艦船縱搖突變對艦面流場的影響

李 通，王逸斌，趙 寧

(南京航空航天大學 非定常空氣動力學與流動控制工業和信息化部重點實驗室，南京 210016)

0 引 言

近年來，我國各種先進的作戰艦艇陸續下水服役，第一艘航母“遼寧艦”和第二艘航母“山東艦”分別于2012年和2019年交付海軍，近兩年我國的大型驅逐艦和兩棲攻擊艦也相繼下水。這些艦艇的拋頭露面，使得海軍武器裝備體系逐步現代化和完備化，其中艦載機已經成為了必不可少的配套作戰裝備。艦船甲板是艦載機于海上作業的主要起降場地，而甲板上的流場受海面自然風、島式上層建筑與艦船運動綜合影響，當艦船運動或者有風時，上層建筑后方會產生不均勻的尾流場，常伴隨有分離、回流、旋渦等運動形式的發生。例如當艦載直升機在甲板上進行起降作業時，旋翼與艦船之間會形成復雜的混合渦流區，使得飛行甲板上方的飛行作業變得極具危險性。所以必須首先對艦船飛行甲板上方的空氣流場特性有一個清楚的認識。

早期艦面流場研究主要采用實船測量和風洞實驗兩種手段。2000年，國內南京航空航天大學的顧蘊松等[1]使用七孔探針三維流場測試設備，對實際航行中的某驅逐艦艦尾飛行甲板流場進行實測，給出了飛行甲板直升機起降區域流場的速度矢量圖。2007年，趙維義等[2]通過某型艦船模型風洞實驗的PIV結果，介紹了艦船尾流場特性，指出尾流場中下沖氣流和渦流區對直升機的影響最大。隨著近年來計算機技術的迅猛發展，計算流體力學（CFD）數值模擬手段得到逐步完善與發展，并被廣泛應用到艦面流場的研究中。Polsky和Woodson分別對LHA級美國海軍艦船和海軍驅逐艦DDG-81周圍的非定常流場進行了數值模擬計算，為CFD方法成功應用于艦面流場模擬提供了依據[3-4]。郜冶等[5]通過數值模擬研究了艦載機滑躍起飛過程對艦面氣流分布的影響，之后他們在美國CVN級航母上進行了風向變化對甲板渦結構特征影響的研究[6]。2009年洪偉宏等[7]研究發現減少上層建筑尺寸可以較明顯地改善上層建筑附近區域的艦船空氣流場特性。陸超等[8]認為風向角的變化對艦船艦面空氣流場的形態有較大影響，且越靠近上層建筑區域氣流變化越劇烈。2012年趙永振[9]計算了艦船在艏搖運動狀態下，飛行甲板上方的非定常空氣流場，但是計算周期較短，沒有給出流場變化的周期性。2014年，劉長猛等[10]發現在0°風向角時，機庫門敞開有助于改善飛行甲板的氣流場狀況。還有學者采用分離渦模擬方法對艦面流場進行了不同方面的數值研究[11-13]，捕捉到了艦船尾流場中較為精細的渦結構。近兩年，中國船舶工業系統工程研究院的許多學者在艦面流場方面也做了大量的研究[14-19]。其中趙鵬程和李海旭等研究了直升機艦上起降安全的影響因素，指出了空氣流場特性參數對艦載直升機的影響[14]。宗昆等使用“作用盤方法”和“運動嵌套網格”方法對艦載直升機起降區空氣流場進行了對比研究[16]。王金玲和姜廣文等研究了甲板風和大氣邊界層對艦船空氣尾流的影響，認為0°～15°的風向角范圍適合艦載直升機的起降作業[17-18]。高杰等通過主動控制技術，改善了航母的公雞尾流環境[19]。國外學者Watson等[20]在2019年對英國新航母伊麗莎白女王號上的非定常氣流進行了數值計算和實驗建模研究，發現在斜風狀態下，該航母的雙艦島結構會導致飛行甲板上產生更加復雜的氣流。

