張 琳，王 禹，姜 林，孫金華

(中國(guó)科學(xué)技術(shù)大學(xué)火災(zāi)科學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，合肥，230026)

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鋼制藥筒裝藥的烤燃實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬研究

張 琳，王 禹，姜 林，孫金華*

(中國(guó)科學(xué)技術(shù)大學(xué)火災(zāi)科學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，合肥，230026)

以122 mm鋼制藥筒裝藥為研究對(duì)象，開(kāi)展了不同熱通量下鋼制藥筒裝藥烤燃實(shí)驗(yàn)及數(shù)值模擬研究。以石膏粉替代發(fā)射藥，通過(guò)烤燃實(shí)驗(yàn)研究了122 mm鋼制藥筒內(nèi)置石膏粉在不同熱通量下的溫升曲線、溫升過(guò)程中的最高溫度點(diǎn)及其達(dá)到發(fā)射藥熱點(diǎn)火溫度的時(shí)間，并與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比，得到一定程度上符合較好的結(jié)果。通過(guò)對(duì)數(shù)值模擬模型及結(jié)果的合理性分析，對(duì)122 mm鋼制藥筒內(nèi)置9/7發(fā)射藥在不同熱通量下的烤燃情況進(jìn)行了數(shù)值模擬，得到不同熱通量下鋼制藥筒裝藥的燃爆點(diǎn)、燃爆溫度及燃爆時(shí)間，并得到燃爆溫度及燃爆時(shí)間與環(huán)境熱通量的關(guān)系，以其為參考，對(duì)彈藥的日常儲(chǔ)運(yùn)安全及消防安全具有一定的指導(dǎo)意義。

金屬藥筒；發(fā)射藥；烤燃；FLUENT;熱通量

0 引言

在戰(zhàn)場(chǎng)中，戰(zhàn)火交接時(shí)產(chǎn)生大量的熱輻射，給未使用的彈藥熱安全性帶來(lái)了威脅。并且，我軍彈藥倉(cāng)庫(kù)多處于植被繁茂的山區(qū)，無(wú)論是周圍森林、建筑引起的燃燒還是彈藥自身發(fā)生燃爆，對(duì)彈藥產(chǎn)生的熱輻射影響都不可忽略。對(duì)彈藥倉(cāng)庫(kù)來(lái)說(shuō)，一旦失去控制就會(huì)演變成火災(zāi)，幾乎無(wú)法補(bǔ)救，必將釀成嚴(yán)重后果，造成巨大損失，甚至威脅著人員的生命安全[1]。在彈藥各部件中，發(fā)射藥最易受環(huán)境影響分解放熱而發(fā)生自燃或自爆，它在一定條件下的不安全性決定了彈藥發(fā)生自燃自爆的危險(xiǎn)性[2]，發(fā)射藥燃爆后將會(huì)對(duì)炸藥造成更嚴(yán)重的威脅。

