數(shù)值模擬在含能材料焚燒爐設(shè)計中的應用

金國瑞，劉 軍，張 超，王沫茹，張建偉，何衛(wèi)東，廖 昕

（1. 南京理工大學 化工學院，江蘇 南京 210094；2. 南京理工大學 特種能源材料教育部重點實驗室，江蘇 南京 210094；3. 瀘州北方化學工業(yè)有限公司，四川 瀘州 646605）

1 引言

含能材料的貯存和使用壽命是有限的，在達到其壽命后便成為廢棄含能材料。一般的軍事大國每年約有數(shù)千噸至數(shù)萬噸的廢棄含能材料積累下來［1］，其處理方式通常包括傾倒、轉(zhuǎn)售和非軍事化三種方法。安全清潔的焚燒是廢棄含能材料非軍事化處理中的重要方法之一［2-4］。作為一種可控高溫熱處理技術(shù)，安全清潔的焚燒可以實現(xiàn)廢棄含能材料處理的減量化、資源化（余熱利用）、無害化［5］。很多發(fā)達國家，如美國［6-7］、韓國［8-9］等均已采用各種類型的焚燒爐對廢棄含能材料進行處理。

隨著我國對環(huán)境保護的要求日益嚴格，建立焚燒爐系統(tǒng)對我國的廢棄含能材料進行安全清潔處理就顯得十分迫切。因廢棄含能材料仍具有爆炸特性［10］，焚燒爐作為廢棄含能材料燃燒的載體，需能承載一定爆炸載荷的沖擊作用，以保證在含能材料發(fā)生意外爆炸的極端情況下焚燒過程的安全性。因此對焚燒爐殼體抗爆能力進行設(shè)計是十分必要的。

目前對抗爆容器的抗爆能力設(shè)計和研究主要集中在殼體材料［11-13］、形狀［14-16］、封蓋結(jié)構(gòu)［17-19］及為安裝測試傳感器等設(shè)計的壁面開孔對密閉容器受力及抗爆性能的影響方面。胡洋［11］通過數(shù)值模擬和實驗相結(jié)合的方式研究了玻璃纖維復合材料密閉容器的抗爆性能，表明復合材料抗爆容器的抗爆性能優(yōu)于單層金屬抗爆容器；王震等［18］數(shù)值模擬研究了帶有拱頂型封蓋密閉容器在爆炸載荷作用下的受力情況，表明爆炸沖擊荷載最大值出現(xiàn)在封蓋的中心區(qū)域；程帥等［20］通過LS-DYNA 軟件，數(shù)值模擬了傳感器安裝孔對球形容器抗爆性能的影響，結(jié)果表明開孔導致了開孔附近球殼塑性變形的提高；Romero 等［21］通過數(shù)值模擬和實驗給出了開孔結(jié)構(gòu)的應變歷程曲線。這些實驗和數(shù)值模擬研究針對的都是密閉抗爆容器。對于廢棄含能材料焚燒處理而言，為了保證焚燒過程的連續(xù)性和煙氣的環(huán)保處理，焚燒爐通常帶有煙氣出口，導致針對密閉容器模擬和設(shè)計方法在含能材料焚燒爐設(shè)計中應用受到限制。

為此，針對帶煙氣出口的立式焚燒爐殼體進行抗爆性能計算，采用動力系數(shù)法和英國原子能武器機構(gòu)（Atomic Weapons Establishment）提出的方法（AWE方法）計算不同單次投藥量、壁面到爆炸中心的距離對殼體壁厚的影響；根據(jù)計算結(jié)果，采用310S 不銹鋼為殼體材料，設(shè)計一種小型的立式焚燒爐殼體，通過數(shù)值模擬進行驗證，比較焚燒爐殼體（帶有煙氣出口）與密閉爆炸容器在爆炸載荷作用下殼體受力的區(qū)別，研究煙氣出口大小、出口位置及含能材料爆炸位置等對帶煙氣出口的焚燒爐抗爆性能的影響規(guī)律，為含能材料焚燒爐的設(shè)計提供理論基礎(chǔ)。

2 殼體壁厚的經(jīng)驗算法

2.1 動力系數(shù)法[11,22]

動力系數(shù)法給出了TNT 質(zhì)量、殼體內(nèi)壁面到爆炸中心的距離、殼體壁厚三者的關(guān)系，已知其中兩個，便可計算另一個的結(jié)果。本研究給定TNT 質(zhì)量、殼體內(nèi)壁面到爆炸中心的距離，計算所需殼體壁厚的最小值。

