王金玲，郜 冶

(哈爾濱工程大學(xué) 航天與建筑工程學(xué)院，哈爾濱 150001)

?

艦船尾部結(jié)構(gòu)對直升機(jī)操作區(qū)流場的影響

王金玲，郜 冶

(哈爾濱工程大學(xué) 航天與建筑工程學(xué)院，哈爾濱 150001)

為研究艦船尾部結(jié)構(gòu)對流場環(huán)境的影響，以典型護(hù)衛(wèi)艦簡化模型SFS1為對象，選用通用軟件ANSYS ICEM劃分結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格并用ANSYS FLUENT標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型模擬了機(jī)庫門開閉不同狀態(tài)、不同機(jī)庫高度及不同飛行甲板長度等特征結(jié)構(gòu)的變化對直升機(jī)操作區(qū)氣流場的影響.通過分析流場中的速度、壓力等物理量，對比了不同工況下的流場環(huán)境.對比結(jié)果顯示，機(jī)庫高度越低、飛行甲板長度越長艦載機(jī)操作區(qū)的流場環(huán)境越好，機(jī)庫門半開時(shí)流場環(huán)境較機(jī)庫門關(guān)閉和全開狀態(tài)時(shí)差，但是機(jī)庫門關(guān)閉和全開兩種狀態(tài)相比沒有明顯的優(yōu)劣之分.這可為在役艦船的改造和再建艦船的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)和數(shù)據(jù)支持，進(jìn)而有效改善艦載機(jī)起降時(shí)的流場環(huán)境，提高海軍指揮直升機(jī)進(jìn)行安全著艦的能力.

空氣流場；艦船結(jié)構(gòu)；數(shù)值模擬；護(hù)衛(wèi)艦；湍流模型

隨著海洋事業(yè)的發(fā)展和現(xiàn)代海戰(zhàn)向立體化、大縱深、多層次方向的發(fā)展，各國海軍迫切需要掌握海上制空權(quán)，維護(hù)海洋權(quán)益，保障領(lǐng)海安全[1].艦載機(jī)是以航空母艦或其他軍艦為基地的海軍飛機(jī)，可以擔(dān)負(fù)海上兩棲突擊、反潛反艦、空中預(yù)警、偵察救護(hù)、巡邏護(hù)航以及中繼制導(dǎo)、垂直補(bǔ)給、電子戰(zhàn)、反水雷等任務(wù).它是海軍航空兵的主要作戰(zhàn)手段之一，其大大加強(qiáng)了艦船海上作業(yè)和作戰(zhàn)能力，目前已成為世界各國海洋事業(yè)和艦船現(xiàn)代化的重要標(biāo)志[2-3].但是，艦船不同于陸地，除了總體尺度小以外，它還要隨風(fēng)浪進(jìn)行不規(guī)則的搖擺運(yùn)動，加之艦面建筑物一般屬于非流線型，這會對飛行甲板附近區(qū)域的氣流產(chǎn)生強(qiáng)烈擾動，形成復(fù)雜的空氣流場，嚴(yán)重影響艦載機(jī)在艦上的起降安全[4].艦船空氣流場是艦載機(jī)在艦船上起降時(shí)的主要環(huán)境條件，也是危及飛行安全的主要因素之一，另外在艦船設(shè)計(jì)領(lǐng)域，艦船空氣流場的特性已經(jīng)成為艦船設(shè)計(jì)優(yōu)化工作中必須考慮的問題，因此研究艦船空氣流場有重要的意義.

