王立群，范菊莉，劉冠男，劉 祎，潘 俊，馮詩愚

（1.南京航空航天大學，江蘇 南京 210016；2.南京機電液壓工程研究中心，江蘇 南京 211106）

大量易燃易爆的燃油蒸汽混合物聚集在飛機油箱上部的氣相空間，當體積分數(shù)達到可燃極限時，燃油蒸汽極易被點燃，進而引發(fā)嚴重的燃爆事故。機載油箱惰化技術(shù)是降低或消除燃油箱可燃性，提高燃油箱可靠性的有效手段。

燃燒爆炸有3個要素，分別為點火源、可燃物和助燃劑。因為點火源難以避免，所以對飛機燃油箱防火抑爆最常用的方法是采用中空纖維膜制取的富氮氣體來填充油箱氣相空間，以降低助燃劑（氧氣）的體積分數(shù)，達到惰化目的。但該技術(shù)需消耗大量發(fā)動機引氣，代償損失大，且膜分離組件成本高，此外，富氮氣體通入油箱后會造成燃油蒸汽外泄，污染環(huán)境。如果把油箱氣相空間的可燃物（燃油蒸汽）的體積分數(shù)降低到可燃體積分數(shù)下限（Lower Flammability Limit，LFL）以下，也可實現(xiàn)油箱惰化，達到防火抑爆目的。

從國外報道來看，存在2種方法，一種是采用吸附劑來吸附燃油蒸汽，該方法基本無運動部件，但是吸附劑能力有限，運行一段時間后需要脫附再生，如果連續(xù)工作則需采用至少2套吸附/脫附裝置交替工作，增加了系統(tǒng)的復雜性。另一種是抽取油箱上部氣相空間的混合氣體，通過機載制冷系統(tǒng)降溫冷卻，混合氣體中的部分燃油蒸汽冷凝成液態(tài)燃油，同時返回油箱的混合氣體溫度也較低，有助于抑制燃油蒸發(fā)。因為這種方法改變了空氣與燃油蒸汽混合的比例，使油箱上部氣相空間實現(xiàn)惰性化，故稱之為冷卻惰化技術(shù)（Cooling Inerting Technology）。

美國波音公司基于飛機空氣循環(huán)和蒸發(fā)循環(huán)2種制冷系統(tǒng)給出了冷卻惰化系統(tǒng)的模型。該模型只提供油箱氣相空間內(nèi)一維預估溫度，并無氣相空間內(nèi)燃油蒸汽體積分數(shù)、燃油溫度以及其他相關(guān)參數(shù)的考慮。除此之外，油箱空間內(nèi)部各點溫度、體積分數(shù)是有差異的，僅通過平均值替代油箱內(nèi)各點溫度、體積分數(shù)，仍存在一些問題。因此，通過COMSOL 進行仿真建模，得到了油箱內(nèi)部空間各點的溫度、體積分數(shù)隨時間的變化關(guān)系，同時，研究了抽氣流量、蒸發(fā)溫度等因素對惰化效果的影響。

1 油箱冷卻惰化仿真建模

1.1 冷卻惰化基本原理

冷卻惰化技術(shù)的基本原理，如圖1所示。

圖1 冷卻惰化原理示意圖Fig.1 Schematic diagram of cooling inerting

在出氣口抽吸油箱上部氣相空間中的空氣和燃油蒸汽的混合氣體，將其通入制冷系統(tǒng)中冷卻降溫，混合氣體中的燃油蒸汽冷凝成液態(tài)燃油，混合氣體中燃油蒸汽比例減少，再把處理后的混合氣體從進氣口通入油箱上部氣相空間，使其惰化。

1.2 建模假設(shè)

1）建模僅考慮地面運行，不考慮飛行高度變化；

2）不考慮燃油蒸發(fā)或冷凝導致液面上升或下降的變化，也不考慮燃油的消耗；

3）忽略燃油、混合氣體及油箱壁面的輻射影響；

4）將燃油和氣相空間分界處的燃油蒸汽壓視為與燃油同溫度下的飽和蒸汽壓；

5）假設(shè)混合氣體流出制冷系統(tǒng)后可達設(shè)定溫度。

1.3 建立計算模型

1.3.1

如圖2，油箱尺寸為2 m×1 m×1 m，設(shè)置有進氣口、出氣口、耗油口、燃油回流口。通道為圓柱體，半徑3 cm，高6 cm，均位于油箱兩側(cè)面。中間圓柱體為內(nèi)熱源，半徑0.1 m，高0.4 m。

