趙 儉

(航空工業(yè)北京長(zhǎng)城計(jì)量測(cè)試技術(shù)研究所，北京 100095)

1 引 言

在航空、航天等科技領(lǐng)域，高溫燃?xì)鉁囟仁侵匾臏y(cè)試參數(shù)。用于高溫燃?xì)鉁囟葴y(cè)量的傳感器，要求具有足夠高的準(zhǔn)確度，以滿足型號(hào)研制的需要。由于高溫燃?xì)鉁囟葌鞲衅髟谠O(shè)計(jì)時(shí)，未知的條件較多，故人為作一些簡(jiǎn)化[1～3]。如目前國(guó)內(nèi)外通常采用的一維樞軸導(dǎo)熱理論，忽略了傳感器屏蔽罩的熱傳導(dǎo)，而只考慮熱電偶絲的熱傳導(dǎo)，雖簡(jiǎn)化了計(jì)算，卻為所設(shè)計(jì)的傳感器引入了較大的誤差[4～6]。對(duì)于傳感器支撐外殼水冷的情況，按一維樞軸導(dǎo)熱理論設(shè)計(jì)的某型高溫燃?xì)鉁囟葌鞲衅?，相?duì)測(cè)溫偏差的計(jì)算結(jié)果為0.3%，而試驗(yàn)結(jié)果則為2.7%～4.5%，二者相差8～14倍；而對(duì)于支撐外殼不水冷的情況，試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果相差3～6倍。由此可見(jiàn)一維樞軸導(dǎo)熱理論對(duì)于屏蔽罩熱傳導(dǎo)的忽略，導(dǎo)致相對(duì)測(cè)溫偏差的計(jì)算結(jié)果產(chǎn)生了較大的偏差。

針對(duì)上述問(wèn)題，本文全面考慮傳感器屏蔽罩和熱電偶絲的熱傳導(dǎo)效應(yīng)，基于雙熱傳導(dǎo)方程，建立高溫燃?xì)鉁囟葌鞲衅鞯睦碚撃Ｐ筒?shù)值求解，從而得到更優(yōu)的傳感器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)結(jié)果，可有效提高高溫燃?xì)鉁囟葌鞲衅鞯臏y(cè)量準(zhǔn)確度。

2 總體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

2.1 工況條件

來(lái)流馬赫數(shù)Ma為0.2，來(lái)流總溫為1 600 ℃，來(lái)流靜壓為0.5 MPa，環(huán)境壁面溫度為500 ℃。

高溫燃?xì)鉁囟葌鞲衅鞯目傮w結(jié)構(gòu)采用5點(diǎn)單屏蔽式，屏蔽罩采用C/SiC復(fù)合材料[7,8]，支撐外殼采用高溫合金材料結(jié)合水冷的方式，屏蔽罩軸線與來(lái)流方向平行，溫度傳感器總體結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 高溫燃?xì)鉁囟葌鞲衅骺傮w結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 High gas temperature sensor overall structure diagram

2.2 部件設(shè)計(jì)

2.2.1 敏感元件設(shè)計(jì)

根據(jù)前期研究結(jié)果，偶絲直徑越小，傳感器的測(cè)溫偏差越小，由于航空發(fā)動(dòng)機(jī)的工況環(huán)境惡劣，如偶絲直徑過(guò)小，會(huì)影響其可靠性。綜合考慮準(zhǔn)確性與可靠性，選取直徑0.5 mm的偶絲。為減小溫度傳感器的導(dǎo)熱誤差，需保證偶絲伸出絕緣瓷管的部分足夠長(zhǎng)，伸出部分長(zhǎng)度取10 mm，即偶絲長(zhǎng)徑比為20。

偶絲接點(diǎn)距屏蔽罩進(jìn)氣口的距離不宜過(guò)長(zhǎng)或過(guò)短，過(guò)長(zhǎng)會(huì)增大氣流的溫度損失，過(guò)短則會(huì)影響輻射屏蔽的效果，因此取距離為4 mm。

2.2.2 絕緣瓷管選取

兼顧絕緣性與堵塞效應(yīng)，選取直徑4 mm的絕緣瓷管。為抑制瓷管在裝配、使用中碎裂的傾向，應(yīng)盡量選用高純度的氧化鋁。

2.2.3 屏蔽罩設(shè)計(jì)

