基于CFX的極地郵輪燃油艙加熱盤管優(yōu)化設(shè)計(jì)

姜 輝，曾 驥，黃朝春 ，劉 瑋，張?zhí)焯欤残怯?/p>

（上海海事大學(xué) 海洋工程技術(shù)研究中心，上海 201306）

0 引言

極地旅游的發(fā)展帶動了極地小型郵輪的需求，但在惡劣的極地環(huán)境下，油箱內(nèi)的燃油粘度增加，甚至結(jié)冰，可能導(dǎo)致設(shè)備無法正常工作，目前絕大部分的船舶上采用的艙柜加熱形式都是蒸汽盤管加熱，這種加熱形式使用方便、技術(shù)成熟、熱效率較高，也存在燃油存儲艙表面散熱損失大、盤管破損修復(fù)困難、表面易積碳等缺點(diǎn)[1]。如何通過合理的系統(tǒng)設(shè)計(jì)，在極地郵輪的營運(yùn)過程中將上述不利影響降至最低，以及采取更為有效的方法，減少燃油艙加熱過程中的熱量損失，對極地郵輪安全性方面的保障具有重要意義。

影響蒸汽盤管加熱效率的因素很多，單因素的對于加熱效率存在一般性規(guī)律，而在綜合各因素對于加熱效率存在非線性關(guān)系，因此，需要通過數(shù)值模擬研究通過非線性擬合找到設(shè)計(jì)參數(shù)和計(jì)算目標(biāo)之間的關(guān)系，為極地船舶的應(yīng)用提供了指導(dǎo)和設(shè)計(jì)依據(jù)。

目前，針對燃油艙加熱的研究較少，主要是針對運(yùn)輸船的原油貨艙的加熱，與本文研究類似，可以通用。如黎俊杰[2]對105000 DWT油輪NO.4貨艙的加熱過程的流場進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，確定油輪貨艙加熱盤管加熱效率的影響因素。Magazinovi?等[3]對 65000 DWT油輪NO.3油艙的貨油加熱過程進(jìn)行熱損失研究。Suhara等[4]研究33000 DWT 油輪的No.5貨艙加熱過程中的熱損失。Akagis等[5]采用傳熱學(xué)經(jīng)驗(yàn)公式及研究方法計(jì)算得到蒸汽加熱盤管的導(dǎo)熱效率和艙室艙壁的熱損失情況。本文以極地郵輪的T064號燃油艙柜為研究對象，對于燃油艙采用的蒸汽盤管防凍措施進(jìn)行仿真計(jì)算，分析防凍效果的單因素影響，符合參考文獻(xiàn)[6]的一般規(guī)律，再結(jié)合優(yōu)化算法，得出最后優(yōu)化的方案設(shè)計(jì)，提高了加熱效率，具有實(shí)際的應(yīng)用價值。

1 研究對象及方案

1.1 研究對象

以極地小型郵輪的T064號燃油艙（尺寸約為7 m×12 m×2.6 m）為研究對象，對蒸汽盤管的加熱效率進(jìn)行分析，艙柜大小為7 m×12 m×2.6 m，該模型外部為厚度20 mm的艙柜框架，內(nèi)部為燃油，在燃油艙內(nèi)部靠近船底500 mm處布置有蛇形蒸汽盤管（見圖1），盤管內(nèi)徑為10 mm，長度共計(jì)約2000 mm，在簡化模型時，直接將盤管在燃油區(qū)域進(jìn)行布爾減運(yùn)算。

圖1 極地小型郵輪燃油艙模型

1.2 研究方案

通過對燃油艙蒸汽盤管的加熱模擬分析，得出溫度與時間的變化關(guān)系，再研究單因素對于加熱效果的一般規(guī)律與參考文獻(xiàn)的一般規(guī)律是否一致，進(jìn)而綜合所有因素進(jìn)行優(yōu)化計(jì)算，得到最優(yōu)的蒸汽盤管結(jié)構(gòu)參數(shù)，研究方案流程如圖2所示。

圖2 研究方案流程圖

2 溫度場模擬計(jì)算

溫度場模擬計(jì)算需要假設(shè)以下3種條件：

1）所有溫度場計(jì)算都是基于盤管溫度已經(jīng)達(dá)到穩(wěn)態(tài)，忽略蒸汽和盤管間的加熱過程；

2）僅考慮燃油滿艙的狀態(tài)，不考慮蒸發(fā)和使用等影響燃油體積的因素，即同時忽略船舶晃蕩的影響；

3）艙壁與外界海水及空氣都是全接觸，不考慮環(huán)境和外部自由液面的影響。

實(shí)驗(yàn)需測取同種激勵不同電場條件下經(jīng)減振器減振后的加速度衰減的數(shù)據(jù)。實(shí)驗(yàn)采用型號為JZ-5激振器給減振器提供正弦力F，采用DH5299動態(tài)信號采集器和GF-20型號的功率放大器對激振器的振幅A和頻率ω進(jìn)行控制以及采集各傳感器的數(shù)據(jù)，加速度傳感器型號是YJ9A的壓電傳感器；壓電力傳感器的型號為YFF-1。按照上述的實(shí)驗(yàn)器材以及實(shí)驗(yàn)想法設(shè)計(jì)出實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖3，其中虛線框中的直流穩(wěn)壓電源和高壓放大器組成了直流穩(wěn)壓高壓電源，為后續(xù)對比實(shí)驗(yàn)提供1000V的穩(wěn)定高壓。

