补气对飞机油箱催化惰化系统性能的影响

李玉芳，彭孝天，彭 浩，杨阿建

（1.中航西安飞机工业集团股份有限公司，陕西西安 710089；2.南京工业大学，江苏南京 211816）

飞机燃油箱气相空间存在空气与燃油蒸气的混合物，严重威胁着飞行安全[1-2]。机舱安全研究技术小组对1966—2009 年全世界3 726 起民机事故进行统计，结果显示，共有370 起事故与油箱燃烧爆炸有关[3]。因此，美国联邦航空管理局（Federal Aviation Administration，FAA）和美国国家运输安全部（National Transportation Safety Board，NTSB）均认为惰化技术是抑制油箱燃爆的有效手段，并颁发了适航规章，要求采取有效措施降低点火源（SFAR88）和可燃蒸汽体积分数，以减少运输类飞机燃油箱可燃性（FAR 25.981）[4-5]。中国民用航空局（Civil Aviation Administration of China，CCAC）也制定有类似的适航规章（CCAR 25.981-R4）[6]。

燃油箱惰化技术经历了60多年的发展，大致可分为被动式和主动式。被动式是指将网状铝合金或网状聚氨酯等材料填充在油箱内部，燃烧发生时，通过抑制火焰传播速度来防止油箱过压和爆炸[7-8]；主动式则是利用Haoln、富氮气体或CO2等惰性气体，置换出油箱气相和燃油中溶解的O2，通过降低油箱气相空间O2体积分数来达到防火抑爆目的。目前，应用最广的是机载中空纤维膜制氮惰化技术（Hollow Fiber Membrane On-Board Inert Gas Generation System，HFM-OBIGGS），其基本原理是将空气预处理后通入中空纤维膜，将O2与N2分离，富氮气体流入油箱进行冲洗惰化，该技术在B320、B747和C919等机型上均得到应用[9-10]。但从实际应用效果来看，该技术存在以下问题：1）膜丝易堵塞、分离效率下降快、寿命短；2）要求膜入口气体压力高，不能应用在引气不足的机型（如直升机）上；3）大量燃油蒸气被排出油箱，污染环境[11-12]。

因此，国内外学者开始研究新型的惰化系统，如吸附惰化[13]、冷却惰化[14]、催化惰化[15]等。其中，催化惰化被认为是最有可能替代HFM-OBIGGS 的下一代燃油箱惰化技术[16-18]。目前，美国Phyre公司已基于催化惰化的原理制造出样机，并于2011年在A-3攻击机的油箱进行了试验[19]。结果表明，这种惰化方式具有以下几个优势：1）惰化速率快，启动后5 min内就可将油箱上部气相空间O2体积分数从21%降低至2%，而HFM-OBIGGS 则需20～30 min；2）体积小、质量轻、耗能低；3）燃油蒸气被消耗，环境污染小[20-21]。

燃油类型对催化惰化系统性能的影响非常大[22-23]。由于燃油蒸气是反应物，不同燃油的燃油蒸气密度不同、组分构成也不同[24]。如国外在进行耗氧型惰化实验时，使用的燃油为JP-8，其燃油蒸气压仅为0.6 kPa，但其催化反应温度高达250°C。而对于国产RP-3 和RP-5 燃油，燃油蒸气压高达6 kPa 和13.84 kPa，氧化反应剧烈，催化反应器有可能会产生飞温，使得整个催化反应不可控。除此之外，当燃油蒸气分压非常高时，从油箱抽吸的混合气中的O2也可能仍不足以支持燃油蒸气完全催化氧化，从而影响惰性气体的生成量。而在反应器进口补充一定的外部空气，一方面可以稀释燃油蒸气体积分数，防止飞温产生，另一方面也为燃油蒸气催化氧化反应提供足够O2，并提供更多的惰性气体，从而提升惰化效率。但增加补气的同时，进入催化反应器的气体流量变大，预热耗功以及反应后气体的冷却量也将增加。因此，惰化系统中是否需要补气以及补气量如何确定须要做进一步的研究。

鉴于此，本文在一些合理假设的基础上，建立了带补气的催化惰化系统模型[25]，研究了在不同催化效率下，补气对惰化系统的影响和补气比的确定。

1 数学模型

1.1 系统描述及假设

带补气的催化惰化系统流程及主要部件前后气体流量关系，如图1 所示。抽取燃油箱气相空间混合气与补气混合后流入电预热器中，加热至反应温度进入催化反应器，反应后形成主要由CO2、N2构成的惰性气体，混合惰气流经冷却器脱除水分后被注回油箱与上部空间气体混合，从而降低气相空间O2体积分数，达到惰化抑爆的目的。

