鋼制藥筒裝藥的烤燃實驗與數(shù)值模擬研究

張 琳，王 禹，姜 林，孫金華

(中國科學(xué)技術(shù)大學(xué)火災(zāi)科學(xué)國家重點實驗室，合肥，230026)

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鋼制藥筒裝藥的烤燃實驗與數(shù)值模擬研究

張 琳，王 禹，姜 林，孫金華*

(中國科學(xué)技術(shù)大學(xué)火災(zāi)科學(xué)國家重點實驗室，合肥，230026)

以122 mm鋼制藥筒裝藥為研究對象，開展了不同熱通量下鋼制藥筒裝藥烤燃實驗及數(shù)值模擬研究。以石膏粉替代發(fā)射藥，通過烤燃實驗研究了122 mm鋼制藥筒內(nèi)置石膏粉在不同熱通量下的溫升曲線、溫升過程中的最高溫度點及其達(dá)到發(fā)射藥熱點火溫度的時間，并與數(shù)值模擬結(jié)果對比，得到一定程度上符合較好的結(jié)果。通過對數(shù)值模擬模型及結(jié)果的合理性分析，對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、燃爆溫度及燃爆時間，并得到燃爆溫度及燃爆時間與環(huán)境熱通量的關(guān)系，以其為參考，對彈藥的日常儲運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)場中，戰(zhàn)火交接時產(chǎn)生大量的熱輻射，給未使用的彈藥熱安全性帶來了威脅。并且，我軍彈藥倉庫多處于植被繁茂的山區(qū)，無論是周圍森林、建筑引起的燃燒還是彈藥自身發(fā)生燃爆，對彈藥產(chǎn)生的熱輻射影響都不可忽略。對彈藥倉庫來說，一旦失去控制就會演變成火災(zāi)，幾乎無法補救，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)生自燃自爆的危險性[2]，發(fā)射藥燃爆后將會對炸藥造成更嚴(yán)重的威脅。

烤燃實驗是用于評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驗方法，早期的烤燃實驗主要用于對熱爆炸理論的研究與驗證，所研究的主要含能材料為炸藥。目前，國內(nèi)外關(guān)于烤燃的研究主要從實驗和模擬兩方面展開。1997年，Chidester等[3]通過在內(nèi)部布置多根熱電偶進(jìn)行烤燃實驗，得到了含能材料發(fā)生熱點火的位置。2001年，荷蘭國家應(yīng)用科學(xué)研究院的研究人員[4]將光信號測試技術(shù)運用于烤燃實驗中，通過干涉信號的變化得到了爆轟管直徑的變化。2010年，Madsen等[5]將通風(fēng)裝置運用于烤燃實驗中，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、壓力分布以及動能隨時間變化等結(jié)果。國內(nèi)對于烤燃實驗的研究起步較晚，且大部分研究工作都是針對炸藥，對于發(fā)射藥的烤燃研究較少。2000年，路等[7]對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驗，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]通過對典型發(fā)射藥進(jìn)行慢速及快速烤燃實驗，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，國內(nèi)的烤燃實驗基本都是建立在小型烤燃實驗?zāi)Ｊ降幕A(chǔ)上，只是對烤燃彈的尺寸結(jié)構(gòu)、加熱方式、升溫速率和測溫?zé)犭娕嫉奈恢眠M(jìn)行了設(shè)計和改進(jìn)，對于彈藥全尺寸烤燃實驗的研究十分少見[9]。2007年，姚等[10]人在分析火災(zāi)對彈藥及倉庫的基礎(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限測試，得出了火災(zāi)條件下彈藥倉庫控火與滅火的安全時限。然而，研究者卻在實驗中減去大部分藥量，僅留下少部分用于研究，這與彈藥日常存儲的情況是不一樣的。

122 mm口徑炮彈是目前野戰(zhàn)部隊配備的主流常規(guī)彈藥之一，對其熱安全性的研究，更貼近部隊對于彈藥安全儲運的需求。為研究全尺寸彈藥在熱環(huán)境下的安全性，本文對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，限于實驗條件及考慮到實驗過程的安全性，本文用石膏粉替代發(fā)射藥進(jìn)行烤燃實驗研究其傳熱過程，由于未考慮自熱反應(yīng)，存在一定的局限性。然而，對于熱沖擊下燃爆點的判斷及傳熱過程的研究具有一定的意義。本文還使用FLUENT分別對鋼制藥筒內(nèi)置石膏粉與發(fā)射藥進(jìn)行數(shù)值模擬。通過鋼制藥筒內(nèi)置石膏粉的烤燃實驗與數(shù)值模擬結(jié)果的對比，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，對彈藥的日常儲運安全及消防安全具有一定的指導(dǎo)意義。

