岳奎志，程亮亮，劉 沖

（1.海軍航空大學(xué)，山東 煙臺，264001；2.91599部隊，山東 萊陽，265200）

0 引言

對于沒有彈射器的航母來說，采用滑躍甲板可以使艦載機(jī)進(jìn)行滑躍起飛。滑躍起飛是固定翼艦載機(jī)在自身發(fā)動機(jī)的推力作用下，借助滑躍甲板，實(shí)現(xiàn)離艦的起飛方式?；S甲板給艦載機(jī)提供了1個初始的離艦迎角和1個俯仰角速度。艦載機(jī)在航母上滑躍起飛過程，一般包括水平滑跑段、滑躍滑跑段、離艦、帶側(cè)滑爬升、爬升5個階段。其中，滑躍滑跑段就是艦載機(jī)借助滑躍甲板（長約60 m）來實(shí)現(xiàn)滑躍起飛的階段。

固定翼艦載機(jī)在起飛時，航母逆風(fēng)行駛。由于作用力與反作用力的影響，航母行駛產(chǎn)生相對氣流，再與自然風(fēng)進(jìn)行矢量合成，得到1 個合成風(fēng)。合成風(fēng)給艦載機(jī)提供了1個10～15 m/s的附加空速，合成風(fēng)通常是12～13 m/s，約45 km/h。固定翼艦載機(jī)離艦瞬間，相對于航母的初始地速為140～150 km/h，再加上45 km/h 合成風(fēng)，此時，艦載機(jī)離艦的初始空速約為190 km/h。在發(fā)動機(jī)推力下，加上初始的離艦迎角、初始的俯仰角速度，艦載機(jī)3 s內(nèi)快速增速、不掉高度且能夠爬升。當(dāng)空速超過230 km/h后，達(dá)到艦載機(jī)有舵效、可操縱的狀態(tài)，從而實(shí)現(xiàn)艦載機(jī)滑躍起飛。

航母逆風(fēng)行駛得到的合成風(fēng)，除了產(chǎn)生附加空速的積極作用外，還帶來一定的影響。合成風(fēng)經(jīng)過艦艏滑躍甲板，會產(chǎn)生滑躍甲板脫體渦。脫體渦對起飛區(qū)艦載機(jī)的發(fā)動機(jī)會產(chǎn)生影響，有時會發(fā)生喘振現(xiàn)象。艦載機(jī)起飛時，如果發(fā)動機(jī)喘振，會導(dǎo)致推力不足，艦載機(jī)離開滑躍甲板后，可能出現(xiàn)掉高度現(xiàn)象，甚至墜海。因此，有必要研究滑躍甲板對起飛區(qū)流場的影響，探索其科學(xué)規(guī)律，分析影響范圍、影響程度，為分析艦載機(jī)滑躍起飛喘振特情提供科學(xué)依據(jù)。

