CN104568378B - 一种海洋湍流定点混合仪及其使用方法 - Google Patents
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Abstract
本发明提供了一种海洋湍流定点混合仪及其使用方法,其利用声学多普勒三维点式流速测速仪(ADV)同时、同点测量同一运动质点的速度和温度，利用实现时间梯度与空间梯度的转换或频率谱与波数谱的转换的泰勒冻结假设，得到相应的观测谱，并与惯性子区和耗散子区理论谱进行比对，实现在1‑5000米海深定点测量湍流热耗散率和湍动能耗散率。其中温度传感器和速度传感器外壳为钛合金，最大耐压5000米海深。
Description
技术领域
本发明属于海洋探测技术领域，具体涉及一种海洋湍流定点混合仪及其使用方法，其能够同时、同点测量同一运动质点的速度和温度。
背景技术
海洋混合的观测和研究对于理解大洋环流的维持有着重要的意义，在海洋环流模式的模拟和预测中，测量湍流混合参量起着重要作用(Bryan,1987；Zhang,et al,1996；Jin,et al,1999),对于完善海洋模式参数化方案也有十分重要的科学意义，它是提高海洋预报能力的关键技术，且能够促进海洋模式的发展和验证。由于海洋湍流微结构观测受到国内外关注，湍流微结构剖面仪的研究取得一系列进展且形成了系列产品，如加拿大的camel、EPSONDE、VMP等系列，美国的AMP、TOPS、HRP等系列，日本的TurbMAP系列，欧洲其他国家的PROTAS、MSS等系列。国内对海洋湍流微结构剖面仪的研究刚刚起步，仅天津大学完成了海洋微结构湍流剖面仪速度剪切样机的研制，中国科学院南海海洋研究所完成了海洋温度微结构样机的研制，但还未形成产品。
目前湍流热扩散系数，常规的观测主要有两类：其一，在各向均匀同性湍流假设的条件下，利用自由下落式装备测量温度梯度方差，然后通过Osborn&Cox(1972)公式估算湍流热扩散系数；其二，通过自由下落式装备测量湍动能耗散率，然后通过Osborn公式估算湍流涡扩散系数，最后假设湍流密度脉动主要在温度脉动产生前提下，湍流热扩散系数等价于涡扩散系数，得出湍动能耗散率与热耗散率的关系。对于微结构剖面湍动能耗散率和湍流热耗散率的观测,目前,浅海和深海的观测均有报道。但是由于随船剖面观测的局限性，垂向剖面混 合观测很难与大尺度海洋事件直接相关。
随着提高海洋测量精度的现实需要，定点湍流混合的观测越来越受到重视[Moum，2007；Moum and Nash 2009]。定点湍流混合的热扩散率观测通过时间序列的湍流混合研究，成功地揭示了湍流混合对西太暖池在El-Nin～o事件前形成的机制。但是，目前海洋湍流混合的测量是剖面观测仪，必需随船进行耗费大量的船时。Moum，2007；Moum and Nash2009仅仅是对热扩散率的定点观测。
随着海洋探测的需要，要想实现海洋湍动能耗散率与热耗散率同步、同点观测，急需一种能够定点观测海洋湍流混合的仪器。
发明内容
为了解决上述技术问题，本发明提供一种海洋湍流定点混合仪及其使用方法，其能够同时、同点测量同一运动质点的速度和温度，利用泰勒冻结湍流假设，计算出波数谱，并与惯性子区和耗散子区理论谱进行比对，实现在1-5000米海洋定点测量湍流混合率。
依据本发明，提供一种海洋湍流定点混合仪，其利用声学多普勒三维点式流速测速仪(ADV)和海洋探测快速温度传感器同时、同点测量同一运动质点的速度和温度，利用泰勒冻结湍流假设(可实现时间梯度与空间梯度的转换，或频率谱与波数谱的转换，如温度频率谱φT(f)，通过泰勒冻结假设k＝2πf/U，可以转换为波数谱φT(k)＝φT(f)U/(2π)；其中k表示波数(1/m)，f表示频率(1/s)，U是平均流速(m/s))，得到相应的观测谱，并与惯性子区(湍流动能谱(或温度谱)存在惯性子区与波数服从-5/3次指数关系[Grant et al.,1962,1968])或耗散子区(对于速度梯度谱与波数服从Nasmyth理论曲线[Oakey,1982]，温 度梯度谱与波数服从Batchelor理论曲线[Oakey,1982])相应的理论谱进行比对，实现在1-5000米海洋定点测量湍流混合率。
