艦船甲板氣流場對人員作業安全性影響分析

崔魯寧，賀少華

(中國人民解放軍92942 部隊)

0 引言

艦載直升機在艦船甲板進行起降作業時，甲板作業人員一方面會受到艦船橫搖、縱搖、垂蕩等作用下產生的慣性力，另一方面會受到耦合流場下的氣動力，進而對人身安全產生威脅。目前艦船甲板氣流場主要有三種研究途徑：實船測量、風洞試驗和數值模擬（CFD）[1]，其中實船測量和風洞試驗[2-5]是早期艦船甲板流場研究的主要手段。實船測量可以獲得最真實的流場數據，但是由于受到海上試驗條件的諸多限制以及其他不確定因素的影響，能夠獲得的流場數據非常有限，通常狀態下僅能獲得部分空間點的流場數據。風洞試驗也可以獲得較為真實的實際流場數據，且相對于海上實測，在風洞內可以采用PIV 等較為先進的流場測試技術，獲得較為全面的空間流場數據。但是由于風洞試驗模型往往是縮比模型，其與真實艦船航行間存在巨大的雷諾數差異，因此目前的風洞試驗獲得的流場往往是與實際流場不完全相似的。CFD 數值模擬憑借經濟、高效、靈活、方便和快速的特點，在艦船甲板流場研究中得到廣泛使用[6-10]。CFD 數值模擬在經過風洞模型校核驗證后，可以開展實尺度模型的計算，獲得全面的流場數據，并可大大節省研究經費、縮短研究周期。

近年來，國內外研究人員采用數值計算開展了大量的艦船甲板流場對艦載機起降安全的影響分析。Polsky 等[11-12]在2000～2002 年對美國號兩棲攻擊艦進行了流場數值模擬，并與試驗結果進行了對比，驗證了CFD 數值模擬的可行性。國內陸超等[13]、曲飛等[14]、洪偉宏等[15]、陳繼祥等[16]、郜冶和劉長猛[17-18]等也采用數值計算方法對艦船甲板氣流場開展了較深入的研究。李通等[19]采用CFD 數值模擬分析了縱搖狀態下兩棲攻擊艦甲板上方渦結構的演化規律，以及艦船縱搖周期和振幅的突變對流場結構帶來的影響。但是以上研究僅僅關注流場對艦載機起降安全性的影響，對甲板作業人員的影響研究尚不多見。對于航母或者兩棲攻擊艦，特別是后者，目前工程單位主要采用工程估算的方法分析作業人員的安全區域。本文采用數值計算方法，定量分析艦載直升機/艦船耦合流場下艦面人員的危險區域，并總結其成因。

本文首先數值模擬了艦面人員氣動力，并通過四艘不同直通式甲板艦船甲板表面氣流場數值模擬，分析總結危險區域及形成原因。其次，開展了直升機進艦以及降落過程的非定常數值計算，分析了在整個動態過程中艦面甲板上的危險流場。最后，還開展了多機同時作業的非定常流場計算，總結出了多機作業時艦面的危險區域。

1 數值計算方法

由于艦船甲板上方流場的馬赫數一般小于0.3，故為不可壓流，其控制方程如下：

其中：V為速度矢量，D/Dt表示物質導數，ρ為流體密度，P為流體所受的壓力，F為黏性力矢量。計算時采用simple 算法，湍流模型為k-ε湍流模型。

對于機-艦耦合流場，考慮到旋翼的速度較大，其馬赫數通常大于0.3，則需采用可壓縮N-S 方程作為控制方程：

其中：W為守恒變量，F、G、H為對流通量，Fv、Gv、Hv為黏性通量。

湍流模型采用S-A 湍流模型，離散格式為Roe 格式?？紤]到除旋翼外其他區域均為低速流動，因此采用了低速預處理。計算中為了實現旋翼流場與艦船流場的耦合，采用了重疊網格方法，其中艦船網格（背景網格）約為1 000 萬單元，旋翼網格約為700 萬單元。通過對本文采用的LHA 艦船開展了網格無關性驗證，發現當網格達到1 000 萬量級時即可滿足網格無關性要求（見表1），因此文中各個艦船的計算網格均在1 000 萬單元以上。計算域為長方體，長方體的長寬高分別為10 倍船長、10 倍船寬、5 倍船高（圖1）。