目前大多數艦面流場的研究都是在艦船靜止的狀態下進行的，而在真實海況下，艦船會產生不同程度的橫搖、縱搖、艏搖、橫蕩、縱蕩和垂蕩，這些隨機運動使甲板上方的流場更加復雜，可能會嚴重影響到艦載直升機的起降安全。然而國內有關艦船在搖擺狀態下艦面流場特性的研究相對較少，特別是海浪隨機性造成的搖擺參數突變對艦面流場帶來的重要影響。因此，本文基于兩棲攻擊艦的簡化模型，使用CFD方法對不同縱搖狀態下的艦面流場進行數值模擬研究，在艦船最大縱搖角度和縱搖周期突變的情況下，對艦面流場特性的變化做了進一步的分析和總結，進而得到艦船縱搖突變對飛行甲板上方流場的影響，為艦載機的甲板作業提供一定安全參考。

1 數值方法及驗證

1.1 控制方程和計算方法

由于艦船甲板上方的流動為低速不可壓流動，所以給出不可壓流動的控制方程：

式(1)為連續方程，其中V為速度矢量。式(2)為動量方程，其中D/Dt為物質導數，描述運動流體微團的某個量隨時間的變化率，ρ為流體的密度，P為流體所受的壓強大小，F為黏性力矢量。使用Fluent軟件對流場進行非定常數值計算，采用雷諾平均方法中的k-?湍流模型來封閉方程，同時選擇基于壓力的SIMPLE（Semi-Implicit Method for Pressure-Linked Equation）算法進行計算。

對于縱搖運動的實現，采用動網格方法，在定義邊界運動時，利用Fluent自帶的UDF (User Defined Function)功能對運動區域的運動方式進行指定，網格更新采用彈簧光順法和網格重構法。在彈簧光順方法中，網格被理想化為節點間相互連接的彈簧，根據胡克定律可以得到網格節點的彈簧力：

其中 Δxi和 Δxj分別為節點i與節點j在形變作用下發生的位移，ni為 與節點i相連的節點數量，kij為節點i與節點j之間的彈簧剛度，定義如下：

其中kfac為彈簧因子，在本文中取0.5。

當處于平衡狀態時，與節點i相連接的所有彈簧力的合力為0，可以得到如下迭代計算：

其中m為迭代數，在本文中取30。當迭代計算收斂后，節點i的位置通過下式更新：

1.2 計算方法驗證

為了建立一個艦船尾流驗證數據庫，國外提供了高度簡化的護衛艦外形（SFS）幾何結構模型[11,21]，圖1中給出了SFS和更新版本SFS2。為了驗證SFS/SFS2預測真實護衛艦飛行甲板上方流場的可靠性，許多學者利用不同的計算方法對SFS/SFS2的艦面流場進行了一系列的數值模擬研究[22-28]。

本文對SFS2模型周圍的流場進行了數值計算，并將結果與實驗數據及其他文獻的計算結果進行了比較[11,26]。在SFS2甲板上方取一橫向觀測線，該觀測線平行于甲板表面，長度為甲板寬度的兩倍，其在垂直方向上的投影位于甲板中心。圖2給出了觀測線上的速度分布曲線的對比。其中y表示觀測線上的點到甲板中心的距離，已用甲板寬度b無量綱化；u、v、w分別表示流向速度、橫向速度和垂向速度，已用來流速度V∞無量綱化。通過對比可以看出本文的數值計算結果與Li等的計算結果較為吻合。數值計算得到的橫向速度和垂向速度分布與實驗結果基本一致，而甲板中心處的流向速度與實驗結果存在一定偏差，造成這種差異的原因是流動經過機庫后會發生流動分離現象，且在機庫后方形成紊亂的渦流區，導致占主導地位的流向速度變化劇烈，而湍流脈動量被RANS模型平均化，不能較好地捕捉到這種變化。但是總體上本文的計算結果和其他學者的研究結果比較吻合，且本研究主要關注垂向速度的變化，所以該方法可以滿足研究需求。

