符号说明
对流换热系数 [W/m²·K]
总换热系数 [W/m²·K]
特征长度 [m]
热流密度 [W/m²]
空气温度 [K，℃]
重力加速度 [m/s²]
表面温度 [K，℃]
膜温 [K，℃]
平均热力学温度 [K]
空气流速 [m/s]
辐射换热系数 [W/m²·K]
缩略语
E-THM 增强型测温法
HFM 热流计法
IR 红外线
QIRT 定量红外热成像法
SHB 简易热箱法
THM 测温法
无量纲数
Nu 努塞尔数 [–]
Gr 格拉晓夫数 [–]
Re 雷诺数 [–]
Pr 普朗特数 [–]
Ra 瑞利数 [–]
Ri 理查森数 [–]（建筑物理领域常称阿基米德数）
希腊字母
热膨胀系数 [1/K]
发射率 [–]
导热系数 [W/m·K]
运动粘度 [m²/s]
斯蒂芬-玻尔兹曼常数 [W/m²·K⁴]
1 引言
建筑遗产的脱碳是一项复杂的课题，需要创新的解决方案和深入的专业知识。据2022年统计，意大利的建筑存量包含超过1200万栋住宅建筑，为3200多万个家庭提供居住空间。其中大部分建筑年代久远、能源利用效率低下，均建造于首部建筑节能法规颁布之前。1976年颁布的第373号法令首次制定了建筑保温及供暖系统设计的相关准则，对建筑热用能耗作出了规范。
2024年5月，欧盟第2024/1275号指令正式生效，该指令旨在提升建筑能源性能，降低欧盟范围内的温室气体排放，力争到2050年实现建筑存量零排放。指令要求各成员国从2026年1月1日起，新建公共建筑需满足零排放标准；从2028年1月1日起，所有新建建筑均需达到零排放要求。此外，各成员国必须制定国家建筑翻新计划，对各类居住和非居住建筑（公共及私有）进行翻新改造，推动既有建筑向零排放建筑转型，打造脱碳、高效的建筑遗产体系。
受建筑材料和施工工艺的特殊性影响，建筑存量的能源翻新改造需要整体规划思路，兼顾主动式和被动式技术解决方案。一方面，业内鼓励采用以可再生能源为核心的高效供暖与制冷方案；另一方面，也倡导更换性能不佳的建筑配件，并对热工性能差的墙体进行保温处理。向更可持续的建筑体系转型已不再是选择，而是提升居民生活质量、降低能源需求、增加住宅价值并减少排放与环境影响的必然要求。
建筑-设备系统是一个由多个部件组成的复杂结构，各部件间的相互作用和关联决定了系统的整体能源性能。建筑与外界环境的热交换特性是空调系统选型的重要依据，而这一特性的确定又依赖于建筑围护结构各部件的详细构造参数。若对被动式建筑构件的热工性能评估存在误差，不仅会影响建筑能源性能提升改造的效果，还可能导致实施无用且成本高昂的节能方案。对于老旧建筑，即便能获取原始设计数据，大气环境影响和材料老化也可能改变其热物理性能，且相关技术资料往往已遗失。
因此，实验检测成为解决这一问题的有效途径。无损检测技术是建筑能源诊断的核心手段之一，尤其适用于技术资料缺失的历史建筑国家，助力打造更高效、可持续的建筑。科学界已提出多种基于不同测量仪器和传感器的实验方法，用于评估建筑墙体的热工性能，这些方法可有效测算建筑构件的热透射系数（U值）或热阻（R值）。
热流计法是应用最为广泛的实验检测方法之一，该方法通过热流传感器和温度传感器采集数据，进而计算建筑构件的U值或R值。但该技术需借助胶带或导热胶将传感器安装于墙体表面，可能对墙体造成损坏。
简易热箱-热流计法需要设计并制作小型热箱，该技术的传感器成本较高，且需为待测墙体定制专属热箱。
定量红外热成像法是一种非接触式测量方法，需使用红外热成像仪，设备成本同样居高不下。现有文献研究表明，该方法需在特定环境条件下才能获得可靠的测量结果。
