基于CFD的閉式機艙通風(fēng)系統(tǒng)三維數(shù)值模擬

蔣仕偉，徐筱欣

上海交通大學(xué)船舶海洋與建筑工程學(xué)院，上海200030

0 引 言

機艙通風(fēng)系統(tǒng)的主要作用是：一方面滿足所有設(shè)備燃燒所需的空氣量，帶走機艙設(shè)備散發(fā)出來的熱量；另一方面為機艙工作人員提供適宜、安全的工作環(huán)境。同時，還要降低外界空氣對機艙的污染，以及防止出現(xiàn)過高、有損于熱敏感元件正常工作的溫度［1］。常見的機艙通風(fēng)系統(tǒng)是開式的，即用風(fēng)機直接從外界吸入新鮮空氣，然后通過布風(fēng)口送到機艙內(nèi)，以維持機艙內(nèi)氧氣量與熱量的平衡［2］。隨著科學(xué)技術(shù)及現(xiàn)代武器裝備的發(fā)展，未來戰(zhàn)爭對艦船的作戰(zhàn)能力提出了更為嚴格的要求。為了使艦船具有抗原子、生物和化學(xué)污染的能力，需要將傳統(tǒng)的開式機艙通風(fēng)系統(tǒng)改成閉式的。因機艙內(nèi)主、輔機和鍋爐燃燒所需要的氧氣量很大，因此需要單獨直接從外界進氣和向外界排氣。機艙內(nèi)的熱空氣是與海水在海水空氣冷卻器中換熱，冷卻后再由布風(fēng)口送到機艙內(nèi)［3］，所以，閉式機艙通風(fēng)系統(tǒng)的熱量通過海水帶出機艙外。

目前，在國內(nèi)外船舶機艙通風(fēng)方案設(shè)計中，通風(fēng)量的確定以及進、排氣風(fēng)口的布置均根據(jù)經(jīng)驗而安排，并沒有一個準確的方法，因此，機艙內(nèi)具體的溫度分布和氣流組織無法確定，機艙通風(fēng)效果也是在船舶建造完畢后進行現(xiàn)場測量才知道，以至于最終很可能會達不到良好的效果甚至造成大量的返工等嚴重后果，這都將大大增加船舶的建造周期和建造成本，影響船舶質(zhì)量。如果能提前了解到機艙的通風(fēng)效果，然后據(jù)此改進送風(fēng)口的布置和風(fēng)量的分配，以形成合理的氣流組織，從而達到良好的通風(fēng)目的，將具有重要的意義［4］。

隨著計算機性能的提高，以及計算流體力學(xué)（CFD）的不斷發(fā)展，數(shù)值模擬成為船舶工程領(lǐng)域一種強有力的研究手段與方法［5］，而將CFD 技術(shù)應(yīng)用到機艙通風(fēng)設(shè)計的卻很少，而且針對的也都是常見的開式機艙通風(fēng)系統(tǒng)。本文將主要采用商業(yè)CFD 軟件FLUENT 對閉式機艙通風(fēng)系統(tǒng)進行數(shù)值模擬［6］，以找出初步設(shè)計方案的問題并加以改進。

1 計算模型、網(wǎng)格劃分及邊界條件

1.1 計算模型及三維物理模型簡介

數(shù)值計算基于不可壓縮流體的Reynolds 平均動量方程和連續(xù)性方程［7］，即

式中：ui(i=1，2，3) 為時均速度；ρ 為密度；p 為壓力；μ 為動力粘性系數(shù)；為Reynolds 應(yīng)力。

由Boussinesq 假設(shè)，Reynolds 應(yīng)力模型為：

式中：μt為渦粘系數(shù)；k 為湍動能；Cμ為常數(shù)；ε為湍流脈動耗散率。

使方程封閉，求出k 和ε 的方程：

式中：C1ε和C2ε為常數(shù)；σk，σε分別為湍動能及耗散的湍流Prandtl 數(shù)；Gk為由平均速度梯度引起的湍動能生成。

在標準k-ε 模型中，根據(jù)Launder 等的推薦值及其后的試驗驗證，模型常數(shù)的取值分別為：

采用有限體積法進行數(shù)值離散，速度壓力修正采用壓力糾偏法（SIMPLEC）算法，對流項按照二階迎風(fēng)格式處理，搭接區(qū)間的信息交換用雙線性差值，矩陣求解器使用MILUCG-STAB［8］。迭代計算中，各返程的殘余量不大于10-3。

