李玉芳,彭孝天,彭 浩,楊阿建
(1.中航西安飛機(jī)工業(yè)集團(tuán)股份有限公司,陜西西安 710089;2.南京工業(yè)大學(xué),江蘇南京 211816)
飛機(jī)燃油箱氣相空間存在空氣與燃油蒸氣的混合物,嚴(yán)重威脅著飛行安全[1-2]。機(jī)艙安全研究技術(shù)小組對(duì)1966—2009 年全世界3 726 起民機(jī)事故進(jìn)行統(tǒng)計(jì),結(jié)果顯示,共有370 起事故與油箱燃燒爆炸有關(guān)[3]。因此,美國(guó)聯(lián)邦航空管理局(Federal Aviation Administration,F(xiàn)AA)和美國(guó)國(guó)家運(yùn)輸安全部(National Transportation Safety Board,NTSB)均認(rèn)為惰化技術(shù)是抑制油箱燃爆的有效手段,并頒發(fā)了適航規(guī)章,要求采取有效措施降低點(diǎn)火源(SFAR88)和可燃蒸汽體積分?jǐn)?shù),以減少運(yùn)輸類飛機(jī)燃油箱可燃性(FAR 25.981)[4-5]。中國(guó)民用航空局(Civil Aviation Administration of China,CCAC)也制定有類似的適航規(guī)章(CCAR 25.981-R4)[6]。
燃油箱惰化技術(shù)經(jīng)歷了60多年的發(fā)展,大致可分為被動(dòng)式和主動(dòng)式。被動(dòng)式是指將網(wǎng)狀鋁合金或網(wǎng)狀聚氨酯等材料填充在油箱內(nèi)部,燃燒發(fā)生時(shí),通過(guò)抑制火焰?zhèn)鞑ニ俣葋?lái)防止油箱過(guò)壓和爆炸[7-8];主動(dòng)式則是利用Haoln、富氮?dú)怏w或CO2等惰性氣體,置換出油箱氣相和燃油中溶解的O2,通過(guò)降低油箱氣相空間O2體積分?jǐn)?shù)來(lái)達(dá)到防火抑爆目的。目前,應(yīng)用最廣的是機(jī)載中空纖維膜制氮惰化技術(shù)(Hollow Fiber Membrane On-Board Inert Gas Generation System,HFM-OBIGGS),其基本原理是將空氣預(yù)處理后通入中空纖維膜,將O2與N2分離,富氮?dú)怏w流入油箱進(jìn)行沖洗惰化,該技術(shù)在B320、B747和C919等機(jī)型上均得到應(yīng)用[9-10]。但從實(shí)際應(yīng)用效果來(lái)看,該技術(shù)存在以下問(wèn)題:1)膜絲易堵塞、分離效率下降快、壽命短;2)要求膜入口氣體壓力高,不能應(yīng)用在引氣不足的機(jī)型(如直升機(jī))上;3)大量燃油蒸氣被排出油箱,污染環(huán)境[11-12]。
因此,國(guó)內(nèi)外學(xué)者開(kāi)始研究新型的惰化系統(tǒng),如吸附惰化[13]、冷卻惰化[14]、催化惰化[15]等。其中,催化惰化被認(rèn)為是最有可能替代HFM-OBIGGS 的下一代燃油箱惰化技術(shù)[16-18]。目前,美國(guó)Phyre公司已基于催化惰化的原理制造出樣機(jī),并于2011年在A-3攻擊機(jī)的油箱進(jìn)行了試驗(yàn)[19]。結(jié)果表明,這種惰化方式具有以下幾個(gè)優(yōu)勢(shì):1)惰化速率快,啟動(dòng)后5 min內(nèi)就可將油箱上部氣相空間O2體積分?jǐn)?shù)從21%降低至2%,而HFM-OBIGGS 則需20~30 min;2)體積小、質(zhì)量輕、耗能低;3)燃油蒸氣被消耗,環(huán)境污染小[20-21]。
