李 通，劉 戈，宗 昆，2，*，趙 寧，王逸斌

(1.中國船舶集團有限公司 系統(tǒng)工程研究院，北京 100094；2.哈爾濱工程大學 船舶工程學院，哈爾濱 150001；3.南京航空航天大學 非定常空氣動力學與流動控制工業(yè)和信息化部重點實驗室，南京 210016)

0 引言

艦船的飛行甲板是艦載直升機的主要作業(yè)平臺。受無規(guī)則的海風、艦船六自由度運動和上層建筑尾流等多因素影響，艦面流場實際上是極其復雜的耦合流場。再加上直升機進行起降操作時，旋翼槳尖渦與艦船尾流相互摻混，大大增加了流場的隨機性和湍流度，這會嚴重危及飛行員的生命安全。趙鵬程等對艦載直升機起降安全因素進行了系統(tǒng)分析[1]，認為艦船空氣流場和艦船運動會使得直升機易產(chǎn)生狀態(tài)不穩(wěn)和抖動現(xiàn)象，增大作業(yè)難度。所以有必要對艦船飛行甲板上方的空氣流場特性，特別是真實海況下的機-艦耦合流場特性進行深入研究。

艦面流場的研究方法主要包括實船測量、風洞試驗和數(shù)值計算。在早期以實船測量和風洞試驗為主[2-3]，但這兩種方法需要耗費很大的人力、物力，成本比較高，而且通常試驗周期比較長，不能很好地滿足現(xiàn)代艦船研究的要求。計算流體力學（CFD）方法可以更好地從定性和定量角度研究流體流動，且大大縮短設計時間、節(jié)省設計費用，因此逐漸被國內(nèi)外學者廣泛地利于進行艦面流場的數(shù)值計算研究[4-5]。宗昆等[5]使用“作用盤方法”和“運動嵌套網(wǎng)格”方法，對LPD-17 船型和“海豚”直升機進行艦船-旋翼耦合流場的數(shù)值計算研究，研究結果表明：上層建筑物后方的下洗流動，會造成旋翼的實際迎角減小，使旋翼拉力減小。國外Watson 等[6]通過對英國“伊麗莎白女王號”航母上的非定常氣流進行數(shù)值計算和試驗建模研究，認為在斜風狀態(tài)下該航母的雙艦島結構會導致飛行甲板上產(chǎn)生更加復雜的氣流。為了對比分離渦模擬（DES）方法、非定常雷諾平均（URANS）方法和尺度自適應模擬（SAS）方法對艦面流場的預測效果，Shukla 等[7]在2021 年進行了相關研究，結果表明，DES 和SAS 得到的平均流動特性與試驗結果相似。

對于驅護艦的尾流場研究，國外設計了高度簡化的護衛(wèi)艦（SFS）幾何模型[8-9]及其更新版本SFS2（如圖1 所示），SFS2 在原始SFS 的基礎上加長了上層建筑并增加了三角形艦艏。后來，很多學者對這兩種簡化艦船模型周圍的流場進行了一系列風洞試驗[10-11]以及數(shù)值模擬研究[12-13]，發(fā)現(xiàn)：機庫后方存在回流區(qū)，同時產(chǎn)生了不穩(wěn)定的分離剪切層，如果艦載直升機在起降過程中陷入回流區(qū)，旋翼氣動力將會受到渦流的擾動，可能會導致飛行事故。

圖1 SFS 及SFS2 模型示意圖Fig.1 Schematic of SFS and SFS2

在真實海況下艦船會處于六自由度的搖擺運動中，使得甲板上方的流場更加復雜多變。已有一些學者在艦面流場和艦載機著艦方面的研究中考慮到了艦船的搖擺運動，認為艦船搖擺運動是影響艦載機甲板作業(yè)安全性的一個重要因素。但目前對于處于運動狀態(tài)下的艦面流場研究較少。已有學者使用周期性簡諧運動方程來近似模擬艦船的搖擺運動，如縱搖和橫搖，得到了艦船運動過程中部分時刻的艦面流場情況，但是沒有進一步分析在一個搖擺周期中艦面流場的變化規(guī)律以及搖擺運動對甲板上方渦結構的影響[14]。近兩年李通等專注于運動狀態(tài)下的艦面流場研究[15-16]，在2021 年進行了兩棲攻擊艦縱搖突變對艦面流場的影響研究[15]，通過CFD 方法得到了簡諧運動下艦面流場的周期性，以及艦船縱搖周期和振幅的突變對流場結構帶來的影響。

