气流温度测量用热电偶的设计和校准技术研究_甜梦文库
气流温度测量用热电偶的设计和校准技术研究
上海交通大学 硕士学位论文 气流温度测量用热电偶的设计和校准技术研究 姓名：杨灿 申请学位级别：硕士 专业：机械动力 指导教师：童钧耕;徐峰
上海交通大学工程硕士学位论文摘要气流温度测量用热电偶的设计和校准技术研究摘 要气流温度是发动机工作过程中的重要参数之一。 随着高性能航空 发动机技术的发展，对气流温度测量的要求也越来越高。怎样才能精 确地测得气流温度，为发动机的研制提供准确可靠的数据，成为当前 关注的重点。 本文就我们在气流温度测量的总温热电偶的设计方法和校准技 术两个方面上进行深入而细致的研究，力求提高热电偶的设计水平， 掌握热电偶的修正方法。在发动机研制试验过程中，气流温度的测量 能满足测试技术要求的精度。 本文就中小型发动机测量的特点， 从热电偶的机械特性和使用特 性上考虑，对热电偶的设计方法进行探讨，并以实例说明了发动机气 流温度测量的热电偶的设计过程。 本文着重论述了在发动机研制试验过程中常用热电偶的恢复特 性。用试验的方法，确定了几种屏蔽和无屏蔽热电偶传感器的恢复修 正。传感器为成型结构，它们采用的是 K 型（镍铬―镍硅）偶丝，传 感器试验的马赫数范围为 0.2 至 0.9。文中总结的图表比较了各种尺 寸的传感器的特性，以便有助于选择特定传感器的类型和尺寸。 【关键词】气流温度 热电偶 设计 校准III上海交通大学工程硕士学位论文ABSTRACTThe researchment of design and calibration of thermocouple probes for measuring flow temperatureABSTRACTThe flow temperature is one of the features in air-engine. With the development of the high-performance aerial engine, the requitment for measuring flow temperature. It becomes the focus how to get the accurate flow temperature, and provide the data accurately and steadily for engine design. The design method and calibrating technology of the thermocouple for flow total temperature are introduced in this thesis. The purpers is to develop the design level and to master the correcting method of thermocouple. In this thesis, Based on the characteristic of measuring for mid-small engine, and thinking of mechanical and operation characteristic, the design program of thermocouple for measuring flow temperature on engine is introduced. And is discussed the design by an example.IV上海交通大学工程硕士学位论文符号说明In the thesis, recovery characteristic is put emphasis on. recovery corrections were experimentally determinded for several sizes of shielded and unshielded thermocouple probes design. The thermocouple probes aare conformational. The probes were of swaged construction and were made of type K wire with a stainless sheath and shield ,and were tested through a mach number ranges of 0.2 to 0.9. tables and graphs are presented that compare the characteristics of variou probes sizes as an aid in selecting a particular type and size.【KEY WORDS】 flow temperature thermocouple design calibrationV上海交通大学工程硕士学位论文符合说明符 号 说 明Tt Ts Tw Tv Tg Tj Pt Ps Ps j v M Mj M∞ λ λ∞ Cp λf λw π（λ∞） ε（λ∞） Rg 总温， K； 静温， K； 热接点看得见的壁温， K； 动温， K； 有效温度， K； 热接点温度，K； 总压， Pa； 热接点处气流静压，Pa； 热接点静压， Pa； 气流速度， m/s； 气流马赫数； 热接点处气流马赫数； 自由流气流马赫数； 内流速度系数； 自由流速度系数； 定压比热， kJ/（kgqK） ； 气体导热系数， W/（mqK） ； 热电极平均导热系数， W/（mqK） ； 自由流气动函数； 自由流气动函数； 气体常数，空气：Rg =287.06 J/（kgqK） ；燃气：Rg=287.33 J/（kgqK） ； 绝热指数，空气： κ =1.4；燃气： κ =1.33； 气体动力粘度系数， Paqs； 气体运动粘度系数， m2/s； 绝对黑体辐射系数，C 0 =5.699 W/（m2qK4） ； 直径， m； 排气孔数； 面积， m2； 热电极浸入气流长度， m； 支杆浸入气流长度， m； 复温系数； 常数 气流与热电极平行时，m=0.0845； 常数 气流与热电极平行时，B=0.674； 总温热电偶总误差，℃ 热电偶速度误差， ；℃ 热电偶辐射误差，℃； 热电偶导热误差，℃； 气动力， N； 阻力系数； 最大弯矩， Nqm；VIκ? νj C0 d n A L l r m B ?TΣ ?TV ?Tr ?TC F Cx Mmax上海交通大学工程硕士学位论文 σmax W σ0.2 E J Ymax ρ fk f1 f0 m0 R △ 最大应力， MPa； 支杆截面模数， m3； 材料屈服强度， MPa； 支杆材料弹性模量， Nq m3； 支杆截面惯性矩， m4； 热电偶支杆静挠度， m； 支杆材料密度， kg/ m3； 热电偶 k 阶自振频率， Hz； 热电偶一阶自振频率， Hz； 激励源频率， Hz。 气团质量， kg； 复温率； 复温修正系数； 强度储备系数； 刚度安全系数； 对流换热系数, W/( m3 K)； 屏罩流量系数；符号说明ηTηyα ?VII上海交通大学工程硕士学位论文学位论文原创性声明上海交通大学 学位论文原创性声明本人郑重声明：所呈交的学位论文，是本人在导师的指导下，独立进行研究工作所取 得的成果。 除文中已经注明引用的内容外， 本论文不包含任何其他个人或集体已经发表或撰 写过的作品成果。对本文的研究做出重要贡献的个人和集体，均已在文中以明确方式标明。 本人完全意识到本声明的法律结果由本人承担。学位论文作者签名：杨灿日期：2005 年 03 月 26 日I上海交通大学工程硕士学位论文学位论文版权使用授权书上海交通大学 学位论文版权使用授权书本学位论文作者完全了解学校有关保留、 使用学位论文的规定， 同意学校保留并向国 家有关部门或机构送交论文的复印件和电子版， 允许论文被查阅和借阅。 本人授权上海交通 大学可以将本学位论文的全部或部分内容编入有关数据库进行检索， 可以采用影印、 缩印或 扫描等复制手段保存和汇编本学位论文。保密□，在 本学位论文属于√。 不保密□年解密后适用本授权书。（请在以上方框内打“√” ）学位论文作者签名：杨灿指导教师签名：童钧耕日期：2005 年 03 月 26 日日期： 2005 年 03 月 26 日II上海交通大学工程硕士学位论文第一章绪论第一章绪论在航空发动机的研制试验过程中，气流温度的测量是其中的重要环节之一。 而气流温度的测量又不同于普通的温度测量。 本文就我们在气流温度测量的总温 热电偶的设计方法和复温系数校准技术两个方面上进行深入而细致的研究， 力求 提高热电偶的设计水平，掌握热电偶的校准技术和误差修正方法。为发动机研制 试验提供准确可靠的试验数据。1.1 温度传感器设计和校准研究的意义气流温度是发动机工作过程的重要热力参数之一。 随着高性能发动机技术的 发展，气流温度测量显得愈来愈重要。据测定，某涡轮轴发动机，动力涡轮前燃 气温度额定值 954℃，功率为 1400 马力（1029kW） ，如果由于温度测量值偏高， 而使发动机的动力涡轮前燃气温度降低了 17℃，那么发动机的功率就会减少 50 马力(36.75kW)， 这意味着装有两台这样发动机的直升机要减少 320kg 的载重量； 反之，如果温度的测量值偏低，而使发动机超温 17℃，那么长此下去，将因涡 轮叶片蠕变的加剧，而使发动机的寿命减少 50%。再如，在压气机部件试验中， 如测得的出口温度偏高 5℃，那么据此求得的压气机效率约偏低 1%，甚至更大。 此外，气流温度还用来进行发动机的自动调节和控制，例如：利用压气机进口温 度自动调节前几级定子叶片；利用涡轮后的温度做超温控制等。这样，对气流温 度的精确测量提出了更高的要求。 目前，国内外发动机的常规测试广泛采用的是热电偶直接测量法。热电偶测 温法是一种接触式测温法，具有简单、可靠、测温精度较高的特点，而且输出的 是电信号，便于远距离和多点测量。现在，有一些较先进的测量方法如：光纤式 温度传感器、红外温度计、光学高温计等，影响测量准确的因素太多，测量精度 难以达到发动机测试精度的要求。 由于发动机气流温度测量有以下特点， 因而在获取所需测温准确度的过程中 存在着不少困难。 ? 传感器与环境之间的辐射和导热相对较强，与气流与传感器（热电偶） 对流换热相互干扰；1上海交通大学工程硕士学位论文第一章绪论? 发动机的气流工况复杂，发动机各截面气流速度、温度和压力变化较大， 速度从 130m/s～685m/s，温度从室温～1600K，压力从常压～1.7MPa。 ? 