光学系统效应（共4篇）
光学系统效应 篇1
0 引言
新一代导弹朝着高速飞行、高精度探测与高精度控制的方向发展[1]。导弹在大气层中高速飞行时,其光学头罩周围的复杂流场会引起目标图像偏移、抖动、模糊的气动光学效应(Aero-Optical Effect)。为了降低高速导弹光学窗口的气动光学效应,研究流场的气动光学效应机理,对高速导弹的光学窗口做针对性的优化设计,需要从流场的角度建立高速流场的气动光学效应评价方法。
高速流场中的激波、边界层、剪切层等复杂的流场结构对流场的气动光学效应有重要的影响[2]。而传统的气动光学评价指标,如点扩散函数(PSF)、光学调制传递函数(MTF)、斯特列尔比(Strehl Ratio)等,是从光学角度出发对流场的整体光学特性进行评估,缺乏对流场中局部结构对其气动光学效应影响的评价。
本文以高速导弹光学窗口优化设计为背景,以流场机理研究为目的,从流场的角度提出了高速流场的气动光学效应评价方法,并利用该方法对尖劈模型流场进行了分析,初步获得了高速流场的气动光学特性。本文结构如下:第一部分介绍了气动光学评价方法的建立,第二部分应用该评价方法分析了高速流场的气动光学特性,第三部分对全文进行了总结。
1 高速流场气动光学评价指标的建立
为了实现高速导弹光学窗口的优化设计,建立高速流场的气动光学评价指标,首先需要确定流场参数与气动光学效应的关系。在气动光学研究中,建立流场特性与光学特性联系的基本方法主要有四种,即光线追迹法、物理光学法、波前计算法和统计光学法[1]。本文建立流场气动光学效应评价指标的主体思路是:基于光线追迹法中的光线折射原理推导出具有表征流场的气动光学特性的偏折因子,采用统计理论对时均流场的偏折因子与脉动流场的偏折因子脉动进行稳定性分析,最后综合建立高速流场的气动光学效应评价指标,如式(1)所示。
1.1 评价原则与基本假设
本文以折射率场的稳定性来表征高速流场的气动光学效应,折射率场稳定性越高表示流场气动光学效应越微弱,反之折射率场稳定性越低表示流场的气动光学效应越剧烈。大量文献[3,4,5]指出:高速流场的气动光学效应本质是由折射率场的不稳定引起的。由于折射率场不稳定,光线通过流场区域后产生折射,引起光程与波相差,最终在成像上体现出偏移,模糊与抖动。降低流场折射率场的不稳定性,是降低飞行器气动光学效应最根本的方法。
在建立折射率场与气体参数之间的关系时,本文的基本假设为:气体的光学折射率仅与气体密度相关。气体的光学折射率受气体的多个状态参数影响[6],其中包括:气体密度、气体温度、气体化学组分、气体压力、光波波长和介质电子振荡频率。基于高速流场气动光学效应的研究环境,本文假设流场中气体组分不变,光波波长一定,忽略介质电子振荡频率的影响,忽略气体温度对折射率的影响,认为折射率仅与气体密度相关。
折射率与气体密度之间的关系常用Gladstone-Dale经验公式来表示,即:
式中常数KGD是气体的一种特性,单位为m3/kg,由Gladstone and Dale定义为比折射度(Specific refractive energy或Specific refraction),通常也称为折射性(refractivity)[6]。Gladstone-Dale常数近似为波长的函数,下面给出经验式[7]:
式中λ为入射光波波长,单位为µm。
将KGD代入式(2)可得光学折射率场与密度场之间的关系:
1.2 偏折因子
根据物理光学的折射性质,本文推导了介质折射率与光线偏折程度之间的关系如图1所示。
图1中,α为光线入射角;γ为光线折射角;n1为介质1的折射率;n2为介质2的折射率。入射角,折射角,分界面两边介质的折射率之间的关系为
光线经过折射后,其偏折程度为:θ=α-γ,即
由于在流场中气体对光线的偏折作用非常小,所以有:θ→0
将式(7)代入式(5)有:
进一步简化:
式(10)即表示了光线偏折程度与入射角、介质折射率之间的关系。式中(n2-n1)/n2表示了流场对光线偏折程度的影响,不妨称之为偏折因子(Deflection Factor)fn。
偏折因子不仅表示了流场对光线偏折的影响,同时也代表了光程差的无量纲量。
传统气动光学评价指标如点扩散函数、光学传递函数、斯特列尔比等均是以光程差为基础对成像质量进行评价的。设第i条光线在第k层折射率流场区域中的路径为li(k),折射率为ni(k),则第i条光线的光程OPLi如式(11)所示。未经扰动的光程为OPL0,则第i条光线的光程差如式(12)所示。
图2中光线的光程差为
式中:1l为光线在介质1中的传播路径,l2为若光线不发生偏折在介质2中的传播路径,l2′为发生偏折后在介质2中的传播路径。
在实际光程差计算中l2≈l2′[4],由式(13)得:
由式(15)可知,偏折因子数值上等于光程差与当地光程之比。
综上所述,偏折因子表示了流场对光线偏折程度的影响,同时可表示光程差的无量纲量。
1.3 流场离散化
为了满足实际计算的需要,本文将连续的流场折射率分布离散为若干连通区域D(i,j,k),对应的折射率为n(i,j,k)。该连通区域内所有点的折射率值采用该区域的中值。折射率分布离散化后,折射面即流场中相邻的折射率区域的交界面。
为了评价折射率场的稳定性,可以通过沿光程的各个平面其折射率的稳定性来衡量。本文依据垂直于离散化流场区域的流向i、法向j、展向k三个方向的各个平面的偏折因子稳定性来评价整个流场的气动光学效应,如图2所示。图中,i为流向方向;j为法向方向;k为展向方向;密度场ρ=ρ(i,j,k)。
飞行器在实际飞行过程中,入射光线与飞行器轴线之间角度为α′,光学窗口与飞行器轴线之间角度为β,根据式(10),垂直于流向i的各个平面与垂直于法向j的各个平面对入射光线产生的影响如式(16)所示:
1.4 时均流场与脉动流场的评价
流场的气动光学评价指标可以通过偏折因子稳定性来表征。若采用偏折因子的平面标准差来表达其稳定性,则根据式(16)流场的气动光学性能可以通过式(17)表示。EV时均流场和EV脉动流场值越低表示流场越稳定,气动光学效应越低,即流场的气动光学性能越好。
对于考察区域Γ=Γ(i,j,k)的部分,其时均流场评价的具体数学可通过式(18)表示:
对脉动流场的处理流程与时均流场相似。与时均流场里处理密度、折射率与偏折因子不同,脉动流场处理的是密度脉动、折射率脉动与偏折因子脉动。因此脉动流场的气动光学效应评价指标可以通过偏折因子的脉动来表征,具体数学表达如式(19)所示。
式中:D[f n]是fn的方差,fn′i,fn′j分别是流向、法向偏折因子脉动,其表达式如下:
式中的数学期望值[8]。
2 评价方法的应用
文本采用高速流场气动光学效应评价指标对超声速尖劈流场进行了分析。首先通过RANS/DSMC混合算法对流场进行数值模拟,获取密度场时均分布与脉动分布,再利用式(4)将密度场转化为折射率场,然后利用式(18)与式(19)的气动光学效应评价函数对折射率场进行分析,获取该流场的综合评价指标,最后分析了入射光角度、来流马赫数和攻角对流场气动光学效应的影响。
2.1 模型与工况
在模型选取上,本文选择了与携带机载光学设备的高速导弹具有类似流场结构的尖劈模型作为参考模型[9]。具体尺寸如表1所示,来流马赫数3.5,雷诺数3.9×107 m,具体工况如表2所示。入射光波长4µm,脉动量的取样频率为41 k Hz。模型网格与窗口区域如图3所示。
2.2 偏折因子分析
根据数值模拟结果,光学窗口区域时均流场的偏折因子沿流向与法向的分布特征相似。偏折因子数值较大的区域集中在流场中的激波附近与近壁面的湍流边界层附近。根据偏折因子的定义可知,时均流场中对光线偏折影响较大的区域在激波与边界层附近,如图4所示。由于超声速流场的密度场在穿过激波时存在极大的梯度,由密度场决定的折射率场在激波附近也呈现出极大的梯度,所以光线在穿透激波时会发生比较大的偏折。超声速流场的近壁面湍流边界层内的流场参数由于湍流的影响而存在较大的梯度,所以在穿透湍流边界层附近的流场时,光线会产生比较大的偏折。即在激波与边界层附近,容易对图像产生偏移的气动光学效应。
