1 引 言

目前在艦船艙室大氣環(huán)境設(shè)計(jì)中，安裝有大功率發(fā)熱設(shè)備和動(dòng)力設(shè)備的重要艙室由于設(shè)備布置密集，在通風(fēng)調(diào)節(jié)的過程中，極可能形成局部區(qū)域溫度、壓力梯度較大等設(shè)計(jì)不足，從而造成局部通風(fēng)效果較差,不能達(dá)到所要求的艙內(nèi)大氣環(huán)境。為解決以上設(shè)計(jì)中出現(xiàn)的問題，傳統(tǒng)的射流理論可以簡(jiǎn)單、快捷地預(yù)測(cè)機(jī)械通風(fēng)室內(nèi)沿射流方向各個(gè)位置的速度或溫度分布，從而了解室內(nèi)空氣分布情況。但是用射流公式預(yù)測(cè)室內(nèi)空氣分布有很大的局限性，依賴于確定射流公式的經(jīng)驗(yàn)參數(shù)。另外，射流公式揭示的多為射流主體段的流動(dòng)特性，對(duì)于送風(fēng)口相對(duì)空間尺寸較大、送風(fēng)射流不能充分發(fā)展的情形，如果仍采用射流理論分析，勢(shì)必帶來較大的誤差，使射流公式預(yù)測(cè)的結(jié)果可信度偏低。并且，射流理論分析方法只能給出室內(nèi)的一些集總參數(shù)(即平均參數(shù))性的信息，不能給出流場(chǎng)分布所需的詳細(xì)資料。隨著數(shù)值計(jì)算技術(shù)的發(fā)展，利用計(jì)算流體力學(xué)(CFD)技術(shù)對(duì)各種流場(chǎng)進(jìn)行仿真是近年來普遍采用的一種新的方法，該方法在船舶工程領(lǐng)域也得到越來越多的應(yīng)用。借助CFD數(shù)值模擬，設(shè)計(jì)人員可以對(duì)氣流流場(chǎng)進(jìn)行形象化圖形演示，顯示出溫度場(chǎng)、壓力場(chǎng)、速度場(chǎng)等詳細(xì)的分布，可以形象直觀地為設(shè)計(jì)人員提供理論依據(jù)，幫助工程設(shè)計(jì)人員進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，提高工程設(shè)計(jì)質(zhì)量，節(jié)省實(shí)驗(yàn)所需的人力、物力和時(shí)間。針對(duì)典型艦船艙室大氣環(huán)境系統(tǒng)的優(yōu)化，本文考慮用CFX軟件對(duì)典型艦船艙室大氣環(huán)境進(jìn)行仿真，將數(shù)字仿真技術(shù)與艦船艙室大氣環(huán)境系統(tǒng)相結(jié)合，初步探索一種提高艙室大氣環(huán)境系統(tǒng)設(shè)計(jì)的方法。

2 典型艦船艙室大氣環(huán)境仿真及對(duì)比

2.1 數(shù)學(xué)模型

2.1.1模擬過程中的假設(shè)

1) 典型艦船艙室內(nèi)氣流流動(dòng)為紊態(tài)流動(dòng)；

2) 艙室氣體是低速不可壓縮牛頓流體，作定常流動(dòng)；

3) 忽略能量方程中由于粘性作用所引起的能量耗散；

4) 艙室內(nèi)熱源均勻，表面溫度為定值。

2.1.2 RNGk-ε模型

本文仿真的典型艙室屬于高Re數(shù)的湍流流動(dòng)，所以選擇RNGk-ε模型，它是由YAKHOT及ORZAG[1]提出的，該模型中的RNG是英文“Renormalization group”的縮寫，譯為“重正化群”。在RNGk-ε模型中，通過在大尺度運(yùn)動(dòng)和修正后的粘度項(xiàng)體現(xiàn)小尺度的影響，而使這些小尺度運(yùn)動(dòng)有系統(tǒng)地從控制方程中去除[2]。該仿真包含的控制方程如下:

連續(xù)性方程:

(1)

動(dòng)量方程:

(2)

(3)

(4)

能量方程:

(5)

湍動(dòng)能k方程:

+Gk-ρε

(6)

湍動(dòng)耗散率ε方程:

(7)

2.2 物理模型簡(jiǎn)化

典型艦船艙室大氣環(huán)境仿真選擇的對(duì)象是動(dòng)力機(jī)艙。下面是對(duì)模型進(jìn)行簡(jiǎn)化處理的介紹：

1) 壁面的肋骨、加強(qiáng)結(jié)構(gòu)等不進(jìn)行建模處理，并將艙壁處理成光滑的壁面結(jié)構(gòu)。

2) 復(fù)雜的曲面船體采用近似的圓弧型壁面代替，減少建模的難度。

3) 對(duì)艙室內(nèi)的小構(gòu)件、小發(fā)熱體等不作建模處理，突出仿真建模的主要方面，忽略次要方面。

4) 動(dòng)力機(jī)艙較大，且艙內(nèi)設(shè)備布置基本對(duì)稱，為便于仿真建模及計(jì)算，只對(duì)動(dòng)力機(jī)艙的一半(即右舷部分)進(jìn)行建模仿真計(jì)算。

