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随着我国国产航母不断下水服役，航空母舰在我国海军装备中的战略地位大幅提升，同时，针对航空母舰的各类武器也层出不穷，迅速发展起来的各种反舰导弹对航母的生存构成了巨大威胁。面积巨大的甲板在太阳的长时照射下大幅升温，喷气式舰载机起飞与降落时的尾喷流对甲板及舰上建筑物的冲击又使得部分区域的甲板壁面温度再次升高，这些作用共同增强了航母的红外辐射特征。

对孤立舰船以及机舰耦合下的流场特性，国内外学者已经进行了相关研究。Polsky等[1-2]对两栖攻击舰(LHA)和核动力航母(CVN)模型进行了一系列计算；Cherry等[3]定性和定量地模拟了由航空母舰飞行甲板和上层建筑所产生的空气尾流，研究它对飞机在接近和着陆甲板时产生的影响；郭佳豪等[4]基于准确捕捉流场中涡的生成和脱落的DES(detached eddy simulation，分离涡模拟)方法，对航母空气流场进行模拟，发现航母舰岛、甲板等钝体边缘产生相互干扰的复杂涡系，导致舰载机进舰轨迹上出现强烈的周期性速度波动；李旭等[5]针对航母尾迹对舰载机着舰过程气动特性的影响，采用嵌套网格的方法，对无人机在不同风向下的着舰过程进行数值模拟；Vignesh等[6]提出了一种简化的通用航空母舰模型(GAC)，通过风洞实验研究了甲板上方的空气压力分布以及舰岛后方的流动情况；王逸斌等[7]从孤立舰船舰面流场主要特征分析出发，分别总结了航空母舰与非航空母舰类舰船的主要流动特征，以及舰载直升机-舰船耦合流场的主要流动特征。

舰船目标的红外辐射特性研究相对较少。李振环[8]针对海面舰船进行建模，考虑外界气象参数的实时性变化，求取了舰船目标的非稳态温度场及红外辐射场；陈彬[9]以某型号舰船为研究对象，考虑大气传输的衰减作用，分析探测高度及探测角度对海面背景下舰船目标红外特征的影响；石见见等[10]分析了舰船红外辐射特性、红外隐身的原理，梳理了舰船红外隐身技术的发展历程。飞机排气系统及整机的气动和红外辐射特性研究已相对成熟。王超哲等[11]根据红外辐射的基本原理，提出了基于温度场分布的飞机红外辐射计算方法；李翔等[12]认为红外隐身技术对提高未来战机战场生存力具有重要意义，发动机排气系统是飞机后半球的主要红外辐射源；章叶川等[13]基于分区控制技术，发展了型面易控的双S弯喷管型面设计方法，用计算流体力学(CFD)数值模拟技术，对双S弯喷管的流动特性进行了数值模拟；高翔[14]采用计算流体力学与逆向蒙特卡洛方法，对耦合2种进排气系统布局的飞翼无人机开展了气动及红外辐射特性的数值模拟研究，对比分析了耦合2种进排气布局的飞翼无人机在3~5 μm和8~14 μm波段内红外辐射特征。

综上所述，尽管国内外学者在舰船目标的流场及红外辐射特性方面、飞机排气系统及整机的气动和红外辐射特性方面，开展了较多的研究工作，然而，针对航母与喷气式舰载机耦合状态下的流场与红外辐射特性研究很少。鉴于此，本文建立孤立航母模型和2种机舰耦合模型，基于CFD的流场计算结果，使用红外计算软件对3种模型的红外辐射强度进行仿真计算，分析3种模型的流场及红外辐射特性规律。

1 几何模型描述

本文根据里根号航母公开图片和尺寸信息对其外形进行全尺寸的三维重构，该航母全长332.8 m，全宽76.8 m，建模时截去了舰体水线以下部分，并对甲板边缘建筑和舰岛进行简化，构建“干净构型”的甲板，建立的孤立航母模型如图 1所示。

