吳松,李明海,張中禮

(中國工程物理研究院總體工程研究所,四川綿陽 621900)

火災(zāi)環(huán)境下復(fù)雜含炸藥結(jié)構(gòu)的熱防護設(shè)計與分析

吳松,李明海,張中禮

(中國工程物理研究院總體工程研究所,四川綿陽 621900)

復(fù)雜含炸藥結(jié)構(gòu)在貯存、運輸、勤務(wù)和使用過程中可能會遇到意外火災(zāi)環(huán)境。為達到含炸藥結(jié)構(gòu)在火燒30 min情況下,內(nèi)部炸藥的最高溫度不超過343 K(70℃)的熱防護設(shè)計目標,針對火災(zāi)環(huán)境下影響含炸藥結(jié)構(gòu)內(nèi)部炸藥溫升的主要因素,提出降低殼體表面輻射率、增大支撐結(jié)構(gòu)導(dǎo)熱熱阻、采用相變材料進行熱疏導(dǎo)的復(fù)雜含炸藥結(jié)構(gòu)的熱防護設(shè)計思路和方案。運用有限元數(shù)值計算方法,對4種熱防護設(shè)計方案的控制效果進行計算分析,獲得了符合設(shè)計要求的組合熱防護方案。結(jié)果表明:單一的熱防護途徑只能降低局部位置的溫度,組合的熱控途徑才能滿足設(shè)計要求。

兵器科學(xué)與技術(shù);含炸藥結(jié)構(gòu);熱防護設(shè)計;火災(zāi);熱響應(yīng)模擬

0 引言

戰(zhàn)斗部等復(fù)雜含炸藥結(jié)構(gòu)在貯存、運輸、勤務(wù)和使用過程中可能會遇到易燃物起火、電器短路、人為縱火等意外火災(zāi)環(huán)境[1]。在火焰的高溫?zé)彷d荷作用下,一方面,結(jié)構(gòu)局部或總體將產(chǎn)生熱變形,使其承載能力下降,并有可能導(dǎo)致某些關(guān)鍵部件失效;另一方面,含炸藥結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵部件——炸藥會因受熱而發(fā)生熱分解反應(yīng)并釋放熱量,同時還與周圍環(huán)境發(fā)生熱量傳遞,在外界持續(xù)熱載荷作用以及炸藥分解放熱的共同作用下,炸藥溫度逐漸升高,導(dǎo)致其分解加劇,當(dāng)內(nèi)部炸藥溫度上升到一定值時,炸藥將發(fā)生熱點火,由于熱邊界和約束的不同熱點火可能導(dǎo)致炸藥燃燒、爆燃、爆炸甚至爆轟[2]。

熱防護設(shè)計是近年來的研究熱點:李明海等[3]對抗事故包裝箱的火災(zāi)環(huán)境進行了研究,提出了該環(huán)境下熱防護設(shè)計模型并進行了數(shù)值計算;朱方龍[4]研究了附加相變材料層的熱防護服裝在火災(zāi)高溫環(huán)境下的熱響應(yīng);Ojha等[5]對火災(zāi)環(huán)境下柱形容器的熱防護進行了研究和計算,并指出使用低導(dǎo)熱率材料可以降低容器內(nèi)部溫度。一般情況下,單一的熱防護途徑并不能滿足設(shè)計要求。

本文針對異?；馂?zāi)環(huán)境下復(fù)雜含炸藥結(jié)構(gòu)要達到的熱防護設(shè)計目標,分析影響內(nèi)部炸藥溫升的主要因素;提出相應(yīng)的熱防護設(shè)計途徑和方案,并對方案的熱防護效果進行計算分析,得到滿足要求的熱防護設(shè)計方案,為戰(zhàn)斗部、包裝箱等復(fù)雜含炸藥結(jié)構(gòu)的熱控設(shè)計提供參考。

