機(jī)艙熱發(fā)散控制用通風(fēng)參數(shù)影響的模擬分析

李敬仁，沈恒根，陳紅超，包　劍，沈云鵬（. 東華大學(xué) 環(huán)境學(xué)院，上海 060；. 中國(guó)船舶重工集團(tuán)公司 第七〇一研究所，上海 008）

機(jī)艙熱發(fā)散控制用通風(fēng)參數(shù)影響的模擬分析

李敬仁1，沈恒根1，陳紅超2，包劍2，沈云鵬1
（1. 東華大學(xué) 環(huán)境學(xué)院，上海 201620；2. 中國(guó)船舶重工集團(tuán)公司 第七〇一研究所，上海 201108）

針對(duì)船舶機(jī)艙發(fā)電機(jī)組、鍋爐等高負(fù)荷熱源，研究采用空氣射流通風(fēng)技術(shù)進(jìn)行熱發(fā)散控制。結(jié)合機(jī)艙的現(xiàn)場(chǎng)條件，建立機(jī)艙熱發(fā)散控制的物理模型，選用計(jì)算流體力學(xué)的標(biāo)準(zhǔn) k-ε 模型作為數(shù)值模擬計(jì)算模型。采用正交試驗(yàn)法對(duì)穩(wěn)態(tài)條件下的送風(fēng)速度、噴嘴高度、送風(fēng)溫度、送風(fēng)濕度、排風(fēng)速度等因素進(jìn)行了模擬試驗(yàn)分析。試驗(yàn)得出不同通風(fēng)因素對(duì)熱發(fā)散控制效果影響的顯著性大小排序：送風(fēng)溫度、送風(fēng)速度、噴嘴高度、排風(fēng)速度。結(jié)合試驗(yàn)分析結(jié)果提出了熱發(fā)散通風(fēng)控制的優(yōu)方案和考慮節(jié)能后再優(yōu)化調(diào)整方案。

船艙通風(fēng)；熱發(fā)散控制；射流送風(fēng)；數(shù)值模擬試驗(yàn)；通風(fēng)控制因素

0　引　言

機(jī)艙是船舶的重要組成結(jié)構(gòu)［1］，在空間緊湊的機(jī)艙中有鍋爐、發(fā)電機(jī)組、空氣壓縮機(jī)等熱散發(fā)設(shè)備，及排氣管系、動(dòng)力管系等熱散發(fā)輔助設(shè)備。熱散發(fā)造成環(huán)境溫度升高影響到空氣壓縮機(jī)、冷水機(jī)組等設(shè)備正常運(yùn)轉(zhuǎn)［2］。機(jī)艙中油液揮發(fā)到環(huán)境空氣中，當(dāng)聚集到一定濃度還存在爆燃隱患。因此，機(jī)艙通風(fēng)不僅提供鍋爐燃燒設(shè)備必需的供氧風(fēng)量，還要把機(jī)艙余熱、有害氣體排除，創(chuàng)造適宜人員健康勞動(dòng)、設(shè)備安全運(yùn)行的空氣環(huán)境。

機(jī)艙具有設(shè)備功率大、持續(xù)工作時(shí)間長(zhǎng)、熱發(fā)散量集中及環(huán)境空間狹小的特點(diǎn)。機(jī)艙熱發(fā)散控制技術(shù)可以采用空氣射流通風(fēng)系統(tǒng)，通過(guò)下送高速氣流到達(dá)工作區(qū)，經(jīng)過(guò)合理組織氣流使射流送風(fēng)與排風(fēng)有機(jī)配合，實(shí)施熱散發(fā)控制、燃燒補(bǔ)氧、人員供氣、污染物排放功能。本文通過(guò)建立數(shù)值模擬模型，采用 CFD 方法對(duì)影響通風(fēng)效果的送風(fēng)速度、碰嘴高度、送風(fēng)溫度、送風(fēng)濕度及排風(fēng)速度等因素進(jìn)行正交試驗(yàn)，分析諸因素對(duì)機(jī)艙溫度的顯著性影響。

