分瓣式氣動彈射滅火彈發射強度分析與試驗

康會峰，宣佳林，馬秋生，曹睿智，劉志賓，王曉光

(1.北華航天工業學院 航空宇航學院，河北 廊坊 065000；2.河北省跨氣水介質飛行器重點實驗室，河北 廊坊 065000)

引言

隨著社會的發展，城市中的高層建筑日益增多，高層建筑的密度和高度不斷增大，消防難度也隨之增加[1]。密集的高層建筑使得部分常規消防設備無法接近起火點，同時常規消防設備受限于噴射滅火劑的高度，無法實現高效滅火[2]。此外，隨著人類活動范圍的擴大和世界氣候環境的變化，森林火災的發生率逐年增加，同時受氣象條件、森林可燃物構成等自然因素的影響，火災的發展趨勢經常呈現無規律狀態[3]，這使滅火危險性大大提高，并且林區交通不便，常見的現代化滅火設備難以派上用場。在此背景下，遠程滅火彈的研究日益受到重視。遠程滅火彈由遠程滅火炮發射或飛機空投，是高層建筑起火和森林火災的有效撲滅手段。經過多年的發展，遠程滅火彈在世界范圍內得到了廣泛應用。俄羅斯、伊拉克、韓國、美國、日本等國家研制了多種形式的滅火彈[4-7]。我國早期研制了以乳化炸藥作為動力源的滅火彈，為提高安全性，黑龍江森林保護所以高氯酸鉀和鐵鋁合金粉作為動力原料研制了自引式滅火彈[8]；軍械工程學院研制了基于迫擊炮發射系統的滅火彈，有效增加了滅火劑的覆蓋面積[9]；2014年，哈爾濱工程大學研制了應用于滅火航彈的智能觀瞄投放控制系統，提高了滅火效率[10]。

目前來看，遠程滅火彈多以火藥或炸藥作為動力源，在其研制與使用過程中，對于安全性需要格外關注。相比之下，新能源發射滅火彈在安全性方面具有較大優勢，這也正是未來滅火彈發展的重要方向。高壓空氣作為一種新能源，其存儲與使用已經成熟，在安全與環保方面具有較大的優勢，為氣動滅火彈的儲存和使用帶來了極大的便利。由于無需特別的技術與資質要求，氣動滅火彈可以部署到基層單位，具有極大的推廣前景。

本研究針對新型的氣動發射式滅火彈研制，根據飛行距離和滅火面積要求，設計了適合氣動發射與空中飛行的分瓣式滅火彈結構，并利用ANSYS Workbench對滅火彈進行了發射強度與形變分析，為新型氣動滅火彈的結構設計提供了支持。

1 氣動彈射式滅火彈設計要求

氣動滅火系統主要適用于森林滅火、高層建筑滅火和?；窚缁?，主要包含氣動滅火炮、彈托和氣動彈射式滅火彈，如圖1所示。氣動彈射式滅火彈基于氣動滅火炮發射，滅火炮為環腔結構，與彈托和安裝在彈托兩端的O形密封圈構成一個高壓氣室，通過給滅火炮底部瞬間沖入高壓空氣的方式擊發，滅火彈和彈托向炮口推進，當彈托底部的O形密封圈經過滅火炮發射筒底部的通氣格柵部分后，滅火炮自身儲存的高壓空氣工作，將彈托連同滅火彈發射出炮膛，當滅火彈即將到達火災上空時，通過滅火彈觸發器，控制滅火彈單頭彈出，彈身在側面彈簧和迎風阻力的作用下迅速張開，滅火彈彈身包裹的填充劑在火災上空拋撒彌散，實現遠程操控滅火。應用于滅火的填裝劑主要是干粉滅火劑、消焰劑等。填裝劑在與火焰接觸后通過化學反應的方式直接或間接地阻止可燃物與空氣中的氧氣結合，抑制燃燒反應，稀釋周圍空氣中的氧氣濃度，進而實現滅火。

圖1 氣動彈射式滅火炮及滅火彈

氣動滅火炮的基本參數如表1所示，為滅火彈的設計提供了基本依據。綜合考慮滅火彈的彈道性能、射擊精度、發射安全性、飛行穩定性以及滅火劑的填充量，借助計算和仿真的手段，對滅火彈結構、外形進行優化設計和校驗，保障滅火彈能夠在100～500 m射程內穩定飛行，實現滅火彈開啟的遠程控制和滅火劑的拋撒。

