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(jī)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(jī)艙設(shè)備散發(fā)出來的熱量；另一方面為機(jī)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(jī)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(jī)艙通風(fēng)系統(tǒng)是開式的，即用風(fēng)機(jī)直接從外界吸入新鮮空氣，然后通過布風(fēng)口送到機(jī)艙內(nèi)，以維持機(jī)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(yán)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(jī)艙通風(fēng)系統(tǒng)改成閉式的。因機(jī)艙內(nèi)主、輔機(jī)和鍋爐燃燒所需要的氧氣量很大，因此需要單獨(dú)直接從外界進(jìn)氣和向外界排氣。機(jī)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(jī)艙內(nèi)［3］，所以，閉式機(jī)艙通風(fēng)系統(tǒng)的熱量通過海水帶出機(jī)艙外。

目前，在國內(nèi)外船舶機(jī)艙通風(fēng)方案設(shè)計中，通風(fēng)量的確定以及進(jìn)、排氣風(fēng)口的布置均根據(jù)經(jīng)驗(yàn)而安排，并沒有一個準(zhǔn)確的方法，因此，機(jī)艙內(nèi)具體的溫度分布和氣流組織無法確定，機(jī)艙通風(fēng)效果也是在船舶建造完畢后進(jìn)行現(xiàn)場測量才知道，以至于最終很可能會達(dá)不到良好的效果甚至造成大量的返工等嚴(yán)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(jī)艙的通風(fēng)效果，然后據(jù)此改進(jìn)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(dá)到良好的通風(fēng)目的，將具有重要的意義［4］。

隨著計算機(jī)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(qiáng)有力的研究手段與方法［5］，而將CFD 技術(shù)應(yīng)用到機(jī)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(jī)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(jī)艙通風(fēng)系統(tǒng)進(jìn)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(jìn)。

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(biāo)準(zhǔn)k-ε 模型中，根據(jù)Launder 等的推薦值及其后的試驗(yàn)驗(yàn)證，模型常數(shù)的取值分別為：

采用有限體積法進(jìn)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(xiàng)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(jī)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(jī)組及兩側(cè)輔柴油發(fā)電機(jī)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(jī)艙側(cè)面，忽略機(jī)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(jī)艙通風(fēng)系統(tǒng)模型如圖1 所示。

圖1 機(jī)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(jìn)行離散?？紤]到機(jī)艙壁面和設(shè)備表面邊界層的影響，對機(jī)艙壁面和設(shè)備表面進(jìn)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(yàn)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(jī)船舶機(jī)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(jī)的散熱量分別為200 kW，2 臺輔機(jī)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(jìn)

機(jī)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(jī)縱剖面上的溫度場分布如圖3 所示，經(jīng)過主機(jī)縱剖面上的流場分布如圖4所示。

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

圖4 主機(jī)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(jī)上方的送風(fēng)口位置太低，以致送出的大部分氣流被主機(jī)表面阻擋，速度衰減很快，主機(jī)上方幾乎沒有冷氣到達(dá)，自然也就無法有效、大面積地與熱源接觸從而達(dá)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(jī)艙后壁及主、輔機(jī)的后表面上，因?yàn)闆]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(jī)后端的氣溫偏高。

3）2 臺主機(jī)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)?；顒拥牡胤剑矔绊懺O(shè)備的正常運(yùn)轉(zhuǎn)，存在較大的安全隱患。在主機(jī)與輔機(jī)之間也存在同樣的問題，只是沒有主機(jī)間的那么明顯。

4）在機(jī)艙前面，由于送風(fēng)口距離此處太遠(yuǎn)，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(jìn)。

5）從機(jī)艙整體的溫度分布來看，平均溫度為49 ℃，顯然太高，且進(jìn)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(jī)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(jìn)行以下改進(jìn)：

1）在機(jī)艙后壁增加兩個排風(fēng)口；

2）升高主機(jī)上面兩個布風(fēng)口的位置，使冷氣能到達(dá)更遠(yuǎn)的地方；

3）增加海水—空氣冷卻器的臺數(shù)，并在機(jī)艙前面增加3 個布風(fēng)口，以有效帶走主、輔機(jī)間的大量熱量，同時配合主機(jī)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(jī)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(jī)艙四周的熱量及污濁空氣。

改進(jìn)后的三維模型如圖6 所示。

圖6 改進(jìn)后的機(jī)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(jìn)后，對應(yīng)的溫度場和流場分布如圖7～圖9 所示。改進(jìn)后的機(jī)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(jī)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(jìn)后，在機(jī)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(jī)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(jī)的覆蓋范圍，從而大大增加了對主機(jī)散熱的吸收量。

圖7 改進(jìn)后的輔機(jī)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(jī)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(jī)船舶機(jī)艙通風(fēng)設(shè)計條件和計算方法》（ISO 8861-1995）中的經(jīng)驗(yàn)公式，要想讓機(jī)艙內(nèi)的溫度達(dá)到適合的溫度，初步估算機(jī)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(jī)艙溫度偏高，而數(shù)值計算的結(jié)果也顯示出機(jī)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(jìn)入機(jī)艙的進(jìn)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(jī)艙通風(fēng)系統(tǒng)的氣流組織，因而有效降低了機(jī)艙的整體溫度，使得機(jī)艙內(nèi)的整體環(huán)境大大改善。

表1 改進(jìn)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(jìn)風(fēng)量與氣流組織是影響機(jī)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(shí)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(jī)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(jī)艙通風(fēng)系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)值仿真，并在此基礎(chǔ)上對系統(tǒng)加以改進(jìn)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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