基于Multisim的恒壓型熱線風(fēng)速測(cè)量系統(tǒng)電路仿真分析*

韋青燕，張?zhí)旌?/p>

（南京航空航天大學(xué)能源與動(dòng)力學(xué)院，江蘇省航空動(dòng)力系統(tǒng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 210016）

基于Multisim的恒壓型熱線風(fēng)速測(cè)量系統(tǒng)電路仿真分析*

韋青燕，張?zhí)旌?

（南京航空航天大學(xué)能源與動(dòng)力學(xué)院，江蘇省航空動(dòng)力系統(tǒng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 210016）

為開展恒壓型熱線風(fēng)速測(cè)量系統(tǒng)的優(yōu)化設(shè)計(jì)，建立了基于Multisim的電路仿真模型，其中，熱線探頭采用PSpice模型實(shí)現(xiàn)其特性的模擬，恒壓控制回路中采用了T型動(dòng)態(tài)補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)以提高系統(tǒng)的頻響。進(jìn)行了恒壓型控制回路元件參數(shù)和流場(chǎng)流速對(duì)系統(tǒng)動(dòng)靜態(tài)性能影響的仿真分析及熱線探頭時(shí)間常數(shù)原位測(cè)量仿真。結(jié)果表明：從Multisim電路仿真模型得到流場(chǎng)流速、補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)參數(shù)、控制回路輸入電壓和電阻等對(duì)系統(tǒng)動(dòng)靜態(tài)特性的影響規(guī)律與數(shù)值計(jì)算的一致，驗(yàn)證了在Multisim中開展恒壓型熱線風(fēng)速測(cè)量系統(tǒng)仿真研究的可行性，同時(shí)，這種針對(duì)實(shí)際電路參數(shù)的仿真分析對(duì)恒壓型熱線風(fēng)速測(cè)量系統(tǒng)的優(yōu)化設(shè)計(jì)和制備具有重要指導(dǎo)意義。

熱線探頭；恒壓控制回路；動(dòng)靜態(tài)特性；T型動(dòng)態(tài)補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)；Multisim

熱線風(fēng)速測(cè)量系統(tǒng)的時(shí)間和空間分辨率高、動(dòng)態(tài)響應(yīng)速度快，能連續(xù)準(zhǔn)確測(cè)量流場(chǎng)參數(shù)，因此利用熱線風(fēng)速測(cè)量系統(tǒng)進(jìn)行高超聲速湍流流場(chǎng)的動(dòng)態(tài)測(cè)量具有顯著優(yōu)勢(shì)［1-2］。為克服恒流型和恒溫型熱線風(fēng)速測(cè)量系統(tǒng)在動(dòng)態(tài)特性、靈敏度和信噪比方面的不足，Sarma于1991年提出了熱線探頭的恒壓控制回路（CVCL）［3-4］。CVCL通過T型RC補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)來提高系統(tǒng)的靈敏度和頻帶寬度，有效地避免了引入高增益放大器而產(chǎn)生的噪聲，是高超聲速流場(chǎng)測(cè)量的理想選擇。由于熱線探頭和CVCL的動(dòng)靜態(tài)特性共同決定了恒壓型熱線風(fēng)速測(cè)量系統(tǒng)的靜態(tài)靈敏度和動(dòng)態(tài)頻響，因此有必要對(duì)二者進(jìn)行聯(lián)合仿真分析，以實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)的優(yōu)化設(shè)計(jì)。

考慮到Multisim在電路仿真分析方面的優(yōu)勢(shì)以及與電路設(shè)計(jì)的銜接［5-6］，本文將熱線探頭數(shù)學(xué)模型轉(zhuǎn)化為Multisim PSpice仿真模塊，建立恒壓型熱線風(fēng)速測(cè)量系統(tǒng)的Multisim仿真模型，同時(shí)加入了熱線探頭時(shí)間常數(shù)原位測(cè)量仿真模塊及T型動(dòng)態(tài)補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)仿真模塊進(jìn)行系統(tǒng)的仿真研究，目的是掌握CVCL輸入控制電壓、輸入電阻、反饋電阻、增益電阻、補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)及流場(chǎng)流速等對(duì)恒壓型熱線風(fēng)速測(cè)量系統(tǒng)動(dòng)靜態(tài)特性的影響關(guān)系，為系統(tǒng)的制備和優(yōu)化設(shè)計(jì)提供指導(dǎo)。