由于气流的“层化” ，而且在测量燃气温度时，通常存在着波动，热电偶 难以准确测得气流的平均温度。 此外，作为气流温度测量的一次仪表――热电偶，其精确度直接关系到测量 的精度。如果一次仪表的精度差，数据采集系统的精度做得再高，都无法弥补， 采集到的原始数据就是不精确的。以往，国内在测试方面，比较重视高精度的二 次仪表，如现在我们测试系统中的数采的精度已经达到 0.05%，但对一次仪表的 研究重视不够，成为提高气流温度测量精度的“瓶颈” ，是目前工程上急需解决 的问题之一。 怎样才能精确的用热电偶测得气流温度呢？就需要我们在气流温度测量的 总温热电偶的设计方法和校准技术上进行深入而细致的研究， 以提高热电偶的设 计水平，掌握热电偶的修正方法。本文即环绕这些方面展开工作。1.2 国内外现状分析美、俄等航空先进国家在气流温度测量中的热电偶设计、校准的研究工作早 于 80 年代就已经基本结束，他们已经通过大量的发动机试验和风洞试验，针对 不同结构形式热电偶、不同工作状况以及热电偶丝材的不同丝径等各种情况，进 行过系统的研究，摸索总结出了整套的经验数据。但由于军工技术的保密，我们 几乎没有这方面的详细资料。在传感器设计方面，国外在掌握了大量气流温度传 感器误差的分布规律之后，传感器的设计已经进入了标准化和系列化的阶段。 国内在气流温度传感器的设计和校准研究工作方面， 远远落后于先进的航空 大国。80 年代初方才开始建台，由于试验费用的昂贵，以及能够提供做试验用 的样件甚少，校准试验做得非常少，也因此无法为总温热电偶的设计提供充分、 可靠的依据。这些现状已经引起了我国航空界的关注，90 年代以来，在不断完 善实验风洞，并制订了一套恢复修正系数、辐射修正系数和时间常数的测定的技 术标准。国内外研究具体情况的见表 1-1：2上海交通大学工程硕士学位论文第一章绪论表 1-1单位 清华大 学 606 所 304 所 M 数范围 0.2 0.2～0.6 0.2～0.9 常温～800℃ 常 温 1700℃ 常 温 1200℃ ～ 双屏蔽式热电 偶，偶丝有 K 型、B 型两种 双屏蔽式热电 偶，偶丝为 K 型 温度范围 参考温度传感 器 裸露式热电偶 校准项目 动态特性、导热修 正 校准方法及 使用方法 设备已坏复温系数（常温） 、 未建立标准， 动态特性 设备已坏 复温系数、 辐射修正、 测温偏差 复温系数（变温 度） 、 辐射修正、 航标 所标 所标 已进行过系 统的试验研 究， 少量按用 户要求的方 法进行测试美 国 NASA LFPL0.2～0.9～俄罗斯已进行过系统研究，无详细资料本文在各方支持下，在气流温度测量的总温热电偶的设计方法和校准技术上 进行较深入的研究并做了一定数量的实验。本课题的研究在国内具有先进性，它 是我国航空发动机测试领域中不可缺少的一个环节，作好这项工作，能解决发动 机研制过程中的不可避免的工程问题， 对推动航空工业的发展有着非常重大的意 义。1.3论文的内容安排本文就中小型发动机测量的特点，从热电偶的机械特性和使用特性上考虑， 对热电偶的设计方法进行探讨， 并以实例说明了发动机气流温度测量的热电偶的 设计过程。 本文着重论述了在发动机研制试验过程中常用热电偶的恢复特性。 用试验的 方法，确定了几种屏蔽和无屏蔽热电偶传感器的复温系数。传感器为成型结构， 它们采用的是 K、T 型偶丝，传感器试验的马赫数范围为 0.2 至 0.9。文中总结 的图表比较了各种传感器尺寸不同结构尺寸的特性， 有助于选择特定传感器的类 型和尺寸。 第一章为绪论， 介绍本课题研究的意义， 提出了课题研究的目标和研究内容， 同时对论文内容的安排作了简要的介绍。3上海交通大学工程硕士学位论文第一章绪论第二章叙述了气流温度测量的基本技术， 内容包括用热电偶测量高速气流温 度的基本技术，且由此带来的速度误差以及减小速度误差的方法。 第三章叙述了我们研发的用于测量航空发动机各个截面的热电偶的设计方 法。从包括气动设计和结构设计两个方面考虑，对总温热电偶进行设计，以满足 测试的需要。 第四章叙述了温度传感器的校准技术研究内容， 介绍了复温系数的测定方法 以及试验设备，介绍和分析了测量热电偶复温系数的试验方案。列出了各种结构 形式的热电偶的复温系数的试验数据，分析了各种结构因素对其的影响。并对试 验的结果作出了结论。 结束语总结了本课题进行的研究工作，简述在以后仍需要深入的研究工作。 附录部分录入了一些航空发动机试验测试中常用的温度传感器的结构形式 及其复温系数的校准值，可供传感器设计人员参考。4上海交通大学工程硕士学位论文第二章 气流温度的测量第二章 气流的温度测量气流温度是发动机工作过程中的重要参数之一。在发动机内，气流温度的 变化范围较广。要准确地测定气流温度存在不少问题。 发动机气流温度的测量是属于特殊温度的测量，实际上是测量气流的总温Tt（即静温 Ts 和动温 TV 之和） 。在气流温度测量中，由于气流动能不可能完全恢复成热能，以及受感器与周围环境之间存在着热交换，所以存在着速度误差和 传热误差（包括辐射误差和导热误差） 。要准确的测量气流的温度，就是要确定 这些误差而给以修正，或者在受感器结构上采取一定的措施，以减小这些误差， 使总误差控制在允许的范围内，从而直接测得气流总温。 通常用静温 Ts 来度量气体分子无序运动的动能，用动温 Tv 来度量气体分子 定向运动的动能。因此可以写出： m0 v 2 m0 c pTv = 2 故： （2.1）Tv =式中： m0 ――气团质量；v2 2c p（2.2）v ――气流速度；c p ――比定压热容。式中表明，动温是气流的当量温度，也就是气流分子定向运动的动能在绝 热条件下全部转化为热能所引起的温升。 气流的静温和动温之和即为气流的总温 Tt 。Tt = Ts + Tv = Ts +v2 ? κ ?1 2 ? = T ?1 + M ? 2c p 2 ? ?(2.3)式中：M――气流马赫数 κ ――绝热指数，对于空气 κ =1.40，对于燃气 κ =1.33。在接触式测温中，静温只有在感受器以同样速度与气流一起运动时才能测 得。显然，这是困难的。因此，气流温度测量实际上就是测量气流的总温，而 静温则可以根据测得的总温和气流速度用式(2.3)求得。5上海交通大学工程硕士学位论文第二章 气流温度的测量2.1 高速气流的温度测量在气流温度测量中，由于气流动能不能完全转恢复为热能，以及感受器与 周围环境存在着热交换，所以感受器的温度 T j 就会偏离气流总温 Tt 。二者的偏 差（ Tt ? T j ）即为速度误差和传热误差之和。对于气流温度随时间变化的瞬态 温度的测量，由于感受器具有热惯性，感受器温度 T j 的变化不仅滞后气流温度 的变化，而且在量值上也将偏离气流温度，这种误差称为感受器的动态响应误 差。准确的测定气流温度重要前提之一，就是要测定这些误差而给以修正，或 者在感受器结构上采取措施以减小这些误差， 使总误差控制在允许的范围之内， 从而直接测得气流总温。本文着重研究高速低温稳态气流温度测量中的速度误 差及其修正和减小的方法，以及在总温热电偶设计中的应用。 在测量高速气流温度时，由于气流温度的不完全恢复，故存在速度误差， 严重时温度误差可有几十度，一般在马赫数 M&0.2 时，就应考虑速度误差。特 别是在测量高速低温的气流温度时，例如测量单级压气机出口温度时，克服速 度误差是保证测温准确度的主要关键。 速度误差属系统误差，通常可通过修正和控制的方法予以克服。 气流流经热电偶测量端时，由于气流有粘性，气流的流速在附面层内迅速 递减，由公式（2.3）可见，随着流速的递减，静温 Ts 便随之上升。在测量端壁 面处的气流速度被滞止为零，热电偶似乎就应指示气流总温。然而，即使热电 偶测量端与外界绝热也无法直接测得准确的总温。这是因为测量端绝热只说明 测量端与外界没有热交换，而并不是说壁面处的气流是绝热的。相反虽然测量 端与外界完全绝热，但由于滞止，在附面层内就产生了内层静温高于外层静温 的温度梯度。 导致紧贴测量端壁面的那部分气体要向温度较低的外层气体传热， 其结果就使紧贴壁面的那部分气体温度降低。当气流滞止引起温度上升和附面 层内的传热引起气流温度下降这两种过程达到平衡时，测量端壁面与紧贴壁面 的那部分气体将达到某一平衡温度，这一温度对于绝热壁来说称为绝热壁温， 对气流来说称为气流的有效温度 T j 。由此可见，即使在测量端绝热的情况下， 测量端温度也只能等于气流的有效温度。 如图 1-1 所示， 由于气流滞止， 所以 T j6上海交通大学工程硕士学位论文第二章 气流温度的测量高于自由流静温。 由于附面层内的传热 ， 则 T j 又低于自由流总温， 即 Ts & T j & Tt 。(Tt ? T j ) 即 为速度误差，用符号 ?Tv 表示。主流Ts附面层边界绝热壁面Tj温度 Tt图 1-1 附面层内温度分布 Fig.2-1 the temperature in the boundary layer对于不同的绝热壁面，由于热边界层的状况不同，其绝热壁温和气流的有 效温度 T j 是不同的。通常用复温系数（或恢复系数） r 来描述绝热壁面上气流 动能恢复为热能的程度。r=m0 c p (T j ? Ts ) m0 c p (Tt ? Ts )=T j ? Ts Tt ? Ts=T j ? Ts v 2 / 2c p(2.4)上式分子项表示气流滞止时气体分子的动能转化为热能的实际值，即实际 复温量；分母项则表示气流滞止时气体分子的动能转化为热能的理论值，即理 论复温量， r 则表示实际复温量和理论复温量之比，即实际工况下气体绝热滞 止时气体分子动能转化为热能的百分数。 热电偶的复温特性也可用复温率 R（也称恢复率）和复温修正系数 ? (也 称恢复修正系数)来表示。7上海交通大学工程硕士学位论文第二章 气流温度的测量R=Tj Tt(2.5)?=Tt ? T j Tj(2.6)可见复温率 R 表示总温复现的程度，而复温修正系数 ? 则表示总温未能复 现的程度，式（2.6）也可写成：Tt =Tj 1? ?(2.7)因为 ? && 1 。因此，上式略去高阶微量后，可写成Tt = T j (1 + ? )(2.8)可见复温修正系数 ? 实际上是一个修正因子，它与 T j 相乘即为速度误差?Tv ，即速度误差也可用复温系数 r 来求算，即? κ ?1 2 ? M ? ? v2 ?Tv = (1 ? r ) = (1 ? r ) ? 2 T κ ?1 2 ? t 2c p ?1 + M ? ? ? 2(2.9)相应的复温率 R 和复温修正系数 ? 为：κ ?1R = 1?2 κ ?1 2 M 2 ?= (1 ? r ) κ ?1 2 M 1+ 21+κ ?12M2 M2(1 ? r )(2.10)(2.11)式中 r 、R 和 ? 