姜 輝，曾 驥，黃朝春 ，劉 瑋，張?zhí)焯?，牟星?/p>

（上海海事大學 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、盤管破損修復困難、表面易積碳等缺點[1]。如何通過合理的系統(tǒng)設(shè)計，在極地郵輪的營運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)計參數(shù)和計算目標之間的關(guān)系，為極地船舶的應(yīng)用提供了指導和設(shè)計依據(jù)。

目前，針對燃油艙加熱的研究較少，主要是針對運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行數(shù)值模擬計算，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]采用傳熱學經(jīng)驗公式及研究方法計算得到蒸汽加熱盤管的導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行仿真計算，分析防凍效果的單因素影響，符合參考文獻[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，提高了加熱效率，具有實際的應(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，長度共計約2000 mm，在簡化模型時，直接將盤管在燃油區(qū)域進行布爾減運算。

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)律與參考文獻的一般規(guī)律是否一致，進而綜合所有因素進行優(yōu)化計算，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 溫度場模擬計算

溫度場模擬計算需要假設(shè)以下3種條件：

1）所有溫度場計算都是基于盤管溫度已經(jīng)達到穩(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。

實驗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)。實驗采用型號為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。按照上述的實驗器材以及實驗想法設(shè)計出實驗系統(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)對比實驗提供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?？梢钥吹剑蟛糠志W(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算時，根據(jù)熱力學計算的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，當改值為0時，壁面被認為絕熱；

3）規(guī)定燃油艙壁面的對流換熱情況，這種情況認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)國家標準《油艙蒸汽加熱系統(tǒng)計算方法》（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熱系數(shù)為116.3 W/m2·℃。計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行計算時，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，主要是因為燃油內(nèi)部的熱源越來越分散，高溫區(qū)域逐漸擴大，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行計算時，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行計算時，保持布置間距和總長度不變，分別計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)計方案原理，軟件對3個因素分別進行自適應(yīng)地設(shè)計安排，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)過計算，任意2組參數(shù)對目標參數(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)計算結(jié)果顯示，當管徑為200 mm，總長為3.5 m，布置間距為1600 mm時，最低溫度達到最優(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——做了模擬實驗和定量分析，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)單因素實驗得到的結(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行實驗設(shè)計并進行仿真模擬計算，根據(jù)計算結(jié)果建立數(shù)學模型，得到了加熱效率最高的貨艙加熱盤管結(jié)構(gòu)參數(shù)，達到了縮短加熱時間，提高加熱效率的目的。