Metoda mjerenja koeficijenta akustične refleksije podvodnih akustičnih materijala s jednostrukim vektorskim hidrofonom

Objektivno je proučavati promjene u obliku i geometrijskom položaju akustičkog žarišnog raspona konkavnog sferni ultrazvučni pretvarač kada je intenzitet zvuka visok i medij ima veliko prigušenje. Iz perspektive fizičke akustike analiziraju se učinci nelinearnosti i prigušenja medija uzrokovani visokim intenzitetom zvuka na žarišni raspon zvuka, a algoritam linearne superpozicije integrala koristi se za izvođenje proračuna numeričke simulacije. I teorijska analiza i numerički proračun pokazuju da s povećanjem intenziteta zvuka i srednjeg prigušenja, geometrijski položaj akustične žarišne zone ima milimetarski pomak duž akustične osi u smjeru pretvornika; u isto vrijeme, akustična žarišna zona Oblik se postupno mijenjao od simetričnog dugog elipsoida do kratkog elipsoida s 'debelom glavom i tankim repom'.

 

Visoki intenzitet zvuka i srednje prigušenje imaju važan utjecaj na položaj i oblik žarišnog područja zvuka konkavnog sferičnog pretvornika. Treba u potpunosti razmotriti precizno pozicioniranje i kontrolu doze HIFU opreme, formuliranje standarda inspekcije, pa čak i kliničku primjenu.

 

moja je zemlja napravila izvanredne pomake u razvoju i kliničkoj primjeni fokusiranog ultrazvuka visokog intenziteta (oprema za fokusirani ultrazvuk visokog intenziteta (HIFU)). Međutim, kako bi se doista postiglo točno pozicioniranje i kontrola doze tretmana na opremi, tako da klinički tretman može postići idealan učinak učinkovitog uništavanja lezije bez oštećenja okolnih normalnih tkiva, još uvijek postoje mnoga teoretska i tehnička pitanja koja se moraju temeljito proučiti i riješiti. Domaća i inozemna eksperimentalna istraživanja o nastanku oštećenja HIFU-a u biološkim tkivima pokazala su da se s povećanjem intenziteta zvuka položaj žarišne zone pomiče prema naprijed i postupno prelazi iz dugog elipsoida u 'punoglavac' ili 'konusni oblik'. Iako su posljednjih godina strana literatura dala neka kvalitativna objašnjenja gornjeg fenomena numeričkim rješavanjem jednadžbe širenja nelinearnih akustičnih valova (KZK jednadžba), postupak proračuna je kompliciran, a fizički odnos u procesu proračuna nejasan. Iz tog razloga, ovaj rad uzima konkavni sferni fokusirajući pretvornik kao primjer, i raspravlja o problemu proučavanjem utjecaja prigušenja medija i karakteristika nelinearnog širenja pod visokim intenzitetom zvuka na žarišni raspon zvuka.

 

U našem prethodnom radu, temeljeno na Kirchhoffovom difrakcijskom integralu, izveli smo izraz zvučnog tlaka u bilo kojoj točki u jednofrekventnom zvučnom polju pod uvjetom linearnog zvučnog polja s konkavnim sfernim fokusirajućim pretvornikom s ujednačenim zračenjem na površini (također nazvanim za Rayleighove točke).

 

Iz analize teorije nelinearne akustike, kada je zvučni tlak jednofrekventnog sinusnog vala koji zrači s površine pretvornika u medij dovoljno velik, naziva se 'val s konačnom amplitudom', koji se širi na određenu udaljenost u mediju (koja se naziva diskontinuirana udaljenost). ), valni oblik će biti iskrivljen u pilasti val, koji se također može smatrati udarnim valom. Osim osnovne frekvencije izvorne emisije, frekvencijski spektar ovog vala također uključuje niz viših harmonika. Oni postupno nastaju kontinuiranom apsorpcijom energije temeljnog vala tijekom širenja zvučnih valova, odnosno tkivnih harmonika u ultrazvučnoj medicini. Koeficijent amplitude može se koristiti za opisivanje širenja harmonika visokog reda s udaljenošću širenja i odnosom promjena energije tijekom širenja.

 

Zupčasti val tvori udaljenost, tako da je bezdimenzionalna veličina koja odražava udaljenost širenja. Na temelju toga smo izračunali krivulju koeficijenta amplitude osnovnog vala i prva 3 harmonika. Kada se zvučni val širi u mediju, zvučni tlak eksponencijalno opada s udaljenošću, što se može izraziti u obliku. Za opća meka tkiva, koeficijent prigušenja TM je otprilike proporcionalan frekvenciji. Kako bi se pojednostavio izračun, ovaj članak izražava koeficijent prigušenja svake harmonijske komponente kao gdje je α sustav prigušenja zvuka zvučnog vala osnovne frekvencije u biološkim tkivima po jedinici udaljenosti.

