飞机燃油箱地面冷却惰化数值仿真

王立群，范菊莉，刘冠男，刘 祎，潘 俊，冯诗愚

（1.南京航空航天大学，江苏 南京 210016；2.南京机电液压工程研究中心，江苏 南京 211106）

大量易燃易爆的燃油蒸汽混合物聚集在飞机油箱上部的气相空间，当体积分数达到可燃极限时，燃油蒸汽极易被点燃，进而引发严重的燃爆事故。机载油箱惰化技术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。

燃烧爆炸有3个要素，分别为点火源、可燃物和助燃剂。因为点火源难以避免，所以对飞机燃油箱防火抑爆最常用的方法是采用中空纤维膜制取的富氮气体来填充油箱气相空间，以降低助燃剂（氧气）的体积分数，达到惰化目的。但该技术需消耗大量发动机引气，代偿损失大，且膜分离组件成本高，此外，富氮气体通入油箱后会造成燃油蒸汽外泄，污染环境。如果把油箱气相空间的可燃物（燃油蒸汽）的体积分数降低到可燃体积分数下限（Lower Flammability Limit，LFL）以下，也可实现油箱惰化，达到防火抑爆目的。

从国外报道来看，存在2种方法，一种是采用吸附剂来吸附燃油蒸汽，该方法基本无运动部件，但是吸附剂能力有限，运行一段时间后需要脱附再生，如果连续工作则需采用至少2套吸附/脱附装置交替工作，增加了系统的复杂性。另一种是抽取油箱上部气相空间的混合气体，通过机载制冷系统降温冷却，混合气体中的部分燃油蒸汽冷凝成液态燃油，同时返回油箱的混合气体温度也较低，有助于抑制燃油蒸发。因为这种方法改变了空气与燃油蒸汽混合的比例，使油箱上部气相空间实现惰性化，故称之为冷却惰化技术（Cooling Inerting Technology）。

美国波音公司基于飞机空气循环和蒸发循环2种制冷系统给出了冷却惰化系统的模型。该模型只提供油箱气相空间内一维预估温度，并无气相空间内燃油蒸汽体积分数、燃油温度以及其他相关参数的考虑。除此之外，油箱空间内部各点温度、体积分数是有差异的，仅通过平均值替代油箱内各点温度、体积分数，仍存在一些问题。因此，通过COMSOL 进行仿真建模，得到了油箱内部空间各点的温度、体积分数随时间的变化关系，同时，研究了抽气流量、蒸发温度等因素对惰化效果的影响。

1 油箱冷却惰化仿真建模

1.1 冷却惰化基本原理

冷却惰化技术的基本原理，如图1所示。

图1 冷却惰化原理示意图Fig.1 Schematic diagram of cooling inerting

在出气口抽吸油箱上部气相空间中的空气和燃油蒸汽的混合气体，将其通入制冷系统中冷却降温，混合气体中的燃油蒸汽冷凝成液态燃油，混合气体中燃油蒸汽比例减少，再把处理后的混合气体从进气口通入油箱上部气相空间，使其惰化。

1.2 建模假设

1）建模仅考虑地面运行，不考虑飞行高度变化；

2）不考虑燃油蒸发或冷凝导致液面上升或下降的变化，也不考虑燃油的消耗；

3）忽略燃油、混合气体及油箱壁面的辐射影响；

4）将燃油和气相空间分界处的燃油蒸汽压视为与燃油同温度下的饱和蒸汽压；

5）假设混合气体流出制冷系统后可达设定温度。

1.3 建立计算模型

1.3.1

如图2，油箱尺寸为2 m×1 m×1 m，设置有进气口、出气口、耗油口、燃油回流口。通道为圆柱体，半径3 cm，高6 cm，均位于油箱两侧面。中间圆柱体为内热源，半径0.1 m，高0.4 m。

图2 油箱三维简化模型示意图Fig.2 Schematic diagram of three-dimensional simplified model of the fuel tank

1.3.2

燃油初始温度313.15 K，燃油气相空间初始温度313.15 K，初始气相空间燃油蒸汽相对湿度为1，初始燃油液面高度为0.25 m。出气口为速度边界，进气口为压力边界。在地面状态下油箱耗油极小，耗油口可设置为无流动；冷凝回流的燃油也很少，同样设置为无流动。通道所在的2 个油箱侧面与其他油箱相邻，不考虑多个油箱隔舱之间的换热关系，因此设置为绝热边界。油箱其他表面均为热通量边界，根据不同外界空气流动情况，可设置为自然对流或强迫对流。

2 网格划分和模型求解

2.1 油箱网格划分

建模中采取了对称性减少网格数量，以减小模型大小。COMSOL 网格可自动构建，通道区域、内热源区域附近网格自动细化。先设置网格为超粗化，再调节为用户控制网格进行细化。油箱几何体网格设为极粗化，各边界网格设置为粗化，燃油液面上层空气边界层网格设置为4层。最终网格绘制，如图3所示。