表1 LHA 艦船網格無關性驗證Table 1 Mesh independence test for LHA

圖1 LHA 艦船計算域Fig.1 Computational domain for LHA

采用SFS2 標準算例對以上兩種計算方法開展了算例驗證。計算狀態為正向來流下20 m/s 合成風速。兩種算法獲得的艦面流場速度分布與試驗值[10]及文獻[20]的計算結果一致（見圖2）。因此，單船時采用計算效率較高的Simple 算法與k-ε模型。對于考慮旋翼的耦合流場，由于旋翼槳尖速度較大，故采用可壓流方程加預處理的算法，并采用航空上較常用的S-A 湍流模型。

圖2 SFS2 算例速度分量對比Fig.2 Comparison of the velocity components for SFS2

2 流場計算與人員作業安全性分析

2.1 人體氣動受力分析

采用的簡化人體模型以及三維坐標見圖3。人體模型采用混合網格，計算域為20 m（寬）× 36 m（長）× 5 m（高），網格量約為700 萬單元。由于來流為低速氣流，所以采用不可壓控制方程，并采用Simple 算法求解，湍流模型為k-ε模型。并對計算模型開展了網格無關性驗證，分別對比了500 萬、700 萬與1 000 萬網格下10 m/s 來流風速條件下的人體受力（見表2）。對比發現，計算網格的結果與密網格接近，故在兼顧計算效率與準確度的情況下，采用700 萬網格進行計算。

圖3 人體模型坐標軸示意圖Fig.3 Schematic diagram of the manikin coordinate axis

表2 人體模型網格無關性驗證Table 2 Mesh independence test for the manikin

通過計算不同來流風速情況下的流場，獲得了相應的人體所受的空氣阻力（見表3）。從表中可以看出，隨著來流風速的增大，人體受到的空氣阻力迅速增大，空氣阻力的大小與速度的平方近似成正比關系。假設人體質量為75 kg，甲板摩擦系數約為0.3，摩擦力約為220.5 N。通過表3 對比發現，當來流風速為35 m/s 時，空氣阻力為224N，大于地面摩擦力，人體無法保持平衡。分析力矩，當來流為30 m/s 時，由于空氣阻力，人體受到的以地面接觸點為矩心的力矩約為148 N·m，而人一步的距離約為0.45～0.60 m，因此可以認為人的重心可以在±0.2 m 間調節以抵抗氣動力矩[21]。當人體質量為75 kg 時，由重力產生的力矩約為147 N·m，可以認為，當氣流為30 m/s 時人體已經難以保持平衡。同時由于艦船橫搖、縱搖、垂蕩等運動，當艦面存在30 m/s 水平合成風速時，作業人員在該區域開展作業將難以保持人體平衡，因此認定水平合成風速大于30 m/s 的艦面區域是艦面作業人員的嚴重危險區域。

表3 不同風速下人體阻力Table 3 Human body resistance under different wind speeds

2.2 不同艦船表面流場對比

針對5 級海況，并假設兩棲攻擊艦或航母以20 kn 速度高速航行，則艦船表面的合成風速約為20 m/s。因此分別針對法國西北風級、法國戴高樂號、英國伊麗莎白女王號和美國號四艘艦船，分析在20 m/s 風速下、飛行甲板上方1 m 高度處的水平速度等值線分布，風向角為0°和±30°。計算發現，在0°風向角時，四艘艦船飛行甲板上方1 m 高度處均未出現流速大于25 m/s 的區域。而在有側風的情況下，除了美國號的其他三艘艦船均出現了流速大于25 m/s 的區域。圖4～圖7 給出了距飛行甲板1 m 高度處的水平速度等值線圖，該速度為流向速度與橫向速度的合速度（圖中僅為有側風的情況，由于美國號甲板上無流速大于25 m/s 的區域，故僅展示了右舷來風情況）。設定超過30 m/s 的水平風速區域為嚴重危險區，超過25 m/s 的水平風速區域為危險區。

圖4 法國西北風級水平速度等值線圖Fig.4 Horizontal velocity contour map of the France Mistral-class LHD

圖5 法國戴高樂號水平速度等值線圖Fig.5 Horizontal velocity contour map of the France Charles de Gaulle

圖6 英國伊麗莎白女王號航母水平速度等值線圖Fig.6 Horizontal velocity contour map of the Britain Queen Elizabeth-class aircraft carrier