1　研究對(duì)象

1.1熱源狀況

本文以某船舶平時(shí)夏季機(jī)艙運(yùn)轉(zhuǎn)工藝為研究對(duì)象，在此過(guò)程中持續(xù)產(chǎn)生高負(fù)荷熱量，使機(jī)艙溫度處在較高的范圍內(nèi)，熱量在車(chē)間內(nèi)上升擴(kuò)散，經(jīng)過(guò)排風(fēng)口流向艙外。在不考慮圍護(hù)結(jié)構(gòu)對(duì)熱傳遞的影響時(shí)，將過(guò)程簡(jiǎn)化為高負(fù)荷熱源散發(fā)的熱量在設(shè)備表面均勻散發(fā)到周?chē)諝?，熱源功率分布如? 所示，鍋爐在夏季僅 1 臺(tái)工作，另有4臺(tái)低功率設(shè)備散熱量忽略不計(jì)。

表1　機(jī)艙熱源功率分布Tab. 1　Engine room heat power distribution

1.2控制技術(shù)措施

針對(duì)該熱源，擬采用空氣射流通風(fēng)技術(shù)進(jìn)行熱散發(fā)控制。新風(fēng)離開(kāi)射流噴嘴后，隨著高度逐漸降低，射流斷面不斷擴(kuò)大，射流與周?chē)鷼怏w不斷進(jìn)行質(zhì)量、動(dòng)量交換，周?chē)諝獠粩啾痪砣?，射流流量不斷增加。而射流速度則因與周?chē)諝獾膭?dòng)量交換而不斷下降，空間中大量的靜止空氣被帶動(dòng)，并與射流一起形成局部氣流，從而達(dá)到通風(fēng)換氣的目的?？諝馍淞魍L(fēng)技術(shù)系統(tǒng)組成如圖1 所示［3］。

圖1　空氣射流送風(fēng)系統(tǒng)Fig. 1　Ventilation system of air jet flow

2　研究模型及試驗(yàn)設(shè)計(jì)

2.1物理模型

機(jī)艙縱深長(zhǎng) 15 000 mm，寬 8 000 mm，高 4 250 mm，機(jī)艙側(cè)壁是垂直高度為 4 250 mm，水平距離為 1 350 mm，長(zhǎng)度為 8 000 mm的斜面。新風(fēng)由風(fēng)管均勻［2］送到 40 個(gè)空氣噴嘴，噴嘴垂直向下送風(fēng)，再由風(fēng)機(jī)將室內(nèi)高溫氣體從排風(fēng)口抽走，空氣噴嘴圓截面尺寸為 Ф 52 mm，排風(fēng)口的尺寸為 1 500 mm × 800 mm，風(fēng)口分布由熱源負(fù)荷和位置確定，如圖2 所示。為簡(jiǎn)化計(jì)算，忽略機(jī)艙頂部管道布置對(duì)氣流組織的影響。

圖2　機(jī)艙熱發(fā)散通風(fēng)控制簡(jiǎn)化原型Fig. 2　Ventilation control simplified prototype for heat dissipation of engineer room

對(duì)機(jī)艙區(qū)域的流場(chǎng)進(jìn)行 1∶1 三維建模，建立起機(jī)艙熱發(fā)散控制的物理模型如圖3 所示。由于數(shù)值模擬計(jì)算是基于模型內(nèi)部所劃分的每個(gè)網(wǎng)格單元，網(wǎng)格的質(zhì)量直接影響到模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。該模型的網(wǎng)格劃分如圖4 所示，采用六面體網(wǎng)格，最小尺寸為 30 mm，最大尺寸為 200 mm。

2.2數(shù)學(xué)模型

基于標(biāo)準(zhǔn) k-ε 模型［4］具有較高的穩(wěn)定性和計(jì)算精度，廣泛適用子高雷諾數(shù)湍流問(wèn)題，包含了低雷諾數(shù)影響，可壓縮性影響和剪切流擴(kuò)散，本文選用該模型進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算。假設(shè)氣體不可壓縮且艙內(nèi)氣密性良好，對(duì)近壁面采用近壁函數(shù)法處理［5］，用 Quick 格式離散控制方程?？刂品匠虨?/p>

