【理论】CVN-73 航母空气尾流主动控制技术_风闻

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为缓解甲板风引起的航母公鸡尾流对舰载机着舰安全的影响，作者提出了一种在航母尾部吹风的尾流主动控制技术。采用计算流体力学方法，分别计算了0°甲板风条件下原始工况和采用主动控制技术下的CVN-73航母尾部流场特性，并对比分析了不同吹风角度对尾流特性的影响。研究结果表明，随着吹风角度的增大，其对尾流中下洗气流的抑制作用先增强后减弱，当吹风角度为30°或45°时，其对下洗气流的抑制效果最佳，可将最大下洗速度减少为原来的1/2，有效改善了公鸡尾流环境，对舰载机的着舰安全性提升具有重要的意义。

随着世界舰船技术的发展，航母已成为海军现代化的象征，尤其是舰载机在航母上的出动和回收效率， 更是成为影响航母战斗力的关键因素。然而，当执行完作战、训练、侦查等任务后，舰载机在母舰上的安全降落却是一项非常艰巨的任务，已成为世界性技术难题。国外大量海上飞行经验证实，除了飞行员能力和飞机操纵性等人为和内部因素外，相对于路基飞机而言，外部环境尤其是恶劣的舰船环境是威胁舰载机作业安全的主要因素，而舰船环境中由甲板风与航母尾部结构诱导产生的公鸡尾流是影响舰载机着舰安全的一个重要因素。1979 年，Urnes 等在研究F-4J（Phan⁃ tom）战斗机自动着舰系统（ACLS）时发现，舰载机飞经舰船空气尾流区后下滑线下降了约1.8 m，且着舰时横向偏离理想着舰点38 m，对舰载机的着舰安全产生较大影响。

减小航母尾流对舰载机着舰安全影响的方法主要有两类。（1）通过优化舰载机着舰飞行控制方法，提高舰载机着舰安全性，如进场动力补偿方法、直接力控制方法、推力矢量控制等。（2）采用流场控制方法，改变航母尾流的形状及强度，抑制尾流对舰载机着舰安全的不利影响。流场控制方法又分为主动控制和被动控制：主动控制方法需要输入能量，通过能量输入控制实现流动的控制；被动控制方法需要附加的机械结构， 例如边界层加肋、开槽等方法。

目前，国内外关于舰载机着舰飞行控制优化方法已经开展了大量研究工作，在驱护舰及两栖攻击舰尾流控制方面也有了一定的进展。在航母尾流控制研究方面，美国海军研究院的Bradley等对补齐尾甲板缺口后的CVN-78开展了风洞试验和数值仿真计算，研究结果表明，补齐CVN-78尾甲板缺口后，其尾流环境明显好转，为后续航母的优化设计提供了参考。

在深入调研国内外研究现状的基础上，提出一种从甲板尾部吹风的航母尾流主动控制方法，以美国CVN-73航母为研究对象，采用计算流体力学方法对其尾流进行数值模拟，分析主动控制技术对尾流环境的改善效果。

1物理模型及数学模型

1.1 物理模型物理模型采用美国CVN-73 航母，舰长332.9 m，宽 40.8 m，水线长317 m，飞行甲板长335.6 m，宽76.8 m，吃水深 11.9 m，型 深 30.63 m，基 线至桅顶高度为

74.37 m。规定沿斜角甲板中心线指向尾部为x′正方向，纵向速度为U′；垂直于斜角甲板中心线指向右舷为y′正方向，横向速度为V’  （图1，x-y 为舰船体坐标系）。

图1 CVN-73 几何模型及坐标系定义

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

尾流主动控制方法为在图2所示的舰船尾部设置吹风口，定义吹气角度为α，吹气速度为v。在舰载机着舰过程中，通过特定角度和速度的尾部吹风改善下滑线上的尾流分布，从而达到主动控制尾流、提高舰载机着舰安全性的目的。