如果表示热电偶测量端的复温特性，则 M 为流过测量端的 气流马赫数；如果表示滞止罩在内的整个热电偶的复温特性，则 M 为自由流的 马赫数。 公式表明， ?Tv 、R 和 ? 均与 r 及 M 数有关。8上海交通大学工程硕士学位论文第二章 气流温度的测量2.2 减小速度误差的方法热电偶速度误差的修正有二种途径：一种是根据使用工况，用实验的方法 测出其复温系数 r 的值，然后用式（2.9）计算修正；另一种方法是对热电偶测 量端加装滞止罩，使流过测量端的气流速度降低到一定程度，从而使速度误差 减小到允许范围之内而予以忽略。 一般来说，当流过测量端的气流马赫数 M 小于 0.2 时，速度误差就可以忽 略不计了。热电偶装上滞止罩以后，由于屏罩的滞止效应，气体的相当一部分 动能先由屏罩将它恢复为热能，然后，没有恢复的那部分动能又在测量端表面 进一步恢复为热能。由于通过两步恢复，故提高了 r 值，减小了速度误差。 如果来流速度、滞止罩内测量端处的气流速度及经测量端表面滞止后的折合流 速分别为 v1 、 v 2 和 v3 ，同时用 r罩、r裸 和r总 分别表示滞止罩内腔、裸丝热电偶和整个装置的复温系数。如图 2-2 所示。v1 M∞v2Mjv3 放气孔2-2 图屏罩内气流Fig.2-2 flow in the shield根据复温系数的定义，可以写出：9上海交通大学工程硕士学位论文第二章 气流温度的测量2 m0 v12 m0 v3 ? 2 2 2 2 2 2 2 = v1 ? v3 = v1 ? v 2 ? v 2 ? v3 r总 = 2 m0 v12 v12 v12 v12 2(2.12)式中：2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 v2 ? v3 v2 ? v3 v2 ? v3 v2 ? v3 v12 ? v 2 v2 = × = ? 2 2 2 v12 v12 v2 v2 v2 ? v12()()(2.13)将上式代入式（13）中得：r总 =2 2 2 2 2 2 v2 v2 ? v3 ? v3 v12 ? v 2 v12 ? v 2 ( )( ) + ? 2 2 v12 v2 v2 v12 2 ? v12 ? v 2 ? 1 ? ? v12 ?= r罩 + r裸 (1 ? r罩 )2 2 2 v2 ? v3 v12 ? v 2 = + 2 v12 v2? ? ? ?(2.14)? r罩 ? ? 1 r总 = r裸 ? r ? + 罩 ? ? r 裸 ? ?由上式可知，滞止式热电偶的总的复温系数 r总 是滞止罩和测量端两者滞止 效应的综合结果。 对于裸丝热电偶， r罩 为零，故 r总 等于 r裸 。 采用滞止式热电偶，若用 r总 来计算速度误差，则对应的马赫数 M 为自由流 的值，用 M ∞ 表示，若用 r裸 来计算速度误差，则对应的马赫数 M 为罩内流经测 量端的值，用 M j 表示。 例如，一支与气流平行的裸露式热电偶， r裸 = 0.86 ，当空气总温为 315K，M ∞ = 0.5 ，则热电偶的速度误差为： ? κ ?1 2 ? ? 1.4 ? 1 ? × 0.52 ? ? 2 M∞ ? ? 2 ?Tv = (1 ? r裸 ) ? T = (1 ? 0.86 ) ? ? × 315 = 2.10°C 1.4 ? 1 κ ?1 2 ? t 2 ?1 + ?1 + M∞ ? × 0.5 ? 2 2 ? ? ? ?如果热电偶装上滞止罩，使 r总 = 0.98 ，这时，流过测量端的气流速度降低 为 M j = 0.186 ，所以速度误差可有两种方法计算：10上海交通大学工程硕士学位论文第二章 气流温度的测量? κ ?1 2 ? ? 1.4 ? 1 ? × 0.52 ? ? 2 M∞ ? ? 2 ?Tv = (1 ? r总 ) ? T = (1 ? 0.98 ) ? ? × 315 = 0.3°C 1.4 ? 1 κ ?1 2 ? t 2 ?1 + ?1 + M∞ ? × 0.5 ? 2 2 ? ? ? ?或? κ ?1 2 ? ? 1.4 ? 1 ? × 0.1862 ? ? 2 Mj ? ? 2 ?Tv = (1 ? r裸 ) ? T = (1 ? 0.86 ) ? ? × 315 = 0.3°C 1.4 ? 1 κ ?1 2 ? t ?1 + ?1 + Mj ? × 0.1862 ? 2 2 ? ? ? ?综上所述，采用滞止罩并使热电偶测量端平行于气流是减小速度误差的主 要途径。11上海交通大学工程硕士学位论文第三章 总温热电偶的设计第三章 总温热电偶的设计在热电偶结构上采取一定的措施，将热电偶的速度误差和传热误差减小到 允许的误差范围内，使测温时能直接读取气流总温的热电偶称为总温热电偶。3.1发动机试验中常用的热电偶在发动机的试验中，根据测温目的和精确度要求的不同，热电偶的结构形式也各不相同。为了减小速度误差和辐射误差，测量气流温度的热电偶通常装 有屏罩，有的受气流通道的限制只能采用裸露的结构形式；在发动机试验中， 有时需要在一个截面测量气流温度沿径向或周向的分布， 则常采用多点热电偶， 根据多点热电偶形状的不同，可分为梳状热电偶和耙状热电偶。 图 3-1 为三点梳状屏罩式热电偶，用于测量发动机动力涡轮进口温度。 图 3-2 为五点耙状屏罩式热电偶，用于测量发动机单双级压气机整流叶栅后的 温度。图 3-1 三点屏蔽式热电偶Fig.3-1 shielded probe with 3 points12上海交通大学工程硕士学位论文第三章 总温热电偶的设计图 3-2五点耙状屏蔽式热电偶Fig.3-2 shielded probe with 5 points总之，各种热电偶各有特点，应根据测温的具体情况进行选用。对总温热 电偶设计的注意力应主要放在测量的准确性和使用的可靠性上， 设计程序如下：测试技术要求 方案设计 气动设计 结构设计否 △TΣ满足要求否 是绘制工程图 归档 END图3-3 总温热电偶设计流程图Fig.3-3 the design program for total temperature13上海交通大学工程硕士学位论文第三章 总温热电偶的设计对总温热电偶的设计而言，主要是进行热电偶的气动计算和结构设计，气 动计算是保证热电偶的使用可靠性，结构设计是保证热电偶示值的准确性。3.2 热电偶的气动计算气动计算包括：静强度计算、刚度计算、振动强度计算（排除共振计算） 等。a)静强度计算：插入发动机流道中的热电偶，其支杆主要受横向气动力（或 称气动阻力）的作用，计算目的是求取横向气动力作用下，危险截面上的 最大应力 σ max ，然后，强度储备系数（安全系数）ηT =σ 0.2 ≥ 2 ，来判 σ max断热电偶支杆的静强度是否满足设计要求。 （ σ 0.2 ――名义流动极限下的 材料屈服强度） 。b)刚度计算：计算热电偶支杆在横向气动力的作用下的最大挠度（变形）是 否满足刚度条件 η y =Ymax ≤ 0.4% （ Ymax ――最大挠度，l ――浸入气流中 l的支杆长度） 。尤其是安装在转子前的热电偶，决不允许因刚度条件不满 足，致使支杆碰到转子而引起重大事故发生。 热电偶支杆必须同时满足静强度条件及刚度条件时方可使用。c)振动强度计算（排除共振计算） ：计算支杆的自振频率（固有频率） ，其值 必须满足振动强度条件 f k ? f 0 / f 0 ≥ 25 ， （ f 0 ――发动机转子的转速频 率， f k ――热电偶支杆的固有频率） 。以避免热电偶与发动机发生共振致 使热电偶支杆断裂。d)疲劳强度计算：根据统计规律，国内外热电偶支杆的断裂，85%以上属于 疲劳断裂，因此，用于重要部位的热电偶，必须进行疲劳强度计算。疲劳 强度计算，目前工程上大多采用“安全系数法”。 可靠性是总温热电偶设计的关键之一，它直接关系到试件（设备）的安全。 示例 1：四点梳状热电偶14上海交通大学工程硕士学位论文第三章 总温热电偶的设计工作条件：Pt=0.49MPa、Tt = 440K、 M ∞ = 0.11 支杆材料 1Cr18Ni9Ti（硬状态） ，其外径 d = 8 × 10 ?3 m，内径 d1= 6 × 10 ?3 m 支杆插入流道中的长度 l =2.9 × 10?2 m。取 Cx=1.2。 由 κ =1.4 M=0.11 查气动函数表得π (λ∞ ) = 0.9916a) 静强度校核 1） 求气动力 F：F= C x P t Af ? ?1 ? π ( λx ) ? ? = 1.2 × 0.49 × 10 × 8 × 10 × 2.9 × 10 [1 ? 0.9916]6?3 ?2=1.146 N2） 求最大弯矩 M max : M max =1 Fl 2=1 × 1.146 × 2.9 × 10? 2 2?2= 1.662 × 10N ?m3) 求支杆截面模数 W：W =π (d 4 ? d14 ) 3.14[(8 × 10 ?3 ) 4 ? (6 × 10 ?3 ) 4 ]32d?8 3=32 × 8 × 10 ?3= 3.434 × 10 m 4)求最大应力 σ max ：σ max = MmaxW?2 = 1 . 162 × 103 . 434 × 10 ? 87 2= 3.384 × 10 N/m 5)求σ 0.2 σ max σ 0.2 = 213 MPa15查机械材料手册，经线性插值上海交通大学工程硕士学位论文第三章 总温热电偶的设计213 × 10 6 σ 0.2 = = 629 && 2 σ max 3.384 × 10 5静强度符合要求。b)刚度校核 求单支点算静挠度 y maxy maxF ?l3 = 8E ? J查机械材料手册得： E = 159GPaJ=π (d 4 ? d14 )64=3.14[(8 × 10?3 ) 4 ? (6 × 10?3 ) 4 ] 64= 1.374 × 10?10y max1.146 × (2.9 × 10?2 )3 = 8 × 1.59 × 1011 × 1.374 × 10?10 = 1.60 × 10?7 my max 1.60 × 10 ?7 = = 5.52 × 10 ? 4 = 0.00052 & 0.004 ?2 l 2.9 × 10静挠度满足要求c) 求一阶自振频率 f11)由发动机转速 25000r/min 得f0 =2)25000 = 417 Hz 60查机械材料手册得ρ = 7.9 × 103 kg/m33)A=π4(d 2 ? d12 ) =3.14 [(8 × 10? 3 ) 2 ? (6 × 10? 