 

 

Treba uključiti apsorpciju zvuka i raspršivanje tkiva. Nakon razmatranja gornja dva faktora (nelinearnost i prigušenje), izraz zvučnog tlaka u fokusiranom zvučnom polju može se proširiti na sljedeći oblik: je valni broj svakog harmonika. Ovu formulu nazivamo linearnim superpozicijskim algoritmom Rayleighovog integrala.

 

Proizlaziti:

 

1 Utjecaj srednjeg prigušenja na žarišni raspon zvuka. Parametri jediničnog konkavnog sferičnog pretvornika korištenog u ovom radu su: polumjer zakrivljenosti R = 15 cm, polumjer otvora a = 42 cm, radna frekvencija f = 1,7 MHz. Pod pretpostavkom da je medij općenito meko tkivo, njegov koeficijent prigušenja α je u rasponu od 01-30dB stew (cm·Mz). Brzina zvuka, gustoća i drugi parametri medija uzimaju se prema relevantnoj literaturi. Kako bi se proučavao koeficijent prigušenja kao jedinstveni utjecajni čimbenik, potrebno je izračunati i analizirati samo jednu frekvenciju, naime osnovnu frekvenciju, za zakon promjene domene fokusa zvuka s različitim α vrijednostima. Iz tog razloga, u formuli je proveden niz numeričkih izračuna uzimajući M=1. Rezultati pokazuju da se s povećanjem prigušenja, to jest, kada je α = 0,3, 13 i 23dB stew (cm·Mhz), oblik akustičnog žarišnog područja od -6dB postupno mijenja iz dugog elipsoida u kratki elipsoid, a njegova duga os1 i kratka os .

 

2. Oni su 111, 104 i 92 redom. Položaj žarišne zone (položaj na akustičnoj osi), potonje dvije su redom 30 mm odnosno 65 mm ispred prve duž akustične osi sonde. U isto vrijeme, glava žarišne zone (kraj blizu sonde) više je 'mastan' od repa (kraj daleko od sonde).

 

2 Učinak nelinearnosti uzrokovan visokim intenzitetom zvuka na raspon fokusa zvuka je isti, zvučni tlak površinskog zračenja smatra se jednim čimbenikom, a njegove vrijednosti su redom 44, 73, 4 MPa, i α = 3dB stew (cm·MHz). S obzirom da prigušenje medija brzo raste s porastom frekvencije harmonika, broj harmonika ne mora biti prevelik. Rezultati proračuna pokazuju da: kako se zvučni tlak površinskog zračenja povećava, položaj i oblik žarišne zone se mijenjaju za razliku od promjene koeficijenta prigušenja. On je tako velik, ali je njegov zakon promjene sličan. To jest, položaji posljednja dva žarišna područja pomaknuti su naprijed za 16 mm odnosno 21 mm; omjer duge i kratke osi žarišnog područja od 6dB je 119, 116, odnosno 113, a glava žarišnog područja također ima tendenciju postati 'debela'.

 

3 Kombinirani učinak prigušenja i nelinearnosti na žarišni raspon zvuka.

Gornja dva faktora su istovremeno uključena u formulu (3) za izračun. Slika 3(a) i Slika 3(b) pokazuju da je α=3dB guranje (cm·MHz), P′ 0=44MPa i α=2,3dB guranje (cm·MHz), P′0=44MPa

Kada se u isto vrijeme razmatraju prigušenje i nelinearni učinci, kontura linije izozvučnog tlaka u žarišnoj zoni je rezultat izračuna na slici. U usporedbi s ta dva, položaj žarišne zone pomaknuo se naprijed za 8,4 mm, a omjer velike i sporedne osi žarišne zone promijenio se s 11,9 na 8,5. Pokazuje da je trend promjene žarišne zone uzrokovan koeficijentom prigušenja i nelinearnošću isti, tako da je ukupni učinak pojačan.

 

 

u zaključku

Rezultati teorijske analize i proračuna u ovom radu pokazuju da: visoki intenzitet zvuka i srednje prigušenje imaju važan utjecaj na oblik i položaj žarišne zone zvuka; što je veći koeficijent prigušenja medija, to je veći intenzitet zvuka (odnosno, jača je nelinearnost), a fokus zvuka Što je polje bliže pretvorniku; omjer duge i kratke osi žarišnog polja također postaje manji, odnosno njegov oblik se postupno mijenja iz dugog elipsoida u kratki elipsoid, a glava područja fokusa zvuka postaje 'debela' od repa. Fenomen, oblik naginje ka 'mrkvi'. Gore navedeni zaključci pružaju osnovu za kvantitativnu analizu zakona promjene područja fokusa zvuka HIFU zvučnog polja i daljnje proučavanje odnosa između područja fokusa zvuka i područja oštećenja.