2001年美國的Tai[5]通過在典型護(hù)衛(wèi)艦簡化模型SFS1的船首增加半圓柱體過渡段的方法避免了船體兩側(cè)的流動分離現(xiàn)象；2005年，Jeremy等[6]以CVN-76為研究對象劃分非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格并用CRUNCH CFD?求解器進(jìn)行了時(shí)間精確的數(shù)值模擬，研究了艦船島型建筑復(fù)雜程度及邊界層對艦面流場的影響；同年Shafer[7]用風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)方法研究了艦船機(jī)庫頂部加裝的不同流動控制裝置對飛行甲板位置處流場的改善程度，并得出網(wǎng)狀泡沫改善效果最佳的結(jié)論.美國海軍軍官學(xué)校(USNA)的Snyder等[8-12]從2010年開始展開艦船空氣尾流的調(diào)查研究工作，他們利用Cobalt中的MILES模型模擬了美國海軍巡邏艦YP676艦船在不同風(fēng)向角下的流場，并發(fā)現(xiàn)加載流動控制裝置鋸齒擋板后，尾流對直升機(jī)旋翼的影響有所減小，這些計(jì)算結(jié)果都經(jīng)過了實(shí)船測量或者風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)的驗(yàn)證，證明CFD在研究艦船空氣尾流對旋翼直升機(jī)的影響中是非常有用的工具.在國內(nèi)，2007年趙維義等[4]利用PIV測量了某型艦船不同工況下的空氣流場并分析了下沖氣流、渦流區(qū)及開/關(guān)機(jī)庫門等對直升機(jī)著艦的影響；2009年姜治芳等[13-14]將LHA的直通甲板改為滑躍式甲板，并對比了兩種甲板形式下艦面流場的優(yōu)劣，同時(shí)比較了上層建筑位置、大小及其邊緣直角或圓弧過渡等不同形式及布局下艦面流場的特點(diǎn).本文以典型護(hù)衛(wèi)艦簡化模型SFS1為對象，采用數(shù)值模擬的方法研究其不同機(jī)庫門狀態(tài)、不同機(jī)庫高度及不同飛行甲板長度等特征結(jié)構(gòu)對直升機(jī)操作區(qū)氣流場的影響.

1 物理模型與數(shù)學(xué)描述

1.1 物理模型

不同艦船搭載不同直升機(jī)時(shí)，直升機(jī)的操作區(qū)域有所不同，本文以典型護(hù)衛(wèi)艦簡化模型SFS1(圖1)搭載Westland Lynx直升機(jī)(圖2)為例進(jìn)行研究，Westland Lynx直升機(jī)旋翼直徑為12.8 m，機(jī)高2.964 m.坐標(biāo)原點(diǎn)位于船首底部中心位置，計(jì)算區(qū)域x軸表示船長方向，由船頭指向船尾為正方向，y軸表示船寬方向，由左舷指向右舷為正方向，z軸表示船高方向，由下方指向上方為正方向.計(jì)算區(qū)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，距船頂部為10倍船高.直升機(jī)理想著艦點(diǎn)O距離船尾10 m，著艦瞬間旋翼距離飛行甲板的高度為2.964 m.本文選取機(jī)庫門關(guān)閉、半開和全開3種不同狀態(tài)、3種機(jī)庫高度H、3種飛行甲板長度L等共9種工況研究來流風(fēng)速U0=20 m/s，風(fēng)向角為0°時(shí)，艦船尾部結(jié)構(gòu)的改變對直升機(jī)操作區(qū)流場的影響.

1.2 數(shù)學(xué)模型

艦船周圍的流場屬于三維復(fù)雜湍流場，為簡化計(jì)算設(shè)空氣為不可壓縮流體且符合Boussines假設(shè)，流動為穩(wěn)態(tài)紊流，忽略固體壁面間的熱輻射.采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε兩方程模型對氣流場進(jìn)行數(shù)值模擬.建立流場穩(wěn)定后的湍流控制通用方程，如[15-16]

div(ρVφ)=div(Γgradφ)+S.

式中:div(ρVφ)為對流項(xiàng)；div(Γgradφ)為擴(kuò)散頂；S為源項(xiàng).控制方程包括連續(xù)方程、動量方程、能量方程、k方程和ε方程.其中湍流動能k和耗散率ε的輸運(yùn)方程分別為

圖1 SFS1仿真計(jì)算模型

圖2 Westland Lynx直升機(jī)