表1 滅火炮結構基本參數

2 彈體結構設計

所設計的分瓣式氣動彈射滅火彈包含彈頭、鎖緊機構、彈身開合機構和可折疊尾翼4部分，如圖2所示。

圖2 分瓣式滅火彈結構

彈頭主體以Von Karman曲線為母線形成頭部外形，彈頭主體邊緣用于束縛4片分瓣彈身的上邊緣；內部伸出軸的非安裝端呈楔形，與鎖緊機構的壓板銷相匹配，并實現鎖死功能，如圖3所示。

圖3 鎖緊機構結構原理示意圖

鎖緊機構由壓板、壓板銷、銷釘彈簧、彈身、壓板彈簧、點火器、尼龍繩以及相對應的孔、槽等組成[11]，如圖3所示。鎖緊機構置于彈身收縮段內，鎖緊狀態下壓板和彈頭僅有沿中心軸旋轉的自由度，無移動自由度。當彈頭邊緣套住彈身時，彈頭的中心桿插入到壓板的中心孔中，壓板彈簧壓縮，壓板銷介于中心桿與中心孔之間，既限制了彈頭的軸向運動，又限制了分瓣彈身的張開，從而實現了分瓣式滅火彈的鎖死。需要解鎖時，利用熔絲熔斷尼龍繩，在壓縮的銷釘彈簧的作用下壓板銷完全進入到彈頭的伸出軸內，彈頭在壓板彈簧的作用下射出，滅火彈解鎖，4片分瓣彈身張開，布撒滅火劑。

彈身開合機構主要包含4片分瓣彈身、彈身基座、銷軸和扭簧[11]。4片分瓣彈身合并后構成長400 mm、外徑98 mm的圓柱體，用于填裝滅火劑、消焰劑等粉末狀物質，分瓣式彈身的設計有利于滅火劑的布撒和彌散。彈身基座上端與4片分瓣彈身通過銷軸和扭簧連接，下端與可折疊尾翼連接，彈身基座設置成錐形面，很自然地完成了彈身到尾翼軸的錐形過渡。

可折疊尾翼分為固定軸尾翼和折疊尾翼兩部分，折疊尾翼與固定軸尾翼通過銷軸和扭簧連接[11]，如圖4所示。待發射狀態下，折疊尾翼與固定軸尾翼折疊成50°，折疊狀態下滅火彈可進入炮膛，滅火彈出膛后，尾翼片在扭簧作用下將自動打開構成大尾翼結構，伸展后的長度為80 mm，為“十”字布局，用以保證滅火彈的飛行穩定性。滅火彈的飛行工作過程如圖5所示。

圖4 折疊尾翼設計圖

圖5 滅火彈工作過程

與現有的滅火彈相比，本研究設計的滅火彈的發射以高壓空氣為動力，通過觸發機械引信拋撒滅火劑，工作全過程無火工品的使用，為滅火彈的推廣與應用創造了條件。此外，機械引信以精巧的結構設置實現了彈頭與分瓣彈身的可控連接；分瓣式彈身設計可快速高效地拋撒包裹的滅火劑；可折疊尾翼延展后形成的大尾翼提高了滅火彈飛行穩定性。

3 彈體發射強度分析

滅火彈的發射是瞬間完成的，因此在發射瞬間彈丸會承受較大的載荷，可能會發生較大的變形，造成滅火彈的機構失效或者破損，因此對滅火彈的發射強度進行分析校驗是必不可少的一個過程。

3.1 載荷分析

根據實際發射情況，將滅火彈和彈托看成一個發射整體，發射整體主要承受高壓氣動力、軸向慣性力、重力、O形圈與炮膛的摩擦力，滅火彈承受了自身重力、彈托的推力和填裝劑對滅火彈的壓力。

1) 高壓空氣壓力

發射整體承受的高壓空氣壓力來源于滅火炮中高壓環腔的存儲氣壓和與之相等的擊發氣壓，在發射過程中空氣體積增大，氣壓不斷變小，可表示為：

(1)

式中，p—— 彈丸不同位置的壓力

p1—— 高壓環腔發射壓力

V0—— 滅火炮內高壓環腔體積

l—— 滅火彈實際加速長度

S—— 炮膛橫截面面積

κ—— 等熵指數，空氣的等熵指數κ=1.4

2) 軸向慣性力

滅火彈發射過程中，滅火彈整體產生了與加速度方向相反的軸向慣性力，其作用效果是滅火劑軸向下沉，徑向膨脹。根據牛頓第二定律可計算出滅火彈任一n-n截面以上部分的慣性力Fn為：

