肖 游，智小琦，王 琦

(中北大學(xué) 機電工程學(xué)院，山西 太原 030051)

引 言

快速烤燃試驗是評估彈藥熱易損性的重要指標之一，國內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)對彈藥的快速烤燃進行了許多研究。戴湘暉等[1]對大尺寸侵徹彈進行了快速烤燃試驗，檢驗在大火中的熱敏烈度；美國猶他大學(xué)的Ciro W等[2]進行了一系列在鋼殼限制下、以HMX為主的混合炸藥的快速烤燃試驗，結(jié)果表明，試驗可以直觀評估彈藥熱安全性。

由于快速烤燃試驗的高成本和對環(huán)境的污染性較重，大部分學(xué)者通過數(shù)值模擬的方法預(yù)測彈藥的點火時間與點火溫度。Yang H W等[3]采用FLUENT軟件對試件施加不同升溫速率和不同熱流密度等邊界條件進行數(shù)值模擬，再與以酒精為燃料的快速烤燃試驗對比，發(fā)現(xiàn)點火位置為靠近外壁的環(huán)形區(qū)域，熱流密度增加、點火時間縮短、點火溫度提高。Gross M L等[4]以試驗所測的平均熱通量為邊界條件，采用一維瞬態(tài)模擬方法，對以HMX為主的混合炸藥進行快速烤燃研究，提出了對于小尺寸彈藥使用經(jīng)驗數(shù)據(jù)預(yù)測點火時間的方法。Sahin H等[5]通過將試驗測得平均溫度作為邊界條件，利用FLUENT軟件進行仿真，研究火箭發(fā)動機的快速烤燃特性，并用MATLAB軟件計算了快速烤燃過程中燃燒室內(nèi)部的壓力。

從上述情況可見，目前國內(nèi)外對快速烤燃仿真研究，主要是通過FLUENT軟件設(shè)定較快的升溫速率以控制殼體的升溫，或者對試件表面采用完全相同的熱通量作邊界條件進行模擬。這與實際快速烤燃狀態(tài)不完全吻合。因為快速烤燃試驗時，試件表面溫度不可能完全相同，而且火焰的特征量是隨時間變化的，這樣試件表面的溫度也是變化的。

本研究采用火災(zāi)動力學(xué)軟件(FDS)模擬裝填熔鑄B炸藥(60%RDX/40%TNT)試件的快速烤燃試驗，通過池火火焰產(chǎn)生的對流與輻射熱通量對試件的傳熱監(jiān)測試件的溫度變化，并將試件不同位置的真實溫度作為邊界條件用于FLUENT軟件中，研究火焰不同階段的特征及油池尺寸對其的影響，利用B炸藥多步分解機制計算試件內(nèi)部炸藥的熔化情況，以期為彈藥快速烤燃模擬方法的研究與試驗裝置設(shè)計提供參考。

1 理論模型

快速烤燃過程中，火焰燃燒環(huán)境為開放空間，液體燃料燃燒產(chǎn)生的熱對流和熱輻射共同作用于試件，試件通過熱傳導(dǎo)使內(nèi)部裝藥溫度升高，直到炸藥達到點火溫度發(fā)生點火反應(yīng)。

1.1 熱通量模型

(1)

輻射熱通量是試件吸收的輻射熱通量和試件表面發(fā)射的輻射熱通量之差，忽略試件表面向內(nèi)傳遞的熱通量，不考慮各種波長的影響。因此，當試件表面吸收率和發(fā)射率相等時，表面接收的輻射凈熱通量可以表示為：

(2)

火災(zāi)的特點是溫度分布不均勻，理論上入射輻射熱通量應(yīng)該包括附近火焰和熱氣等所有輻射源的貢獻，即入射輻射熱通量可以寫成所有輻射源貢獻的總和，設(shè)Fi為視圖因子，則[6]：

(3)

式中：εi為不同物質(zhì)的發(fā)射率；Ti為不同物質(zhì)溫度，K。

對流熱通量取決于周圍熱氣流溫度和試件表面溫度之差。由牛頓冷卻公式[8]：

(4)

