王斌華，黃遲航，胡 橋，孔 軍，陳 平

（1.長安大學(xué) 道路施工技術(shù)與裝備教育部重點實驗室，陜西 西安 710064；2.西安交通大學(xué) 陜西省智能機(jī)器人重點實驗室，陜西 西安 710049；3.西北工業(yè)大學(xué) 機(jī)電學(xué)院，陜西 西安 710072；4.中國航空工業(yè)集團(tuán)公司 西安飛行自動控制研究所，陜西 西安 710065）

引言

光纖陀螺是用來檢測運動角速度的理想傳感器，已廣泛應(yīng)用于慣性導(dǎo)航系統(tǒng)、姿態(tài)穩(wěn)定與控制系統(tǒng)等[1]。光纖陀螺需要保持高效性和可靠性，但在實際工作環(huán)境中，光纖陀螺與航天器載體固聯(lián)，因此將直接承受航天器大機(jī)動運動時的加速度影響，作為光纖陀螺光學(xué)核心部件?光纖環(huán)，其折射率和偏振特性對外部和內(nèi)部的結(jié)構(gòu)應(yīng)力荷載非常敏感，因此，在高動態(tài)環(huán)境下，研究大機(jī)動或強(qiáng)振動時直線加速度場對光纖陀螺的結(jié)構(gòu)形變機(jī)理，是光纖陀螺精確定位并保持裝備運行正常的關(guān)鍵，對提高輸出精度具有顯著意義。

許多研究者針對角加速度引起的誤差進(jìn)行建模和分析，利用信號處理軟件實現(xiàn)了誤差抑制。文獻(xiàn)[2]提出了一種補(bǔ)償光纖陀螺隨機(jī)誤差的濾波方法，能有效地去除光纖陀螺漂移噪聲，提高光纖陀螺的測量準(zhǔn)確度。文獻(xiàn)[3]建立了閉環(huán)光纖陀螺的角速度誤差模型，指出了影響光纖陀螺角加速度誤差因素包括控制回路總增益及控制周期等，建議應(yīng)結(jié)合系統(tǒng)對陀螺的測量精度要求配置合適增益參數(shù)，最后通過實驗測試驗證了該誤差模型。文獻(xiàn)[4]研究了振動影響下光纖陀螺干涉信號表現(xiàn)形式，為了提高光纖陀螺的穩(wěn)定性和測量精度，通過改進(jìn)信號調(diào)理方案有效抑制信號噪聲和漂移。文獻(xiàn)[5]建立了全數(shù)字閉環(huán)光纖陀螺動態(tài)模型，分析了光纖陀螺跨條紋工作機(jī)理和條件，提出了適應(yīng)高頻沖擊環(huán)境的結(jié)構(gòu)設(shè)計和軟件優(yōu)化方案。文獻(xiàn)[6]基于自動控制原理和光纖陀螺閉環(huán)控制方案，指出角速度是導(dǎo)致?lián)u擺誤差的主要因素，并建立了光纖陀螺搖擺狀態(tài)的簡易模型，基于等效輸入原理的動態(tài)測試方法針對不同搖擺頻率進(jìn)行了搖擺誤差測試和補(bǔ)償。零漂是衡量光纖陀螺精度的最重要、最基本的指標(biāo)。學(xué)者們進(jìn)行了有關(guān)陀螺零偏的研究。文獻(xiàn)[7]推導(dǎo)出方波調(diào)制誤差與陀螺零偏輸出的關(guān)系，并經(jīng)實驗驗證得出了陀螺內(nèi)部電子元件間的電磁干擾是引起陀螺溫度零偏變化的主要因素。文獻(xiàn)[8]研究了溫度和磁場對陀螺零偏誤差的影響。文獻(xiàn)[9]進(jìn)行了在變溫工況下陀螺輸出及零偏不穩(wěn)定性的實驗研究，以解決陀螺的光路是否存在偏振串?dāng)_的問題。文獻(xiàn)[10]建立了光纖陀螺隨機(jī)漂移模型，通過濾波處理有效提升光纖陀螺的輸出精度。另外，學(xué)者們發(fā)現(xiàn)陀螺輸出角速度噪聲特性中的隨機(jī)游走性能是影響陀螺精度的主要因素，可從陀螺設(shè)計和工作參數(shù)設(shè)置方面改善游走性能，例如設(shè)定合適入射光功率和偏置工作點[11]。文獻(xiàn)[12]研究了反饋延遲對光纖陀螺振動的影響，并對不同反饋延遲下光纖陀螺的跟蹤性能以及輸出進(jìn)行仿真分析，實驗對比研究表明減少反饋延遲可以改善振動環(huán)境下光纖陀螺的輸出精度。文獻(xiàn)[13]研究了光纖環(huán)的溫度特性對光纖陀螺角速度誤差和零偏穩(wěn)定性的影響。

