氣動發射滅火炮伴隨管式擊發裝置研究

劉少剛，劉剛，趙丹，郭云龍

(1.哈爾濱工程大學 機電工程學院，黑龍江 哈爾濱 150001;2.中國船舶重工集團公司 第703 研究所，黑龍江 哈爾濱 150078)

0 引言

氣動滅火炮是一種特殊的發射裝置。在消防領域氣動滅火炮可以實現遠距離將裝有干粉滅火劑的滅火彈發射到火場，滅火彈在火場里爆破滅火。氣動滅火炮可用于高層建筑滅火，森林遠程滅火，船舶碼頭滅火和油氣罐滅火等[1－4]。氣動滅火炮具有發射壓力平穩可控、對滅火彈的沖擊加速度小，不涉及火藥發射時的安全問題等特點。

擊發方式直接影響到滅火彈的內彈道曲線和滅火彈的出口速度，因此擊發裝置是氣動滅火炮的核心機構[4－5]。目前氣動炮主要有2 種擊發方式:1)氣動閥控制發射氣體，這種方式要求必須在極短的時間完成控制閥的開啟，否則將會在非全壓狀態下就會將滅火彈推出炮膛，因此對氣動閥的技術要求很高。2)預先加壓的方式，將發射氣體預先加壓到滅火彈后方，此種方法因滅火彈的前后壓差使得對滅火彈殼體強度的要求較高，且對擊發機構的強度要求也較高。文獻[4]對一種高層建筑氣動滅火炮進行了研究。

本文針對高層建筑氣動滅火炮的擊發難題，研究的一種伴隨式擊發裝置，能夠將氣室壓力在極短的時間內加載到滅火彈后部，實現炮膛氣壓瞬態達到氣室壓力進行發射，解決了目前氣動炮采用的擊發方式對炮口獲得初速的影響。本文研究的擊發裝置通過控制伴隨管來控制氣室氣體，能夠在滅火彈運動最短距離內將氣室中的最大氣壓快速加到滅火彈后方，推動滅火彈加速，實現炮膛氣壓瞬態達到氣室壓力推動滅火彈發射。

1 氣動擊發裝置方案設計

氣動炮擊發裝置結構如圖1 所示，由伴隨管、擊發銷、滑道、密封圈、密封組件、控制閥、擊發氣路及炮管等組成。炮管位于儲氣室和炮膛之間，炮管后方開有氣口，伴隨管位于炮管內側，將氣室與炮膛之間的氣口隔開。伴隨管前端周向設置一排擊發銷，可以使滅火彈與伴隨管一起運動。擊發銷外側沿著滑道運動，內側頂住滅火彈前端，擊發過程擊發銷控制滅火彈與伴隨管一起前向運動，直到被伴隨管封住的氣口全部打開后擊發銷外側頂入滑道里，滅火彈與伴隨管分開，此時氣室里的氣壓全部加載到滅火彈尾部推動滅火彈加速。擊發結束后伴隨管遇前方炮管凸緣停止運動。為防止高壓氣體的泄露，進氣口處伴隨管與炮管之間設有專用密封圈。擊發氣路設在炮膛后方，由氣動閥控制氣路的通斷，氣路后邊設有阻尼孔，擊發時使氣室里的氣體通過擊發氣路進入炮膛產生初始加壓，對發射時產生的后坐力具有一定的緩沖作用。

圖1 滅火炮擊發裝置Fig.1 The firing mechanism of fire－extinguish cannon

工作原理:氣室先充入低壓氣體推動后坐活塞運動，將滅火彈推進到炮膛，借助氣室氣體對后坐活塞的壓力使后坐蓋將炮膛密封，氣室充入發射氣體。發射時控制閥開啟，擊發氣路將氣室與炮膛連通，滅火彈后方膛內壓力開始上升到臨界壓力，滅火彈與伴隨管一起前向運動，被伴隨管關閉的氣口逐漸打開，氣室內的氣體迅速進入膛內，最終氣口全部打開，同時伴隨管遇炮管凸緣停止，此時膛內壓力與氣室壓力相等，滅火彈在氣室最大壓力下發射。發射結束后通過氣室反向加壓推動活塞回程運動，活塞將擊發機構的伴隨管頂回初始位置完成氣動炮的一次發射。圖2 為裝有氣動擊發裝置的滅火炮，圖3 為氣動擊發過程動作時序圖。

