基于CFD 的直接進氣系統(tǒng)在船舶上的研究與應用

馮樹才 曲東旭 陳彥臻 李 智

（中國船舶及海洋工程設計研究院 上海 200011）

0 引言

隨著全球貿(mào)易的迅猛發(fā)展，船舶需求量日益增大，如何降低運營成本已經(jīng)成為航運業(yè)市場競爭中取勝的關鍵[1]。在船舶運營成本中，燃油成本相對其他成本占比較大，因此在保證動力裝置性能的同時，節(jié)約燃油是降低運營成本的重要技術(shù)手段之一。針對上述問題，除了對發(fā)動機本體的改進外，機艙主機和輔機進氣系統(tǒng)的優(yōu)化設計也引起了船舶設計者的廣泛關注。

船舶動力裝置的正常運行離不開通風系統(tǒng)，優(yōu)良的機艙通風是保證設備正常運行的前提，能為機艙工作人員創(chuàng)造適宜的環(huán)境條件[2]。主機、輔機燃燒所需空氣及機艙設備的冷卻空氣，都需要有一定足量的空氣供給并形成一定規(guī)模的空氣流，這樣船舶動力裝置才能達到設備本身的技術(shù)性能[3]。傳統(tǒng)設計方案中，主機、輔機燃燒用空氣由機艙風機提供，通過機艙風道輸送到主機、輔機增壓器附近，與機艙熱空氣混合后進入主機、輔機。由于主機、輔機所需燃燒空氣量較大，機艙風機容量也較大，因此即便采用變頻風機，節(jié)能效果仍然有限。但若采取機艙外直接進氣系統(tǒng)為主機、輔機提供燃燒用空氣，增壓器便可利用專用風道直接從機艙外吸入新鮮空氣，從而降低吸入空氣溫度，提高吸入空氣密度，減小機艙風機的總?cè)萘俊?/p>

陳豪等[4]基于計算流體力學（computational fluid dynamics,CFD）數(shù)值模擬，采用k-ε湍流模型對某船置換通風系統(tǒng)進行優(yōu)化設計，有效降低了吹風感與艙室溫度，提高了熱舒適性。征建生等[5]基于CFD 分析了不同過濾結(jié)構(gòu)對某型燃氣輪機進氣系統(tǒng)流場、總壓損失等的影響，結(jié)果表明兩側(cè)分布式的過濾結(jié)構(gòu)可有效降低進口空氣的不均勻度與總壓損失。陳放等[6]基于CFD 對某船舶進氣風道進行了阻力特性預測，進氣風道結(jié)構(gòu)優(yōu)化后的阻力系數(shù)可降低8%以上。趙宇晶悅[7]分析了艙外進氣系統(tǒng)的特點，通過數(shù)值模擬計算，對某小型船舶的進氣系統(tǒng)進行了優(yōu)化設計。

前文的研究表明數(shù)值模擬方法能有效地為進氣系統(tǒng)設計提供理論依據(jù)與參考，但這些研究中都僅對進氣系統(tǒng)進行了數(shù)值模擬計算和設計優(yōu)化，而未針對船舶主機、輔機的燃燒空氣需求特性和實船經(jīng)濟性進行綜合分析。本文以某大型散貨船為例，對機艙外直接進氣系統(tǒng)進行研究。根據(jù)船舶主機、輔機對燃燒空氣的需求特性，構(gòu)建直接進氣系統(tǒng)的模型，利用FLOW EFD 軟件對直接進氣系統(tǒng)進行數(shù)值模擬計算，分析其設計的合理性，并對直接進氣系統(tǒng)在實船上的應用與經(jīng)濟性進行分析與總結(jié)。

1 直接進氣系統(tǒng)的設計與性能分析

1.1 直接進氣系統(tǒng)的設計

1.1.1 直接進氣系統(tǒng)的組成

直接進氣系統(tǒng)是指主機、輔機增壓器從機艙外直接吸氣，如圖1 所示，此系統(tǒng)需要設置帶百葉窗的進氣房間。舷外的自然空氣通過百葉窗進入進氣房間，后由專用結(jié)構(gòu)風道接到主機、輔機增壓器附近，再由螺旋風管連接專用結(jié)構(gòu)風道和增壓器進氣口。