对在整个考察区域内垂直于流向与垂直于法向的各平面做偏折因子标准差分析,结果显示:沿流向,各垂直于流向的平面其偏折因子稳定性变化不大,整体变化率小于10%;沿法向,各垂直于法向的各平面偏折因子标准差存在两个极值,分别位于近壁面湍流边界层内和激波处,如图5所示。偏折因子平面稳定性的分布,说明时均流场的边界层和激波对光线偏折的大小与位置存在较大不一致性,从而导致图像变形、模糊的气动光学效应产生。
脉动流场的偏折因子脉动沿流向与法向的分布也都集中在近壁面湍流边界层内,如图6所示。根据偏折因子脉动的定义,在该脉动取样频率下,脉动流场对光线偏折的程度在湍流边界层附近随时间变化而存在较大的不一致性,容易产生模糊与抖动的气动光学效应。
对垂直于流向与垂直于法向的各平面做偏折因子脉动标准差分析,结果曲线显示:沿流向,各个垂直于流向的平面,其偏折因子脉动平面稳定性变化不大,整体变化率小于20%;沿法向,各个垂直于法向的平面,偏折因子脉动稳定性在边界层内接近壁面处存在极值,远离边界层后其平面不稳定性迅速降低,如图7所示。偏折因子脉动平面稳定性的分布说明:在该脉动取样频率下,边界层内光线偏折的时间、程度与位置存在较大不一致性,容易产生模糊与抖动的气动光学效应。
根据以上时均流场与脉动流场的特征表现可知,时均流场对气动光学效应的影响主要来自于激波,脉动流场对气动光学效应的影响主要来自于湍流边界层。激波作为超声速时均流场的主要特征,由于其强间断性激波前后密度场梯度高,使得折射率变化也较大,光在通过激波时发生强烈的偏折,引起图像在光学系统中的偏移与模糊。另外由于入射光线在穿过激波层时发生偏折的位置与时间不同,从而造成图像失真,引起图像模糊。因为激波具有定常的特性,所以脉动流场的气动光学效应不是由激波引起的。近壁面湍流边界层内偏折因子脉动剧烈,这些脉动对气动光学效应产生的影响在激波层内远离壁面后逐渐减小,偏折因子脉动在沿流向与法向两个方向上量级相当,为时均值的1%~2%。以上时均流场与脉动流场的特征分析与理论吻合。
2.3 综合评价指标分析
以上将时均流场的偏折因子与脉动流场的偏折因子脉动分别做了分析,下面根据式(1),在关注区域内分析不同工况下时均流场与脉动流场的气动光学效应综合评价。所分析的工况包括:入射光角度,来流马赫数和攻角。
在不同的实际入射角度下,根据式(18)与式(19),尖劈窗口区域流场的EV综合在近45°入射光时有极值,即在该入射角度下,流场的气动光学效应最小。具体EV时均流场,EV脉动流场与EV综合值如表3所示,走向趋势如图8所示。
以入射光角度为变量,对时均评价公式与脉动评价公式取极值可知:当入射光角度为52.2°时,时均流场气动光学效应最低;当入射光角度为37.3°时,脉动流场气动光学效应最低;当入射光角度为48.7°时,综合气动光学效应最低。由综合评价可以看出,入射光实际入射角度从25°到48.7°区间,综合偏折逐步减小,入射光实际入射角度从48.7°到65°区间,综合偏折逐步增大。即在高速飞行器光学窗口设计中,调整入射光实际入射角度在45°附近时,可以降低气动光学效应。
本文分析了不同来流马赫数对流场气动光学效应的影响规律。所分析的马赫数包括:2,3,3.5,4,5,对流场的综合评价中以45°实际入射角度为标准,攻角、来流密度、温度、压力依照表2所示设定。
随着马赫数的提高,EV时均流场,EV脉动流场和EV综合均单调递增,即马赫数越高流场的气动光学效应越大。具体EV时均流场,EV脉动流场与EV综合值如表4所示,走向趋势如图9所示。
随着马赫数的提高,时均流场中激波强度越来越大,光线穿透激波时偏折的程度也越大,所以时均流场的气动光学效应也越大。同时边界层内密度场的脉动也加剧,所以脉动流场的气动光学效应也越大。该结论与理论分析结果吻合。