1 實驗設(shè)計及數(shù)值模擬計算模型

1.1 實驗設(shè)計

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內(nèi)壁，藥粒散裝于藥筒內(nèi)部，藥粒上部為緊塞紙蓋。由于緩蝕襯里有時并不會完全繞藥筒內(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]，本實驗中以PU泡沫塑料塊代替緊塞具[12]。由于發(fā)射藥用于熱實驗中存在一定的危險性，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)射藥的熱點火溫度為210℃[15]，記錄所需時間以及升溫過程。

實驗所用儀器為：K型熱電偶(1 mm)；Gardon熱流計(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)射藥的熱危險性，藥筒受熱面的溫度最高，為點火區(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)對受熱面的方向也布置了熱電偶，作為對比。

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

122 mm鋼制藥筒實驗?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個測點。其中，1、2、3、4、5測點等間距布置在過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測點等間距布置在藥筒受熱面內(nèi)壁；11、12測點位于裝藥中間截面，r8=61, r12=30.5, r11=0。以上尺寸單位均為mm。

1.2 數(shù)值模擬計算模型

當(dāng)鋼制藥筒裝藥使用石膏粉替代發(fā)射藥時，由于石膏粉為均相固體，不會發(fā)生相變且無自熱反應(yīng)。而當(dāng)鋼制藥筒裝藥使用發(fā)射藥時，由于發(fā)射藥的特殊性，我們需對鋼制藥筒裝發(fā)射藥受熱過程進(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為時間，s；λ為熱導(dǎo)率，W/m·K；S為化學(xué)反應(yīng)放熱源項，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)。

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

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

圖2為122 mm鋼制藥筒裝藥熱輻射計算模型示意圖。該計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個溫度監(jiān)測點。與實驗熱電偶布置相同，6、7、8、9、10五個點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點與12點布置如圖2所示。對整個計算區(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，我們設(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(2)通過C語言編寫為子程序，以自定義函數(shù)(UDF)形式加載到軟件中進(jìn)行計算。

2 結(jié)果與討論

2.1 實驗結(jié)果

電加熱板功率為9 kW，穩(wěn)定溫度約為540℃，溫度波動范圍為532℃～548℃。通過測量，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點為布置在非受熱面從上至下等距離的5個點，6、7、8、9、10點為布置在受熱面由上至下等距離的5個點。通過觀察圖3，可以發(fā)現(xiàn)隨著時間的增長，受熱面溫度開始上升迅速，后趨于穩(wěn)定，且在升溫過程中基本保持T6>T7>T8>T9>T10，溫度由上至下遞減。非受熱面溫度增長較為平緩，其5個測溫點在升溫過程中大致保持T1>T2>T3>T5>T4。中心截面的11點和12點，在前500 s，溫度基本沒變化，后隨著時間的增長，溫度逐漸上升，且T12>T11。由曲線看出，11點升溫速率滯后于12點，這主要是因為11點12點距受熱面的距離不同導(dǎo)致的。在所有布置的溫度測點中，6點在石膏粉升溫至發(fā)射藥熱點火溫度的整個過程中保持溫度最高，由此可以判斷6點為鋼制藥筒裝藥的燃爆點。故接下來我們分析不同熱通量下受熱面最高溫度點即燃爆點的升溫情況。

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，最高溫度點到達(dá)210℃的時間為177 s；當(dāng)熱通量為7.36 kW/m2時，最高溫度點到達(dá)210℃需時293 s，此時溫升趨于平緩；當(dāng)熱通量為5.08 kW/m2時，最高溫度點到達(dá)210℃的時間為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

通過圖5，可以看出當(dāng)熱通量為7.5 kW/m2時，在內(nèi)置石膏粉的122 mm鋼制藥筒中，6～10這5個溫度測點開始溫度迅速上升，后升溫速率下降，溫度曲線逐漸趨于平緩。6點在整個升溫過程中溫度都為最高。通過觀察圖6，我們發(fā)現(xiàn)隨著時間的增長，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點為溫度最高點的主要原因。由圖5知3000 s時，6點的溫度值為303.09℃。11點和12點在升溫過程的前500 s，溫度都維持在初始溫度值。500 s后12點溫度逐漸上升，11點升溫滯后于12點。