图1 催化惰化系统流程示意图Fig.1 Schematic flow chart of catalytic interting system

本文研究内容基于如下假设：

1）燃油是由复杂的碳氢化合物组成，本文假定其分子通式可表示为CaHb，且不考虑燃油分子中所存在的O、S、N等微量元素；

2）不考虑油箱与外界的传热影响，认为油箱温度恒为40°C，基于自持式催化燃烧特点，认为进入催化反应器混合气体温度为150°C，反应后温度为200°C；

3）忽略管道阻力；

4）认为H2O在冷却器中能被完全脱除，且外界补气是干燥的；

5）气相混合过程瞬间完成，而气体在燃油中逸出和溶解过程按照非平衡关系考虑；

6）惰化过程在地面进行，且燃油蒸气分压始终按饱和蒸汽压计算。

1.2 数学模型

在催化反应器中，化学反应方程式如下：

考虑即使反应器中O2过量，燃油蒸气也不可能被完全氧化成CO2和H2O，因此定义催化效率ηcat为：

式（2）中：ṅcat,o,F、ṅcat,i,F分别为催化反应器进出口燃油蒸气的摩尔流量，mol/s。

定义补气比ra为外界补气流量ṅ2与油箱出口气体流量ṅ1之比：

式（4）中：CV为反应气体的平均比热，J/( mol·℃)；T0、T1和T2分别为环境温度和反应器前后气体温度，℃。

若式（5）成立，则参与反应的O2充足，催化反应器内消耗的燃油蒸气量按式（6）计算；否则，按式（7）确定。

式（5）～（7）中：xU,F、xU,O、xA,O分别为油箱上部燃油蒸气和O2、空气中O2的体积分数，%；ṅcat,F为反应器中消耗的燃油蒸气摩尔流量，mol/s。

按式（8）可计算反应器中消耗的O2量及生成的CO2、H2O量，进而确定流出反应器各组分摩尔流量。

反应器中放热量Pcat为：

式（8）中，Hu为RP-3燃油热值，J/mol。本文在计算时认为反应器放热量一部分用于将反应气体温度从T1升至T2，剩余热量被冷却空气带走。

以油箱气相空间为控制体，建立各气体组分质量守恒方程如下：

式（9）～（11）中：ṅU,i,O、ṅU,i,N、ṅU,i,C、ṅU,o,O、ṅU,o,N和ṅU,o,C分别为流入、流出油箱的O2、N2和CO2的摩尔流量，mol/s；ṅA,O、ṅA,N和ṅA,C分别为与外界环境交换的O2、N2和CO2的摩尔流量，mol/s；ṗU,O、ṗU,N和ṗU,C分别为油箱气相空间各组分的压力变化，Pa/s；VU，VF为油箱气相、液相体积，m3；TU，TF为气相、液相温度，K；R为气体常数，J/( mol ⋅K )。

气体从燃油中逸出或向燃油中溶解的量满足亨利定律，可按照平衡关系计算。压力减小时，逸出量为正，即：

式（12）～（14）中：ṅF,O、ṅF,N和ṅF,C分别为燃油中溶解逸出的O2、N2和CO2的摩尔流量，mol/s；βO、βN和βC分别为O2、N2和CO2的Ostwald系数。

在惰化过程中，由于进出油箱的气体量不同，气体会从油箱中排出或从外界进入油箱。因此，气体流动状态是从油箱排出还是流入油箱，必须从物质总量变化来判断。

1）当流入油箱的气体足够为油箱增压时，即存在如下关系：

则油箱中的气体向外界等比例排放，排出气体量满足关系：

2）当流入油箱的气体不足以为油箱增压时，即存在如下关系：

则外界气体流入油箱，流入气体满足：

同时，油箱中气体分压力之和与外界环境压力pt相同，满足：

通过油箱冲洗实验验证了系统中核心油箱模型的正确性，详见文献[22]，在此不再赘述。

2 结果与分析

本文所计算的油箱为某机型的中央翼油箱，体积为0.48 m3，以RP-3 航空燃油为研究对象，a为10.05，b为20.42。参照文献[22]结果，设定油箱载油率为50%，油箱出口体积流量为30 L/min。

2.1 补气比上下限

本文假设油箱内燃油蒸气体积分数恒定，因而当催化效率一定时，催化反应所需的O2量也随着确定。但随着惰化的进行，油箱上部空间O2体积分数逐渐降低，为保证反应中O2充足，外界补气量应逐渐增加，补气比也在逐渐变化。为方便讨论，定义补气下限为惰化初始时，在一定催化效率下，燃油蒸气恰好完全反应所需外界补气量，补气上限为油箱中O2体积分数为0时，所需的外界补气量。其确定方式如下，如果刚开始时，O2足够与燃油蒸气反应，即：

根据前文模型，计算出燃油分别为RP-3、JP-8时，所需的补气比上下限，如图2所示。

图2 补气比随催化效率的变化关系Fig.2 Relationship between air supply ratio and catalytic efficiency

