基于CFD的分油機(jī)室通風(fēng)系統(tǒng)分析

張明 ，趙敬德2，周建華，李斌

(1.上海外高橋造船有限公司，上海 200137；2.東華大學(xué) 環(huán)境科學(xué)與工程學(xué)院，上海 201600)

大型民用船舶的機(jī)艙內(nèi)設(shè)置有分油機(jī)室，一般會(huì)緊鄰高溫油艙，導(dǎo)致分油機(jī)室內(nèi)的綜合熱環(huán)境較機(jī)艙其他區(qū)域更為惡劣。倘若分油機(jī)室內(nèi)的通風(fēng)效果不佳，可能因局部高溫將室內(nèi)設(shè)備的電子元器件燒壞、影響系統(tǒng)的正常運(yùn)行。雖然ISO 8861對機(jī)艙所需的總風(fēng)量計(jì)算提供了規(guī)范指導(dǎo)，但是由于缺少有關(guān)分油機(jī)室通風(fēng)計(jì)算的細(xì)則。根據(jù)《船舶設(shè)計(jì)實(shí)用手冊》[1]的指導(dǎo)計(jì)算得到的分油機(jī)室的機(jī)械送、抽風(fēng)量，在實(shí)際應(yīng)用中的某些特殊環(huán)境下(例如，室外氣溫達(dá)到42 ℃或更高)，倘若通風(fēng)布置不合理，則會(huì)導(dǎo)致在總風(fēng)量足夠的情況下，發(fā)生局部的溫度峰值超過設(shè)備許用的環(huán)境溫度、進(jìn)而導(dǎo)致設(shè)備發(fā)生故障的風(fēng)險(xiǎn)。本文將借助計(jì)算流體力學(xué)(CFD)的模擬分析方法[2]，為預(yù)測分析分油機(jī)室的通風(fēng)效果提供理論依據(jù)，并為分油機(jī)室通風(fēng)系統(tǒng)的設(shè)計(jì)優(yōu)化提供參考。

1 分油機(jī)室網(wǎng)格模型的構(gòu)建

圖1為某船舶分油機(jī)室的生產(chǎn)設(shè)計(jì)模型，圖中送風(fēng)總管(25 500 m3/h)為800 mm×900 mm的矩形風(fēng)管，布置有7個(gè)送風(fēng)口。抽風(fēng)管總管(27 000 m3/h)為800 mm×800 mm的矩形風(fēng)管，布置有5個(gè)抽風(fēng)口，其中2個(gè)抽風(fēng)口延伸到分油機(jī)室甲板附近、用于抽排分油機(jī)室內(nèi)沉積的氣體。

圖1 某船分油機(jī)室的生產(chǎn)設(shè)計(jì)模型

為了保證模擬計(jì)算的可行性，在盡量減少系統(tǒng)計(jì)算時(shí)間的同時(shí)，使模型盡量貼近實(shí)船應(yīng)用的情況，將分油機(jī)室的圍壁和甲板、分油機(jī)和供油單元的主要元件、送/抽風(fēng)管按照實(shí)際規(guī)格建模，忽略結(jié)構(gòu)內(nèi)部的扶強(qiáng)材、大小梁、肘板等結(jié)構(gòu)及其他的管線等舾裝件。

在GAMBIT中構(gòu)建的分油機(jī)室的三維模型及計(jì)算域內(nèi)的邊界條件命名見圖2，完成對該模型的面網(wǎng)格和體網(wǎng)格的劃分，總共生成262 984個(gè)網(wǎng)格單元。

圖2 分油機(jī)室的三維計(jì)算模型

2 分油機(jī)室通風(fēng)系統(tǒng)的數(shù)值計(jì)算

為了便于對分油機(jī)室的通風(fēng)系統(tǒng)模型進(jìn)行理論分析和數(shù)值計(jì)算，需要對分油機(jī)室內(nèi)的工作環(huán)境作出適當(dāng)?shù)募僭O(shè)，具體如下。

1)分油機(jī)室的結(jié)構(gòu)滿足氣密要求，流體經(jīng)送風(fēng)口流入、從抽風(fēng)口流出計(jì)算區(qū)域，主要的流動(dòng)介質(zhì)為低速空氣，屬于牛頓流體，其表面應(yīng)力滿足廣義的牛頓黏性應(yīng)力公式，并忽略由流體黏性力所導(dǎo)致的耗散熱[3]。

2)分油機(jī)室內(nèi)送風(fēng)管的出口溫度相同、均為室外大氣溫度(42 ℃)，忽略空氣在送風(fēng)管中的溫升，抽風(fēng)管入口溫度相同、均為在Outflow的邊界條件下的出流溫度，抽風(fēng)口保持負(fù)壓50 Pa。

