影響飛機(jī)燃油箱惰化系統(tǒng)參數(shù)的數(shù)值研究

黃光容,何亞平,牛 奕,汪 箭＊

(1.中國(guó)科學(xué)技術(shù)大學(xué)火災(zāi)科學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,合肥,230026;2.澳大利亞西悉尼大學(xué))

影響飛機(jī)燃油箱惰化系統(tǒng)參數(shù)的數(shù)值研究

黃光容1,何亞平2,牛 奕1,汪 箭1＊

(1.中國(guó)科學(xué)技術(shù)大學(xué)火災(zāi)科學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,合肥,230026;2.澳大利亞西悉尼大學(xué))

選取單個(gè)飛機(jī)燃油箱,運(yùn)用CFD方法模擬了燃油箱惰化系統(tǒng)的惰化過(guò)程。CFD方法的模擬結(jié)果與文獻(xiàn)中的理想混合模型及經(jīng)驗(yàn)公式吻合較好。通過(guò)模擬,發(fā)現(xiàn)增加富氮?dú)怏w的流量、提高富氮?dú)怏w中的氮?dú)夂靠梢钥s短惰化時(shí)間,而增加富氮?dú)怏w噴嘴直徑和燃油箱的體積則會(huì)延長(zhǎng)惰化時(shí)間。其他參數(shù)如燃油箱的形狀和富氮?dú)怏w噴嘴位置對(duì)惰化時(shí)間沒(méi)有明顯的影響,但是影響燃油箱內(nèi)部的氧氣濃度分布。

惰化;富氮?dú)怏w;CFD;純度;直徑

0 引言

1996年環(huán)球航空公司800航班由于燃油箱中線路短路而造成飛機(jī)失事,由此引起了專(zhuān)家學(xué)者對(duì)于飛機(jī)燃油箱惰化系統(tǒng)的研究[1-4]。飛機(jī)在地面時(shí),燃油箱中液面以上的氣相空間的氧氣濃度為21%,飛機(jī)在爬升過(guò)程中由于壓力的降低而使得溶解在燃油中的氧氣被析出,此時(shí)的氧氣濃度大于21%,當(dāng)氧氣與燃油的揮發(fā)蒸汽混合,在有點(diǎn)火源的情況下極易發(fā)生燃燒或是爆炸[5]。減少或消除燃油箱燃燒爆炸危險(xiǎn)性的一個(gè)有效方法是使用惰性氣體對(duì)燃油箱進(jìn)行沖洗,以使燃油箱的氧氣濃度低于其燃燒極限[6-8]。相對(duì)于CO2和氦氣等惰性氣體,氮?dú)飧菀字苽?所以在飛機(jī)燃油箱的惰化過(guò)程中采用了富氮?dú)怏w(即摻有少量氧氣的氧氮混合氣體(NEA))對(duì)燃油箱進(jìn)行沖洗,這個(gè)過(guò)程稱(chēng)為惰化[9-14]。當(dāng)燃油箱中氣相空間的氧氣濃度低于9%時(shí),燃油箱在有點(diǎn)火源或是炮彈打擊的情況下不會(huì)發(fā)生燃燒或是爆炸[15]。影響惰化過(guò)程的參數(shù)很多,Burns通過(guò)實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)一系列的參數(shù),包括NEA氣體的流量,純度,烴類(lèi)氣體的濃度以及溫度等對(duì)惰化過(guò)程的影響[16],但是對(duì)于其他的因素,比如燃油箱的屬性參數(shù),氣體噴嘴參數(shù)等卻沒(méi)有詳細(xì)研究。飛機(jī)燃油箱安全是保障飛機(jī)安全的一個(gè)重要的因素,本文在前人的基礎(chǔ)上,運(yùn)用CFD方法研究了NEA氣體的屬性參數(shù),如流量及純度等,燃油箱的形狀及體積,NEA氣體噴嘴的位置及直徑大小等,通過(guò)模擬研究,完善了前人對(duì)于燃油箱惰化系統(tǒng)的研究。

