*+,、*+( —
—分别为空气流量、燃油流量，’ & -。燃烧室进口空气总焓可按 " . *+, /0, 1" 近似确定，*+( /0( 1( 一般很小，常常忽略。燃
烧室出口总焓 3 .4 3，可将出口截面的面积分为若干块（ 2 .56 7"6），在每一
.%2(*+3 /03 1
1
小块内测定气动参数 03、03、3，以确定 。测量放热规律的试验说明，按面积相当的
3
各小块内所测的局部温度的算术平均值与按质量平均的温度值重合度很好，并可简化计算。 温升法。燃烧效率定义为燃烧室实际平均温升与理论温升之比，亦称温升效率：
1
,8 91",8
" // .
(1
9 ":;
式中， 1,8 ———出口温度移位测量读数的质量流量平均温度；
1
",8 ———进口热电偶读数的平均值； (1 —
—由试验测出的空气流量、燃油流量（即得出油 &气比）、进口温度、试
9 ":;
验时空气温度、燃油碳氢组成等查理论燃烧温度图线得出的理论温升。
燃气分析法。应用燃气分析技术能准确地测量燃烧效率、温度、污染成分、燃油浓度分布及油气比等，对未燃气成分的分析可以推得燃烧不完全性的原因。例如，在火焰筒中心线附近出现 <=和 5时，说明由于掺混空气进入不当引起燃烧反应过早的降温淬熄；如果在火焰筒壁处有较多的 <=及未燃碳氢化合物，说明冷却空气有些过量或者燃油被喷到筒壁上冷却气流层中的过多。
根据燃烧室出口的燃气成分，燃烧效率定义为燃料完全燃烧时的理论发热量与实际燃烧产物中残存的可燃成分所蕴藏的化学能之差对理论发热量的比值。对于航空煤油燃烧，可以推导出：
/>5 ?6@A"/> 96@"4B< 96@"BC5
" // .
<=5 ? <= ? D<
式中，下角标 D<———燃烧产物中除 <之外的未燃碳氢化合物，各成分之值为体积分数。
（5）采用辅助加温燃烧室时燃烧效率的确定
采用辅助加温燃烧室加热进入燃烧室的空气时，会影响燃烧室的测量结果。令被试燃烧室工作时的温升为 %10E，实际燃烧效率为 "/0E；加温燃烧室相应值为 %1,F及 "/,F。假定由加温燃烧室流出的不完全燃烧产物在被试燃烧室内燃烧，其燃烧效率也为 "/GE。于是在实际燃烧室内所测的 "H/0E可由热平衡方程求得
"H/0E )*(0E . " /0E )*(0E ? " /0E )*(,F（49 " /,F）
式中，*( ———对于 4’空气的燃油消耗量，
/0 %1
*( .
) " //
•44"6•
简单变换后可得
+()
" % "［& ’ "() "* • "（&, "()）］" "* "()
+
可得： 在被试燃烧室内所得的燃烧效率实际上更大地取决于由加温燃烧室流人的不完全燃烧的燃烧产物。 当加温燃烧室内的燃烧效率减少及温升增加时，所确定的燃烧效率的误差增加，而当被试燃烧室内温升增加时，误差减小。例如，若规定(*(* % 1./0， % /2 41，% &2 /&.，
+() % -./0， + "() %/213，" 则 " 此时误差高达 5。.6，而 " % &2 /&.，显然是不合理的。
（5）燃烧室进、出口参数的测量进行各种目的全环燃烧室试验时，其进、出口测点布置基本上应规格化。这对正确得出试验结果、积累和比较试验数据都很重要。
典型布置如图 1 ,. ,5（"）所示。进口总压由 1个 .点的总压耙测量，周向均布。每个测点在径向上的位置根据等环面分布的原则确定。第 7个等环面的中心线半径 7可由下式计算，
-7,& -8,-7’&
7% 9’ 9-7
-8 -/-8
式中， 8———环形通道截面积等分的同心环数；
97、9: ———分别为环形通道的内、外半径；
7—
—同心环序号。
每一个总压测点引出的压力都是单独的一个接管嘴，每一个总压值都各自连到自动数据系统，其中有两个测点的总压值应通到控制间，作为控制间内调整试验状态及监视试验工作正常情况之用。伸入气流中的总压耙部分应做成叶型剖面，以减少对气流的扰动。总压耙的轴向位置处于相当于压气机出口导向叶片的后缘截面。
进口总温测量类似总压也有两支热电偶用于调整试验状态以及监视燃烧室局部温升是否过高而自动停止试验。由于进口总温的数值并不会随测点轴向位置的变动有显著变化，因此，进白总温测点的轴向位置可以在进口总、静压测点轴向位置之间，以便错开。
进口静压在进口段内环壁、外环壁上总共 &;个静压孔来测量所有静压孔的轴向位置都开在同一截面上，即相当于压气机出口导向叶片的后边缘。出口截面总温、总压由旋转移位机构及测头来测量。旋转移位机构每旋转 5< =4<移位一次。全环燃烧室试验中，一般移位 5<，共 .1.个测温读数。
燃烧室出口温度分析测量的准确性取决于测点密度，特别是热点指标。在测点数目少时，可能漏掉热点。燃烧室出口温度分布越差，需要测量点数愈多。为了保证可能的变动小于 &/6，一般需要 +-.点。
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