2. 清华大学 工程物理系, 北京 100084;
3. 中国民用航空飞行学院 民航安全工程学院, 广汉 618307
2. Department of Engineering Physics, Tsinghua University, Beijing 100084, China;
3. College of Civil Aviation Safety Engineering, Civil Aviation Flight University of China, Guanghan 618307, China
民机货舱作为重要的货物运输载体,对防火工作有着严格的要求。货舱空间密闭且含有大量可燃物,成为飞机火灾事故高发区域之一。高空飞行过程舱内压强通常处于75 kPa左右(高度2 438.4 m)[1],且部分货机货舱无增压设备。货舱的特殊受限空间和低压低氧环境使其火灾演化规律更加复杂,同时对机载防灭火系统的正常运行产生严重影响。
传统民机货舱哈龙1301灭火剂具有灭火效率高且重量轻等优点,但会严重破坏臭氧层。由于民用航空运输领域的特殊性,货舱的哈龙灭火剂替代进度明显比其他领域滞后,目前尚无正式获批应用的替代灭火系统。货舱哈龙替代灭火系统必须满足美国联邦航空局(FAA)制定的最低性能化标准(MPS)测试[2],即必须达到哈龙1301同等的灭火性能。细水雾具有清洁环保、耗水量低、灭火效率高等优点,是当前比较有应用前景的货舱哈龙替代灭火介质之一。因此,研究货舱低压环境下细水雾抑灭火有效性具有重要意义。
对于低压低氧对火灾燃烧行为特性的影响,前人基于不同尺度低压舱或高海拔地区实地实验等手段开展了大量研究[3-8]。文[3]研究了压强和氧气浓度对小尺度样品燃烧速率和点火性能的影响。文[4-7]在合肥和拉萨开展实验探究不同海拔气压下正庚烷池火和木垛火燃烧特性,结果表明低环境压强下燃烧速率、辐射热通量及火焰温度相对较低,燃烧速率与火焰高度等特征参量与环境压强呈幂指数关系。文[8]探究了环境压强对小尺度乙醇汽油池火燃烧特性影响机制。但前人研究较少考虑受限边界的影响,而相比建筑火灾,飞机货舱可燃物与顶棚间的等效距离更小,壁面热反馈影响更加显著。文[9]基于窄体机模拟货舱研究了低气压对顶棚烟气温度和CO浓度分布特征的影响。文[10]基于全尺度模拟货舱探究了低气压对顶棚受限火行为特性的影响。文[11]开展了不同环境压强下典型机舱材料燃烧特征的研究,发现环境压强降低导致烟密度值增大。目前针对货舱火灾大尺度实验研究仍相对较少,但已有的研究提供了一定的理论基础。
对细水雾抑灭性能的研究[12-17]表明,其灭火机理主要为冷却吸热、稀释氧气、阻隔热辐射等,但具体灭火效率受不同边界条件影响。文[12-13]研究了雾滴粒径、雾通量、雾锥角等参数对灭火效率的影响;文[14]研究了含添加剂细水雾的灭火性能,发现含盐添加剂可以提高灭火效率。针对货舱灭火,美国FAA休斯技术中心采用高压单流体、气液双流体细水雾系统,针对MPS四类标准火灾场景,开展了一系列全尺寸货舱细水雾灭火实验测试[15-16],研究表明: 1) 细水雾可以有效长时间抑制A和B类火灾,但单纯细水雾系统无法通过气溶胶爆炸灭火测试标准,且灭火剂消耗量较大;2) 氮气和细水雾混合灭火系统能够通过MPS灭火测试,且耗水量可以减少50%以上。文[17]基于平原模拟货舱开展了不同气/液流量下双流体细水雾抑灭30 cm尺寸正庚烷和航空煤油池火有效性的研究,获得相关优化灭火参数,但是火灾尺度相对较小且未考虑低压环境。
目前关于低环境压强下细水雾抑灭性能相关研究较少。文[18]分别在合肥与拉萨测量了细水雾喷雾特性参数,发现环境压强的减小将导致雾滴向锥面区域聚集,雾锥角相对增大。文[19]基于小尺度封闭低压舱测量了不同环境压强下雾滴粒径与速度,发现环境压强降低会导致雾滴粒径的减小,同时使雾滴竖直向下速度降低,横向扩散速度增加。文[20]基于FDS数值模拟研究了不同环境压强对喷雾特性的影响。文[21-22]都分别在合肥和拉萨开展了细水雾灭火性能实验,发现在拉萨低气压环境下灭火效率相对较高,但灭火过程产生的CO浓度更高。文[23-25]基于小尺度低压舱开展了细水雾-氮气双流体细水雾熄灭油池火有效性的研究,结果表明随着环境压强的降低,平均雾滴粒径减小,平均灭火时间减少,且灭火剂消耗量减小。
综上,前人多是在开放空间或者中小尺寸低压舱开展小尺度池火细水雾抑灭火实验研究。实际民机货舱空间受限,壁面热反馈会增强火灾燃烧强度,导致大尺度火灾短时间内释放大量热量,同时细水雾雾滴较难穿透火焰,其灭火性能和机理亟待进一步研究;且目前对于低环境压强下全尺度货舱细水雾抑灭火研究相对较少。