在各类无损检测技术中，测温法的研究和应用相对较少。该方法通过空气温度传感器和表面温度传感器采集数据，并设定室内对流换热系数，以此计算穿过墙体的热通量，是一种基于牛顿冷却定律的热通量间接测量方法。但该方法的表面温度传感器仍需通过胶带安装于墙体内侧表面，仍存在墙体损坏风险。
如前所述，热流计法、简易热箱-热流计法和传统测温法均需将传感器直接安装于墙体表面，这对既有建筑，尤其是具有历史或建筑艺术价值的遗产建筑而言存在较大问题。因此，非接触式测量方法有望成为建筑构件热特性表征的理想方案，在实现测量目的的同时保护建筑的艺术和结构完整性。这一需求推动了新型非接触式检测技术和测量系统的研发，在此背景下，增强型测温法展现出良好的应用前景，该方法旨在构建一套基于非接触式手段的建筑墙体热特性新型测量系统。
本研究提出的增强型测温法基于非接触式传感器采集的数据，通过间接方法估算热通量，所采集的数据可用于计算合理的换热系数，解决了传统测温法中换热系数取值随意的问题。目前，科学界对于测温法计算热通量时的换热系数合理取值尚未形成统一结论，已有研究中分别采用了2.5 W/m²·K和7.69 W/m²·K等不同数值，相关争议仍未解决。
针对现有热流计法、测温法等技术需直接安装传感器、依赖预设换热系数，易对墙体（尤其是遗产建筑）造成损坏且测量结果存在不确定性的问题，本研究提出一种非侵入式的建筑墙体热特性表征方法。该增强型测温法结合非接触式红外测温技术和空气参数测量法计算热通量，既保护了建筑结构完整性，又提升了测量结果的可靠性。本研究是一项资助科研项目的组成部分，该项目旨在开发一种替代传统方法的非接触式测温法，用于建筑构件的热特性表征。研究通过成熟的传热模型处理不同传感器采集的实验数据，基于牛顿冷却定律，结合无量纲参数法确定合理的对流换热系数，进而计算热通量；实验数据由空气温度传感器、红外测温仪和热线风速仪采集。本研究为该项目的初步阶段，核心工作是建立基于非接触式间接手段的热通量计算流程，为后续研发无需墙体安装传感器的建筑墙体热特性创新测量系统奠定基础。
本研究的主要贡献包括：（1）研发了一种非接触式建筑热特性表征方法，提出改进的测温法，结合红外测温技术和空气参数测量法计算热通量，无需传感器与墙体表面直接接触；（2）通过无量纲参数法解决了换热系数取值随意的问题；（3）该方法适用于历史建筑和具有建筑艺术价值的敏感建筑，可在测量过程中保护建筑结构完整性。
2 研究目的
如前所述，本研究是一项资助科研项目的初步探索，该项目旨在开发一套用于建筑墙体热特性表征的新型非接触式测量系统。该系统将配备四种传感器：两台空气温度传感器、一台风速仪和一台非接触式表面温度传感器，所有传感器均与由原型硬件板和定制软件搭建的数据记录仪相连。其中，空气温度传感器用于测量室内外空气温度，非接触式传感器用于检测墙体表面温度，风速仪用于记录空气流速。
研发该新型测量系统是本科研项目的核心目标，而前期预实验则有助于深入了解潜在问题并制定相应的校正策略。现有研究已提出多种用于建筑构件热特性现场实验表征的方法，均需将传感器安装于墙体表面，如热流计法、简易热箱-热流计法和测温法。其中，热流计法的仪器设备投入约2000欧元，简易热箱-热流计法的实施成本超过4000欧元，而测温法是成本最低的方法，设备投入约1300欧元。此外，成熟的定量红外热成像法也被视为墙体热特性表征的潜在替代方案，但该方法需使用昂贵的红外热成像仪，设备成本甚至超过30000欧元。
