庫房火災(zāi)事故中彈藥熱安全性研究*

李 欣，崔彥成,2，張海軍，徐 星，聶建新

(1.北京理工大學(xué) 爆炸科學(xué)與技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗室，北京 100081；2.中國人民解放軍96964部隊，河北 宣化 075100；3.內(nèi)蒙航天動力機(jī)械測試所，內(nèi)蒙古 呼和浩特 010076)

0 引言

烤燃試驗是檢驗和評估彈藥熱安全性的重要方法[1-2]，世界上首個不敏感彈藥標(biāo)準(zhǔn)是美國國防部于1982年頒布的《非核彈藥危險性評估標(biāo)準(zhǔn)》(DOD-STD-2105)[3]，標(biāo)準(zhǔn)中規(guī)定慢速烤燃的升溫速率為3.3 K/h。此后該標(biāo)準(zhǔn)幾經(jīng)修改，并在MIL-STD-2105D[4]中提出了從室溫以5 K/h的升溫速率升溫至50 ℃，保溫8 h對慢速烤燃試驗件進(jìn)行預(yù)處理。但是，各版本標(biāo)準(zhǔn)中慢速烤燃試驗的升溫速率始終為3.3 K/h。此外還規(guī)定可以根據(jù)威脅危害評估(THA)選擇不同的加熱速率。

目前，慢速烤燃試驗通常使用的加熱速率(3.3 K/h)源于二戰(zhàn)期間發(fā)生的船舶火災(zāi)，甲板火災(zāi)后爆炸長達(dá)2 d，將預(yù)測的彈藥溫升除以火焰的持續(xù)時間，可以得到約3 K/h的加熱速率[5]，但是其具體來源已經(jīng)無法考證。

針對升溫速率對彈藥熱安全性的影響，國內(nèi)外學(xué)者開展了廣泛的研究[6-7]。牛余雷等[8]對RDX基PBX炸藥進(jìn)行烤燃試驗，建立炸藥烤燃計算模型，分別計算升溫速率為10,1 K/min和3.3 K/h時PBX炸藥的相變和溫度變化情況，結(jié)果表明：升溫速率對炸藥的相變、點(diǎn)火時間、溫度分布和點(diǎn)火位置都有影響；楊后文等[9]為研究慢速烤燃升溫速率對推進(jìn)劑點(diǎn)火時間、點(diǎn)火位置的影響，建立AP/HTPB推進(jìn)劑的慢速烤燃模型，在殼體和推進(jìn)劑間設(shè)置厚度為1 mm的絕熱層，對發(fā)動機(jī)在升溫速率為1.8，3.6，7.2 K/h下的慢速烤燃行為進(jìn)行數(shù)值模擬，結(jié)果表明：3種不同的升溫速率下，AP/HTPB推進(jìn)劑的最初著火位置均發(fā)生在藥柱內(nèi)壁縱向1 mm肉厚的環(huán)形區(qū)域內(nèi)，且隨著升溫速率的增大，最初著火位置由中心區(qū)向藥柱殼體端面移動；張海軍等[10]針對慢速烤燃過程中發(fā)動機(jī)內(nèi)部溫度分布及變化情況開展仿真研究，得到不同尺寸烤燃件保溫8 h時的最大溫差及達(dá)到熱平衡所需的最短時間，結(jié)果表明：隨著尺寸增大保溫8 h時溫差增大，平衡時間延長，當(dāng)直徑大于150 mm時，8 h的保溫時間無法達(dá)到熱平衡，建議大型發(fā)動機(jī)慢速烤燃試驗可延長保溫時間或直接從室溫以3.3 K/h的升溫速率進(jìn)行試驗。

本文在梳理慢速烤燃標(biāo)準(zhǔn)試驗的起源和發(fā)展脈絡(luò)的基礎(chǔ)上，分析慢速烤燃升溫速率的選取思路。針對國內(nèi)彈藥典型貯存環(huán)境中發(fā)生火災(zāi)時彈藥的安全性問題，建立不同環(huán)境火災(zāi)計算模型，分析貯存彈藥受到的熱激源強(qiáng)度及其時空演化規(guī)律，并針對彈藥在此類環(huán)境下的熱安全性開展仿真計算，分析其響應(yīng)規(guī)律，研究結(jié)果以期指導(dǎo)彈藥庫房的設(shè)計及彈藥安全性增強(qiáng)設(shè)計。

