機載火焰抑制器流通性能研究

劉明輝，王玖，陳曉峰，熊雅晴，劉忠

(成都飛機工業(yè)(集團)有限責任公司 技術中心，成都 610092)

0 引 言

1999年，美國頒布了關于對飛機雷電防護問題的研究報告[1]，其中分析了成功應用機載火焰抑制器的例子；同年，美國海岸警備隊對火焰抑制器測試技術進行了系統(tǒng)研究，提出了完整的測試標準[2]；美國Parker公司還開發(fā)了精確預測空氣和燃料流量通過機載火焰抑制器壓力降的計算程序，并建立了相應的火焰抑制測試結果的數據庫[3]。

事實上，當前無論是軍機還是民機，國外都普遍采用了火焰抑制器，以防止由于外部火源引發(fā)的油箱燃燒和爆炸，同時，應運而生了多家機載火焰抑制器生產或供應廠商，例如美國Parker公司、Enardo公司等。從可查閱到的資料來看，美國還建立了相應的實驗檢測系統(tǒng)及檢測規(guī)范[4]。

國內，由于煉油、油品儲運、煤礦等行業(yè)的需要，火焰抑制器也得到了廣泛應用，并提出了多個有關火焰抑制器生產、檢測及應用的行業(yè)標準或國標(例如GB5908-2005[5]、 GB/T13347-2010[6]等)。但針對航空領域而言，雖然從飛機系統(tǒng)設計原理與適航認證要求等方面考慮都必須安裝此類裝置，但苦于無相應的國產產品可供選擇，目前國內軍機燃油通氣系統(tǒng)與發(fā)動機排氣系統(tǒng)普遍未安裝火焰抑制器，而民機，例如新舟系列、蛟龍600、C919等則直接選購國外成品。

對于一個給定的機載火焰抑制器，應考慮流經它的流體所產生的壓力降，對格孔大小做適當地選擇，既要使其換熱面積最大，又要使流體壓力降最小。關于機載火焰抑制器壓力降的計算，國內外通過實驗總結了許多經驗公式[7-10]，但是由于機載火焰抑制器工作環(huán)境的特殊性，且流體介質的密度和粘度也隨著外界大氣環(huán)境不斷變化，流體的壓力降和流速之間不能用簡單的流體阻力函數關系表達。因為與實際情況易出現偏差，將會給裝置的運行帶來隱患。

為了弄清楚流體流經機載火焰抑制器時產生壓力降的原因，并尋求簡單的計算方法，本文首先就壓力降的產生原因進行理論分析，并以流體的實際流量和機載火焰抑制器阻火芯的幾何參數為條件，導出壓力降計算公式，再將計算值與實驗值進行比較；然后根據某型機載火焰抑制器設計技術要求，探討所設計的機載火焰抑制器結構參數是否滿足壓力降的要求，并分析各個因素對壓力降的影響。

1 火焰抑制器結構與工作原理

1.1 火焰抑制器的結構

火焰抑制器結構外形如圖1所示，可以看出：火焰抑制器是由殼體、阻火單元、連接法蘭、接管、密封圈組成的，其中阻火單元是其核心，其結構如圖2所示。

對于火焰抑制器設計而言，其主要工作是確定阻火單元的結構形狀與特征尺寸[11]。目前，阻火單元通道的結構形狀主要有三角形、蜂窩六邊形、錯位六邊形等。其中，三角形結構的主要特點是：制造精度高，既可用以抑制爆燃也可用以抑制爆轟，自由面積可達80%～90%，空隙率大，且是平行的三角形直通道，相對于其他抑制單元結構而言，其流動阻力小，壓力降低。

圖1 火焰抑制器外形結構示意圖Fig.1 Flame arresterr outline structure diagram

圖2 阻火單元結構示意圖Fig.2 Flame arrester element structure diagram

1.2 火焰抑制器的工作原理

阻火單元將管道截面分割成多個直徑足夠小的通道，當火焰在這些狹小的通道中運動一段距離之后就會熄滅，稱為淬熄。能夠使火焰產生淬熄的狹小通道直徑存在一個上限值，稱為最大淬熄直徑(簡稱淬熄直徑d)；火焰進入狹小通道后直至熄滅所通過的距離L稱為淬熄長度。通常，d越小越容易使火焰淬熄，但d過小或L過大都將會帶來較大的流動阻力。

