火焰特征量對(duì)快速烤燃的影響

肖 游，智小琦，王 琦，于永利，范興華

（1. 中北大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院, 山西 太原 030051；2. 吉林江機(jī)特種工業(yè)有限公司, 吉林 吉林 132021；3. 晉西工業(yè)集團(tuán), 山西 太原 030051）

目前，模擬快速烤燃常用的方法有3 種：一是熱通量邊界法[1-2]，即把燃料燃燒產(chǎn)生的熱通量直接施加在烤燃彈外邊界；二是溫度邊界法[3-6]，即將快速烤燃測(cè)得的溫度直接作為烤燃彈外邊界條件；三是熱質(zhì)量流法[7]，即將油池中燃料燃燒產(chǎn)生的高溫混合物視為熱質(zhì)量流，作為快速烤燃計(jì)算域的入口邊界條件。熱通量邊界法和溫度邊界法將均勻的熱量加載在整個(gè)邊界面上，雖然可以在一定程度上反映烤燃彈在快速烤燃條件下的響應(yīng)特性，但是與實(shí)際火焰不一致，因?yàn)榛鹧鎻?qiáng)度是隨時(shí)間變化的，不可能是恒定值，而且在實(shí)際的快速烤燃條件下，烤燃彈不同表面的火焰強(qiáng)度也是不同的；熱質(zhì)量流法雖然能較理想地模擬烤燃彈在火焰中的受熱情況，但是實(shí)際火焰中物質(zhì)粒子在截面的流動(dòng)并非均一、恒定的，而是隨位置不斷地變化，因此與實(shí)際情況也不完全相同。

為使快速烤燃的數(shù)值模擬與實(shí)際火烤情況更加吻合，采用FDS 軟件模擬油池火焰對(duì)烤燃彈不同位置的傳熱過(guò)程，并將其作為邊界條件直接導(dǎo)入Fluent 進(jìn)行數(shù)值模擬，這將是一種新的更有效的方法。本研究擬采用該方法在基于B 炸藥（60%RDX/40%TNT）快速烤燃試驗(yàn)的基礎(chǔ)上進(jìn)行數(shù)值模擬，研究火焰特征量對(duì)B 炸藥快速烤燃特性的影響及規(guī)律，以期為快速烤燃數(shù)值模擬方法提供新的技術(shù)途徑，也為快速烤燃試驗(yàn)設(shè)計(jì)提供借鑒。

1 理論模型

1.1 池火燃燒模型

Rehm 等[8]提出的流體力學(xué)簡(jiǎn)化方程被許多池火研究者采用，稱(chēng)為“低馬赫數(shù)”燃燒方程，該方程描述了化學(xué)能釋放和浮力驅(qū)動(dòng)氣體低速運(yùn)動(dòng)特征。

“低馬赫數(shù)”燃燒方程通過(guò)流體動(dòng)力學(xué)、熱傳導(dǎo)和燃燒的基本守恒方程計(jì)算火焰，采用低馬赫數(shù)大渦模擬（large eddy simulation）描述氣體燃料和燃燒產(chǎn)物與火焰周?chē)植看髿獾耐牧骰旌?，基本思想是?dāng)渦流足夠大并占據(jù)混合物的大部分時(shí)，可用流體動(dòng)力學(xué)方程計(jì)算，而小尺度渦流運(yùn)動(dòng)則可以予以簡(jiǎn)化或忽略。其通用方程組如下

1.2 絕熱表面溫度

根據(jù)Wickstr?m[12]的研究，用平板溫度計(jì)測(cè)量火災(zāi)中物體的表面溫度，該溫度接近絕熱表面溫度，以絕熱表面溫度作為計(jì)算火災(zāi)作用下物體溫度變化的邊界條件，并應(yīng)用于數(shù)值模擬中。

1.3 炸藥分解動(dòng)力學(xué)

對(duì)B 炸藥的數(shù)值模擬做如下假設(shè)：(1) 忽略炸藥的體積變化；(2) 炸藥的自熱反應(yīng)遵循Arrhenius 方程；(3) 忽略氣體產(chǎn)物對(duì)傳熱的影響。

炸藥在烤燃過(guò)程中的質(zhì)量、動(dòng)量、能量的連續(xù)方程可用以下通用形式表示[13]

表1 炸藥和殼體的物性參數(shù)Table 1 Physical parameters of explosives and shell

表2 炸藥反應(yīng)動(dòng)力學(xué)參數(shù)Table 2 Reaction kinetic parameters of explosives

