楊滿江，董張強，胡洋洋，武紅梅，劉麗娟

（1.中國艦船研究設計中心，湖北 武漢 430064；2.武漢理工大學安全科學與應急管理學院，湖北 武漢 430070）

航空燃料是使用量最多的交通燃料之一，我國航空油料的消耗量以每年約13%的速度增長[1]。航空油料主要包括航空汽油和噴氣燃料，這兩種油料的沸點低、能量密度大，具有良好的揮發(fā)性和流動性。但航空油料在使用過程中若發(fā)生泄漏擴散，其將會與船艙內(nèi)的空氣迅速混合形成可燃性烴類氣體，在遇到點火源時極易發(fā)生大面積燃燒爆炸事故[2]。因此，為確保航運安全，研究航空油料的燃爆特性及其影響因素具有重要意義。

借助實驗測試和數(shù)值模擬等手段，學者們對甲烷[3-4]、氫氣[5-6]等能源燃料的燃爆特性及其影響因素進行了大量研究，而對航空油料的研究目前主要集中于基礎物化特性以及著火敏感性、燃爆壓力等基礎特性參數(shù)方面。Huang 等[7]研究了質(zhì)量流量、熱流密度、壓力和入口溫度對微型管中航空油料的傳熱性能的影響，發(fā)現(xiàn)傳熱系數(shù)隨著質(zhì)量流量和入口溫度的升高而增大。高旭鋒等[8]對噴氣燃料熱氧化安定性的影響因素進行了綜述，總結了提升噴氣燃料熱氧化安定性的途徑，為高溫環(huán)境下噴氣燃料的安全使用提供了理論指導。李俊等[9]研究發(fā)現(xiàn)高閃點航空油料的敏感蒸汽體積分數(shù)為3.18%，對應的最小點火能為9.075 mJ，當蒸汽體積分數(shù)過高或過低時，最小點火能的值將增大。Zhao 等[10]借助計算流體動力學（computational fluid dynamics，CFD）方法研究了不同類型的航空油料在活塞發(fā)動機內(nèi)的燃燒特性，發(fā)現(xiàn)航空汽油的層流火焰速度高于航空煤油的；Li 等[11]通過分析不同縱向氣流中噴氣燃料火焰?zhèn)鞑サ臍庖簞恿μ匦?，揭示了縱向氣流對液體流體力學的影響，并分析了火焰脈動模式的轉(zhuǎn)換機理。Lei 等[12]對不同航空油料的燃燒特性進行了研究，發(fā)現(xiàn)隨著燃料噴射壓力的增大，燃爆壓力及壓力上升速率也隨之增大，且高閃點燃料具有更高的安全性。李俊等[13]利用20 L 球形爆炸裝置探究了不同噴霧壓力條件下航空油料的燃爆特性，同時利用馬爾文實時噴霧粒度分析儀研究了在噴霧壓力為1.717 MPa 時油樣霧滴的粒徑分布情況。Yang 等[14]通過探究溫度、壓力和當量比對航空油料點火延遲時間的影響，開發(fā)了用于描述燃燒化學反應的燃燒動力學模型。

航空油料的基礎物化特性及燃爆特性研究為噴氣燃料的安全使用提供了理論依據(jù)，但在實際應用中，由于航空油料存儲艙室結構會因存儲地點、運輸方式等的改變而發(fā)生變化，因此對其燃爆特性的影響目前尚不明確。鑒于此，本文中借助CFD 對不同結構艙室內(nèi)航空油料的燃爆過程進行模擬，依據(jù)燃爆過程中壓力、溫度、燃料質(zhì)量分數(shù)的變化對不同結構艙室內(nèi)航空油料的燃爆危害進行評估分析，為保證航空油料的安全存儲、運輸及應用提供理論基礎和技術支持。

1 模型理論介紹

湍流結構十分復雜，但它仍然遵循連續(xù)介質(zhì)的一般動力學規(guī)律，湍流運動中其最小渦旋尺度比分子自由程大好幾個量級，因此連續(xù)介質(zhì)模型適用于湍流研究，即Navior-Stokes 方程組可用于包括脈動在內(nèi)的湍流瞬時運動。

標準k-ε 系列湍流模型均基于渦黏度概念與Boussinesq 各向同性假設，湍流黏性系數(shù)（渦黏性系數(shù)）具有相同的形式：

式中：ρ 為密度，k為湍流動能，ε 為湍流耗散率，Cμ為湍流模型中的一個經(jīng)驗常數(shù)，其值約等于0.09。該系列湍流模型均針對湍流動能和湍流動能耗散率構造輸運方程，輸運方程也具有相似的形式：