1 Multisim仿真模型建立

恒壓型熱線風(fēng)速測(cè)量系統(tǒng)Multisim仿真模型包含熱線探頭PSpice仿真模塊和恒壓控制回路仿真模塊。由于熱線探頭熱滯后效應(yīng)很大程度上制約了系統(tǒng)頻響的提升，為此引入熱線探頭時(shí)間常數(shù)原位測(cè)量仿真模塊獲得熱線探頭時(shí)間常數(shù)，同時(shí)設(shè)計(jì)T型動(dòng)態(tài)補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)仿真模塊對(duì)其進(jìn)行補(bǔ)償，以實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)頻響的拓展。

1.1 恒壓型熱線風(fēng)速測(cè)量系統(tǒng)工作原理

圖1 恒壓型熱線風(fēng)速測(cè)量系統(tǒng)電路原理圖

當(dāng)U改變時(shí)，熱線探頭工作溫度發(fā)生變化使熱線探頭工作電阻Rw和工作電流Iw隨之改變，導(dǎo)致Eo亦發(fā)生改變，通過檢測(cè)Eo就能實(shí)現(xiàn)流場(chǎng)流速U的測(cè)量［9-10］，但是Ew仍然保持恒定。

由于熱線探頭的熱滯后效應(yīng)，其時(shí)間常數(shù)一般在10-1ms的數(shù)量級(jí)［11］，導(dǎo)致系統(tǒng)頻帶較窄，難以滿足高頻流場(chǎng)參數(shù)測(cè)量要求。為消除其對(duì)系統(tǒng)頻響的不利影響，保持圖1中R2不變并拆分為Ra和Rb，同時(shí)在二者連接處加入電容C，形成圖1中b#模塊所示的T型補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)，其引入的零點(diǎn)與熱線探頭時(shí)間常數(shù)引入的極點(diǎn)抵消，以提高系統(tǒng)頻率帶寬［7］。平衡電阻Rd用于平衡系統(tǒng)增益增大引起的頻響振蕩。

1.2 熱線探頭PSpice仿真模型

當(dāng)熱線探頭在穩(wěn)定流場(chǎng)中工作時(shí)，根據(jù)熱平衡原理得到熱線探頭工作電阻與流場(chǎng)流速的靜態(tài)關(guān)系如式（2）所示［12］：

式中：Pr、Re分別為普朗特?cái)?shù)和雷諾數(shù)。

由于熱線探頭兩端電壓Ew可表示為熱線工作電阻和電流關(guān)系如式（4）所示：

式中：rw和iw分別為熱線探頭電阻和電流變化量。結(jié)合式（1）將式（4）展開并將變化量的高次項(xiàng)舍掉，得到：

當(dāng)CVCL中Ei、R1和RF保持不變時(shí)，得到熱線探頭rw和iw的變化關(guān)系為：

由于熱線探頭的一階數(shù)學(xué)模型可表示為式（7）所示［14］：

式中：T1為熱線探頭時(shí)間常數(shù)，Di和Du為校準(zhǔn)常數(shù)，u為流場(chǎng)流速變化量。將式（6）代入式（7）并進(jìn)行拉普拉斯變化，即得到CVCL中熱線探頭電阻與流場(chǎng)流速的動(dòng)態(tài)關(guān)系如式（8）所示［15-16］：

因此，熱線探頭的工作電阻Rw是w和rw的線性組合，即

根據(jù)式（2）和（8）建立熱線探頭Multisim PSpice仿真模型如圖2中2#和3#模塊所示。式（8）中u用2#正弦信號(hào)SINE模塊模擬，T11和Du1由4#動(dòng)態(tài)參數(shù)計(jì)算函數(shù)模塊T11和Du1提供，利用Multisim的拉普拉斯變換功能定義函數(shù)模塊rw（u），其輸出經(jīng)壓控電阻轉(zhuǎn)化電阻量，從而獲得風(fēng)速變化引起的熱線探頭電阻變化量rw。熱線線徑比l/d（熱線有效長(zhǎng)度l與直徑d的比值）和分別用3#模塊中的直流電壓模擬，函數(shù)模塊Rf（l/d）根據(jù)熱線材料電阻率及結(jié)構(gòu)尺寸定義實(shí)現(xiàn)Rf的計(jì)算，F(xiàn)(）通過創(chuàng)建函數(shù)模塊F(）實(shí)現(xiàn)w由流控電壓模塊V1在線讀取。根據(jù)式（2）定義函數(shù)模塊其輸出經(jīng)壓控電阻轉(zhuǎn)化為熱線探頭靜態(tài)工作電阻w。