以上研究，雖然引入了艦船的搖擺運動，但是也只停留于孤船的艦面流場，未考慮到艦載直升機旋翼帶來的機-艦耦合流場影響，所以艦船搖擺運動對艦載機的氣動力干擾和對機-艦耦合流場中“渦-渦”干擾的影響目前還沒有較為清楚的認識。因此，本文基于護衛(wèi)艦的簡化模型SFS2 以及雙槳葉旋翼模型，在斜風狀態(tài)下，對縱搖運動中的機-艦耦合流場進行數(shù)值模擬計算，從而期望對運動甲板上的機-艦耦合流場特性有進一步的認識。

1 計算方法

由于旋翼在高速旋轉狀態(tài)下，其槳尖附近的流動屬于可壓縮流，因此對于機-艦耦合流場的數(shù)值計算給出可壓流動的控制方程：

其中：W、F和G分別為守恒變量、對流通量和黏性通量；H包含體積力等源項。

本文采用雷諾平均方法中的SSTk-ω湍流模型，選取密度基耦合隱式求解器，通量格式為Roe-FDS格式，時間推進為雙時間步迭代法。

對于槳葉旋轉的實現(xiàn)，采用滑移網(wǎng)格方法。該方法將計算域劃分為旋轉域和靜止域，二者交界面處用兩個重合的滑移面關聯(lián)，來實現(xiàn)流場數(shù)據(jù)交互，該滑移面稱為Interface，如圖2 所示。

圖2 交界面示意圖Fig.2 Schematic of interface

對于縱搖運動的實現(xiàn)，采用動網(wǎng)格方法，在定義好邊界運動后，采用彈簧光順法對網(wǎng)格進行不斷更新。在該方法中，假設相鄰網(wǎng)格節(jié)點之間存在相互連接的彈簧，通過胡克定律，可以計算得到這些網(wǎng)格節(jié)點的彈簧力：

其中：Δxi和 Δx j分別為節(jié)點i與節(jié)點j在形變作用下發(fā)生的位移；ni為 與節(jié)點i相連的節(jié)點數(shù)量；ki j為節(jié)點i與節(jié)點j之間的彈簧剛度；kfac為彈簧因子。

基于已有的Caradonna-Tung 旋翼（簡稱C-T 旋翼）試驗數(shù)據(jù)[17]，進行孤立旋翼氣動力的數(shù)值模擬驗證。該旋翼由兩片槳葉組成，槳葉剖面采用無扭轉的NACA0012 翼型，展弦比為6，旋翼直徑為2.286 m，槳距角為8°，轉速為1 250 r/min，翼尖馬赫數(shù)為0.439。圖3 給出了試驗和計算結果中槳葉不同位置剖面的壓強系數(shù)（壓強系數(shù)=壓強/動壓），橫坐標表示弦長的不同位置（已用弦長無量綱化）。圖中R表示直升機旋翼的半徑，r/R=0.5 表示槳葉中心位置，r/R=0.96表示槳尖附近的位置。通過對比可以發(fā)現(xiàn)，兩種結果基本吻合，驗證了使用滑移網(wǎng)格方法和SSTk-ω湍流模型計算旋翼流場的合理性。

圖3 計算結果驗證Fig.3 Comparisons of calculated and experimental results

對于艦船運動計算的驗證，由于目前尚未有公開的簡諧運動艦船流場試驗數(shù)據(jù)，作者已在其他發(fā)表的論文[15-16]中通過DES 方法驗證了本文RANS 方法計算運動艦船流場的結果。本文的研究主要關注旋翼拉力隨艦船運動的變化規(guī)律，因此可以認為本文的計算結果可以滿足研究需求。