本文最后分析了不同攻角对流场气动光学效应的影响规律。所分析的攻角由-5°到5°,流场的综合评价以45°实际入射角度为标准,来流马赫数,密度、温度、压力依照表2所示设定。
随着攻角的提高,EV时均流场,EV脉动流场和EV综合均单调递减,即在-5°到5°的攻角区域内,攻角越大流场的气动光学效应越小。具体EV时均流场,EV脉动流场与EV综合值如表5所示,走向趋势如图10所示。
尖劈模型的攻角变化可以等效的看作模型半锥角的变化,攻角越大,相当于模型半锥角越小。随着攻角的变大,流场的激波角变小,激波层变薄,时均流场中由激波引起的气动光学效应降低。随着攻角的变大,边界层内密度场的脉动也降低,所以脉动流场的气动光学效应降低。该结论与理论分析结果吻合。
综上所述,通过本文提出的评价方法在尖劈模型上的应用,所得到的结论与理论分析结果吻合,说明该方法能正确的从流场的角度反映超声速流场的气动光学效应,具备有效性与实用性。
3 总结
本文以降低高速导弹的气动光学效应、研究高速流场气动光学效应机理为目的,从流场角度建立了高速流场的气动光学效应评价方法。尖劈模型的偏折因子分布结果表明,时均流场的气动光学效应主要由激波引起;脉动流场的气动光学效应主要由近壁面湍流边界层引起。不同工况下综合评价指标的规律表明,实际入射光与光学窗口成近45°角时流场的气动光学效应最小,随着马赫数增大流场的气动光学效应加剧,随着攻角增大流场的气动光学效应降低。结论与理论分析吻合,证明了该方法的有效性与实用性。
在得到高速流场气动光学效应评价方法之后,可以进一步分析流场对气动光学效应影响的机理,有针对性地对导弹外形进行优化设计,这是作者下一步的研究目标。
参考文献
[1]殷兴良.气动光学原理[M].北京:中国宇航出版社,2003.YIN Xing-liang.Principle of Aero-Optics[M].Beijing:China Astronautics Press,2003.
[2]Christopher Wyckham,Zaidi S H,Miles R,et al.Measurement of Aero-Optic Distortion in Transonic and Hypersonic,Turbulent Boundary Layers with Gas Injection[C]//36th AIAA Plasmadynamics and Lasers Conference,Toronto,Ontario Canada,June6-9,2005:AIAA-2005-4755.
[3]William J Yanta,W Charles Spring III.Near-and far-field measurements of aero-optical effects due to propagation through hypersonic flows[R].AIAA-2000-2357.
[4]Eric Tromeur,Eric Garnier,Pierre Sagaut.Large-eddy simulation of aero-optical effects in a spatially developing turbulent boundary layer[J].Journal of Turbulence(S1468-5248),2006,7(1):1-28.
[5]Stanislav Gordeyev,Eric J Jumper,Ng Terry T,et al.Aero-optical characteristics of compressible,subsonic turbulent boundary layers[C]//34th AIAA Plasmadynamics and Lasers Conference,Orlando,Florida,June23-26,2003:AIAA-2003-3606.
