火灾环境下复杂含炸药结构的热防护设计与分析

吴松,李明海,张中礼

(中国工程物理研究院总体工程研究所,四川绵阳 621900)

火灾环境下复杂含炸药结构的热防护设计与分析

吴松,李明海,张中礼

(中国工程物理研究院总体工程研究所,四川绵阳 621900)

复杂含炸药结构在贮存、运输、勤务和使用过程中可能会遇到意外火灾环境。为达到含炸药结构在火烧30 min情况下,内部炸药的最高温度不超过343 K(70℃)的热防护设计目标,针对火灾环境下影响含炸药结构内部炸药温升的主要因素,提出降低壳体表面辐射率、增大支撑结构导热热阻、采用相变材料进行热疏导的复杂含炸药结构的热防护设计思路和方案。运用有限元数值计算方法,对4种热防护设计方案的控制效果进行计算分析,获得了符合设计要求的组合热防护方案。结果表明:单一的热防护途径只能降低局部位置的温度,组合的热控途径才能满足设计要求。

兵器科学与技术;含炸药结构;热防护设计;火灾;热响应模拟

0 引言

战斗部等复杂含炸药结构在贮存、运输、勤务和使用过程中可能会遇到易燃物起火、电器短路、人为纵火等意外火灾环境[1]。在火焰的高温热载荷作用下,一方面,结构局部或总体将产生热变形,使其承载能力下降,并有可能导致某些关键部件失效;另一方面,含炸药结构的关键部件——炸药会因受热而发生热分解反应并释放热量,同时还与周围环境发生热量传递,在外界持续热载荷作用以及炸药分解放热的共同作用下,炸药温度逐渐升高,导致其分解加剧,当内部炸药温度上升到一定值时,炸药将发生热点火,由于热边界和约束的不同热点火可能导致炸药燃烧、爆燃、爆炸甚至爆轰[2]。

热防护设计是近年来的研究热点:李明海等[3]对抗事故包装箱的火灾环境进行了研究,提出了该环境下热防护设计模型并进行了数值计算;朱方龙[4]研究了附加相变材料层的热防护服装在火灾高温环境下的热响应;Ojha等[5]对火灾环境下柱形容器的热防护进行了研究和计算,并指出使用低导热率材料可以降低容器内部温度。一般情况下,单一的热防护途径并不能满足设计要求。

本文针对异常火灾环境下复杂含炸药结构要达到的热防护设计目标,分析影响内部炸药温升的主要因素;提出相应的热防护设计途径和方案,并对方案的热防护效果进行计算分析,得到满足要求的热防护设计方案,为战斗部、包装箱等复杂含炸药结构的热控设计提供参考。

1 物理模型

复杂含炸药结构通常是由不同类型的材料及众多部组件通过不同的连接方式组合而成的复杂系统,本文所指的复杂含炸药结构是指能够反映典型战斗部结构特征、材料性能和装药特性的多层组合结构。其结构通常设计成轴对称式的内、中、外3层结构(如图1所示):内层结构为密实炸药,其壳体采用6 mm厚的高强度不锈钢;外层结构为碳-酚醛烧蚀层和钛合金;内外层结构之间存在空气夹层,二者之间通过支撑结构连接(各层材料组成、厚度和尺寸见表1)。

图1 复杂含装药结构物理模型Fig.1 Physical model of complex structure with explosives

表1 各层材料名称、尺寸或厚度Tab.1 Size or thickness of each material

对异常火灾环境下复杂含炸药结构进行热分析可知:火焰的高温热载荷从结构的最外层传递到内层的炸药部件,需经历多种连接结构界面和空气夹层,涉及导热、对流和辐射3种传热方式。所以,影响内部炸药温升的主要因素有:多层结构的热传导,中间空气夹层的复合传热,内外层之间的支撑结构的热传导。