2 計算模型

計算模型如圖4 所示，其中艦船模型為SFS2，雙槳葉旋翼直徑為10.5 m，采用NACA0012 翼型。旋翼懸停于SFS2 甲板中心上方10 m 高度，模擬直升機的懸停跟進過程。旋翼槳距角為8°，轉速為300 r/min，在俯視圖中逆時針方向旋轉，為右旋旋翼。流場域劃分如圖5 所示，藍色區(qū)域為遠場域，紅色區(qū)域為運動區(qū)域，包裹著艦船做縱搖運動。流場域長度約為10倍船長，寬度約為20 倍船寬，高度約為18 倍船高。艦船正前方為速度入口邊界條件，正后方為壓力出口邊界條件，其余四個面為對稱邊界條件。所采用的計算網(wǎng)格如圖6 所示，使用非結構網(wǎng)格生成流場域，其中艦船周圍和旋翼下方尾跡區(qū)進行了網(wǎng)格加密處理。

圖4 機艦耦合模型示意圖Fig.4 Schematic of rotor-ship coupled model

圖5 流場域示意圖Fig.5 Schematic of flow field

圖6 網(wǎng)格示意圖Fig.6 Schematic of grid

為了對網(wǎng)格無關性進行驗證，改變艦船和旋翼表面網(wǎng)格尺度、艦船周圍加密區(qū)和槳盤下方尾跡區(qū)的網(wǎng)格數(shù)量，分別劃分粗、中、細三種網(wǎng)格，其中粗網(wǎng)格數(shù)量到細網(wǎng)格數(shù)量以1.2 倍至1.4 倍的增長率遞增，粗、中、細網(wǎng)格分別約有760 萬、930 萬、1 250 萬網(wǎng)格單元。基于滑移網(wǎng)格方法對正向來流狀態(tài)下的耦合流場開展非定常計算，其旋翼拉力變化如圖7 所示?？梢园l(fā)現(xiàn)，粗、中、細三種網(wǎng)格中的旋翼拉力變化趨勢和大小基本一致，其旋翼拉力平均值分別約為14 000 N、14 300 N 和14 200 N，最大偏差約為2.1%。為了兼顧提高計算效率和較好捕捉耦合流場中的渦結構，本文采用中網(wǎng)格進行機-艦耦合流場的數(shù)值模擬計算。

圖7 不同網(wǎng)格下的旋翼拉力變化Fig.7 Variation of rotor thrust for different grids

3 結果與分析

海面上的浪涌變化萬千，艦船的搖擺運動難以預測。已有研究表明：艦船運動是由多階諧波組成的，但實際往往有幾個頻率的諧波占主導地位，可以使用正弦諧波疊加的方式來模擬艦船甲板運動[18]。因此，本文為艦船縱搖建立簡諧運動模型，其運動方程為：

其中：ω表示艦船的縱搖角速度，單位為rad/s；t表示任意時刻，單位為s。由于旋翼流場的計算需要采用較小的時間步長，因此通過減小縱搖周期來縮短整個搖擺運動計算周期。設置縱搖周期為2 s，實現(xiàn)艦船在惡劣海況下的短周期縱搖運動。最大縱搖角度約為2°，以船長的1/2 位置作為縱搖軸，進行周期性縱搖運動，定義T為一個縱搖周期。在左舷30°和右舷30°風向角、20 m/s 的均勻來流條件下，對縱搖狀態(tài)下的機-艦耦合流場進行了8 個縱搖周期的計算。為了簡便標記來流風向角的方向，國際上將左舷來流表示為“Red”，將右舷來流表示為“Green”，參照此標準，本文記左舷30°為R30°，右舷30°為G30°。

