基于FDS與CFD組合的快速烤燃數(shù)值模擬

肖 游，智小琦，王 琦

(中北大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，山西 太原 030051)

引 言

快速烤燃試驗(yàn)是評(píng)估彈藥熱易損性的重要指標(biāo)之一，國(guó)內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)對(duì)彈藥的快速烤燃進(jìn)行了許多研究。戴湘暉等[1]對(duì)大尺寸侵徹彈進(jìn)行了快速烤燃試驗(yàn)，檢驗(yàn)在大火中的熱敏烈度；美國(guó)猶他大學(xué)的Ciro W等[2]進(jìn)行了一系列在鋼殼限制下、以HMX為主的混合炸藥的快速烤燃試驗(yàn)，結(jié)果表明，試驗(yàn)可以直觀評(píng)估彈藥熱安全性。

由于快速烤燃試驗(yàn)的高成本和對(duì)環(huán)境的污染性較重，大部分學(xué)者通過(guò)數(shù)值模擬的方法預(yù)測(cè)彈藥的點(diǎn)火時(shí)間與點(diǎn)火溫度。Yang H W等[3]采用FLUENT軟件對(duì)試件施加不同升溫速率和不同熱流密度等邊界條件進(jìn)行數(shù)值模擬，再與以酒精為燃料的快速烤燃試驗(yàn)對(duì)比，發(fā)現(xiàn)點(diǎn)火位置為靠近外壁的環(huán)形區(qū)域，熱流密度增加、點(diǎn)火時(shí)間縮短、點(diǎn)火溫度提高。Gross M L等[4]以試驗(yàn)所測(cè)的平均熱通量為邊界條件，采用一維瞬態(tài)模擬方法，對(duì)以HMX為主的混合炸藥進(jìn)行快速烤燃研究，提出了對(duì)于小尺寸彈藥使用經(jīng)驗(yàn)數(shù)據(jù)預(yù)測(cè)點(diǎn)火時(shí)間的方法。Sahin H等[5]通過(guò)將試驗(yàn)測(cè)得平均溫度作為邊界條件，利用FLUENT軟件進(jìn)行仿真，研究火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的快速烤燃特性，并用MATLAB軟件計(jì)算了快速烤燃過(guò)程中燃燒室內(nèi)部的壓力。

從上述情況可見(jiàn)，目前國(guó)內(nèi)外對(duì)快速烤燃仿真研究，主要是通過(guò)FLUENT軟件設(shè)定較快的升溫速率以控制殼體的升溫，或者對(duì)試件表面采用完全相同的熱通量作邊界條件進(jìn)行模擬。這與實(shí)際快速烤燃狀態(tài)不完全吻合。因?yàn)榭焖倏救荚囼?yàn)時(shí)，試件表面溫度不可能完全相同，而且火焰的特征量是隨時(shí)間變化的，這樣試件表面的溫度也是變化的。

本研究采用火災(zāi)動(dòng)力學(xué)軟件(FDS)模擬裝填熔鑄B炸藥(60%RDX/40%TNT)試件的快速烤燃試驗(yàn)，通過(guò)池火火焰產(chǎn)生的對(duì)流與輻射熱通量對(duì)試件的傳熱監(jiān)測(cè)試件的溫度變化，并將試件不同位置的真實(shí)溫度作為邊界條件用于FLUENT軟件中，研究火焰不同階段的特征及油池尺寸對(duì)其的影響，利用B炸藥多步分解機(jī)制計(jì)算試件內(nèi)部炸藥的熔化情況，以期為彈藥快速烤燃模擬方法的研究與試驗(yàn)裝置設(shè)計(jì)提供參考。

1 理論模型

快速烤燃過(guò)程中，火焰燃燒環(huán)境為開(kāi)放空間，液體燃料燃燒產(chǎn)生的熱對(duì)流和熱輻射共同作用于試件，試件通過(guò)熱傳導(dǎo)使內(nèi)部裝藥溫度升高，直到炸藥達(dá)到點(diǎn)火溫度發(fā)生點(diǎn)火反應(yīng)。

1.1 熱通量模型

(1)

輻射熱通量是試件吸收的輻射熱通量和試件表面發(fā)射的輻射熱通量之差，忽略試件表面向內(nèi)傳遞的熱通量，不考慮各種波長(zhǎng)的影響。因此，當(dāng)試件表面吸收率和發(fā)射率相等時(shí)，表面接收的輻射凈熱通量可以表示為：

(2)