1 研究現(xiàn)狀

國內(nèi)外專家學(xué)者對于航母甲板風(fēng)的研究有很多。Polsky 對兩棲攻擊艦（LHA）和核動力航母（CVN）模型進(jìn)行了一系列的計算，其研究了雷諾數(shù)無關(guān)性和馬赫數(shù)無關(guān)性，表明網(wǎng)格質(zhì)量對分離區(qū)流動的預(yù)測至關(guān)重要[1-3]；還有一些文獻(xiàn)對艦船的耐波性和自由液面的精確模擬進(jìn)行了研究[4-5]；Crozon利用HMB2代碼計算了旋翼和加拿大巡邏艦船的相互干擾，對比了激勵盤模型和真實(shí)槳葉的差別，表明利用定常計算的激勵盤模型可以較好地預(yù)測流場的主要特征[6]；李旭采用嵌套網(wǎng)格技術(shù)對航母處于垂蕩狀態(tài)下無人機(jī)的著艦進(jìn)行了模擬，研究航母尾跡流場對艦載機(jī)著艦的影響[7]；鮑鋒以“遼寧”艦的縮比模型為研究對象，在水槽中研究其尾流結(jié)構(gòu)，利用染色液流動顯示技術(shù)和粒子成像測速技術(shù)，顯示和測量航母的尾流結(jié)構(gòu)隨航向角、流速和關(guān)鍵位置的變化[8]；賁亮亮在文獻(xiàn)中，以尼米茲級航母為研究對象，建立簡化三維數(shù)模，并對艦載機(jī)進(jìn)艦軌跡進(jìn)行流場仿真[9]；於菟以“庫茲佐涅夫”號航母為研究對象，通過數(shù)值模擬對比探討了網(wǎng)格類型、網(wǎng)格密度以及湍流模型對氣流場數(shù)值的影響，并分析了關(guān)鍵位置的流場變化及其對艦載機(jī)氣動特性的影響[10]；郭佳豪基于準(zhǔn)確地捕捉流場中渦的生成和脫落的DES 方法，對航母空氣流場進(jìn)行模擬，發(fā)現(xiàn)航母艦島、甲板等鈍體邊緣產(chǎn)生相互干擾的復(fù)雜渦系，其導(dǎo)致艦載機(jī)進(jìn)艦軌跡上出現(xiàn)強(qiáng)烈的周期性速度波動[11]；蘇軾鵬以美軍的“雄雞尾流”模型為參考，采用實(shí)驗(yàn)方法，測量航母模型下滑道的空氣尾流場，分析其規(guī)律特征以及艦島對下滑道的影響[12]；李旭針對航母尾跡對艦載機(jī)著艦過程氣動特性的影響，采用嵌套網(wǎng)格的方法，對無人機(jī)在不同風(fēng)向下的著艦過程進(jìn)行了數(shù)值模擬[13]；寇亞軍基于計算流體力學(xué)技術(shù)，數(shù)值模擬航母橫搖、縱搖甲板流場情況，得到不同風(fēng)向?qū)︼w行甲板空氣流場特性的影響[14]；李新飛基于飛行動力學(xué)理論，考慮航母流場特點(diǎn)，研究艦載機(jī)起降動力學(xué)[15]。

雖然國內(nèi)外專家對航母流場的研究已經(jīng)較為深入，但在其他方面仍有待進(jìn)一步挖掘，例如，逆風(fēng)行駛的航母，其滑躍甲板產(chǎn)生的流場對艦載機(jī)起飛性能的影響，尤其是滑躍甲板兩側(cè)脫體渦對艦載機(jī)發(fā)動機(jī)穩(wěn)定工作的影響。航母艦艏滑躍甲板兩側(cè)的脫體渦是由艦艏滑躍甲板上下表面的壓差導(dǎo)致的空氣橫向流動，與空氣相對航母滑躍甲板的縱向流動在脫離滑躍甲板后所合成的螺旋狀流動。艦載機(jī)滑躍起飛時通常開加力，如果流場使發(fā)動機(jī)發(fā)生喘振，導(dǎo)致發(fā)動機(jī)性能下降，艦載機(jī)起飛滑跑階段因推力不足，導(dǎo)致加速度減小，進(jìn)而離艦時速度小。在這種情況下，艦載機(jī)離艦時，其升力不能平衡自身重力，艦載機(jī)有可能掉高度，甚至墜海。因此，有必要研究滑躍甲板的流場對起飛區(qū)的影響，探索科學(xué)規(guī)律，為滑躍起飛特情分析提供技術(shù)支撐。

2 理論依據(jù)

計算流體力學(xué)（Computational Fluid Dynamics，CFD）是流體力學(xué)、數(shù)值分析和計算機(jī)科學(xué)結(jié)合的產(chǎn)物。本文采用CFD技術(shù)，對航母空氣流場進(jìn)行數(shù)值模擬。在空氣流場數(shù)值模擬過程中，湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)的k-ε方程，流體力學(xué)控制理論采用三維N-S方程。