因此,本文基于全尺寸低压模拟货舱初步开展了低环境压强下单喷头双流体细水雾抑灭大尺度航空煤油表面池火有效性的实验研究,分析环境压强对灭火过程中燃烧速率、温度、热辐射通量等参数影响,为货舱机载细水雾灭火系统应用提供了一定的理论依据和数据支持。
1 实验装置与工况条件 1.1 实验测量系统本文选择FAA-MPS测试标准中第3类火灾场景,以航空煤油池火为火源,针对货舱角落火,开展了低环境压强对细水雾抑灭火性能影响的研究。采用符合FAA-MPS标准尺寸的低压模拟舱(见图 1),舱内腔室尺寸813 cm×416 cm×167 cm,容积56.6 m3,舱内压强可调范围为24 ~110 kPa。舱内压强采用CYG1008型压强传感器实时监测,其测量范围为30 ~150 kPa, 精度为±0.5%(满量程);火焰温度及空间温度传感器采用直径1 mm的K型热电偶测量,测量范围为0~1 100 ℃,精度为±1 ℃;辐射热通量采用GT-25型热流传感器测量,测量范围为0~20 kW/m2,精度为±3% (满量程);温度和辐射数据通过SIN-6048C型多通道无纸记录仪采集;舱内实验过程图像采用高清摄像机记录;燃料采用电加热丝高温点燃;所有测量系统在舱外远程控制;每组实验重复2~3次,并取平均值作为最终数据。
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图 1 模拟货舱结构示意图 |
图 2a中,灰色区域为货舱底部面积,油盘位于货舱角落,细水雾喷头位于货舱顶棚中心位置,布置3列竖直热电偶树TC0、TC1、TC2用于测量火焰温度和舱内空间温度,1列总辐射热流计树THF用于测量燃烧产生的辐射热通量;图 2b为顶棚温度测点分布;图 2c中,油盘底部距离地面为35 cm,油盘下方布置1个高精度电子天平用于测量燃烧速率;油盘中心上方TC0从油盘上边沿依次布置14个温度测点,从下往上依次编号为T1~T14;TC1和TC2测点位于舱内空间上方区域,分别布置5个测点,从下往上依次编号为T15~T19和T20~T24;THF布置4个测点,从上往下依次编号为THF1~THF4。
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图 2 测量系统传感器分布 |
依据FAA-MPS测试标准,采用方形不锈钢油盘,油盘尺寸约为60.9 cm×60.9 cm×10.2 cm,测试燃料约1.9 L (1 482 g)的3号航空煤油(RP-3),由于实验条件限制,本文研究中以200 g(294 mL)正庚烷(n-Heptane)作为引燃剂,材料物性参数如表 1所示。为防止发生沸溢现象,在燃料层下布置垫水层。通过预实验测试,发现舱内初始环境压强较大时,大尺度池火燃烧会引起舱内过压现象,基于安全性考虑,选择实验测试环境压强分别为46和76 kPa。
燃料 | 燃烧热/(MJ·kg-1) | 比热容/(kJ·kg-1·K-1) | 密度(20℃)/(g·cm-3) | 闪点(闭杯)/℃ | 燃点/℃ | 沸点/℃ | 蒸发潜热/(kJ·kg-1) |
n-Heptane | 48.06 | 2.233 | 0.684 | -1 | 204 | 98.4 | 321.5 |
RP-3 | ≥42.8 | 2.2 | 0.79 | ≥38 | 260~315 | 140~240 | 345 |
本文研究主要针对货舱快速灭火阶段,采用基于超音速谐振雾化技术的气-液双流体细水雾喷头,实现以较低的雾化压强产生较小的雾滴粒径,雾场形状为具有一定竖向夹角的平面雾场,如图 3所示。实验中采用转子流量计和压强表分别实时测量流量和压强数据,不同雾场特性主要由气、液流量和压强决定。雾滴粒径大小采用无接触式马尔文(Malvern)实时喷雾粒度分析仪Spraytec进行测量,测量范围为0.1~2 500 μm。本文仅测量冷态环境下雾滴粒径分布,如图 3所示,主要测量喷头下方80 cm附近区域雾滴,每次测量前需要进行仪器光学标定。
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图 3 雾滴粒径分布测量系统 |
1.2 实验测试流程及工况条件
对于雾特性测量实验,首先调整好气/液流量,待舱内压强稳定后,喷雾和粒径测量同时启动,数据采集持续1 min,每次测量前需等待舱内雾场消散完全,恢复至开始状态。
