钢制药筒装药的烤燃实验与数值模拟研究

张 琳，王 禹，姜 林，孙金华

(中国科学技术大学火灾科学国家重点实验室，合肥，230026)



钢制药筒装药的烤燃实验与数值模拟研究

张 琳，王 禹，姜 林，孙金华*

(中国科学技术大学火灾科学国家重点实验室，合肥，230026)

以122 mm钢制药筒装药为研究对象，开展了不同热通量下钢制药筒装药烤燃实验及数值模拟研究。以石膏粉替代发射药，通过烤燃实验研究了122 mm钢制药筒内置石膏粉在不同热通量下的温升曲线、温升过程中的最高温度点及其达到发射药热点火温度的时间，并与数值模拟结果对比，得到一定程度上符合较好的结果。通过对数值模拟模型及结果的合理性分析，对122 mm钢制药筒内置9/7发射药在不同热通量下的烤燃情况进行了数值模拟，得到不同热通量下钢制药筒装药的燃爆点、燃爆温度及燃爆时间，并得到燃爆温度及燃爆时间与环境热通量的关系，以其为参考，对弹药的日常储运安全及消防安全具有一定的指导意义。

金属药筒；发射药；烤燃；FLUENT;热通量

0 引言

在战场中，战火交接时产生大量的热辐射，给未使用的弹药热安全性带来了威胁。并且，我军弹药仓库多处于植被繁茂的山区，无论是周围森林、建筑引起的燃烧还是弹药自身发生燃爆，对弹药产生的热辐射影响都不可忽略。对弹药仓库来说，一旦失去控制就会演变成火灾，几乎无法补救，必将酿成严重后果，造成巨大损失，甚至威胁着人员的生命安全[1]。在弹药各部件中，发射药最易受环境影响分解放热而发生自燃或自爆，它在一定条件下的不安全性决定了弹药发生自燃自爆的危险性[2]，发射药燃爆后将会对炸药造成更严重的威胁。

烤燃实验是用于评估在外部热刺激下含能材料及其部件的响应特性，最初为一种热爆炸实验方法，早期的烤燃实验主要用于对热爆炸理论的研究与验证，所研究的主要含能材料为炸药。目前，国内外关于烤燃的研究主要从实验和模拟两方面展开。1997年，Chidester等[3]通过在内部布置多根热电偶进行烤燃实验，得到了含能材料发生热点火的位置。2001年，荷兰国家应用科学研究院的研究人员[4]将光信号测试技术运用于烤燃实验中，通过干涉信号的变化得到了爆轰管直径的变化。2010年，Madsen等[5]将通风装置运用于烤燃实验中，得到了炸药反应剧烈程度与通风面积的关系。2013年， Hall等[6]使用尤因塔计算软件研究了不同装药尺寸的炸药在不同热通量下反应发生的剧烈程度，获得了温度分布、压力分布以及动能随时间变化等结果。国内对于烤燃实验的研究起步较晚，且大部分研究工作都是针对炸药，对于发射药的烤燃研究较少。2000年，路等[7]对9/7单基发射药和双芳-3 16/1双击发射药以及273火箭弹推进剂双芳镁进行了不同堆积尺寸、不同药量的慢速烤燃实验，得到发射药的密度和尺寸与发射药的自燃难易程度成正比的结论。2008年，杨等[8]通过对典型发射药进行慢速及快速烤燃实验，得出了发射药的易损性响应与高压DSC活化能的关系，并得到了热刺激下单基发射药的易损性响应最为显著。如今，国内的烤燃实验基本都是建立在小型烤燃实验模式的基础上，只是对烤燃弹的尺寸结构、加热方式、升温速率和测温热电偶的位置进行了设计和改进，对于弹药全尺寸烤燃实验的研究十分少见[9]。2007年，姚等[10]人在分析火灾对弹药及仓库的基础上，选取了典型的弹药或原件进行了模拟火灾条件下的弹药燃爆时限测试，得出了火灾条件下弹药仓库控火与灭火的安全时限。然而，研究者却在实验中减去大部分药量，仅留下少部分用于研究，这与弹药日常存储的情况是不一样的。

