船舶機(jī)艙氣流組織及溫度場優(yōu)化設(shè)計(jì)1

章仲怡，劉嘉誠，王佐強(qiáng)，胡 偉，肖 艷，袁志達(dá)

（1. 中海油能源發(fā)展股份有限公司 清潔能源工程分公司，天津 300450；2. 江蘇科技大學(xué) 海洋裝備研究院，江蘇鎮(zhèn)江 212003）

0 引言

船舶機(jī)艙通風(fēng)系統(tǒng)能夠?yàn)闄C(jī)艙耗氣設(shè)備提供足夠的新鮮空氣[1]，并為機(jī)艙內(nèi)工作人員提供安全舒適的工作環(huán)境，同時(shí)避免機(jī)艙內(nèi)存在氣流死角及局部高溫區(qū)域。通過理論計(jì)算與設(shè)計(jì)者設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)相結(jié)合的方式確定機(jī)艙通風(fēng)方案，機(jī)艙內(nèi)氣流組織的運(yùn)動(dòng)和溫度分布情況是衡量機(jī)艙通風(fēng)方案的重要指標(biāo)[2]。機(jī)艙內(nèi)氣流組織的研究方法有經(jīng)驗(yàn)公式法、模型試驗(yàn)法和基于計(jì)算流體力學(xué)（Computational Fluid Dynamics, CFD）的數(shù)值模擬法[3-4]。隨著計(jì)算機(jī)算力的大幅提升，CFD 數(shù)值模擬技術(shù)以其模擬精確性高，氣流組織模擬效果好和計(jì)算成本低等眾多優(yōu)點(diǎn)，得到了廣泛應(yīng)用，相關(guān)學(xué)者已取得有一定成果[5-7]。船舶機(jī)艙內(nèi)氣流組織運(yùn)動(dòng)除受風(fēng)量大小影響外，還受風(fēng)管布置及開口位置、甲板開口、百葉窗大小和位置以及機(jī)艙內(nèi)設(shè)備布置位置等參數(shù)影響[8]。本文綜合考慮進(jìn)風(fēng)量、甲板開口、機(jī)艙設(shè)備和管路布置、風(fēng)管開口位置和開口數(shù)的影響，對某大型散貨船機(jī)艙通風(fēng)方案進(jìn)行優(yōu)化，并進(jìn)行有限元仿真。

1 通風(fēng)方案及控制方程

1.1 機(jī)艙精細(xì)化建模

在建立船舶機(jī)艙通風(fēng)三維模型時(shí)，應(yīng)保證建模前后的物理特征保持一致。此外，針對數(shù)值計(jì)算的特點(diǎn)及計(jì)算能力，對三維模型進(jìn)行合理簡化。簡化后的三維模型應(yīng)確保數(shù)值計(jì)算的關(guān)鍵特征要素沒有缺失[9]，允許數(shù)值仿真結(jié)果存在一定誤差，但應(yīng)當(dāng)結(jié)合數(shù)值仿真實(shí)際物理情境，將誤差控制在工程允許范圍內(nèi)。

目前，仿真軟件無法完全還原實(shí)際物理模型，特別是對于機(jī)艙氣流組織的仿真計(jì)算，其艙室模型與通風(fēng)裝置模型尺度跨度較大，存在微小構(gòu)件，但有些構(gòu)件對機(jī)艙氣流組織運(yùn)動(dòng)影響很小。因此，需要對機(jī)艙通風(fēng)環(huán)境進(jìn)行適當(dāng)簡化（主要針對機(jī)艙空間、艙內(nèi)通風(fēng)設(shè)備和艙內(nèi)傳輸管路），以保證數(shù)值計(jì)算的收斂性，并盡量減小運(yùn)算成本。

如圖1所示，推進(jìn)電機(jī)艙可分為上、中、下等3層區(qū)域，推進(jìn)電機(jī)艙的整體外形尺寸為22 m×17.2 m×11 m，下層高4.5 m，中層高3.4m，上層高3.1 m。中層和下層通過花鋼板隔開，花鋼板開口設(shè)置在推進(jìn)電機(jī)、停泊柴油機(jī)組的上下層附近。