綜上所述，角加速度是影響高精度光纖陀螺測試性能的客觀因素，可以從信號處理、結(jié)構(gòu)設(shè)計和工作參數(shù)設(shè)置等方面進(jìn)行誤差抑制。很多學(xué)者都從溫漂誤差處理和振動處理對光纖陀螺進(jìn)行研究和改進(jìn)。但是，實際航天器載體在大機(jī)動或者強(qiáng)振動的環(huán)境中，直線加速度場作用對光纖陀螺測試精度的影響研究較少。針對該問題，本文首先進(jìn)行了正交各向異性結(jié)構(gòu)的光纖環(huán)復(fù)合材料細(xì)觀力學(xué)的代表性體積單元（RVE）的有限元分析，獲得其等效材料參數(shù)以準(zhǔn)確模擬光纖環(huán)形變，再建立了陀螺光纖環(huán)組件的空間有限元模型，分析了光纖環(huán)在不同加速度場作用下的變形結(jié)果，研究了直線加速度場下的光纖環(huán)形變機(jī)理，為改善光纖陀螺儀的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性、提高光纖陀螺儀的測量精度以及對后續(xù)高精度光纖陀螺研制提供指導(dǎo)。

1 光纖環(huán)組件結(jié)構(gòu)和材料參數(shù)

1.1 結(jié)構(gòu)組成

光纖環(huán)組件由圓周均布的12 顆M3 不銹鋼螺釘固定在光纖陀螺基座上，其由U 型槽、頂蓋和光纖環(huán)3 部分組成。光纖環(huán)通過膠粘劑粘接在U 型槽內(nèi)，與其同心，頂蓋與U 型槽裝配后，激光焊接固定，構(gòu)成殼體，光纖環(huán)組件如圖1 所示。

圖1 光纖環(huán)組件結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of fiber-optical ring assembly structure

1.2 U 型槽和頂蓋的材料參數(shù)

光纖環(huán)組件中的U 型槽和頂蓋采用了軟磁合金1J79，其材料彈性模量為200 GPa，泊松比為0.3，密度為8 600 k g/m3；膠粘劑彈性模量為584.62 MPa，泊松比為0.33，密度為1 179 k g/m3。

1.3 光纖環(huán)材料組成

光纖環(huán)為光纖陀螺提供大面積的閉合回路，其穩(wěn)定性和抗干擾能力直接影響陀螺的性能[14]，因此本文進(jìn)行了加速場作用對光纖環(huán)形變影響的研究。光纖是構(gòu)成光纖陀螺光學(xué)回路的傳感部件，需要根據(jù)環(huán)路中的順、逆時針傳播光的相位差來敏感轉(zhuǎn)動速率，為提高檢測的靈感度，一般光纖的長度為幾百米到幾千米不等[15]。本文光纖環(huán)是由長度為1 km 的光纖按一定的方式纏繞而成，光纖的間隙由膠粘劑填充。繞制完成后的光纖為各向異性復(fù)合材料結(jié)構(gòu)，含有石英、光纖內(nèi)涂層、光纖外涂層和粘膠劑等多種材料。光纖的結(jié)構(gòu)示意圖如下圖2 所示，所含材料參數(shù)如表1 所示。

圖2 光纖結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Structure diagram of fiber-optic

表1 光纖所含材料參數(shù)Table 1 Material parameters contained in fiber-optical

1.4 光纖環(huán)等效材料參數(shù)

1.4.1 RVE 模型建立

由于光纖環(huán)各向異性和均勻化特性，故采用基于RVE（代表性體積單元）分析的細(xì)觀有限元模型，通過施加周期性邊界條件[16]獲得RVE 的細(xì)觀力學(xué)響應(yīng)，以準(zhǔn)確獲得材料的細(xì)觀結(jié)構(gòu)與有效模量間的“定量”關(guān)系[17]，分析獲得光纖環(huán)復(fù)合材料的基本力學(xué)性能參數(shù)，以準(zhǔn)確模擬光纖環(huán)形變。光纖環(huán)結(jié)構(gòu)示意圖和光纖環(huán)橫截面視圖分別見圖3所示。