根据傅里叶定律、牛顿冷却定律以及斯蒂芬—波尔兹曼定律等传热学基本理论的初步分析结果可知:在整个传热过程中,通过支撑结构导热传入内部的热量要远远高于相同传热面积的中间空气夹层的传热量;在空气夹层的复合传热份额中,辐射换热又要远远高于空气夹层的热传导传热和对流换热。因此,针对复杂含炸药结构的热防护设计,应着力从能有效降低空气夹层的辐射传热量和减小支撑结构的导热量两个方面入手。

2 热防护设计方案

2.1 设计目标及原则

受复杂含炸药结构的整体质量、空间及物理性能等约束条件的限制,热防护设计需在不影响总体指标的前提下,对传递给含炸药结构的外部热量进行有效阻隔、疏导,以确保内部炸药不超过允许的最高温度。

综合考虑复杂含炸药结构内部炸药的相关理化特性[6],确定系统的热防护设计目标为:在火焰温度为1 273 K情况下,火烧30 min时,内部炸药的最高温度不超过343 K(即70℃)。

针对影响炸药温升的主要因素,含炸药结构热防护设计拟采用由外至内、由总体到局部的分级热控原则:首先,降低内部空气夹层间的壳体表面辐射率,将外部热量“堵截”,减少通过空气夹层的热量输入;其次,增加支撑结构的导热热阻,减少因支撑结构的“热短路”所带来的局部高热量输入;最后,对支撑结构进行热疏导,进一步降低支撑结构的局部热量输入。

2.2 热防护途径

2.2.1 降低空气夹层间壳体表面的辐射率至0.1

测试结果表明,含炸药结构内部空气夹层间的壳体辐射率在未采取任何热防护途径之前,其值通常在0.6～0.8范围内,在火烧环境下,由于壳体表面的高辐射率,空气夹层的辐射传热量要占整个空气夹层传热量的70%以上。因此,复杂含炸药结构的热防护设计应按照“先总体、后局部”的设计原则,首先采用降低空气夹层间壳体表面的辐射率的热控途径,将外部热量“堵截”。

按照工艺可实施原则,目前降低空气夹层间壳体辐射率至0.1主要有两种方法:一种是对金属表面进行镀覆层处理,可以通过镀铬或镀锌钝化来实现;另外一种是在金属表面粘贴低辐射率薄膜,可以通过耐高温胶粘贴抛光铝薄膜来实现。测试表明两种方法均可以达到降低辐射率至0.1的目的。

2.2.2 增加支撑结构的导热热阻

原有支撑结构采用导热率较高的304号不锈钢,常温下其导热率为14.9 W/(m·K).支撑结构导热量远远大于面积相同的空腔表面,故在与之相连接部位的炸药温度会很快升高。增大结构热阻可由下述方法实现:在不降低支撑结构强度的原则下采用导热率较低的钛合金(常温下导热率仅为6.3 W/(m·K))代替304号不锈钢。

2.2.3 在支撑结构表面包覆相变材料,实现“热短路”部位的热疏导

支撑结构是整个结构的“热短路”部位,靠单一的增加支撑结构导热热阻显然难以达到对结构整体的热防护设计要求。相变材料在相变过程中会放出或吸收大量潜热,但其温度却基本保持不变,利用这一特性,在对系统进行热防护设计时,可采用一种基于相变材料的辅助热防护途径,以实现对支撑结构输入热量的有效疏导。其基本思路是:将相变材料包覆于支撑结构表面,当相变材料与支撑结构的界面温度升高到相变材料熔点时,相变材料熔化,按熔化潜热吸收热量,使界面温度仍保持在熔化点附近。

适合于支撑结构的相变材料应具备如下要求:

1)合适的相变温度,因为相变温度正是所需要控制的特定温度;

2)较大的相变潜热,从而质量轻;

3)相变材料的导热性能要好,以实现有效的疏导;

4)材料的密度大,从而体积能密度大;

5)相变过程中体积变化小;

6)与封装材料的相容性好。根据热防护设计指标,所选取的相变材料相变温度应在70℃左右,大致包括如下两类:一类是无机相变材料,如 Li-CH3COO·2H2O;另一类是石蜡类中的三十二烷和三十三烷,他们所对应的相变温度和相变潜热分别为69.5℃,170 kJ/kg和73.9℃,268 kJ/kg[7],本文所选取的为三十三烷。