3 ) 2 ] 4= 2.198 × 10?5 m 24)求 f116上海交通大学工程硕士学位论文2 λ1 2π (l ) 2第三章 总温热电偶的设计f1 =E?J ρ?A1.59 × 1011 × 1.374 × 10 ?10 7.9 × 10 3 × 2.198 × 10 ?5=1.875 2 2 × 3.14 × (2.9 × 10 ? 2 ) 2= 8031 Hz5)求f 0 ? f1 f0f 0 ? f1 417 ? 8031 = = 18 && 0.25 f0 417自振频率符合要求。3.3 热电偶的结构设计通过气动设计，热电偶的轮廓尺寸基本设计完成，在此基础上，进行热电 偶的结构设计， 使该热电偶的速度误差和传热误差减小到允许的误差范围以内。 通常，减小误差的主要措施为： a) b) c) 装滞止罩，降低罩内的气流速度以减小速度误差； 装屏蔽罩即增加屏蔽罩内气流速度以减小辐射误差； 增加裸丝浸入气流中的长度即增加流过测量端的气流速度以减小导热误 差。 实际上，热电偶的测量误差是各种误差的综合结果，对于不同的气流工况 和环境条件，各种误差的大小及其在总误差中所占的比例也是各不相同的。例 ，而温度较低（约高于 如：在单级压气机试验中，气流速度较高（M=0.5～0.8） ，这时速度误差是主要的。为此，应采用滞止罩来降低内流速 室温 20～50℃） ，但温 度。然而，在单管燃烧室试验中，出口燃气速度较低（M 数为 0.2 左右） 。而且温度梯度较大。这时辐射误差较大，故应采用屏 度较高（300～1100℃） 蔽罩，并且，罩内气流速度要大（气流速度大，对减小辐射误差和导热误差有 利） 。 这两者虽然都是给测量端加屏蔽， 但对罩内气流的流速的要求却截然相反。 因此，无法设计一种能适用于一切气流工况及环境条件的总温热电偶，而只能 根据给定的工况和条件来设计或选择一种特定结构的总温热电偶，使它在给定 的工况下，能以允许的准确度直接测出气流的温度。17上海交通大学工程硕士学位论文第三章 总温热电偶的设计热电偶的屏罩都必须有排气孔，使气流以一定的内流速度通过测量端。如 果没有排气孔，则内流速度为零，测量端周围的气体就无法不断地更替。这时 测量端的温度就等于屏罩的温度， 结果使测量误差反而比不加屏罩的裸丝还大。 为此，屏罩必须开排气孔。所以，总温热电偶设计的核心问题，就是设计一种 合适的屏罩，使通过测量端的内流速度为最佳，从而使热电偶的总误差减小到 允许的范围内。 在稳态条件下，热电偶的总误差为?TΣ = ?Tv + ?Tr + ?Tc(3.1)v2 ?Tv = (1 ? r ) 2C p(3.2)εC ?Tr = 0 α?? T j ? 4 ? T ? 4 ? w ?? ? ? ? 100 ? ? ? 100 ? ? ? ? ? ? ? ??(3.4)所以， ?TΣ 是内流速度 v 的函数，根据 ?TΣ 最小原则，将 ?TΣ 对内流速度求 偏导，并令??TΣ = 0 来确定最佳内流速度 v佳 。它是热电偶具有最小速度误差、 ?v最小辐射误差和最小导热误差的内流速度，亦即热电偶具有最小误差时的那个 内流速度称为最佳内流速度。由于导热误差一般可通过增加浸入长度来减小， 更何况导热误差对内流速度的要求与辐射误差完全一样，因此，在误差估算时， 可以先不考虑导热误差，即先根据 ?TΣ = ?Tv + ?Tr 最小的原则来确定 v佳 。根据??Tv ??Tr + =0 ?v ?v1? ?? T j ? 4 ? T ? 4 ? ? m + 2 1? m m ? mεC 0 d ν f c p g ?? ? ?? w ? ?? ? ? 100 ? ? 100 ? ? ? ? ? ? ?? ?? 得：v佳 = ? ? Bλ f (1 ? r ) ? ? ? ? ? ? ? ?(3.5)18上海交通大学工程硕士学位论文第三章 总温热电偶的设计式中： B ――放热准则方程中的系数，热电极与气流平行时为 0.0845，热电极 与气流垂直时为 0.44； m ――放热准则方程中的指数；热电极与气流平行时为 0.674，热电极与 气流垂直时为 0.5； d ――定性尺寸，一般取测量端直径；λ f ――气流的导热系数； ν f ――运动粘度系数；c p ――气流的比定压热容； r ――热电偶的复温系数； ε ――热电偶测量端黑度； C 0 ――绝对黑体的辐射系数； T j ――热电偶测量端的温度，即热电偶的指示温度； Tw ――屏罩内壁温度； g ――重力加速度。最佳内流速度是必须计及导热误差的。因此，如果用式（16）求得的 v佳 来计算热电偶各项误差时，若导热误差太大，则可以通过增大裸丝的浸入长度 及适当增大 v佳 来解决。 当 v佳 确定后，则可以根据连续方程来计算排气孔直径。设排气孔面积为f ,共 n 个，测量端所在截面的流道面积为 F j 。则： k ? 1 2 ? 2(k ?1) ? 1+ M∞ ? M ? nf j佳 2 = ? ? F j ?M ∞ ? k ? 1 2 ? 1+ M j佳 ? ? 2 ? ?式中： M j佳 ――流过测量端的最佳马赫数；M ∞ ――自由流马赫数；k +1(3.6)?――屏罩流量系数，它与屏罩结构尺寸及介质流动情况有 关。由于 M j佳 一般小于 0.3，故可以近似取 ? = 1 ；κ ――绝热指数。19上海交通大学工程硕士学位论文第三章 总温热电偶的设计如果屏罩内径已经选定，测量端尺寸也已确定，则 F j 就一定了。所以排气 孔直径为：? 2 ? 4 F j M j佳 ? 1 + 2 M ∞ ? d= ? ? π nM ∞ ? 1 + κ ? 1 M 2 ? j佳 2 ? ?κ ?1κ +1 2(κ ?1)(3.7)屏罩结构设计是保证 ?ΤΣ 为最小的关键。下面的示例给出了屏罩设计计算 的详细过程。 示例 2：三点带罩式热电偶 工 作 条 件 ： Tt = 753.15 K 、Pt = 0.103 MPa 、、 M ∞ = 0.35Ps = 0.1012 MPa 、Tw = 690 K l = 4.65 × 10?2 m屏罩：L = 5 ×10?3 m D1 = 3 × 10?3 mD2 = 4 ×10?3 m热电偶用d = 0.5 mm 的 镍 铬 - 镍 硅 。 热 接 点 的 球 径 d j = 1× 10?3 mλw = 24.6 w/(m ? K) ，取 r = 0.86 由 M=0.35 查气动函数表（ κ =1.33）得：π (λ∞ ) = 0.9225τ (λ∞ ) = 0.9802根据 Tt 查热物理性质表得： λ f = 5.445 ×10?2 w/(m ? K)? = 3.439 × 10?5 (N ? s)/m 2c p = 1.1158 kJ/(kg ? K)a)求内流速度 V j 1) 求热接点处气流的运动粘度系数 υ j ：υj =? ? R ?TjPs=3.439 × 10 ?5 × 287.33 × 753.15 0.1012 × 10 6= 7.354 × 10?5 m 2 /s20上海交通大学工程硕士学位论文第三章 总温热电偶的设计2)求屏罩内气流速度 V j ：1? ?? T j ? 4 ? T ? 4 ? ? m + 2 1? m m w ? mε j ? C0 ? d j υ j ? c p ?? ? ?? ? ?? 100 100 ? ? ? ? ? ? ?? ? ? ? ? Vj = ? ? B ? λ f ? (1 ? r ) ? ? ? ? ? ? ? ?14 4 0.674 + 2 ? ? ? 748.12 ? ? ? ?3 1? 0.674 3 ? 751.83 ? × 1.1188 × 10 ?? ? ? 0.674 × 0.8 × 5.699 × (1× 10 ) ? ? ? ? ? ?? 100 ? ? 100 ? ? ?? ? ? =? ? ?2 0.0845 × 5.445 ×10 × (1 ? 0.86) ? ? ? ? ? ?= 60.2 m/s求内流速度 V j 条件下的排气孔直径 d B 1) 求热接点处气流马赫数 M j ：a j = kRTsj = 1.33 × 287.33 × 751.33= 535.9 m/sMj = vj aj=60.2 = 0.2) 求排气孔直径 d B ：κ ? 1 2 ? 2(κ ?1) ? M∞ ? 1 + 4 F j M j佳 ? 2 dB = ? ? π nM ∞ ? 1 + κ ? 1 M 2 ? j佳 ? 2 ?1.33+1 ? π ( 32 ? 12 ) ? 2 1.33?1) ? × 0.1123 ? 1.33 ? 1 4×? 2 ? ( ? ? 4 ? 1 + 2 × 0.35 ? ? ? = = 1.17 mm ? 1.33 ? 1 ? π × 2 × 0.35 2 ? 1+ × 0.1123 ? ? ? 2κ +1取 d B = 1.2 mm21上海交通大学工程硕士学位论文第三章 总温热电偶的设计b)求 d B = 1.2 mm 时的ΔT Σ求ΔT Σ 的步骤如下：4)求速度误差 (?Tv ) j ：κ ?1(?Tv ) j = (1 ? rj ) 2 1+M2 j2 jM 2 1.33 ? 1 × 0. = (1 ? 0.86) × 753.15 1.33 ? 1 2 1+ × 0.1184 2κ ?1Tt= 0.24(°C )8)求辐射误差 ?Tr ：ε j C0 ?Tr = α?? Ttj ? 4 ? T ? 4 ? B ?? ? ?? ? ? 100 100 ? ? ? ? ? ? ? ?4 4 0.8 × 5.699 ?? 751.81 ? ? 748.26 ? ? = ?? ? ?? ? ? = 0.62 °C 440.7 ? ?? 100 ? ? 100 ? ? ??TΣ = ?Tv + ?Tr + ?Tc = 0.24 + 1.1 + 0.62 = 1.96 °C为得到最合适的排气孔直径， 可取数个比 1.2mm 稍大的 d B 值按上述步骤进行计 算，直至所得的 d B 使 ?TΣ 最小为止。 按上述步骤计算：当 d B = 1.4 mm 时， ?TΣ = 1.85 °C 为最小值。22上海交通大学工程硕士学位论文第四章 温度传感器的校准第四章 温度传感器的校准用试验的方法，确定了几种屏蔽和无屏蔽热电偶传感器的恢复修正。传感 器为成型结构，它们采用的是 T 型（铜―康铜）和 K 型（镍铬―镍硅）偶丝， 传感器试验的马赫数范围为 0.2 至 0.9。文中总结的图表比较了各种传感器尺寸 的特性，以便有助于选择特定传感器的类型和尺寸。4.1 复温系数的测定热电偶在一定马赫数和安装角时的复温系数最终都是要用实验的方法来测 定的。测定复温系数 r 是在专用的标准风洞上进行的。风洞可以是吹气式的或 吸气式的。吸气式风洞的优点是总温总压就是大气温度和大气压力，易测得准。 采用吹气式风洞时要注意的是，使稳定段到喷口的总温保持不变，这时大气压 力为射流静压。 