屏蔽罩的主要作用是減小溫度傳感器的輻射誤差和速度誤差，另外，還可以對(duì)熱電偶絲進(jìn)行保護(hù)。

屏蔽罩內(nèi)徑根據(jù)絕緣瓷管外徑來(lái)確定，從提高測(cè)量準(zhǔn)確度的角度出發(fā)，屏蔽罩外徑應(yīng)盡量小，其壁厚也應(yīng)盡量小，兼顧到C/SiC復(fù)合材料的加工，屏蔽罩的外徑取7 mm，壁厚取1.5 mm。為減小溫度傳感器的導(dǎo)熱誤差，屏蔽罩的長(zhǎng)徑比應(yīng)設(shè)計(jì)得盡量大，屏蔽罩的長(zhǎng)度取40 mm(長(zhǎng)徑比大于5)。

屏蔽罩進(jìn)出氣口面積比對(duì)溫度傳感器的測(cè)溫偏差有較大影響。由于來(lái)流馬赫數(shù)Ma=0.2，速度誤差較小，可主要考慮輻射誤差，所以進(jìn)出氣口面積比可取得小一些。

出氣口的位置選取，需保證氣流充分地沖刷偶絲，因此，出氣口選擇與瓷管頂端相切的位置。

定義屏蔽罩進(jìn)氣口截面為截面1，偶絲接點(diǎn)所在截面為截面2，屏蔽罩出氣口截面為截面3。截面1、2、3處的參數(shù)分別加下標(biāo)“1”、“2”、“3”表示，來(lái)流參數(shù)加下標(biāo)“0”表示。

根據(jù)設(shè)計(jì)工況，可推算出來(lái)流靜溫T0=1 860.9 K，來(lái)流速度u0=168.7 m/s。由于來(lái)流靜壓比較高，直接影響到燃?xì)饷芏?，進(jìn)而使燃?xì)獾倪\(yùn)動(dòng)粘度發(fā)生變化，以下計(jì)算中均使用高壓下的熱物性參數(shù)。暫時(shí)假定屏蔽罩內(nèi)流速度u2=120 m/s，對(duì)屏蔽罩進(jìn)行計(jì)算。

屏蔽罩分段示意圖如圖2所示，屏蔽罩換熱分兩段考慮，屏蔽罩的內(nèi)、外壁均接受燃?xì)饬鞯膶?duì)流換熱，內(nèi)壁與偶絲和燃?xì)饬鬟M(jìn)行輻射換熱，同時(shí)外壁與環(huán)境壁面和燃?xì)饬鬟M(jìn)行輻射換熱，另外，屏蔽罩沿軸向從頭部向根部傳導(dǎo)熱量；屏蔽罩后段內(nèi)壁與絕緣瓷管相接觸，外壁接受燃?xì)饬鞯膶?duì)流換熱，同時(shí)外壁與環(huán)境壁面和燃?xì)饬鬟M(jìn)行輻射換熱，另外，屏蔽罩沿軸向從頭部向根部方向傳導(dǎo)熱量。

圖2 屏蔽罩分段示意圖Fig.2 Shield section diagram

以往的溫度傳感器設(shè)計(jì)，通常只考慮偶絲的熱傳導(dǎo)，按一維樞軸導(dǎo)熱理論進(jìn)行計(jì)算，而認(rèn)為屏蔽罩的熱傳導(dǎo)僅僅是一個(gè)間接的影響量，故將其忽略。實(shí)際上，對(duì)于屏蔽罩采用大長(zhǎng)徑比與小長(zhǎng)徑比的傳感器，其測(cè)溫偏差是有較大差別的，而由于小長(zhǎng)徑比的傳感器偶絲長(zhǎng)徑比也達(dá)到10以上，偶絲本身的導(dǎo)熱誤差很小，所以大長(zhǎng)徑比與小長(zhǎng)徑比傳感器之間的測(cè)溫偏差差別，主要是由屏蔽罩的導(dǎo)熱誤差不同所導(dǎo)致的[9～11]。因此，本文的設(shè)計(jì)將同時(shí)考慮偶絲與屏蔽罩的熱傳導(dǎo)，構(gòu)成雙熱傳導(dǎo)方程。

