Accurately measuring the total temperature of a high-speed fluid flow is a challenging task that is required in many research areas and industry applications. The difficulty in total temperature measurement generally stems from attempting to minimize measurement error or accurately predict error so it can be accounted for. Conduction error and aerodynamic error are two very common sources of error in total temperature probe measurements. Numerous studies have been performed in prior literature to account for simple cases of both errors. However, the impacts of a mounting strut and freestream flow angle on conduction error and aerodynamic error have not been previously modeled. Both of these effects are very common in gas-turbine applications of total temperature probes. Therefore, a fundamental study was performed to analyze the impact of mount interference and freestream flow angle on a probe's conduction error and aerodynamic error. An experimental study of aerodynamic error was performed using strut-mounted thermocouples in a high-speed jet at Mach numbers ranging from 0.25-0.72. This study showed that a strut stagnation point can provide aerodynamic error reductions and insensitivity to approach Mach number. An off-angle experimental study of conduction error was also performed using strut-mounted thermocouples at pitch angles ranging from -30° to 30°. High-fidelity Computational Fluid Dynamics (CFD) simulations with Conjugate Heat Transfer (CHT) were performed in conjunction with the experiments to provide key heat transfer information and flow visualizations. It was identified that unshielded total temperature probes have reduced conduction error at off-angles, but are sensitive to changes in the freestream flow angle. A low-order method was developed to account for mount interference and flow angle effects. The developed low order method utilizes a local Mach number for aerodynamic error predictions and a local Reynolds number for conduction error predictions. This developed low-order method was validated against experiment and 3D, CFD results, and was shown to accurately capture flow angle trends, mount interference effects, and the impacts of varying probe geometry. / Master of Science / Accurately measuring the total temperature of a high-speed fluid flow is a challenging task that is required in many research areas and industry applications. Many methods exist for measuring total temperature, but the use of thermocouple based probes immersed into a flow remains a common and desirable measurement technique. The difficulty in using thermocouple based probes to acquire total temperature stems from attempting to minimize or accurately predict the probe’s measurement error. Conduction, convection, and radiation heat transfer between the fluid flow and probe create challenges for minimizing measurement error so that the accurate total temperature can be obtained. Numerous studies have been performed in prior literature to account for simple cases of each error source. However, there are many complex, practical applications in which the influence of each error source has not been studied. The impacts of a freestream flow angle and the total temperature probe’s mounting structure have not been previously modeled. Both of these effects are very common in gas-turbine applications of total temperature probes. This Thesis will present a fundamental study analyzing the impact that freestream flow angle and a probe’s mount have on a total temperature probe’s measurement error. The influence of conduction and convection heat transfer was studied experimentally for numerous probe geometries, and the impacts of a mounting strut and freestream flow angle were analyzed. A low-order method was developed to predict conduction error and aerodynamic error for total temperature probes in offangle conditions with the presence of mount interference. The developed low-order method was shown to accurately capture the effects of a mounting strut, varying probe geometry, and varying flow angle. Additionally, the low-order method was validated against experimental and 3D, CFD/CHT results.

