飞行包线下燃油箱耗氧型催化惰化系统性能研究

彭孝天 冯诗愚 任童 张瑞华 潘俊 王洋洋

(1. 南京航空航天大学 航空学院 飞行器环境控制与生命保障工业和信息化部重点实验室, 南京 210016;2. 中国航空工业集团 南京机电液压工程研究中心 航空机电系统综合航空科技重点实验室, 南京 211106)

飞机燃油箱上部空余空间充满可燃的燃油蒸气与空气混合物,存在燃烧爆炸的风险[1-3]。 目前,燃油箱惰化技术是一种降低油箱可燃性的可行措施[4-6]。

耗氧型惰化技术由于流程简单、惰化效率高,被认为是最有可能应用的下一代惰化方式[7-8]。其基本原理是:将气相空间油气混合物导入反应器中进行低温无焰催化燃烧,产生二氧化碳,反应后惰性气体经冷却除水后,流回燃油箱达到降低氧浓度的目的。 其催化反应温度在燃油自燃温度以下,安全性大大提高。 美国Phyre 公司制造的样机,2014 年在FAA 大西洋城的测试中心完成了地面验证试验[9],结果表明,其主要优势有:①燃油蒸气大部分被反应消耗,向环境排放量减少,污染小;②消耗燃油蒸气及氧气的同时,产生二氧化碳,提供了多重保障;③与目前的中空纤维膜惰化系统(Hollow Fiber Membrane On-Board Inert Gas Generation System, HFM-OBIGGS)相比,惰化速度更快,从目前的试验来看[10],启动后5 min内就可将燃油箱上部气相空间氧浓度从21% 降低至2%,而HFM-OBIGGS 则需20 ～30 min;④无需发动机引气;⑤当燃油箱达到不可燃时,可随时关闭系统。

由于保密原因,该技术的公开资料非常少。鉴于耗氧惰化的技术优势和良好的应用前景,中国近年来也开始追踪该技术[11-13],研究表明,燃油类型对耗氧型催化惰化系统有很大影响[14]。例如,中国民机普遍使用国产RP-3 号燃油,其在40℃的碳氢物浓度约为5%,而国外样机的JET-A燃油,碳氢物浓度仅为0.8%,故对催化剂及空气过量系数的要求均不同。 因此,笔者课题组提出了适合国产RP-3 号燃油使用的耗氧型惰化方案——低温可控耗氧催化惰化系统(Low Temperature Controllable Oxygen Consumed Catalytic Inerting System,3CIS)[15-16]。

目前仅进行了地面系统性能研究[17-18],与HFM-OBIGGS 不同的是,3CIS 需要冷却介质带走反应热量,且催化反应产生的水需要被除去,否则流入燃油箱将导致燃油结冰、燃油物性变化、微生物滋生等问题。 因此了解飞行状态下,系统参数变化对系统的设计尤为重要。 本文以某民机中央燃油箱为研究对象,建立耗氧催化惰化系统仿真模型,选取国产RP-3 号燃油,研究分析了全飞行包线下,风机抽吸流量、初始载油率、关键参数对惰化系统的性能影响,为今后系统的设计提供理论参考。

1 系统描述及假设

3CIS 系统主要部件示意图如图1 所示。 其工作原理为:燃油箱上部的油气混合物被抽出,与外界补气混合,预热至起燃温度后,送至反应器中进行低温催化反应,反应热被冷却介质带走,反应后气体在冷却器中进一步被冷却,除去液态水,剩余的二氧化碳、未参与反应的氮气和未完全反应的燃油蒸气及氧气被送回燃油箱上部进行冲洗惰化。

图1 3CIS 系统主要部件示意图Fig.1 Schematic diagram of main components of 3CIS system

如表1 所示,本文选取航程为12 km 的典型飞行包线,大气参数按标准大气计算。

表1 飞行包线信息Table 1 Flight envelope information

定义载油率为燃油体积占燃油箱总体积的比例。 飞行马赫数Ma和载油率随飞行时间的变化关系如图2 所示。

图2 飞行马赫数和不同初始载油情况下载油率随飞行时间的变化Fig.2 Variation of Mach number and fuel load rate with flight time under different initial fuel load conditions