圖2 油箱三維簡化模型示意圖Fig.2 Schematic diagram of three-dimensional simplified model of the fuel tank

1.3.2

燃油初始溫度313.15 K，燃油氣相空間初始溫度313.15 K，初始氣相空間燃油蒸汽相對濕度為1，初始燃油液面高度為0.25 m。出氣口為速度邊界，進氣口為壓力邊界。在地面狀態(tài)下油箱耗油極小，耗油口可設(shè)置為無流動；冷凝回流的燃油也很少，同樣設(shè)置為無流動。通道所在的2 個油箱側(cè)面與其他油箱相鄰，不考慮多個油箱隔艙之間的換熱關(guān)系，因此設(shè)置為絕熱邊界。油箱其他表面均為熱通量邊界，根據(jù)不同外界空氣流動情況，可設(shè)置為自然對流或強迫對流。

2 網(wǎng)格劃分和模型求解

2.1 油箱網(wǎng)格劃分

建模中采取了對稱性減少網(wǎng)格數(shù)量，以減小模型大小。COMSOL 網(wǎng)格可自動構(gòu)建，通道區(qū)域、內(nèi)熱源區(qū)域附近網(wǎng)格自動細化。先設(shè)置網(wǎng)格為超粗化，再調(diào)節(jié)為用戶控制網(wǎng)格進行細化。油箱幾何體網(wǎng)格設(shè)為極粗化，各邊界網(wǎng)格設(shè)置為粗化，燃油液面上層空氣邊界層網(wǎng)格設(shè)置為4層。最終網(wǎng)格繪制，如圖3所示。

圖3 油箱網(wǎng)格劃分示意圖Fig.3 Schematic diagram of fuel tank grid division

2.2 模型求解

首先進行流場計算，將所得的速度場計算熱濕傳遞。仿真中使用了COMSOL 材料庫中的空氣、鋁材料，并添加了Jet-A 燃油材料，調(diào)用了預設(shè)的層流、濕空氣傳熱、空氣中的蒸汽輸送物理場，以及濕熱、非等溫流動等進行多物理場耦合。修改了各個物理場中的方程，使其更適合燃油濕熱傳遞計算。仿真中的主要控制方程如下：

式（3）中：˙ 為燃油與燃油蒸汽傳質(zhì)的質(zhì)量流量，kg/s；為油氣界面蒸發(fā)傳質(zhì)系數(shù)，m/s；為燃油和氣相空間界面面積，m；為燃油和氣相空間界面處的質(zhì)量濃度，kg/m；為氣相空間中燃油的質(zhì)量濃度，kg/m。油氣和燃油表面是自然對流換熱，其傳熱系數(shù)為：

式（4）中：為努賽爾數(shù)；和可參考文獻[18]；為格拉曉夫數(shù)；為普朗特數(shù)。

對流傳質(zhì)系數(shù)可根據(jù)柯爾本類比獲得，即：

式（9）（10）中：是與蒸汽的摩爾質(zhì)量及摩爾體積有關(guān)的參數(shù)；和分別為空氣和燃料的摩爾質(zhì)量，g/mol；是空氣的摩爾體積，等于29.7 cm/mol；為燃料蒸汽在正常沸點下的摩爾體積，cm/mol。可以按下式計算求出：

式（11）中，和分別為燃料的化學式中碳和氫的原子數(shù)。

2.3 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

為驗證模型網(wǎng)格無關(guān)性，將模型分別劃分為46 000、57 000、65 000 數(shù)量網(wǎng)格，以油箱氣相空間（0.7，0，0.7）該點的第30 min 燃油體積分數(shù)為檢驗標準，結(jié)果如表1所示。

表1 不同網(wǎng)格數(shù)量各點無關(guān)性驗證Tab.1 Irrelevance verification of each point with different mesh numbers

選取網(wǎng)格數(shù)量57 000進行計算。

3 結(jié)果分析

3.1 抽氣流量對冷卻惰化的影響

制冷系統(tǒng)的蒸發(fā)溫度為275 K，外界空氣流動為自然對流，無內(nèi)熱源，研究抽氣流量對冷卻惰化的影響。下面分別介紹不同抽氣流量情況下，氣相空間溫度、燃油溫度、燃油蒸汽體積分數(shù)隨時間變化的情況。