在使用热电偶传感器时， 利用恢复修正系数Δ修正气动恢复误差是方便的。 见式（2.7） ， Tt 是总温。 T j 是热电偶的指示温度。所有的温度都是绝对温度。 在热电偶接点能够反应气流的温度、且不存在导热和辐射换热的应用中， T j 的 值等于接点的绝热温度， Tt 的值可根据接点的指示温度和 ? 值计算出来。 对于结构良好的传感器，由于 ? && 1 ，因此Tt ≈ T j (1 + ? )(4.1)热电偶传感器在平行流中的恢复修正系数，主要随气流马赫数变化，其次 随气流压力变化。了解发动机各个截面的总压情况；列出恢复修正系数与 P 和M 的关系式） 。在气流总压为 0.1MPa 时，在平行流中的恢复修正系数，叫做参。 考恢复修正系数（?0）4.2 校准用传感器结构的考虑本文所论述的温度传感器的校准研究内容，是为了使航空发动机研制过程 中所使用的热电偶传感器结构的标准化工作提供依据。 在制作热电偶传感器时，23上海交通大学工程硕士学位论文第四章 温度传感器的校准主要的成本因素之一是校准上的花费。找出常用的具有一定代表性的温度传感 器进行校准，即把相对来说少量结构和尺寸的热电偶进行了标准化，并且把每 种结构和尺寸的各种测量修正系数列成可延伸使用的图表，因此对于很宽范围 的校准需要就将大大减少。 对于特定的应用而言，热电偶传感器的选择要兼顾到许多特性，这些特性 涉及到机械特性和使用特性。从机械特性的观点来看，主要考虑之一的是特定 传感器的尺寸，这是因为尺寸直接与诸如成本、强度、安装考虑、疲劳寿命、 气动载荷和堵塞这样一类因素有关。尺寸大小还通过诸如时间常数、恢复系数、 导热和辐射换热这些因素而和传感器的使用特性有关。 本文对几种无屏蔽契型传感器和屏蔽契型传感器进行了试验，对于无屏蔽 屏蔽契型传感器偶丝直径也有 0.3mm 契型传感器偶丝直径有 0.3mm 和 0.5mm， 和 0.5mm。恢复试验在室温条件下进行，马赫数范围为 0.2 至 0.9。 我们设计研制的无屏蔽契型热电偶传感器和屏蔽契型热电偶传感器的结构 详图如图 4-1 至图 4-3。有关尺寸见表 4-1。十种不同尺寸的无屏蔽热电偶传感0.5mm 和 0.8mm， 器结构是利用偶丝装配制作而成的， 偶丝名义直径是 0.3mm、五种不同屏蔽契型热电偶传感器的结构也是利用成型结构制作的，偶丝名义直 。十种热电偶传感器用数字编号，每种尺寸和 径为 0.3mm、0.5mm 和 0.8mm， 类型的传感器都制作了两支。 标准化设计的主要考虑因素之一，是使用市场上能买到的常用热电偶丝组 装而成，它由不锈钢套管、高温黏合剂（热水泥）绝缘和 K、E、T 型热电偶丝 制成。在制作屏蔽罩时，也希望通用的不锈钢管。 焊接热电偶接点用氩弧焊焊接。 具体结构形式分为四种，见图 4-1a、b、c 和图 4-2。图 4-1 为裸露式热电 偶，图 4-1a 为 L 型热电偶，制作了三支丝径分别为 0.3mm、0.5mm 和 0.8mm 的热电偶， 以比较该结构形式中， 因丝径不同而对恢复修正系数的影响， 图 4-1b 是两支双点热电偶，一支的丝径分别为 0.3mm、0.5mm，另一支的丝径分别为0.5mm 和 0.8mm， 以比较该种结构形式中， 丝径对恢复修正系数的影响， 图 4-1c为平行式热电偶，制作了三支，一支支杆直径 D 为 8mm 的双点热电偶，丝径 分别为 0.3mm、0.5mm，一支支杆直径 D 为 6mm 的双点热电偶，丝径也分别24上海交通大学工程硕士学位论文第四章 温度传感器的校准为 0.3mm、0.5mm，另一支支杆直径 D 为 6mm 的双点热电偶，丝径也分别为0.5mm、 0.8mm， 以比较该结构形式中恢复修正系数受支杆粗细和丝径不同的影响。 图 4-2 为屏蔽式热电偶，一共制作 6 支，制作的原则是保证偶丝浸入气流 出口通道面积与进口通道面积的 30%。 第一支 的长度与偶丝丝径之比为 10 倍， ，第三、四支与第二支 与第二支的区别仅有偶丝丝径的不同（0.3mm、0.5mm） ，第五支较第一支仅测点位置缩进 2mm，第 仅有偶丝材料的不同（K、E、T） 。通过以上参数的不同，了 六支较第二支仅有屏蔽罩的直径不同（3mm、4mm） 解屏蔽式热电偶的恢复修正系数受丝径、材料、测点位置和屏蔽罩尺寸的影响 程度。焊球直径为偶丝直径的 2至2.5倍（磨去多余量）L D成型热电偶组件 不锈钢套管，热水泥绝缘， K型偶丝图 4-1aL 型裸露式热电偶Fig.4-1a unshielded probe of type L25上海交通大学工程硕士学位论文第四章 温度传感器的校准焊球直径为偶丝直径的 1倍（磨去多余量）LL成型热电偶组件 不锈钢套管，热水泥绝缘， K型偶丝图 4-1b∏型裸露式热电偶Fig.4-1b unshielded probe of type ∏焊球直径为偶丝直径的 2至2.5倍（磨去多余量）成型热电偶组件 不锈钢套管，热水泥绝缘， K、 T、E 型偶丝L L D图 4-1c 平行裸露式热电偶 fig.4-1a unshielded probe of type //26上海交通大学工程硕士学位论文第四章 温度传感器的校准D排气孔尺寸 Sj 及个数LX W V按规定焊接的不锈钢屏蔽罩图 4-2 屏蔽式热电偶 fig.4-2 shielded probe表 4-1 传感器名义尺寸结构形式 传感器编号 分 度 丝径 d 浸入深度 屏罩外径 排气孔直径 屏罩长度W’.1 W’.2 W’.1 W’.2 W’.1 单点屏蔽式 W’.2 W’.1 W’.2 W.1 W.2 W.1 W.2 W-1# 双点裸露式 W-1# W-2# W-2# 单点 L 形热电 偶 W WK K E T K K K K K0.5 0.3 0.5 0.5 0.5 0.3 0.5 0.3 0.35 3 5 5 5 3 5 3 34 4 4 4 4 31.1 1.1 1.1 1.1 1.1 0.77~0.89 7 9 9 11 727上海交通大学工程硕士学位论文 W W W494-0.1.1 对焊型热电偶 W494-0.1.2 W494-0.2.1 W494-0.2.2第四章 温度传感器的校准K K K K K0.5 0.5 0.3 0.5 0.35 5 3 5 3一般的结构尺寸是以过去研制和试验的各种屏蔽和无屏蔽传感器结构的性 能为依据。它包括了分析和试验的原始资料。下列选择结构参数的讨论只是一 般性的，这是因为要兼顾许多因素，并且一个标准结构不可能预先考虑和涉及 到所有的应用场合。下面的讨论有助于设计者将结构按比例设计为其它尺寸， 而且有助于阐明在尺寸关系中应当考虑一些什么因素。 热电偶偶丝裸露长度 偶丝裸露部分的长度的确定，主要依据接点通过偶丝向成型结构支杆的导热 损失大小而定。导热损失系数和偶丝长度与偶丝直径比值的平方成反比。长径 比受到振动、温度和气动载荷（特别是在非平行流的情况下）影响的限制，这 些因素可能引起偶丝弯曲和结构破坏。此外，大的接点焊球可能要增大这些因 素的影响。因为它把一个集中载荷加到了偶丝的悬臂端。本文所讨论的传感器， 这就是表 1 中的尺寸 L。 经验表明， 每根偶丝的裸露长度均为偶丝直径的 10 倍， 这样的长度对于大多数的应用来说，是一个切实可行的方案。这一长度在低压 、低马赫数（&0.2）及存在相当大导热（在接点与 （&0.02Mpa，即&0.2 大气压） 支杆间有大的 ?T 值）的一些应用中是不合适的。这一误差也是可以估算的， 必要时，还可用于较长偶丝的设计。 屏蔽罩的结构参数 热电偶接点的端部离屏蔽罩进口的尺寸为屏蔽罩外径的一倍。但由于我所 研制的发动机为中小型发动机，尺寸较小，基本上只能保证为屏罩外径的一半。 这个不是由分析或试验得出的最佳位置，但它体现了根据进口气流影响、辐射 屏蔽罩的几何形状、热电偶和屏蔽罩之间的对流换热的考虑所作的判断。关于 气流的影响，如果接点位置太靠近进口截面，那么接点就很可能受到非直线气 流的干扰。关于辐射屏蔽罩，如果接点偶丝向进口的后面移动，那么屏蔽罩就 更有效，这是因为屏蔽罩在偶丝处对应着一个更大的立体角。如果从进口到接28上海交通大学工程硕士学位论文第四章 温度传感器的校准点的距离太长，那么流进来的气体，就可能向屏蔽罩散失热量，当气体到达接 点时，气体就处于较低的温度。 传感器的支杆与偶丝成直角，以便使裸露的热电偶丝平行于气流。对于屏 蔽传感器而言， 传感器的前部必须有一直段， 这段长度至少为屏蔽罩外径的 1/2。 屏蔽罩要与这段长度搭接。因此屏蔽罩的总长度（图 4-1，4-2 中的 V）等于裸 露偶丝长度 L 加上屏蔽罩外径的一倍。屏蔽罩的排气孔应正好位于两根偶丝进 ，该位置可以使气流在尽可能长的 入支杆绝缘体界面之前（称作热电偶“根部”） 裸露热电偶丝上通过。然而，经验表明，设计这种与偶丝根部想接触的排气孔 后沿的屏蔽式传感器是不可靠的。在组装过程中，如果屏蔽罩深入支杆太长， 那么就会使部分排气孔堵塞。为了有助于克服这种现象，排气孔的中心线应该 位于距根部界面 W 处，W 等于排气孔直径的一倍。这样就允许装配公差为排 气孔直径的一半。其次，考虑尽可能的增加绝缘体界面处的气流粒子来阻止或 推迟排气孔的堵塞。 屏蔽罩排气孔面积的选择，一方面要考虑恢复修正，另一方面要兼顾辐射 修正和时间常数。对于本文中的屏蔽传感器而言，排气孔的总面积一般为屏蔽 罩进口面积 30%。然而，经验表明，当排气孔直径小于 0.5mm 时，排气孔就可 能被气流微粒堵住。两个较小的屏蔽传感器，为了使排气孔尺寸大 0.5mm，并 且仍然保持排气比为 30%的标准值，因而只用两个排气孔，而不是采用象较大 的传感器那样布置的四个排气孔。 表 4-2 概述了对图 4-1,4-2 和表 4-1 所示尺寸的结构制约条件。 尽管这些传感器都是作为个体进行试验的，但应使结构适合于组合，以便形成 多支传感器装置。 表 4-2尺寸 Z d W X V U 尺寸关系 偶丝直径的 10 倍 排气孔直径 长度尺寸值等于 d 屏蔽罩外径的 1/2 加上 L L 加上屏蔽罩外径的 1 倍 传感器支杆的长度，根据需要确定尺寸关系29上海交通大学工程硕士学位论文第四章 温度传感器的校准4.3 设备和方法4.3.1 恢复特性试验设备恢复修正系数是在图 4-3 所示的设备中测定的。数据采集处理系统大气压力传感器 稳定段 压力传感器 气流 流动喷嘴 被校传感器 参考传感器 冷端处理器 控制阀 控制阀压缩机 数采通道 温差记录仪排气装置图 4-3 恢复特性试验设备 fig.4-3 Recovry test apparatus 全部试验都是在室内总温为 290 至 298K 时完成的。总温测量概率误差为0.6K。复温系数是用稳压箱中的热电偶与射流中的试验传感器之间构成的微差回路测量的，其测量精度为±0.06K。