基于CVG 的滑躍甲板尾流抑制

楊穆清，張 良，馬東立

(北京航空航天大學(xué) 航空科學(xué)與工程學(xué)院，北京 100191)

0 引言

艦載機(jī)著艦過程要求高精度的航跡控制，但其著艦過程中需要穿越艦船的尾流區(qū)。艦尾流增大了航跡精確保的難度，是十分重要的環(huán)境影響因素。

航母上可供起飛的甲板長度非常有限，滑躍甲板有利于縮短起飛距離[1]。一些研究[2-4]證明滑躍甲板對提高起飛安全性有利。許多航母都采用了滑躍甲板，如俄羅斯的“庫茲涅佐夫?qū)④姟碧?。雖然它可以幫助飛機(jī)在沒有彈射器的情況下起飛，但滑躍甲板也會在飛行甲板上產(chǎn)生更強(qiáng)的尾流。因此，抑制滑躍甲板尾流強(qiáng)度，對提高艦載機(jī)起降安全性有重要的意義。

過去，許多學(xué)者對航母或驅(qū)逐艦/護(hù)衛(wèi)艦的尾流進(jìn)行了研究。Reddy[5]比較了獲取全尺寸船舶尾流數(shù)據(jù)的各種技術(shù)，如手持式機(jī)械傳感器、桅桿安裝的螺旋槳風(fēng)速計(jì)、激光測速儀等，并評估了每種技術(shù)的效用和優(yōu)缺點(diǎn)。許多學(xué)者[6-11]采用CFD 和風(fēng)洞試驗(yàn)方法研究了兩棲登陸艦的尾流，如LHA 級和LPD 17 圣安東尼奧號兩棲登陸艦，將CFD 得到的穩(wěn)態(tài)解和頻譜與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對比，發(fā)現(xiàn)兩者吻合良好。研究結(jié)果表明，艦船的尾流具有很強(qiáng)的非定常特性，會影響飛行安全。

盡管有大量學(xué)者對艦尾流開展了研究工作，但是專門針對滑躍甲板造成的尾流的研究并不多。郜冶[12]等利用CFD 方法對滑躍起飛過程艦體周圍的流場進(jìn)行了仿真研究。Bardera-Mora 等[13]研究了滑躍甲板產(chǎn)生的尾流對AV-8B 飛機(jī)起飛性能的影響，結(jié)果表明滑躍甲板的尾流對AV-8B 飛機(jī)起飛的影響不可忽略。

尾流場的非定常擾動不僅對于艦載機(jī)起飛有很大影響，對于著艦精度的影響也很大，艦載機(jī)著艦的最大誤差是艦尾流對飛機(jī)的擾動造成的。以美軍F-4J艦載機(jī)為例，0.3 m/s 的水平陣風(fēng)（均方根值）可造成0.12 m 的垂直誤差（1.96 m 水平誤差），0.3 m/s 的垂直陣風(fēng)（均方根值）可造成0.39 m 的垂直誤差（6.38 m 水平誤差）[14]。

為降低艦尾流對艦載機(jī)起降的影響，許多學(xué)者提出了不同的尾流抑制方案。Shafer 等[15]、Findlay 等[16]針對驅(qū)逐艦直升機(jī)甲板，研究了一系列主動、被動尾流抑制方法，并認(rèn)為柵欄可以有效降低直升機(jī)甲板氣流的不穩(wěn)定性。Greenwell 等[17]利用風(fēng)洞研究了高密度篩網(wǎng)對降低護(hù)衛(wèi)艦飛行甲板氣流不穩(wěn)定性的作用，探索了篩網(wǎng)尺寸、角度等參數(shù)對尾流抑制效果的影響。Nangia 等[18]分析了不同的裝置抑制艦尾流的效果，并指出柱狀渦流發(fā)生器（cylindrical vortex generators,CVG）具有良好的效果。Lamar 等[19]研究了利用CVG減弱平直甲板兩棲登陸艦的尾流強(qiáng)度，取得了較好的效果。Landman 等[20]將CVG 布置在平直甲板兩側(cè)，發(fā)現(xiàn)可以有效降低平直甲板的邊緣渦。

