徐諸霖, 高榮釗, 達興亞

(中國空氣動力研究與發(fā)展中心 高速空氣動力研究所, 四川 綿陽 621000)

0 引 言

自噴氣式發(fā)動機出現(xiàn)以來，進氣道與發(fā)動機一體化就成為飛機研制的一個重要問題，其中最關(guān)鍵的是評估進氣道流場畸變對發(fā)動機穩(wěn)定性的影響[1-3]。對這一問題，國際上相關(guān)學者對總壓畸變圖譜的測量進行了大量研究[4-12]，一是以美國為主的總壓畸變圖譜評估方法，即測量分析出口截面的動態(tài)總壓圖譜并進行模擬[13]；二是以俄羅斯為主的總壓畸變強度評估方法[14-15]。無論哪種方法，都以準確測量進氣道出口總壓為基礎(chǔ)；兩者區(qū)別在于，后者不模擬畸變圖譜，只模擬畸變強度。目前，中國主要采用俄羅斯的方法體系。

對于傳統(tǒng)S彎進氣道，其長度較長，曲率不大，出口流場畸變不大，紊流度也較小，因此采用總壓耙測量方法就可以獲得可信賴的結(jié)果。例如，郁新華等人[16]在低亞聲速來流情況下使用總壓耙對出口流場進行測量。對于大S彎進氣道，因其具有更大的流道曲率，截面變化也十分復(fù)雜，出口流場不均勻度和紊流度大增，從而使得總壓耙測量方法難以準確測量總壓并評估畸變強度[17-18]。國內(nèi)外鮮有將五孔探針作為進氣道出口總壓測量的工具，而主要用于壓氣機葉片排進出口流場測量。例如，德國慕尼黑燃氣輪機研究院(MTU)與法國國家航天研究院(ONERA)力能部[19]將五孔探針被用于壓氣機性能測量；Gilarranz等[20]設(shè)計的“L”型五孔探針被用于多級離心壓氣機級間測量。在國內(nèi)，姜健[21]曾使用五孔探針測量進氣道入口旋流，但探針數(shù)量較多，對流場干擾較大且未達到高密度的測量。江勇等人[22]以總壓耙為主、局部使用三孔探針對出口截面進行測量。

針對傳統(tǒng)測量方法的不足，本文提出基于五孔探針的總壓測量方法，這在國內(nèi)外尚無相關(guān)報道。采用多種方法處理數(shù)據(jù)，對比數(shù)值計算(Computational fluid dynamics, CFD)、測量耙兩種方法，然后選取最合理、準確、連續(xù)的總壓測量結(jié)果，再采用美國ASME協(xié)會的進氣道畸變評估標準[23]對本文大S彎進氣道模型進行評估。

1 五孔探針總壓測量段

1.1 大S彎進氣道總壓測量面臨的問題

國內(nèi)傳統(tǒng)進氣道試驗使用固定的總壓測量耙測量其出口截面的總壓分布。測量耙上一般安裝了5根直徑1mm左右的總壓管，測量耙的間隔在30°～60°之間(分別對應(yīng)12耙和6耙)，風洞小縮比模型通常采用60°間隔測量耙。當進氣道出口氣流角度較大時，總壓管的測值會產(chǎn)生誤差，測量管也可能發(fā)生抖動，使得總壓恢復(fù)系數(shù)、畸變強度和流量等出現(xiàn)較大的評估誤差。同時，由于進氣道出口流場沿周向變化劇烈，當測量耙間隔過大時，有可能不能分辨出真實的畸變圖譜，進而影響總壓畸變的評估結(jié)果。因此，需要發(fā)展一種對流向角敏感度不高、能夠加密測量點的測量手段。本文采用可徑向移動和周向轉(zhuǎn)動的五孔探針進行測量。

1.2 五孔探針測量段結(jié)構(gòu)設(shè)計

五孔探針測量段如圖1所示。探針由測量段的外壁面嵌入進氣道出口流場中，受探針制造、校準等諸多因素的影響，在周向僅安裝了3個L型五孔探針，探針間隔120°，呈人字形。探針尾部與軸向步進電機連接，由電機自動控制其徑向移動。在軸向電機上集成了相對編碼器，配合專用的電機驅(qū)動器，使步長達到了0.0079mm。電機驅(qū)動器與大S彎進氣道試驗臺的控制系統(tǒng)相連，接收控制系統(tǒng)的控制信號，并將位置信息反饋給控制系統(tǒng)。測量段的周向轉(zhuǎn)動采用的是手動方式，探針會隨著測量段一起轉(zhuǎn)動，從而實現(xiàn)任意周向站位的測量。

