苑朝凱 *, 姜宗林 *,

* (中國科學院力學研究所高溫氣體動力學國家重點實驗室,北京 100190)

? (中國科學院大學工程科學學院,北京 100049)

引言

高超聲速吸氣動力飛行器有望實現更加便捷、安全和低成本的天地往返飛行[1-3].由于高超聲速吸氣動力飛行器的機身、推進系統和熱防護系統采用一體化設計,飛行器外流和推進系統內流存在強烈的耦合作用.這些特征使得高超聲速飛行器各部件的設計與所處熱環(huán)境息息相關,例如:

(1)燃燒室:燃燒室是沖壓發(fā)動機設計的核心問題之一,要保證在有限空間、有限時間內將化學能最大限度的轉換為熱能.熱流密度是研究燃燒室燃燒過程的重要物理量,也是評估其燃燒狀態(tài)、燃燒效率及相關性能的必要條件[4].對于燃燒室實際工況,不考慮壁面熱損失對流動狀態(tài)、燃燒效率及推力等參數的評估會產生明顯偏差.此外,對于雙模態(tài)燃燒室,模態(tài)轉換通過控制釋熱分布使氣流熱雍塞形成熱流喉道代替物理喉道,形成熱雍塞時壁面熱流顯著增加[5],而壁面熱損失將降低熱雍塞能力[6],壁面熱流密度測量結果有利于精準地控制模態(tài)轉換.

(2)進氣道:進氣道是沖壓發(fā)動機的氣動部件,其功能是捕獲足夠的空氣并進行高效率的減速壓縮,向燃燒室提供一定壓力、溫度和流量的空氣.進氣道性能不僅與其幾何構型相關,更涉及進氣道中存在的邊界層轉捩、激波與邊界層及激波與激波的相互作用等復雜的流動過程,而這些復雜流動區(qū)域恰恰伴隨著明顯的熱流密度變化,使得熱流密度測量成為分析這些復雜流動的有力手段,測量結果是進氣道優(yōu)化設計的重要依據.

(3)熱防護系統:熱防護系統是飛行器設計中最具挑戰(zhàn)的環(huán)節(jié)[7],吸氣動力飛行器的燃燒室承受了氣動加熱與燃燒釋熱的雙重加熱問題,導致壁面熱流很高,需要主動冷卻才能保證正常工作.以機載燃料為冷卻劑的再生冷卻被認為是有效的冷卻方法之一[8],通過燃料溫升和裂解反應吸收熱量進行熱防護.防熱的同時還有利于充分利用燃燒產生的能量,提高凈推力.燃燒室壁面熱流密度的分布及峰值位置是熱防護系統設計的最主要依據[9-10],主要原因是再生冷卻過程中燃料在臨界區(qū)與裂解區(qū)物性參數急劇變化,一旦發(fā)生壅塞,單位面積冷卻通道能夠通過的冷卻劑流量就下降,流量的下降會反過來導致冷卻燃料溫度的進一步提高,形成正反饋機制,最終導致整個冷卻系統的失敗[11].

鑒于熱環(huán)境特性對飛行器設計的重要性,熱流密度測量技術一直是高超聲速領域的研究重點,并發(fā)展了多種測量技術[12-15].目前熱電偶[16]、直寫熱電堆型熱流計[10]、Gardon 熱流計[5]等單點測量技術在高超聲速飛行器熱環(huán)境測試中發(fā)揮著重要作用,但若干點的測量結果并不能完全反映詳細的熱流分布特征,尤其是針對熱流梯度較大、熱流分布復雜的區(qū)域,需要熱流密度場測量技術以獲取全場精細熱流分布特征.

熱流密度場測量技術主要有紅外熱圖技術和溫敏漆(TSP)技術.紅外熱圖技術在常規(guī)高超聲速風洞中具有廣泛應用,但由于紅外相機成像幀頻較低,限制了該技術在高溫脈沖風洞中的應用.TSP 是近年來發(fā)展較為快速的熱流密度場測量技術,利用光致發(fā)光的熱猝滅效應,其輻射強度隨溫度的升高而降低,通過測量溫敏漆的輻射強度變化確定溫度變化,結合材料的物性參數確定熱流密度.溫敏漆測量技術在國內外得到了廣泛應用,但目前大多數實驗來流條件總溫較低,與真實的高溫流場存在差異[17-22].