3.1 左舷來流

為了描述流場中的渦結構分布，圖8 給出了不同視角下的一個縱搖周期中的λ2等值面示意圖。在非定常流場中，當λ2＜0 時，可以很清楚地觀察到渦結構的產(chǎn)生和發(fā)展。在圖8 中，渦結構用湍動能大小著色，紅色區(qū)域為高湍動能區(qū)域。從全局視圖中可以看到流場中主要存在六種渦結構，分別是艦艏渦、左舷邊緣分離渦、煙囪尾渦、機庫尾渦、槳尖渦和艦艉渦，且都存在高湍動能區(qū)域。對于艦載直升機的甲板作業(yè)來說，主要關注機庫后方（甲板上方）的流動結構，因此側視圖和俯視圖中給出了一個縱搖周期中機庫后方的局部流場變化，依次是T/4、T/2、3T/4 和T時刻。模擬甲板“下沉-上浮-下沉”的縱搖過程，發(fā)現(xiàn)各種渦結構都隨甲板的浮沉而上下?lián)u擺，且煙囪尾渦和機庫尾渦會撞擊在槳葉上，進而與槳尖渦混合在一起。在俯視圖中可以清楚地看到旋翼脫落的一圈圈槳尖渦，與擺動的機庫尾渦、煙囪尾渦混合在一起，順著來流方向向右后發(fā)展。這三種渦結構都具有高湍動能、速度脈動較大的特點，會對旋翼的氣動特性造成不利影響，同時混合渦結構的搖擺會影響旋翼拉力的變化。

圖8 R30°的渦結構分布圖Fig.8 Distribution of vortex structure in R30°

圖9 給出了一個縱搖周期里耦合流場中的渦量云圖，側視圖截面過縱向中心，俯視圖截面和旋翼等高，其中紅色表示渦量大的區(qū)域。在艦船的縱搖運動過程中，煙囪附近的尾渦和槳尖渦具有較大的渦量，且都向右后方發(fā)展?？梢杂^察到，在T/2 時刻，即甲板上浮至水平位置時，側視圖中的槳尖渦脫落比較規(guī)則，說明旋翼受混合尾渦的影響較小，同時俯視圖中機庫和旋翼之間的渦量很小，說明在此高度上，煙囪尾渦和機庫尾渦對旋翼氣動力的不利影響較弱。隨著甲板的繼續(xù)上浮，煙囪尾渦和機庫尾渦也隨之上揚，因此到3T/4 時刻，即甲板和旋翼的距離最近時，機庫和旋翼之間出現(xiàn)了較大的渦量，在隨后的下沉過程中，甲板上方的大渦量區(qū)域有所增加，且旋翼脫落的圈狀槳尖渦結構已被破壞。

圖9 R30°的渦量云圖Fig.9 Distribution of vorticity in R30°

由于垂向氣流可以改變旋翼槳葉的來流迎角，對旋翼的氣動力也有很大的影響，因此圖10 給出了一個縱搖周期中的垂向速度云圖，其中紅色表示上洗氣流，藍色表示下洗氣流。在艦船的縱搖過程中，甲板的上下浮沉會造成其上方垂向氣流的明顯變化，當旋翼周圍的垂向氣流不穩(wěn)定時，會造成旋翼拉力的不穩(wěn)定，導致旋翼抖動。從側視圖中可以看到，在T/2 時刻，甲板上浮的速度最大，使得甲板上方出現(xiàn)了明顯的上洗區(qū)域，而在T時刻，甲板的下沉速度最大，導致甲板上方出現(xiàn)了大區(qū)域的下洗流。從俯視圖中看，在槳葉的旋轉過程中，尾跡中會拖出下洗區(qū)域，由于是左舷來流，氣流在經(jīng)過槳盤左側受到阻礙后，形成了明顯的上洗氣流，順著來流方向向右后方發(fā)展。在T/2 時刻，即甲板上揚至水平位置，該截面上的上洗氣流區(qū)域較大，使得槳葉的來流迎角有所增加，因此會額外增加旋翼拉力。