火災(zāi)的特點(diǎn)是溫度分布不均勻，理論上入射輻射熱通量應(yīng)該包括附近火焰和熱氣等所有輻射源的貢獻(xiàn)，即入射輻射熱通量可以寫(xiě)成所有輻射源貢獻(xiàn)的總和，設(shè)Fi為視圖因子，則[6]：

(3)

式中：εi為不同物質(zhì)的發(fā)射率；Ti為不同物質(zhì)溫度，K。

對(duì)流熱通量取決于周?chē)鸁釟饬鳒囟群驮嚰砻鏈囟戎?。由牛頓冷卻公式[8]：

(4)

式中：h為換熱系數(shù)，W·m-2·K-1；Tg為試件表面的氣體溫度，K。

由此可知，通量與溫度差值成正比。則傳入試件表面單位面積的總凈熱通量可以表示為：

(5)

1.2 絕熱表面溫度

將暴露在火焰中的試件表面視作完美絕熱體，其溫度應(yīng)稱為絕熱表面溫度TAST。故殼體表面的總凈熱通量為零。

(6)

根據(jù)Wickstr?m U[9-10]的研究，用平板溫度計(jì)測(cè)量火災(zāi)中物體的表面溫度，這個(gè)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)用于仿真計(jì)算中。

1.3 接觸熱阻

接觸熱阻廣泛存在于相互接觸的兩個(gè)固體之間，實(shí)際上的接觸僅僅發(fā)生在一些離散的面積元上，在未接觸的界面間隙之間常常充滿了空氣，增加了熱量通過(guò)間隙傳遞的阻力。在炸藥裝藥中，由于殼體與炸藥之間并非完全貼合，而是通過(guò)離散的點(diǎn)接觸，這就造成了殼體與炸藥之間接觸熱阻的存在。接觸熱阻的計(jì)算公式為[11]：

(7)

式中：R為接觸面間接觸熱阻，m2·K·W-1；A為垂直于熱通量方向的面積，m2；k為熱導(dǎo)率，W·m-1·K-1；Δx為接觸面之間的距離，m。丁洋等[12]的研究與本研究參數(shù)相近，故炸藥與殼體之間的接觸熱阻取值為0.003m2·K·W-1。

1.4 炸藥分解動(dòng)力學(xué)

對(duì)B炸藥的仿真計(jì)算做如下假設(shè)：(1) 忽略炸藥體積變化；(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來(lái)表示[13]：

(8)

式中：φ為通用變量，可表示質(zhì)量、動(dòng)量、能量等；ρ為密度，g/cm3；Γ為通用的擴(kuò)散系數(shù)；μ為黏度，Pa·s；S代表炸藥自熱反應(yīng)源項(xiàng)。

為精確計(jì)算炸藥的分解過(guò)程，并監(jiān)測(cè)中間產(chǎn)物質(zhì)量分?jǐn)?shù)的變化，采用多步反應(yīng)動(dòng)力學(xué)模型描述RDX和TNT炸藥的分解過(guò)程。炸藥中RDX的分解機(jī)理為[14-15]：

A→B,r1=Z1exp(-E1/RT)φA

(9)

B→D,r2=Z2exp(-E2/RT)φB

(10)

D→F,r3=Z3exp(-E3/RT)φD

(11)

式中：r為反應(yīng)速率，mol/(L·s)；Z為指前因子，s-1；E為活化能，J/mol；R為普適氣體常數(shù)，8.314J/(mol·K)；A為RDX炸藥；B為固體中間產(chǎn)物；D為氣體中間產(chǎn)物；F為氣體終產(chǎn)物；φA、φB、φD分別為其對(duì)應(yīng)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

炸藥中TNT的三步分解機(jī)理為[16]：

G→H,r4=Z4exp(-E4/RT)φG

(12)

H→I,r5=Z5exp(-E5/RT)φH

(13)

I→J,r6=Z6exp(-E6/RT)φI

(14)

式中：G為T(mén)NT炸藥，H和I均為中間產(chǎn)物，J為氣體最終產(chǎn)物；φG、φB和φI分別為對(duì)應(yīng)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

對(duì)于每一步反應(yīng)，熱量生成速率可表示為：

S=riφiQi

(15)

式中：Q為反應(yīng)熱，J/kg；i表示多步反應(yīng)動(dòng)力學(xué)的第i步，i=1,2,3。

故RDX和TNT在多步反應(yīng)中生成熱量為：

SRDX=S1+S2+S3

(16)

STNT=S4+S5+S6

(17)

