李 想，孫 鵬，張佳佳

(大連海事大學 船舶與海洋工程學院，遼寧 大連 116026)

0 引 言

艦船在海上航行時會受到艦船自身結構、海洋氣流的復雜多變[1]等各種因素的影響。隨著時代的發(fā)展，現(xiàn)代艦船裝備了艦載機和精密電子設備[2]，導致其艦面流場結構變得更加復雜[3]。同時，不同船舶與不同海域的空氣尾跡場特征也不相同[4]。此外，復雜的艦船甲板上層結構導致上方空氣流場的運動形式變化莫測[5]，并且當艦載機在甲板上方時，會形成更加復雜的流場結構，對其自身飛行安全產生很大的影響[6]，因此，非常有必要對艦船甲板流場環(huán)境的優(yōu)劣開展評估研究工作。

對艦船甲板氣流場開展研究，主要是實船測量、縮比模型風洞實驗以及CFD仿真3種方法。任何一種方法在研究艦船甲板氣流場時，對所獲得流場的流場特性進行多目標和綜合屬性的評估時均難度很大，因此，目前對流場質量的研究還處在初級階段[7]。其中CAP437標準限定了直升機起降區(qū)域的湍動能[8]；CAA（UK）選擇利用甲板氣流的垂向分速來評價分析流場[9]；陸超等[10]對各個風向角度下的LHA船型的流場結構進行了數值分析；郜冶等[11]研究了CVN船型甲板在不同風向角度下產生的渦結構特征；但是，以上研究都是需要對數值仿真得到的流場進行詳細分析，工作量大，且除了CAP437中明確給出了湍動能的具體數值外，其余方法都還處于定性分析階段。

李想等[12]運用基于改進優(yōu)劣解距離法（Technique for Order Preference by Similarity to an Ideal Solution，TOPSIS）加入相對熵的概念理論來綜合評估艦船的氣流場，為艦船甲板氣流場評估提供了新思路。本文首先通過數值仿真獲得艦船流場信息，并借助CAP437中湍動能判定指標對不同工況下的艦船流場進行分析。采用TOPSIS法對艦船甲板氣流場品質進行綜合評估，但不是單一的選用湍動能、垂向氣流速度或氣流指標的相對熵進行分析，而是將艦船渦系結構、壓力分布、湍流強度和關鍵點氣流速度[13]結合在一起整體評估，從而得出不同工況下流場環(huán)境與理想流場的相似度，最后運用數值分析結果與TOPSIS法算出的結果進行對比。

1 數值計算方法

1.1 研究對象及方案

在本文中，國際通用護衛(wèi)艦模型SFS2被用作數值計算的物理模型。如圖1所示，SFS2的幾何構造以及尺寸均由TTCP（The Technical Cooperation Program）確定。

計算域選取尺寸為長2 000 m，寬280 m，高280 m的空間區(qū)域，在阻塞率方面，經過計算XZ面為2.25%，YZ面為2.11%，均滿足計算域阻塞率小于3%的要求[14-15]。網格劃分如圖2所示，所有網格均是結構化網格，計算網格數為96萬。同時對艦身前臺階、上層建筑甲板表面和艦身后臺階處進行網格加密。

計算方案中將相對風速設定為10 m/s，15 m/s，20 m/s，25 m/s，從右舷來風，風向從0°增至180°，每15°間隔一個風向，具體如圖3所示。邊界條件設置如圖4所示。圖中速度進口為INLET和UP，壓力出口為OUTLET，同時LEFT和RIGHT需要根據風向不同分別設置為速度進口或壓力出口，BOTTOM和船體表面設為固壁邊界。