图1 孤立航母模型

本文基于F35C舰载战斗机的公开图片和尺寸信息对其外形进行了三维重构，该机机长15.5 m，翼展13.1 m，高4.54 m，翼展面积62.1 m²。该型战斗机为单发战机，选取了1种有内外涵道的轴对称喷管，添加了锯齿结构，建立了1种Y型进气道模型。图 2给出了飞机对称面相关几何参数，带有进排气装置的F35C战机模型如图 3所示。

图2 F35C对称面几何参数

图3 F35C模型

如图 4所示，里根号航母拥有4个弹射器，对应4条弹射路线，本文选择靠近前甲板中心线位置的第2条弹射路线作为舰载机的离舰路线。

图4 里根号航母的弹射路线示意图

本文在弹射路线前构建阻焰板模型，阻焰板长10.97 m，宽4.267 m，厚0.2 m，它与甲板面的水平夹角为50°。将舰载机模型放置在该弹射线路的初始位置和即将离舰位置，分别构建载机待飞模型和载机离舰模型。图 5展示了2种模型舰载机在甲板上的相对位置，弹射路线与前甲板中心线夹角为2°，载机待飞和载机离舰位置的水平距离为105 m。

图5 2种机舰耦合模型舰载机在甲板上的相对位置

图 6展示了载机待飞模型舰载机和甲板以及阻焰板的相对位置关系，飞机尾喷管出口的中心点距离甲板的垂直距离为2 m，距离阻焰板前缘的水平距离为8 m, 建立的载机待飞模型和载机离舰模型如图 7~8所示。为后续流场及红外计算描述方便，对模型进行部件划分，将孤立航母模型分为舰体、舰岛和甲板，载机待飞模型和载机离舰模型则在孤立航母模型基础上添加阻焰板和飞机，如图 9所示。

图6 载机待飞模型舰载机在甲板上的相对位置

图7 载机待飞模型

图8 载机离舰模型

图9 模型部件划分

2 流场计算

2.1 流场计算域

由于航母结构具有不对称性，取全模型进行计算，图 10为孤立航母模型计算域示意图，另外2种模型的计算域相同。

图10 计算域示意图

笛卡尔坐标系的原点取在船底中心，X轴沿船长方向，以船首方向为正，Y轴为垂直方向，Z轴为船宽方向，以船的右舷为正。远场进口距船首3倍船长、远场出口距船尾8倍船长，远场侧面距船侧5倍船宽，远场顶面距船底1倍船长，海面与船的底面平齐。

2.2 流场计算网格及网格无关性验证

根据2.1节所示计算域，本文利用Fluent meshi-ng生成流场计算网格，在计算域内采用非结构多面体网格(polyhedra)方法生成流场网格，多面体网格具有计算精度高、网格数量少、收敛性好等优点，已经在流场仿真领域广泛应用。舰体、舰岛、甲板壁面和飞机机身边界层设定为20层，第一层网格高度设为0.003 m，阻焰板和进排气装置的壁面边界层设定为30层，第一层网格高度设为0.000 1 m，并对喷管产生的尾喷流影响较大的部分区域以及阻焰板附近进行多层体网格加密，网格划分示意如图 11所示。

图11 网格划分示意图

采用2.4节设置的流场边界条件，对3种模型采用不同数目的网格进行流场试算，以甲板平均壁温和阻焰板前板面平均壁温为网格独立性检验标准，如表 1所示，最终3种模型分别采用1 352万，2 056万和1 878万网格进行流场计算。

壁面Y⁺值用来判断壁面附面层内第一层网格节点的流体流动状态：Y⁺ < 1表示流动处于黏性亚层；1 < Y⁺ < 30表示流动处于缓冲层；Y⁺>30表示流动处于对数层。本文使用Realizable k-ε两方程湍流模型，采用非平衡壁面函数法处理壁面附近的流动，该方法要求将壁面第一层网格节点置于对数层，建议壁面Y⁺值大于30而小于500。当采用前述3套网格计算时，孤立航母模型的甲板壁面Y⁺平均值为43.77；载机待飞模型的甲板壁面Y⁺平均值为60.59，机身壁面为58.22，进气道壁面为43.94，喷管壁面为31.21；载机离舰模型的甲板壁面Y⁺平均值为70.2，机身壁面为80.23，进气道壁面为51.05，喷管壁面为33.47。因此这3套网格下的壁面Y⁺值已达到仿真要求。