测温法作为热通量的间接测量方法，若换热系数取值不准确，易导致测量误差，而目前学术界对换热系数的合理取值尚未达成共识。这一现象具有必然性，因为换热系数受边界条件的显著影响，无法在所有工况下采用固定值，即便在看似相似的特定工况中，固定取值也并不适用。为解决这一问题，本研究提出一种替代方法，旨在通过传感器实时估算辐射换热系数和对流换热系数，具体采用无量纲参数法进行计算。同时，该科研项目致力于研发非接触式测量手段，以红外传感器替代传统的接触式表面温度传感器。实验室预实验将探究红外传感器测得的表面温度数据对测量结果的影响，深入分析相关问题并制定潜在校正策略。研究将利用成熟的传热模型，研发目前尚未出现的创新型、低成本测量系统。
3 材料与方法
3.1 保温箱
本研究制作了定制化保温箱，用于对木质试样进行热通量测试。木质试样为正方形，边长30 cm，厚度1.5 cm；保温箱由5 cm厚的挤塑聚苯乙烯板切割拼接而成，可完全容纳试样，箱体的高、宽均为60 cm，厚度为10 cm。为提升结构稳定性，在挤塑聚苯乙烯板外侧各面均粘贴木板进行加固。
本研究使用的保温箱与前期研究中所用的定制保温箱一致，但对原有的恒温电热垫加热系统进行了升级，升级后的加热系统可实现设定温度的精确控制，提升了实验的准确性。本研究采用创想三维公司为CR-10 S 300型3D打印机生产的方形加热板（尺寸31 cm×31 cm）作为加热元件，该铝制加热板的控温范围为0℃至130℃，控温精度为1℃，可通过配套控制单元实现温度调节。图1为保温箱的三维视图、尺寸参数及加热板控制单元示意图。
3.2 实验装置
为实现热通量的直接和间接测量，在木质试样上安装了多种传感器，所有实验均在罗马第三大学的应用物理实验室完成。首先，使用福禄克Ti480 Pro型红外热成像仪对试样进行热成像检测，评估其热均匀性；随后，在试样中心位置安装Hukseflux HFP01型热流传感器，用于记录热流密度数据；在热流传感器附近安装LSI Lastem EST124型接触式温度传感器；在试样正前方布置TESTO 0628 0152型热线风速仪，采集空气流速数据；使用可设定发射率的TESTO 835-T1型红外测温仪检测试样正面的表面温度；最后，在远离试样的位置安装空气温度传感器，以采集未受实验装置影响的空气温度数据。图2为实验装置的俯视示意图及实验室实际布置图。如图所示，
红外测温仪布置于热流传感器附近，具体测量区域为热流传感器右侧的小范围区域，确保热流传感器与红外测温仪的测量区域无重叠。
如前所述，红外热成像仪不仅用于前期评估加热系统对木质试样的均匀加热效果（通过热成像图分析），还通过反射板法实验测定了试样的发射率。反射板的制作方式为：在硬纸板表面粘贴铝箔，制成简易漫反射板；将漫反射板放置于木质试样表面，将红外热成像仪的发射率设定为1，测量漫反射板的温度，即反射温度；将反射温度输入红外热成像仪的配套软件，对比接触式传感器和红外热成像仪测得的试样表面温度，逐步调整发射率参数，直至两种方法的测量结果一致。通过该方法，确定本研究中木质试样的发射率为0.84。
3.3 研究方法
实验前期，先对试样进行加热，直至达到热稳态，以验证试样的均匀加热效果。随后，调节加热板的温度，模拟建筑实际工况中空气与墙体表面的温差环境。
本研究采用热流传感器直接测量热通量（以下简称HFM法），并基于牛顿冷却定律，采用两种间接方法测量热通量：（1）基于接触式传感器测得的表面温度数据（以下简称E-THM1法）；（2）基于非接触式红外传感器测得的表面温度数据（以下简称E-THM2法）。通过对比接触式传感器和红外传感器的表面温度测量数据，验证基于非接触式手段的增强型测温法的可行性。