优选的海洋湍流定点混合仪包括快速温度传感器、声学多普勒三维点式流速测量仪(ADV)、6000米水深耐压钛合金电池仓，快速温度传感器通过耐压水密线连接ADV后盖特制8芯接口，以上五部分组成海洋湍流定点混合仪，可以在1-5000米水下同点观测湍流混合率。
进一步，海洋湍流定点混合仪中的快速温度传感器由8部分(探头37、钛合金弯形管36、锥形管35、第一圆筒管34、内丝扣连接件(锥形管35与第一圆筒管34之间连接件，(图3中未标出))、外螺丝33、第二圆筒管32、第三圆筒管31)组成；快速温度传感器的耐压外壳采用TC4钛合金棒加工而成，快速温度传感器包括探针部分37、最前面的钛合金管外加聚酯材料保护的弯形外壳、多节圆筒及连接件结构；具体连接关系如下：探头37插入钛合金管36中，钛合金管36置入锥形管35中壁厚1.2mm的第一圆筒管34，锥形管35与第一圆筒管34由内丝扣连接件连接，有外丝扣的第一圆筒管34一端置入第二圆筒管32的内丝扣中连接，同时再通过外螺丝33固定第一圆筒管34和第二圆筒管32，第二圆筒管32的另一端的外丝扣与含有内丝扣的第三圆筒管31连接。其中第三圆筒管31中设置有电路，并与水密线连接。
优选地，三维流速测量仪(ADV，含姿态校正传感器IMU)是Notek公司产品，以100～250Hz频率测量单点三维流速，经过数字滤波后输出1～64Hz的三维流速数据。内置姿态传感器(IMU)，可以校正三维流速测量仪姿态。可用于相对坐标和自然坐标下测量三维流速。
更优选地，海洋湍流定点混合仪中使用4个额外的6000米水深耐压钛合金电池仓，管壁厚0.8cm，仓体内径61.5mm，有效容积长度460mm，可以放2组450Wh锂电池组。电池仓与ADV主机用Y型水密线连接，每根线有2芯，可同时连接4个电池仓。
进一步，海洋湍流定点混合仪中使用快速温度传感器通过耐压水密线连接ADV后盖特制8芯接口，用于数据传输和供电需求；快速温度传感器和三维流速测量仪(ADV，含姿态校正传感器)的测量点是同一点，快速温度传感器采样信号一路与ADV的采样信号同步，采样频率1-64Hz可调，另一路为更高频采样，采样频率1-512Hz可调；快速温度传感器和ADV产品外壳由TC4钛合金加工而成，由316不锈钢支架将ADV和快速温度传感器固定在支架上，并保证快速温度传感器探头位于ADV测量点上。外支架形成的园柱绕流对流场的影响在测量点要忽略不计。
依据本发明的第二方面，提供一种使用上述海洋湍流定点混合仪的方法,其包括以下步骤：
第一步，三维流速测量仪和快速温度传感器同步采集同一点的三维流速(u1,v1,w1)和温度(T)，通过三维流速测量仪自带的罗经和水平仪测量三维流速测量仪姿态得到真实流速(u,v,w)，然后求得各真实速度的脉动值u′,v′,w′。
根据涡动相关法，海洋湍流热通量FT可以表示为：
式中FT是测量点的湍流热通量(W/m2)，Cp为海水的定压比热容(J/kg/K)，ρ是海水密度(kg/m3)，w′是海水垂向速度的脉动值(m/s)，T'是测量点的温度脉动值(K)，上划线表示时间序列的平均。
第二步，湍流动量通量(N/m2)可以通过以下计算公式得到：
其中u',v'分别为水平东西南北向速度脉动值(m/s)。
第三步，湍动能耗散率ε(W/kg)
湍动能耗散率ε(W/kg)的计算有如下两种方法：惯性子区法(-5/3定律普适谱)和耗散子区法(Nasmyth普适谱)
(1)惯性子区法(Kolmogorov-5/3定律普适谱)
惯性子区法求湍动能耗散率具体如下：在充分发展湍流中，湍流能谱存在惯性子区服从-5/3次指数关系φii(k)＝αiε2/3k-5/3，其中φii(k)为第i个流速分量的波数功率谱，αi为Komolgorov普适常数。根据泰勒冻结假设，可实现波数谱φii(k)与频率谱φii(f)的转换，于是湍动能谱与耗散率关系可写成
其中k表示波数(1/m)，f表示频率(1/s)，U是平均流速(m/s)。
利用单点ADV三维流速(水平或垂直)时间序列数据求得湍动能的频率谱φii(f)，然后利用上式求得湍动能耗散率。式中方括号表示取惯性子区的平均值。