本文建立的模型基于以下假设:

1) 不同海拔高度下,航空风机的体积流量认定为恒定。

2) 虽然燃油是由复杂的碳氢化合物组成,但本文假定其分子通式可表示为CaHb,对于RP-3号燃油,分子式为C10.05H20.42。

3) 燃油箱内气体温度、压力、密度等参数与外界大气相同,燃油箱内气体与燃油温度相同。

4) 反应器进出口温度均为200℃,反应热量被冷却空气带走。

5) 忽略燃油中气体溶解逸出,且气相初始氧浓度21%。

6) 冷却器出口气体温度与油箱温度相同,且油箱温度ti确定方法如下[19]:

式中:t为环境大气温度,℃;κ为等熵指数,κ=1.4。

7) 燃油蒸气分压始终按饱和蒸汽压考虑,且按照里德蒸汽压计算。

2 数学模型

反应器中,化学方程式为

式中:̇ncat,i,F、̇ncat,F分别为反应器入口、反应器中消耗的燃油蒸气摩尔流量,由燃油箱出口气体参数,结合式(1)和式(2),即可确定反应器进出口各气体摩尔流量。

冷却器中,采用气体冷却,进出口惰气的露点温度不变,且冷却器出口惰气温度与燃油箱温度相同,由此判断出冷却器出口气体是否为饱和,从而确定冷却器进出口混合气体焓值、含湿量、相对湿度等物性参数,进一步确定冷却器中所需冷却热量及除水量。

控制体选择燃油箱上部空间,则对氧气、氮气、二氧化碳、水蒸气等组分建立状态方程,即

式中:̇nU,i,j、̇nU,o,j分别为进入、流出燃油箱各物质的摩尔流量,mol/s;̇nA,j为燃油箱中各物质与外界环境所交换的摩尔流量,流入为正,流出为负,由压力平衡计算,mol/s;PU,j为燃油箱气相中各物质分压力,Pa;j为氧气、氮气、二氧化碳、水蒸气;VU为燃油箱气相空间的体积,m3;R为气体常数;TU为燃油箱气相空间的温度,K。

燃油箱与外界的气体交换量由压力平衡确定,当流入燃油箱的气体足够为燃油箱增压时,燃油箱中的气体向外界排放,当不足以为燃油箱增压时,则外界气体流入燃油箱,同时满足燃油箱中气体分压力之和与外界环境压力相同。

3 计算结果及分析

对于民机而言,一般先消耗中央燃油箱内的燃油,且其中有油泵,较机翼燃油箱更易燃,因此本文选取某体积为76.7 m3的中央燃油箱为研究对象。对于民机而言,当气相空间氧体积分数低于12%,即认为燃油箱是惰化的,定义惰化时间为从惰化系统开启到氧体积分数降至12%所需的时间。

首先计算了开启耗氧催化惰化系统与无惰化时,燃油箱气相空间氧体积分数随飞行时间的变化关系,如图3 所示。 无惰化时,燃油箱气相空间氧体积分数在飞行过程中,始终高于18%;而开启惰化系统,24 min 后氧体积分数即降至12%以下,但在下降过程中会超过12%。

图3 气相空间氧体积分数随飞行时间的变化Fig.3 Variation of oxygen volume fraction on ullage with flight time

无惰化时,起飞及爬升阶段氧体积分数是下降的,这是由于随着飞行高度的增加,环境压力降低,燃油箱内气体向外逸出,而燃油蒸气压虽然也降低,但其分压比升高,导致氧气、氮气体积分数是下降的。 当到达巡航高度后,外界压力不再变化,由于燃油温度继续降低,燃油蒸气压降低,燃油蒸气体积分数减小,氧气分数开始回升;下降阶段时,与上升时相反,高度降低,外界气体进入燃油箱,总压升高,燃油温度增加,燃油蒸气压升高,燃油蒸气相对体积分数升高,导致氧体积分数下降。