Yes / The flow in the main channel of a meandering compound channel does not occur in the ridge direction because of the effect of the upstream floodplain flows. This study proposes a model for estimating the flow direction in the depth-averaged two-dimensional domain (depth-averaged flow angles) between the entrance and the apex sections. Detailed velocity measurements were performed in the region between the meander entrance section and apex section in a large-scale meandering compound channel. The vertical size of the secondary current cell is highly related to the depth-averaged flow angle; thus, the means of the local flow angles above the secondary current cell and within the cell are separately discussed. The experimental measurements indicate that the mean local flow angle above the cell is equal to the section angle, whereas the mean local flow angle within the cell is equal to zero. The proposed model is validated using published data from five sources. Good agreement is obtained between the predictions and measurements, indicating that the proposed model can accurately estimate the depth-averaged flow direction in the meandering compound channels. Finally, the limitations and application ranges of the model are discussed. / National Key Research and Development Program of China (No. 2016YFC0402302), the National Natural Science Foundation of China (Nos. 51539007 and 51609160)

<p>In rotating detonation engines the turbine inlet conditions may be transonic with unprecedented unsteady fluctuations, very different from those in conventional high-pressure turbines. To ensure an acceptable engine performance, the turbine passages must be unchoked at subsonic and started at supersonic conditions. Additionally, to maximize the aerodynamic performance potential, ad-hoc designs are required, suited for the oscillations in Mach number and flow angle. This manuscript focuses on designing and characterizing diffusive turbine vanes that can operate downstream of a transonic rotating detonation combustor.  </p> <p><br></p> <p>First, the phenomenon of unstarting is presented, concentrating on the effect of pressure loss on the accurate prediction of the starting limit. Afterward, a multi-objective optimization with steady Reynolds Averaged Navier Stokes simulations, including the endwall and 3D vane design, is performed. The results are discussed, highlighting the impact of the throat-to-inlet area ratio on the pressure loss and the geometric features of the top-performing designs. Compared to previous  research on stator passages with contoured endwalls, considerable reductions in pressure loss and stator-induced rotor forcing are obtained, with an extended operating range and preserving high turning.  </p> <p><br></p> <p>Subsequently, the influence of the inlet boundary layer thickness on the vane performance is evaluated, inducing remarkable increases in pressure loss and downstream pressure distortion. Employing an optimization with a thicker inlet boundary layer, specific endwall design recommendations are found, providing a notable improvement in both objective functions. The impact of the geometry variations on flow detachment is assessed as well.</p> <p><br></p> <p>Finally, the impact of the inlet flow angle on the vane design is studied through a multi-point, multi-objective optimization with different inlet angles. The effect of incidence on the flow field and vane performance is evaluated first. Then, by comparing the optimized geometries with those optimized for axial inflows, several design guidelines are identified </p>

Das bildgebende Prinzip des B-Flow® beruht nicht auf dem Dopplereffekt und hat dadurch Vorteile gegenüber den Dopplerverfahren bezüglich Winkelabhängigkeit, Orts- und Zeitauflösung. Das Verfahren zeichnet sich vor allem durch eine sehr wirklichkeitsgetreue überlagerungsfreie Echtzeitdarstellung von Blutfluss aus (WESKOTT 2000). Veterinärmedizinische Untersuchungen zum B-Flow® gibt es nur wenige (KIEFER et al. 2002) (KIEFER et al. 2004). Um Möglichkeiten und Grenzen dieses neuen Flussdetektionsverfahrens zu evaluieren, wurde folgende Untersuchung durchgeführt. Material und Methoden An verschiedenen Flussphantomen wird die Darstellbarkeit und Genauigkeit der Flussdarstellung vergleichend für den Farbdoppler, Powerdoppler und für B-Flow® untersucht. Der Einfluss von Untersuchungstiefe, Gefäßdurchmesser, Fluss-geschwindigkeit, Einfallswinkel der Schallwellen und Hämatokritwert auf Darstellbarkeit und Genauigkeit aller drei Verfahren wurde unter standardisierten Bedingungen analysiert. Die Flussphantome bestehen aus Plastikgefäßen, die mit Gewebeimitat aus Stärke, Gelatine und Wasser befüllt wurden und deren Innenraum mit jeweils einem Silikonschlauch des Innendurchmessers 1 mm, 2 mm beziehungsweise 5 mm in einem Winkel von 30°, 60° oder 90° durchzogen wurden. Durch die Schläuche wurde mit Hilfe einer Flusspumpe porcines Blut der Hämatokritstufen 10 %, 30 % und 60 % in vier verschiedenen Flussgeschwindigkeiten (0,4 m/s, 0,8 m/s, 1,2 m/s und 1,4 m/s) ge¬pumpt. Die Kombinationen dieser Parameter wurden jeweils in einer Tiefe von 3 cm, 5 cm und 7 cm untersucht. Die Darstellung erfolgte mit einem in seiner Position fixierten ML12 Matrixlinearschallkopf an einem Logiq 9 der Firma General Electrics. Aus den für jede Einstellungskombination erstellten Videosequenzen wurden Standbilder erstellt, im DICOM-Format gespeichert und mit einer für diesen Versuch entwickelten Software nachvermessen. Für die Beurteilung der Darstellbarkeit