燃油類型對(duì)催化惰化系統(tǒng)性能的影響非常大[22-23]。由于燃油蒸氣是反應(yīng)物,不同燃油的燃油蒸氣密度不同、組分構(gòu)成也不同[24]。如國(guó)外在進(jìn)行耗氧型惰化實(shí)驗(yàn)時(shí),使用的燃油為JP-8,其燃油蒸氣壓僅為0.6 kPa,但其催化反應(yīng)溫度高達(dá)250°C。而對(duì)于國(guó)產(chǎn)RP-3 和RP-5 燃油,燃油蒸氣壓高達(dá)6 kPa 和13.84 kPa,氧化反應(yīng)劇烈,催化反應(yīng)器有可能會(huì)產(chǎn)生飛溫,使得整個(gè)催化反應(yīng)不可控。除此之外,當(dāng)燃油蒸氣分壓非常高時(shí),從油箱抽吸的混合氣中的O2也可能仍不足以支持燃油蒸氣完全催化氧化,從而影響惰性氣體的生成量。而在反應(yīng)器進(jìn)口補(bǔ)充一定的外部空氣,一方面可以稀釋燃油蒸氣體積分?jǐn)?shù),防止飛溫產(chǎn)生,另一方面也為燃油蒸氣催化氧化反應(yīng)提供足夠O2,并提供更多的惰性氣體,從而提升惰化效率。但增加補(bǔ)氣的同時(shí),進(jìn)入催化反應(yīng)器的氣體流量變大,預(yù)熱耗功以及反應(yīng)后氣體的冷卻量也將增加。因此,惰化系統(tǒng)中是否需要補(bǔ)氣以及補(bǔ)氣量如何確定須要做進(jìn)一步的研究。
鑒于此,本文在一些合理假設(shè)的基礎(chǔ)上,建立了帶補(bǔ)氣的催化惰化系統(tǒng)模型[25],研究了在不同催化效率下,補(bǔ)氣對(duì)惰化系統(tǒng)的影響和補(bǔ)氣比的確定。
帶補(bǔ)氣的催化惰化系統(tǒng)流程及主要部件前后氣體流量關(guān)系,如圖1 所示。抽取燃油箱氣相空間混合氣與補(bǔ)氣混合后流入電預(yù)熱器中,加熱至反應(yīng)溫度進(jìn)入催化反應(yīng)器,反應(yīng)后形成主要由CO2、N2構(gòu)成的惰性氣體,混合惰氣流經(jīng)冷卻器脫除水分后被注回油箱與上部空間氣體混合,從而降低氣相空間O2體積分?jǐn)?shù),達(dá)到惰化抑爆的目的。
圖1 催化惰化系統(tǒng)流程示意圖Fig.1 Schematic flow chart of catalytic interting system
本文研究?jī)?nèi)容基于如下假設(shè):
1)燃油是由復(fù)雜的碳?xì)浠衔锝M成,本文假定其分子通式可表示為CaHb,且不考慮燃油分子中所存在的O、S、N等微量元素;
2)不考慮油箱與外界的傳熱影響,認(rèn)為油箱溫度恒為40°C,基于自持式催化燃燒特點(diǎn),認(rèn)為進(jìn)入催化反應(yīng)器混合氣體溫度為150°C,反應(yīng)后溫度為200°C;
3)忽略管道阻力;
4)認(rèn)為H2O在冷卻器中能被完全脫除,且外界補(bǔ)氣是干燥的;
5)氣相混合過(guò)程瞬間完成,而氣體在燃油中逸出和溶解過(guò)程按照非平衡關(guān)系考慮;
6)惰化過(guò)程在地面進(jìn)行,且燃油蒸氣分壓始終按飽和蒸汽壓計(jì)算。
在催化反應(yīng)器中,化學(xué)反應(yīng)方程式如下:
考慮即使反應(yīng)器中O2過(guò)量,燃油蒸氣也不可能被完全氧化成CO2和H2O,因此定義催化效率ηcat為:
式(2)中:n?cat,o,F、n?cat,i,F分別為催化反應(yīng)器進(jìn)出口燃油蒸氣的摩爾流量,mol/s。
定義補(bǔ)氣比ra為外界補(bǔ)氣流量n?2與油箱出口氣體流量n?1之比:
式(4)中:CV為反應(yīng)氣體的平均比熱,J/( mol·℃);T0、T1和T2分別為環(huán)境溫度和反應(yīng)器前后氣體溫度,℃。