首先選擇Broke 公式（式1）、Baker 公式（式2）和K-G（Kinney and Graham）公式（式3）［14］計算炸藥在空中爆炸時的入射超壓峰值，取三者的平均值作為入射超壓峰值結(jié)果。

式（1）～式（4）中，Z表示裝藥比距離；Δp1為入射超壓峰值，MPa；p0為大氣壓力，0.101MPa；R為殼體內(nèi)壁面到爆炸中心的距離，m；w為TNT 質(zhì)量，kg。

對于其他炸藥，通過式（5）轉(zhuǎn)化為TNT 當量進行計算［15］。

式中，w為TNT 質(zhì)量，kg；wo為其他炸藥質(zhì)量，kg；QV為其他炸藥爆熱，J·kg-1。

然后根據(jù)文獻［22］由入射超壓峰值計算反射超壓峰值Δp2，再通過動力系數(shù)將其轉(zhuǎn)化為等效靜載荷pe，其中動力系數(shù)的大小通過將容器的動力響應簡化為單自由度無阻尼強迫振動問題求解得到。

最后依據(jù)常規(guī)壓力容器的設(shè)計方法進行壁厚設(shè)計。對于立式焚燒爐，圓柱形結(jié)構(gòu)相比球形結(jié)構(gòu)更易安裝檢修孔、排渣孔、投料口等部件，因此焚燒爐的主體選用圓柱形結(jié)構(gòu)。在GB150-2011《壓力容器》［23］中，圓柱形容器壁厚δ1按式（6）計算：

式中，δ1為容器壁厚，mm；［σ］t為許用應力，MPa；Dn為殼體內(nèi)徑，mm；pe為等效靜載荷，MPa；σs為屈服強度，MPa，n為安全系數(shù)。

當炸藥在剛性地面爆炸時，只有空中爆炸一半的空氣量參與沖擊波成形，相當于空中爆炸藥量的2倍［24］，即當一定量炸藥在圓柱形殼體底面爆炸時，在壁面到爆炸中心的距離（不包括底面）和壁厚相同的情況下，與在空中爆炸時相應藥量的2 倍等效。因此剛性地面爆炸藥量取空中爆炸藥量的1/2。

2. 2 AWE 方法[13,25]

AWE 方法是一種多次使用爆炸容器的設(shè)計方法。在容器的初始設(shè)計階段，通過單自由度模型計算容器在初始脈沖載荷作用下的動力響應。由于單自由度僅能計算薄膜應力，在彈性階段，當容器發(fā)生徑向呼吸振動的動力失穩(wěn)而引起彎曲振動時，容器中的應力將會增大；當呼吸振動能量全部轉(zhuǎn)換為彎曲振動能量時，容器中的彎曲應力將是薄膜應力的2.5 倍?；诖耍珹WE 提出應將容器的許用應力限制為材料靜態(tài)屈服強度的1/3.5，即相當于設(shè)定安全系數(shù)為3.5。AWE 方法具體計算步驟參見文獻［25］。同樣，在AWE 方法計算中，TNT 質(zhì)量、殼體內(nèi)壁面到爆炸中心的距離、壁厚三者知道其中兩個，便可計算另一個的結(jié)果。

2.3 計算結(jié)果及對比

310S 不銹鋼（0Cr25Ni20）含有較高百分比的鉻和鎳，擁有很好的蠕變強度、抗拉強度、抗氧化性、耐腐蝕性、耐高溫性能，在高溫下能持續(xù)作業(yè)，具體性能參數(shù)見表1。因此將其作為殼體材料進行計算。

表1 310S 不銹鋼性能參數(shù)［26］Table 1 Performance parameters of 310S stainless steel

焚燒爐殼體抗爆性能應滿足多次使用的要求，因此殼體在單次投藥發(fā)生意外爆炸時，爆炸載荷作用下的動力響應嚴格保證在彈性階段，即殼體產(chǎn)生的應力小于其屈服強度（205 MPa）。此外，在采用兩種方法進行計算時，TNT 質(zhì)量取實際值的1.2 倍，安全系數(shù)取3.5，以使計算結(jié)果更為保險。

選取4 種情況，即兩種TNT 質(zhì)量（0.09，0.18kg）和兩種殼體內(nèi)壁面到爆炸中心的距離（0.25，0.35m），對最小殼體壁厚進行計算對比，動力系數(shù)法和AWE 方法的計算結(jié)果見表2。由表2 可知，相比于AWE 方法，動力系數(shù)法計算的最小殼體厚度更為保守。所以，本研究選擇動力系數(shù)法的計算結(jié)果進行焚燒爐殼體設(shè)計。

