航天推進劑廢氣廢液燃燒處理實驗

陳 帆，牛曉轍，佘彩青，李 鵬，楊岸龍

(西安航天動力研究所，陜西 西安 710100)

0 引言

肼類燃料(無水肼、甲基肼、偏二甲肼等)與硝基類氧化劑(四氧化二氮、綠色四氧化二氮、紅煙硝酸)等常規推進劑廣泛應用于國內外航天動力系統[1-2]。由于肼類燃料與硝基類氧化劑均為具有腐蝕性的高毒或劇毒物質，且多具有致癌作用[3]，而在科研、生產與試驗過程中，如地面試車、靶場發射推進劑轉加注或泄出等環節，不可避免會產生推進劑廢氣與廢液，若不進行及時、徹底處理，極易造成人員健康損害和環境污染，為此，國內外相關研究機構均在推進劑廢氣廢液處理方面進行著不懈努力。

目前針對航天推進劑廢氣廢液的處理方法通常有物理吸收法、化學中和處理法、燃燒法及生物處理法[4-8]。常見的物理吸收法包含水吸收、活性炭吸收、離子交換法，由于吸收后載體需要二次處理的問題已瀕于淘汰，目前僅在發生少量泄漏時采用。化學中和處理法工藝成熟，但存在處理周期較長、投入成本高、使用場所受限的缺點，尤其在處理量較大的情況下，需配套大型中和塔或污水處理池。燃燒法是采用熱力燃燒或催化燃燒的方法處理廢氣廢液，具有有害物質去除率高、處理速度快、設備靈活機動、低成本等優點，特別適用于航天機構試驗工位分散、工作間歇的特點，是行業內一個重要的研究方向。

燃燒法處理的關鍵技術在于燃燒裝置性能及其處理工藝流程，如何實現有毒物質充分分解的同時防止燃氣內NOx、碳煙、烴類等有害產物的生成是一個很大的難題。催化燃燒法借助于催化劑實現推進劑氧化/還原溫度的顯著降低，可采用電加熱或燃氣換熱的方式使有害物質充分分解，以此避免處理環節存在的二次污染，如北京航天試驗技術研究所[9]采用空氣預熱器反應催化床實現了NO295%的去除率；何息忠[10]借助催化燃燒器實現偏二甲肼99%的去除率；焦天恕等[11]采用板式換熱器與催化反應器實現對偏二甲肼廢氣的處理。催化燃燒法對催化劑的性能要求很高，處理量的不匹配、催化劑保存不善等很容易造成催化劑失活，目前很難得到推廣應用。相應地，更多的研究機構致力于熱力燃燒處理法，曹立仁等[12]開展了空氣/煤油燃燒爐處理偏二甲肼/四氧化二氮的一系列研究，實現了NO2小于680 ppm、偏二甲肼小于0.5 ppm的處理效果；沈全福[13]采用煤油燃燒爐實現了NO2小于800 ppm、偏二甲肼小于0.5 ppm的處理效果；美國馬伏特公司的瞬時膨脹式焚燒爐采用甲烷為燃料，肼處理后濃度小于2 mg/L，NOx小于165 mg/L；侯瑞琴等[14]以及張福光等[15]分別獨立設計了采用柴油助燃的推進劑廢氣廢液集成式處理裝置，但并未對處理效果進行說明；張暉等[16]嘗試將N2O4加熱汽化后在焚燒爐中與燃料反應。從相關報道來看，國內熱力燃燒處理法還存在有害物質排放濃度過高的問題，主要原因在于燃燒器的結構設計及處理環節中燃氣溫度、混合比的控制方面存在不足。

本文設計了一種新型火箭煤油/空氣燃燒裝置，以高壓離心風機、齒輪燃料泵、電磁閥等組成介質分級輸送系統，采用分區、分組燃燒策略實現推進劑組分的徹底分解與反應，降低烴基組分與NOx排放濃度。進行了甲基肼、N2O4的廢氣廢液實驗研究，實現了NOx小于25 ppm、甲基肼濃度小于0.05 ppm的處理效果。