圖1 SFS2模型示意圖（SFS模型用深灰色表示）[11]Fig. 1 Schematic of SFS2 model (SFS model is shown in dark shading)[11]

圖2 實驗數據和數值計算結果的對比Fig. 2 Comparison between the experimental data and numerical simulation results

為了進一步驗證RANS方法對艦船運動流場數值模擬的準確性，圖3給出了艦船以式（7）進行縱搖運動時的RANS和DES數值計算結果對比，采用的艦船模型如圖4所示，其中1#～4#表示艦載直升機在甲板上的4個起降位置。各選取1#和4#起降位置上方10 m高度的兩個觀測點，得到了無量綱垂向速度隨時間的變化曲線。對于艦首的1#位置，受渦流影響較小，所以兩種方法得到的曲線比較光滑且相吻合，但是艦尾4#位置由于受到脫落的艦首渦和上層建筑尾渦的嚴重影響，導致速度波動比較大，RANS未能很好的捕捉到這種波動，但是整體的變化趨勢和DES結果較為一致。從表1中也可觀察到兩種方法得到的垂向速度平均值（AVE）和標準差（STD）較為接近。因此，可以認為RANS方法能夠滿足本文的研究需求。

圖3 DES和RANS結果的對比Fig. 3 Comparison of the DES and RANS results

圖4 艦船模型示意圖Fig. 4 Schematic of the ship model

表1 不同數值方法下垂向速度的平均值和標準差Table 1 Mean and standard deviation of vertical velocity computed from different methods

2 計算模型與網格

所用兩棲攻擊艦簡化模型如圖4所示，甲板上4個白點作為艦載直升機起降位置，從艦首至艦尾依次編號為1#～4#，其中1#位于艦首，2#和3#位于上層建筑左側，4#位于艦尾。整個流場的計算域為長方體，如圖5中的黃色區域所示，艦船正前方為速度入口邊界，后方為壓力出口邊界，上下為對稱邊界，當正向來流時，艦船左右側為對稱邊界。綠色長方體為運動區域，隨艦船一起做縱搖運動，藍色長方體為艦船周圍加密區域。計算的網格采用非結構網格。圖6為經過上層建筑的截面網格，總的網格單元數量大約為1 300萬。

在真實海況下，由于海浪的隨機性，艦船的搖擺情況比較復雜，一般為不規則的運動，但是已有學者將艦船搖擺運動假設為簡諧運動，進行直升機/艦組合風限圖計算方法的研究[29-30]，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 ωy表示艦船繞y軸轉動的角速度，單位為rad/s（1 rad = 57.296°）；A表示最大角速度，單位為rad/s；t和T分別表示任意時刻和縱搖周期，單位為s；θ為初相。圖6中的紅點表示縱搖中心，α表示縱搖角。

圖5 流場區域示意圖Fig. 5 Schematic of the flow field

圖6 經過上層建筑的截面網格Fig. 6 Section grid cutting through the superstructure

3 結果與分析

首先在初始周期和振幅的縱搖狀態下，對艦面流場進行了數值模擬，給出甲板上方流場結構的變化情況。然后在初始縱搖狀態下，將縱搖周期和振幅減半，對艦面流場的變化做了進一步的分析和總結。為了觀察流場中垂向速度大小的變化，分別選取4個起降位置上方10 m高度處的觀測點，如圖7中所標示。

圖7 甲板上方觀測點位置示意圖Fig. 7 Schematic of observation points over the deck

3.1 縱搖狀態下的流場結構

對于初始的縱搖運動狀態，取A= 0.01 rad/s，T=20 s， θ=0，則運動方程表示為：

通過對式（8）從0到1/4周期積分可以得到縱搖角度的最大值（振幅）為1.82°，數值模擬的來流風向角為0°，即頂風來流。

圖8為流場中的渦結構分布圖，用 λ2＜ 0時的等值體圖來表示。 λ2是 一種描述渦量的方法[31]，當 λ2＜ 0時表示流場中有渦存在，從中可以很直觀的呈現出流場中的四種渦結構，包括艦首渦、邊緣分離渦、上層建筑尾渦和艦尾渦，分別用A、B、C、D表示。圖中用垂向速度著色，紅色區域為上洗流區域，藍色區域為下洗流區域。