將計(jì)算網(wǎng)格設(shè)為混合熱分解單元[17]，RDX和TNT反應(yīng)吸收或釋放的熱量為各自多步反應(yīng)吸收或釋放的熱量，單元總熱量為RDX和TNT吸收或釋放熱量的總和。這樣，炸藥熱分解過(guò)程中生成的總熱量為：

SB=0.6SRDX+0.4STNT

(18)

炸藥與殼體的物性參數(shù)及反應(yīng)動(dòng)力學(xué)參數(shù)分別見(jiàn)表1和表2。

表1 炸藥與殼體的物性參數(shù)Table 1 Physical parameters of explosives and shells

表2 炸藥反應(yīng)動(dòng)力學(xué)參數(shù)Table 2 Kinetic parameters of explosive reactions

為了驗(yàn)證快速烤燃數(shù)值模擬的可行性，基于快速烤燃試驗(yàn)進(jìn)行模擬驗(yàn)證。

2 B炸藥快速烤燃試驗(yàn)

烤燃裝置由油池、支架、航空煤油、熱電偶、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、烤燃試件等組成。試件尺寸為Φ76mm×256mm，殼體和端蓋厚度均為7.5mm。B炸藥藥柱尺寸為Φ61mm×241mm，裝藥量為1190g，充滿空間。油池的長(zhǎng)×寬×高=1000mm×800mm×100mm，油池與支架材料均為45號(hào)鋼，燃料為JP-8航空煤油。熱電偶為WRN-130的K型熱電偶，量程為0～1200℃，精度0.1K。試件水平放置，在試件周?chē)?試件幾何中心徑向的X軸負(fù)方向下部、X軸負(fù)方向上部和X軸正方向下部距試件表面均10cm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0.01K)采集火焰溫度。采用起爆器擊發(fā)電點(diǎn)火頭點(diǎn)燃航空煤油。烤燃試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)布置如圖1所示。

圖1 快速烤燃試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)布置圖Fig.1 Site 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)間變化曲線如圖2所示。由圖2可知，監(jiān)測(cè)點(diǎn)3在點(diǎn)火后15s內(nèi)溫度達(dá)到500℃以上，其余測(cè)點(diǎn)溫度由于環(huán)境因素影響而稍低，監(jiān)測(cè)點(diǎn)1、2、3火焰達(dá)到穩(wěn)定后火焰平均溫度分別為633、538和679℃，距離油面較高的測(cè)點(diǎn)2溫度最低。從點(diǎn)火開(kāi)始計(jì)時(shí)，49s試件發(fā)生響應(yīng)，伴有一聲巨響，各監(jiān)測(cè)點(diǎn)斷路。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)情況可見(jiàn)，油池里及外部有不同程度的燃燒火光，油池底部被破片擊穿，煤油泄漏，放試件的支架扭曲并損壞。由于試驗(yàn)環(huán)境復(fù)雜，只回收到部分破片殘骸，殼體沿軸向撕裂，破片尺寸較大。

圖2 溫度—時(shí)間變化曲線Fig.2 Temperature-time curves

油池里的火光是沒(méi)有完全反應(yīng)的繼續(xù)燃燒的灑落小藥塊，火光較亮。旁邊的火光是濺飛的燃料點(diǎn)燃易燃物著火所致。綜合判定，快速烤燃試驗(yàn)響應(yīng)等級(jí)為爆炸反應(yīng)。

3 數(shù)值模擬

3.1 快速烤燃試驗(yàn)仿真

用FDS軟件計(jì)算航空煤油燃燒對(duì)試件的傳熱，建立的快速烤燃模型，包含油池、燃料和試件。由于FDS采用大渦模擬(LES)方法進(jìn)行火災(zāi)計(jì)算，只計(jì)算湍流場(chǎng)中大尺度的渦流，將小尺度的渦流簡(jiǎn)化或者忽略。因此，網(wǎng)格對(duì)計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確性有很大影響，為盡可能提高計(jì)算精度，計(jì)算域?yàn)?m×5m×4m。計(jì)算網(wǎng)格尺寸為0.02m×0.02m×0.02m?？焖倏救寄Ｐ腿鐖D3所示。由于實(shí)際快速烤燃情況為開(kāi)放條件，將計(jì)算域壁面和頂部設(shè)置為開(kāi)放類(lèi)型，將試件表面設(shè)置為絕熱表面，忽略試件支架對(duì)傳熱的影響。

