超声声速

超声声速（共9篇）

超声声速 篇1

授权公告号:CN104899418B

授权公告日:2016.07.13

专利权人:南京航空航天大学

地址:210016江苏省南京市御道街29号

发明人:谭慧俊;张启帆;黄河峡;陈昊;孙姝;宁乐

Int.Cl.:G06F19/00(2011.01)I

摘要：该发明公开了一种混压式超声速、高超声速进气道不起动振荡频率预测方法,通过将单个振荡周期划分为进气道内腔体高压气体积蓄和口外不起动波系运动两个阶段,并依次通过将进气道通道内结尾激波系的前传过程转化为对其腔体储气量变化的定量分析,以及将来流总温对应的滞止声速作为不起动波系口外运动最高速度的方法,可对混压式进气道不起动振荡频率进行快速、准确预估。该方法从振荡机理出发简化了振荡模型,且对进气道的几何参数无特定要求,因此该方法对不同形式的混压式进气道不起动振荡频率估算具有良好的通用性,且同时适用于混压式超声速进气道和高超声速进气道。

超声声速 篇2

壁面冷却和抽吸对超声速高超声速三维边界层稳定性的影响

本文采用四阶精度紧密格式研究了壁面冷却和抽吸对超声速高超声速旋转圆锥三维边界层横流不稳定性的.影响,最大M=7.5.数值结果证明:壁面冷却和抽吸对第一模式有稳定作用,但这一作用比二维边界层显著减弱,抽吸使第二模式增长率减小,冷却使第二模式增长率增大,不稳定频率升高;直到M=7.5可以用壁面抽吸使得因为壁面冷却而变得更不稳定的第二模式重新趋于稳定,但M数越高所需的抽吸量越大.

作 者：赵耕夫 Zhao Gengfu 作者单位：天津大学,天津,300072刊 名：空气动力学学报 ISTIC EI PKU英文刊名：ACTA AERODYNAMICA SINICA年，卷(期)：“”(1)分类号：V211.1关键词：高速三维边界层 横流不稳定性 壁面抽吸和冷却

超声声速 篇3

关键词：超声波；驻波；声速；不确定度；数据处理 文献标识码：A

中图分类号：O422 文章编号：1009-2374（2015）19-0026-02 DOI：10.13535/j.cnki.11-4406/n.2015.19.012

精确测量液体中的声速对研究液体的物理和化学性质可提供重要的依据。本实验通过超声驻波像来测定

声速。

1 实验原理与仪器

光波在液体介质中传播时被超声衍射的现象，称为超声致光衍射（亦称声光效应），这种现象是光波与介质中声波相互作用的结果。超声波作为一种纵波在液体中传播时，超声波的声压使液体分子产生周期性变化，促使液体的折射率也相应的作周期性变化，形成疏密波。此时如有平行单色光沿垂直超声波方向通过这疏密相间的液体时，就会被衍射，这一作用类似于光栅，所以叫超声光栅。超声波传播时，如入射波被一个平面反射，会反向传播。当满足干涉条件，入射波与反射波形成驻波。由于驻波小振幅可以达到单一行波的两倍，加剧了波源和反射面之间的疏密程度，其中振幅最大的位置称为驻波的波腹，振幅为零的位置称为驻波的波节。某时刻，驻波的任一波节两边的质点都涌向这一点，使该节点附近形成密集区，而相邻波节处为质点稀疏处，半个周期后，相反。在这些驻波中，稀疏区使液体的折射率减小，而压缩作用使液体折射率增加，在距离等于波长λ的两点，液体的密度相同，折射率也相等。在这些驻波中，稀疏区使液体的折射率减小，而压缩作用使液体折射率增加，在距离等于波长λ的两点，液体的密度相同，折射率也相等。

超声光栅与一维光栅有相似的作用，其光栅常数越小（超声波频率很高）其衍射作用就越明显。当超声波频率比较低（如2兆赫左右，其光栅常数约1条线/mm）时，光的衍射效果可以忽略，直线传播的性质明显，只能显示超声光栅的自身影像，即超声驻波像。利用超声光栅测量液体声速的方法是：在频率已知的条件下测量声波波长λ，然后利用下式计算ν=λf。式中：ν为声速；λ为声波波长；f为声波频率。本实验利用频率较低的超声波建立驻波，且用实验仪器CGS型超声光栅声速仪时利用频率为1710千赫的超声驻波自身像来测定声波的

波长。

2 实验数据

温度15℃时的实验数据如表1所示：

表1

条纹

序数条纹位置

读数值条纹

序数条纹位置

读数值测量距离

波长（mm）

10.004117.2117.210.8605

20.434217.6217.190.8595

30.874318.0617.190.8595

41.294418.5017.210.8605

51.744518.9417.200.8600

62.144619.3617.220.8610

72.564719.7617.200.8600

82.994820.2317.240.8620

平均波长=0.860375

平均声速=1471.24125

2.1 第一种数据处理方法：逐差法

由贝塞尔公式求出测量距离Y的A类标准不确定度，B类标准不确定度为仪器引入的误差值，把A类和B类合成，即：

2.2 第二种数据处理方法：最小二乘法

即，式中斜率是半波长；是条纹序数，可任取一个条纹其序数为1，与其相邻的为2，以此

类推。

令，，，则上式变成了的形式。利用最小二乘法，可得：

3 实验结果分析

在实验中，我们使用的是普通自来水，里面含有大量杂质，这会导致测量结果偏差较大。这个实验是通过共振干涉法测的声速，通过两种数据处理方法得到的声速值所差无几，但结果都比标准值小。普通水在15℃时的标准值为1497m/s，而这个实验的结果为1471m/s，说明用共振干涉法测声速的偏差较大。这是因为用共振法测波长时，需要在光屏上测出相邻条纹的条纹间距，而光屏上所呈的明暗相间的条纹是有宽度的，并且明暗纹相接处界限模糊，因此想找出精确的位置测量条纹间距肯定存在很大误差。声速测量仪是通过转动鼓轮改变液槽的位置，使条纹发生移动，并且鼓轮在转动时只能沿着一个方向旋转。由于条纹有一定宽度，当我们在找最佳位置过程中，可能发现鼓轮转过了，又不能把它旋转过来，因为反复转的过程会产生一个空回误差。测数据这个过程是由实验者操作和仪器特性带来的误差，这种误差不能消除，只可以尽可能地减小。