5) 艙內(nèi)設(shè)備用近似的長(zhǎng)方體或圓柱等來代替其外形輪廓，為利于網(wǎng)格的劃分，將代表大設(shè)備的長(zhǎng)方體邊緣進(jìn)行倒圓角處理。

6) 動(dòng)力機(jī)艙的進(jìn)/回風(fēng)管路、進(jìn)風(fēng)口等也較多較復(fù)雜，為了仿真計(jì)算的準(zhǔn)確性，將風(fēng)管及風(fēng)口也在模型中建立起來。

建模后的物理模型及進(jìn)出風(fēng)口如圖1所示。

圖1 動(dòng)力機(jī)艙物理模型及進(jìn)出風(fēng)口圖

2.3 進(jìn)出口模型

2.3.1動(dòng)量方法

1991年，陳清焰提出了用動(dòng)量方法描述風(fēng)口入流邊界條件[3]。動(dòng)量方法用一個(gè)與原風(fēng)口或散流器外形相同的矩形開口代替該風(fēng)口或散流器，而將入口動(dòng)量置為實(shí)際的空氣入口動(dòng)量Jm，定義如下:

(8)

式中，vr為實(shí)際入流速度，L為實(shí)際入流風(fēng)量，Ae為風(fēng)口有效面積，A為風(fēng)口外形總面積，f為風(fēng)口有效面積和外形總面積之比，稱為有效面積系數(shù)，反映了風(fēng)口或散流器有質(zhì)量流入的面積(開口面積)占其外形總面積的比例，它可作為表征風(fēng)口或散流器的面積出流特征的一個(gè)參數(shù)。藉此，動(dòng)量方法可理解為“基本模型[4]”的極端：即用無數(shù)個(gè)“小的”矩形開口來代替實(shí)際的風(fēng)口或散流器。

2.3.2仿真中絲網(wǎng)風(fēng)口的處理

所建模型中的進(jìn)、出風(fēng)口由間距為10 mm×10 mm，直徑為1 mm的金屬絲網(wǎng)構(gòu)成。進(jìn)出風(fēng)口絲網(wǎng)有效面積計(jì)算如圖2所示。

圖2 金屬絲網(wǎng)有效面積計(jì)算示意圖

有效面積系數(shù)f計(jì)算式：

(9)

按照風(fēng)口的動(dòng)量模型方法，各風(fēng)口的風(fēng)口面積、有效面積和風(fēng)口速度見表1。

表1 各風(fēng)口面積、有效面積及理論風(fēng)速

2.4 物理邊界條件設(shè)置

2.4.1壁面函數(shù)

壁面函數(shù)法實(shí)際是一組半經(jīng)驗(yàn)公式，它將壁面上的物理量與湍流核心區(qū)內(nèi)待求的未知量直接聯(lián)系起來，與高Re數(shù)k-ε模型配合使用能達(dá)到較理想的效果。

當(dāng)y+<5時(shí)，所對(duì)應(yīng)的區(qū)域是粘性底層，這時(shí)速度沿壁面法線方向呈線性分布，即：

u+=y+

(10)

當(dāng)60

(11)

式中，κ為Karman常數(shù)；B和E是與表面粗糙度有關(guān)的常數(shù)，對(duì)于光滑壁面有κ=0.4，B=5.5，E=9.8。文獻(xiàn)[5]推薦將y+=11.63作為粘性底層與對(duì)數(shù)律層的分界點(diǎn)。

2.4.2進(jìn)、出風(fēng)口邊界

進(jìn)風(fēng)口邊界按表1所列的進(jìn)風(fēng)速度取值作為輸入邊界條件。

κ值按文獻(xiàn)[5]取來流進(jìn)口的0.5%～1.5%計(jì)算，入口截面上的ε則可按下式計(jì)算:

ε=Cμρk2/μt

(12)

式中， 常數(shù)Cμ=0.09。 入口處μt按下式估算:

ρuL/μt=100～1 000

(13)

出口處的邊界取為出口流量L=1.975 kg/s。

2.4.3固體壁面

3 結(jié)果對(duì)比分析與討論

3.1 仿真溫度圖數(shù)據(jù)處理

仿真后的結(jié)果經(jīng)過可視化處理，取Z=0.5 m處的平面溫度等值線、面圖如圖3所示。艦船試驗(yàn)時(shí)，動(dòng)力機(jī)艙典型部位測(cè)量點(diǎn)如圖4所示。