[6]李桂春.气动光学[M].北京:国防工业出版社,2006.LI Gui-chun.Aero-Optics[M].Beijing:National Defence Industry Press,2006.
[7]Augirre R C,Catrakis H J.Aero-optical wavefronts and scale-local characterization in large-Reynolds-number compressible turbulence[J].AIAA Journal(S0001-1452),2004,42(10):1982-1990.
[8]盛骤,谢世千,潘承毅.概率论与数理统计[M].北京:高等教育出版社,2009.SHENG Zhou,XIE Shi-qian,PAN Cheng-yi.Probability and Statistics[M].Beijing:Higher Education Press,2009.
[9]Balakumar P.Stability of Supersonic Boundary Layers over Blunt Wedges[C]//36th AIAA Fluid Dynamics Conference and Exhibit San Francisco,California,June5–8,2006.
[10]杨文霞,蔡超,丁明跃,等.超音速/高超音速飞行器湍流流场气动光学效应分析[J].光电工程,2009,36(1):88-92.YANG Wen-xia,CAI Chao,DING Ming-yue,et al.Numerical Analysis of Aero-optic Effects Induced by the Turbulence Flow Field Surrounding Super/Hypersonic[J].Opto-Electronic Engineering,2009,36(1):88-92.
光学系统效应 篇2
紫外星敏感器的光学系统设计
紫外星敏感器是小卫星度提高一个数量级.提出了一种新型紫外星敏感器的光学系统设计方案,在对性能指标进行分析的基础上,确定了光学系统的参数和结构尺寸.采用锥面反射镜压缩光学镜头的视场角,使所设计的`系统具有超大视场的观测能力,环形视场可达135～145,工作波段为0.25～0.28μn的真空紫外.
作 者：张爱红 左保军 范志刚 张武祖 作者单位：哈尔滨工业大学航天学院,黑龙江哈尔滨,150001刊 名：哈尔滨工业大学学报 ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF HARBIN INSTITUTE OF TECHNOLOGY年，卷(期)：34(3)分类号：V474关键词：紫外辐射 星敏感器 光学系统
光学系统效应 篇3
光学电压互感器(Optical Voltage Transducer)是利用光电子技术和电光调制原理来实现电压的测量的。它利用光代替传统的电作为敏感信息的载体,光纤代替传统金属导线传递敏感的信息,光信号经光电变换后用电子线路和计算机处理。在电力工业高速发展的今天,迫切需要不断完善这样的新型电压互感器,使其得到更广泛的应用于推广。
1 光学电压互感器的原理
某些晶体物质在外加电场(电压)的作用下发生双折射,且双折射两光波之间的相位差与电场强度(电压)成正比。这一现象被称之为Pockels效应。基于该效应,典型的光学电压互感器的工作原理是:LED发出的光由光纤传入起偏器,将光变成线偏振光,经1/4波片后又变成圆偏振光,当光透过电光晶体时,在电场或电压的作用下发生双折射,双折射两光波之间的相位差与被测电压成正比。经检偏器后,输出光强与被测电压之间具有线性关系。经电光转化和信号处理之后即可测量出电压。
由晶体Pockels效应引起的双折射两光束的相位差可用下式计算:
式中,n0为BGO晶体的折射率;γ41为BGO晶体线性电光系数[1]。
我们可以看到,在描述基于晶体Pockels效应的电压互感器的原理时,所分析的是BGO晶体,由于它在电压传感方面具有优良的性能,许多OVT均采用它作为敏感元件。该晶体是一种透过率高、无自然双折射性和自然旋光性、不存在热电效应的电光晶体。
