充填抑爆材料油箱的烤燃性能

黄 勇, 鲁长波,安高军, 熊春华, 解立峰

(1. 南京理工大学化工学院, 江苏 南京 210094; 2. 常州大学环境与安全工程学院, 江苏 常州 213164; 3.中国人民解放军总后勤部油料研究所, 北京 102300)

1 引 言

车辆、飞机等运载工具在遭遇事故或恐怖袭击时易引发火灾、爆炸,还可能引爆油箱中油料发生“二次效应”[1]。消防车、救护车等特殊车辆经常出现在火灾事故救援现场,其油箱处于高温环境中也可能引爆油料。因此,多年来为了提高车辆、飞机等油箱的本质安全性,专家、学者研制出不同类型的抑爆材料，并尝试填充在燃油箱中以便减轻油箱爆炸的后果。

1968年,美国空军最早开始在F-105、C-130和F-4等飞机的油箱内填充网状聚氨酯泡沫塑料来防止燃油箱爆炸,后来又相继在A-7,A-10和F-15等飞机上采用同样方法来保护燃油箱[2]。1984年美国空军制定了飞机燃油箱充用的网状泡沫材料规范MIL-B-83054B,即《飞机燃油箱用的阻隔惰性材料》[3]。本世纪初,我国开始着手对JL8飞机机翼整体油箱进行抑爆设计,并将铝合金网状材料充填到机冀整体油箱[2]。中国兵器工业集团第五二研究所研制的铝合金抑爆材料填充在汽油油箱中用明火点燃、射击或用电、气焊直接进行补漏操作均不发生爆炸[4]。然而,以上抑爆材料易水解或氧化,在使用中会破碎并产生颗粒物,使发动机动力下降甚至油路堵塞[5-6]。因此,近年国内一些科研单位开发了耐高温、抗氧化的非金属抑爆材料,如A12O3、ZrO2、SiC泡沫陶瓷、以尼龙为主的塑料组合物等,但该类材料的阻燃抑爆效果还未在明火烤燃油箱的实验中得到验证。

为此,本研究开展了燃油箱的明火烤燃实验,对比盛装不同油料的油箱在不填充和填充球形抑爆材料情况下烤燃反应的破坏效应,以评估抑爆材料的阻燃抑爆效果,为进一步提高、改进抑爆材料的研制技术提供技术参考。

2 实验

2.1 实验装置与仪器

(1)实验油箱: 圆桶形,容积为108 L,尺寸: Ф500 mm×550 mm,材质为20号钢,壁厚为2 mm。

(2)木笼: 将截面尺寸不小于50 mm×50 mm的木条以间距约100 mm制成笼状。

(3)金属格栅: 用于放置油箱,尺寸: 500 mm(L)×500 mm(W)×1000 mm(H)。

(4)见证铝板: 作为见证板使用,底部带有能够使其竖立的支撑,尺寸: 2000 mm(W)×2000 mm(H)×2 mm(T),布氏硬度23,抗拉强度90 MPa。

(5)高速照相机: Fastcam nltima APX型,日本Photron公司,最大拍摄速率为12000 帧/s,每帧最大1024×1024 像素。

(6)红外热成像仪: Mikronscan 7200V型,美国Mikron公司,该系统用320×240微热辐射计UFPA探测器接收探测目标所释放出来的能量,其温度响应时间为2 μs。

(7)热通量计: DaqPRO 5300型,以色列Fourier公司,最大热通量量程达2.3 MW·m-2,最大温度测量为980 ℃。

2.2 实验样品

(1)实验油料: -10号柴油(-10PD)、喷气燃料(RP-5),其理化性能见表1[7]。

表1 实验油料理化性能

Table 1 Physical and chemical properties of experimental oil

fuelflashingpoint/℃ignitiontemperature/℃explosivelimit/%combustionflametemperature/℃mainuses-10PD≥65257nodata700～800fueloflargevehicles，shipsandweaponryRP⁃5≥60nodata0．6～3．7850～950kerosene，fuelofplane