前述學(xué)者利用CVG 在減弱驅(qū)逐艦和平直甲板兩側(cè)邊緣渦方面取得了一定的研究成果，研究表明CVG在抑制艦尾流強(qiáng)度方面具有良好效果。艦船尾部可以看作是順氣流臺階，臺階后部存在較強(qiáng)烈的分離區(qū)，從而使得艦船尾部氣流紊亂，產(chǎn)生復(fù)雜的尾流。而對于滑躍甲板，同樣可以看作是一個(gè)臺階，甲板后部也同樣存在較強(qiáng)的分離流動，加劇了甲板上方及艦船尾部氣流的波動。考慮到滑躍甲板后部的流動與艦船尾部流動具有相似性，因此可以認(rèn)為CVG 對于減弱滑躍甲板造成的氣流波動也具有較高的潛力。

基于上述考慮，本文采用CFD 方法，開展基于CVG的滑躍甲板尾流抑制研究。首先，對比了滑躍甲板和平直甲板對艦尾流的影響；其次，將CVG 應(yīng)用到滑躍甲板設(shè)計(jì)中，探究其對尾流抑制的效果。結(jié)果表明，CVG 對降低滑躍甲板艦艏渦強(qiáng)度有較好的效果，可有效減弱滑躍甲板對艦載機(jī)起降的影響。

1 艦尾流CFD 計(jì)算

1.1 幾何模型

參照俄羅斯“庫茲涅佐夫?qū)④娞枴焙侥笜?gòu)建數(shù)值模擬用航母幾何模型，如圖1 所示。艦長304.5 m，甲板寬72 m，甲板距水面高度17 m，艦橋最高距水面36 m，滑躍甲板出口角14°。

圖1 本文所用幾何模型與俄羅斯航母側(cè)視圖Fig.1 Side view of the Russia aircraft carrier and the model used in present work

為了對比研究滑躍甲板對艦尾流的影響，還建立了一個(gè)平直甲板航母模型。與滑躍甲板模型相比，除前部甲板改為平直甲板以外，其他參數(shù)完全相同。圖2給出了滑躍甲板與平直甲板模型對比圖。

圖2 滑躍甲板與平直甲板對比Fig.2 Comparison of the ski-jump deck and the flat deck

1.2 計(jì)算網(wǎng)格

圖3 和圖4 分別給出了艦尾流計(jì)算網(wǎng)格的遠(yuǎn)場網(wǎng)格情況及近場網(wǎng)格情況。網(wǎng)格總數(shù)約為700 萬，外域?yàn)榘肭蛐?，球面半徑? 000 m。外域前端距離艦體700 m，后端距離艦體5 000 m。外域后端距離艦體較遠(yuǎn)，有利于提高艦尾流的計(jì)算精度。計(jì)算中來流速度為30 kn。

圖3 遠(yuǎn)場網(wǎng)格Fig.3 Mesh in the far field

圖4 艦體表面網(wǎng)格Fig.4 Mesh on the carrier

CFD 計(jì)算過程中，數(shù)據(jù)監(jiān)測點(diǎn)分布如圖5 所示。其中，3 個(gè)綠色圓點(diǎn)為3 個(gè)理論起飛點(diǎn)；7 個(gè)紅色方點(diǎn)位于航母理論下劃線上，分別距離理論著艦點(diǎn)50 m、100 m、200 m、500 m、1 000 m、1 500 m 和2 000 m。通過對上述10 個(gè)監(jiān)測點(diǎn)的3 個(gè)方向分速度進(jìn)行檢測，可以獲得航母尾流的流動特性。10 個(gè)監(jiān)測點(diǎn)編號及位置如表1 所示。

圖5 監(jiān)測點(diǎn)的位置Fig.5 Positions of the monitoring points

表1 監(jiān)測點(diǎn)編號與位置Table 1 Index and position of the monitoring points

1.3 計(jì)算方法

1.3.1 主控方程

采用數(shù)值模擬方法求解Navier-Stokes 方程可以較為精確地分析流場的流動特性，是目前數(shù)值模擬復(fù)雜流場的主要方法，在航空領(lǐng)域獲得了廣泛應(yīng)用。