表2 動力系數(shù)法和AWE 方法計算結(jié)果對比Table 2 Comparison of calculation results between dynamic coefficient method and AWE method

2.4 殼體結(jié)構(gòu)設(shè)計

以表2 中動力系數(shù)法計算的TNT 質(zhì)量0.09 kg、殼體內(nèi)壁面到爆炸中心的距離R為0.35 m、壁厚δ1為42 mm，310S 不銹鋼作為殼體材料為例進行立式焚燒爐殼體設(shè)計。設(shè)計投料機構(gòu)保證廢棄含能材料投料后處于殼體中心軸線位置，因此殼體主要區(qū)域內(nèi)徑為700 mm，底面與側(cè)面設(shè)置倒角，向上內(nèi)徑縮小，起到煙氣導流作用，上部內(nèi)徑dhigh為380 mm，上部封蓋為橢球型，殼體壁厚42 mm，底部進行加厚，底厚為80 mm，煙氣出口直徑選為160 mm，出口圓心距底面高度為980 mm（記做Y-980）。對于出口位置，一方面要保證在爆炸時出口外接管道受到的沖擊作用小，另一方面要保證含能材料在焚燒爐內(nèi)具有一定的停留時間，因此出口位置選在內(nèi)徑縮小區(qū)域的側(cè)壁面，設(shè)計后得到的立式焚燒爐殼體示意圖見圖1，在圖1 的a位置處安裝投料機構(gòu)。

圖1 立式焚燒爐殼體示意圖Fig.1 Schematic diagram of vertical incinerator shell

動力系數(shù)法計算沒有考慮壁面開孔、殼體實際形狀、倒角等對殼體受力的影響，對于上述設(shè)計的帶煙氣出口的焚燒爐殼體，需要進一步采用數(shù)值模擬方法，檢驗經(jīng)驗計算結(jié)果的可靠性［27］。并且，對于圓柱殼體開孔，殼體因失去了軸對稱性，比球殼復雜得多，數(shù)值方法可以解決復雜結(jié)構(gòu)的開孔應力問題［28］。

3 數(shù)值模擬

3. 1 數(shù)值模擬模型參數(shù)

使用AUTODYN 軟件進行三維數(shù)值模擬，AUTODYN 作為一款計算機輔助工程（CAE）軟件，主要用于解決固體、流體、氣體及其相互作用的高度非線性動力學問題。根據(jù)系統(tǒng)的質(zhì)量、動量和能量守恒方程以及材料的本構(gòu)方程和狀態(tài)方程聯(lián)立求解，可對系統(tǒng)作用全過程進行模擬和觀測［29-30］。

通過ICEM-CFD（The Integrated Computer Engineering and Manufacturing Code for Computational Fluid Dynamics）對圖1 所示殼體進行六面體網(wǎng)格劃分（圖2）。ICEM-CFD 是一種專業(yè)的CAE 前處理網(wǎng)格劃分軟件，作為專業(yè)的前處理軟件，ICEM-CFD 為所有世界流行的CAE 軟件提供高效可靠的網(wǎng)格模型。在AUTODYN 中，殼體采用拉格朗日求解器，空氣域和炸藥采用歐拉求解器。拉格朗日與歐拉求解器的相互作用為全耦合。

圖2 焚燒爐殼體六面體網(wǎng)格Fig.2 Hexahedral meshes of incinerator shell

在材料模型選擇方面，TNT 炸藥采用JWL 狀態(tài)方程，空氣為理想氣體狀態(tài)方程。JWL 狀態(tài)方程通常用來描述炸藥爆炸產(chǎn)物的壓力［29］，

式中，p為爆轟產(chǎn)物的壓力，GPa；E0為初始比內(nèi)能，GPa；V為相對體積；A、B、R1、R2、ω為常數(shù)，其值通常通過炸藥圓筒實驗確定。其中，方程式右邊第一項在高壓段起主要作用，第二項在中壓段起主要作用，第三項在低壓段起主要作用。