1 物理模型

復(fù)雜含炸藥結(jié)構(gòu)通常是由不同類型的材料及眾多部組件通過不同的連接方式組合而成的復(fù)雜系統(tǒng),本文所指的復(fù)雜含炸藥結(jié)構(gòu)是指能夠反映典型戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)特征、材料性能和裝藥特性的多層組合結(jié)構(gòu)。其結(jié)構(gòu)通常設(shè)計成軸對稱式的內(nèi)、中、外3層結(jié)構(gòu)(如圖1所示):內(nèi)層結(jié)構(gòu)為密實炸藥,其殼體采用6 mm厚的高強度不銹鋼;外層結(jié)構(gòu)為碳-酚醛燒蝕層和鈦合金;內(nèi)外層結(jié)構(gòu)之間存在空氣夾層,二者之間通過支撐結(jié)構(gòu)連接(各層材料組成、厚度和尺寸見表1)。

圖1 復(fù)雜含裝藥結(jié)構(gòu)物理模型Fig.1 Physical model of complex structure with explosives

表1 各層材料名稱、尺寸或厚度Tab.1 Size or thickness of each material

對異?；馂?zāi)環(huán)境下復(fù)雜含炸藥結(jié)構(gòu)進行熱分析可知:火焰的高溫?zé)彷d荷從結(jié)構(gòu)的最外層傳遞到內(nèi)層的炸藥部件,需經(jīng)歷多種連接結(jié)構(gòu)界面和空氣夾層,涉及導(dǎo)熱、對流和輻射3種傳熱方式。所以,影響內(nèi)部炸藥溫升的主要因素有:多層結(jié)構(gòu)的熱傳導(dǎo),中間空氣夾層的復(fù)合傳熱,內(nèi)外層之間的支撐結(jié)構(gòu)的熱傳導(dǎo)。

根據(jù)傅里葉定律、牛頓冷卻定律以及斯蒂芬—波爾茲曼定律等傳熱學(xué)基本理論的初步分析結(jié)果可知:在整個傳熱過程中,通過支撐結(jié)構(gòu)導(dǎo)熱傳入內(nèi)部的熱量要遠遠高于相同傳熱面積的中間空氣夾層的傳熱量;在空氣夾層的復(fù)合傳熱份額中,輻射換熱又要遠遠高于空氣夾層的熱傳導(dǎo)傳熱和對流換熱。因此,針對復(fù)雜含炸藥結(jié)構(gòu)的熱防護設(shè)計,應(yīng)著力從能有效降低空氣夾層的輻射傳熱量和減小支撐結(jié)構(gòu)的導(dǎo)熱量兩個方面入手。

2 熱防護設(shè)計方案

2.1 設(shè)計目標及原則

受復(fù)雜含炸藥結(jié)構(gòu)的整體質(zhì)量、空間及物理性能等約束條件的限制,熱防護設(shè)計需在不影響總體指標的前提下,對傳遞給含炸藥結(jié)構(gòu)的外部熱量進行有效阻隔、疏導(dǎo),以確保內(nèi)部炸藥不超過允許的最高溫度。

綜合考慮復(fù)雜含炸藥結(jié)構(gòu)內(nèi)部炸藥的相關(guān)理化特性[6],確定系統(tǒng)的熱防護設(shè)計目標為:在火焰溫度為1 273 K情況下,火燒30 min時,內(nèi)部炸藥的最高溫度不超過343 K(即70℃)。

針對影響炸藥溫升的主要因素,含炸藥結(jié)構(gòu)熱防護設(shè)計擬采用由外至內(nèi)、由總體到局部的分級熱控原則:首先,降低內(nèi)部空氣夾層間的殼體表面輻射率,將外部熱量“堵截”,減少通過空氣夾層的熱量輸入;其次,增加支撐結(jié)構(gòu)的導(dǎo)熱熱阻,減少因支撐結(jié)構(gòu)的“熱短路”所帶來的局部高熱量輸入;最后,對支撐結(jié)構(gòu)進行熱疏導(dǎo),進一步降低支撐結(jié)構(gòu)的局部熱量輸入。