2 B 炸藥快速烤燃試驗(yàn)與數(shù)值模擬研究

2.1 B 炸藥快速烤燃試驗(yàn)

火燒裝置由油池、支架、航空煤油、熱電偶、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、烤燃彈組成?？救紡棜んw尺寸為?130 mm×430 mm，殼體和端蓋的厚度均為15 mm，長(zhǎng)徑比為3.31。B 炸藥（60%RDX/40%TNT）藥柱尺寸為 ?100 mm×400 mm，裝藥充滿(mǎn)空間，裝藥量為5 309 g。油池的尺寸為1 500 mm×1 200 mm×100 mm，油池與支架材料均為45 鋼?；鹧嬖礊镴P-8 航空煤油。采用K 型熱電偶測(cè)溫，精度為0.1 K。如圖1 所示，烤燃彈水平放置，在烤燃彈周?chē)救紡椫行膹较蜃髠?cè)下部、左側(cè)上部和右側(cè)下部距烤燃彈表面10 cm 的位置）設(shè)置3 個(gè)火焰溫度監(jiān)測(cè)點(diǎn)，使用FLUKE 多通路測(cè)溫儀（測(cè)量精度0.01 K）測(cè)量火焰溫度。采用起爆器擊發(fā)電點(diǎn)火頭點(diǎn)燃航空煤油。

圖1 快速烤燃試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)布置Fig. 1 Layout of the fast cook-off test

快速烤燃過(guò)程中各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的溫度-時(shí)間變化曲線(xiàn)如圖2 所示。點(diǎn)火后16.0 s 內(nèi)溫度達(dá)到550 ℃，其中測(cè)點(diǎn)2 在烤燃過(guò)程中發(fā)生斷路，未測(cè)出數(shù)據(jù)。測(cè)點(diǎn)1 和測(cè)點(diǎn)3 的火焰達(dá)到穩(wěn)定階段的平均溫度分別為832 和862 ℃。點(diǎn)火后63.4 s 烤燃彈發(fā)生響應(yīng)，伴隨一聲巨響，各監(jiān)測(cè)點(diǎn)斷路。烤燃彈快速烤燃試驗(yàn)在野外進(jìn)行，響應(yīng)后現(xiàn)場(chǎng)全部毀壞，油池?fù)p壞，回收的部分破片殘骸如圖3 所示（由于試驗(yàn)在野外開(kāi)展，場(chǎng)地復(fù)雜，破片未能完全回收）?？紤]到破片較碎，現(xiàn)場(chǎng)破壞嚴(yán)重，因此判定響應(yīng)等級(jí)為爆轟反應(yīng)。

圖2 溫度-時(shí)間曲線(xiàn)Fig. 2 Temperature-time curves

圖3 響應(yīng)后烤燃彈的破片殘骸Fig. 3 Fragment debris of the cook-off bomb after response

2.2 基于試驗(yàn)的數(shù)值模擬

采用FDS 軟件計(jì)算航空煤油燃燒對(duì)烤燃彈的傳熱，建立快速烤燃模型，模型包含油池、燃料和烤燃彈，如圖4 所示。由于實(shí)際火燒試驗(yàn)在開(kāi)放空間中進(jìn)行，因此將計(jì)算域的壁面和頂部設(shè)置為open 類(lèi)型，將烤燃彈表面設(shè)置為絕熱表面，忽略烤燃彈支架對(duì)傳熱的影響。

圖4 快速烤燃模型Fig. 4 Model of the fast cook-off

航空煤油的成分十分復(fù)雜，包含221 種組分[18]，對(duì)于不同的燃燒進(jìn)程和火焰位置，其產(chǎn)物也有所不同，目前難以實(shí)現(xiàn)如此復(fù)雜的混合物的模擬計(jì)算。為此，采用與航空煤油的關(guān)鍵物理及化學(xué)特性相近的替代燃料進(jìn)行模擬。Violi 等[19]和Cathonnet 等[20]用JP-8 航空煤油中的主要成分C12H26作為替代燃料，其沸點(diǎn)、反應(yīng)產(chǎn)物等與JP-8 基本一致。在本研究的FDS 模型中也采用C12H26替代JP-8 航空煤油，JP-8 燃料參數(shù)如表3 所示，其中： ΔH為燃燒熱， α為 熱輻射吸收系數(shù)，Q˙為單位面積熱釋放率。