(2)

Fn=mna

(3)

式中，a—— 滅火彈整體的平均加速度

v—— 滅火彈的速度

M—— 彈托質量

m—— 滅火彈及滅火劑總質量

mn—— 彈體任一n-n橫截面以上部分的質量

顯然，所選截面越靠近底面，截面上方質量mn越大，軸向慣性力Fn也越大。當選取的截面與底面重合時，mn最大，為mnmax=2.1 kg，相對應的軸向慣性力最大，為Fnmax=3780 N，仿真時取Fn=4000 N。

3) O形圈與炮膛的摩擦力

通過式(1)計算不同位置的氣壓，采用的N次多項式本構模型的特殊形式——Mooney-Rivlin本構模型，通過ANSYS有限元分析，求解彈丸不同位置O形圈與炮膛接觸面的最大接觸應力pjmax，再根據式(4)計算出平均接觸應力[12]：

(4)

pjmax—— O形圈的最大接觸應力

根據平均接觸應力利用式(5)～式(7)計算不同位置的摩擦力：

(5)

sc=(2ε+0.13)d

(6)

ε=δ/d

(7)

式中,f—— 橡膠圈與鋼體的摩擦系數

d—— 炮膛直徑

sc—— 橡膠圈與炮膛接觸有效長度

ε—— 橡膠圈壓縮率

δ—— 橡膠圈壓縮變形量

通過ANSYS可計算出不同位置的摩擦力，利用多項式擬合的方法可獲得摩擦力-位置(Ff-x)曲線方程。根據等效原理，可計算出發射過程中的等效摩擦力為408 N。

4) 填裝劑對滅火彈的壓力

假設滅火劑顆粒為均質彈性體，彈壁受滅火劑的法向擠壓，且受壓不變形，由式(8)可計算出滅火劑軸向慣性力對滅火彈的軸向壓力pc[13]：

(8)

式中,pc—— 滅火劑壓力

μc—— 滅火劑的泊松比，μc=0.4

rn—— 滅火彈n-n橫截面半徑，rn=0.04 m

經計算，pc=0.501 MPa，仿真時設置pc=0.6 MPa。

滅火彈飛行過程設計最大初速度v1=60 m/s，炮膛內加速長度1 m，根據運動學公式，可推導出：

(9)

v1—— 滅火彈出膛初速度

v0—— 滅火彈的發射前速度，為0

l—— 滅火彈膛內發射距離

由此可計算出滅火彈膛內發射的平均加速度為1800 m/s2。

由式(2)可計算出1800 m/s2加速度情況下的初始位置壓力為2.865 MPa。由式(1)可知，初始位置時的發射壓力最大?？紤]到O形圈與炮膛的等效摩擦力408 N，轉化成等效壓力為0.052 MPa。因此，實際的發射壓力為2.917 MPa，仿真時取實際發射氣壓p=3 MPa，以保障彈丸具有足夠的發射強度。

3.2 仿真分析

采用ANSYS Workbench軟件對發射整體進行靜強度分析，設置全局網格的元素順序為二階次，對滅火彈的彈頭、分瓣彈身、彈身基座和尾翼采用自動劃分法進行網格劃分，彈托采用多區網格劃分法進行劃分，劃分后的網格總數約184萬。

圖6 滅火彈整體網格劃分

邊界條件主要是在彈托底部施加3 MPa的壓力，設置滅火彈和彈托指向彈丸移動方向的加速度為1800 m/s2，對滅火彈的彈身基座與滅火劑接觸處施加4000 N壓力，對分瓣彈身的內表面施加0.6 MPa的壓力，設置滅火彈的彈頭為固定支架。計算結果如圖7～圖12所示。

圖7 滅火彈整體等效mises應力分布

根據圖7和圖10可以看出，利用增強的ABS加工而成的滅火彈最大應力位置在彈頭與分瓣彈身的邊緣處，最大應力為54.859 MPa，小于增強的ABS的抗拉屈服強度105 MPa，在許用應力范圍內，選用增強的ABS材料強度符合要求。通過具體觀察，發現在固定翼與彈身基座的連接處和彈頭與分瓣彈身的連接處均出現了應力集中問題，之后可通過局部加厚及設置圓角結構等措施降低應力集中，提高滅火彈的強度[14]。