2.2 熱防護途徑

2.2.1 降低空氣夾層間殼體表面的輻射率至0.1

測試結(jié)果表明,含炸藥結(jié)構(gòu)內(nèi)部空氣夾層間的殼體輻射率在未采取任何熱防護途徑之前,其值通常在0.6～0.8范圍內(nèi),在火燒環(huán)境下,由于殼體表面的高輻射率,空氣夾層的輻射傳熱量要占整個空氣夾層傳熱量的70%以上。因此,復(fù)雜含炸藥結(jié)構(gòu)的熱防護設(shè)計應(yīng)按照“先總體、后局部”的設(shè)計原則,首先采用降低空氣夾層間殼體表面的輻射率的熱控途徑,將外部熱量“堵截”。

按照工藝可實施原則,目前降低空氣夾層間殼體輻射率至0.1主要有兩種方法:一種是對金屬表面進行鍍覆層處理,可以通過鍍鉻或鍍鋅鈍化來實現(xiàn);另外一種是在金屬表面粘貼低輻射率薄膜,可以通過耐高溫膠粘貼拋光鋁薄膜來實現(xiàn)。測試表明兩種方法均可以達到降低輻射率至0.1的目的。

2.2.2 增加支撐結(jié)構(gòu)的導(dǎo)熱熱阻

原有支撐結(jié)構(gòu)采用導(dǎo)熱率較高的304號不銹鋼,常溫下其導(dǎo)熱率為14.9 W/(m·K).支撐結(jié)構(gòu)導(dǎo)熱量遠遠大于面積相同的空腔表面,故在與之相連接部位的炸藥溫度會很快升高。增大結(jié)構(gòu)熱阻可由下述方法實現(xiàn):在不降低支撐結(jié)構(gòu)強度的原則下采用導(dǎo)熱率較低的鈦合金(常溫下導(dǎo)熱率僅為6.3 W/(m·K))代替304號不銹鋼。

2.2.3 在支撐結(jié)構(gòu)表面包覆相變材料,實現(xiàn)“熱短路”部位的熱疏導(dǎo)

支撐結(jié)構(gòu)是整個結(jié)構(gòu)的“熱短路”部位,靠單一的增加支撐結(jié)構(gòu)導(dǎo)熱熱阻顯然難以達到對結(jié)構(gòu)整體的熱防護設(shè)計要求。相變材料在相變過程中會放出或吸收大量潛熱,但其溫度卻基本保持不變,利用這一特性,在對系統(tǒng)進行熱防護設(shè)計時,可采用一種基于相變材料的輔助熱防護途徑,以實現(xiàn)對支撐結(jié)構(gòu)輸入熱量的有效疏導(dǎo)。其基本思路是:將相變材料包覆于支撐結(jié)構(gòu)表面,當(dāng)相變材料與支撐結(jié)構(gòu)的界面溫度升高到相變材料熔點時,相變材料熔化,按熔化潛熱吸收熱量,使界面溫度仍保持在熔化點附近。

適合于支撐結(jié)構(gòu)的相變材料應(yīng)具備如下要求:

1)合適的相變溫度,因為相變溫度正是所需要控制的特定溫度;

2)較大的相變潛熱,從而質(zhì)量輕;

3)相變材料的導(dǎo)熱性能要好,以實現(xiàn)有效的疏導(dǎo);

4)材料的密度大,從而體積能密度大;

5)相變過程中體積變化小;

6)與封裝材料的相容性好。根據(jù)熱防護設(shè)計指標,所選取的相變材料相變溫度應(yīng)在70℃左右,大致包括如下兩類:一類是無機相變材料,如 Li-CH3COO·2H2O;另一類是石蠟類中的三十二烷和三十三烷,他們所對應(yīng)的相變溫度和相變潛熱分別為69.5℃,170 kJ/kg和73.9℃,268 kJ/kg[7],本文所選取的為三十三烷。

2.3 熱防護設(shè)計方案

針對上述不同的熱防護途徑,對復(fù)雜含炸藥結(jié)構(gòu)提出了4種熱防護設(shè)計方案,其中前3種方案分別采用了單一的不同熱防護途徑,方案4則采用的是組合熱防護途徑。如表2所示。

表2 復(fù)雜含炸藥結(jié)構(gòu)熱防護設(shè)計方案Tab.2 Thermal protection design schemes for complex structure with explosives

