庫房火災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 爆炸科學與技術國家重點實驗室，北京 100081；2.中國人民解放軍96964部隊，河北 宣化 075100；3.內蒙航天動力機械測試所，內蒙古 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準是美國國防部于1982年頒布的《非核彈藥危險性評估標準》(DOD-STD-2105)[3]，標準中規定慢速烤燃的升溫速率為3.3 K/h。此后該標準幾經修改，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行預處理。但是，各版本標準中慢速烤燃試驗的升溫速率始終為3.3 K/h。此外還規定可以根據威脅危害評估(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)源于二戰期間發生的船舶火災，甲板火災后爆炸長達2 d，將預測的彈藥溫升除以火焰的持續時間，可以得到約3 K/h的加熱速率[5]，但是其具體來源已經無法考證。

針對升溫速率對彈藥熱安全性的影響，國內外學者開展了廣泛的研究[6-7]。牛余雷等[8]對RDX基PBX炸藥進行烤燃試驗，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，結果表明：升溫速率對炸藥的相變、點火時間、溫度分布和點火位置都有影響；楊后文等[9]為研究慢速烤燃升溫速率對推進劑點火時間、點火位置的影響，建立AP/HTPB推進劑的慢速烤燃模型，在殼體和推進劑間設置厚度為1 mm的絕熱層，對發動機在升溫速率為1.8，3.6，7.2 K/h下的慢速烤燃行為進行數值模擬，結果表明：3種不同的升溫速率下，AP/HTPB推進劑的最初著火位置均發生在藥柱內壁縱向1 mm肉厚的環形區域內，且隨著升溫速率的增大，最初著火位置由中心區向藥柱殼體端面移動；張海軍等[10]針對慢速烤燃過程中發動機內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時的最大溫差及達到熱平衡所需的最短時間，結果表明：隨著尺寸增大保溫8 h時溫差增大，平衡時間延長，當直徑大于150 mm時，8 h的保溫時間無法達到熱平衡，建議大型發動機慢速烤燃試驗可延長保溫時間或直接從室溫以3.3 K/h的升溫速率進行試驗。

本文在梳理慢速烤燃標準試驗的起源和發展脈絡的基礎上，分析慢速烤燃升溫速率的選取思路。針對國內彈藥典型貯存環境中發生火災時彈藥的安全性問題，建立不同環境火災計算模型，分析貯存彈藥受到的熱激源強度及其時空演化規律，并針對彈藥在此類環境下的熱安全性開展仿真計算，分析其響應規律，研究結果以期指導彈藥庫房的設計及彈藥安全性增強設計。

1 仿真建模

1.1 貯存環境模型

1)地面倉庫火災模型

典型地面倉庫模型[11]如圖1所示，倉庫庫房內部空間大小約為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，分別在庫房內不同位置處設置測點1，2，3，4，5，計算所用參數如表1所示。

圖1 典型地面倉庫模型Fig.1 Model of typical ground warehouse

表1 材料參數Table 1 Material parameters

當相鄰備件庫房(存放木質包裝箱、棉質保溫門簾以及其他雜物等)發生意外火災時，庫房內彈藥處于緩慢升溫熱環境。假設庫房被火場包裹，火場溫度為1 200 ℃[12]，庫房內部溫度在熱傳導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空氣的熱傳導過程，如式(1)所示：

(1)

式中：λ為比例系數，稱為傳熱系數或導熱系數，W/(m·℃)；Ф為導熱量，W；A為導熱面積，m2；δ為壁面厚度，m；tw1,tw2分別為壁面兩側溫度，℃。

根據斯蒂芬-玻爾茲曼定律計算高溫產生的熱輻射Eb由式(2)可得：

Eb=σbT4

(2)

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

2)艦船艙室火災模型

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]，導熱性能良好，因此與著火艙室相隔較遠的艙室也會受到火災的影響。本文建立如圖2所示的二維計算模型，設置6個測點，分別為A，B，C，D，E，F。彈藥艙長15 m，寬4 m，共有3個艙室分1行排布，發生火災的艙室位于左側，艙室溫度根據標準火災溫度-時間曲線[12]確定，計算過程中考慮熱傳導、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、艙室中心點以及遠離著火艙室的艙壁處設置溫度監測點，計算所用參數見表1。

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

1.2 發動機仿真模型

以貯存在庫房內的某型發動機為研究對象，發動機的結構簡圖如圖3所示，其外徑為66 mm，殼體壁厚3 mm，絕熱層厚1.5 mm，推進劑裝藥內徑為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]。根據結構圖建立二維仿真模型，設置3處溫度測點，分別為a，b，c。計算所用的參數[15]見表2。