122 mm口径炮弹是目前野战部队配备的主流常规弹药之一，对其热安全性的研究，更贴近部队对于弹药安全储运的需求。为研究全尺寸弹药在热环境下的安全性，本文对122 mm钢制药筒装药热安全性进行定量研究，因石膏粉的导热系数和比热与某单基发射药参数相近，限于实验条件及考虑到实验过程的安全性，本文用石膏粉替代发射药进行烤燃实验研究其传热过程，由于未考虑自热反应，存在一定的局限性。然而，对于热冲击下燃爆点的判断及传热过程的研究具有一定的意义。本文还使用FLUENT分别对钢制药筒内置石膏粉与发射药进行数值模拟。通过钢制药筒内置石膏粉的烤燃实验与数值模拟结果的对比，表明模拟结果的合理性，以钢制药筒内置发射药数值模拟所得结果为参考，对弹药的日常储运安全及消防安全具有一定的指导意义。

1 实验设计及数值模拟计算模型

1.1 实验设计

本文分析的模型为122 mm口径钢制药筒装药。该装药最外层为钢制药筒，缓蚀剂衬里紧贴药筒上部内壁，药粒散装于药筒内部，药粒上部为紧塞纸盖。由于缓蚀衬里有时并不会完全绕药筒内壁一周，从而使药粒直接与药筒壁面接触。所以从装药的热安全方面考虑，忽略缓蚀剂衬里的隔热作用。另外药筒上的紧塞盖为很厚的隔热材料，一般装药上层收到的热冲击很小[11]，本实验中以PU泡沫塑料块代替紧塞具[12]。由于发射药用于热实验中存在一定的危险性，特选取热导率及比热相近的材料予以替代。石膏粉的导热系数和比热分别为0.200 W/(m·K)，1080.246 J/(kg·K),与某单基发射药参数近似，故选石膏粉作为替代材料[13,14]。单基发射药的热点火温度为210℃[15]，记录所需时间以及升温过程。

实验所用仪器为：K型热电偶(1 mm)；Gardon热流计(MEDTHERM 64系列)；乳白石英电加热器；数据采集仪(YOKOGAWA，DL-750)。

考虑药筒内发射药的热危险性，药筒受热面的温度最高，为点火区域，因此在药筒温度最高处即药筒的受热面布置热电偶，此外，在侧对受热面的方向也布置了热电偶，作为对比。

图1 122 mm钢制药筒实验模型Fig.1 Experimental model of 122 mm steel cartridge

122 mm钢制药筒实验模型如图1所示。图1中，a为钢制药筒，下侧为底座；b为绝热材料，采用的是PU泡沫塑料；c为装药床；d为电加热板；L为电加热板距离药筒受热面的距离。在药筒内部布置了12个测点。其中，1、2、3、4、5测点等间距布置在过药筒中心线与电加热器平行的面的药筒内壁上；6、7、8、9、10测点等间距布置在药筒受热面内壁；11、12测点位于装药中间截面，r8=61, r12=30.5, r11=0。以上尺寸单位均为mm。

1.2 数值模拟计算模型

当钢制药筒装药使用石膏粉替代发射药时，由于石膏粉为均相固体，不会发生相变且无自热反应。而当钢制药筒装药使用发射药时，由于发射药的特殊性，我们需对钢制药筒装发射药受热过程进行如下假设：

1.发射药为均相固体；

2.发射药柱和金属药筒间无空隙；

3.发射药的自燃反应遵循Arrhenius方程；

4.发射药和钢制药筒的物理化学参数均为常数，不随温度变化；

5.忽略气体产物对传热影响；

6.钢制药筒顶面和底面为绝热边界。

发射药能量方程为：

(1)

其中：ρ为发射药密度，kg/m3；C为比热容，J/kg·K；T为温度，K；t为时间，s；λ为热导率，W/m·K；S为化学反应放热源项，其可由Arrhenius方程表示：

(2)

其中，Q为分解反应热，J/kg；α为发射药已反应的质量分数。Z为指前因子，s-1；E为活化能，J/mol；R为普朗克气体常数。

计算模型为圆柱形，为减小计算量，取二分之一纵向截面进行计算，如图2所示。在这种设定条件下，金属药筒壁面每一点都接受等量的辐射热通量。

图2 122 mm钢制药筒装要计算模型示意图Fig.2 Numerical model of 122 mm steel cartridge

图2为122 mm钢制药筒装药热辐射计算模型示意图。该计算模型主要由金属壁面、装药和紧塞具三部分组成。a为钢制壁面，b为紧塞具(在此使用PU泡沫塑料块)，c为石膏粉或发射药。装药直径122 mm，高345 mm；紧塞具直径122 mm，高45 mm；金属壁面厚度为2 mm。在122 mm钢制药筒内壁布置7个温度监测点。与实验热电偶布置相同，6、7、8、9、10五个点等距离布置在金属药筒内壁与发射药相接触的位置，11点与12点布置如图2所示。对整个计算区域进行网格划分，网格大小为0.5 mm×0.5 mm，网格总数为95160。

