短艙管路接頭耐火試驗(yàn)數(shù)值仿真預(yù)測

江有為, 李松陽, 崔振濤

(中國航發(fā)商用航空發(fā)動機(jī)有限責(zé)任公司, 上海 200241)

防耐火性能是發(fā)動機(jī)火區(qū)部件的一項(xiàng)關(guān)鍵指標(biāo)。CCAR 33.17條款要求,民用航空發(fā)動機(jī)上的材料及構(gòu)造要滿足防火要求,如短艙內(nèi)輸送易燃液體的管路、箱體、防火墻等,并在設(shè)計(jì)上充分考慮著火所帶來的危害性后果[1]。對于短艙火區(qū)內(nèi)的管路需要承受標(biāo)準(zhǔn)火焰和內(nèi)部流體壓力15 min/5 min以證明其防/耐火性能[2],中外也制定了一系列的防耐火試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)如ISO 2 685、AS 1 055、AS 4 273和HB 7 044。由于防耐火試驗(yàn)存在一定的危險(xiǎn)性且成本較高,中外學(xué)者先后對其數(shù)值分析方法開展了研究。

標(biāo)準(zhǔn)火焰燃燒器火焰的沖擊射流通常具備湍流性質(zhì),其動力學(xué)結(jié)構(gòu)極為復(fù)雜,包含了化學(xué)反應(yīng)和湍流流動的交互作用[3]。Menter[4]基于流體主剪應(yīng)力與湍流動能成正比的假設(shè)在k-ω模型的基礎(chǔ)上發(fā)展了SST模型,在此基礎(chǔ)上,Bheekhun[5]使用 SSTk-ω湍流模型對火焰燃燒器進(jìn)行了模擬,獲取了火焰溫度分布;楊毅成[6]借助有限元仿真軟件建立了火焰數(shù)值計(jì)算模型,采用非預(yù)混燃燒模型與單煤油分子 C12H23的概率密度函數(shù)方法(probability density function,PDF)求解火焰的化學(xué)反應(yīng),使用雷諾時均模型與 SSTk-ω湍流模型求解火焰的湍流方程,分析了火焰特征的分布以及擴(kuò)張錐角度、擾流器構(gòu)型對火焰特征的影響規(guī)律;王偉[7]建立了航空發(fā)動機(jī)防火試驗(yàn)用丙烷燃燒器三維數(shù)學(xué)模型分析了管路內(nèi)流體及燃燒器參數(shù)對熱流計(jì)測量精度的影響。

在標(biāo)準(zhǔn)火焰仿真方法發(fā)展的基礎(chǔ)上,不少學(xué)者開展了火焰沖擊對結(jié)構(gòu)件影響的分析,白杰等[8]模擬了NexGen 燃燒器火焰射流沖擊平板的過程,探索了平板尺寸與沖擊距離對換熱特性的影響,并對危險(xiǎn)點(diǎn)分布進(jìn)行了預(yù)測;尹莉萍等[9]分析了鋁合金平板在標(biāo)準(zhǔn)火焰下的溫度分布,Rippe等[10]發(fā)展了鋁合金平板的火焰燒穿分析方法;Dodds等[11]對層合板基體材料的耐熱性進(jìn)行了研究并建立了高精度的層合板熱響應(yīng)模型, Sikoutris等[12]探索了聚合物復(fù)合材料的有限元熱響應(yīng)模型,模擬了火災(zāi)燒穿條件下復(fù)材平板的響應(yīng);康冠群等[13]總結(jié)了燃燒模型和湍流理論,提出了發(fā)動機(jī)零部件在火焰沖擊下的數(shù)值計(jì)算應(yīng)首先假設(shè)零部件不會發(fā)生破壞,同時還應(yīng)考慮零部件材料變化、工質(zhì)膨脹變化特性、零部件熱應(yīng)力、連接件/密封件的溫度和抗高溫溶化特性。李翠超等[14]對防火實(shí)驗(yàn)用油燃燒器火焰的射流傳熱特性進(jìn)行了研究,根據(jù)傳熱分析和實(shí)測溫度探索了防火墻導(dǎo)熱的溫度變化規(guī)律。