圖2 裝有氣動擊發裝置的滅火炮Fig.2 Fire－extinguish Cannon with pneumatic firing mechanism

2 擊發過程動力學仿真建模

氣動擊發裝置研究的核心問題是實現較短的時間和設定的距離區間內使作用到滅火彈底部的壓力達到發射氣壓。本研究采用擊發銷控制伴隨管與滅火彈的同步運動來控制氣室與炮膛的氣口開啟，實現了在氣口全部打開位置滅火彈開始脫離伴隨管在膛內全壓加速發射。滅火彈對伴隨管和擊發銷對滑道的作用力可通過調整擊發角的大小來控制。

圖3 動作時序圖Fig.3 Action timing graph

2.1 擊發過程動力學分析

式中:Fa為炮膛氣體對伴隨管的推動力，Fa=ptSa;Fp為炮膛氣體對滅火彈的推動力，Fp=ptSp;Sa為伴隨管橫截面積;Sp為滅火彈橫截面積;pt為炮膛內氣體壓力;μ 為動摩擦因素;α 為滅火彈壓力角;Fca為擊發銷對伴隨管的作用力;FN為滅火彈對擊發銷的垂直作用力;ma為伴隨管的質量;mp為滅火彈的質量;mc為擊發銷的質量。

因為β 和mc數值較小計算時將忽略，整理(1)式得滅火彈運動方程

式中:m 為等效質量，m =(cos α +μ2cos α)ma+(1 －μ2)(cos α+μsin α)mp+(cos α+μsin α)mc;δ 為滅火彈阻力等效系數，δ =cos α +μ2cosa;η 為伴隨管阻力等效系數，η=(1 －μ2)(cos α+μsin α).

2.2 擊發壓力角分析

圖4 擊發銷受力簡圖Fig.4 Sketch map of stress on firing pin

為了便于分析擊發銷擊發過程的受力情況，引入擊發壓力角α，即滅火彈對擊發銷的正壓力與滅火彈運動方向的夾角。在擊發過程中滅火彈相對伴隨管和擊發銷都存在著微小滑動，滅火彈與擊發銷之間的摩擦屬于滑動摩擦。為了保證擊發銷能正常工作，擊發銷外側軌跡沿著滑道運動。根據幾何學原理，擊發銷y 軸方向上的運動vy和x 軸向運動vx之間的關系為

兩邊同時對t 求導得加速度方程

為了保證滅火彈與伴隨管能正常分離，擊發銷需要沿著外側滑道運動，擊發銷對滑道的作用力值Fcs應大于0，為保證擊發裝置工作效率應使vx值較大。對Fcs和vx與壓力角之間的變化關系進行分析。擊發銷對滑道的作用力

將(3)式與(1)式聯立可以求得在不同膛壓和擊發角下擊發銷對滑道的作用力情況，如圖5 所示。

新華社曾報道：新蔡縣國土資源局練村鎮國土資源所張勇，利用職務上的便利，為土地平整施工單位提供幫助，并收受施工單位給予的草魚19條，價值1727元。事發后，新蔡縣紀委給予張勇黨內警告處分，并將其違紀所得1727元收繳。河南省紀委檢查廳就此發違紀通報，報道引發輿論廣泛熱議。對上述所謂“小事”的處理，有人認為受賄者一點也不冤；而有人卻覺得處罰有點偏嚴。

當滅火炮膛內氣壓不同時，在一定的擊發角下擊發銷對滑道的壓力值隨著膛壓的增加呈線性增加，不同的擊發角增長的比例值也不同，當壓力角接近34°時隨著膛內壓力的變化擊發銷對滑道的壓力變化較小，當擊發角大于34°時，隨著擊發角的增加，擊發銷對滑道的壓力不斷增大。當壓力角小于34°時為負值說明擊發銷和滑道沒有接觸，擊發銷不能正常工作。經過分析得知壓力角取35°較為合適。

2.3 膛內氣體參數方程

圖5 不同膛壓下擊發銷對滑道的壓力值Fig.5 Pressure value of firing pin acting on a slideway at different bore pressures

擊發裝置依靠擊發氣路和氣口將氣室與炮膛相連，如圖6 所示。擊發氣路給膛內提供初始氣壓，推動滅火彈和伴隨管將氣口打開，假設擊發過程膛內無氣體泄漏，整個擊發過程在等溫等熵條件下進行[6－7]，氣室空間相對擊發過程炮膛的空間要大很多，擊發過程氣室內氣體壓力變化很小，計算時可以將其忽略掉，在整個擊發過程中將氣室內的氣體壓力pp恒定不變化。