烤燃實(shí)驗(yàn)是用于評(píng)估在外部熱刺激下含能材料及其部件的響應(yīng)特性，最初為一種熱爆炸實(shí)驗(yàn)方法，早期的烤燃實(shí)驗(yàn)主要用于對(duì)熱爆炸理論的研究與驗(yàn)證，所研究的主要含能材料為炸藥。目前，國(guó)內(nèi)外關(guān)于烤燃的研究主要從實(shí)驗(yàn)和模擬兩方面展開(kāi)。1997年，Chidester等[3]通過(guò)在內(nèi)部布置多根熱電偶進(jìn)行烤燃實(shí)驗(yàn)，得到了含能材料發(fā)生熱點(diǎn)火的位置。2001年，荷蘭國(guó)家應(yīng)用科學(xué)研究院的研究人員[4]將光信號(hào)測(cè)試技術(shù)運(yùn)用于烤燃實(shí)驗(yàn)中，通過(guò)干涉信號(hào)的變化得到了爆轟管直徑的變化。2010年，Madsen等[5]將通風(fēng)裝置運(yùn)用于烤燃實(shí)驗(yàn)中，得到了炸藥反應(yīng)劇烈程度與通風(fēng)面積的關(guān)系。2013年， Hall等[6]使用尤因塔計(jì)算軟件研究了不同裝藥尺寸的炸藥在不同熱通量下反應(yīng)發(fā)生的劇烈程度，獲得了溫度分布、壓力分布以及動(dòng)能隨時(shí)間變化等結(jié)果。國(guó)內(nèi)對(duì)于烤燃實(shí)驗(yàn)的研究起步較晚，且大部分研究工作都是針對(duì)炸藥，對(duì)于發(fā)射藥的烤燃研究較少。2000年，路等[7]對(duì)9/7單基發(fā)射藥和雙芳-3 16/1雙擊發(fā)射藥以及273火箭彈推進(jìn)劑雙芳鎂進(jìn)行了不同堆積尺寸、不同藥量的慢速烤燃實(shí)驗(yàn)，得到發(fā)射藥的密度和尺寸與發(fā)射藥的自燃難易程度成正比的結(jié)論。2008年，楊等[8]通過(guò)對(duì)典型發(fā)射藥進(jìn)行慢速及快速烤燃實(shí)驗(yàn)，得出了發(fā)射藥的易損性響應(yīng)與高壓DSC活化能的關(guān)系，并得到了熱刺激下單基發(fā)射藥的易損性響應(yīng)最為顯著。如今，國(guó)內(nèi)的烤燃實(shí)驗(yàn)基本都是建立在小型烤燃實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｊ降幕A(chǔ)上，只是對(duì)烤燃彈的尺寸結(jié)構(gòu)、加熱方式、升溫速率和測(cè)溫?zé)犭娕嫉奈恢眠M(jìn)行了設(shè)計(jì)和改進(jìn)，對(duì)于彈藥全尺寸烤燃實(shí)驗(yàn)的研究十分少見(jiàn)[9]。2007年，姚等[10]人在分析火災(zāi)對(duì)彈藥及倉(cāng)庫(kù)的基礎(chǔ)上，選取了典型的彈藥或原件進(jìn)行了模擬火災(zāi)條件下的彈藥燃爆時(shí)限測(cè)試，得出了火災(zāi)條件下彈藥倉(cāng)庫(kù)控火與滅火的安全時(shí)限。然而，研究者卻在實(shí)驗(yàn)中減去大部分藥量，僅留下少部分用于研究，這與彈藥日常存儲(chǔ)的情況是不一樣的。

122 mm口徑炮彈是目前野戰(zhàn)部隊(duì)配備的主流常規(guī)彈藥之一，對(duì)其熱安全性的研究，更貼近部隊(duì)對(duì)于彈藥安全儲(chǔ)運(yùn)的需求。為研究全尺寸彈藥在熱環(huán)境下的安全性，本文對(duì)122 mm鋼制藥筒裝藥熱安全性進(jìn)行定量研究，因石膏粉的導(dǎo)熱系數(shù)和比熱與某單基發(fā)射藥參數(shù)相近，限于實(shí)驗(yàn)條件及考慮到實(shí)驗(yàn)過(guò)程的安全性，本文用石膏粉替代發(fā)射藥進(jìn)行烤燃實(shí)驗(yàn)研究其傳熱過(guò)程，由于未考慮自熱反應(yīng)，存在一定的局限性。然而，對(duì)于熱沖擊下燃爆點(diǎn)的判斷及傳熱過(guò)程的研究具有一定的意義。本文還使用FLUENT分別對(duì)鋼制藥筒內(nèi)置石膏粉與發(fā)射藥進(jìn)行數(shù)值模擬。通過(guò)鋼制藥筒內(nèi)置石膏粉的烤燃實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果的對(duì)比，表明模擬結(jié)果的合理性，以鋼制藥筒內(nèi)置發(fā)射藥數(shù)值模擬所得結(jié)果為參考，對(duì)彈藥的日常儲(chǔ)運(yùn)安全及消防安全具有一定的指導(dǎo)意義。