根據(jù)機艙通風(fēng)系統(tǒng)的初步設(shè)計方案，在中間兩臺主柴油發(fā)電機組及兩側(cè)輔柴油發(fā)電機組的后側(cè)各布置一個70 cm × 70 cm 的送風(fēng)口，對于2 甲板上的鍋爐，也各自在其側(cè)上面布置一個送風(fēng)口，出風(fēng)口則布置在機艙側(cè)面，忽略機艙中管系及冷卻器等小型設(shè)備對氣流的影響，并將其散熱簡化為均勻分布在花鋼板上的熱流量。利用三維設(shè)計軟件建立的機艙通風(fēng)系統(tǒng)模型如圖1 所示。

圖1 機艙通風(fēng)系統(tǒng)簡化三維模型Fig.1 Simplified 3D model of cabin ventilation system

1.2 計算網(wǎng)格劃分

采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對計算區(qū)域進行離散。考慮到機艙壁面和設(shè)備表面邊界層的影響，對機艙壁面和設(shè)備表面進行了加密處理。參數(shù)設(shè)定和網(wǎng)格疏密程度經(jīng)多次試驗后得以確定，最終形成了較好的計算網(wǎng)格，如圖2 所示。

圖2 計算網(wǎng)格的劃分Fig.2 Computational grid division

1.3 邊界條件的設(shè)定

根據(jù)《柴油機船舶機艙通風(fēng)設(shè)計條件和計算方法》（ISO 8861-1995）的要求，以及所選用的海水—空氣冷卻器，設(shè)定出口的排風(fēng)溫度為299 K，共設(shè)6 個布風(fēng)口，4 個出風(fēng)口，流速為10 m/s；外界大氣溫度設(shè)置為308 K（35 ℃），海水溫度設(shè)置為293 K（20 ℃），室內(nèi)溫度設(shè)置為312 K（惡劣情況下）。2 臺主機的散熱量分別為200 kW，2 臺輔機的散熱量為100 kW，鍋爐的散熱量為15 kW。

2 計算結(jié)果分析及結(jié)構(gòu)改進

機艙內(nèi)平行船舯的平面，分別取y 為1 m 和4.16 m 處，即經(jīng)過輔機縱剖面上的溫度場分布如圖3 所示，經(jīng)過主機縱剖面上的流場分布如圖4所示。

圖3 輔機處剖面溫度分布Fig.3 Temperature distribution at the cross-section of auxiliary engine

圖4 主機處剖面流場分布Fig.4 Airflow distribution at the cross-section of engine

平行xy 平面，取z = 2.8 m，即花鋼板上1.6 m的附近，可視為人員活動區(qū)域，其流場、溫度場分布如圖5 所示。

由上面的結(jié)果可看出存在以下問題：

1）中間2 臺主機上方的送風(fēng)口位置太低，以致送出的大部分氣流被主機表面阻擋，速度衰減很快，主機上方幾乎沒有冷氣到達，自然也就無法有效、大面積地與熱源接觸從而達到帶走熱量的目的。

圖5 z=2.8 m 處溫度分布Fig.5 Temperature distribution at z=2.8 m

2）在機艙后壁及主、輔機的后表面上，因為沒有合理地設(shè)置排風(fēng)口，致使此處的氣體無法有效排出，形成了明顯的氣流漩渦，所以，此處的空氣新鮮度較差，而且主機后端的氣溫偏高。

3）2 臺主機中間的熱流量很大。這是由于氣流受阻以及流速的自然衰減，使得沒有足夠的冷氣送到這里從而導(dǎo)致溫度較高。雖然這里不是人經(jīng)?；顒拥牡胤?，但也會影響設(shè)備的正常運轉(zhuǎn)，存在較大的安全隱患。在主機與輔機之間也存在同樣的問題，只是沒有主機間的那么明顯。

4）在機艙前面，由于送風(fēng)口距離此處太遠，氣體流動性很差且形成了漩渦，因而此處的空氣質(zhì)量最差，油氣、污物等容易在此處聚集，氣體溫度很高，存在較大的安全隱患。所以，此處的氣流組織必須加以改進。

5）從機艙整體的溫度分布來看，平均溫度為49 ℃，顯然太高，且進風(fēng)量也有些不足，應(yīng)該增加海水—空氣冷卻器以產(chǎn)生更多的冷空氣，從而將機艙溫度降至合理溫度。