在FLUENT模拟中，对钢制药筒分别内置9/7发射药和石膏粉两种情况进行了模拟，9/7发射药及石膏粉的物性参数如表1。

在模拟中，我们设定到达金属药筒壁面的热通量分别为5 kW/m2、7.5 kW/m2、10 kW/m2这三种情况，则金属药筒壁面实际接收到的热流为：

(3)

式中，q″为净热流，α为吸收率，G为传递到金属药筒表面的热通量，ε为发射率，σ为斯蒂芬-玻尔兹曼常数，5.67×10-8W/m2·K4，T为绝对温度(K)。

122 mm钢制药筒的辐射吸收率与发射率取值，如表2。

表2 钢制药筒的辐射吸收率与发射率

模拟计算的初始温度为300 K，将边界条件(3)与发射药自热反应源项(2)通过C语言编写为子程序，以自定义函数(UDF)形式加载到软件中进行计算。

2 结果与讨论

2.1 实验结果

电加热板功率为9 kW，稳定温度约为540℃，温度波动范围为532℃～548℃。通过测量，得热通量值与距离L的关系，如表3。

表3 热通量与距离L的关系

因在5.08 kW/m2、7.63 kW/m2、10.11 kW/m2三种不同的热通量下，钢制药筒的温度升温曲线趋势大致相同，故在此取热通量为7.63 kW/m2的情况为代表进行分析研究。

图3 热通量7.63 kW/m2时钢制药筒石膏粉温度曲线Fig.3 Temperature curve of gypsum powder in heat flux of 7.63 kW/m2

如图1所示，1、2、3、4、5点为布置在非受热面从上至下等距离的5个点，6、7、8、9、10点为布置在受热面由上至下等距离的5个点。通过观察图3，可以发现随着时间的增长，受热面温度开始上升迅速，后趋于稳定，且在升温过程中基本保持T6>T7>T8>T9>T10，温度由上至下递减。非受热面温度增长较为平缓，其5个测温点在升温过程中大致保持T1>T2>T3>T5>T4。中心截面的11点和12点，在前500 s，温度基本没变化，后随着时间的增长，温度逐渐上升，且T12>T11。由曲线看出，11点升温速率滞后于12点，这主要是因为11点12点距受热面的距离不同导致的。在所有布置的温度测点中，6点在石膏粉升温至发射药热点火温度的整个过程中保持温度最高，由此可以判断6点为钢制药筒装药的燃爆点。故接下来我们分析不同热通量下受热面最高温度点即燃爆点的升温情况。

图4 不同热通量下钢制药筒装石膏粉最高温度曲线Fig.4 Highest temperature curve of gypsum powder of steel cartridge under different heat fluxes

如图4所示，随着热通量的增大，受热面所能达到的最高温度也在升高。当热通量为10.11 kW/m2时，最高温度点到达210℃的时间为177 s；当热通量为7.36 kW/m2时，最高温度点到达210℃需时293 s，此时温升趋于平缓；当热通量为5.08 kW/m2时，最高温度点到达210℃的时间为1954 s，约为33 min，在这种情况下，可以确定钢制药筒装药的燃爆是由发射药自热反应主导。

2.2 模拟结果

2.2.1 钢制药筒内置石膏粉数值模拟结果

因在5 kW/m2、7.5 kW/m2、10 kW/m2三种不同的热通量下，数值模拟所得的钢制药筒内置石膏粉的温度升温曲线趋势大致相同，故在此取热通量为7.5 kW/m2的情况为代表进行分析研究。

图5 热通量7.5 kW/m2时钢制药筒内置石膏粉温度曲线Fig.5 Temperature curve of gypsum powder in heat flux of 7.5 kW/m2

图6 热通量7.5 kW/m2时钢制药筒内置石膏粉在3000 s温度分布图Fig.6 Temperature distribution of gypsum powder in steel cartridge in heat flux of 7.5 kW/m2 at 3000 s

通过图5，可以看出当热通量为7.5 kW/m2时，在内置石膏粉的122 mm钢制药筒中，6～10这5个温度测点开始温度迅速上升，后升温速率下降，温度曲线逐渐趋于平缓。6点在整个升温过程中温度都为最高。通过观察图6，我们发现随着时间的增长，紧塞具的温度迅速上升，且温度值高于石膏粉，并最终发生了热解反应。分析可知这是导致6点为温度最高点的主要原因。由图5知3000 s时，6点的温度值为303.09℃。11点和12点在升温过程的前500 s，温度都维持在初始温度值。500 s后12点温度逐渐上升，11点升温滞后于12点。