2.1 網(wǎng)格劃分

本文網(wǎng)格大小選用200 mm×200 mm，網(wǎng)格劃分后的燃油艙柜溫度場模型，網(wǎng)格質(zhì)量分布如圖3所示?？梢钥吹?，大部分網(wǎng)格質(zhì)量接近1，且平均值為0.72。

圖3 溫度場網(wǎng)格質(zhì)量分布

2.2 熱邊界條件

燃油艙在蒸汽盤管加熱的同時也伴隨著向外界環(huán)境散熱的過程，這種有熱量逸散的加熱過程被稱為非穩(wěn)態(tài)傳熱過程。在對燃油艙做有限元溫度場計(jì)算時，根據(jù)熱力學(xué)計(jì)算的3種邊界條件，應(yīng)用至本文，可以得到3種類型的壁面邊界條件，分別是：

1）規(guī)定燃油艙壁面的溫度值，使其成為恒溫度壁面條件；

2）規(guī)定燃油艙壁面的熱流密度值，使其成為恒定熱流壁面，當(dāng)改值為0時，壁面被認(rèn)為絕熱；

3）規(guī)定燃油艙壁面的對流換熱情況，這種情況認(rèn)為整個熱力場中的固液體具有對流換熱的現(xiàn)象，需要提前設(shè)置目標(biāo)溫度和對流換熱系數(shù)。

選擇第3種邊界條件，根據(jù)國家標(biāo)準(zhǔn)《油艙蒸汽加熱系統(tǒng)計(jì)算方法》（CB/T 3373-2013）確定蒸汽盤管的傳熱系數(shù)、散熱面（壁面）傳熱系數(shù)、油溫和環(huán)境溫度。

熱邊界條件由內(nèi)到外分別是燃油與艙壁鋼板的邊界、艙壁與壓載艙海水的邊界和艙壁與臨艙空氣的邊界，導(dǎo)熱系數(shù)分別為116.3 W/m2·℃， 17.445 W/m2·℃和4.652 W/m2·℃，同時把燃油和艙壁的交界面定義為固液分界面，燃油艙蒸汽和盤管的導(dǎo)熱系數(shù)為116.3 W/m2·℃。計(jì)算忽略了蒸汽盤管和蒸汽間的接觸面，以蒸汽溫度100℃作為蒸汽管道和燃油的邊界條件。

2.3 計(jì)算結(jié)果及分析

如圖4和圖5所示，艙柜與海水相鄰的左右2個面上的溫度顯然小于其他4個面，且4個頂角的溫度處于最低的52.692℃。在艙柜下表面由于更加靠近盤管的位置，高溫分布呈現(xiàn)和盤管布置方向相似的圖形。

圖4 艙柜上頂面穩(wěn)態(tài)溫度分布云圖

圖5 艙柜下底面穩(wěn)態(tài)溫度分布云圖

圖6 燃油上部分穩(wěn)態(tài)溫度分布云圖

圖7 燃油下部分穩(wěn)態(tài)溫度分布云圖

可知，盤管在加熱燃油時，會出現(xiàn)低溫區(qū)域死角的現(xiàn)象，若燃油柜的臨艙是壓載艙，海水艙等注水艙室，則更需要注意這些近水艙壁的溫度分布，提前做好保溫措施，防止燃油艙柜內(nèi)部熱量逸散過多。

在瞬態(tài)溫度場計(jì)算模塊下，可以看到艙柜內(nèi)溫度隨時間變化逐漸升高，根據(jù)曲線呈凸函數(shù)的變化規(guī)律可知，加熱的效率隨時間逐漸下降，在加熱約8000 s后，艙柜內(nèi)的最小溫度值基本保持不變，即在8000 s左右，艙柜已基本完成加熱，溫度恒定在50℃左右。

3 蒸汽盤管單因素布置方案及效果

3.1 蒸汽盤管的布置間距

在以蒸汽盤管間的布置間距為因素進(jìn)行計(jì)算時，保持盤管管徑10 mm和總長度3.5 m不變，且對蛇形盤管做一定的簡化，簡化為5根平行放置的蒸汽盤管，此處提取了不同盤管間距D的燃油區(qū)域最低溫度，如圖8所示。