3 熱防護設(shè)計方案的效果分析

為了比較不同熱防護方案的防護效果,本文通過對研究對象進行適當(dāng)簡化并做如下假設(shè):

1)含炸藥結(jié)構(gòu)的初始溫度為293 K;

2)含炸藥結(jié)構(gòu)完全被火焰包覆;

3)火焰環(huán)境中的溫度分布相同,具有等溫性,火焰溫度恒定為1 273 K;

4)火焰燃燒產(chǎn)生的氣體視為灰體,火焰的輻射率為0.9;

5)忽略氣體的散射作用,火焰對含炸藥結(jié)構(gòu)的對流換熱系數(shù)取56 W/(m2·K)[6];

6)相變材料在熱量傳遞過程中以導(dǎo)熱為主,不考慮其對流和輻射,相變溫度恒定,固-液兩相的比熱、導(dǎo)熱系數(shù)、密度均為常數(shù)。

通過有限元數(shù)值模擬軟件建立了可用于描述復(fù)雜含炸藥結(jié)構(gòu)整體火燒響應(yīng)的數(shù)值模型和計算方法,針對影響含炸藥復(fù)雜系統(tǒng)熱響應(yīng)特性的一些關(guān)鍵問題,如:如何處理碳-酚醛燒蝕層的熱解效應(yīng);如何處理炸藥部件的高溫?zé)峤夥磻?yīng)熱;如何處理空氣夾層復(fù)合傳熱及如何處理復(fù)雜結(jié)構(gòu)殼體內(nèi)、外邊界條件的非線性提出了有效的數(shù)值求解方法[6]。對4個方案的熱防護效果進行了計算,得到了相應(yīng)方案下炸藥的溫度響應(yīng)。為便于分析比較,選取炸藥部件的兩個特征點進行討論:一個點位于空氣夾層中間位置,另一個點位于支撐結(jié)構(gòu)中間部位(由于支撐結(jié)構(gòu)的導(dǎo)熱遠遠大于空氣夾層的傳熱,所以特征點2即為內(nèi)部炸藥溫度最高點),具體位置如圖2所示。

圖2 內(nèi)部炸藥特征點位置示意圖Fig.2 Locations of characteristic points in explosives

3.1 無熱防護途徑的響應(yīng)行為分析

計算結(jié)果表明,在沒有任何熱防護途徑的情況下,在經(jīng)歷火燒最初的6.67 min時,由于組合結(jié)構(gòu)外部殼體(碳-酚醛燒蝕層和鈦合金殼體)的吸熱和熱屏蔽作用,整個炸藥部件及外表面特征點的溫度值均不高,最高溫度僅為300 K.

此后,炸藥表面溫升速率增加,在火燒26.8 min時,由于內(nèi)容器殼體外表面接受通過輻射傳熱方式來自鈦合金殼體內(nèi)壁面的大量熱量,以及支撐結(jié)構(gòu)迅速導(dǎo)熱傳入內(nèi)部的大量熱量,致使兩特征點的溫度快速升高。最終使與內(nèi)容器殼體緊鄰的炸藥部件表面溫度快速接近炸藥“熱點火”的臨界溫度,使得炸藥熱分解速率迅速增大,并帶來反應(yīng)熱的急劇增加,直接導(dǎo)致局部炸藥的“熱點火”,并最終使整個藥柱發(fā)生“熱點火”現(xiàn)象。整個火燒歷程中,點火點溫升歷程如圖3所示,內(nèi)部炸藥溫度分布及點火點位置見圖4(a)。

圖3 點火點溫升-時間歷程Fig.3 Temperature rise vs.time at ignition point

3.2 不同熱防護設(shè)計方案的效果分析

以對模型的相關(guān)假設(shè)和一些關(guān)鍵問題的數(shù)值處理為基礎(chǔ),利用有限元分析軟件計算獲得了不同熱防護方案下,復(fù)雜含炸藥結(jié)構(gòu)在經(jīng)歷火燒30 min時(在30 min之前發(fā)生熱點火的,只計算到熱點火時間)內(nèi)部炸藥的溫度分布(見圖4)和熱響應(yīng)結(jié)果(見表3)。兩個特征點的溫升-時間歷程如圖5所示。