根據圖8和圖11可以看出，滅火彈的最大應變發生在固定翼圓柱部分與尾翼的連接處，形變量為0.010715 mm，遠小于滅火彈和發射筒的平均間隙1 mm，因此不會出現“卡彈”的現象。從圖9可以看出,滅火彈的整體位移為0.9659 mm，相對較小，不會對滅火彈的使用和發射產生影響。滅火彈受力首先從固定翼與彈身基座的連接處和彈頭與分瓣彈身的連接處產生應變，逐漸向兩端擴散；之后，彈尾與彈托的接觸面開始形變，并向上擴散；隨后，分瓣彈身的底端在滅火劑對分瓣彈身和彈身基座的作用下發生形變，并向兩側擴散；最后，分瓣彈身上端的錐形過渡處發生形變。因此，固定翼的應變量由兩端向中間擴散，彈身基座的形變從下往上擴散，彈頭的應變從下往上逐漸減小，分瓣彈身的應變由大到小再變大再減小最后增大，如圖12、圖13所示。

圖8 滅火彈整體等效彈性應變分布

圖9 滅火彈整體位移分布

圖10 彈頭等效應力及位移分布

圖11 固定翼等效彈性應變分布

圖12 分瓣彈身縱截面不同位置的應變分布

圖13 分瓣彈身不同位置的形變量曲線圖

4 彈體飛行試驗

4.1 試驗準備

(1) 試驗設備：氣動發射式滅火炮、分瓣式氣動滅火彈、滅火彈彈托、日本Photron高速攝像機FASTCAM SA-Z、電腦、氣源車、滅火彈觸發遙控器；

(2) 發射參數：滅火炮高壓室氣壓為3 MPa，擊發壓力3 MPa，發射仰角45 °。

4.2 試驗步驟

(1) 固定滅火炮，調整滅火炮的發射仰角至45 °；

(2) 調節高速攝影相機俯仰角度和安裝位置，設定采樣率為2000 fps；

(3) 將安裝好O形密封圈的彈托和折疊尾翼的滅火彈，依次裝入到發射筒中；

(4) 為滅火炮的高壓環腔充入高壓空氣，待氣壓到達3 MPa時，停止注入氣體；

(5) 同步控制系統通電，高速攝影系統設置為觸發采集并啟動，觸發擊發按鈕，彈托推動滅火彈快速移動同時高速攝影進行圖像采集；

(6) 人為控制滅火彈在空中打開，布撒滅火劑；

(7) 切斷控制系統電源，保存攝像視頻數據，回收發射后的滅火彈和滅火炮，整理試驗設備，完成試驗。

4.3 試驗結果分析

為驗證滅火彈的發射強度，發射了8次滅火彈，飛行及拋撒情況如圖14所示，回收到的滅火彈如圖15所示。

圖14 飛行試驗畫面

圖15 回收的滅火彈

在8次試驗中，8次發射均成功，有6次試驗滅火彈出筒后可折疊尾翼順利展開，飛行過程中人為控制滅火彈正常打開，完成了滅火劑布撒，落地后的滅火彈并未破損；有1次滅火彈打到了樹枝上，造成了彈身破裂；1次試驗由于電量不足，滅火彈的打開失效，落地后與地面硬撞擊，造成彈頭、2片分瓣彈身和2個折疊尾翼損毀。飛行試驗表明，分瓣式彈身結構和折疊尾翼結構設計合理，功能實現正常，強度滿足要求。

5 結論

(1) 分瓣式氣動滅火彈設計有可折疊尾翼結構，有效減小了彈體的占用空間，解決了固定式大尾翼滅火彈難以進入滅火炮膛的問題，同時提升了滅火彈飛行穩定性；分瓣式彈身的設計，有利于彈身張開后滅火劑快速充分的布撒，擴大了滅火劑的布撒面積；

(2) 利用ANSYS Workbench軟件，對彈體整體進行了彈體應力及應變分析，滅火彈的最大應力位置在彈頭與分瓣彈身的邊緣處，最大應力為54.859 MPa，小于增強的ABS材料強度，符合要求；最大變形量為0.010715 mm，滅火彈的整體位移為0.9659 mm，均不會對滅火彈的使用和發射造成影響；

(3) 飛行試驗表明，正常情況下滅火彈均能成功發射，折疊尾翼結構能夠在發射后有效展開，在保證飛行穩定性的同時，降低了對炮膛的設計要求，分瓣式彈身飛行過程工作可靠，布撒功能正常，彈身的功能與強度均滿足實際使用要求。

本研究實現了分瓣式氣動彈射滅火彈的結構設計與強度分析，后續可根據實際使用需求，針對輕量化結構、小阻力外形等方面進行優化設計，以進一步提高滅火彈的性能。