在拉格朗日求解器中，對于各向同性材料，單元變形可分為體積改變和形狀改變兩個獨立的部分。其中，體積改變是由球應力張量引起的，通過狀態(tài)方程求解；形狀改變是由偏應力張量引起的，通過本構(gòu)關(guān)系（強度模型）求解。對于多次使用的爆炸容器，必須將其動力響應嚴格限制在彈性段。在彈性階段，不需要考慮結(jié)構(gòu)動力響應的應變率效應［31］。因此，310S 殼體狀態(tài)方程采用Linear 方程，強度模型采用Von Mises模型。

3.2 有無煙氣出口對比

3.2.1 數(shù)值模擬方案設(shè)置

首先比較了有無出口對殼體抗爆性能的影響，出口直徑dout為160 mm，出口圓心距底面高度為980 mm（記做Y-980），無出口密閉殼體尺寸與有出口的相同。無出口密閉殼體一方面可以驗證動力系數(shù)法的結(jié)果，另一方面與帶煙氣出口的殼體在爆炸載荷作用下的受力情況進行比較。其中TNT 采用中心點爆炸，TNT 中心位于殼體軸線上，對TNT 在殼體內(nèi)位置為下、中、上三種情況進行模擬對比。位置為下時，TNT 與殼體底面內(nèi)壁面接觸；位置為中時，TNT 中心距底面內(nèi)壁面300 mm；位置為上時，TNT中心距底面內(nèi)壁面600 mm，代表含能材料投料后所處的最大高度。當TNT 位置為下時，TNT 質(zhì)量取45 g（剛性地面爆炸），當TNT 位置為中、上時，TNT 質(zhì)量取90 g（空中爆炸）。共計六種數(shù)值模擬方案，見表3。

表3 有無煙氣出口對比方案Table 3 Contrast scheme with or without exhaust gas outlet

圖3 表示1#～6#數(shù)值模擬方案的示意圖，1#、2#、3#分別對應TNT 在密閉殼體內(nèi)位置為下、中、上的模擬方案，4#、5#、6#分別對應TNT 在帶煙氣出口（出口直徑160 mm）焚燒爐內(nèi)位置為下、中、上的模擬方案，當殼體帶有出口時，采用1/2 模型，當殼體不帶出口時，采用1/4 模型。圖4 顯示了在AUTODYN 軟件中310S殼體1～26 gauge 監(jiān)測點的位置。

圖3 數(shù)值模擬方案示意圖Fig.3 Schematic diagram of numerical simulation

圖4 310S 殼體1～26 gauge 監(jiān)測點的位置Fig.4 Position of the 1-26 gauge points for 310S shell

3.2.2 有無煙氣出口模擬結(jié)果分析

表4 給出了6 種方案殼體的最大等效應力（下文簡稱最大應力）及位置。由表4 可知，數(shù)值模擬計算的密閉殼體90 g 裝藥空中爆炸產(chǎn)生的殼體響應均在殼體材料彈性范圍內(nèi)，45 g 裝藥在剛性地面爆炸產(chǎn)生的殼體響應，除TNT 與底面接觸的位置外，殼體響應均在殼體材料彈性范圍內(nèi)，說明動力系數(shù)法計算結(jié)果是可靠準確的。

表4 殼體最大應力及位置Table 4 Maximal stress and corresponding position of shell

當TNT 在不銹鋼地面爆炸時，與之接觸的地面會達到屈服強度，圖5a 給出了Gauge1 處的等效應力及位移隨時間的變化，可以看出時間在0.02 ms 之前就達到了屈服強度，說明此處殼體由彈性變形轉(zhuǎn)換為了塑性變形，通過圖5b 中位移-時間曲線也可知與TNT接觸的位置產(chǎn)生了最大1.7 mm 的位移，在此處會炸出一個小凹坑（圖6），但最大位移只有1.7 mm，不足以擊穿底面。當TNT 質(zhì)量為90 g、310S 不銹鋼底面壁厚為80 mm 時，由動力系數(shù)法計算可得使底面發(fā)生塑性變形的TNT 距底面最小距離為0.124 m。實際中，可在底面填充一定高度的沖擊波衰減材料來緩解爆炸對底面的沖擊，沖擊波衰減材料一般為疏松和多孔材料［32］；或者在軸線位置放置0.124 m 高度的物料托盤以防止物料掉落至掉落在底面。接下來對最大應力進行分析時，不再考慮底面的應力。

圖5 Gauge 1 等效應力及位移曲線Fig.5 The von mises effective stress and displacement histories of gauge 1