2 網(wǎng)格劃分及邊界條件

2.1 網(wǎng)格劃分

典型護(hù)衛(wèi)艦簡化模型SFS1結(jié)構(gòu)簡單，使用如圖3中所示的全結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，為驗(yàn)證網(wǎng)格無關(guān)性，劃分3種不同數(shù)量的網(wǎng)格進(jìn)行對比分析，3種網(wǎng)格數(shù)量分別為：8.32×106，1.14×107，1.43×107.船體中縱線上壓力系數(shù)計(jì)算結(jié)果如圖4中所示.計(jì)算結(jié)果顯示隨網(wǎng)格數(shù)量的增加，船體中縱線上壓力系數(shù)計(jì)算結(jié)果變化不大且均與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果吻合較好.為保證計(jì)算精度并節(jié)約計(jì)算時(shí)間，選取中等數(shù)量網(wǎng)格進(jìn)行進(jìn)一步的計(jì)算研究.

圖3 網(wǎng)格分布

圖4 3種網(wǎng)格數(shù)量下中縱線上壓力系數(shù)與風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)結(jié)果比對

Fig.4ComparisonofCFDandexperimentalCPforcenterlineofSFS1

2.2 邊界條件

數(shù)值計(jì)算中入口為速度入口，風(fēng)速為20 m/s，風(fēng)向角為0°，出口設(shè)為壓力出口，計(jì)算區(qū)域左右和上邊界設(shè)定為壓力入口(自由邊界)，艦船表面及海平面設(shè)為壁面.基于自由來流速度并以艦船寬度為特征長度的Re為1.83×107.

3 數(shù)值計(jì)算與結(jié)果分析

如圖5中所示，氣流流過艦船表面后形成復(fù)雜的艦面流場，在機(jī)庫后方的飛行甲板位置產(chǎn)生渦流區(qū)及下洗氣流.理論分析和飛行實(shí)踐表明，尾流場中的下洗氣流和渦流區(qū)對直升機(jī)的影響最大，一方面渦流區(qū)內(nèi)速度方向的改變會對直升機(jī)的平衡及操穩(wěn)性能產(chǎn)生影響；另一方面，渦流區(qū)內(nèi)的低壓會對直升機(jī)產(chǎn)生吸力使其前沖，負(fù)壓較大時(shí)可能致使旋翼撞擊到機(jī)庫門，嚴(yán)重威脅直升機(jī)的安全；下洗氣流作用于旋翼會引起直升機(jī)明顯的“前沖”和“上鼓”[4].本文主要從渦流區(qū)的大小、垂向速度大小及壓力分布等方面進(jìn)行對比分析.

3.1 機(jī)庫門開閉對直升機(jī)操作區(qū)流場的影響

為研究機(jī)庫門開閉對直升機(jī)操作區(qū)流場的影響，現(xiàn)設(shè)置3種不同的機(jī)庫門狀態(tài)進(jìn)行研究：機(jī)庫門關(guān)閉、機(jī)庫門半開、機(jī)庫門全開.

如圖6、8、10所示隨機(jī)庫門打開程度的增大，飛行甲板位置處上洗氣流的范圍及強(qiáng)度明顯減弱，下洗氣流的范圍增大但強(qiáng)度減??；圖12(經(jīng)過理想著艦點(diǎn)的直線上量綱一的垂向速度的分布)顯示機(jī)庫門關(guān)閉和全開兩種狀態(tài)下經(jīng)過理想著艦點(diǎn)直線上的下洗速度沒有變化，但機(jī)庫門半開狀態(tài)時(shí)下洗速度增大，在1.1、2.1倍機(jī)庫高度處下洗速度增加幅度較大，與機(jī)庫門關(guān)閉和全開兩種狀態(tài)相比，下洗速度值分別增加7%和3%；圖7、9、11顯示機(jī)庫門開閉不同狀態(tài)對旋翼高度平面內(nèi)水平切向氣流的影響只局限在機(jī)庫門后方約2 m長的范圍內(nèi)，隨機(jī)庫門打開程度增大此區(qū)域內(nèi)切向氣流的范圍及強(qiáng)度明顯減弱，機(jī)庫門全開時(shí)，機(jī)庫后方的2 m/s等值線消失，旋翼位置處的切向氣流不受機(jī)庫門開閉的影響.