通过分析不确定度的来源加以印证。

由速度公式可知，速度的不确定度一部分来自波长的不确定度，一部分来自频率的不确定度。波长分量的不确定度为：

=8.989

而频率的不确定度为：

=5.848×10-6

从两个结果可以看出，波长对总不确定度的贡献远远大于频率的贡献。而波长的不确定度主要来自于A类标准不确定度，即测量的数据。因此证实速度的不确定度主要来自于反复测量的数据。

通过两种处理数据方法得到的不确定度我们可以看出，逐差法得出的结果比最小二乘法偏小，准确度相对高些。进一步分析发现，用逐差法求条纹位置的不确定度的结果比用最小二乘法的结果小。在此实验中，我们发现逐差法计算过程比最小二乘法简单容易，且结果略显准确。但不是所有的实验结果都可以用逐差法去做，只有实验满足线性关系式，且为等间距变化时，才可以用逐差法进行数据处理。而最小二乘法只要满足线性关系式就可以，因此最小二乘法的适用条件比逐差法更广泛。

4 其他因素对实验结果的影响

（1）温度引入的误差。声速与温度有关。因此实验的整个过程温度是否保持稳定，测量值是否准确也会影响声速的测量结果。实验过程我们认为用温度计测量出的温度值是准确的，其实也会带来误差值，这就是系统误差。还有整个实验过程我们认为温度值是恒定不变的，其实整个过程也可能会发生变化，实验时间越久，仪器释放热量越多，实验温度也会升高。假如实验过程温度变化了0.5℃，那声速将大约改变2m/s左右；（2）声波在液体中传播时，由能量损失带来的误差。声波在介质中传播时会损失能量，入射波打到发射板会被反射板吸收一部分能量，被反射板反射时会散射一部分能量，入射波和反射波在液体中传播时可能发生了很多次反射，种种因素显示入射波和反射波在干涉时振幅会有些许偏差。因此在换能器之间形成的驻波不是严格意义上的驻波，从而引起微小误差；（3）频率的准确性、稳定性带来的误差。在整个实验过程中，我们认为频率是恒定不变的，为1710兆赫，而实际输出的频率会有偏差，这是系统误差。并且我们认为整个实验过程频率始终保持为1710兆赫，但实际上由于环境影响仪器本身的原因等频率可能是变化的。频率变化就会影响驻波波节波腹出现的位置，就会导致读数器读数的误差；（4）实验条件也会带来误差。由于实验器材比较大，实验者做实验时需要用胳膊支撑身体调节仪器，不可避免地要经常使桌子受到轻微震动，从而影响计数器准确记录

数据。

参考文献

[1] 陈中钧.超声波声速测量实验中的误差分析[J].实验科学与技术，2005，（10）.

[2] 测量不确定评定与表示（JJF 1059-1999）[M].北京：中国计量出版社，2004.

[3] 梁晋文，陈林才，等.误差理论与数据处理[M].北京：中国计量出版社，1996.

[4] 孙晶华，林晓燕.大学物理实验[M].哈尔滨：黑龙江科学技术出版社，2004.

[5] 潘小青.逐差法及其应用探讨[J].大学物理实验，2010，23（2）.

作者简介：佟永丽（1978-），女（满族），辽宁抚顺人，沈阳理工大学讲师，硕士，研究方向：理论物理。

超声声速 篇4

现在的超声系统一般认为组织介质是均一的, 使用固定的声速1.54 mm/μs做聚焦。然而超声在人体中真实的传播速度分布为:比较低的如乳房中的1.42 mm/μs, 高的如骨头中的3.70mm/μs;更甚者不同患者的同一组织也具有不同的声速。当系统声速偏离真实声速或者超声波经过了局部组织时, 就会出现相位偏差, 导致组织位置的偏移, 点扩散函数的拓宽以及旁瓣的增加, 影响图像的动态范围、对比度, 严重降低图像的质量。

文章第二部分提出了基于点扩散函数的声速优化方法。第三部分描述了计算机仿真和系统的试验结果, 最后对全文做了总结。

2. 声速优化

图像质量检测步骤如下:

·采用原始未经过任何的滤波和其它处理的RF数据。

·选择包含聚焦区域的感兴趣区域, 接下来可以选择一些行做横向的傅里叶变换。选择的行需要覆盖不同的轴向分辨率单元, 便于为了提高信噪比 (SNR) 而进行的平均。

·对得到的频率谱在所选择的行上做平均和归一化操作 (利用谱的峰值) 。

·横向的图像质量系数定义为频谱能量的总和, 当然不考虑直流和噪声带来的影响。

·对于在不同系统声速下采到的一序列实验数据重复上面的操作。找出频谱能量最大时所对应的系统声速, 用于进一步的成像。

本论文中我们对比了不同大小的感兴趣区域对结果的影响。小区域设置为2cm高, 大区域为小区域的1.5倍。

3. 仿真和试验结果

在这个部分, 我们利用计算机仿真的超声图像, 动物肝脏组织来检测我们提出的方法。我们的基于点扩散函数的方法与平均能量方法进行了比较。

3.1 斑点图像

图1是计算机仿真的斑点图像, 真实速度设置为1.70mm/us.从聚焦区域的斑点大小可以看出, 系统速度与真实速度不匹配时, 图1 (a) 的图像质量相对图1 (b) 是比较差的。

图1 (c) 对比了大的区域 (‘+’的虚线) 和小的区域 (‘0’的实线) 对于算法的影响。从图1 (c) 看出, 大的区域增加了信噪比, 检测出的速度更接近于真实速度。小的区域检测到速度为1.73mm/us, 存在1.76%的误差, 不过这个误差是可以接受的。图1 (d) 将我们的方法 (虚线) 与平均能量的方法 (实线) [5]做了对比, 我们的方法得到了1.7mm/us, 但是另外一种方法检测到的是1.65mm/us, 存在3%的误差.