2.3 流场计算方法及验证

本文采用ANSYS Fluent进行流场计算，所有流场算例均采用压力基求解器、三维空间及稳态计算，流动被认为是理想、可压缩、有黏流动，通过隐式方程求解，梯度项使用Green-Gaussian Cell-based进行离散，对流项使用二阶迎风格式。由于本文机舰耦合模型的流场存在喷管射流，阻焰板后存在流动的分离和再附着，相较于其他湍流模型，Realizable k-ε两方程模型可以较好地模拟圆孔射流，当壁面附近存在分离、再附着或者射流流动时常使用非平衡壁面函数法处理壁面附近的流动，因此湍流模型使用Realizable k-ε两方程模型，壁面函数采用非平衡壁面函数法。

本文考虑了壁面间辐射和太阳辐射对壁面温度分布的影响。DO辐射模型是一个精确的辐射模型，可以解决复杂几何形状的辐射问题，且能够考虑气体的吸收和散射，计算精度较高，适合追求精确辐射计算的场合。太阳辐照(solar irradiation)模型计算效率较高，适合宏观太阳辐射效应的模拟。本文在正式计算时均开启了DO辐射模型，并加载了太阳辐照模型。太阳辐照的设置参考了文献[9]，目标位于东经122°，北纬37°，第8时区，前甲板朝正北向，日期为夏至日中午12点，日照因子为1(晴朗)，3种模型设置相同。

此外，考虑到壁面层的纵向和横向导热，需要在壁面层划分固体网格，但舰船壁面的厚度与舰船的尺寸相比很薄，这增加了网格划分难度，但如果忽略壁面厚度则会对壁温分布产生影响，本文决定采用壳导热模型解决这一问题。如图 12所示，壳导热模型可应用在薄壁结构上而不需要对壁厚层进行网格划分，当激活壳导热模型时，选择壁面层数、壁面厚度和每层壁的材料则Fluent会自动在壁面生成虚拟的网格层。其中，壳导热模型的第一层壁面与流体域网格相邻，第二层壁面和第三层壁面等壁面依次按顺序相邻并远离流体域网格。本文参考文献[8]，选择甲板的壁面层数为2层，第一层为甲板钢，第二层为一种隔热材料；选择舰岛和舰体以及飞机机身的壁面层数为1层，舰岛和舰体的壁面材料为一种船用常见的舰体材料，飞机机身的壁面材料为Fluent材料库中的铝，材料物性参数如表 2所示。

图12 壳导热模型示意图

为验证上述计算方法对于本文航母流场计算的适用性，本文选择文献[2]中CVN-73的舰载机降落轨迹下滑线上空气流场速度分量的实验和流场仿真结果，与孤立航母模型在相同边界条件下的计算结果进行对比分析。

图 13展示了该下滑线的相对位置。该下滑线与航母前甲板中心线的夹角为9°，与水平甲板面的夹角为3.5°，末端为理想着舰点，该点距离船尾60.96 m，位于斜角甲板中心线上。

图13 理想下滑轨迹线示意图

在验证计算时，采用图 10所示的计算域，远场进口为速度进口，远场出口为压力出口，远场侧面和顶面为压力远场，舰船表面和海平面设为壁面，边界条件的具体数值与文献[2]的设置相同，验证计算时没有考虑辐射和壁面导热问题，其余计算方法与前述相同。采用表 1中4套孤立航母模型的流场计算网格进行验证计算，图 14展示了4套网格在下滑轨迹线上空气流场速度的垂直分量分布，图中，横轴d表示距离理想着舰点的水平距离，W表示空气速度的垂直分量，当采用1 352万和1 871万网格时曲线基本一致，可认为已达到网格无关性，因此取1 352万网格的结果与文献[2]结果对比。