對于管路泄露的仿真分析,吳晶峰等[15]分析了管路接頭燃油泄漏一般為滲漏的方式進(jìn)入發(fā)動機(jī)核心艙,并且通常只在泄露口附近擴(kuò)散,并指出管路接頭的安裝泄露和管路的裂紋泄露是兩種主要的泄露方式;由于接觸應(yīng)力難以測量,Bu[16]使用三維有限元對金屬接頭的接觸應(yīng)力進(jìn)行了分析,確定了保證密封性能的設(shè)計(jì)參數(shù);劉奔等[17]根據(jù)密封面需要有一定的接觸壓力,同時過盈量應(yīng)使得密封接觸面在彈性變形之內(nèi)的原則分析了螺紋接頭的密封性能;陳宇杭等[18]基于Murtagian等[19]提出的臨界密封指數(shù)定性的比較了油管螺紋的氣體密封能力;閆洋洋等[20]基于粗糙表面的測量數(shù)據(jù)建立了多尺度模型,得出流體溫度在允許范圍內(nèi)對管件的密封特性有一定的影響。

上述文獻(xiàn)分別對防耐火試驗(yàn)的火焰模擬、傳熱過程進(jìn)行了仿真,并在平板燒穿問題上進(jìn)行了研究,對管路在常溫下的密封性能有了一定的模擬方法,但相關(guān)成果的研究較為零散,在管路接頭的防耐火性能預(yù)測方面尚缺乏一定的研究。針對該問題,現(xiàn)基于FDS(fire dynamics simulator)、Fluent和Ansys軟件搭建管路火焰耐受性分析流程,對火焰燃燒、沖擊流動換熱和結(jié)構(gòu)變形的物理過程的模擬方法進(jìn)行探索,通過邊界條件的一致性對不同過程之間的載荷數(shù)據(jù)進(jìn)行傳遞,并對相關(guān)結(jié)果進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。

1 分析流程及方法

管路外部受到標(biāo)準(zhǔn)火焰沖擊,涉及燃燒、對流及輻射換熱,管路內(nèi)部承受一定壓力的燃滑油,涉及流固傳熱、燃滑油介質(zhì)的相變及兩相流動,同時在溫度場的作用下管路發(fā)生一定的變形,管路接口可能存在脫開的風(fēng)險(xiǎn),涉及溫度場下的變形分析。因此防耐火試驗(yàn)是一個多物理場耦合的復(fù)雜問題,預(yù)測管路的火焰耐受性就是預(yù)測防耐火的試驗(yàn)結(jié)果。

計(jì)算流體動力學(xué)(computational fluid dynamics,CFD)傳熱分析及管路溫度分布提取選取達(dá)到熱平衡后的狀態(tài),防耐火試驗(yàn)的初始階段液壓管路和工質(zhì)流體的溫度狀態(tài)是一個隨時間變化的過程,當(dāng)達(dá)到熱平衡以后溫度保持穩(wěn)定,該狀態(tài)下的溫度最高,工況最惡劣。根據(jù)AC 33.17[21]的描述,對于管路防耐火試驗(yàn),試驗(yàn)期間及結(jié)束時,試驗(yàn)件不能出現(xiàn)危險(xiǎn)量的易燃液體泄漏,移除燃燒器后沒有余火或余火快速熄滅。根據(jù)HB 7 044[22]的要求,試驗(yàn)完成后試件不應(yīng)出現(xiàn)破裂或泄露。

因此對該狀態(tài)下的管路接頭密封分析,并認(rèn)為接頭出現(xiàn)泄露即為試驗(yàn)失敗的判斷準(zhǔn)則具有一定的保守性。

為實(shí)現(xiàn)防耐火試驗(yàn)的模擬,如圖1所示,將相關(guān)過程分解為標(biāo)準(zhǔn)火焰的仿真、管道壁面及工質(zhì)流體耦合換熱、溫度場下的管路接頭接觸狀態(tài)分析。通過標(biāo)準(zhǔn)火焰仿真提取管道壁面的溫度和換熱系數(shù),作為邊界條件進(jìn)行管道固壁及流體傳熱耦合分析獲取流體及管道溫度分布,判斷流體相變狀態(tài),進(jìn)行預(yù)緊力矩、溫度場和壓力場共同作用下管路的變形分析,考察管路接頭的接觸狀態(tài),判斷泄漏的風(fēng)險(xiǎn)。