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

圖3 發動機結構簡圖Fig.3 Schematic diagram of engine structure

為了簡化計算，做出如下假設[16]：

1)推進劑與殼體間無間隙，且忽略接觸熱阻。

2)推進劑裝藥在整個烤燃過程中為固態，不考慮相變影響。

3)采用Arrhenius定律描述推進劑裝藥的自熱反應過程，化學反應為零級放熱反應。

4)各材料的物性參數及化學動力學參數為常量，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為導熱率，J/(m·℃)；Si為內熱源，J/m3。

推進劑裝藥的內熱源為其自熱反應放熱率。采用Arrhenius定律描述推進劑裝藥的自熱反應過程，化學反應為零級放熱反應，反應速率如式(4)所示：

(4)

式中：v為化學反應速率常數，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，J/(kg·K)；f(α)為反應機理函數，由于假設化學反應為零級放熱反應，n=0，則f(α)=1。

2 仿真計算及分析

2.1 地面倉庫火災計算

地面倉庫外部發生火災時，倉庫內部的溫度分布及變化過程如圖4所示。由圖4可以看出：隨著火災持續時間的增長，在熱傳導、對流以及輻射的作用下，倉庫內部的溫度也在不斷升高。

圖4 地面倉庫內部溫度分布云圖Fig.4 Cloud images of temperature distribution inside ground warehouse

計算得到倉庫內部各監測點的溫度-時間曲線如圖5所示，將溫度-時間曲線對時間進行一次求導，得到各監測點的升溫速率曲線如圖6所示。

圖5 倉庫內各測點溫度-時間曲線Fig.5 Temperature-time curves of each measurement point in warehouse

圖6 倉庫內各測點升溫速率曲線Fig.6 Heating rate curve of each measurement point in warehouse

由圖5～6可以看出，各監測點的升溫速率相差較大。總體來看，距離墻壁位置越近的監測點其溫度升高越快，各測點升溫速率的變化范圍位于2.4～53.2 K/h之間。

2.2 典型艦船艙室火災計算

艦船艙室結構不同，其艙室壁厚存在較大區別，分別對彈藥艙壁厚為10,25,30,40 mm時，艙室1和艙室2的溫度變化情況進行數值模擬，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末為加熱結束時彈藥艙的溫度，K；t為彈藥艙升溫時間，h。

根據式(5)計算得出各測點的平均升溫速率如圖8所示。由圖8可以看出，各測點的平均升溫速率均在25～31 K/h左右，隨著壁厚增加，各測點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均為距離著火艙室最近的點，但是艙室2中F點的升溫速率略高于E點，這是由于F點靠近艙壁，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升溫速率Fig.8 Heating rate of each measurement point under different cabin wall thickness

2.3 熱刺激下發動機響應過程計算

由圖4～8的計算結果可以看出，當地面倉庫、艦船艙室等典型庫房發生火災時，彈藥所處環境的升溫速率有很大區別，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高于3.3 K/h，這與大量彈藥熱刺激事故的整理分析結果也是相符的[8]。因此本節以典型發動機為研究對象，根據上述計算結果，分別模擬計算當升溫速率3.3,10,20,30,40 K/h時發動機的烤燃響應情況。計算得到不同升溫條件下發動機點火時刻的溫度云圖如圖9所示，發動機的點火時間和點火溫度見表3。

圖9 不同升溫速率下發動機點火時刻溫度云圖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，發動機的點火位置均在推進劑內側。這是由于環境升溫速率總體來說較低，外部熱量可以傳導到推進劑內部均勻分布，但推進劑內部反應產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，發動機烤燃點火時間減少，且升溫速率和點火時間的變化并非為線性關系。

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

圖10 發動機點火時刻a,b,c點溫度Fig.10 Temperatures of points a,b and c in engine at ignition time

3 結論

1)慢速烤燃試驗源自發生于彈藥外部環境的火災，考慮彈藥儲存和運輸實際情況，建立庫房火災和艙室火災仿真模型，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，不同火災中彈藥所處環境的升溫速率范圍為2.4～53.2 K/h，普遍大于標準慢速烤燃試驗中3.3 K/h的升溫速率。

2)以不同火災環境中監測點的升溫速率為邊界條件，計算固體發動機緩慢加熱條件下的響應情況。結果表明，隨著升溫速率增加，固體發動機烤燃點火時間提前，在點火瞬時發動機中間位置處推進劑的溫度下降，兩端推進劑的溫度升高，且點火位置向固體發動機喉部移動。