1.3 恒壓控制回路及T型動(dòng)態(tài)補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)仿真模型

設(shè)圖1所示CVCL的運(yùn)放開環(huán)增益為A、增益帶寬積為ωt，運(yùn)放可作為一階最小相位系統(tǒng)。此時(shí)，CVCL各節(jié)點(diǎn)的電流和電壓關(guān)系如式（9）所示［16］：

根據(jù)實(shí)際應(yīng)用一般選定Ei為直流輸入、A= 100～120 dB、R1?Rw、R1?RF、R2?Rw，此時(shí)將式（9）簡(jiǎn)化整理得到：

求式（10）中Eo對(duì)Rw的偏導(dǎo)，同時(shí)結(jié)合式（8）得到恒壓型熱線測(cè)量系統(tǒng)在穩(wěn)態(tài)工作點(diǎn)附近的動(dòng)態(tài)輸出電壓eo與流速變化u的動(dòng)態(tài)關(guān)系如式（11）所示：

當(dāng)CVCL采用補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)時(shí)，用T型網(wǎng)

由式（12）看出，為實(shí)現(xiàn)T型網(wǎng)絡(luò)對(duì)系統(tǒng)頻響的補(bǔ)償功能，必須先獲得rw對(duì)u響應(yīng)的時(shí)間常數(shù)T11的值。在實(shí)際應(yīng)用中出于測(cè)量方便考慮，將rw對(duì)u的響應(yīng)轉(zhuǎn)換為eo對(duì)u的響應(yīng)。由于eo同時(shí)受熱線探頭電阻變化量rw和電壓變化量ew共同作用，因此必須消除ew對(duì)eo的影響。由于高速運(yùn)放的增益帶寬積ωt能達(dá)到MHz的量級(jí)，結(jié)合式（1）將式（10）簡(jiǎn)化為：

根據(jù)式（13）可以得到輸出電壓eo的小擾動(dòng)方程如式（14）所示［16］：

文獻(xiàn)［17］在系統(tǒng)靜態(tài)工作點(diǎn)上設(shè)計(jì)一個(gè)與Ew匹配的可變線性模型，如圖2中1#模塊所示。直流電壓EM和滑動(dòng)變阻器RM實(shí)現(xiàn)與Ew匹配的可變系數(shù)，函數(shù)模塊Model_CVA實(shí)現(xiàn)eo與ew的線性變換。斷開S2、S3，接通S1、S4、S5，在系統(tǒng)中接入6#T型補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)仿真模塊，調(diào)節(jié)RM滑片位置使差分運(yùn)放D_amp的輸出為0，此時(shí)Model_CVA的輸出即代表式（14）中ew對(duì)eo的影響項(xiàng)。斷開S1、接通S3，將方波信號(hào)PULSE加到函數(shù)模塊rw（u）輸入端，此時(shí)差分運(yùn)放D_amp的輸出即代表式（14）中rw對(duì)eo的影響項(xiàng)，用示波器XSC1在其輸出端即可觀察到如圖3所示的階躍響應(yīng)曲線。階躍響應(yīng)從開始到達(dá)其終值63%處的時(shí)間間隔即為熱線探頭時(shí)間常數(shù)T11，其測(cè)量值為0.168 8 ms，與給定的仿真值0.169 8 ms一致，驗(yàn)證了熱線探頭時(shí)間常數(shù)原位測(cè)量Multisim仿真模型是有效、可行的。