高溫流場中伴隨的輻射效應是限制溫敏漆技術應用的主要因素之一[23-24].對于高超聲速飛行器,輻射效應主要來源于燃燒室內的化學反應和激波層內的高溫氣體.對于前者的認識相對比較清楚,并用于診斷火焰結構和燃燒釋熱過程[25-26].對于高溫氣體輻射的研究一般針對再入環(huán)境等氣體存在明顯電離的情況[27-28],但對于吸氣動力飛行器焓值較低的飛行環(huán)境下同樣存在輻射效應.相關文獻從理論上進行了解釋:高焓電離環(huán)境下,電子激發(fā)主要是由于電子碰撞造成的,輻射效應強,對流場參數影響明顯;在焓值不足以引起電離時,電子激發(fā)主要是由于高能中性粒子間碰撞造成的,相對電子碰撞效率較低,對流場參數影響可忽略,但對基于輻射測量的方法影響明顯[29-31].實驗方面,Geraets 等[32]指出輻射條件下TSP 技術測量困難;同時HEG,HIEST 和JF-12等風洞中總焓大于3.5 MJ/kg 溫敏漆測量實驗結果表明:在這些焓值相對較低的工況下輻射造成顯著誤差,窄帶濾波片等抑制輻射的方法已經無法起作用;焓值高于5 MJ/kg 時TSP 測量技術將無法應用[33-36].

綜上所述,熱流密度場測量技術可以滿足高超聲速飛行器對熱環(huán)境精細化預測的工程需求,但受輻射效應的影響,目前尚缺乏高超聲速高焓條件下的熱流密度場測量方法.

本文工作提出了內嵌式溫敏漆熱流密度場測量方法,用于測量高超聲速真實飛行環(huán)境下細致的氣動熱分布特征,擴展了常規(guī)溫敏漆測量方法的應用范圍,解決了高超聲速高焓條件下缺乏氣動熱場測量方法的難題.

1 內嵌式溫敏漆測量方法

1.1 測量原理

內嵌式溫敏漆測量方法基本思想是利用溫敏漆測量內壁面溫度變化歷程結合對熱傳導反問題的求解確定熱流密度.

首先需要制作由量熱層、溫敏漆層和玻璃基底構成的測量敏感單元,如圖1 所示.測量敏感單元的量熱層為金屬材質,作為吸熱元件,其外壁面與高超聲速流場相接觸,高溫流場對外壁面的氣動加熱通過熱傳導過程傳至量熱層內壁面,基本物理過程為非穩(wěn)態(tài)熱傳導的過程.溫敏漆涂層噴涂于量熱層內壁面,用于測量內壁面溫度隨時間的變化歷程,作為熱傳導反問題求解的已知條件.溫敏漆是利用光致發(fā)光的熱猝滅效應測量溫度變化,其輻射強度隨溫度的升高而降低,通過測量溫敏漆的輻射強度變化即可獲得溫度變化.玻璃基底用于平衡氣動壓力,利用光學膠將玻璃基底和噴涂有溫敏漆的量熱層進行膠合.當量熱層厚度較厚可承受測量環(huán)境氣動壓力時可省略玻璃基底.

圖1 測量敏感單元(1:量熱層,2:溫敏漆層,3:玻璃基底,4:量熱層外壁面,5:量熱層內壁面)Fig.1 Measurement sensitive unit (1:Calorimetric layer,2:temperature sensitive paint layer,3:glass substrate,4:outer wall of the calorimetric layer,5:inner wall of the calorimetric layer)

由于溫敏漆層與高超聲速流場物理隔離,且量熱層不透光,從而克服了高超飛行器真實飛行條件下溫敏漆涂層炭化、脫落的問題,規(guī)避了輻射效應的限制.

1.2 測量系統構成

依據內嵌式溫敏漆測量原理,測量系統由測量敏感單元、激發(fā)光源、擴束鏡、濾光片、成像鏡頭和高速相機構成,如圖2 所示.內嵌式溫敏漆測量敏感單元與模型表面齊平安裝,測量系統可安置于實驗模型內部;當模型內部空間尺寸較小時,可采用半模進行實驗,測量系統置于風洞外部.激發(fā)光源照射溫敏漆涂層產生輻射光,經由成像鏡頭收集后被相機接收,通過輻射光強度變化反演內壁面溫度.激發(fā)光和溫敏漆涂層的輻射光具有不同的光譜特征,在成像鏡頭前加裝濾光片可避免激發(fā)光進入成像系統.激發(fā)光源和濾光片的選取需要與溫敏漆的輻射特性相匹配.

