同步特性范文

同步特性范文（精选8篇）

同步特性 第1篇

气体火花开关结构简单、工作电压高,并且具有较高的dI/dt,在高功率脉冲功率系统中得到广泛的应用[1,2,3],其工作方式主要有自击穿、电脉冲触发或激光脉冲触发[4,5,6]。由于激光触发开关( LTGS) 具有延迟及抖动小、预击穿概率低、可远程控制等优点,是今后多台脉冲功率装置、多个开关同步运行的关键技术,因此开展激光触发开关的研究具有重要意义。国内外对激光触发开关开展了较多研究,如激光触发沿面闪络开关[7]、针对于SF6气体的激光触发开关的研究等等[8,9,10]。本文利用搭建的激光触发开关的实验平台,对两个氮气气体开关在266nm脉冲激光作用下,开关的同步工作特性进行了研究。

2 激光触发开关实验平台

搭建了激光触发气体开关的实验平台,实验装置等效电路如图1所示[11],其中R1、R2分别为水电阻分压器的高压臂、低压臂电阻,L1、L2为相应回路中电感,RL为负载电阻,C为高压电容器,电容大小为80nF; 实验装置结构图如图2所示,激光依次通过两片全反镜、聚焦透镜、两片高透光率石英玻璃后,聚焦于两电极中心处。实验中所使用的激光器是一台氙灯放电泵浦、晶体电光调Q的Nd: YAG激光器,激光脉冲宽度约10ns。开关外筒内直径为368mm,与负载相连接电极直径为70mm,留有直径4mm的激光通孔,另一侧开关电极直径为50mm。

根据静电场条件下满足的物理方程式( 1) ,利用有限元软件对开关静电场分布进行模拟。

式中,ε0、εr为介质的介电常数和相对介电常数; V为电压值; q为电荷。

假设左侧电极电势为600kV,右侧电极接地,电极间距2.5cm,图3给出了开关中沿着两电极间轨迹线1、2、3上电场强度的数值大小,可以看出开关两电极间电场基本均匀分布,右侧电极中心开有直径为4mm的激光通孔,激光通孔的存在对开关电极中心电场强度基本没有影响,仅在靠近通孔的1 ~2mm处电场强度有变化。

3 典型试验波形以及数据处理方法

在开关电极间距1. 1cm、开关内气体为0.1MPa氮气、自击穿电压约32kV时,进行了不同参数下实验研究,主要测量了开关导通的延时和抖动。开关的延时是指激光脉冲到达时刻与放电电压起始时刻之差,实验中给出的延时平均值为该参数下至少十次以上数据的平均值,采用式( 2) 计算; 开关的抖动是击穿时延的标准差,采用式( 3) 计算。

式中,td为开关的平均延时时间; td i为开关每次实验时的延时时间; tj即为开关的抖动; n为同一条件下开关的工作次数。

图4为实验中典型波形,激光脉冲信号的测量采用DET210光电二极管,负载电压测量采用具有纳秒响应时间的水电阻分压器。为保证测量结果的准确性,实验中测量电压与光信号的电缆长度一致。

4 实验研究

4. 1 不同激光波长触发实验研究

在焦距72cm( 532nm和1064nm激光) 和64cm( 266nm激光) 情况下,将不同波长激光触发下开关的工作特性进行比较,得到的延时和抖动特性如图5和图6所示。可以看出,266nm激光触发能量阈值明显小于1064nm和532nm,且延时、抖动小,如对于8.5mJ@266nm激光,其延时时间为9ns,抖动在亚纳秒; 对于99.5mJ @ 532nm和107.1mJ @1064nm激光,其延时时间分别为10. 4ns、11. 8ns,抖动在亚纳秒。

4. 2 两个开关的同步触发特性研究

开关的同步性是脉冲功率装置同步运行的关键技术。本文开展了单束激光分成两束同步触发两个气体开关的研究。实验装置示意图如图7所示,实物图如图8所示。根据前面的研究,选择266nm激光,激光透镜焦距64cm,进行两开关的触发实验。激光光路通过等光程设计,保证激光同时到达两开关内。通过对激光光信号和两个开关负载上电压进行测量,可得到两开关的延时、抖动特性,进而分析两开关的同步工作特性。

实验中所用的电容器与触发单个开关时一致,为80nF。保持激光能量15mJ不变,在不同欠压比( PSB) 下实验波形如图9所示; 保持开关欠压比85% 不变,不同激光能量下得到的实验波形如图10所示。图中波形是利用示波器的余辉模式,重频1Hz时,10次波形的叠加图。图9和图10中纳秒数表示示波器横轴每格代表的时间。

假设开关1、2对应的平均延时时间分别为Td1和Td2,两开关延时时间Td1和Td2差的绝对值表示为delt( t) 。实验中由于半透半反镜、多个全反镜的调节精度,以及开关结构、位置等方面不是完全一致,因此触发两个开关的能量会略有差别,开关1的入射激光相对开关2略大约3%,因此延时时间Td1略小于Td2。实验中激光能量取两开关入射能量的平均值,不同欠压比下、不同能量下实验数据如图11和图12所示。

从图9和图11可以看出在50%欠压比下两个电脉冲延时时间不一致,而且每个脉冲都存在抖动,图中直观表现就是波形重叠性不好; 70%欠压比下每个脉冲抖动基本在亚纳秒,但延时时间不一致;80% 欠压比时,两开关延时时间趋于一致,图中直观表现就是所有波形一致性好、重叠在一起。从图10和图12中可以看出当激光能量5. 5mJ时,每个开关电压波形基本重合在一起,但延时时间不一致,当激光能量大于8mJ时,两开关导通的延时时间基本一致,可认为此时两开关同步导通。

5 结论

同步特性 第2篇

同步脱氮好氧颗粒污泥的特性及其反应过程

厌氧颗粒污泥经过驯化后,成为具有同步硝化与反硝化(SND)功能的好氧颗粒污泥.实验在2L反应器中进行,温度,pH值,溶解氧分别控制在25℃,pH7～8,3～4mg/L.在实验条件下,SND好氧颗粒污泥COD去除率90%,氨氮去除率100%,出水检测不出NO2--N和NO3--N.反应器中SND颗粒污泥粒径在2.0～2.7mm的占全部颗粒污泥的.50%,SVI为15～30mL/gTSS;污泥所能承受的最大压力为23.236N;SND好氧颗粒污泥中挥发性固体为9.92mg/mL,占总固体的2/3.采用SND好氧颗粒污泥进行脱氮研究,反应6h后氨氮去除率达100%,废水中检测不到NO2--N,仅残留2mg/L的NO3--N.