圖10 R30°的垂向速度云圖Fig.10 Distribution of vertical velocity in R30°

為了進一步研究縱搖運動對耦合流場參數(shù)的影響，還進行了耦合流場的定量分析。首先針對旋翼氣動力的影響，給出了縱搖運動中旋翼拉力變化曲線圖，如圖11 所示，其中黑色虛線是對拉力的瞬時值做了位移平均處理。在有來流的情況下，旋翼的前行槳葉和后行槳葉由于來流速度不同導致受力不同，因此在沒有考慮槳葉揮舞、變距和擺振運動的情況下，旋翼旋轉一圈得到的拉力會有明顯的波動，如圖11（a）中所示出現(xiàn)了許多局部峰值。本文中的旋翼旋轉一圈為0.2 s，由于是雙槳葉模型，在旋轉一圈中拉力出現(xiàn)了兩個峰值，符合雙槳葉的拉力變化特性。

對于左舷來流，縱搖運動中的旋翼拉力變化趨勢基本呈正弦波分布，這是簡諧運動導致的，其平均值的最大值在T/2 時刻附近，約為19 100 N。在T時刻附近，旋翼拉力降到了最小，約為16 600 N。峰值相差2 500 N，拉力降低了約13%，可能會影響艦載直升機在甲板上方懸停和起降作業(yè)的安全性，需要飛行員及時采取相應措施，調整總距，以防止直升機突然掉高度，撞擊甲板，造成飛行事故。通過與之前的定性結果對比分析，在T/2 時刻，機庫和旋翼之間的渦量很小，且甲板上方的上洗氣流區(qū)域最大，導致旋翼拉力在T/2 時刻附近最大。圖11（b）給出了最后3 個縱搖周期中旋翼拉力的平均值變化圖。從縱搖的整體來看，隨著艦船周期性的搖擺，旋翼拉力也呈現(xiàn)出近似周期性的變化，其周期為2 s，與縱搖周期一致。

圖11 R30°狀態(tài)下的旋翼拉力變化Fig.11 Variations of rotor thrust in R30° state

在甲板中心正上方5 m、7 m 和9 m 高度處取3 個觀測點，探究縱搖運動對該位置處速度的影響，并給出了其變化曲線圖（圖12），圖中u、v、w分別表示縱向速度、橫向速度和垂向速度。由于斜風狀態(tài)下的耦合流場比較紊亂，三個高度處的速度分量都沒有呈現(xiàn)出周期性變化，且不同高度處的速度大小和變化趨勢有所不同。對于縱向速度，9 m 高度處的位置離甲板最遠，受機庫尾渦的影響較小，所以縱向速度最大；而5 m 高度處的縱向速度最小，該位置陷入了機庫后方的混合渦流區(qū)。對于橫向速度，在縱搖運動中，7 m 高度和9 m 高度位置處的速度方向均為正，表示向右舷的橫向流動，而5 m 高度處的速度方向有正有負，則表示流動在該位置發(fā)生了變向，有渦流產(chǎn)生。對于垂向速度，9 m 高度處的垂向速度基本都小于0，表示一直處于旋翼的下洗流中，由于離甲板較遠，垂向速度受到縱搖運動的影響最弱，因此變化范圍也最小；5 m 和7 m 高度處的位置離甲板較近，受到縱搖運動的影響較強，導致其垂向速度的變化范圍很大，伴隨著上洗流和下洗流的交替變化；其中5 m高度處的垂向速度會在約10 m/s 的下洗流和5 m/s的上洗流之間變化，飛行員需要及時采取相應措施來應對變化氣流對旋翼氣動力的影響。

圖12 R30°狀態(tài)下觀測點的速度分量變化Fig.12 Variations of velocity components in R30° state

3.2 右舷來流

圖13 給出了G30°的渦結構分布圖。相比于左舷來流，在右舷來流狀態(tài)下，流場中也主要存在六種渦結構，唯一不同的是，來流在右舷邊緣分離，形成了右舷邊緣分離渦。類似于左舷來流，這些渦結構都存在高湍動能區(qū)域。在一個縱搖周期中，發(fā)現(xiàn)各種渦結構也都隨甲板的浮沉而上下?lián)u擺，同樣地，煙囪尾渦、機庫尾渦和槳尖渦會混合在一起，形成具有高湍動能的混合渦系，速度脈動較大，影響旋翼的氣動特性。旋翼脫落的一圈一圈的槳尖渦和煙囪尾渦順著來流方向向左后發(fā)展。