 

Metoda mjerenja koeficijenta akustične refleksije na velikom uzorku podvodni akustični materijali s jednostrukim vektorskim hidrofonom

 

Kako bi se realiziralo širokopojasno mjerenje normalnog akustičnog koeficijenta refleksije podvodnih akustičnih materijala u slobodnom polju, hidrofon s jednim vektorom koristi se kao temeljna oprema mjernog sustava, u kombinaciji s tehnologijom pulsne akustične emisije i tehnologijom obrade signala nakon inverznog filtera, predlaže se hidrofon s jednim vektorom temeljen na hidrofonu s jednim vektorom. Širokopojasna metoda slobodnog polja mjerenja normalnog koeficijenta akustične refleksije podvodnog akustičnog materijala podvodnog akustičnog materijala, kroz tehnologiju elektroničke rotacije vektorskog hidrofona za postizanje učinkovitog odvajanja izravnog i reflektiranog zvuka. Raspravlja se o utjecaju pogreške mjernog sustava i omjera signal/šum primljenog signala na rezultat mjerenja. Ova metoda ima određene zahtjeve za omjer signala i šuma, ali nije osjetljiva na pogrešku mjernog sustava. Rezultati eksperimentalnog ispitivanja pokazuju sljedeće: U usporedbi s rezultatima eksperimentalnog ispitivanja bez postinverzne obrade filtriranja, metoda opisana u članku značajno poboljšava izvedbu mjerenja, ali ograničena sposobnošću niskofrekventne emisije pretvornika za odašiljanje, eksperimentalni rezultati su iznad 2,5 kHz i teoretske vrijednosti se dobro slažu.

 

Koeficijent akustične refleksije važan je parametar koji karakterizira akustičnu izvedbu podvodnih akustičnih materijala. Trenutačno se metode mjerenja koeficijenta akustične refleksije podvodnih akustičnih materijala mogu grubo podijeliti na metodu laboratorijske akustične cijevi s malim uzorcima i metodu mjerenja velikog uzorka bez polja. Mjerenje velikog uzorka bez polja općenito se provodi u velikom anehoičnom bazenu. Polaganjem materijala za prigušivanje na granici bazena za apsorpciju reflektiranog zvuka granice bazena, signal koji prima hidrofon je samo izravan zvuk i reflektirani zvuk uzorka. Međutim, zbog ograničenja donje granice bezehoične skupine, niskofrekventni višestazni učinak je očit; osim toga, metodu mjerenja slobodnog polja uglavnom ometa učinak rubne difrakcije uzorka, a ta je smetnja posebno ozbiljna u niskofrekventnom pojasu. Kako bi se riješili gore navedeni problemi, tehnologija ispitivanja zvučnog impulsa široko se koristi u mjerenju akustičkih parametara podvodnih akustičnih materijala. Njegova je ključna tehnologija za prijenos pulsirajućih akustičnih signala s kontroliranim valnim oblicima i bez izobličenja. Međutim, funkcija prijenosa odašiljačkog pretvarača ograničava nižu frekvenciju tehnologije ispitivanja impulsnog zvuka u ograničenom mjernom prostoru. Iz tog razloga, predložene su različite metode kompenzacije, kao što je metoda superpozicije širokopojasnog pulsa koju su predložili Li Shui et al. Ova metoda koristi inverznu tehnologiju filtriranja za prethodnu obradu pobudnog signala pretvornika za odašiljanje kako bi se kompenzirala funkcija prijenosa pretvornika za odašiljanje, tako da je signal koji emitira pretvornik za odašiljanje idealan oštar puls, koji učinkovito smanjuje donju graničnu frekvenciju mjerenja.

 