1.1 標(biāo)準(zhǔn)火焰的求解

根據(jù)ISO-2 685[23]給出的燃燒器參數(shù),建立了末端扁形擴(kuò)張錐的幾何模型,采用立方體均一網(wǎng)格,單個網(wǎng)格尺寸5.6 mm,網(wǎng)格數(shù)量為52.5×104。燃油噴嘴和空氣進(jìn)口置于擴(kuò)張錐底部,噴霧張角80 ℃,燃油流量8.5 L/h,熱值取4.28×104kJ/kg,空氣流量0.020 8 kg/s,模型如圖2所示。

圖2 標(biāo)準(zhǔn)火焰仿真模型Fig.2 Simulation model of standard burner

標(biāo)準(zhǔn)火焰燃燒器仿真采用FDS火災(zāi)動態(tài)模擬求解器[24],FDS利用低馬赫數(shù)假設(shè),將守恒方程簡化為壓力泊松方程,進(jìn)而采用快速傅里葉變換方法直接求解?；镜倪B續(xù)、動量、能量守恒方程和狀態(tài)方程分別為

(1)

(2)

(3)

(4)

由于FDS求解器將固體導(dǎo)熱問題簡化具有一定厚度的平板一維熱傳導(dǎo),并將管內(nèi)換熱邊界處理為具有一定溫度的大氣環(huán)境對流換熱,無法模擬管路流固耦合的換熱量。無法直接提取第一類邊界條件(溫度)和第二類邊界條件(熱流),而第三類邊界條件(換熱系數(shù)及周圍流體溫度)不受固體導(dǎo)熱的影響,主要與火焰熱氣流的輻射、熱物性和流動特性相關(guān)。因此采用第三類邊界條件,提取換熱穩(wěn)定后的平均壁溫及換熱系數(shù)作為內(nèi)流仿真的邊界條件。

(5)

qc=h(Tg-Ts)

(6)

(7)

(8)

式中:qr、qc分別為輻射熱流和對流換熱熱流;λ為綜合熱導(dǎo)系數(shù);Tg、Ts為流體和固體溫度;C為自然對流經(jīng)驗(yàn)系數(shù),一般取1.52;L為物理結(jié)構(gòu)的特征長度;λ0為氣體熱導(dǎo)系數(shù);Nu為努塞爾數(shù);h為換熱系數(shù);σ為Stefan-Boltzman常數(shù);ε為固體材料發(fā)射率。

如圖3所示,分別求解管路導(dǎo)熱和管路絕熱下的計(jì)算結(jié)果。對流換熱系數(shù)為

圖3 第三類邊界條件提取示意圖Fig.3 Schematic diagram of the third boundary conditions

(9)

式(9)中:Tab、Tw分別為絕熱溫度和壁面溫度。

1.2 流固耦合換熱仿真

防耐火試驗(yàn)過程中,若流體介質(zhì)的流量過小則容易發(fā)生相變,發(fā)生相變以后CFD內(nèi)流換熱模型將不再適用,同時當(dāng)溫度繼續(xù)升高,從核態(tài)沸騰發(fā)展為膜態(tài)沸騰,則會造成內(nèi)壓增大、傳熱惡化,容易造成管路泄漏。通過一維計(jì)算公式(10)可以快速測算管路出口溫度,與油品的沸點(diǎn)進(jìn)行對比可以判斷管內(nèi)是否有相變發(fā)生。

(10)

式(11)中:Tf0為管路出口溫度;Tfi為管路入口溫度;T0為參考溫度;e為自然常數(shù);A1為與普朗特及雷諾數(shù)相關(guān)的系數(shù);A2為與畢渥數(shù)及管內(nèi)幾何結(jié)構(gòu)相關(guān)的系數(shù);F0為與管內(nèi)流體黏度相關(guān)的系數(shù)。

利用Fluent進(jìn)行管路固體和流體介質(zhì)的流固熱耦合分析,固體域采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格,流體域采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。求解器采用壓力基求解器(Ma<0.2),進(jìn)口采用質(zhì)量流量入口,出口為壓力出口。將FDS計(jì)算提取換熱系數(shù)和絕熱溫度,通過Profile格式插值負(fù)載至Fluent中,開展流固熱耦合的計(jì)算求解,提取熱分析計(jì)算結(jié)果得到出口溫度分布以及固體域的溫度場。