图3 油箱网格划分示意图Fig.3 Schematic diagram of fuel tank grid division

2.2 模型求解

首先进行流场计算，将所得的速度场计算热湿传递。仿真中使用了COMSOL 材料库中的空气、铝材料，并添加了Jet-A 燃油材料，调用了预设的层流、湿空气传热、空气中的蒸汽输送物理场，以及湿热、非等温流动等进行多物理场耦合。修改了各个物理场中的方程，使其更适合燃油湿热传递计算。仿真中的主要控制方程如下：

式（3）中：˙ 为燃油与燃油蒸汽传质的质量流量，kg/s；为油气界面蒸发传质系数，m/s；为燃油和气相空间界面面积，m；为燃油和气相空间界面处的质量浓度，kg/m；为气相空间中燃油的质量浓度，kg/m。油气和燃油表面是自然对流换热，其传热系数为：

式（4）中：为努赛尔数；和可参考文献[18]；为格拉晓夫数；为普朗特数。

对流传质系数可根据柯尔本类比获得，即：

式（9）（10）中：是与蒸汽的摩尔质量及摩尔体积有关的参数；和分别为空气和燃料的摩尔质量，g/mol；是空气的摩尔体积，等于29.7 cm/mol；为燃料蒸汽在正常沸点下的摩尔体积，cm/mol。可以按下式计算求出：

式（11）中，和分别为燃料的化学式中碳和氢的原子数。

2.3 网格无关性验证

为验证模型网格无关性，将模型分别划分为46 000、57 000、65 000 数量网格，以油箱气相空间（0.7，0，0.7）该点的第30 min 燃油体积分数为检验标准，结果如表1所示。

表1 不同网格数量各点无关性验证Tab.1 Irrelevance verification of each point with different mesh numbers

选取网格数量57 000进行计算。

3 结果分析

3.1 抽气流量对冷却惰化的影响

制冷系统的蒸发温度为275 K，外界空气流动为自然对流，无内热源，研究抽气流量对冷却惰化的影响。下面分别介绍不同抽气流量情况下，气相空间温度、燃油温度、燃油蒸汽体积分数随时间变化的情况。

3.1.1

如图4 所示，蒸发温度、内热源功率、外界空气流速保持不变，气相空间温度、燃油温度随着时间增加而降低。抽气流量增大，气相空间平衡温度更低。在地面冷却惰化过程中，燃油质量大，比热容大，燃油温度下降不明显。

图4 抽气流量变化对气相空间温度及燃油温度的影响Fig.4 Influence of the change of pumping flow rate on the temperature of gas phase and fuel

外界空气流动为自然对流，蒸发温度275 K，抽气流量18 kg/h，无内热源时，油箱对称截面处14 min 温度云图，如图5所示。

图5 油箱温度云图Fig.5 Temperature nephogram of the fuel tank

在14 min 时，油箱上部气相空间温度基本低于300 K，进气口处温度最低为275 K，液面附近的气态混合物温度较高，可达305 K。因为进气流量较小且油箱环境温度较高，所以燃油温度并无明显下降。

3.1.2

如图6 所示，抽气流量从7.2 kg/h 增大到36 kg/h，平衡的燃油蒸汽体积分数更低。以较小的抽气流量7.2 kg/h 为例，初始燃油蒸汽体积分数为1.2%，在20 min 左右降低至0.6%以下，实现惰化，在30 min 时逐渐达到0.5%的平衡状态。增大抽气流量，能够更快地降低燃油蒸汽体积分数，更快地达到平衡状态。

图6 抽气流量变化对燃油蒸汽体积分数的影响Fig.6 Influence of the change of pumping flow rate on the volume fraction of fuel vapor

外界气动加热为自然对流，蒸发温度275 K，抽气流量18 kg/h，无内热源时，油箱对称截面处14 min 燃油蒸汽体积分数云图，如图7所示。

图7 燃油蒸汽体积分数云图Fig.7 Nephogram of the volume fraction of fuel vapor

在14 min时，气液交界面处燃油蒸汽体积分数较高,可达1%，油箱上部气相空间燃油蒸汽体积分数已低于可燃体积分数下限0.6%，达到惰化要求。

3.2 蒸发温度对冷却惰化的影响

制冷系统的抽气流量为18 kg/h，外界气动加热为自然对流，无内热源，研究蒸发温度对制冷系统惰化性能的影响。下面介绍不同蒸发温度下，气相空间温度、燃油温度、燃油蒸汽体积分数随时间变化的情况。

