黃溫赟,于得水,黃文超,朱陳程,趙新穎

(1 中國水產(chǎn)科學(xué)研究院漁業(yè)機(jī)械儀器研究所,農(nóng)業(yè)農(nóng)村部遠(yuǎn)洋漁船與裝備重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,上海 200092;2 青島海洋科學(xué)與技術(shù)國家試點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,深藍(lán)漁業(yè)工程聯(lián)合實(shí)驗(yàn)室,山東 青島 266237;3 國信中船(青島)海洋科技有限公司,山東 青島 266061)

機(jī)艙通風(fēng)系統(tǒng)主要用于滿足機(jī)艙內(nèi)設(shè)備所需的溫度、濕度和空氣量等環(huán)境要素,保障設(shè)備良好運(yùn)行[1],同時為輪機(jī)人員提供相對舒適的工作和衛(wèi)生環(huán)境[2]。機(jī)艙通風(fēng)系統(tǒng)設(shè)計(jì)是根據(jù)機(jī)艙內(nèi)設(shè)備的需風(fēng)量確定風(fēng)機(jī)風(fēng)量,并依據(jù)機(jī)艙內(nèi)設(shè)備的布置確定風(fēng)管走向和各風(fēng)口的大小、型式等[3]。

ISO 8861—1998《造船 柴油船舶機(jī)艙通風(fēng)設(shè)計(jì)要求和計(jì)算基準(zhǔn)》[4]明確了機(jī)艙風(fēng)量的計(jì)算方法,進(jìn)而可以選擇適宜的風(fēng)機(jī),但風(fēng)管的布置直接影響著機(jī)艙內(nèi)的通風(fēng)效果。Heikkinen[5]簡化了送風(fēng)口模型,將多邊形狀的風(fēng)口等效為有效送風(fēng)面積相同的矩形風(fēng)口,但該模型后被證實(shí)對非等溫流體流動問題效果不理想[6]。梁彥超[7]采用計(jì)算流體力學(xué)(CFD)技術(shù)對某集裝箱船的風(fēng)口位置和大小進(jìn)行了流場模擬和優(yōu)化,優(yōu)化了風(fēng)口布置。赫偉建[8]應(yīng)用Phoencis等軟件模擬分析機(jī)艙內(nèi)的通風(fēng)系統(tǒng),得出了機(jī)艙通風(fēng)的速度場和溫度場。周山[9]采用Fluent軟件,用試驗(yàn)數(shù)據(jù)搭建出三維計(jì)算模型,進(jìn)而優(yōu)化通風(fēng)效果。畢監(jiān)龍[10]從船舶通風(fēng)方式和系統(tǒng)布設(shè)難點(diǎn)出發(fā),總結(jié)機(jī)艙通風(fēng)系統(tǒng)船上布置注意事項(xiàng),闡述機(jī)艙通風(fēng)系統(tǒng)布置時的優(yōu)化方案。國內(nèi)大量學(xué)者關(guān)注于大型遠(yuǎn)洋貨船的機(jī)艙通風(fēng)系統(tǒng)[11],對于國內(nèi)漁船等中小型船舶機(jī)艙內(nèi)通風(fēng)的數(shù)值模擬卻缺少相關(guān)研究。在漁船機(jī)艙通風(fēng)系統(tǒng)設(shè)計(jì)過程中,除了需要考慮冷凍機(jī)、消防設(shè)備、檢測儀表等機(jī)械不同通風(fēng)需求[12],還需要考慮機(jī)艙高度、風(fēng)口位置、結(jié)構(gòu)筋板、風(fēng)管零部件等因素的影響,各送風(fēng)口的風(fēng)量差異較大,不均勻分布的狀況突出[13-15]。

為準(zhǔn)確模擬各風(fēng)口的實(shí)際通風(fēng)效果,提升漁船設(shè)計(jì)質(zhì)量,以某遠(yuǎn)洋漁船為研究對象,基于計(jì)算流體力學(xué)方法[16]并運(yùn)用STAR-CCM+軟件對內(nèi)部有加強(qiáng)筋的3種風(fēng)管型式進(jìn)行流體仿真,研究通風(fēng)柵數(shù)量和加強(qiáng)筋高度等對風(fēng)口流速的影響,為漁船機(jī)艙通風(fēng)系統(tǒng)設(shè)計(jì)優(yōu)化提供參考。

1 數(shù)值方法

1.1 控制方程

本研究數(shù)值模擬采用雷諾平均方程(N-S方程)[17],其笛卡爾坐標(biāo)系下的張量表示為[18]:

(1)

(2)

1.2 湍流模型

Spalart-Allmaras模型[20]是以渦黏性輸運(yùn)方程為核心的一次方程湍流模型,計(jì)算量小,對一定復(fù)雜的邊界層問題有較好的效果[21-22]。具體湍流方程為:

(3)

公式右邊分別為流動擴(kuò)散項(xiàng)、渦粘產(chǎn)生項(xiàng)和湍流損耗項(xiàng)[23]。渦粘系數(shù)和渦粘產(chǎn)生項(xiàng)通過以下公式得到:

(4)

(5)

式中:d為積分點(diǎn)到物面的距離,Ω的模值為|Ω|,其余的輔助變量[24]的定義如下:

(6)

(7)

(8)

式中:cb1、cb2、cv1、cw1、cw2、cw3、σ,k為閉合常數(shù),默認(rèn)值[25]分別為cb1=0.1355,cb2=0.622,cv1=7.1,σ=2/3,cw1=(cb1/k2)+(1+cb2)/σ,cw2=0.3,cw3=2,k=0.41,cv2=0.7,cv3=0.9。

2 計(jì)算模型與邊界條件

2.1 平臺模型

漁船設(shè)有左右兩側(cè)風(fēng)管,具體尺寸如圖1所示。

圖1 左右兩側(cè)風(fēng)管側(cè)視圖Fig.1 side view of left and right air ducts

其中箭頭所指為加強(qiáng)筋。左側(cè)風(fēng)管布置一個進(jìn)風(fēng)口,6個可調(diào)通風(fēng)柵F1～F6;右側(cè)風(fēng)管布置一個進(jìn)風(fēng)口,7個可調(diào)通風(fēng)柵F1～F7。進(jìn)風(fēng)口尺寸均為500 mm×400 mm,可調(diào)通風(fēng)柵尺寸均為240 mm×300 mm。模型簡化按照以下原則開展:對管道內(nèi)氣流場產(chǎn)生較小影響的部件進(jìn)行去除,著重考慮加強(qiáng)筋對氣流的影響,對曲面作等面積平面化處理[26]。為研究加強(qiáng)筋對風(fēng)道內(nèi)流場的影響,本研究共設(shè)置3種風(fēng)管型式進(jìn)行比較:型式1,不對風(fēng)管內(nèi)的加強(qiáng)筋進(jìn)行處理,每隔500 mm為一個高寬80 mm×10 mm的加強(qiáng)筋,共17個;型式2,在加強(qiáng)筋前后設(shè)置過渡,在風(fēng)管上表面每隔500 mm設(shè)置一個邊長為280 mm的正三棱柱,共16個;型式3,增設(shè)隔板隔開加強(qiáng)筋,形成標(biāo)準(zhǔn)矩形風(fēng)管,即在風(fēng)管上表面設(shè)置兩個長寬高分別為3500 mm×600 mm×80 mm、4000 mm×600 mm×80 mm的長方體。左右兩側(cè)風(fēng)管模型示意圖如圖2所示。

圖2 左右兩側(cè)風(fēng)管模型示意圖Fig.2 Schematic diagram of left and right air duct models

2.2 計(jì)算網(wǎng)格劃分

網(wǎng)格劃分是CFD數(shù)值分析前處理中的重要部分,劃分的質(zhì)量將影響數(shù)值分析結(jié)果的精確性[27]。在劃分網(wǎng)格時,全域采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格[28]以保證數(shù)值模擬精度,平臺壁面采用精細(xì)網(wǎng)格[29]并保證第一層網(wǎng)格位于黏性底層內(nèi)。船艙風(fēng)管的輪廓特征線進(jìn)行線控制,同時對平臺表面設(shè)置面控制,并做網(wǎng)格的光滑過渡,網(wǎng)格劃分結(jié)果如表1所示。

左右兩側(cè)風(fēng)管型式1的網(wǎng)格劃分處理如圖3所示,其他型式選用的網(wǎng)格單元尺寸相同。

圖3 風(fēng)管網(wǎng)格劃分Fig.3 grid division of air duct

2.3 邊界條件的設(shè)定

進(jìn)口邊界條件:設(shè)定與機(jī)艙風(fēng)機(jī)相連處為速度進(jìn)口邊界條件,速度設(shè)定為12.5 m/s,速度方向垂直于進(jìn)口面向下。出口邊界條件:設(shè)定出風(fēng)口為壓力出口邊界條件。壁面邊界條件:機(jī)艙風(fēng)管內(nèi)壁計(jì)算域內(nèi)表面設(shè)置為無滑移壁面邊界條件[30]。

3 模擬結(jié)果與分析

3.1 左右風(fēng)管內(nèi)流場和通風(fēng)柵流速分析

風(fēng)管內(nèi)速度流線如圖4所示。圖4a～圖4c為不同研究型式下左側(cè)風(fēng)管內(nèi)的速度流線圖。保持進(jìn)口速度12.5 m/s不變,觀察3組型式下風(fēng)的流線對比可得:距離速度入口越近,速度流線越密集;型式1的速度最大值較大,型式2其次,型式3速度最大值最小;型式1風(fēng)管的流線最為復(fù)雜且在通風(fēng)柵F6右側(cè)形成了一個較明顯的渦流,型式2的速度流線較為流暢且通風(fēng)柵F6右側(cè)無渦流,型式3的速度流線最為流暢,渦流最少。