2 壓力降原理分析

流體流動所產生的壓力降與通道長度及其幾何形狀有關。流經火焰抑制器時，一般會在阻火芯體進口處發(fā)生流動收縮，而在出口處發(fā)生流動膨脹。這種突然的流動收縮和膨脹，會引起附加的流體壓力損失，且流體流經芯體時有摩擦損失。這些損失的總和，構成了流體的總壓力損失或者總壓力降，其大小標志著火焰抑制器的阻力特性(流通性能)。其流程的壓力降如圖3所示。

圖3 火焰抑制器阻火芯的進出口以及體內的壓力變化Fig.3 Flame arrester element import and export as well as the body pressure changes

流體由截面1-1流入截面a-a時的壓力損失由兩部分組成：(1)由于孔隙具有一定的壁厚，使得流通斷面減小且形狀亦發(fā)生變化，必然導致流體速度的變化，此時流體動能的增加引起壓力損失，是壓力能與動能之間的能量轉換；(2)由于突縮段不可逆自由膨脹引起的壓力降低。

同樣，流體由截面b-b流入截面2-2的出口壓力回升也分成兩部分：(1)在其出口處由于流體的突然擴張, 流動速度減緩, 致使一部分動壓頭轉換為靜壓頭, 此時靜壓力出現回升；(2)由于突擴段不可逆自由膨脹和動量變化引起的壓力損失。

流體沿著波紋孔通道繼續(xù)向前流動的過程中，由于流體本身的粘性, 以及其與通道內壁的摩擦而進一步產生壓力降，稱之為波紋孔通道壓力降，并以Δpc表示。如果流體流動屬于層流狀態(tài)，則Δpc與流動速度成線性比例關系。

3 壓力降計算公式的推導

文獻[12]中給出了壓力降的綜合表達式：

式中：G為流體質量速度；V1為入口處流體比容；V2為出口處流體比容；A為總傳熱面積；AC為最小流通面積；σ為互通面積比；Vm為平均比容；Kc為入口處突然收縮阻力損失系數；Ke為出口處突然擴張阻力損失系數；f為平均摩擦系數；g為重力加速度。

對于等溫流動，即V1=V2=Vm，則式(1)可簡化為

(2)

如果以流體的實際流量和多孔火焰抑制器的某些幾何參數重新組成壓力降公式，就可以減少某些不必要的參數計算。

式中：W為流體的質量流量；γ為流體重度；Q為實際體積流量。

(3)

為了驗證推導得到的公式的正確性，首先對已有的方形格孔圓柱形蜂窩體進行數值計算，驗證公式正確后，再對等邊三角形格孔的火焰抑制器進行驗證計算。

取一個長度為L，直徑為D，方形格孔尺寸為da，格孔壁厚為δ的圓柱蜂窩體進行計算，則

(4)

(5)

將式(4)～式(5)帶入式(3)可得：

(6)

而流體在方形格孔通道內充分發(fā)展的情況可由文獻[12]查出：

將f的值帶入式(6)可得：

(7)

所以式(7)可改寫為

(8)

式(8)表示壓力降和方形格孔蜂窩體的幾何參數之間的基本關系。上述各式中的Kc和Ke取決于通道的互通面積比，其值可由文獻[12]查的，對于層流來說也可以用式(9)～式(10)來進行計算。

Kc=-0.42σ2+0.02σ+1.18

(9)

Ke=0.94σ2-2.71σ+1.00

(10)

4 計算值與實驗值的比較

文獻[12]給出的數據均是在靜態(tài)下進行測定的，即空氣流經一個直徑100 mm，長度150 mm，方形格孔尺寸1.5 mm×1.5 mm，孔壁厚0.3 mm，空氣預熱溫度600 ℃的火焰抑制器。壓力降采用傾斜式微壓計測量。在各個空氣流量下實驗和數值計算的不同壓力降值如表1所示。實驗測量值與數值計算值的流量-壓差關系對比如圖4所示。

表1 不同空氣流量下實驗和數值計算的壓力降值Table 1 Under different air flow experimental and numerical pressure drop

圖4 實驗測量值與計算值的流量-壓差關系圖Fig.4 Experimental measurement and calculation of the flow-pressure relationship graph

