楊滿江，董張強(qiáng)，胡洋洋，武紅梅，劉麗娟

（1.中國艦船研究設(shè)計(jì)中心，湖北 武漢 430064；2.武漢理工大學(xué)安全科學(xué)與應(yīng)急管理學(xué)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(diǎn)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(kuò)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(diǎn)火源時(shí)極易發(fā)生大面積燃燒爆炸事故[2]。因此，為確保航運(yùn)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(shí)驗(yàn)測試和數(shù)值模擬等手段，學(xué)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(jìn)行了大量研究，而對航空油料的研究目前主要集中于基礎(chǔ)物化特性以及著火敏感性、燃爆壓力等基礎(chǔ)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(jìn)行了綜述，總結(jié)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(dǎo)。李俊等[9]研究發(fā)現(xiàn)高閃點(diǎn)航空油料的敏感蒸汽體積分?jǐn)?shù)為3.18%，對應(yīng)的最小點(diǎn)火能為9.075 mJ，當(dāng)蒸汽體積分?jǐn)?shù)過高或過低時(shí)，最小點(diǎn)火能的值將增大。Zhao 等[10]借助計(jì)算流體動力學(xué)（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(jī)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(xué)的影響，并分析了火焰脈動模式的轉(zhuǎn)換機(jī)理。Lei 等[12]對不同航空油料的燃燒特性進(jìn)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(diǎn)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(shí)利用馬爾文實(shí)時(shí)噴霧粒度分析儀研究了在噴霧壓力為1.717 MPa 時(shí)油樣霧滴的粒徑分布情況。Yang 等[14]通過探究溫度、壓力和當(dāng)量比對航空油料點(diǎn)火延遲時(shí)間的影響，開發(fā)了用于描述燃燒化學(xué)反應(yīng)的燃燒動力學(xué)模型。

航空油料的基礎(chǔ)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(shí)際應(yīng)用中，由于航空油料存儲艙室結(jié)構(gòu)會因存儲地點(diǎn)、運(yùn)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(jié)構(gòu)艙室內(nèi)航空油料的燃爆過程進(jìn)行模擬，依據(jù)燃爆過程中壓力、溫度、燃料質(zhì)量分?jǐn)?shù)的變化對不同結(jié)構(gòu)艙室內(nèi)航空油料的燃爆危害進(jìn)行評估分析，為保證航空油料的安全存儲、運(yùn)輸及應(yīng)用提供理論基礎(chǔ)和技術(shù)支持。

1 模型理論介紹

湍流結(jié)構(gòu)十分復(fù)雜，但它仍然遵循連續(xù)介質(zhì)的一般動力學(xué)規(guī)律，湍流運(yùn)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(shí)運(yùn)動。

標(biāo)準(zhǔn)k-ε 系列湍流模型均基于渦黏度概念與Boussinesq 各向同性假設(shè)，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(yàn)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(gòu)造輸運(yùn)方程，輸運(yùn)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?cái)?shù)；u為速度，μ 為湍流動能；C1ε、C2ε分別為1.44 及1.92，當(dāng)主流方向與重力方向平行時(shí)，C3ε=1.0 ，主流方向與重力方向垂直時(shí)C3ε=0 ；Sk、Sε分別為自定義源項(xiàng)，Gk為平均速度梯度造成的湍流動能k的生成項(xiàng)，Gb為 浮力造成的湍流動能k的生成項(xiàng)，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(shè)置

結(jié)合實(shí)際航空油料艙，對數(shù)值計(jì)算所需的流場區(qū)域進(jìn)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(jì)算過程中相關(guān)參數(shù)的變化規(guī)律，在不同結(jié)構(gòu)的艙室內(nèi)均設(shè)置了不同數(shù)量的監(jiān)測點(diǎn)，分別監(jiān)測各監(jiān)測點(diǎn)的壓力、溫度以及燃料質(zhì)量分?jǐn)?shù)的變化，監(jiān)測點(diǎn)位置如圖1 所示。測點(diǎn)1 位于艙室的三維中心處，靠近點(diǎn)火位置，其余監(jiān)測點(diǎn)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(diǎn)的布置示意圖Fig.1 Geometric model of aviation fuel cabins and layout of data monitoring points