圖8 不同間距布置下的燃油區(qū)域溫度分布

可知：1）隨著盤管布置間距的增大，燃油區(qū)域的最低溫度升高，主要是因?yàn)槿加蛢?nèi)部的熱源越來越分散，高溫區(qū)域逐漸擴(kuò)大，因此燃油的邊角區(qū)域溫度上升；2）隨著布置間距的增加，相鄰兩盤管間的高溫區(qū)域溫度逐漸減低；3）雖然模型做了一些簡化，但溫度的基本分布規(guī)律與蛇形盤管一致，都呈現(xiàn)高溫區(qū)域集中在相鄰盤管間，低溫區(qū)域分散在艙室內(nèi)的各個頂角上。

3.2 蒸汽盤管的長度

在以蒸汽盤管的總長度為因素進(jìn)行計(jì)算時，保持盤管管徑10 mm和布置間距1800 mm不變，且同3.1節(jié)一樣，對蛇形盤管做同樣的簡化。此處提取了盤管不同總長度L時燃油區(qū)域最低溫度，如圖9所示。

圖9 不同總長度時燃油區(qū)域的最低溫度變化云圖

可知，當(dāng)盤管總長度減小時，燃油區(qū)域的最低溫度也隨之降低，但相對于布置間距對溫度的影響，顯然總長度對其影響更小一些。

3.3 蒸汽盤管的管徑

在以蒸汽盤管管徑為因素進(jìn)行計(jì)算時，保持布置間距和總長度不變，分別計(jì)算不同管徑的加熱效率和效果，不同管徑時燃油區(qū)域的最低溫度，如圖10所示。

圖10 不同管徑時燃油區(qū)域的最低溫度

可以看出，在不同管徑的條件下，燃油區(qū)域在加熱至最終狀態(tài)時，溫度都在50℃～55℃變化，且有管徑越大，最低溫度越大的變化趨勢。從高溫區(qū)域的分布情況來看，顯然隨著管徑的變大，高溫區(qū)域的體積也逐漸變大，尤其是相鄰管路之間的高溫區(qū)；對于低溫區(qū)而言，則是面積逐漸變小，且往蒸汽管末端角落逐漸收縮，最終低溫區(qū)域集中在該處。

另外，從實(shí)船的角度來說，管徑越大，則需要的蒸汽量就越大，對于船用鍋爐的工作符合要求就更高。因此，如要加快加熱速率，管徑并不是越大越好，而是要將它與其他參數(shù)一起考慮計(jì)算才能得到最優(yōu)值。

4 基于響應(yīng)面優(yōu)化法的盤管布置方案分析

4.1 BBD響應(yīng)面優(yōu)化法應(yīng)用

根據(jù)BBD三因素設(shè)計(jì)方案原理，軟件對3個因素分別進(jìn)行自適應(yīng)地設(shè)計(jì)安排，管徑從160 ～240 mm變化，單根盤管長度為5600 ～8400 mm變化，盤管間距為1280～1920 mm變化。

4.2 燃油區(qū)域最低溫度響應(yīng)

經(jīng)過計(jì)算，任意2組參數(shù)對目標(biāo)參數(shù)的響應(yīng)面如圖11～圖13所示?？梢钥吹?，3種因素對燃油區(qū)域的最低溫度影響變化規(guī)律基本與第2部分所分析的結(jié)果一致，即間距越長，總長度越大，管徑越小，最低溫度越小的變化規(guī)律。

圖11 總長度和管徑與最低溫度的響應(yīng)面

圖12 總長度和盤管間距與最低溫度的響應(yīng)面

圖13 管徑和盤管間距與最低溫度的響應(yīng)面

根據(jù)計(jì)算結(jié)果顯示，當(dāng)管徑為200 mm，總長為3.5 m，布置間距為1600 mm時，最低溫度達(dá)到最優(yōu)值50.1℃。

5 結(jié)語

本文以極地小型郵輪的T046號燃油艙柜為研究對象，對加熱盤管參數(shù)對加熱效率的影響——做了模擬實(shí)驗(yàn)和定量分析，單從數(shù)值模擬結(jié)果的表面來看，得出間距越長，總長度越大，管徑越小，最低溫度越小的變化規(guī)律；根據(jù)單因素實(shí)驗(yàn)得到的結(jié)論，結(jié)合響應(yīng)面分析理論，針對蒸汽盤管的布置間距、蒸汽盤管的長度和蒸汽盤管的管徑進(jìn)行實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)并進(jìn)行仿真模擬計(jì)算，根據(jù)計(jì)算結(jié)果建立數(shù)學(xué)模型，得到了加熱效率最高的貨艙加熱盤管結(jié)構(gòu)參數(shù)，達(dá)到了縮短加熱時間，提高加熱效率的目的。