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測定各類參數隨發動機的轉速，放氣系統，調節截面改變而改變的情況；
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通過試驗尋求提高發動機性能的有效途徑，進一步改善全臺發動機的試驗技術。 (’試驗機的改裝為適應試驗的需要，在發動機進口整流帽罩后加裝了 %%))長的一段平直環形通道以測
量發動機流量；在第一級導向器的 *片空心葉片前緣各開了 +個小孔，設置總壓測頭；在渦輪后，拆除了加力擴散器機匣上的 %個前燃油噴嘴和預燃室，利用整流支板和擴散器機匣空腔安裝齒輪傳動機構，改裝成旋轉測量裝置，測量除加力狀態以外的渦輪后溫度。
,’測點布局和傳感器發動機全流程參數的測點布局如圖 * -, -所示。測量受感部、各特征截面測點數目如表 * -, -所列。注意：本章各截面序號仍沿用原渦噴發動機各截面標序。表 * -, -各截面參數測點及受感部和儀表
測量截面 測量參數 傳感器 方式 測點數
名稱 數量
.% 鉑電阻溫度計 / 定點 /
% .% 0 熱電偶 / 定點 /
.% 大氣壓力計 定點
•%&%•
第八篇 9航空發動機試驗和測試
測量截面 測量參數 傳感器 方式 測點數
名稱 數量
" 點梳狀總壓管 % 每 &&’ (間隔測量一次 &)
* +,- 外壁靜壓孔 % .
* /0 內壁靜壓孔 % .
* 點總壓耙
點梳狀總壓管 定點
1 & 2點總壓耙 徑向移動 %個位置 %)
* & 點總壓耙 徑向移動 %個位置 %)
& * & 三孔針 徑向移動 %個位置 %
* &+,- 外壁靜壓孔 % 定點 %
* /0 內壁靜壓孔 3 4 % 定點 5&
5 * 5 第 級導向器前緣 6點總壓管 3 定點 .
% 1 % 點梳狀熱電偶 5 每旋轉 .’ (測量一次 5))
* % 6點梳狀總壓管 定點 &
1 總溫熱電偶 直徑方向橫掃
* .點梳狀總壓管 定點，直徑方向分布 ..
邊界熱電偶 & 定向 &
邊界總壓測針 & 定向 &
%’分析及試驗結果
（）發動機的空氣流量
采用流速法規定，總壓場由 %支 點梳狀總壓測針測量，考慮到內外壁面的附面層，人為地將通道分為 5個環面。內、外環的厚度均取 77，各均布 個測點，周向場用間隔 &&’ (的回轉測量段來測定，整個截面的平均總壓按面積加權求得。試驗結果表明，單點總壓測值的最大周向不均度不大于 )’ 8，內外壁附面層的厚度分別約為 577及 )77。
在流量測量段內外壁上，分別均勻開設 %個靜壓孔來測量壁面靜壓。由于整流支板及進氣帽罩的干擾、靜壓場扭曲，所以采用 點梳狀的傾角和俯仰三孔針測定。周向靜壓的不均勻度在外壁為 ’ .8；內壁為 ’ &8；徑向靜壓不均勻度在支板處為 ’ .8；兩支板正中為 ’ 68。
（&）壓氣機增壓比及效率
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（）渦輪落壓比及效率 圖 ""%渦噴 &發動機全流程參數測點布局測定壓氣機進口總壓時，除用 ’點梳狀總壓測針測定附面層的發展外，還用 ’點總壓耙測定了整流支板的尾跡。可以看到尾跡中總壓低，主流中總壓高。壓氣機效率采用溫升法確定。在壓氣機出口，如圖 "(’所示的 )、*、三個位置，分+別用可沿徑向自動提升的 點總溫耙、 -點總壓耙及單點三孔針測量相應槽道出口處的 ,、/和 /的分布。測點沿徑向的布置是將壓氣機出口截面劃分為四個等環面。.(((壓氣機出口沿柵距總溫分布的特點是尾跡區比主流區高、葉盆區比葉背區高。總壓分大差達壓氣機溫升的 6/的最大差值達平均總壓的 -16。，(柵后布置受感部會造成堵塞，總溫耙的堵塞將使 量值偏高，使尾跡增寬、分布扭曲。.(總壓耙的堵塞也會使 /增高，其增高值達出口總壓的 -16。(渦輪前總壓 /是在一級導向器的 片空心葉片前緣布置 2點梳狀總壓測針進行測渦輪前總溫 不采用直接測量，而是根據測量的 按等功法推算。由于帶動壓氣..4機所需功率 /0與渦輪所產生的功率 /.有 /07 85.即，
5、的周向測量結果表明，由于各槽道進氣情況、加工精度、前后級匹配以及火焰筒.((低， 約為 -12(3-1224。
9079<8: 58; 8
布規律則相反。沿徑向分布的特點是葉根總溫高、總壓低，中間部分則總壓高、總溫低，于
是計算求得的壓氣機效率沿徑向的變化規律是中間高， 約為 -1(2 3-1’；葉尖葉根
0
0
反壓等有差異，因而使同一葉高上不同槽道的氣動參數沿柵距的平均值互不相同， .(的最
量。考慮到火焰筒邊界的影響， 片導向器葉片基本上集中布置在兩個火焰筒的出口截面。
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于是可求得 98: 05( " (98=> ? 98@805; 4
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式中，—
—壓氣機出口提取空氣占總空氣量"。于是據 、% 和 & 的測量值圖 ’() (%示出實測的 環面溫度場等溫線。為了獲得較精確的截面平均總溫，必
&
須有足夠的測點。然而，若采用過多的熱電偶，則會造成嚴重堵塞。采用旋轉測溫機構，將 )支 *點梳狀電偶每轉 +,測一次，一次開車測 )--點，能保證 的測量準確度。 熱電
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