圖1 推進(jìn)電機(jī)艙原方案三維模型

空氣由邊艙的進(jìn)氣圍阱進(jìn)入機(jī)艙，一部分自由流動(dòng)，還有一部分通過矩形風(fēng)管送到機(jī)艙中層及上層空間，最后經(jīng)排氣圍阱排出。推進(jìn)電機(jī)艙的主要熱源為推進(jìn)發(fā)電機(jī)組、停泊柴油機(jī)組和排氣管道。停泊柴油機(jī)組和排氣管道在正常工況時(shí)關(guān)閉，只在靠岸時(shí)開啟。

1.2 假設(shè)條件及控制方程

由于機(jī)艙內(nèi)部空間較為復(fù)雜性，且機(jī)艙內(nèi)通風(fēng)裝置會(huì)對氣流組織產(chǎn)生影響，這導(dǎo)致機(jī)艙內(nèi)氣流組織運(yùn)動(dòng)為不規(guī)則的混合湍流運(yùn)動(dòng)。k-ε湍流模型對于完全湍流運(yùn)動(dòng)的模擬較為理想，且已在工程應(yīng)用中得到廣泛應(yīng)用。

根據(jù)機(jī)艙的具體情況，對機(jī)艙內(nèi)的空氣流動(dòng)作如下假設(shè)：

1）由于機(jī)艙通風(fēng)氣流組織流動(dòng)速度較低，為不可壓縮流體運(yùn)動(dòng)問題，滿足廣義牛頓黏性應(yīng)力。

2）采用Boussinesq 假設(shè)。

3）流體黏性力引起的熱耗散可忽略不計(jì)。

4）由于船舶航行正常工況持續(xù)時(shí)間較長，故機(jī)艙內(nèi)流場可視作均勻穩(wěn)態(tài)。

艙內(nèi)氣體的流動(dòng)滿足以下3 個(gè)條件。

1）機(jī)艙內(nèi)氣流組織增加量應(yīng)等于相應(yīng)時(shí)間內(nèi)流入該空間氣體的凈質(zhì)量，即滿足質(zhì)量守恒方程。

式中：ρ為密度；t為時(shí)間；x、y、z分別為空間坐標(biāo)系的3 個(gè)方向；u、v、w分別為質(zhì)點(diǎn)速度U在x、y、z方向上的分量。

2）機(jī)艙內(nèi)氣流組織動(dòng)量的變化率等于環(huán)境作用在氣流組織上各力之和，即滿足Navier-Stokes方程。

式中：p為靜態(tài)壓力；τ為應(yīng)力張量；g為重力加速度；F為廣義源項(xiàng)。

3）機(jī)艙內(nèi)氣流組織存在冷熱交換，由于能量會(huì)在2 個(gè)物體間傳遞，同時(shí)還會(huì)發(fā)生能量形式的變化，因此機(jī)艙通風(fēng)應(yīng)滿足能量守恒方程。

式中：h為氣流組織焓；T為氣流組織溫度；k為導(dǎo)熱系數(shù)；kt為湍流附加的導(dǎo)熱系數(shù)；Sh為氣體的內(nèi)熱源。

2 機(jī)艙通風(fēng)數(shù)值計(jì)算

2.1 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

網(wǎng)格劃分是數(shù)值模擬的基礎(chǔ)，網(wǎng)格的質(zhì)量決定了計(jì)算能否順利進(jìn)行，也影響到計(jì)算時(shí)間。不合理的網(wǎng)格會(huì)使計(jì)算結(jié)果失真，甚至得到錯(cuò)誤的仿真結(jié)果。尤其對于采用有限體積算法以及具有流體邊界層效應(yīng)的熱分析，網(wǎng)格劃分更為重要。對于船舶機(jī)艙通風(fēng)數(shù)值模型而言，網(wǎng)格量級為千萬，由于數(shù)值模型的精度要求，網(wǎng)格生成過程容易出現(xiàn)錯(cuò)誤。若網(wǎng)格數(shù)過少，使得數(shù)值仿真精度不足，失去仿真研究的意義；若網(wǎng)格數(shù)過多，無法保證計(jì)算精度的同時(shí)計(jì)算成本將大幅提升。因此，需制定合理的網(wǎng)格劃分方案，以保證仿真過程的精確高效進(jìn)行。