圖1 五孔探針測量段示意圖

1.3 五孔探針參數(shù)及數(shù)據(jù)處理方法

本文使用Aeroprobe公司的3個L型五孔探針，如圖2所示。探針頭部為圓錐型，探針軸的長度為152.4mm、直徑為4.8mm，頭部長25.4mm、直徑3.18mm，尾部的5根測壓管連接到壓力掃描閥的測壓端口。校準馬赫數(shù)0.1～1.5，流向角精度為0.4°，速度精度為0.8%，氣流測量角為±60°[24]。

圖2 L型五孔探針[21]

Aeroprobe推薦的五孔探針測量數(shù)據(jù)處理方法為局部最小二乘擬合方法[25](Local-Least Squares，LLS)，其搜尋算法使用了專門的多區(qū)域搜尋程序和角度范圍驗證程序。另外還有一種分區(qū)擬合方法[26](Sector-Fitting，SF),使用探針壓力測值最大的幾個點確定一個分區(qū)，讀取對應(yīng)分區(qū)的擬合系數(shù)，再進行快速擬合。分區(qū)擬合方法的精度不如前者，但是運算效率更高、速度更快，適用于實時數(shù)據(jù)處理。

1.4 五孔探針的校準

在開展試驗以前，應(yīng)對五孔探針進行校準。使用L型五孔探針測量了縱向速度場分布，入口馬赫數(shù)在0.2～0.6之間。探針安裝在等直段的下表面，其頭部與中間截面標齊，等直段直徑為3.2mm、長度為21mm，縱向直管段直徑4.75mm，如圖3所示。試驗數(shù)據(jù)表明，這種安裝對下表面靜壓的測量值影響較大，由五孔探針反算的靜壓比壁面實測靜壓低了約1kPa，而反算的總壓要高于穩(wěn)定段總壓約200～300Pa，因此造成馬赫數(shù)計算誤差，但對均勻性影響不大。如圖4、5所示，在馬赫數(shù)為0.5和0.6時，實測值達到了0.515和0.608。該截面具有約0.5°的流向角，但馬赫數(shù)的均方根僅為0.0009和0.0007。0.5°流向角遠高于風洞流向角要求，但考慮到探針的安裝誤差和測量誤差，認為該數(shù)據(jù)是可以接受的。

圖3 探針校準裝置

圖4 等直段中截面流場校核結(jié)果(馬赫數(shù)0.5)

圖5 等直段中截面流場校核結(jié)果(馬赫數(shù)0.6)

1.5 試驗流程

試驗過程中需要調(diào)整的參數(shù)包括探針的周向位置、進氣道入口馬赫數(shù)和探針徑向位置。試驗過程中，先通過Circ-rotating改變周向角，再利用Mach ladder改變馬赫數(shù)，最后使用Radial ladder改變徑向位置，流程如圖6所示。將改變周向角的過程置于流程的最外環(huán)，可以減小周向轉(zhuǎn)動次數(shù)，也可以在每個周向位置獨立開車試驗，以減少單次車吹風時間。在每個測量點，探針測量時間為5s，大約能獲取50個測量數(shù)據(jù)。圖7給出了單次試驗的馬赫數(shù)控制曲線，馬赫數(shù)階梯從0.15到0.60。得益于氣源容量優(yōu)勢和試驗臺小流量特性，雖然進氣道試驗臺采用了開環(huán)控制方式，但在單次試驗過程中馬赫數(shù)能穩(wěn)定在目標范圍，且精度達到了2‰。

圖6 五孔探針測量試驗流程

圖7 馬赫數(shù)試驗階梯

2 進氣道數(shù)值模擬分析

借助CFD計算結(jié)果對管內(nèi)流動進行分析。雖然CFD在模擬大S彎進氣道強分離流方面還存在一些不足，但可為認清基本流動狀態(tài)提供依據(jù)，也可以為試驗提供參考。