图14 不同网格数量时降落轨迹线上垂直速度对比

图 15展示了本文与文献[2]中降落轨迹线上的垂直速度对比，在理想着舰点上本文仿真的垂向速度为0，因为理想着舰点紧贴壁面，此处的理论值应为0，但风洞实验结果约为-0.077 m/s，可能是由风洞实验测点布置时距离壁面有一定的距离所致。从理想着舰点至船尾处，本文与文献[2]的仿真结果相似，CFD均预测了上洗气流，然而实验结果为下洗气流，这可能与实验点的数量较少有关，舰尾后实验和仿真结果均表现为下洗气流。在距离理想着舰点约118 m处，本文与实验结果吻合较好，峰值基本一致。距离着舰点300~400 m范围内，风洞试验结果出现上洗气流，但CFD仿真结果仍为下洗气流，这与实验点的数量和误差均有关系。总体来看，本文的仿真结果与文献[2]提供的仿真和实验数据在变化趋势上基本一致，局部差异的原因包括CVN73和CVN76在舰体结构上的细节区别以及无法获得精确的舰尾结构。对于流场计算而言，前述的计算方法应当认为是可靠的。

图15 降落轨迹线上垂直速度对比

2.4 流场计算边界条件

本文设置的3种模型流场计算边界条件分别如表 3~5所示。载机待飞模型和载机离舰模型在远场、海面、甲板、舰岛和舰体的边界设置上与孤立航母模型相同，载机待飞模型和载机离舰模型喷管进口条件相同，给定发动机处于全加力时的出口条件。在验证计算的基础上添加了辐射模型和壳导热模型，全舰壁面在开启壳导热模型后，传热边界条件将应用在远离流体域的最底层虚拟网格面上。因此可将舰船内部舱室的空气温度设为295.15 K，自然对流换热系数设为10.0 W/(m²·K)[8]，舰船外表面与空气的对流换热程度与外表面当地的空气流动情况、舰船表面材料属性以及粗糙度均有关系，本文给定全舰外表面的粗糙度为5 μm[15]，Fluent将根据给定的粗糙度耦合外表面当地的空气流动情况求解外表面当地与空气的对流换热。此外，考虑到喷管尾焰产生的燃烧气体组分，开启了组分输运模型，在喷管进口设置燃烧气体组分的质量分数为：ω_CO=0.000 1，ω_CO2=0.071 8，ω_H2O=0.029 4，其余边界的组分与空气组分一致。

3 红外辐射特性计算

3.1 红外计算方法及验证

逆向蒙特卡洛方法(reverse Monte Carlo method, RMCM)是基于辐射传输互异性原理从蒙特卡洛方法发展而来的，其原理是从探测器向目标随机发射特征射线并进行逆向追踪，在传输过程中判断射线是否被吸收，直到射线被吸收或从透明边界逸出，随后以吸收或逸出点为起点，反向计算红外辐射传输，最终得到目标的红外辐射特性。相比于离散传递法，逆向蒙特卡洛方法不需要对空间立体角进行离散，拥有较高的计算效率，而与蒙特卡洛法相比，逆向蒙特卡洛方法更适合计算某个方向探测器接收到的红外辐射能量。本文不对整个空间的红外辐射特征进行求解，因此采用自主开发的基于逆向蒙特卡洛法的红外辐射特性仿真计算软件，对3种模型进行红外辐射特性计算。

通过与喷管实验模型的测量值进行对比，检验本文RMCM程序的计算精度。图 16为某喷管缩比实验模型[16]，模型的详细尺寸、流场边界条件和红外计算条件与文献[16]一致，网格划分方法和数量与文献[17]相同，将内外涵进口近似为固体壁面，发射率分别为0.35和0.3。表 6给出了测量结果与本文RMCM程序仿真计算结果的对比，可以看出，典型探测角下的仿真计算结果与实验测量结果最大误差在15%以内，平均相对误差为6.45%，验证了本文RMCM计算程序在实际工程上的可靠性。