表3 不同熱防護方案溫控效果Tab.3 Temperature control effects of different thermal protection schemes

采用方案1時,炸藥溫升雖然較無熱控途徑時要慢,但在經(jīng)歷火燒約12.8 min時,其最高溫度已經(jīng)超過 343 K,不能滿足設(shè)計要求,且在火燒29.8 min時,仍然會發(fā)生熱點火現(xiàn)象。這是因為,雖然空氣夾層間殼體表面輻射率降低,整體上傳入內(nèi)部的熱量減少,但是支撐結(jié)構(gòu)的導(dǎo)熱依然非常迅速,使靠近其附近的炸藥迅速升溫,最終發(fā)生熱點火。由圖5可以進一步看出,采用方案1時,特征點1的溫升速率比無熱防護途徑時的慢,由7.81 K/min降到6.74 K/min;特征點2的溫升速率也由12.05 K/min降低到9.77 K/min.所以,單一的降低輻射率的熱防護方案只能在一定程度上降低內(nèi)部炸藥的溫升速率,并不能消除因支撐結(jié)構(gòu)“熱短路”而帶來的傳熱影響。

圖4 不同熱防護方案下內(nèi)部炸藥溫度分布Fig.4 Temperature distribution of inner explosives under different thermal protection schemes

圖5 不同熱防護方案下特征點溫升-時間歷程Fig.5 Temperature rise and time under different thermal protections

采用方案2時,炸藥溫升趨勢有所降低,但在經(jīng)歷火燒14.2 min時,其最高溫度已經(jīng)超過343 K,不滿足設(shè)計要求,且在火燒29.3 min時炸藥發(fā)生熱點火。由圖5可知:特征點1的溫升速率由7.81 K/min降到7.37 K/min,降幅不大,這是因為,特征點1接受的熱量主要來自輻射,空氣夾層輻射率未降低,其溫升速率降低的幅度也較小;特征點2的溫升速率由12.05 K/min降低到10.46 K/min,這是因為導(dǎo)熱率降低,熱阻增大,經(jīng)由導(dǎo)熱傳入內(nèi)部炸藥的熱量減小。但是兩個點的最高溫度均超過了設(shè)計要求,熱防護力度還是不夠。

采用方案3時,在經(jīng)歷火燒14.5 min時,炸藥溫度已超過343 K,亦不滿足設(shè)計要求。特征點1和2的溫升速率分別降低到4.54 K/min和6.76 K/min,均有較大幅度減小。雖然相變材料起到了對支撐結(jié)構(gòu)進行熱疏導(dǎo)的作用,傳入炸藥的熱量減少,但通過支撐結(jié)構(gòu)導(dǎo)熱傳入內(nèi)部炸藥的熱量依然很多,同時空氣夾層間殼體輻射率未變,整體上傳入內(nèi)部炸藥熱量依然很高。所以,該方案仍不能滿足設(shè)計要求。

方案4采用組合熱控途徑:首先,降低空氣夾層間殼體表面輻射率,使整體上傳入內(nèi)部的熱量減少,符合熱防護設(shè)計“先總體,后局部”的原則;其次,增加支撐結(jié)構(gòu)的導(dǎo)熱熱阻,堵截“熱短路”位置的熱量輸入;最后,在增加熱阻的基礎(chǔ)上,對支撐位置進行熱疏導(dǎo)。計算結(jié)果表明:在經(jīng)歷火燒30 min時,內(nèi)部炸藥最高溫度僅為341.2 K,滿足設(shè)計要求。

