補氣對飛機油箱催化惰化系統性能的影響

李玉芳，彭孝天，彭 浩，楊阿建

（1.中航西安飛機工業集團股份有限公司，陜西西安 710089；2.南京工業大學，江蘇南京 211816）

飛機燃油箱氣相空間存在空氣與燃油蒸氣的混合物，嚴重威脅著飛行安全[1-2]。機艙安全研究技術小組對1966—2009 年全世界3 726 起民機事故進行統計，結果顯示，共有370 起事故與油箱燃燒爆炸有關[3]。因此，美國聯邦航空管理局（Federal Aviation Administration，FAA）和美國國家運輸安全部（National Transportation Safety Board，NTSB）均認為惰化技術是抑制油箱燃爆的有效手段，并頒發了適航規章，要求采取有效措施降低點火源（SFAR88）和可燃蒸汽體積分數，以減少運輸類飛機燃油箱可燃性（FAR 25.981）[4-5]。中國民用航空局（Civil Aviation Administration of China，CCAC）也制定有類似的適航規章（CCAR 25.981-R4）[6]。

燃油箱惰化技術經歷了60多年的發展，大致可分為被動式和主動式。被動式是指將網狀鋁合金或網狀聚氨酯等材料填充在油箱內部，燃燒發生時，通過抑制火焰傳播速度來防止油箱過壓和爆炸[7-8]；主動式則是利用Haoln、富氮氣體或CO2等惰性氣體，置換出油箱氣相和燃油中溶解的O2，通過降低油箱氣相空間O2體積分數來達到防火抑爆目的。目前，應用最廣的是機載中空纖維膜制氮惰化技術（Hollow Fiber Membrane On-Board Inert Gas Generation System，HFM-OBIGGS），其基本原理是將空氣預處理后通入中空纖維膜，將O2與N2分離，富氮氣體流入油箱進行沖洗惰化，該技術在B320、B747和C919等機型上均得到應用[9-10]。但從實際應用效果來看，該技術存在以下問題：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，不能應用在引氣不足的機型（如直升機）上；3）大量燃油蒸氣被排出油箱，污染環境[11-12]。

因此，國內外學者開始研究新型的惰化系統，如吸附惰化[13]、冷卻惰化[14]、催化惰化[15]等。其中，催化惰化被認為是最有可能替代HFM-OBIGGS 的下一代燃油箱惰化技術[16-18]。目前，美國Phyre公司已基于催化惰化的原理制造出樣機，并于2011年在A-3攻擊機的油箱進行了試驗[19]。結果表明，這種惰化方式具有以下幾個優勢：1）惰化速率快，啟動后5 min內就可將油箱上部氣相空間O2體積分數從21%降低至2%，而HFM-OBIGGS 則需20～30 min；2）體積小、質量輕、耗能低；3）燃油蒸氣被消耗，環境污染小[20-21]。

燃油類型對催化惰化系統性能的影響非常大[22-23]。由于燃油蒸氣是反應物，不同燃油的燃油蒸氣密度不同、組分構成也不同[24]。如國外在進行耗氧型惰化實驗時，使用的燃油為JP-8，其燃油蒸氣壓僅為0.6 kPa，但其催化反應溫度高達250°C。而對于國產RP-3 和RP-5 燃油，燃油蒸氣壓高達6 kPa 和13.84 kPa，氧化反應劇烈，催化反應器有可能會產生飛溫，使得整個催化反應不可控。除此之外，當燃油蒸氣分壓非常高時，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。而在反應器進口補充一定的外部空氣，一方面可以稀釋燃油蒸氣體積分數，防止飛溫產生，另一方面也為燃油蒸氣催化氧化反應提供足夠O2，并提供更多的惰性氣體，從而提升惰化效率。但增加補氣的同時，進入催化反應器的氣體流量變大，預熱耗功以及反應后氣體的冷卻量也將增加。因此，惰化系統中是否需要補氣以及補氣量如何確定須要做進一步的研究。

鑒于此，本文在一些合理假設的基礎上，建立了帶補氣的催化惰化系統模型[25]，研究了在不同催化效率下，補氣對惰化系統的影響和補氣比的確定。

1 數學模型

1.1 系統描述及假設

帶補氣的催化惰化系統流程及主要部件前后氣體流量關系，如圖1 所示。抽取燃油箱氣相空間混合氣與補氣混合后流入電預熱器中，加熱至反應溫度進入催化反應器，反應后形成主要由CO2、N2構成的惰性氣體，混合惰氣流經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體積分數，達到惰化抑爆的目的。