表3 JP-8 燃料的燃燒參數(shù)Table 3 Combustion parameters of JP-8 fuel

由于采用大渦模擬方法進(jìn)行火災(zāi)模擬，且只考慮湍流場(chǎng)中的大尺度渦流，簡(jiǎn)化或忽略小尺度渦流，因此，網(wǎng)格尺寸會(huì)影響計(jì)算結(jié)果的精確度，對(duì)于池火模擬，只有使用亞網(wǎng)格尺度的網(wǎng)格計(jì)算才能達(dá)到精度要求。為此，采用尺寸為0.3 m×0.3 m×1.0 m 的計(jì)算域進(jìn)行最優(yōu)網(wǎng)格尺寸驗(yàn)證，并根據(jù)不同尺寸網(wǎng)格火焰模擬中同一位置的溫度擬合得到計(jì)算精度。計(jì)算精度及計(jì)算時(shí)間與網(wǎng)格尺寸的關(guān)系見(jiàn)圖5 和圖6。

圖5 計(jì)算時(shí)間與網(wǎng)格尺寸的關(guān)系Fig. 5 Relation between calculation time and mesh size

圖6 計(jì)算精度與網(wǎng)格尺寸的關(guān)系Fig. 6 Relation between accuracy and mesh size

由圖5 和圖6 可知：網(wǎng)格尺寸在0.05～0.20 m 之間時(shí)，計(jì)算時(shí)間的差距不大，但計(jì)算精度隨網(wǎng)格尺寸的減小迅速增加；網(wǎng)格尺寸在0.01～0.05 m 之間時(shí)，隨著網(wǎng)格尺寸的減小，計(jì)算時(shí)間呈指數(shù)增加，而計(jì)算精度的變化趨勢(shì)減緩。綜合考慮計(jì)算精度和計(jì)算時(shí)間，采用的計(jì)算域尺寸為5.0 m×5.0 m×4.0 m，網(wǎng)格尺寸為0.02 m×0.02 m×0.02 m。

在FDS 中采用集總組分法對(duì)燃料、空氣、燃燒產(chǎn)物和煙氣進(jìn)行定義，空氣中的氧氣和氮?dú)鉃榉磻?yīng)物，燃燒產(chǎn)物由水、二氧化碳和氮?dú)饨M成，煙氣的生成量取燃料的6%[21]。設(shè)置油料的點(diǎn)火點(diǎn)，當(dāng)火焰將烤燃彈完全包裹時(shí)，快速烤燃的模擬場(chǎng)景如圖7 所示。

圖7 池火快速烤燃模擬場(chǎng)景Fig. 7 Simulated scene of the fast cook-off in pool fire

在與快速烤燃試驗(yàn)中測(cè)點(diǎn)1 和測(cè)點(diǎn)3 相同位置處設(shè)置2 個(gè)溫度監(jiān)測(cè)點(diǎn)，通過(guò)池火數(shù)值計(jì)算，得到烤燃彈周?chē)鹧鏈囟入S時(shí)間變化曲線(xiàn)，如圖8 所示。點(diǎn)火18.6 s 后，溫度升至550 ℃，測(cè)點(diǎn)1 和測(cè)點(diǎn)3的平均溫度分別為842 和845 ℃，相對(duì)偏差分別為2.7%和1.3%，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果非常吻合。

圖8 火焰中測(cè)點(diǎn)溫度隨時(shí)間變化曲線(xiàn)Fig. 8 Temperature-time curves of gauging points in flame

放置烤燃彈的池火火焰溫度和輻射熱通量的截面云圖如圖9 所示?；鹧鎸⒖救紡椡耆?，烤燃彈側(cè)表面四周的火焰溫度保持均勻，火焰溫度峰值出現(xiàn)在烤燃彈下方。輻射熱通量峰值位置與溫度峰值位置幾乎相同。但是烤燃彈兩個(gè)端面的火焰結(jié)構(gòu)稀薄，溫度也較側(cè)表面溫度低。這與烤燃彈放置方向有關(guān)，試驗(yàn)時(shí)沒(méi)有將烤燃彈的軸向與油池長(zhǎng)邊平行。由此可見(jiàn)，試驗(yàn)時(shí)烤燃彈的放置位置和方向是影響烤燃彈四周火焰溫度的重要因素。

圖9 烤燃彈中心截面溫度和輻射熱通量Fig. 9 Temperature and radiation heat flux of the central cross-section of cook-off bomb