式中：h為換熱系數(shù)，W·m-2·K-1；Tg為試件表面的氣體溫度，K。

由此可知，通量與溫度差值成正比。則傳入試件表面單位面積的總凈熱通量可以表示為：

(5)

1.2 絕熱表面溫度

將暴露在火焰中的試件表面視作完美絕熱體，其溫度應(yīng)稱為絕熱表面溫度TAST。故殼體表面的總凈熱通量為零。

(6)

根據(jù)Wickstr?m U[9-10]的研究，用平板溫度計測量火災(zāi)中物體的表面溫度，這個溫度接近絕熱表面溫度，以絕熱表面溫度作為計算火災(zāi)作用下物體溫度變化的邊界條件，并應(yīng)用于仿真計算中。

1.3 接觸熱阻

接觸熱阻廣泛存在于相互接觸的兩個固體之間，實際上的接觸僅僅發(fā)生在一些離散的面積元上，在未接觸的界面間隙之間常常充滿了空氣，增加了熱量通過間隙傳遞的阻力。在炸藥裝藥中，由于殼體與炸藥之間并非完全貼合，而是通過離散的點接觸，這就造成了殼體與炸藥之間接觸熱阻的存在。接觸熱阻的計算公式為[11]：

(7)

式中：R為接觸面間接觸熱阻，m2·K·W-1；A為垂直于熱通量方向的面積，m2；k為熱導(dǎo)率，W·m-1·K-1；Δx為接觸面之間的距離，m。丁洋等[12]的研究與本研究參數(shù)相近，故炸藥與殼體之間的接觸熱阻取值為0.003m2·K·W-1。

1.4 炸藥分解動力學(xué)

對B炸藥的仿真計算做如下假設(shè)：(1) 忽略炸藥體積變化；(2) 炸藥的自熱反應(yīng)遵循Arrhenius方程；(3) 忽略氣體產(chǎn)物對傳熱的影響。

炸藥在烤燃過程中的質(zhì)量、動量、能量的連續(xù)方程可用以下通用形式來表示[13]：

(8)

式中：φ為通用變量，可表示質(zhì)量、動量、能量等；ρ為密度，g/cm3；Γ為通用的擴散系數(shù)；μ為黏度，Pa·s；S代表炸藥自熱反應(yīng)源項。

為精確計算炸藥的分解過程，并監(jiān)測中間產(chǎn)物質(zhì)量分數(shù)的變化，采用多步反應(yīng)動力學(xué)模型描述RDX和TNT炸藥的分解過程。炸藥中RDX的分解機理為[14-15]：

A→B,r1=Z1exp(-E1/RT)φA

(9)

B→D,r2=Z2exp(-E2/RT)φB

(10)

D→F,r3=Z3exp(-E3/RT)φD

(11)

式中：r為反應(yīng)速率，mol/(L·s)；Z為指前因子，s-1；E為活化能，J/mol；R為普適氣體常數(shù)，8.314J/(mol·K)；A為RDX炸藥；B為固體中間產(chǎn)物；D為氣體中間產(chǎn)物；F為氣體終產(chǎn)物；φA、φB、φD分別為其對應(yīng)的質(zhì)量分數(shù)。

炸藥中TNT的三步分解機理為[16]：

G→H,r4=Z4exp(-E4/RT)φG

(12)

H→I,r5=Z5exp(-E5/RT)φH

(13)

I→J,r6=Z6exp(-E6/RT)φI

(14)

式中：G為TNT炸藥，H和I均為中間產(chǎn)物，J為氣體最終產(chǎn)物；φG、φB和φI分別為對應(yīng)的質(zhì)量分數(shù)。

對于每一步反應(yīng)，熱量生成速率可表示為：

S=riφiQi

(15)