若式(5)成立,則參與反應(yīng)的O2充足,催化反應(yīng)器內(nèi)消耗的燃油蒸氣量按式(6)計(jì)算;否則,按式(7)確定。
式(5)~(7)中:xU,F、xU,O、xA,O分別為油箱上部燃油蒸氣和O2、空氣中O2的體積分?jǐn)?shù),%;n?cat,F為反應(yīng)器中消耗的燃油蒸氣摩爾流量,mol/s。
按式(8)可計(jì)算反應(yīng)器中消耗的O2量及生成的CO2、H2O量,進(jìn)而確定流出反應(yīng)器各組分摩爾流量。
反應(yīng)器中放熱量Pcat為:
式(8)中,Hu為RP-3燃油熱值,J/mol。本文在計(jì)算時(shí)認(rèn)為反應(yīng)器放熱量一部分用于將反應(yīng)氣體溫度從T1升至T2,剩余熱量被冷卻空氣帶走。
以油箱氣相空間為控制體,建立各氣體組分質(zhì)量守恒方程如下:
式(9)~(11)中:n?U,i,O、n?U,i,N、n?U,i,C、n?U,o,O、n?U,o,N和n?U,o,C分別為流入、流出油箱的O2、N2和CO2的摩爾流量,mol/s;n?A,O、n?A,N和n?A,C分別為與外界環(huán)境交換的O2、N2和CO2的摩爾流量,mol/s;p?U,O、p?U,N和p?U,C分別為油箱氣相空間各組分的壓力變化,Pa/s;VU,VF為油箱氣相、液相體積,m3;TU,TF為氣相、液相溫度,K;R為氣體常數(shù),J/( mol ?K )。
氣體從燃油中逸出或向燃油中溶解的量滿足亨利定律,可按照平衡關(guān)系計(jì)算。壓力減小時(shí),逸出量為正,即:
式(12)~(14)中:n?F,O、n?F,N和n?F,C分別為燃油中溶解逸出的O2、N2和CO2的摩爾流量,mol/s;βO、βN和βC分別為O2、N2和CO2的Ostwald系數(shù)。
在惰化過(guò)程中,由于進(jìn)出油箱的氣體量不同,氣體會(huì)從油箱中排出或從外界進(jìn)入油箱。因此,氣體流動(dòng)狀態(tài)是從油箱排出還是流入油箱,必須從物質(zhì)總量變化來(lái)判斷。
1)當(dāng)流入油箱的氣體足夠?yàn)橛拖湓鰤簳r(shí),即存在如下關(guān)系:
則油箱中的氣體向外界等比例排放,排出氣體量滿足關(guān)系:
2)當(dāng)流入油箱的氣體不足以為油箱增壓時(shí),即存在如下關(guān)系:
則外界氣體流入油箱,流入氣體滿足:
同時(shí),油箱中氣體分壓力之和與外界環(huán)境壓力pt相同,滿足:
通過(guò)油箱沖洗實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了系統(tǒng)中核心油箱模型的正確性,詳見(jiàn)文獻(xiàn)[22],在此不再贅述。
本文所計(jì)算的油箱為某機(jī)型的中央翼油箱,體積為0.48 m3,以RP-3 航空燃油為研究對(duì)象,a為10.05,b為20.42。參照文獻(xiàn)[22]結(jié)果,設(shè)定油箱載油率為50%,油箱出口體積流量為30 L/min。
本文假設(shè)油箱內(nèi)燃油蒸氣體積分?jǐn)?shù)恒定,因而當(dāng)催化效率一定時(shí),催化反應(yīng)所需的O2量也隨著確定。但隨著惰化的進(jìn)行,油箱上部空間O2體積分?jǐn)?shù)逐漸降低,為保證反應(yīng)中O2充足,外界補(bǔ)氣量應(yīng)逐漸增加,補(bǔ)氣比也在逐漸變化。為方便討論,定義補(bǔ)氣下限為惰化初始時(shí),在一定催化效率下,燃油蒸氣恰好完全反應(yīng)所需外界補(bǔ)氣量,補(bǔ)氣上限為油箱中O2體積分?jǐn)?shù)為0時(shí),所需的外界補(bǔ)氣量。其確定方式如下,如果剛開(kāi)始時(shí),O2足夠與燃油蒸氣反應(yīng),即:
根據(jù)前文模型,計(jì)算出燃油分別為RP-3、JP-8時(shí),所需的補(bǔ)氣比上下限,如圖2所示。
圖2 補(bǔ)氣比隨催化效率的變化關(guān)系Fig.2 Relationship between air supply ratio and catalytic efficiency
可見(jiàn),對(duì)于JP-8 燃油而言,由于其燃油蒸氣壓較低,油箱內(nèi)燃油蒸氣體積分?jǐn)?shù)小,反應(yīng)所需的O2量不多,因此需補(bǔ)氣比較小。對(duì)于RP-3 航空燃油:催化效率低于臨界值時(shí),補(bǔ)氣下限為0,即開(kāi)始反應(yīng)時(shí),油箱內(nèi)的O2含量滿足反應(yīng)消耗,無(wú)需外界補(bǔ)氣;而當(dāng)催化效率逐漸變大時(shí),油箱氣相空間的O2含量已滿足不了反應(yīng)要求,故需補(bǔ)氣量較大,且臨界催化效率可按式(24)確定:
為了解補(bǔ)氣對(duì)催化惰化系統(tǒng)產(chǎn)生的影響,計(jì)算了RP-3燃油在不同催化效率下,系統(tǒng)無(wú)補(bǔ)氣及上限補(bǔ)氣狀態(tài)時(shí),惰化系統(tǒng)的性能變化。
2.2.1 油箱內(nèi)O2體積分?jǐn)?shù)
各工況下油箱氣、液相中O2體積分?jǐn)?shù)隨惰化時(shí)間的變化如圖3所示。
圖3 油箱O2體積分?jǐn)?shù)隨惰化時(shí)間的變化Fig.3 Variation of oxygen concentration in tank with inerting time
無(wú)補(bǔ)氣時(shí),催化效率為0.3、0.5、0.7 和0.9 的變化曲線重合,這是因?yàn)榇呋矢哂谂R界值后,O2量即不足,以進(jìn)入反應(yīng)器中的O2量為基準(zhǔn);有補(bǔ)氣時(shí),催化效率越高,則油箱氣相空間O2體積分?jǐn)?shù)降到9%所需的惰化時(shí)間越短。值得注意的是,催化效率為0.1時(shí),增加補(bǔ)氣后,惰化時(shí)間反而增加,這是因?yàn)榇藭r(shí)催化效率低,油箱內(nèi)原有O2量已足夠滿足反應(yīng),加入補(bǔ)氣反而使更多的O2注回油箱。
為更加直觀地得到補(bǔ)氣對(duì)惰化性能的影響,計(jì)算得到無(wú)補(bǔ)氣和補(bǔ)氣上限2 種情況下,油箱氣相空間O2體積分?jǐn)?shù)降到9%時(shí)所需的惰化時(shí)間隨催化效率的變化關(guān)系,如圖4所示。
圖4 惰化時(shí)間隨催化效率的變化關(guān)系Fig.4 Variation of inerting time with catalytic efficiency
可見(jiàn):無(wú)補(bǔ)氣時(shí),惰化時(shí)間對(duì)催化效率的增大先縮短后不變;補(bǔ)氣上限時(shí),惰化時(shí)間隨催化效率的增大一直減小,且當(dāng)催化效率大于一定值時(shí),加入補(bǔ)氣可以縮短惰化時(shí)間。
2.2.2 預(yù)熱功率
圖5 為預(yù)熱功率隨惰化時(shí)間的變化情況??梢?jiàn),預(yù)熱功率僅與進(jìn)入反應(yīng)器的氣量有關(guān)。無(wú)補(bǔ)氣時(shí),預(yù)熱功率與催化效率無(wú)關(guān);有補(bǔ)氣時(shí),催化效率越高,補(bǔ)氣量越大,所需預(yù)熱功率也越高。