1 實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)及數(shù)值模擬計(jì)算模型

1.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

本文分析的模型為122 mm口徑鋼制藥筒裝藥。該裝藥最外層為鋼制藥筒，緩蝕劑襯里緊貼藥筒上部?jī)?nèi)壁，藥粒散裝于藥筒內(nèi)部，藥粒上部為緊塞紙蓋。由于緩蝕襯里有時(shí)并不會(huì)完全繞藥筒內(nèi)壁一周，從而使藥粒直接與藥筒壁面接觸。所以從裝藥的熱安全方面考慮，忽略緩蝕劑襯里的隔熱作用。另外藥筒上的緊塞蓋為很厚的隔熱材料，一般裝藥上層收到的熱沖擊很小[11]，本實(shí)驗(yàn)中以PU泡沫塑料塊代替緊塞具[12]。由于發(fā)射藥用于熱實(shí)驗(yàn)中存在一定的危險(xiǎn)性，特選取熱導(dǎo)率及比熱相近的材料予以替代。石膏粉的導(dǎo)熱系數(shù)和比熱分別為0.200 W/(m·K)，1080.246 J/(kg·K),與某單基發(fā)射藥參數(shù)近似，故選石膏粉作為替代材料[13,14]。單基發(fā)射藥的熱點(diǎn)火溫度為210℃[15]，記錄所需時(shí)間以及升溫過(guò)程。

實(shí)驗(yàn)所用儀器為：K型熱電偶(1 mm)；Gardon熱流計(jì)(MEDTHERM 64系列)；乳白石英電加熱器；數(shù)據(jù)采集儀(YOKOGAWA，DL-750)。

考慮藥筒內(nèi)發(fā)射藥的熱危險(xiǎn)性，藥筒受熱面的溫度最高，為點(diǎn)火區(qū)域，因此在藥筒溫度最高處即藥筒的受熱面布置熱電偶，此外，在側(cè)對(duì)受熱面的方向也布置了熱電偶，作為對(duì)比。

圖1 122 mm鋼制藥筒實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig.1 Experimental model of 122 mm steel cartridge

122 mm鋼制藥筒實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D1所示。圖1中，a為鋼制藥筒，下側(cè)為底座；b為絕熱材料，采用的是PU泡沫塑料；c為裝藥床；d為電加熱板；L為電加熱板距離藥筒受熱面的距離。在藥筒內(nèi)部布置了12個(gè)測(cè)點(diǎn)。其中，1、2、3、4、5測(cè)點(diǎn)等間距布置在過(guò)藥筒中心線與電加熱器平行的面的藥筒內(nèi)壁上；6、7、8、9、10測(cè)點(diǎn)等間距布置在藥筒受熱面內(nèi)壁；11、12測(cè)點(diǎn)位于裝藥中間截面，r8=61, r12=30.5, r11=0。以上尺寸單位均為mm。

1.2 數(shù)值模擬計(jì)算模型

當(dāng)鋼制藥筒裝藥使用石膏粉替代發(fā)射藥時(shí)，由于石膏粉為均相固體，不會(huì)發(fā)生相變且無(wú)自熱反應(yīng)。而當(dāng)鋼制藥筒裝藥使用發(fā)射藥時(shí)，由于發(fā)射藥的特殊性，我們需對(duì)鋼制藥筒裝發(fā)射藥受熱過(guò)程進(jìn)行如下假設(shè)：

1.發(fā)射藥為均相固體；

2.發(fā)射藥柱和金屬藥筒間無(wú)空隙；

3.發(fā)射藥的自燃反應(yīng)遵循Arrhenius方程；

4.發(fā)射藥和鋼制藥筒的物理化學(xué)參數(shù)均為常數(shù)，不隨溫度變化；

5.忽略氣體產(chǎn)物對(duì)傳熱影響；

6.鋼制藥筒頂面和底面為絕熱邊界。

發(fā)射藥能量方程為：

(1)

其中：ρ為發(fā)射藥密度，kg/m3；C為比熱容，J/kg·K；T為溫度，K；t為時(shí)間，s；λ為熱導(dǎo)率，W/m·K；S為化學(xué)反應(yīng)放熱源項(xiàng)，其可由Arrhenius方程表示：

(2)

其中，Q為分解反應(yīng)熱，J/kg；α為發(fā)射藥已反應(yīng)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。Z為指前因子，s-1；E為活化能，J/mol；R為普朗克氣體常數(shù)。