對(duì)比實(shí)際烤燃試驗(yàn)，可以看出，烤燃彈的不同位置吸收的熱量有所不同。在模型中將烤燃彈分為6 個(gè)部分（將烤燃彈側(cè)表面等分為4 個(gè)部分，最靠近池底編號(hào)為1，2～4 順時(shí)針排列，5 和6 對(duì)應(yīng)左右兩個(gè)端面），如圖10 所示。同時(shí)監(jiān)測(cè)烤燃彈6 個(gè)位置的絕熱表面溫度變化，結(jié)果如圖11 所示。比較不同位置處的溫度曲線(xiàn)，將點(diǎn)火后的火焰變化分為3 個(gè)階段：點(diǎn)火階段、發(fā)展階段和穩(wěn)定階段。在點(diǎn)火階段，火苗由點(diǎn)火點(diǎn)迅速蔓延至整個(gè)油面并逐漸上升，在火焰的作用下烤燃彈下部溫度首先升高，隨后烤燃彈側(cè)壁和端面溫度上升，而烤燃彈上表面溫度幾乎為常溫。在發(fā)展階段，火焰開(kāi)始波動(dòng)，液體燃料蒸發(fā)，燃燒速率加快，火焰逐漸將烤燃彈包裹其中，此時(shí)烤燃彈側(cè)表面溫度迅速增加。由于烤燃彈端面與氣流流動(dòng)方向平行，吸收的熱量不穩(wěn)定，且烤燃彈軸向與池寬度方向平行，兩端火焰結(jié)構(gòu)較稀薄，因此溫度波動(dòng)較大，而上表面溫度較穩(wěn)定地持續(xù)上升。在穩(wěn)定階段，火焰將烤燃彈完全包裹，火焰的變化僅為自身的非周期性脈動(dòng)，各表面溫度趨于動(dòng)態(tài)穩(wěn)定，但烤燃彈的上測(cè)點(diǎn)溫度較下測(cè)點(diǎn)溫度低。這主要是由于烤燃彈放置位置距離油面較高所致。

圖10 烤燃彈模型與測(cè)點(diǎn)示意圖Fig. 10 Schematic diagram of the cook-off bomb model and gauging points

圖11 殼體不同位置的溫度隨時(shí)間變化曲線(xiàn)Fig. 11 Temperature-time curves at different positions of shell

如圖12 所示，在藥柱的不同方向設(shè)置溫度監(jiān)測(cè)點(diǎn)，分析藥柱從幾何中心到不同表面的溫度變化情況。其中，3 個(gè)徑向監(jiān)測(cè)點(diǎn)的間距與軸向監(jiān)測(cè)點(diǎn)的間距均為0.1 mm。圖13 為徑向和軸向監(jiān)測(cè)點(diǎn)的溫度-距離曲線(xiàn)。從圖13 可以看出，由于B 炸藥的熔化溫度在81 ℃左右，a、b、c、d4 個(gè)方向的熔化層厚度分別為3.454、3.733、3.543、2.287 mm，由于熔化量極少，熔化部分幾乎監(jiān)測(cè)不到流動(dòng)速度。藥柱中a、b、c徑向藥柱表面溫度分別為167.6、185.6、173.5 ℃，而藥柱軸向端面溫度為144.3 ℃?？梢?jiàn)，藥柱表面徑向溫度均高于端面溫度，藥柱下表面溫度高于側(cè)表面溫度，而側(cè)表面溫度高于上表面溫度。此外，藥柱中a、b、c、d4 個(gè)方向分別距藥柱表面13.70、14.13、14.00 和12.82 mm 處的炸藥溫度仍為初始溫度，考慮到各方向的熱量傳遞距離與藥柱溫度發(fā)生變化的深度相同，因此試件下表面的熱量傳遞距離最大，其次是側(cè)表面，接著是上表面，最后是端面。由此可見(jiàn)，火焰特征量的變化將會(huì)影響藥柱內(nèi)部傳熱，特征量越大，熱量傳遞越深。

圖12 測(cè)點(diǎn)設(shè)置示意圖Fig. 12 Schematic diagram of gauging point setting

圖13 藥柱徑向和軸向溫度隨距幾何中心距離的變化曲線(xiàn)Fig. 13 Variations of temperature in radial and axial directions with distance to the geometric center of charge