图2 物理模型及吹风角度示意

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

1.2 数学模型舰船尾流为三维不可压缩流动，不考虑烟囱及舰载机发动机排气问题，并忽略热交换，则其控制方程为三维不可压缩雷诺平均方程

式中，ρ 为密度；t 为时间（s）；V 为速度矢量，且 V=ui+vj+wk（m/s）；f 为体积力矢量；P 为作用于流体上的面应力（Pa）；E 为单位质量流体所具有的总能量（J/kg）；k 为流体导热系数，T 为温度（K），s为能量源项。

采用如式（2）中所示的标准k-ε 二方程湍流模型进行数值仿真

式中，为瞬时速度；是湍动黏度，可表示成湍动能k和耗散率ε 的函数

是由平均速度梯度引起的湍动能k的产生项

和为经验常数；分别是湍动能k 和耗散率 ε 对应的Prandtl 数。各系数取值为，，，，。

为保证流场充分发展，设置仿真计算区域边界距船首和船尾均为10 倍船长，距船两舷均为30 倍船宽，距甲板面为10   倍船高。对计算域划分混合网格，如图3所示，将流场分为内、外两个区域，内部区域采用小尺度非结构化网格，外部区域采用结构化网格。

图3   混合网格

Fig. 3  Mixing grids

数值计算中，入口为速度入口，出口设为压力出口，计算区域左右和上边界设定为自由边界，舰船表面及海平面设为壁面，基于自由来流速度并以舰船宽度为特征长度的雷诺数为。甲板风风向角0°，风速为 15.432 m/s，尾部吹风角度设置为 30°、45° 及60°，尾部吹风速度与甲板风风速一致。

2仿真结果及分析

2.1 仿真方法的验证验证仿真方法的风洞试验数据参考Polsky 等的实验，如图4 所示，试验模型比例为1/44，采用热线风速仪测量速度。CVN-73 搭载F/A-18 时，舰载机理想着舰点（ideal touchdown point，ITDP）位置如图1 所示，舰载机沿下滑线进入斜角甲板，理想下滑线与舰船甲板中心线的夹角为9°，与水平方向夹角为3.5°。

图4 CVN-73 风洞实验模型

Fig. 4 Wind tunnel test model of CVN-73

CFD 仿真与风洞试验对比结果如图5所示。CFD 仿真得到的纵向和横向速度变化趋势与风洞试验及参考实验的仿真结果一致，但相比于风洞试验结果而言，仿真得到的速度变化梯度均偏大。为了进一步分析产生差异的原因，图6 给出了舰载机下滑线所在纵截面上的流线及垂向速度分布情况，其中垂向速度用W 表示，图中黑色斜线表示舰载机着舰的理想下滑线，其与舰船甲板中心线的夹角为9°。可以看出，流场中的下洗气流主要由舰船尾部斜坡及突扩空间产生的陡壁边缘效应所致，由于本研究采用的CVN-73几何模型来源于网络和公开文献，其与风洞及Polsky 计算中采用的模型并不完全相同，这可能是导致CFD仿真速度梯度与风洞试验存在差异的一方面原因。另外，论文CFD仿真速度值均是从0开始变化的，这与壁面位置速度为0的物理事实相符合。但Polsky风洞实验和CFD计算结果都不是从0开始的，风洞实验测量中运用的是热线风速仪无法实现与壁面零距离的接触，因此，风洞实验中第一点的数据实际上并不是壁面处的速度；Polsky 的仿真结果不从0 开始的问题在文献中没有给出解释，猜测可能其后处理取值时第1 个点没有取到壁面上，按照此猜测，图5中风洞实验和Polsky 仿真得到的速度曲线需向后平移一定的距离，这样本研究的计算结果与Pol⁃ sky CFD计算结果（尤其横向速度和垂向速度）的吻合度将更高。对比分析结果证明，本文中运用的数值方法合理可信，可用于舰船空气尾流场研究。