圖6 Gauge 1、2 處變形Fig.6 Deformation of gauges 1 and 2

由表4 還可知，5#、6#相比于2#、3#，最大應力數(shù)值更大且最大應力出現(xiàn)在出口上邊緣gauge23 處，在出口處產(chǎn)生了應力集中現(xiàn)象，而1#與4#的最大應力均出現(xiàn)在封蓋的中心gauge26 處，說明封蓋中心處存在應力集中現(xiàn)象［19］，4#在出口附近最大應力為98.86 MPa，同樣位于出口上邊緣gauge23 處?？梢钥闯觯琓NT 爆炸位置距離出口越近，在出口處的應力集中現(xiàn)象越嚴重。對壓力容器來說，當存在開孔時，一方面，由于器壁材料削減使得承載面積減小，從而使得器壁的強度受到削弱，另一方面，由于結(jié)構(gòu)的連續(xù)性被破壞，在開孔邊緣處將產(chǎn)生較大的應力集中現(xiàn)象［28，33-34］。對抗爆容器來說亦是如此。

圖7 給出了2#與5#兩種方案的內(nèi)部壓力云圖對比，從圖7 中可以看出，0.4 ms 時壓力波尚未到達出口位置，此時2#與5#的內(nèi)部應力云圖基本相似。但在1.0 ms 后，因為方案5#存在出口，破壞了殼體結(jié)構(gòu)的連續(xù)性，此時內(nèi)部壓力云圖與方案2#相比變化較大，內(nèi)部壓力云圖的對稱性遭到破壞，從而導致在出口處產(chǎn)生了應力集中。

圖7 內(nèi)部壓力云圖對比Fig.7 Comparison of internal pressure contours

3.3 煙氣出口直徑影響

明確了爆炸載荷作用下焚燒爐殼體在出口邊緣產(chǎn)生應力集中的情況下，接著對比了出口直徑對爆炸載荷作用下殼體出口應力集中的影響。保持出口圓心距底面高度980 mm（Y-980）不變，選取80，100，120，140，180 mm 5 種出口直徑，其中TNT 采用中心點爆炸，TNT 中心位于殼體軸線上，對TNT 在殼體內(nèi)位置為下、中、上3 種情況進行模擬對比。位置為下時，TNT 與殼體底面內(nèi)壁面接觸；位置為中時，TNT 中心距底面內(nèi)壁面300 mm；位置為上時，TNT 中心距底面內(nèi)壁面600 mm，代表含能材料投料后所處的最大高度。當TNT 位置為下時，TNT 質(zhì)量取45 g（剛性地面爆炸），當TNT 位置為中、上時，TNT 質(zhì)量取90 g（空中爆炸）。共15 種方案，見表5。

通過對表5 中15 種情況進行數(shù)值計算后，得到不同出口直徑焚燒爐殼體的最大應力，見圖8。由圖8 可知，當TNT 位置為下時，gauge26 處產(chǎn)生最大應力，出口直徑的變化對最大應力的影響不明顯，當出口直徑達到180 mm 時，gauge23 處的應力超過gauge 26 處，即出口附近的應力超過了封蓋中心，說明TNT 在底部爆炸時，出口直徑超過一定程度，出口附近的應力集中變得嚴重；當TNT 位置為中、上時，gauge23 處產(chǎn)生最大應力。由圖8 可知，在3 種不同TNT 位置時，gauge23 處的應力均隨出口直徑的增大而增大，這與壓力容器開孔直徑越大，應力集中現(xiàn)象越嚴重［32］的結(jié)論是一致的；此外，當直徑達到180 mm，TNT 位置為中、上時，gauge23 處最大應力達到屈服強度，意味著此處會發(fā)生塑性變形，模擬的殼體上部內(nèi)徑為380 mm，當出口直徑為180 mm 時，dout/dhigh約為1/2，因此，對于本文設(shè)計的殼體，在90gTNT 藥量下，出口直徑要小于對應開口處圓筒直徑的1/2，避免在出口處產(chǎn)生塑性變形，并且可以通過增加補強圈等措施對出口進行補強。

表5 出口直徑對比方案Table 5 Contrast Scheme of outlet diameters

圖8 出口直徑變化對殼體最大應力的影響Fig.8 Influence of outlet diameters on maximal stresses of shell