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，在內(nèi)置9/7發(fā)射藥的122 mm鋼制藥筒中，6點為燃爆點，發(fā)生燃爆前，藥筒中個溫度測點升溫趨勢與藥筒內(nèi)置石膏粉的模擬結(jié)果基本相同。升溫過程中，同樣也有7、8、9三點的溫度曲線重合以及10點溫度略低于7、8、9三點的溫度。然而，由于燃爆時間為73 s，對于11點和12點來說升溫時間較短，其溫度值還來不及發(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，從圖8中可看出鋼制藥筒裝藥發(fā)生燃爆的時間為189 s，燃爆溫度為212.8℃；熱通量為7.5 kW/m2時，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，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?，隨著熱通量的增加，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，燃爆時間從73 s減小到42 s，縮短了不到一半?？梢姡黾油瑯哟笮〉沫h(huán)境熱通量，對于燃爆時間的影響是不一樣的。

2.3 對比分析

2.3.1 鋼制藥筒內(nèi)置石膏粉數(shù)值模擬與實驗對比

將5 kW/m2、7.5 kW/m2、10 kW/m2的模擬結(jié)果與122 mm鋼制藥筒裝藥實驗中熱通量為5.08 kW/m2，7.63 kW/m2，10.11 kW/m2組的數(shù)據(jù)作對比，因為不管在實驗中還是模擬中，6點皆為最高溫度點，是研究熱危險性需關(guān)注的重點，因此選取6點進(jìn)行對比，對比圖如圖9。

圖9 不同熱通量下最高溫度點溫度實驗與模擬對比圖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到達(dá)發(fā)射藥熱點火溫度的時間，模擬所得都小于實驗所得。10 kW/m2時模擬所得6點到達(dá)熱點火溫度的時間為143 s，比10.11 kW/m2時實驗所得時間為177 s早34 s。7.5 kW/m2時模擬所得6點到達(dá)熱點火溫度的時間為289 s，比7.63 kW/m2時實驗所得時間為293 s早4 s。5 kW/m2時模擬所得6點到達(dá)熱點火溫度的時間為1187 s，比5.08 kW/m2時實驗所得時間為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最終的平衡溫度，模擬值皆高于實驗值。分析原因，首先，為便于計算，模擬選取的是二維模型，其對于邊界的熱通量的設(shè)置，實際上均勻加載在圓柱形的藥筒表面，這與實驗中只有一半為受熱面是有一定區(qū)別的，無形中增加了藥筒所接收到的熱流。其次，因為模擬中未考慮對流散熱等環(huán)境因素，這些都使得模擬計算所得的最終平衡溫度值高于實驗所得，以及模擬到達(dá)熱點火溫度的時間小于實驗所得。

通過對比分析，我們得到，122 mm鋼制藥筒內(nèi)置石膏粉，最高溫度點不論是最終平衡溫度還是到達(dá)熱點火溫度的時間，模擬所得數(shù)據(jù)皆比實驗所得數(shù)據(jù)保守。因而從研究熱危險性角度來看，以模擬所得數(shù)據(jù)為參考值，對于預(yù)警來說是合理的。因此，以模擬122 mm鋼制藥筒內(nèi)置9/7發(fā)射藥烤燃過程所得的燃爆時間作為參考值是合理的，在實際的彈藥運輸儲存中，可以加強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個點的溫度曲線，實線為藥筒內(nèi)置石膏粉6～12這7個點的溫度曲線。我們可以發(fā)現(xiàn)，由于發(fā)射藥自熱反應(yīng)的影響，在整個升溫過程中，鋼制藥筒內(nèi)置發(fā)射藥的6～10溫度測點溫度值和升溫速率都大于與鋼制藥筒內(nèi)置石膏粉相對應(yīng)的各測點溫度值和升溫速率。而11點和12點，在鋼制藥筒內(nèi)置兩種不同材料的情況下，6點發(fā)生燃爆前的整個升溫過程，都維持在初始溫度。

圖10 熱通量7.5 kW/m2時鋼制藥筒內(nèi)置9/7發(fā)射藥與石膏粉的溫度曲線對比圖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)到熱點火溫度的時間為289 s，而藥筒內(nèi)置9/7發(fā)射藥燃爆時間由圖8知為73 s。通過對比，我們得到，即使在環(huán)境熱通量較大以至于發(fā)生燃爆時中心點溫度還來不及升高的情況下，發(fā)射藥自熱反應(yīng)對于燃爆時間的影響仍然很大，在對彈藥的熱安全性考慮時不可忽略。