圖7 美國號水平速度等值線圖Fig.7 Horizontal velocity contour map of the American LHA

從水平速度等值線圖中可以發現，西北風級在上層建筑左側出現較大范圍的危險區域，其他艦船的危險區域僅出現在艦艏附近。由于西北風級艦特殊的艦艏結構，造成了左舷來風時艦艏渦和左舷側的渦流混合，形成了斜穿甲板面的強烈渦系結構及較大的水平速度（見圖8），因此可見在無直升機降落時，艦艏結構直接決定了其附近甲板面上水平流速的分布。另外除西北風級外，其余兩艘艦船在艦艏靠近左右舷側出現了嚴重危險區域，這也是由艦艏結構以及對應的舷側渦形成的。以伊麗莎白女王號左舷來流為例（見圖9），氣流流過艦艏時，類似于斜側向的前臺階流動，在甲板上方形成了分離渦，前臺階的壓縮以及該分離渦造成了甲板上方的高速流動區域。

圖8 左舷30°來風速度云圖、切面流線及極限流線（西北風級）Fig.8 Velocity contours and streamlines under left incoming wind at 30° (Mistral-class LHD)

圖9 左舷30°來風速度云圖、切面流線及極限流線（伊麗莎白女王號）Fig.9 Velocity contours and streamlines under left incoming wind at 30° (Queen Elizabeth-class aircraft carrier)

2.3 艦載直升機進艦過程流場分析

在孤立艦船流場研究中發現，美國號表面未出現高速流動區域，其對人員安全特性影響較小，因此將以美國號為模型，開展機-艦耦合流場下艦面人員安全作業區域分析?？紤]CT 旋翼模型（六片旋翼），并基于重疊網格開展機-艦耦合流場計算（見圖10）。通過流場分析，研究了機-艦耦合狀態下，甲板面可能出現的影響作業人員安全的區域。計算采用Roe 格式，考慮到除了旋翼部分流場外，其他區域均為低速流動，所以計算采用了低速預處理。在下文的計算中均采用了相同的數值計算方法與模型。

圖10 機-載耦合流場計算模型與網格Fig.10 Computational model and mesh for helicopter-ship coupled flow

為了分析艦載直升機在進場過程中，甲板上方的混合尾流場對甲板作業人員安全的影響，開展了來流合成風速為20 m/s 時旋翼進艦過程的非定常數值模擬，旋翼的參數見表4。圖11 給出了距飛行甲板1 m高度處的速度等值線圖，該速度為流向速度和橫向速度的合速度。圖12 給出了沿著流向不同切面的總速度云圖，以及該切面的二維流線與甲板面極限流線?？梢钥闯觯磉M場過程中，初始甲板面上的風速處于25 m/s 以下，甲板面的氣流不會對作業人員產生較大影響。隨著旋翼逐漸靠近甲板左舷，旋翼誘導的下洗流動和來流風速合成后在旋翼后方的尾流中形成了一個高速流動區域。隨著這個區域逐漸靠近甲板（見圖12），甲板阻擋使氣流轉變為沿著甲板面的流動，因此在距離旋翼后方1 個槳盤距離的甲板區域內出現小范圍水平方向的高速氣流區域。隨著旋翼的逐漸進場，危險區也逐漸擴大，在2～4 s 間，甲板表面1 m 高度處的最大風速值超過30 m/s，4 s 之后旋翼減速進場，此時旋翼誘導產生的高速氣流逐漸受到右側艦島影響，水平風速最大值又降至30 m/s 以下。在進艦過程中，危險區域從1 倍槳盤位置處開始，到3 倍槳盤位置處結束。當旋翼最終懸停在起降位置處時，其尾流受到上層建筑的阻擋，因此在上層建筑周邊形成了較大范圍的危險區域。

圖11 直升機進艦過程中不同時刻艦面1 m 高度處平面的速度等值線Fig.11 Velocity contours in the plane at 1 m height from the ship surface at different time instances during the helicopter entry

圖12 直升機進艦過程中不同時刻艦面速度云圖、切面流線及極限流線Fig.12 Velocity contours and streamlines at different time instances during the helicopter entry