屏蔽罩與燃?xì)饬鏖g的輻射換熱量相對(duì)較小[12,13]，同時(shí)為簡(jiǎn)化計(jì)算，將其忽略，則屏蔽罩前段接受罩內(nèi)外燃?xì)饬鞯膶?duì)流換熱以及偶絲的輻射換熱，同時(shí)，屏蔽罩前段以輻射的方式向環(huán)境壁面?zhèn)鬟f熱量，并沿自身軸向?qū)?，屏蔽罩前段換熱示意圖如圖3所示。簡(jiǎn)化后，屏蔽罩后段接受罩外燃?xì)饬鞯膶?duì)流換熱，同時(shí)，屏蔽罩后段以輻射的方式向環(huán)境壁面?zhèn)鬟f熱量，并沿自身軸向?qū)?，屏蔽罩后段換熱示意圖如圖4所示。

圖3 屏蔽罩前段換熱示意圖Fig.3 Front shield section heat exchange diagram

圖4 屏蔽罩后段換熱示意圖Fig.4 Back shield section heat exchange diagram

建立屏蔽罩后段的熱平衡方程：

Φc,0-o=Φr,o-w+Φc,o

(1)

式中：Φc,0-o表示來(lái)流與屏蔽罩的對(duì)流換熱量；Φr,o-w表示屏蔽罩向環(huán)境壁面的輻射換熱量；Φc,o表示從屏蔽罩頭部到根部的傳導(dǎo)換熱量。

選取長(zhǎng)度為dx的微元為研究對(duì)象，則：

dΦc,0-o=dΦr,o-w+dΦc,o

(2)

由于屏蔽罩壁厚較薄，所以近似認(rèn)為屏蔽罩內(nèi)、外表面溫度相等。則來(lái)流與屏蔽罩微元的對(duì)流換熱量[14,15]：

dΦc,0-o=h0-odAoo(Taw,oo-To)

(3)

式中：h0-o表示來(lái)流與屏蔽罩的對(duì)流換熱系數(shù)；dAoo表示屏蔽罩微元外表面面積；Taw,oo表示屏蔽罩微元外表面恢復(fù)壁溫；To表示屏蔽罩微元表面溫度。

屏蔽罩微元向環(huán)境壁面的輻射換熱量：

dΦr,o-w=εodAooσ(To4-Tw4)

(4)

式中：εo表示屏蔽罩材料表面發(fā)射率，取0.8；σ表示斯忒藩-玻爾茲曼常數(shù)，取5.67×10-8W/(m2·K4)；Tw表示環(huán)境壁面溫度。

屏蔽罩微元的傳導(dǎo)換熱量：

(5)

式中：λo表示屏蔽罩材料導(dǎo)熱系數(shù)；Ao表示屏蔽罩截面積。

屏蔽罩外徑doo=7 mm，則屏蔽罩與來(lái)流換熱的雷諾數(shù)：

來(lái)流介質(zhì)普朗特?cái)?shù)Pr0=0.55，屏蔽罩與來(lái)流換熱的努塞爾數(shù)：

Nuoo=CReoonPr01/3=0.089×189 630.618×0.551/3=32.1

來(lái)流介質(zhì)導(dǎo)熱系數(shù)λ0=0.160 3 W/(m·K)，屏蔽罩與來(lái)流的對(duì)流換熱系數(shù)：

屏蔽罩外表面的總溫恢復(fù)系數(shù)：

roo=Pr01/3=0.551/3=0.821

來(lái)流介質(zhì)的定壓比熱容cp0=1 407 J/(kg·K)，屏蔽罩外表面恢復(fù)壁溫：

屏蔽罩材料導(dǎo)熱系數(shù)λo=80 W/(m·K)，屏蔽罩截面積Ao=2.6×10-5m2，屏蔽罩外周長(zhǎng)Uoo=0.022 m，屏蔽罩后段長(zhǎng)度L2=26 mm。

將式(3)～式(5)代入式(2)，并對(duì)方程進(jìn)行離散化，得：

(6)

對(duì)方程(6)進(jìn)行數(shù)值求解，屏蔽罩后段溫度求解結(jié)果見(jiàn)圖5。

圖5 屏蔽罩后段溫度求解結(jié)果Fig.5 Calculation results of back shield section

屏蔽罩后段與前段交界處的溫度為763.5 K。

建立屏蔽罩前段的熱平衡方程：

Φc,0-o+Φc,2-o+Φr,j-o=Φr,o-w+Φc,o

(7)

式中：Φc,2-o表示內(nèi)流與屏蔽罩的對(duì)流換熱量；Φr,j-o表示偶絲向屏蔽罩的輻射換熱量。

選取一個(gè)長(zhǎng)度為dx的微元為研究對(duì)象，則：

dΦc,0-o+dΦc,2-o+dΦr,j-o=dΦr,o-w+dΦc,o

(8)