圖8 渦結構分布圖Fig. 8 Distribution of vortex structures

圖9給出了艦船在一個縱搖周期中，甲板上方的渦結構在不同時刻的發展情況。受船體前緣鈍體效應作用，來流經過艦首的尖銳邊緣后，發生了較大范圍的流動分離，在艦首位置形成了類似于梯形的艦首渦。隨著時間的變化，艦首渦在甲板中心發展成一系列渦圈，離開艦首后沿甲板向后運動，途中受上層建筑及其尾渦影響，渦圈發生形變，破壞了其完整性，最后從艦尾脫落并和艦尾渦混雜在一起。在一個縱搖周期中，渦圈經歷了從生成到發展再到脫落的過程，且會經過甲板上各個觀測點，這對直升機在該位置的起降作業有一定的影響。來流在艦船兩側分別形成兩條旋轉方向相反的邊緣分離渦，由舷外轉向甲板，并在順著來流向后發展的過程中，與艦尾渦混合在一起，然后從艦尾脫落。由于該渦系影響的甲板面較小，位置主要位于甲板左右兩個邊緣附近，且高度較低，所以對艦載直升機起降影響較小。來流繞過上層建筑后在背風側發生了流動分離，進而形成上層建筑尾渦，該尾渦的主要特征為左右交錯的兩列渦圈，隨著時間的變化向后運動并逐漸膨脹，直至破碎后從艦尾脫落。艦尾是類似于后臺階的結構，流動在艦尾再次發生了流動分離，產生了渦流區，并伴隨著復雜的渦結構，即艦尾渦。

圖10給出了6個縱搖周期中，甲板上方10 m高度處觀測點的無量綱垂向速度變化曲線圖。在第0 s時，艦船由靜止狀態突然開始縱搖，甲板上方的流場受到突然擾動。在運動前期，流場正在建立，處于不穩定狀態。從80 s之后的垂向速度變化曲線來看，在頂風來流狀態下，4個觀測點處的垂向速度隨時間基本呈周期性變化，周期約為20 s，即艦船縱搖運動的一個周期。同時，在一個縱搖周期中，4個觀測點都會受到上洗流和下洗流的交錯影響。但不同位置處的垂向速度的大小和變化趨勢有著明顯的不同。

圖9 不同相位的渦結構分布圖Fig. 9 Distribution of vortex structures at different phases

圖10 甲板上方觀測點的無量綱垂向速度變化曲線圖Fig. 10 Variation of dimensionless vertical velocity at observation positions over the deck

從第二個周期開始，1#位置的垂向速度曲線圖基本呈周期性，而其他三個位置的垂向速度峰值有繼續擴大的趨勢，2#和3#位置的垂向速度在第三個周期開始出現周期性變化，4#位置的垂向速度直到第五個周期開始才呈現出周期性變化，說明當艦船從靜止狀態開始進行周期性縱搖時，位于甲板上方不同位置的周期性流動不是同步建立的。這是因為順著來流的方向，流場首先在艦首趨于穩定，位于艦首處1#位置的周期性流動在第二個縱搖周期就基本建立起來，而2#和3#位置處于上層建筑的左側，4#位置處于艦尾附近，這三個位置受到不斷脫落的艦首渦和上層建筑尾渦兩種渦系的混合干擾，進一步影響流動的周期性，所以這三個位置直到第五個周期開始才都建立起有規律的周期流動，滯后于艦首的1#位置。