3.2.1

如图8 所示，抽气流量、内热源功率、外界空气流速保持不变，气相空间温度随着时间增加而降低，进而平衡。蒸发温度从280 K 降低到260 K，气相空间温度及燃油温度下降得更快，平衡温度更低。以蒸发温度260 K 为例，初始气相空间温度为318.15 K ，5 min 后即可实现292 K 的平衡温度。

图8 蒸发温度变化对气相空间及燃油温度的影响Fig.8 Influence of evaporation temperature change on the temperature of gas phase and fuel

3.2.2

如图9 所示，燃油蒸汽体积分数随时间增加而降低，随后平衡。

图9 蒸发温度对燃油蒸汽体积分数的影响Fig.9 Influence of evaporation temperature change on the volume fraction of fuel vapor

气相空间燃油蒸汽体积分数在10 min 左右降至0.6%以下，初步完成惰化，在25 min 左右达到0.4%以下的平衡状态。温度由280 K 降低至260 K，燃油蒸汽平衡体积分数降低，但区分不明显。

3.3 外界空气流速对冷却惰化的影响

制冷系统的蒸发温度为265 K ，抽气流量为18 kg/h，无内热源，气动加热形式为强迫对流换热，研究外界空气流动对惰化性能的影响。下面介绍不同外界空气流速下，气相空间温度、燃油温度、燃油蒸汽体积分数随时间变化的情况。

3.3.1

如图10所示，抽气流量、蒸发温度、内热源功率保持不变，油箱气相空间温度随着时间的增加而降低，进而平衡。外界空气流速由1 m/s增大到15 m/s，气动加热增强，油箱气相空间平衡温度上升。当外界空气流速增大到15 m/s，油箱气相空间温度在10 min 左右达到298 K 的平衡状态。外界空气流速越大，油箱气相空间温度越不容易下降，不利于油温降低。

图10 外界空气流速对气相空间及燃油温度的影响Fig.10 Influence of external air velocity on the temperature of gas phase and fuel

3.3.2

如图11所示，燃油蒸汽体积分数随时间增加而降低。气相空间燃油蒸汽体积分数在10 min 左右降至0.6%以下，初步实现惰化，在25 min 左右达到0.4%以下的平衡状态。外界空气流速由1 m/s 增加到15 m/s，燃油蒸汽平衡体积分数略有升高，区别不明显。

图11 外界空气流速对燃油蒸汽体积分数的影响Fig.11 Influence of external air velocityon the volume fraction of fuel vapor

3.4 内热源功率对冷却惰化的影响

3.4.1

如图12所示，抽气流量、蒸发温度、外界空气流速保持不变，燃油蒸汽气相空间温度随着时间增加而上升。当内热源功率较小时，燃油蒸汽气相空间温度在60 min 时略有上升。当内热源增大到5 000 W 时，燃油蒸汽气相空间温度在60 min 时上升5 K，燃油温度急剧上升至333 K。

图12 内热源功率对气相空间及燃油温度的影响Fig.12 Influence of internal heat source poweron the temperature of gas phase and fuel

3.4.2

如图13所示，燃油蒸汽体积分数在15 min 后而降低至0.6%以下，初步惰化。当内热源功率较小时，燃油蒸汽体积分数在30 min 后略有上升，但仍维持在0.4%附近；当内热源功率为3 000 W 时，燃油蒸汽体积分数在30 min 后上升，且在60 min 后可能超过0.6%；当内热源功率为5 000 W 时，燃油蒸汽体积分数在30 min 后上升明显，在40 min 时已经超过0.6%，不符合惰化要求。

图13 内热源功率对燃油蒸汽体积分数的影响Fig.13 Influence of internal heat source power on the volume fraction of fuel vapor

4 结论

本文研究了抽气流量、蒸发温度、外界空气流速和内热源功率对冷却惰化的影响。其中，抽气流量及内热源功率对于惰化效果影响最大，改变蒸发温度可以降低气相空间平衡温度，从而优化惰化效果。以下为各项因素的详细作用效果。

1）抽气流量大小直接影响惰化效果。增大抽气流量有利于降低气相空间温度，更快地降低燃油蒸汽体积分数，使其低于可燃体积分数下限。

2）蒸发温度影响气相空间温度。降低蒸发温度，可以更快地降低气相空间温度，平衡温度也更低，惰化效果更好。

3）外界空气流速对气相空间温度有一定影响。外界空气流速越大，气动加热热量越大，油箱气相空间温度越高，但外界空气流速较大时，燃油蒸汽体积分数仍低于可燃体积分数下限，系统仍能惰化。

4）内热源功率大小直接影响冷却惰化效果。当内热源功率过大时，气相空间温度和燃油温度上升明显，燃油蒸汽体积分数高于下可燃极限，将不能惰化。内热源功率不能过大。