图16 喷管缩比模型及计算角示意图

3.2 红外计算探测角定义及边界条件设置

由于航母并非完全对称结构，其红外辐射特征分布具有不对称性，在俯仰和水平探测面内辐射强度值相差很大，因此设置俯仰探测面和水平探测面，如图 17所示，其中，俯仰探测面和水平探测面均以船首X正向为0°方向，船尾X负向为180°方向，水平探测面与船底水线位置平齐，俯仰探测面与水平探测面垂直，每隔5°设置1个探测角，共107个探测角。红外辐射计算的边界网格直接利用流场计算域的边界网格，计算方式为不考虑背景的纯目标计算，目标原点海拔均为0 km，探测距离均为5 km，大气参数设置为夏季，无云无降雨。考虑大气在辐射传输路径上的吸收衰减作用，红外计算波段为3~5 μm和8~14 μm，气体辐射采用窄谱带模型计算。流场计算中的远场边界在红外计算中仍为气体边界，考虑到飞机进排气装置腔体内部结构对红外辐射的贡献，本文在红外计算时将进气道出口和喷管进口设为固体壁面，固体壁面的发射率如表 7所示。

图17 探测角的空间分布

4 计算结果分析

4.1 壁面温度分布

图 18展示了3种模型的壁面温度等值分布。孤立航母模型的平均甲板壁温为323.5 K，最高壁温接近340 K，存在部分相对高温区，舰首的壁温分布几乎左右对称，甲板中部有一块细长的相对高温区域，该区域在经过舰岛以后向舰体左舷方向偏转。甲板两侧区域也有2块高温区，这是因为甲板上方不同区域湍流强度不同，影响了甲板壁面不同区域和空气之间的对流换热强度，湍流强度低的区域甲板壁面和空气的换热强度低，壁面无法及时散热，壁温相对较高，反之壁温较低。载机待飞模型的平均甲板壁温为345.5 K，甲板最高壁温接近650 K，阻焰板受到尾流的直接冲击，如图 18c)所示，板面的最高壁温在1 700 K左右，喷流经过阻焰板后加热了后方大片的甲板区域。载机离舰模型的平均甲板壁温为331.2 K，甲板最高壁温在540 K左右，飞机喷管出口附近的甲板壁温较高，这是高温辐射所致，由于飞机远离阻焰板，尾喷流直接作用于甲板的加热区域更大，其受阻焰板的影响更小。此外，由于太阳辐射在正午时分，太阳直射方向靠近甲板的法向，太阳辐射对甲板以下舰体的加热区域很小，3种模型舰体绝大部分区域的壁温与空气自由流温度相近，约为295 K。

图18 各模型壁面温度等值分布

4.2 各模型红外辐射特性计算结果的对比分析

本文在分析各个模型红外辐射强度角向分布情况时，只选取对红外贡献较大的部件和模型的总红外辐射强度值进行描述。

图 19为孤立航母模型俯仰探测面和水平探测面3~5 μm波段以及8~14 μm波段的无量纲红外辐射强度角向分布曲线。在3~5 μm波段水平探测面内(见图 19a))，舰体和舰岛是主要的辐射源，总红外辐射强度曲线在舰体前后基本呈对称分布，90°探测角下的总红外辐射强度最大，为1 557.3 W/Sr，该探测面内各个探测角下的总红外辐射强度均值为1 072 W/Sr，舰体的辐射贡献平均占比达到了81.89%，舰岛达到12.24%；在3~5 μm波段俯仰探测面内(见图 19b))，总红外辐射强度曲线在舰体前后也基本呈对称分布，90°探测角下红外辐射强度最大，为19 690.4 W/Sr，该探测面内各个探测角下的总红外辐射强度均值为12 854 W/Sr，此时甲板是最主要的辐射贡献源，甲板的辐射贡献平均占比达到了91.75%；8~14 μm波段内红外辐射强度曲线的变化规律与3~5 μm波段基本相同，水平探测面上(见图 19c))，90°探测角下的总红外辐射强度最大，为46 721.4 W/Sr，该探测面内各个探测角下的总红外辐射强度均值为31 566 W/Sr，舰体的辐射贡献平均占比达到了84.3%，舰岛达到了12.18%，俯仰探测面上(见图 19d))，90°探测角下的红外辐射强度最大，为63 6177 W/Sr，该探测面内各个探测角下的总红外辐射强度均值为359 152 W/Sr，甲板的辐射贡献平均占比达到了89.47%。