可见，对于JP-8 燃油而言，由于其燃油蒸气压较低，油箱内燃油蒸气体积分数小，反应所需的O2量不多，因此需补气比较小。对于RP-3 航空燃油：催化效率低于临界值时，补气下限为0，即开始反应时，油箱内的O2含量满足反应消耗，无需外界补气；而当催化效率逐渐变大时，油箱气相空间的O2含量已满足不了反应要求，故需补气量较大，且临界催化效率可按式（24）确定：

2.2 补气对系统性能的影响

为了解补气对催化惰化系统产生的影响，计算了RP-3燃油在不同催化效率下，系统无补气及上限补气状态时，惰化系统的性能变化。

2.2.1 油箱内O2体积分数

各工况下油箱气、液相中O2体积分数随惰化时间的变化如图3所示。

图3 油箱O2体积分数随惰化时间的变化Fig.3 Variation of oxygen concentration in tank with inerting time

无补气时，催化效率为0.3、0.5、0.7 和0.9 的变化曲线重合，这是因为催化效率高于临界值后，O2量即不足，以进入反应器中的O2量为基准；有补气时，催化效率越高，则油箱气相空间O2体积分数降到9%所需的惰化时间越短。值得注意的是，催化效率为0.1时，增加补气后，惰化时间反而增加，这是因为此时催化效率低，油箱内原有O2量已足够满足反应，加入补气反而使更多的O2注回油箱。

为更加直观地得到补气对惰化性能的影响，计算得到无补气和补气上限2 种情况下，油箱气相空间O2体积分数降到9%时所需的惰化时间随催化效率的变化关系，如图4所示。

图4 惰化时间随催化效率的变化关系Fig.4 Variation of inerting time with catalytic efficiency

可见：无补气时，惰化时间对催化效率的增大先缩短后不变；补气上限时，惰化时间随催化效率的增大一直减小，且当催化效率大于一定值时，加入补气可以缩短惰化时间。

2.2.2 预热功率

图5 为预热功率随惰化时间的变化情况。可见，预热功率仅与进入反应器的气量有关。无补气时，预热功率与催化效率无关；有补气时，催化效率越高，补气量越大，所需预热功率也越高。

图5 预热功率随惰化时间的变化Fig.5 Variation of preheating power with inerting time

2.2.3 所需冷却空气量

反应器及冷却器内所需冷却空气量，如图6 所示。对于反应器而言，无补气时：催化效率为0.3、0.5、0.7和0.9时的变化曲线重合，这是因为此时以O2量为反应基准，反应放热量相同；催化效率0.1 时，760 s 后所需冷却空气量开始变化，这是因为催化效率低，760 s 之前，油箱内O2含量满足反应需求。有补气时，催化效率越高，反应越剧烈，所需的冷却空气量越大。对于冷却器，有补气时，催化效率越高，则冷却器内所需冷却空气量越大。由于计算中考虑了气体组分的变化，冷却器中所需冷却空气量随惰化时间增长有轻微的升高。

图6 所需冷却空气量随惰化时间的变化Fig.6 Variation of cooling air volume with inerting time

2.3 补气比的确定

为了确定最佳补气比，计算了催化效率为0.4，补气比取0、0.5、1、1.5、2 时系统的性能变化。图7 为不同补气比下油箱气相空间O2体积分数随惰化时间的变化。可见，有补气时，所需惰化时间变短，但催化效率一定时，并非补气比越高，惰化时间越短。另外，补气比的大小还影响着油箱最终O2体积分数。

图7 油箱气相空间O2体积分数随惰化时间的变化Fig.7 Variation of oxygen concentration in tank gas phase space with inerting time

不同催化效率下，惰化时间随补气比的变化关系，如图8 所示。可以看出，催化效率一定时，随补气比的增大，惰化时间先缩短后变长，因而存在最优补气比，且最优解raopt与催化效率之间近似满足如下经验公式：

图8 惰化时间随补气比的变化关系Fig.8 Relationship between inerting time and air supplys ratio

3 结论

针对国产RP-3航空燃油蒸气体积分数高的特点，本文提出了1 种带外界补气的燃油箱催化惰化系统，并编程求解计算，得到结论如下。

1）定义了临界催化效率，并给出了计算方法。催化效率低于临界值，加入补气反而会增加惰化时间；催化效率超过临界值，加入补气可以缩短惰化时间，但同时增加了预热功率以及冷却气体流量。

2）催化效率不变时，外界补气比存在最优解，且最优解介于上下补气比之间，并与催化效率呈正相关，归纳了经验公式。

3）国内在设计催化惰化系统时，可加入补气系统，在增加有限的预热功率及冷却气体条件下，可大大缩短惰化时间，提升系统惰化性能。