作 者：阮文权 陈坚 作者单位：江南大学生物工程学院,江苏,无锡,214036刊 名：中国环境科学 ISTIC PKU英文刊名：CHINA ENVIRONMENTAL SCIENCE年，卷(期)：23(4)分类号：X703关键词：氮 硝化 反硝化 好氧 颗粒污泥

同步特性 第3篇

【关键词】石油焦；燃烧；特性；无烟煤

前言

当前，装机容量呈上升趋势，原煤供应变得紧张，很多电站锅炉实际用的燃煤与原本设计的相差甚远，从而导致锅炉排烟温度和飞灰、炉渣含碳量都不断升高，最终破坏了电厂燃烧经济性[1]。除此之外，为了使煤炭资源得到深度利用，使用了大量煤矸石、劣质无烟煤等难燃燃料，这致使锅炉燃烧经济性被进一步降低，出现的燃烧不稳定、全炉膛灭火等已经严重阻碍了锅炉的安全稳定运行。

1实验

1.1煤种

本研究的对象是无烟煤A、B、C、D和1种石油焦，无烟煤A、B是极低挥发分无烟煤。根据表1，无烟煤中，挥发分最低的为A、B两种无烟煤，约4.9℅，其次为C种无烟煤，对于D种无烟煤来说，它的发热量虽然相对较低，但灰分最高。与无烟煤相比，石油焦自身的著特点即灰分低，燃尽性差，发热量与固定碳含量相对较高。

1.2仪器与过程

本研究使用的仪器是STA449型同分析仪[2]，使用O2：N2是21：79的气氛，100ml/min的流量对炉内燃烧进行实际模拟，同时要求25℃/min的升温速度，30℃的起始温度，1350℃的终止温度，约10mg的样品量以不得大于100μm的样品细度。

在仪器的坩埚里置于规定量的样品，然后加热氧化、燃烧，但升温的速率一定要恒定。与此同时要把不同温度下样品的具体情况进行详细记录，制成热重曲线，然后使用Thermal Analysis 对数据分析，最后在比较无烟煤与石油焦的综合燃烧特性等。

2结果

2.1TG与DTG曲线分析

从图1、图2中我们知道O2：N2是21：79。将燃烧划分成三个阶段：开始阶段，在温度上升的条件下，水分析出，因而内在水分不断减少；其中阶段，出现了着火，而且失重速率曲线呈现出非常明显的下降趋势，出现最大值；最后阶段，可燃质已经几乎被燃尽，此时失重速率曲线则趋于平缓。

无烟煤与石油焦既具有相似性，又存在一定差异性。根据失重曲线，这5种样品失重呈现出明显的顺序性，第一个是石油焦，居于最后的是A、D两种无烟煤，而挥发分析出的时间较早的样品，它的初期着火燃烧效果也较好，因此，最易于着火燃烧的是石油焦。而失重速率曲线的差异同样较为显著，第一个达到最大失重速率的是石油焦，也就是说石油焦第一个达到快速燃烧区域，失重速率最大的是C种无烟煤，充分说明它在后期燃烧更加剧烈。所以，从失重曲线和失重速率曲线能够对煤种的燃烧难易程度做出定性判断，而定量判断它的可燃特性、综合燃烧特性、燃尽特性是无法做出的。

2.2着火与可燃性

通过热重TG-DTG法对样品的着火温度进行判定。经过失重曲线上的峰值点画一条垂线，然后经这条垂线和失重曲线的交点做失重曲线的切线，我们把这条切线和失重开始平行线相交的点规定为着火温度Ti。从表2中可以看出，根据着火温度由低到高排列分别是：石油焦、C、B、D 、A种无烟煤[3]，其中石油焦的着火性能最好。

通过可燃性指数对煤燃烧初期的反应能力进行研究。其中可燃性指数被标记为（dw/dτ）maxT2i。从表2可以看出，关于燃烧初期反应能力，相较于无烟煤，最强的是石油焦，然后是C种无烟煤，与它的着火温度同样具有一致性，D种无烟煤的着火温度尽管不是最高的，但它的可燃指数小，充分证明火的温度以及煤粉自身的构成都会影响煤粉燃烧初期的反应能力。

2.3燃尽特性

着火温度、可燃性指数只是把燃烧初期的着火和燃烧特性显现出来。然而在锅炉燃煤的具体过程中，不仅要对这两方面进行关注，可燃质的飞灰以及炉渣含碳量同样也是判定这一过程是否具有经济性的重要指标。即使炉型相同，不同可燃质的燃尽特性依然会存在很大差别。根据煤粉燃尽特性指数公式进行计算得出表3。从中我们可以看出，可燃性指数最大是C种无烟煤，它的燃尽性能最好，燃尽指数最小的是D种无烟煤以及石油焦，它们的燃尽性最差，石油焦的固定碳含量很高，空干基达到87.03%，因此它的燃尽时间延长，燃尽性能变差。对此，对煤化程度高且固定碳含量较大的煤时，需要调节配风，使炉膛温度升高并且把燃尽没从底层送入，从而使它的燃尽率提升。

2.4综合燃烧特性

通过综合燃烧特性指数SN对煤的着火与燃烧特性进行表征，并制定出表4。从表4中可以看出，B、C两种无烟煤的综合燃烧特性最好，然后以此為石油焦、D、A无烟煤。

3结论

本研究在对4种无烟煤和1种石油焦试验研究的基础上，分析它们的燃烧特性以及其着火、燃尽特性，所使用的仪器为STA449。同时又以热分析曲线为依据，计算着火与可燃性指数以及燃尽特性指数，同时计算非等温燃烧过程中的综合燃烧特性指数。结果表明，石油焦燃烧特性与无烟煤具有相似性，较低挥发分无烟煤比较容易着火、燃烧，而燃尽性能却相对较差，所以在使用过程应要注意。

参考文献

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[2]廖正祝. 石油焦与煤混烧特性及动力学[J]. 洁净煤技术，2013，06：71-75.

地球同步轨道合成孔径雷达特性分析 第4篇

合成孔径雷达(SAR)具有全天时全天候工作的能力,与光学遥感相比优势十分明显,因此倍受专家学者的关注。以前的关于SAR理论和技术,尤其是SAR的成像技术都是基于比较低的轨道上。随着合成孔径雷达技术的发展和应用的深入,低轨SAR卫星的重访周期长,覆盖范围小等缺点已经逐步显现。解决此问题的一种有效途径就是将卫星轨道升高至地球同步轨道(Geosynchronous Orbit,GEO),地球同步轨道SAR具有重访周期短,可视观测范围大,灵活性好等特点[1,2,3],同时,地球同步轨道SAR由于轨道高度高,不易被捕获和摧毁,以及具有更高的使用效能,在民用和军事应用上具有更广的前景。GEOSAR一个很重要的方面是成像问题,由于地球同步轨道SAR与常规的低轨SAR有着较大的差别,低轨SAR的一些相关理论不适合GEOSAR。对GEOSAR的一些性质进行研究将有助于成像算法的选择。