從圖4可以看出：壓力降隨著流速的增加線性增加，數值計算值與實驗測定值的最大誤差僅為5%，表明推導的公式具有較高的準確性。

5 阻火單元流阻分析

根據我國某型飛機機載火焰抑制器的相關技術要求，規(guī)定該火焰抑制器的工作介質為空氣和RP-3燃油、在工作溫度-55～70 ℃下其流阻特性必須滿足以下條件：

(1) 最大空氣流量0.06 m3/s下，流阻不大于1 psig(6 894.8 Pa)；

(2) 溢流狀態(tài)下，最大燃油流速5 m/s時，流阻不大于2 psig。

5.1 空氣流經阻火單元的壓力降分析

滿足阻火耐燒性能要求的阻火單元，在空氣溫度為-55和70 ℃條件下，不同的空氣流量流經阻火單元時所對應的壓力降分別如圖5～圖6所示。

(a) 最大安全間隙壓力降圖(d=0.97,L=25)

(b) 最小點火能量壓力降圖(d=1.82,L=25)

(c) 最大火焰速度壓力降圖

(d) LIRI實驗結果壓力降圖(d=1.27,L=25)圖5 空氣溫度為-55 ℃時，不同空氣流量下的壓力降Fig.5 Air temperature of -55 ℃ different air flow pressure drop

(a) 最大安全間隙壓力降圖(d=0.97,L=25)

(b) 最小點火能量壓力降圖(d=1.82,L=25)

(c) 最大火焰速度壓力降圖

(d) LIRI實驗結果壓力降圖(d=1.27,L=25)圖6 空氣溫度為70 ℃時，不同空氣流量下的壓力降Fig.6 Air temperature of 70 ℃ different air flow pressure drop

從圖5～圖6可以看出：隨著空氣流量的增加，流經阻火單元的壓力降也隨之增加；在阻火單元長度L一定的條件下，淬熄直徑d增加，其壓力降隨之減小。且對比圖5(c)和圖6(c)，阻火單元長度L和淬熄直徑d在一定情況下同時增加，其壓力降反而略微下降，可見阻火單元長度L并不是決定壓力降的唯一主要因素；另外，隨著空氣溫度的增加，流經阻火單元的壓力降也隨之增加。

5.2 燃油流經阻火單元的壓力降分析

滿足阻火耐燒性能要求的阻火單元，在燃油溫度為-55和70 ℃條件下，不同速度的燃油流經阻火單元時所對應的壓力降分別如圖7～圖8所示，可以看出：隨著燃油速度的增加，流經阻火單元的壓力降也隨之增加；在阻火單元長度L一定的條件下，淬熄直徑d增加，其壓力降隨之減小。且對比圖7(c)和圖8(c)，阻火單元長度L和淬熄直徑d在一定情況下同時增加，其壓力降反而略微下降，可見阻火單元長度L并不是決定壓力降的唯一主要因素；另外，隨著燃油溫度的增加，流經阻火單元的壓力降隨之下降。

(a) 最大安全間隙壓力降圖(d=0.97,L=25)

(b) 最小點火能量壓力降圖(d=1.82,L=25)

(c) 最大火焰速度壓力降圖

(d) LIRI實驗結果壓力降圖(d=1.27,L=25)圖7 燃油溫度為-55 ℃時，不同燃油速度下的壓力降Fig.7 Fuel temperature of -55 ℃ different fuel speeds pressure drop

(a) 最大安全間隙壓力降圖(d=0.97,L=25)

(b) 最小點火能量壓力降圖(d=1.82,L=25)

(c) 最大火焰速度壓力降圖

(d) LIRI實驗結果壓力降圖(d=1.27,L=25)圖8 燃油溫度為70 ℃時，不同燃油速度下的壓力降Fig.8 Fuel temperature of -55 ℃ different fuel speeds pressure drop

5.3 各個參數對流經三角形阻火單元壓力降的影響

5.3.1 空氣流量(燃油流速)對壓力降的影響

空氣和燃油溫度均為25 ℃，阻火單元淬熄直徑d為1.27 mm，阻火單元長度為13 mm，格孔壁厚為0.05 mm條件下，在不同的空氣流量(燃油流速)情況下，阻火單元壓力降的變化情況如圖9所示。

(a) 空氣流量對壓力降的影響

(b) 燃油流速對壓力降的影響圖9 空氣流量(燃油流速)與壓力降的關系圖Fig.9 Air flow(fuel flow)-pressure drop relationship diagram