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

(1) 預(yù)混氣體及燃爆產(chǎn)物均為理想氣體，計(jì)算過程中燃爆反應(yīng)均為不可逆反應(yīng)；

(2) 點(diǎn)火時(shí)間短，點(diǎn)火過程造成的流場擾動可忽略不計(jì)；

(3) 艙室壁面均為絕熱壁面。

3 結(jié)果與分析

3.1 不同結(jié)構(gòu)艙室燃爆參數(shù)演變

不同結(jié)構(gòu)艙室內(nèi)各監(jiān)測點(diǎn)壓力變化如圖2 所示。由圖2 可知，不同結(jié)構(gòu)艙室內(nèi)各監(jiān)測點(diǎn)壓力變化均趨于一致，說明艙室內(nèi)油料發(fā)生燃爆時(shí)各處壓力變化較均勻，這是因?yàn)閴毫Φ膫鞑ニ俣葹橐羲?，遠(yuǎn)大于火焰?zhèn)鞑ニ俣龋娇沼土先急瑫r(shí)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(dāng)艙室內(nèi)燃料耗盡時(shí)，即約1.86 s 時(shí)艙室內(nèi)壓力達(dá)到最大，約0.76 MPa。結(jié)合溫度分布變化云圖可以看出，由于燃燒從一點(diǎn)開始逐漸擴(kuò)散，火焰面呈球形，每一時(shí)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(yīng)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(kuò)散，其面積越來越大，每一時(shí)刻參與反應(yīng)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(shí)刻參與反應(yīng)的可燃物組分在減少，導(dǎo)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(diǎn)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(jié)構(gòu)艙室壓力變化趨勢一致，但艙室不完全分割時(shí)，燃爆過程中最大壓力的上升速率為16.65 MPa/s，當(dāng)艙室內(nèi)燃料耗盡時(shí)，即約1.3 s 時(shí)，艙室內(nèi)壓力達(dá)到最大，約0.74 MPa。結(jié)果表明，當(dāng)艙室內(nèi)存在隔板時(shí)，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(shí)，這是因?yàn)椋诟舭宓撞繀^(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(jìn)了燃料的燃燒；但艙室內(nèi)燃料質(zhì)量相同，燃爆結(jié)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(jié)構(gòu)艙室內(nèi)各監(jiān)測點(diǎn)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(diǎn)的溫度上升時(shí)間不同，各點(diǎn)的溫度上升時(shí)間與火焰面經(jīng)過的時(shí)間一致。距離點(diǎn)火位置較近的監(jiān)測點(diǎn)，由于火焰面到達(dá)的時(shí)間較早，溫度上升的時(shí)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(diǎn)的平均溫度約2 540 K。在約1.36 s 時(shí)，火焰面經(jīng)過監(jiān)測點(diǎn)4，自此時(shí)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(dǎo)致艙室內(nèi)燃料燃燒速率降低。由各監(jiān)測點(diǎn)的溫度變化時(shí)間與各點(diǎn)與點(diǎn)火位置的距離[18]，計(jì)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(diǎn)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(diǎn)4 與監(jiān)測點(diǎn)5的溫度變化時(shí)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(diǎn)的溫度變化曲線Fig.3 Temperature change curve of each monitoring points during deflagration

不同結(jié)構(gòu)航空油料艙內(nèi)各監(jiān)測點(diǎn)處的燃料質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化如圖4 所示，每個監(jiān)測點(diǎn)的燃料質(zhì)量分?jǐn)?shù)快速變化的時(shí)間與該監(jiān)測點(diǎn)的溫度上升的時(shí)間重合，當(dāng)溫度擴(kuò)散面經(jīng)過監(jiān)測點(diǎn)時(shí)，燃料質(zhì)量分?jǐn)?shù)迅速降低至0，因此將此擴(kuò)散面認(rèn)定為火焰面。當(dāng)火焰面經(jīng)過監(jiān)測點(diǎn)時(shí)，反應(yīng)燃料質(zhì)量分?jǐn)?shù)、溫度都發(fā)生劇烈的變化，其余的監(jiān)測點(diǎn)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?jǐn)?shù)迅速降低至0，說明反應(yīng)只發(fā)生在火焰面上，且燃料完全反應(yīng)。由圖4 可知，不完全分割艙室內(nèi)油料完全燃燒所用的時(shí)間少于無隔板艙室，這是因?yàn)?，由于隔板的存在，使得在艙室?nèi)的隔板附近形成了氣流漩渦，增強(qiáng)了隔板附近的湍流強(qiáng)度，從而導(dǎo)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(shí)間較少。

圖4 燃爆過程中各監(jiān)測點(diǎn)的航空油料質(zhì)量分?jǐn)?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(jié)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(shí)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(diǎn)火發(fā)生燃爆后，在點(diǎn)火源附近迅速產(chǎn)生一個球狀高溫區(qū)。隨著反應(yīng)的進(jìn)行，球狀高溫區(qū)域的體積逐漸呈球形擴(kuò)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(dāng)球狀高溫區(qū)擴(kuò)散至艙室壁面時(shí)，高溫區(qū)開始沿壁面擴(kuò)散?；鹧驿h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?，?dǎo)致艙室上部的燃爆火焰?zhèn)鞑ニ俣缺认虏靠?，因此在燃爆結(jié)束時(shí)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(shí)間的繼續(xù)，艙室內(nèi)部溫度逐漸均勻。由于模擬計(jì)算中未考慮艙室壁面的換熱效應(yīng)，燃爆反應(yīng)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(jié)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(shí)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(dāng)航空油料被點(diǎn)燃后，火焰開始擴(kuò)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(dāng)火焰向下傳播至隔板下部時(shí)，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(dǎo)致火焰鋒面產(chǎn)生扭曲和褶皺，在一定程度上促進(jìn)了航空油料的燃燒效率[20]，同時(shí)，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(jié) 論

利用CFD 對不同結(jié)構(gòu)密閉燃料艙內(nèi)航空油料的燃爆過程進(jìn)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?jǐn)?shù)的變化規(guī)律，得到艙室結(jié)構(gòu)對航空油料燃爆的影響規(guī)律，主要結(jié)論如下。

(1)在密閉航空油料艙內(nèi)發(fā)生航空油料蒸汽預(yù)混燃爆現(xiàn)象時(shí)，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(shí)刻，艙室內(nèi)不完全分割隔板的存在會促進(jìn)燃料的燃爆過程，導(dǎo)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(yù)混燃爆現(xiàn)象時(shí)，火焰面呈球形擴(kuò)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(yīng)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?，?dāng)火焰面面積增大或火焰?zhèn)鞑ニ俣燃涌鞎r(shí)，壓力上升速率增大。