圖1 直接進氣系統(tǒng)

1.1.2 百葉窗

進氣百葉窗由葉片式除霧器和介質(zhì)過濾器組成，如圖2 所示。

圖2 百葉窗

葉片式除霧器采用的是慣性分離技術(shù)，氣流在沖向折流板后急速轉(zhuǎn)向，使液滴運動軌跡與氣流不同而達到分離目的；介質(zhì)過濾器采用的是過濾分離技術(shù)，過濾介質(zhì)將氣體中的液態(tài)和固態(tài)顆粒分離出來。由于濾芯潮濕后的過濾效果顯著降低且阻力明顯上升，導致濾芯使用壽命縮短，所以過濾器通常會和除霧器組合使用。

進氣系統(tǒng)中的大直徑顆粒物會污染空氣冷卻器并增加燃燒室部件的磨損，MAN 公司和WinGD 公司均要求空氣中顆粒物大小不能超過5 μm。對于船舶通風用百葉窗中過濾器，我國采用的標準是《空氣過濾器》（GB/T 14295—2019），對外出口船舶采用的標準是歐盟標準《一般通風用空氣微粒過濾器過濾性能的測定》（EN779：2012）[8]，見下頁表1。

表1 EN779：2012 中空氣過濾器的阻力和效率

百葉窗的尺寸和數(shù)量與主機和輔機燃燒所需空氣量有關。本文所研究船型配備了1 臺主機與 3 臺輔機（其中1 臺備用），主要參數(shù)見表2。

表2 主機、輔機主要參數(shù)

為了便于船東維護和管理，百葉窗采用標準模塊610 mm×610 mm，其凈流通系數(shù)約為0.5。根據(jù)所研究船型的直接進氣系統(tǒng)設計要求，以主機和輔機100%負荷的燃燒空氣量為設計點，百葉窗進氣流速控制在3.5 m/s 左右；按歐盟標準配置表1中G4 過濾等級的百葉窗，主機與輔機所選用的百葉窗標準模塊數(shù)量分別為54 個和12 個。

1.1.3 進氣風道

進氣風道包括進氣房間、專用結(jié)構(gòu)風道和螺旋風管。設置進氣房間是為了保證百葉窗的有效流通面積，以保證較低的風速，減少流通阻力。直接進氣系統(tǒng)的專用結(jié)構(gòu)風道內(nèi)設計風速控制在7 m/s 左右，螺旋風管內(nèi)設計風速控制在10 m/s 左右。[9]

1.2 進氣風道數(shù)值模擬

由于主機與輔機的直接進氣系統(tǒng)原理相同，本節(jié)主要對主機的直接進氣風道進行研究。根據(jù)系統(tǒng)布置圖應用CATIA 軟件進行建模，直接進氣系統(tǒng)三維模型如圖3 所示。

圖3 直接進氣系統(tǒng)三維模型

1.2.1 理論與方法

本文采用FLOW EFD 軟件對直接進氣系統(tǒng)進行數(shù)值模擬，除了最基本的物理守恒定律，還需考慮湍流流動的影響。采用基于結(jié)構(gòu)化自適應網(wǎng)格的有限體積法來求解雷諾時均方程，處理風道內(nèi)的湍流問題，湍動能k以及耗散率ε對應的方程為式（1）與式（2）。

式中：ρ為密度，kg/m3；t為時間，s；μ為動力黏度系數(shù)，kg/（m·s）；Gk是由平均速度梯度引起的湍動能k的產(chǎn)生項；Gb是由浮力引起的湍動能k的產(chǎn)生項；YM為可壓湍流脈動對總耗散率的貢獻；C1ε、C2ε和C3ε均為經(jīng)驗常數(shù)；σk、σε分別是和湍動能k、耗散率ε相對應的Prandtl 數(shù)；C1ε、C2ε、C3ε、σk、σε均為模型常數(shù)（推薦取值：C1ε=1.44，C2ε=1.92，C3ε=0.09，σk=1.0，σε=1.3）。

