0 引　言

船舶机舱通风设计的方法众多，各有其特点，就目前使用较为广泛的设计计算方法而言，《ISO8861-1998柴油机船舶机舱通风计算标准》（以下简称《标准》）是目前较为广泛采用的一种有效方法^[1]。该方法的优点不言而喻，考虑机舱内部燃烧和散热问题，但不足之处在于无法局部化及精细化设计，可能会造成空气的呆滞流动，使热量堆积，导致局部温度超过规范规定的最高数值。

目前，随着计算机技术的飞速发展和计算数学理论的不断完善^[2]，机舱中通风设计在原先基于《标准》的传统模式基础上，逐渐向基于先进数值评估理论的知识化模式衍生。可简单概括为设计模式由二维向三维转变，而在三维模式中尤其以CFD技术成为该模式中最节约、最有效的方法^[1]。这也是CFD技术模式已向造船业普及的核心原因。

国内外运用CFD技术对船舶机舱热环境进行数值模拟的相关研究并不是很热衷，分析其原因一是市场需求不足，直接者（船员）与设计者并无直接关联；二是验证性程度较低，即缺乏大量的实船数据，而这两点恰是船厂的优势所在。同时，船舶设计由粗狂式向精细式转变，实船试验数据的可测性及验证性较多，成本较低^[3]。因此，开展船舶机舱的通风CFD计算应用和优化是完善详细设计的一大亮点。

本文以1900TEU实船为研究对象，一是运用参数化建模软件CAESES构建船舶机舱空间的三维模型，用于后续的快速修改及优化；二是在确定机舱设备的耗气量和散热量情况下，利用STAR-CCM+软件对机舱的热环境进行数值模拟分析，探寻调风口方案中的大风量方案，用于判别该方案对舱内空间温度的影响因子，继而量化温度等其他数值，找出舱内高温区域并分析成因，最终提出后续优化研究方向。

1 机舱模型的参数化建模

建立几何模型是进行数值计算的前提。模型的建立只有反映实际情况，计算后才能得出真实可信的数据。实际上，在设计模型时如果完全按照实际形状来进行建模，不但要花费更多的时间在建模工作上，而且在CFD数值模拟时大大增加了计算量，导致整个工作量增加。因此，建立模型时，必须既能体现实际情况，达到模拟计算目的，又能节省时间^[4]。

本船机舱分为3层，上平台（9924平台）、下平台（6684平台）、底层/双层底（4000/1990平台）。对于本次研究，只涉及上平台。其舱室主要布置如图1所示。

由图可知，机舱内设备及管线众多，结构复杂，建立模型时必须进行简化来使模型适合数值模拟计算。在简化的基本原则上对本文几何模型进行参数化建模，本文选择的参数化软件是CAESES软件。

参数化设计是CAESES软件的核心思想，广泛应用在各个行业。其主要核心要点是通过定义Feature功能^[5]，对类似的几何模型开发模块设计，使对模型的改变仅依靠参数的修改即可完成，同时降低后续设计时的工作量。其最终效果图如图2所示。

2 温度场的优化

合理的通风形式是保证舱内环境符合要求的前提。在主体风管空间位置布置、结构样式、适宜的送风参数已确认的情况下，选择对机舱内部空间温度可优化的方向仅剩余调风口的探索。因此，先对调风口寻优，在此基础研究调风口的改变对机舱温度场的影响。

2.1 数值计算模式设置

对生成的参数化模型，导入到STAR-CCM+软件进行设置计算。整个过程分为模型预处理、边界条件、网格划分、物理模型、监视报告以及收敛判定。除网格划分外，其他过程的设置在业界有了比较统一的广泛认可。

涉及的控制方程如下^[6]：

质量守恒方程

$ \frac{\partial}{{\partial {x_i}}}\left( {\rho {u_i}} \right) = 0\left( {i = 1,2,3} \right) ,$

(1)

动量守恒方程

$ \begin{split} \frac{\partial }{{\partial {x_i}}}\left( {\rho {u_i}{\mu _j}} \right) = \,& \frac{\partial }{{\partial {x_i}}}\left[ {\left( {\mu + {\mu _t}} \right)\frac{{\partial {\mu _j}}}{a}} \right]+ \\ & \frac{\partial }{{\partial {x_i}}}\left[ {\left( {\mu + {\mu _t}} \right)\frac{{\partial {\mu _i}}}{{\partial {x_j}}}} \right] -\\ & \frac{\partial }{{\partial {x_i}}}\left[ {\left( {p + 2\rho k/3} \right)} \right] \end{split}, $

(2)

能量守恒方程

$ \frac{\partial }{{\partial {x_i}}}\left( {\rho {u_i}T} \right) = \frac{\partial }{{\partial {x_i}}}\left[ {\left( {\frac{\mu }{{Pr}} + \frac{{{\mu _t}}}{{{\sigma _t}}}} \right)\frac{{\partial T}}{{\partial {x_i}}}} \right], $

(3)