質(zhì)量守恒方程表達(dá)式為：

其中，S m為源項(xiàng)。

動量守恒方程表達(dá)如下：

其中：p為 靜壓；ρg和F為重力和外力矢量；為應(yīng)力張量，表示如下：

其中：μ為分子黏性；I為單位張量。

1.3.2 湍流模型

艦尾流存在強(qiáng)烈的分離流動，非定常特性突出，湍流模型是捕捉這些特征的關(guān)鍵因素。雖然湍流可由Navier-Stokes 方程描述，但通過直接數(shù)值模擬（direct numerical simulation,DNS）計(jì)算航母的艦尾流是不可行的，因?yàn)樗璧挠?jì)算資源遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過可用的計(jì)算能力。大渦模擬（large eddy simulation,LES）方法與DNS 方法相比，需要更少的計(jì)算資源，但需要非常精細(xì)的網(wǎng)格和較小的時(shí)間步長，這只能在非常小的幾何尺度上實(shí)現(xiàn)。RANS 方法是CFD 模擬中使用最廣泛的方法，具有合理的計(jì)算成本，但時(shí)間平均速度場和壓力場求解會消除許多湍流結(jié)構(gòu)，因此LES 方法和RANS 方法不適合本文的研究工作。

考慮采用脫體渦模擬（detached eddy simulation,DES）來平衡計(jì)算資源與計(jì)算精度之間的矛盾。在DES 方法中，邊界層中采用非定常RANS 方法，分離流動區(qū)域內(nèi)則采用LES 方法。采用LES 方法的區(qū)域通常是湍流流動的核心區(qū)域，大尺度非定常湍流流動起主導(dǎo)作用。在該區(qū)域內(nèi)，DES 方法采用類似LES 方法的亞網(wǎng)格尺度模型。在近壁區(qū)域，則采用雷諾平均的N-S（Reynolds averaged N-S,RANS）方程，降低了對網(wǎng)格精細(xì)度的要求，能夠有效減少計(jì)算網(wǎng)格數(shù)量，降低計(jì)算量。同時(shí)，在分離流動區(qū)域采用LES 方法，能夠保證分離流動的計(jì)算精度。

根據(jù)Menter[21]的工作，對DES 湍流模型的湍流動能耗散項(xiàng)進(jìn)行了修改：

圖6 給出了采用DES 和RANS 方法計(jì)算得到的監(jiān)測點(diǎn)6 的速度波動的對比。甲板風(fēng)速為30 kn?？梢园l(fā)現(xiàn)，DES 方法的速度脈動強(qiáng)度比RANS 方法的強(qiáng)，這是因?yàn)镈ES 方法允許將大的渦結(jié)構(gòu)分解為較小的尺度。這有助于更好地預(yù)測艦體后面的尾流，并進(jìn)行頻譜分析。

圖6 不同湍流模型計(jì)算速度波動結(jié)果Fig.6 Velocity fluctuations computed with different turbulence models

圖7 給出了不同湍流模型下尾流區(qū)渦量等值面計(jì)算結(jié)果。圖7（a）是DES 方法的結(jié)果，圖7（b）是RANS方法的結(jié)果。從圖中可以看出，DES 方法可以捕捉到更多的旋渦結(jié)構(gòu)細(xì)節(jié)，更適合本文的研究工作。

圖7 不同湍流模型渦量等值面Fig.7 Vorticity iso-surfaces computed with different turbulence models

