 dB dans la bande de fréquences de fonctionnement, ce qui peut réaliser le temps réel et élevé -Mesure de précision du signal de vibration faible à basse fréquence.

Les ensembles de données utilisés et/ou analysés au cours de la présente étude sont disponibles auprès de l'auteur correspondant sur demande raisonnable.

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Cette étude a été soutenue financièrement par le projet de programme national clé de recherche et de développement (Grant NO 2019YFC1509500), le projet de fonds d'innovation scientifique et technologique des diplômés « Frais de recherche scientifique fondamentale pour les universités centrales » (Grant NO ZY20210304).

Institut de géophysique, Administration chinoise des tremblements de terre, Pékin, 100081, Chine

Yuntian Teng, Yixiang Tang, Xiaomei Wang, Caihua Li et Zhongchao Qiu

Hebei Key Laboratory of Seismic Disaster Instrument and Monitoring Technology, Sanhe, 065201, Chine

Yuntian Teng, Yewei Wang, Yixiang Tang, Xiaomei Wang, Caihua Li et Zhongchao Qiu

Institut de prévention des catastrophes, Sanhe, 065201, Chine

Yewei Wang et Zhongchao Qiu

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Les contributions de chaque auteur sont les suivantes : YT : Rédacteur du manuscrit et réalisation des analyses. YW et YT : concevoir la structure du capteur, être responsable de l'expérience du capteur et rédiger le manuscrit. XW : Traitement de pièces de capteurs, analyse de résultats expérimentaux et supervision de la rédaction et des analyses de manuscrits. CL : Supervision de la rédaction et des analyses de manuscrits. ZQ : Supervision de la rédaction et des analyses de manuscrits.

Correspondance à Yixiang Tang.

Les auteurs ne déclarent aucun intérêt concurrent.

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Réimpressions et autorisations

Teng, Y., Wang, Y., Tang, Y. et al. Un nouveau capteur d'accélération FBG à poutre rigide en forme de L. Sci Rep 12, 12511 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-15940-x

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Reçu : 26 novembre 2021

Accepté : 01 juillet 2022

Publié: 22 juillet 2022

DOI : https://doi.org/10.1038/s41598-022-15940-x

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