3.2 囊肿图

临床成像中, 如上面例子的孤立的点源是不存在的, 实验证实基于点扩散函数的方法可以应用于其它的组织结构。这个部分, 我们用计算机仿真了囊肿图像, 图2, 放置了5个不同大小的囊肿。

声速匹配情况下的图2 (a) 相比于图2 (b) 图像质量比较好, 而图2 (b) 由于不聚焦导致图像的对比分辨率明显降低。图2 (c) 再一次验证了我们的算法, 也证实虽然算法对感兴趣区域的大小不敏感, 但是大的区域更多的平均可以带来更优的结果。如图2 (c) 大的区域 (虚线) 得到了正确的声速1.70mm/us, 而相对小的区域得到的声速是1.68mm/us, 存在.18%的误差。

(a) 1.54mm/us, (b) 1.7mm/us (true) ; (c) 不同速度下的聚焦质量参数, “+:大区域”and“o:小的区域”; (d) 不同速度下的聚焦质量参数, “+:基于点扩散函数的方法”, “o:平均能量的方法”

(a) 1.7mm/us (真实声速) , (b) 1.8mm/us; (c) 不同速度下的聚焦质量参数, “+:大区域”and“o:小的区域”

3.3 猪肝脏

这部分展示了猪肝脏的实验结果, 如图3 (a) 到3 (d) 所示。在这个试验中, 我们将系统声速依次设置为1.45mm/us, 1.49mm/us, 1.54mm/us, 1.57mm/us, 经过算法计算后发现1.49mm/us显示了最佳的图像细节和对比分辨率。图3 (e) 显示了感兴趣区域大小对算法的影响, 证实不论大小区域都可以检测出匹配的速度, 只不过大的区域的结果相对比较稳定。这里我们再次与平均能量的方法做了对比试验, 图3 (f) , 我们的方法 (虚线) 得到了正确的速度1.49mm/us, 而另一种方法得到的是错误的1.57mm/us。

4. 结论

我们提出了一种基于点扩散函数的频率域能量特征的声速优化方法, 并将其拓展到具有不同组织结构的图像。质量检测系数是通过计算一系列的试验系统声速横向频谱的归一化总能量得到, 最大能量对应于最优的系统声速。试验结果表明我们的方法能够比较稳定地得到最匹配的声速并且对感兴趣区域不敏感。更多的活体试验以及对于算法参数的调试 (感兴趣区域的最佳大小) 已经在我们实验室的研究中。

(a) 1.45mm/us (b) 1.49mm/us (最佳) (c) 1.54mm/us (d) 1.57mm/us (e) 不同速度下的聚焦质量参数, “+:大区域”and“o:小的区域”; (f) 不同速度下的聚焦质量参数, “+:基于点扩散函数的方法”, “o:平均能量的方法”

参考文献

[1]D.Zhao, G.E.Trahey.Comparisons of image quality factors for phase aberration correction with diffuse and point targets:theory and experiments[J].IEEE Transl.on ultrasonics, ferroelectrics, and frequency control, 1991, 38 (2) .

[2]J.F.Krücker, J.Brian Fowlkes, P.L.Carson, Sound speed estima-tion using automatic ultrasound image registration[J].IEEE Transl.on ultrasonics, ferroelectric, and frequency control, 2004, 51 (9) .

[3]D.Napolitano, C.H.Chou, et., al.Sound speed correction in ul-trasound imaging[J].Ultrasonics, 2006, 44, 43-46.

[4]H.Du, Dong C.Liu.Simulation of sound speed optimization in the ultrasound system[D].CBME2007Chinese Biomedical Engi-neering Conference, in Chinese, 2007.

超声声速 篇5

煤油-氢双燃料的超声速燃烧室中的自点火和燃烧稳定特性在直联式试验装置上进行了实验研究.实验空气总温1650～1980K,总压基本保持在1.8MPa左右,燃烧室进口M数为2.5.用激光粒度仪测量了在加压下煤油的`雾化程度.为了寻找能点燃并维持煤油稳定燃烧的最低氢当量比,设计加工了四种不同构型引导火焰与凹稳焰一体腔结构,利用氢引导火焰局部地加速煤油的化学反应和凹腔的联合促进作用与优化结合,发现在没有强迫点火能源条件下点燃并维持煤油稳定燃烧的最低氢当量比能降低至0.03.燃烧室的性能用简化的一维计算机程序SSC-3作了初步估算.在长度425mm的燃烧室中获得了煤油的燃烧效率50%.引导火焰凹腔一体化结构对点火特性和性能的影响作了讨论.