式中：σk和 σε分別為k和 ε 的湍流普朗特數(shù)；u為速度，μ 為湍流動能；C1ε、C2ε分別為1.44 及1.92，當主流方向與重力方向平行時，C3ε=1.0 ，主流方向與重力方向垂直時C3ε=0 ；Sk、Sε分別為自定義源項，Gk為平均速度梯度造成的湍流動能k的生成項，Gb為 浮力造成的湍流動能k的生成項，YM為脈動膨脹造成的湍流動能耗散：

2 模型建立及參數(shù)設置

結合實際航空油料艙，對數(shù)值計算所需的流場區(qū)域進行物理建模。物理模型包括無隔板艙室及含隔板艙室，航空油料艙物理模型如圖1 所示，艙室尺寸為12.00 m×3.14 m×10.00 m。為監(jiān)測模型計算過程中相關參數(shù)的變化規(guī)律，在不同結構的艙室內(nèi)均設置了不同數(shù)量的監(jiān)測點，分別監(jiān)測各監(jiān)測點的壓力、溫度以及燃料質(zhì)量分數(shù)的變化，監(jiān)測點位置如圖1 所示。測點1 位于艙室的三維中心處，靠近點火位置，其余監(jiān)測點均位于艙室壁面附近處。

圖1 航空油料艙的幾何模型及數(shù)據(jù)監(jiān)測點的布置示意圖Fig.1 Geometric model of aviation fuel cabins and layout of data monitoring points

模型計算過程中，初始溫度設定為20 ℃，初始壓力為標準大氣壓。在整個計算過程中，不考慮輻射與導熱的散熱損失，點火位置位于航空油料艙的三維中心處。航空油料的特點是大密度（815 kg/m3）、高閃點（74 ℃），在進行模擬計算時，選用化學性質(zhì)較接近的正癸烷代替航空油料[15-17]。計算過程中使用了預混燃燒模型，結構化網(wǎng)格數(shù)量為75 000，預混氣體當量比φ=1，為保證模型計算結果的準確性，對8 m3油料艙內(nèi)當量比為1.0 的燃料燃爆進行了模擬計算，得到壓力峰值為0.549 MPa，與Li 等[18]的試驗結果（0.591 MPa）的相對誤差為7.65%，表明計算模型準確性較高，同時計算過程中進行了如下假設：

(1) 預混氣體及燃爆產(chǎn)物均為理想氣體，計算過程中燃爆反應均為不可逆反應；

(2) 點火時間短，點火過程造成的流場擾動可忽略不計；

(3) 艙室壁面均為絕熱壁面。

3 結果與分析

3.1 不同結構艙室燃爆參數(shù)演變

不同結構艙室內(nèi)各監(jiān)測點壓力變化如圖2 所示。由圖2 可知，不同結構艙室內(nèi)各監(jiān)測點壓力變化均趨于一致，說明艙室內(nèi)油料發(fā)生燃爆時各處壓力變化較均勻，這是因為壓力的傳播速度為音速，遠大于火焰?zhèn)鞑ニ俣龋娇沼土先急瑫r產(chǎn)生的壓力迅速傳播至整個艙室，因此各處壓力變化較均勻。如圖2(a)所示，無隔板艙室內(nèi)燃爆過程中最大壓力上升速率為10.66 MPa/s，當艙室內(nèi)燃料耗盡時，即約1.86 s 時艙室內(nèi)壓力達到最大，約0.76 MPa。結合溫度分布變化云圖可以看出，由于燃燒從一點開始逐漸擴散，火焰面呈球形，每一時刻參與燃燒的燃料體積等于球形火焰面的面積與火焰厚度的乘積，前期參與反應的可燃物質(zhì)量較大，因此燃爆前期壓力上升速率較低。隨著火焰面的擴散，其面積越來越大，每一時刻參與反應的可燃物質(zhì)量越來越大，則能量釋放的速度也在加快，從而使得艙室的壓力上升速率加快[19]。而在油艙燃爆的末期，由于火焰面面積的減小，每一時刻參與反應的可燃物組分在減少，導致能量釋放速度減慢，從而使得壓力上升速率降低。