2.2.2 钢制药筒内置9/7发射药数值模拟结果

在5 kW/m2、7.5 kW/m2、10 kW/m2三种不同的热通量下，数值模拟所得的钢制药筒内置9/7发射药的温度升温曲线趋势大致相同，在此取热通量为7.5 kW/m2的情况为代表进行分析研究。

图7 热通量7.5 kW/m2时钢制药筒内置9/7发射药温度曲线Fig.7 Temperature curve of 9/7 propellant in heat flux of 7.5 kW/m2

热通量为7.5 kW/m2时，在内置9/7发射药的122 mm钢制药筒中，6点为燃爆点，发生燃爆前，药筒中个温度测点升温趋势与药筒内置石膏粉的模拟结果基本相同。升温过程中，同样也有7、8、9三点的温度曲线重合以及10点温度略低于7、8、9三点的温度。然而，由于燃爆时间为73 s，对于11点和12点来说升温时间较短，其温度值还来不及发生改变，就已经发生了燃爆。

将不同热通量下，钢制药筒内置9/7发射药在发生燃爆前燃爆点的升温曲线作图，如图8。

图8 不同热通量下钢制药筒内置9/7发射药燃爆点温度曲线Fig.8 Deflagration point’s temperature curve of 9/7 propellant of steel cartridge under different heat fluxes

当热通量为5 kW/m2时，从图8中可看出钢制药筒装药发生燃爆的时间为189 s，燃爆温度为212.8℃；热通量为7.5 kW/m2时，钢制药筒装药在73 s发生燃爆，燃爆温度为218.3℃；而热通量为10 kW/m2时，钢制药筒装药在42 s就发生了燃爆，燃爆温度为225.5℃。可以看出，随着热通量的增加，122 mm钢制药筒装发射药发生燃爆的时间逐渐缩短，燃爆温度逐渐增加。环境热通量从5 kW/m2提高到7.5 kW/m2，燃爆时间从189 s减小到73 s，缩短了一半以上。而环境热通量从7.5 kW/m2提高到10 kW/m2时，燃爆时间从73 s减小到42 s，缩短了不到一半。可见，增加同样大小的环境热通量，对于燃爆时间的影响是不一样的。

2.3 对比分析

2.3.1 钢制药筒内置石膏粉数值模拟与实验对比

将5 kW/m2、7.5 kW/m2、10 kW/m2的模拟结果与122 mm钢制药筒装药实验中热通量为5.08 kW/m2，7.63 kW/m2，10.11 kW/m2组的数据作对比，因为不管在实验中还是模拟中，6点皆为最高温度点，是研究热危险性需关注的重点，因此选取6点进行对比，对比图如图9。

图9 不同热通量下最高温度点温度实验与模拟对比图Fig.9 Comparison of highest temperature between experiment and simulation under different heat fluxes

观察曲线，可以看出不同热通量下，122 mm钢制药筒内置石膏粉的最高温度点到达发射药热点火温度的时间，模拟所得都小于实验所得。10 kW/m2时模拟所得6点到达热点火温度的时间为143 s，比10.11 kW/m2时实验所得时间为177 s早34 s。7.5 kW/m2时模拟所得6点到达热点火温度的时间为289 s，比7.63 kW/m2时实验所得时间为293 s早4 s。5 kW/m2时模拟所得6点到达热点火温度的时间为1187 s，比5.08 kW/m2时实验所得时间为1954 s早767 s。另外，由图9中的温度曲线可知，药筒装药最高温度点最终的平衡温度，模拟值皆高于实验值。分析原因，首先，为便于计算，模拟选取的是二维模型，其对于边界的热通量的设置，实际上均匀加载在圆柱形的药筒表面，这与实验中只有一半为受热面是有一定区别的，无形中增加了药筒所接收到的热流。其次，因为模拟中未考虑对流散热等环境因素，这些都使得模拟计算所得的最终平衡温度值高于实验所得，以及模拟到达热点火温度的时间小于实验所得。

