大容量氧烛隔热防护与热损分析

翟 康，唐 平，路中华，张 衍，聂少云

(中国工程物理研究院 a.化工材料研究所; b.安全弹药研发中心，四川绵阳 621000)

氧烛是较新型的化学产氧设备，启动后能使内部含氧材料反应，持续放出可供人体直接呼吸的纯净氧气。具有单位体积小，储氧量大，使用过程无需外加动力等优点。20 世纪60年代，美国将其作为应急氧源装配到核潜艇上。目前氧烛广泛应用于航空航天，舰船潜艇，高原洞库等环境［1-5］。同时研究人员在配方设计、成型工艺、氧烛结构等方面也持续进行研究［6-11］。

在氧烛反应放氧的过程中，为了维持内部含氧材料的持续反应，反应温度需要长时间维持在300℃左右，这就导致包裹含氧材料的机械外壳也持续高温，会对使用环境造成很大的影响，同时高温容易对人员造成伤害，所以对大容量氧烛进行隔热处理是极有必要的［9］。

当隔热结构进行防护后，会影响氧烛内部的温度场，导致氯酸钠分解反应的过程中温度升高，氯酸钠在较高温度下分解会产生副反应，会产生有毒氯气。所以需要改变含氧材料中金属燃料的含量。当采用试验手段进行隔热材料和结构的验证，需要耗费大量人力和物力。

本文利用数值模拟软件分析二氧化硅气凝胶毡的隔热效果，计算氧烛隔热材料添加前后的热损速率，对改进和设计大容量氧烛有积极的指导意义。

1 氧烛原理

氧烛的产氧原理是氯酸盐加热分解产生氧气。早期采用氯酸钾，但由于氯酸钾吸潮并且不易点燃，目前大部分氧烛均采用氯酸钠作为含氧原料，化学反应方程式如下

如图1 所示，氧烛一般由启动点火装置，含氧药块，气体过滤材料和外壳构成。含氧药块为主体，氯酸钠为氧源; 金属粉燃料提供热量，维持反应持续进行，常用铁粉、锰粉、镁粉等;加入催化剂提高反应速率，如钴的氧化物;加入生石灰抑制产生的少量氯气。经过混合压制形成含氧药块。为提高药块压药强度，常加入玻璃纤维、硅藻土等作为黏合剂。外壳起机械支撑作用，常采用不锈钢。气体过滤材料过滤氧气中的杂质、颗粒、微量氯气［10-12］。

图1 大容量氧烛结构示意图

2 氧烛热损分析

2.1 氯酸盐分解副反应

当对氧烛进行隔热处理后，会改变壳体内部的热量场，在药柱配方不变的情况下，导致产氧药柱反应温度升高，当温度过高时，氯酸钠会按下式进行分解，放出氯气［13］

为了防止氯气的产生，应对隔热材料添加前后的热损量进行计算，通过前后对比，来减少药块配方中金属燃料的添加量，使内部温度始终维持在氯酸钠分解的适合温度。

2.2 热损对比

将氧烛简化为一维稳定导热模型，如图2 所示。整个氧烛机械外壳和隔热材料简化为均质圆筒壁和底部的圆形平板。

均匀物质内存在温度梯度时，会导致其内部能量传递，能量传递的速率为［14］

图2 简化氧烛模型

未加隔热材料时，底部为匀质圆形平板，不锈钢热导系数简化为常数，将式(1)分离变量并积分，底部圆板不锈钢传导热流为

对于不锈钢匀质圆筒壁，垂直于径向传导热流方向的面积为(r2+r3)πL，L 为圆筒长度，带入式(3)进行积分，整理后可得

式中:Δxa为不锈钢厚度;ka为不锈钢热导系数;T1为氧烛药块反应温度;T3为未加隔热材料时筒壁温度; T1、T3可通过试验测量。

添加隔热材料后，底部看作隔热材料和不锈钢复合平板，在稳态情况下，根据能量守恒，导热率

将筒壁看作隔热材料和不锈钢的双层圆筒，导热率

式中:Δxb为隔热材料厚度; kb为隔热材料热导系数; T'3为添加隔热材料后筒壁温度。

设ε 为隔热材料添加前后，其导热造成的传热速率差

同时，氧烛反应放出的氧气仍是处于比较高的温度，氧气会携带热量排出壳体，对于维持内部氯酸钠反应温度时，这部分由氧气携带出的热量需进行考虑，通过试验对出氧口释放的氧气温度T 进行检测，基本维持80℃左右，所以热能的传递可以看作是稳态过程，其携带的热量就可根据