在6#T型補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)仿真模塊中，滑動(dòng)變阻器代表了圖1 b#模塊中增益電阻R2，滑片左右兩端分別代表電阻Ra和Rb，其阻值經(jīng)7#函數(shù)模塊Ra和Rb在線讀取，函數(shù)模塊Tc實(shí)現(xiàn)T型補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)時(shí)間常數(shù)Tc的計(jì)算。調(diào)節(jié)滑片位置使Tc與T11相等，就能實(shí)現(xiàn)恒壓型熱線風(fēng)速測(cè)量系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)補(bǔ)償。

此外，根據(jù)式（13）在靜態(tài)工作點(diǎn)處求ˉEo對(duì)ˉRw的偏導(dǎo)數(shù)，即可得到系統(tǒng)靜態(tài)靈敏度系數(shù) SE如式（15）所示：

在圖2中，5#函數(shù)模塊R2根據(jù)電壓電流關(guān)系實(shí)現(xiàn)R2阻值的計(jì)算，函數(shù)模塊E根據(jù)式（15）實(shí)現(xiàn)SE的計(jì)算。

圖3 CVCL中熱線探頭時(shí)間常數(shù)原位測(cè)定

2 Multisim仿真模型驗(yàn)證與分析

對(duì)Multisim仿真模型進(jìn)行驗(yàn)證和分析時(shí)，相應(yīng)參量采用以下基準(zhǔn)值：運(yùn)放增益A=100 dB，運(yùn)放增益帶寬積ωt=500 MHz；R1=5 kΩ，RF=200 Ω，R2= 100 Ω，Ei=10 V，C=10 μF，Rd=1.5 kΩ；ˉU=40 m/s；熱線材料采用鎢，其α=0.0036/℃、l=1 mm、d=5 μm、ρ=5.48×10-8Ω·m。

2.1 仿真模型驗(yàn)證

表1 恒壓型熱線風(fēng)速測(cè)量系統(tǒng)Multisim仿真模型靜態(tài)工作點(diǎn)參數(shù)

表2 數(shù)值計(jì)算和Multisim仿真模型得到恒壓型熱線風(fēng)速測(cè)量系統(tǒng)輸出

2.2 靜態(tài)仿真分析

從表1的數(shù)據(jù)可以看出：

①非補(bǔ)償工況下，U增大時(shí)a小幅下降、SE有所提高。Ei、R1和RF對(duì)SE的影響較小，而Ei和RF增大時(shí)a隨之增大、R1增加時(shí)a則明顯減小。R2對(duì)熱線的靜態(tài)工作點(diǎn)（w，w）和a不產(chǎn)生任何影響，但是對(duì)SE起決定作用，當(dāng)R2值達(dá)到幾百Ω時(shí)，系統(tǒng)就能獲得很高的SE。

②補(bǔ)償工況下，當(dāng)系統(tǒng)處于穩(wěn)態(tài)工

作時(shí)，電容C不起作用，系統(tǒng)可簡(jiǎn)化非補(bǔ)償狀態(tài)。因此，U、Ei、R1、RF和R2對(duì)補(bǔ)償工況下系統(tǒng)靜態(tài)性能的影響效果與非補(bǔ)償工況的一致。由于Rd與R2并聯(lián)，Rd對(duì)系統(tǒng)靜態(tài)工作點(diǎn)也不產(chǎn)生影響。其次，在實(shí)際應(yīng)用中Rd比R2高一個(gè)數(shù)量級(jí)左右，其對(duì)SE的影響非常小。