压力测量误差可以忽略。 为了防止一些较小的传感器由于气动载荷而过度弯曲，可使支杆插入气流 中的深度，随传感器尺寸的减小而减小。 试验用的设备、仪器以及测试精度如下：1．RD-02 校准风洞（出口直径为 Φ70mm） ； 2．希蒙 Alpha 912 数采模块（对于电阻测量，最大测量误差为 0.03%×读数 +0.015%×量程+3m?； 对于电压测量， 最大测量误差为 0.03%×读数+ 0.01%×30上海交通大学工程硕士学位论文第四章 温度传感器的校准量程+6?V） ；3．昆山双桥压力传感器 1 支（型号：CYG1102，最大测量误差 0.15%，量； 程 100kPa）4．数字式无汞气压计 (型号：BQY-1B，最大测量误差±40Pa)； 5．参考温度传感器（94-07，单屏蔽铂电阻, 最大测量误差±0.1℃；94-02， K 型热电偶，最大测量误差±0.1℃；99-06，E 型热电偶，最大测量误） ； 差±0.1℃；94-04，T 型热电偶，最大测量误差±0.1℃。 ； 6．HP3458A 数字电压表（最大测量误差±0.004%×读数±4 个字） 。 7．无电势转换开关（型号：R1）8．冷端处理器：冰瓶（精度±0.1℃）4.3.2 校准方法恢复特性校准依据的技术规范。恢复特性校准原理图见图 4-3。 将被校温度传感器安装在五向位移机构上，被校传感器的感温部位位于试 验段核心区，前端距离风洞收缩喷嘴出口 10mm，分别在各校准工况下进行校 准。 参考温度传感器为屏蔽式热电偶（简称参考偶） ，安装于稳定段内，测量 气流总温。参考偶单支进行静态分度，并拟合成专用的内插公式。参考偶与被 校的偶丝分度号是相同的。 试验中对每支传感器校准时均对其冷端进行了冰点补偿，被校传感器和总 温参考传感器采用反串法接线，均经过冰点补偿后通过无电势转换开关与HP3458A 数字电压表连接，如图 4-4。测取参考热电偶的热电势 E(t0,0)和温差热电势 E(t1, t0)， 计算被校热电偶的热电势 E(t1,0)：E ( t1 , 0 ) = E ( t1 , t0 ) + E ( t0 , 0 )(4.2)用求得的 E(t1,0)的值，在分度表上查取被校热电偶的温度 T。 采用温差反串测量法的优点是测量使用了一个线路、一台仪器，并且在同 一时刻测得两者的差值，消除了由于工况不定带来的误差，提高了测量的精度。31上海交通大学工程硕士学位论文第四章 温度传感器的校准+ 参考电偶 t0--+ 被校电偶 t1冷端处理器转换开关 +数字电压表图 4-4 反串式温差测量接线图总压感头置于稳定段内，测量气流总压，气流静压利用喷口处的静压孔测 量。 当试验段气流马赫数稳定后，观察数字电压表上温差电势的变化量，若其 变化量在±1～3?ｖ之内，手动纪录总温传感器的电势值和总温传感器与被校传 感器之间的电势差值，其他参数通过计算机纪录。 校准工况： 气流马赫数 M=0.2， 0.3， 0.4， 0.5， 0.6， 0.7， 0.8， 0.9； 在 M=0.3，0.6，0.9 时，偏航角 α=－30°，－20°，－10°， 0°，10°，20°， 30°。 4.3.3 数据处理方法恢复特性主要数据处理公式：1．气流马赫数：(κ ?1) ? ? 2 ?? P0 ? κ ? 1? M= ? ? ? (κ ? 1) ?? Ps ? ? ?（4.3）式中： κ ――气体绝热指数，这里取 1.432上海交通大学工程硕士学位论文P0――气流总压，由压力传感器测量第四章 温度传感器的校准Ps――气流静压，取实验室大气压值，由无汞气压计测量2．复温系数：r = 1?? T0 ? T j ? 2 ?1 + 2 ? T0 ? ? (κ ? 1) M ? ?（4.4）式中：T0――气流总温，为参考温度传感器在风洞稳定段中的测量值Tj――气流有效温度，为被校温度传感器读数为了保证Τ0 和Τj 的测量准确性，在校准之前，将参考传感器和被校传感器 并根据参考传感器和被校传感器标定 在恒温槽中进行了 0~50℃范围内的标定， 值拟和温度关于测量电势的函数。标定和拟和函数结果见附录33上海交通大学工程硕士学位论文第四章温度传感器的校准4.4试验结果及数据分析该期校准试验共校准了 20 支种不同结构，三种分度号的传感器，在校准结果中我们给出了每支传感器在各校准工况下的恢复系数并进行了分析。4.4.1 试验结果4.4.1.1 无屏蔽热电偶的试验结果及分析表 4-3 双点裸露式传感器在各马赫数下的校准系数 双点裸露式（W1004）M W (1#-d=0.5)r (2#-d=0.3)r M W (1#-d=0.5)r (2#-d=0.3)r M W (1#-d=0.8)r (2#-d=0.5)r M W (1#-d=0.8)r (2#-d=0.5)r 0.195 0.2 0.196 0.6 0.199 0.2 0.198 0.2 0.302 0.4 0.303 0.7 0.300 0.2 0.301 0.8 0.403 0.1 0.402 0.4 0.398 0.6 0.402 0.5 0.502 0.6 0.498 0.2 0.496 0.8 0.496 0.6 0.602 0.5 0.597 0.7 0.601 0.4 0.599 0.1 0.698 0.3 0.704 0.6 0.696 0.5 0.695 0.7 0.795 0.4 0.796 0.3 0.805 0.8 0.796 0.8 0.897 0.8 0.904 0.4 0.898 0.1 0.900 0.5表 4-4单点 L 形传感器在各马赫数下的校准系数 单点 L 形（W1005）W (d=0.3) W (d=0.5) W ( )M r M r M0.202 0. 0.0.298 0. 0.0.400 0. 0.0.499 0. 0.0.602 0. 0.0.696 0. 0.0.799 0. 0.0.898 0. 0.34上海交通大学工程硕士学位论文 r 0. 0. 0.2 0.299 0. 0.6 0.401 0. 0.6 0.499 0. 0.7971第四章 0. 0. 0.7996温度传感器的校准 0. 0. 0.5 0.902 0. 0.82190. 0. 0.8008W (d=0.8) W (d=0.8)M r M r表 4-5单点对焊传感器在各马赫数下的校准系数 单点对焊式（W494）M W494-0.2.1 (1#-d=0.5)r (2#-d=0.3)r M W494-0.2.2 (1#-d=0.5)r (2#-d=0.3)r0.199 0.9 0.195 0.10.302 0.2 0.298 0.90.399 0.8 0.401 0.80.498 0.8 0.505 0.20.599 0.6 0.598 0.10.696 0.3 0.702 0.20.795 0.2 0.802 0.10.901 0.3 0.898 0.7表 4-6单点 L 形传感器校准系数（两支同结构的传感器恢复系数取平均值）M编号W1005(d=0.3) W1005(d=0.5) W1005(d=0.8)0.20.9 0.84500.30.4 0.80670.40.3 0.80010.50.8 0.79520.60.3 0.80090.70.5 0.80090.80.4 0.80570.90.8 0.8177表 4-7 双点裸露式传感器校准系数 （两支同结构的传感器恢复系数取平均值）M编号W1004(d=0.5) W1004(d=0.3) W1004(d=0.8) W1004(d=0.5)0.20.4 0.80.30.1 0.60.40.3 0.10.50.9 0.30.60.6 0.30.70.9 0.70.80.8 0.40.90.6 0.8表 4-8 单点对焊传感器校准系数（两支同结构的传感器恢复系数取平均值）35上海交通大学工程硕士学位论文第四章温度传感器的校准M编号W494(d=0.5) W494(d=0.3)0.20.00.30.10.40.80.50.00.60.80.70.20.80.70.90.0表 4-9结构形式 编号 W-1# （d=0.5mm） W-2# (d=0.3mm) W-1# （d=0.5mm） W-2#双点裸露式传感器在各偏行角下的校准系数α M 0.302 0.602 0.897 0.302 0.602 0.897 0.303 0.597 0.904 0.303 0.597 0.904 0.300 0.601 0.898 0.300 0.601 0.898 0.301 0.597 0.900 0.301 0.597 0.900 -30° 0.4 0.9 0.5 0.7 0.9 0.5 0.2 0.8 0.9 0.1 0.3 0.4 -20° 0.6 0.2 0.1 0.9 0.7 0.1 0.8 0.6 0.7 0.2 0.4 0.6 -10° 0.0 0.7 0.2 0.1 0.0 0.5 0.1 0.5 0.7 0.8 0.9 0.7 0° 0.4 0.4 0.8 0.2 0.7 0.4 0.5 0.3 0.1 0.1 0.9 0.5 10° 0.2 0.2 0.5 0.9 0.0 0.7 0.2 0.9 0.2 0.9 0.2 0.6 20° 0.1 0.1 0.6 0.3 0.4 0.9 0.9 0.8 0.7 0.4 0.2 0.5 30° 0.8 0.6 0.3 0.1 0.6 0.2 0.4 0.0 0.5 0.5 0.4 0.0双点裸露式(d=0.3mm) W-1# （d=0.8mm） W-2# （d=0.5mm） W-1# （d=0.8mm） W-2# （d=0.5mm）表 4-10结构形式 编号单点 L 形传感器在各偏行角下的校准系数α M -30° -20° -10° 0° 10° 20° 30°单点 L 形热 电偶W (d=0.3mm) W (d=0.5mm) W0.298 0.602 0.898 0.298 0.596 0.903 0.2990.2 0.9 0.7 0.79450.2 0.0 0.8 0.79830.0 0.3 0.9 0.80420.6 0.7 0.1 0.81420.1 0.3 0.1 0.79490.0 0.9 0.1 0.7910360.7 0.6 0.5 0.7815上海交通大学工程硕士学位论文 0.602 0.899 0.299 0.601 0.902 0.297 0.595 0.902 0.8 0.3 0.7 0.8 0.6 0.9 0.6 0.4 0.7 0.3 0.2 0.4第四章 0.5 0.9 0.3 0.9温度传感器的校准 0.4 0.7 0.7 0.0 0.8 0.0 0.6 0.6 0.3 0.7 0.3 0.2W (d=0.8mm) W (d=0.8mm)表 4-11 单点对焊热电偶传感器在各偏行角下的校准系数结构形式 编号 M W494-0.2.1-1# (d=0.5mm) W494-0.2.1-2# (d=0.3mm) W494-0.2.2-1# (d=0.5mm) W494-0.2.2-2# (d=0.3mm) 0.302 0.599 0.901 0.302 0.599 0.901 0.298 0.598 0.898 0.298 0.598 0.898 0.1 0.5 0.9 0.3 0.1 0.8 0.0 0.1 0.7 0.6 0.8 0.4 0.5 0.3 0.3 0.6 0.1 0.3 0.3 0.2 0.3 0.0 0.9 0.7 0.0 0.8 0.5 0.1 0.3 0.7 0.9 0.6 0.5 0.6 0.7 0.0 0.2 0.6 0.5 0.3 0.5 0.6 α -30° -20° -10° 0° 10° 20° 30°单点对焊热 电偶以上表 4-3 至表 4-8 给出了 K 型热电偶式温度传感器不同结构形式在不同 马赫数下的恢复系数。 