由于本文研究對象機(jī)艙模型與矩形風(fēng)管出口幾何尺寸差距較大，相差約400 倍，因此需對數(shù)值模型進(jìn)行局部加密。在關(guān)鍵特征位置、熱源、進(jìn)風(fēng)口和排風(fēng)口附近進(jìn)行網(wǎng)格加密，在較為開闊的機(jī)艙位置采用較為稀疏的網(wǎng)格劃分策略，建立多網(wǎng)格密度耦合的數(shù)值計(jì)算模型，并采用收斂性好的六面體直角坐標(biāo)網(wǎng)格，在確保仿真計(jì)算精度的前提下盡可能提高計(jì)算速度。

設(shè)計(jì)4種網(wǎng)格劃分方案，網(wǎng)格數(shù)分別為747萬、1 095 萬、1 512 萬以及2 167 萬，讀取4 種網(wǎng)格方案下機(jī)艙不同縱向高度截面的平均溫度進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證。由圖2 可知，隨著機(jī)艙縱向高度的升高，機(jī)艙溫度大體上呈波動(dòng)上升的趨勢。網(wǎng)格數(shù)為1 512萬的方案3 能夠準(zhǔn)確模擬機(jī)艙溫度變化情況，同時(shí)盡可能少地占用計(jì)算資源，故之后研究采用方案3進(jìn)行網(wǎng)格劃分。

圖2 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證結(jié)果

2.2 邊界條件設(shè)置

推進(jìn)電機(jī)艙的主要熱源為推進(jìn)電機(jī)、停泊柴油機(jī)組、輔鍋爐和排氣管道。推進(jìn)電機(jī)高度約為4.0 m，從下層一直延伸至上層，停泊柴油機(jī)組、輔鍋爐的排氣管道較粗，需要考慮其氣流阻礙作用。正常工況下停泊柴油機(jī)組及排氣管道關(guān)閉，只在靠岸時(shí)開啟。

后推進(jìn)電機(jī)艙主要通過送排風(fēng)和循環(huán)通風(fēng)裝置進(jìn)行散熱。由于推進(jìn)電機(jī)艙各設(shè)備散熱量較高，故選用一循環(huán)通風(fēng)裝置協(xié)助機(jī)艙通風(fēng)散熱，循通裝置風(fēng)量需要根據(jù)各設(shè)備滿負(fù)荷運(yùn)行時(shí)需要的散熱功率進(jìn)行計(jì)算。本文循環(huán)通風(fēng)裝置的風(fēng)量為20 000 m3/h，制冷量為175 kW，布置在平臺(tái)甲板靠近左舷排氣圍阱附近。機(jī)艙通風(fēng)各設(shè)備參數(shù)見表1，機(jī)艙通風(fēng)邊界條件見表2。

表1 機(jī)艙通風(fēng)設(shè)備參數(shù)

表2 機(jī)艙通風(fēng)邊界條件

2.3 數(shù)值仿真結(jié)果

機(jī)艙下層區(qū)高度z=3.0 m 處水平截面的氣流組織運(yùn)動(dòng)及機(jī)艙溫度分布情況見圖3。左舷前后2 個(gè)送風(fēng)口向機(jī)艙內(nèi)提供新風(fēng)，氣流向艙內(nèi)擴(kuò)散，右舷的排風(fēng)口排出機(jī)艙內(nèi)氣體，由于排風(fēng)量大于單獨(dú)進(jìn)風(fēng)口進(jìn)風(fēng)量，故氣流組織速度快于單獨(dú)進(jìn)風(fēng)口。推進(jìn)電機(jī)與輔鍋爐處溫度最高并向四周輻射，進(jìn)風(fēng)口和排風(fēng)口附近溫度較低，沒有布置進(jìn)風(fēng)口和排風(fēng)口的一側(cè)存在明顯局部高溫區(qū)域，這是由于氣流組織流動(dòng)不暢造成的。