3 火焰特征量對(duì)快速烤燃的影響

3.1 參數(shù)設(shè)置

影響烤燃彈四周火焰特征量的因素主要有燃料性質(zhì)、油池尺寸及烤燃彈與油池的相對(duì)位置。在油料確定的條件下，主要影響因素是油池尺寸以及油池與烤燃彈的相對(duì)位置。為了研究火焰特征量的變化規(guī)律，在油池尺寸不變的條件下，首先將烤燃彈軸向平行于油池長(zhǎng)邊放置，其次調(diào)整烤燃彈底部距油面的高度（烤燃彈的放置高度），將烤燃彈的放置高度390 mm 調(diào)整為420、360 和330 mm。此外，針對(duì)試驗(yàn)所用的烤燃彈，設(shè)計(jì)了長(zhǎng)寬比與試驗(yàn)相同的兩種不同尺寸的油池，分別為2 100 mm×1 700 mm×130 mm 和3 000 mm×2 400 mm×130 mm，烤燃彈的放置高度均為390 mm，且烤燃彈軸向與油池長(zhǎng)邊平行，其余數(shù)值模擬參數(shù)均與2.2 節(jié)相同。

3.2 結(jié)果與討論

表4 列出了油池尺寸為1 500 mm×1 200 mm×100 mm，烤燃彈軸向與油池長(zhǎng)邊平行時(shí)，改變烤燃彈放置高度后數(shù)值模擬得到的表面溫度結(jié)果。

表4 烤燃彈放置高度不同時(shí)各表面的溫度Table 4 Temperatures of each surfaces at different heights of the cook-off bomb

從表4 可以看出，隨著烤燃彈放置高度的增加，烤燃彈表面溫度發(fā)生變化。烤燃彈底面（Surface 1）溫度隨放置高度的增加而升高；上表面（Surface 3）溫度隨放置高度的增加而降低，但變化幅度不大；左端面（Surface 5）和右端面（Surface 6）溫度隨放置高度的增加在小范圍內(nèi)波動(dòng)，當(dāng)放置高度增大到390 mm 后，兩端面溫度稍有降低。由此可見(jiàn)，在本研究的工況下，烤燃彈的放置高度主要影響烤燃彈上下表面的溫度，對(duì)側(cè)面（Surface 2 和Surface 4）和端面溫度的影響較小。從另一個(gè)角度看，當(dāng)油池的尺寸合理，烤燃彈的放置高度可以在一定的范圍內(nèi)變化，此時(shí)其四周溫度的變化幅值較小。

如圖14 所示，當(dāng)放置高度從0.33 m 增加到0.36 m 時(shí)，烤燃彈各表面溫度變化較小，隨著放置高度繼續(xù)增加，各表面溫度的變化增大。當(dāng)烤燃彈的放置高度為0.33 m 時(shí)，烤燃彈各表面之間的最大溫差為40.2 ℃；當(dāng)放置高度繼續(xù)增加，表面的最大溫差增大；當(dāng)放置高度為0.42 m 時(shí)，最大溫差達(dá)到105.9 ℃。由此可見(jiàn)，烤燃彈表面溫度的均勻性受烤燃彈放置高度的影響較大，烤燃彈表面峰值溫度由上表面轉(zhuǎn)移到了下表面，且放置高度越高，烤燃彈表面溫度差值越大。

圖14 烤燃彈放置高度不同時(shí)各表面溫度變化曲線(xiàn)Fig. 14 Variations of each surface temperature with different heights of the cook-off bomb

影響烤燃彈表面溫度的主要因素為火焰的熱通量，各表面的熱通量達(dá)到穩(wěn)定后的平均值如表5所示。由表5 可知，隨著烤燃彈放置高度的增加，烤燃彈下表面的熱通量增加，上表面的熱通量降低，其余表面的熱通量均有略微降低的趨勢(shì)。并且，隨烤燃彈放置高度的增加，烤燃彈下表面的輻射熱通量占比由94%提升至95%左右，上表面的輻射熱通量占比維持在95%左右，其余表面的輻射熱通量占比維持在92%左右。造成這種變化的原因是烤燃彈位于火焰中心，擾亂了渦流卷吸空氣，影響了燃料的燃燒。當(dāng)烤燃彈位置較低時(shí)，燃料并未發(fā)生完全燃燒，燃燒產(chǎn)物主要分布在烤燃彈上方，因此烤燃彈上表面的輻射熱通量較高；隨著烤燃彈位置的升高，燃料已充分燃燒，煙氣流動(dòng)帶動(dòng)燃燒產(chǎn)物沖擊烤燃彈下表面，造成熱通量峰值由烤燃彈上方轉(zhuǎn)移到烤燃彈下方。