圖3 Z=0.5 m處平面溫度等值線、面分布圖

圖4 典型部位溫度測(cè)點(diǎn)位置示意圖

3.2 典型溫度對(duì)比

在正常工況下，外界環(huán)境溫度為31 ℃，濕度為83%時(shí)，動(dòng)力機(jī)艙大氣環(huán)境系統(tǒng)運(yùn)行1小時(shí)，艙室環(huán)境達(dá)到穩(wěn)定后，試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)溫度值與仿真測(cè)點(diǎn)溫度值如表2所示。其中，試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)溫度值來自試驗(yàn)記錄表，仿真測(cè)點(diǎn)溫度值來自圖3中相應(yīng)典型部位的等值線、面的溫度值。

表2 試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)溫度與仿真測(cè)點(diǎn)溫度對(duì)比表

為便于分析比較，將表2轉(zhuǎn)化成圖5典型部位測(cè)點(diǎn)溫度對(duì)比圖的形式。

圖5 試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)溫度與仿真測(cè)點(diǎn)溫度對(duì)比圖

圖5中各測(cè)點(diǎn)處的仿真溫度值均大于試驗(yàn)溫度值，原因在于：仿真中，艙內(nèi)設(shè)備外表面均設(shè)為不工作時(shí)的初始環(huán)境溫度t=31 ℃，在仿真的過程中，該固定表面溫度成為熱源不斷地向艙室散發(fā)熱量，導(dǎo)致仿真測(cè)點(diǎn)處溫度普遍升高。從圖5溫度對(duì)比中可以看出，仿真的溫度場(chǎng)值大致反映了典型艙室大氣環(huán)境的運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)，其中，大部分的溫度誤差在10%左右。由此推之，在對(duì)仿真對(duì)象進(jìn)行細(xì)致的建模，并對(duì)其網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化之后，仿真的結(jié)果可以達(dá)到工程實(shí)際應(yīng)用所需的要求。

3.3 氣流短路現(xiàn)象分析

在仿真結(jié)果處理時(shí)，利用流線處理進(jìn)風(fēng)口1的出風(fēng)路線時(shí)發(fā)現(xiàn)：靠近出風(fēng)口處的進(jìn)風(fēng)口1出現(xiàn)了空氣短路現(xiàn)象。原因在于：出風(fēng)口處的風(fēng)量較大，出風(fēng)速度很大，由伯努利原理可知該處壓力較低，進(jìn)風(fēng)口1距離出風(fēng)口近，導(dǎo)致進(jìn)風(fēng)后直接流向出風(fēng)口。該現(xiàn)象不利于能量的充分利用，并造成空氣組織不合理分布，在設(shè)計(jì)中應(yīng)盡量避免。圖6顯示了進(jìn)風(fēng)口1的流向出風(fēng)口的出風(fēng)路線圖。

圖6 進(jìn)風(fēng)口1的短路現(xiàn)象

4 結(jié) 論

本文對(duì)典型艦船艙室大氣環(huán)境的溫度場(chǎng)進(jìn)行了仿真，并提取了該艙室典型部位的仿真溫度場(chǎng)數(shù)據(jù)，將其與試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了對(duì)比分析，分析結(jié)果表明：仿真的結(jié)果與試驗(yàn)的結(jié)果之間的相對(duì)誤差≤12.4%，仿真結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果比較吻合。同時(shí)，通過仿真的流線顯示了離出風(fēng)口較近的風(fēng)口送風(fēng)短路的現(xiàn)象。因此，由以上結(jié)論可知，典型艦船艙室大氣環(huán)境仿真驗(yàn)證了艙室大氣環(huán)境流動(dòng)趨勢(shì)的正確性和參與工程實(shí)際設(shè)計(jì)的可行性，從而為設(shè)計(jì)和校驗(yàn)艦船艙室大氣環(huán)境系統(tǒng)找到了一條可行的數(shù)值化途徑。

[1] YAKHOT V，ORZAG S A.Renormalization group analysis of turbulence:basic theory[J].J Scient Comput,1986,1:3-11.

[2] 王福軍．計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)分析—CFD軟件原理與應(yīng)用[M]．北京：清華大學(xué)出版社，2004．

[3] CHEN Q,MOSER A. Simulation of a multiple-nozzle difuser. Proceedings of the 12th AfVC Conference on Air Movement and Ventilation Control Within Buildings, Vol. 2[C].The IEAAir Infiltration and Ventilation Center, Ottawa, Canada, Semptember,1991.

[4] 章梓雄，董曾南.粘性流體力學(xué)[M].北京：清華大學(xué)出版社，1998.

[5] 陶文銓．?dāng)?shù)值傳熱學(xué)(第二版)[M]．西安：西安交通大學(xué)出版社，2001.