多元热流体激光检测及杂光抑制光路

吕 妍，王 迪*，王志国，王明吉，李 栋

(1.东北石油大学 电子科学学院，黑龙江 大庆 163318；2.东北石油大学 土木建筑工程学院，黑龙江 大庆 163318)

1 引 言

稠油油层原油黏度高、渗流阻力大、流度比差，导致开采困难。而注多元热流体热采技术可提高其采收效率[1-2]，其主要原理是利用航天火箭推进器燃烧喷射机理，通过燃油与空气混合燃烧将水加热汽化，并同时注入惰性气体，形成由过热蒸汽、CO2和N2多组分组成的高温高压混合气体(简称多元热流体)，再将这种混合气体通过注热管线注入地层实现稠油热采[3]。多元热流体中水蒸汽干度越高，热采效果越好；而CO2含量会影响热波及系数，进一步影响吞吐效果和热量散失[4]。因此，实时监测注多元热流体热采过程中的水蒸气干度和CO2含量对提升稠油采收率有着重要影响。

目前，多组分工业气体含量在线检测通常采用吸收光谱激光检测技术实现[5-7]，而在线检测大多采用的是单光路原位透射式结构，其存在吸收光程短，无法降低检测极限的问题。另一种广泛用于吸收光谱气体检测的方法为光学多通池，其在延长光程、增强吸收信号方面具有显著优势[8]。光学多通池典型的气室结构有White型[9]和Herriot型[10]。其中，White气室由3个曲率半径严格一致的凹面镜构成，但主镜利用率低；由于注多元热流体管道直径一般较小，加大了装配难度；且在高温高压的工作环境下，机械稳定性易受到热冲击影响；Herriot采用两个完全相同的凹面镜构成，气室要求光束孔径角很小，且出光条件苛刻。最重要的是多通池目前还主要用于气体在线抽取检测，且处于实验室阶段。

来自外界高温物体的热辐射是一种常见的杂散光，杂散辐射的干扰会降低红外检测系统的信噪比(SNR)[11-12]。多元热流体激光检测系统的工作环境温度通常是653 K，准确分析杂散辐射强度并有效抑制杂散辐射是保证系统检测精度的关键。许多学者针对不同红外检测系统杂散光抑制进行了大量研究，比如Nejad等人[13]提出了遮光罩挡光环的设计方法，通过模拟研究分析了挡光环表面均方根粗糙度系数、倾斜角和截面高度对杂光抑制的影响；周海金等人[14]针对杂散光对差分吸收光谱仪测量精度的影响，设计了盒状结构形式遮光罩，并在内壁放置挡光环进一步抑制杂散光。此外，利用窄带滤光片也可以阻止偏离特定波长的两侧的光信号，然而，本文涉及的多元热流体含量检测系统分时复用1 392 nm和1 572 nm激光对H2O与CO2分别测量且共用同一光学窗口接收，而窄带滤光片无法实现两种波长激光同时透过，且其本身对光束存在损耗，会降低系统信噪比。

本文基于多次反射吸收光谱原理，设计了长光程多元热流体在线激光检测光路，考虑由于注多元热流体管道内壁高温热辐射造成的噪声干扰，提出了杂散光抑制方案，并通过高温管道内壁热辐射抑制实验进行验证。

2 光路设计

2.1 多次反射检测光路

多元热流体多组分含量激光检测遵循朗伯-比尔定律，其公式如下：

I(λ)=I0(λ)·e-α(λ)=I0(λ)·e-σ(λ)·L·C,

(1)

其中，I(λ)为激光透过气体团之后的透射光强；I0(λ)为激光发射的初始光强；σ(λ)为待测气体在特定吸收波长下的吸收截面；C为待测气体浓度；L为待测气体的有效吸收光程。

根据朗伯-比尔定律可知，当检测环境及所选吸收谱线确定时σ(λ)为定值，待测气体浓度与待测气体的有效吸收光程成反比，若降低多元热流体含量检测极限，则需要提高检测光路的有效吸收光程。

图1 多次反射吸收光谱模型Fig.1 Absorption spectroscopy model of multiple reflection

图1给出多元热流体多组分含量激光检测原理，利用多次反射原理可以增加待测气体在有限检测空间内的吸收光程，在多次反射过程中朗伯-比尔定律进一步表述为：

I(λ)=T2RnI0(λ)·e-σ(λ)·C·L(n,l),

(2)