对于抑灭火实验测试,首先调节好实验测量系统,打开数据采集系统,调节舱内压强至稳定状态。对于池火燃烧实验,启动电加热丝点火,直至火焰熄灭,分别记录起火时刻和熄灭时刻;对于细水雾抑灭火测试,池火燃烧60 s后启动喷雾(依据货舱火灾60 s烟雾探测要求[26]),直至火焰熄灭,记录火焰熄灭时间。然后停止所有数据测量,打开泄压阀,开舱门排烟,待恢复至环境状态,进行下一组实验。考虑到大尺度实验成本和环境条件限制,结合雾滴粒径测量结果,本文研究仅选择典型气/液组合喷雾系统,初步开展低压环境下细水雾抑灭大尺度煤油实验研究,设置工况如表 2所示。
测试工况 | 环境压强/kPa | 水流量/(mL·min-1) | 氮气流量/(L·min-1) |
无细水雾 | 46 | 0 | 0 |
76 | 0 | 0 | |
有细水雾 | 46 | 500 | 180 |
76 | 500 | 180 | |
46 | 500 | 210 | |
76 | 500 | 210 |
2 结果分析与讨论 2.1 雾特性测量
由于实验条件限制,本文研究中仅测量雾滴粒径大小分布作为雾特性表征参数,开展了不同气体流量(150、180、210 L/min)、液体流量(400、500、600 mL/min)、环境压强(46、76 kPa) 共18组工况测试,对应的气体压强分别为0.4、0.5、0.6 MPa,液体压强分别0.2、0.3、0.4 MPa。图 4为气体流量210 L/min和液体流量500 mL/min工况下雾滴粒径测量结果,结果表明:环境压强46和76 kPa时雾滴粒径分布区间分别为1~200 μm和1~300 μm,随环境压强升高液滴粒径有增加趋势,这与文[23-25]一致。在研究中雾滴粒径通常用特征直径表示,图 5给出了不同工况下Sauter平均粒径D32、累积体积百分数粒径D50和D90结果。可以看出,同样环境压强下,保持液体流量不变,随着气体流量的增加,雾滴粒径减小;而保持气体流量不变,随着液体流量的增加,雾滴粒径增大。这主要是由于气/液流量比增加导致雾化能力增强,产生更小的雾滴粒径。而随着环境压强的降低,雾滴粒径减小。这主要是由于气压降低,液滴蒸发速率增加,同时空气密度减小,空气阻力降低,雾滴相对气相运动速度增加,可能引起雾滴聚集合并效应减弱等,进而引起雾滴粒径减小。
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图 4 典型工况下雾滴粒径分布 |
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图 5 不同工况下雾滴特征粒径 |
2.2 低环境压强下表面池火燃烧特性
图 6为不同环境压强下池火点燃30 s后火焰图像。可以看出,46 kPa时出现明显的火焰顶棚射流,而76 kPa时火焰刚刚达到顶棚,这表明低压下火焰高度的增加引起顶棚受热危害增大,同时增加了顶棚内衬材料穿透的风险;此外,图中的能见度显示30 s时低压下火焰产烟量也相对较低,这可能会延长烟气探测时间,降低货舱火灾防控能力。
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图 6 燃烧30 s时舱内火灾图像 |
图 7为不同环境压强下燃烧质量损失速率和舱内压强时间变化结果。可以看出,质量损失速率首先快速上升,然后降低进入相对稳定阶段,最后衰减,直至火焰熄灭;其中快速上升阶段主要是正庚烷引燃剂燃烧,由于正庚烷闪点(-1 ℃)比航煤的(38 ℃)低,更易着火,燃烧强度相对较大;相对稳定阶段主要是航煤燃烧。环境压强为46和76 kPa时,稳定燃烧质量损失速率分别约为2.5和5.7 g/s,结果表明环境压强降低导致燃烧速率降低。稳定阶段航煤燃烧热释放率[27]为
$ \dot Q = {x_{\rm{f}}}\cdot\dot m\cdot\Delta {H_{\rm{C}}}. $ | (1) |
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图 7 质量损失速率和舱内压强时间变化结果 |
其中:
图 7为不同初始环境压强下,舱内压强和燃烧质量损失速率的时间变化结果。图中测试1和2代表2次重复实验测量结果。当初始环境压强46 kPa时,舱内压强仅有稍微上升,然后降低趋于平稳;但当初始环境压强为76 kPa时,舱内压强迅速上升至92.37 kPa,增压为16.37 kPa。舱内过压现象主要是由于火灾尺度较大,燃烧后短时间内释放大量热量和烟雾,导致舱内气体迅速热膨胀增压,而货舱压强控制系统无法短时间内排气降压。尤其对于高空飞行航空器,过压将引起货舱内外压差显著增加,对于舱体结构承压极限带来挑战;同时火灾高热释放量可能降低舱体结构热力学性能,而实际飞机货舱可燃物较多,火灾规模往往较大且发展迅速,如果不能及时发现并控制火灾,易造成机毁人亡事故发生。因此,避免舱内过压现象的发生,实现火灾初期的快速灭火和降温是十分必要的。环境压强分别为46和76 kPa时,火焰熄灭时间分别为308和340 s,由于货舱受限空间氧气含量有限,熄灭时燃料仍有剩余,航煤消耗量分别约为500和1 200 g。
图 8为不同压强下不同位置火焰温度时间变化结果。可以看出,点燃后火焰温度快速上升,然后火焰温度稍微降低并趋于稳定,其中初始阶段高温区主要为正庚烷火焰温度,稳定阶段主要为航煤火焰温度;随着环境压强的降低,航煤火焰温度有所降低,环境压强为46和76 kPa时对应的最高航煤火焰温度分别约为700和768 ℃。
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图 8 火焰温度时间变化结果 |
图 9为TC1和TC2温度测量结果,代表舱内顶棚附近区域烟气层温度,可以看出明显的烟气分层现象,但距离火源较远处的烟气层温度相对较低。环境压强为46和76 kPa时,稳定阶段T19处烟气温度分别达到220和232 ℃左右,T24处烟气温度分别达到200和225 ℃左右。这说明环境压强较高时货舱顶棚区域温度相对较高。图 10为典型辐射热通量测量结果,可以看出,测点THF1和THF3处总辐射热通量时间变化趋势与质量损失速率结果相一致,其中初始阶段较高的辐射热通量主要为正庚烷火焰辐射。环境压强为46和76 kPa时,稳定阶段THF1测点分别达到2和3 kW/m2,而THF3处辐射热通量值稍微降低,这主要是由于火焰根部的辐射热流相对较低。
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图 9 TC1和TC2温度测量结果 |
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图 10 不同环境压强下典型辐射热通量结果 |
2.3 细水雾灭火有效性
图 11为不同气液流量下质量损失速率测量结果,可以看出,图中火焰熄灭后燃烧速率并未迅速降低为零,主要因为热环境下燃料仍存在一定蒸发,而本文研究只关注火焰熄灭前测量数据。与无细水雾相比,启动细水雾后燃烧速率没有快速降低,这可能主要由于喷雾量有限导致。环境压强76 kPa时,灭火后期出现燃烧强度增强现象,可能是由于部分雾滴接触高温液体燃料发生蒸汽爆炸,引起燃料飞溅所致;对比图 7,燃烧时间明显降低,如环境压强46 kPa时从308 s减小到225~230 s左右,76 kPa时从340 s减小到250~275 s,这表明细水雾具有一定抑制作用。
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图 11 不同工况下质量损失速率结果 |
从图 11中看出,2种工况下质量损失速率变化结果相似,下面仅以氮气流量210 L/min和水流量500 mL/min为例展示细水雾作用下温度与辐射测量结果,环境压强46和76 kPa时对应特征粒径D50分别为28.4和34.5 μm,D90分别为135.8和210.0 μm。图 12为不同环境压强下火焰温度时间变化结果,可以看出,环境压强较大时火焰温度相对较高;相对于无细水雾时,启动喷雾后,火焰温度明显降低,如环境压强46和76 kPa时稳定阶段温度分别为620和760 ℃,这主要由于雾滴的蒸发吸热降温;同时火焰温度呈现一定的波动性,这主要由于喷雾气流引起火焰不稳定造成的。
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图 12 不同环境压强下火焰温度结果 |
图 13为TC1和TC2温度测量结果。对于靠近火焰的TC1,喷雾启动后,相比于无水雾时,稳定阶段烟气层顶部温度稍微增加,下部温度明显上升,这主要由于雾滴运动导致顶棚高温烟气下沉引起的;而不同环境压强下烟气层温度相差较小。对于远离火焰的TC2,与无水雾时相比,喷雾启动后烟气层温度明显降低,这主要由于雾滴的冷却降温特性,同时喷雾阻挡了高温烟气扩散。此外,环境压强76 kPa时烟气层温度相对较高,主要由于该环境下火焰热释放较大引起的。图 14为辐射热通量测量结果,与无细水雾相比,喷雾启动后辐射热通量并没有快速降低,而呈现一定波动阶段,然后逐步降低。