計算域包含入口等直段、進氣道和出口等直段，計算網(wǎng)格約780萬，選用Spalart-Allmaras模型，入口給定總溫、總壓邊界條件，出口給定流量邊界條件，雷諾數(shù)取實驗值。圖8給出了計算得到的Ma0.5時的大S彎進氣道軸向剖面的總壓恢復(fù)系數(shù)云圖和流線圖，其中pt0為入口總壓，p0為當?shù)乜倝?，x=625mm截面為進氣道出口截面，x=0mm截面為進氣道入口截面。其他馬赫數(shù)下的畸變圖譜和流線分布與圖8十分類似，本文不再給出。從圖8可以看出，盡管在第二彎道處存在較大分離區(qū)，但出口截面并不存在回流現(xiàn)象。

圖8 進氣道流線圖(Ma=0.5)

圖9展示了大S彎進氣道的8個剖面，每個截面包含總壓恢復(fù)系數(shù)云圖和流線分布，x表示距離進氣道入口截面的軸向距離?？梢钥闯?，從入口至出口，管道剖面形狀從半橢圓形演變?yōu)橹睆?50mm的圓形。x= 0mm，89mm時，截面位于進氣道第一彎區(qū)域，氣流隨著彎道均勻地向下流動，總壓幾乎不存在損失。當x= 179mm時，截面下方兩側(cè)出現(xiàn)較小的圓形低壓區(qū)，存在較弱的總壓損失，但當x= 268mm時，截面位于大S彎進氣道最大偏移截面，同時也是第一個彎道的末端、第二個彎道的始端，截面左/右下角出現(xiàn)漩渦，總壓損失區(qū)域逐漸擴大。當氣流進入第二個彎道時，上部流動分離區(qū)增大，總壓恢復(fù)系數(shù)下降到0.82，為全流道最低數(shù)值。在進氣道后半段，上部較大低壓區(qū)與下部兩側(cè)較小低壓區(qū)的作用范圍不斷擴大，但總壓恢復(fù)系數(shù)在提高?？傮w來看，CFD結(jié)果和理論推導(dǎo)[27]表現(xiàn)出的規(guī)律是相符的。

圖9 內(nèi)部截面旋流圖(Ma=0.5)

3 五孔探針測量總壓結(jié)果分析

3.1 測量位置

根據(jù)美國SAE的總壓測量規(guī)范，在進氣道出口截面(即圖8中x=625mm處)徑向等面積中心布置5個測量點，周向測量角度間隔10°，總測點數(shù)為180個，如圖10所示。由于探針為120°等間隔分布，進氣道流場左右對稱，因此實際上只需要7個周向測量角度，共計105個測量點，從外向內(nèi)依次標識為1～5環(huán)，底部位置的周向角標識為0°，并沿順時針方向遞增。

圖10 測量點位置

3.2 數(shù)據(jù)處理方法的影響分析

3.2.1LLS方法

使用LLS方法直接處理每個狀態(tài)所有的測壓數(shù)據(jù)，得到各測點的流場結(jié)果，然后取這些結(jié)果的平均值。圖11是Ma0.6時第4環(huán)170°角位置5s內(nèi)的處理結(jié)果，橫坐標是測量點，縱坐標pt是總壓。可以看出，LLS方法具有很好的魯棒性，幾乎所有測量點都能處理出結(jié)果。但是，某些狀態(tài)的處理效果很差。除1161測量點外，其余點都有結(jié)果輸出，但總壓在55～87kPa之間劇烈波動，而某些奇異點測得的壓力數(shù)據(jù)遠遠超過平均值，如圖11中超出水平黑線區(qū)域的幾個測量數(shù)據(jù)。數(shù)據(jù)組表現(xiàn)出的較強的不連續(xù)性導(dǎo)致其沒有統(tǒng)計上的意義，應(yīng)根據(jù)特定且合適的數(shù)據(jù)處理法則予以剔除，可見，這種方法得到的單個測量點數(shù)據(jù)存在較大波動，如果不尋找一套適合的數(shù)據(jù)處理方法，可能不能有效地控制誤差。

圖11 第4環(huán)170°角位置結(jié)果(LLS)