其中，T为光束进出待测气体所在有限容积的光学窗口的透过率，R为反射材料的反射率。此时，气体有效吸收光程L是关于反射次数n与多次反射结构基长l的正相关函数。

笔者基于注多元热流体管道特殊性设计了如图2所示的开放光路反射阵列光学池，主反射镜与次反射镜均由一定数目的等尺寸直角棱镜组成，沿管壁交错排列形成反射阵列。其中，主次镜水平间距(基长)为100 mm，单个直角棱镜长宽高均为5 mm。保证光学池基长不变，通过增加主次镜的直角棱镜数目，可提高待测气体有效吸收光程。在进行注多元热流体成分含量在线检测时，选用中心波长分别为1 392 nm与1 572 nm可调谐半导体激光器对H2O与CO2进行检测，由计算机控制的光开关分时复用将两种不同波长光束耦合到光纤准直器，并发射进入开放光路反射阵列光学池，经气体长光程吸收后被探测器接收。

图2 (a)多元热流体在线激光检测系统装配；(b)开放光路反射阵列光学池示意图；(c)直角棱镜几何参数Fig.2 (a)Assembly of on-line laser detection system for multiple thermal fluids; (b)schematic of open-path reflection array optical cell; (c)geometric parameters of right-angle prisms

2.2 吸收光程的确定

多元热流体含量高灵敏度检测系统既需要足够长的气体吸收光程，还须保证探测器接收信号光强不低于其响应阈值。通过提高反射次数n可以延长吸收光程；另外，为减小光束传输因反射材料与光学窗口的功率衰减，需增大T2Rn。一般材料的透过率与反射率均小于1，所以反射次数n并非越多越好，较优的反射次数由公式(3)决定[15]：

(3)

图3为常用反射镜金属镀膜的反射率与光学窗口材料的透过率。分析图3(a)，3种镀膜材料的反射率均随波长增大而提高，镀金膜与镀银膜对特定波长的反射率基本一致并都显著高于镀铝膜，波长为1 392 nm时，镀金膜与镀银膜的反射率分别为98.1%和97.9%；波长为1 572 nm时，二者反射率均可达到98.2%。镀银膜的成本要远低于镀金膜，故镀膜为银涂层。由图3(b)可知，CaF2与ZnSe对1 100～2 200 nm波段近红外光透过光谱平滑，但是ZnSe透过率明显较其余两种材料低，仅维持在70%左右；而熔融石英在此波段内的透过率与CaF2基本一致。对于多元热流体检测系统所选用的特定波长，CaF2对1 392 nm与1 572 nm波长的透过率均为94.1%，而熔融石英则分别为93.4%和94.2%。

图3 (a)反射镜镀膜材料反射率；(b)光学窗口材料透过率Fig.3 (a)Reflectivity of reflector coating materials; (b)transmissivity of optical window materials

处于高温高压环境的光学窗口材料除了具有较高的透过率，还需承受多元热流体的苛刻环境条件，因此必须具有较高熔点，在高温高压下具有良好的耐热冲击性能。材料抗热冲击的优劣由抗热震阻值RTS来评价。RTS值越高，则抗热冲击性能越好。抗热震阻值定义如下[16]：

(4)

其中，λ为材料的导热系数，τ为断裂模量，γ为泊松比，E为杨氏模量，α为线性膨胀系数。

熔融石英 、CaF2、ZnSe的热性能与机械性能见表1。将表1参数代入公式(4)可得到3种光学窗口材料的抗热震阻值，分别为2 309.1、473.97和1 323.2 W/m。可见熔融石英相比于其他两种材料具有更好的抗热震性能，并且其对多元热流体特定吸收谱线波段的透过率与CaF2相差很小，因此本文选用熔融石英作为光学窗口材料。

表1 不同光学窗口材料的热性能与机械性能

将选定的反射材料的反射率R与光学窗口透过率T代入公式(3)。为简化光路结构，取光学窗口对1 392 nm与1 572 nm波长的激光透过率均为93%，计算出反射次数为42次时最佳，此时，气体有效吸收光程为220 cm。

激光器工作在气体特征吸收谱线中心，探测器最小可探测透过率τmin为万分之五[17]，则最低检测限表示为：

(5)

其中，P[Pa]为气体介质的总压；L[cm]为吸收光程；S(T)[cm-2·Pa-1]为气体吸收谱线的线强度，通过HITRAN数据库可获取H2O(1 392 nm)与CO2(1 572 nm)在623 K温度时的线强分别为6.799×10-21cm-1/(molecule·cm-2)和7.398×10-24cm-1/(molecule·cm-2)，为方便计算对其单位进行换算，方法如下：