2.3 動(dòng)態(tài)仿真分析

表3中fMC和fM分別為補(bǔ)償及非補(bǔ)償工況下系統(tǒng)-3 dB處頻帶，可以看出：

①非補(bǔ)償工況下，U、Ei和RF增大時(shí)，系統(tǒng)頻響增大，但增加的幅值較小。

R1增加時(shí)系統(tǒng)頻響降低。R2對(duì)系統(tǒng)頻響不產(chǎn)生影響。

②補(bǔ)償工況下，T型補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)使恒壓

型熱線風(fēng)速測(cè)量系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)頻響提高了一個(gè)數(shù)量級(jí)，驗(yàn)證了T型補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)Multisim仿真模型的可靠性和有效性。此時(shí)，U、Ei、R1和RF對(duì)系統(tǒng)頻帶影響效果與非補(bǔ)償工況的一致。而R2增加時(shí)系統(tǒng)頻響明顯降低。Rd增加時(shí)系統(tǒng)頻響增大，同時(shí)出現(xiàn)了明顯的振蕩如圖4所示，嚴(yán)重影響了系統(tǒng)穩(wěn)定性。其次，Tc對(duì)系統(tǒng)頻響的影響效果如圖 5所示。圖5（a）中Tc＜T11時(shí)，系統(tǒng)處于欠補(bǔ)償狀態(tài)，系統(tǒng)頻響減小。圖5（b）中Tc=T11時(shí)，系統(tǒng)處于完全補(bǔ)償狀態(tài)，系統(tǒng)頻響最為平坦。圖5（c）中Tc＞T11時(shí)，系統(tǒng)處于過補(bǔ)償狀態(tài)，系統(tǒng)頻響增大，同時(shí)出現(xiàn)明顯振蕩。因此，為實(shí)現(xiàn)恒壓型熱線風(fēng)速測(cè)量系統(tǒng)的最佳補(bǔ)償，應(yīng)盡量使Tc=T11。

表3 Multisim中不同工況下恒壓型熱線風(fēng)速測(cè)量系統(tǒng)-3 dB處頻響變化情況

圖4 Rd對(duì)恒壓型熱線風(fēng)速測(cè)量系統(tǒng)頻響的影響

圖5 Tc對(duì)恒壓型熱線風(fēng)速系統(tǒng)頻響的影響

3 結(jié)論

利用Multisim函數(shù)功能建立了恒壓型熱線風(fēng)速測(cè)量系統(tǒng)的仿真模型并進(jìn)行了仿真，得到的系統(tǒng)動(dòng)靜態(tài)特性參數(shù)與數(shù)值計(jì)算的一致。表明在Multisim中對(duì)熱線探頭和CVCL回路進(jìn)行聯(lián)合仿真研究是行之有效的，相對(duì)實(shí)物在回路試驗(yàn)方法能大大降低試制成本、提高熱線探頭及其控制電路的設(shè)計(jì)效率和水平。同時(shí)得到了一些對(duì)實(shí)際電路的優(yōu)化設(shè)計(jì)和調(diào)試起指導(dǎo)作用的結(jié)論：Ei、R1和RF對(duì)熱線工作過熱比a起主導(dǎo)作用。R2對(duì)SE起決定性作用，但是補(bǔ)償工況下增大R2會(huì)使系統(tǒng)頻響迅速衰減。因此，應(yīng)該兼顧系統(tǒng)所需求的SE和系統(tǒng)頻響來確定R2的大小。通過原位測(cè)量熱線探頭時(shí)間常數(shù)T11、合理調(diào)節(jié)T型動(dòng)態(tài)補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)中Ra和Rb的阻值使Tc=T11就能提高恒壓型熱線風(fēng)速測(cè)量系統(tǒng)頻響。

［1］ Spina E F，Mcginley C B.Constant-Temperature Anemometry in Hypersonic Flow：Critical Issues and Sample Results［J］.Experiments in Fluids，1994，17（6）：365-374.

［2］ Li J D.Dynamic Response of Constant-Temperature Hot-Wire System in Turbulence Velocity Measurements［J］.Meas Sci Technol，2004，15：1835-1847.

［3］ Garimella R Sarma，Hampton Va.Flow Rate Measuring Apparatus［P］. United States Patent：5074147，Dec.24，1991.

［4］ 韋青燕，張?zhí)旌?高超聲速熱線熱膜風(fēng)速儀研究綜述及分析［J］.測(cè)試技術(shù)學(xué)報(bào)，2012，2（26）：142-149.

［5］ 樊彬，周鐵戈，閻少林，等.Multisim在超導(dǎo)器件研究中的應(yīng)用［J］.電子學(xué)報(bào)，2010，38（8）：1886-1891.

［6］ 徐浩，芮筱亭，于海龍，等.彈底發(fā)射裝藥擠壓應(yīng)力測(cè)試的PVDF傳感器研究［J］.儀器儀表學(xué)報(bào)，2013，34（5）：1029-1035.

［7］ Garimella R.Sarma，Analysis of a Constant Voltage Anemometer Circuit［J］.IEEE，1993：731-736.