图19 孤立航母模型的无量纲红外辐射强度角向分布曲线

图 20为载机待飞模型俯仰探测面和水平探测面3~5 μm波段及8~14 μm波段的无量纲红外辐射强度角向分布曲线。在3~5 μm波段水平探测面内(见图 20a))，总红外辐射强度曲线在舰体前后差异很大，330°探测角下的总红外辐射强度最大，为51 242.8 W/Sr，该探测面内各个探测角下的总红外辐射强度均值为18 217 W/Sr，阻焰板在舰体前向探测角下的辐射贡献较为突出，它在舰体前向(水平探测面0°~90°和270°~360°探测角)的辐射贡献平均占比为82.92%；在3~5 μm波段俯仰探测面内(见图 20b))，总红外辐射强度曲线在舰体前向较为突出，70°探测角下的总红外辐射强度最大，为114 610 W/Sr，该探测面内各个探测角下的总红外辐射强度均值为84 797 W/Sr，阻焰板和甲板是主要的辐射贡献源，阻焰板的平均辐射贡献占比为45.67%，甲板的平均辐射贡献占比约为43.01%；在8~14 μm波段水平探测面内(见图 20c))，总红外辐射强度曲线在舰体左右基本呈对称分布，70°探测角下的红外辐射强度最大，为49 852.4 W/Sr，该探测面内各个探测角下的总红外辐射强度均值为30 226 W/Sr，舰体的平均辐射贡献占比达到了71.42%，阻焰板在舰体前向探测角下的平均辐射贡献占比为19.2%；在8~14 μm波段俯仰探测面内(见图 20d))，90°探测角下的总红外辐射强度最大，为880 330 W/Sr，该探测面内各个探测角下的总红外辐射强度均值为497 497 W/Sr，甲板的辐射贡献平均占比达到了86.49%；8~14 μm波段内阻焰板的辐射贡献没有3~5 μm波段突出，因为阻焰板的核心高温区接近1 700 K，它的红外辐射贡献主要体现在中红外波段。

图20 载机待飞模型的无量纲红外辐射强度角向分布曲线

图 21为载机离舰模型俯仰探测面和水平探测面3~5 μm波段以及8~14 μm波段的无量纲红外辐射强度角向分布曲线。在3~5 μm波段水平探测面内(见图 21a))，舰体后向(水平探测面90°~270°)探测角下的红外辐射特征很突出，160°探测角下的总红外辐射值最大，为11 493.4 W/Sr，该探测面内各探测角下的总红外辐射强度均值为5 105 W/Sr，后向探测角下的红外辐射值大幅升高，是因为载机离舰时飞机处于即将离舰位置，仅有正后向被阻焰板遮挡，飞机的高温喷管被左后向和右后向的红外探测器探测到，飞机在舰体后向探测角下的平均辐射贡献占比达到了37.09%。另外值得注意的是，载机离舰模型在3~5 μm探测波段的气体辐射贡献较为突出，因为飞机在该位置下喷管羽流向后充分发展，其燃烧气体组分也随羽流在甲板上方广泛分布，3~5 μm波段水平探测面内气体的平均辐射贡献占比达到了37.09%；在3~5 μm波段俯仰探测面内(见图 21b))，舰体后向(俯仰探测面90°~180°)探测角下的红外辐射强度也比舰体前向探测角下(俯仰探测面0°~90°)高，100°探测角下的总红外辐射值最大，为41 812.3 W/Sr，该探测面内各探测角下的总红外辐射强度均值为26 456 W/Sr，探测方向越靠近飞机正后向，飞机喷管壁面辐射特征越明显，超过1 500 K的喷管高温壁面使得3~5 μm波段飞机正后向附近探测角下的红外强度值大幅提升；8~14 μm波段内载机离舰模型与孤立航母模型的红外辐射强度分布曲线的变化规律基本一致，水平探测面上(见图 21c))，90°探测角下的总红外辐射强度最大为46 721.4 W/Sr，总红外辐射强度均值为31 566 W/Sr，俯仰探测面上(见图 21d))，90°探测角下的红外辐射强度最大为636 177 W/Sr，总红外辐射强度均值为359 152 W/Sr；飞机后向探测角下的红外辐射强度并没有增加，这也是因为高温部件的红外辐射贡献主要体现在中红外波段。