作 者：俞刚 李建国 陈立红 黄庆生 YU Gang LI Jian-guo CHEN Li-hong HUANG Qing-sheng  作者单位：中国科学院力学研究所高温气体动力学研究开放实验室,北京,100080 刊 名：流体力学实验与测量  ISTIC EI PKU英文刊名：EXPERIMENTS AND MEASUREMENTS IN FLUID MECHANICS 年，卷(期)：2000 14(1) 分类号：V312+.1 关键词：煤油   双燃料   超声速燃烧   凹腔   火焰稳定器  

★ 基于Van Leer+AUSM混合格式超声速流场的并行数值算法研究

★ 旋转盘腔紊流流动的数值研究

★ 不对称喷管欠膨胀超声速射流的数值模拟

★ 直升机旋翼机身流动特性数值模拟

★ 三维非轴对称薄壁管件旋压成形机床液压系统的研究

★ 封闭空腔声学特性研究

★ 松花江水污染模型的数值研究

★ 并行计数法脉冲激光测距的研究

★ 黑液水煤浆的燃烧和污染排放特性研究

超声声速 篇6

针对这一问题, 国家标准《GB/T 30500-2014气体超声流量计使用中检验声速检验法》规范了气体超声流量计的声速检验方法。通过比较天然气的理论声速值与超声流量计测量的实际声速值, 判断流量计的计量性能, 将超声流量计的检定周期由2年延长至6年。本文依据《GB/T 30500-2014气体超声流量计使用中检验声速检验法》和超声流量计量系统现场应用实际要求, 介绍了天然气声速检验方法, 并研发了一套天然气声速检验软件, 应用于天然气超声流量计的在线检验, 延长了流量计送检周期, 大大降低了企业送检成本。

1理论声速

声波在天然气中传播的理论声速是天然气组分、温度和压力的函数, 其热力学表达式见式 (1) :

其中, cf表示理论声速, Cp表示定压比热容, Cv表示定容比热容, R表示通用气体常数, T表示热力学温度, M表示气体摩尔质量, Z表示压缩因子, ρm表示气体的摩尔密度。公式中的Cp、Cv、Z和ρm是天然气组分、温度和压力的函数, 其具体表达式详见美国天然气协会的AGA Report No.10。理论声速的计算流程见图1。

2测量声速

超声流量计由流量计表体、超声换能器及信号处理单元等部分构成, 其基本测量原理如图2所示。

对于如图2所示安装的超声换能器A、B, 超声波由其中一个换能器发射, 被另一个换能器接收。假设两个换能器之间的距离为L, 换能器安装方向和流量计轴线的夹角为φ, 超声波在天然气中的传播速度为c, 则当管道内天然气流速为v时, 超声波逆流传播时间t1和顺流传播时间t2分别为:

根据 (2) 式和 (3) 式, 可以得到超声流量计的测量声速:

3声速检验原理

联立 (2) 式和 (3) 式, 在得到 (4) 式的同时, 还可以得到管道内天然气流速v的表达式:

由 (5) 式可知, 要使得超声流量计测量的天然气流速v准确, 则需距离L、轴线夹角φ、逆流传播时间t1和顺流传播时间t2均准确。换能器之间的距离L和轴线夹角φ在超声流量计出厂时就已确定并置入, 因此只需保证时间t1、t2准确。又由 (4) 式, 假设超声流量计的测量声速c准确, 则认为时间t1、t2准确。

因此, 可以通过测量天然气的组分、温度和压力, 根据 (1) 式计算工况条件下的理论声速cf, 与同一条件下流量计的测量声速c进行比较, 检验超声流量计的测量声速c是否准确, 从而判断超声流量计的运行状态, 对流量计的计量性能进行评价。

4声速检验软件

采集超声流量计、气相色谱仪、温度变送器和压力变送器等现场计量设备的数据, 通过广域网或局域网上传至声速检验中心, 对现场的超声流量计进行在线声速检验, 如图3所示。

依据第3节所述的声速检验原理, 研制了一套声速计算检验软件, 软件界面如图4所示。在界面左侧显示采集到的天然气组分摩尔百分比, 以及温度和压力值。界面右侧则是输出的天然气热力学参数计算结果, 包括声速值、临界流系数、比焓、比熵、等熵指数及压缩因子等。

点击界面上方的“计算”按钮, 可根据式 (6) , 计算出声速偏差:

式中, n表示超声流量计的声道数, ci表示第i声道的测量声速。

5软件应用

采用声速检验软件对某燃气公司管道上的四声道超声流量计进行在线声速检验, 结果如表1所示。

从声速检验的结果可以看出, 该超声流量计各个声道的测量声速和平均声速与理论声速的声速偏差绝对值均小于0.1%, 满足《GB/T 30500-2014气体超声流量计使用中检验声速检验法》第5.6条声速偏差的绝对值应小于等于0.2%的要求。

6结论

本文依据国家标准《GB/T 30500-2014气体超声流量计使用中检验声速检验法》和国家计量检定规程《JJG 1030-2007超声流量计》, 探讨了天然气用超声流量计的声速检验方法。研制了一套天然气用超声流量计声速检验软件, 通过输入天然气组分百分比、温度和压力等参数计算理论声速, 进行超声流量计在线声速检验。该软件的应用能够延长超声流量计的送检周期, 为企业节约大量送检成本。

参考文献

[1]邓峪泉等.天然气超声波流量计的应用及检定[J].煤气与热力, 2005 (05) .

[2]郝长富等.超声波流量计在天然气贸易结算的应用[J].煤气与热力, 2010 (08) .

[3]陈文.天然气超声波流量计的应用分析[J].中国石油和化工标准与质量, 2012 (01) .

[4]陈松等.用于天然气流量计量的超声流量计[J].油气储运, 2002 (05) .

[5]张福元等.关于天然气声速计算方法标准化的建议[J].计量学报, 2008 (05) .