(2)耗散子区法(Nasmyth普适谱)：
假设湍流各向同性，湍流耗散率ε(W/kg)可直接通过积分流速剪切功率谱 得到
ν是分子粘性系数(m2/s)。由于实际观测的剪切谱并不能有效分辨整个耗散子区，而只能分辨其中一部分，即能有效分辨的波数范围为kmin<k<kmax，kmin取1cpm，kmax取没有被设备振荡噪声干扰的最大波数。
第四步，热耗散率χT(K2/s)
与湍动能耗散率ε(W/kg)的计算类似，我们同样对热耗散率的计算设计了两种方法：惯性子区法(-5/3定律普适谱)和耗散子区法(Batchelor普适谱)
(1)惯性子区法(Kolmogorov-5/3定律普适谱)：
在充分发展湍流中，温度谱同样存在惯性子区符合-5/3定律，φT(k)＝βχTε-1/3k-5/3,式中φT(k)为温度波数谱,β为常数,根据泰勒冻结假设，可实现波数谱φT(k)与频率谱φT(f)的转换。于是温度谱与热耗散率关系可写成
其中k表示波数(1/m)，f表示频率(1/s)，U是平均流速(m/s)
利用快速温度传感器得到温度时间序列数据求得温度谱φT(f),然后利用上式求得热耗散率χT(K2/s)。方括号表示取惯性子区的平均值，耗散率ε(W/kg)可通过ADV三维流速观测数据计算得到。
(2)耗散子区法(Batchelor普适谱)：
定点海洋混合观测通过快速温度传感器获取海洋温度从而获得高分辨率时间梯度dT/dt，在泰勒冻结湍流假设下得到温度的空间梯度dT/dx,然后得到温度空间梯度dT/dx的波数谱ψobs(k)。
海洋湍流热耗散率χT(K2/s)可通过以下公式计算：
DT是分子热扩散系数(m2/s)。
在实际计算中，为精确的计算湍流热耗散率χT(K2/s)，我们采用逐步迭代的方法来确定观测谱的最佳积分区间[kmin,kmax]，并保证
其中Ψtheory(k)为相应湍动能耗散率下的Batchelor理论谱。最后在[0,∞]波数区间内积分理论谱Ψtheory(k)即可得湍流热耗散率χT(K2/s)。
本发明利用同点、同步测量海洋运动粒子的温度和速度，通过泰勒冻结假设 得出频率谱与波数谱的关系，进一步利用观测的速度温度信号求出热耗散率。本发明的优点是：
1.通过同点观测速度和温度信号，可以测量湍流热耗散率的时间序列。
2.通过同点观测速度和温度信号，采用一路温度信号与速度信号同时、同点观测，另一路温度信号与速度信号同点观测，可以在测量湍流热耗散率的同时，观测热通量的变化。
3.可以在1-5000米海洋中进行观测。
附图说明
附图1为依据本发明的海洋湍流定点混合仪传感器与测量点示意图；
附图2为本发明使用的海洋湍流定点混合仪示意图；
附图3为快速温度传感器外结构示意图；
附图4为快速温度传感器观测到的温度信号的示意图；
附图5为三维速度定点仪ADV观测垂向速度信号的示意图；。
附图6为测量到的海洋上层某时间段的热耗散率、湍动能耗散率示意图，其中左上图为惯性子区法依据测量数据计算的热耗散率图；右上图为惯性子区法依据测量数据计算的湍动能耗散率图；左下图为耗散子区法依据测量数据计算的热耗散率图；右下图为耗散子区法依据测量数据计算的湍动能耗散率图
具体实施方式
下面将结合本发明实施例中的附图，对本发明实施例中的技术方案进行清楚、完整地描述，显然，所描述的实施例仅是本发明的一部分实施例，而不是全部的实施例。基于本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施例，都属于本发明保护的范围。另外，不应当将本发明的保护范围仅仅限制至下述具体结构或部件或具体参数。
本发明提出一种海洋湍流定点混合仪利用三维流速测速仪(ADV)同时、同点测量同一运动质点的速度和温度，利用泰勒冻结假设，计算出波数谱，并与惯性子区或耗散子区理论谱进行比对，实现在1-5000米海深定点测量湍流热耗散率。