3.1.1

如圖4 所示，蒸發(fā)溫度、內(nèi)熱源功率、外界空氣流速保持不變，氣相空間溫度、燃油溫度隨著時間增加而降低。抽氣流量增大，氣相空間平衡溫度更低。在地面冷卻惰化過程中，燃油質(zhì)量大，比熱容大，燃油溫度下降不明顯。

圖4 抽氣流量變化對氣相空間溫度及燃油溫度的影響Fig.4 Influence of the change of pumping flow rate on the temperature of gas phase and fuel

外界空氣流動為自然對流，蒸發(fā)溫度275 K，抽氣流量18 kg/h，無內(nèi)熱源時，油箱對稱截面處14 min 溫度云圖，如圖5所示。

圖5 油箱溫度云圖Fig.5 Temperature nephogram of the fuel tank

在14 min 時，油箱上部氣相空間溫度基本低于300 K，進氣口處溫度最低為275 K，液面附近的氣態(tài)混合物溫度較高，可達305 K。因為進氣流量較小且油箱環(huán)境溫度較高，所以燃油溫度并無明顯下降。

3.1.2

如圖6 所示，抽氣流量從7.2 kg/h 增大到36 kg/h，平衡的燃油蒸汽體積分數(shù)更低。以較小的抽氣流量7.2 kg/h 為例，初始燃油蒸汽體積分數(shù)為1.2%，在20 min 左右降低至0.6%以下，實現(xiàn)惰化，在30 min 時逐漸達到0.5%的平衡狀態(tài)。增大抽氣流量，能夠更快地降低燃油蒸汽體積分數(shù)，更快地達到平衡狀態(tài)。

圖6 抽氣流量變化對燃油蒸汽體積分數(shù)的影響Fig.6 Influence of the change of pumping flow rate on the volume fraction of fuel vapor

外界氣動加熱為自然對流，蒸發(fā)溫度275 K，抽氣流量18 kg/h，無內(nèi)熱源時，油箱對稱截面處14 min 燃油蒸汽體積分數(shù)云圖，如圖7所示。

圖7 燃油蒸汽體積分數(shù)云圖Fig.7 Nephogram of the volume fraction of fuel vapor

在14 min時，氣液交界面處燃油蒸汽體積分數(shù)較高,可達1%，油箱上部氣相空間燃油蒸汽體積分數(shù)已低于可燃體積分數(shù)下限0.6%，達到惰化要求。

3.2 蒸發(fā)溫度對冷卻惰化的影響

制冷系統(tǒng)的抽氣流量為18 kg/h，外界氣動加熱為自然對流，無內(nèi)熱源，研究蒸發(fā)溫度對制冷系統(tǒng)惰化性能的影響。下面介紹不同蒸發(fā)溫度下，氣相空間溫度、燃油溫度、燃油蒸汽體積分數(shù)隨時間變化的情況。

3.2.1

如圖8 所示，抽氣流量、內(nèi)熱源功率、外界空氣流速保持不變，氣相空間溫度隨著時間增加而降低，進而平衡。蒸發(fā)溫度從280 K 降低到260 K，氣相空間溫度及燃油溫度下降得更快，平衡溫度更低。以蒸發(fā)溫度260 K 為例，初始氣相空間溫度為318.15 K ，5 min 后即可實現(xiàn)292 K 的平衡溫度。

圖8 蒸發(fā)溫度變化對氣相空間及燃油溫度的影響Fig.8 Influence of evaporation temperature change on the temperature of gas phase and fuel

3.2.2

如圖9 所示，燃油蒸汽體積分數(shù)隨時間增加而降低，隨后平衡。

圖9 蒸發(fā)溫度對燃油蒸汽體積分數(shù)的影響Fig.9 Influence of evaporation temperature change on the volume fraction of fuel vapor

氣相空間燃油蒸汽體積分數(shù)在10 min 左右降至0.6%以下，初步完成惰化，在25 min 左右達到0.4%以下的平衡狀態(tài)。溫度由280 K 降低至260 K，燃油蒸汽平衡體積分數(shù)降低，但區(qū)分不明顯。