為了進一步分析各觀測點的垂向速度在縱搖突變后的波動情況，圖11給出了不同時間段的垂向速度標準差，其中第0個周期段表示艦船處于靜止狀態，第1個周期段表示開始縱搖的第一個周期，以此類推。可以發現，從靜止狀態到縱搖狀態，各位置垂向速度有明顯的波動，在縱搖的第一個周期中，位于艦首的1#位置的波動最大，在第二個周期中略微減小，隨后基本保持不變，說明該位置的流動已經建立起周期性。對于2#位置，垂向速度的波動明顯先減小后增大，并在第三個周期后基本保持不變，而3#位置的垂向速度的波動在縱搖的前三個周期一直增大，之后才保持不變，說明2#和3#位置的流動從第三個縱搖周期開始建立起周期性。對于4#位置，垂向速度的波動直到第五個縱搖周期才開始保持不變。這些結果與圖10的結果是一致的。對于艦載直升機在甲板上是否能夠安全起降，在國際上的判定標準為CAP 437標準[32]，規定當甲板上方垂向速度的標準差低于1.75 m/s時才可進行起降作業，否則可能會導致安全事故。從圖11中可以看出，各位置在縱搖過程中的垂向速度標準差都小于1.75 m/s，因此艦載機在當前縱搖環境下進行甲板作業相對比較安全。

圖11 不同周期段的垂向速度標準差Fig. 11 Standard deviation of vertical velocity at different periods

在4個起降位置上方的不同高度各自再取3個觀測點，分別距甲板表面高5 m、15 m和20 m。圖12給出了在不同高度處，最后一個運動周期的垂向速度標準差，從中分析在縱搖狀態下不同高度處垂向速度的波動情況。通過對比發現，隨著高度的增加，1#位置處垂向速度的標準差有明顯的減小，而其他三個位置的垂向速度標準差的變化并不明顯，僅有微弱的增加或減小。由于1#位置位于艦首附近，其流場受縱搖運動的影響比較大，而且在較低位置還會受到艦首渦脫落出的渦圈的影響，導致在5 m高度時，其垂向速度的標準差相對比較大，隨著高度的增加，逐漸離開了運動和艦首渦的影響區，使得垂向速度的波動也逐漸減弱。整體而言，各位置處垂向速度的標準差隨著高度的增加有減小的趨勢，在離甲板比較近的區域中，垂向速度的標準差相對比較大，隨時間的波動比較強。各位置在不同高度處的垂向速度標準差都小于1.75 m/s，艦載機的起降環境相對比較安全。

圖12 不同高度處的垂向速度標準差Fig. 12 Standard deviation of vertical velocity at different heights

3.2 縱搖周期突變對流場的影響

在艦船航行的過程中，由于海浪和海風的不確定性，會帶來艦船搖擺參數發生突變，特別是搖擺周期和搖擺角，使得艦面流場的變化難以預測。本節首先研究縱搖周期突變對艦面流場帶來的影響。因此，在第120 s時將運動周期減半為10 s，此時最大縱搖角度依然是1.82°。變化后的艦船縱搖角速度為：

為了觀察各個位置處的流場在縱搖周期突變前后的變化情況，圖13給出了周期突變前后，第t=T個時刻甲板上方的流線對比圖。該流線所在的縱向平面經過甲板上方10 m高度的4個觀測點（黑點表示），同時流線用垂向速度著色。其中A圖表示周期突變前的流場圖，B圖表示周期減半后的流場圖。通過對比可以發現，當周期減半后，1#位置從之前的弱上洗流陷入了強下洗流，2#位置附近也出現了下洗流區域，會影響直升機的起降作業。3#位置前方出現了較強的上洗流區域，旋翼如果位于2#和3#位置之間，會受到向前的俯仰力矩，容易造成旋翼前傾。4#位置的前方也出現了較大的上洗流區域，后方有弱下洗流區域，旋翼如果位于4#位置，容易造成旋翼后傾。因此縱搖周期減半后，艦船搖擺速度加快，惡化了甲板上方的流場。

圖13 周期突變前后的流場對比圖Fig. 13 Comparison of flow fields before and after a sudden change in the pitching period