上述两种间接测量方法的总换热系数均通过无量纲参数法计算得出。当试样达到热稳态后，结合表面温度、空气温度和空气流速数据进行无量纲参数分析，计算对流换热系数。尽管试样与空气的温差较小，看似仅存在自然对流，但本研究仍通过热线风速仪测定实际的对流换热工况，避免因假设不当导致的误差。
在对流传热问题中，理查森数Ri可用于判断对流类型（自然对流、混合对流或强制对流），其计算方式为格拉晓夫数Gr与雷诺数Re的平方之比（
），其中Gr和Re的计算公式如下：
式中，g为重力加速度，β为热膨胀系数，和分别为表面温度和空气温度，L为特征长度，ν为运动粘度，u为空气流速。
当Ri＞10时，为自然对流；当Ri＜0.7时，为强制对流；当0.7＜Ri＜10时，为混合对流。
雷诺数Re的计算需要空气流速数据，本研究中风速仪布置于距试样9 cm处。该布置方式符合传热学理论中采用来流速度计算雷诺数的要求，且基于前期研究结果，距试样5 cm至9 cm范围内的空气流速相对稳定，该距离处于边界层之外，可保证风速测量的准确性。
对流换热系数的计算需先确定努塞尔数Nu，不同对流工况下Nu的计算方法不同：自然对流工况下，Nu为瑞利数Ra的函数，可采用以下成熟公式计算：
强制对流工况下，Nu为雷诺数Re和普朗特数Pr的函数，当且时，采用以下公式计算：
混合对流的努塞尔数通常采用以下关联式计算：
努塞尔数Nu的计算公式为：
本研究中，特征长度L取试样的竖直尺寸（0.3 m）。此外，Gr、Re和Nu的计算均依赖于空气的特定热物理性质，为保证计算准确性，本研究根据膜温确定空气的热物理参数，膜温为空气温度与表面温度的平均值。本研究中膜温的计算范围为10℃至40℃（建筑物理应用中的典型温度区间），基于滑铁卢大学的流体性质计算器获取该温度范围内的空气热物理数据，通过线性回归法拟合得到空气导热系数λ、运动粘度ν、热膨胀系数β和普朗特数Pr随膜温变化的计算公式（见图3）。需说明的是，空气的热物理性质与温度呈非线性关系，但在建筑物理的实际温度区间内，线性回归法的拟合结果与流体性质计算器的计算结果高度吻合，决定系数接近1。该近似方法可实现每个数据采集时间步长下空气热物理参数的精准计算。
当两个物体的温差远小于其平均温度时，可对辐射传热的非线性关系进行线性化处理，辐射换热系数的计算公式如下：
式中，ε为试样的发射率，σ为斯蒂芬-玻尔兹曼常数，为试样表面与周围环境表面的平均温度。
总换热系数为对流换热系数与辐射换热系数之和，基于牛顿冷却定律，间接测量热通量的计算公式如下：
式中，和分别为试样自由表面的温度和空气温度；下标E-THM1和E-THM2分别表示基于接触式传感器和红外测温仪表面温度数据的增强型测温法；HFM法则用于对比间接方法与热流传感器直接测量的热通量结果。
除红外测温仪外，所有传感器在各次实验中的布置位置均保持一致，本研究分为两个实验阶段：
阶段1：加热前，先在试样上安装热流传感器和接触式表面温度传感器。将加热板温度设定为28℃，分别进行两组实验：（1）不使用红外测温仪；（2）将红外测温仪分别布置于距试样90 cm、60 cm、30 cm和5 cm处，确定红外测温仪的最佳布置距离。该距离的选择综合考虑了所用红外测温仪的距离系数（D:S=50:1），该参数保证了仪器在较远测量距离下，仍可实现小范围区域的精准测量，测量区域可通过仪器的四束导向激光确定。所有实验中，红外测温仪的测量区域均靠近热流传感器，且无重叠。该红外测温仪可与计算机连接，实现温度的连续测量。所有测量仪器的数据采集时间步长均设定为10 s。