式中：Q為反應(yīng)熱，J/kg；i表示多步反應(yīng)動力學(xué)的第i步，i=1,2,3。

故RDX和TNT在多步反應(yīng)中生成熱量為：

SRDX=S1+S2+S3

(16)

STNT=S4+S5+S6

(17)

將計算網(wǎng)格設(shè)為混合熱分解單元[17]，RDX和TNT反應(yīng)吸收或釋放的熱量為各自多步反應(yīng)吸收或釋放的熱量，單元總熱量為RDX和TNT吸收或釋放熱量的總和。這樣，炸藥熱分解過程中生成的總熱量為：

SB=0.6SRDX+0.4STNT

(18)

炸藥與殼體的物性參數(shù)及反應(yīng)動力學(xué)參數(shù)分別見表1和表2。

表1 炸藥與殼體的物性參數(shù)Table 1 Physical parameters of explosives and shells

表2 炸藥反應(yīng)動力學(xué)參數(shù)Table 2 Kinetic parameters of explosive reactions

為了驗證快速烤燃數(shù)值模擬的可行性，基于快速烤燃試驗進行模擬驗證。

2 B炸藥快速烤燃試驗

烤燃裝置由油池、支架、航空煤油、熱電偶、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、烤燃試件等組成。試件尺寸為Φ76mm×256mm，殼體和端蓋厚度均為7.5mm。B炸藥藥柱尺寸為Φ61mm×241mm，裝藥量為1190g，充滿空間。油池的長×寬×高=1000mm×800mm×100mm，油池與支架材料均為45號鋼，燃料為JP-8航空煤油。熱電偶為WRN-130的K型熱電偶，量程為0～1200℃，精度0.1K。試件水平放置，在試件周圍(試件幾何中心徑向的X軸負方向下部、X軸負方向上部和X軸正方向下部距試件表面均10cm的位置)設(shè)置3個火焰溫度監(jiān)測點，使用FLUKE多通路測溫儀(測量精度0.01K)采集火焰溫度。采用起爆器擊發(fā)電點火頭點燃航空煤油?？救荚囼灛F(xiàn)場布置如圖1所示。

圖1 快速烤燃試驗現(xiàn)場布置圖Fig.1 Site layout of the fast cook-off test

快速烤燃過程中各監(jiān)測點的溫度—時間變化曲線如圖2所示。由圖2可知，監(jiān)測點3在點火后15s內(nèi)溫度達到500℃以上，其余測點溫度由于環(huán)境因素影響而稍低，監(jiān)測點1、2、3火焰達到穩(wěn)定后火焰平均溫度分別為633、538和679℃，距離油面較高的測點2溫度最低。從點火開始計時，49s試件發(fā)生響應(yīng)，伴有一聲巨響，各監(jiān)測點斷路。根據(jù)現(xiàn)場情況可見，油池里及外部有不同程度的燃燒火光，油池底部被破片擊穿，煤油泄漏，放試件的支架扭曲并損壞。由于試驗環(huán)境復(fù)雜，只回收到部分破片殘骸，殼體沿軸向撕裂，破片尺寸較大。

圖2 溫度—時間變化曲線Fig.2 Temperature-time curves

油池里的火光是沒有完全反應(yīng)的繼續(xù)燃燒的灑落小藥塊，火光較亮。旁邊的火光是濺飛的燃料點燃易燃物著火所致。綜合判定，快速烤燃試驗響應(yīng)等級為爆炸反應(yīng)。

3 數(shù)值模擬

3.1 快速烤燃試驗仿真

用FDS軟件計算航空煤油燃燒對試件的傳熱，建立的快速烤燃模型，包含油池、燃料和試件。由于FDS采用大渦模擬(LES)方法進行火災(zāi)計算，只計算湍流場中大尺度的渦流，將小尺度的渦流簡化或者忽略。因此，網(wǎng)格對計算結(jié)果準確性有很大影響，為盡可能提高計算精度，計算域為5m×5m×4m。計算網(wǎng)格尺寸為0.02m×0.02m×0.02m?？焖倏救寄Ｐ腿鐖D3所示。由于實際快速烤燃情況為開放條件，將計算域壁面和頂部設(shè)置為開放類型，將試件表面設(shè)置為絕熱表面，忽略試件支架對傳熱的影響。