計(jì)算模型為圓柱形，為減小計(jì)算量，取二分之一縱向截面進(jìn)行計(jì)算，如圖2所示。在這種設(shè)定條件下，金屬藥筒壁面每一點(diǎn)都接受等量的輻射熱通量。

圖2 122 mm鋼制藥筒裝要計(jì)算模型示意圖Fig.2 Numerical model of 122 mm steel cartridge

圖2為122 mm鋼制藥筒裝藥熱輻射計(jì)算模型示意圖。該計(jì)算模型主要由金屬壁面、裝藥和緊塞具三部分組成。a為鋼制壁面，b為緊塞具(在此使用PU泡沫塑料塊)，c為石膏粉或發(fā)射藥。裝藥直徑122 mm，高345 mm；緊塞具直徑122 mm，高45 mm；金屬壁面厚度為2 mm。在122 mm鋼制藥筒內(nèi)壁布置7個(gè)溫度監(jiān)測(cè)點(diǎn)。與實(shí)驗(yàn)熱電偶布置相同，6、7、8、9、10五個(gè)點(diǎn)等距離布置在金屬藥筒內(nèi)壁與發(fā)射藥相接觸的位置，11點(diǎn)與12點(diǎn)布置如圖2所示。對(duì)整個(gè)計(jì)算區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格大小為0.5 mm×0.5 mm，網(wǎng)格總數(shù)為95160。

在FLUENT模擬中，對(duì)鋼制藥筒分別內(nèi)置9/7發(fā)射藥和石膏粉兩種情況進(jìn)行了模擬，9/7發(fā)射藥及石膏粉的物性參數(shù)如表1。

在模擬中，我們?cè)O(shè)定到達(dá)金屬藥筒壁面的熱通量分別為5 kW/m2、7.5 kW/m2、10 kW/m2這三種情況，則金屬藥筒壁面實(shí)際接收到的熱流為：

(3)

式中，q″為凈熱流，α為吸收率，G為傳遞到金屬藥筒表面的熱通量，ε為發(fā)射率，σ為斯蒂芬-玻爾茲曼常數(shù)，5.67×10-8W/m2·K4，T為絕對(duì)溫度(K)。

122 mm鋼制藥筒的輻射吸收率與發(fā)射率取值，如表2。

表2 鋼制藥筒的輻射吸收率與發(fā)射率

模擬計(jì)算的初始溫度為300 K，將邊界條件(3)與發(fā)射藥自熱反應(yīng)源項(xiàng)(2)通過(guò)C語(yǔ)言編寫(xiě)為子程序，以自定義函數(shù)(UDF)形式加載到軟件中進(jìn)行計(jì)算。

2 結(jié)果與討論

2.1 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

電加熱板功率為9 kW，穩(wěn)定溫度約為540℃，溫度波動(dòng)范圍為532℃～548℃。通過(guò)測(cè)量，得熱通量值與距離L的關(guān)系，如表3。

表3 熱通量與距離L的關(guān)系

因在5.08 kW/m2、7.63 kW/m2、10.11 kW/m2三種不同的熱通量下，鋼制藥筒的溫度升溫曲線趨勢(shì)大致相同，故在此取熱通量為7.63 kW/m2的情況為代表進(jìn)行分析研究。

圖3 熱通量7.63 kW/m2時(shí)鋼制藥筒石膏粉溫度曲線Fig.3 Temperature curve of gypsum powder in heat flux of 7.63 kW/m2

如圖1所示，1、2、3、4、5點(diǎn)為布置在非受熱面從上至下等距離的5個(gè)點(diǎn)，6、7、8、9、10點(diǎn)為布置在受熱面由上至下等距離的5個(gè)點(diǎn)。通過(guò)觀察圖3，可以發(fā)現(xiàn)隨著時(shí)間的增長(zhǎng)，受熱面溫度開(kāi)始上升迅速，后趨于穩(wěn)定，且在升溫過(guò)程中基本保持T6>T7>T8>T9>T10，溫度由上至下遞減。非受熱面溫度增長(zhǎng)較為平緩，其5個(gè)測(cè)溫點(diǎn)在升溫過(guò)程中大致保持T1>T2>T3>T5>T4。中心截面的11點(diǎn)和12點(diǎn)，在前500 s，溫度基本沒(méi)變化，后隨著時(shí)間的增長(zhǎng)，溫度逐漸上升，且T12>T11。由曲線看出，11點(diǎn)升溫速率滯后于12點(diǎn)，這主要是因?yàn)?1點(diǎn)12點(diǎn)距受熱面的距離不同導(dǎo)致的。在所有布置的溫度測(cè)點(diǎn)中，6點(diǎn)在石膏粉升溫至發(fā)射藥熱點(diǎn)火溫度的整個(gè)過(guò)程中保持溫度最高，由此可以判斷6點(diǎn)為鋼制藥筒裝藥的燃爆點(diǎn)。故接下來(lái)我們分析不同熱通量下受熱面最高溫度點(diǎn)即燃爆點(diǎn)的升溫情況。