超声声速 篇7

近年来,由于吸气式火箭(冲压—火箭)发动机作为动力装置用于宇宙往返飞行器或战术导弹的优势日益明显与突出,该领域研究已得到国内外高度重视,并已取得了卓有成效的研究成果[1,2,3,4]。由于整体式固冲发动机是一种新型推进系统,是冲压技术与固体火箭技术有机结合的组合型动力装置,其突出优势在于:比冲高、结构紧凑、工作可靠、使用方便,并能够最大限度地满足新一代战术导弹的战术技术要求,因此,国外对整体式固体火箭冲压发动机的研究已取得了突破性进展,并已应用于新型导弹[5,6]。国内在该领域的研究进展也很快。通过固冲发动机/超声速进气道性能匹配分析,定量给出超声速进气道设计参数对固冲发动机性能影响规律,旨在为这种整体固冲发动机的超声速进气道设计提供技术基础与参考。

1计算模型与方法

图1给出了典型的壅塞式固冲发动机结构简图和相应的特征截面符号。固冲发动机的进气道采用了两个二元超声速进气道。固冲发动机的设计与非设计点性能计算中采用了如下的简化假设:

1—进气道进口截面 2—进气道出口截面 3—补燃室出口截面 4—冲压喷管出口 5—燃气发生器喉道 6—发生器出口截面 7—冲压喷管喉道

1)燃气发生器喷管具有临界截面,内部工作不受补燃室反压的影响;

2)超声速进气道出口有拐弯段,气流在进气道和喷管中的流动为绝热的;

3)补燃室为等截面的,空气在其进口有面积突变;

4)进气道、燃气发生器喷管和冲压喷管均为几何不可调节,并且燃气发生器装药满足预定的燃气流量规律;

5)喷管流动中燃气成分“冻结不变”,总温、比热比和气体常数均不变。

整个计算分为两个进程。第一个进程为设计点计算:即由给定飞行条件,空气流量及空燃比,确定进气道进、出口截面积、燃气发生器喷管喉道、出口面积、冲压发动机喷管喉道、出口面积等设计参数。计算方法参见文献[7]。固冲发动机设计状态为h=10 km,Ma0=2.7,燃料流量Wf=0.6kg/s,空燃比(Wa/Wf)=10 。

第二个进程为非设计点性能(特性)计算。本进程关键之一为必须输入相应的超声速进气道特性参数。为此,基于文献[5]和文献[8]研究结果,综合给出了二元超声速进气道内特性数据(见图2)。据此结果,非设计计算进程如下:

(1)试取超声速进气道总压恢复系数σi,并由σi、飞行Ma0及进气道特性,插值计算出相应的进气道流量系数φi;

(2)由有流量方程

计算由进气道流入发动机的空气流量;

(3)计算进气道出口的λ2,q(λ2),z(λ2);

(4)由预定的燃气流量控制规律,确定出燃气流量Wf,并计算燃气发生器喉道、出口总压ptrh、ptr,总温Tf由固体燃料性质确定;

(5)由Ar、Arh,计算燃气发生器出口参数。

$\frac{A{}_{\text{r}\text{h}}}{A{}_{\text{r}}}=q(\lambda {}_{\text{r}})\to \pi (\lambda {}_{\text{r}})(2)$

(6)由下列等截面补燃室流动方程计算补燃室出口速度系数λ3

$z(\lambda {}_3)=\frac{\phi {}_{\text{a}}B{}_{\text{a}}\sqrt{\theta {}_{\text{r}}}z(\lambda {}_2)+\phi {}_{\text{r}}B{}_{\text{g}}z(\lambda {}_{\text{r}})}{B{}_3(1+{\rm N})\sqrt{\theta {}_{\text{r}}\theta }}(3)$

式(3)中θ=Tt3/Tt2,θr = Tt2 /Tf,Ba,Bg,B3—分别为空气、一次燃气和二次燃气的热力参数组合:$B=\left(\frac{2(k+1)R}{k}\right){}^{\frac{1}{2}}$,$\phi {}_a=\cos \delta +a{}_{b}r(\lambda {}_2)\overline{S}$,φr=0.5(1+cosω),$\overline{S}=\frac{A{}_3-A{}_{\text{r}}-A{}_2\cos \delta }{A{}_2}$。

δ为进气道出口气流偏转角,ω为燃气发生器喷管扩张角。补燃室出口燃气温度为

${\rm T}{}_{\text{t}3}=\eta {}_{{\rm T}}({\rm T}{}_{\text{t}3\text{t}\text{h}}-{\rm T}{}_{\text{t}2})+{\rm T}{}_{\text{t}2}+\Delta {\rm T}{}_{\text{t}}(4)$

ηT为二次燃烧温升效率,Tt3th为理论燃烧温度,ΔTt为包覆及绝热材料中可燃成分燃烧附加温升。

(7)由流量连续方程可得补燃室出口总压pt3

(5)式中ma,m3分别是空气和二次燃气的组合热力参数

(8)由pt3/p0判别固冲发动机收—扩型喷管工作状态。研究表明,在所研究的飞行包线内,喷管的过度膨胀不严重,口外仅生成斜激波。因此,由

计算发动机喷管喉道截面处的总燃气流量;

(9)检查前面步骤(2)～步骤(4)计算得到的燃气流量W′∑=2Wa+Wf与步骤(8)计算出的W∑是否相匹配,构建非线性方程:

(10)采用拟牛顿方法数值迭代求解上方程,最终确定出超声速进气道与发动机在非设计条件下的匹配工作点;