如圖12所示，左側(cè)云圖為五孔探針測得總壓恢復(fù)系數(shù)(采用LLS方法得到數(shù)據(jù))，右側(cè)云圖為總壓耙測得的總壓恢復(fù)系數(shù)，Ma為入口馬赫數(shù)，pt為當?shù)乜倝?，pt0為入口總壓。對于Ma0.2～0.6，五孔探針和總壓耙的相同點表現(xiàn)為：上半部分因流動分離造成的低壓區(qū)及左右兩側(cè)范圍較小的低壓區(qū)，雙方均能捕捉到；不同點表現(xiàn)為：五孔探針測得的上部低壓區(qū)總壓畸變強度明顯弱于總壓耙測得的結(jié)果，且五孔探針測得的左右兩側(cè)小低壓區(qū)更靠近中心?？梢钥闯?，對于進氣道出口總壓分布規(guī)律，兩者的測量結(jié)果大體一致。例如，Ma0.5時，左右兩側(cè)小低壓區(qū)的壓力測值(圖12(d))與計算值(圖13)云圖分布一致，三者在數(shù)值上誤差也很小。不難發(fā)現(xiàn)，盡管LLS方法能夠在高壓區(qū)得到穩(wěn)定連續(xù)的數(shù)據(jù)，但其在低壓區(qū)多個測量點數(shù)據(jù)表現(xiàn)出來的連續(xù)性卻不盡人意：在大的低壓區(qū)內(nèi)出現(xiàn)一些異常點，使得低壓區(qū)不連續(xù)；Ma0.3時第3環(huán)180°角位置、Ma0.6時第4環(huán)170°/190°角位置處總壓值突然下降，這與CFD計算結(jié)果、總壓耙測壓結(jié)果均不相符。

(a) Ma=0.2

(b) Ma=0.3

(c) Ma=0.4

(d) Ma=0.5

(e) Ma=0.6

圖13 數(shù)值計算總壓圖譜(Ma=0.5)

表1給出了入口Ma0.5時，180°角位置各環(huán)的俯仰角、偏航角、流向角、滾轉(zhuǎn)角、總壓、靜壓、馬赫數(shù)數(shù)據(jù)處理結(jié)果。除第4環(huán)以外，其余4點處理結(jié)果的總壓均在80kPa以上，馬赫數(shù)也在0.2左右，唯有第4環(huán)的數(shù)據(jù)出現(xiàn)了異常，其俯仰角高達3377.4°，馬赫數(shù)高達0.5以上，而總壓則降低近20kPa。在確保試驗流場穩(wěn)定的情況下，這些數(shù)據(jù)的出現(xiàn)顯然是奇異的。可以得出，LLS方法得到的大部分數(shù)據(jù)是合理的，但是個別點的數(shù)據(jù)誤差很大，使得總壓圖譜不連續(xù)、不可靠。

表1 LLS方法結(jié)果Table 1 LLS results

3.2.2SF方法

在以上兩種LLS方法處理結(jié)果均存在異常的情況下，考慮兩種改進措施：一種以LLS方法為基礎(chǔ)，剔除奇異值后取平均；另一種則是SF方法。前者數(shù)據(jù)處理的難點是如何給出奇異值評判標準。本項目嘗試了3σ原則(即三倍均方根原則，數(shù)據(jù)與平均值的偏差大于3σ時視為異常值，予以剔除)，但并不能剔除異常值；如果采用1σ原則，雖然能夠剔除奇異值，但需要多輪處理才能夠得到較好的結(jié)果，剩余的數(shù)據(jù)量很少，連續(xù)性并不好，故尋找一種合適的數(shù)據(jù)處理方法也是非常不易且耗時的。

應(yīng)用中發(fā)現(xiàn)，相比LLS，SF方法具有更好的處理結(jié)果及更高的處理效率。對于測量結(jié)果不理想的點，SF方法不能獲得結(jié)果，此時所有量返回值為0，這樣就可以方便地將這些異常值剔除。如圖14所示，SF方法產(chǎn)生的異常值有13個，而正常值則有35個。這些正常值的波動量要顯著優(yōu)于LLS方法：總壓波動量均方根為495Pa，統(tǒng)計樣本數(shù)達到了35個，因此具有統(tǒng)計意義。

圖14 第4環(huán)170°角位置處理結(jié)果(SF)