術(shù)語(yǔ)Cv 方差系數(shù)噴嘴直徑(m)dv 出氣口直徑 (m)D d立方體油箱油箱邊長(zhǎng) (m)N總的單元數(shù)P壓力(pa)Qm NEA氣體的質(zhì)量流量(kg/s)擴(kuò)散系數(shù)(kg/m2·s)E體積置換G方差L

溫度(K)u,v,w 在x,y,z方向速度V速度矢量W油箱體積(m 3)希臘字母α體積置換率β惰化率φ t時(shí)刻的平均氧氣濃度β a 環(huán)境氧氣濃度φ i N E A氧氣濃度η熱傳導(dǎo)系數(shù)(W/m 2 K)μ粘性系數(shù) (k g/m s)ρ密度(k g/m 3)下標(biāo)a環(huán)境j網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)k組分系數(shù)T

1 CFD方法及無(wú)量綱參數(shù)

1.1 基本控制方程

質(zhì)量守恒方程:

動(dòng)量守恒方程:

惰化過(guò)程中沒(méi)有化學(xué)反應(yīng),因此組分輸運(yùn)方程如下

能量守恒方程為:

在燃油箱惰化過(guò)程中,氣體的運(yùn)動(dòng)速度較大,屬

: 于湍流運(yùn)動(dòng),而 k-ε模型在模擬湍流運(yùn)動(dòng)時(shí)能夠較好捕捉過(guò)程,所以應(yīng)用標(biāo)準(zhǔn)的 k-ε模型;重力方向?yàn)閥的負(fù)方向,數(shù)值大小為9.81s/m2。氣體混合物為不可壓縮理想氣體。由于燃油蒸汽相對(duì)于NEA氣體的噴射量非常少,基本不對(duì)惰化過(guò)程產(chǎn)生影響[16],所以燃油蒸汽忽略不計(jì)。同時(shí)燃油與氣相的交界面作為研究對(duì)象的邊界。

1.2 網(wǎng)格及無(wú)量綱參數(shù)

1.2.1 研究系統(tǒng)

燃油箱的基本條件如下:一個(gè)長(zhǎng)寬高均為1米的立方體假定為燃油箱并作為研究對(duì)象,一個(gè)NEA氣體進(jìn)口和一個(gè)氣體出口,底面假定為燃油箱中液相與氣相的交界面。如圖1所示:

圖1 燃油箱尺寸及結(jié)構(gòu)Fig.1 The dimensions of the fuel tank

其中,體積置換率(表示單位時(shí)間的體積置換,定義為:

1.2.2 網(wǎng)格

如圖2中所示的燃油箱惰化系統(tǒng)的進(jìn)氣口、出氣口和其余位置采用不同的網(wǎng)格密度,對(duì)其中的進(jìn)氣口和出氣口應(yīng)用三角形網(wǎng)格,并進(jìn)行了加密,進(jìn)出口旁邊采用網(wǎng)格逐步加密的方式,非進(jìn)出口位置采用四邊形網(wǎng)格。

1.2.3 無(wú)量綱參數(shù)

為了便于分析計(jì)算結(jié)果,引入兩個(gè)無(wú)量綱參數(shù):第一個(gè)是體積置換,E,定義為噴入的NEA氣體總量與燃油箱體積的比率:

第二個(gè)無(wú)量綱參數(shù)為惰化率,其定義為:

圖2 油箱網(wǎng)格系統(tǒng)Fig.2 The grid system of the tank

Burns和Cavage通過(guò)假定惰化過(guò)程中惰化氣體噴入油箱后即時(shí)混合均勻,得到惰化率與體積置換有以下關(guān)系[16]:

同時(shí)他們假定NEA氣體純度是唯一的變量,并通過(guò)做實(shí)驗(yàn)得到了他們的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式如下:

2 CFD計(jì)算過(guò)程

本文首先對(duì)網(wǎng)格獨(dú)立性進(jìn)行了分析,本文共選取3組不同的網(wǎng)格尺寸,其取值如如表1所示。

表1 網(wǎng)格獨(dú)立性分析Table 1 The analysis of mesh sensitiveness

其次,本文主要考慮了以下可能影響惰化系統(tǒng)惰化過(guò)程的因素:

1)NEA氣體的屬性

NEA氣體的濃度不同對(duì)對(duì)惰化過(guò)程的影響,如表2中A系列所示。

NEA氣體噴射流量不同對(duì)惰化過(guò)程的影響,其參數(shù)如表2中系列B所示。

NEA氣體的流量和油箱體積同時(shí)變化,如表2中C系列所示。

2)油箱的體積和形狀

油箱的形狀為圓柱形、立方形與長(zhǎng)方體,同時(shí),他們的體積大小一樣,均為1m3

油箱為立方體,體積變化過(guò)程中即為立方體邊長(zhǎng)的增加,如表2中D系列所示。

3)NEA氣體噴嘴的位置及直徑

位置如圖3所示,NEA氣體噴嘴的位置分別在角落(圖3(a)),左邊(圖3(b))和中央(圖 3(c)),考慮這三種情況下對(duì)惰化過(guò)程的影響。

NEA氣體噴嘴直徑不同對(duì)惰化過(guò)程的影響,如表2中的E系列所示。

圖3 不同的NEA噴嘴位置Fig.3 Different inlet nozzle locations

表2 參數(shù)取值Table 2 The parameters

C 0.001～5.832 - 5 0 0.01 0 0.06 0 1～1.8 0.2 D 0.006 0 5 0 0.01 0 0.06 0 1～2 0.2 E 0.001 0 5 0 0.005,0.015 0.01～0.06 0.01 0.06 0 1 0

3 結(jié)果及分析

3.1 網(wǎng)格獨(dú)立性分析

從圖4可以看出,當(dāng)對(duì)進(jìn)氣口,出氣口和其余位置采用不同的網(wǎng)格密度時(shí),氧氣濃度隨時(shí)間的變化曲線基本不變,說(shuō)明在計(jì)算的精度要求范圍內(nèi),網(wǎng)格尺寸基本不影響計(jì)算結(jié)果,綜合考慮計(jì)算的精度和計(jì)算成本,本文選用case 2中所示的網(wǎng)格密度。

圖4 氧氣濃度隨時(shí)間的變化曲線Fig.4 Variation of O2concentration in the tank at different time

3.2 NEA氣體屬性對(duì)惰化過(guò)程的影響

圖5 當(dāng) NEA氣體純度不同時(shí),氧氣濃度的變化Fig.5 Variation of O2concentration in the tank at different NEA purities

3.2.1 NEA氣體純度變化

從圖5可以看出,在流量等其他條件不變時(shí),增加NEA氣體的純度,惰化所需要的時(shí)間減少。

圖6 CFD結(jié)果與理想混合模型和經(jīng)驗(yàn)公式對(duì)比Fig.6 Volumetric tank exchange versus tank inerting ratio for different NEA purities:Comparisons with different models

將圖5中的結(jié)果換成無(wú)量綱參數(shù)可得到圖6,從圖6可以看出,當(dāng) NEA氣體純度不同時(shí),其體積置換與惰化率曲線重合為一條曲線,如圖中曲線A所示。并將CFD的結(jié)果與理想混合模型(式10)和Burns的經(jīng)驗(yàn)公式(式11)進(jìn)行比較,發(fā)現(xiàn)他們吻合程度較好。由此可以證明CFD能夠比較準(zhǔn)確地模擬惰化過(guò)程中氧氣濃度的變化。

圖7 當(dāng)NEA射流流量不同時(shí)油箱氧氣濃度的變化曲線Fig.7 V ariation of O2concentration in the tankat different NEA(95%N2)injection rates at left middle nozzle location