湍流动能方程

$ \begin{aligned}&\frac{\partial }{{\partial {x_i}}}\left( {\rho {u_i}k} \right) = \frac{\partial }{{\partial {x_i}}}\left[ {\left( {\mu + \frac{{{\mu _t}}}{{{\sigma _k}}}} \right)\frac{{\partial k}}{{\partial {x_i}}}} \right] + {G_k} - \rho \varepsilon \end{aligned},$

(4)

湍流动能耗散率方程

$ \begin{split} \begin{aligned} \begin{aligned} \end{aligned} &\frac{\partial }{{\partial {x_i}}}\left( {\rho {u_i}\varepsilon } \right) = \frac{\partial }{{\partial {x_i}}}\left[ {\left( {\mu + \frac{{{\mu _t}}}{{{\sigma _\varepsilon }}}} \right)\frac{{\partial \varepsilon }}{{\partial {x_i}}}} \right] + \end{aligned} {c_{1\varepsilon }}\frac{\varepsilon }{k}{G_k} - {c_{2\varepsilon }}\rho \frac{{{\varepsilon ^2}}}{k}。\\[-1pt] \end{split} $

(5)

对于进风口边界条件设置，主要考虑进风口的湍流强度，湍动粘度比的计算。对于本文来说，归属于中等湍流，其湍流强度初始估值可假定在1%～5%之间，也可根据计算公式I=0.16(Rec )^(-1/8)进行估值计算。

对于本文而言，几何模型较为规整。因此，采用STAR-CCM+软件开发的多面体结构网格（适用面广）进行网格划分，并对进出风口进行网格加密处理，其中需注意的是边界层相关计算。

2.2 通风管道的优化方案设计探寻

对调风口进行方案设计寻优，其遵循的方针是：所有方案的出口面的风量体积分数（出口风量/总风量）保证不变。根据设计经验，其优化思路主要从异径、连接位置，开口型式进行探索。

探索不同异径对出口风速的影响。在原始方案设计中，调风口21_01和21_02分别与风管主体，按照1∶1的比例连接，因此在原始方案的基础上修改调风管21_01的异径，有原始的850 mm × 800 mm修改成850 mm × 675 mm形成方案A01, 用于寻找异径不同对方案的影响，如图3所示。

探索风口上下置换对出口风速的影响。把原始方案A00和优化方案A01的上下风口及其附属管道进行上下位置置换，形成方案B01和B02，如图4所示。

探索风口大小对出口风速的影响。结构位置仍为上下连接，风出口大小有原先的850 mm × 800 mm改为850 mm × 675 mm，形成方案C01：结构位置改为前后连接，风出口大小有原先的850 mm × 800 mm改为1350 mm × 425 mm，形成方案D01，如图5所示。

对上述方案进行CFD数值模拟计算，其计算结果如表1所示。

由表可知：通过计算发现原始方案A00，该数值模拟值与理论值相差−1.4%，该值的差距是由所采用的湍流模型、离散格式、网格处理等方法综合偏差引起的，其误差范围很低，远低于工程计算误差5%的要求，故该方案的计算模式可以接受。

通过方案A00和A01对比发现，异径的更改对风速的改善较为微弱，两者对理论数值的偏差几乎相等，可忽略不计；同样，由方案B01与B02对比，风口位置的上下更改对风速的改善同样微弱，相对来说，方案B01的效果会好于B02方案，但从速率偏差的量级上对比该两型方案可忽略不计；相对以上4个方案，方案C01和D01，调风口样式的更改对风速的改善明显，速率偏差量级较大，优化明显，但两者之间的差距并没有明显差距，相对而言，D01方案略占优势。故选择对两型方案做进一步探索。

2.3 优化方案对机舱温度的影响分析

机舱环境设计温度为45℃，并定义机舱环境安全温度为47.5℃（入口温度35℃+机舱内平均温升12.5℃），绝缘表面温度为60℃。

船舶机舱发电机的工作方式有进出港口工况和海上航行工况2种。3台发电机同时工作的情况是进出港口工况，简称港口工况；任意2台发电机工作，另外一台轮休是海上航行状态下，简称航行工况。对于航行工况，根据发电机运行的方式，分为左停工况（左舷发电机停止运转），中停工况（中部发电机停止运转），右停工况（右舷发电机停止运转）。

本文研究的主要目之一是对船舶机舱内部温度进行分析，但其温度场为三维空间分布，其内部温度很难做直接对比分析，因此选择做切面温度场分析。根据设计要求，选择主甲板高度（Z=14700，即机舱顶部高度），吊轨高度（Z=14100，即围壁结构下端），视线高度（Z=11724，距平台9924高1.8 m，船员视线高度）进行温度监测。

以进出港口的温度监测结果为例，如图6所示。

可知，切面温度是上下波动前行的，并非恒定数值，因此对数值的取舍以一定周期内的平均值为最终数值。

选择通风管道优化方案C01和D01，设置优化方案下的海上航行工况和进出港口工况数值模拟，对上述3个切面温度场，选取收敛步数1200～1600的温度做平均值，做量化对比，其计算结果如表2所示。