圖4 風(fēng)管內(nèi)速度流線圖Fig.4 Velocity flow diagram in duct

圖4d～圖4f為不同研究型式下右側(cè)風(fēng)管內(nèi)的速度流線圖。保持入口速度12.5 m/s不變,觀察3組型式下風(fēng)的流線對比可得:距離速度入口越近,速度流線越密集;通風(fēng)柵F3和通風(fēng)柵F6處的流線最為稀疏,說明直角支管內(nèi)風(fēng)量較小;三組型式下通風(fēng)柵F7支管段渦流較多,與該處風(fēng)道直角有關(guān);型式1下通風(fēng)柵F4附近形成一處渦流,而型式2和型式3卻沒有,這與風(fēng)管內(nèi)加強(qiáng)筋隔檔有關(guān);型式3的速度流線最為流暢,局部流速較高,這是由于風(fēng)管內(nèi)表面平滑,而截面積相比其他兩型式小,因此流速較高。左右風(fēng)管各通風(fēng)柵速度如圖5所示。

圖5 左右風(fēng)管各通風(fēng)柵速度Fig.5 Velocity of each gate of the left &right duct

圖5a為左風(fēng)管各通風(fēng)柵速度分布。進(jìn)口速度設(shè)置為12.5 m/s,3種型式下通風(fēng)柵風(fēng)速最大值均為主風(fēng)道上近支管處的通風(fēng)柵F4,風(fēng)速分別為12.98 m/s、11.45 m/s、13.87 m/s;型式1和型式2下通風(fēng)柵風(fēng)速最小值均為末端的通風(fēng)柵F6,速度大小為8.23 m/s;型式3下通風(fēng)柵風(fēng)速最小值為風(fēng)管平直段的通風(fēng)柵F5,速度大小為7.06 m/s,通風(fēng)柵F2和F3風(fēng)速也相對較低。對比可得,相比型式1和型式2,型式3末端通風(fēng)柵風(fēng)速明顯加大,但風(fēng)管平直段處的通風(fēng)柵風(fēng)速相對偏小,各通風(fēng)柵風(fēng)速差別很大;型式2中的各通風(fēng)柵風(fēng)速差別較小。

圖5b為右風(fēng)管各通風(fēng)柵速度分布,進(jìn)口速度設(shè)置為12.5 m/s,3種型式下通風(fēng)柵風(fēng)速最大值均為主風(fēng)道支管處的通風(fēng)柵F4,風(fēng)速分別為9.96 m/s、13.31 m/s、12.28 m/s;三種型式下通風(fēng)柵風(fēng)速最小值均為支管上的通風(fēng)柵F3,風(fēng)速分別為2.06 m/s、3.18 m/s、2.79 m/s。對比可得,3種型式下各通風(fēng)柵的速度分布規(guī)律相似,但型式1各通風(fēng)柵風(fēng)速明顯低于其他兩型式;同為支管上的通風(fēng)柵,F5的風(fēng)速比F3要大;風(fēng)管端口處的通風(fēng)柵風(fēng)速相比方管平直段上通風(fēng)柵的風(fēng)速要大。

3.2 不同通風(fēng)柵數(shù)量下風(fēng)速分析

針對機(jī)艙右側(cè)風(fēng)管部分通風(fēng)柵的速度較小,通過關(guān)閉部分通風(fēng)柵以研究不同通風(fēng)柵數(shù)量下風(fēng)管速度,各工況設(shè)定如表2所示。

表2 工況設(shè)定Tab.2 Setting of working conditions

圖6為3種型式下不關(guān)閉通風(fēng)柵、關(guān)閉通風(fēng)柵F4和關(guān)閉通風(fēng)柵F1及F4的速度對比。

圖6 右風(fēng)管關(guān)閉F1、F4通風(fēng)柵速度分布Fig.6 Velocity distribution of ventilation gate F1 and F4 closed by right air duct

關(guān)閉通風(fēng)柵F4后,3種型式的各通風(fēng)柵速度變化較大,通風(fēng)柵風(fēng)速平均值均增加到8.47 m/s、8.25 m/s、8.56 m/s,增長率分別為102.1%、36.3%和30.7%,型式1的通風(fēng)柵速度變化最大;3種型式下通風(fēng)柵風(fēng)速最小值仍為通風(fēng)柵F3,風(fēng)速分別為4.36 m/s、3.73 m/s、4.07 m/s。