圖1 催化惰化系統流程示意圖Fig.1 Schematic flow chart of catalytic interting system

本文研究內容基于如下假設：

1）燃油是由復雜的碳氫化合物組成，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，認為油箱溫度恒為40°C，基于自持式催化燃燒特點，認為進入催化反應器混合氣體溫度為150°C，反應后溫度為200°C；

3）忽略管道阻力；

4）認為H2O在冷卻器中能被完全脫除，且外界補氣是干燥的；

5）氣相混合過程瞬間完成，而氣體在燃油中逸出和溶解過程按照非平衡關系考慮；

6）惰化過程在地面進行，且燃油蒸氣分壓始終按飽和蒸汽壓計算。

1.2 數學模型

在催化反應器中，化學反應方程式如下：

考慮即使反應器中O2過量，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分別為催化反應器進出口燃油蒸氣的摩爾流量，mol/s。

定義補氣比ra為外界補氣流量n?2與油箱出口氣體流量n?1之比：

式（4）中：CV為反應氣體的平均比熱，J/( mol·℃)；T0、T1和T2分別為環境溫度和反應器前后氣體溫度，℃。

若式（5）成立，則參與反應的O2充足，催化反應器內消耗的燃油蒸氣量按式（6）計算；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的體積分數，%；n?cat,F為反應器中消耗的燃油蒸氣摩爾流量，mol/s。

按式（8）可計算反應器中消耗的O2量及生成的CO2、H2O量，進而確定流出反應器各組分摩爾流量。

反應器中放熱量Pcat為：

式（8）中，Hu為RP-3燃油熱值，J/mol。本文在計算時認為反應器放熱量一部分用于將反應氣體溫度從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，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，可按照平衡關系計算。壓力減小時，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。

在惰化過程中，由于進出油箱的氣體量不同，氣體會從油箱中排出或從外界進入油箱。因此，氣體流動狀態是從油箱排出還是流入油箱，必須從物質總量變化來判斷。

1）當流入油箱的氣體足夠為油箱增壓時，即存在如下關系：

則油箱中的氣體向外界等比例排放，排出氣體量滿足關系：

2）當流入油箱的氣體不足以為油箱增壓時，即存在如下關系：

則外界氣體流入油箱，流入氣體滿足：

同時，油箱中氣體分壓力之和與外界環境壓力pt相同，滿足：

通過油箱沖洗實驗驗證了系統中核心油箱模型的正確性，詳見文獻[22]，在此不再贅述。

2 結果與分析

本文所計算的油箱為某機型的中央翼油箱，體積為0.48 m3，以RP-3 航空燃油為研究對象，a為10.05，b為20.42。參照文獻[22]結果，設定油箱載油率為50%，油箱出口體積流量為30 L/min。

2.1 補氣比上下限

本文假設油箱內燃油蒸氣體積分數恒定，因而當催化效率一定時，催化反應所需的O2量也隨著確定。但隨著惰化的進行，油箱上部空間O2體積分數逐漸降低，為保證反應中O2充足，外界補氣量應逐漸增加，補氣比也在逐漸變化。為方便討論，定義補氣下限為惰化初始時，在一定催化效率下，燃油蒸氣恰好完全反應所需外界補氣量，補氣上限為油箱中O2體積分數為0時，所需的外界補氣量。其確定方式如下，如果剛開始時，O2足夠與燃油蒸氣反應，即：

根據前文模型，計算出燃油分別為RP-3、JP-8時，所需的補氣比上下限，如圖2所示。

圖2 補氣比隨催化效率的變化關系Fig.2 Relationship between air supply ratio and catalytic efficiency

可見，對于JP-8 燃油而言，由于其燃油蒸氣壓較低，油箱內燃油蒸氣體積分數小，反應所需的O2量不多，因此需補氣比較小。對于RP-3 航空燃油：催化效率低于臨界值時，補氣下限為0，即開始反應時，油箱內的O2含量滿足反應消耗，無需外界補氣；而當催化效率逐漸變大時，油箱氣相空間的O2含量已滿足不了反應要求，故需補氣量較大，且臨界催化效率可按式（24）確定：