图5 CFD 结果与风洞试验及参考文献对比

Fig. 5 Comparison among CFD results, wind

tunnel results, and reference datas

图6  下滑线所在纵截面内速度及流线分布

Fig. 6 Velocity and streamline distribution in the

longitudinal section on the gliding line

2.2 多视图的体系结构设计思想为了分析尾部吹风对尾流环境产生的影响，对6 种不同吹风角度下CVN-73 尾流进行了仿真计算，仿真结果如图7~图9 所示。从图7（a）、（b）可以看出，未吹风时，舰尾后方开口区域内存在一个较大的涡，导致尾部存在较大的速度梯度，开口区域内外两个逆向旋涡相互作用，导致流场中速度变化剧烈，舰尾后方下滑线上存在明显的下洗气流。

图7   不同吹风角度对尾流的影响

Fig. 7 Influence of different blowing angles on wake flow

从图7（c）~（n）可以看出，采用主动吹风控制技术后，舰尾后方流场环境有了明显的变化，尾部开口区域内的一个较大尺度的涡变为两个反向作用的涡，且尾部吹风气流与甲板风主流速度相互作用，减小了下滑线位置的下洗速度。图7（c）~（h）显示，吹风角度小于45°时，尾部吹风与尾甲板边缘产生明显干涉，与甲板接触后气流方向发生改变，再与甲板风产生的主流速度混合；随吹风角度的增大，其对主流速度中的下洗气流抑制作用越来越明显。图7（k）~（n）显示，当吹风角度大于60°时，尾部吹风不再受尾甲板边缘的影响，但随着吹风角度增大，其对主流中下洗气流的抑制作用减弱，当吹风角度增大到90°时，其对流场下洗气流几乎不产生抑制作用。

结合图7 中二维流线和图8 中的三维流线分布可发现，随着尾部吹风角度的增大，在尾部开口区域内， 由吹风诱导产生的漩涡尺寸逐渐增大；舰尾后方的回流区高度和长度逐渐减小，这对舰载机的着舰安全是有利的。为了进一步分析吹风角度对尾流的影响，图9 给出了不同吹风角度下，F-18 舰载机下滑线上的垂向速度分布。对比结果显示，7 种吹风角度工况下，甲板面上方的下滑线均处于上洗气流影响范围内，脱离飞行甲板后，受舰尾回流区的影响，上洗气流逐渐减小并出现了下洗气流，且在距着舰点约100 m 的位置，下洗速度达到最大值；无吹风控制时，最大下洗速度约为0.092；吹风角度为15°~60°时，下滑线上的垂向速度变化趋势相同，当α=30°和45°时，最大下洗速度最小，约为0.04，且相比无吹风工况时，最大下洗速度位置后移了约20m；当吹风角度大于60°时，垂向速度分布与无吹风状态类似，但甲板上方的上洗速度明显增大， 最大下洗速度约为0.06，且相比于其他工况而言其上洗和下洗速度峰值前移。

图8  不同吹风角度下舰尾三维流线分布

Fig. 8 Three-dimensional streamline distribution of the stern

under different blowing angles

综上所述，随着吹风角度的增大，其对主流中的下洗气流抑制作用先增大后减小。α=30°和45°时，其对下洗气流的抑制作用最为明显，最大下洗速度将降为无吹风状态时的1/2；当α>45°后，随着吹风角度的继续增大，其对下洗气流的抑制作用越来越弱，当α 增大至90°时，其对下洗气流不再产生抑制作用。

3结论

通过研究尾部不同吹风角度下的CVN-73 流场特性，得出结论如下。

1）通过在舰船尾部增加适当角度的吹风措施，可减小舰尾回流区的影响范围，有效缓解舰载机下滑线位置的下洗气流和速度梯度，有利于提高舰载机着舰安全性。

2）对 CVN-73 型舰而言，30°和 45°为最优的吹风角度。

参考文献（略）

作者：高杰，沙恩来，颉征，王争

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