關(guān)閉通風(fēng)柵F1及F4后,3種型式下通風(fēng)柵風(fēng)速最大值均為通風(fēng)柵F2,風(fēng)速分別為14.73 m/s、14.32 m/s、12.62 m/s;3種型式下通風(fēng)柵風(fēng)速平均值均增加到9.95 m/s、9.94 m/s、10.98 m/s,與不關(guān)閉通風(fēng)柵相比增長率分別為137.1%、64.4%和64.1%;與不關(guān)閉通風(fēng)柵和僅關(guān)閉F4通風(fēng)柵相比,各型式的通風(fēng)柵風(fēng)速增加趨勢類似。

3.3 不同加強(qiáng)筋高度下風(fēng)速分析

針對不同加強(qiáng)筋高度對通風(fēng)柵風(fēng)速的影響,基于左右風(fēng)管的3種型式對60 mm、70 mm、80 mm、90 mm、100 mm高的加強(qiáng)筋下的計(jì)算域進(jìn)行數(shù)值模擬分析。

圖7為左側(cè)風(fēng)管速度分布圖,3種型式下通風(fēng)柵F4的風(fēng)速隨著加強(qiáng)筋高度的增加而增加。由圖9a可知,型式1兩端的通風(fēng)柵F1和F6風(fēng)速隨著加強(qiáng)筋高度的增加而震蕩下跌,平直段通風(fēng)柵F2和F5風(fēng)速隨著加強(qiáng)筋高度的增加而增加;由于位置原因,通風(fēng)柵F2的風(fēng)速在強(qiáng)筋高度為80 mm時最大。由圖9b可知,型式2通風(fēng)柵F1的風(fēng)速隨著加強(qiáng)筋高度的增加而減小,通風(fēng)柵F3的風(fēng)速隨著加強(qiáng)筋高度的增加而增加,加強(qiáng)筋高度對通風(fēng)柵F5和F6的風(fēng)速影響較小。由圖7c可知,型式3通風(fēng)柵F1和F3的風(fēng)速在強(qiáng)筋高度為80 mm時最大;加強(qiáng)筋高度對通風(fēng)柵F2、F5和F6的風(fēng)速影響較小。

圖8為右側(cè)風(fēng)管速度分布圖。由圖8a可知,型式1除通風(fēng)柵F6外,其余通風(fēng)柵的出風(fēng)速度在強(qiáng)筋高度為80 mm時最小;通風(fēng)柵F2和通風(fēng)柵F5的出風(fēng)速度隨加強(qiáng)筋高度的變化規(guī)律相似,加強(qiáng)筋高度對通風(fēng)柵F1和F6的出風(fēng)速度影響較小。由圖8b可知,型式2通風(fēng)柵F3、F4和F5的出風(fēng)速度隨著加強(qiáng)筋高度的增加而增加;通風(fēng)柵F7的出風(fēng)速度隨著加強(qiáng)筋高度的增加而減小;加強(qiáng)筋高度對通風(fēng)柵F1和F6的出風(fēng)速度影響較小。由圖8c可知,型式3通風(fēng)柵F2的出風(fēng)速度在強(qiáng)筋高度為80 mm時最大;除通風(fēng)柵F2外,加強(qiáng)筋高度對其余通風(fēng)柵的出風(fēng)速度影響較小。

4 結(jié)論

通過對比研究3種不同風(fēng)管型式下通風(fēng)柵的風(fēng)速,分析了通風(fēng)柵數(shù)量及位置和加強(qiáng)筋高度的不同對各通風(fēng)柵處風(fēng)速的影響,得出以下結(jié)論:距離速度入口越近處速度流線越密集,風(fēng)速越大;內(nèi)表面平滑的風(fēng)管流態(tài)最流暢,風(fēng)道兩端通風(fēng)柵風(fēng)速較高,直管段上的通風(fēng)柵出口風(fēng)速較小,直角支管內(nèi)流速較小。關(guān)閉風(fēng)管入口和風(fēng)管端口處的通風(fēng)柵對其他通風(fēng)柵出口風(fēng)速影響明顯,可考慮該處采用可調(diào)型式通風(fēng)柵,用以平衡其他通風(fēng)柵的出風(fēng)量;直管段處的通風(fēng)柵可考慮增加導(dǎo)流板以加大出風(fēng)量。加強(qiáng)筋高度上的增加總體上會引起風(fēng)道各通風(fēng)柵的風(fēng)速更加不均衡,流場更加紊亂,不利于各出風(fēng)口風(fēng)速均衡。

為了純粹討論氣體流場,在模型簡化上忽略機(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壁面上的熱流量,未來將進(jìn)一步考慮機(jī)艙內(nèi)部溫度場對通風(fēng)的影響,并開展模型試驗(yàn),驗(yàn)證數(shù)值模型的有效性,為中小型漁船通風(fēng)設(shè)計(jì)提供指導(dǎo)。