(11)基于超声速进气道与发动机匹配点参数,计算固冲发动机在非设计状态下性能

总推力 F0=W∑V4-2WaV0+(p4-p0)A4,

总比冲${\rm I}{}_0=\frac{F{}_0}{W{}_f}$。

2计算结果及其分析

分别取对应进气道设计马赫数(Ma0=2.7)下超临界、临界和亚临界状态为进气道设计状态,计算出了发动机性能在给定飞行高度上随飞行马赫数变化关系。图2示出在h=10 km,进气道设计点总压恢复系数σi,d分别为0.58、0.628和0.63(分别对应于进气道超临界、临界和亚临界状态)下进气道与发动机的匹配点随飞行马赫数变化轨迹,其中进气道特性为综合文献[5]和文献[8]数据给出的。如图所示,对应于不同的进气道设计点,当飞行马赫数小于设计马赫数时,进气道与发动机的匹配点均位于相应条件下进气道亚临界状态,并且马赫数愈小,进气道工作点向相应马赫数下进气道喘振点逼近愈近,进气道设计点取为亚临界状态时,在非设计状态下的对应的轨迹点最为靠近喘振点,亦即随飞行马赫数减小,其喘振裕度降低得最为严重。飞行马赫数接近2.0时,进气道匹配共同工作点便达到了相应条件下的进气道喘振点,而进气道设计点取为临界和超临界状态时,进气道匹配点达到相应条件下的进气道喘振点的飞行马赫数分别为1.86和1.66。这一变化规律可以从图3和图4所给出的在两个不同飞行高度(h=10 km和h=0 km)下对应于不同的进气道设计点时进气道非设计状态下的流量系数随飞行马赫数变化关系中得到进一步显示。从这两个图上,可以清楚地看出,与进气道超临界、临界状态设计点相比,取进气道亚临界状态设计点时,在飞行马赫数低于设计马赫数时,进气道与发动机的匹配点位于更加严重的亚临界状态,相同马赫数下其对应的流量系数最低,而且这种变化规律基本不受飞行高度影响;但随着飞行马赫数增大,选择这种设计点,进气道与发动机的匹配点上进气道总压恢复系数最高,如图5所示。图6示出了采用进气道超临界状态作为设计点时,计算出的在h=10 km下, 进气道与发动机的匹配点上的进气道总压恢复系数随飞行马赫数变化规律及其与文献[6]所给出的二维超声速导弹进气道实验测得的相应值的比较,可见,两者总的量级及

变化趋势符合得还是比较好的,这也表明本文综合给出的二维超声速进气道近似内特性是可使用的。

图7、图8和图9,图10分别为飞行高度h=10 km和h=0 km条件下发动机总推力和总比冲随飞行马赫数变化规律。由图可见,无论是在低空,还是在中、高空,在低于设计马赫数的超声速飞行条件下,虽然不同进气道设计点对发动机总推力和总比冲的影响不明显,但取进气道超临界状态作设计点时,发动机总推力和总比冲还是更高一些,这主要是由于与临界或亚临界设计点相比,进气道超临界设计能明显提高其在低超声速飞行时的空气流量捕捉能力(如图3和图4所示),进气道流量系数较高所致,若考虑溢流阻力和附加阻力的不利影响,此时,发动机性能在这种设计条件下的增益会更大一些。选取进气道的亚临界状态作为设计点以增加其设计总压恢复系数来改善发动机性能仅在高飞行马赫数下才能呈现出优势。这表明设计用于较高超声速飞行器动力的固冲发动机,其进气道设计点选择亚临界状态是有利的,且在较高超声速飞行范围内进气道均位于超临界工作状态,如图2、图3和图4所示,另外更重要的是与超临界、临界设计点相比,在较高超声速飞行范围内,进气道设计点选择亚临界状态下的进气道与发动机的匹配点总压恢复系数最高,如图5所示,这明显提高了固冲发动机推力(见图7、图8),且无需防止进气道可能出现的喘振不稳定工况。

3若干结论

(1)综合给出了二维超声速进气道近似内特性,并将其与整体固体冲压发动机非设计性能匹配计算相结合,建立了超声速进气道与固体火箭冲压发动机性能匹配计算方法。

(2)固体冲压发动机特性的模拟计算结果表明,非设计状态下进气道与发动机的匹配点总压恢复系数与相关实验结果在量级及变化趋势上符合得比较好。这一方面表明了综合给出的二维超声速进气道近似内特性具有一定的可使用性,另一方面也表明本文的计算模型与方法是可行的。

(3)计算结果明显表明,超声速进气道设计点选取至关重要,它不仅影响整体固体冲压发动机性能,更重要的是影响到超声速进气道稳定工作范围。

(4)对于高飞行马赫数(发动机飞行马赫数处在设计马赫数或高于设计马赫数),选择进气道亚临界状态作为设计点能够明显改善发动机性能,但当发动机处于低超声速飞行时,这种设计点选择不仅使发动机性能降低,同时也明显缩小了进气道稳定工作范围;相反,此时进气道的超临界状态设计表现出明显的优势。

摘要：综合给出了二维超声速进气道内特性,并将其与整体固体火箭冲压发动机性能匹配计算相结合,建立了整体固体火箭冲压发动机特性计算一维模型与方法。选择进气道不同状态作为设计点,根据飞行速度/高度计算出了发动机非设计点性能和相应的进气道与发动机在非设计状态下的匹配点轨迹及性能。结果表明,超声速进气道设计点选取至关重要,它不仅影响整体固体冲压发动机性能,而且严重影响超声速进气道稳定工作范围。

关键词：火箭发动机,固体燃料冲压,超声速进气道,稳定性,性能

参考文献

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[7]方丁酋,张为华,杨涛,等.固体火箭发动机内弹道学.长沙:国防科技大学出版社,1997

超声声速 篇8

基于超声脉冲法的特点,本文采用超声法对橡胶混凝土进行非破损强度检测和抗压强度测试,从而对橡胶混凝土的超声声速与抗压强度之间的关系进行分析,建立回归方程,得出二者之间的关系,为以后实际工程的超声检测提供技术支撑。