1 地球同步轨道星下点分析

根据合成孔径雷达的成像原理可知,方位向高分辨率是通过合成孔径来实现的,合成孔径的条件就是要求雷达平台与观测目标有一定的相对运动。同步轨道SAR就是通过卫星与观测场景之间的相对运动来获得方位向的分辨率的,但是由于受地球自转的影响比较大,通过一定的轨道倾角和偏心率以及升交点纬度设计的轨道所获取的观测区域与低轨是不一样的。下面分析地球同步轨道的星下点轨迹[4,5]。

设地球同步轨道倾角为i0,升交点的地心经度为L0,卫星飞行时间为t,vs为卫星在地心坐标系中的速度(不考虑地球形状影响),同步轨道运行周期为T,θ为t时刻卫星与升交点的角距(从升交点开始测量),其值等于2πt/T,考虑到地球自转影响,沿轨道运行的卫星在某一圈运行中的星下点轨迹纬度Le与经度λe分别为:

$\begin{array}{l}L{}_{\text{e}}=\arcsin (\sin i{}_0\sin \theta )\\ \lambda {}_{\text{e}}=L{}_0+\arctan (\cos i{}_0\tan \theta )-\omega {}_{\text{e}}t+\phi (t)\end{array}(1)$

式中:ωe为地球自转角速度。

$\phi (t)=\{\begin{array}{l}2\text{π},-\text{π}/2\theta <0\\ \text{π},\text{π}/2\theta <\text{π},-\text{π}\theta <-\text{π}/2\\ 0,0\theta <\text{π}/2\end{array}$

根据式(1)仿真卫星星下点与地球相对运动所形成轨迹,具体形状如图1所示。

对于同步轨道SAR“8”字形相对运动轨迹,在“8”字中间,卫星相对运动轨迹近似为直线,两端为大曲率半径曲线;地球同步轨道倾角决定“8”字的大小,偏心率决定“8”字的形状。

2 GEOSAR波束照射范围

下面分析波束照射范围[4,6,7],假设卫星天线俯仰向波束宽度为θ,在t时刻卫星S星下点P地理坐标系的纬经度及高度为(Ln,λn,Re),星下点速度为(vx,vy,vz),则:

$\{\begin{array}{l}v{}_x=-\frac{R{}_{\text{e}}\frac{\text{π}}{{\rm T}}\sin {}^{2}i{}_0\sin \frac{4\text{π}t}{{\rm T}}\cos \lambda {}_{\text{e}}}{\sqrt{1-\left[\sin i{}_0\sin \left(\frac{2\text{π}t}{{\rm T}}\right)\right]{}^2}}-R{}_{\text{e}}\sin \lambda {}_{\text{e}}\sqrt{1-\left[\sin i{}_0\sin \left(\frac{2\text{π}t}{{\rm T}}\right)\right]{}^2}\left\{\frac{\frac{2\text{π}}{{\rm T}}\cos i{}_0\sec {}^2\left(\frac{2\text{π}t}{{\rm T}}\right)}{1+\left[\cos i{}_0\tan \left(\frac{2\text{π}t}{{\rm T}}\right)\right]{}^2}-\omega {}_{\text{e}}\right\}\\ v{}_y=-\frac{R{}_{\text{e}}\frac{\text{π}}{{\rm T}}\sin {}^{2}i{}_0\sin \frac{4\text{π}t}{{\rm T}}\sin \lambda {}_{\text{e}}}{\sqrt{1-\left[\sin i{}_0\sin \left(\frac{2\text{π}t}{{\rm T}}\right)\right]{}^2}}+R{}_{\text{e}}\cos \lambda {}_{\text{e}}\sqrt{1-\left[\sin i{}_0\sin \left(\frac{2\text{π}t}{{\rm T}}\right)\right]{}^2}\left\{\frac{\frac{2\text{π}}{{\rm T}}\cos i{}_0\sec {}^2\left(\frac{2\text{π}t}{{\rm T}}\right)}{1+\left[\cos i{}_0\tan \left(\frac{2\text{π}t}{{\rm T}}\right)\right]{}^2}-\omega {}_{\text{e}}\right\}\\ v{}_z=\frac{2\text{π}}{{\rm T}}R{}_{\text{e}}\sin i{}_0\cos \left(\frac{2\text{π}t}{{\rm T}}\right)\end{array}(2)$

式中的各个参数符号表达均与上节相同。其矢量表达为$\stackrel{}{v}$se,由于雷达正侧视工作时雷达波束始终垂直于卫星速度方向,设经过星下点且与$\stackrel{}{v}$se垂直的落在波束平面内的向量为$\stackrel{}{v}$B,如图2所示。

设$\stackrel{}{v}$B与$\stackrel{}{{\rm P}A}$之间的夹角为α,$\stackrel{}{v}$B与$\stackrel{}{{\rm P}B}$之间的夹角为β,由于$\stackrel{}{v}$B垂直于SP,则α=∠SPA-90°,β=∠SPB-90°,∠SPA,∠SPB可以通过三角关系求出。则$\stackrel{}{{\rm P}A}$指向在地理坐标系中可通过速度关系表示为$(v{}_x,v{}_y,v{}_z-\sqrt{v{}_x^2+v{}_y^2}\tan \alpha )‚\stackrel{}{{\rm P}B}$指向在地理坐标系中可通过速度关系表示为$(v{}_x,v{}_y,v{}_z-\sqrt{v{}_x^2+v{}_y^2}\tan \beta )$,通过地理坐标系与地球坐标系的相互转化关系,得到A点在地球直角坐标系内坐标为:

$\{\begin{array}{l}x{}_A=x{}_{{\rm P}}+\left|{\rm P}A\right|\frac{v{}_{x-{\rm P}A}}{\sqrt{v{}_{x-{\rm P}A}^2+v{}_{y-{\rm P}A}^2+v{}_{z-{\rm P}A}^2}}\\ y{}_A=y{}_{{\rm P}}+\left|{\rm P}A\right|\frac{v{}_{y-{\rm P}A}}{\sqrt{v{}_{x-{\rm P}A}^2+v{}_{y-{\rm P}A}^2+v{}_{z-{\rm P}A}^2}}\\ z{}_A=z{}_{{\rm P}}+\left|{\rm P}A\right|\frac{v{}_{z-{\rm P}A}}{\sqrt{v{}_{x-{\rm P}A}^2+v{}_{y-{\rm P}A}^2+v{}_{z-{\rm P}A}^2}}\end{array}(3)$

式中:xA,yA,zA分别为A点在地球直角坐标系中的坐标;xP,yP,zP分别为P点在地球直角坐标系中的坐标;vx-PA,vy-PA,vz-PA分别为向量$\stackrel{}{{\rm P}A}$在地球坐标系中x,y,z轴的投影。

同理也可以得到B点在地球直角坐标系内坐标为:

$\{\begin{array}{ccc}x{}_B=x{}_{{\rm P}}+\left|{\rm P}B\right|\frac{v{}_{x-{\rm P}B}}{\sqrt{v{}_{x-{\rm P}B}^2+v{}_{y-{\rm P}B}^2+v{}_{z-{\rm P}B}^2}}& & \\ y{}_B=y{}_{{\rm P}}+\left|{\rm P}B\right|\frac{v{}_{y-{\rm P}B}}{\sqrt{v{}_{x-{\rm P}B}^2+v{}_{y-{\rm P}B}^2+v{}_{z-{\rm P}B}^2}}& & \\ z{}_B=z{}_{{\rm P}}+\left|{\rm P}B\right|\frac{v{}_{z-{\rm P}B}}{\sqrt{v{}_{x-{\rm P}B}^2+v{}_{y-{\rm P}B}^2+v{}_{z-{\rm P}B}^2}}& & \end{array}(4)$

式中:xB,yB,zB分别为B点在地球直角坐标系中的坐标;xP,yP,zP分别为P点在地球直角坐标系中的坐标;vx-PB,vy-PB,vz-PB分别为向量$\stackrel{}{{\rm P}B}$在地球坐标系中x,y,z轴的投影。A点和B点所围成的区域就是同步轨道SAR波束照射范围。

综合上述公式,用Matlab仿真画出卫星运动过程中波束(指向外侧)照射范围如图3所示。

图3中,红色虚线代表卫星星下点足迹,蓝色实线为波束近距点与远距点的地面运动轨迹,两蓝色实线之间的区域代表成像条带。可以看出,无论天线波束指向外(内)侧,天线波束星下点足迹并不是一成不变,观测点时而落在“8”字形外部,时而落入“8”字形内部,并且随着波束俯仰角的增大,在“8”字底(顶)部覆盖区域将出现拐角,如图3(c),(d)所示。这将给GEOSAR的成像带来很大的困难,传统基于线性孔径的成像算法[8,9,10,11],例如RD算法、CS算法、FSA算法、RMA算法等都将不适合GEOSAR拐角的成像。

3 GEOSAR多普勒频率分析

多普勒频率是GEOSAR方位向成像的重要参数,其是否精确,关系到成像的质量。与低轨SAR不同,由于地球的自转对同步轨道卫星相对地面速度的影响非常大,GEOSAR多普勒频率[1,5,12]将有别于常规的SAR。

KIYO TOMIYASU在1983年发表的一篇文献中对GEOSAR的速度行了分析[1]。然而经过仔细的公式推导以后发现,其中有不一致的地方。为了求得GEOSAR的多普勒频率,对整个过程做详细的解析。假设卫星相对于地面的速度为VS,卫星星下点足迹的速度为VB,卫星角速度为ωS,地球角速度为ωe,地球半径为Rε,卫星到地面垂直距离为h,地球子午线与卫星轨道的夹角为α,卫星星下点的纬度为θlat,卫星轨道速度为$\overline{V}{}_{\text{S}\text{S}}$,地球转速为$\overline{V}{}_{\text{E}\text{S}}$,轨道倾角为i。在地球同步轨道上,卫星角速度ωS和地球角速度ωe是相等的。

根据卫星相对于地面的速度与卫星星下点足迹速度的转换关系有:

$V{}_{\text{S}}=V{}_{\text{B}}\frac{R{}_{\text{e}}+h}{R{}_{\text{e}}}$

根据图4中的关系又有:

$\begin{array}{l}\overline{V}{}_{\text{B}}=\overline{V}{}_{\text{S}\text{S}}-\overline{V}{}_{\text{E}\text{S}}(5)\\ V{}_{\text{B}\text{Ν}\text{S}}=V{}_{\text{S}\text{S}}\cos \alpha =\omega {}_{\text{S}}R{}_{\text{e}}\cos \alpha (6)\\ V{}_{\text{B}\text{E}\text{W}}=V{}_{\text{S}\text{S}}\sin \alpha -V{}_{\text{E}\text{S}}=\\ \omega {}_{\text{S}}R{}_{\text{e}}\sin \alpha -\omega {}_{\text{e}}R{}_{\text{e}}\cos \theta {}_{\text{l}\text{a}\text{t}}=\\ \omega {}_{\text{S}}R{}_{\text{e}}\sin \alpha -\omega {}_{\text{S}}R{}_{\text{e}}\cos \theta {}_{\text{l}\text{a}\text{t}}(7)\end{array}$

式中:VBNS为卫星星下点向北速度;VBEW为卫星星下点向东速度,根据球面三角形正弦定理和余弦定理可得:

$\begin{array}{l}\alpha =\arctan (\frac{\cot i}{\cos \omega {}_{\text{S}}t})(8)\\ \theta {}_{\text{l}\text{a}\text{t}}=\arcsin (\sin i\text{s}\text{i}\text{n}\omega {}_{\text{S}}t)\end{array}$

将卫星星下点向东,向北的速度进行合成可得:

$\begin{array}{l}V{}_{\text{B}}=\omega {}_{\text{S}}R{}_{\text{e}}\sqrt{1+\cos {}^2\theta {}_{\text{l}\text{a}\text{t}}-2\cos i}(9)\\ V{}_{\text{S}}=\omega {}_{\text{S}}(R{}_{\text{e}}+h)\sqrt{1+\cos {}^2\theta {}_{\text{l}\text{a}\text{t}}-2\cos i}(10)\end{array}$

雷达到地面目标距离二次项展开:

$R=R{}_0+\frac{V{}_{\text{B}}}{V{}_{\text{S}}}\frac{x{}^2}{2R{}_0}$

式中:R0为雷达到场景中心的距离;x为慢时间内GEOSAR飞行的距离。

雷达接收回波信号相位为:

$\begin{array}{l}\phi (t)=-\frac{4\text{π}}{\lambda }(R{}_0+\frac{V{}_{\text{B}}}{V{}_{\text{S}}}\frac{x{}^2}{2R{}_0})\\ =-\frac{4\text{π}}{\lambda }(R{}_0+V{}_{\text{B}}V{}_{\text{S}}\frac{t{}_{\text{m}}^2}{2R{}_0})(11)\end{array}$

将x=VStm代入公式并求导可得:

$\begin{array}{l}f{}_{\text{D}}=\frac{1}{2\text{π}}\frac{\text{d}}{\text{d}t}\phi (t)=-2\frac{V{}_{\text{B}}V{}_{\text{S}}}{\lambda }\frac{t{}_{\text{m}}}{R{}_0}=\\ -2\frac{\omega {}_{\text{S}}^{2}R{}_{\text{ε}}(R{}_{\text{ε}}+h)(1+\cos {}^2\theta {}_{\text{l}\text{a}\text{t}}-2\cos i)t{}_{\text{m}}}{\lambda R{}_0}(12)\end{array}$