1 燃燒處理裝置

煤油/空氣燃燒處理裝置原理如圖1所示，系統由燃燒器、空氣系統、燃油供給系統、推進劑廢氣廢液供應系統及測控系統組成。

圖1 有毒有害廢氣廢液處理裝置組成Fig.1 Schematic of experimental system

空氣采用配有變頻電機的中壓離心風機供應，輸出壓力0～25 kPa可調，最大流量150 g/s，風機出口設有壓力與溫度測點，用于監測空氣參數；燃油采用微型齒輪泵擠壓供應，輸出壓力0～0.8 MPa 可調，最大流量15 g/s，油泵后端輸出3路，分別為燃燒器相應的噴嘴供應燃油；推進劑廢氣及廢液供應系統分為燃料和氧化劑兩個部分，廢氣廢液經氣液分離容器分離后分別供至燃燒器廢液與廢液噴嘴。油箱、分離容器出口均設有截止閥，在燃油、廢氣和廢液進入噴嘴前的管路上均裝有電磁閥，其中廢氣廢液路還設有吹除電磁閥，電磁閥由控制單元統一控制。

如圖2所示，燃燒器結構為直筒形，由頭部、身部及尾部組成。頭部外部設有燃油和空氣兩個接口，內部設有燃油噴嘴和空氣分流裝置，一次燃油采用通徑0.6 mm的離心式噴嘴提高霧化效果；空氣分流裝置由環形柵和臺階形混合管組成，環形柵設有一組Φ10 mm的直孔用于二次空氣通道，臺階型混合管前段側面均布一組Φ6 mm斜孔形成一次空氣通道，臺階形混合管與點火煤油噴嘴之間沿煤油流動方向依次形成霧化區和摻混區，混合管兩級突擴的形式有助于降低點火預混氣的流速，有利于穩定燃燒形成火炬。燃燒器身部長度為500 mm、內徑Φ160 mm，由內管、外管組成的夾層形成二次空氣通道，側面沿軸線向下依次設有火花塞、四組廢氣廢液噴嘴及二次空氣調節錐，火花塞點火能量12 J，距離混合管出口端面100 mm，廢氣廢液噴嘴形式與規格如表1所示。

圖2 燃燒器結構示意圖Fig.2 Schematic of the combustor

根據介質類型與形態選擇不同形式的噴嘴，以保證介質充分摻混與霧化，實現最佳處理效果，二次空氣調節錐位于身部末端，確保前段可燃物質在身部出口充分反應，同時有助于身部壁面冷卻，身部N2O4-煤油噴嘴、二次空氣噴嘴對稱的另一側設有溫度測點。尾部主要用于出口燃氣降溫、降噪，尾部內筒設冷卻水噴孔，用于燃氣降溫，內筒出口采用鋸齒形翅片結構，利于增強高速燃氣與環境空氣之間摻混，降低噴射噪聲，尾部還設有NOx，VOC濃度傳感器。

表1 噴嘴規格形式

測控系統由可編程邏輯控制器(Programmable Logic Controller，簡稱PLC)、計算機、點火器和火花塞組成。PLC將傳感器信號轉化為壓力、溫度、濃度等數值傳遞給計算機，計算機判斷反饋數值并可根據預定程序發送電機參數調整或電磁閥門開閉的信號，實現系統動態閉環控制。

燃燒器采用分區燃燒策略，通過分級噴注、分級送風實現推進劑組分的徹底分解或反應，降低烴基組分與NOx的排放濃度，處理過程中，可根據煙氣溫度及廢氣流量，調節二次燃油的供應流量，并可實時通過排氣成分測量，保證處理效果。針對肼類與硝基類氧化劑的廢氣廢液設計了兩種工作模態(以下稱為模態Y與模態R)。模態R：一次空氣與一次燃油以偏富燃的形式摻混點燃形成高溫火炬，在該模態下燃料類廢氣或廢液噴入燃燒室，在高溫作用下分解并進一步與后端二次空氣反應，出口區域燃氣總混合比偏富氧；模態Y：一次空氣與一次燃油以偏富燃的形式摻混點燃形成穩定的高溫火炬，該狀態下二次燃油與N2O4廢氣廢液以富燃混合比噴入燃燒室，N2O4在高度富燃燃氣中迅速還原為無害的氮氣，未完全反應的燃料物質與后端二次空氣徹底反應后排放。