圖15是使用SF方法得到的總壓圖譜?？梢钥闯?，SF方法與LLS方法(圖12左側(cè))、總壓耙(圖12右側(cè))、CFD(圖13)相比，四者都表現(xiàn)出前文所述的S彎進氣道特有的總壓畸變規(guī)律。首先，SF與LLS不同的是，前者得到的上部大低壓區(qū)數(shù)據(jù)更加連續(xù)、對于左右兩側(cè)小低壓區(qū)的細節(jié)捕捉更加精準、出口截面總壓恢復(fù)系數(shù)也更高。其次，SF法五孔探針圖譜與總壓耙圖譜在左右兩側(cè)小低壓區(qū)位置的捕捉存在差異。旋流的產(chǎn)生會使得總壓恢復(fù)系數(shù)降低而出現(xiàn)低壓區(qū)，而大S彎進氣道出口截面兩側(cè)存在的小低壓區(qū)是由于第一個S彎道的流動分離所導(dǎo)致的，故低壓區(qū)與旋流區(qū)總存在一個對應(yīng)的關(guān)系，通過測量大S彎進氣道的旋流分布[28]可以得到。第一個S彎道所產(chǎn)生的旋流應(yīng)存在于兩側(cè)的第2環(huán)位置處(即低壓區(qū)存在位置)，由于傳統(tǒng)總壓耙布置的測量點密度不及旋轉(zhuǎn)測量段基礎(chǔ)上的五孔探針測量點精密，其測得數(shù)據(jù)難免會存在較大測量誤差，所呈現(xiàn)出的兩側(cè)壁面低壓區(qū)并不符合真實流場。最后，SF雖然在上部大低壓區(qū)數(shù)值上略低于CFD結(jié)果，同時在兩側(cè)小低壓區(qū)數(shù)值略高于CFD結(jié)果，但兩者圖譜表現(xiàn)出的高度一致性是其他方法所不及的。

由于本文的大S彎進氣道是基于S彎進氣道改進設(shè)計而來，國內(nèi)外鮮有試驗參考數(shù)據(jù)，綜合傳統(tǒng)S彎進氣道測量數(shù)據(jù)、大S彎進氣道的理論分析以及本文測得的大量試驗數(shù)據(jù)，經(jīng)過前文對兩種LLS法五孔探針測量、SF法五孔探針測量、傳統(tǒng)總壓耙測量以及CFD數(shù)值計算結(jié)果的綜合對比分析，我們可以判斷SF法五孔探針測量是討論范圍內(nèi)最適用于本文大S彎進氣道模型的測量方法。

(a)Ma=0.2

(b)Ma=0.3

(c)Ma=0.4

(d)Ma=0.5

(e) Ma=0.6

3.3 總壓畸變評估

采用美國ASME協(xié)會的進氣道畸變評估標準計算進氣道的周向、徑向畸變指數(shù)和總壓恢復(fù)系數(shù)[23]。根據(jù)標準，本文所研究大S彎進氣道屬于單畸變模式，其周向畸變指數(shù)(DPCP)所包含的各項參數(shù)如圖16所示。

圖16 周向總壓畸變參數(shù)示意圖

(1)

(2)

圖17 徑向總壓畸變參數(shù)示意圖

圖18給出了總壓畸變指數(shù)的對比結(jié)果。橫坐標是入口馬赫數(shù)，左縱坐標是平均周向總壓畸變指數(shù)，右縱坐標是最大徑向總壓畸變指數(shù)。大體來說，隨著馬赫數(shù)的增加，畸變指數(shù)也同時上升，畸變程度加劇?？梢钥闯觯婉R赫數(shù)時，周向畸變程度與徑向畸變相近；高馬赫數(shù)時，周向畸變占主導(dǎo)。與總壓耙相比，五孔探針測得的兩種畸變數(shù)據(jù)更加光滑連續(xù)，其中，基于五孔探針的徑向畸變指數(shù)較小，而周向畸變指數(shù)較大。特別的是，Ma0.4以下時，兩者差距較小且趨勢相同，但在Ma0.4以上時，五孔探針測得周向畸變指數(shù)顯著大于總壓耙。由此推斷,在高馬赫數(shù)時，總壓耙更加容易受流場干擾，測量不穩(wěn)定；相比之下，五孔探針的測量數(shù)據(jù)盡管與真實流場存在一定誤差，但在流場變化時，其測量數(shù)據(jù)連續(xù)性很好，誤差并未發(fā)散，表現(xiàn)出較高的穩(wěn)定性。