圖2 燃爆過程中各監(jiān)測點的壓力變化曲線Fig.2 Pressure change curves of each monitoring points during deflagration

對比圖2(a)～(b)可以發(fā)現(xiàn)，不同結構艙室壓力變化趨勢一致，但艙室不完全分割時，燃爆過程中最大壓力的上升速率為16.65 MPa/s，當艙室內(nèi)燃料耗盡時，即約1.3 s 時，艙室內(nèi)壓力達到最大，約0.74 MPa。結果表明，當艙室內(nèi)存在隔板時，相同容積下燃料的燃燒速率和壓力最大上升速率大于無隔板艙室時，這是因為，在隔板底部區(qū)域產(chǎn)生了氣流漩渦，氣流漩渦的存在使氣流的湍流程度增大，從而促進了燃料的燃燒；但艙室內(nèi)燃料質(zhì)量相同，燃爆結束后兩艙室內(nèi)每單位體積的能量相同，因此，充分燃爆后，含隔板艙室內(nèi)產(chǎn)生的壓力峰值與無隔板密閉艙室的壓力峰值基本相同。

航空油料燃爆過程中，不同結構艙室內(nèi)各監(jiān)測點的溫度變化曲線如圖3 所示。由于火焰?zhèn)鞑ニ俣容^小，在艙室內(nèi)燃料燃爆發(fā)生過程中，各監(jiān)測點的溫度上升時間不同，各點的溫度上升時間與火焰面經(jīng)過的時間一致。距離點火位置較近的監(jiān)測點，由于火焰面到達的時間較早，溫度上升的時間也較早。從圖3(a)可以看出，無隔板艙室內(nèi)部各監(jiān)測點的平均溫度約2 540 K。在約1.36 s 時，火焰面經(jīng)過監(jiān)測點4，自此時刻起，火焰面與艙室的各個壁面均產(chǎn)生接觸。火焰面開始分散，總面積開始減小，從而導致艙室內(nèi)燃料燃燒速率降低。由各監(jiān)測點的溫度變化時間與各點與點火位置的距離[18]，計算得到火焰的平均傳播速度約為5.3 m/s。圖3(b)所示的不完全分割艙室內(nèi)溫度變化曲線變化規(guī)律與無隔板艙室基本一致，各監(jiān)測點平均溫度約2 455 K，火焰平均傳播速度約5.8 m/s。不完全分割艙室內(nèi)監(jiān)測點4 與監(jiān)測點5的溫度變化時間基本一致，這表明下火焰面的傳播速度要大于上火焰面的傳播速度，艙室內(nèi)部隔板的存在會影響火焰面的傳播速度。

圖3 燃爆過程中各監(jiān)測點的溫度變化曲線Fig.3 Temperature change curve of each monitoring points during deflagration

不同結構航空油料艙內(nèi)各監(jiān)測點處的燃料質(zhì)量分數(shù)變化如圖4 所示，每個監(jiān)測點的燃料質(zhì)量分數(shù)快速變化的時間與該監(jiān)測點的溫度上升的時間重合，當溫度擴散面經(jīng)過監(jiān)測點時，燃料質(zhì)量分數(shù)迅速降低至0，因此將此擴散面認定為火焰面。當火焰面經(jīng)過監(jiān)測點時，反應燃料質(zhì)量分數(shù)、溫度都發(fā)生劇烈的變化，其余的監(jiān)測點各參數(shù)則比較恒定。此外，火焰面經(jīng)過后，燃料的質(zhì)量分數(shù)迅速降低至0，說明反應只發(fā)生在火焰面上，且燃料完全反應。由圖4 可知，不完全分割艙室內(nèi)油料完全燃燒所用的時間少于無隔板艙室，這是因為，由于隔板的存在，使得在艙室內(nèi)的隔板附近形成了氣流漩渦，增強了隔板附近的湍流強度，從而導致油料燃燒速率增大，因此不完全分割艙室油料完全燃燒所需的時間較少。

圖4 燃爆過程中各監(jiān)測點的航空油料質(zhì)量分數(shù)變化曲線Fig.4 Change curve of fuel mass fraction at each monitoring points during deflagration