3 結(jié)論

本文實驗并數(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的情況下皆會發(fā)生燃爆，燃爆點位于緊塞具與發(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，燃爆時間為189 s，燃爆溫度為212.8℃；環(huán)境熱通量為7.5 kW/m2時，燃爆時間為73 s，燃爆溫度為218.3℃；當(dāng)環(huán)境熱通量為10 kW/m2時，燃爆時間為42 s，燃爆溫度為225.5℃。對于鋼制藥筒裝藥，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，溫度最高點的溫度值，模擬結(jié)果均略大于實驗結(jié)果，從而達(dá)到熱點火溫度的時間均略小于實驗結(jié)果。從研究熱危險性角度來看，模擬所得數(shù)據(jù)為保守數(shù)據(jù)，以其為參考值，對于預(yù)警來說是合理的。

(3)考慮發(fā)射藥自熱反應(yīng)的影響，通過模擬得到122 mm鋼制藥筒內(nèi)置9/7發(fā)射藥各近壁面測點溫度值都大于內(nèi)置石膏粉對應(yīng)測點的溫度值，且發(fā)射藥燃爆時間都小于石膏粉到達(dá)熱點火溫度的時間。由鋼制藥筒內(nèi)置石膏粉的烤燃實驗與模擬對比而得的合理性知，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，對于此類彈藥的儲運安全及消防安全都有一定的指導(dǎo)意義。

[1] 李德鵬, 戴祥軍. 彈藥儲運安全[M]. 石家莊: 軍械工程學(xué)院, 2004, 111-149.

[2] 江勁勇, 等. 堆積條件下庫存彈藥中發(fā)射藥的安全性研究[J]. 火炸藥學(xué)報, 2001, 24(4): 66-67.

[3] Chidester SK, et al. On the violence of thermal explosion in solid explosives[J]. Combustion and Flame, 1997, 110(1): 264-280.

[4] Cheng LK, et al. Application of fiber optic interferometers for cook-off measurements[A]. 24th International Congress on High-Speed Photography and Photonics[C]. International Society for Optics and Photonics, 2001: 444-452.

[5] Madsen T, et al.Explosive venting technology for cook-off response mitigation[R]. U.S. Army Armament Research, Development and Engineering Center, 2010.

[6] Hall M, et al. The influence of an applied heat flux on the violence of reaction of an explosive device[A]. Proceedings of the Conference on Extreme Science and Engineering Discovery Environment: Gateway to Discovery[C]. ACM, 2013: 11.

[7] 路桂娥, 等. 發(fā)射藥的熱自燃實驗研究[J]. 火炸藥學(xué)報, 2000, 23(3): 48-49.

[8] 楊麗俠, 等. 發(fā)射裝藥熱刺激下的易損性響應(yīng)試驗研究[J]. 火炸藥學(xué)報, 2008, 31(3): 71-74.

[9] 馮長根, 等. 熱烤試驗研究進(jìn)展[J]. 科技導(dǎo)報, 2012, 30(33): 68-73.

[10] 姚愷, 等. 火災(zāi)條件下彈藥倉庫儲存安全性研究[J]. 裝備環(huán)境工程, 2007, 4(6): 34-37.

[11] 郭映華, 等. 金屬藥筒裝藥的熱安全性分析[J]. 火炮發(fā)射與控制學(xué)報, 2013, (2): 1-4.

[12] 李杰. 箭炮發(fā)射裝藥非穩(wěn)態(tài)傳熱性能研究[D]. 南京: 南京理工大學(xué), 2008.

[13] 戰(zhàn)志波, 等. 環(huán)境溫度對發(fā)射藥自燃的影響[J]. 兵工自動化, 2007, 26(6): 31-33.

[14] 馬慶芳. 實用熱物理性質(zhì)手冊[M]. 北京: 中國農(nóng)業(yè)機械出版杜. 1986.

[15] 杜志明, 馮長根. 黑火藥和單基發(fā)射藥的電熱絲點火試驗研究[J]. 火炸藥學(xué)報, 2000, 23(2): 8-10.

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)國家重點實驗室碩士，安全科學(xué)與工程專業(yè)，研究方向為彈藥熱安全。

孫金華，E-mail:sunjh@ustc.edu.cn

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