这里需要说明的是时间tm和t。tm指的是合成孔径内的时间,而t指的是卫星飞行的时间,两者不能完全等同。只有在合成孔径时间内才是一致的。经过STK软件仿真,轨道倾角为30°,天线直径为30 m,天线俯仰角0.5°时在赤道附近的一个合成孔径时间大约为250 s。

设地球同步轨道的轨道倾角为30°,选取赤道附近一个合成孔径时间tm=250 s,高度h约36 000 km,雷达载频为3.5 GHz,仿真GEOSAR的多普勒瞬时频率(为了方便看图把多普勒频率取正),如图5所示。

与低轨道上的SAR相比,GEOSAR的瞬时多普勒频率在相同的时间点上会相应减少6.64倍左右。

4 结 语

本文对地球同步轨道合成孔径雷达的轨道星下点,成像范围和多普勒频率等进行了研究,并相应做了一些仿真。相信对地球同步轨道SAR成像算法的探索有一定意义。

摘要：常规的低轨合成孔径雷达具有重访周期长,覆盖范围小等缺点,一个有效的解决办法是将低轨合成孔径雷达轨道提高到地球同步轨道上。然而,由于受地球自转的影响比较大,地球同步轨道合成孔径雷达有着其本身的特殊性。对地球同步轨道上合成孔径雷达的星下点轨迹、波束所能覆盖的范围以及多普勒频率进行了分析,并且相应地做了一些仿真。

关键词：地球同步轨道,合成孔径雷达,星下点,覆盖范围,多普勒频率

参考文献

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[11]保铮,刑孟道,王彤.雷达成像技术[M].北京:电子工业出版社,2005.

同步特性 第5篇

随着网络技术的发展,以太网的传输能力得到了质的改变。利用以太网传输能力,将以太网引入控制系统中,可提高控制系统的数据和信号的传输效率,从而保证控制系统的传输同步性,这种形式已成为一种发展趋势[1,2]。IEEE1588精确时钟同步协议是在一个时间域内,周期性地对时钟节点进行同步特性检验。本文通过对IEEE1588精确时间同步协议的同步原理分析,引入时间戳的方法以及晶振补偿方法,实现工控领域对同步特性的要求[3]。

1 以太网技术简介

传统的工业控制领域一直使用现场总线实现,但由于现场总线种类繁多,彼此之间缺少兼容性,因此将以太网技术引入到了工控领域。随着以太网技术应用的越来越广泛,其传输能力发展到现如今的万兆以太网、光纤以太网甚至端对端以太网,传输能力以及效率都得到了极大的改观。ControlNet和DeviceNet联合推出的Ethernet/IP、Foundation Fieldbus推出的HSE都已成为有代表性的以太网技术,借助于这些厂家的现场总线产品市场,使得以太网产品迅速地提高了市场的占有率。

2 IEEE1588同步原理的分析

网络中的同步误差一般是由网络延迟变化以及计算机软硬件产生振动引起的。在网络中客户端时间可描述为:

其中:R为可修正的系统偏移时间;D为不可修正的随机偏移时间。由公式(1)我们得出客户端时间可由3部分组成,但是D产生的偏移误差可以被忽略[4]。在设计合理的时钟同步协议的基础上,对T和R周期性地进行校验,并对时钟误差在一定时间间隔内进行调整以补偿时钟同步误差。

图1为主/从模式时钟同步模型。由图1可以得到:

在图1中,主/从模式的时钟同步方式通过4种同步报文实现,分别是Sync同步消息、Follow_Up跟随消息、Delay_Req延迟请求消息、Delay_Resp延迟响应消息[5]。时钟同步过程包含时钟的偏移O与网络传输延迟D的测量和补偿两部分。主时钟在t0时刻发送Sync,并记录下发送时间t0,在t1间隔后再发送包含Sync的发出时间t0的时间戳Follow_Up。从时钟节点在t2时刻发送Delay_Req,并对t2时间进行记录。最后主时钟发送延迟Delay_Resp,并对t3时间进行记录。假设在传输链路双向对称的条件下,可通过式(4)和式(5)求出网络延迟D与时钟偏移O来实现对时钟同步误差的测量。

IEEE1588时间同步协议基于以上的误差测量结果,计算出网络延迟量以及时钟偏移量,再利用时钟同步算法便可实现对精确时间同步的要求。

3 IEEE1588同步方法的实现

在主/从模式时钟同步方式下,传输过程中产生的网络延迟量以及时钟偏移量可以通过对时间戳的记录时间以及记录位置控制来实现。准确的时间戳可以减小延迟量和偏移量对时钟误差的影响,因此选择正确的时间戳可以保证信号传输的及时性与准确性。

图1中在一个主/从模式时钟同步方式下,t0为一个同步周期中主时钟记录的时间戳,t1为从时钟记录的时间戳,t2与t3是Delay_Req记录的主、从时钟记录的时间戳。由图1我们能够得出Delay_Req并不是在从时钟收到Follow_Up后直接发出而是有一段时间间隔B的,从而造成误差。为解决上述问题,可以将时间戳的记录时间向后顺延,尽量将获取时间的位置靠近物理层,具体操作如图2所示。利用MII介质无关接口在介质访问层和物理层之间的管理接口,在硬件允许的前提下还可增加报文监测和打时间戳的装置来实现高精度的时钟同步。这样便可消除操作系统和协议栈造成的网络延迟对时间戳的影响,达到了精确同步的要求。但该方法在遇到意外中断等环境的影响、处理器的性能以及网络负载过大这些情况时,同步的准确性将受到影响。

为改善上述方法在实现过程中存在的问题,可以利用时钟晶振补偿的方法。从时钟的接收速率R为:

其中:r为从时钟的调整速率;为主时钟在n个周期内的运行总时间;为从时钟在n个周期内的运行总时间。通过对从时钟调整速率r、主时钟运行时间以及从时钟运行时间的调整,便可实现消除同步间隔的目的。图3为调整前后同步偏差量波动。

由图3可知,经过改善同步误差后,偏差量明显减少。通过晶振补偿方法能明显地提高同步的精度,达到了数控系统对高精度、同步数据传输的目的。

4 结论

随着IEEE1588精确时钟同步协议实现,为以太网进军控制领域提供了一个能实现精确时钟同步的方法。基于IEEE1588精确时钟同步协议的工业以太网技术是一个在测量和控制网络中,与网络交流、本地计算有关的精确时钟同步协议。但目前该协议还存在遗留误差、需要高精度的时钟芯片作保障、校验时间操作复杂、晶振不稳定等缺点,需要我们在今后的工作中进一步研究。

摘要：对工业以太网的特点以及利用IEEE1588精确时间同步协议实现数控系统同步特性进行了研究,阐述了实现高精度时间同步的原理,从而实现数控系统对高精度与同步特性的要求。

关键词：数控系统,同步特性,以太网,同步协议

参考文献

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同步特性 第6篇

电力系统小扰动的研究中,通常忽略调速系统的影响[1,2]; 或仅考虑调速系 统阻尼特 性的影响,未考虑同 步特性的 影响[3];或仅考虑其正负,未考虑其大小[4]。