內(nèi)流與屏蔽罩微元的對(duì)流換熱量：

dΦc,2-o=h2-odAoi(Taw,oi-To)

(9)

式中：h2-o表示內(nèi)流與屏蔽罩的對(duì)流換熱系數(shù)；dAoi表示屏蔽罩微元內(nèi)表面面積；Taw,oi表示屏蔽罩微元內(nèi)表面恢復(fù)壁溫。

偶絲微元向屏蔽罩微元的輻射換熱量：

(10)

式中：Tj表示偶絲微元表面溫度；dAjo表示偶絲微元表面積；εj表示偶絲材料表面發(fā)射率，取0.2。

屏蔽罩內(nèi)徑doi=4 mm，內(nèi)流介質(zhì)運(yùn)動(dòng)粘度ν2=6.25×10-5m2/s。屏蔽罩與罩內(nèi)氣流換熱的雷諾數(shù)：

罩內(nèi)氣流介質(zhì)普朗特?cái)?shù)Pr2=0.55，導(dǎo)熱系數(shù)λ2=0.160 8 W/(m·K)。摩擦系數(shù)：fo2=0.316Reoi-0.25=0.316×7 678-0.25=0.03。

努塞爾數(shù)[16]：

屏蔽罩與罩內(nèi)氣流的對(duì)流換熱系數(shù)：

856.9 W/(m2·K)

屏蔽罩內(nèi)表面的總溫恢復(fù)系數(shù)：

roi=Pr21/3=0.551/3=0.821

罩內(nèi)氣流介質(zhì)的定壓比熱容cp2=1 408 J/(kg·K)，屏蔽罩內(nèi)表面恢復(fù)壁溫：

屏蔽罩內(nèi)周長(zhǎng)Uoi=0.013 m。由于Tj未知，為便于求解，將式(7)中的Φr,j-o項(xiàng)以及式(8)中的dΦr,j-o項(xiàng)略去。

將式(3)～式(5)及式(9)代入式(8)，并對(duì)方程進(jìn)行離散化，得：

(11)

已知屏蔽罩前段長(zhǎng)度L1=14 mm，對(duì)方程(11)進(jìn)行數(shù)值求解，求解結(jié)果見(jiàn)圖6。計(jì)算得屏蔽罩前段表面平均溫度To=901.3 K。

圖6 屏蔽罩前段溫度求解結(jié)果Fig.6 Calculation results of front shield section

偶絲接受燃?xì)饬鞯膶?duì)流換熱，同時(shí)與屏蔽罩和燃?xì)饬鬟M(jìn)行輻射換熱，并從偶絲接點(diǎn)處向根部導(dǎo)熱。為簡(jiǎn)化計(jì)算，忽略偶絲與燃?xì)饬鏖g的輻射換熱，簡(jiǎn)化后的偶絲換熱示意圖如圖7所示。

圖7 偶絲換熱示意圖Fig.7 Wire heat exchange diagram

建立偶絲的熱平衡方程：

Φc,2-j=Φr,j-o+Φc,j

(12)

選取一個(gè)長(zhǎng)度為dx的偶絲微元為研究對(duì)象，則：

dΦc,2-j=dΦr,j-o+dΦc,j

(13)

其中，內(nèi)流與偶絲微元的對(duì)流換熱量：

dΦc,2-j=h2-jdAjo(Taw,j-Tj)

(14)

式中：h2-j表示內(nèi)流與偶絲的對(duì)流換熱系數(shù)；Taw,j表示偶絲微元表面恢復(fù)壁溫。

偶絲微元的傳導(dǎo)換熱量：

(15)

式中：λj表示偶絲材料導(dǎo)熱系數(shù)；Aj表示偶絲截面積。

偶絲直徑dj=0.5 mm，雷諾數(shù)：

努塞爾數(shù)：

0.314×9 600.466×0.551/3=6.3

偶絲與內(nèi)流的對(duì)流換熱系數(shù)：

偶絲表面的總溫恢復(fù)系數(shù)：

rj=Pr21/2=0.551/2=0.743

偶絲表面的恢復(fù)壁溫：

偶絲材料導(dǎo)熱系數(shù)λj=77 W/(m·K)，偶絲截面積Aj=2.0×10-7m2，偶絲截面周長(zhǎng)Uj=1.6×10-3m。

將式(10)、式(14)和式(15)代入式(13)，并對(duì)方程進(jìn)行離散化，得：

(16)