Za razliku od gornje metode, 'tehnologija postinverznog filtriranja' obrađuje signal na prijemnom kraju hidrofona kako bi se postigla svrha kompenzacije frekvencijskog odziva pretvornika za odašiljanje. 'Tehnologija postinverznog filtera' usvojena je u akustičnoj cijevi kako bi se postiglo širokopojasno mjerenje koeficijenta apsorpcije zvuka podvodni akustični materijali . Ova metoda najprije dobiva prijenosnu funkciju mjernog sustava, zatim kompenzira signal opažanja i na kraju dobiva koeficijent akustične refleksije uzorka dijeljenjem spektra amplitude kompenziranog signala promatranja sa spektrom amplitude signala refleksije standardnog uzorka, te dalje izračunava koeficijent apsorpcije zvuka. Posljednjih godina vektorski senzori uspješno se primjenjuju za mjerenje akustičkih parametara aeroakustičkih materijala, kao što su metoda površinske impedancije i metoda intenziteta zvuka. Vektorski hidrofon može pokupiti informacije o zvučnom polju sinkrono i na istoj točki, što proširuje prostor za obradu nakon signala, a zajednička obrada signala zvučnog tlaka i brzine vibracija može formirati određenu prostornu usmjerenost, što može ometati difrakcijski zvuk ruba uzorka. Do određenog stupnja potiskivanja, nepotrebno je koristiti konvencionalni veliki prijemni niz zvučnog tlaka, što smanjuje složenost mjernog sustava. U isto vrijeme, izlazni glavni maksimalni smjer kombinirane obrade zvučnog tlaka i brzine vibracija vektorskog hidrofona može se usmjeriti u unaprijed određeni smjer putem tehnologije elektroničke rotacije, što olakšava učinkovito uklanjanje izravnog zvuka i reflektiranog zvuka. Osim toga, vektorski hidrofon također ima prednosti dobre niskofrekventne usmjerenosti i otpornosti na izotropni šum. Stoga, u usporedbi s tradicionalnim hidrofonom zvučnog tlaka, korištenje vektorskog hidrofona za ispitivanje koeficijenta refleksije zvuka materijala ima određene prednosti. Ovaj rad predstavlja širokopojasnu metodu mjerenja normalnog koeficijenta akustičke refleksije podvodnih akustičkih materijala s velikim uzorkom slobodnog polja. Ova metoda koristi jedan vektorski hidrofon kao temeljnu opremu mjernog sustava, kombinira tehnologiju pulsne akustične emisije i postinverznu tehnologiju filtriranja za suzbijanje izobličenja valnog oblika signala, eliminira rubni difrakcijski zvuk uzorka i zvuk višestaznih smetnji u vremenskoj domeni, a zatim prolazi Tehnologija elektroničke rotacije vektorskog hidrofona ostvaruje učinkovito odvajanje izravnog zvuka i reflektiranog zvuka, i konačno koeficijent normalne refleksije zvuka uzorka dobije se dijeljenjem dva.

 

1 Proces mjerenja

Kako bi se objasnio mjerni princip ove metode, dok se objašnjava proces mjerenja, dani su odgovarajući izvođenje formule i rezultati simulacije.

 

1.1 Identifikacija prijenosne funkcije i dizajn inverznog filtra mjernog sustava Prije testiranja uzorka treba prvo dobiti prijenosnu funkciju mjernog sustava. Za razliku od tradicionalnog hidrofona zvučnog tlaka, vektorski hidrofon uključuje kanal zvučnog tlaka i kanal brzine vibracija, tako da prijenosnu funkciju svakog mjernog kanala vektorskog hidrofona treba dobiti u isto vrijeme. Tijekom mjerenja, idealni pulsni signal zrači se u vodeni medij preko transduktora za odašiljanje, zatim se odašilje do prijemne točke kroz hidroakustički kanal, te na kraju prima vektorski hidrofon i sakuplja ga kolektor. Stoga se mjerni sustav može podijeliti u tri dijela, a to su sustav za prijenos signala, podvodni akustični kanal i sustav za prijem signala. Uzimajući kanal zvučnog tlaka kao primjer, model primljenog signala prikazan je na slici 1.

Na slici 1, s(f) je spektar odaslanog signala, T(f), Hp(f) i R(f) su prijenosne funkcije odašiljačkog sustava, hidroakustičkog kanala zvučnog tlaka i sustava za prijem signala, a N(f) je spektar pozadinske buke, Y(f) je spektar izlaznog signala mjernog sustava. Tehnika postinverznog filtriranja je dizajniranje inverznog filtra za kompenzaciju T(f) i R(f) kada je prijenosna funkcija mjernog sustava poznata. Uzmimo kanal zvučnog tlaka kao primjer za ilustraciju osnovnog principa identifikacije funkcije prijenosa mjernog sustava. Metoda 1. Razmotrite sustav odašiljanja signala i sustav za prijem signala kao cjelinu, to jest, H(f) = T(f) + R(f). Ulazni signal je x(t), izlazni signal sustava je y(t), pozadinski šum je n(t), Y(f) = H(f) X(f) + N(f) (1) gdje su X(f), Y(f) i N(f) Fourierova transformacija ulaznog signala sustava x(t), izlaznog signala sustava y(t) i pozadinskog šuma n(t), redom. Nakon izračuna, procijenjena vrijednost H(f) je ^H(f) =Gxy(f)Gxx(f) (2) gdje je Gxy(f) unakrsni spektar snage ulaznog signala i izlaznog signala sustava, a Gxx(f) je spektar vlastite snage ulaznog signala sustava.