阶段2：加热前，安装并布置所有测量仪器，进行两组实验：（1）将加热板温度设定为28℃，不使用红外测温仪进行测量；（2）根据阶段1的实验结果，将红外测温仪布置于最佳测量距离，逐步将加热板温度提升至28℃、30℃、32℃和34℃，分别进行测量。所有测量仪器的数据采集时间步长均设定为10 s。
本研究的技术路线如图4所示。
本研究基于霍尔曼复杂数据还原法进行不确定度分析。设测量结果A为独立变量
的函数，若已知各直接测量量的不确定度，可通过对各独立变量施加微小扰动
进行分析：
当扰动值
足够小时，偏导数可近似表示为：
测量结果A的合成不确定度计算公式为：
式中，
为各独立变量的测量不确定度。本研究中不确定度的包含因子取2，对应的置信水平约为95%
4 结果与分析
实验前期对试样进行加热至热稳态，采用红外热成像仪评估试样自由正面的热均匀性。图5为测得的热成像图，通过后处理软件添加测点标记以突出温度变化，结果显示，试样表面各测点的温度变化不超过0.2℃，良好的热均匀性保证了热通量的一维传递。
4.1 阶段1：不同红外测温仪布置距离的实验结果
将加热板温度设定为28℃，模拟建筑实际工况中空气与墙体表面的温差环境，通过控制单元的调节旋钮实现温度设定。实验前期，先仅使用热流传感器和接触式表面温度传感器采集数据，不使用红外测温仪；随后将红外测温仪分别布置于距试样90
cm、60
cm、30
cm和5
cm处进行实验。表1为阶段1的实验工况参数。
图6a为接触式传感器和红外传感器测得的表面温度（绿色和红色曲线）、空气温度（蓝色曲线）及两种传感器测得的表面温差（黄色虚线）。结果显示，整个实验过程中空气温度略有上升，从24.90℃升至24.98℃；温度峰值的出现是由于实验人员在各数据采集阶段结束后调整红外测温仪位置所致。
试样经初始加热后，接触式传感器测得的表面温度变化极小，从无红外测温仪时的平均26.70℃，降至红外测温仪距试样5 cm时的平均26.80℃。对比图6a中的绿色和红色曲线可知，红外测温仪测得的试样表面温度均偏低，与接触式传感器的平均温差分别为：90 cm处0.44℃、60 cm处0.49℃、30 cm处0.45℃、5 cm处0.25℃。
图6b为基于实验数据，通过无量纲参数法计算得到的对流、辐射和总换热系数。整个实验过程中，理查森数Ri均小于10，平均值为2.8，表明实验工况为混合对流。基于接触式表面温度传感器的数据，计算得到的对流换热系数几乎保持恒定，范围为2.78
W/m²·K至2.79
W/m²·K；基于红外测温仪的数据，对流换热系数的范围略有扩大，为2.69
W/m²·K至2.75
W/m²·K。
辐射换热系数的计算结果同样保持稳定，基于红外测温仪数据的计算结果为5.11 W/m²·K至5.12 W/m²·K，基于接触式传感器数据的平均计算结果为5.13 W/m²·K。总换热系数的计算结果显示：E-THM2法的平均值为7.80 W/m²·K至7.87 W/m²·K，E-THM1法的平均值为7.95 W/m²·K至7.96 W/m²·K（见表1）。需说明的是，若以热流传感器测得的热通量与试样-空气温差（图6a中
(接触式)-
）的比值计算总换热系数，结果更低，范围为7.44 W/m²·K至7.46 W/m²·K。该差异的产生原因是：热流计法的测量结果受各仪器间相互作用的影响，导致热通量测量值偏低，与E-THM1法的计算结果存在偏差；而总换热系数的波动则源于加热板为维持恒温进行的周期性加热。