已知偶絲裸露部分長(zhǎng)度L=10 mm，對(duì)方程(16)進(jìn)行數(shù)值求解，求解結(jié)果見(jiàn)圖8。

圖8 偶絲溫度求解結(jié)果Fig.8 Calculation results of wire

計(jì)算得偶絲接點(diǎn)平均溫度Tj=1 859.1 K。

根據(jù)以上計(jì)算結(jié)果，溫度傳感器的傳熱誤差(包括輻射誤差和導(dǎo)熱誤差)為

ΔTc=Tg-Tj=Taw,j-Tj=

1 871.8-1 859.1=12.7 K

速度誤差為

ΔTv=Tt-Tg=Tt-Taw,j=

1 873.2-1 871.8=1.4 K

溫度傳感器的總測(cè)溫偏差為

ΔT=ΔTc+ΔTv=12.7+1.4=14.1 K

由于內(nèi)流速度是人為指定的，所以改變內(nèi)流速度，對(duì)測(cè)溫偏差進(jìn)行求解。最優(yōu)化設(shè)計(jì)的目的在于尋求一種最優(yōu)的設(shè)計(jì)結(jié)果，以使得溫度傳感器的測(cè)溫偏差最小，測(cè)溫準(zhǔn)確度達(dá)到最高。

求解結(jié)果如圖9所示，可以看出，在內(nèi)流速度(80～200)m/s的范圍內(nèi)，溫度傳感器的測(cè)溫偏差隨內(nèi)流速度增加呈單調(diào)遞減的規(guī)律，當(dāng)內(nèi)流速度較高時(shí)，測(cè)溫偏差的變化趨于平緩。綜合考慮到屏蔽罩的強(qiáng)度問(wèn)題，確定溫度傳感器的最佳內(nèi)流速度u2=160 m/s。

圖9 內(nèi)流速度對(duì)測(cè)溫偏差的影響Fig.9 Influence of inner flow velocity on temperature measurement error

因此，最優(yōu)化后的溫度傳感器，當(dāng)來(lái)流Ma=0.2，溫度為1 873.2 K時(shí)，測(cè)溫偏差為4.3 K，其中傳熱誤差為2.0 K，速度誤差為2.3 K，總的相對(duì)測(cè)溫偏差為0.23%。

得出最佳內(nèi)流速度后，可計(jì)算溫度傳感器的關(guān)鍵尺寸：屏蔽罩出氣口面積A3。

被測(cè)燃?xì)饬鬟M(jìn)入高溫燃?xì)鉁囟葌鞲衅鞯慕孛?后，流經(jīng)截面2，從截面3排出。

根據(jù)連續(xù)性方程，屏蔽罩出氣口面積A3可由式(17)計(jì)算：

ρ2u2A2=ρ3u3A3

(17)

式中：ρ2表示2截面氣體密度；A2表示截面2面積；ρ3表示截面3氣體密度；u3表示截面3氣流速度；A3表示截面3面積，ρ2、A2、ρ3、u3與A3均未知，需分別針對(duì)截面1、2和3列出一組氣動(dòng)方程并聯(lián)立求解。

氣流從屏蔽罩外進(jìn)入到截面1(屏蔽罩進(jìn)氣口)，局部壓力損失系數(shù)ξ01=0.5，則截面1氣流總壓pt1為

(18)

式中：pt0為來(lái)流總壓；ρ1為截面1氣體密度；u1為截面1氣流速度。

根據(jù)氣體動(dòng)力學(xué)函數(shù)，截面1氣流靜壓p1為

(19)

式中：κ為氣體絕熱指數(shù)；Ma1為截面1氣流馬赫數(shù)。

根據(jù)理想氣體狀態(tài)方程，截面1氣流靜溫T1為

(20)

式中R表示氣體常數(shù)。

根據(jù)氣體動(dòng)力學(xué)函數(shù)，截面1氣流靜溫T1還可由式(21)計(jì)算：

(21)

根據(jù)截面1氣流靜溫T1，計(jì)算截面1當(dāng)?shù)匾羲賏1為：

(22)

根據(jù)截面1當(dāng)?shù)匾羲賏1，計(jì)算截面1氣流Ma1：

Ma1=u1/a1

(23)

氣流從截面1進(jìn)入到截面2，局部壓力損失系數(shù)ξ12為

(24)