圖5 機(jī)庫后方飛行甲板位置的渦流區(qū)

圖6 機(jī)庫門關(guān)閉時(shí)中縱面垂向速度分布

Fig.6z-component velocity contours at the ship center in closed hangar door condition

圖7 機(jī)庫關(guān)閉時(shí)旋翼平面切向速度分布

Fig.7y-component velocity contours at the rotor plane in closed hangar door condition

機(jī)庫門3種狀態(tài)下艦船中縱面上壓力分布分別如圖13、15、17所示，機(jī)庫門打開后，受機(jī)庫內(nèi)部低壓的抽吸作用，氣流流入機(jī)庫進(jìn)一步形成渦流區(qū)，尤其是機(jī)庫門半開(圖15)時(shí)，受機(jī)庫門的阻擋作用，機(jī)庫內(nèi)部的渦流區(qū)與飛行甲板處的渦流區(qū)發(fā)生分離，形成兩個(gè)方向相反的渦，機(jī)庫內(nèi)的渦流充滿整個(gè)機(jī)庫.機(jī)庫內(nèi)的低壓會對在飛行甲板位置進(jìn)行作業(yè)的直升機(jī)產(chǎn)生附加的吸力，使直升機(jī)前沖幅度增大，這將嚴(yán)重影響直升機(jī)的安全.

Fig.8z-component velocity contours at the ship center in half open hangar door condition

圖9 機(jī)庫半開時(shí)旋翼平面切向速度分布

Fig.9y-component velocity contours at the rotor plane in half open hangar door condition

圖10 機(jī)庫門全開時(shí)中縱面垂向速度分布

Fig.10z-component velocity contours at the ship center in open hangar door condition

圖11 機(jī)庫全開時(shí)旋翼平面切向速度分布

Fig.11y-component velocity contours at the rotor plane in open hangar door condition

機(jī)庫門3種狀態(tài)下艦船中縱面上流線分布分別如圖14、16、18所示.與機(jī)庫門關(guān)閉狀態(tài)相比，機(jī)庫門全開(圖18)時(shí)，受機(jī)庫內(nèi)低壓影響渦流區(qū)向機(jī)庫內(nèi)移動，使旋翼接觸到的渦流區(qū)減??；同時(shí)可減弱旋翼誘導(dǎo)速度形成的返流，這有助于提高直升機(jī)的操穩(wěn)性能；另外，機(jī)庫門打開后會給飛行員一種空間增加的感覺，增強(qiáng)其心理上的安全性.但機(jī)庫門半開狀態(tài)時(shí)飛行甲板位置的渦流區(qū)并沒有向機(jī)庫內(nèi)部移動，且旋翼誘導(dǎo)速度仍會在機(jī)庫門位置形成較強(qiáng)烈的返流，因此3種狀態(tài)中機(jī)庫門半開狀態(tài)時(shí)飛行甲板處的流場環(huán)境最差.但關(guān)閉和全開兩種狀態(tài)下的流場環(huán)境相比，各有利弊，僅從目前的計(jì)算結(jié)果中很難得出結(jié)論，可能需要結(jié)合大量飛行實(shí)驗(yàn)及飛行員的經(jīng)驗(yàn)做進(jìn)一步的研究.

圖12 不同機(jī)庫門狀態(tài)時(shí)經(jīng)過理想著艦點(diǎn)的直線上量綱一的垂向速度的分布

Fig.12 Dimensionless z-component velocity on the line passing ITDP in different hangar door conditions