本文针对上述问题,作了以下研究:在包含原动机调速系统的Phillips-Heffron模型上,结合复转 矩系数法[3]和原动机 调速系统传递函数的频率特性,从机理上分析并验证了原动机调速系统对电力系 统同步特 性的影响,给出该系 数的计算 方法,并得出了相应的结论。

1 原动机调速系统对同步特性影响机理分析

本文的分析建立在包 含原动机 调速系统 的简化PhillipsHeffron模型上,如图1所示。

图1中,Δδ和 Δω 分别为功角和转速增量;ΔTm和 ΔTe分别为机械和电磁转矩增量;D为阻尼系数;ω0为系统基准角频率;M为机组惯性时间常数;s为拉普拉斯算子。由图1可得:

将s=jωd[5](ωd为系统振荡角频率)代入到式(1)中的第二式,可得:

当原动机 调速系统 采用频率 调节模式 时,由图1可得 ΔTm:

将s=jωd代入式(3)

将式 (2)代入式 (4),可得:

为便于分析和比较,令:

因而,式 (5)可表示成:

式中:KmdΔω是与 Δω 同相的转矩变 化分量,是原动机 调速系统提供的附加阻尼转矩;Kmd为附加阻尼转矩系数,它表明原动机阻碍系统频率变化的能力,它与文献[4]的计算方法异曲同工。KmsΔδ是与 Δδ同相的转矩变化分量,是原动机调速系统提供的附加同步转矩;Kms为附加同步转矩系数。

基于复转矩系数法,图1的电磁转 矩变化量 ΔTe可分解为[6]:

式中:KedΔω是与 Δω 同相的转矩变化分量,称为阻尼转矩变化分量,Ked为阻尼转矩系数。KesΔδ是与 Δδ同相的转矩变化分量,称为同步转矩系数。

将式(7)和式(8)代入通用形式[7],可得:

由此可得,系统的同步转矩系数Ks为:

系统的无阻尼的自然频率ωn为:

由此可见,当Kms增大时,KS和ωn增大,ζ减小;反之,正好相反。Kms>0,调速系统提供正的同步转矩;Kms<0,调速系统提供负的同步转矩。

2 调速系统对同步特性影响频域分析

2.1 原动机调速系统模型及其传递函数

本文以水轮机调速系统为例分析原动机调速系统对系统同步特性的影响。包含PID控制器的水轮机调速系统模型[8]如图2所示。

式中,KP、KI、KD分别为比例、积分、微分调节参数,TIV为微分环节时间常数、Ty为接力器响应时间常数、Tw为水击时 间常数、bp为永态转差 系数,其取值直 接影响调 差率ep的大小,一般bp≈ep;ey、eqh、e为水轮机的传递系数,可依据水轮机类型及参数进行选取。

2.2 调速系统参数对同步特性影响频域分析

依据2.1介绍的方法,当KP=1.163,KI=0.105,KD=0, Ty1=0.1s,ey=1,eqh=0.5,e=1,其他参数可依据研究需要进行选取,绘制出随振荡频率f(f=2πωd)及不同水轮机调速系统参数(Tw、bp及Ty)变化曲线,如图3、图4及图5所示。

由以上分析可知,Kms的大小和正负不仅取决于振荡频率的大小,而且也取决于Tw、bp及Ty,特别是Tw及Ty,因而选取适当的参数有利于提高系统的同步能力。此外,随着振荡频率的加大, Kms由正变负,也即其向系统提供的同步转矩也由正变负。

3 简单模型下仿真计算及时域分析

3.1 模型参数

计算用单机无穷大系统如图6所示。

发电机采用基于简化Park方程式的6绕组模型,水轮机调速系统采用PSD-BPA程序中调速器和水轮机组合在一起的GH卡,其数学模型和参数含义参见文献[9]。

3.2 小干扰计算及时域仿真

本文通过切除发电机有功功率200MW(0.1Pu)给系统施加小扰动,通过改变机组的转动惯量M改变系统的振荡频率。 因篇幅所限,本文仅以Tw变化为例,分析验证原动机调速系统对系统同步特性的影响。

表1是在f=0.14Hz,bp=0.05,Ty=0.3s,Tw取不同值时,得出的同步特性计算结果;图7是其时域仿真结果发电机功角响应曲线。

由上面的图表分析可知:当Kms>0时,原动机调速系统向系统提供正的同步转矩,有调速系统的同步特性优于无调速系统的同步特性;当Kms<0时,水轮机调速系统向系统提供负的同步转矩,有调速系统 的同步特 性劣于无 调速系统 的同步特 性。且随着Kms的增大/减小,系统的无阻尼自然频率ωn也相应地增大/减小,原动机调速系统向系统提供的同步转矩也增大/减小,系统的同步特性也相应地增强/减弱,系统的振 荡幅值也增大/减小。

此外,随着Tw、bp及Ty的变化,其对应的Kms的变化也符合文章中2.2的分析。

4 结 语

原动机调速系统对系统同步特性的影响,主要取决于其附加同步转矩系数Kms:当Kms为正时,原动机调速系统向系统提供正的同步转矩;当其为负时,向系统提供负的同步转矩,且随着其值的增大/减小,其所提供的同步转矩也增大/减小,对应系统的振荡幅值也增大/减小。

原动机调速系统对系统的同步特性的影响,除了与其自身的参数Tw、bp及Ty有关外,还与系统的振荡频率f有关;原动机调速系统对系统的低频振荡,特别超低频振荡影响较大;对较高频率的振荡影响较小。

参考文献

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同步特性 第7篇

电压调整率是表征同步发电机运行特性的一项重要指标, 同步发电机的电枢反应直接影响到电压调整率。由于永磁发电机无励磁绕组, 电压调整率无法控制, 只能通过合理确定电枢反应电抗来获得较低的电压调整率, 因此在永磁发电机的电磁设计中, 电枢反应电抗成为一项关键设计指标[1,2], 永磁发电机的电枢反应如何影响电压调整率, 对合理确定电枢反应电抗有着重要意义。文献[35]通过解析法研究了永磁同步发电机获得零或负电压调整率的条件, 但根据发电机的内阻抗分析, 永磁同步发电机内阻抗呈感性, 在阻性和感性负载下电压调整率不会出现负值或零值, 因此文献中给出的结论有待商榷。根据电机设计理论, 通过相量法建立起发电机的内阻抗数学模型, 研究了永磁发电机的内阻抗特性对电压调整率的影响, 采用数值分析手段研究了发电机电枢电抗参数的最佳设计区域

