*+,、*+( —
—分別為空氣流量、燃油流量，’ & -。燃燒室進口空氣總焓可按 " . *+, /0, 1" 近似確定，*+( /0( 1( 一般很小，常常忽略。燃
燒室出口總焓 3 .4 3，可將出口截面的面積分為若干塊（ 2 .56 7"6），在每一
.%2(*+3 /03 1
1
小塊內測定氣動參數 03、03、3，以確定 。測量放熱規律的試驗說明，按面積相當的
3
各小塊內所測的局部溫度的算術平均值與按質量平均的溫度值重合度很好，并可簡化計算。 溫升法。燃燒效率定義為燃燒室實際平均溫升與理論溫升之比，亦稱溫升效率：
1
,8 91",8
" // .
(1
9 ":;
式中， 1,8 ———出口溫度移位測量讀數的質量流量平均溫度；
1
",8 ———進口熱電偶讀數的平均值； (1 —
—由試驗測出的空氣流量、燃油流量（即得出油 &氣比）、進口溫度、試
9 ":;
驗時空氣溫度、燃油碳氫組成等查理論燃燒溫度圖線得出的理論溫升。
燃氣分析法。應用燃氣分析技術能準確地測量燃燒效率、溫度、污染成分、燃油濃度分布及油氣比等，對未燃氣成分的分析可以推得燃燒不完全性的原因。例如，在火焰筒中心線附近出現 <=和 5時，說明由于摻混空氣進入不當引起燃燒反應過早的降溫淬熄；如果在火焰筒壁處有較多的 <=及未燃碳氫化合物，說明冷卻空氣有些過量或者燃油被噴到筒壁上冷卻氣流層中的過多。
根據燃燒室出口的燃氣成分，燃燒效率定義為燃料完全燃燒時的理論發熱量與實際燃燒產物中殘存的可燃成分所蘊藏的化學能之差對理論發熱量的比值。對于航空煤油燃燒，可以推導出：
/>5 ?6@A"/> 96@"4B< 96@"BC5
" // .
<=5 ? <= ? D<
式中，下角標 D<———燃燒產物中除 <之外的未燃碳氫化合物，各成分之值為體積分數。
（5）采用輔助加溫燃燒室時燃燒效率的確定
采用輔助加溫燃燒室加熱進入燃燒室的空氣時，會影響燃燒室的測量結果。令被試燃燒室工作時的溫升為 %10E，實際燃燒效率為 "/0E；加溫燃燒室相應值為 %1,F及 "/,F。假定由加溫燃燒室流出的不完全燃燒產物在被試燃燒室內燃燒，其燃燒效率也為 "/GE。于是在實際燃燒室內所測的 "H/0E可由熱平衡方程求得
"H/0E )*(0E . " /0E )*(0E ? " /0E )*(,F（49 " /,F）
式中，*( ———對于 4’空氣的燃油消耗量，
/0 %1
*( .
) " //
•44"6•
簡單變換后可得
+()
" % "［& ’ "() "* • "（&, "()）］" "* "()
+
可得： 在被試燃燒室內所得的燃燒效率實際上更大地取決于由加溫燃燒室流人的不完全燃燒的燃燒產物。 當加溫燃燒室內的燃燒效率減少及溫升增加時，所確定的燃燒效率的誤差增加，而當被試燃燒室內溫升增加時，誤差減小。例如，若規定(*(* % 1./0， % /2 41，% &2 /&.，
+() % -./0， + "() %/213，" 則 " 此時誤差高達 5。.6，而 " % &2 /&.，顯然是不合理的。
（5）燃燒室進、出口參數的測量進行各種目的全環燃燒室試驗時，其進、出口測點布置基本上應規格化。這對正確得出試驗結果、積累和比較試驗數據都很重要。
典型布置如圖 1 ,. ,5（"）所示。進口總壓由 1個 .點的總壓耙測量，周向均布。每個測點在徑向上的位置根據等環面分布的原則確定。第 7個等環面的中心線半徑 7可由下式計算，
-7,& -8,-7’&
7% 9’ 9-7
-8 -/-8
式中， 8———環形通道截面積等分的同心環數；
97、9: ———分別為環形通道的內、外半徑；
7—
—同心環序號。
每一個總壓測點引出的壓力都是單獨的一個接管嘴，每一個總壓值都各自連到自動數據系統，其中有兩個測點的總壓值應通到控制間，作為控制間內調整試驗狀態及監視試驗工作正常情況之用。伸入氣流中的總壓耙部分應做成葉型剖面，以減少對氣流的擾動。總壓耙的軸向位置處于相當于壓氣機出口導向葉片的后緣截面。
進口總溫測量類似總壓也有兩支熱電偶用于調整試驗狀態以及監視燃燒室局部溫升是否過高而自動停止試驗。由于進口總溫的數值并不會隨測點軸向位置的變動有顯著變化，因此，進白總溫測點的軸向位置可以在進口總、靜壓測點軸向位置之間，以便錯開。
進口靜壓在進口段內環壁、外環壁上總共 &;個靜壓孔來測量所有靜壓孔的軸向位置都開在同一截面上，即相當于壓氣機出口導向葉片的后邊緣。出口截面總溫、總壓由旋轉移位機構及測頭來測量。旋轉移位機構每旋轉 5< =4<移位一次。全環燃燒室試驗中，一般移位 5<，共 .1.個測溫讀數。
燃燒室出口溫度分析測量的準確性取決于測點密度，特別是熱點指標。在測點數目少時，可能漏掉熱點。燃燒室出口溫度分布越差，需要測量點數愈多。為了保證可能的變動小于 &/6，一般需要 +-.點。
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