圖14中給出了周期突變后，甲板上方10 m高度處觀測點的垂向速度變化曲線。可以發現，大約在變化后的一個周期中，即120 s至130 s，由于受到運動變化的擾動，流場進入不穩定狀態，在130 s之后，即周期突變后的第二個周期開始，1#位置處的流場重新穩定，其垂向速度又開始呈周期性變化，2#和3#位置的垂向速度在突變后的第三個周期開始出現周期性變化，4#位置的垂向速度大約在突變后的第五個周期開始才呈現出周期性變化，這與圖10的結果相一致。相比于周期突變前的穩定狀態，此時1#位置處的垂向速度變化范圍有明顯的增大，是因為1#位置離縱搖中心最遠，當周期縮短后，艦船搖擺的頻率加快，縱搖角速度增加，造成了甲板上方垂向氣流的加速，對1#位置處的流場影響最大，同時艦首渦在1#位置附近剛開始形成，對其垂向速度影響較小，可以認為1#位置垂向速度的變化主要由艦船的縱搖運動引起，所以1#位置處的垂向速度變化范圍明顯增大。

圖14 甲板上方觀測點的無量綱垂向速度變化曲線圖（周期突變）Fig. 14 Variation of dimensionless vertical velocity at observation positions over the deck(with a sudden change in period)

圖15中第0個周期段表示縱搖周期未突變的穩定階段。當周期突然減小后，1#位置垂向速度的波動有明顯的增大，隨后有微弱的減小，從第二個周期后基本保持不變。比較特殊的是，3#位置在周期突變后，垂向速度的波動一直減小，直到突變后的第三個周期才有所增加，之后保持不變。還可以發現1#位置的垂向速度標準差最大，接近于CAP 437標準中規定的1.75 m/s，因此艦載機在該位置上進行甲板作業可能會引起安全事故。在縱搖周期突然減小后的穩定階段，各位置垂向速度的標準差均大于突變前的。

圖16給出了縱搖周期減小后，不同高度處的垂向速度標準差。可以明顯觀察到，1#位置的垂向速度在距甲板表面5 m高的地方出現了比較大的標準差，達到了2.88 m/s，根據CAP 437標準，如果艦載直升機在1#位置進行起降時，可能會由于垂向速度的嚴重波動而導致發生安全事故。對于其他三個位置，不同高度處的垂向速度標準差都小于1.75 m/s，且不同高度處標準差的變化并不明顯，但總體上有隨著高度的增加而減小的趨勢。

圖15 不同周期段的垂向速度標準差（周期突變）Fig. 15 Standard deviation of vertical velocity at different periods (with a sudden change in period)

圖16 不同高度處的垂向速度標準差（周期突變）Fig. 16 Standard deviation of vertical velocity at different heights (with a sudden change in period)

3.3 縱搖振幅突變對流場的影響

在本節中，研究縱搖振幅突變后，對艦面流場帶來的影響，在第120 s時將最大縱搖角度減半為0.91°，縱搖周期依然是20 s，變化后的艦船縱搖角速度為：

圖17給出了振幅突變前后，第T個時刻甲板上方的流線對比圖。其中A圖表示振幅突變前的流場圖，B圖表示振幅減半后的流場圖。通過對比可以發現，當振幅減半后，1#位置后方的下洗流區域減小，2#和3#位置周圍的流場沒有明顯的變化，4#位置周圍的上洗區域消失，總體來說縱搖振幅減半后，艦船搖擺變得平緩，改善了甲板上方的流場。

圖17 振幅突變前后的流場對比圖Fig. 17 Comparison of flow fields before and after a sudden change in the pitching amplitude

圖18給出了振幅突變后，甲板上方10 m高度處觀測點的垂向速度變化曲線圖，從中可以發現大約在變化后的第一個周期中，即120 s至140 s，由于受到運動變化的擾動，流場進入不穩定狀態，但在140 s之后，1#位置的流場重新穩定，其垂向速度開始呈周期性變化，其他三個位置處垂向速度周期性也基本建立，但有微小的波動。相比于變化前的穩定狀態，此時各位置垂向速度變化明顯減小，這是由于艦船縱搖角速度的減小而引起的。值得注意的是，1#位置的垂向速度都為正數，表示該位置完全處于上洗流中，而變化前該位置處于上洗流和下洗流的交替變化中。