wurde ein Scoresystem eingeführt. Für die Beurteilung der Genauigkeit der Darstellung wurde aus der Differenz des gemessenen Lumens mit dem tatsächlichen Gefäßinnendurchmesser die absolute Abweichung in mm berechnet und bezüglich der Einflussgrößen ausgewertet. Ergebnisse Die Darstellbarkeit des B-Flow® war den Dopplerverfahren bei 5 mm Gefäßdurchmesser in 3 cm Tiefe überlegen. In Tiefen ab 5 cm ist die Aussagekraft des Verfahrens stark eingeschränkt. In 7 cm Tiefe ist B-Flow® nicht sinnvoll einsetzbar. Es konnte ein Einfluss des Einfallswinkels der Schallwellen sowohl für die Darstellbarkeit als auch für die Genauigkeit der Messung auf alle drei Verfahren festgestellt werden. Nur in 3 cm Tiefe bei einem Gefäßdurchmesser von 5 mm konnte bezüglich der Darstellbarkeit für den B-Flow® eine Winkelunabhängigkeit bestätigt werden. Der Hämatokritwert hatte bei allen drei Verfahren weder auf die Darstellbarkeit noch auf die Genauigkeit einen signifikanten Einfluss. Der Einfluss der Flussgeschwindigkeit auf die Darstellbarkeit war für alle drei Verfahren nicht signifikant. Auf die Genauigkeit konnte ein signifikanter Einfluss nachgewiesen werden. Je schneller der Fluss, desto größer werden die Werte für die absolute Abweichung. Für die Darstellung oberflächennaher Blutflüsse eignet sich B-Flow® sehr gut. Durch die weniger aufwändigen Einstellungsmodalitäten und die sehr detailgetreue Darstellung von Flussmustern ergänzt die Methode mit wesentlichen Zusatzinformationen die Dopplerverfahren.:1 Einleitung und Fragestellung 1 2 Literaturübersicht 3 2.1 Geschichtlicher Überblick der Ultraschalldiagnostik 3 2.1.1 Die Ultraschalldiagnostik in der Tiermedizin 3 2.2 Allgemeine Grundlagen der Sonographie 3 2.3 Dopplersonographie 5 2.3.1 Doppler-Spektralanalyse-Verfahren 6 2.3.2 Farbkodierte Duplexsonographie, FKDS 9 2.3.3 Amplitudenkodierter Doppler, Power Doppler, PDI 12 2.4 B-Flow® 13 2.4.1 Prinzip 14 2.4.2 Vergleich der Eigenschaften von B-Flow® , FKDS und PDI 16 2.4.3 Vorteile des B-Flow® gegenüber anderen Verfahren 16 2.4.4 Nachteile des B-Flow® 18 2.4.5 Einsatz in der Humanmedizin 19 2.4.6 Einsatz in der Veterinärmedizin 20 2.5 Eigenschaften des Blutflusses 21 2.6 Hämatokrit 23 2.7 Blutflussgeschwindigkeiten beim Hund 24 3 Material und Methoden 25 3.1 Technische Ausstattung 25 3.1.1 Ultraschallgerät 25 3.1.2 Schallkopf 25 3.2 Flussphantome 25 3.3 Blut 28 3.4 Verfahren 31 3.5 Geräteeinstellung 32 3.5.1 Messfenster 32 3.5.2 Fokuszone 33 3.5.3 Verstärkung 33 3.5.4 Pulswiederholungsfrequenz (PRF) 34 3.5.5 Farbverstärkung 34 3.6 Untersuchungsablauf 35 3.7 Datenerhebung 36 3.7.1 Darstellbarkeit – Score 36 3.7.2 Messung des dargestellten Lumens 38 3.8 Statistische Methodik 39 4 Ergebnisse 40 4.1 Darstellbarkeit 40 4.1.1 Allgemeiner Vergleich der Darstellbarkeit der drei Verfahren 40 4.1.2 Einfluss der Untersuchungstiefe auf die Darstellbarkeit 41 4.1.3 Einfluss des tatsächlichen Gefäßdurchmessers auf die Darstellbarkeit 45 4.1.4 Einfluss der Flussgeschwindigkeit auf die Darstellbarkeit 48 4.1.5 Einfluss des Einfallswinkels auf die Darstellbarkeit 49 4.1.6 Einfluss des Hämatokrit auf die Darstellbarkeit 51 4.2 Genauigkeit der Darstellung 53 4.2.1 Allgemeiner Vergleich der absoluten Abweichung der drei Verfahren 53 4.2.2 Einfluss der Untersuchungstiefe auf die Genauigkeit der Messung 54 4.2.3 Einfluss des tatsächlichen Gefäßdurchmessers auf die Genauigkeit 57 4.2.4 Einfluss der Flussgeschwindigkeit auf die Genauigkeit 61 4.2.5 Einfluss des Einfallswinkels auf die Genauigkeit der Messung 64 4.2.6 Einfluss des Hämatokritwertes auf die Genauigkeit der Messung 70 5 Diskussion 73 5.1 Diskussion der Methoden 73 5.1.1 Ultraschallgerät 73 5.1.2 Schallkopf 73 5.1.3 Geräteeinstellung 74 5.1.4 Flussphantome 75 5.1.5 Verwendung von porcinem Blut 76 5.1.6 Hämatokrit 77 5.1.7 Flussgeschwindigkeit 78 5.1.8 Pulsatiler Fluss 79 5.1.9 Datenerhebung 80 5.2 Diskussion der Ergebnisse 80 5.2.1 Darstellbarkeit allgemein 80 5.2.2 Darstellbarkeit in Abhängigkeit von der Untersuchungstiefe 81 5.2.3 Darstellbarkeit in Abhängigkeit vom tatsächlichen Gefäßdurchmesser 82 5.2.4 Darstellbarkeit in Abhängigkeit von der Flussgeschwindigkeit 82 5.2.5 Darstellbarkeit in Abhängigkeit vom Einfallswinkel der Schallwellen 83 5.2.6 Darstellbarkeit in Abhängigkeit vom Hämatokrit 84 5.2.7 Messgenauigkeit allgemein 85 5.2.8 Einfluss der Untersuchungstiefe auf die Messgenauigkeit 85 5.2.9 Einfluss des tatsächlichen Durchmessers auf die Messgenauigkeit 86 5.2.10 Einfluss der Flussgeschwindigkeit auf die Messgenauigkeit 86 5.2.11 Einfluss des Einfallswinkels auf die Messgenauigkeit 87 5.2.12 Einfluss des Hämatokrit auf die Messgenauigkeit 88 6 Klinische Schlussfolgerungen 90 7 Zusammenfassung 91 8 Summary 93 9 Literaturverzeichnis 95 10 Anhang 103 10.1 Verzeichnis der Abbildungen 103 10.2 Verzeichnis der Tabellen 110