圖2 測量系統示意圖Fig.2 Schematic of the measuring system

1.3 數據處理方法

1.3.1 熱流密度辨識方法

通過量熱層內壁溫反演外壁熱流密度屬于熱傳導反問題,在數學上是一個不適定的問題,需要采用參數辨識方法求解.本文采用共軛梯度法辨識外壁熱流.共軛梯度法屬于迭代正則化方法,將熱傳導反問題轉換為熱傳導正問題、靈敏度問題和伴隨問題3 個適定問題控制目標函數最小化,即通過迭代找到合適的外壁熱流密度分布,使其引起的內表面溫度變化與實際測量結果的差異達到最小[37-40].

為方便敘述,定義如圖3 所示的坐標系,L,M,N為量熱層在x,y,z3 個方向上的尺度,z=0 為量熱層外壁面,z=N為量熱層內壁面.目標函數定義為

圖3 坐標系定義Fig.3 Coordinate system

式中T(x,y,N,t)表示外壁熱流為q(x,y,0,t)時求解得到的內壁面溫度,Y(x,y,N,t)表示實驗測量得到的內壁溫度值,tf為測試時間,im為測量相機像素數,上標n為迭代步數.共軛梯度法通過迭代找出滿足內壁溫度分布的外壁熱流分布,迭代過程為

式中β為步長,P為下降方向,通過下式確定

式中J′為梯度方向,γ 為共軛系數

每一迭代步計算都需通過求解熱傳導正問題確定給定外壁熱流情況下的內壁面溫度T(x,y,N,t);通過求解靈敏度問題確定迭代步長β;通過求解伴隨問題確定下降方向P.3 個問題的控制方程分別為:

(1) 熱傳導正問題的控制方程

邊界條件

初始條件

式中T為溫度;T0為初始溫度,常數;t為時間;α為量熱層材料的熱擴散系數;x,y和z為笛卡爾直角坐標系;L,M和N為量熱層在x,y和z方向上的尺度;q(x,y,z,t)為量熱層外壁面給定的熱流分布.

(2)靈敏度問題

當量熱層外壁面熱流q有小擾動Δq時,內壁面溫度T對應變化為ΔT.將q+Δq和T+ΔT代入式(5a),將得到的結果減去式(5a)并忽略二階項,最終獲得靈敏度控制方程

邊界條件

初始條件為

求解靈敏度方程后,可通過下式確定迭代步長

(3)伴隨問題和梯度方程

將式(5a)乘以伴隨函數λ 并在時間和空間域上積分,將結果加到式(1)右端并求條件極值可得到伴隨問題的控制方程

邊界條件為

式中δ 為脈沖函數,求解伴隨問題后,可確定梯度方向為

按照上述方法確定的計算步驟為:

(1) 給定外壁面熱流分布迭代初值;

(2)通過求解熱傳導正問題控制方程確定量熱層內壁面溫度;

(3)計算目標函數式是否迭代收斂,如果已迭代收斂則停止計算;如未迭代收斂則繼續(xù)計算;

(4)求解伴隨問題控制方程,確定梯度方向;

(5)分別計算共軛系數和下降方向;

(6)求解靈敏度問題控制方程并確定迭代步長;

(7)確定下一迭代步量熱層外壁熱流分布;

(8)重復步驟(2)～(7)步直至目標函數收斂.

當存在玻璃基底時計算方法相同,此時L為兩者厚度之和,不同層設置其對應的物性參數.

1.3.2 迭代初值確定方法

熱流密度分布迭代初值可給定為常數分布,針對復雜空間熱流密度分布,為加速迭代收斂過程,可采用以下方法確定迭代初值.

采用忽略量熱層內的橫向熱傳導效應確定迭代初值,以加速迭代收斂.原理為:假定量熱層內壁面及側壁無熱損失,則單位面積量熱層在某一時間間隔內傳入其中的熱量應等于量熱層蓄積的熱量,即

式中q為熱流,T為溫度,t為時間,N為量熱層沿z軸方向在熱流施加方向上的尺度,ρ為量熱層材料密度,c為量熱層材料比熱,當量熱層密度和比熱為常數時,上式可寫為

當測試時間大于量熱層響應時間后用內壁面溫度T代替平均溫度Tave,則上式變?yōu)?/p>

測量得到的量熱層內壁面溫度變化歷程后經式(12)處理得到外壁熱流密度的迭代初值.