圖13 機(jī)庫門關(guān)閉時(shí)中縱面壓力分布

Fig.13 Pressure contours at the ship center in closed hangar door condition

圖14 機(jī)庫門關(guān)閉時(shí)中縱面流線分布

Fig.14 Streamlines at the ship center in closed hangar door condition

3.2 機(jī)庫高度對直升機(jī)操作區(qū)流場的影響

為研究機(jī)庫高度對直升機(jī)操作區(qū)流場的影響，現(xiàn)設(shè)置3種不同的機(jī)庫高度進(jìn)行研究：原機(jī)庫高度、機(jī)庫高度降低5%、降低10%.如圖19、21、23所示隨機(jī)庫高度降低垂向氣流的影響范圍逐漸減小，0 m/s速度等值線高度逐漸降低，機(jī)庫高度降低10%時(shí)，4 m/s的上洗速度等值線及2 m/s的下洗速度等值線均已消失.因?yàn)闄C(jī)庫后方的渦流區(qū)高度及長度主要由機(jī)庫高度決定，故隨機(jī)庫高度的降低，渦流區(qū)的高度和長度均有所減小(如圖20、22、24所示)；經(jīng)過理想著艦點(diǎn)的垂向直線上量綱一的下洗速度的計(jì)算結(jié)果如圖25中所示，隨機(jī)庫高度的降低，下洗速度值逐漸減小，且速度改變較大的位置為1.1倍機(jī)庫高度及2.1倍機(jī)庫高度處，相比與原機(jī)庫高度計(jì)算結(jié)果，機(jī)庫高度降低5%后在這兩個(gè)位置處下洗速度值均降低4%；機(jī)庫高度降低10%后在這兩個(gè)位置處下洗速度值分別降低8%、7%.可見機(jī)庫高度降低可以減小渦流區(qū)的高度及長度，并有效改善直升機(jī)操作區(qū)的垂向氣流.

圖15 機(jī)庫門半開時(shí)中縱面壓力分布

Fig.15 Pressure contours at the ship center in half open hangar door condition

圖16 機(jī)庫門半開時(shí)中縱面流線分布

Fig.16 Streamlines at the ship center in half open hangar door condition

圖17 機(jī)庫門全開時(shí)中縱面壓力分布

Fig.17 Pressure contours at the ship center in open hangar door condition

3.3 飛行甲板長度對直升機(jī)操作區(qū)流場的影響

為研究飛行甲板長度對直升機(jī)操作區(qū)流場的影響，現(xiàn)設(shè)置3種不同的飛行甲板長度進(jìn)行研究：原飛行甲板長度、飛行甲板加長10%、加長20%.

圖18 機(jī)庫門全開時(shí)中縱面流線分布

Fig.18 Streamlines at the ship center in open hangar door condition

圖19 原機(jī)庫高度時(shí)中縱面垂向速度分布

Fig.19z-component velocity contours at the ship center in original hangar height

圖20 原機(jī)庫高度時(shí)中縱面流線分布

圖21 機(jī)庫高度降低5%時(shí)中縱面垂向速度分布

Fig.21z-component velocity contours at the ship center in hangar height cut-off 5%

圖22 機(jī)庫高度降低5%時(shí)中縱面流線分布

艦船中縱面上垂向速度如圖26、28、30所示，流線分布如圖27、29、31所示，因?yàn)闇u流區(qū)的長度主要有其前方障礙物的高度決定的，故隨飛行甲板長度的增加，垂向速度和渦流區(qū)的大小基本沒有變化.但因已經(jīng)假設(shè)理想著艦點(diǎn)距船尾的距離為固定值，所以隨著飛行甲板長度的增加，旋翼的位置向后移動，其離渦流區(qū)越來越遠(yuǎn)，受到的干擾也越來越小.圖32中不同飛行甲板長度時(shí)經(jīng)過理想著艦點(diǎn)的直線上量綱一的垂向速度分布顯示，隨飛行甲板長度的增加理想著艦點(diǎn)上方的下洗速度逐漸減小，且速度改變較大的位置為1.1倍及2.1倍機(jī)庫高度處，相比于原飛行甲板長度計(jì)算結(jié)果，飛行甲板加長10%后在這兩個(gè)位置處下洗速度值分別降低4%、5%；飛行甲板加長20%后在這兩個(gè)位置處下洗速度值分別降低20%、10%.可見飛行甲板加長可以使旋翼遠(yuǎn)離渦流區(qū)的影響，降低理想著艦點(diǎn)上方的下洗速度.