1 试 验

1.1 原材料

水泥:双龙牌P·C42.5水泥;水:城市自来水;细骨料:河砂,细度模数2.70,连续级配,最大粒径为5 mm,表观密度2506 kg/m3;粗骨料:石灰岩碎石,二级配,即5~20 mm、20~40 mm石子,二者质量比为3∶1,表观密度2732 kg/m3;废旧橡胶颗粒:60目(0.25 mm)橡胶粉、1~3 mm橡胶颗粒、3~6 mm橡胶颗粒,密度1119 kg/m3,由河南武陟某橡胶厂生产;耦合剂:白凡士林。

1.2 混凝土配合比

试验以未掺加橡胶的C20混凝土为基准混凝土,其配合比(kg/m3)为:m(水泥)∶m(水)∶m(砂)∶m(小石)∶m(大石)=325∶205∶702∶832.5∶277.5。分别将3~6 mm、1~3 mm、60目3种不同粒径的橡胶颗粒(粉)以5%、7%、10%、15%、20%等5种不同掺量等体积取代砂,制备成橡胶混凝土,其相应的砂用量分别为702、688、665、628、591 kg/m3;橡胶用量为14.9、20.9、29.8、44.7、59.6 kg/m3,其余材料用量与基准混凝土相同。

1.3 试样制备与养护

按照DL/T 5150—200《水工混凝土试验规程》制备橡胶混凝土试件,分别为150 mm×150 mm×150 mm的标准立方体试件和100 mm×100 mm×100 mm立方体试件。制作完成的试件1 d后拆模,随即放入标准养护室[温度(20±2)℃、相对湿度≥95%]养护,养护至7 d、28 d龄期后将试件取出,100 mm×100 mm×100 mm立方体试件用于测试抗压强度,150 mm×150mm×150 mm标准立方体试件用于测试超声声速。

1.4 超声声速测试方法

采用北京智博联公司生产的ZBL-U520A非金属超声检测仪,在标准立方体试件浇筑面侧面对角方向上布置3对超声测点,按照式(1)~式(3)计算超声声速。

式中:v——超声声速,km/s;

l——超声测距,mm;

t——3个试件声时平均值,μs;

ti——1个试件3对超声测点声时平均值,μs;

t1、t2、t3——分别为3对超声测点的声时值,μs。

2 试验结果与分析

待养护至7 d、28 d时,根据试验方案,对不同掺量、粒径的橡胶混凝土进行超声声速检测和抗压强度试验。结果如表1所示。

注:未掺加橡胶颗粒的混凝土为 JZC;掺加 60 目橡胶粉的混凝 RXC,掺加 1~3 mm 橡胶粒的混凝土试件为 RZC;掺加 3~6 mm 橡胶粒的混凝土试件为 RDC;数字表示橡胶颗粒等体积取代砂。

文献[12]对不同粒径的橡胶混凝土波速与抗压强度关系拟合出了相应的回归方程,再根据有关文献资料,可知混凝土的超声声速与其抗压强度的关系可以表示为:fc=avm,根据表1的数据分析,运用DPS软件计算,可得到7 d、28 d龄期橡胶混凝土超声声速与抗压强度之间的回归方程分别为:

式中:fCRC——橡胶混凝土的抗压强度,MPa;

v——橡胶混凝土的超声声速,km/s。

由上述拟合方程可知,7 d龄期拟合回归方程的相关系数R为0.9205;28 d龄期拟合方程的相关系数R为0.9573。7 d、28 d龄期橡胶混凝土超声声速与抗压强度数据拟合曲线分别见图1、图2。

从图1、图2可知,7 d、28 d龄期采用幂指数方程拟合出的结果均较好,说明橡胶混凝土的超声声速与抗压强度之间的关系均可用幂函数方程拟合。7 d、28 d龄期的橡胶混凝土试验抗压强度与拟合方程计算出的抗压强度对比及绝对值误差分别见表2、表3。

由表2、表3可见,7 d龄期时,计算抗压强度与试验抗压强度的绝对值误差最大为12.78%,绝对值误差最小为0.35%;28 d龄期时,计算抗压强度与试验抗压强度的绝对值误差最大为10.60%,最小为0.15%,由上述数据可知,运用DPS软件拟合出的幂函数回归方程在橡胶混凝土超声声速与抗压强度关系中较为适合。

7 d、28 d龄期橡胶掺量与抗压强度关系分别见图3、图4,与超声声速的关系分别见图5、图6。

超声声速 篇9

本课题组围绕TBCs超声检测与表征开展了大量研究[8,9,10,11,12],并率先尝试提出了建立涂层随机孔隙模型的概念,其基本思路是将TBCs看作由大尺度的均匀性及随机分布在均匀介质中的小尺度扰动构成,构建的随机孔隙模型的有效性已得到初步验证[11]。在此基础上,本工作针对EB-PVD工艺制备的YSZ涂层,构造了无孔隙以及孔隙率分别为5%,10%且孔隙形貌不同的多组YSZ随机孔隙模型,利用数值计算方法结合实测结果,讨论了孔隙率以及孔隙随机形貌对涂层纵波声速的影响规律。

1 随机孔隙模型

TBCs随机孔隙模型能够用于描述涂层中的孔隙形貌特征。建模原理及方法详见文献[12]。基于该研究思路,对于热障涂层而言,孔隙可以视为在涂层内部随机出现的扰动点,孔隙尺寸对应扰动范围,扰动位置则代表孔隙的分布情况。使用高斯型和指数型二维混合型自相关函数进行建模[13],其表达式为:

式中:a和b分别是随机介质在x方向和z方向上的自相关长度;r为粗糙度因子。通过调整a和b值,可以控制孔隙的尺寸;调整r值,可以控制孔隙的分布。将TBCs试样解剖,利用金相显微镜观察并统计得到其横截面孔隙率和每个孔隙的长度L,宽度W ,长宽比R等一系列值,重复上述步骤以得到TBCs试样的体积孔隙率及孔隙特征的样本空间。自相关长度a,b与粗糙度因子r的数值通过与试样的样本空间对比修正得到。