(2)抑爆材料: 中空栅格状球体抑爆材料(简称抑爆球),外观直径30 mm,单球质量1.65 g。抑爆球主要成分是石墨,还添加了少量聚酯类塑性材料,具有良好的导热性能和耐酸、耐碱、耐温特性。

2.3 实验方法和实验布置

参照标准《危险货物运输 爆炸品的认可和分项试验方法》(GB/T 14372-2013)中危险货物外部火烧实验方法,观测盛装54 L油料的油箱,在外部火焰作用下的反应情况及其危险性和破坏效应:

(1)发生爆轰、爆燃或爆炸的证据,三块垂直见证板中至少一块有穿孔;

(2)危险的抛射物;

(3)热效应(例如火球、热通量等)。

将盛装油料和填充抑爆球(填充密度约60 kg·m-3)的实验油箱放置于金属格栅上,木笼堆于金属格栅下,堆成网格状,总体积不小于6.25 m3,木笼应超出油箱边缘每个方向至少1.0 m。在油箱四周的三面(除下风面)距离其边缘4 m处竖直放置见证板,并且使见证板中心与油箱中心同高。点火系统采用煤油浸透的木材或木刨花,并从两边同时点燃木笼,一边是顶风侧。测试和记录仪器如普通摄像机、高速照相机、红外热成像仪、热通量计分别设置在下风面的30，140，140，15 m处。实验场布置示意图如图1所示。普通摄像机用于记录油箱烤燃的全过程; 高速照相机用于拍摄火焰喷射及爆炸过程,拍摄速率为1000帧/s; 红外热成像仪用于采集喷射火球的表面温度,采样频率为31 ms/次; 热通量计记录了烤燃点附近某处的热通量,采样频率为1次/s。

图1 实验场布置示意图

Fig.1 Schematic of experimental layout

2.4 实验数据处理方法

由于油箱烤燃过程中可能伴有蒸气云爆炸,热通量计不宜设置在距烤燃点过近的位置,同时又考虑GB/T 14372-2013的相关实验方法要求,因此将热通量计设置在距烤燃中心点15 m处的位置,烤燃过程中产生的喷射火球表面的辐射度则由红外测温原理[8]计算得到。

根据斯蒂芬-玻耳兹曼定律[9],黑体的辐射度R为:

R=σT4

(1)

式中,σ为斯蒂芬-玻耳兹曼常数,5.67×10- 8W·m-2·K-4;T为黑体的绝对温度,K。将碳氢燃料视为黑体[10]。

3 实验结果分析与讨论

3.1 油箱烤燃反应的剧烈程度

图2为盛装-10PD、RP-5的油箱在不填充和填充抑爆球情况下四次实验的典型照片。

从图2可以看出,油箱烤燃反应的实验现象不尽相同,盛装-10PD的油箱(实验1、2)仅产生了喷射火,而盛装RP-5油箱(实验3、4)还发生了蒸气云爆炸形成火球,这是由于密闭油箱中的油料受热挥发和汽化,导致油箱内压力不断增加,当压力增加到超过油箱所能承受最大压力值时,油箱薄弱部位将破裂,受热的油蒸气高速逸出形成了喷射火。由于RP-5的挥发性和着火性均较高,油箱内仍保持了较高的油气浓度,此时处于过热状态RP-5更容易发生蒸气云爆炸[11-13]。

a. test 1: -10PD

b. test 2: -10PD+explosion suppression balls

c. test 3: RP-5

d. test 4: RP-5+explosion suppression balls

图2 油箱烤燃实验照片

Fig.2 Photos of fuel tank cook-off experiments

油箱烤燃反应的剧烈程度可以由油箱初始燃烧时间、油箱毁伤情况和见证板状态等实验结果反映,实验结果如表2所示。

表2显示,填充抑爆球油箱(实验2、4)的油料受热初始燃烧的时间比只盛装油料的油箱(实验1、3)要延后很多,如-10PD油箱初始燃烧时间推迟了48 s,RP-5油箱推迟了121 s,这说明抑爆球起到了一定的阻燃抑爆作用,为车辆、飞机中人员的逃生及救援工作赢得时间。