图7为直接测量法和两种间接测量法的热通量结果。热流计法的测量结果显示，随着红外测温仪与试样距离的缩短，测得的热通量逐渐降低，这是由于红外测温仪的工作温度高于实验室环境温度，与热流传感器之间产生辐射热交换，对测量结果造成影响。当红外测温仪距试样5
cm时，热通量的测量值降低约7%。
对比无红外测温仪时热流计法的初始测量结果，当红外测温仪距试样90 cm时，热通量测量值降低约2%。为保证不同测量方法间对比的可靠性，基于减少仪器间相互干扰的原则，确定90
cm为红外测温仪的最佳布置距离。
无红外测温仪时，E-THM1法与热流计法的热通量测量偏差约为5%，验证了基于无量纲参数法的增强型测温法的有效性；当红外测温仪距试样90 cm时，两种方法的偏差约为8%。
热通量的持续降低导致E-THM1法与热流计法的偏差逐渐增大，从60 cm处的约9%增至5 cm处的约14%。
当红外测温仪距试样90 cm时，E-THM2法与热流计法的偏差高达-13%；随着测量距离的缩短，偏差发生变化：60 cm处为-21%、30 cm处为-23%、5 cm处为-6%。但5 cm处的偏差结果是基于受红外测温仪影响而偏低的热流计法测量值，参考价值有限。若以无红外测温仪时热流计法的平均热通量13.57
W/m²为基准，90
cm处E-THM2法的测量偏差约为-15%。
实验室工况下的实验结果汇总于表2，结果表明，非接触式传感器的温度测量值存在波动是导致测量偏差的主要原因。此外，不同实验工况下的空气流速也可能对测量结果产生重要影响，这一点在实际建筑工程应用中需进一步研究。
实验结果显示，当红外测温仪的布置距离为90 cm至30 cm时，TESTO 835-T1型红外传感器测得的表面温度变化趋势相对稳定，与接触式传感器的平均温差为0.41℃；为避免局部热效应的影响，该红外传感器与待测表面的距离不应小于30
cm。基于上述实验结果，后续可通过原型硬件板和定制软件搭建新型测量系统，利用软件对红外测温仪的测量值进行校正，以消除与接触式传感器的测量偏差。
4.2 阶段2：不同加热板温度的实验结果
本阶段实验中，先将加热板温度设定为28℃，在不使用红外测温仪的情况下采集实验数据；随后根据阶段1的结果，将红外测温仪布置于距试样90 cm处，逐步将加热板温度提升至28℃、30℃、32℃和34℃，分别进行实验。表3为阶段2的实验工况参数。
图8a为接触式传感器和红外传感器测得的表面温度（绿色和红色曲线）、空气温度（蓝色曲线）、表面-空气温差（黑色虚线）及两种传感器的表面温差（黄色虚线）。红外测温仪开启后，初期测得的温度偏高，为仪器的稳定阶段。排除该初始瞬态阶段后，接触式传感器与红外传感器的测温偏差范围为0.11℃至0.45℃：加热板温度为28℃时，平均温差为0.45℃；温度升至30℃、32℃和34℃时，平均温差分别降至0.40℃、0.24℃和0.11℃。该现象的原因可能是试样温度升高时，辐射热通量增大，提升了红外测温仪的测量准确性。对比两种传感器的表面温度测量结果可知，红外测温仪的测量值始终低于接触式传感器；实验室的空气温度范围为25.08℃至25.24℃。
图8b为基于实验数据计算得到的对流、辐射和总换热系数，其中绿色虚线和点划线分别为基于接触式表面温度传感器数据计算的对流和辐射换热系数，红色虚线和点划线分别为基于红外测温仪数据计算的对流和辐射换热系数，黑色虚线为以热流传感器测得的热通量与试样-空气温差（图8a中(接触式)-）的比值计算的总换热系数。总换热系数的波动源于加热板为维持恒温进行的周期性加热，导致热通量测量值出现小幅波动，且随着加热板温度的升高，该波动逐渐减小。