4 結(jié)論

為了達到火燒30 min情況下,復(fù)雜含炸藥結(jié)構(gòu)內(nèi)部炸藥最高溫度不超過343 K的熱防護目標,針對火災(zāi)環(huán)境下影響含炸藥結(jié)構(gòu)內(nèi)部炸藥溫升的主要因素,提出了相應(yīng)的熱防護途徑,并對各個途徑的防護效果進行了數(shù)值計算,結(jié)果表明:1)單一的熱防護途徑只能降低內(nèi)部炸藥局部位置的溫升,不能滿足設(shè)計要求,使用組合熱控途徑才能達到本文的熱防護設(shè)計目標;2)支撐結(jié)構(gòu)屬處于“熱短路”狀態(tài),不僅要增大其導(dǎo)熱熱阻,還要對其進行熱疏導(dǎo)才能減小其傳熱量;3)相變溫度在70℃左右的相變材料對支撐結(jié)構(gòu)的熱疏導(dǎo)最有效。

References)

[1] Kondrikov B N.Investigation of cook-off-type test methods[C]∥The 11th International Detonation Symposium.Snowmass Village, Colorado,US:Mendeleev University of Chemical Technology, 1998.

[2] Parker G R,Dickson P,Asay B W,et al.DDT of hot,thermally damaged PBX 9501 in heavy confinement[C]∥The 14th International Detonation Symposium.Coeur d'Alene,Idaho,US:Los Alamos National Laboratory,2010.

[3] 李明海,翟貴立,宋耀祖,等.抗事故包裝箱防護結(jié)構(gòu)的設(shè)計及性能分析[J].包裝工程,2000,21(2):5-8.

LI Ming-hai,ZHAI Gui-li,SONG Yao-zu,et al.Design and performance analyses of thermal protection structure of accident-resistant packaging container[J].Packaging Engineering,2000,21(2): 5-8.(in Chinese)

[4] 朱方龍.附加相變材料層的熱防護服裝的傳熱數(shù)值模擬[J].應(yīng)用基礎(chǔ)與工程科學(xué)學(xué)報,2011,19(4):635-643.

ZHU Fang-long.Numerical simulation of heat transfer for thermal protective clothing incorporating phase change material layer[J]. Journal of Basic Science and Engineering,2011,19(4):635-643.(in Chinese)

[5] Ojha M,Dhiman A K,Guha K C.Simulation of thermally protected cylindrical container engulfed in fire[J].Journal of Loss Prevention in the Process Industries,2012,25:391-399.

[6] 李明海.火災(zāi)環(huán)境下抗事故包裝結(jié)構(gòu)熱—力耦合響應(yīng)的數(shù)值模擬,GF-A-0090584[R].綿陽:中國工程物理研究院,2008.

LI Ming-hai.Numerical simulation of accident-resistent packaging structure's thermal-mechanical coupling response in fire conditions,GF-A-0090584[R].Mianyang:China Academy of Engineering Physics,2008.(in Chinese)

[7] Sharma A,Tyagi V V,Chen C R,et al.Review on thermal energy storage with phase change materials and applications[J].Renewable and Sustainable Energy Reviews,2009,13:318-345.

Design and Analysis of Thermal Protection of Complex Structure with High Explosives under Fire Conditions

WU Song,LI Ming-hai,ZHANG Zhong-li
(Institute of Systems Engineering,China Academy of Engineering Physics,Mianyang 621900,Sichuan,China)

The complex structure with high explosives may encounter an accidental fire event during storage,transportation,service or use.The objective of thermal protection design is that the highest temperature of explosives in the complex structure should not exceed 343 K(70℃)in 30 min under fire condition.Some thermal protection measures are presented by analyzing the main factors that affect the temperature rise of the explosives,which are to reduce the emissivity of shell surface,increase the thermal resistance in structural supports and use phase change materials for heat leading.The thermal protection effects of different schemes are computed and analyzed using FEM numerical analysis method.The results show that single measure can only reduce a local temperature,and the combining measures can satisfy the design requirement.

ordnance science and technology;structure with explosives;thermal protection design;fire; thermal response simulation

TJ760.89;TQ56

:A

:1000-1093(2014)08-1275-06

10.3969/j.issn.1000-1093.2014.08.021

2013-09-02

吳松(1986—),男,助理研究員。E-mail:wusong@zju.edu.cn;李明海(1970—)男,研究員、博士生導(dǎo)師。E-mail:limh@caep.cn