【理論】CVN-73 航母空氣尾流主動控制技術_風聞

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為緩解甲板風引起的航母公雞尾流對艦載機着艦安全的影響，作者提出了一種在航母尾部吹風的尾流主動控制技術。採用計算流體力學方法，分別計算了0°甲板風條件下原始工況和採用主動控制技術下的CVN-73航母尾部流場特性，並對比分析了不同吹風角度對尾流特性的影響。研究結果表明，隨着吹風角度的增大，其對尾流中下洗氣流的抑制作用先增強後減弱，當吹風角度為30°或45°時，其對下洗氣流的抑制效果最佳，可將最大下洗速度減少為原來的1/2，有效改善了公雞尾流環境，對艦載機的着艦安全性提升具有重要的意義。

隨着世界艦船技術的發展，航母已成為海軍現代化的象徵，尤其是艦載機在航母上的出動和回收效率， 更是成為影響航母戰鬥力的關鍵因素。然而，當執行完作戰、訓練、偵查等任務後，艦載機在母艦上的安全降落卻是一項非常艱鉅的任務，已成為世界性技術難題。國外大量海上飛行經驗證實，除了飛行員能力和飛機操縱性等人為和內部因素外，相對於路基飛機而言，外部環境尤其是惡劣的艦船環境是威脅艦載機作業安全的主要因素，而艦船環境中由甲板風與航母尾部結構誘導產生的公雞尾流是影響艦載機着艦安全的一個重要因素。1979 年，Urnes 等在研究F-4J（Phan⁃ tom）戰鬥機自動着艦系統（ACLS）時發現，艦載機飛經艦船空氣尾流區後下滑線下降了約1.8 m，且着艦時橫向偏離理想着艦點38 m，對艦載機的着艦安全產生較大影響。

減小航母尾流對艦載機着艦安全影響的方法主要有兩類。（1）通過優化艦載機着艦飛行控制方法，提高艦載機着艦安全性，如進場動力補償方法、直接力控制方法、推力矢量控制等。（2）採用流場控制方法，改變航母尾流的形狀及強度，抑制尾流對艦載機着艦安全的不利影響。流場控制方法又分為主動控制和被動控制：主動控制方法需要輸入能量，通過能量輸入控制實現流動的控制；被動控制方法需要附加的機械結構， 例如邊界層加肋、開槽等方法。

目前，國內外關於艦載機着艦飛行控制優化方法已經開展了大量研究工作，在驅護艦及兩棲攻擊艦尾流控制方面也有了一定的進展。在航母尾流控制研究方面，美國海軍研究院的Bradley等對補齊尾甲板缺口後的CVN-78開展了風洞試驗和數值仿真計算，研究結果表明，補齊CVN-78尾甲板缺口後，其尾流環境明顯好轉，為後續航母的優化設計提供了參考。

在深入調研國內外研究現狀的基礎上，提出一種從甲板尾部吹風的航母尾流主動控制方法，以美國CVN-73航母為研究對象，採用計算流體力學方法對其尾流進行數值模擬，分析主動控制技術對尾流環境的改善效果。

1物理模型及數學模型

1.1 物理模型物理模型採用美國CVN-73 航母，艦長332.9 m，寬 40.8 m，水線長317 m，飛行甲板長335.6 m，寬76.8 m，吃水深 11.9 m，型 深 30.63 m，基 線至桅頂高度為

74.37 m。規定沿斜角甲板中心線指向尾部為x′正方向，縱向速度為U′；垂直於斜角甲板中心線指向右舷為y′正方向，橫向速度為V’  （圖1，x-y 為艦船體座標系）。

圖1 CVN-73 幾何模型及座標系定義

Fig. 1 Geometric model and coordinate system definition of CVN-73

尾流主動控制方法為在圖2所示的艦船尾部設置吹風口，定義吹氣角度為α，吹氣速度為v。在艦載機着艦過程中，通過特定角度和速度的尾部吹風改善下滑線上的尾流分佈，從而達到主動控制尾流、提高艦載機着艦安全性的目的。