1.3 變形及接觸分析

在Ansys Mechanical中進(jìn)行管路接頭變形和接觸狀態(tài)分析,將傳熱分析獲取的溫度邊界條件進(jìn)行結(jié)構(gòu)網(wǎng)格的插值獲取管路的溫度場。

液壓管路受到擰緊力矩、溫度載荷和壓力載荷共同作用,通過式(11)[25]將擰緊力矩轉(zhuǎn)換為軸向預(yù)緊力,在ansys中設(shè)置預(yù)緊力單元PRETS179對預(yù)緊力進(jìn)行施加,以預(yù)應(yīng)力的方式進(jìn)行模擬。預(yù)緊力單位設(shè)置在擰緊螺母上,擰緊螺母與管路接頭進(jìn)行綁定接觸設(shè)置。

Tn=0.2FzDm

(11)

式(12)中:Tn為擰緊力矩;Fz為軸向力;Dm為螺紋直徑。

管路接頭的接觸狀態(tài)決定了管路的密封狀態(tài),常見的接觸狀態(tài)包括分離、黏結(jié)、滑動。通常認(rèn)為管接頭的接觸應(yīng)力小于介質(zhì)壓力時,管路間發(fā)生分離,則存在泄漏風(fēng)險(xiǎn)[26]。接頭的接觸狀態(tài)采用ansys接觸分析進(jìn)行獲取,采用增廣Lagrange法的standard接觸算法,為了提高分析精度,采用對稱接觸設(shè)置。

2 直管火焰沖擊試驗(yàn)分析及驗(yàn)證

為驗(yàn)證火焰及流固熱耦合計(jì)算的仿真分析方法,開展了標(biāo)準(zhǔn)滑油管路防火試驗(yàn)。滑油管路試驗(yàn)臺及試驗(yàn)件結(jié)構(gòu)如圖4所示,被試管路長60 cm,外徑19.05 mm,壁厚1.24 mm,材料為316L不銹鋼,流體介質(zhì)為滑油。

圖4 滑油直管試驗(yàn)件Fig.4 Oil pipe fireproof test article

根據(jù)試驗(yàn)?zāi)Ｐ徒?biāo)準(zhǔn)火焰和流固耦合熱分析模型,管路采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格如圖5所示,網(wǎng)格尺寸為1.5 mm,固體域單元數(shù)量為44 128,流體域單元數(shù)量為165 480。物性數(shù)據(jù)設(shè)置如表1所示。通過火焰仿真獲取第三類邊界條件,其中換熱系數(shù)h=32～370 W/(m2·K),絕熱溫度Tab=326～982 ℃。計(jì)算得到的管路熱邊界如圖6所示。

表1 滑油及管材物性數(shù)據(jù)Table 1 Material parameters of oil BP2197 and steel 316

圖5 滑油管路網(wǎng)格Fig.5 Oil pipe mesh

圖6 滑油管路熱邊界Fig.6 Oil pipe heat boundary

試驗(yàn)采用標(biāo)準(zhǔn)火焰燃燒器進(jìn)行加載,試驗(yàn)前燃燒器點(diǎn)火預(yù)熱5 min后分別進(jìn)行溫度和熱流校準(zhǔn),7個熱電偶溫度滿足(1 100±80) ℃的要求,平均熱流密度為113.9 kW/m2,火焰符合ISO-2685定義的標(biāo)準(zhǔn)火焰。試驗(yàn)開始時打開油泵系統(tǒng),使油路在設(shè)定工況下持續(xù)1 min后,移入燃燒器開展5 min灼燒試驗(yàn),記錄進(jìn)出口的滑油溫度,試驗(yàn)現(xiàn)場照片如圖7所示。

圖7 滑油管路防火試驗(yàn)Fig.7 Oil pipe fireproof test

進(jìn)行7組工況的分析及驗(yàn)證試驗(yàn),其中工況1為基準(zhǔn)工況,工況2～4為變進(jìn)口溫度,工況5～6為變流量,具體工況參數(shù)及出口溫度如表2所示。從表2可以看出,在不同工況下,仿真分析結(jié)果略高于試驗(yàn)結(jié)果,出口溫度的相對誤差不超過3%,分析結(jié)果偏保守。