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 滑躍甲板的影響

圖8 給出了30 kn 航速下，滑躍甲板與平直甲板渦量等值面。對稱平面內(nèi)速度云圖和流線圖對比如圖9 和圖10 所示。由圖可見，在航母船艏存在一個(gè)較大的分離區(qū)，滑躍甲板的分離區(qū)比平直甲板的分離區(qū)大得多。與平直甲板相比，滑躍甲板會使飛行甲板上方的氣流湍流度增加，非定常特征更明顯。甲板前部邊緣存在兩個(gè)渦流區(qū)，滑躍甲板的邊緣渦要比平直甲板的強(qiáng)烈得多。兩個(gè)邊緣渦流經(jīng)3 個(gè)起飛點(diǎn)，影響起飛安全性。

圖8 滑躍甲板和平直甲板渦量等值面Fig.8 Vorticity iso-surfaces between the ski-jump and flat decks

圖9 對稱面速度云圖Fig.9 Velocity contours in the symmetry plane of the carrier

圖10 對稱面流線Fig.10 Streamlines in the symmetry plane of the carrier

圖11 和圖12 顯示了在監(jiān)測點(diǎn)1 和監(jiān)測點(diǎn)3 有無滑躍甲板時(shí)的速度波動。對比發(fā)現(xiàn)，滑躍甲板顯著增加了波動。關(guān)注圖11 和圖12 中速度的x分量Vx，可以發(fā)現(xiàn)，平直甲板在x方向上的平均速度大于滑躍甲板。這意味著，在相同航行速度下，滑躍甲板航母上的有效甲板風(fēng)速度小于平直甲板航母的，不有利于降低艦載機(jī)的起飛速度，不利于提高起飛的安全性。表2給出了滑躍甲板和平直甲板之間Vx的差異。從表中可以發(fā)現(xiàn)，滑躍甲板的平均速度比平直甲板的低約1 m/s（1.9 kn）。飛機(jī)從航母起飛時(shí)的最大需用升力系數(shù)與速度的平方成反比。這意味著滑躍甲板對起飛存在一定程度的不利影響。

圖11 監(jiān)測點(diǎn)1 速度波動Fig.11 Velocity fluctuations at monitoring point 1

圖12 監(jiān)測點(diǎn)3 速度波動Fig.12 Velocity fluctuations at monitoring point 3

表2 不同監(jiān)測點(diǎn)x 方向速度分量Table 2 x-velocities at different monitoring points

圖13 和圖14 給出了監(jiān)測點(diǎn)1 和監(jiān)測點(diǎn)3 有無滑躍甲板時(shí)的功率譜密度。由圖可見，有滑躍甲板的速度分量功率譜密度均大于無滑躍甲板的。在監(jiān)測點(diǎn)1，3 個(gè)速度分量的功率譜密度增大約40 dB。在低頻段，監(jiān)測點(diǎn)3 的差量小于監(jiān)測點(diǎn)1 的差量，但趨勢相同。

圖13 監(jiān)測點(diǎn)1 功率譜密度Fig.13 PSD at monitoring point 1 with and without the ski-jump

圖14 監(jiān)測點(diǎn)3 功率譜密度Fig.14 PSD at monitoring point 3 with and without the ski-jump

滑躍甲板不僅對甲板前部的起飛點(diǎn)有影響，對甲板后部和尾流區(qū)也有一定的影響。監(jiān)測點(diǎn)4 位于著艦點(diǎn)后方50 m。圖15 和圖16 給出了監(jiān)測點(diǎn)4 擾流速度的時(shí)域曲線和功率譜密度?？梢钥闯?，即使該點(diǎn)位于著艦點(diǎn)后方50 m，滑躍甲板的擾動強(qiáng)度仍高于平直甲板，滑躍甲板尾流擾動幅值比平直甲板高約10～20 dB。

圖15 監(jiān)測點(diǎn)4 速度隨時(shí)間變化曲線Fig.15 Velocity variation with time at monitoring point 4

圖16 監(jiān)測點(diǎn)4 功率譜密度曲線Fig.16 PSD at monitoring point 4

2.2 柱狀渦流發(fā)生器

根據(jù)上述研究結(jié)論，滑躍甲板對艦尾流具有較大的影響，能夠顯著增加擾動強(qiáng)度。因此，抑制上翹艦艏的分離，降低艦艏產(chǎn)生的渦流強(qiáng)度，具有重要的意義。本文提出了一種基于柱狀渦流發(fā)生器（CVG）的滑躍甲板尾流抑制方法，可有效降低滑躍甲板的影響。采用的CVG 如圖17 所示。