圖3 光纖環(huán)結(jié)構(gòu)示意圖和橫截面視圖Fig.3 Schematic diagram and cross-sectional view of fiberoptical ring structure

將光纖環(huán)分成多個RVE，因為所有的RVE 都是相似的，所以它們應(yīng)該表現(xiàn)出相似的應(yīng)力、應(yīng)變場，于是可以用一個RVE 中的應(yīng)力、應(yīng)變場來反映復(fù)合材料體的細(xì)觀應(yīng)力及應(yīng)變場。復(fù)合材料承受均勻的遠(yuǎn)場外載時，由于所有的RVE 都是相似的，那么它們應(yīng)該表現(xiàn)出相似的應(yīng)力應(yīng)變場。因此，從總體上看，應(yīng)力應(yīng)變場也應(yīng)表現(xiàn)出周期性。故可用周期性條件與連續(xù)性條件來約束RVE 的邊界變形[18]。

一般周期性邊界條件的提出是建立在完整RVE 單胞基礎(chǔ)上的，RVE 的建立和選取方式是很重要的。由圖2 中的光纖結(jié)構(gòu)示意圖可知，相對于光纖橫截面，芯棒和摻硼應(yīng)力區(qū)的面積占比小，且芯棒和摻硼應(yīng)力區(qū)的主要成分是二氧化硅，因此，為了減少圖4 中RVE 單元的節(jié)點數(shù)，提高計算效率，本文定義芯棒和摻硼應(yīng)力區(qū)的材料為二氧化硅，不在RVE 模型中單獨劃分芯棒截面。RVE 的選取方式有正方形、菱形、六邊形和隨機(jī)排列。本文選取的RVE 單胞模型為六邊形，性能較好，如圖4 所示。周期性位移邊界條件的施加，都是通過

圖4 RVE 示意圖Fig.4 RVE schematic diagram

在單胞平行相對面上相應(yīng)網(wǎng)格節(jié)點處建立線性約束方程來實現(xiàn)的，故周期性邊界條件也稱為“方程邊界條件”。周期性邊界條件應(yīng)包括位移連續(xù)條件和應(yīng)力連續(xù)條件[19]，這樣才能實現(xiàn)不同RVE 間的應(yīng)力連續(xù)和位移連續(xù)。

本文采用的周期性邊界條件包含剛體位移約束、面上節(jié)點約束、棱邊節(jié)點約束和頂點約束，即施加6 組線性不相關(guān)的宏觀應(yīng)力場，分別對6 個節(jié)點自由度施加相應(yīng)的集中力，計算完成后通過有限元后處理，由節(jié)點位移求得連續(xù)體宏觀平均應(yīng)力值和宏觀平均應(yīng)變值，再運用RVE 的等效本構(gòu)方程（1），獲得復(fù)合材料宏觀彈性常數(shù)[16]。

1.4.2 方法驗證

為驗證本文所建立模型和程序的準(zhǔn)確性，對文獻(xiàn)[20]中的算例B/Al 復(fù)合材料進(jìn)行對比驗算，對比結(jié)果如表2 所示。算例與本文都是對于B/Al 復(fù)合材料進(jìn)行RVE 計算，并對兩種方法進(jìn)行驗證，其中算例設(shè)定纖維方向為縱向，與纖維方向垂直方向為橫向，且該復(fù)合材料為橫觀各向同性材料，而本文根據(jù)實際工況設(shè)定為各向異性材料，將橫向分為兩個方向，設(shè)為1 和2。表中：Et1為1 向的橫向彈性模量；Et2為2 向的橫向彈性模量；Ea為縱向彈性模量；Ga1為1 向的面內(nèi)剪切模量；Ga2為2 向的面內(nèi)剪切模量；Gt為縱向剪切模量；va為縱向泊松比；vt1為1 向的橫向泊松比；vt2為2 向的橫向泊松比。

表2 本文與算例的B/Al 復(fù)合材料等效彈性性能參數(shù)計算結(jié)果對比Table 2 Comparison of calculation results of effective elastic performance parameters of B/Al composites in this paper and reference