可以看出，原始方案在港口工况下，其Z=14700和Z=11724的平均温度均高于设计要求，其值分别为1.88%和3.33%；在Z=14100处，低于设计温度范围内（−5.14%）；而视线高度Z=11724处的温度低于机舱环境安全温度47.5℃。在航行工况下，其各个切面的平均温度均满足设计要求。

优化方案C01在港口工况下，在Z=14700高度上呈负相关优化，在Z=14100高度面呈正相关优化，Z=11724高度优化率极小，可忽略不计；在航行工况中，各高度面下均成正相关优化，其优化平均值为−1.61%。

优化方案D01方案在港口工况和航行工况下，各高度面下均成正相关优化，对应的其优化率为−2.61%（港口）和−4.40%（航行），其温度平均值下降较为明显。

综合来看，C01方案相对于D01方案劣势明显；方案D01是最优的。

2.4 最优化方案分析

作为最优方案，对D01方案进行分析。利用STAR-CCM+软件强大的可视化后处理能力，生成对应的速度矢量云图和温度场云图^[6]。

速度矢量图能显示空气的流动方向和速度大小，而流线图则能显示管道内部的流动轨迹，因此选用速度矢量图来对调风口截面处的气流进行分析，选用流线来对管内气流组织进行分析。其模拟结果如图7所示。

对模拟结果进行分析，2种设计方案处的调风口截面的速度矢量图整体表现形式一致，底部高速率，上端低速率；但不同之处在于A00方案的同一截面的上下端的最大最小速率差值相对D01方案更为稳定。相对原始方案A00而言，D01方案高速率值提升44.8%，低速率值提升13.1%。原始方案A00的流线轨迹在左端倒圆角附近出现部分紊乱，说明该处的能量损耗，流速降低；而优化方案D01则相对顺滑。

本文涉及的工况有4种，选择海上航行工况中的右停方案。原因：一是海上航行工况是运营工况且工作时间长，二是右停方案是航行方案中优化最明显的方案。

根据机舱通风设计要求，须判断机舱中所关心的区域是否达到通风的目的。所关注的区域主要有：一是主甲板高度区域的温度分布，涉及内部一些结构物的是否安全；二是视线高度非舒适区域的温度分布，涉及船员经常活动的地方温度是否满足要求，是否形成一个良好的气流流场避免气流产生死角，主机等散热物体附近风速是否过大。因此，选择以上的温度分布是对机舱内对于温度严格要求的核心体现，其切面图如图8所示。

1）从图8(a)和图8(b)来看，机舱顶部均存在热量累积的现象，理论方案热量累积集中在中部电机的上端，而优化方案D01的热量累积在左上角部位，其最高温度有55.073℃下降到52.362℃，但均未超出绝缘表面温度60℃；其高温区域面积很小，计算统计知约占比1%。不难发现围壁结构是造成吊轨至机舱顶部之间有热量累积的核心原因，其围壁结构中的T型梁上的贯穿孔未进行建模，造成围壁结构形成一个死域，空气无法流通，是引发热量累积的直接原因。

2）对于图8(c)和图8(d)来说，该云图是以机舱非舒适温度40.0℃为最小界限，以最高升温高度为上限切面形成的。在船员工作区域范围，其非舒适区域均位于背离出风口，最高温度由43.297℃下降到42.694℃，降幅不明显，两者在右舷部发电机处均出现最高气温。优化方案相对原始方案的温度分布更为均匀。不足之处在于优化方案的主机排烟管处的热量累计区域有扩大趋势。

对船员视线高度区域面进行数据提取与量化，其结果如表3所示。

可知，方案D01在2种工况（港口、航行）下其温度平均值变化值均微小，究其原因是优化前后的通风量数值没有更改。其 40℃上的区域则表现为2种现象，相对港口工况下面积比值有所微量增加而言；海上工况中，面积比值则下降明显，其平均值为2.1%。其中，以右停工况的权重比值降低最明显。通过上述数据可知本文采取的风口优化方案，可提高通风的效率，使舱内温度分布更加均匀，是一种比较合理的方案。

3 结　语

本文利用CFD技术对船舶机舱内温度场进行数值模拟，并对通风管道进行不同设计方案的探索，得到了对港口工况及航行工况的温度影响因子的分布形式，其结果为机舱通风布置提供了数据支撑和参考依据。通过模拟分析可知：

1）进出港口工况下的机舱顶端存在热量累积和空气滞动死角，该现象是有格子式围壁结构造成的，长时间会导致通过该处的非金属材质材料产生不可修复的损害。

2）海上航行工况下同样存在死角现象，但在设计安全范围内；在船员常规工作区域，船员的舒适感体验不会因某一台发电机的停止而有着明显区别；舒适区域所占比例数值一致性高。

3）在保持出口风量保持不变的情况下，经过通风管口样式的方案寻优，得出竖直扁平口样式可使舱内温度分布更加均匀，降低高温区域在整体权重比值，提高通风效率，舱内船员工作环境舒适度有明显改善。

4）机舱内的气流分布比较复杂，基于《标准》的设计只满足风量要求，在机舱空间总会存在死角和漩涡，该现象的具体定位无法明确，利用CFD技术可有效指出。