圖23 機(jī)庫高度降低10%時(shí)中縱面垂向速度分布

Fig.23z-component velocity contours at the ship center in hangar height cut-off 10%

圖24 機(jī)庫高度降低10%時(shí)中縱面流線分布

圖25 不同機(jī)庫高度時(shí)經(jīng)過理想著艦點(diǎn)的直線上量綱一的垂向速度的分布

Fig.25 Dimensionless z-component velocity on the line passing ITDP in different hangar heights

圖26 原飛行甲板長度時(shí)中縱面垂向速度分布

Fig.26z-component velocity contours at the ship center in original flight deck length

圖27 原飛行甲板長度時(shí)中縱面流線分布

Fig.27 Streamlines at the rotor plane in original flight deck length

圖28 飛行甲板加長10%時(shí)中縱面垂向速度分布

Fig.28z-component velocity contours at the ship center in flight deck length with more 10%

圖29 飛行甲板加長10%時(shí)中縱面流線分布

Fig.29 Streamlines at the rotor plane in flight deck length with more 10%

圖30 飛行甲板加長20%時(shí)中縱面垂向速度分布

Fig.30z-component velocity contours at the ship center in flight deck length with more 20%

圖31 飛行甲板加長20%時(shí)中縱面流線分布

Fig.31 Streamlines at the rotor plane in flight deck length with more 20%

圖32 不同飛行甲板長度時(shí)經(jīng)過理想著艦點(diǎn)的直線上量綱一的垂向速度的分布

Fig.32 Dimensionlessz-component velocity on the line passing ITDP in different flight deck lengths

4 結(jié) 論

1)改變艦船尾部結(jié)構(gòu)時(shí)，理想著艦點(diǎn)上方下洗速度改變最大的位置均相同，即流場前方障礙物高度位置處.

2)機(jī)庫高度越低，飛行甲板長度越長，直升機(jī)操作區(qū)的流場環(huán)境越好.

3)機(jī)庫門半開時(shí)其流場環(huán)境較機(jī)庫門關(guān)閉和全開時(shí)都差，但關(guān)閉和全開兩種狀態(tài)時(shí)理想著艦點(diǎn)上方的下洗氣流分布基本相同，且流場環(huán)境各有利弊.

[1] 金仲林.艦載直升機(jī)系留座分布及系留載荷的仿真研究[D].南京:南京航空航天大學(xué), 2006.

JIN Zhonglin. Research on design of mooring bed distribution and simulation of mooring loads for ship-based helicopter[D]. Nanjing, Nanjing University of Aeronautics and Astronautics, 2006.

[2] 安軍.航母尾流模擬及艦載機(jī)著艦控制的初步研究[D].武漢:華中科技大學(xué), 2012.

AN Jun.Numerical simulation of aircraft carrier airwake and preliminary study on control law for automatic carrier landing[D]. Wuhan, Huazhong University of Science & Technology, 2012.

[3] 傅百先,趙維義.艦載直升機(jī)著艦動力學(xué)分析[J].飛行力學(xué),1996, 14(1):23-29.

FU Baixian, ZHAO Weiyi. Dynamic analysis of shipboard helicopter landing[J].Flight Mechanics,1996, 14(1):23-29.

[4] 趙維義,王占勇.艦船空氣尾流場對直升機(jī)著艦的影響研究[J].海軍航空工程學(xué)院學(xué)報(bào), 2007, 22(4): 435-438.DOI: 10.3969/j.issn.1673-1522.2007.04.008.

ZHAO Weiyi, WANG Zhanyong. Research on the effect of warship air-wake on helicopter landing on shipboard[J]. Journal of Naval Aeronautical Engineering Institute, 2007, 22(4): 435-438.DOI: 10.3969/j.issn.1673-1522.2007.04.008.

[5] TAI T C. Airwake Simulation of modified TTCP/SFS ship. RTO applied vehicle technology panel (AVT) symposium ADM001490 [R]. Loen: RTO-MP-069(I), 2003.

[6] JEREMY S, SRINIVASAN A, CHRISTOPHER M, et al. Ship airwake sensitivities to modeling parameters[C]//Proceedings of the 43rd AIAA Aerospace Sciences Meeting and Exhibit. Reno: AIAA, 2005:1-14.

[7] SHAFER D M. Active and passive flow control over the flight deck of small naval vessels[D]. Virginia: Virginia Polytechnic Institute and State University, 2005.