圖4 不同熱通量下鋼制藥筒裝石膏粉最高溫度曲線Fig.4 Highest temperature curve of gypsum powder of steel cartridge under different heat fluxes

如圖4所示，隨著熱通量的增大，受熱面所能達(dá)到的最高溫度也在升高。當(dāng)熱通量為10.11 kW/m2時(shí)，最高溫度點(diǎn)到達(dá)210℃的時(shí)間為177 s；當(dāng)熱通量為7.36 kW/m2時(shí)，最高溫度點(diǎn)到達(dá)210℃需時(shí)293 s，此時(shí)溫升趨于平緩；當(dāng)熱通量為5.08 kW/m2時(shí)，最高溫度點(diǎn)到達(dá)210℃的時(shí)間為1954 s，約為33 min，在這種情況下，可以確定鋼制藥筒裝藥的燃爆是由發(fā)射藥自熱反應(yīng)主導(dǎo)。

2.2 模擬結(jié)果

2.2.1 鋼制藥筒內(nèi)置石膏粉數(shù)值模擬結(jié)果

因在5 kW/m2、7.5 kW/m2、10 kW/m2三種不同的熱通量下，數(shù)值模擬所得的鋼制藥筒內(nèi)置石膏粉的溫度升溫曲線趨勢(shì)大致相同，故在此取熱通量為7.5 kW/m2的情況為代表進(jìn)行分析研究。

圖5 熱通量7.5 kW/m2時(shí)鋼制藥筒內(nèi)置石膏粉溫度曲線Fig.5 Temperature curve of gypsum powder in heat flux of 7.5 kW/m2

圖6 熱通量7.5 kW/m2時(shí)鋼制藥筒內(nèi)置石膏粉在3000 s溫度分布圖Fig.6 Temperature distribution of gypsum powder in steel cartridge in heat flux of 7.5 kW/m2 at 3000 s

通過(guò)圖5，可以看出當(dāng)熱通量為7.5 kW/m2時(shí)，在內(nèi)置石膏粉的122 mm鋼制藥筒中，6～10這5個(gè)溫度測(cè)點(diǎn)開(kāi)始溫度迅速上升，后升溫速率下降，溫度曲線逐漸趨于平緩。6點(diǎn)在整個(gè)升溫過(guò)程中溫度都為最高。通過(guò)觀察圖6，我們發(fā)現(xiàn)隨著時(shí)間的增長(zhǎng)，緊塞具的溫度迅速上升，且溫度值高于石膏粉，并最終發(fā)生了熱解反應(yīng)。分析可知這是導(dǎo)致6點(diǎn)為溫度最高點(diǎn)的主要原因。由圖5知3000 s時(shí)，6點(diǎn)的溫度值為303.09℃。11點(diǎn)和12點(diǎn)在升溫過(guò)程的前500 s，溫度都維持在初始溫度值。500 s后12點(diǎn)溫度逐漸上升，11點(diǎn)升溫滯后于12點(diǎn)。

2.2.2 鋼制藥筒內(nèi)置9/7發(fā)射藥數(shù)值模擬結(jié)果

在5 kW/m2、7.5 kW/m2、10 kW/m2三種不同的熱通量下，數(shù)值模擬所得的鋼制藥筒內(nèi)置9/7發(fā)射藥的溫度升溫曲線趨勢(shì)大致相同，在此取熱通量為7.5 kW/m2的情況為代表進(jìn)行分析研究。