1.4 量熱層參數確定原則

量熱層的長度和寬度依據模型尺寸確定,而量熱層的材料和厚度需要結合所測量的熱流密度、測試時間、溫敏漆適用溫度范圍來確定.需同時滿足:

(1)量熱層外壁面溫度不超過所選擇材料的允許使用溫度;

(2)量熱片內壁面溫度變化處于溫敏漆涂層測量范圍內;

(3)量熱片的響應時間小于測試時間.

量熱層外壁面溫度、內壁面溫度及響應時間三個參數可給定熱流密度并求解熱傳導方程給出.另一種更簡便的方法是忽略橫向熱傳導效應,此時一維非穩(wěn)態(tài)熱傳導方程可利用分離變量法給出解析解,計算公式為[41]

式中,TOut為量熱層外壁面溫度,TIn為量熱層內壁面溫度,h為量熱層厚度,α為量熱片材料熱擴散系數,k為量熱片材料熱導率,q為量熱片外壁面加載熱流,即所要測量的熱流,qratio為量熱片內壁面測得熱流值與加載熱流的比值,t為時間.可以利用以上3 式對量熱層外壁面溫度、內壁面溫度及響應時間3 個參數進行估計.

1.5 測量方法優(yōu)點

內嵌式溫敏漆測量方法的主要優(yōu)點為:

(1)由于溫敏漆采用內嵌式噴涂,與流場物理隔離,避免了高總溫條件下溫敏漆涂層的炭化、脫落及輻射效應的影響,擴展了溫敏漆測量方法的應用范圍,解決了高超聲速輻射條件下缺乏熱流密度場測量的難題;

(2)對于舵翼等復雜外形區(qū)域,常規(guī)TSP 測量技術由于模型遮擋而無法觀測,而復雜是針對飛行器模型外壁面而言,其內壁面并不復雜,因而內嵌式溫敏漆測量方法不受模型外形限制;

(3)由于溫敏漆采用內嵌式噴涂,不改變模型表面粗糙度,完全不影響流場的流動特性.

2 可行性數值驗證

2.1 定常熱流密度

內嵌式溫敏漆測量方法利用溫敏漆測量量熱層內壁面溫度變化,之后利用共軛梯度算法求解熱傳導反問題確定外壁面熱流密度,從而解決高超輻射條件下熱流密度場的測量難題.由于利用溫敏漆測量模型壁面溫度變化已經得到應用,內嵌式溫敏漆測量方法的可行性分析主要集中于熱傳導反問題求解方法是否能滿足高超聲速風洞實驗的要求.

測量方法可行性分析主要采用數值驗證的方法,具體為:給定熱流密度分布,數值求解得到量熱層內壁面溫度變化歷程,以此結果模擬實驗測量結果,對熱流辨識算法的可行性進行分析.

針對高超聲速氣動熱實驗中典型的局部峰值熱流、線性熱流和階躍熱流分布情況進行數值驗證.算例中量熱層材料均選定為銅,對應的材料密度為8920 kg/m3,比熱為386 J/(kg·K),熱導率為398 W/(m·K),量熱層尺寸為:200 mm × 200 mm ×0.8 mm (x×y×z).數值求解采用交替方向隱式差分格式,計算時間步長為1.0 μs,計算網格尺度在x和y方向為0.5 mm,z方向為0.1 mm,對應的網格傅里葉數分別為0.000 46 和0.012.由于一維非穩(wěn)態(tài)熱傳導方程可以利用分離變量方法獲得量熱層內壁面溫度的解析解,故假定z=0 平面為空間均勻的熱流分布,數值求解內壁面溫度與解析解對比來確定網格和時間步長參數的合理性.

由于激波干擾和激波與邊界層相互作用,局部峰值熱流是高超聲速飛行器表面的典型熱流分布,本文利用高斯函數模擬局部峰值熱流分布,峰值熱流密度為Qmax=4.0 MW/m2,熱流密度最小值Qmin=2.0 MW/m2.數值求解得到的量熱層內壁面溫度分布的變化歷程如圖4 所示,以此模擬實驗中利用溫敏漆涂層獲取的溫度測量結果,作為熱傳導反問題求解的已知條件.

