郭 昂, 封海寶, 王馳明

(1.中國船舶科學(xué)研究中心，江蘇 無錫 214082；2.廈門船舶重工股份有限公司，福建 廈門 361000)

某海監(jiān)船機(jī)艙通風(fēng)系統(tǒng)的設(shè)計和優(yōu)化方案

郭 昂1, 封海寶1, 王馳明2

(1.中國船舶科學(xué)研究中心，江蘇 無錫 214082；2.廈門船舶重工股份有限公司，福建 廈門 361000)

以某最新海監(jiān)船為對象，通過機(jī)艙設(shè)備換熱量和風(fēng)道阻力系數(shù)的研究，提出了機(jī)艙通風(fēng)系統(tǒng)的通風(fēng)量和管道壓力損失的改進(jìn)計算方法；并從合理利用船體結(jié)構(gòu)、減小局部阻力、降低艙內(nèi)局部溫度等角度提出系統(tǒng)優(yōu)化方案，結(jié)合CFD軟件進(jìn)行分析和驗證。結(jié)果表明該方案能夠使系統(tǒng)進(jìn)風(fēng)量增加9.1%，氣流組織得到改善，且主輔機(jī)處供氣量顯著增加。

風(fēng)機(jī)選型；氣流組織；計算流體力學(xué)；數(shù)值模擬

0 引言

船舶機(jī)艙機(jī)械通風(fēng)系統(tǒng)具有重要作用：向艙內(nèi)供入足夠量的新鮮空氣，以保證主輔機(jī)、鍋爐等耗氣設(shè)備的正常工作；與機(jī)艙進(jìn)行熱交換，保持艙內(nèi)適宜的環(huán)境條件(溫度、濕度、氣流速度、清潔度)；與機(jī)艙進(jìn)行氣流交換，清除艙內(nèi)可燃和有毒有害氣體[1]。但是，機(jī)艙內(nèi)氣相組織復(fù)雜，溫度梯度變化較大，燃滑油管、油泵、油艙以及排煙管等處會有油氣揮發(fā)，使艙內(nèi)含有可燃和有害氣體，檢測和控制儀表以及電子設(shè)備越來越多，機(jī)艙自動化程度越來越高，以及船員對工作環(huán)境要求逐漸提高，這些都對機(jī)艙通風(fēng)系統(tǒng)的設(shè)計提出了更高的要求[2]。

1 機(jī)艙通風(fēng)系統(tǒng)的詳細(xì)設(shè)計

本文以某海監(jiān)船機(jī)艙通風(fēng)系統(tǒng)為研究對象，該船總長95 m，型寬14 m，型深7.8 m，設(shè)計吃水5 m。

該船機(jī)艙長17 m，寬15 m，高8 m，由2層甲板和1層中間平臺組成。

1.1 機(jī)艙通風(fēng)量的確定

根據(jù)ISO 8861-1995，通風(fēng)量至少為設(shè)備所需燃燒空氣量和設(shè)備散熱所需通風(fēng)量之和。

(1)燃燒所需空氣量計算過程如下：

主機(jī)燃燒所需空氣量：q1=qZ1

式中:Z1為主機(jī)數(shù)量，Z1=2臺；q為單臺主機(jī)燃燒所需空氣量，q=3.08 m3/s。

經(jīng)計算，q1=6.16 m3/s。

輔機(jī)燃燒所需空氣量：q2=Z2Nm1/ρ

式中：Z2為正常航行時輔機(jī)使用臺數(shù)，Z2=1臺；N為額定功率，N=441 kW；m1為空氣燃燒率，m1=0.002 kg/ (kW·s)；ρ為空氣密度，ρ=1.13 kg/m3。

經(jīng)計算，q2=0.78 m3/s。

鍋爐燃燒所需空氣量：q3=Gm2m3/ρ

式中：G為最大連續(xù)產(chǎn)汽量，G=0.194 kg/s；m2為燃油耗率，m2=0.07 kg/kg；m3為燃油燃燒所需氣量，m3=15.7 kg/kg。

經(jīng)計算，q3==0.19 m3/s。

燃燒所需總空氣量：

q4=q1+q2+q3=7.13 m3/s。

(2)設(shè)備散熱所需通風(fēng)量計算過程如下：

主機(jī)散熱量：j1=0.396Z1N10.76

式中：N1為主機(jī)CMCR，N1=1 490 kW。

經(jīng)計算，j1=205 kW。

輔機(jī)散熱量：j2=0.396Z2N0.76+P1(1-n1)

式中：P1為發(fā)電機(jī)功率，P1=400 kW；n1為輔機(jī)效率，n1=0.90。

經(jīng)計算，j2=80.5 kW。

鍋爐散熱量：j3=m4ha/ (3 600(1-a))