海洋湍流定点混合仪包括快速温度传感器、三维流速测量仪、6000米水深耐压钛合金电池仓、快速温度传感器通过耐压水密线连接ADV后盖特制8芯接口，以上五部分组成深海湍流定点混合仪，可以在1-5000米水下同点观测热通量、动量通量、湍动能耗散率和热耗散率。快速温度传感器由8部分(探头37、钛合金弯形管36、锥形管35、第一圆筒管34、内丝扣连接件(锥形管35与第一圆筒管34之间连接件(图3中未标出))、外螺丝33、第二圆筒管32、第三圆筒管31)组成。快速温度传感器的耐压外壳采用TC4钛合金棒加工而成，其包括探针部分37、最前面的钛合金管外加聚酯材料保护的弯形外壳、多节圆筒及连接件结构；具体连接关系如下：探头37插入钛合金管36中，钛合金管36置入锥形管35中，第一圆筒管34，壁厚1.2mm，锥形管35与第一圆筒管34由内丝扣连接件连接，第一圆筒管34的一端有外丝扣置入第二圆筒管32的内丝扣中连接，同时再通过外螺丝33固定第一圆筒管34和第二圆筒管32，第二圆筒管32的另一端的外丝扣与含有内丝扣的第三圆筒管31连接。其中第三圆筒管31中设置有含电路，并与水密线连接。
本发明的海洋湍流定点混合仪优选使用的三维流速测量仪(ADV，含姿态校正传感器)是Notek公司产品，以100～250Hz频率测量单点三维流速，经过数字滤波后输出1～64Hz的三维流速数据，三维流速测量仪内置姿态传感器(IMU)，可以校正三维流速测量仪姿态。三维流速测量仪可用于测量相对坐标下的三维流速，依据姿态仪的测量参数，把相对坐标下测量的三维流速转换为 自然坐标下测量三维流速。
此外，海洋湍流定点混合仪使用4个额外的6000米水深耐压钛合金电池仓，管壁厚0.8cm，仓体内径61.5mm，有效容积长度460mm，可以放2组450Wh锂电池组。电池仓与ADV主机用Y型水密线连接，每根线有2芯，可同时连接4个电池仓。优选地，海洋湍流定点混合仪包括快速温度传感器通过耐压水密线连接ADV后盖特制8芯接口，用于数据传输和供电需求；快速温度传感器和三维流速测量仪(ADV，含姿态校正传感器)的测量点是同一点，快速温度传感器采样信号一路与ADV的采样信号同步，采样频率1-64Hz可调，另一路为更高频采样，采样频率1-512Hz可调；
进一步地，快速温度传感器和ADV产品外壳由TC4钛合金加工而成，由316不锈钢支架将ADV和快速温度传感器固定在支架上，并保证快速温度传感器探头位于ADV测量点上。外支架形成的园柱绕流对流场的影响在测量点要忽略不计。
本发明的深海湍流定点混合仪使用方法包括以下步骤：
第一步，三维流速测量仪和快速温度传感器同步采集同一点的三维流速(u1,v1,w1)和温度(T)，通过三维流速测量仪自带的罗经和水平仪测量三维流速测量仪姿态得到真实流速(u,v,w)，然后求得各真实速度的脉动值u′,v′,w′。
根据涡动相关法，海洋湍流热通量FT可以表示为：
式中FT是测量点的湍流热通量(W/m2)，Cp为海水的定压比热容(J/kg/K)，ρ是海水密度(kg/m3)，w′是海水垂向速度的脉动值(m/s)，T'是测量点的温度脉动值(K)，上划线表示时间序列的平均。
第二步，湍流动量通量(N/m2)可以通过以下计算公式得到：
其中u',v'分别为水平东西南北向速度脉动值(m/s)。
第三步，湍动能耗散率ε(W/kg)
湍动能耗散率ε(W/kg)的计算有如下两种方法：惯性子区法(-5/3定律普适谱)和耗散子区法(Nasmyth普适谱)
(1)惯性子区法(Kolmogorov-5/3定律普适谱)
惯性子区法求湍动能耗散率具体如下：在充分发展湍流中，湍流能谱存在惯性子区服从-5/3次指数关系φii(k)＝αiε2/3k-5/3，其中φii(k)为第i个流速分量的波数功率谱，αi为Komolgorov普适常数。根据泰勒冻结假设，可实现波数谱φii(k)与频率谱φii(f)的转换，于是湍动能谱与耗散率关系可写成
其中k表示波数(1/m)，f表示频率(1/s)，U是平均流速(m/s)。
利用单点ADV三维流速(水平或垂直)时间序列数据求得湍动能的频率谱φii(f)，然后利用上式求得湍动能耗散率。式中方括号表示取惯性子区的平均值。
(2)耗散子区法(Nasmyth普适谱)：
假设湍流各向同性，湍流耗散率ε(W/kg)可直接通过积分流速剪切功率谱 得到