圖3 機(jī)艙下層區(qū)氣流組織及溫度分布（z=3.0 m）

機(jī)艙中層區(qū)高度z=6.0 m 處水平截面的氣流組織運(yùn)動(dòng)及機(jī)艙溫度分布情況見圖4。其進(jìn)風(fēng)口和排風(fēng)口附近的氣流組織速度分布與下層區(qū)類似，圖4(a)中圓圈位置為循環(huán)通風(fēng)裝置，循環(huán)通風(fēng)裝置抽取進(jìn)風(fēng)口方向的進(jìn)風(fēng)，經(jīng)冷卻后向機(jī)艙中部供給冷風(fēng)，帶動(dòng)機(jī)艙內(nèi)空氣流動(dòng)。循環(huán)通風(fēng)裝置吸入左舷高溫氣體，經(jīng)冷卻降溫后排向機(jī)艙，帶動(dòng)氣流組織流動(dòng)，能夠明顯降低循環(huán)通風(fēng)裝置出風(fēng)路徑上氣流溫度，圖4(b)中圓圈為艙內(nèi)管路及機(jī)艙內(nèi)裝置，對氣體流動(dòng)起到阻礙作用，故存在局部高溫，同時(shí)沒有布置進(jìn)風(fēng)口和排風(fēng)口一側(cè)的艙室角落仍存在局部高溫。

圖4 機(jī)艙中層區(qū)氣流組織及溫度分布（z=6.0 m）

機(jī)艙上層區(qū)高度z=9.8 m 處水平截面的氣流組織運(yùn)動(dòng)及機(jī)艙溫度分布情況見圖5。由于機(jī)艙上層區(qū)域空間狹窄，且機(jī)艙消耗空氣的設(shè)備集中在下層和中層區(qū)域，因此上層區(qū)域新鮮空氣較少，氣體流動(dòng)速度較低。由于左側(cè)狹窄區(qū)域有進(jìn)氣口及排氣口，故艙室溫度較低，而右側(cè)區(qū)域與排風(fēng)口不連通，故熱量無法排出，熱量堆積現(xiàn)象嚴(yán)重。

圖5 機(jī)艙上層區(qū)氣流組織及溫度分布（z=9.8 m）

選取推進(jìn)電機(jī)及輔鍋爐附近平均溫度，整體區(qū)域平均溫度，上層區(qū)、中層區(qū)和下層區(qū)平均溫度作為監(jiān)控參數(shù)，各特征區(qū)域溫度見表3。

表3 機(jī)艙監(jiān)控區(qū)域溫度

機(jī)艙整體區(qū)域平均溫度為61.1 ℃，溫度較高，不利于機(jī)艙中設(shè)備正常運(yùn)轉(zhuǎn)和人員操作施工，需對機(jī)艙通風(fēng)方案進(jìn)行優(yōu)化。上層區(qū)平均溫度為72.6 ℃，遠(yuǎn)高于下層區(qū)（54.6 ℃）與中層區(qū)（57.1 ℃）的平均溫度，與前文機(jī)艙氣流組織及溫度分布結(jié)果一致。由機(jī)艙溫度仿真結(jié)果可以看出，雖然機(jī)艙通風(fēng)方案的設(shè)計(jì)符合船舶機(jī)艙通風(fēng)計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)中要求的風(fēng)量，但由于熱源布置位置、機(jī)艙各平臺(tái)甲板開口、百葉窗設(shè)置以及風(fēng)管開口位置的不同也將導(dǎo)致機(jī)艙通風(fēng)效果存在較大差異。因此，對機(jī)艙通風(fēng)進(jìn)行數(shù)值模擬研究，研究機(jī)艙氣流組織的實(shí)際情況，對機(jī)艙通風(fēng)氣流組織運(yùn)動(dòng)及溫度控制具有實(shí)際工程意義，后文將基于本節(jié)得到的機(jī)艙通風(fēng)數(shù)值模擬結(jié)果對該機(jī)艙通風(fēng)方案進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。