表2 出口溫度仿真與試驗(yàn)對比Table 2 Comparison of tested outlet temperature and calculated temperature

3 管路接頭耐火試驗(yàn)分析及驗(yàn)證

對型短艙管路如圖8和圖9所示,由兩段硬管及擰緊螺母組成,管接頭為擴(kuò)口式航空用管接頭,一端為球形導(dǎo)管接頭,另一端為74°熔焊型導(dǎo)管接嘴,通過外套螺母實(shí)現(xiàn)球面與錐面壓緊密封。流體介質(zhì)液壓油從管路A進(jìn)入,從管路B流出,管路內(nèi)徑為11 mm,螺母為M16。分析工況如表3所示。

表3 管路耐火試驗(yàn)工況Table 3 Test conditions of pipeline fire resistance

L1為管路長度

圖9 管路接頭結(jié)構(gòu)示意圖Fig.9 Typical pipeline joint structure Diagram

在FDS中采用正交結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,對管路接頭進(jìn)行網(wǎng)格劃分,網(wǎng)格尺寸為1 mm。計(jì)算得到的燃燒熱邊界如圖10所示,提取穩(wěn)定后的管路外壁面溫度作為Fluent計(jì)算溫度輸入。最低溫度466.5 K,最高溫度1 056.0 K,平均溫度799.8 K。

圖10 管路壁面邊界溫度云圖Fig.10 Cloud map of Pipeline heat boundary temperature

CFD計(jì)算網(wǎng)格如圖11所示,固體域?yàn)榉墙Y(jié)構(gòu)網(wǎng)格,網(wǎng)格尺寸為1 mm,單元數(shù)量為45 254,流體域采用O型網(wǎng)格切分,為結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,并對壁面網(wǎng)格加密,單元數(shù)量為145 200。

圖11 管路CFD計(jì)算網(wǎng)格Fig.11 Pipeline CFD mesh

按照真實(shí)物理過程,先進(jìn)行工質(zhì)流體在不加火焰下的穩(wěn)態(tài)結(jié)果計(jì)算,穩(wěn)態(tài)計(jì)算中,壁面與常溫大氣環(huán)境換熱,設(shè)置外壁面為對流換熱邊界。將穩(wěn)態(tài)結(jié)果作為初場,將FDS分析得到的外壁面溫度數(shù)據(jù),采用Profile的格式,插值火焰狀態(tài)下的外壁面溫度邊界,開展流熱固耦合求解,提取5 min耐火試驗(yàn)結(jié)束時的溫度狀態(tài),固體壁面模型的三維溫度場,如圖12所示。

圖12 接頭段溫度分布Fig.12 Distribution of joint temperature

結(jié)構(gòu)變形分析模型如圖13所示,網(wǎng)格為六面體網(wǎng)格,管路接頭部分進(jìn)行網(wǎng)格加密處理。將傳熱分析得到的固體域問題進(jìn)行插值,插值結(jié)果如圖14所示。在螺母上設(shè)置預(yù)緊力單元PRETS179對擰緊力矩進(jìn)行模擬,管路接頭分別與螺母之間設(shè)置綁定接觸,接頭之間設(shè)置為標(biāo)準(zhǔn)接觸,摩擦系數(shù)取0.3,由于該接頭為線接觸,為提高計(jì)算精度,設(shè)置為對稱接觸,約束管路兩端位移。

圖13 強(qiáng)度分析有限元網(wǎng)格Fig.13 Strength analysis FEM mesh

圖14 接頭溫度插值結(jié)果Fig.14 results of joint temperature interpolation

仿真結(jié)果如圖15～圖18所示,在火焰沖擊、壓力載荷以及擰緊力矩的共同作用下,管路發(fā)生向火焰沖擊方向的彎曲變形,最大位移為3.72 mm,最大Mises應(yīng)力為413.1 MPa,總體上管壁上的應(yīng)力大于接頭處的應(yīng)力?？疾旖佑|面的接觸狀態(tài),最大接觸應(yīng)力為271.3 MPa,接頭接觸面互相接觸并未發(fā)生泄漏,火焰沖擊方向接觸應(yīng)力大于背火側(cè)接觸應(yīng)力。