ν是分子粘性系数(m2/s)。由于实际观测的剪切谱并不能有效分辨整个耗散子区，而只能分辨其中一部分，即能有效分辨的波数范围为kmin<k<kmax，kmin取1cpm，kmax取没有被设备振荡噪声干扰的最大波数。
第四步，热耗散率χT(K2/s)
与湍动能耗散率ε(W/kg)的计算类似，我们同样对热耗散率的计算设计了两种方法：惯性子区法(-5/3定律普适谱)和耗散子区法(Batchelor普适谱)
(1)惯性子区法(Kolmogorov-5/3定律普适谱)：
在充分发展湍流中，温度谱同样存在惯性子区符合-5/3定律，φT(k)＝βχTε-1/3k-5/3,式中φT(k)为温度波数谱,β为常数,根据泰勒冻结假设，可实现波数谱φT(k)与频率谱φT(f)的转换。于是温度谱与热耗散率关系可写成
其中k表示波数(1/m)，f表示频率(1/s)，U是平均流速(m/s)
利用快速温度传感器得到温度时间序列数据求得温度谱φT(f),然后利用上式求得热耗散率χT(K2/s)。方括号表示取惯性子区的平均值，耗散率ε(W/kg)可通过ADV三维流速观测数据计算得到。
(2)耗散子区法(Batchelor普适谱)：
定点海洋混合观测通过FP07快速温度传感器获取海洋温度从而获得高分辨率时间梯度dT/dt，在泰勒冻结湍流假设下得到温度的空间梯度dT/dx,然后得到温度空间梯度dT/dx的波数谱ψobs(k)。
海洋湍流热耗散率χT(K2/s)可通过以下公式计算：
DT是分子热扩散系数(m2/s)。
在实际计算中，为精确的计算湍流热耗散率χT(K2/s)，我们采用逐步迭代的方法来确定观测谱的最佳积分区间[kmin,kmax]，并保证
其中Ψtheory(k)为相应湍动能耗散率下的Batchelor理论谱。最后在[0,∞]波数区间内积分理论谱Ψtheory(k)即可得湍流热耗散率χT(K2/s)。
下面结合附图，对本发明进一步详细说明。附图1为依据本发明的同时、同点测量运动质点三维速度和温度的海洋湍流定点混合仪示意图；附图中，附图标记14为三维点式流速仪传感器测量点，三维点式流速仪传感器11测量(测量点)的x方向速度；传感器13、12分别测量y、z方向速度；快速温度传感器探头部分15用于测量测量点的温度信号。
附图2为海洋湍流热通量仪示意图；附图标记如下：316不锈钢支架21；三维点式流速仪(ADV)电路仓22；快速温度传感器探头部分23；电池仓24；尼龙支架25。
附图3为快速温度传感器外结构示意图，探头37，钛合金弯形管36、锥形管35、第一圆筒管34、设置于锥形管35与第一圆筒管34之间的内丝扣连接件(图3中未标出)、外螺丝33、第二圆筒管32、第三圆筒管31。具体连接关系如下：探头37插入钛合金管36中，钛合金管36置入锥形管35中，第一圆筒管34，壁厚1.2mm，锥形管35与第一圆筒管34由内丝扣连接件连接，有外丝扣的第一圆筒管34一端置入第二圆筒管32的内丝扣中并连接，同时再通过外螺丝33固定第一圆筒管34和第二圆筒管32，第二圆筒管32的另一端的外丝扣与含有内丝扣的第三圆筒管31连接。其中第三圆筒管31中设置有电路，并与水密线连接。
附图4为快速温度传感器观测到的温度信号示意图，因在深海中温度脉动小，我们陈列了在海深4300米温度原始信号示意图，为了方便展示，只画出了其中45秒的数据。可以看出温度值的脉动区间基本在0.0006k(0.6mk)内。
附图5为三维速度定点仪ADV观测信号示意图，因在深海垂向速度小，观测难度大，我们在图3给出了海深4300米垂向速度原始信号示意图，为了方便展示，只画出了其中45秒的数据。可以看出垂向速度的脉动区间在0.01m/s内。
附图6为测量的海洋上层某时间段的热耗散率、湍动能耗散率示意图。其中左上图为惯性子区计算的热耗散率；右上图为惯性子区计算的湍动能耗散率；左下图为耗散区计算的热耗散率；右下图为耗散区计算的湍动能耗散率。