針對初步設(shè)計方案存在的問題，應(yīng)進行以下改進：

1）在機艙后壁增加兩個排風(fēng)口；

2）升高主機上面兩個布風(fēng)口的位置，使冷氣能到達更遠的地方；

3）增加海水—空氣冷卻器的臺數(shù)，并在機艙前面增加3 個布風(fēng)口，以有效帶走主、輔機間的大量熱量，同時配合主機后上方的布風(fēng)口形成一個很好的氣流組織，從而帶走污濁的空氣與熱量，改善機艙環(huán)境；

4）將左舷前面的排風(fēng)口和右舷后面的排風(fēng)口改成布風(fēng)口，使氣流在水平面上形成一個大循環(huán)，從而有效帶走機艙四周的熱量及污濁空氣。

改進后的三維模型如圖6 所示。

圖6 改進后的機艙通風(fēng)系統(tǒng)簡化三維模型Fig.6 Improved simplified 3D model of cabin ventilation system

改進后，對應(yīng)的溫度場和流場分布如圖7～圖9 所示。改進后的機艙通風(fēng)系統(tǒng)主要是指前壁花鋼板上的3 個送風(fēng)口、1 個排風(fēng)口，以及左、右舷上的送風(fēng)口，該系統(tǒng)能很好地誘導(dǎo)空氣經(jīng)過主、輔機表面并從下面排出，從而形成一個合理的氣流。該方案消除了原方案產(chǎn)生的多處、局部、較大的氣流漩渦。改進后，在機艙后壁上增加的2 個排風(fēng)口能大大減小最初方案中形成的氣流漩渦，從而有效排出污濁空氣。此外，將2 臺主機后上方的布風(fēng)口升高至合理的位置也增加了冷氣對主機的覆蓋范圍，從而大大增加了對主機散熱的吸收量。

圖7 改進后的輔機處剖面溫度分布Fig.7 Temperature distribution at the cross-section of the improved auxiliary engines

從表1 以及圖10、圖11 中考察位置沿y 軸和x 軸的溫度變化情況可以看出，機艙的整體溫度以及局部溫度均有明顯下降，氣流速度有明顯增加，氣流組織與通風(fēng)效果大大改善。根據(jù)《柴油機船舶機艙通風(fēng)設(shè)計條件和計算方法》（ISO 8861-1995）中的經(jīng)驗公式，要想讓機艙內(nèi)的溫度達到適合的溫度，初步估算機艙內(nèi)最低的通風(fēng)量為Q = 31.78 m3/s，從而可以算出布風(fēng)口的個數(shù)N = 6.3。這說明如果初步方案設(shè)計的通風(fēng)量不足，必將導(dǎo)致機艙溫度偏高，而數(shù)值計算的結(jié)果也顯示出機艙的平均溫度約為47℃（一般不應(yīng)超過45℃）。由圖10、圖11 及表1 還可看出，由于增加了進入機艙的進風(fēng)量（海水—空氣冷卻器的數(shù)量，或者功率也要相應(yīng)增加），同時改善了機艙通風(fēng)系統(tǒng)的氣流組織，因而有效降低了機艙的整體溫度，使得機艙內(nèi)的整體環(huán)境大大改善。

表1 改進前后對比Tab.1 Comparison of ventilation effectiveness before and after improvement

圖10 y 方向溫度變化Fig.10 Temperature variation in the y direction

圖11 x 方向溫度變化Fig.11 Temperature variation in the x direction

3 結(jié) 論

由以上分析可得出以下結(jié)論：

1）合理的進風(fēng)量與氣流組織是影響機艙通風(fēng)效果的決定因素。布風(fēng)口和排風(fēng)口的位置對氣流組織以及通風(fēng)效果具有重要影響，在實際的系統(tǒng)設(shè)計過程中，應(yīng)充分考慮送風(fēng)角度及送、排風(fēng)高度對機艙通風(fēng)效果的影響，盡量減少氣流漩渦，避免氣流聚集，增大氣體流動范圍。在溫度較高的局部，有針對性地增加布風(fēng)口效果較好。

2）采用CFD 軟件ANSYS FLUENT 對閉式機艙通風(fēng)系統(tǒng)進行數(shù)值仿真，并在此基礎(chǔ)上對系統(tǒng)加以改進是可行的，在模型的離散程度足夠高的情況下，可以得到比較可靠的結(jié)果，這對通風(fēng)系統(tǒng)的方案設(shè)計具有指導(dǎo)意義。

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