有惰化时,由图4 所示各组分体积分数变化曲线可见,氧体积分数一直降低,直至飞行高度下降阶段,大量外界21% 的氧气进入燃油箱(见图5),氧体积分数上升;氮气体积分数在滑出、巡航阶段是上升的,在爬升、下降阶段是下降的;二氧化碳体积分数变化趋势与氧气相反,在下降之前都是上升的,下降阶段是降低的;水蒸气体积分数刚开始上升,然后随着氧体积分数的下降,催化反应强度降低,水蒸气体积分数也降低。

图4 气相空间各气体组分体积分数随飞行时间的变化Fig.4 Variation of volume fraction of each gas component on ullage with flight time

图5 燃油箱与外界交换氧气量随飞行时间的变化Fig.5 Variation of exchange of oxygen between fuel tank and environment with flight time

为了确定风机抽吸流量,计算了在不同初始载油情况及2 种催化效率下,惰化时间随风机抽吸流量的变化关系,如图6 所示。 可以看出,惰化时间随着风机抽吸流量的增加而减小,且变化趋势逐渐趋于平缓;催化效率高时,氧气消耗快,惰化时间更短;达到相同惰化时间,满载时所需的风机抽吸流量更小,这是因为气相空间体积小,置换更快,而对于民机而言,中央翼燃油箱燃油先消耗完。 因此,在进行惰化系统设计时,应按照空载状态考虑。

图6 惰化时间随风机抽吸流量的变化Fig.6 Relationship between inerting time and fan flow

适航规章FAR 25. 981C 规定[21],当未加装惰化系统或惰化系统不工作时,要求可燃性暴露时间不得超过FEET 的7%,而加装惰化系统后,该时间不能超过1.8%。 如在初始满载、催化效率0.5 条件下,风机抽吸流量需高于1 200 L/min,方可满足要求。 因此,计算不同惰化工况下,可燃性暴露时间占飞行时间比,如图7 所示,风机抽吸流量越大,可燃性暴露时间占比越小,可用于确定满足适航要求时所需风机抽吸流量。

图7 可燃性暴露时间与飞行时间比值随风机抽吸流量的变化Fig.7 Variation of flammability exposure time to flight time ratio with fan flow

为确定所需冷却介质流量及集水器规格,分别计算了不同初始载油情况下,反应器、冷却器所需总冷却热量及液态水析出量,分别如图8、图9所示。

图8 惰化系统所需冷却热量Fig.8 Cooling heat required for inerting system

图9 惰化系统析出液态水量Fig.9 Liquid water removed from inerting system

由图8 可知,随着惰化的进行,氧浓度降低,参与反应的氧气量不足,反应强度降低,所需冷却热量也降低,直到下降阶段,外界氧气进入燃油箱,燃油箱氧体积分数增加,反应强度增加,所需冷却热量也更多;由图6 知,初始空载时,燃油箱氧体积分数下降更慢,因此相同时刻,其反应更为剧烈,放热也更多,所需冷却热量要依次大于初始半载、初始满载;直至中央燃油箱内燃油耗尽,此时,3 种情况载油率均为零,冷却热量变化趋势相同。

由图9 可以看出,在飞行过程,析出液态水量先逐渐减小至无水析出,然后增加后再减少。 在下降阶段,析出液态水量又开始增加,这是反应强度及环境温度变化综合作用的结果;在整个飞行过程中,初始空载时,析出液态水量较其他情况析出更多。

4 结 论

1) 开启惰化系统能快速降低燃油箱气相氧体积分数,如在初始满载、催化效率0.5、风机抽吸流量60 L/min 条件下,24 min 后氧体积分数即降至12%以下;而不惰化时,在飞行过程中,氧体积分数始终高于18%。

2) 在飞行过程中,燃油箱气相氧氧体积分数在下降、进场阶段上升,其他阶段呈下降趋势。

3) 惰化时间随着风机抽吸流量的增加而减小,且变化趋势逐渐趋于平缓;催化效率高时,氧气消耗快,惰化时间更短;催化效率一定,达到相同惰化时间,中央燃油箱初始空载所需风机抽吸流量最大。 因此设计惰化系统时,应按照空载状态来确定系统部件设计参数。