3)空氣經(jīng)過分油機(jī)室內(nèi)的各送風(fēng)口以均勻的速度流入，經(jīng)過一定時(shí)間的連續(xù)運(yùn)動(dòng)后，分油機(jī)室內(nèi)的空氣得到充分混合、整個(gè)流場最終達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，即可將分油機(jī)室內(nèi)的流動(dòng)視為穩(wěn)態(tài)流動(dòng)，在所有的微分方程中忽略時(shí)間因素的影響。

4)分油機(jī)室內(nèi)的空氣符合Boussinesq假設(shè)，即忽略環(huán)境壓力的變化對空氣密度的影響，只考慮由于溫度的變化而引起空氣密度的變化[4]。

5)分油機(jī)室內(nèi)的機(jī)械及電氣設(shè)備的工作狀態(tài)穩(wěn)定，其向周圍環(huán)境均勻地散發(fā)熱量。

基于上述假設(shè)，在FLUENT軟件中選擇采用壓力修正算法和標(biāo)準(zhǔn)k-ε2方程模型，保持系統(tǒng)中標(biāo)準(zhǔn)k-ε2方程模型的默認(rèn)設(shè)置，并啟用基于熱交換的能量方程。設(shè)定操作工況為標(biāo)準(zhǔn)壓力100 kPa，考慮重力的影響，設(shè)置重力加速度為Y方向-9.81 m/s2，輸入相關(guān)邊界條件，見表1。

表1 邊界條件的名稱、類型和描述

3 模擬結(jié)果的分析

為了便于對計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析，首先定義7個(gè)典型剖面(y-1，z-1～z-6)，見圖3。

圖3 三維計(jì)算模型的7個(gè)典型剖面

統(tǒng)計(jì)上述7個(gè)典型剖面上的最高溫度值，見表2。

表2 典型剖面上的最高溫度值 ℃

其中，電控箱及控制臺(tái)周圍的最高溫度為54.35 ℃，接近于廠家允許的環(huán)境溫度峰值55 ℃，有發(fā)生過熱問題的風(fēng)險(xiǎn)。對y-1剖面及z-1/4/6剖面的溫度場進(jìn)行分析。

分析圖4所示的y-1剖面，發(fā)現(xiàn)受送風(fēng)管側(cè)向45°風(fēng)口的影響，分油機(jī)電控箱正面(朝向分油機(jī)室右壁)附近的溫度一般均低于其背面溫度。由于主機(jī)供油單元周圍的通風(fēng)效果不理想，且其熱通量較高，導(dǎo)致其附近的溫度高于其他設(shè)備，此剖面上的最高溫度t0=56.35 ℃。

圖4 y-1剖面的溫度場

分析圖5所示z-1剖面的速度場云圖，發(fā)現(xiàn)在主機(jī)供油單元控制臺(tái)的左側(cè)和頂部均出現(xiàn)低速滯流層，V1、V2附近的速度約為0.2 m/s，對應(yīng)在控制臺(tái)附近的最高溫度t1、t2約為53.35 ℃。

圖5 z-1剖面的計(jì)算結(jié)果

根據(jù)圖6所示的z-4剖面，此位置處的送/抽風(fēng)管均未布置風(fēng)口，燃油分油機(jī)單元電控箱附近僅有較弱的自然對流，其中在電控箱頂部V6和底部V7的滯流層速度較低、約為0.2 m/s。由于熱空氣的上浮效應(yīng)，導(dǎo)致電控箱頂部t5處的溫度較高，約為54.35 ℃。

根據(jù)圖7所示z-6剖面的速度場云圖，此處的滑油分油機(jī)單元電控箱的左上方布置有一個(gè)抽風(fēng)口、右上方布置有一個(gè)45°的送風(fēng)口。受機(jī)械送風(fēng)口的強(qiáng)制對流影響，電控箱右側(cè)溫度相對較低，在左側(cè)背風(fēng)面的滯流層V10(約為0.2 m/s)對應(yīng)的溫度t7相對較高，約為52.35 ℃。

綜合上述分析可知，在分油機(jī)室內(nèi)的電控箱及控制臺(tái)周圍存在多個(gè)明顯的低速滯流層，尤其是在電控箱的背風(fēng)面，導(dǎo)致削弱了依靠室外新風(fēng)進(jìn)行強(qiáng)制對流換熱的降溫效果。由于部分送風(fēng)口和抽風(fēng)口的分布位置比較靠近，也沒有相互錯(cuò)開布置，導(dǎo)致局部經(jīng)送風(fēng)口流出的強(qiáng)制對流空氣在沒有經(jīng)過充分的室內(nèi)循環(huán)混合后就進(jìn)入了抽風(fēng)口，然后直接排出了分油機(jī)室，進(jìn)一步減弱了通過室外新風(fēng)對分油機(jī)室內(nèi)部進(jìn)行通風(fēng)換氣的效果。