2 實驗結果與討論

采用火箭煤油(C12H22)為燃料，濃度為100%的甲基肼及N2O4作為推進劑廢液處理對象，開展推進劑廢液處理實驗研究，實驗空氣、燃油及推進劑流量范圍如表2所示。在推進劑廢氣廢液處理中，排放物中的有害物質主要為NOx與未徹底反應的燃料類物質(甲基肼、煤油及其中間產物)，燃料類物質可通過改善霧化摻混效果、調整混合比等措施得到有效控制，NOx的控制則較為復雜，尤其在N2O4處理過程中，既要確保N2O4分解產生的NO2充分還原，還需避免新的NOx生成，相關文獻表明[17-18]：燃燒過程中NOx主要有熱力型、快速型及燃料型3類，熱力型NOx主要在溫度高于1 500 ℃時氮氣被氧化產生，隨溫度升高反應速率呈指數上升，生成量占比可達15%～25%；快速型NOx是碳氫燃料在空氣中燃燒產生的HCN、CN等中間產物與火焰中形成的O，OH等基團反應形成氮氧化物，快速型NOx只在富燃時出現，生成量占比通常不足5%；燃料型NOx是燃料中含有的氮化合物在燃燒過程中熱分解而又接著氧化而成，受燃燒溫度、混合比、燃料含氮量等多種因素影響，僅在處理甲基肼的環節存在燃料型NOx。因此在確保油氣霧化、摻混均勻的前提下，控制燃氣溫度及混合比是降低燃氣有害物質濃度最有效的途徑。

表2 介質流量參數范圍

一次空氣與一次煤油冷試效果顯示：當頭腔壓力高于15 kPa時，可確保一次煤油霧化與氣液摻混效果，提高點火可靠性。為確保頭腔空氣壓力15～25 kPa范圍內，兩級空氣流量分配滿足表2要求，通過實驗選配燃燒器混合管及二次空氣調節錐規格，圖3為最終選定的混合管及二次空氣調節錐流量分配曲線，結果顯示：在頭腔壓力15～25 kPa下，二次空氣與一次空氣流量比值間在2.40～2.63之間，一次空氣與二次空氣流量范圍滿足表2要求。

一次煤油和一次空氣的燃燒是燃燒器正常工作的前提條件，通過120余次點火驗證實驗和多次結構優化，解決了燃燒器身部過長引起的低頻振蕩、身部夾層空氣泄漏、部分零件材料耐腐蝕性差、局部過熱等問題。一次燃燒實驗結果顯示：①點火可靠性高，在煤油流量3～4 g·s-1，空氣頭腔壓力15～25 kPa范圍內，上百次的點火中，未出現一例點火失敗的情況；②頭腔壓力15 kPa,20 kPa下一次燃燒火焰形態如圖4所示，15 kPa時燃燒偏富燃，火焰偏長且呈黃色，20 kPa時出口無明顯火焰，燃燒室身部更換為有機玻璃，采用高清相機拍攝燃燒室內火焰呈藍色、火焰分布均勻，兩種工況下燃燒器內均無積碳、無殘油；③燃燒室內最高燃氣溫度1 100 ℃，NOx僅在頭腔壓力小于18 kPa時存在，最高值約2.0 ppm。實驗表明燃燒器具有點火可靠、工作范圍寬、燃燒效率高、火焰剛度強、燃燒潔凈等特點。

圖3 燃燒器空氣流量分配曲線Fig.3 Curve of air flow distribution

圖4 不同頭腔空氣壓力下一次燃燒火焰形態Fig.4 Combustion flame shape at different air pressure in head chamber