圖1 國際通用護衛(wèi)艦模型SFS2Fig. 1 Internationally agreed frigate model SFS2

圖2 計算域網格分布Fig. 2 Grid distribution of the computational domain

圖3 風向定義示意圖Fig. 3 A schematic diagram of the definition of wind direction

圖4 邊界名稱定義Fig. 4 Definition of boundary name

1.2 計算方法標定

由于護衛(wèi)艦模型SFS2沒有確定的實驗數據可供查詢，而且SFS2模型由SFS1模型變化發(fā)展而來，結構上SFS2僅比SFS1多了艦首甲板部分，兩者結構尺寸相近。對于SFS1模型，D.M.Roper等[16]曾將k-ω方程、k-ε方程、rk-ε方程的CFD計算結果與NRC（National Research Council of Canada）的風洞實驗結果進行對比，可以看出，k-ε方程具有良好的收斂性，同時計算結果與實驗結果吻合良好，如圖5（a）和圖5（b）所示。在文獻[17]中，運用類似的計算方法，也驗證了實驗結果與仿真結果十分契合。同時K.R.Reddy等[18]對SFS1分別劃分了56 000，100 000，214 500，411 840，741 312，1 475 136不同數目的網格進行數值仿真計算，當網格數量達到741312時，顯示計算結果已經達到良好。所以本文先對SFS1建模仿真得到如圖5（c）和圖5（d）的縱向中心線壓力系數，可以發(fā)現(xiàn)，分布情況與圖5（a）和圖5（b）中的風洞實驗結果一致，證明本文對SFS1計算的網格數和求解方法合理。

因此，在SFS2的研究中，運用相同的網格布局、網格數量分布和求解方式，獲得的運算結果也是同樣合理的。本文研究把工質選定為理想氣體，采用基于密度法顯式求解器，選用標準k-ε雙方程模型作為湍流模型，離散化各項設為二階迎風格式，工作壓力設定為標準大氣壓。

2 仿真結果分析

2.1 流場分析依據

為了便于分析艦船甲板上方流場特征，在計算域空間中選定5個關鍵截面，如圖6所示。第1、第2和第3截面選定在艦船尾部甲板上方，其中第2截面穿過艦船尾部甲板停機坪中心；第4截面穿過艦船縱向中心截面；5號水平截面與XY面共面。

圖5 SFS1縱向中心線壓力系數對比Fig. 5 Comparison of pressure coefficient of longitudinal center line

圖6 關鍵截面示意圖Fig. 6 Key cross section diagram

根據英國的安全起飛和降落標準，CAP437對艦載直升機起飛和降落區(qū)域周圍的湍流做出的相應限制，則在進行數值模擬計算時，對湍動能要求k≤4.59。因此在進行流場研究時，當k超過限定值，則將超過限制的區(qū)域判定為直升機操作的危險區(qū)域。

2.2 流場結構分析

圖7為0°風向時艦面區(qū)域湍動能等值面。可以看出，氣流在艦首前臺階處分離，邊緣脫落渦在船體兩側生成，同時氣流在煙囪背風側形成旋渦，導致艦首迎風甲板和煙囪背風側湍動能超限區(qū)的生成，且隨著相對風速的增加，湍動能超限區(qū)逐漸增大。

圖7 0°風向下不同工況艦船甲板上方空間湍動能等值面Fig. 7 Turbulent kinetic energy isosurface above ship deck under 0degree wind direction and different working conditions

圖8為45°風向時艦面區(qū)域湍動能等值面?？梢钥闯?，相對風速越大，艦船甲板上方湍動能超限區(qū)域越大。45°風向下，艦船左舷側形成的高速氣流與艦船背風側低速氣流相互作用，使氣流在艦船甲板邊緣分離再附的區(qū)域增大，同時導致艦船甲板區(qū)域存在較大范圍的湍動能超限區(qū)。

圖9為90°風向時艦面區(qū)域湍動能等值面。在90°風向下，艦船右舷正對氣流來流方向，右舷甲板受到氣流沖擊，使得氣流向上移動，同時部分存留的氣流在艦船邊緣分離再附，可以明顯看出艦船左舷隨著相對風速的增加，產生的高速氣流導致大范圍旋渦區(qū)域的生成。因此，隨著高速氣流與低速氣流的相互干擾，并且船體邊緣處氣流產生的局部旋渦，這2種環(huán)境造成了湍動能超限區(qū)的生成。