S(T)[cm-2·Pa-1]=

(6)

由公式(5)可得到在623 K，标准大气压工况时H2O与CO2最低检测限随吸收光程的变化规律，如图4所示。当吸收光程在220 cm时，H2O与CO2最低检测限分别为0.43×10-4%和396.34×10-4%。对于多元热流体中组分含量的检测，该最低检测极限浓度满足需求[2]。

图4 最低检测限与吸收光程的关系Fig.4 Relationship between minimum detectivity and absorption path length

2.3 杂光抑制结构

来自杂散光源的辐射将直接进入或经光机结构反射间接进入探测器光敏面，整个杂散光传输过程可视为相邻表面之间的辐射传输，如图5所示。杂散辐射光源面dAs的辐射能量为dΦs，r为杂散辐射光源面与杂散辐射接收面的中心距离，θs与θc分别为杂散辐射光源面法线和杂散辐射接收面法线与两表面中心连线的夹角，若杂散光光源的辐照亮度为Ls(Ps,θs)，则聚集在接收面dAc上的杂散辐射能量dΦc可由下式确定：

dΦc=Ls(φs,θs)cosθsdAsdΩs=

BRDFs·dΦs·GCFsystem,

(7)

其中，GCFsystem为光机系统的几何结构因子，BRDFs表征杂散辐射光源面的表面散射特性。

图5 杂散辐射传输原理Fig.5 Stray radiation transmission principle

从式(7)可以看出，抑制杂散光的有效措施就是降低入射杂光源的辐射能量，通过黑化等方法削减散射表面BRDFs及尽量减小光机系统的GCFsystem。本文提出图6所示的一种离轴式光学接收系统，并对其进行杂光抑制结构优化。

图6 具有杂散辐射抑制结构的离轴光学接收系统Fig.6 Off-axis optical receiver with stray radiation suppression structure

由图6可知，在离轴光学接收系统出口通道加入截面高度为2.5 mm的消光螺纹，视场光阑孔径为5 mm，利用折转镜避免了偏轴角过大的入射杂散光直接进入光电探测器，聚光透镜和光敏表面之间安装球型滤光腔，杜瓦遮光罩可削弱光机结构内部杂散辐射。在不阻碍信号光路的前提下，为有效抑制外部热辐射干扰，对消光螺纹的结构参数和球型滤光腔的布局进行进一步优化设计，如图7所示。

图7 消光螺纹的结构参数Fig.7 Geometric parameter of extinction threads

由图7可知，入射到光机系统的杂光在消光螺纹内部至少经过一次衰减才能进入后续结构，杂光被反射的次数越多，衰减效果越好。衰减次数与消光螺纹前齿的后倾角β和后齿的前倾角α有关，通过调整消光螺纹齿牙的底边lET和基长LET即可改变对杂光的反射次数。消光螺纹的几何参数可由下式定性分析：

(8)

其中，Pi是进入消光螺纹的杂光功率；Pe是离开消光螺纹的杂光功率；A是消光螺纹表面吸收率；n是衰减次数。考虑加工难度，LET分别取为1、2.5和3 mm，相应地lET分别为LET、0.75LET和0.5LET。

图8为聚光透镜与探测器光敏面之间的球型滤光腔布局设计。利用积分球原理，杂光在球型滤光腔内部经过多次漫反射并被涂层吸收达到衰减的作用。其安装参数可由下式确定：

(9)

图8 球型滤光腔的布局设计Fig.8 Layout of spherical filter cavity

3 结果分析与讨论

3.1 光束特性对系统接收效率影响

多元热流体实际检测时，光束进入开放光路反射阵列光学池，具有一定的发散角及对准误差，而其会对探测器接收效率产生一定的影响。图9(a)分析了光束发散角在0～3 mrad范围内变化时系统接收效率的衰减趋势。可见当光斑直径从2 mm增大至4 mm，光束发散角为1 mrad时，光斑直径对系统接收效率的影响存在最大差值5.49%。说明在4 mm以内，随着发散角增大，虽然光斑直径越小，系统光学效率下降幅度越低，但是其影响较小。当发散角控制在0.4 mrad以内，系统接收效率可维持在最大接收效率附近；当发散角控制在1 mrad以内，系统接收效率可大于40%；发散角继续增大，系统接收效率将严重衰减。