圖3 快速烤燃模型Fig.3 Fast cook-off model

在FDS中采用集總組分法對燃料、空氣、燃燒產(chǎn)物和煙氣4項進行定義，空氣中的氧氣和氮氣為反應(yīng)物，燃燒產(chǎn)物由水、二氧化碳和氮氣組成，煙氣的生成量取燃料的6%[21]。設(shè)置點火點，直至火焰將試件完全包裹，快速烤燃模擬場景如圖4所示，其截面云圖如圖5所示?；鹧鎸⒃嚰耆?，試件側(cè)表面溫度保持均勻，火焰溫度峰值出現(xiàn)在試件下方。

圖4 火焰結(jié)構(gòu)示意圖Fig.4 Schematic diagram of flame structure

圖5 不同方向的火焰結(jié)構(gòu)云圖Fig.5 Flame structure nephogram in different directions

設(shè)置與快速烤燃試驗位置相同的3個溫度監(jiān)測點，通過池火數(shù)值計算所得到的試件周圍火焰溫度變化曲線如圖6所示，火焰在點火18s后升溫至500℃，測點1、2、3平均溫度分別為684、567和693℃，溫度誤差分別為8.1%、5.4%和2.1%，與試驗曲線基本吻合。

圖6 火焰中測點溫度變化曲線Fig.6 Temperature curves of measuring points in flame

由圖6可以看出，在靠近試件壁面處的火焰溫度較外層的低，且試件上方火焰溫度略低于試件下方的火焰溫度。這是因為熱流繞試件形成湍流所致，越靠近壁面，氧氣含量越低，燃燒越不充分；此外，試件上方火焰結(jié)構(gòu)較為稀薄，故火焰溫度較低。

對比實際烤燃試驗，試件不同位置所吸收的熱量不同，在模型中將試件分為6個部分(將試件側(cè)表面等分為均勻的4份，最靠近池底編號為1，2～4順時針排列，5、6為左右兩個端面)，監(jiān)測點位于每個面中心，如圖7所示。同時監(jiān)測試件6個位置的絕熱溫度平均變化，試件表面的溫度變化如圖8所示。

圖7 試件模型與測點示意圖Fig.7 Schematic diagram of the test specimen model and measuring points

圖8 殼體不同位置溫度變化曲線Fig.8 Temperature curves at different positions of the shell

比較不同位置處的溫度曲線，并將燃料點火后火焰的變化分為3個階段：點火階段、發(fā)展階段和穩(wěn)定階段。點火階段，火苗由點火點迅速蔓延至整個油面并開始逐漸上升，在火焰的作用下試件下部溫度首先升高，試件側(cè)壁和端面溫度上升較后，而試件上部溫度幾乎沒有升高。

發(fā)展階段，火焰開始波動，液體燃料蒸發(fā)，燃燒速率加快，火焰逐漸將試件包裹其中，此時試件側(cè)表面溫度均迅速增加。由于試件端面與氣流流動方向平行，所接受的熱量不穩(wěn)定，且試件軸向與池寬度方向平行，兩端火焰結(jié)構(gòu)較稀薄，故溫度波動較大。而上表面溫度較穩(wěn)定地持續(xù)上升。

穩(wěn)定階段，火焰將試件完全包裹，火焰的變化僅有自身脈動，各表面溫度趨于動態(tài)穩(wěn)定，但試件上測點溫度較下面兩測點溫度低。這主要是由于試件放置位置距離油面較高所致。由此可見，試件放置方向與位置高低是影響表面溫度的重要因素。

油池火焰中未充分燃燒的C原子等形成的碳煙顆粒是輻射熱的主要釋放體。試件表面各個部位的總熱通量以及所占的輻射熱通量與對流熱通量比例分別見圖9和圖10。

圖9 試件表面不同位置處的總熱通量變化曲線Fig.9 Variation curves of total heat flux at different positions on the test specimen surface