圖4 局部峰值熱流分布時內壁面溫度變化歷程Fig.4 Variation of inner wall temperature under local peak heat flux distribution

圖4 局部峰值熱流分布時內壁面溫度變化歷程(續(xù))Fig.4 Variation of inner wall temperature under local peak heat flux distribution (continued)

為定量表示內壁面溫度變化過程,提取沿中心線(y=0.1 m)的溫度結果,如圖5 所示.線性熱流分布和階躍熱流分布算例與局部峰值熱流分布相比只改變熱流分布情況,其它參數設置保持不變,計算得到的內壁面溫度變化分別如圖6 和圖7 所示.

圖5 局部峰值熱流分布時內壁面溫度(y=0.1 m)Fig.5 Inner wall temperature under local peak heat flux distribution(y=0.1 m)

圖6 線性熱流分布時內壁面溫度(y=0.1 m)Fig.6 Inner wall temperature under linear heat flux distribution(y=0.1 m)

圖7 階躍熱流分布時內壁面溫度(y=0.1 m)Fig.7 Inner wall temperature under step heat flux distribution(y=0.1 m)

利用上文介紹的數據處理方法,對3 種算例分別進行辨識,辨識結果如圖8 所示,黑色實線為熱流分布的精確值.由圖可看出,針對高超聲速風洞實驗中典型的局部峰值熱流分布、線型熱流分布和階躍熱流分布,共軛梯度算法均能辨識得到正確的熱流分布.進一步的定量分析辨識結果(ΔQ) 與精確值QE間的差異,如圖9 所示,針對3 種典型的定常熱流分布,辨識結果與準確值間的差異均小于0.20%,說明所選用的辨識方法具有較好的準確度,同時表明:內嵌式溫敏漆方法通過測量內壁面溫度變化歷程結合熱傳導反問題的求解來確定熱流密度分布是切實可行的.

圖8 定常熱流密度分布辨識結果Fig.8 Identification results of steady heat flux distribution

圖9 定常熱流密度辨識結果與準確值間的差異Fig.9 Difference between identification results and accurate value of steady heat flux

2.2 非定常熱流密度

高溫高超聲速風洞實驗時間相對較短,單次實驗不改變來流或模型狀態(tài),通常認為模型表面熱流密度是準定常的,2.1 節(jié)驗證了內嵌式溫敏漆測量方法對定常熱流密度的辨識能力,但內嵌式溫敏漆測量方法也適用于非定常熱流密度的測量.

假定熱流密度隨時間按照正弦函數和線性函數變化進行數值驗證.其中正弦函數假定為Q=4.0 ×106+4.0×105sin(2πt/0.02),即周期為20 ms,變化幅值為4.0×105;線性函數為Q=4.0×106+2.0×107t,假定所模擬的圖像拍攝時間間隔為2 ms.圖10 為非定常熱流密度的辨識結果.

圖10 非定常熱流密度辨識結果Fig.10 Identification results of unsteady heat flux distribution

圖11 為辨識結果與準確值間的差異.由圖11可知,對線性變化的非定常熱流密度分布,熱流密度辨識結果與準確值間差異均小于0.25%;對以sin 函數變化的非定常熱流密度分布,熱流密度辨識結果與準確值在最初兩個時刻差異相對較大,分別為0.91%和0.59%,在之后各個時刻,辨識差異均小于0.25%.驗證結果表明:內嵌式溫敏漆測量方法可應用于非定常熱流密度的測量.

圖11 非定常熱流密度辨識結果與準確值間的差異Fig.11 Difference between identification results and accurate value of unsteady heat flux

3 溫度測量精度和噪聲對辨識結果的影響

在數值驗證內嵌式溫敏漆測量方法可行性時,內壁面溫度給定的都是準確值,然而實際風洞實驗中溫度測量不可避免的存在誤差和測量噪聲.溫度測量精度和噪聲對熱流密度辨識結果的影響決定了相機采樣深度、激發(fā)光源強度/穩(wěn)定性及敏感漆涂層厚度等測量系統參數的選取.