图9(b)分析了对准误差在水平方向-1～1 mm范围内变化时系统接收效率的衰减趋势。当光束发散角设定为1 mrad，对准误差达到最大时，在不同光斑直径的光束下接收效率分别下降Δd=2 mm=10.29%，Δd=3 mm=10.49%和Δd=4 mm=10.75%，说明光斑直径在4 mm以内，随着对准误差增大，在不同光斑直径下，系统光学效率下降幅度基本一致。

图9 (a)系统接收效率与光束发散角的变化关系; (b)系统接收效率与对准误差的关系Fig.9 (a)Relationship between receiving efficiency and beam divergence; (b)receiving efficiency varies with the alignment error

3.2 杂散辐射强度分析

注多元热流体管道内壁温度高达623 K，高温壁面发射的热辐射谱段与探测器响应波段发生重叠增大系统噪声，降低信噪比。注多元热流体管道内壁产生的热辐射强度可由下式计算：

(10)

Ew(λ1-λ2)=(F(0-λ2)-F0-λ1))Ew,

(11)

其中，Ew是注多元热流体管道内壁的辐射力，W/m2；假设ε是注汽管道内壁的光谱发射率，W/m2，取0.25；C0为黑体辐射系数，为5.67 W/ (m2·K4)；T是注汽管道内壁的温度，取623 K；则在探测器响应波段(0.7～2μm)的注汽管道内壁的辐射力为926.8 W/m2。

通常用点源透射比(PST)作为评价光学系统杂散光抑制能力的指标，其定义为离轴角为θ的视场外光源在探测器光感面上产生的辐照度Es(θ)与垂直于该点源的输入孔径上的辐照度Ei(θ) 之比[18]：

(12)

Ps=Pi·fPST(θ) ,

(13)

其中，Ps为杂光经过光机系统到达探测器的光通量；Pi为光学系统入瞳处垂直于点光源的光通量，模拟可得其值为3.33×10-6W。系统PST越低，杂散辐射抑制能力越高。

探测器采用Thorlabs公司生产的PDA10CS，其响应波段在0.7～2 μm，最大增益下的截止频率为12 kHz，噪声等效功率为2.0 pW/Hz1/2，因此其最小可探测功率Pmin为2.19×10-10W。因此，为避免光电探测器因外部热辐射而导致信噪比减小，接收光学系统需满足以下关系：

Ps≤0.1Pmin.

(14)

联立式(12)～式(14)，可得系统可满足要求。

fPST(θ)≤6.58×10-6,θ≥5° .

(15)

将离轴接收光机模型导入杂散辐射分析软件TracePro中，光学元件的表面散射特性采用双向表面散射分布函数(BSDF)的ABg模型表示[19]。光学接收窗口与聚焦透镜，取A=1×10-6，B=0.015，g=2；出射通道内壁与内部遮光罩等对杂散光有影响的非光学表面采用涂黑表面特性，吸收率为90%，A=0.063 7，B=1，g=0。采用蒙特卡洛光线追迹法，设置光线总数为100万条，光线能量阈值为10-20，以保证结果的可靠性。

3.3 杂光抑制性能分析及验证

为实现良好的消除杂散光效果，通过比较不同几何参数的消光螺纹杂光消减比(未到达消光螺纹后方视场光阑平面的光线数占接收光学窗口入射表面的光线数比值)得到图10曲线。分析可知，消光螺纹基长确定时，改变底边长可以调整结构的杂光消减比，当底边长为0.5LET时，杂光消减比高于底边长为LET和0.75LET的结构。基长不同时，杂光入射离轴角在5°～10°时，基长为1 mm的消光螺纹的杂光消减比从89.5%增至93.1%，而基长为2.5和3 mm时，杂光消减比始终低于88%；当离轴角大于20°时，基长为1 mm的结构杂光消减比稳定在95%附近，仍明显高于其他两种。因此，选取消光螺纹的结构参数为LET1=1 mm，lET1=0.5 mm。

图10 消光螺纹的消光比. (a)基长LET1=1 mm; (b)基长LET2=2.5 mm; (c)基长LET3=3 mmFig.10 Extinction ratio of extinction threads. (a)Base lengthLET1=1 mm; (b)base lengthLET2=2.5 mm; (c)base lengthLET3=3 mm

图11 (a)加入消光螺纹的系统PST; (b)加入球型滤光腔的系统PSTFig.11 (a)PST of optical receiver after adding extinction threads; (b)PST of optical receiver after adding spherical filter cavity