3.4 煙氣出口位置影響

上述的對比是在固定煙氣出口圓心，比較出口直徑對焚燒爐殼體在爆炸載荷作用下出口應力集中的影響。接下來比較了固定出口直徑，改變出口圓心位置，探究在爆炸載荷作用下出口圓心位置變化對出口附近應力集中的影響。固定出口直徑為120 mm，對原出口圓心位置（Y-980）垂直下移20 mm、上移20 mm，即出口圓心距底面高度分別為960 mm（Y-960）、1000 mm（Y-1000）進行數(shù)值模擬。其中TNT 采用中心點爆炸，TNT 中心位于殼體軸線上，對TNT 在殼體內(nèi)位置為下、中、上3 種情況進行模擬對比。位置為下時，TNT與殼體底面內(nèi)壁面接觸；位置為中時，TNT 中心距底面內(nèi)壁面300 mm；位置為上時，TNT 中心距底面內(nèi)壁面600 mm，代表含能材料投料后所處的最大高度。當TNT 位置為下時，TNT 質(zhì)量取45 g（剛性地面爆炸），當TNT 位置為中、上時，TNT 質(zhì)量取90 g（空中爆炸）。共6 種方案，見表6。

表6 出口位置對比方案Table 6 Contrast scheme of outlet positions

因出口直徑為120 mm，當出口圓心位置垂直下移20 mm 時，出口上邊緣與原80 mm 直徑上邊緣重合，按其出口直徑記做120-20；當出口圓心位置垂直上移20 mm 時，出口上邊緣與原160 mm 直徑上邊緣重合，按其出口直徑記做120+20。將模擬結(jié)果與前述80，120，160 mm 直徑的結(jié)果進行對比，見圖9。

圖9 出口位置對殼體最大應力的影響Fig.9 Influence of outlet positions on maximal stresses of shell

由圖9 可知，當TNT 位置為下時，最大應力出現(xiàn)在gauge26 處，當TNT 位置為中、上時，最大應力出現(xiàn)在gauge23 處；當出口直徑為120 mm，gauge23 處在3 種不同TNT 位置時的最大應力均隨出口圓心位置的上移而增大，隨出口圓心位置的下移而減小，即出口圓心位置上移使得出口上邊緣應力集中更嚴重，下移可減緩應力集中，這可能是因為出口圓心上移，出口離封蓋越近，封蓋部分的爆炸流場涉及沖擊波斜反射和馬赫反射的耦合，同時出口上移使封蓋附近結(jié)構(gòu)對稱性進一步破壞，從而導致應力集中加劇。但120 mm 出口直徑下移20 mm 時的最大應力仍比原80 mm 直徑時大，上移20 mm 時的最大應力仍比原160 mm 直徑時小，這說明出口直徑對應力集中的影響是一直存在的。此外，當TNT 位置為下時，出口圓心位置的變化對gauge26 處應力沒有明顯規(guī)律，即封蓋中心處的應力集中沒有明顯規(guī)律。在實際設(shè)計時，可使出口圓心位置盡量遠離封蓋。

4 結(jié)論

（1）采用動力系數(shù)法，可確定TNT 質(zhì)量、殼體內(nèi)壁面到爆炸中心的距離、殼體壁厚三者間的關(guān)系，然后通過數(shù)值模擬進行驗證，為含能材料焚燒爐的設(shè)計提供基礎(chǔ)。

（2）數(shù)值模擬結(jié)果表明，帶出口的焚燒爐會在出口附近出現(xiàn)應力集中現(xiàn)象，最大應力出現(xiàn)在出口上邊緣；隨著出口直徑增加，出口上邊緣處應力集中現(xiàn)象越嚴重；TNT 位置距出口越近，出口上邊緣的應力集中現(xiàn)象越嚴重。在出口直徑不變的情況下，出口離封蓋越近，出口上邊緣的應力集中越嚴重。設(shè)計時，可根據(jù)排氣要求確定出口大小并通過數(shù)值模擬驗證出口附近是否產(chǎn)生塑性變形，在使出口圓心位置盡量遠離封蓋的同時，通過補強圈等措施對出口進行補強。

（3）當含能材料與焚燒爐殼體距離較近時，爆炸可能會使殼體產(chǎn)生塑性變形。是否產(chǎn)生塑性變形與含能材料質(zhì)量和能量、含能材料與焚燒爐殼體距離大小、殼體材料性能和厚度等有關(guān)，相互關(guān)系可以通過動力系數(shù)法進行估算。對本文設(shè)計的焚燒爐殼體，在TNT質(zhì)量為90 g、底厚80 mm 條件下，保證殼體底部不發(fā)生塑性變形的含能材料與焚燒爐底部最小距離為0.124 m。在焚燒爐設(shè)計中，應采取措施保證含能材料發(fā)生意外爆炸時，與殼體保持一定的距離。