通过对比分析，我们得到，122 mm钢制药筒内置石膏粉，最高温度点不论是最终平衡温度还是到达热点火温度的时间，模拟所得数据皆比实验所得数据保守。因而从研究热危险性角度来看，以模拟所得数据为参考值，对于预警来说是合理的。因此，以模拟122 mm钢制药筒内置9/7发射药烤燃过程所得的燃爆时间作为参考值是合理的，在实际的弹药运输储存中，可以加强122 mm钢制药筒装发射药的热安全性。

2.3.2 钢制药筒内置9/7发射药与内置石膏粉模拟结果对比

图10中，虚线为122 mm钢制药筒内置9/7发射药6～12这7个点的温度曲线，实线为药筒内置石膏粉6～12这7个点的温度曲线。我们可以发现，由于发射药自热反应的影响，在整个升温过程中，钢制药筒内置发射药的6～10温度测点温度值和升温速率都大于与钢制药筒内置石膏粉相对应的各测点温度值和升温速率。而11点和12点，在钢制药筒内置两种不同材料的情况下，6点发生燃爆前的整个升温过程，都维持在初始温度。

图10 热通量7.5 kW/m2时钢制药筒内置9/7发射药与石膏粉的温度曲线对比图Fig.10 Comparison of temperature in steel cartridge between 9/7 propellant and gypsum powder in heat flux of 7.5 kW/m2

由图9知数值模拟所得钢制药筒内置石膏粉达到热点火温度的时间为289 s，而药筒内置9/7发射药燃爆时间由图8知为73 s。通过对比，我们得到，即使在环境热通量较大以至于发生燃爆时中心点温度还来不及升高的情况下，发射药自热反应对于燃爆时间的影响仍然很大，在对弹药的热安全性考虑时不可忽略。

3 结论

本文实验并数值模拟研究了122 mm钢制药筒装药在不同热通量的环境下的烤燃过程，得到如下结论：

(1)122 mm钢制药筒装药在环境热通量大于5 kW/m2的情况下皆会发生燃爆，燃爆点位于紧塞具与发射药接触面上紧贴金属壁面处。其燃爆时间与环境热通量成负相关，燃爆温度与环境热通量成正相关。环境热通量为5 kW/m2时，燃爆时间为189 s，燃爆温度为212.8℃；环境热通量为7.5 kW/m2时，燃爆时间为73 s，燃爆温度为218.3℃；当环境热通量为10 kW/m2时，燃爆时间为42 s，燃爆温度为225.5℃。对于钢制药筒装药，相同的热通量增幅，起始环境热通量值越小，燃爆时间减少的越多。

(2)122 mm钢制药筒内置石膏粉在5 kW/m2、7.5 kW/m2和10 kW/m2的热通量下，温度最高点的温度值，模拟结果均略大于实验结果，从而达到热点火温度的时间均略小于实验结果。从研究热危险性角度来看，模拟所得数据为保守数据，以其为参考值，对于预警来说是合理的。

(3)考虑发射药自热反应的影响，通过模拟得到122 mm钢制药筒内置9/7发射药各近壁面测点温度值都大于内置石膏粉对应测点的温度值，且发射药燃爆时间都小于石膏粉到达热点火温度的时间。由钢制药筒内置石膏粉的烤燃实验与模拟对比而得的合理性知，以内置发射药数值模拟所得结果为参考是可行的，对于此类弹药的储运安全及消防安全都有一定的指导意义。

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Experimental and numerical study on cook-off event of steel cartridge with charge under radiation conditions

ZHANG Lin, WANG Yu, JIANG Lin, SUN Jinhua

(State Key Laboratory of Fire Science, University of Science and Technology of China, Hefei 230026, China)

In this work, an experimental and numerical study concerning cook-off of 122 mm steel cartridges is conducted. Using gypsum powder to substitute propellant in experiment, the temperature curves, the maximum temperature point and the point's time when propellant getting ignited are obtained.The numerical results agree well with experimental data. According to the rational analysis of numerical model and results, the study of cook-off simulation of 122 mm steel cartridge with 9/7 propellant is conducted andthe deflagration point, deflagration temperature, deflagration time of the propellant and the law of deflagration time and temperature with the increase of heat flux are obtained. The numerical results provide

for the safety of ammunition storage and transportation.

Metal cartridge; Propellant; Cook-off; FLUENT; Heat flux

1004-5309(2016)-00132-08

10.3969/j.issn.1004-5309.2016.03.03

2016-04-15；修改日期：2016-05-23

张琳(1990-)，女，火灾科学国家重点实验室硕士，安全科学与工程专业，研究方向为弹药热安全。

孙金华，E-mail:sunjh@ustc.edu.cn

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