由于在试验时单点 L 形传感器 W 的偶丝被碰断， 所以数据没有给出。 下面几组不同结构的传感器的比较图。37上海交通大学工程硕士学位论文第四章温度传感器的校准单点L形传感器不同丝径比较 r 0.85 0.84 0.83 0.82 0.81 0.80 0.79 0.78 0.77 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 M W1005(d=0.8) W1005(d=0.3) W1005(d=0.5)图 4-5单点 L 形传感器不同丝径的比较fig.4-5 Variation of recovery factor with diameter of wire for type L probe双点裸露式传感器不同丝径比较 r 0.94 0.92 0.90 0.88 0.86 0.84 0.82 0.80 0.78 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 M W1004(d=0.5) W1004(d=0.3) W1004(d=0.8) W1004(d=0.5)图 4-6双点裸露式传感器不同丝径的比较fig.4-6 Variation of recovery factor with diameter of wire for type two-point probe38上海交通大学工程硕士学位论文第四章温度传感器的校准0.9 0.85 0.8 0.75 0.7 0.65 0.6 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 W494-0.2.1-1# W494-0.2.1-2# W494-0.2.2-1# W494-0.2.2-2#图 4-7双点对焊裸露式传感器不同丝径的比较fig.4-7 Variation of recovery factor with diameter of wire for type two- point probe分析结果：1． 从表 4-6 和表 4-7 中的数据来看，当热电极与气流平行时，恢复修正系数r = 0.86 ± 0.07 ，当热电极与气流垂直时，恢复系数 r = 0.70 ± 0.07 ；使用时，若热电偶偏离平行或垂直方位时，r 就在 0.70-0.86 之间变化。2．根据式（2.9） ，当来流马赫数一定时，恢复系数 r 愈大，相应的速度误差 ?Tv就愈小。这是因为 r 愈大，动能恢复部分所占的比例愈多。3．从图 4-5 至图 4-7 来看，恢复系数 r 随着来流马赫数 M 的增加而增加。实际r 值保持常数， 在从层流区向紊流区过度区内， 上在气流的层流区和紊流区， r 随着流体状态的变化而增大。4．从结构形式上看，对比表 4-6 和表 4-7 的数据，在相同马赫数的情况下，平因为， 平行式热电 行式裸丝热电偶比 L 型裸丝热电偶的恢复修正系数要大， 偶有支杆在热电极前将气流加以滞止，使气流产生紊流，从而使动能恢复部 分增加，即 r 增加。5．表 4-6 的数据表明，从偶丝直径对恢复系数 r 的影响来看，平行式热电偶的两点，丝径为 0.3 的比 0.5 的要大。因为丝径为 0.3 的热电偶的浸入长度为3mm，比丝径为 0.5 的浸入长度（5mm）短，更接近紊流区，因而 r 也相应要大一点。 随传感器尺寸的变化， 偏航角对恢复系 6．从表 4-9 和表 4-11 的试验数据来看， 数没有规律性的影响。在偏航角为±30°的范围内，恢复系数的变化不会大于39上海交通大学工程硕士学位论文第四章温度传感器的校准偏航角为 0°时的 20%。在±20°的范围内可以不考虑偏航角对 r 的影响。4.4.1.2 屏蔽热电偶的试验结果及分析表 4-12 单点滞止式传感器在各马赫数下的校准系数 单点滞止式传感器（W1002）W’.1 M r M r M r M r M r M r M r M r 0.201 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0.9962W’.2W’.1W’.2W.1W.2W.1W.2表 4-13 值）单点滞止式传感器校准系数（两支同结构的传感器恢复系数取平均M编号W W W W0.20.5 0.00.30.3 0.10.40.6 0.20.50.3 0.90.60.4 0.30.70.5 0.20.80.1 0.10.90.8 0.840上海交通大学工程硕士学位论文第四章温度传感器的校准表 4-14结构形式 编号单点屏蔽式传感器在各偏行角下的校准系数 α M 0.295 0.600 0.897 0.297 0.597 0.903 0.303 0.596 0.897 0.301 0.601 0.905 0.304 0.599 0.902 0.302 0.600 0.897 0.301 0.602 0.898 0.302 0.602 0.901 -30° 0.8 0.6 0.7 0.8 0.5 0.4 0.3 0.6 0.0 0.3 0.1 0.0 -20° 0.6 0.1 0.1 0.8 0.3 0.2 0.0 0.7 0.0 0.0 0.0 0.9 -10° 0.9 0.0 0.6 0.7 0.7 0.6 0.2 0.7 0.5 0.6 0.3 0.7 0° 0.2 0.6 0.8 0.4 0.7 0.4 0.7 0.9 0.1 0.0 0.8 0.2 10° 0.3 0.9 0.8 0.5 0.6 0.8 0.5 0.7 0.2 0.4 0.0 0.4 20° 0.3 0.2 0.8 0.8 0.7 0.0 0.3 0.6 0.2 0.3 0.7 0.9 30° 0.1 0.7 0.2 0.1 0.2 0.2 0.2 0.9 0.2 0.9 0.4 0.6W’.1W’.2W’.1W’.2 单点屏蔽式 W.1W.2W.1W.241上海交通大学工程硕士学位论文第四章温度传感器的校准单点屏蔽式比较（L1不同） r 0.995 0.990 0.985 0.980 0.975 0.970 0.965 0.960 0.955 0.950 0.945 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 MW(L1=11) W(L1=9)图 4-8屏蔽罩长度（L1）不同的比较.fig.4-8 Variation of recovery factor with length of shield for shielded probe单点屏蔽式比 r 1.00 0.99 0.98 0.97 0.96 0.95 0.94 0.93 0.92 0.91 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 M W(d=0.3) W(d=0.5)图 4-9有屏蔽罩丝径（d）不同的比较.fig.4-9 Variation of recovery factor with diameter of wire for shielded probe42上海交通大学工程硕士学位论文第四章温度传感器的校准r 1.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.2 0.3 0.4单点屏蔽式比较W(D=3) W(D=4)M 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9图 4-10屏蔽罩进气口面积（D）不同的比较.fig.4-10 Variation of recovery factor with分析结果：of shield for shielded probe1. 从整个的实验数据来看，屏蔽式热电偶的恢复系数较裸露式热电偶的有明显的增加。这是由于气流进入屏蔽罩后，由于屏罩的滞 止效应，相当一部分动能先由屏罩将它恢复成热能，然后没有恢 复的那部分动能，又在测量端表面进一步恢复为热能，因此屏蔽 式热电偶的恢复系数 r 是屏罩和测量端两者滞止效应的综合结果， 相应的速度误差 ?Tv 也较小；2. 图 4-8 至图 4-10 的曲线表明，恢复系数 r 随着来流马赫数 M 的增加而增加；3. 由 表 4-12 和 表 4-13 的 数 据 统 计 ， 屏 蔽 式 热 电 偶 的 数 值 为r = 0.96 ± 0.03 ；4. 在表 4-13 和图 4-9 中，比较 W#和 W#热电偶，可以看出偶丝的直径对热电偶的恢复系数略有影响。其影响主要是 由于丝径的不同，热接点焊接的焊球直径不同，较粗的偶丝其焊 球直径略大，气流在测量端处的滞止效应也大一点。控制好焊球43上海交通大学工程硕士学位论文第四章温度传感器的校准的尺寸，可避免误差离散的偏差过大。 比较 W#和 W#热电偶可以 5. 在表 4-13 和图 4-8 中， 看出，测点只要处在罩内的平行气流中，测点位置对热电偶恢复 系数的影响可以忽略。6. 在表 4-13 和图 4-10 中,比较 W#和 W#热电偶，屏罩尺寸小的（3mm）比屏罩尺寸大的（4mm）的恢复系数 r 提高0.01～0.02。 7. 统计表 4-14 的数据，偏航角对屏蔽式热电偶恢复系数的影响在 ±10°的范围内影响并不严重，但超过这个范围后，屏蔽罩就减少了热电偶接点处的气流，影响变大了；在偏航角±30°时恢复系数 最大减少了 0.09。因此，在安装屏蔽式热电偶时，应准确地将其 定位。