從圖9可以看出：隨著空氣流量(燃油流速)的增大，通道摩擦壓力損失Δpc、進口壓力損失Δp1、出口壓力回升Δp2均隨之增大，但Δp1和Δp2的增長幅度明顯要大于Δpc；且就整個阻火單元壓力降來看，當空氣流量為0.01 m3/s時，Δpc粘性摩擦損耗占整個壓力損失比例的92.58%，而當空氣流量為0.06 m3/s時，Δpc粘性摩擦損耗卻只占整個壓力損失比例的67.54%，說明空氣流量的增加對Δp1和Δp2的影響十分明顯。

5.3.2 淬熄直徑對壓力降的影響

空氣和燃油均為溫度25 ℃，空氣流量為0.06 m3/s和燃油速度為5 m/s，阻火單元長度為13 mm，格孔壁厚為0.05 mm條件下，在不同的淬熄直徑下，阻火單元壓力降的變化情況如圖10所示。

(a) 國際單位壓力降圖

(b) 英制單位壓力降圖圖10 淬熄直徑與壓力降的關系圖Fig.10 Quenching diameter-pressure drop relationship diagram

從圖10可以看出：隨著淬熄直徑d的增大，通道摩擦壓力損失Δpc一開始下降較快，例如d從0.9 mm改變到1.3 mm，Δpc由645 Pa下降到294 Pa，但隨后下降的速率趨于平緩，例如d從1.3 mm改變到1.9 mm，而Δpc僅由294 Pa下降到132 Pa；但進口壓力損失Δp1、出口壓力回升Δp2下降十分緩慢。

5.3.3 淬熄長度對壓力降的影響

空氣和燃油溫度均為25 ℃，空氣流量為0.06 m3/s和燃油速度為5 m/s，阻火單元淬熄直徑d為1.27 mm，格孔壁厚為0.05 mm條件下，在不同阻火單元長度下，阻火單元壓力降的變化情況如圖11所示。

(a) 國際單位壓力降圖

(b) 英制單位壓力降圖圖11 阻火單元長度與壓力降的關系圖Fig.11 Flame arrestor element length-pressure drop relationship diagram

從圖11可以看出：隨著阻火單元長度L的增大，通道摩擦壓力損失Δpc呈線性增長，而進口壓力損失Δp1、出口壓力回升Δp2保持不變。

5.3.4 格孔厚度對壓力降的影響

空氣和燃油溫度均為25 ℃均空氣流量為0.06 m3/s和燃油速度為5 m/s，阻火單元淬熄直徑d為1.27 mm，阻火單元長度L為13 mm條件下，在不同的格孔厚度δ下，阻火單元壓力降的變化情況如圖12所示。

(a) 國際單位壓力降圖

(b) 英制單位壓力降圖圖12 格孔壁厚與壓力降的關系圖Fig.12 Cell wall thickness-pressure drop relationship diagram

從圖12可以看出：隨著格孔厚度δ的增大，進口壓力損失Δp1、出口壓力回升Δp2線性增長，而通道摩擦壓力損失Δpc基本保持不變。

5.3.5 流體溫度對壓力降的影響

空氣流量為0.06 m3/s和燃油速度為5 m/s，阻火單元淬熄直徑d為1.27 mm，阻火單元長度L為13 mm，格孔壁厚δ為0.05 mm條件下，在不同的空氣(燃油)溫度下，阻火單元壓力降的變化情況如圖13所示。

(a) 國際單位壓力降圖

(b) 英制單位壓力降圖圖13 空氣(燃油)溫度與壓力降的關系圖Fig.13 Air(fuel) temperature-pressure drop relationship diagram

從圖13可以看出：隨著空氣溫度的增大，通道摩擦壓力損失Δpc呈線性增長，而進口壓力損失Δp1、出口壓力回升Δp2則線性減?。欢S著燃油溫度的增加，通道摩擦壓力損失Δpc在一定溫度范圍內急劇下降，后逐漸緩慢減小，而進口壓力損失Δp1、出口壓力回升Δp2則緩慢減小。

6 結 論

(1) 本文推導并驗證的計算公式可以應用于不同形式的火焰抑制器，利用該公式可做預示計算，避免了繁瑣的試驗測量，節(jié)省了試驗時間和成本，為實際工程應用中機載火焰抑制器的設計和選型提供了有益參考。

(2) 對于流通的介質而言，應考慮介質的溫度和流速對機載火焰抑制器流通性能的影響。

(3) 研究機載火焰抑制器的流通性能，應考慮其特征尺寸(淬熄直徑d、阻火單元長度L、格孔厚度δ)對流通性能的影響。