式中A1表示截面1面積。

截面2氣流總壓pt2為

截面2氣流靜壓p2為

式中：Ma2表示截面2氣流馬赫數(shù)。

截面2氣流靜溫T2為

根據(jù)氣體動(dòng)力學(xué)函數(shù)，截面2氣流靜溫T2為

根據(jù)截面2氣流靜溫T2，計(jì)算截面2當(dāng)?shù)匾羲賏2為

根據(jù)截面2當(dāng)?shù)匾羲賏2，計(jì)算截面2氣流Ma2：

Ma2=u2/a2

根據(jù)連續(xù)性方程，有：

ρ1u1A1=ρ2u2A2

對(duì)于光滑管中紊流的情況，摩擦系數(shù)f的計(jì)算公式為

f=0.316Re-0.25

(25)

氣流在屏蔽罩中流動(dòng)的沿程壓力損失Δpt2為

(26)

式中：l表示屏蔽罩長(zhǎng)度，d表示屏蔽罩內(nèi)徑。

氣流從截面2進(jìn)入到截面3，局部壓力損失系數(shù)ξ23為

(27)

截面3氣流總壓pt3為

(28)

截面3氣流靜壓p3為

式中：Ma3表示截面3氣流馬赫數(shù)。

截面3氣流靜溫T3為

根據(jù)氣體動(dòng)力學(xué)函數(shù)，截面3氣流靜溫T3還可由下式計(jì)算：

截面3當(dāng)?shù)匾羲賏3為

截面3氣流Ma3為

Ma3=u3/a3

根據(jù)能量守恒，各截面的氣流總溫相同。將各已知量代入，聯(lián)立以上諸式，進(jìn)行數(shù)值求解，解得屏蔽罩出氣口面積A3=1.45×10-5m2，如出氣口數(shù)量取4個(gè)，則出氣口直徑d3=2 mm，屏蔽罩進(jìn)出氣口面積比為1，形成高流通比的屏蔽罩結(jié)構(gòu)。

2.2.4 外殼設(shè)計(jì)

考慮到傳感器長(zhǎng)度較短，裝配困難，5個(gè)測(cè)點(diǎn)按等間距排列。對(duì)于較長(zhǎng)的傳感器，應(yīng)盡量采用等環(huán)面布置。

3 驗(yàn)證試驗(yàn)

在1 700 ℃熱校準(zhǔn)風(fēng)洞上，對(duì)設(shè)計(jì)制作的高溫燃?xì)鉁囟葌鞲衅鬟M(jìn)行驗(yàn)證試驗(yàn)。工況條件：氣流馬赫數(shù)分別為0.2，0.3，0.4；氣流溫度分別為1 000，1 300，1 600 ℃。某測(cè)點(diǎn)的驗(yàn)證試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表1。

表1 高溫燃?xì)鉁囟葌鞲衅黩?yàn)證試驗(yàn)結(jié)果Tab.1 Experimental verification results of high gas temperature sensor

表1中，tr表示參考溫度傳感器的指示溫度；tj表示被校溫度傳感器的指示溫度；Δt表示被校溫度傳感器的測(cè)溫偏差；Δtr表示被校溫度傳感器的相對(duì)測(cè)溫偏差。

可以看出，常壓條件下高溫燃?xì)鉁囟葌鞲衅鞯南鄬?duì)測(cè)溫偏差為0.2%～1.3%，較之原有2.7%～4.5%的相對(duì)測(cè)溫偏差，水平得到了提升[9]。

試驗(yàn)結(jié)束后，觀察傳感器殼體與屏蔽罩表面，未發(fā)現(xiàn)燒蝕、變形、斷裂等各類(lèi)缺陷，說(shuō)明傳感器在模擬航空發(fā)動(dòng)機(jī)的高溫燃?xì)饬鳝h(huán)境中，具有良好的環(huán)境適應(yīng)性。

4 結(jié) 論

(1) 采用基于雙熱傳導(dǎo)方程的方法設(shè)計(jì)的高溫燃?xì)鉁囟葌鞲衅骶哂休^高的測(cè)溫準(zhǔn)確度，在常壓下其相對(duì)測(cè)溫偏差為0.2%～1.3%，并且傳感器的環(huán)境適應(yīng)性良好，可用于模擬航空發(fā)動(dòng)機(jī)復(fù)雜工況環(huán)境下的高溫燃?xì)鉁囟葴y(cè)量。

(2) 文中所提出的高溫燃?xì)鉁囟葌鞲衅髟O(shè)計(jì)方法，可為此類(lèi)溫度傳感器的設(shè)計(jì)提供參考。