2 琼斯矩阵描述晶体的光学性质
在理想情况下,即电光晶体2个相互垂直的感应主轴与起偏器的透光轴成45°夹角,外电场和双折射同时存在时BGO晶体的琼斯矩阵推导如下:
设有角频率为ω的平面单色光波沿Z轴方向通过具有多种双折射的BGO晶体,利用Lee KS.所著的《应用光学》一书中介绍的方法[2],可得有双折射时BGO晶体的琼斯矩阵为
若不考虑晶体中的干扰双折射,晶体在外电场E作用下的电光张量为
上式中取外电场引起的晶体沿Z轴方向的双折射率B1l=n03γ41 E。
可得不考虑干扰双折射时晶体在外电场E作用下的琼斯矩阵为:
设BGO晶体在主轴方向的方位角偏差为θ,检偏器输出的线偏振光的琼斯矩阵为[3]:
式中JD1,JC,JP分别为检偏器、BGO晶体在外电场作用时和1/4波片的琼斯矩阵;Ei为入射光经起偏器后的琼斯矢量。R(θ)为旋转矩阵。将式(5)代入得:
从上式可以看出,有r41=3.22×10-12m/v,l=666nm,折射率n0=2.15[4],通光长度l设为单位长度。因此,变量仅有角度偏转角度θ和外加电场E,即可分析该琼斯矢量与角度偏转角度θ和外加电场E的关系。
3 用介电张量描述晶体的光学性质
现在以BGO晶体在外电场的作用下的感应主轴为参照坐标系(X,Y,Z),并使光束沿Z轴传播,则此时晶体的介电张量可表示为
式中,N和M分别为晶体中存在的线性双折射的总数,可得在外电场和干扰双折射同时存在时BGO晶体的介电张量为
当晶体沿其主轴方向旋转时,晶体的介电常数为
而当晶体三个方向都有旋转时
其中,A(α),B(β),C(γ)分别为z,y,x轴方向的旋转矩阵。
上述分析即为晶体旋转变化后介电张量的表达,其中未考虑因晶体旋转电场对其介电张量的影响,相当于不论晶体怎么旋转,电场始终是与晶体主轴垂直的,由此时的介电常数可推导BGO晶体角度偏转一定角度后的琼斯矩阵。
4 结论
光学电压互感器各个器件都可能影响其稳定性。本文分析了BGO晶体的光学特性,利用琼斯矩阵和介电张量,计算了晶体沿其主轴方向旋转时的输出偏振光的介电张量的变化,讨论了晶体角度偏转后的琼斯矢量、偏转角度、外加电场三者之间的关系。当晶体有偏转时,由于其介电常数在改变,并且改变量复杂,所以推导晶体在任意角度下偏转后的琼斯矩阵并且分析其性质有很大的难度,这也将是需要进一步完成工作。由于琼斯矩阵能够清晰的表述外加电场与偏振产生的相位差及偏转角度的关系,所以极具研究价值,在光学电压互感器误差的研究中起到了重要作用。
摘要：文章介绍了基于Pockels效应的光学电压互感器。由于电光晶体是光学电压互感器的核心敏感元件,所以其性能直接影响到光学电压互感器的测量准确性、稳定性和灵敏度。讨论了在外电场作用下,由于晶体的切割或放置问题而发生角度偏转时,其偏振特性及介电张量的改变情况,分析了晶体有角度偏转时的输出线偏振光的琼斯矢量。
关键词：光学电压互感器,Pockels效应,BGO晶体,琼斯矩阵,介电张量
参考文献
[1]程云国,刘会金,李云霞,等.光学电压互感器的基本原理与研究现状[J].电力自动化设备,2004,24(5):87-91.
[2]廖延彪.偏振光学[M].科学出版社,2003,302-305.
[3]P.S.Theocaris;E.E.Doug torres.Photoelasticimetry matrixtheoty,Science Press[M].1987.22,PP41-62.
光学系统效应 篇4
光学前沿-全国光电技术系统与检测学术会议
光学前沿--2009全国光电技术系统与捡测学术会议(COST2009)由中国科学院上海光学精密机械研究所主办,是展示我国光电材料、光电器件、光电技术系统集成与应用、光电检测研究和应用成果的平台.会议旨在推动我国光电技术系统与光电检测技术的发展.本届会议由重庆师范大学和中国激光杂志社联合承办,将于5月18～21日在重庆师范大学举行.
作 者：作者单位：刊 名：光机电信息英文刊名：OME INFORMATION年，卷(期)：200926(4)分类号：关键词：