短艙管路接頭耐火試驗數(shù)值仿真預測

江有為, 李松陽, 崔振濤

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

防耐火性能是發(fā)動機火區(qū)部件的一項關鍵指標。CCAR 33.17條款要求,民用航空發(fā)動機上的材料及構造要滿足防火要求,如短艙內(nèi)輸送易燃液體的管路、箱體、防火墻等,并在設計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)的管路需要承受標準火焰和內(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標準如ISO 2 685、AS 1 055、AS 4 273和HB 7 044。由于防耐火試驗存在一定的危險性且成本較高,中外學者先后對其數(shù)值分析方法開展了研究。

標準火焰燃燒器火焰的沖擊射流通常具備湍流性質(zhì),其動力學結構極為復雜,包含了化學反應和湍流流動的交互作用[3]。Menter[4]基于流體主剪應力與湍流動能成正比的假設在k-ω模型的基礎上發(fā)展了SST模型,在此基礎上,Bheekhun[5]使用 SSTk-ω湍流模型對火焰燃燒器進行了模擬,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)值計算模型,采用非預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)求解火焰的化學反應,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張錐角度、擾流器構型對火焰特征的影響規(guī)律;王偉[7]建立了航空發(fā)動機防火試驗用丙烷燃燒器三維數(shù)學模型分析了管路內(nèi)流體及燃燒器參數(shù)對熱流計測量精度的影響。

在標準火焰仿真方法發(fā)展的基礎上,不少學者開展了火焰沖擊對結構件影響的分析,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,并對危險點分布進行了預測;尹莉萍等[9]分析了鋁合金平板在標準火焰下的溫度分布,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行了研究并建立了高精度的層合板熱響應模型, Sikoutris等[12]探索了聚合物復合材料的有限元熱響應模型,模擬了火災燒穿條件下復材平板的響應;康冠群等[13]總結了燃燒模型和湍流理論,提出了發(fā)動機零部件在火焰沖擊下的數(shù)值計算應首先假設零部件不會發(fā)生破壞,同時還應考慮零部件材料變化、工質(zhì)膨脹變化特性、零部件熱應力、連接件/密封件的溫度和抗高溫溶化特性。李翠超等[14]對防火實驗用油燃燒器火焰的射流傳熱特性進行了研究,根據(jù)傳熱分析和實測溫度探索了防火墻導熱的溫度變化規(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入發(fā)動機核心艙,并且通常只在泄露口附近擴散,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;由于接觸應力難以測量,Bu[16]使用三維有限元對金屬接頭的接觸應力進行了分析,確定了保證密封性能的設計參數(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。

上述文獻分別對防耐火試驗的火焰模擬、傳熱過程進行了仿真,并在平板燒穿問題上進行了研究,對管路在常溫下的密封性能有了一定的模擬方法,但相關成果的研究較為零散,在管路接頭的防耐火性能預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、沖擊流動換熱和結構變形的物理過程的模擬方法進行探索,通過邊界條件的一致性對不同過程之間的載荷數(shù)據(jù)進行傳遞,并對相關結果進行試驗驗證。

1 分析流程及方法

管路外部受到標準火焰沖擊,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險,涉及溫度場下的變形分析。因此防耐火試驗是一個多物理場耦合的復雜問題,預測管路的火焰耐受性就是預測防耐火的試驗結果。

計算流體動力學(computational fluid dynamics,CFD)傳熱分析及管路溫度分布提取選取達到熱平衡后的狀態(tài),防耐火試驗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,當達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,試驗期間及結束時,試驗件不能出現(xiàn)危險量的易燃液體泄漏,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,試驗完成后試件不應出現(xiàn)破裂或泄露。

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

為實現(xiàn)防耐火試驗的模擬,如圖1所示,將相關過程分解為標準火焰的仿真、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。通過標準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),進行預緊力矩、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),判斷泄漏的風險。

1.1 標準火焰的求解

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。燃油噴嘴和空氣進口置于擴張錐底部,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 標準火焰仿真模型Fig.2 Simulation model of standard burner

標準火焰燃燒器仿真采用FDS火災動態(tài)模擬求解器[24],FDS利用低馬赫數(shù)假設,將守恒方程簡化為壓力泊松方程,進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求解器將固體導熱問題簡化具有一定厚度的平板一維熱傳導,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。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為綜合熱導系數(shù);Tg、Ts為流體和固體溫度;C為自然對流經(jīng)驗系數(shù),一般取1.52;L為物理結構的特征長度;λ0為氣體熱導系數(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,分別求解管路導熱和管路絕熱下的計算結果。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。通過一維計算公式(10)可以快速測算管路出口溫度,與油品的沸點進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)相關的系數(shù);A2為與畢渥數(shù)及管內(nèi)幾何結構相關的系數(shù);F0為與管內(nèi)流體黏度相關的系數(shù)。