本文提出的消光螺纹与文献[13]提出的传统遮光罩内置挡光环的设计方法，在杂光抑制结构与原理上类似。为了验证本文所提结构性能，将两种结构进行对比试验。图11(a)为离轴光学接收系统出光通道在分别加入上述两种杂光抑制结构的性能对比。分析可知，消光螺纹的整体PST要较传统挡光环低2～4个数量级，消光螺纹的杂光抑制性能优于传统挡光环。但是，当杂光入射离轴角小于7°时，采用消光螺纹系统的PST高于最大允许值，仍不满足要求。

图11(b)为光学接收系统加入球型滤光腔后的PST变化。分析可知，离轴光学接收系统的出光通道加入消光螺纹，并在聚光透镜与探测器光敏面间布置球型滤光腔后，系统PST得到明显改善，杂光离轴角为5°时，系统PST为1.21×10-7，低于设计值；当离轴角增至10°时，PST下降约10个数量级；当离轴角大于30°时，系统PST低于10-16，证明杂散辐射得到了有效抑制。

为验证本文设计的离轴光学接收系统对杂散辐射抑制的有效性，搭建如图12所示高温管道内壁热辐射抑制实验台。实验系统由1 572 nm DFB激光器、激光器温度电流控制器、光纤准直镜、离轴光学接收系统、光电探测器、数字示波器、外壁包覆加热片和保温层的管道、加热片温控器及5%含量CO2气体池组成。在管道上设置两个位置对称，通光口径均为20 mm的熔融石英光学窗口，固定激光器的温度在28.5 ℃，利用锯齿波电流调谐波长扫描输出，光束穿过内置的CO2气体池后被光电探测器接收。首先通过加热片温控器将温度控制在623 K并保持20 min，再加入CO2气体池进行吸收测量，以避免接收信号受CO2高温吸收光谱的影响。对比分析室温下加入杂散辐射抑制结构、高温下加入杂散辐射抑制结构与高温下无杂散辐射抑制结构的测量结果，如图13所示。

图12 高温管道内壁热辐射抑制实验Fig.12 Experiment of suppression to heat radiation from high-temperature pipeline inner wall

图13 测量结果(a)不同实验条件下探测器接收到的原始信号；(b)吸收率函数拟合Fig.13 Measurement results. (a)Original signals received in the detector under different experiment conditions; (b)absorptivity function fitting

分析图13(a)可知，与常温测试相比，不加入杂散辐射抑制结构的接收信号整体强度明显升高，受管道内壁高温热辐射噪声影响，在CO2的无吸收区信号杂乱，吸收区信号产生畸变，属于无效数据，无法进行浓度反演；加入杂散辐射抑制结构后的接收信号平滑性提高，与常温下信号基本重合。对加入杂散辐射抑制结构后的接收信号进行基线扣除，通过Vogit函数拟合得到CO2吸收率函数，如图13(b)所示。可见，吸光度与常温测试条件下的结果相对误差为5.6%，选择导热率更低的材料作为离轴接收系统与管道的连接部分以提高吸收谱线的拟合精度，可使该误差进一步减小。上述结果说明本文设计的离轴接收杂散辐射抑制结构具有可行性。

4 结 论

本文根据多次反射吸收光谱原理提出了长光程多元热流体含量检测光路，设计了开放光路反射阵列光学池，确定直角反射棱镜采用镀银膜和光学窗口采用熔融石英材料，多元热流体的有效吸收光程可达220 cm。

对所设计的杂光抑制结构的实验分析结果显示：当检测光束的光斑直径由2 mm增大至4mm时，光束发散角与对准误差的增大对系统接收效率的衰减趋势和衰减幅度基本一致；光斑直径一定时，光束发散角越大，系统接收效率越低，通过采用长焦距准直透镜将光束发散角压缩至1 mrad以内，系统接收效率可保持在40%以上；对准误差由0增至1 mm时，采用不同光斑直径的检测光束，系统接收效率平均下降10.51%。

通过在离轴光学接收系统的出光通道加入消光螺纹和在杜瓦遮光罩内部安装球型滤光腔，系统PST在杂光入射角为5°时低于系统最大允许值，并搭建了高温管道内壁热辐射抑制实验系统验证了其有效性。本文所阐述的杂散光抑制设计方法可应用于其他高温工作环境下的红外检测系统。