圖10 試件表面不同位置熱通量占比Fig.10 Percentage of the heat flux at different locations on the test specimen surface

從圖9和圖10可知，在點火階段，試件下表面總熱通量與輻射熱通量均為最高，試件上表面還未受火焰作用，其總熱通量與輻射熱通量均最低，但相對而言對流熱通量占比較高；當火焰引起空氣繞試件流動后，上表面的對流作用強于輻射的作用；火焰達到穩(wěn)定階段前，火焰的高度在變化，試件表面各個部位的熱通量與溫度均在升高，且上表面仍是對流熱通量占主要作用；隨著煙氣上升，輻射熱通量占比逐漸增加。當火焰逐漸包裹試件進入穩(wěn)定階段后，煙氣繼續(xù)上升，表面各個部位的溫度與熱通量均趨于穩(wěn)定，總的輻射熱通占比為91%左右，與Faghri M[22]以JP-8為燃料的快速烤燃研究結(jié)果、輻射熱通量占比90%相近。因此，輻射熱通量是快速烤燃的主要熱源。

3.2 快速烤燃試件的傳熱模擬

基于上述第二部分的試驗，在FLUENT軟件中建立試件有限元模型，模型尺寸與試驗尺寸一致，網(wǎng)格尺寸為0.5mm×0.5mm×0.5mm，將烤燃試件絕熱表面溫度作為CFD計算的邊界條件，分別賦予不同溫度，將試件與炸藥接觸面設(shè)置為耦合邊界條件，并設(shè)置接觸熱阻。B炸藥參數(shù)按照炸藥組份比例組合所得，其密度ρ為1690g/cm3，比熱容C為1322.4J/(kg·K)，導(dǎo)熱系數(shù)λ為0.23W/(m·K)。B炸藥達到熔化點時開始熔化，使用Boussinesq近似簡化Navier-Stokes方程來模擬藥柱內(nèi)部的自然對流，進而對試件內(nèi)部炸藥進行快速烤燃模擬，直到炸藥裝藥發(fā)生點火。

仿真結(jié)果顯示，油池點火51.4s后試件發(fā)生點火響應(yīng)，與試驗的49s點火相比，誤差為4.9%。藥柱表面溫度變化云圖如圖11所示。

圖11 藥柱表面溫度變化云圖Fig.11 Nephogram of the temperature variations on the charge surface

從圖11可知，12s時火焰處于發(fā)展階段的前期，藥柱上表面溫度明顯低于其余部位溫度，表面最高溫度低于81.3℃，沒有相變發(fā)生。隨著火焰的發(fā)展，24s時，藥柱表面溫度升高并達到熔化溫度，即表層炸藥熔化，最高溫度區(qū)域在底部及兩端面棱角處，最高溫度低于177.3℃，最低溫度仍然在藥柱上表面較窄的軸向區(qū)域；36s時藥柱表面溫度持續(xù)提升，溫度分布情況依然如上，但是最高溫度出現(xiàn)在藥柱兩端面的棱角處，達到201.8℃以上，RDX發(fā)生分解反應(yīng)；51.4s時發(fā)生點火，點火區(qū)域發(fā)生在兩端面棱角處。

點火時，藥柱縱剖面溫度分布云圖如圖12所示。從圖12可知，藥柱只有表層很少的部分發(fā)生熔化，由于熔化量極少，熔化部分幾乎監(jiān)測不到流動速度；通過多步反應(yīng)機制計算，點火時B炸藥中RDX與TNT分解的質(zhì)量百分比分別為0.01%和0.0001%。與徐瑞[15]所做的同等狀態(tài)的慢速烤燃相比差距很大，說明快速烤燃點火時炸藥分解質(zhì)量遠遠小于慢速烤燃。如此少的炸藥分解產(chǎn)生的氣體壓力不足以使殼體破裂，可見炸藥發(fā)生響應(yīng)主要是表層棱角處炸藥達到爆發(fā)點所致。點火時，藥柱內(nèi)部絕大部分區(qū)域的溫度低于33.1℃，這是由于炸藥熱導(dǎo)系數(shù)很低，熱傳導(dǎo)能力較差的緣故?？梢娍焖倏救柬憫?yīng)時，藥柱表層較薄的范圍內(nèi)溫差較大，會產(chǎn)生較大溫度應(yīng)力，這或許也是快速烤燃時表層炸藥發(fā)生點火的因素之一。