圖2 物理模型及吹風角度示意

Fig. 2 Schematic diagram of the ship’s physical model and blowing angle

1.2 數學模型艦船尾流為三維不可壓縮流動，不考慮煙囱及艦載機發動機排氣問題，並忽略熱交換，則其控制方程為三維不可壓縮雷諾平均方程

式中，ρ 為密度；t 為時間（s）；V 為速度矢量，且 V=ui+vj+wk（m/s）；f 為體積力矢量；P 為作用於流體上的面應力（Pa）；E 為單位質量流體所具有的總能量（J/kg）；k 為流體導熱係數，T 為温度（K），s為能量源項。

採用如式（2）中所示的標準k-ε 二方程湍流模型進行數值仿真

式中，為瞬時速度；是湍動黏度，可表示成湍動能k和耗散率ε 的函數

是由平均速度梯度引起的湍動能k的產生項

和為經驗常數；分別是湍動能k 和耗散率 ε 對應的Prandtl 數。各系數取值為，，，，。

為保證流場充分發展，設置仿真計算區域邊界距船首和船尾均為10 倍船長，距船兩舷均為30 倍船寬，距甲板面為10   倍船高。對計算域劃分混合網格，如圖3所示，將流場分為內、外兩個區域，內部區域採用小尺度非結構化網格，外部區域採用結構化網格。

圖3   混合網格

Fig. 3  Mixing grids

數值計算中，入口為速度入口，出口設為壓力出口，計算區域左右和上邊界設定為自由邊界，艦船表面及海平面設為壁面，基於自由來流速度並以艦船寬度為特徵長度的雷諾數為。甲板風風向角0°，風速為 15.432 m/s，尾部吹風角度設置為 30°、45° 及60°，尾部吹風速度與甲板風風速一致。

2仿真結果及分析

2.1 仿真方法的驗證驗證仿真方法的風洞試驗數據參考Polsky 等的實驗，如圖4 所示，試驗模型比例為1/44，採用熱線風速儀測量速度。CVN-73 搭載F/A-18 時，艦載機理想着艦點（ideal touchdown point，ITDP）位置如圖1 所示，艦載機沿下滑線進入斜角甲板，理想下滑線與艦船甲板中心線的夾角為9°，與水平方向夾角為3.5°。

圖4 CVN-73 風洞實驗模型

Fig. 4 Wind tunnel test model of CVN-73

CFD 仿真與風洞試驗對比結果如圖5所示。CFD 仿真得到的縱向和橫向速度變化趨勢與風洞試驗及參考實驗的仿真結果一致，但相比於風洞試驗結果而言，仿真得到的速度變化梯度均偏大。為了進一步分析產生差異的原因，圖6 給出了艦載機下滑線所在縱截面上的流線及垂向速度分佈情況，其中垂向速度用W 表示，圖中黑色斜線表示艦載機着艦的理想下滑線，其與艦船甲板中心線的夾角為9°。可以看出，流場中的下洗氣流主要由艦船尾部斜坡及突擴空間產生的陡壁邊緣效應所致，由於本研究採用的CVN-73幾何模型來源於網絡和公開文獻，其與風洞及Polsky 計算中採用的模型並不完全相同，這可能是導致CFD仿真速度梯度與風洞試驗存在差異的一方面原因。另外，論文CFD仿真速度值均是從0開始變化的，這與壁面位置速度為0的物理事實相符合。但Polsky風洞實驗和CFD計算結果都不是從0開始的，風洞實驗測量中運用的是熱線風速儀無法實現與壁面零距離的接觸，因此，風洞實驗中第一點的數據實際上並不是壁面處的速度；Polsky 的仿真結果不從0 開始的問題在文獻中沒有給出解釋，猜測可能其後處理取值時第1 個點沒有取到壁面上，按照此猜測，圖5中風洞實驗和Polsky 仿真得到的速度曲線需向後平移一定的距離，這樣本研究的計算結果與Pol⁃ sky CFD計算結果（尤其橫向速度和垂向速度）的吻合度將更高。對比分析結果證明，本文中運用的數值方法合理可信，可用於艦船空氣尾流場研究。