利用Fluent進行管路固體和流體介質(zhì)的流固熱耦合分析,固體域采用非結構網(wǎng)格,流體域采用結構化網(wǎng)格。求解器采用壓力基求解器(Ma<0.2),進口采用質(zhì)量流量入口,出口為壓力出口。將FDS計算提取換熱系數(shù)和絕熱溫度,通過Profile格式插值負載至Fluent中,開展流固熱耦合的計算求解,提取熱分析計算結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行結構網(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]將擰緊力矩轉換為軸向預緊力,在ansys中設置預緊力單元PRETS179對預緊力進行施加,以預應力的方式進行模擬。預緊力單位設置在擰緊螺母上,擰緊螺母與管路接頭進行綁定接觸設置。

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、滑動。通常認為管接頭的接觸應力小于介質(zhì)壓力時,管路間發(fā)生分離,則存在泄漏風險[26]。接頭的接觸狀態(tài)采用ansys接觸分析進行獲取,采用增廣Lagrange法的standard接觸算法,為了提高分析精度,采用對稱接觸設置。

2 直管火焰沖擊試驗分析及驗證

為驗證火焰及流固熱耦合計算的仿真分析方法,開展了標準滑油管路防火試驗?；凸苈吩囼炁_及試驗件結構如圖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 滑油直管試驗件Fig.4 Oil pipe fireproof test article

根據(jù)試驗模型建立標準火焰和流固耦合熱分析模型,管路采用結構化網(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

試驗采用標準火焰燃燒器進行加載,試驗前燃燒器點火預熱5 min后分別進行溫度和熱流校準,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定義的標準火焰。試驗開始時打開油泵系統(tǒng),使油路在設定工況下持續(xù)1 min后,移入燃燒器開展5 min灼燒試驗,記錄進出口的滑油溫度,試驗現(xiàn)場照片如圖7所示。

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

進行7組工況的分析及驗證試驗,其中工況1為基準工況,工況2～4為變進口溫度,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,仿真分析結果略高于試驗結果,出口溫度的相對誤差不超過3%,分析結果偏保守。

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

3 管路接頭耐火試驗分析及驗證

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,管接頭為擴口式航空用管接頭,一端為球形導管接頭,另一端為74°熔焊型導管接嘴,通過外套螺母實現(xiàn)球面與錐面壓緊密封。流體介質(zhì)液壓油從管路A進入,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 管路耐火試驗工況Table 3 Test conditions of pipeline fire resistance

L1為管路長度

圖9 管路接頭結構示意圖Fig.9 Typical pipeline joint structure Diagram

在FDS中采用正交結構化網(wǎng)格,對管路接頭進行網(wǎng)格劃分,網(wǎng)格尺寸為1 mm。計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計算網(wǎng)格如圖11所示,固體域為非結構網(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,為結構化網(wǎng)格,并對壁面網(wǎng)格加密,單元數(shù)量為145 200。

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

按照真實物理過程,先進行工質(zhì)流體在不加火焰下的穩(wěn)態(tài)結果計算,穩(wěn)態(tài)計算中,壁面與常溫大氣環(huán)境換熱,設置外壁面為對流換熱邊界。將穩(wěn)態(tài)結果作為初場,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耐火試驗結束時的溫度狀態(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

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

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

圖14 接頭溫度插值結果Fig.14 results of joint temperature interpolation

仿真結果如圖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應力為413.1 MPa,總體上管壁上的應力大于接頭處的應力。考察接觸面的接觸狀態(tài),最大接觸應力為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力大于背火側接觸應力。

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

圖16 接頭Mises應力Fig.16 Cloud map of pipeline Mises stress

圖17 接頭接觸面應力云圖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行對比,分析結果如圖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,且接觸應力較大,接觸應力沿周向均勻分布。因此火焰沖擊會引起管路變形,從而導致接觸面應力分布不均勻,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力云圖Fig.20 Cloud map of joint contact stress without heating

耐火試驗如圖21所示,采用Carlin燃燒器施加標準火焰,借助液壓油試驗臺將油泵從油箱中將介質(zhì)抽出后流入試驗件,再由抽油泵將試驗件中多余的介質(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)量流量計來監(jiān)測溫度、壓力和流量以保證試驗件在進行耐火試驗前的工況穩(wěn)定。

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

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

4 結論

為預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行流熱耦合分析得到的出口溫度與直管火焰沖擊試驗驗證出口溫度誤差不大于3%,通過將固體域溫度場進行結構網(wǎng)格插值作為邊界條件進行強度分析得到接頭的密封與試驗結果一致,并形成以下結論。

(1)管路溫度分布與火焰沖擊位置相關,在長度方向上,火焰沖擊中心處的溫度最高,遠離火源溫度逐漸降低,在火焰中心區(qū)域受火側溫度最高,背火側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)流體溫度與進口溫度和流量相關,但在一定范圍內(nèi),流量的變化對出口溫度的影響遠小于進口溫度的變化。

(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力下降,是引起耐火試驗失敗的主要原因,其中火焰沖擊的影響遠大于介質(zhì)壓力。