風洞實驗中,溫度測量精度常用絕對誤差表示,因此評估溫度測量精度對熱流密度結果的影響以溫度的絕對誤差描述.針對局部峰值熱流分布,峰值熱流密度Qmax=4.0 MW/m2,熱流密度最小值Qmin=2.0 MW/m2,并給定內壁面溫度精度分別為±0.2 K,±0.5 K,±1.0 K,對應辨識得到的外壁熱流密度結果如圖12 所示.

圖12 溫度測量精度對辨識結果的影響Fig.12 Effect of temperature measurement accuracy on identification results

從圖12 辨識結果可看出:(1)熱流密度辨識結果的誤差隨著溫度測量精度的降低而快速增加,在此算例中±0.2 K,±0.5 K,±1.0 K 的測溫精度造成熱流密度辨識結果最大誤差分別為2.6%,6.5%和12.9%;(2)內壁面溫度正偏差造成辨識得到的熱流密度值增加,反之,內壁面溫度負偏差造成辨識得到的熱流密度值減小;(3)溫度測量精度對熱流密度辨識結果的影響與熱流密度的大小有關,熱流密度值越大相同溫度測量精度引起的熱流密度辨識誤差越小.

同樣針對局部峰值熱流分布情況研究溫度測量中隨機噪聲的影響.給定隨機噪聲的標準差σ=0.6,圖13 為典型的包含隨機噪聲的內壁面溫度分布.

圖13 包含測量噪聲的內壁面溫度分布(y=0.1 m)Fig.13 Inner wall temperature distribution including measurement noise (y=0.1 m)

內壁面溫度測量結果包含隨機噪聲時,需要先對內壁面溫度分布進行濾波,盡可能消除噪聲的影響,否則會影響辨識收斂過程,噪聲嚴重時甚至會造成無法收斂.本文選用均值濾波函數對內壁溫度分布圖像進行濾波,分別選用7 × 7,11 × 11 及13 ×13 矩形窗口均值濾波器進行對比,濾波后辨識得到的熱流密度如圖14 所示,熱流密度辨識結果的偏差分布如圖15 所示.由圖可知:(1) 采用7 × 7,11 ×11 及13 × 13 矩形窗口均值濾波器濾波后熱流密度辨識結果的標準差分別為15.7,7.8 和1.5,可知針對隨機測量噪聲,均值濾波可有效的消除噪聲對辨識結果的影響;(2)鑒于隨機噪聲的影響可通過濾波消減,其對熱流密度辨識的影響小于溫度測量精度的影響,風洞實驗中應盡量保證溫度測量精度.

圖14 濾波后熱流密度辨識結果Fig.14 Identification results of heat flux with filtering

圖15 濾波后熱流密度辨識偏差Fig.15 Deviation of heat flux identification with filtering

4 結論

為了解決高超聲速高焓條件下缺乏熱流密度場測量方法的難題,提出利用溫敏漆測量內壁面溫度的變化歷程結合共軛梯度法求解熱傳導反問題來確定熱流密度的內嵌式溫敏漆測量方法,并針對高超聲速風洞實驗中常見的階躍、線性和局部突變熱流密度分布驗證了該方法的可行性.同時獲得以下結論.

(1)測量敏感單元的量熱層為吸熱元件,設計原則為:量熱層外壁面溫度不超過所選擇材料的允許使用溫度;內壁面溫度變化處于溫敏漆涂層測量范圍內;量熱片的響應時間小于測試時間.內/外壁面溫度、響應時間3 個參數可采用忽略橫向熱傳導效應并利用分離變量法確定的解析解進行估計.

(2)熱流密度辨識結果的誤差隨著溫度測量精度的降低而快速增加;內壁面溫度正偏差造成辨識得到的熱流密度值增加,反之,內壁面溫度負偏差造成辨識得到的熱流密度值減小;溫度測量精度對熱流密度辨識結果的影響與熱流密度的大小有關,熱流密度值越大相同溫度測量精度引起的熱流密度辨識誤差越小.

(3)溫度測量結果中包含隨機噪聲時需先對內壁面溫度分布圖像進行濾波處理再進行熱流密度的辨識;均值濾波函數可有效消減隨機噪聲的影響;相比溫度測量精度,隨機噪聲對熱流密度辨識結果的影響較小,風洞實驗中確定相機采樣深度、激發(fā)光源強度/穩(wěn)定性及敏感漆涂層厚度時應以保證溫度測量精度為設計準則.