圖4　機(jī)艙網(wǎng)格Fig. 4　Grid for engineer room

表2 給出在三維坐標(biāo)下，通用式（1）對(duì)應(yīng)的控制方程。

表2　通用控制方程中的參數(shù)Tab. 2　Parameters for general controlling equation

式中：ρ 為流體密度，在不可壓縮流體中為常數(shù)；t 為時(shí)間；為廣義變量；為對(duì)應(yīng)的擴(kuò)散系數(shù)；S 為對(duì)應(yīng)的源項(xiàng)。x、y、z 為 3 維坐標(biāo)下的 3 個(gè)方向分量；T為溫度；μ 為流體動(dòng)力黏度；μt為湍流黏度；σt為湍流普朗特?cái)?shù)；Pr 為普朗特?cái)?shù)；Sμ，Sv，Sw為直角坐標(biāo)系下的各方向的廣義源項(xiàng)。

為提高模擬效率，以獲得較好的模擬效果，進(jìn)行如下理想化處理［6］：

1）流體為不可壓縮的穩(wěn)態(tài)流動(dòng)過(guò)程；

2）除了機(jī)艙進(jìn)排風(fēng)和鍋爐吸氣外，假設(shè)機(jī)艙除排風(fēng)口外都密封完好［7］。

3）兩相流模型選用離散項(xiàng)模型，第 2 項(xiàng)物料定義為水蒸氣。

計(jì)算時(shí)考慮重力影響，重力加速度大小為 9.8 m/s2。各邊界條件定義如下：

1）射流系統(tǒng)空氣噴嘴和機(jī)械排風(fēng)系統(tǒng)排風(fēng)口定義為 Velocity-inlet（速度入口），速度大小和溫度根據(jù)每種工況確定，空氣噴嘴速度為負(fù)值；

2）機(jī)艙簡(jiǎn)化后泄放閥定義為 Velocity-inlet（速度入口），速度大小由新風(fēng)量和排風(fēng)量確定，壓力泄放閥進(jìn)風(fēng)溫度為 30 ℃，相對(duì)濕度為 60 %；

3）熱源設(shè)為均勻向周?chē)h(huán)境散熱，散熱量由設(shè)備功率確定；

4）機(jī)艙其他外圍結(jié)構(gòu)定義為 wall（墻體），不考慮墻體導(dǎo)熱。

2.3正交實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

為分析諸多通風(fēng)參數(shù)對(duì)機(jī)艙高負(fù)荷熱源熱發(fā)散控制的影響，包括送風(fēng)速度、碰嘴高度、送風(fēng)溫度、送風(fēng)濕度、排風(fēng)速度，每個(gè)因素取 3 水平，因素水平表見(jiàn)表3。試驗(yàn)在不考慮交互作用的情況下，選取 6 因素 3 水平正交試驗(yàn)表L27（36）進(jìn)行因素分析，每種工況超壓泄放閥與壓力泄放閥的風(fēng)速值見(jiàn)表4。正交試驗(yàn)表中，除所取5因素外，還需設(shè)置空白列，用來(lái)反映試驗(yàn)誤差，并以此作為衡量試驗(yàn)因素產(chǎn)生的效應(yīng)是否可靠的標(biāo)志。

表3　機(jī)艙熱發(fā)散控制影響因素水平表Tab. 3　Influential structure factors for heat dissipation of engineer room

表4　泄放閥風(fēng)速值Tab. 4　Wind speed of relief value

3　結(jié)果及分析

3.1試驗(yàn)結(jié)果

采用模型對(duì)諸多通風(fēng)參數(shù)進(jìn)行模擬計(jì)算，并以機(jī)艙工作區(qū)（不超過(guò) 2 m 高范圍）平均溫度作為熱發(fā)散控制效果的指標(biāo)，共 27 組正交試驗(yàn)工況結(jié)果見(jiàn)表5。

表5　試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)及結(jié)果Tab. 5　Experimental scheme and results