 

Uz prethodno navedene metode identifikacije mjernog sustava, također se mogu koristiti tehnike identifikacije pseudoslučajnog slijeda. Metoda 2 Pretpostavimo da je ulazni signal x(t) mjernog sustava pseudo-slučajni niz (MLS niz), a izlazni signal sustava je y(t). Očito, y(t) = x(t) * h(t) (3) gdje , * znači konvoluciju, h(t) je jedinična funkcija impulsnog odziva sustava. Izračunajte korelacijsku funkciju između ulaznog i izlaznog signala sustava, rxy = ∫x(τ) y(τ-t) dτ = h(t) * rxx(t) (4) gdje je rxy unakrsna korelacija između ulaza i izlaza funkcije sustava, rxx je autokorelacijska funkcija ulaznog signala. Budući da MLS sekvenca ima bolje autokorelacijske karakteristike, to jest rxx(n) = δ(n)-1L + 1 . gdje je L = 2m-1 duljina niza, a m redoslijed pseudoslučajnog niza. Lako je vidjeti da je procijenjena vrijednost funkcije impulsnog odziva jedinice sustava ^h(t) ^h(t) ≈ rxy (6) Daljnjom Fourierovom transformacijom može se dobiti procijenjena vrijednost ^H(f) prijenosne funkcije sustava mjernog sustava. Nakon dobivanja ^H (f), dizajnirajte inverzni filtar H-1( f) u frekvencijskoj domeni kao Hpost( f) =^H( f)| ^H( f) | 2 + q( 7) gdje je Q normalan broj, općenito 1% maksimalne vrijednosti | ^H (f) | 2. Uvjet simulacije 1 Odašiljačka sonda i hidrofon postavljeni su u bezehoični bazen na jednakoj dubini, udaljenost između njih je 1 m, a odašiljani signal je MLS sekvenca od 16 reda. Metoda 1 i metoda 2 koriste se za identifikaciju sustava. Omjeri su 10, 20 i 30 dB. Procijenite prednosti i mane rezultata identifikacije prijenosne funkcije dviju metoda pri različitim omjerima signala i šuma. U simulaciji, funkcija jediničnog impulsnog odziva sustava simulirana je dodavanjem Gaussovih impulsa sa središnjim frekvencijama od 1, 2, 4 i 8 kHz.

 

Slika 3 prikazuje rezultate identifikacije prijenosne funkcije mjernog sustava pod gore navedenim uvjetima. Na slici se može vidjeti da dvije metode identifikacije sustava opisane u ovom članku mogu učinkovito dobiti prijenosnu funkciju mjernog sustava. Međutim, metoda 1 ima određene zahtjeve za omjer signala i šuma. Kada je omjer signala i šuma veći od 30 dB, rezultat identifikacije je točan. Rezultat identifikacije sustava metode 2 bolji je od onog metode 1, a rezultati identifikacije visoke preciznosti i dalje se mogu dobiti pod uvjetom niskog omjera signala i šuma. To je zato što pozadinska buka ima malu korelaciju s pobudnim signalom izvora zvuka, tako da ova metoda ima određenu sposobnost zaštite od buke. Slijedi analiza učinkovitosti metode mjerenja opisane u ovom članku putem simulacije i numeričkog izračuna.

 

1.2 Obrada podataka opažanja

1) Dobiti podatke promatranja. Dijagram principa mjerenja senzor podvodnog akustičnog pretvarača  prikazan je na slici 4. Na slici je ri izravni put zvuka, a udaljenost od vektorskog hidrofona do uzorka je d, reflektirani put zvuka je ri + 2d, re = rs + rr je difraktirani put zvuka, rq je reflektirani put zvuka na granici bazena, pi je izravan zvuk, pr je reflektirani zvuk, pe je difraktirani zvuk na rubu uzorka, pq To je zvuk višesmjerne smetnje.

 

Pretpostavimo da je spektar pobudnog signala odašiljačkog pretvarača s(f), a karakteristična impedancija medija zanemarena. Bez gubitka općenitosti, izraz frekvencijske domene signala koji prima dvodimenzionalni vektorski hidrofon je P( f) = s( f) · 1 + Rs( f) e－jωτr+ D( f) e－jωτe + Rq( f) e－jωτq Hpt( f)Vx( f) = s( f) · cos( θi) + Rs( f) e－jωτrcos( θr )+ D( f) e－jωτecos( θe) + Rq( f) e－jωτqcos( θq) Hvxt( f )Vy( f) = s( f) ·sin( θi) + Rs( f) e－jωτrsin( θr )+ D( f) e－jωτesin( θe) + Rq( f) e－jωτqsin( θq) Hvyt( f)(8) U formuli, Rs(f) je koeficijent akustične refleksije uzorka koji ovisi o frekvenciji zvučnog vala i upadnom kutu, D(f) je koeficijent difrakcije ruba uzorka, Rq(f) je refleksija granice bazena koeficijent, τr, τe i τq vremenska su kašnjenja reflektiranog zvuka, zvuka difrakcije na rubu uzorka i zvuka refleksije na rubu bazena i izravnog zvuka. θi, θr, θe i θq su izravni zvuk, reflektirani zvuk, zvuk ogiba ruba uzorka i zvuk refleksije granice bazena. Upadni kut zvučnog vala, Hpt(f), Hvxt(f) i Hvxt(f) predstavljaju prijenosnu funkciju svakog mjernog kanala mjernog sustava.