由對比結(jié)果可知，兩者計算數(shù)據(jù)一致性較好，說明本文的建模方法和程序正確可行。

1.4.3 光纖環(huán)等效材料參數(shù)計算

針對所建立的光纖環(huán)RVE 施加周期性邊界條件，通過有限元分析獲得6 組線性不相關(guān)的宏觀應(yīng)力場和變形云圖（見圖5），圖中坐標(biāo)系方向為：RVE 的x方向為光纖環(huán)軸向，y方向為光纖環(huán)徑向，z方向為光纖環(huán)切向。

圖5 RVE 模型在拉伸與剪切載荷下的應(yīng)力和位移云圖Fig.5 Stress and displacement cloud diagram of RVE model under tensile and shear loads

由圖5 中的應(yīng)力和變形圖可以得出：由于光纖環(huán)RVE 沿z向材料均勻分布，因此在z方向荷載作用下沿z向的位移場也是均勻變化的，但是由于組成光纖環(huán)的各向異性復(fù)合材料包括石英、光纖內(nèi)涂層、光纖外涂層和膠粘劑，它們的材料彈性模量差異顯著，因此各材料內(nèi)結(jié)構(gòu)應(yīng)力場分布均勻，而各材料間的應(yīng)力不一致，而且具有超高彈性模量的石英應(yīng)力最大，說明石英承受的載荷最大；由于光纖環(huán)RVE 沿y向材料分布不均勻，因此在y向拉伸載荷作用下，RVE 沿y向的位移場是不均勻的；對比x、y和z向3 種拉伸載荷作用下的x、y和z向位移場可知，前兩者的變形相差不大，且都顯著高于z向拉伸荷載時的z向變形，這說明RVE 單胞z向的等效彈性模量最大，該結(jié)果與實際一致。由3 個方向的剪切載荷計算結(jié)果可知：在x向剪切荷載作用下，RVE 的光纖外涂層和膠粘劑所承受的應(yīng)力較小，沿x向的位移是增加的；在y向剪切荷載作用下，RVE 的光纖外涂層和膠粘劑所承受的應(yīng)力較大，沿y向的位移是增加的；在z向剪切荷載作用下，RVE 的光纖外涂層和膠粘劑所承受的應(yīng)力較大，石英部分的位移較大。

通過定義數(shù)組，計算出6 種線性不相關(guān)的應(yīng)力場下光纖環(huán)RVE 的平均應(yīng)力、應(yīng)變。根據(jù)1.4.1 節(jié)中的RVE 等效本構(gòu)方程，計算得出RVE細(xì)觀材料參數(shù)，因而光纖環(huán)等效材料參數(shù)如表3 所示。由于RVE 的坐標(biāo)系與光纖環(huán)組件中的坐標(biāo)系存在坐標(biāo)轉(zhuǎn)換的問題，因此表3 定義其中1 方向為光纖環(huán)的徑向，2 方向為光纖環(huán)的軸向，3 方向為光纖環(huán)的切向。表中E1、E2、E3分別為正交各向異性RVE 在各方向上彈性模量，G12、G23、G31分別為正交各向異性RVE 單胞模型在各方向上剪切彈性模量，vij為單獨在j方向作用正應(yīng)力σj時i方向的應(yīng)變與j方向應(yīng)變比值的負(fù)數(shù)，即為泊松耦合系數(shù)[21]。

表3 光纖環(huán)等效材料參數(shù)Table 3 Equivalent material parameters of fiber-optical ring

2 光纖環(huán)組件有限元分析

2.1 有限元模型建立

利用有限元程序ANSYS 建立光纖環(huán)組件的空間有限元模型，采用SHELL 單元模擬殼體（U 型槽和頂蓋）、SOLID 單元模擬光纖環(huán)和膠粘劑。

2.2 工況和計算模型選擇

根據(jù)光纖環(huán)組件實際工作環(huán)境，施加直線加速度場，計算工況包括：1） 工況1，+X向10 g；2） 工況2，+Y向10 g；3） 工況3，?Y向10 g。本文將+X向10 g 加速 度 場 定 義為施加 在 沿+X方向10 g 的重力加速度，其他方向類似定義，其中X方向為光纖環(huán)平面方向，Y方向為光纖環(huán)軸向，方向如圖6（a）所示。