本发明通过以下方法实现：利用快速温度传感器(参见图3)和声学多普勒三维流速计(ADV)测量的同点速度温度信号(参见图1)，其中，快速温度传感器测量点位于三维流速仪测量点上，温度信号与ADV信号同时触发，但以不同的采样频率存储，一路温度信号与三维速度信号同频率、同步、同点采样，另一路温度信号只与ADV信号同点采样，采样频率可以与ADV的采样频率不同。图1中运动质点的温度和速度可以由温度传感器和ADV同步观测。快速温度传感器和ADV产品外壳由TC4钛合金加工而成，由316不锈钢支架将ADV和快速温度传感器固定在支架上(参见图2)，并保证快速温度传感器探头位于ADV测量点上(参见图1)。外支架形成的园柱绕流对流场的影响在测量点要忽略不计(参见图2)。ADV和快速温度传感器能在5000米海深在水密条件下正常工作。
为了更详尽地描述本发明，下面对本发明所涉及到的理论推算给予说明。
泰勒冻结假设
计算湍动能耗散率ε(W/kg)和热耗散率χT(K2/s)需要物理量θ(速度或温度)的空间梯度和波数谱φ(k)。但仪器观测得到物理量的时间序列，只能求得时间梯度和频率谱φ(f)，则需要通过泰勒冻结假设实现时间梯度与空间梯度的转换，或频率谱与波数谱的转换。
泰勒冻结假设：仪器观测得到时间序列的物理量θ，可得到该物理量的时间梯度以及θ的频率功率谱φ(f)，则通过泰勒冻结假设可得到空间梯度
以及波数功率谱φ(k)
k＝2πf/U
其中k表示波数(1/m)，f表示频率(1/s)，U是平均流速(m/s)。
湍动能耗散率ε(W/kg)计算方法
对于充分发展湍流，能谱一般分成三个子区：含能子区、惯性子区和耗散子区(粘性子区)。其中含能子区对应大尺度运动，和平均流及具体的大尺度强迫有关。惯性子区的能谱近似服从Kolmogorov-5/3定律的普适谱，即能谱在该区与波数的k的-5/3次幂成正比。耗散子区的能谱则近似服从Nasmyth普适谱。
由于湍流耗散最小尺度Kolmogorov尺度Lk＝(ν3/ε)1/4，在海洋弱耗散区域(ε～10-10W/kg)，Lk达0.01m；而在强耗散区域(ε～10-2W/kg)，Lk可达0.001m。因此在不同强度耗散的海域，湍流的耗散尺度可能相差一到两个量级。对于ADV三维流速(采样频率32Hz)所获得的流速能谱，其对应可分辨的波数则可能落在惯性子区，也有可能伸展到耗散子区。因此我们设计了两种计算湍流耗散率的方法：惯性子区法(Kolmogorov-5/3定律普适谱)和耗散子区法(Nasmyth普适谱)。
(1)惯性子区法(Kolmogorov--5/3定律普适谱)：
利用ADV高频三维流速观测数据(如图5)可以通过在湍流能谱惯性子区拟合理论谱的形式来估计湍动能耗散率ε(W/kg)。在充分发展湍流中，湍流能谱存在惯性子区服从-5/3次指数关系
φii(k)＝αiε2/3k-5/3，
其中φii(k)为第i个流速分量的波数功率谱，αi为Komolgorov普适常数，ε(W/kg)是湍动能耗散率。根据泰勒冻结假设，可实现波数谱与频率谱的转换：k＝2πf/U，φii(k)＝φii(f)U/(2π)。其中k表示波数(1/m)，f表示频率(1/s)，U是平均流速(m/s)，φii(f)是频率谱。
于是可把波数谱转换为频率谱：
从而得出
惯性子区法求湍动能耗散率具体如下：利用单点ADV三维流速(水平或垂直)时间序列数据求得湍动能的频率谱φii(f)，然后利用上式求得湍动能耗散率。式中方括号表示取惯性子区的平均值。判断惯性子区的方法是是否服从-5/3次指数关系。用三亚海区的观测数据，在惯性子区计算的湍动能耗散率见图6。
(2)耗散子区法(Nasmyth普适谱)：
假设湍流各向同性，湍流耗散率ε(W/kg)可直接通过积分流速剪切功率谱 得到(根据ADV获得三维流速数据后，根据泰勒冻结假设把时间梯度转换成空间梯度然后得到空间梯度的流速剪切功率谱)
ν是分子粘性系数(m2/s)。由于实际观测的剪切谱并不能有效分辨整个耗散子区，而只能分辨其中一部分，即能有效分辨的波数范围为kmin<k<kmax，kmin取1cpm，kmax取没有被设备振荡噪声干扰的最大波数。
通过上式找出和观测剪切谱对应的理论剪切谱(Nasmyth谱)，然后在[0,∞]区间积分得到湍流耗散率ε(W/kg)。用三亚海区的观测数据，在耗散区计算的湍动能耗散率见图6.通过Osborn公式可以进一步估算湍流涡扩散系数(混合率)。
热耗散率χ T (K2/s)