圖7 熱通量7.5 kW/m2時(shí)鋼制藥筒內(nèi)置9/7發(fā)射藥溫度曲線Fig.7 Temperature curve of 9/7 propellant in heat flux of 7.5 kW/m2

熱通量為7.5 kW/m2時(shí)，在內(nèi)置9/7發(fā)射藥的122 mm鋼制藥筒中，6點(diǎn)為燃爆點(diǎn)，發(fā)生燃爆前，藥筒中個(gè)溫度測(cè)點(diǎn)升溫趨勢(shì)與藥筒內(nèi)置石膏粉的模擬結(jié)果基本相同。升溫過(guò)程中，同樣也有7、8、9三點(diǎn)的溫度曲線重合以及10點(diǎn)溫度略低于7、8、9三點(diǎn)的溫度。然而，由于燃爆時(shí)間為73 s，對(duì)于11點(diǎn)和12點(diǎn)來(lái)說(shuō)升溫時(shí)間較短，其溫度值還來(lái)不及發(fā)生改變，就已經(jīng)發(fā)生了燃爆。

將不同熱通量下，鋼制藥筒內(nèi)置9/7發(fā)射藥在發(fā)生燃爆前燃爆點(diǎn)的升溫曲線作圖，如圖8。

圖8 不同熱通量下鋼制藥筒內(nèi)置9/7發(fā)射藥燃爆點(diǎn)溫度曲線Fig.8 Deflagration point’s temperature curve of 9/7 propellant of steel cartridge under different heat fluxes

當(dāng)熱通量為5 kW/m2時(shí)，從圖8中可看出鋼制藥筒裝藥發(fā)生燃爆的時(shí)間為189 s，燃爆溫度為212.8℃；熱通量為7.5 kW/m2時(shí)，鋼制藥筒裝藥在73 s發(fā)生燃爆，燃爆溫度為218.3℃；而熱通量為10 kW/m2時(shí)，鋼制藥筒裝藥在42 s就發(fā)生了燃爆，燃爆溫度為225.5℃?？梢钥闯觯S著熱通量的增加，122 mm鋼制藥筒裝發(fā)射藥發(fā)生燃爆的時(shí)間逐漸縮短，燃爆溫度逐漸增加。環(huán)境熱通量從5 kW/m2提高到7.5 kW/m2，燃爆時(shí)間從189 s減小到73 s，縮短了一半以上。而環(huán)境熱通量從7.5 kW/m2提高到10 kW/m2時(shí)，燃爆時(shí)間從73 s減小到42 s，縮短了不到一半?？梢?jiàn)，增加同樣大小的環(huán)境熱通量，對(duì)于燃爆時(shí)間的影響是不一樣的。

2.3 對(duì)比分析

2.3.1 鋼制藥筒內(nèi)置石膏粉數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)對(duì)比

將5 kW/m2、7.5 kW/m2、10 kW/m2的模擬結(jié)果與122 mm鋼制藥筒裝藥實(shí)驗(yàn)中熱通量為5.08 kW/m2，7.63 kW/m2，10.11 kW/m2組的數(shù)據(jù)作對(duì)比，因?yàn)椴还茉趯?shí)驗(yàn)中還是模擬中，6點(diǎn)皆為最高溫度點(diǎn)，是研究熱危險(xiǎn)性需關(guān)注的重點(diǎn)，因此選取6點(diǎn)進(jìn)行對(duì)比，對(duì)比圖如圖9。

圖9 不同熱通量下最高溫度點(diǎn)溫度實(shí)驗(yàn)與模擬對(duì)比圖Fig.9 Comparison of highest temperature between experiment and simulation under different heat fluxes