圖6 +X 向10 g 光纖環(huán)組件的有限元模型和總形變圖Fig.6 Finite element model and total deformation diagram of fiber-optical ring assembly structure at 10 g in + X direction

另一方面，根據(jù)+X向10 g 加速場作用下的光纖環(huán)形變分析結(jié)果，如圖6（b）所示，光纖環(huán)組件的總形變?yōu)?.017 mm，已超出光纖環(huán)與頂蓋、U 型槽間隙，見圖6（a），因此，在光纖環(huán)的形變過程中可能會受到光纖環(huán)與頂蓋、U 型槽間的接觸擠壓影響，即光纖環(huán)與殼體的接觸影響。故本文需考慮該接觸效應(yīng)，以探討接觸效應(yīng)與光纖環(huán)形變之間的關(guān)系。為了便于分析光纖環(huán)的形變原因，本文分別選擇含殼體與光纖環(huán)接觸的光纖環(huán)組件、不含殼體與光纖環(huán)接觸的光纖環(huán)組件和僅含光纖環(huán)本體結(jié)構(gòu)的3 種有限元模型進(jìn)行對比分析。

2.3 光纖環(huán)組件的變形結(jié)果分析

工況1：+X向10 g 的有限元計算結(jié)果如圖7所示。為方便敘述，設(shè)定d1為含接觸效應(yīng)的光纖環(huán)組件中的光纖環(huán)最大變形，d2為不含接觸效應(yīng)的光纖環(huán)組件中的光纖環(huán)最大變形值，d3則為僅含光纖環(huán)本體結(jié)構(gòu)的最大變形值。

當(dāng)加速場為+X向10 g 時，|d2?d1|=|4.017?2.631|=1.386 mm，說明接觸效應(yīng)可使光纖環(huán)形變減小1.386 mm；|d2?d3|=|4.017?0.224|=3.793 mm，說明殼體形變使光纖環(huán)形變增加3.793 mm，僅分析光纖環(huán)本體結(jié)構(gòu)的變形為d3=0.224 mm。通過分析圖7（d）的+X向10 g 接觸示意圖，光纖環(huán)與U 型槽、頂蓋產(chǎn)生接觸，且光纖環(huán)與U 型槽的最大接觸壓力為10.285 MPa。

因此可知，光纖環(huán)與U 型槽、頂蓋的接觸效應(yīng)和殼體形變對光纖環(huán)的變形產(chǎn)生顯著影響，但對于光纖陀螺的高精度測試要求，光纖環(huán)本體結(jié)構(gòu)形變d3仍需要考慮。

圖7 +X 向10 g 3 種不同接觸效應(yīng)的光纖環(huán)總形變和接觸壓力圖Fig.7 Total deformation and contact pressure of optical fiber ring with three contact effects from 10 g in + X direction

圖8 +Y 向10 g 和?Y 向10 g 的光纖環(huán)總形變Fig.8 Total fiber ring deformation of 10 g in + Y direction and 10 g in ? Y direction

如圖8 所示，對比工況2 與工況3，即+Y向10 g與?Y向10 g，當(dāng)?Y向10 g 時，|d2?d1|=|1.684?1.684|=0 mm，說明兩者變形一致，當(dāng)+Y向10 g 時，|d2?d1|=|1.684?1.224|=0.46 mm，因此，當(dāng)+Y方向施加加速度時，頂蓋與光纖環(huán)本體結(jié)構(gòu)發(fā)生接觸擠壓現(xiàn)象，該接觸效應(yīng)會影響光纖環(huán)的測試結(jié)果；而?Y向加

速度時，光纖環(huán)所受的力向下，頂蓋、U 型槽都不與光纖環(huán)本體接觸，故接觸效應(yīng)沒有影響光纖環(huán)的測試結(jié)果。

此外，本文還分析了加速度大小變化時光纖環(huán)的形變情況，當(dāng)加速度為6 g 時，加速度載荷減小，U 型槽與光纖環(huán)之間仍發(fā)生了接觸擠壓現(xiàn)象，雖然3 種工況中的光纖環(huán)組件變形結(jié)果減小，但形變規(guī)律與加速度為10 g 時一致；當(dāng)加速度為2 g 時，由于加速度顯著減小，且U 型槽與光纖環(huán)之間接觸擠壓較小，因此含接觸效應(yīng)與不含接觸效應(yīng)時的光纖環(huán)變形幾乎一致。