2.3 热防护设计方案

针对上述不同的热防护途径,对复杂含炸药结构提出了4种热防护设计方案,其中前3种方案分别采用了单一的不同热防护途径,方案4则采用的是组合热防护途径。如表2所示。

表2 复杂含炸药结构热防护设计方案Tab.2 Thermal protection design schemes for complex structure with explosives

3 热防护设计方案的效果分析

为了比较不同热防护方案的防护效果,本文通过对研究对象进行适当简化并做如下假设:

1)含炸药结构的初始温度为293 K;

2)含炸药结构完全被火焰包覆;

3)火焰环境中的温度分布相同,具有等温性,火焰温度恒定为1 273 K;

4)火焰燃烧产生的气体视为灰体,火焰的辐射率为0.9;

5)忽略气体的散射作用,火焰对含炸药结构的对流换热系数取56 W/(m2·K)[6];

6)相变材料在热量传递过程中以导热为主,不考虑其对流和辐射,相变温度恒定,固-液两相的比热、导热系数、密度均为常数。

通过有限元数值模拟软件建立了可用于描述复杂含炸药结构整体火烧响应的数值模型和计算方法,针对影响含炸药复杂系统热响应特性的一些关键问题,如:如何处理碳-酚醛烧蚀层的热解效应;如何处理炸药部件的高温热解反应热;如何处理空气夹层复合传热及如何处理复杂结构壳体内、外边界条件的非线性提出了有效的数值求解方法[6]。对4个方案的热防护效果进行了计算,得到了相应方案下炸药的温度响应。为便于分析比较,选取炸药部件的两个特征点进行讨论:一个点位于空气夹层中间位置,另一个点位于支撑结构中间部位(由于支撑结构的导热远远大于空气夹层的传热,所以特征点2即为内部炸药温度最高点),具体位置如图2所示。

图2 内部炸药特征点位置示意图Fig.2 Locations of characteristic points in explosives

3.1 无热防护途径的响应行为分析

计算结果表明,在没有任何热防护途径的情况下,在经历火烧最初的6.67 min时,由于组合结构外部壳体(碳-酚醛烧蚀层和钛合金壳体)的吸热和热屏蔽作用,整个炸药部件及外表面特征点的温度值均不高,最高温度仅为300 K.

此后,炸药表面温升速率增加,在火烧26.8 min时,由于内容器壳体外表面接受通过辐射传热方式来自钛合金壳体内壁面的大量热量,以及支撑结构迅速导热传入内部的大量热量,致使两特征点的温度快速升高。最终使与内容器壳体紧邻的炸药部件表面温度快速接近炸药“热点火”的临界温度,使得炸药热分解速率迅速增大,并带来反应热的急剧增加,直接导致局部炸药的“热点火”,并最终使整个药柱发生“热点火”现象。整个火烧历程中,点火点温升历程如图3所示,内部炸药温度分布及点火点位置见图4(a)。

图3 点火点温升-时间历程Fig.3 Temperature rise vs.time at ignition point

3.2 不同热防护设计方案的效果分析

以对模型的相关假设和一些关键问题的数值处理为基础,利用有限元分析软件计算获得了不同热防护方案下,复杂含炸药结构在经历火烧30 min时(在30 min之前发生热点火的,只计算到热点火时间)内部炸药的温度分布(见图4)和热响应结果(见表3)。两个特征点的温升-时间历程如图5所示。

表3 不同热防护方案温控效果Tab.3 Temperature control effects of different thermal protection schemes

采用方案1时,炸药温升虽然较无热控途径时要慢,但在经历火烧约12.8 min时,其最高温度已经超过 343 K,不能满足设计要求,且在火烧29.8 min时,仍然会发生热点火现象。这是因为,虽然空气夹层间壳体表面辐射率降低,整体上传入内部的热量减少,但是支撑结构的导热依然非常迅速,使靠近其附近的炸药迅速升温,最终发生热点火。由图5可以进一步看出,采用方案1时,特征点1的温升速率比无热防护途径时的慢,由7.81 K/min降到6.74 K/min;特征点2的温升速率也由12.05 K/min降低到9.77 K/min.所以,单一的降低辐射率的热防护方案只能在一定程度上降低内部炸药的温升速率,并不能消除因支撑结构“热短路”而带来的传热影响。