湍流模型的標(biāo)準(zhǔn)k-ε方程為[16-17]：

控制理論的三維N-S方程為[18-19]：

式（1）～（5）中：ρ是流體密度；k是湍動能；t是時間；ui是時均速度；μ是流體動力黏度；μt是湍動黏度；σk是與湍動能k對應(yīng)的Prandtl 數(shù)；Gk是由于平均速度梯度引起的湍動能k的產(chǎn)生項(xiàng)；Gb是由于浮力引起的湍動能k的產(chǎn)生項(xiàng)；ε是湍動耗散率；YM是湍流中脈動擴(kuò)張的貢獻(xiàn)；Sk是用戶定義的源項(xiàng)；σε是與耗散率ε對應(yīng)的Prandtl 數(shù)；C1ε、C2ε和C3ε是經(jīng)驗(yàn)常數(shù)；Sε是用戶定義的源項(xiàng)；u是速度矢量；u、v和w是速度矢量u在x、y和z方向上的分量；p是流體微元體上的壓力；div()?是散度；grad()?是梯度；Su是動量守恒方程u方向的廣義源項(xiàng)；Sv是動量守恒方程v方向的廣義源項(xiàng)；Sw是動量守恒方程w方向的廣義源項(xiàng)。

3 模型建立

圖1為參照俄羅斯“庫茲涅佐夫”號航母所繪示意圖，其中，1、2、3號起飛位如標(biāo)注所示。參考該航母形狀，利用CATIA 軟件，概念設(shè)計帶滑躍甲板的斜直兩段式飛行甲板的航母，因?yàn)樵摵侥笧槌Ｒ?guī)蒸汽動力航母，所以艦島偏大，并且艦島內(nèi)部有排煙系統(tǒng)。概念設(shè)計航母基本設(shè)計幾何模型如圖2 所示，其參數(shù)數(shù)據(jù)如表1所示。

表1 概念航母設(shè)計數(shù)據(jù)Tab.1 Design data of the conceptual carrier

圖1 俄羅斯“庫茲涅佐夫”號航母示意圖Fig.1 Sketch map of the Russian aircraft carrier USS Kuznetsov

圖2 概念航母模型Fig.2 Conceptual model of the aircraft carrier

采用Workbench軟件Geometry模塊，將概念航母的3D模型導(dǎo)入該模塊，并生成航母流場空間，截去航母海面以下部分，留下空氣流過航母的流場空間。

由于空氣具有黏性，再加上航母表面并不光滑，尤其是飛行甲板表面粗糙，所以空氣流過航母時，須考慮邊界層的影響。本節(jié)采用Workbench 軟件Mesh模塊，在航母流場網(wǎng)格生成時，邊界層設(shè)定為5 層，采用非結(jié)構(gòu)的四面體網(wǎng)格方法，將該空間生成網(wǎng)格。氣流流過航母的流場網(wǎng)格數(shù)量為16 232 733 個，航母四面體網(wǎng)格情況見圖3。

圖3 航母四面體網(wǎng)格Fig.3 Tetrahedron grid of the carrier vessel

4 流場特性數(shù)值模擬

生成航母流場網(wǎng)格后，進(jìn)行流場特性分析。

本節(jié)采用Workbench 軟件Fluent 模塊，基于CFD理論，分析航母滑躍甲板對起飛區(qū)流場特性的影響。

因?yàn)楹侥冈诖蠛Ｉ虾叫?，所以本文分析航母在海平面的空氣流場特性。在進(jìn)行CFD 求解航母滑躍甲板對起飛區(qū)流場特性的影響過程中，在模型設(shè)置選項(xiàng)中湍流理論采用標(biāo)準(zhǔn)的k-ε方程，而流體力學(xué)控制理論采用三維N-S 方程?？諝饬鲌龅某跏紬l件設(shè)置如下：1）大氣流場入口流體為空氣，在海拔0 km海上的大氣密度為1.225 kg/m3，壓力為101 325 Pa，聲速為340 m/s，黏性系數(shù)為1.789 4×10-5( N?s) /m2；2）大氣流場入口速度為12 m/s；3）大氣流場出口為自由出流；4）煙囪排煙的初始速度為30 m/s；5）航母飛行甲板的粗糙度尺寸設(shè)為0.005 m；6）由于有海浪，海面粗糙度尺寸設(shè)為1 m。

經(jīng)Fluent模塊的數(shù)值模擬，可以得到：航母滑躍甲板流場縱向氣流流線圖，見圖4；滑躍甲板流場速度法洗區(qū)速度等值面圖，見圖5；滑躍甲板流場速度切洗區(qū)速度等值面圖，見圖6；航母流場縱向速度云圖，見圖7；航母流場縱向速度云圖與流線圖，見圖8。