將上述所建三維模型導入FLOW EFD 軟件，計算其阻力損失，驗證設計的合理性。由于百葉窗密集且尺寸過小、結(jié)構(gòu)復雜，其阻力性能可根據(jù)設備出廠測試數(shù)據(jù)進行分析計算，因此在建模時不考慮其內(nèi)部結(jié)構(gòu)，以相同等效流通面積的進風口代替。對進氣風道內(nèi)的空氣流動進行模擬計算時，整個模型包含直接進氣房間、專用結(jié)構(gòu)風道和螺旋風管。

為了更加精準地模擬進氣風道內(nèi)的空氣流動，計算所用的模型尺寸與實船設計尺寸相同，計算域網(wǎng)格如圖4 所示。對整個進氣風道網(wǎng)格劃分時，通過網(wǎng)格局部優(yōu)化技術(shù)來適應物體邊界，全場采用直角的平行六面體網(wǎng)格，對主流區(qū)域進行自適應加密，對突縮結(jié)構(gòu)與彎角處采用局部加密，合理調(diào)整網(wǎng)格數(shù)，有效保證計算效率與精度，總網(wǎng)格單元約 35 萬個。

圖4 計算域網(wǎng)格劃分

以進氣風道為分析對象時，進出口邊界條件設置如下：進口為壓力進口，海平面標準大氣壓，溫度設定為25 ℃；出口為流量出口，柴油機燃燒空氣的體積流量；固壁為絕熱、無滑移。

1.2.2 結(jié)果分析

網(wǎng)格劃分方案確定后，對系統(tǒng)進行流場數(shù)值模擬。限于篇幅，本文只對主機額定工況的流場模擬結(jié)果進行分析。以進氣風道出口平均速度為例，圖5 為進氣風道出口平均速度迭代計算過程。當?shù)?66 次后，速度達到穩(wěn)定，計算值收斂。

圖5 進氣風道出口速度迭代計算過程

圖6為進氣溫度25℃時進氣風道流場總壓分布。

圖6 進氣風道流場總壓分布

可以看出，整個進氣風道流場沿著氣流方向存在5 處明顯的局部總壓損失：

（1）由進氣房間至專用結(jié)構(gòu)風道（A）處?？諝庥芍苯舆M氣房間進入到主甲板上層的專用結(jié)構(gòu)風道進口時結(jié)構(gòu)發(fā)生變化，存在突縮阻力損失。

（2）氣流到達專用結(jié)構(gòu)風道上層（B）處。此處存在90°彎角與突縮結(jié)構(gòu)，會帶來一定的阻力損失。

（3）氣流從專用結(jié)構(gòu)風道進入螺旋風管（C）處。此處存在垂直轉(zhuǎn)角，管路由方管變?yōu)閳A管且尺寸變小。

（4）氣流在螺旋風管內(nèi)（D）、（E）處。氣流在螺旋風管內(nèi)流動方向發(fā)生2 次改變，其中在E處接近90°，局部總壓損失很大。

圖7 為進氣風道流場跡線分布，圖8 為進氣風道截面速度分布。

圖7 進氣風道流場跡線分布

圖8 進氣風道截面速度分布

結(jié)合圖6 至圖8 可見，空氣由百葉窗流入直接進氣房間的過程中存在明顯的氣流擴散擾動，直接進氣房間的空間尺寸相對較大，總壓損失較小，氣流平均速度在4 m/s 以下。由圖8 可見，氣流由專用結(jié)構(gòu)風道進入到2 甲板上層空間的過程中，曾繞過90°彎角導致邊界層分離，在一處形成回流與渦流并與主流迭加，從而使通過彎管的流體進行螺旋運動，加大了彎管的阻力損失，渦流速度小于主流，速度分層明顯，專用結(jié)構(gòu)風道內(nèi)的平均流速為7.81 m/s?？諝庠谶M入螺旋風管的過程中，經(jīng)內(nèi)壁轉(zhuǎn)折形成的二次流與主流速度差較大，圓弧彎管（D）處和（E）處所產(chǎn)生的二次流速度達到18 m/s 左右，局部阻力損失很大，螺旋風管出口處的平均流速為10.86 m/s。