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图 13 水雾作用下TC1和TC2温度测量结果 |
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图 14 典型辐射热通量结果 |
2.4 有无细水雾结果对比分析
以氮气流量210 L/min和水流量500 mL/min工况为例,分析有无水雾作用下的抑灭火有效性。图 15为有无细水雾时舱内压强变化结果,发现实验工况下水雾施加对舱内压强无影响,由于熄灭时间缩短,舱内压强下降时间相对提前。图 16为不同环境压强下有无细水雾时质量损失速率对比结果,可以看出,喷雾启动后初始阶段燃烧强度基本未受影响,而随着喷雾量增加,燃烧强度逐步降低,这主要由于单喷头的喷雾量有限,同时火焰功率相对较大,在初始阶段雾滴冷却吸热能力较弱;但火焰熄灭时间明显缩短,这主要是由于细水雾可以冷却和稀释氧气,同时N2本身也起到窒息作用。
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图 15 有无水雾作用下舱内压强和质量损失速率结果 |
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图 16 火焰顶部TC14处温度测量结果 |
图 16为火焰顶部温度变化,可以看出喷雾启动后火焰温度缓慢降低,直至火焰熄灭。图 17分别为测点T19和T24温度变化,距离火焰较近时,烟气温度稍微增加,而远离火焰的区域温度显著降低,如环境压强46和76 kPa时,温度分别从200 ℃降到80 ℃和从225 ℃降到125 ℃。图 18为不同环境压强下THF1处辐射热通量测量结果,与无细水雾相比,喷雾启动后初期阶段辐射热通量增大,这可能主要喷雾启动后引起火焰附近气流运动,导致火焰横向偏移而引起辐射热通量值增加。图 19为顶棚空间区域温度分布结果,可以看出,无细水雾时,顶棚附近区域温度从火焰上方依次递减扩散,如环境压强46和76 kPa时火焰上方顶棚最高温度分别达到390和450 ℃左右;而细水雾作用下,顶棚附近区域温度明显降低,例如环境压强46和76 kPa时火焰上方顶棚附近温度分别下降到270和300 ℃左右,最大温降分别约为120和150 ℃;同时喷头附近区域温度控制在60~90 ℃。同样随着环境压强降低,顶棚区域不同位置温度均有所降低,这主要因为环境压强较小时火源热释放率较低,释放到舱内空间环境热量相对较小。
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图 17 有无细水雾时温度测量结果 |
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图 18 不同环境压强下TF1处辐射热通量结果 |
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图 19 不同环境压强下货舱顶棚区域温度分布 |
3 结论
本文基于满足FAA-MPS标准的全尺寸低压模拟货舱初步开展了货舱低压环境下双流体细水雾抑灭航空煤油表面池火有效性的实验研究。结果表明:
1) 环境压强降低引起质量损失速率、火焰温度和辐射热通量值降低,而火焰高度增加,火焰顶棚射流面积增加;当环境压强为76 kPa,池火燃烧后舱内压强快速增加,最大过压值达到16.37 kPa,这将会带来舱体结构和通风系统失效的风险。而同样的环境压强时本文喷雾条件下舱内过压象仍然存在,主要可能由于喷雾量有限,难以快速吸热,需要进一步研究。
2) 雾滴特征粒径随环境压强的降低而减小。细水雾作用下燃烧速率降低,火焰熄灭时间明显缩短; 与无水雾作用相比,气体流量210 L/min和液体流量500 mL/min工况下环境压强为46和76 kPa时火焰熄灭时间分别缩短78和65 s;同时顶棚附近区域温度明显降低,火焰上方顶棚附近温度降幅达到150 ℃,但有限喷雾通量难以快速熄灭大尺度火灾;此外,随着环境压强降低,舱内空间温度和辐射热通量均有所降低。
未来研究中需要进一步改进喷头布局、优化气/液流量比、增大喷雾通量,同时考虑货舱泄漏率和通风气流影响、可燃物种类和荷载量等工况条件,以期详细揭示实际飞行过程低压环境下细水雾抑灭货舱火灾的临界条件和系统参数。
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