圖3 快速烤燃模型Fig.3 Fast cook-off model

在FDS中采用集總組分法對(duì)燃料、空氣、燃燒產(chǎn)物和煙氣4項(xiàng)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)置點(diǎn)火點(diǎn)，直至火焰將試件完全包裹，快速烤燃模擬場(chǎng)景如圖4所示，其截面云圖如圖5所示。火焰將試件完全包裹，試件側(cè)表面溫度保持均勻，火焰溫度峰值出現(xiàn)在試件下方。

圖4 火焰結(jié)構(gòu)示意圖Fig.4 Schematic diagram of flame structure

圖5 不同方向的火焰結(jié)構(gòu)云圖Fig.5 Flame structure nephogram in different directions

設(shè)置與快速烤燃試驗(yàn)位置相同的3個(gè)溫度監(jiān)測(cè)點(diǎn)，通過(guò)池火數(shù)值計(jì)算所得到的試件周?chē)鹧鏈囟茸兓€如圖6所示，火焰在點(diǎn)火18s后升溫至500℃，測(cè)點(diǎn)1、2、3平均溫度分別為684、567和693℃，溫度誤差分別為8.1%、5.4%和2.1%，與試驗(yàn)曲線基本吻合。

圖6 火焰中測(cè)點(diǎn)溫度變化曲線Fig.6 Temperature curves of measuring points in flame

由圖6可以看出，在靠近試件壁面處的火焰溫度較外層的低，且試件上方火焰溫度略低于試件下方的火焰溫度。這是因?yàn)闊崃骼@試件形成湍流所致，越靠近壁面，氧氣含量越低，燃燒越不充分；此外，試件上方火焰結(jié)構(gòu)較為稀薄，故火焰溫度較低。

對(duì)比實(shí)際烤燃試驗(yàn)，試件不同位置所吸收的熱量不同，在模型中將試件分為6個(gè)部分(將試件側(cè)表面等分為均勻的4份，最靠近池底編號(hào)為1，2～4順時(shí)針排列，5、6為左右兩個(gè)端面)，監(jiān)測(cè)點(diǎn)位于每個(gè)面中心，如圖7所示。同時(shí)監(jiān)測(cè)試件6個(gè)位置的絕熱溫度平均變化，試件表面的溫度變化如圖8所示。

圖7 試件模型與測(cè)點(diǎn)示意圖Fig.7 Schematic diagram of the test specimen model and measuring points

圖8 殼體不同位置溫度變化曲線Fig.8 Temperature curves at different positions of the shell

比較不同位置處的溫度曲線，并將燃料點(diǎn)火后火焰的變化分為3個(gè)階段：點(diǎn)火階段、發(fā)展階段和穩(wěn)定階段。點(diǎn)火階段，火苗由點(diǎn)火點(diǎn)迅速蔓延至整個(gè)油面并開(kāi)始逐漸上升，在火焰的作用下試件下部溫度首先升高，試件側(cè)壁和端面溫度上升較后，而試件上部溫度幾乎沒(méi)有升高。

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，火焰逐漸將試件包裹其中，此時(shí)試件側(cè)表面溫度均迅速增加。由于試件端面與氣流流動(dòng)方向平行，所接受的熱量不穩(wěn)定，且試件軸向與池寬度方向平行，兩端火焰結(jié)構(gòu)較稀薄，故溫度波動(dòng)較大。而上表面溫度較穩(wěn)定地持續(xù)上升。

穩(wěn)定階段，火焰將試件完全包裹，火焰的變化僅有自身脈動(dòng)，各表面溫度趨于動(dòng)態(tài)穩(wěn)定，但試件上測(cè)點(diǎn)溫度較下面兩測(cè)點(diǎn)溫度低。這主要是由于試件放置位置距離油面較高所致。由此可見(jiàn)，試件放置方向與位置高低是影響表面溫度的重要因素。

油池火焰中未充分燃燒的C原子等形成的碳煙顆粒是輻射熱的主要釋放體。試件表面各個(gè)部位的總熱通量以及所占的輻射熱通量與對(duì)流熱通量比例分別見(jiàn)圖9和圖10。

圖9 試件表面不同位置處的總熱通量變化曲線Fig.9 Variation curves of total heat flux at different positions on the test specimen surface

圖10 試件表面不同位置熱通量占比Fig.10 Percentage of the heat flux at different locations on the test specimen surface