1 仿真建模

1.1 貯存環(huán)境模型

1)地面?zhèn)}庫火災(zāi)模型

典型地面?zhèn)}庫模型[11]如圖1所示，倉庫庫房內(nèi)部空間大小約為50 m×16 m×4 m(長×寬×高)，墻壁及房頂材料為鋼筋混凝土，厚度約0.2 m，分別在庫房內(nèi)不同位置處設(shè)置測點(diǎn)1，2，3，4，5，計算所用參數(shù)如表1所示。

圖1 典型地面?zhèn)}庫模型Fig.1 Model of typical ground warehouse

表1 材料參數(shù)Table 1 Material parameters

當(dāng)相鄰備件庫房(存放木質(zhì)包裝箱、棉質(zhì)保溫門簾以及其他雜物等)發(fā)生意外火災(zāi)時，庫房內(nèi)彈藥處于緩慢升溫?zé)岘h(huán)境。假設(shè)庫房被火場包裹，火場溫度為1 200 ℃[12]，庫房內(nèi)部溫度在熱傳導(dǎo)及熱輻射作用下緩慢升高。使用傅里葉公式計算高溫空氣與墻壁以及庫房內(nèi)空氣的熱傳導(dǎo)過程，如式(1)所示：

(1)

式中：λ為比例系數(shù)，稱為傳熱系數(shù)或?qū)嵯禂?shù)，W/(m·℃)；Ф為導(dǎo)熱量，W；A為導(dǎo)熱面積，m2；δ為壁面厚度，m；tw1,tw2分別為壁面兩側(cè)溫度，℃。

根據(jù)斯蒂芬-玻爾茲曼定律計算高溫產(chǎn)生的熱輻射Eb由式(2)可得：

Eb=σbT4

(2)

式中:σb為斯蒂芬-玻爾茲曼常數(shù)，也稱黑體輻射常數(shù)，其值為5.67×10-8W/(m2·K4)；T為溫度，K。

2)艦船艙室火災(zāi)模型

典型艦船彈藥貯存艙室計算模型如圖2所示。艦船艙室相對庫房來說體積較小且艙壁通常為鋼制材料[13]，導(dǎo)熱性能良好，因此與著火艙室相隔較遠(yuǎn)的艙室也會受到火災(zāi)的影響。本文建立如圖2所示的二維計算模型，設(shè)置6個測點(diǎn)，分別為A，B，C，D，E，F(xiàn)。彈藥艙長15 m，寬4 m，共有3個艙室分1行排布，發(fā)生火災(zāi)的艙室位于左側(cè)，艙室溫度根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)溫度-時間曲線[12]確定，計算過程中考慮熱傳導(dǎo)、熱對流和熱輻射作用。分別在艙室1，艙室2靠近著火艙室的艙壁處、艙室中心點(diǎn)以及遠(yuǎn)離著火艙室的艙壁處設(shè)置溫度監(jiān)測點(diǎn)，計算所用參數(shù)見表1。

圖2 艙室計算模型Fig.2 Calculation model of cabins

1.2 發(fā)動機(jī)仿真模型

以貯存在庫房內(nèi)的某型發(fā)動機(jī)為研究對象，發(fā)動機(jī)的結(jié)構(gòu)簡圖如圖3所示，其外徑為66 mm，殼體壁厚3 mm，絕熱層厚1.5 mm，推進(jìn)劑裝藥內(nèi)徑為20 mm，長500 mm，喉部直徑24 mm，噴管出口直徑80 mm，噴管總長93 mm[14]。根據(jù)結(jié)構(gòu)圖建立二維仿真模型，設(shè)置3處溫度測點(diǎn)，分別為a，b，c。計算所用的參數(shù)[15]見表2。

表2 烤燃件材料參數(shù)Table 2 Material parameters of cook-off device

圖3 發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)簡圖Fig.3 Schematic diagram of engine structure

為了簡化計算，做出如下假設(shè)[16]：

1)推進(jìn)劑與殼體間無間隙，且忽略接觸熱阻。

2)推進(jìn)劑裝藥在整個烤燃過程中為固態(tài)，不考慮相變影響。

3)采用Arrhenius定律描述推進(jìn)劑裝藥的自熱反應(yīng)過程，化學(xué)反應(yīng)為零級放熱反應(yīng)。

4)各材料的物性參數(shù)及化學(xué)動力學(xué)參數(shù)為常量，不隨溫度變化。

固相能量方程如式(3)所示：

(3)