觀察曲線，可以看出不同熱通量下，122 mm鋼制藥筒內(nèi)置石膏粉的最高溫度點(diǎn)到達(dá)發(fā)射藥熱點(diǎn)火溫度的時(shí)間，模擬所得都小于實(shí)驗(yàn)所得。10 kW/m2時(shí)模擬所得6點(diǎn)到達(dá)熱點(diǎn)火溫度的時(shí)間為143 s，比10.11 kW/m2時(shí)實(shí)驗(yàn)所得時(shí)間為177 s早34 s。7.5 kW/m2時(shí)模擬所得6點(diǎn)到達(dá)熱點(diǎn)火溫度的時(shí)間為289 s，比7.63 kW/m2時(shí)實(shí)驗(yàn)所得時(shí)間為293 s早4 s。5 kW/m2時(shí)模擬所得6點(diǎn)到達(dá)熱點(diǎn)火溫度的時(shí)間為1187 s，比5.08 kW/m2時(shí)實(shí)驗(yàn)所得時(shí)間為1954 s早767 s。另外，由圖9中的溫度曲線可知，藥筒裝藥最高溫度點(diǎn)最終的平衡溫度，模擬值皆高于實(shí)驗(yàn)值。分析原因，首先，為便于計(jì)算，模擬選取的是二維模型，其對(duì)于邊界的熱通量的設(shè)置，實(shí)際上均勻加載在圓柱形的藥筒表面，這與實(shí)驗(yàn)中只有一半為受熱面是有一定區(qū)別的，無(wú)形中增加了藥筒所接收到的熱流。其次，因?yàn)槟M中未考慮對(duì)流散熱等環(huán)境因素，這些都使得模擬計(jì)算所得的最終平衡溫度值高于實(shí)驗(yàn)所得，以及模擬到達(dá)熱點(diǎn)火溫度的時(shí)間小于實(shí)驗(yàn)所得。

通過(guò)對(duì)比分析，我們得到，122 mm鋼制藥筒內(nèi)置石膏粉，最高溫度點(diǎn)不論是最終平衡溫度還是到達(dá)熱點(diǎn)火溫度的時(shí)間，模擬所得數(shù)據(jù)皆比實(shí)驗(yàn)所得數(shù)據(jù)保守。因而從研究熱危險(xiǎn)性角度來(lái)看，以模擬所得數(shù)據(jù)為參考值，對(duì)于預(yù)警來(lái)說(shuō)是合理的。因此，以模擬122 mm鋼制藥筒內(nèi)置9/7發(fā)射藥烤燃過(guò)程所得的燃爆時(shí)間作為參考值是合理的，在實(shí)際的彈藥運(yùn)輸儲(chǔ)存中，可以加強(qiáng)122 mm鋼制藥筒裝發(fā)射藥的熱安全性。

2.3.2 鋼制藥筒內(nèi)置9/7發(fā)射藥與內(nèi)置石膏粉模擬結(jié)果對(duì)比

圖10中，虛線為122 mm鋼制藥筒內(nèi)置9/7發(fā)射藥6～12這7個(gè)點(diǎn)的溫度曲線，實(shí)線為藥筒內(nèi)置石膏粉6～12這7個(gè)點(diǎn)的溫度曲線。我們可以發(fā)現(xiàn)，由于發(fā)射藥自熱反應(yīng)的影響，在整個(gè)升溫過(guò)程中，鋼制藥筒內(nèi)置發(fā)射藥的6～10溫度測(cè)點(diǎn)溫度值和升溫速率都大于與鋼制藥筒內(nèi)置石膏粉相對(duì)應(yīng)的各測(cè)點(diǎn)溫度值和升溫速率。而11點(diǎn)和12點(diǎn)，在鋼制藥筒內(nèi)置兩種不同材料的情況下，6點(diǎn)發(fā)生燃爆前的整個(gè)升溫過(guò)程，都維持在初始溫度。

圖10 熱通量7.5 kW/m2時(shí)鋼制藥筒內(nèi)置9/7發(fā)射藥與石膏粉的溫度曲線對(duì)比圖Fig.10 Comparison of temperature in steel cartridge between 9/7 propellant and gypsum powder in heat flux of 7.5 kW/m2

由圖9知數(shù)值模擬所得鋼制藥筒內(nèi)置石膏粉達(dá)到熱點(diǎn)火溫度的時(shí)間為289 s，而藥筒內(nèi)置9/7發(fā)射藥燃爆時(shí)間由圖8知為73 s。通過(guò)對(duì)比，我們得到，即使在環(huán)境熱通量較大以至于發(fā)生燃爆時(shí)中心點(diǎn)溫度還來(lái)不及升高的情況下，發(fā)射藥自熱反應(yīng)對(duì)于燃爆時(shí)間的影響仍然很大，在對(duì)彈藥的熱安全性考慮時(shí)不可忽略。