從圖9和圖10可知，在點(diǎn)火階段，試件下表面總熱通量與輻射熱通量均為最高，試件上表面還未受火焰作用，其總熱通量與輻射熱通量均最低，但相對(duì)而言對(duì)流熱通量占比較高；當(dāng)火焰引起空氣繞試件流動(dòng)后，上表面的對(duì)流作用強(qiáng)于輻射的作用；火焰達(dá)到穩(wěn)定階段前，火焰的高度在變化，試件表面各個(gè)部位的熱通量與溫度均在升高，且上表面仍是對(duì)流熱通量占主要作用；隨著煙氣上升，輻射熱通量占比逐漸增加。當(dāng)火焰逐漸包裹試件進(jìn)入穩(wěn)定階段后，煙氣繼續(xù)上升，表面各個(gè)部位的溫度與熱通量均趨于穩(wěn)定，總的輻射熱通占比為91%左右，與Faghri M[22]以JP-8為燃料的快速烤燃研究結(jié)果、輻射熱通量占比90%相近。因此，輻射熱通量是快速烤燃的主要熱源。

3.2 快速烤燃試件的傳熱模擬

基于上述第二部分的試驗(yàn)，在FLUENT軟件中建立試件有限元模型，模型尺寸與試驗(yàn)尺寸一致，網(wǎng)格尺寸為0.5mm×0.5mm×0.5mm，將烤燃試件絕熱表面溫度作為CFD計(jì)算的邊界條件，分別賦予不同溫度，將試件與炸藥接觸面設(shè)置為耦合邊界條件，并設(shè)置接觸熱阻。B炸藥參數(shù)按照炸藥組份比例組合所得，其密度ρ為1690g/cm3，比熱容C為1322.4J/(kg·K)，導(dǎo)熱系數(shù)λ為0.23W/(m·K)。B炸藥達(dá)到熔化點(diǎn)時(shí)開(kāi)始熔化，使用Boussinesq近似簡(jiǎn)化Navier-Stokes方程來(lái)模擬藥柱內(nèi)部的自然對(duì)流，進(jìn)而對(duì)試件內(nèi)部炸藥進(jìn)行快速烤燃模擬，直到炸藥裝藥發(fā)生點(diǎn)火。

仿真結(jié)果顯示，油池點(diǎn)火51.4s后試件發(fā)生點(diǎn)火響應(yīng)，與試驗(yàn)的49s點(diǎn)火相比，誤差為4.9%。藥柱表面溫度變化云圖如圖11所示。

圖11 藥柱表面溫度變化云圖Fig.11 Nephogram of the temperature variations on the charge surface

從圖11可知，12s時(shí)火焰處于發(fā)展階段的前期，藥柱上表面溫度明顯低于其余部位溫度，表面最高溫度低于81.3℃，沒(méi)有相變發(fā)生。隨著火焰的發(fā)展，24s時(shí)，藥柱表面溫度升高并達(dá)到熔化溫度，即表層炸藥熔化，最高溫度區(qū)域在底部及兩端面棱角處，最高溫度低于177.3℃，最低溫度仍然在藥柱上表面較窄的軸向區(qū)域；36s時(shí)藥柱表面溫度持續(xù)提升，溫度分布情況依然如上，但是最高溫度出現(xiàn)在藥柱兩端面的棱角處，達(dá)到201.8℃以上，RDX發(fā)生分解反應(yīng)；51.4s時(shí)發(fā)生點(diǎn)火，點(diǎn)火區(qū)域發(fā)生在兩端面棱角處。

點(diǎn)火時(shí)，藥柱縱剖面溫度分布云圖如圖12所示。從圖12可知，藥柱只有表層很少的部分發(fā)生熔化，由于熔化量極少，熔化部分幾乎監(jiān)測(cè)不到流動(dòng)速度；通過(guò)多步反應(yīng)機(jī)制計(jì)算，點(diǎn)火時(shí)B炸藥中RDX與TNT分解的質(zhì)量百分比分別為0.01%和0.0001%。與徐瑞[15]所做的同等狀態(tài)的慢速烤燃相比差距很大，說(shuō)明快速烤燃點(diǎn)火時(shí)炸藥分解質(zhì)量遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于慢速烤燃。如此少的炸藥分解產(chǎn)生的氣體壓力不足以使殼體破裂，可見(jiàn)炸藥發(fā)生響應(yīng)主要是表層棱角處炸藥達(dá)到爆發(fā)點(diǎn)所致。點(diǎn)火時(shí)，藥柱內(nèi)部絕大部分區(qū)域的溫度低于33.1℃，這是由于炸藥熱導(dǎo)系數(shù)很低，熱傳導(dǎo)能力較差的緣故。可見(jiàn)快速烤燃響應(yīng)時(shí)，藥柱表層較薄的范圍內(nèi)溫差較大，會(huì)產(chǎn)生較大溫度應(yīng)力，這或許也是快速烤燃時(shí)表層炸藥發(fā)生點(diǎn)火的因素之一。