式中：i表示不同的材料組成；ρi為密度，kg/m3；ci為比熱容，J/(kg·℃)；λi為導(dǎo)熱率，J/(m·℃)；Si為內(nèi)熱源，J/m3。

推進(jìn)劑裝藥的內(nèi)熱源為其自熱反應(yīng)放熱率。采用Arrhenius定律描述推進(jìn)劑裝藥的自熱反應(yīng)過程，化學(xué)反應(yīng)為零級放熱反應(yīng)，反應(yīng)速率如式(4)所示：

(4)

式中：v為化學(xué)反應(yīng)速率常數(shù)，mol /(L·s)；A為指前因子，s-1；E為活化能，J/mol；T為溫度，K；R為氣體常數(shù)，J/(kg·K)；f(α)為反應(yīng)機(jī)理函數(shù)，由于假設(shè)化學(xué)反應(yīng)為零級放熱反應(yīng)，n=0，則f(α)=1。

2 仿真計算及分析

2.1 地面?zhèn)}庫火災(zāi)計算

地面?zhèn)}庫外部發(fā)生火災(zāi)時，倉庫內(nèi)部的溫度分布及變化過程如圖4所示。由圖4可以看出：隨著火災(zāi)持續(xù)時間的增長，在熱傳導(dǎo)、對流以及輻射的作用下，倉庫內(nèi)部的溫度也在不斷升高。

圖4 地面?zhèn)}庫內(nèi)部溫度分布云圖Fig.4 Cloud images of temperature distribution inside ground warehouse

計算得到倉庫內(nèi)部各監(jiān)測點(diǎn)的溫度-時間曲線如圖5所示，將溫度-時間曲線對時間進(jìn)行一次求導(dǎo)，得到各監(jiān)測點(diǎn)的升溫速率曲線如圖6所示。

圖5 倉庫內(nèi)各測點(diǎn)溫度-時間曲線Fig.5 Temperature-time curves of each measurement point in warehouse

圖6 倉庫內(nèi)各測點(diǎn)升溫速率曲線Fig.6 Heating rate curve of each measurement point in warehouse

由圖5～6可以看出，各監(jiān)測點(diǎn)的升溫速率相差較大?？傮w來看，距離墻壁位置越近的監(jiān)測點(diǎn)其溫度升高越快，各測點(diǎn)升溫速率的變化范圍位于2.4～53.2 K/h之間。

2.2 典型艦船艙室火災(zāi)計算

艦船艙室結(jié)構(gòu)不同，其艙室壁厚存在較大區(qū)別，分別對彈藥艙壁厚為10,25,30,40 mm時，艙室1和艙室2的溫度變化情況進(jìn)行數(shù)值模擬，計算得到24 h后各艙室溫度分布情況如圖7所示。由圖7可以看出，隨著艙壁厚度的增加，艙室1和艙室2的溫度均出現(xiàn)降低，但艙室1的溫度始終明顯高于艙室2的溫度。

圖7 不同艙壁厚度下各艙室溫度分布Fig.7 Temperature distribution of each cabin under different cabin wall thickness

平均升溫速率的計算如式(5)所示：

V=(T末-T初)/t

(5)

式中：V為平均升溫速率，K/h；T初為彈藥艙初始溫度，K；T末為加熱結(jié)束時彈藥艙的溫度，K；t為彈藥艙升溫時間，h。

根據(jù)式(5)計算得出各測點(diǎn)的平均升溫速率如圖8所示。由圖8可以看出，各測點(diǎn)的平均升溫速率均在25～31 K/h左右，隨著壁厚增加，各測點(diǎn)的平均升溫速率均有所下降。艙室1和艙室2中升溫速率最高的點(diǎn)均為距離著火艙室最近的點(diǎn)，但是艙室2中F點(diǎn)的升溫速率略高于E點(diǎn)，這是由于F點(diǎn)靠近艙壁，受到艙壁傳遞的熱量更多的緣故。

圖8 不同艙壁厚度下各測點(diǎn)升溫速率Fig.8 Heating rate of each measurement point under different cabin wall thickness