［8］ Kegerise M A，Spina E F.A Comparative Study of Constant-Voltage and Constant Temperature Hot-Wire Anemometers Part I：The Static Response［J］.Experiments in Fluids，2000，29：154-164.

［9］ 常洪龍，周平偉，謝建兵，等.Notching效應(yīng)在MEMS風(fēng)速儀制造工藝中的應(yīng)用［J］.傳感技術(shù)學(xué)報(bào)，2013，26（2）：191-194.

［10］楊松迎，梁國(guó)偉，黃震威，等.組合鉑膜探頭線性風(fēng)速儀的研究［J］.傳感技術(shù)學(xué)報(bào)，2009，22（7）：941-945.

［11］Turan O F，Semercigil S E，Chukkapalli G.Effect of Structural Vibrations on Hot-Wire Probe Response［J］.Meas Sci Technol，1993（4）：1416-1425.

［12］ Perry A E，Morrison G L.A Study of the Constant Temperature Hot-Wire Anemometer［J］.Fluid Mech，1971，47（3）：577-599.

［13］Kramers H.Heat Transfer from Spheres to Flowing Media［J］. Physical，1946，12：61-80.

［14］Perry A E.Hot-Wire Anemometry［M］.New York：Oxford University Press，1982：12-16.

［15］韋青燕，張?zhí)旌?基于Multisim的恒溫式熱線探頭控制回路特性分析［J］.儀表技術(shù)與傳感器，2013（8）：79-82.

［16］Garimella R Sarma.Transfer Function Analysis of the Constant Voltage Anemometer［J］.Review of Scientific Instruments，1998，69（6）：2385-2391.

［17］Garimella R Sarma，Robert W.Lankes Automated Constant Voltage Anemometer with in situ Measurements of Overheat and Time Constant of the Hot Wire［J］.Review of Scientific Instruments，1999，70（5）：2384-2386.

韋青燕（1978-），女，壯族，廣西永福人，南京航空航天大學(xué)碩士學(xué)位，現(xiàn)為南京航空航天大學(xué)講師，主要研究方向?yàn)橛?jì)算機(jī)測(cè)控、航空發(fā)動(dòng)機(jī)測(cè)試技術(shù)，wqy_nuaa@126.com；

張?zhí)旌辏?968-），男，漢族，江蘇儀征人，南京航空航天大學(xué)博士學(xué)位，現(xiàn)為南京航空航天大學(xué)教授、博士生導(dǎo)師，主要研究方向?yàn)楹娇瞻l(fā)動(dòng)機(jī)控制、仿真與測(cè)試技術(shù)，thz@nuaa.edu.cn。

Simulation and Analysis on Constant Voltage Hotwire Flow Velocity Measurement System Based on Multisim*

WEI Qingyan，ZHANG Tianhong*
（Nanjing Univesity of Aeronautics and Astronautics，Jiangsu Province Key Laboratory of Aerospace Power Systems，Nanjing 210016，China）

To optimize the design of hotwire flow_velocity measurement system under constant voltage control loop （CVCL），circuit simulation model of the system is established based on Multisim，in which，hotwire probe characteristics are simulated by using PSpice model，T-Shape dynamic compensation network is adopted into CVCL to improve frequency response of the system.Dynamic and static characteristics of hotwire flow_velocity measurement system under CVCL are simulated and analyzed regarding to flow_velocity and components'parameters in CVCL，and in situ measurement simulation of hotwire probe time constant is also conducted.The simulation results show that the laws obtained in Multisim about the effect of flow_velocity，compensation network，input voltage and resistances in CVCL on system characteristics are in accordance with numerical calculation，and also demonstrates the feasibility of this methodology.At the same time，the simulation and analysis for actual circuit parameters could provide important guidance in the optimization design and preparation of hotwire flow_velocity measurement system under CVCL.

hotwire probe；constant voltage control loop；dynamic and static characteristics；T-shape dynamic compensation network；Multisim

TP212

A

1004-1699（2015）04-0462-07

7230

10.3969/j.issn.1004-1699.2015.04.002

項(xiàng)目來源：國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51176075）

2014-10-24 修改日期：2015-01-26