圖12 點(diǎn)火時(shí)刻藥柱溫度分布Fig.12 Temperature distribution of the charge column at the ignition time

由于B炸藥的熔點(diǎn)在81℃左右，通過(guò)監(jiān)測(cè)計(jì)算，發(fā)現(xiàn)藥柱表面不同位置處的熔化層厚度不同，下表面熔化最多，厚度最厚；其次是兩側(cè)表面，熔化層最薄的是藥柱的兩端面。藥柱各溫度邊界處的熔化層厚度分別為：1號(hào)界面2.19mm；2號(hào)界面2.01mm；3號(hào)界面1.82mm；4號(hào)界面1.93mm；5號(hào)界面1.28mm；6號(hào)界面1.30mm。

3.3 油池尺寸增加對(duì)快速烤燃的影響

為研究池火對(duì)快速烤燃的影響，使用尺寸更大的相同長(zhǎng)寬比的油池(1500mm×1200mm×130mm)進(jìn)行Φ76mm試件的快速烤燃數(shù)值模擬，試件高度距油面距離與試驗(yàn)相同，3個(gè)測(cè)點(diǎn)位置也與試驗(yàn)一致。仿真所用的物性參數(shù)同上。圖13為3個(gè)測(cè)點(diǎn)的火焰溫度—時(shí)間曲線。

圖13 3個(gè)測(cè)點(diǎn)火焰溫度—時(shí)間曲線Fig.13 Temperature—time curves of three measuring points

由圖13可見(jiàn)，當(dāng)使用較大的油池，火焰升溫速率更快，火焰平均溫度比小油池的更高，且3個(gè)測(cè)點(diǎn)所測(cè)溫度值更加接近，均在830℃左右，比小油池溫度提升近140℃以上。

圖14為試件6個(gè)面(劃分與前面相同)的溫度—時(shí)間曲線。由圖14可見(jiàn)，大尺寸油池，火焰發(fā)展期的時(shí)間縮短，穩(wěn)定期的時(shí)間延長(zhǎng)，試件6個(gè)表面的溫度也更接近，且溫度脈動(dòng)幅度減小。可見(jiàn)，快速烤燃時(shí)，采用尺寸較大的與烤燃試件相匹配的油池更合理，且烤燃試件的安放位置距油面的高度也可以提升。

圖14 大油池快速烤燃時(shí)試件表面溫度Fig.14 Surface temperature of the test specimen during the fast cook-off in a large oil pool

圖15為總熱通量、輻射熱通量隨時(shí)間變化的曲線。由圖15可見(jiàn)，油池尺寸增大，總熱通量提高，且輻射熱通量的占比也隨之提高。

圖15 試件不同位置熱通量變化曲線Fig.15 Curves of heat flux variations at different positions of the test specimen

通過(guò)模擬計(jì)算可知，Φ76mm烤燃試件使用較大的油池快速烤燃，火焰發(fā)展期所用的時(shí)間比小油池縮短10s左右，響應(yīng)時(shí)間為46.2s，比小油池縮短5.2s，點(diǎn)火區(qū)域仍位于兩端面的棱角區(qū)域。

4 結(jié) 論

(1)將FDS與CFD組合模擬計(jì)算的快速烤燃更能真實(shí)地體現(xiàn)火焰結(jié)構(gòu)的變化特性與邊界條件的差異，計(jì)算的溫度—時(shí)間曲線與試驗(yàn)曲線吻合，且能獲得快速烤燃過(guò)程中輻射熱通量與對(duì)流熱通量的變化特性；裝填B炸藥的試件進(jìn)行快速烤燃，響應(yīng)時(shí)刻藥柱只有表層很少部分炸藥熔化，絕大部分藥溫仍然是常溫，響應(yīng)烈度為爆炸反應(yīng)。

(2)快速烤燃過(guò)程中，輻射熱通量的貢獻(xiàn)起主導(dǎo)作用，占比為91%左右；火焰溫度隨著油池尺寸的變化而變化，油池尺寸越大，火焰溫度越高，火焰達(dá)到穩(wěn)定階段的時(shí)間越短，輻射熱通量的作用也越大，對(duì)于確定的試件而言，響應(yīng)時(shí)間也越短。