 

2) Kompenzacija prijenosne funkcije mjernog sustava. Pomnožite dizajnirani inverzni filtar s frekvencijskim spektrom odgovarajućih podataka promatranja kanala kako biste dobili kompenzirani signal. Frekvencijski spektar Ppost(f), Vxpost(f) i Vypost(f) su Ppost(f) ≈ s(f) ·1 + Rs(f) e－jωτr+ D(f) e－jωτe + Rq(f) e－jωτq Vxpost( f) ≈ s( f) · cos( θi) + Rs( f) e－jωτrcos( θr )+ D( f) e－jωτecos( θe) + Rq( f) e－jωτqcos( θq) Vypost( f ) ≈ s( f) ·sin( θi) + Rs( f) e－jωτrsin( θr )+ D( f) e－jωτesin( θe) + Rq( f) e－jωτqsin( θq)

 

Uvjet simulacije 2 Pretpostavimo da je dubina bazena 10 m, lansirni pretvarač, vektorski hidrofon i dubina vode h uzorka koji se ispituje su 5 m. Udaljenost H od pretvornika za odašiljanje do uzorka je 15 m, udaljenost d od vektorskog hidrofona do uzorka je 10 cm, signal za odašiljanje je akustički signal Butterworthovog pulsa, propusnost signala je 500-10 kHz, a frekvencija uzorkovanja fs = 131 072 Hz i omjer signal/šum od 30 dB. Uzmite kanal zvučnog tlaka kao primjer kako biste provjerili učinkovitost postinverzne kompenzacije filtra. U simulaciji, uzorak koji se ispituje je aluminijska ploča debljine 0,006 m i geometrijske veličine 1 m×1 m. Rubni koeficijent difrakcije uzorka simuliran je niskopropusnim filtrom.

Slika 5 prikazuje učinak kompenzacije postinverznog filtra kanala zvučnog tlaka. Slika pokazuje da je valni oblik signala nakon kompenzacije pravilniji i glatkiji, što učinkovito potiskuje izobličenje signala uzrokovano funkcijom prijenosa mjernog sustava i pomaže u eliminaciji smetnji kao što je zvuk rubne difrakcije.

 

3) Uklonite zvukove smetnji. Izračunajte vremensko kašnjenje reflektiranog zvuka, uzorka difrakcijskog zvuka i zvuka refleksije granice bazena prema parametrima primjene mjernog sustava i izvedite inverznu Fourierovu transformaciju jednadžbe (9) da biste dobili signal vremenske domene, zatim dodajte prozor za presretanje korisnog signala i izvedite Fourierovu transformaciju lista, dobivamo Pc( f) = s( f) [1 + Rs( f) e－jωτr]

Vx c( f) = s( f) [cos( θi) + Rs( f) e－jωτrcos( θr)]

Vy c( f) = s( f) [sin( θi) + Rs( f) e－jωτrsin( θr)] gdje su Pc(f), Vxc(f) i Vyc(f) redom spektri signala svakog kanala. Odvojite izravni zvuk i odbijeni zvuk i dobijete koeficijent refleksije zvuka uzorka. Pretpostavimo da je vodeći azimut vektorskog hidrofona ψ, a izračunata kompozitna brzina čestice Vc je Vc( f) = Vxc( f) cos( ψ) + Vyc( f) sin( ψ) (11) Prvo, usmjerite vodeći azimut prema odašiljaču Neka je ψ = 0 i izvršite (p + vc) 2 zajedničku obradu, izostavljajući zajednički član s( f), i dobijte izlaz zajedničke obrade Ii kao Ii = [Pc( f) + Vc( f)] 2ψ = 0 = 4 (12) Ponovno usmjerite vodeći azimut na uzorak, to jest neka je ψ = π, i izvedite zajedničku obradu (p + vc) 2 da biste dobili izlaz zajedničke obrade Ir = [Pc( f) + Vc( f)] 2ψ = π = 4 ［R2s( f) e－2jωτr］

 