圖18 總壓畸變指數(shù)對比

總壓恢復(fù)系數(shù)為出口總壓與入口總壓的比值，圖19給出了Ma0.5時各環(huán)總壓恢復(fù)系數(shù)變化曲線。可以看出，周向0°～360°，各環(huán)總壓恢復(fù)系數(shù)大致呈現(xiàn)一個先降低后升高的趨勢。出口180°附近大低壓區(qū)總壓恢復(fù)系數(shù)是最低的，此處應(yīng)是第二個彎道引起的高強度對旋渦，造成總壓急劇降低。第2環(huán)至第4環(huán)周向180°處CFD結(jié)果存在總壓恢復(fù)系數(shù)激增，因為理論判定兩側(cè)對旋渦渦核處總壓更低，非渦核處總壓會升高，但試驗測量并未捕捉到此特征。另外，從第2、3環(huán)的周向壓力分布看，五孔探針捕捉到了左右兩側(cè)的低壓區(qū)，但其壓力值小于CFD結(jié)果；在無流動損失區(qū)(即總壓恢復(fù)系數(shù)PR=1)，CFD預(yù)測結(jié)果也高于五孔探針測量值，如第4環(huán)中0°～30°的周向位置。推測這一問題的根本原因在于CFD并未考慮真實流場脈動和流場損失，所以結(jié)果數(shù)值往往也偏高一些，這也是在第3、4環(huán)中，CFD計算的總壓恢復(fù)系數(shù)結(jié)果為1這種理想情況的原因?？倝喊覝y量結(jié)果是最低的，同時在細節(jié)捕捉上并沒有五孔探針好。由于大S彎進氣道屬于對稱進氣道，其流場也應(yīng)顯示較高對稱性，但總壓耙測得的對稱性并不及五孔探針，尤其是第1環(huán)，大于180°一側(cè)的畸變強度顯著強于另一側(cè)。

(a) 第1環(huán)壓力分布

(b) 第2環(huán)壓力分布

(c) 第3環(huán)壓力分布

(d) 第4環(huán)壓力分布

(e) 第5環(huán)壓力分布

圖20給出了總壓恢復(fù)系數(shù)的處理結(jié)果，橫坐標是入口馬赫數(shù)，縱坐標是平均總壓恢復(fù)系數(shù)。大體上，隨著入口馬赫數(shù)的提高，總壓恢復(fù)系數(shù)是降低的。顯然,CFD計算結(jié)果未考慮真實流場的損失效應(yīng)，其總壓恢復(fù)系數(shù)是最高的，其次是SF方法，然后是LLS方法，最后是總壓耙。在剔除奇異值后，采用1σ原則的LLS結(jié)果與SF結(jié)果比較接近，但在Ma0.6時偏差增大。與CFD結(jié)果相比，SF結(jié)果在各個馬赫數(shù)的值都有約為0.002的下降，而總壓耙則達到了0.005。需要說明的是，CFD計算的總壓恢復(fù)系數(shù)是整個出口面的總壓平均值，而試驗測量的總壓恢復(fù)系數(shù)是所有測量點的總壓平均值。如果取CFD結(jié)果在測量點的總壓平均值，那么總壓恢復(fù)系數(shù)將比面平均值更大。

圖20 總壓恢復(fù)系數(shù)

綜上所述，隨著馬赫數(shù)的增大，大S彎進氣道出口總壓畸變程度更加劇烈。出口截面上部大低壓區(qū)畸變程度尤為嚴重，總壓恢復(fù)系數(shù)最低不及0.85，造成進氣道/發(fā)動機一體化設(shè)計困難，而如何高效地去除高總壓畸變影響有待進一步研究。

4 結(jié) 論

通過本文分析，明確了基于五孔探針的可旋轉(zhuǎn)測量段測量進氣道出口總壓的可行性；對比總壓參數(shù)，分析SF方法與LLS方法兩者優(yōu)劣點；綜合畸變指數(shù)，分析五孔探針相比總壓耙的優(yōu)越性，并對畸變結(jié)果進行評估。研究結(jié)果主要有以下兩方面：

(1) 在測量方面，本文采用三探針式旋轉(zhuǎn)測量段，通過加密測量點，在對流場干擾很小的情況下，實現(xiàn)了可控的任意周向位置和局部徑向位置的測量；同時，使用五孔探針測量流場、SF法處理數(shù)據(jù)，解決了傳統(tǒng)總壓測量圖譜不連續(xù)、不對稱的問題，結(jié)果更加合理。

(2) 在評估方面，分析測量結(jié)果發(fā)現(xiàn)，隨著入口馬赫數(shù)的增加，大S彎進氣道出口截面總壓畸變增強，周向總壓畸變逐漸占據(jù)主導(dǎo)。出口總壓畸變主要分布于第二彎道引發(fā)的大低壓區(qū)，其總壓恢復(fù)系數(shù)最低不及0.85，而第一彎道引發(fā)的小低壓區(qū)位于兩側(cè)，強度較小。