3.2.2 NEA氣體流量變化

從圖7可以看出,當(dāng)增加惰化氣體的流量時(shí),達(dá)到惰化要求所需要的時(shí)間逐漸減少,流量與惰化時(shí)間基本成反比關(guān)系。

圖8 當(dāng)NEA氣體的射流率不同時(shí)體積置換與惰化率的關(guān)系Fig.8 V olumetric tankexchange versus tank inerting ratio for different injection rates

圖8是將圖7中結(jié)果轉(zhuǎn)化為無(wú)量綱參數(shù)而得,如圖8所示,當(dāng)NEA氣體的射流率不同時(shí),不同流量的體積置換與惰化率曲線基本重合。并且,CFD的結(jié)果與Burns的理想混合模型結(jié)果吻合較好。

從圖9中可以看出,當(dāng)燃油箱的體積與NEA氣體的流量的比值相同時(shí),氧氣濃度與時(shí)間的曲線基本重合,這說(shuō)明,當(dāng)NEA氣體流量與油箱體積以相同比值變化時(shí),不會(huì)對(duì)惰化過(guò)程產(chǎn)生影響。

圖9 當(dāng) NEA氣體流量與燃油箱體積成比例變化時(shí),油箱中氧氣濃度與時(shí)間的關(guān)系Fig.9 Tank oxygen concentration versus time when the volume and the flowrate is in proportion

3.3 容器體積及形狀對(duì)惰化過(guò)程的影響

3.3.1 燃油箱體積變化時(shí)

從圖10可以看出,增加油箱的體積,則達(dá)到惰化的時(shí)間越長(zhǎng)。

圖10 當(dāng)燃油箱的體積不同時(shí),氧氣濃度的變化Fig.10 Variation of O2concentration for different tank volumes

3.3.2 燃油箱形狀變化時(shí)

如圖11所示,當(dāng)燃油箱的形狀不同而總的體積保持不變的時(shí)候,氧氣濃度與時(shí)間的曲線基本重合,說(shuō)明燃油箱不會(huì)對(duì)惰化過(guò)程產(chǎn)生影響。

圖11 當(dāng)油箱的體積相同不同形狀時(shí),惰化時(shí)間與氧氣濃度的關(guān)系Fig.11 Tank oxygen concentration versus time for different geometries of the tank

3.4 NEA氣體噴嘴的位置及直徑大小對(duì)惰化過(guò)程的

3.4.1 NEA氣體噴嘴位置

從圖12可以看出,當(dāng)NEA氣體噴嘴的位置不同時(shí),比如角落(left corner)、左邊(left middle)、中央(middle),氧氣濃度與時(shí)間的曲線基本重合,說(shuō)明噴嘴位置不同基本不對(duì)惰化過(guò)程產(chǎn)生影響。

圖13為750s時(shí),Z=0.5m的平面上氧氣濃度為15%和14.5%的等值線圖,從中可見(jiàn),氧氣濃度的分布因?yàn)镹EA氣體噴嘴的位置不同而不同。噴嘴在中央時(shí),等值線圖分布在底部;噴嘴在左邊時(shí),等值線圖在其流動(dòng)方向的平行位置;而噴嘴在角落時(shí),等值線圖分布不是很有規(guī)律。為了查看這三種情況的氧氣濃度均勻度,特引入方差系數(shù) Cv:

圖12 NEA氣體噴嘴在不同位置時(shí)惰化時(shí)間與氧氣濃度的關(guān)系Fig.12 Tank oxygen concentration versus time at different locations of the nozzle

方差系數(shù)代表變量的離散程度,方差系數(shù)越小,則表明越均勻,用 Cv1,Cv2,Cv3分別代表角落,左邊,中央時(shí)氧氣濃度的方差系數(shù),經(jīng)過(guò)計(jì)算得到 Cv1=0.02,Cv2=0.0066,Cv3=0.0199,可以看出 ,當(dāng)噴嘴在左邊的時(shí)候,氧氣濃度的分布比在中央和角落更均勻,而后面兩種情況的分布基本一致。