1.3 直接進氣系統(tǒng)阻力分析

根據(jù)三維計算，進氣風道的阻力損失、出口速度與進氣量的關系如圖9 所示。

圖9 進氣風道的阻力損失、出口速度與進氣量

由圖9 可見，進氣風道的阻力損失隨著進氣量的增大而增大，兩者之間存在非線性耦合關系，擬合結(jié)果為y=0.128 3x1.9298。額定工況下，當進氣量為32.86 m3/s 時，進氣風道阻力損失為108.42 Pa；在主機25%負荷工況下，進氣風道出口流速比額定工況減小了6.52 m/s，阻力損失僅為額定工況下的17.33%。

額定工況下，百葉窗進口的速度分布見圖10。

圖10 額定工況百葉窗進口速度分布

由圖10 可見，各個百葉窗進口與專用結(jié)構(gòu)風道進口的相對位置均不同，進氣量分布不均勻，進氣平均速度也不相同，其中最大的進氣速度為3.91 m/s。主機在不同工況下百葉窗最大進氣速度如表3 所示。

表3 百葉窗最大進氣速度

百葉窗由除霧器與過濾器組成，阻力與風速的實驗數(shù)據(jù)曲線如圖11 所示。通過對該圖中的實驗數(shù)據(jù)進行非線性擬合可知，當風速為V時，除霧器阻力與過濾器初始阻力均與V n成正比，其中n分別為1.782 1 與1.519 1。

圖11 除霧器與過濾器阻力實驗值

結(jié)合各工況百葉窗的最大進氣速度，得到百葉窗初始阻力如圖12 所示。

圖12 百葉窗初始阻力

根據(jù)圖9 與圖12，本文所研究船型的百葉窗初始阻力約占直接進氣系統(tǒng)初始阻力的50%。

G4 等級的過濾器終阻力測試值為250 Pa。結(jié)合主機在不同工況下進氣風道內(nèi)的阻力損失，可得到直接進氣系統(tǒng)的初始阻力與終阻力，如圖13 所示。

圖13 直接進氣系統(tǒng)總阻力

機艙外進氣為自然通風，主機靠增壓器的自吸能力吸入空氣，MAN 公司的主機要求直接進氣系統(tǒng)阻力不能超過1 274 Pa。由圖13 可見，直接進氣系統(tǒng)的初始阻力與終阻力均隨著主機負荷的增大而升高。系統(tǒng)初始阻力為柴油機許用限制值的3.5%～ 17%，終阻力為柴油機許用限制值的21%～ 30%，均遠低于許用限制值。柴油機可穩(wěn)定運行，直接進氣系統(tǒng)設計合理。

為了保證直接進氣系統(tǒng)的阻力不超過主機和輔機允許的最大阻力，過濾器前后要設置壓力傳感器，連接至船舶監(jiān)測報警系統(tǒng)并實時監(jiān)測過濾器壓差。當過濾器壓差達到其終阻力設計值時，監(jiān)測報警系統(tǒng)便報警提醒需及時清洗或更換過濾器模塊。

2 船舶運營成本分析

上述直接進氣系統(tǒng)已經(jīng)在實船上得到了應用，其部分實物如圖14 所示。由于直接進氣系統(tǒng)獨立于機艙通風與排風系統(tǒng)，因此采用直接進氣可減少機艙風機總量，提高船舶運營經(jīng)濟性。

圖14 直接進氣系統(tǒng)部分實物圖

以下從百葉窗的初投資成本以及主機和輔機的節(jié)油等方面對該船應用直接進氣系統(tǒng)后的經(jīng)濟性進行分析。實船百葉窗過濾等級是EN779：2012標準的G4 等級，百葉窗數(shù)量共計66 塊，總價為41.60 萬元。