圖9 +X 向10 g、+X 向6 g 和+X 向2 g 含接觸效應(yīng)的光纖環(huán)上表面總位移Fig.9 Total displacement of upper surfaces of optical fiber ring with contact effect at 10 g in + X direction, 6 g in+ X direction and 2 g in + X direction

由圖9 和圖10 光纖環(huán)的上表面單元變形云圖 可 以 發(fā) 現(xiàn)：1） 當(dāng)+X向10 g、+X向6 g 和+Y向10 g 3 種工況時，由于光纖環(huán)與U 型槽、頂蓋的接觸效應(yīng)，光纖環(huán)產(chǎn)生了較明顯的非線性變形，即光纖環(huán)與U 型槽、頂蓋的接觸效應(yīng)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)局部非線性變形，該非線性形變會影響光纖陀螺的失準(zhǔn)角測量準(zhǔn)確度；2） 當(dāng)+X向2 g、+Y向6 g 和+Y向2 g 3 種工況時，由于加速度較小，所產(chǎn)生的接觸效應(yīng)影響較小，未發(fā)生明顯的非線性形變。另外，由圖11 可 知，當(dāng)?Y向2 g、?Y向6 g 和?Y向10 g 3 種工況時，三者情況下的變形不明顯，說明光纖環(huán)組件受到?Y向的加速度作用，光纖環(huán)不與頂蓋接觸，因此不產(chǎn)生接觸效應(yīng)，光纖環(huán)不產(chǎn)生非線性形變。

圖10 +Y 向10 g、+Y 向6 g 和+Y 向2 g 含接觸效應(yīng)的光纖環(huán)上表面總位移Fig.10 Total displacement of upper surfaces of optical fiber ring with contact effect at 10 g in + Y direction,6 g in + Y direction and 2 g in + Y direction

圖11 ?Y 向10 g、Y 向6 g 和?Y 向2 g 含接觸效應(yīng)的光纖環(huán)上表面總位移Fig.11 Total displacement of upper surfaces of optical fiber ring with contact effect at 10 g in ? Y direction, 6 g in Y direction and 2 g in ?Y direction

3 結(jié)論

本文通過細(xì)觀力學(xué)有限元分析方法獲得了光纖環(huán)的正交異性材料特性參數(shù)，并建立了光纖環(huán)組件的空間有限元模型，分析了直線加速度方向和大小影響下的光纖環(huán)形變機(jī)理，通過以上分析可以得出以下結(jié)論：

1） 通過建立光纖環(huán)RVE 單胞模型，并施加一般性周期邊界條件，計算得出單個RVE 的平均應(yīng)力、應(yīng)變，利用本構(gòu)方程中柔度矩陣與宏觀等效應(yīng)力、應(yīng)變間的變量關(guān)系，可得出光纖環(huán)的等效彈性性能參數(shù)，實現(xiàn)了各向異性光纖環(huán)的有限元模擬，為光纖環(huán)組件結(jié)構(gòu)形變分析提供了基礎(chǔ)。

2） 根據(jù)光纖環(huán)組件在不同方向和大小的加速度場作用下的有限元分析，得出光纖環(huán)形變影響因素包括3 個方面，即光纖環(huán)與U 型槽、頂蓋的接觸效應(yīng)，U 型槽、頂蓋的形變以及光纖環(huán)本體結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的形變。例如當(dāng)加速場為+X向10 g時，接觸效應(yīng)可使光纖環(huán)形變減小1.386 mm，殼體形變使光纖環(huán)形變增加3.793 mm，光纖環(huán)本體結(jié)構(gòu)的變形為0.224 mm，前兩者的影響較大，其他工況規(guī)律類似。該方法可以為實際工程中減少陀螺光纖環(huán)形變和提高光纖陀螺的測量精度提供參考依據(jù)。

3） 接觸效應(yīng)使光纖環(huán)產(chǎn)生了非線性形變，因此大機(jī)動或強(qiáng)振動的高加速度場下，光纖環(huán)組件的結(jié)構(gòu)設(shè)計應(yīng)通過結(jié)構(gòu)優(yōu)化避免光纖環(huán)結(jié)構(gòu)件與光纖環(huán)的接觸擠壓，該分析結(jié)果為后續(xù)光纖環(huán)組件的結(jié)構(gòu)優(yōu)化研究提供了方向。