2 Analiza pogreške mjerenja

Uvjet simulacije 3 Parametri mjernog sustava ostaju nepromijenjeni, odaslani signal je Butterworthov pulsni akustični signal, a propusnost signala je 500 ~ 10 kHz. Bez razmatranja difrakcijskog učinka ruba uzorka i utjecaja zvuka refleksije na granici bazena, raspravlja se o omjeru signala i šuma. Kada iznosi 20, 30 i 40 dB, rezultat mjerenja se mijenja s frekvencijom. Prikazani su rezultati mjerenja i krivulje mjerne relativne pogreške pod različitim omjerima signala i šuma. Na slici se može vidjeti da se relativna pogreška mjerenja smanjuje s oscilacijom frekvencije, a na niskofrekventni pojas uvelike utječe omjer signala i šuma; osim toga, kada je omjer signala i šuma 20 dB, trend promjene rezultata mjerenja je isti kao teoretska vrijednost, ali rezultat mjerenja ima veću pogrešku; nizak Velika pogreška mjerenja frekvencijskog pojasa je zato što je koeficijent akustične refleksije mali, a male fluktuacije mogu uzrokovati velike relativne pogreške. U stvarnom testu, osim omjera signala i šuma, pogreška postavljanja mjernog sustava također će imati utjecaj na rezultate mjerenja. Sljedeća simulacija analizira utjecaj greške postavljanja mjernog sustava. Uvjet simulacije 4 Parametri mjernog sustava ostaju nepromijenjeni, bez obzira na smetnje poput pozadinske buke i difrakcije ruba uzorka. Udaljenost H od izvora zvuka do uzorka je 5, 10, odnosno 15 m. Raspravlja se kada je udaljenost d od vektorskog hidrofona do uzorka 10. Rezultat mjerenja pri % pogreške. Rezultati mjerenja dani su kada je udaljenost H od pretvornika odašiljača do uzorka različita, a udaljenost d od vektorskog hidrofona do uzorka ima pogrešku od 10%. Slika pokazuje da rezultat mjerenja nije osjetljiv na pogrešku udaljenosti između vektorskog hidrofona i uzorka; H Rezultati mjerenja nisu gotovo slučajni u isto vrijeme. Vidi se da je u stvarnom ispitivanju potrebno samo odabrati odgovarajući H prema geometrijskoj veličini mjernog bazena. Uvjet simulacije 5 Parametri mjernog sustava ostaju nepromijenjeni, bez obzira na smetnje od pozadinske buke i difrakcije ruba uzorka. Udaljenost d od vektorskog hidrofona do uzorka je 5, 10 i 15 cm, redom, a udaljenost H od pretvornika odašiljača do uzorka je 15 m, raspravite rezultate mjerenja kada postoji pogreška od 1% u udaljenosti H od pretvornika odašiljača do uzorka. Rezultati mjerenja dani su kada je udaljenost d od vektorskog hidrofona do uzorka različita, a udaljenost H od pretvornika odašiljača do uzorka ima pogrešku od 1%. Sa slike se može vidjeti da rezultat mjerenja i teorijska vrijednost imaju isti trend s frekvencijom, a što je veća frekvencija, to je veća frekvencija. Rezultat je točniji, a ova metoda mjerenja nije osjetljiva na pogrešku udaljenosti između vektorskog hidrofona i uzorka.

3 Eksperimentalna istraživanja i obrada podataka

 

Blok dijagram sastava hardvera mjernog sustava prikazan je na slici 11. Sustav se sastoji od suhog kraja i mokrog kraja. Suhi kraj uglavnom se sastoji od proizvoljnog generatora signala, pojačala snage, vektorskog kruga za kondicioniranje hidrofona i kolektora signala itd., koji se koriste za generiranje, prijenos i prikupljanje signala. Mokri kraj uglavnom se sastoji od pretvornika za odašiljanje, niskofrekventnog dvodimenzionalnog vektorskog hidrofona i uzorka za mjerenje uzorka. Wet end je postavljen u anehoični bazen geometrijskih dimenzija 25 m×15 m×10 m, a središte zvuka nalazi se 5 m ispod vode. Bazen je prigušen sa šest strana, a donja granica apsorpcije zvuka je 2 kHz. Uzorak koji se ispituje je aluminijska ploča geometrijskih dimenzija 1m×1m×0,006 m. Transduktor odašiljača je obješen na rub vozila iznad bazena, a udaljenost H od uzorka je 4,95 m. Uzorak je fiksiran na uređaju za podizanje i rotiranje, a uzorak se može zakretati pod kutom tijekom mjerenja i glatko pomicati u tri dimenzije. Vektorski hidrofon postavljen je na prednji kraj uzorka, a udaljenost d od površine uzorka je 5,5 cm. Odašiljački pretvarač je cilindrični izvor zvuka, a slika 12 prikazuje njegovu krivulju odziva napona prijenosa.