機艙通風量按照國際標準ISO 8861：1998 進行計算。機艙通風量Qtv至少為機艙內(nèi)所有設備所需燃燒空氣量qc和設備散熱所需空氣量qh的總和，見式（3）：

采用直接進氣系統(tǒng)后，主機、輔機燃燒空氣量不再計入機艙通風量。按照式（3）計算，不同進氣方案所需機艙風量與風機功率如表4 所示。

表4 不同進氣方案的機艙通風量與風機功率

通過計算結(jié)果對比可知，采用直接進氣系統(tǒng)后，機艙通風量降低約57.2%，機艙風機數(shù)量由原來的4臺減為2 臺。

采用機艙風機為主機、輔機提供燃燒空氣時，增壓器處的空氣溫度比舷外高3～ 5 ℃；采用直接進氣時，增壓器處的空氣和舷外的空氣溫度基本相同。在同樣的進氣口截面積和流速下，進入柴油機氣缸內(nèi)新鮮空氣的氧氣含量增加，燃燒過程得到改善。根據(jù)主機制造商提供的數(shù)據(jù)，主機的單位油耗可以降低約0.1%，節(jié)約油耗約0.164 g/（kW·h）。

將省去的2 臺機艙風機持續(xù)運行時所消耗的電量折算成發(fā)電機組的油耗，可以計算出直接進氣系統(tǒng)能節(jié)省的發(fā)電機組燃油成本；再加上主機、輔機油耗降低所節(jié)約的成本，即可得到百葉窗初投資成本回收周期，如圖15 所示。

圖15 初投資成本回收周期

若按照船舶每年運行6 500 h、重油（IFO380）的價格為3 000 元/t 進行計算，主機和輔機每年可節(jié)約燃油成本5.60 萬元；2 臺風機的總功率為 60 kW，發(fā)電機組的油耗為192 g/（kW·h），省去2 臺機艙風機后，每年可節(jié)約成本22.50 萬元。采用直接進氣系統(tǒng)后，每年的節(jié)油收益約為28.10 萬元，而百葉窗的成本為41.60 萬元，因此僅一年半左右就可以收回百葉窗投資成本。若處于高油價期間，回收周期則更短。

3 結(jié)論

本文以某大型散貨船為研究對象，提出直接進氣系統(tǒng)的設計方案，采用FLOW EFD 軟件對直接進氣系統(tǒng)進行數(shù)值計算并分析合理性，對實船進行運營經(jīng)濟性分析，得到以下結(jié)論：

（1）直接進氣系統(tǒng)的設計方案

百葉窗中過濾器采用歐盟標準EN779：2012中的G4 等級，標準模塊尺寸610 mm×610 mm；主機在額定工況下，進入百葉窗的氣體流速控制在3.5 m/s 左右，直接進氣系統(tǒng)的專用結(jié)構(gòu)風道內(nèi)氣體流速控制在7 m/s 左右，螺旋風管內(nèi)氣體流速控制在10 m/s 左右。

（2）通過仿真計算驗證方案合理性

主機100%負荷時，百葉窗進口平均流速最大值為3.91 m/s，空氣在專用結(jié)構(gòu)風管內(nèi)的平均流速為7.81 m/s，螺旋風管出口處平均流速為10.86 m/s，實際流速與設計流速相符；主機在全工況下，直接進氣系統(tǒng)的終阻力為柴油機許用限制值的21%～ 30%，遠低于柴油機進氣真空度，通過增壓器的自吸能力可直接吸入舷外空氣，系統(tǒng)設計合理。

（3）通過實船應用驗證分析運營經(jīng)濟性

采用直接進氣系統(tǒng)后，柴油機油耗降低約0.1%，機艙風機總能耗降低50%，每年的節(jié)油收益為28.10 萬元。初投資回收周期短，可有效降低船舶運營成本，具有良好的市場及應用前景。