图21 载机离舰模型的无量纲红外辐射强度角向分布曲线

5 结论

本文对孤立航母模型、载机待飞模型和载机离舰模型进行了流场和红外辐射特性的数值计算，通过分析3种模型的流场及红外辐射特性，得到以下结论：

1) 阻焰板使飞机尾喷流的方向发生明显的偏转，在高温尾喷流的直接冲击下阻焰板核心区的最高温度超过1 700 K，阻焰板前缘的甲板最高壁温接近650 K。受尾喷流影响的载机待飞模型和载机离舰模型的甲板平均壁温(不包含阻焰板)相比于孤立航母模型分别高出22 K和7.7 K。

2) 3~5 μm红外探测波段：在水平探测面内，载机待飞模型在舰体前向探测角下的红外特征非常突出，红外辐射强度均值远高于另外2个模型，载机离舰模型在舰体后向探测角的红外特征较为突出，孤立航母模型在各个探测角下的辐射强度均比2个机舰耦合模型小得多；在俯仰探测面内，相比于孤立航母模型，载机离舰模型的红外辐射强度均值高出约106%，载机待飞模型在舰体前向探测角下的红外辐射强度均值高出约为691.6%。8~14 μm波段：水平探测面上载机待飞模型的红外辐射特征在左前向和右前向探测角下较为突出；俯仰探测面上，孤立航母模型、载机离舰模型、载机待飞模型的红外辐射强度依次升高，载机待飞模型相比于孤立航母模型，红外辐射强度均值高出约38.5%。

3) 综合而言，舰载机的尾喷流使航母阻焰板和甲板的壁温在部分区域大幅提升，模型的红外辐射特征大幅增强，在3~5 μm中红外探测波段这种影响非常突出，因此，应当对喷气式舰载机起飞离舰时采取红外抑制措施。

References

All Tables

All Figures

	图1 孤立航母模型
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	图2 F35C对称面几何参数
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	图3 F35C模型
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	图4 里根号航母的弹射路线示意图
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	图5 2种机舰耦合模型舰载机在甲板上的相对位置
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	图6 载机待飞模型舰载机在甲板上的相对位置
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	图7 载机待飞模型
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	图8 载机离舰模型
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	图9 模型部件划分
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	图10 计算域示意图
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	图11 网格划分示意图
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	图12 壳导热模型示意图
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	图13 理想下滑轨迹线示意图
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	图14 不同网格数量时降落轨迹线上垂直速度对比
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	图15 降落轨迹线上垂直速度对比
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	图16 喷管缩比模型及计算角示意图
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	图17 探测角的空间分布
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	图18 各模型壁面温度等值分布
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	图19 孤立航母模型的无量纲红外辐射强度角向分布曲线
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	图20 载机待飞模型的无量纲红外辐射强度角向分布曲线
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	图21 载机离舰模型的无量纲红外辐射强度角向分布曲线
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