由表2中油箱毁伤情况和见证板状态可知,实验4的爆炸威力比实验3小了很多,这是因为实验4的油箱填充了抑爆球,抑爆球本身有许多狭小的孔隙,这些孔隙能大大降低液滴分离与扩散雾化程度,减缓了油蒸气与空气燃烧反应的剧烈进行。

3.2 抑爆球的抑爆效果

3.2.1 喷射火球尺寸与表面温度

运用红外热成像系统自带的MikroSpec软件对喷射火球热成像图进行分析、处理,可以得到选定图像区域内的最高、最低和平均温度,以及它们随时间的变化关系。表3列出了喷射火球的尺寸、表面温度等参数,S、d和h分别指喷射火球的最大截面积及此时的直径、高度,它们是通过运用AutoCAD软件对高速照相机拍摄的火焰喷射及爆炸过程照片处理计算得到的,Tm表示喷射火球发展过程中表面的最高温度,Ta表示喷射火球Tm时的表面平均温度,t为喷射火球表面1273.15 K以上高温的持续时间。图3为木笼火焰烧到油箱底部后10 min时的喷射火球红外热成像图。

表2 油箱毁伤情况和见证板状态

Table 2 Damage to fuel tanks and status of verification board

testexperimentalconditionsinitialburningtimeoffueltank/sfueltankdamagestatusofverificationboardsstatusofjetfireballs1-10PD280severalcracksonthetopoffueltank．noobviousindentationjetflameabout4mlongerthanthatwoodfire．2-10PD+explosionsuppressionballs328severalcracksonthetopoffueltank．noobviousindentation3RP⁃5326fueltanktopwasblownupabout30m．averificationboardwasknockeddownbyexplosionshockwaves．thediameteroffireballexceededthedistancebetweenthe2verificationboards．4RP⁃5+explosionsuppressionballs447severalcracksonthetopandbottomoffueltank．noobviousindentationthediameteroffireballexceededthedistancebetweenthe2verificationboards．

表3 喷射火球的尺寸和表面温度

Table 3 Sizes and surface temperature of jet fireball

testS/m2d/mh/mTm/KTa/Kt/s1 3．531．765．411494．651142．357．812 1．211．491．841104．05711．1503226．8522．0114．752031．751567．453．204130．5812．4417．631774．451213．2515．65

Note:S,d, andhare respectively the maximal cross sectional area, diameter, and height of the fireball at this moment.Tmis the highest surface temperature reached during the development of jet fireballs.Tais the average surface temperatures of jet fireballs at the moment whenTmis reached.tis the time span while the surface temperature of jet fireballs stays above 1273.15 K.

a. test 1 b. test 2 c. test 3 d. test 4

图3 烤燃10 min时喷射火球的红外热成像图

Fig.3 The infrared images of jet fireballs at 10 min

由表3中的S、Tm计算得到,实验2、4填充抑爆球使-10PD、RP-5喷射火球的最大截面积S分别相对于实验1、3减小了65.72%、42.44%,表面最高温度Tm分别减小了26.13%、12.66%,并且火球的直径、表面平均温度等参数也相对较小。其主要原因是由于抑爆球排列紧密,球体的形状导致它在排列的过程中孔隙形成的通道更加曲折,油蒸气在逸出过程中通过这些曲折通道损耗的能量更大,其压力和速度也随之快速下降,导致喷射火球的尺寸、表面温度等均减小。但是,由于实验3的蒸气云爆炸更剧烈,能量瞬间释放也更迅速,所以其火球表面高温持续的时间较短,只有3.20 s,小于实验4火球的高温持续时间。