圖17 柱狀渦流發(fā)生器（CVG）Fig.17 Cylindrical vortex generator (CVG)

圖18 給出了安裝CVG 前后艦體對稱面速度云圖。由圖可見，未安裝CVG 時(shí)，滑躍甲板后方存在很大的分離流動區(qū)域，其尾跡覆蓋整個(gè)甲板上方。安裝CVG 后，滑躍甲板后方大范圍的分離區(qū)域基本消失。圖19 給出了甲板上方流線對比。可見，安裝CVG 前，滑躍甲板后方氣流紊亂，且湍流掃過整個(gè)甲板上方。安裝CVG 后，甲板上方氣流變?yōu)楦街鲃印?/p>

圖18 安裝CVG 前后對稱面速度云圖Fig.18 Velocities in the symmetry plane with and without CVG

圖20 給出了艦艏局部流線對比，可見未安裝CVG時(shí)，氣流翻越艦艏后迅速分離，形成很大的回流區(qū)，對整個(gè)甲板上方氣流產(chǎn)生較大擾動。圖21 給出了CVG內(nèi)部流線側(cè)視圖。圖22 給出了航母安裝CVG 前后渦量等值面的對比情況。由圖可以看出，增加CVG后，氣流向上翻越艦艏時(shí)進(jìn)入CVG 內(nèi)部空間，在CVG的約束下形成內(nèi)部旋渦，旋渦從CVG 排出，從而在滑躍甲板兩側(cè)形成強(qiáng)而穩(wěn)定的旋渦（這兩道旋渦比未安裝CVG 時(shí)更強(qiáng)）?；S甲板上表面繞流則由無CVG 時(shí)的分離流轉(zhuǎn)變?yōu)楦街?，從而基本消除了甲板前端的分離區(qū)，使得甲板上方流速更加穩(wěn)定，降低了對艦載機(jī)的干擾，有利于提高艦載機(jī)起飛安全性。

圖20 安裝CVG 前后艦艏局部流線Fig.20 Streamlines around the bow with and without CVG

圖21 CVG 內(nèi)部流線側(cè)視圖Fig.21 Side view of streamlines inside CVG

圖22 安裝CVG 前后渦量等值面Fig.22 Vorticity iso-surfaces with and without CVG

圖23 和圖24 給出了起飛點(diǎn)1 氣流速度隨時(shí)間的變化關(guān)系以及功率譜密度曲線?？梢钥吹?，增加CVG 后，起飛點(diǎn)1 各向分速度的震蕩幅值均大幅減小。增加CVG 后Vx的功率譜密度降低約30 dB。而且由于消除了艦艏分離區(qū)，甲板不再被尾跡區(qū)覆蓋，因此甲板上x向分速度均值較無CVG 時(shí)有較大幅度提高。無CVG 時(shí)，Vx均值為13.44 m/s，增加CVG 后，Vx均值增加為14.48 m/s。

圖23 監(jiān)測點(diǎn)1 速度隨時(shí)間變化曲線Fig.23 Velocity variation with time at monitoring point 1

圖24 監(jiān)測點(diǎn)1 功率譜密度曲線Fig.24 PSD at monitoring point 1

圖25 和圖26 給出了起飛點(diǎn)3 氣流速度隨時(shí)間的變化關(guān)系以及功率譜密度曲線?？梢钥吹剑黾覥VG 后，起飛點(diǎn)3 的x和y向分速度的震蕩幅值大幅減小。起飛點(diǎn)3 處，增加CVG 后Vx的功率譜密度降低約20 dB。甲板上x向分速度均值較無CVG 時(shí)提高。無CVG 時(shí)，Vx均值為14.03 m/s，增加CVG 后，Vx均值增加為14.58 m/s。同時(shí)可以看到，增加CVG 后，起飛點(diǎn)3 處y向氣流速度絕對值增加，但是波動幅度減低。這是由于CVG 兩側(cè)排出的旋渦強(qiáng)烈而穩(wěn)定。該旋渦加強(qiáng)了氣流的側(cè)洗，使得y向速度絕對值增加，但是由于該渦比無CVG 時(shí)的邊緣渦穩(wěn)定，因此速度波動幅度降低。