3.2結(jié)果分析

3.2.1各因素對(duì)機(jī)艙工作區(qū)溫度的影響程度

計(jì)算平均溫度的極差 R（見(jiàn)表6），極差的大小表示該因素對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響大?。?］。表6中，Ki為任一列水平號(hào)為 i 時(shí)多對(duì)應(yīng)的考察指標(biāo)結(jié)果之和，kiKi/s，其中 s 為任一列各水平出現(xiàn)的次數(shù)，則極差可表示為

結(jié)合表6，根據(jù)平均溫度極差分析的結(jié)果，機(jī)艙通風(fēng)參數(shù)對(duì)平均溫度的影響程度排序?yàn)?C＞A＞B＞E＞D。

表6　各因素極差分析表Tab. 6　Range calculation of factors

為深入探究所選組合的可靠性，對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)結(jié)果進(jìn)行方差分析［8］。根據(jù)因素偏差平方和計(jì)算公式［8］，以因素 A 為例有

誤差的偏差平方和為

式中：S 為偏差平方和；Xij為每組試驗(yàn)指標(biāo)；m 為每種因素的水平數(shù)；n 為試驗(yàn)總次數(shù)；r 為試驗(yàn)重復(fù)次數(shù)。根據(jù)文獻(xiàn)方差分析法，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表7。

表7　平均溫度方差分析表Tab. 7　Analysis of variance for average temperature

根據(jù)方差分析結(jié)果，A和C 為高度顯著性因素，其水平改變對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)的影響高度顯著；B 為顯著性因素，其水平改變對(duì)指標(biāo)影響顯著；E 為較顯著性因素，對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)有一定性影響；D 為非顯著性因素，對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)沒(méi)有顯著性影響。通風(fēng)參數(shù)諸因素對(duì)機(jī)艙工作區(qū)平均溫度的影響程度排序?yàn)?C＞A＞B＞E＞D，與極差分析的結(jié)果一致。

3.2.2優(yōu)方案的確定

考慮實(shí)際工況要求，試驗(yàn)指標(biāo)要求越小越好，表明對(duì)高負(fù)荷熱源的熱發(fā)散控制效果越好。因素 D 是非顯著性因素，對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)沒(méi)有顯著性影響，在選優(yōu)時(shí)可以不考慮。如圖5 的變化趨勢(shì)圖，對(duì)機(jī)艙冷卻效果較好的組合為 A3B1C1E3。

圖5　各因素對(duì)工作區(qū)平均溫度的影響趨勢(shì)Fig. 5　Effect of various factors on average temperature of working area

對(duì)試驗(yàn)確定的優(yōu)方案進(jìn)行數(shù)值模擬，直觀分析機(jī)艙工作區(qū)溫度場(chǎng)及空壓機(jī)，冷水機(jī)組設(shè)備運(yùn)行的環(huán)境溫度。圖6 表示機(jī)艙內(nèi) 1.5 m 高度上的溫度分布。在采用空氣射流通風(fēng)系統(tǒng)時(shí)，室內(nèi)溫度出現(xiàn)分區(qū)現(xiàn)象，溫差可以達(dá)到 15 ℃，但是室內(nèi)工作區(qū)平均溫度為 34 ℃。對(duì)于局部高負(fù)荷熱源，空壓機(jī)工作區(qū)溫度為 35.4 ℃，冷水機(jī)組工作區(qū)溫度為 32.2 ℃，符合設(shè)備工作效率對(duì)環(huán)境溫度的要求。

圖6　優(yōu)方案 Y = 1.5 m 溫度場(chǎng)Fig. 6　Temperature field at the section of Y=1.5m of optimal combinations condition

在降溫達(dá)到實(shí)際工藝要求的前提下，綜合考慮實(shí)際工藝條件和節(jié)能，對(duì)優(yōu)方案進(jìn)行再優(yōu)化。由于機(jī)艙內(nèi)溫度與通風(fēng)負(fù)荷有關(guān)，過(guò)低的溫度能耗較大，適當(dāng)提高送風(fēng)溫度，降低新風(fēng)系統(tǒng)制冷量，初步篩選確定送風(fēng)溫度為 18 ℃。另外，機(jī)艙是一種特殊的機(jī)械處所，需要維持一定的超壓，防止向艙室內(nèi)滲風(fēng)，在送風(fēng)速度不變的情況下，降低排風(fēng)速度可以建立一定的正壓環(huán)境。且排風(fēng)速度相對(duì)其他參數(shù)影響較小，減小排風(fēng)速度，風(fēng)機(jī)風(fēng)量就越小，能耗也相應(yīng)較低，排風(fēng)速度設(shè)為 1.1 m/s。