1内阻抗模型及其对电压调整率的影响

1.1内阻抗数学模型及分析

同步发电机电枢反应对输出电压的影响反映在其内阻抗的变化, 根据电势相量方程[6,7], 电枢反应可以等效为呈感性的发电机内阻抗, 表示为

式 (1) 中, ψ=arctan[ (IaXq+Usinφ) / (Iar0+Ucosφ) ]为内功率因数角;φ为功率因数角;U为端电压;Ia为相电流;r0为电枢电阻;Xd=Xad+Xσ为直轴同步电抗;Xq=Xaq+Xσ为交轴同步电抗;Xσ为漏电抗;Xad为直轴反应电抗;Xaq为交轴反应电抗。

凸极永磁同步发电机的特殊结构决定了Xaq>Xad。通过对内功率因数角分析, 当电流由零逐渐增加时, ψ从φ开始随电流逐渐增大, 由于Xq>Xd, 使内电抗X0逐渐减小, 致使内阻抗随电流增大而减小, 因此内阻抗具有电流负反馈特性。此外, 当功率因数角由零逐渐增加时, ψ随着逐渐增大, 使X0逐渐减小, 内阻抗同时具有功率因数角负反馈特性。

1.2内阻抗对电压调整率的影响

发电机的电压调整率为ε= (E0-UN) /UN, 其中:UN=E0ZLN/ (ZLN+Z0) 为额定电流下的端电压;E0=E0cosψN+jE0sinψN为空载电动势;为额定内功率因数角;

ZLN=UN/IaN=ZLNcosφ+jZLNsinφ为额定电流下负载阻抗;IaN为额定负载电流, 所以

式 (2) 中, X0N=Xq+ (Xd-Xq) sinψN为额定电流下的内电抗。将参数用标幺值表示, r*0=r0/ZLN、X*0N=X0N/ZLN=X*q+ (X*d-X*q) sinψN, 且X*q=Xq/ZLN=X*σ+X*aq, X*d=Xd/ZLN=X*σ+X*ad, 则

电压调整率与电枢电阻、额定电流下的内电抗、额定电流下发电机内阻抗的模Z*0N及功率因数角有关。将电压调整率用同步电抗表示, 则

2数值分析

计算实例为中石油集团钻井工程技术研究院研制的一台井下随钻测量永磁同步三相涡轮发电机, 发电机参数为:r0=0.54Ψ, Xσ=0.72Ψ, Xad=0.22Ψ, Xaq=1.06Ψ, E0=50V, IaN=5A。

2.1内阻抗特性及对电压调整率影响的数值分析

根据发电机回路分析, 内阻抗直接影响到发电机的外特性及额定负载下的电压调整率。图1为功率因数作为参量条件下内电抗随电流变化的数值计算结果, 从图中看出, 相同功率因数下内电抗随着电流的增大而减小, 相同电流下内电抗随功率因数角的增大而减小, 均与理论分析相符。纯阻负载下内电抗的电流负反馈最强, 感性负载下功率因数角对内电抗的影响相对较大, 且纯感性负载下内电抗的功率因数角负反馈最强, 说明感性负载下电压调整率的改善更多受益于发电机内阻抗的功率因数角负反馈特性。图2为额定负载电流下功率因数角对电压调整率影响的数值计算结果, 电压调整率在φ=55°角 (cosφ=0.57) 时出现极大值, 说明内阻抗的功率因数角负反馈一直在克服负载阻抗角的变化对电压调整率的影响, 在极值点处二者产生的影响达到平衡。由于内阻抗的功率因数角负反馈, 感性负载下发电机电压调整率的这种现象普遍存在, 数值计算表明, 极值点处的功率因数值与发电机参数有关。综合以上分析, 内阻抗变化对电压调整率的改善在功率因数等于1时, 依靠电流负反馈, 当功率因数小于1时, 主要依靠功率因数角负反馈。

2.2电枢反应电抗对电压调整率影响的数值分析

电枢反应电抗通过内阻抗影响发电机的电压调整率。根据式 (4) , 以电枢反应电抗为参量时电压调整率受功率因数影响的数值计算结果见图3。图3 (a) 中, 随着直轴反应电抗X*ad的增大, 电压调整率增加, 且极值点向功率因数角增大方向偏移, 说明内阻抗的功率因数角负反馈对电压调整率的抑制作用逐渐减小。同时可以看出, 在φ10°范围内, 即在阻性和近阻性 (cosφ≥0.98) 负载下, X*ad的变化对电压调整率的影响很小, 随着φ的增大, X*ad对电压调整率的影响逐渐增加。图3 (b) 中, 随着交轴反应电抗X*aq的增大, 电压调整率增加, 纯阻性负载时, X*aq对电压调整率存在一定的影响, 随着φ的增大, X*aq对电压调整率的影响逐渐增大, 然后又逐渐减弱, 到功率因数角φ≥80°时, X*aq的变化对电压调整率的影响基本为零。

图4为X*ad作为参量条件下阻性负载的电压调整率随X*aq变化曲线, 从图中可以看出, 在X*aq0.12范围内各曲线的电压调整率变化均较小, 直轴电抗X*ad0.11范围内可以得到小于1%的电压调整率变化量, 说明电枢反应电抗在该区域内变化时对ε的影响很小, 应该是凸极永磁同步发电机电抗参数设计的最佳区域。总的来说, 阻性负载时减小X*aq对电压调整率的抑制效果较好;感性负载时减小X*ad和X*aq对抑制电压调整率均有效果, 但在中、低功率因数下, 减小X*ad的效果较好。

3实验测量

对上述计算实例的永磁同步三相发电机进行实验测量。发电机采用稀土钐钴为永磁材料, 四磁极24槽2支路并接结构, 通过较少的电枢每相串联匝数减小交、直轴反应电抗值。发电机直轴反应电抗标幺值为0.024, 交轴反应电抗标幺值为0.115, 在1 500 r/min额定转速下发电机的空载电动势为49.2 V, 阻性负载5 A额定电流时电压调整率为7.3%, 额定输出功率689 W;负载功率因数cosφ=0.9时的电压调整率为10.5%, 额定输出功率601 W。由于该发电机的交、直轴反应电抗值均处于最佳电抗范围, 在高电磁负荷下体现出较好的电压和功率输出特性。

4结论

(1) 永磁同步发电机的内阻抗具有电流和功率因数角负反馈特性, 内阻抗特性使发电机的电压调整率在一定程度上得到改善;阻性负载下依靠内阻抗的电流负反馈, 感性负载下主要依靠内阻抗的功率因数角负反馈。

(2) 阻性负载下直轴反应电抗对电压调整率的影响很小, 交轴反应电抗的影响相对较大。中、低功率因数下, 直轴反应电抗相对交轴反应电抗对电压调整率的影响更大, 较小的直轴反应电抗有助于改善发电机在感性负载下的电压调整率和输出功率。

(3) 凸极永磁同步发电机的最佳电枢反应电抗标幺值范围为X*aq0.12且X*ad0.11, 该范围内电枢反应电抗值与电动势成正相关, 符合发电机电抗参数随电动势变化的特点, 有利于发电机的电磁参数设计。

致 谢

本文写作过程中得到了中石油集团钻井工程技术研究院井下控制工程研究所李林和张连成两位高工的热情帮助, 在此表示深深地感谢!