圖12 點火時刻藥柱溫度分布Fig.12 Temperature distribution of the charge column at the ignition time

由于B炸藥的熔點在81℃左右，通過監(jiān)測計算，發(fā)現(xiàn)藥柱表面不同位置處的熔化層厚度不同，下表面熔化最多，厚度最厚；其次是兩側(cè)表面，熔化層最薄的是藥柱的兩端面。藥柱各溫度邊界處的熔化層厚度分別為：1號界面2.19mm；2號界面2.01mm；3號界面1.82mm；4號界面1.93mm；5號界面1.28mm；6號界面1.30mm。

3.3 油池尺寸增加對快速烤燃的影響

為研究池火對快速烤燃的影響，使用尺寸更大的相同長寬比的油池(1500mm×1200mm×130mm)進行Φ76mm試件的快速烤燃數(shù)值模擬，試件高度距油面距離與試驗相同，3個測點位置也與試驗一致。仿真所用的物性參數(shù)同上。圖13為3個測點的火焰溫度—時間曲線。

圖13 3個測點火焰溫度—時間曲線Fig.13 Temperature—time curves of three measuring points

由圖13可見，當使用較大的油池，火焰升溫速率更快，火焰平均溫度比小油池的更高，且3個測點所測溫度值更加接近，均在830℃左右，比小油池溫度提升近140℃以上。

圖14為試件6個面(劃分與前面相同)的溫度—時間曲線。由圖14可見，大尺寸油池，火焰發(fā)展期的時間縮短，穩(wěn)定期的時間延長，試件6個表面的溫度也更接近，且溫度脈動幅度減小?？梢?，快速烤燃時，采用尺寸較大的與烤燃試件相匹配的油池更合理，且烤燃試件的安放位置距油面的高度也可以提升。

圖14 大油池快速烤燃時試件表面溫度Fig.14 Surface temperature of the test specimen during the fast cook-off in a large oil pool

圖15為總熱通量、輻射熱通量隨時間變化的曲線。由圖15可見，油池尺寸增大，總熱通量提高，且輻射熱通量的占比也隨之提高。

圖15 試件不同位置熱通量變化曲線Fig.15 Curves of heat flux variations at different positions of the test specimen

通過模擬計算可知，Φ76mm烤燃試件使用較大的油池快速烤燃，火焰發(fā)展期所用的時間比小油池縮短10s左右，響應(yīng)時間為46.2s，比小油池縮短5.2s，點火區(qū)域仍位于兩端面的棱角區(qū)域。

4 結(jié) 論

(1)將FDS與CFD組合模擬計算的快速烤燃更能真實地體現(xiàn)火焰結(jié)構(gòu)的變化特性與邊界條件的差異，計算的溫度—時間曲線與試驗曲線吻合，且能獲得快速烤燃過程中輻射熱通量與對流熱通量的變化特性；裝填B炸藥的試件進行快速烤燃，響應(yīng)時刻藥柱只有表層很少部分炸藥熔化，絕大部分藥溫仍然是常溫，響應(yīng)烈度為爆炸反應(yīng)。

(2)快速烤燃過程中，輻射熱通量的貢獻起主導(dǎo)作用，占比為91%左右；火焰溫度隨著油池尺寸的變化而變化，油池尺寸越大，火焰溫度越高，火焰達到穩(wěn)定階段的時間越短，輻射熱通量的作用也越大，對于確定的試件而言，響應(yīng)時間也越短。