圖6 z-4剖面的計(jì)算結(jié)果

圖7 z-6剖面的計(jì)算結(jié)果

因此，有必要對當(dāng)前的分油機(jī)室通風(fēng)系統(tǒng)進(jìn)行改進(jìn)，以改善室內(nèi)的氣流組織和通風(fēng)效果，并避免電控箱和控制臺(tái)附近的溫度超過55 ℃，保障分油機(jī)室內(nèi)設(shè)備的安全運(yùn)行。

4 分油機(jī)室通風(fēng)系統(tǒng)的改進(jìn)

為了提高該分油機(jī)室通風(fēng)系統(tǒng)的換氣效果，降低重點(diǎn)電氣設(shè)備周圍的溫度，針對上文的問題，將原整體式的通風(fēng)系統(tǒng)改為對關(guān)鍵處所的工位送風(fēng)系統(tǒng)。

1)將送風(fēng)管和抽風(fēng)管的位置互換，其中抽風(fēng)管的高度與風(fēng)口大小、數(shù)量均不變。

2)將送風(fēng)管的整體高度下降0.5 m，修改后的送風(fēng)總管底面距離分油機(jī)室甲板的高度為3 m，送風(fēng)口距離電控箱的最小高度為0.3 m。

3)根據(jù)燃油/滑油分油機(jī)單元和主機(jī)/輔機(jī)供油單元的散熱量大小、按比例分配各風(fēng)口的送風(fēng)量，并將主要送風(fēng)口置于電控箱和控制臺(tái)的正上方，另外針對熱流密度值較大的主機(jī)供油單元，增加一路從上方送風(fēng)總管延伸下來的側(cè)向支管送風(fēng)口，用以改善主機(jī)供油單元四周的氣流組織。

經(jīng)過改進(jìn)后的分油機(jī)室通風(fēng)系統(tǒng)的三維模型及其邊界條件見圖8。

圖8 改進(jìn)后的分油機(jī)室通風(fēng)系統(tǒng)模型

在GAMBIT中對改進(jìn)后的三維模型重新劃分網(wǎng)格，并導(dǎo)入FLUENT軟件進(jìn)行計(jì)算求解?；趯Φ湫推拭娴臏囟葓龇治鼋Y(jié)果，得到在改進(jìn)前后各剖面最高溫度見表3。

表3 改進(jìn)前后典型剖面的最高溫度值 ℃

由表3的模擬計(jì)算結(jié)果可知，在對原分油機(jī)室通風(fēng)系統(tǒng)進(jìn)行改進(jìn)后，各典型剖面上的最高溫度均低于55 ℃，且改進(jìn)后各剖面最高溫度的平均值比改進(jìn)前的各剖面最高溫度平均值降低1.93 ℃。

在對改進(jìn)前、后的各典型剖面的溫度場進(jìn)行對比分析可知，分油機(jī)室通風(fēng)系統(tǒng)經(jīng)過改進(jìn)后，燃油分油機(jī)單元電控箱(z-4剖面)周圍的最高溫度從54.35 ℃下降到46.35 ℃，基于z-1～z-6剖面的電控箱及控制臺(tái)周圍的最高溫度平均值由51.85 ℃下降到48.52 ℃，降幅達(dá)到3.33 ℃。特別是對于分油機(jī)單元相關(guān)的4個(gè)剖面：z-3～z-6，其剖面上的最高溫度點(diǎn)均從原來的電控箱附近轉(zhuǎn)移到其他的非關(guān)鍵位置。

5 結(jié)論

1)對電控箱進(jìn)行強(qiáng)制對流送風(fēng)時(shí)，通過正上方風(fēng)口直接進(jìn)行工位送風(fēng)的降溫效果要優(yōu)于斜上方45°送風(fēng)的效果。

2)鑒于熱空氣的上浮效應(yīng)，應(yīng)將抽風(fēng)管及其吸入口盡量布置于高處，并將送/抽風(fēng)管在高度上錯(cuò)開布置，使送風(fēng)口與抽風(fēng)口保持一定的間距，改善室內(nèi)空氣循環(huán)流動(dòng)的效果。

3)在實(shí)踐中，如能在初始設(shè)計(jì)階段即對分油機(jī)室通風(fēng)進(jìn)行系統(tǒng)的模擬分析，則可以在最大程度上避免到后期暴露出問題后再進(jìn)行修改，避免增加額外的物量成本和人工成本。