3.2.3調(diào)整后機(jī)艙溫度場(chǎng)

對(duì)再優(yōu)化調(diào)整后的工況進(jìn)行數(shù)值模擬，溫度場(chǎng)模擬結(jié)果如圖7 所示。調(diào)整后工作區(qū)的平均溫度為 37.3 ℃，空壓機(jī)工作區(qū)溫度為 38.4 ℃，冷水機(jī)組工作區(qū)溫度為35 ℃，同樣符合設(shè)備對(duì)溫度的要求。

圖7　再優(yōu)化方案 Y = 1.5 m 溫度場(chǎng)Fig. 7　temperature field at the section of Y = 1.5 m after optimization

4　結(jié)　語(yǔ)

1）機(jī)艙通風(fēng)諸參數(shù)對(duì)工作區(qū)平均溫度的影響重要程度排序?yàn)椋核惋L(fēng)溫度＞送風(fēng)速度＞送風(fēng)高度＞排風(fēng)速度，送風(fēng)濕度為非顯著性因素，不參加排序。

2）根據(jù)正交試驗(yàn)結(jié)果確定 A3B1C1E3為優(yōu)方案，即送風(fēng)速度為 40 m/s，送風(fēng)高度為 2.8 m/s，送風(fēng)溫度為 16 ℃，排風(fēng)速度為 1.3 m/s?？紤]實(shí)際工藝條件和節(jié)能，對(duì)優(yōu)方案進(jìn)行再優(yōu)化，調(diào)整后的方案送風(fēng)速度為40 m/s，送風(fēng)高度為 2.8 m/s，送風(fēng)溫度為 18 ℃，排風(fēng)速度為 1.1 m/s。

3）調(diào)整后工況工作區(qū)的平均溫度為 37.3 ℃，滿足工作人員對(duì)環(huán)境溫度的要求，局部溫度在設(shè)備較高工作效率范圍內(nèi)。

［1］邵飛. 空氣射流通風(fēng)技術(shù)在艦船機(jī)艙通風(fēng)系統(tǒng)中的應(yīng)用［J］.中國(guó)船舶研究， 2007， 2（4）： 47-50.

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Simulation and analysis of ventilation parameters for controling heat dissipation in engine room

LI Jing-ren1， SHEN Heng-gen1， CHEN Hong-chao2， BAO Jian2， SHEN Yun-peng1
（1. College of Environmental Science and Engineering， Donghua University， Shanghai 201620， China；2. The 701 Research Institute of CSIC， Shanghai 201108， China）

For the high load heat of generator and boiler in ship engine room， considering the air jet ventilation technology to control heat dissipation effectively. Combined with the actual conditions of the engine room， a physical model for controlling heat dissipation were established， selecting criteria k-ε model as the numerical model based on computational fluid dynamics. The factors that influence the average temperature， including air velocity， nozzle height， air temperature， air humidity， ventilation rate， were numerically analyzed in steady state condition by orthogonal test. The test on heat dissipation effects of different ventilation parameters reflected significant size： air temperature， air speed， nozzle height， exhaust velocity. Through analyzing the test results， the paper provided optimal combinations of heat dissipation and adjusting optimal combination condition after considering energy-saving.

engineer room ventilation；heat dissipation control；air jet ventilation；test of numerical simulation；ventilation control factors

U663.8

A

1672-7619（2016）05-0082-05

10.3404/j.issn.1672-7619.2016.05.018

2015-10-12；

2015-11-05

李敬仁（1991-），男，碩士，研究方向?yàn)楣I(yè)通風(fēng)污染控制與船舶機(jī)艙通風(fēng)冷卻仿真。