圖8 45°風向下不同工況艦船甲板上方空間湍動能等值面Fig. 8 Turbulent kinetic energy isosurface above ship deck under 45 degree wind direction and different working conditions

圖9 90°風向下不同工況艦船甲板上方空間湍動能等值面Fig. 9 Turbulent kinetic energy isosurface above ship deck under 90 degree wind direction and different working conditions

圖10為180°風向時艦面區(qū)域湍動能等值面?？梢园l(fā)現(xiàn)，湍動能超限區(qū)的生成和增長趨勢和0°風向相似，范圍較小，同時隨著風速的增加，湍流能量k＞4.59的區(qū)域逐漸增大，且區(qū)域主要集中在艦船尾部甲板和上層建筑煙囪背風側。因此，煙囪后方形成的尾部旋渦和船體邊緣脫落渦仍然是此風向角度下湍動能超限區(qū)域生成的主要原因。

圖10 180°風向下不同工況艦船甲板上方空間湍動能等值面Fig. 10 Turbulent kinetic energy isosurface above ship deck under 150 degree wind direction and different working conditions

通過對各風向條件下不同風速時的流場湍動能圖進行分析，可以得出如下結論：在相同風向角度時，當風速從10 m/s增加到25 m/s時，艦船甲板上方湍動能超限區(qū)域逐漸增加，在0°風向和180°風向時超限區(qū)增長較為緩慢，艦船流場品質整體較好；風向達到90°時，湍動能超限區(qū)覆蓋了整個艦船表面，此時的艦船流場品質最差，并且風速越大，甲板氣流場整體質量越低；根據所計算的數值結果可以分析出不同的流場質量：風速10 m/s的流場質量＞風速15 m/s的流場質量＞風速20 m/s的流場質量＞風速25 m/s的流場質量。

3 流場品質評估

3.1 TOPSIS方法

運用TOPSIS方法獲得各個流場評估方案與最優(yōu)流場質量的貼近程度并對流場質量進行排序。本文規(guī)劃的艦面流場整體評估流程如圖11所示，建立如圖12所示的艦面流場評估參數分布系統(tǒng)。

圖11 艦船甲板流場整體評估流程Fig. 11 Overall evaluation of flow field on ship deck

圖12 甲板流場評估參數Fig. 12 Evaluation parameter for deck flow field

對于側風風速和氣流垂向分速，本文選取2個關鍵點進行定量指標的分析，如圖13所示。關鍵點1設定在艦尾停機坪中心上方10 m高度位置。在關鍵點2的選取上，采取3種不同的位置：第1個位置選在關鍵點1前方120 m，上方25 m，重點關注艦船上層建筑煙囪周圍流場變化；第2個位置為關鍵點1正前方320 m，船首甲板正上方10 m處，側重于艦首甲板上方流場分布；第3個位置處在關鍵點1的左邊100 m，前方200 m，上面30 m處，選定在艦船左側，關注各種風向風速環(huán)境下船體周圍流場變化。關鍵點處的側風風速和垂向氣流速度由數值仿真計算獲得，艦面渦系分布的具體數值則需要對艦面流場進行分析轉換獲得，轉換情況如表1所示。

圖13 關鍵點示意圖Fig. 13 Diagram of the key points

表1 語言值與效能值轉換Tab. 1 Language value and efficiency value conversion

3.2 TOPSIS法的排序結果

以上3種選點方式，運用TOPSIS法獲得各工況流場與理想流場貼近度的分布如圖14所示?？梢?，流場品質的整體質量均為風速10 m/s的流場質量＞風速15 m/s的流場質量＞風速20 m/s的流場質量＞風速25 m/s的流場質量。在第1種選點方式和第2種選點方式時，可以看出，在同一相對風速，當風向偏轉從左舷側吹過且風向偏轉角度越大，相對的流場質量也越差。而第3種選點方式，在45°風向時流場評估結果最差，風向60°到120°時流場質量相近且都優(yōu)于風向45°時，風向135°時流場質量再次下降，而后逐漸提高。該分布規(guī)律與前2種取點方式時的規(guī)律明顯不同，說明采用TOPSIS分析時，關鍵點位置的選取對評估結果有影響。