进行计算。式中:m0为氧气释放质量，根据配方中氯酸钠含量进行计算;C0为氧气比热容。

添加隔热材料时，根据ε 值，对原有配方中金属粉含量进行调整，保证壳体内部热场与隔热材料添加前一致，维持内部温度不变，抑制产生氯气的副反应进行; 当对氧烛进行初始设计时，则需考虑q'1、q'2、q0对内部热量的热损，来确定药块中金属粉含量。

3 氧烛隔热防护数值模拟

大容量氧烛产氧3 000 L，持续时间45 min。内部药块产生的热量一部分随高温氧气释放到环境中，另一部分通过导热传递至隔热结构和不锈钢外壳。在实际大容量氧烛稳定放氧过程中，用红外测温仪对药块表面进行测量，氧烛内部反应温度维持在260℃左右，可作为恒定温度载荷加载至外壳和隔热材料。以热传导能量控制方程为基础，基于ANSYS有限元软件对氧烛隔热防护进行分析。

3.1 模型建立

氧烛尺寸Φ140 ×400 mm，上端面开Φ30 出氧气口。为简化计算，取四分之一建立三维模型。选择quads only 网格、Solid70 单元对几何模型经行空间离散。模型内部根据氧烛中实际药块尺寸，加载恒定温度载荷260℃，仿真模型如图3所示。

图3 氧烛外壳和隔热材料FEM 模型

外壳为1.5 mm 厚不锈钢。隔热材料选用二氧化硅气凝胶棉毡［7-8］，热传导系数0.02 w/(mK)，比热容330 kJ/（m3·K）密度220 kg/m3，采用不同厚度分别建模。不锈钢密度7 850 kg/m3，比热500 J/kg℃，热导系数15w/(mK)，外壳尺寸Φ140 ×400mm，空气对流系数20w/(m2·K）。

求解时，采用损态求解器求解，时间2 700 s，输出步数设100，设定环境温度25℃，初始温度25℃。

3.2 仿真结果与讨论

模拟隔热材料二氧化硅气凝胶棉毡分别为3 mm、6 mm、10 mm 3 种工况。图4 ～图6 为第45 min 时，添加不同厚度的隔热材料，氧烛外壳的温度分布云图。由于只关心外壳温度情况，取消了显示隔热材料，仅显示不锈钢外壳温度分布。

内部温度载荷加载为产氧药块接触外壳的范围，所以，温度在外壳竖直方向呈现由下至上逐渐降低的梯度，在出氧口附近温度最低，在药块中心高度位置对应的壳体外，出现温度最高点，这与实际对氧烛反应过程中，对温度监控得到的情况一致。随着隔热材料的加厚，外壳最高温度依次降低。

图4 3 mm 厚隔热材料氧烛外壳体温度分布云图

图5 6 mm 厚隔热材料氧烛外壳体温度分布云图

图6 10 mm 厚隔热材料氧烛外壳体温度分布云图

表1 不同隔热材料厚度对应外壳温度

二氧化硅气凝胶导热系数低［15-16］，绝热效果良好，但是由于大容量氧烛内部热源尺寸较大，且长时间维持较高温度，所以，需要采取较厚的棉毡才能满足固氧的正常使用要求。由数值模拟可知，二氧化硅气凝胶棉毡在厚度在10 mm时，随着固氧发生器内部药块持续燃烧，外壳最高温度为50.487℃，大部分时间处于50℃以下，已完全满足隔热要求。

图7 是不同厚度隔热材料在45 min 内温度时程曲线。随着氧烛放氧过程的持续进行，外部壳体温度会逐渐升高，通过对氧烛的隔热处理可以有效地降低外壳温度，同时减缓升温速率。