圖4 航母滑躍甲板流場縱向氣流流線圖Fig.4 Longitudinal airflow field of the ski-jump of the carrier

圖5 法洗區(qū)速度Vz為-2～+2 m/sFig.5 Velocity of normal-wash zone is -2～+2 m/s

圖6 切洗區(qū)速度Vy為-4～+4 m/sFig.6 Velocity of tangential-wash zone is -4～+4 m/s

圖7 航母流場縱向速度云圖Fig.7 Longitudinal velocity cloud map of airflow flow field of the carrier

由圖4可知，航母滑躍甲板流場對起飛區(qū)的影響，可分成2個部分：1）艦艏滑躍甲板上方邊界層分離區(qū)對艦載機(jī)滑躍滑跑的影響；2）滑躍甲板兩側(cè)脫體渦對1、2、3號起飛位艦載機(jī)發(fā)動機(jī)進(jìn)氣量的影響?；S甲板流場對起飛區(qū)的影響，具體分析見圖5～8。

由圖5 可知，航母飛行甲板法洗區(qū)速度等值面情況。圖中：棕黃色的區(qū)域?yàn)樯舷此俣?，其值?2 m/s；藍(lán)色區(qū)域?yàn)橄孪此俣?，其值?2 m/s。由o-xyz坐標(biāo)系可知：+2 m/s 的法向速度，表示垂直于飛行甲板向上的速度值；-2 m/s 的法向速度，表示垂直于飛行甲板向下的速度值。

由圖6 可知，航母飛行甲板切洗區(qū)速度等值面情況圖中：棕黃色的區(qū)域?yàn)橄蛴仪邢此俣?，其值?4 m/s；藍(lán)色區(qū)域?yàn)橄蜃笄邢此俣龋渲禐?4 m/s。由o-xyz坐標(biāo)系可知：+4 m/s 的切洗速度，表示平行于飛行甲板向右的速度值；-4 m/s 的切洗速度，表示平行于飛行甲板向左的速度值。

由圖5、6可知，在艦艏滑躍甲板后，空氣流場有法洗速度和切洗速度，正好影響滑躍起飛跑道的1、2和3號起飛位的艦載機(jī)發(fā)動機(jī)進(jìn)氣量。

由圖7 a）可知，在飛行甲板1、2號起飛位附近，在航母縱軸100 m 處的橫截面上，空氣流場縱向速度分布規(guī)律為：航母空氣流場主流速度為12 m/s，滑躍甲板兩側(cè)脫體渦內(nèi)層的縱向速度約8 m/s，外層的縱向速度約10 m/s?；S甲板兩側(cè)脫體渦，正好影響1、2 號起飛位的艦載機(jī)發(fā)動機(jī)進(jìn)氣量。此時，滑躍甲板兩側(cè)脫體渦：如果是穩(wěn)定的脫體渦氣流，對發(fā)動機(jī)的進(jìn)氣量將不產(chǎn)生惡變影響；如果是不穩(wěn)定的、脈沖式的脫體渦氣流，將會對發(fā)動機(jī)的進(jìn)氣量產(chǎn)生惡變影響，可能會使發(fā)動機(jī)發(fā)生喘振，影響起飛性能。

由圖7 b）可知，在飛行甲板3號起飛位，在航母縱軸190 m 處的橫截面上，空氣流場縱向速度分布規(guī)律為：航母空氣流場主流速度為12 m/s，滑躍甲板左側(cè)脫體渦的縱向速度約10 m/s。滑躍甲板左側(cè)脫體渦，正好影響3號起飛位的艦載機(jī)發(fā)動機(jī)進(jìn)氣量，但不像1、2號起飛位那樣強(qiáng)烈。

由圖8 可知航母流場縱向速度與流線分布規(guī)律。圖8 a）中，在滑躍甲板離艦艏縱軸10 m 處的橫截面上，空氣流場有倒流，部分區(qū)域速度為負(fù)。這是因?yàn)橄鄬饬髁鬟^滑躍甲板后，由于空氣具有黏性，另外滑躍甲板流場變成擴(kuò)張段導(dǎo)致逆壓梯度增大，在艦艏處邊界層分離，下方大量倒流而上的氣流和上方順流而下的氣流相遇，并被主流卷走，產(chǎn)生大量的渦流。圖8 b）中，在滑躍甲板離艦艏縱軸50 m 處的橫截面上，空氣流場沒有倒流，只是縱向速度有點(diǎn)小，此處的渦流已被主流卷走并破裂、衰減，最后消失。由于艦載機(jī)滑躍起飛，在滑躍甲板滑跑段持續(xù)時間短，為2 s左右，所以，滑躍甲板艦艏邊界層分離產(chǎn)生的渦流，對滑躍起飛影響有限，可以忽略。