本阶段实验中，理查森数Ri的计算结果均小于10，表明仍为混合对流工况，且随加热板温度的变化，Ri的平均值为2.6至3.8。因此，本研究采用公式（7）计算努塞尔数Nu，进而求解对流换热系数。
图9为直接测量法和两种间接测量法的热通量结果。加热板温度为28℃的初始加热阶段，E-THM1法与热流计法的测量结果吻合度较高，偏差约为5%；随着加热板温度的升高，E-THM1法的热通量计算值高于热流计法的测量值，且偏差保持相对稳定，范围为4%至6%。
加热板温度为28℃和30℃时，E-THM2法的热通量计算值低于热流计法和E-THM1法：与热流计法的平均偏差分别约为-23%和-12%；与E-THM1法的平均偏差分别约为-27%和-16%。随着加热板温度升至32℃和34℃，上述偏差显著减小。这一现象与两种传感器的测温偏差变化一致：随着加热板温度的升高，红外测温仪与接触式传感器的测温偏差逐渐降低。加热板温度为32℃和34℃时，E-THM2法与热流计法的测量结果高度吻合，平均偏差分别约为-1%和4%；与E-THM1法的平均偏差分别约为-7%和-2%。
本阶段实验的总换热系数和热通量结果汇总于表4。
5 结论
本研究提出了一种基于非接触式手段的建筑墙体热通量评估方法，并利用实验室实验装置进行了验证。研究结果表明，增强型测温法（E-THM）可通过牛顿冷却定律，结合无量纲参数法确定合理的对流换热系数，实现建筑墙体热通量的有效计算。
测量结果的准确性受红外测温仪表面温度测量精度的显著影响。
**不同红外测温仪布置距离的实验（阶段1）**结果表明，本研究使用的红外传感器测得的试样表面温度均偏低，与接触式传感器的平均温差分别为：90 cm处0.30℃、60 cm处0.49℃、30 cm处0.45℃、5 cm处0.25℃。红外测温仪与试样距离过近时，仪器外壳的热量积聚导致测温值偏高，同时对热流计法的热通量测量结果产生干扰，导致测量值降低。
E-THM1法与热流计法的热通量偏差范围为5%至14%；若排除红外测温仪的干扰，偏差可降至5%至7%，进一步验证了无量纲参数法的有效性。
E-THM2法与热流计法的偏差更大，范围为-13%至-6%；若以无红外测温仪时热流计法的测量值为基准，偏差范围扩大至-23%至-12%。该偏差主要源于红外传感器测得的试样-空气温差偏低，而非换热系数的计算误差。
**不同加热板温度的实验（阶段2）**结果表明，E-THM1法与热流计法的热通量偏差保持在4%至6%，且稳定性良好。
E-THM2法与热流计法的对比结果显示，当试样-空气温差较大时（加热板温度为32℃和34℃），测量结果的吻合度较高，偏差范围为-1%至4%。该工况下，红外测温仪的表面温度测量值仍偏低，与接触式传感器的偏差范围为：28℃时0.45℃，34℃时0.11℃。
当红外测温仪的布置距离为30 cm至90 cm时，需对其测温值进行约0.4℃的校正，方可使热通量计算结果与E-THM1法和热流计法的测量结果保持一致。
需说明的是，本研究的结论均基于特定的实验装置和工况，尽管已尽量减小表面传感器对温度场的影响，但该影响仍无法完全排除。本研究对相关影响进行了详细分析，而该方法的有效性仍需在更多工况下进一步验证，包括无表面传感器的工况、实际建筑现场应用以及采用其他努塞尔数关联式的情况。后续可基于前期实验结果，通过软件对红外传感器的测量值进行校正，以消除与接触式传感器的测温偏差，该校正方法的有效性仍需在未来的研究中验证。