表4 旋翼參數Table 4 Parameters of the rotor

2.4 直升機降落過程流場分析

當直升機完全進艦懸停后，繼續進行降落作業。圖13 給出了艦載直升機下降過程中，距甲板1 m 高度處的流向速度和橫向速度的合速度等值線圖。圖14 給出了沿著流向不同切面的總速度云圖，以及該切面的二維流線與甲板面極限流線。隨著旋翼的下降，危險區域逐漸向著旋翼前移。這是因為，一方面由下洗流動誘導的高速氣流逐漸貼近地面，其不受甲板面影響可向后自由傳播的距離逐漸縮短，下洗氣流在旋翼后方與側方逐漸沿著甲板流動；另一方面沿著甲板流動的高速氣流還受到了艦島的阻擋作用。在t=8.5 s 時刻，甲板上速度超過25 m/s的區域先略有擴大。t=9.5 s 之后，沿著甲板流動的高速氣流受到艦島前部的影響，部分旋翼尾流繞過了上層建筑，危險區域反而有所減小。之后危險區域進一步前移，在上層建筑前方和其左舷側形成了危險區域。

圖13 直升機降落過程中不同時刻艦面1 m 高度處平面的速度等值線Fig.13 Velocity contours in the plane at 1m height from the ship surface at different time instances during the helicopter landing

圖14 直升機降落過程中不同時刻艦面速度云圖、切面流線及極限流線Fig.14 Velocity contours and streamlines at different time instances during the helicopter landing

2.5 多機起降時艦面風速分布與人員安全

多機起降時會帶來“機-機”干擾的耦合流場，使得旋翼后方的流場更加紊亂復雜。設定前機處于待機狀態且旋翼工作，后機在其后方降落。其中，前機的旋翼尾流采用動量盤模擬，即在槳盤范圍內將旋翼拉力平均后作為源項引入z向動量方程，后機則采用重疊網格計算旋翼的尾流。計算網格見圖15，其中艦艏靠近甲板處為動量盤，動量盤后方是旋翼的重疊網格。

圖15 多機起降計算網格Fig.15 Computational mesh for multi-helicopter landing and take-off

圖16 給出了正頂風20 m/s 來流風速時、距甲板1 m 高度處的速度等值線云圖，該速度為流向速度和橫向速度的合速度?？梢钥吹剑昂髾C之間出現了兩個較小范圍的嚴重危險區，這主要是由于前機旋翼誘導的下洗氣流沖擊甲板形成的，同時旋翼的下降并未對該危險區域造成明顯的影響。在圖17 中，動量盤附近的二維流線隨著后方旋翼的降落也未見明顯的改變，這表明后方的旋翼降落對前方甲板面附近的高速氣流影響較小。在t=6 s 之前，隨著流動的向后發展，上層建筑左側的紅色高速區逐漸后移，且速度有所衰弱。在t＞6 s 之后，上層建筑左側的嚴重危險區不斷擴大。t=7 s、旋翼距甲板9.5 m 時，上層建筑前方出現了較大范圍的嚴重危險區，這與單旋翼情況一致。由于旋翼靠近甲板產生的尾流，該區域在降落過程中也逐漸擴大。此外，在多機降落的過程中還出現了部分危險區域隨來流向后運動的情況，很可能影響至艦艉區域。從圖17 中也可以觀察到，隨著旋翼降落，靠近甲板面的高速氣流逐漸向艦艉傳播，這是因為旋翼下洗尾流受到甲板阻擋，轉變為沿甲板面的水平流動，而旋翼下降壓縮流管，從而造成了高速流動區域的增強和擴大。

圖16 多機起降過程不同時刻艦面1 m 高度處平面的速度等值線Fig.16 Velocity contours in the plane at 1 m height from the ship surface at different time instances during multi-helicopter take-off and landing

圖17 多機起降過程不同時刻艦面速度云圖及切面流線Fig.17 Velocity contours and streamlines at different time instances during multi-helicopter landing and take-off

與單個旋翼起降對比，多機起降過程中造成的危險區域明顯增加。因此，對于多機同時作業，在旋翼下降的過程中，旋翼后方和上層建筑左方及前方區域會出現嚴重危險區。若有人員在此區域進行甲板作業，將會對其自身的安全產生不利影響。

3 結束語

本文從人體氣動數值計算入手，分析了不同風速下的人體受力情況，并總結出了影響人員作業安全的風速范圍，即甲板上的30 m/s 風速區域是艦面作業人員的嚴重危險區域。通過對比四艘不同艦船在不同風向下的甲板上方流場，提出了危險區域主要由艦艏結構以及舷側渦造成。分別開展了艦載直升機進艦與降落過程非定常流場數值計算，總結分析了在此過程中危險流場區域的分布變化。開展了多機作業時，前機待機、后機降落過程中復雜耦合流場數值計算，分析提出了此過程的艦面危險流場區域分布，并發現在多機同時作業時甲板面上的危險區域遠大于單機作業情況。