3 結(jié)論

本文實(shí)驗(yàn)并數(shù)值模擬研究了122 mm鋼制藥筒裝藥在不同熱通量的環(huán)境下的烤燃過(guò)程，得到如下結(jié)論：

(1)122 mm鋼制藥筒裝藥在環(huán)境熱通量大于5 kW/m2的情況下皆會(huì)發(fā)生燃爆，燃爆點(diǎn)位于緊塞具與發(fā)射藥接觸面上緊貼金屬壁面處。其燃爆時(shí)間與環(huán)境熱通量成負(fù)相關(guān)，燃爆溫度與環(huán)境熱通量成正相關(guān)。環(huán)境熱通量為5 kW/m2時(shí)，燃爆時(shí)間為189 s，燃爆溫度為212.8℃；環(huán)境熱通量為7.5 kW/m2時(shí)，燃爆時(shí)間為73 s，燃爆溫度為218.3℃；當(dāng)環(huán)境熱通量為10 kW/m2時(shí)，燃爆時(shí)間為42 s，燃爆溫度為225.5℃。對(duì)于鋼制藥筒裝藥，相同的熱通量增幅，起始環(huán)境熱通量值越小，燃爆時(shí)間減少的越多。

(2)122 mm鋼制藥筒內(nèi)置石膏粉在5 kW/m2、7.5 kW/m2和10 kW/m2的熱通量下，溫度最高點(diǎn)的溫度值，模擬結(jié)果均略大于實(shí)驗(yàn)結(jié)果，從而達(dá)到熱點(diǎn)火溫度的時(shí)間均略小于實(shí)驗(yàn)結(jié)果。從研究熱危險(xiǎn)性角度來(lái)看，模擬所得數(shù)據(jù)為保守?cái)?shù)據(jù)，以其為參考值，對(duì)于預(yù)警來(lái)說(shuō)是合理的。

(3)考慮發(fā)射藥自熱反應(yīng)的影響，通過(guò)模擬得到122 mm鋼制藥筒內(nèi)置9/7發(fā)射藥各近壁面測(cè)點(diǎn)溫度值都大于內(nèi)置石膏粉對(duì)應(yīng)測(cè)點(diǎn)的溫度值，且發(fā)射藥燃爆時(shí)間都小于石膏粉到達(dá)熱點(diǎn)火溫度的時(shí)間。由鋼制藥筒內(nèi)置石膏粉的烤燃實(shí)驗(yàn)與模擬對(duì)比而得的合理性知，以內(nèi)置發(fā)射藥數(shù)值模擬所得結(jié)果為參考是可行的，對(duì)于此類彈藥的儲(chǔ)運(yùn)安全及消防安全都有一定的指導(dǎo)意義。

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Experimental and numerical study on cook-off event of steel cartridge with charge under radiation conditions

ZHANG Lin, WANG Yu, JIANG Lin, SUN Jinhua

(State Key Laboratory of Fire Science, University of Science and Technology of China, Hefei 230026, China)

In this work, an experimental and numerical study concerning cook-off of 122 mm steel cartridges is conducted. Using gypsum powder to substitute propellant in experiment, the temperature curves, the maximum temperature point and the point's time when propellant getting ignited are obtained.The numerical results agree well with experimental data. According to the rational analysis of numerical model and results, the study of cook-off simulation of 122 mm steel cartridge with 9/7 propellant is conducted andthe deflagration point, deflagration temperature, deflagration time of the propellant and the law of deflagration time and temperature with the increase of heat flux are obtained. The numerical results provide

for the safety of ammunition storage and transportation.

Metal cartridge; Propellant; Cook-off; FLUENT; Heat flux

1004-5309(2016)-00132-08

10.3969/j.issn.1004-5309.2016.03.03

2016-04-15；修改日期：2016-05-23

張琳(1990-)，女，火災(zāi)科學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室碩士，安全科學(xué)與工程專業(yè)，研究方向?yàn)閺椝師岚踩?/p>

孫金華，E-mail:sunjh@ustc.edu.cn

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