式中：m4為蒸汽耗量，m4=700 kg/h；h為蒸汽的熱焓，h=2 767.5 kJ/kg；a為蒸汽散熱率，a=0.06。

經(jīng)計算，j3=34.35 kW。

蒸汽管和凝水管散熱量：j4=m4hb/ 3 600

式中：b為蒸汽和凝水散熱率，b=0.001 5。

經(jīng)計算，j4=0.81 kW。

其他散熱量：排氣管散熱量，取20 kW；電氣設(shè)備散熱量，取40 kW。

設(shè)備散熱所需通風(fēng)量：

q5=∑j/(ρcΔT)-0.4(q1+q2)-q3

式中：∑j為上述設(shè)備散熱量之和，kW；c為空氣質(zhì)量熱容，c=1.01 kJ/(kg·K)；ΔT為空氣流經(jīng)機(jī)艙的溫升，ΔT=12.5 K。

經(jīng)計算，q5=25.67 m3/s。

機(jī)艙通風(fēng)總量：

Q1=3 600(q4+q5)= 118 080 m3/h。

機(jī)艙選取2臺通風(fēng)量為60 000 m3/h的可逆轉(zhuǎn)軸流風(fēng)機(jī)[3]。

1.2 通風(fēng)系統(tǒng)管道布置及壓力損失校核

機(jī)艙通風(fēng)管道的布置要充分考慮到機(jī)艙層高和各設(shè)備的相對位置，盡量做到方便施工，外形美觀，并不產(chǎn)生干涉，不影響船員操作；出風(fēng)口盡量布置在柴油機(jī)增壓器的進(jìn)口、需要經(jīng)常操作和維修的場所，且不能直接對著散熱設(shè)備和電氣設(shè)備。布風(fēng)器通常選擇國標(biāo)件(CB/T 462-1996)，根據(jù)經(jīng)驗進(jìn)行布置。主輔機(jī)和鍋爐設(shè)備處風(fēng)口較多，但為保證各支管壓力較為均勻，噪聲較小，所需空氣能順暢的通入機(jī)艙，布風(fēng)口的布置又要相對均勻。

該船的機(jī)艙通風(fēng)系統(tǒng)設(shè)計布置如圖1所示，圖中1-22為出風(fēng)口位置。機(jī)艙主輔機(jī)等主要設(shè)備沿船中對稱布置，機(jī)艙風(fēng)管系統(tǒng)也左右對稱布置且相對獨立，取右舷風(fēng)道進(jìn)行研究。以該系統(tǒng)最遠(yuǎn)通風(fēng)管系為對象(圖示：A-B-C-D-E)，采用等速度法進(jìn)行系統(tǒng)的水力損失計算。得到管道A-E局部阻力(176 Pa)和沿程阻力(19 Pa)之和195 Pa。根據(jù)規(guī)范標(biāo)準(zhǔn)要求：機(jī)艙風(fēng)機(jī)有進(jìn)口風(fēng)雨密和噪聲等級要求，因此風(fēng)機(jī)進(jìn)風(fēng)口需安裝帶風(fēng)雨密的隔音罩，預(yù)留100 Pa作進(jìn)風(fēng)阻力。為保證煙囪正常排風(fēng)和艙內(nèi)船員工作舒適度，艙內(nèi)保證50 Pa的正壓，從而確定風(fēng)機(jī)出口處理想靜壓為245 Pa，總壓378.1 Pa。

圖1 機(jī)艙通風(fēng)系統(tǒng)幾何模型

2 機(jī)艙通風(fēng)系統(tǒng)的數(shù)值模擬分析

利用CFD軟件對該通風(fēng)系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)值模擬分析。首先利用Pro/E軟件按照實際尺寸建立機(jī)艙風(fēng)管系統(tǒng)的3D模型[4]，然后導(dǎo)入Gambit中進(jìn)行網(wǎng)格劃分，中間甲板以上劃分非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，以下劃分為具有六面體特性的結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，最后對風(fēng)機(jī)出口、出風(fēng)口和外形曲率較大處網(wǎng)格進(jìn)行加密處理。網(wǎng)格共計3.11×106。

進(jìn)風(fēng)口采用速度入口(流量60 000 m3/s，流速14.7 m/s)，出風(fēng)口采用“通風(fēng)口”邊界條件進(jìn)行設(shè)定。在FLUENT中利用雙精度求解器進(jìn)行設(shè)定和求解：采用基于壓力的求解方式以及κ-ε流體模型，收斂歷史通過自帶的殘差監(jiān)視器和最遠(yuǎn)出口22的表面速度監(jiān)視器來確定，求解得到進(jìn)口和各出口處的速度，如圖2所示。

圖2 系統(tǒng)邊界流速分布圖

觀察典型及重要出口處的計算結(jié)果，并與通風(fēng)系統(tǒng)系泊試驗實測值進(jìn)行比較，對比結(jié)果見表1。

由表1可知，該風(fēng)管系統(tǒng)典型風(fēng)口的模擬值與系泊試驗測量值相比，誤差基本都在5%內(nèi)，且出風(fēng)口越遠(yuǎn)誤差值越大，這是因為風(fēng)管的實際施工不會達(dá)到理想的光滑度，為避免管道干涉，某些地方甚至?xí)霈F(xiàn)折彎，且管壁會有灰塵和漏氣現(xiàn)象。