44上海交通大学工程硕士学位论文第五章 结束语第五章 结束语本文根据中小型航空发动机测试技术要求，结合中小型发动机的特点，研究 了各在研发动机测试用的气流温度传感器的常用结构,设计并加工了十种具有代 表性的温度传感器，在常温风洞上进行了恢复系数的校准，通过对校准数据的分 析，总结出这些常用温度传感器系列的恢复使用特性，同时也将几种发动机测试 中实际使用的热电偶的恢复系数进行了校准， 为航空发动机气流温度测试的速度 误差的修正提供了使用且可靠的依据。本文在气流温度测试技术的基础上，针对 气流温度测量的特点，论述了气流温度传感器的设计原理和方法。 本文中叙述的对总温热电偶的设计方法和校准技术的研究，是为了满足中 小型航空发动机试验的测试技术要求， 目的就是为了在保证发动机的安全的前提 下减少热电偶在测试中的系统误差，提高测试精确度。 对于文中叙述的内容，有几点需要加以说明： 1. 本文中叙述的设计方法仅适用于气流与屏罩轴线平行的总温热电偶。 2. 本文中提出的屏蔽式和无屏蔽式的两种结构的热电偶， 仅对其恢复特性 进行了研究，而对于热电偶的另外几个特性――辐射特性、时间响应特 性等――未做研究，并且由于试验使用的热电偶的数量和类型有限，得 出的结论相应的有一定的片面性。因此，仍然还有大量的研究工作有待 于今后进行，以找出热电偶使用特性的规律性； 3. 在给定的使用场合下，所选用的热电偶要总温热电偶，应通过结构和尺 寸的设计兼顾考虑速度误差、 辐射误差和导热误差， 将其总误差 Σ?T 减 少到最小，以满足测试的需要。45上海交通大学工程硕士学位论文附录附 录1. 航空发动机试验测试中常用的热电偶以及恢复系数以下是航空发动机试验测试中常用的温度传感器以及恢复系数的校准值。W312 五点总温受感器r 1 0.99 0.98 0.97 0.96 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.65 0.989 0.988 0.978 0.9740.999 0.996 0.986 0.983 0.982 0.968 0.985 0.983 0.982 0.98 0.969 0.986 0.983 0.982 0.973 0.982 0.981 0.98 0.978 0.97 Mr1 r2 r3 r4 r5图1 r-M 关系图M r1 r2 r3 r4 r50.2 0.989 0.988 0.9890.3 0.974 0.978 0.978 0.999 0.9960.4 0.968 0.983 0.983 0.985 0.9820.5 0.969 0.983 0.980 0.985 0.9820.6 0.973 0.983 0.982 0.986 0.9830.65 0.970 0.981 0.978 0.982 0.98046上海交通大学工程硕士学位论文附录W283 双点采样热电偶r0.9 0.85 0.8 0.75 0.70.922 0.8880.913 0.8670.909 0.8540.907 0.8480.896 0.828 r1 r20.30.40.5 图1 r-M 关系图0.60.65MM r1 r20.3 0.888 0.9220.4 0.867 0.9130.5 0.854 0.9090.6 0.848 0.9070.65 0.828 0.89647上海交通大学工程硕士学位论文附录W254 单点总温热电偶4.8 4.2 2.1810.511 0.98 0.96 0.94 0.92 0.9 0.1r0.9220.923 0.2 0.30.924 0.40.93 0.50.9360.9460.953r0.60.65M图1 r-M 关系图M r0.1 0.9220.2 0.9230.3 0.9240.4 0.930.5 0.9360.6 0.9460.65 0.95348上海交通大学工程硕士学位论文附录W233 五点梳状热电偶1 0.98 0.96 0.94 0.92 0.9r0.916 0.913 0.911 0.10.925 0.923 0.921 0.92 0.919 0.20.932 0.928 0.926 0.30.947 0.944 0.942 0.941 0.940.954 0.952 0.951 0.950.963 0.961 0.959 0.958 0.9570.968 0.965 0.963r1 r2 r3 r4 r50.40.50.60.65M图1 r-M 关系图M r1 r2 r3 r4 r50.1 0.916 0.913 0.911 0.911 0.9110.2 0.925 0.923 0.921 0.920 0.9190.3 0.932 0.928 0.928 0.926 0.9260.4 0.947 0.944 0.942 0.941 0.9400.5 0.954 0.952 0.951 0.948 0.9500.6 0.963 0.961 0.959 0.957 0.9580.65 0.968 0.965 0.963 0.963 0.96349上海交通大学工程硕士学位论文W256 三点滞止热电偶附录1 0.98 0.96 0.94 0.92 0.9r0.92 0.918 0.917 0.10.922 0.92 0.919 0.20.927 0.926 0.925 0.3 0.40.0.947 0.9480.961 0.960.969 0.968r1 r2 r30.50.60.65M图1 r-M 关系图M r1 r2 r30.1 0.917 0.918 0.9200.2 0.919 0.920 0.9220.3 0.925 0.926 0.9270.4 0.935 0.936 0.9360.5 0.947 0.947 0.9480.6 0.961 0.961 0.9600.65 0.968 0.968 0.96950上海交通大学工程硕士学位论文W235附录五点耙状热电偶1 0.98 0.96 0.94 0.92 0.9r0.919 0.918 0.10.929 0.928 0.20.935 0.9330.947 0.9450.96 0.9570.969 0.967 0.9660.976 0.974r1 r2 r30.30.40.50.60.65M图1 r-M 关系图M r1 r2 r30.1 0.919 0.918 0.9180.2 0.929 0.928 0.9280.3 0.935 0.933 0.9330.4 0.947 0.945 0.9450.5 0.960 0.957 0.9570.6 0.969 0.966 0.9670.65 0.976 0.974 0.97451上海交通大学工程硕士学位论文W259附录五点耙状热电偶1 0.98 0.96 0.94 0.92 0.9r0.968 0.967 0.923 0.922 0.921 0.2 0.929 0.928 0.3 0.939 0.938 0.9520.977 0.9760.917 0.903 0.1r1 r2 r3 r40.40.50.60.65M图1 r-M 关系图M r1 r2 r3 r40.1 0.917 0.917 0.917 0.9030.2 0.921 0.922 0.921 0.9230.3 0.928 0.929 0.928 0.9290.4 0.938 0.939 0.938 0.9390.5 0.952 0.952 0.952 0.9520.6 0.967 0.968 0.967 0.9670.65 0.976 0.977 0.977 0.97752上海交通大学工程硕士学位论文附录T361-00 铠装式热电偶2.5 1.60.78 0.76 0.74 0.72 0.7 0.68 0.66 0.6470.76 0.74 0.685r0.2030.397 M0.60153上海交通大学工程硕士学位论文附录2. 以下是试验用热电偶的标定数据：热电偶检定结果 电 势 度mV 温0℃10℃20℃30℃40℃50℃编 号WK WK WK WaK W.1K WK WbK W`.1K WK WaK WbK W`.2K W`.1K W.2K W`.2K W.1K W`.1T W`.2T -0.7 -0.0 0.3 -0.6 0.2 0.6 0.5 0.4 -0.7 0.2 0.0 0.3 0.7 0.1 0.3 0.1 0.8 0.9 0.0 0.5 0.8 0.6 0.9 0.6 0.4 0.1 0.0 1.6 1.5 1.1 1.9 1.3 1.5 1.0 1.2 1.4 1.5 1.6 1.4 1.6 1.3 1.1 1.9 1.3 1.7 1.7 1.4 1.2 1.1 1.6 1.6 1.4 1.3 2.354上海交通大学工程硕士学位论文W`.2E W`.1E -0.2 0.8 1.5 1.8 2.0附录3.255上海交通大学工程硕士学位论文参考文献参考文献[1] [2] [3] [4] [5] [6]刘嗣珙, 航空发动机气动参数测量，国防工业出版社，1983 林其勋等,温度测量讲义，西北工业大学出版社，1984 王宗源等，气流温度测量，西北工业大学出版社，1986 刘嗣珙，赵觉民, 总温热电偶的最佳设计，西北工业大学，1986 朱德忠主编, 热物理测量技术，清华大学出版社，1990 G.E.Glawe， F.S.Simmons； T.M.Stichnev. “Radiation and Several Chromel-Alumel Thermocouple Probe in High-Temperature High-Velocity Gas Stream” NACA TN3766，October 1956 Mffat，Robert J， “Gas Temperature Measurement，Temperature， It isＭｅａｓｕｒｅｍｅｎｔ ａｎｄControl in Science and Industry” 1962 G.E.Glawe，Raymond Holanda and Lloydn.Krause “Recovery and Radiation Corrections and Time Constants of Several Sizes of Shielded and Unshielded Thermo-couple Probes for Measureing Temperature” NASA TP T.M.Stickney “Recovery and Time Response Characteistics of six Thermocouple Probes in Subsonic and 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