圖15 管路總位移Fig.15 Cloud map of pipeline total displacement

圖16 接頭Mises應(yīng)力Fig.16 Cloud map of pipeline Mises stress

圖17 接頭接觸面應(yīng)力云圖Fig.17 Cloud map of joint contact stress

圖18 接頭接觸面狀態(tài)Fig.18 Joint contact status

為對比火焰沖擊前后對管路變形的影響,分析不含溫度場的管路總位移進(jìn)行對比,分析結(jié)果如圖19和圖20所示。通過對比發(fā)現(xiàn),不含溫度場的管路位移較小,且接觸應(yīng)力較大,接觸應(yīng)力沿周向均勻分布。因此火焰沖擊會引起管路變形,從而導(dǎo)致接觸面應(yīng)力分布不均勻,最終引起管路泄漏。

圖19 不含溫度場的管路總位移Fig.19 Cloud map of pipeline total displacement without heating

圖20 不含溫度場的接頭接觸面應(yīng)力云圖Fig.20 Cloud map of joint contact stress without heating

耐火試驗(yàn)如圖21所示,采用Carlin燃燒器施加標(biāo)準(zhǔn)火焰,借助液壓油試驗(yàn)臺將油泵從油箱中將介質(zhì)抽出后流入試驗(yàn)件,再由抽油泵將試驗(yàn)件中多余的介質(zhì)抽回油箱,介質(zhì)由泄壓閥、壓力穩(wěn)定器、調(diào)壓閥、溫度控制器等調(diào)節(jié),溫度由油箱中的加熱器控制,并通過溫度傳感器、壓力傳感器和質(zhì)量流量計(jì)來監(jiān)測溫度、壓力和流量以保證試驗(yàn)件在進(jìn)行耐火試驗(yàn)前的工況穩(wěn)定。

圖21 管路耐火試驗(yàn)Fig.21 Pipeline fire resistance test

經(jīng)過校準(zhǔn)確定標(biāo)準(zhǔn)火焰溫度達(dá)到(1 093±83) ℃,火焰熱流密度1 300 ～1 377 W后開展5 min耐火試驗(yàn),試驗(yàn)過程中未發(fā)現(xiàn)液體泄漏,試驗(yàn)完成后移除燃燒器,沒有余火發(fā)生,說明該工況下管路具有耐火性能。

4 結(jié)論

為預(yù)測短艙管路接頭防耐火性能,搭建了管路火焰耐受性分析流程,將FDS火焰仿真得到的換熱系數(shù)和絕熱溫度作為第三類邊界條件進(jìn)行流熱耦合分析得到的出口溫度與直管火焰沖擊試驗(yàn)驗(yàn)證出口溫度誤差不大于3%,通過將固體域溫度場進(jìn)行結(jié)構(gòu)網(wǎng)格插值作為邊界條件進(jìn)行強(qiáng)度分析得到接頭的密封與試驗(yàn)結(jié)果一致,并形成以下結(jié)論。

(1)管路溫度分布與火焰沖擊位置相關(guān),在長度方向上,火焰沖擊中心處的溫度最高,遠(yuǎn)離火源溫度逐漸降低,在火焰中心區(qū)域受火側(cè)溫度最高,背火側(cè)靠近流體處的溫度最低,在本例中火焰沖擊中心截面最大溫差為265 ℃。

(2)流體溫度與進(jìn)口溫度和流量相關(guān),但在一定范圍內(nèi),流量的變化對出口溫度的影響遠(yuǎn)小于進(jìn)口溫度的變化。

(3)火焰沖擊作用下管路會發(fā)生向火焰沖擊方向的彎曲變形使得接觸面應(yīng)力分布不均勻,惡化接觸面的接觸狀態(tài)。

(4)火焰沖擊和管路內(nèi)部的介質(zhì)壓力會引起管路接觸應(yīng)力下降,是引起耐火試驗(yàn)失敗的主要原因,其中火焰沖擊的影響遠(yuǎn)大于介質(zhì)壓力。