由实验录像可知,木笼火焰烧到油箱底部后10 min时,实验1、2的喷射火正持续猛烈喷射,而实验3、4蒸气云爆炸已发生,火球正处于自由扩散期。从图3可以看出,实验2、4的喷射火球截面积明显小于同时刻未填充抑爆球实验的喷射火球,尤其实验2,此时喷射火强度较小,其表面温度基本在800 K以下,而实验1的喷射火高度远大于实验2的喷射火,其表面温度位于1000～1500 K之间。

3.2.2 喷射火球的热通量

喷射火球表面不断以电磁波的形式向四周辐射热量,距火焰一定距离以外某点接收到的辐射热流称为热通量。喷射火球表面的辐射度可由式(1)计算得出,距烤燃中心点15 m处的热通量由热通量计直接测出,结果列于表4,Ta′为喷射火球最大表面平均温度,qmax、ΔTmax分别为距烤燃中心点15 m处的最大热通量和最大环境温差。图4为距烤燃中心点15 m处喷射火球能量急速释放阶段的瞬时热通量q、环境温差ΔT随时间变化的曲线。

表4 喷射火球热辐射参数

Table 4 Thermal radiation parameters of jet fireball

a. test 1 and test 2

b. test 3 and test 4

图4 喷射火球热通量-时间、温差-时间曲线

Fig.4 Curves of the heat flux-time and temperature difference-time for jet fireballs

表4中的最大表面平均温度Ta′是通过MikroSpec软件对每一次实验喷射火球的热成像图分析、比对获得,喷射火球辐射度R是将其Ta′代入公式(1)中计算得到的。比较各次实验的Ta′、R,实验2的喷射火球Ta′、R分别只有实验1喷射火球的62.80%、15.53%,同理,实验4的喷射火球Ta′、R是实验3的77.89%、36.68%。另外,填充抑爆球可分别将-10PD、RP-5的喷射火球在距烤燃中心点15 m处的最大热通量减小了623.3 W·m-2和1823.9 W·m-2,最大环境温差减小了5.81 ℃和20.38 ℃,且使瞬时热通量和环境温差的变化幅度明显减小,如图4所示,这些变化说明抑爆球抑制了油料的剧烈燃烧,释放的能量急剧减小,释放速率趋于平缓。

实验1、2的温差-时间曲线的变化趋势与瞬时热通量的变化趋势相差较大,而实验3、4的则更接近,主要因为实验1、2产生的喷射火(柱)释放热量小、时间长,热量以传导、辐射等多种方式进行能量传递,对热通量计读数的影响也较大,而实验3、4产生的火球,释放热量大,时间短暂,基本可以忽略热传导的作用因素[14],主要是热辐射作用,对热通量计读数的影响较小。

3.3 油箱烤燃反应的破坏效应

根据GB/T14372-2013中对烤燃物危害的判定,出现火球延伸到任何一块见证板之外、喷射火焰超出木柴(燃料)火焰3 m以上、在离堆垛边界15 m处喷射火焰比木柴(燃料)火焰的热通量超过4 kW·m-2的情况之一,可以认为烤燃物的危害主要表现为热效应。因此,由表2可见,除了填充抑爆球的-10PD油箱烤燃实验,其它各次实验均满足以上热效应表现,所以盛装-10PD和RP-5油箱烤燃反应的破坏效应主要为油料燃烧产生的喷射火球的热效应。

对热效应严重程度的评判通常是通过热辐射对人的伤害或对物体的毁伤程度来判断。常见的热辐射毁伤准则有: 热通量(q)准则、热剂量(Q)准则、热通量-热剂量(q-Q)准则、热通量-时间(q-t)准则和热剂量-时间(Q-t)准则。其中,q-Q准则、q-t准则、Q-t准则是完全等价的,因此,一般只常用q准则、Q准则、q-Q准则。又因为q-Q准则的毁伤曲线需要通过大量的实验来获取,实际操作存在难度[15],所以不选择q-Q准则作为烤燃实验喷射火球的热辐射伤害程度的判据。

q准则以热流密度作为衡量目标是否被破坏的参数,其适用范围为: 热流密度作用时间比目标达到热平衡所需的时间长。Q准则以目标接收到的热剂量作为目标是否被破坏的参数,其适应范围为: 作用于目标的热流密度持续时间非常短,以至目标接收到的热量来不及散失。烤燃实验的喷射火球主要以热辐射方式持续作用于目标,且作用时间远比目标达到热平衡所需的时间长,因此喷射火球的热效应伤害比较符合q准则。