与湍动能耗散率ε(W/kg)的计算类似，我们同样对热耗散率χT(K2/s)的计算设计了两种方法：惯性子区法(-5/3定律普适谱)和耗散子区法(Batchelor普适谱)
(1)惯性子区法(Kolmogorov--5/3定律普适谱)：
利用惯性-对流子区理论谱和泰勒冻结假设，实现了定点测量湍流热耗散率的测量(图4)
在充分发展湍流中，温度谱同样存在惯性-对流子区符合-5/3定律(Grant etal.1968)，即
φT(k)＝βχTε-1/3k-5/3
其中φT(k)为温度波数谱,χT(K2/s)为热耗散率，β＝0.31±0.06为普适常数。
根据泰勒冻结假设，可实现波数谱与频率谱的转换k＝2πf/U，φT(k)＝φT(f)U/(2π)。其中k表示波数(1/m)，f表示频率(1/s)，U是平均流速(m/s)，φT(f)是温度频率谱。
从而得出
式中方括号表示取惯性子区的平均值，范围一般为0.3～2Hz。
假设海洋中温度只在垂直方向存在平均温度梯度dT/dz，那么湍流热扩散系数KT(m2/s)可由如下公式估计，
假设海洋湍流的涡扩散系数Kρ＝Γε/N2与湍流热扩散系数KT(m2/s)相等，由此我们可以利用海洋温度的微尺度信息估计湍动能耗散率ε(W/kg)：
其中N是浮力频率(1/s),混合效率Γ是一个常数，一般取值为0.2。
把式(5)代入式(3)的关系式，化简可得
利用FP07快速温度传感器得到温度时间序列数据(如图4)，经过去除噪点和异常值后求得温度波数谱φT(f)。根据式(3)或(6)可得到热耗散率χT。用三亚海区的观测数据，在惯性子区计算的热耗散率见图6。通过Osborn&Cox(1972)公式估算湍流热扩散系数(混合率)。
(2)耗散子区法(Batchelor普适谱)：
定点海洋混合观测通过FP07快速温度传感器获取海洋温度从而获得高分辨率时间梯度dT/dt，在泰勒冻结湍流假设下得到温度的空间梯度：
然后得到温度空间梯度dT/dx的波数谱ψobs(k)
海洋湍流热耗散率可通过以下公式计算：
假设海洋中湍流是各项同性的，那么上式可简化为：
DT是分子热扩散系数(m2/s)。ψobs(k)是温度空间梯度dT/dx的波数谱。
在实际观测中，由于FP07快速温度传感器响应时间不可能无限短，且受高频电路噪音的影响，观测的温度脉动谱Ψobs并不能有效分辨整个湍流耗散子域，而只能分辨其中一部分，即能有效分辨的波数范围为kmin<k<kmax。所以实际观测谱与Batchelor理论谱常常并不是完全吻合，特别是在高波数域。因此在实际计算中，为精确的计算湍流热耗散率χT(K2/s)，我们采用逐步迭代的方法来确定观测谱的最佳积分区间[kmin,kmax]，并保证
其中Ψtheory(k)为相应湍动能耗散率下的Batchelor理论谱。最后在[0,∞]波
数区间内积分理论谱Ψtheory(k)即可得湍流热耗散率χT(K2/s)。
其具体计算流程如下：
(a)取初值kmin＝1，kmax＝2πf/U,其中f＝40Hz
(b)积分公式通过拟合观测谱Ψobs(k)与Batchelor理论谱Ψtheory(k)来计算温度耗散率χT(K2/s)。然后根据湍动能耗散率ε(W/kg)计算Batchelor数kb:
令kmax＝kb，重复计算步骤(b)，通过不断迭代扩大积分区间并计算χT和kb。若kmax>kb，则终止迭代过程；
(c)积分步骤(b)最后一次迭代的Batchelor理论谱，计算热耗散率χT。
(3)热耗散率计算中ε(W/kg)的选取
根据式和不管惯性子区法或耗散子区法计算热耗散率都要先知道湍动能耗散率ε(W/kg)。我们可以通过ADV三 维流速测的耗散率ε，根据公式和求得估算热耗散率需要的相关参数。
另外，在快速温度传感器单独工作的情况下，我们无法直接获得湍动能耗散率的值。那么我们将通过以下方法对湍动能耗散率进行估算。
假设海洋中温度只在垂直方向存在平均温度梯度dT/dz，那么湍流热扩散系数KT(m2/s)可由如下公式估计，
假设海洋湍流的涡扩散系数Kρ＝Γε/N2与热扩散系数KT相等，由此我们可以利用海洋温度的微尺度信息估计湍动能耗散率εχ：
其中N是浮力频率(1/s),混合效率Γ是一个常数，一般取值为0.2。