圖5 預(yù)熱功率隨惰化時(shí)間的變化Fig.5 Variation of preheating power with inerting time
2.2.3 所需冷卻空氣量
反應(yīng)器及冷卻器內(nèi)所需冷卻空氣量,如圖6 所示。對(duì)于反應(yīng)器而言,無(wú)補(bǔ)氣時(shí):催化效率為0.3、0.5、0.7和0.9時(shí)的變化曲線重合,這是因?yàn)榇藭r(shí)以O(shè)2量為反應(yīng)基準(zhǔn),反應(yīng)放熱量相同;催化效率0.1 時(shí),760 s 后所需冷卻空氣量開(kāi)始變化,這是因?yàn)榇呋实停?60 s 之前,油箱內(nèi)O2含量滿足反應(yīng)需求。有補(bǔ)氣時(shí),催化效率越高,反應(yīng)越劇烈,所需的冷卻空氣量越大。對(duì)于冷卻器,有補(bǔ)氣時(shí),催化效率越高,則冷卻器內(nèi)所需冷卻空氣量越大。由于計(jì)算中考慮了氣體組分的變化,冷卻器中所需冷卻空氣量隨惰化時(shí)間增長(zhǎng)有輕微的升高。
圖6 所需冷卻空氣量隨惰化時(shí)間的變化Fig.6 Variation of cooling air volume with inerting time
為了確定最佳補(bǔ)氣比,計(jì)算了催化效率為0.4,補(bǔ)氣比取0、0.5、1、1.5、2 時(shí)系統(tǒng)的性能變化。圖7 為不同補(bǔ)氣比下油箱氣相空間O2體積分?jǐn)?shù)隨惰化時(shí)間的變化。可見(jiàn),有補(bǔ)氣時(shí),所需惰化時(shí)間變短,但催化效率一定時(shí),并非補(bǔ)氣比越高,惰化時(shí)間越短。另外,補(bǔ)氣比的大小還影響著油箱最終O2體積分?jǐn)?shù)。
圖7 油箱氣相空間O2體積分?jǐn)?shù)隨惰化時(shí)間的變化Fig.7 Variation of oxygen concentration in tank gas phase space with inerting time
不同催化效率下,惰化時(shí)間隨補(bǔ)氣比的變化關(guān)系,如圖8 所示??梢钥闯?,催化效率一定時(shí),隨補(bǔ)氣比的增大,惰化時(shí)間先縮短后變長(zhǎng),因而存在最優(yōu)補(bǔ)氣比,且最優(yōu)解raopt與催化效率之間近似滿足如下經(jīng)驗(yàn)公式:
圖8 惰化時(shí)間隨補(bǔ)氣比的變化關(guān)系Fig.8 Relationship between inerting time and air supplys ratio
針對(duì)國(guó)產(chǎn)RP-3航空燃油蒸氣體積分?jǐn)?shù)高的特點(diǎn),本文提出了1 種帶外界補(bǔ)氣的燃油箱催化惰化系統(tǒng),并編程求解計(jì)算,得到結(jié)論如下。
1)定義了臨界催化效率,并給出了計(jì)算方法。催化效率低于臨界值,加入補(bǔ)氣反而會(huì)增加惰化時(shí)間;催化效率超過(guò)臨界值,加入補(bǔ)氣可以縮短惰化時(shí)間,但同時(shí)增加了預(yù)熱功率以及冷卻氣體流量。
2)催化效率不變時(shí),外界補(bǔ)氣比存在最優(yōu)解,且最優(yōu)解介于上下補(bǔ)氣比之間,并與催化效率呈正相關(guān),歸納了經(jīng)驗(yàn)公式。
3)國(guó)內(nèi)在設(shè)計(jì)催化惰化系統(tǒng)時(shí),可加入補(bǔ)氣系統(tǒng),在增加有限的預(yù)熱功率及冷卻氣體條件下,可大大縮短惰化時(shí)間,提升系統(tǒng)惰化性能。