图4 不同热防护方案下内部炸药温度分布Fig.4 Temperature distribution of inner explosives under different thermal protection schemes

图5 不同热防护方案下特征点温升-时间历程Fig.5 Temperature rise and time under different thermal protections

采用方案2时,炸药温升趋势有所降低,但在经历火烧14.2 min时,其最高温度已经超过343 K,不满足设计要求,且在火烧29.3 min时炸药发生热点火。由图5可知:特征点1的温升速率由7.81 K/min降到7.37 K/min,降幅不大,这是因为,特征点1接受的热量主要来自辐射,空气夹层辐射率未降低,其温升速率降低的幅度也较小;特征点2的温升速率由12.05 K/min降低到10.46 K/min,这是因为导热率降低,热阻增大,经由导热传入内部炸药的热量减小。但是两个点的最高温度均超过了设计要求,热防护力度还是不够。

采用方案3时,在经历火烧14.5 min时,炸药温度已超过343 K,亦不满足设计要求。特征点1和2的温升速率分别降低到4.54 K/min和6.76 K/min,均有较大幅度减小。虽然相变材料起到了对支撑结构进行热疏导的作用,传入炸药的热量减少,但通过支撑结构导热传入内部炸药的热量依然很多,同时空气夹层间壳体辐射率未变,整体上传入内部炸药热量依然很高。所以,该方案仍不能满足设计要求。

方案4采用组合热控途径:首先,降低空气夹层间壳体表面辐射率,使整体上传入内部的热量减少,符合热防护设计“先总体,后局部”的原则;其次,增加支撑结构的导热热阻,堵截“热短路”位置的热量输入;最后,在增加热阻的基础上,对支撑位置进行热疏导。计算结果表明:在经历火烧30 min时,内部炸药最高温度仅为341.2 K,满足设计要求。

4 结论

为了达到火烧30 min情况下,复杂含炸药结构内部炸药最高温度不超过343 K的热防护目标,针对火灾环境下影响含炸药结构内部炸药温升的主要因素,提出了相应的热防护途径,并对各个途径的防护效果进行了数值计算,结果表明:1)单一的热防护途径只能降低内部炸药局部位置的温升,不能满足设计要求,使用组合热控途径才能达到本文的热防护设计目标;2)支撑结构属处于“热短路”状态,不仅要增大其导热热阻,还要对其进行热疏导才能减小其传热量;3)相变温度在70℃左右的相变材料对支撑结构的热疏导最有效。

References)

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Design and Analysis of Thermal Protection of Complex Structure with High Explosives under Fire Conditions

WU Song,LI Ming-hai,ZHANG Zhong-li
(Institute of Systems Engineering,China Academy of Engineering Physics,Mianyang 621900,Sichuan,China)

The complex structure with high explosives may encounter an accidental fire event during storage,transportation,service or use.The objective of thermal protection design is that the highest temperature of explosives in the complex structure should not exceed 343 K(70℃)in 30 min under fire condition.Some thermal protection measures are presented by analyzing the main factors that affect the temperature rise of the explosives,which are to reduce the emissivity of shell surface,increase the thermal resistance in structural supports and use phase change materials for heat leading.The thermal protection effects of different schemes are computed and analyzed using FEM numerical analysis method.The results show that single measure can only reduce a local temperature,and the combining measures can satisfy the design requirement.

ordnance science and technology;structure with explosives;thermal protection design;fire; thermal response simulation

TJ760.89;TQ56

:A

:1000-1093(2014)08-1275-06

10.3969/j.issn.1000-1093.2014.08.021

2013-09-02

吴松(1986—),男,助理研究员。E-mail:wusong@zju.edu.cn;李明海(1970—)男,研究员、博士生导师。E-mail:limh@caep.cn