圖18 甲板上方觀測點的無量綱垂向速度變化曲線圖（振幅突變）Fig. 18 Variation of dimensionless vertical velocity at observation positions over the deck (with a sudden change in amplitude)

在圖19中，第0個周期段表示縱搖振幅未突變的穩定階段，當振幅突然減小后，縱搖程度變得比較輕緩，1#、3#和4#位置處垂向速度的標準差都有所減小，而2#位置的垂向速度標準差在突變后先增加后減小，這一位置需要引起艦載機飛行員的注意。在第二個周期和第三個周期中，各位置垂向速度標準差基本一樣，得到了和圖18中一致的結果，即各位置處流場的變化從第二個周期開始就可以基本建立起周期性。還可以發現在縱搖振幅突然減小后的穩定階段，各位置垂向速度的標準差均小于突變前的。

圖19 不同周期段的垂向速度標準差（振幅突變）Fig. 19 Standard deviation of vertical velocity at different periods (with a sudden change in amplitude)

從圖20中可以發現，當縱搖振幅減小后，各位置處的垂向速度標準差比變化之前有明顯的減小，最大只有0.59 m/s，位于1#位置的5 m高度處。而且，各位置上方流場的垂向速度標準差都隨高度的增加而減小，其中1#位置在近甲板區域有比較大的垂向速度標準差。

圖20 不同高度處的垂向速度標準差（振幅突變）Fig. 20 Standard deviation of vertical velocity at different heights (with a sudden change in amplitude)

4 結 論

相比于以往關于艦船靜止狀態下的艦面流場研究，搖擺狀態下的艦面流場更具有真實性，因此本文對艦船縱搖狀態下甲板上方的非定常流場進行了數值模擬計算，并對流場中的渦結構和垂向速度變化情況作出分析和討論，探究了艦船搖擺突變性對艦面流場的影響，得到的結論如下：

1）在頂風來流下，艦船在縱搖過程中主要產生艦首渦、邊緣分離渦、上層建筑尾渦和艦尾渦，其中艦首渦和上層建筑尾渦會隨著艦船的縱搖向后脫出一系列渦圈，導致流動變得非常紊亂復雜。

2）當艦船突然開始縱搖或縱搖周期突然減半后（其他物理量保持不變），甲板上方不同位置流場的周期性不是同步建立的，上層建筑和艦尾附近位置要分別滯后于艦首位置大約一個周期和三個周期才能建立起周期性流動，對于艦載機的起降作業需要認識到這種突變情況下的時滯性。周期減半后，艦船搖擺速度加快，惡化了甲板上方的流場，各位置垂向速度的標準差均有所增加，且在1#位置有明顯的增加，其垂向速度的波動最大。

3）當縱搖振幅突然減半后（其他物理量保持不變），艦船搖擺比較輕緩，改善了甲板上方的流場，各位置垂向速度標準差在突變后都有明顯地減小，除2#位置垂向速度標準差在突變后先增加后減小。同時振幅突變對1#位置帶來的上下洗流變化也會影響艦載直升機的安全起降。

4）在不同情況下，各位置處的垂向速度標準差都隨著高度的增加有減小的趨勢，在離甲板比較近的區域中，1#位置垂向速度的波動明顯強于其他位置，因此艦載直升機的起降作業應該遠離該區域。

基于真實海況，艦船會出現不同方向上的搖擺和振蕩之間的耦合運動，同時受到橫風的影響，使得艦面流場將會更加復雜多變，難以預測。本文只進行了正向來流下，艦船模型在做簡諧運動時的簡單研究，對縱搖狀態下的流場得到了初步的認識。后期將引入不同風向角以及艦船的耦合運動，對艦面流場展開更深入的研究，以期為艦載直升機的安全起降提供更加全面、合理的建議。