表5 烤燃彈放置高度不同時(shí)各表面的熱通量Table 5 Heat flux of each surface of the cook-off bomb with different heights

表6 顯示了不同油池尺寸工況下烤燃彈表面不同位置的平均溫度。由表6 可見(jiàn)，當(dāng)油池尺寸增加時(shí)，烤燃彈各表面溫度均達(dá)到800 ℃以上，各表面溫度的變化趨勢(shì)如圖15 所示。隨著油池面積的增加，除兩個(gè)端面的升溫速率基本一致外，其余表面的升溫速率不同。其中：烤燃彈底面溫度隨著油池面積的增加先升高后降低；當(dāng)油池面積增加到3.57 m2時(shí)，上表面和端面溫度受油池面積的影響較大，上表面升溫64.4 ℃，兩端面升溫均超過(guò)95.0 ℃；當(dāng)油池面積增加到7.20 m2時(shí)，上表面和端面的升溫速率急劇降低。由此可見(jiàn)，烤燃彈表面溫度并不會(huì)隨著油池面積的增加而一直增大，當(dāng)形成的火焰厚度足夠大時(shí)，烤燃彈表面溫度不再發(fā)生明顯的變化。隨著油池面積增加，烤燃彈表面的最大溫度差無(wú)明顯變化，均在64.0 ℃左右，說(shuō)明在相同放置高度下，增加油池面積在一定程度上對(duì)火焰穩(wěn)定性的影響較小。

圖15 烤燃彈各表面溫度隨油池面積的變化Fig. 15 Variations of surface temperature of the cook-off bomb with the area of oil pool

表6 油池尺寸不同時(shí)烤燃彈各表面溫度Table 6 Each surface temperature of the bomb burned in the oil pool with different sizes

表7 顯示了不同油池尺寸對(duì)應(yīng)的烤燃彈各表面的熱通量。由表7 可見(jiàn)， 隨著油池尺寸的增加，除烤燃彈下表面的熱通量先升高后降低外，其余表面的熱通量均保持升高趨勢(shì)。但是，對(duì)流熱通量的絕對(duì)值隨油池尺寸的變化基本不變?？梢?jiàn)，火焰中蘊(yùn)含的燃燒產(chǎn)物是發(fā)射輻射熱通量的載體，隨著火焰厚度的增加，燃燒產(chǎn)物增加，輻射熱通量增大。

表7 油池尺寸不同時(shí)烤燃彈各表面熱通量Table 7 Heat flux of each surface of the bomb burned in the oil pool with different sizes

此外，當(dāng)油池面積增加至7.2 m2時(shí)，烤燃彈下表面的溫度和輻射熱通量均降低。由此可以看出，當(dāng)油池面積較大時(shí)，烤燃彈下方容易出現(xiàn)燃料未完全燃燒的現(xiàn)象，從而導(dǎo)致溫度和輻射熱通量的變化。

綜上所述，快速烤燃時(shí)，油池尺寸是影響烤燃彈溫度的因素?？救紡棻砻鏈囟鹊淖兓饕奢椛錈嵬恐鲗?dǎo)，而釋放輻射熱通量的載體為火焰中的燃燒產(chǎn)物顆粒。燃料是否完全燃燒將影響烤燃彈快速烤燃試驗(yàn)結(jié)果。

4 結(jié) 論

為研究快速烤燃彈放置高度和油池尺寸對(duì)池火特征量的影響，采用FDS 軟件建立池火模型，進(jìn)行了快速烤燃的數(shù)值模擬，得到如下結(jié)論。

(1) 使用FDS 建立的池火燃燒模型能較準(zhǔn)確地模擬快速烤燃下烤燃彈的加熱情況，并通過(guò)Fluent 模擬烤燃彈內(nèi)部的傳熱，更加精準(zhǔn)地獲取了火焰結(jié)構(gòu)和烤燃彈周?chē)臏囟确植?，為快速烤燃試?yàn)設(shè)計(jì)提供了指導(dǎo)。

(2) 火焰對(duì)烤燃彈各部位的不同影響源于火焰特征量的變化，火焰特征量的變化受烤燃彈放置位置和油池尺寸的影響，火焰中輻射熱通量峰值由烤燃彈上方轉(zhuǎn)移到烤燃彈下方。在一定條件下，烤燃彈放置位置越低，烤燃彈上表面溫度越高，烤燃彈表面溫度越均勻；增大油池尺寸時(shí)，輻射熱通量的變化較明顯，烤燃彈表面溫度的變化由輻射熱通量主導(dǎo)。