由圖8 可知滑躍甲板兩側(cè)脫體渦的流線分布規(guī)律。由圖8 c）可知，在1、3 號起飛位附近的滑躍甲板兩側(cè)脫體渦，正好影響艦載機(jī)發(fā)動機(jī)的進(jìn)氣量。滑躍甲板左側(cè)脫體渦正好影響1 號起飛位區(qū)域，從后視圖看左側(cè)脫體渦順時針旋轉(zhuǎn)；滑躍甲板右側(cè)脫體渦正好影響2 號起飛位區(qū)域，從后視圖看右側(cè)脫體渦逆時針旋轉(zhuǎn)。以滑躍甲板左側(cè)脫體渦為例，分析其對1 號起飛位的影響。此時，滑躍甲板左側(cè)脫體渦，如果是穩(wěn)定的順時針脫體渦氣流，對發(fā)動機(jī)的進(jìn)氣量將不產(chǎn)生惡變影響；如果是不穩(wěn)定的、脈沖式、順時針轉(zhuǎn)速時大時小的脫體渦氣流，將會對發(fā)動機(jī)的進(jìn)氣量產(chǎn)生惡變影響，可能會使發(fā)動機(jī)發(fā)生喘振，影響起飛性能。不穩(wěn)定的脫體渦，一般是在小艦速、大自然風(fēng)速下，產(chǎn)生合成甲板風(fēng)的情況下出現(xiàn)的。例如，當(dāng)7～8 m/s 的自然風(fēng)，與航母逆風(fēng)行駛以5 m/s 艦速產(chǎn)生的相對氣流相合成，得到12～13 m/s 的合成風(fēng)，此時就是小艦速、大自然風(fēng)情況。由于大自然風(fēng)占合成氣流的比重較大，又由于自然風(fēng)不穩(wěn)定，風(fēng)速有脈動，所以在小艦速、大自然風(fēng)情況下，合成的甲板風(fēng)經(jīng)滑躍甲板產(chǎn)生的左側(cè)不穩(wěn)定的脫體渦對1號起飛位的艦載機(jī)發(fā)動機(jī)進(jìn)氣量影響較大，可能使發(fā)動機(jī)發(fā)生喘振。滑躍甲板右側(cè)脫體渦對2號起飛位的影響也是如此。由圖8 d）可知，在3號起飛位附近的滑躍甲板左側(cè)脫體渦，也影響艦載機(jī)發(fā)動機(jī)的進(jìn)氣量。雖然3號起飛位在艦島左側(cè)，但當(dāng)合成逆風(fēng)在12 m/s時，3號起飛位并不受艦島風(fēng)場的影響，只受到滑躍甲板的脫體渦影響。

5 結(jié)論

本文對航母空氣流場進(jìn)行數(shù)值模擬，分析滑躍甲板對起飛區(qū)流場的影響，得出以下結(jié)論：

1）艦艏滑躍甲板的兩側(cè)脫體渦對1、2、3 號起飛位的艦載機(jī)發(fā)動機(jī)進(jìn)氣量有影響；

2）在艦載機(jī)起飛時，航母逆風(fēng)行駛產(chǎn)生合成甲板風(fēng)在12 m/s 標(biāo)準(zhǔn)流場流速附近時，艦島的湍流對3 號起飛位的艦載機(jī)發(fā)動機(jī)進(jìn)氣量沒有影響；

3）滑躍甲板艦艏邊界層分離產(chǎn)生的渦流，對滑躍起飛影響有限，可以忽略。

因此，艦艏滑躍甲板的兩側(cè)脫體渦是影響起飛位的艦載機(jī)發(fā)動機(jī)發(fā)生喘振的航母流場主因。