2 实验

超声检测系统连接示意图如图1所示。利用EB-PVD方法制备获得不同致密度的YSZ涂层试样1和2,借助超声水浸回波方法,采用频率为25MHz的探头对其进行测量。结果发现:对于试样1,不同位置的纵波声速在5636~5980m/s之间,声速波动为5.9%。对于试样2,随着测试位置的不同,纵波声速波动范围为5189~5594m/s,声速波动为7.5%。对两个试样声速有差异的多个位置进行解剖,通过SEM测量孔隙率并观察孔隙形貌。解剖及统计结果表明,YSZ试样1的孔隙率P为4.8%~5.3%,平均孔径长度L=3.6μm,宽度W =10.3μm,代表性SEM观测结果如图2(a)所示。YSZ试样2统计的孔隙率P为9.4%~10.1%,平均孔径长度L =5.2μm,宽度W =14.5μm,代表性SEM观测结果如图2(b)所示。据此,通过调整第1节中的a,b和r值,可以获得不同孔隙形貌及分布的模型。

(a)试样1;(b)试样2(a)specimen 1;(b)specimen 2

3 超声检测数值计算

3.1 YSZ涂层随机孔隙模型

本研究中依据图2的涂层横截面SEM观测结果,分别构建了无孔隙以及孔隙率为5%,10%的YSZ涂层随机孔隙模型。为了模拟涂层局部孔隙尺寸、形状及分布等形貌特性存在的差异,每个孔隙率下构建了3组随机孔隙模型,结果见图3与图4。观察发现,随机孔隙模型与SEM结果在几何形貌上具有较强的相似性,前者能够灵活反映真实孔隙形貌的多样性和随机性。

(a)形貌1;(b)形貌2;(c)形貌3(a)morphology 1;(b)morphology 2;(c)morphology 3

(a)形貌1;(b)形貌2;(c)形貌3(a)morphology 1;(b)morphology 2;(c)morphology 3

3.2 数值计算

采用时域有限差分法进行超声检测数值计算。探头频率25MHz,声源波形如图5(a)所示,涂层的反射回波波形如图5(b)所示。模型宽度0.2mm,水层厚度1mm,YSZ涂层和基体(GH33)厚度分别为0.2,1.5mm。计算中所需的其他材料参数见表1[11]。

(a)声源波形;(b)反射回波波形(a)sound source waveform;(b)echo waveform

4 结果分析与讨论

将数值计算得到的时域信号进行频谱分析处理,获得涂层的声压反射系数幅度谱,如图6所示。观察发现,相对于无孔隙涂层,孔隙率P=5%和P=10%的涂层声压反射系数幅度谱中谐振频率均向低频偏移,而且随着孔隙率的增加偏离越严重。采用声压反射系数幅度谱的方法对纵波声速进行测量,声压反射系数幅度谱(Ultrasonic Reflection Coefficient Ampli-tude Spectrum,URCAS)的谐振频率表达式为[9]:

式中:n为谐振频率阶数,值取正整数;v为涂层纵波声速;d为涂层厚度。由式(2)可知,获得谐振频率值与涂层厚度即可通过计算得到涂层的纵波声速。分析认为,对同一涂层试样,数值计算过程中涂层厚度d为定值,因此,涂层的谐振频率fn与声速v存在正比例关系,谐振频率向低频偏移应该是由涂层声速v减小引起的。

为了说明纵波声速随孔隙率以及孔隙形貌的变化情况,图7 给出了3 组涂层对应的纵波声速结果。可以看出,无孔隙涂层对应声速为6749m/s;随着孔隙率增加,声速降低,对于孔隙率5%和10%的涂层,声速分别减小14.4%和23.9%。该结果与Lescribaa等[3]针对ZrO2涂层孔隙率与声速关系的研究结果类似。

(a)P=0%;(b)P=5%;(c)P=10%

对于同一孔隙率P=5%,3组不同孔隙形貌的模拟结果对应声速分别为5632,5768m/s和5923m/s,最大声速波动为5.0%;对于P=10%,3组模拟结果对应的声速分别为5016,5036m/s和5364m/s,最大声速波动为6.8%。上述两个涂层试样纵波声速模拟计算结果与对应的实验测量结果是相当的。

TBCs的密度、弹性模量等受其孔隙特征影响导致取值不唯一的问题一直广受关注,Choi等[14]采用拉伸实验、压缩实验、梁弯曲实验等方法对EB-PVD法制备的YSZ涂层弹性模量进行了研究,测量结果在20~120GPa之间变化;Sevostianov等[7]采用规则等效孔隙形貌模拟非均匀材料真实性能的有效性时,也发现不同等效孔隙形貌对弹性模量的影响不同。但是这些研究中均未说明导致材料性能预测结果波动或者出现较大误差的本质原因。本研究结果显示超声声速值不仅随孔隙率增大而减小,而且在同一孔隙率下也会随着孔隙形貌的差异而变化,孔隙率越大孔隙形貌的影响越明显。该结果确认了同一孔隙率下,涂层孔隙形貌的差异会导致纵波声速的变化,也间接证明了孔隙随机形貌差异会引起涂层局部区域密度与弹性模量的扰动。

5 结论

(1)借助统计学原理与随机介质理论,构建出YSZ涂层的随机孔隙模型,能够灵活反映孔隙形貌的多样性和随机性。

(2)随着涂层孔隙率的增加,涂层纵波声速减小,孔隙率为5%和10%的涂层,其纵波声速比无孔隙涂层分别减小14.4%和23.9%。