表1 典型風(fēng)口處的風(fēng)速

模擬得到通風(fēng)系統(tǒng)進(jìn)口靜壓256.5 Pa，總壓389.6 Pa，手工計算得到系統(tǒng)進(jìn)出口靜壓245 Pa，總壓378.1 Pa，靜壓誤差4.69%，總壓誤差2.97%。

通過模擬值和計算值、模擬值和實測值的比較，得知模擬結(jié)果存在一定的誤差，但誤差在可以接受的范圍內(nèi)，從而證實了計算模型的正確性。

3 優(yōu)化方案及模擬驗證

對原設(shè)計方案風(fēng)管系統(tǒng)作相應(yīng)改進(jìn)，并進(jìn)一步

檢驗改進(jìn)效果：

(1)中間甲板的薄壁風(fēng)管改為通風(fēng)圍井，合理利用圍壁的靜壓作用，且焊接施工更方便。

(2)主風(fēng)道前側(cè)的T型三通改為褲衩三通。

(3)充分利用風(fēng)管尺寸，把主風(fēng)道通風(fēng)柵尺寸E300 mm×650 mm(定風(fēng)量式標(biāo)準(zhǔn)件)參考CB/T 462-1996改為F390 mm×650 mm。

(4)主風(fēng)道后側(cè)增加一個通風(fēng)柵，前側(cè)增加2個通風(fēng)柵，即風(fēng)口10、風(fēng)口17和風(fēng)口21，規(guī)格都為F390 mm×650 mm，氣流方向垂直向下吹向船員經(jīng)常操作和維修區(qū)域。

修改后的模型如圖3所示。

圖3 優(yōu)化后機(jī)艙通風(fēng)系統(tǒng)幾何模型

同樣的方式進(jìn)行網(wǎng)格劃分和模型求解：得到網(wǎng)格數(shù)3.31×106，節(jié)點數(shù)2.01×106，進(jìn)風(fēng)口改用壓力入口(總壓389.6 Pa)，其他邊界條件不變。迭代求解，得到流場的速度梯度后對網(wǎng)格進(jìn)行光順后處理，得到進(jìn)口和各出口處的速度分布圖，見圖4。

圖4 優(yōu)化后系統(tǒng)邊界流速分布圖

比較修改前后的速度分布圖，可知：優(yōu)化后，主輔機(jī)處能夠獲得更多的新鮮空氣。主輔機(jī)是機(jī)艙最主要的熱源，更多的新鮮空氣不僅有利于機(jī)體表面熱交換，也能更好的保證燃燒需氣量；有更多的氣體吹向機(jī)旁的設(shè)備操作區(qū)和維修區(qū)；延長了氣流行程，避免了更多的氣體直接吹向機(jī)體表面，從而降低了設(shè)備的熱應(yīng)力和能量損失，且優(yōu)化后系統(tǒng)的壓力分布會更加均勻，水力損失減小。所以，優(yōu)化后的氣相組織分布和風(fēng)口布置更加均勻合理。

同時，通風(fēng)柵由固定線網(wǎng)式改為可調(diào)線網(wǎng)式，能夠更好調(diào)節(jié)機(jī)艙流場分布[5]，比如：人維修或操作設(shè)備時，可以增大相應(yīng)區(qū)域的風(fēng)量；備用輔機(jī)處，可以適當(dāng)減小相應(yīng)區(qū)域的風(fēng)量。

由Flux Reports-mass flow rate知，進(jìn)口流量為65 456 m3/s。系統(tǒng)優(yōu)化后，進(jìn)風(fēng)量增加了9.1%。這是因為：系統(tǒng)的水力損失的減小，使得系統(tǒng)的靜壓更多的轉(zhuǎn)化為動壓，從而提高了主風(fēng)管的流速和流量，這種轉(zhuǎn)化也符合軸流風(fēng)機(jī)的“流量-壓力特性曲線”。

4 結(jié)語

由上可知，系統(tǒng)優(yōu)化后，機(jī)艙通風(fēng)量明顯增加，氣相組織更加均勻穩(wěn)定，氣流分布更加合理有效，能夠充分考慮設(shè)備布置和船員活動的需要，同時也能夠降低由風(fēng)系統(tǒng)引起的機(jī)艙噪聲。

本論文以某海監(jiān)船的通風(fēng)系統(tǒng)的設(shè)計為例，在探究機(jī)艙通風(fēng)系統(tǒng)設(shè)計方法的基礎(chǔ)上，提出了改進(jìn)設(shè)計方案，并且利用CFD仿真軟件驗證了優(yōu)化方案的可行性和有效性。該設(shè)計流程和優(yōu)化方法具有普適性，對于其他船舶，尤其是大型船舶的機(jī)艙強(qiáng)制通風(fēng)系統(tǒng)的設(shè)計具有指導(dǎo)意義。

[1] 宿靖波.機(jī)艙管理[M].大連：大連海事大學(xué)出版社,2006.

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2014-01-09

郭昂(1987-)，男，助理工程師，碩士，研究方向為船舶輪機(jī)設(shè)計； 封海寶(1977-)，男，高級工程師，研究方向為船舶輪機(jī)系統(tǒng)優(yōu)化； 王馳明(1987-)，男，助理工程師，碩士，研究方向為船舶流體特性分析。

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