图7 添加不同隔热厚度的时外壳温度时程曲线

图8为隔热材料厚度与外壳最高温度的拟合曲线。以3 mm、6 mm、10 mm 对应的最高温度做散点图，用二次方程进行拟合，得到相关性较高的曲线方程，表征二氧化硅气凝胶毡厚度与外壳最高温度数值关系

式中:T 为外壳最高温度;Δ 为隔热材料厚度。

图8 隔热材料厚度Δ 与外壳最高温度T 拟合曲线

大容量氧烛采用8 mm 厚二氧化硅气凝胶棉毡进行隔热，在20℃室温环境下点燃启动，待放氧稳定后，用红外线温测仪进行外壳温度记录，在持续稳定放氧期间，试验测得最高温度在壳体柱面上，达到55℃。通过式(10)计算当隔热材料8 mm 时，温度为61℃，与实际误差较小，对氧烛的数值模拟基本符合实际情况。

4 结论

本研究将大容量氧烛简化为一维热传导模型，将氧烛结构分为圆筒壁和平面底板进行考虑，对隔热材料添加前后的热损速率进行了计算，并考虑释放的氧气带走的热量损失，通过计算可有效地维持氧烛内部温度场，指导氧烛配方的调整和设计，确保氧烛产品安全可靠的使用。采用ANSYS 对二氧化硅气凝胶毡的隔热效果进行分析，计算表明，二氧化硅气凝胶毡对氧烛的隔热有较好的效果，当采用10mm 厚气凝胶毡时，氧烛放氧过程中，机械外壳的最高温度为50℃左右，并在反应大部分时间处于较低的安全温度。

［1］hter W. H，Miller R R. Use of the chlorate candle as a source［J］. Industrial & Engineering Chemisty，1998，42(11):238-253.

［2］顾铮. 大型民用客机的氧气系统［J］. 航空知识，2006(3):62-63.

［3］姜世楠，马丽娥，王雅娟，等. 潜艇密闭舱室供氧技术［J］.舰船防化，2009(5):1-5.

［4］韩卫敏，闫金海，孔庆平，等.某型氧烛供氧装置高原供氧应用效果分析［J］职业与健康，2014(6):1510-1512.

［5］吴剑威，张鲁闽，马继民，等.野战便携式固态氧气发生器的研制［J］.中国个体防护装备，2013(1):27-30.

［6］周兴明，胡晓，毛胜华，等.降低固体化学氧气发生器温度敏感性研究［J］. 固体火箭技术，2013，36(4):534-538.

［7］周兴明，胡晓，毛胜华，等.空间站氯酸盐氧烛备份氧试验研究［J］2013，26(5):394-397.

［8］张峥，金龙哲，刘述慈，等.救生舱用氧烛配方的优化研究［J］.中国安全科学学报，2013，23(9):129-135.

［9］王雅娟，姜世楠，马丽娥，等.氧烛隔热结构的设计［J］.舰船科学技术，2010，32(12):95-98.

［10］Yunchang Zhang，Micheal J.Brumely，James C.Cannon，et al.Filter for Chemical Oxygen Generationgs［P］. US6071329，2000-06-06.

［11］Potma，Theodorus Gerhardus. Self extinguishing and selg cleaning holder［P］. US Patent:20020085376，2001 - 10-14.

［12］Neil C.Schoen.Compact man -portable emergency oxygen supply system［P］.US Patent:5750077，1998-05-23.

［13］范敏，卜建杰.钴的氧化物对氧烛药块分解的催化作用［J］.舰船科学技术，2007，29(6):126-129.

［14］Donald Pitts，Leighton Sissom.传热学［M］.北京:科学出版社，2002.

［15］魏高升，刘育松，张欣欣，等.气凝胶及其复合绝热材料的导热系数测量［J］.工程热物理学报，2011，32(4):667-670.

［16］李雄威，段远源，王晓东.SiO2气凝胶高温结构变化及其对隔热性能的影响［J］.热科学与技术，2011，10(3):189-193.