燃燒器在兩種模態下的穩定工作是進行廢氣廢液處理的前提條件。空氣與火箭煤油燃燒化學恰當比約為14.44，模態R在一次燃燒的基礎上增加二次空氣的供應，頭部區域空-燃比9.34，通入二次空氣后空-燃比約32.6，燃燒室內火焰溫度最高達1 100 ℃，受二次空氣影響，出口區域無可見火焰、溫度小于900 ℃，如圖5(a)所示；模態Y在模態R的基礎上增加二次燃油的供應，頭部區域空-燃比保持9.34，燃燒室前段通入二次煤油使得空-燃比降至4.15，火焰溫度最高700 ℃，燃燒室后段供應二次空氣后，空-燃比調整為14.49，火焰溫度介于1 100～1 200 ℃，出口燃氣速度較快、火焰偏藍，如圖5(b)所示。燃燒器在局部混合比4.15～32.6范圍內，火焰形態穩定、未出現熄火、低頻情況，兩種模態下燃氣中NOx排放濃度均未大于2 ppm，充分驗證了燃燒器的高效、穩定，具備處理廢氣廢液的條件。

圖5 燃燒器火焰狀態Fig.5 Flame status of the combustor

N2O4廢氣廢液處理在模態Y的基礎上增加N2O4的供應，N2O4結束供應后進行自動吹掃，確保處理的徹底性。

試驗結果如圖6所示，圖6(a)數據顯示N2O4流量10～20 g/s范圍下，燃氣排放物中NOx濃度均小于25 ppm，符合環保排放標準[19]。圖6(b)溫度數據顯示：通入N2O4后，燃燒器中段溫度T1平均升高約200 ℃，整體溫度未超過950 ℃，表明二次煤油在中段與N2O4發生了劇烈反應；末段溫度T2平均降幅達100 ℃，最高溫度未超過1 200 ℃，由于中段二次煤油消耗較多，降低了末段與二次空氣反應的煤油量，從而T2溫度下降。

圖6 N2O4處理過程不同流量下濃度和溫度曲線Fig.6 The concentration and temperature curve of nitrogen tetroxidedipose at different flow rates

甲基肼廢氣廢液處理在模態R中增加甲基肼的供應與吹掃程序。實驗結果如圖7所示，數據顯示甲基肼流量0～6 g/s范圍內，燃氣排放物中VOC濃度均小于0.05 ppm、NOx濃度小于2.0 ppm，符合環保排放標準[20]。溫度數據顯示：相對于模態R，通入甲基肼后燃燒器末段溫度T2顯著上升，且T2上升幅度隨著甲基肼流量增加而增大，最高溫度達1 300 ℃；中段溫度T1在通入甲基肼前后變化較小，最高溫度達1 100 ℃；溫度數據表明：處理甲基肼過程中，燃燒室狀態穩定，一次燃燒狀態不受后端處理段影響。

圖7 甲基肼處理過程不同流量下的溫度曲線Fig.7 The temperature curve of methylhydrazine dipose at different flow rates

3 結論

通過上述實驗研究，可以得到以下結論：

1)在N2O4流量0～20 g/s處理實驗中，排放物中NOx濃度最高為25 ppm；在甲基肼流量0～10 g/s處理實驗中，排放物中VOC濃度小于0.05 ppm,NOx濃度小于2.0 ppm，滿足環保排放標準。

2)通過分類配置噴嘴結構、控制燃燒溫度、燃氣混合比，有效降低了推進劑處理環節的NOx的生成，尤其是燃料型和熱力型NOx。

與目前報道的燃燒法處理推進劑研究相比，該燃燒器具有通用性好、排放濃度大幅降低的效果，由于燃燒器身部冷卻方式為風冷，在處理甲基肼時最高溫度達1 300 ℃，且隨著處理量的增大有上升趨勢，后續還需對冷卻方式、燃燒溫度控制等方面進行改進，以便提高處理能力。