把上式代入和最终可得到的湍流耗散率ε(W/kg)和热耗散率χT(K2/s)。用三亚海区的观测数据，在耗散区计算的热耗散率见图6。
我们将对ADV三维流速估算的湍动能耗散率ε(W/kg)与式算得的ε进行比较，以优化参数的选取。
由于在算法中的泰勒冻结假设中我们应用的平均流速与温度场是对同一个运动粒子进行同步观测，本发明应用一套算法可以较好的观测湍流耗散率和热耗散率。本发明所选的高频温度采样频率满足惯性-对流子区要求的频率采样，本发明能测量微结构湍流耗散率和热耗散率。
本仪器适用于在背景流场数倍大于脉动流场的海域。
以上所述，仅为本发明较佳的具体实施方式，但本发明的保护范围并不局限 于此，任何熟悉本技术领域的技术人员在本发明揭露的技术范围内，可轻易想到的变化或替换，都应涵盖在本发明的保护范围之内。本领域普通的技术人员可以理解，在不背离所附权利要求定义的本发明的精神和范围的情况下，可以在形式和细节中做出各种各样的修改。
Claims (5)
1.一种海洋湍流定点混合仪，其利用声学多普勒三维点式流速测速仪同时、同点测量同一运动质点的速度和温度，利用泰勒冻湍流结假设实现时间梯度与空间梯度的转换或频率谱与波数谱的转换，得到相应的观测谱，并与惯性子区或耗散子区相应理论谱进行比对，实现在1-5000米海深定点测量湍流混合率；所述海洋湍流定点混合仪包括快速温度传感器、声学多普勒三维点式流速测速仪和6000米水深耐压钛合金电池仓，快速温度传感器通过耐压水密线连接声学多普勒三维点式流速测速仪后盖特制8芯接口，海洋湍流定点混合仪在1-5000米水下同点观测热通量、动量通量、湍动能耗散率和热耗散率；
其中，快速温度传感器由探头(37)、钛合金弯形管(36)、锥形管(35)、第一圆筒管(34)、外螺丝(33)、第二圆筒管(32)和第三圆筒管(31)组成，内丝扣连接件设置在锥形管(35)与第一圆筒管(34)之间，快速温度传感器的耐压外壳采用TC4钛合金棒加工而成，探头(37)插入钛合金弯形管(36)中，钛合金弯形管(36)置入锥形管(35)中，第一圆筒管(34)，壁厚1.2mm，锥形管(35)与第一圆筒管(34由内丝扣连接件连接，有外丝扣的第一圆筒管(34)一端置入第二圆筒管(32)的内丝扣中连接，同时再通过外螺丝(33)固定第一圆筒管(34)和第二圆筒管(32)，第二圆筒管(32)的另一端的外丝扣与含有内丝扣的第三圆筒管(31)连接；其中第三圆筒管(31)中设置有电路，并与水密线连接。
2.依据权利要求1所述的海洋湍流定点混合仪，其特征在于，内置姿态传感器的声学多普勒三维点式流速测速仪是Notek公司产品，以100～250Hz频率测量单点三维流速，经过数字滤波后输出1～64Hz的三维流速数据，内置姿态传感器用于校正声学多普勒三维点式流速测速仪的姿态和用于提供测量参数，把相对坐标下测量的三维流速转换为自然坐标下测量三维流速。
3.依据权利要求1所述的海洋湍流定点混合仪，其特征在于，4个额外的6000米水深耐压钛合金电池仓，管壁厚0.8cm，仓体内径61.5mm，有效容积长度460mm，放2组450Wh锂电池组；电池仓与声学多普勒三维点式流速测速仪主机用Y型水密线连接，每根线有2芯，可同时连接4个电池仓。
4.依据权利要求1所述的海洋湍流定点混合仪，其特征在于，快速温度传感器通过耐压水密线连接声学多普勒三维点式流速测速仪后盖特制8芯接口，用于数据传输和供电需求；快速温度传感器和声学多普勒三维点式流速测速仪的测量点是同一点，快速温度传感器采样信号一路与声学多普勒三维点式流速测速仪的采样信号同步，采样频率1-64Hz可调，另一路为更高频采样，采样频率1-512Hz可调。
5.依据权利要求1所述的海洋湍流定点混合仪，其特征在于，快速温度传感器和声学多普勒三维点式流速测速仪产品外壳由TC4钛合金加工而成，由316不锈钢支架将声学多普勒三维点式流速测速仪和快速温度传感器固定在支架上，并保证快速温度传感器探头位于声学多普勒三维点式流速测速仪测量点上；外支架形成的园柱绕流对流场的影响在测量点要忽略不计。
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