3.3 外界空氣流速對冷卻惰化的影響

制冷系統(tǒng)的蒸發(fā)溫度為265 K ，抽氣流量為18 kg/h，無內(nèi)熱源，氣動加熱形式為強迫對流換熱，研究外界空氣流動對惰化性能的影響。下面介紹不同外界空氣流速下，氣相空間溫度、燃油溫度、燃油蒸汽體積分數(shù)隨時間變化的情況。

3.3.1

如圖10所示，抽氣流量、蒸發(fā)溫度、內(nèi)熱源功率保持不變，油箱氣相空間溫度隨著時間的增加而降低，進而平衡。外界空氣流速由1 m/s增大到15 m/s，氣動加熱增強，油箱氣相空間平衡溫度上升。當外界空氣流速增大到15 m/s，油箱氣相空間溫度在10 min 左右達到298 K 的平衡狀態(tài)。外界空氣流速越大，油箱氣相空間溫度越不容易下降，不利于油溫降低。

圖10 外界空氣流速對氣相空間及燃油溫度的影響Fig.10 Influence of external air velocity on the temperature of gas phase and fuel

3.3.2

如圖11所示，燃油蒸汽體積分數(shù)隨時間增加而降低。氣相空間燃油蒸汽體積分數(shù)在10 min 左右降至0.6%以下，初步實現(xiàn)惰化，在25 min 左右達到0.4%以下的平衡狀態(tài)。外界空氣流速由1 m/s 增加到15 m/s，燃油蒸汽平衡體積分數(shù)略有升高，區(qū)別不明顯。

圖11 外界空氣流速對燃油蒸汽體積分數(shù)的影響Fig.11 Influence of external air velocityon the volume fraction of fuel vapor

3.4 內(nèi)熱源功率對冷卻惰化的影響

3.4.1

如圖12所示，抽氣流量、蒸發(fā)溫度、外界空氣流速保持不變，燃油蒸汽氣相空間溫度隨著時間增加而上升。當內(nèi)熱源功率較小時，燃油蒸汽氣相空間溫度在60 min 時略有上升。當內(nèi)熱源增大到5 000 W 時，燃油蒸汽氣相空間溫度在60 min 時上升5 K，燃油溫度急劇上升至333 K。

圖12 內(nèi)熱源功率對氣相空間及燃油溫度的影響Fig.12 Influence of internal heat source poweron the temperature of gas phase and fuel

3.4.2

如圖13所示，燃油蒸汽體積分數(shù)在15 min 后而降低至0.6%以下，初步惰化。當內(nèi)熱源功率較小時，燃油蒸汽體積分數(shù)在30 min 后略有上升，但仍維持在0.4%附近；當內(nèi)熱源功率為3 000 W 時，燃油蒸汽體積分數(shù)在30 min 后上升，且在60 min 后可能超過0.6%；當內(nèi)熱源功率為5 000 W 時，燃油蒸汽體積分數(shù)在30 min 后上升明顯，在40 min 時已經(jīng)超過0.6%，不符合惰化要求。

圖13 內(nèi)熱源功率對燃油蒸汽體積分數(shù)的影響Fig.13 Influence of internal heat source power on the volume fraction of fuel vapor

4 結(jié)論

本文研究了抽氣流量、蒸發(fā)溫度、外界空氣流速和內(nèi)熱源功率對冷卻惰化的影響。其中，抽氣流量及內(nèi)熱源功率對于惰化效果影響最大，改變蒸發(fā)溫度可以降低氣相空間平衡溫度，從而優(yōu)化惰化效果。以下為各項因素的詳細作用效果。

1）抽氣流量大小直接影響惰化效果。增大抽氣流量有利于降低氣相空間溫度，更快地降低燃油蒸汽體積分數(shù)，使其低于可燃體積分數(shù)下限。

2）蒸發(fā)溫度影響氣相空間溫度。降低蒸發(fā)溫度，可以更快地降低氣相空間溫度，平衡溫度也更低，惰化效果更好。

3）外界空氣流速對氣相空間溫度有一定影響。外界空氣流速越大，氣動加熱熱量越大，油箱氣相空間溫度越高，但外界空氣流速較大時，燃油蒸汽體積分數(shù)仍低于可燃體積分數(shù)下限，系統(tǒng)仍能惰化。

4）內(nèi)熱源功率大小直接影響冷卻惰化效果。當內(nèi)熱源功率過大時，氣相空間溫度和燃油溫度上升明顯，燃油蒸汽體積分數(shù)高于下可燃極限，將不能惰化。內(nèi)熱源功率不能過大。