2.2 補氣對系統性能的影響

為了解補氣對催化惰化系統產生的影響，計算了RP-3燃油在不同催化效率下，系統無補氣及上限補氣狀態時，惰化系統的性能變化。

2.2.1 油箱內O2體積分數

各工況下油箱氣、液相中O2體積分數隨惰化時間的變化如圖3所示。

圖3 油箱O2體積分數隨惰化時間的變化Fig.3 Variation of oxygen concentration in tank with inerting time

無補氣時，催化效率為0.3、0.5、0.7 和0.9 的變化曲線重合，這是因為催化效率高于臨界值后，O2量即不足，以進入反應器中的O2量為基準；有補氣時，催化效率越高，則油箱氣相空間O2體積分數降到9%所需的惰化時間越短。值得注意的是，催化效率為0.1時，增加補氣后，惰化時間反而增加，這是因為此時催化效率低，油箱內原有O2量已足夠滿足反應，加入補氣反而使更多的O2注回油箱。

為更加直觀地得到補氣對惰化性能的影響，計算得到無補氣和補氣上限2 種情況下，油箱氣相空間O2體積分數降到9%時所需的惰化時間隨催化效率的變化關系，如圖4所示。

圖4 惰化時間隨催化效率的變化關系Fig.4 Variation of inerting time with catalytic efficiency

可見：無補氣時，惰化時間對催化效率的增大先縮短后不變；補氣上限時，惰化時間隨催化效率的增大一直減小，且當催化效率大于一定值時，加入補氣可以縮短惰化時間。

2.2.2 預熱功率

圖5 為預熱功率隨惰化時間的變化情況。可見，預熱功率僅與進入反應器的氣量有關。無補氣時，預熱功率與催化效率無關；有補氣時，催化效率越高，補氣量越大，所需預熱功率也越高。

圖5 預熱功率隨惰化時間的變化Fig.5 Variation of preheating power with inerting time

2.2.3 所需冷卻空氣量

反應器及冷卻器內所需冷卻空氣量，如圖6 所示。對于反應器而言，無補氣時：催化效率為0.3、0.5、0.7和0.9時的變化曲線重合，這是因為此時以O2量為反應基準，反應放熱量相同；催化效率0.1 時，760 s 后所需冷卻空氣量開始變化，這是因為催化效率低，760 s 之前，油箱內O2含量滿足反應需求。有補氣時，催化效率越高，反應越劇烈，所需的冷卻空氣量越大。對于冷卻器，有補氣時，催化效率越高，則冷卻器內所需冷卻空氣量越大。由于計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間增長有輕微的升高。

圖6 所需冷卻空氣量隨惰化時間的變化Fig.6 Variation of cooling air volume with inerting time

2.3 補氣比的確定

為了確定最佳補氣比，計算了催化效率為0.4，補氣比取0、0.5、1、1.5、2 時系統的性能變化。圖7 為不同補氣比下油箱氣相空間O2體積分數隨惰化時間的變化。可見，有補氣時，所需惰化時間變短，但催化效率一定時，并非補氣比越高，惰化時間越短。另外，補氣比的大小還影響著油箱最終O2體積分數。

圖7 油箱氣相空間O2體積分數隨惰化時間的變化Fig.7 Variation of oxygen concentration in tank gas phase space with inerting time

不同催化效率下，惰化時間隨補氣比的變化關系，如圖8 所示。可以看出，催化效率一定時，隨補氣比的增大，惰化時間先縮短后變長，因而存在最優補氣比，且最優解raopt與催化效率之間近似滿足如下經驗公式：

圖8 惰化時間隨補氣比的變化關系Fig.8 Relationship between inerting time and air supplys ratio

3 結論

針對國產RP-3航空燃油蒸氣體積分數高的特點，本文提出了1 種帶外界補氣的燃油箱催化惰化系統，并編程求解計算，得到結論如下。

1）定義了臨界催化效率，并給出了計算方法。催化效率低于臨界值，加入補氣反而會增加惰化時間；催化效率超過臨界值，加入補氣可以縮短惰化時間，但同時增加了預熱功率以及冷卻氣體流量。

2）催化效率不變時，外界補氣比存在最優解，且最優解介于上下補氣比之間，并與催化效率呈正相關，歸納了經驗公式。

3）國內在設計催化惰化系統時，可加入補氣系統，在增加有限的預熱功率及冷卻氣體條件下，可大大縮短惰化時間，提升系統惰化性能。