[8] SNYDER M R, SHISHKOFF J P, Roberson F D, et al. Comparison of experimental and computational ship air wakes for YP class patrol craft[C]//AIAA Centennial of Naval Aviation Forum“100 Years of Achievement and Progress”. Virginia Beach, VA:AIAA,2011.DOI:10.251416.2011-7045.

[9] METAGER J D. Measurement of ship air wake impact on a remotely piloted vehicle[C]//Proceedings of the 68th American Helicopter Society International Annual Forum 2012, Worth,TX:AHS,2012:2916-2924.

[10]SNYDER M R, KANG H S, BROUWELL C J, et al. Validation of ship air wake simulations and investigation of ship air wake impact on rotary wing aircraft[J]. Naval Engineers Journal, 2013, 125(1): 69-78.

[11]LASALLE N R, SNYDER M R, KANG H S. Passive flow control for ship air wakes[C]//Proceedings of the 69th American Helicopter Society International Annual Forum 2013.[s.l.]: AHS, 2013:576-589.

[12]SNYDER M R, KUMAR A, BELLTZVI P, et al. Validation of computational ship air wakes for a naval research vessel[C]//51st AIAA Aerospace Sciences Meeting Including the New Horizons Forum and Aerospace Exposition. Grapevine, TX: AIAA, 2013: 1-25.

[13]陸超, 姜治芳, 王濤. 兩種飛行甲板形式的艦船空氣流場特性比較[J].艦船科學(xué)技術(shù), 2009, 31(7):29-31. DOI：10.3404/j.issn.1672-7649.2009.07.004.

LU Chao, JIANG Zhifang, WANG Tao. A comparison of ships′ airwakes with different flight decks[J]. Ship Science and Technology, 2009, 31(7):29-31. DOI：10.3404/j.issn.1672-7649.2009.07.004.

[14]洪偉宏, 姜治芳, 王濤.上層建筑形式及布局對艦船空氣流場的影響[J]. 中國艦船研究, 2009, 4(2): 53-68. DOI: 10.3969/j.issn.1673-3185.2009.02.012.

HONG Weihong, JIANG Zhifang, WANG Tao. Influence on air-wake with different layout of ship superstructure[J]. Chinese Journal of Ship Research, 2009, 4(2): 53-68. DOI: 10.3969/j.issn.1673-3185.2009.02.012.

[15]LAUNDER B E, SPALDING D B. The numerical computation of turbulent flows[J]. Computer Methods in Applied Mechanics and Engineering, 1990, 3(2):269-289.

[16]COMINI G, GIUDICE S. A (k-ε)model of turbulent flow[J]. Numer Heat Transfer, 1985, 8(2):299-316 133-147. DOI: 10.1080/01495728508961846.

(編輯 張 紅)

The influence of ship tail structure to airwake on helicopter operation area

WANG Jinling, GAO Ye

(College of Aerospace and Civil Engineering, Harbin Engineering University, Harbin 150001, China)

In order to study the influence of ship tail structure on the airwake, the simple frigate shape SFS1 has been chosen for this study and the numerical simulation of ship airwakes has been performed． The ANSYS FLUENT standard turbulence model is used on the structured grids generated by ANSYS ICEM. The influences of the closing/opening state of the hangar, the hangar height and the flight deck length were simulated． The ship airwakes in different conditions were compared by analysing the physical parameters such as the velocity and pressure. It is shown that: the flow field environment will become better when the hangar height becomes lower and the flight deck beomes longer； the airwake becomes worse when the door is ajar than that when the door is closed or open; while neither airwake is superior when the door of hangar is closed or open completely. The present work will provide theory and data support for the modification of ship in service and the improvement of ship in construction，which will improve the ship airwake for shipboard aircrafts, and the capability to command and control the launch and recovery of shipboard aircraft.

airwake; ship structure; numerical simulation; frigate; turbulence model

10.11918/j.issn.0367-6234.2016.10.022

2015-03-16

國家自然科學(xué)基金 (11372079)

王金玲(1988—)，女，博士;

郜 冶(1953—)，男，教授，博士生導(dǎo)師

王金玲，wangjinling07@163.com

U674.74

A

0367-6234(2016)10-0148-07