3 機(jī)艙通風(fēng)優(yōu)化設(shè)計(jì)

3.1 優(yōu)化措施

針對仿真結(jié)果做出以下優(yōu)化措施：

1）針對中層區(qū)熱源對機(jī)艙氣流組織的阻礙作用，對熱源布置位置進(jìn)行優(yōu)化。

2）針對上層區(qū)溫度過高問題，對上層區(qū)艙室重新進(jìn)行劃分，采用絕熱艙門將部分艙室與機(jī)艙區(qū)域隔絕，不再參與機(jī)艙通風(fēng)換熱。

3）針對平臺(tái)甲板的熱量不能進(jìn)入排風(fēng)圍阱的情況，將循環(huán)通風(fēng)裝置調(diào)整為2 臺(tái)，單位功率為75 kW，單位風(fēng)量為15 000 m3/h，將2 個(gè)循環(huán)通風(fēng)裝置的位置由左舷分別調(diào)整至右舷和推進(jìn)電機(jī)旁。

4）針對平臺(tái)相關(guān)設(shè)備管路阻礙進(jìn)風(fēng)圍阱出風(fēng)的情況，調(diào)整裝置位置。

5）針對7 甲板右舷熱量堆積的情況，增加抽風(fēng)管路。

推電機(jī)艙甲板開口及百葉窗優(yōu)化設(shè)計(jì)方案見圖6。圖6(b)中圓圈為推進(jìn)電機(jī)艙甲板開口及百葉窗的主要修改之處。將左舷甲板開口大小調(diào)整為1.15 m×2.00 m，開孔數(shù)量為2 個(gè)，百葉窗數(shù)量調(diào)整為4 組。調(diào)整推電機(jī)艙平臺(tái)甲板左舷縱壁開口，沿艏部方向的尺寸分別為1.7 m×2.0 m、1.8 m×2.0 m。

圖6 推電機(jī)艙甲板開口及百葉窗優(yōu)化設(shè)計(jì)方案

由于循環(huán)通風(fēng)裝置出風(fēng)方向沒有朝向排風(fēng)圍阱，不利于排風(fēng)，排氣圍阱風(fēng)機(jī)風(fēng)量不足以將熱量及時(shí)排出，需要調(diào)整位置，使其出風(fēng)方向朝向排風(fēng)圍阱。由于中層區(qū)的矩形風(fēng)管無法將管道的熱量排出，對循環(huán)通風(fēng)裝置及矩形風(fēng)管的布置進(jìn)行優(yōu)化，見圖7和圖8。優(yōu)化后的推進(jìn)電機(jī)艙三維模型見圖9。

圖7 循環(huán)通風(fēng)裝置優(yōu)化設(shè)計(jì)方案

圖9 優(yōu)化后的推進(jìn)電機(jī)艙三維模型

3.2 優(yōu)化后機(jī)艙通風(fēng)氣體流動(dòng)分析

推進(jìn)電機(jī)艙優(yōu)化前后速度分布對比情況見圖10。對于艙室下層區(qū)z=3 m 處，由于改變了矩形風(fēng)管排風(fēng)口的布置位置和開口數(shù)量，并增加了1 個(gè)循環(huán)通風(fēng)裝置，與優(yōu)化前相比，氣流速度顯著升高，氣流組織的速度分布更為合理。標(biāo)記區(qū)域氣流組織的低壓區(qū)得到改善。對于艙室中層區(qū)z=6 m 處，由于改變了循環(huán)通風(fēng)裝置的位置，整個(gè)艙室速度略有升高，可直觀看出循環(huán)通風(fēng)裝置對氣流的導(dǎo)向作用，引導(dǎo)氣流組織向排風(fēng)口運(yùn)動(dòng)，標(biāo)記區(qū)域與優(yōu)化前相比氣流組織速度有所提高，氣流組織的低壓區(qū)得到改善。對于艙室上層區(qū)z=9.8 m 處，由于減小了艙室的面積，熱源上方增加了一段方管排風(fēng)，氣流速度明顯升高，整個(gè)區(qū)域的氣流組織速度分布緊湊，標(biāo)記區(qū)域氣流組織的低壓區(qū)得到改善。