热辐射对人的伤害机理主要有皮肤烧伤、眼睛损伤及次生火焰烧伤,伤害严重时可导致死亡。国内外研究者,根据大量的理论和生物实验研究,得到了热通量对目标的伤害阈值,并推算出对人的伤害阈值[16]。将表4中喷射火球辐射度以及距烤燃中心点15 m处的热通量,对照热通量对人的伤害阈值标准,可以获知喷射火球的热通量对人的伤害后果,如表5所示。

表5 喷射火球热通量伤害后果

Table 5 Heat flux damage consequences of jet fireball

positionexperimentalconditionsdamageconsequencesnearcook⁃offpositionnearcook⁃offposition-10PDseverelyburnsfor10s-10PD+explosionsuppressionballspainthresholdfor1minRP⁃51%mortality10sexposureRP⁃5+explosionsuppressionballs1%mortality10sexposurethelocationawayfromcook⁃offposition15metersaway-10PDnodiscomfortableforprolongedexposure-10PD+explosionsuppressionballsnodiscomfortableforprolongedexposureRP⁃5painthresholdfor15sexposureRP⁃5+explosionsuppressionballspainifexposureformorethan20s

Note: Heat flux thresholds to human damage have been deducted by researchers from both home and abroad, based on theory and biological experiments. The consequences to personnel damage provided in Table 5 were evaluated according to relative references.

由表5可知,无论是烤燃中心点附近,还是距烤燃中心点15 m处,-10PD油箱烤燃反应的热通量伤害后果均低于RP-5油箱烤燃反应。填充了抑爆球的油箱烤燃反应的热通量伤害更小,如-10PD油箱的热通量伤害在烤燃中心点附近已降至人暴露1 min只是有疼痛感觉,而RP-5油箱虽然在烤燃中心点附近的热通量大小仍足以导致人的死亡,但在距烤燃中心点15 m处已降至暴露超过20 s才会引起疼痛,这说明抑爆球具有明显的阻止和抑制油箱中油料燃烧、爆炸的作用,从而有效降低了油箱烤燃反应的热通量伤害后果。

4 结 论

(1)填充抑爆球延迟了油箱破裂及其油料开始燃烧的时间,盛装-10PD、RP-5的油箱开始燃烧时间分别从280 s、326 s延迟到328 s和447 s。

(2)-10PD和RP-5油箱在烤燃过程中产生的是喷射火球,其破坏效应主要表现为火球的热效应。

(3)填充抑爆球使-10PD、RP-5喷射火球的最大截面积、表面最高温度以及15 m处的最大热通量等参数明显减小,其热效应伤害程度也显著降低。

参考文献:

[1] 吴珣. 抑爆柴油的配制及影响因素研究[D]. 北京: 北京化工大学,2011.

WU Xun. Preparation and influencing factors study of explosion proof diesel oil[D]. Beijing: Beijing University of Chemical Technology, 2011.

[2] 王震.飞机燃油箱防爆及抑爆材料应用技术[J].航空科学技术,2002,(3): 33-35.

WANG Zhen. Explosion suppression for aircraft fuel tanks and application technology of suppression material[J].AeronauticalScience&Technology, 2002, (3): 33-35.

[3] MIL-B-83054B (USAF).Military specification-battle and inerting material[S]. Aircraft Fuel Tank, 1978.

[4] 姜光华,刘建国,南子江.可防止易燃易爆液、气体容器爆炸的抑爆材料[J]. 兵工安全技术,1997(3): 19-21.