圖13 G30°的渦結構分布圖Fig.13 Distribution of vortical structures in G30°

圖14 給出了右舷來流狀態(tài)下的渦量云圖，在艦船的縱搖運動過程中，渦量較大的區(qū)域都順著來流向左后方發(fā)展。可以觀察到，在T/2 時刻，旋翼脫落的槳尖渦結構較為完整，機庫和旋翼之間的渦量很小，表明在該時刻煙囪尾渦和機庫尾渦對旋翼氣動力的影響較小。隨著甲板的繼續(xù)上浮，甲板和旋翼的距離也越來越近，導致機庫后方的渦流區(qū)更加紊亂，機庫和旋翼之間的渦量明顯增大。與左舷來流相比，主要的區(qū)別在于兩種來流下大渦量區(qū)域的分布近似左右對稱。

圖14 G30°的渦量云圖Fig.14 Distribution of vorticity in G30°

對于圖15 中的垂向速度分布，也有類似的現(xiàn)象。由于是右舷來流，氣流在經(jīng)過槳盤右側受到阻礙后，形成了明顯的上洗氣流，順著來流方向向左后方發(fā)展，與左舷來流時的垂向速度分布呈近似左右對稱。在T/2 時刻，甲板的上揚使得甲板上方的上洗氣流區(qū)域最大，因此槳葉的來流迎角有所增加，旋翼拉力變大。相反，在T時刻，甲板上方的下洗區(qū)域會造成旋翼拉力的損失。值得注意的是，對于這兩種不同方向的來流，旋翼附近產(chǎn)生的強下洗區(qū)域都在前行槳葉的后方出現(xiàn)。

圖15 G30°的垂向速度云圖Fig.15 Distribution of vertical velocity in G30°

同樣地，在右舷來流下，旋翼的前行槳葉和后行槳葉由于來流速度不同導致受力不同，旋翼旋轉一圈得到的拉力出現(xiàn)了明顯的波動，如圖16（a）所示，且在旋轉一圈中（0.2 s）拉力也出現(xiàn)了兩個峰值，與左舷來流狀態(tài)下的拉力變化一致。隨著艦船的縱搖運動，旋翼拉力變化趨勢也基本呈正弦波分布，其平均值的最大值在T/2 附近，約為19 200 N。在T時刻附近，旋翼拉力降到了最小，約為18 000 N。峰值相差1 200 N，拉力降低了約6%，也需要引起飛行員的注意，及時采取相應措施以防止直升機突然下墜，保障艦載直升機甲板作業(yè)的安全性。圖16（b）給出了右舷來流狀態(tài)下最后3 個縱搖周期中旋翼拉力的平均值變化圖。從縱搖的整體過程來看，旋翼拉力也隨著艦船周期性的搖擺呈現(xiàn)出近似周期性的變化，且周期與縱搖周期基本保持一致。

圖16 G30°狀態(tài)下的旋翼拉力變化Fig.16 Variations of rotor thrust in G30° state

在右舷來流下，3 個高度處的速度分量也都沒有呈現(xiàn)出周期性變化（圖17）。對于縱向速度，9 m 高度處的縱向速度最大，而5 m 高度處的縱向速度最小。對于橫向速度，較高位置處的速度在整個縱搖運動中基本為負值，表示向左舷的橫向流動，而5 m 高度處的橫向流動在該位置發(fā)生了明顯的變向。對于垂向速度，9 m 高度處的垂向速度基本都處于旋翼的下洗流中，受到縱搖運動的影響最弱，因此變化范圍也最??；而5 m 和7 m 高度處的流動會伴隨著上洗流和下洗流的交替變化，其中5 m 高度處的垂向速度的變化范圍最大，大約在10 m/s 的下洗流和5 m/s 的上洗流之間波動，如果直升機在起降過程中經(jīng)歷這種垂向氣流的明顯變化，會導致旋翼拉力的振蕩。