前2種選點方式中，關鍵點均選在艦船甲板上方空間，重點關注停機坪和甲板上方流場環(huán)境，與仿真結果對比分析時，關注甲板上方湍動能分布的目的一致，因此TOPSIS結果與仿真分析結果一致。第3種選點方式中，2號關鍵點位于艦船左舷外側，重點關注艦船周圍流場環(huán)境。由于25 m/s風速90°風向下艦船甲板上方空間湍動能超限區(qū)范圍最大，圖15給出該工況下湍動能等值面與2號關鍵點的三維視圖。可以看出，2號關鍵點位于湍動能等值面略下方位置，并未處在高湍動能變化區(qū)域，所以第3種選點方式的結果與前2種存在差異。

表2列出第3種選點方式下2號關鍵點分別在45°，60°，90°，120°和135°風向時，相對風速設定為10 m/s，15 m/s，20 m/s和25 m/s時的側風風速和垂向風速數據?？梢钥闯?，45°風向和135°風向時的側風風速和垂向風速明顯大于60°風向和120°風向，當側風風速和垂向氣流速度較大時，導致流場紊亂，使流場品質降低，所以45°風向和135°風向時的流場品質會低于鄰近工況。

圖14 各工況流場與理想流場貼近度Fig. 14 Relative closeness of flow field with ideal flow field under different working conditions

圖15 風向90°風速25 m/s的湍動能超限區(qū)范圍Fig. 15 Turbulent kinetic energy out of range under 90 degree wind direction and 25 wind speeds

表2 二號關鍵點側風風速與垂向風速Tab. 2 Crosswind wind speed and vertical wind speed at key point 2

綜上可知，TOPSIS法可以有效且方便地對艦船甲板流場質量進行評估，但是評估結果與關鍵點位置的選取有關，也就是說與評估流場的目的有關。當研究重點放在艦船甲板上方尤其是停機坪附近流場時，TOPSIS評估結果與仿真分析結果一致；當研究重點放在艦船左舷，關注船體周圍空間流場環(huán)境時，TOPSIS評估結果與仿真分析結果存在差異。

四 結 語

本文采用數值模擬方法求解各個工況下的SFS2艦船甲板流場，詳細分析了幾種典型風向風速下的艦船甲板上方湍動能情況，介紹了TOPSIS法的運算流程以及運用TOPSIS法建立的SFS2艦船甲板表面氣流場質量評估體系，對比數值仿真分析結果，得到如下結論：

1）在較低風向角度，艦首和船尾兩側產生的邊緣脫落渦以及煙囪背風側形成的尾渦在艦船尾部甲板摻混，導致有較大范圍的旋渦在艦船尾部甲板停機坪上方形成。在較高風向角度，艦船右舷甲板受到氣流沖擊，氣流上洗，大范圍的湍動能超限區(qū)域主要形成在右舷甲板高速上洗氣流和艦船左舷側低速氣流摻混位置。同時當風向偏轉角度相同，隨著風速逐漸增大，艦船甲板上方的湍動能超限區(qū)的范圍也逐漸增大。

2）采用TOPSIS方法可以在不對艦船甲板氣流場詳細分析的前提下，較便捷的實現(xiàn)對流場質量評價，且只要關鍵點選取合理，其評價結果與CFD仿真分析結果基本一致。

3）TOPSIS法評價結果與流場關鍵點位置的選取有關。當重點分析艦船甲板上方及上層建筑周圍流場質量時，關鍵點應選取在艦船甲板上方空間和上層建筑周圍區(qū)域；當重點分析艦船周圍流場質量時，關鍵點應選取在艦船周圍流場空間。