JIANG Guang-hua, LIU Jian-guo, NAN Zi-jiang. Explosion suppression materials of preventable explosion of flammable and explosive liquid and gas containers[J].OrdnanceSafetyTechnology, 1997(3): 19-21.

[5] 钟若英. 铝合金抑爆材料在飞机燃油箱上的应用研究[D]. 西安: 西北工业大学, 2002.

ZHONG Ruo-ying. On the explosion suppression of aluminum alloy material used in aircraft fuel tank[D]. Xi′an: Northwestern Polytechnical University, 2002.

[6] 韩志伟, 解立峰, 宋晓斌, 等. 球形抑爆材料与网状抑爆材料抑爆性能对比研究[J]. 爆破器材, 2011, 40(6): 15-18.

HAN Zhi-wei, XIE Li-feng, SONG Xiao-bin, et al.Contrast studies on explosion suppression performance between spherical materials and reticular materials[J].ExplosiveMaterials, 2011, 40(6): 15-18.

[7] 刘治中, 许世海, 姚如杰. 液体燃料的性质及应用[M]. 北京: 中国石化出版社, 2000: 314-331.

LIU Zhi-zhong, XU Shi-hai, YAO Ru-jie.The properties and applications of the liquid fuel[M]. Beijing: China Petrochemical Press, 2000: 314-331.

[8] 朱英中. 柴油与安全柴油燃爆性能研究[D]. 南京: 南京理工大学, 2012.

ZHU Ying-zhong. Research on the explosion characteristic of diesel fuel and safety diesel[D]. Nanjing: Nanjing University of Science and Technology, 2012.

[9] Ramaton Ramos, Henrique Boschi-Filho. The size of compact extra dimensions from blackbody radiation laws[J].PhysicaA:StatisticalMechanicsanditsApplications, 2014, 393(1): 261-267.

[10] 范维澄, 王清安, 姜冯辉, 等.火灾学简明教程[M].第一版.合肥: 中国科学技术大学出版社,1995: 91-92.

FAN Wei-cheng, WANG Qing-an, JIANG Feng-hui, et al. Fire learning introductory tutorial[M]. Hefei: University of Science and Technology of China Press,1995: 91-92.

[11] Sharma R K, Gurjar B R,Wate S R, et al. Assessment of an accidental vapour cloud explosion: Lessons from the Indian Oil Corporation Ltd. accident at Jaipur, India[J].JournalofLossPreventionintheProcessIndustries, 2013, 26(1): 82-90.

[12] PANG Lei, ZHANG Qi. Influence of vapor cloud shape on temperature field of unconfined vapor cloud explosion[J].ChineseJournalofChemicalEngineering, 2010, 18(1): 164-169.

[13] Filippo Gavelli, Scott G Davis, Olav R Hansen. Evaluating the potential for overpressures from the ignition of an LNG vapor cloud during offloading[J].JournalofLossPreventionintheProcessIndustries, 2011, 24(6): 908-915.

[14] 黄磊, 何中其, 李春光, 等. 热通量传感器在爆炸场热辐射测试中的应用[J]. 火炸药学报, 2011, 34(5): 38-42.

HUANG Lei, HE Zhong-qi, LI Chun-guang, et al. Application of heat flux microsensor in radiation measurement of blasting field[J].ChineseJournalofExplosives&Propellant, 2011, 34(5): 38-42.

[15] 郭学永, 李斌, 解立峰. 温压药剂的热毁伤研究[J]. 火炸药学报,2008, 31(1): 16-19.

GUO Xue-yong, Li Bin, XIE Li-feng. Study on thermal damage of thermobaric explosive[J].ChineseJournalofExplosives&Propellant, 2008, 31(1): 16-19.

[16] 仲倩.燃料空气炸药爆炸参数测量及毁伤效应评估[D]. 南京: 南京理工大学,2011.

ZHONG Qian. Research on measurement of explosion parameters and evaluation of damage effect of fuel air explosive[D]. Nanjing: Nanjing University of Science and Technology, 2011.