圖25 監(jiān)測點(diǎn)3 速度隨時(shí)間變化曲線Fig.25 Velocity variation with time at monitoring point 3

圖26 監(jiān)測點(diǎn)3 功率譜密度曲線Fig.26 PSD at monitoring point 3

綜上可見，增加CVG 可大幅降低滑躍甲板上表面氣流各向分速度的震蕩幅值，各向分速度均值較無CVG 時(shí)有較大幅度提高。這意味著，增加CVG 可增加甲板上方氣流流動的穩(wěn)態(tài)分量，同時(shí)減弱瞬態(tài)分量，降低波動幅值，使得氣流速度更加穩(wěn)定，這對提高艦載機(jī)起降過程的安全性有較高價(jià)值。

CVG 不僅對降低起飛點(diǎn)處的速度波動有益處，對著艦點(diǎn)附近氣流擾動也能起到很好的抑制作用。圖27 和圖28 給出了監(jiān)測點(diǎn)4 處氣流速度隨時(shí)間的變化關(guān)系以及功率譜密度曲線?？梢钥吹?，著艦點(diǎn)附近氣流各向擾動速度均大幅降低，氣流更加穩(wěn)定。有CVG 時(shí)Vx的功率譜密度較無CVG 時(shí)的約降低20 dB，達(dá)到與平直甲板相當(dāng)?shù)乃?。另外，x向分速度均值較無CVG 時(shí)有較大幅度提高。無CVG 時(shí)，Vx的均值為14.51 m/s；有CVG 時(shí)，Vx的均值為15.72 m/s。更高的水平速度分量，可以降低艦載機(jī)著艦時(shí)的嚙合速度，提高著艦安全性。

圖27 監(jiān)測點(diǎn)4 速度隨時(shí)間變化曲線Fig.27 Velocity variation with time at monitoring point 4

圖28 監(jiān)測點(diǎn)4 功率譜密度曲線Fig.28 PSD at monitoring point 4

3 結(jié)論

本文對平直甲板和滑躍甲板尾流進(jìn)行了數(shù)值模擬，并提出了一種基于柱狀渦流發(fā)生器（CVG）的滑躍甲板尾流抑制方法。在30 kn航速條件下，研究得出以下結(jié)論：

1）滑躍甲板降低了甲板上表面氣流平均速度，在起飛點(diǎn)1 處，x方向平均速度降低了約1 m/s。同時(shí)，速度的波動幅度大幅增加。與平直甲板相比，速度波動功率譜密度增大約40 dB?；S甲板對下滑線上氣流也有較大影響，距離著艦點(diǎn)50 m 處，x向速度波動功率譜密度增加約20 dB。

2）CVG 對于降低滑躍甲板造成的氣流波動具有較好的效果。增加CVG 后，起飛點(diǎn)1 附近氣流x速度分量增加約1 m/s，速度波動功率譜密度降低30 dB，恢復(fù)到與平直甲板相當(dāng)?shù)乃?。下滑線上氣流速度波動功率譜密度降低約20 dB，基本與平直甲板情況相當(dāng)。

3）CVG 兩側(cè)排出的旋渦強(qiáng)烈而穩(wěn)定。該旋渦從甲板上方掃過，會增加氣流側(cè)洗，增加y向速度絕對值，但使得速度波動幅度減弱。

綜上所述，CVG 可以有效提高起飛點(diǎn)和下滑線上的x方向速度分量，降低對艦載機(jī)起降速度的要求。同時(shí)，速度波動幅度降低，有利于艦載機(jī)更精確的進(jìn)行航跡控制。因此可見，CVG 對于降低艦尾流強(qiáng)度、提高艦載機(jī)起降安全性有重要意義。