2.3 熱刺激下發(fā)動機(jī)響應(yīng)過程計算

由圖4～8的計算結(jié)果可以看出，當(dāng)?shù)孛鎮(zhèn)}庫、艦船艙室等典型庫房發(fā)生火災(zāi)時，彈藥所處環(huán)境的升溫速率有很大區(qū)別，單一的升溫速率3.3 K/h并不足以描述彈藥的慢速烤燃過程。很多情況下外界條件對彈藥的加熱速率遠(yuǎn)高于3.3 K/h，這與大量彈藥熱刺激事故的整理分析結(jié)果也是相符的[8]。因此本節(jié)以典型發(fā)動機(jī)為研究對象，根據(jù)上述計算結(jié)果，分別模擬計算當(dāng)升溫速率3.3,10,20,30,40 K/h時發(fā)動機(jī)的烤燃響應(yīng)情況。計算得到不同升溫條件下發(fā)動機(jī)點(diǎn)火時刻的溫度云圖如圖9所示，發(fā)動機(jī)的點(diǎn)火時間和點(diǎn)火溫度見表3。

圖9 不同升溫速率下發(fā)動機(jī)點(diǎn)火時刻溫度云圖Fig.9 Temperature cloud images of engine at ignition time under different heating rates

表3 不同升溫速率下烤燃計算結(jié)果Table 3 Calculated results of cook-off under different heating rates

由圖9可以看出，不同升溫速率下，發(fā)動機(jī)的點(diǎn)火位置均在推進(jìn)劑內(nèi)側(cè)。這是由于環(huán)境升溫速率總體來說較低，外部熱量可以傳導(dǎo)到推進(jìn)劑內(nèi)部均勻分布，但推進(jìn)劑內(nèi)部反應(yīng)產(chǎn)生的大量熱量來不及向周圍釋放。由表3可知，隨著升溫速率的增加，發(fā)動機(jī)烤燃點(diǎn)火時間減少，且升溫速率和點(diǎn)火時間的變化并非為線性關(guān)系。

不同升溫速率下，a，b，c點(diǎn)于點(diǎn)火時刻的溫度如圖10所示。由圖10可以看出，當(dāng)升溫速率為3.3,10,20,30 K/h時，點(diǎn)火時刻b點(diǎn)的溫度高于c點(diǎn)的溫度；當(dāng)升溫速率為40 K/h時，點(diǎn)火時刻c點(diǎn)的溫度高于b點(diǎn)的溫度。隨著升溫速率的提高，點(diǎn)火時刻b點(diǎn)的溫度呈下降趨勢，a,c點(diǎn)的溫度呈上升趨勢且c點(diǎn)溫度高于a點(diǎn)。即隨著升溫速率的增加，慢速烤燃點(diǎn)火時刻發(fā)動機(jī)中間位置溫度下降，兩端溫度升高，且點(diǎn)火位置向發(fā)動機(jī)喉部移動。這是由于升溫速率提高，推進(jìn)劑兩端受到外界傳導(dǎo)的熱量增多，兩端溫度升高。而發(fā)動機(jī)內(nèi)空氣與推進(jìn)劑的對流傳熱可能是導(dǎo)致點(diǎn)火位置向發(fā)動機(jī)喉部移動的原因。

圖10 發(fā)動機(jī)點(diǎn)火時刻a,b,c點(diǎn)溫度Fig.10 Temperatures of points a,b and c in engine at ignition time

3 結(jié)論

1)慢速烤燃試驗源自發(fā)生于彈藥外部環(huán)境的火災(zāi)，考慮彈藥儲存和運(yùn)輸實(shí)際情況，建立庫房火災(zāi)和艙室火災(zāi)仿真模型，計算庫房不同位置的升溫速率以及不同壁厚艙室的升溫速率。在本文的計算工況下，不同火災(zāi)中彈藥所處環(huán)境的升溫速率范圍為2.4～53.2 K/h，普遍大于標(biāo)準(zhǔn)慢速烤燃試驗中3.3 K/h的升溫速率。

2)以不同火災(zāi)環(huán)境中監(jiān)測點(diǎn)的升溫速率為邊界條件，計算固體發(fā)動機(jī)緩慢加熱條件下的響應(yīng)情況。結(jié)果表明，隨著升溫速率增加，固體發(fā)動機(jī)烤燃點(diǎn)火時間提前，在點(diǎn)火瞬時發(fā)動機(jī)中間位置處推進(jìn)劑的溫度下降，兩端推進(jìn)劑的溫度升高，且點(diǎn)火位置向固體發(fā)動機(jī)喉部移動。