 

Iz slike 12 vidljivo je da transduktor za odašiljanje ima slabu sposobnost zračenja ispod 2,5 kHz. Efektivni radni frekvencijski pojas niskofrekventnog dvodimenzionalnog vektorskog hidrofona je 1 ~ 12 kHz. Tijekom postavljanja, vektor Vy kanal pokazuje na uzorak koji se testira, a Vx pokazuje na stijenku bazena. Prvo pošaljite pseudoslučajni niz od 16 reda za identifikaciju i mjerenje.

 

Slika 12 Krivulja odziva napona odašiljanja pretvarača odašiljača

 

Prijenosna funkcija sustava i dizajn inverznog filtra. Slika 13 prikazuje rezultate identifikacije prijenosne funkcije mjernog sustava. Na slici su hp(f), hvx(f) i hvy(f) izmjerene vrijednosti funkcije prijenosa kanala zvučnog tlaka, vektorskog Vx kanala i Vy kanala mjernog sustava; hpinv(f), hvxinv(f) i hvyinv(f) projektirane su inverzne prijenosne funkcije filtra.

Na slici 13 može se vidjeti da rezultat identifikacije prijenosne funkcije vektora Vx kanala nije valjan. To je zato što je u gornjoj situaciji postavljanja 'jama' Vx kanala vektorskog hidrofona okrenuta prema izvoru zvuka, a signal koji prima ovaj kanal je samo bazen. Zid reflektira zvučni signal, pa je rezultat identifikacije sustava netočan. Održavajte prostorni položaj i orijentaciju odašiljačke sonde i vektorski hidrofonski pretvornik nepromijenjen, spustite uzorak i odašiljite Butterworthov impulsni akustični signal s pojasnom širinom od 500 do 12,5 kHz. Slika 14 prikazuje izvorne podatke i modificirane valne oblike signala koje prima svaki kanal vektorskog hidrofona. Na slici 14 može se vidjeti da valni oblik signala u vremenskoj domeni nakon korekcije inverznog filtra postaje pravilan i da je energija više koncentrirana. Zatim izračunajte vremensko kašnjenje izravnog zvuka i zvuka difrakcije reflektiranog zvuka od ruba uzorka u skladu s parametrima prostornog rasporeda mjernog sustava i dodajte prozore za presretanje korisnih podataka te izračunajte normalni koeficijent refleksije zvuka uzorka kao što je prikazano na slici 15.

Slika 15 prikazuje rezultate mjerenja prije i nakon kompenzacije. Vidljivo je da rezultat mjerenja prijenosne funkcije nekompenziranog mjernog sustava ima veliku pogrešku i gotovo je nevažeći. Točnost mjerenja znatno je poboljšana nakon obrade postinverznog filtra. Kada je frekvencija veća od 2,5 kHz, pogreška mjerenja nakon post-inverzne korekcije filtra je mala, a rezultat mjerenja ispod 2,5 kHz ima veliku pogrešku. Razlog je taj što je mogućnost niskofrekventnog prijenosa odašiljačkog pretvarača ograničena, a niskofrekventne komponente signala uronjene su u pozadinski šum, pa je rezultat mjerenja loš.

 

4 Zaključak

Ovaj rad predlaže metodu za mjerenje normalnog koeficijenta akustičke refleksije podvodnih akustičkih materijala na temelju jednog vektorskog hidrofona. Ova će metoda pulsirati. Kombinacija tehnologije emisije impulsa, vektorske tehnologije obrade signala i tehnologije post-inverznog filtera, kroz post-inverznu tehnologiju filtera za primanje vektorskog hidrofona.

 

Podaci se kompenziraju, izobličenje signala uzrokovano funkcijom prijenosa mjernog sustava je potisnuto, a rubni difrakcijski zvuk i višestruki put uzorka eliminirani su u vremenskoj domeni. Smetnje signala poboljšavaju točnost mjerenja. Teorijski se izvodi princip mjerenja, numeričkim proračunom i simulacijom proučava se utjecaj pogreške mjernog sustava te se provode eksperimentalna istraživanja. Numerički proračun i rezultati simulacije pokazuju da mjerna metoda opisana u ovom članku ima određene zahtjeve za omjer signala i šuma; Netočna i neosjetljiva implementacija sustava. Eksperimentalni rezultati pokazuju da se metodom opisanom u ovom radu može učinkovito realizirati velikomjerno mjerenje normalnog akustičkog koeficijenta refleksije podvodnih akustičnih materijala u slobodnom polju, ali zbog ograničenja sposobnosti niskofrekventnog zračenja odašiljačkog pretvornika, niskofrekventna pogreška mjerenja je relativno velika.