3.2 溫度分布變化云圖結果分析

無隔板航空油料在密閉航空油料艙室內(nèi)發(fā)生燃爆時的溫度分布變化云圖如圖5 所示。從圖5 可以看出，航空油料點火發(fā)生燃爆后，在點火源附近迅速產(chǎn)生一個球狀高溫區(qū)。隨著反應的進行，球狀高溫區(qū)域的體積逐漸呈球形擴大，燃爆產(chǎn)生的火焰鋒面呈現(xiàn)球形。在燃爆傳播過程中，已經(jīng)發(fā)生燃爆的區(qū)域溫度持續(xù)上升。當球狀高溫區(qū)擴散至艙室壁面時，高溫區(qū)開始沿壁面擴散。火焰鋒面由球形轉(zhuǎn)變?yōu)榫哂谢《鹊膱A環(huán)帶。高溫區(qū)逐漸接觸到艙室的所有壁面，并逐漸壓縮艙室4 個角落的低溫區(qū)，直至艙室全部空間都處于高溫狀態(tài)下。由于航空油料艙下部區(qū)域壁面呈弧形，火焰?zhèn)鞑デ捌诓⑽词艿脚撌倚螤畹挠绊?，隨著火焰由中心向外傳播，艙室下部火焰鋒面?zhèn)鞑ブ粱⌒伪诿娌l(fā)生發(fā)射，反射波與火焰?zhèn)鞑シ较蛳喾?，導致艙室上部的燃爆火焰?zhèn)鞑ニ俣缺认虏靠欤虼嗽谌急Y束時刻（t=1.850 s），艙室內(nèi)上部區(qū)域的溫度比下部的較高，并且隨著時間的繼續(xù)，艙室內(nèi)部溫度逐漸均勻。由于模擬計算中未考慮艙室壁面的換熱效應，燃爆反應產(chǎn)生的所有熱量無法通過艙室的壁面散逸出去，使得燃爆結束后艙室內(nèi)部的溫度普遍很高。

圖5 無隔板艙室燃爆過程中溫度分布的變化過程Fig.5 Temperature distribution change process during the combustion and explosion of the cabin without partition

圖6 為航空油料艙室不完全分割時縱截面的溫度分布云圖，云圖展示了燃爆現(xiàn)象發(fā)生過程中，艙室內(nèi)溫度分布的變化過程與火焰?zhèn)鞑サ倪^程?？梢钥闯?，當航空油料被點燃后，火焰開始擴散，但由于艙室存在隔板，火焰向上傳播的過程中受到隔板及壁面反射波的共同作用，且當火焰向下傳播至隔板下部時，在隔板底部區(qū)域產(chǎn)生了氣流漩渦，氣流漩渦的存在使氣流的湍流程度增大，導致火焰鋒面產(chǎn)生扭曲和褶皺，在一定程度上促進了航空油料的燃燒效率[20]，同時，由于艙室壁面和隔板的作用，在靠近隔板上部區(qū)域形成了氣流漩渦，使得艙室壁面附近的未燃燃料向隔板靠近，因此中間艙段的燃料最早耗盡，兩側(cè)上部的燃料最晚耗盡。

圖6 含隔板艙室燃爆過程中溫度分布變化過程Fig.6 Temperature distribution change process during the combustion and explosion of the cabin with incomplete partition

4 結 論

利用CFD 對不同結構密閉燃料艙內(nèi)航空油料的燃爆過程進行數(shù)值模擬，通過分析艙室內(nèi)不同位置的燃爆壓力、燃爆溫度以及燃料質(zhì)量分數(shù)的變化規(guī)律，得到艙室結構對航空油料燃爆的影響規(guī)律，主要結論如下。

(1)在密閉航空油料艙內(nèi)發(fā)生航空油料蒸汽預混燃爆現(xiàn)象時，油艙各處壓力變化較為均勻，最大燃爆壓力出現(xiàn)在航空油料耗盡時刻，艙室內(nèi)不完全分割隔板的存在會促進燃料的燃爆過程，導致火焰?zhèn)鞑ニ俣纫约皦毫ι仙俾试龃?，但對最大爆炸壓力無明顯影響。

(2)在無隔板航空油料艙內(nèi)發(fā)生航空油料蒸汽預混燃爆現(xiàn)象時，火焰面呈球形擴散，且溫度分布變化與火焰面的傳播過程高度一致，燃燒反應主要發(fā)生在火焰面上，使火焰面上有較大的溫度梯度。

(3)艙室壓力上升的速率受火焰面面積和火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊挠绊懀敾鹧婷婷娣e增大或火焰?zhèn)鞑ニ俣燃涌鞎r，壓力上升速率增大。