圖13 在750s時(shí)不同噴嘴位置時(shí)z=0.5m平面上氧氣濃度分布圖Fig.13 The O2distribution at the slicez=0.5mat 750s

3.4.2 NEA氣體直徑大小

由圖14可以看出,當(dāng)NEA氣體噴嘴的直徑不一樣時(shí),氧氣濃度與惰化時(shí)間并不重合。當(dāng)NEA氣體噴嘴時(shí)0.01m時(shí),惰化時(shí)間約為1890s,而當(dāng)直徑為0.02m時(shí),惰化時(shí)間約為2700s。.在理想混合模型(式10)中,并沒(méi)有包含噴嘴直徑這個(gè)參數(shù),所以理想混合模型不能反映NEA氣體噴嘴直徑變化對(duì)惰化過(guò)程的影響。如圖14中,當(dāng)直徑不同時(shí),對(duì)于理想混合模型,氧氣濃度與時(shí)間僅為匯成一條直線。

圖14 當(dāng)NEA氣體噴嘴不同時(shí),氧氣濃度與惰化時(shí)間的關(guān)系圖Fig.14 Oxygen concentration with different inlet nozzle diameters

圖15為油箱y方向上不同截面的氧氣濃度隨時(shí)間的變化圖,從圖15可以看出,當(dāng) d=0.01m時(shí),在油箱的y方向上的每一個(gè)間距為0.1m的面上,氧氣濃度分布較為均勻,基本不隨時(shí)間的變化而變化;而當(dāng) d=0.06m時(shí),氧氣濃度在豎直面上的各個(gè)層上氧氣濃度隨時(shí)間變化較大,出現(xiàn)了明顯的分層現(xiàn)象,而在理想混合模型中假設(shè)每時(shí)每刻都是混合均勻的,顯然,這與實(shí)際情況不符。所以理想混合模型需要進(jìn)一步修改才能與實(shí)際情況相符。

4 結(jié)論與討論

本文運(yùn)用CFD方法,分析對(duì)惰化過(guò)程可能產(chǎn)生影響的參數(shù)。本文首先將CFD的模擬結(jié)果與文獻(xiàn)中的理想混合模型和經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行對(duì)比,發(fā)現(xiàn)CFD方法與其他模型及方法吻合很好,并分析了NEA氣體的流量,純度,燃油箱的體積和NEA氣體噴嘴的位置及直徑等參數(shù)對(duì)惰化過(guò)程的影響。結(jié)果發(fā)現(xiàn),增加NEA氣體的流量和純度能減少惰化時(shí)間;增加燃油箱的體積和NEA氣體的直徑則延長(zhǎng)惰化時(shí)間;燃油箱的形狀,NEA氣體的噴嘴位置基本不對(duì)惰化過(guò)程產(chǎn)生影響,但影響其內(nèi)部氧氣濃度的分布及均勻度。ENA氣體流量、純度和燃油箱的體積對(duì)惰化過(guò)程的影響均與文獻(xiàn)中的理想混合模型吻合的很好,但是該模型中并沒(méi)有包含直徑對(duì)惰化過(guò)程的影響,對(duì)于這個(gè)情況,需進(jìn)行進(jìn)一步的研究。

圖15 不同時(shí)刻在y方向上不同平面的氧氣濃度分布Fig.15 Oxygen concentration on y plane as time increases

[1]Cavage WM,Summer SM,Ochs RI,Polymeropoulos CE.Studying Flammability in a Commercial Transport Fuel Tank with Inerting[R].SAE International,2005.

[2]Burns M,Cavage WM.Ground and Flight Testing of a Boeing 737 Center Wing Fuel Tank Inerted With Nitrogen-Enriched Air[R].Willlam J Hughes Technical center,2011.

[3]Burns M.Flight Testing of the FAA Onboard Inert Gas Generation System on an Airbus A320[R].Federal A-viation Administration,2004.