圖17 G30°狀態(tài)下觀測點的速度分量變化Fig.17 Variations of velocity components in G30° state

3.3 兩種來流下的流場差異

為了更清楚地對比兩種斜風狀態(tài)下的流場差異，圖18 和圖19 分別從旋翼拉力和速度分量兩個方面對兩種來流下的流場差異進行了對比分析。在一個縱搖周期中，左舷來流狀態(tài)下的拉力波動范圍要稍小于右舷來流狀態(tài)，但是兩種來流下旋翼拉力的位移平均值大小和變化趨勢比較相近，最大值分別為19 100 N和19 200 N，最小值分別為16 600 N 和18 000 N，這主要是艦船的幾何對稱性造成的。從相同的槳葉相位開始，在每半圈中（0.1 s），兩者的拉力波動變化呈反同步趨勢，當左舷來流中的旋翼拉力增加時，右舷來流中的旋翼拉力隨之減小，。兩者的拉力曲線存在一定的相位差，因為對于左旋旋翼，當來流方向不同時，前行槳葉和后行槳葉的位置會形成相位差，導致兩種狀態(tài)下的拉力相位差。

圖18 兩種狀態(tài)下的旋翼拉力對比Fig.18 Comparisons of rotor thrust between two states

圖19 兩種狀態(tài)下的速度分量對比Fig.19 Comparisons of velocity components between two states

圖19 中給出了兩種狀態(tài)下的縱向速度、橫向速度和垂向速度的對比，其中“G30°H5”表示右舷30°來流狀態(tài)下的5 m 高度位置，u、v、w分別表示縱向速度、橫向速度和垂向速度。對于不同高度，兩種狀態(tài)下的縱向速度和垂向速度分布基本一致，只有橫向速度出現(xiàn)了方向上的不同。整體來看，兩種斜風狀態(tài)下的速度分量大小和變化趨勢基本保持一致。

4 結論

真實海況下，艦船的六自由度搖擺運動會加劇惡化甲板上方的流場環(huán)境，從而威脅到艦載直升機在甲板上的安全性。本文采用SFS2-雙槳旋翼耦合模型，通過CFD 方法，在兩種斜風狀態(tài)下（左舷30°和右舷30°），對周期性簡諧縱搖運動中的機-艦耦合流場進行了數(shù)值模擬，研究得到以下結論：

1）該機-艦耦合流場中主要存在六種渦結構，分別是艦艏渦、左（右）舷邊緣分離渦、煙囪尾渦、機庫尾渦、槳尖渦和艦艉渦，且都存在高湍動能區(qū)域?？v搖運動會對甲板上方的垂向氣流以及渦結構造成明顯的影響。隨著艦船的搖擺，機庫后方出現(xiàn)了明顯的混合渦結構，即煙囪尾渦、機庫尾渦和槳尖渦會混合在一起，形成“渦-渦”干擾的復雜流場。

2）對于兩種斜風來流，簡諧縱搖運動中的旋翼拉力都具有近似周期性的變化，其周期與縱搖周期一致，且拉力平均值的最大值在T/2 時刻附近（甲板上揚至水平位置），最小值在T時刻附近（甲板下沉至水平位置）。對于左舷和右舷來流，拉力分別降低了約13%和6%，可能會影響艦載直升機甲板作業(yè)的安全性，需要飛行員及時采取相應措施，調整總距，以防止直升機突然掉高度，造成飛行事故。

3）對于右旋旋翼，左舷來流狀態(tài)下的拉力波動范圍小于右舷來流狀態(tài)，據(jù)此可針對特定旋翼選取有利風向進行甲板起降作業(yè)。同時可以發(fā)現(xiàn)兩種狀態(tài)下的拉力波動變化呈反同步趨勢，但是速度分量大小和變化趨勢基本保持一致。