参考文献

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同步特性 第8篇

随着对地球环境变化和对资源开发的重视,空间对地观测发挥着越来越明显的作用,遥感仪器的数量不断增加,生成了多种数据和产品。为了保证这些数据和产品得到广泛地应用并具有可比性,要求建立传感器之间的定标基准,以保持不同仪器之间数据的一致性。

空间光学遥感仪器的观测波段从0.3μm到14μm,跨越紫外、可见光、短波红外、中波红外和长波红外等波段。为了建立数据与目标的对应关系,各波段均进行发射前定标或在轨定标,并努力设计有星上定标装置。在300～2 500nm波段,由于星上替代光源光谱和观测目标光谱存在差异,以太阳作为光源,利用聚四氟乙烯漫反射板作为目标进行星上定标已经成为一种重要的方式,在极轨卫星遥感仪器已经得到了应用[1,2]。为了将其推广应用于地球同步轨道遥感仪器的在轨星上定标[3,4],专门研制了适用于该空间环境的聚四氟乙烯漫反射板样品,本文重点介绍聚四氟乙烯(PTFE)漫反射板的双向反射特性BRDF及其在模拟空间环境下的测试结果。

1漫反射板的双向反射特性

双向反射特性是描述漫反射材料最主要的特征指标。如图1所示,对于平面A,光源辐照度为Ei,入射方向(θi,φi);经过表面散射后,在方向(θs,φs)上,产生辐射亮度为Ls。随着入射方向和反射方向的不同,形成一个函数,称为双向反射分布函数BidirectionalReflectanceDistributionFunction(BRDF)[5]在不同波段随波长变化是的函数。

$BRDF=\frac{L{}_s(\theta {}_i,\phi {}_i,\theta {}_s,\phi {}_s,\lambda )}{E{}_i(\theta {}_i,\phi {}_i,\lambda )}。$

其中,θ${}_i^{}$是入射天顶角;φ${}_i^{}$是入射方位角;θs是散射天顶角;φ${}_s^{}$是散射方位角;λ是波长。

2 样品BRDF测试

试验样品是聚四氟乙烯烧结而成的漫反射板,表面经过光学处理后,将应用于静止轨道的遥感仪器定标。样品面积为230 mm320 mm,测试波长从400～2 500 nm; 400～1 000 nm范围内波长间隔为10 nm,1 000～2 500 nm范围内波长间隔为20 nm。测试仪器为ASD-FR 光谱辐射计,双向反射分布函数测量仪直径4 m。测试过程中,照明光源为卤钨灯,入射角分别为0°、30° 、45°、60°;反射测试条件为天顶角0～75°, 5°间隔;方位角0～355°,5°间隔,数据量相当大。测试数据经过归一化处理,以反射比表示,数值除以π得到双向反射分布函数值。图2a表示光源零度入射时,BRDF值受接收方位角影响小,可以忽略,只是波长和接收天顶角的函数。光源在非零度入射时,BRDF值是波长、接收天顶角与方位角的函数。图2b表示光源30度入射波长750 nm时的BRDF。

3 样品的空间环境模拟试验

PTFE漫反射板具有高的反射率和良好的朗泊特性,但是在表面受到污染或长期遭到紫外线、各种空间粒子辐射情况下,表面结构会改变,引起吸收率上升、反射率下降,朗泊特性衰减[6,7]。

3.1 表面污染的影响

样品表面的污染物主要来自两个方面:制造材料不纯,可能含有杂质;制作、测试和保存的过程中,外表暴露[8,9]。为了确定污染的影响程度,将样品置于真空罐内进行烘烤,达到除气、清洁的效果。为了确保污染物能够被清除,试验条件为温度105℃,真空度10-3Pa,烘烤时间30 h。图3所示样品直径均为5 cm,表面用铂电阻测温,下表面贴有加热片。

试验前后分别测试各样品的反射率,并进行比较,图4依次为样品P1、P2、P3、P4真空烘烤前后的数据,纵坐标为反射率百分数,横坐标为波长,A代表真空试验前的数据,B代表真空试验后的数据。数据表明,四块样品一致性良好,真空烘烤效果明显,反射率不仅得到提高,而且在350～2 500 nm的范围内差异减小。PTFE漫反射板被污染后,长波段反射率下降明显大于短波段。

3.2 紫外辐射的影响

PTFE漫反射板在经过真空烘烤后,进一步经受真空紫外辐射[10]。样品置于真空度优于10-3 Pa的真空罐中,用5 kW的短弧氙照射灯。PTFE漫反射板可能应用于地球同步轨道遥感仪器的在轨定标,以在轨运行四年,每周定标一次,每次30 min估算,总暴露时间为104 h。调节光源功率,紫外波段相当于3倍的太阳辐照度。四块样品的照射时间分别为120 h(样品P1),90 h(样品P2),40 h(样品P4)和20 h(样品P3)的有效太阳紫外辐射。紫外辐射后进行反射率测量,结果如图5。

样品在经受紫外辐射后,各波段的反射率均有不同程度下降,表1是各样品下降的最大和最小值。分析数据有以下结论:(1)下降程度与辐射总量相关,辐照时间越长,反射率下降越大。(2)短波红外1.5 um左右下降最大,而并不在通常所认为的紫外波段。(4)反射率下降与波段无明显的相关性。(3)整体下降小于四年在轨的预估值5%;初期变化大,逐年渐变幅度小(<0.5%/年)。

4 总结

在地球同步轨道上,以太阳为光源,PTFE漫反射板为目标,对遥感仪器进行在轨定标是一种非常具有发展前景的方式。详细的测试表明关键部件PTFE漫反射板的双向反射特性能够满足定标的要求。在空间环境中,漫反射板在受到表面污染和长期紫外线辐射后,反射率有一定幅度下降,但仍在仪器所要求的精度范围内。为了取得更好的定标效果,发射前必须保持漫反射板表面的洁净度,同时通过紫外预先照射减小在轨衰减。

致 谢

按照合作协议,本文所用样品由安徽光机所生产,双向反射分布函数和反射率均由安徽光机所测试完成,并提供数据,张黎明研究员和郑小兵研究员给予了极大的帮助,深表感谢。

摘要：为实现静止轨道遥感仪器的可见光近红外波段星上定标,设计了以太阳作光源,漫反射板作目标的方案。其中,漫反射板的光学特性和空间环境变化是关键技术。介绍了漫反射板的双向反射分布特性,以及双向反射分布函数(BRDF)的测试,进行了漫反射板的空间环境模拟试验。试验结果表明能够满足应用的需要。

关键词：聚四氟乙烯漫反射板,双向反射分布函数,反射率,星上定标

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