[4]Federal Aviation Administration Group.A Review of the Flammability Hazard of Jet A Fuel Vapor in Civil Transport Aircraft Fuel Tanks[R].Federal Aviation Administration,1998.

[5]Summer SM.Limiting oxygen concentration required to inert jet fuel vapors existing at reduced fuel tank pressures-final phase[R].U.S.Department of Transportation,2004.

[6]Drysdale D.An introduction to fire dynamics[M].John Wiley&Sons Inc.1999.

[7]Molnarne M,Mizsey P,Schroder V.Flammability of gas mixtures:Part 2:Influence of inert gases[J].Journal of Hazardous Materials,2005,121(1-3):45-49.

[8]Schroder V,Molnarne M.Flammability of gas mixtures::Part 1:Fire potential[J].Journal of Hazardous Materials,2005,121(1-3):37-44.

[9]Chen CC,Wang TC,Liaw HJ,Chen HC.Nitrogen dilution effect on the flammability limits for hydrocarbons[J].Journal of Hazardous Materials,2009,166(2-3):880-890.

[10]Crowl DA,Louvar J F,Chemical Process Safety:Fundamentals with Applications[M].Prentice-Hall,New Jersey,USA,2001.

[11]Desmarais LA,Yagle WJ,Grenic AF.Vulnerability methodology and protective measures for aircraft fire and explosion hazards,volume III on-board inert gas generator system (OBIGS) studies part3 aircraft OBIGGS designs[R].DTIC Document,1986.

[12]Kondo S,Takizawa K,Takahashi A,Tokuhashi K,Sekiya A.A study on flammability limits of fuel mixtures[J].Journal of Hazardous Materials,2008,155(3):440-448.

[13]Planas-Cuchi E,Vichez JA.Casal J.Fire and explosion hazards during filling/emptying of tanks[J].Journal of Loss Prevention in the Process Industries,1999,12(6):479-483.

[14]Wang TC,Chen CC,Chen HC.Nitrogen and carbon dioxide dilution effect on upper flammability limits for organic compound containing carbon,hydrogen and oxygen atoms[J].Journal of the Taiwan Institute of Chemical Engineers,2010,41(4):453-464.

[15]Reynolds TI.Onboard Inert Gas Generation System/Onboard Oxygen Gas Generation System(OBIGGS/OBOGS)Study.Part I:Aircraft System Requirements[R].National Aeronautics and Space Administration,2001.

[16]Burns M,Cavage WM.Inerting of a Vented Aircraft Fuel Tank Test Article With Nitrogen-Enriched Air[R].Willlam J Hughes Technical center,2001.

Numerical research on the parameters influencing the inerting process of aircraft fuel tank

HUANG Guang-rong1,HE Ya-ping2,NIU Yi1,WANGJian1

(1.State Key Laboratory of Fire Science,University of Science and Technology of China,Hefei,Anhui,230026,China;2.School of Engineering,University of Western Sydney)

A single vented tank is used in CFD numerical simulations to study the factors that affect the inerting process.The considered factors include the flow rate,purity of the NEA,diameter of the nozzle,geometry of the tank,location of the nozzle and so on.The calculated tendency of the tank inerting ratio varying with the volumetric tank exchange agrees well with the empirical curve and the exact solutions by the other researchers.The inerting time would be decreased by increasing the flow rate and the purity of the NEA,or by decreasing the diameter of the nozzle and the volume of the tank.The geometry of the tank and the location of the nozzle have little influence on the inerting process,however,the distribution of the O2 concentration could be obviously affected by these factors.

Fuel tank;Aircraft;Inerting;NEA;CFD

O61

A

1004-5309(2011)-0117-08

2011-03-07;修改日期:2011-03-29

黃光容(1984.8-),女,碩士,研究方向?yàn)橛?jì)算機(jī)數(shù)值模擬。

汪箭,教授,E-mail:wangj@ustc.edu.cn.