圖10 推進(jìn)電機(jī)艙優(yōu)化前后速度分布對比

3.3 優(yōu)化后機(jī)艙通風(fēng)艙室溫度分析

推進(jìn)電機(jī)艙優(yōu)化前后溫度分布對比情況見圖11。對于艙室下層區(qū)z=3.0 m 處，由于增加了1 個(gè)循環(huán)通風(fēng)裝置，該區(qū)域散熱速度加快，整體溫度明顯下降，局部高溫消失。此外，通過調(diào)整機(jī)艙內(nèi)熱源位置，不再阻擋氣流組織運(yùn)動(dòng)，優(yōu)化后下層區(qū)溫度分布較為理想。對于艙室中層區(qū)z=6.0 m 處，優(yōu)化方案改變了循環(huán)通風(fēng)裝置的位置，使其排風(fēng)口的方向改變，增加矩形風(fēng)管的排風(fēng)口，并對矩形風(fēng)管布置位置進(jìn)行優(yōu)化，加快艙室內(nèi)熱量排出，艙室溫度明顯下降，溫度分布更加均勻和緊湊，但是由于排氣管持續(xù)發(fā)熱，且其不靠近排風(fēng)口，熱量來不及散失，排氣管附近存在局部高溫。對于艙室上層區(qū)z=9.8 m 處，優(yōu)化后艙室面積減少，熱源上方增加了一段抽風(fēng)管路，散熱速度加快，使整體溫度顯著下降，局部高溫消失，溫度分布明顯改善。

圖11 推進(jìn)電機(jī)艙優(yōu)化前后溫度分布對比

優(yōu)化前后推進(jìn)電機(jī)艙機(jī)艙溫度的仿真結(jié)果見表4。優(yōu)化后各特征區(qū)域溫度均低于50 ℃，較最初通風(fēng)方案溫度下降明顯，其中機(jī)艙整體區(qū)域溫度降低了21.4%。從優(yōu)化效果可以看出，綜合考慮艙室布局、甲板開口、機(jī)艙散熱裝置布置位置以及風(fēng)管布置等影響因素后的通風(fēng)方案優(yōu)化設(shè)計(jì)方法，能夠有效優(yōu)化機(jī)艙氣流組織運(yùn)動(dòng)情況并降低機(jī)艙溫度。

表4 優(yōu)化前后機(jī)艙監(jiān)控區(qū)域溫度

4 結(jié)論

1）機(jī)艙通風(fēng)效果受機(jī)艙設(shè)備位置、機(jī)艙平臺(tái)甲板開口、百葉窗設(shè)置以及風(fēng)管開口位置等眾多因素影響。在通風(fēng)量相同的情況下，優(yōu)化方案可將機(jī)艙區(qū)域溫度降低21.4%，優(yōu)化效果顯著。

2）傳統(tǒng)機(jī)艙通風(fēng)設(shè)計(jì)采取理論計(jì)算與設(shè)計(jì)人員經(jīng)驗(yàn)相結(jié)合的方式，該通風(fēng)方案符合船舶機(jī)艙通風(fēng)計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)的要求，但最終通風(fēng)效果的優(yōu)劣過于依賴人員經(jīng)驗(yàn)，因此對機(jī)艙通風(fēng)進(jìn)行數(shù)值仿真研究具有實(shí)際工程意義。

3）合理安裝布置循環(huán)通風(fēng)裝置的高溫吸風(fēng)口與低溫出風(fēng)口，可對機(jī)艙內(nèi)高溫氣流組織起到很好的引流導(dǎo)向作用，對于船舶機(jī)艙熱源散熱量較高且布置位置相對緊湊的情況具有良好的降溫效果。