圖5 CFD 結果與風洞試驗及參考文獻對比

Fig. 5 Comparison among CFD results, wind

tunnel results, and reference datas

圖6  下滑線所在縱截面內速度及流線分佈

Fig. 6 Velocity and streamline distribution in the

longitudinal section on the gliding line

2.2 多視圖的體系結構設計思想為了分析尾部吹風對尾流環境產生的影響，對6 種不同吹風角度下CVN-73 尾流進行了仿真計算，仿真結果如圖7~圖9 所示。從圖7（a）、（b）可以看出，未吹風時，艦尾後方開口區域內存在一個較大的渦，導致尾部存在較大的速度梯度，開口區域內外兩個逆向旋渦相互作用，導致流場中速度變化劇烈，艦尾後方下滑線上存在明顯的下洗氣流。

圖7   不同吹風角度對尾流的影響

Fig. 7 Influence of different blowing angles on wake flow

從圖7（c）~（n）可以看出，採用主動吹風控制技術後，艦尾後方流場環境有了明顯的變化，尾部開口區域內的一個較大尺度的渦變為兩個反向作用的渦，且尾部吹風氣流與甲板風主流速度相互作用，減小了下滑線位置的下洗速度。圖7（c）~（h）顯示，吹風角度小於45°時，尾部吹風與尾甲板邊緣產生明顯干涉，與甲板接觸後氣流方向發生改變，再與甲板風產生的主流速度混合；隨吹風角度的增大，其對主流速度中的下洗氣流抑制作用越來越明顯。圖7（k）~（n）顯示，當吹風角度大於60°時，尾部吹風不再受尾甲板邊緣的影響，但隨着吹風角度增大，其對主流中下洗氣流的抑制作用減弱，當吹風角度增大到90°時，其對流場下洗氣流幾乎不產生抑制作用。

結合圖7 中二維流線和圖8 中的三維流線分佈可發現，隨着尾部吹風角度的增大，在尾部開口區域內， 由吹風誘導產生的漩渦尺寸逐漸增大；艦尾後方的迴流區高度和長度逐漸減小，這對艦載機的着艦安全是有利的。為了進一步分析吹風角度對尾流的影響，圖9 給出了不同吹風角度下，F-18 艦載機下滑線上的垂向速度分佈。對比結果顯示，7 種吹風角度工況下，甲板面上方的下滑線均處於上洗氣流影響範圍內，脱離飛行甲板後，受艦尾迴流區的影響，上洗氣流逐漸減小並出現了下洗氣流，且在距着艦點約100 m 的位置，下洗速度達到最大值；無吹風控制時，最大下洗速度約為0.092；吹風角度為15°~60°時，下滑線上的垂向速度變化趨勢相同，當α=30°和45°時，最大下洗速度最小，約為0.04，且相比無吹風工況時，最大下洗速度位置後移了約20m；當吹風角度大於60°時，垂向速度分佈與無吹風狀態類似，但甲板上方的上洗速度明顯增大， 最大下洗速度約為0.06，且相比於其他工況而言其上洗和下洗速度峯值前移。

圖8  不同吹風角度下艦尾三維流線分佈

Fig. 8 Three-dimensional streamline distribution of the stern

under different blowing angles

綜上所述，隨着吹風角度的增大，其對主流中的下洗氣流抑制作用先增大後減小。α=30°和45°時，其對下洗氣流的抑制作用最為明顯，最大下洗速度將降為無吹風狀態時的1/2；當α>45°後，隨着吹風角度的繼續增大，其對下洗氣流的抑制作用越來越弱，當α 增大至90°時，其對下洗氣流不再產生抑制作用。

3結論

通過研究尾部不同吹風角度下的CVN-73 流場特性，得出結論如下。

1）通過在艦船尾部增加適當角度的吹風措施，可減小艦尾迴流區的影響範圍，有效緩解艦載機下滑線位置的下洗氣流和速度梯度，有利於提高艦載機着艦安全性。

2）對 CVN-73 型艦而言，30°和 45°為最優的吹風角度。

參考文獻（略）

作者：高傑，沙恩來，頡徵，王爭

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創新體系工程基礎理論和方法

推動系統工程理論再發展