圖6 擊發流程Fig.6 Firing procedure

根據擊發氣路和氣口先后連通的順序與行程的關系建立氣室與炮膛連通氣口面積方程

式中:Sl為擊發氣路橫截面積;b 為氣口徑向寬度;x 為滅火彈行程;l 為氣口開啟前滅火彈與伴隨管行程;L 為滅火炮擊發結束后滅火彈行程。

根據理想氣體流量公式得擊發氣口氣體流量方程[7]

膛內氣體質量守恒方程

膛內氣體滿足理想氣體狀態方程

滅火彈運動速度和位移關系式

(2)式、(4)式～(8)式即構成擊發裝置動力學基本方程。

3 擊發過程仿真結果分析

3.1 動力學仿真分析

2.1節建立了擊發過程滅火彈動力學方程，膛內氣體參數方程?，F對其利用MATLAB 仿真軟件進行數值分析。

設計參數:氣室體積0.2 m3;填充完滅火彈彈后空間0.001 1 m3;l =10 mm;L =80 mm;伴隨管質量3 kg;滅火彈質量3 kg;γ = 1.4;氣室發射氣壓pp=2 MPa;壓力角為35°.

滅火炮氣口流量曲線如圖7 所示。前4 ms 為擊發氣路擊發過程，氣體處于臨界流動狀態，由擊發氣路流進炮膛，4 ms 之后氣口開始打開，氣流開始由氣口流入炮膛，4 ～6 ms 氣體處于臨界流動狀態，隨著氣口橫截面積的增加流量逐漸增大。6 ms 之后氣體處于亞臨界流動狀態，氣流流量受膛壓的影響下降，7 ms之后隨著氣口面積的快速增加流量開始增加。

圖7 進氣口流量變化Fig.7 Variation in discharge of air inlet

圖8 膛內氣壓變化Fig.8 Change of pressure in bore

圖9 滅火彈速度變化Fig.9 Velocity variation of projectile

擊發過程彈后氣體壓力隨擊發時間的變化曲線如圖8 所示。仿真結果表明:滅火彈開始擊發到氣口完全打開(t=8 ms)，膛壓增加的速度隨氣口面積增加逐漸增大，當氣口全部打開彈后氣體壓力達到最大接近2 MPa，氣室氣體壓力與彈后氣體壓力相等，滅火彈獲得足夠大的氣壓進行加速。

滅火彈擊發速度變化曲線如圖9 所示。滅火彈在擊發過程中速度曲線平滑，沒有出現大的波動。擊發過程滅火彈速度平穩。

3.2 伴隨管停止時撞擊過程應力分析

伴隨管是氣動擊發裝置受力核心部件，擊發結束后滅火彈與伴隨管分離，伴隨管與炮管凸緣發生碰撞使其停止運動，為此必須對其進行結構有限元分析，確保其強度和剛度能夠滿足要求。根據伴隨管選定的材料(鋁合金6063－T651)，確定伴隨管的材料屬性:彈性模量69 GPa，密度270 kg/m3，泊松比0.33.

圖10 伴隨管撞擊過程應變云圖Fig.10 Stress and strain at the associated tube

圖11 節點應力隨時間變化曲線Fig.11 Node stress vs time

利用有限元軟件對伴隨管進行瞬態動力學分析，來模擬伴隨管撞擊炮管的過程。撞擊過程中，由于伴隨管與炮管內壁均較光滑，且接觸面較小，因此可忽略其間的摩擦力，另外由于炮管強度遠大于伴隨管強度，因此在建模過程中，可將炮管設置為剛性部件。圖10 為伴隨管撞擊過程應力變化及變形趨勢圖，可看出，撞擊過程中伴隨管的最大應力發生在第1 個凸臺處，最大應力σmax=266.6 MPa，該位置節點的應力隨時間變化曲線如圖11 所示。最大應力小于材料的抗壓強度，滿足設計要求。另外，從圖10可知，該凸臺處在反復高速撞擊過程中容易發生疲勞折斷，因此應加大此處的過渡圓角，加工過程應嚴格控制表面精度，避免劃痕的出現。

3.3 炮口初速計算值與實測值的比較

為了能夠準確的測量滅火彈的炮口初速，滅火炮采用低發射氣壓進行發射試驗，分別以0.4 ～1.6 MPa之間每隔0.2 MPa 發射氣壓進行試驗，滅火炮射角為0°，次要功系數φ =1.10，采用高速攝像機測速。滅火炮炮口初速測試結果如表1 所示，可看出誤差值小于5%，當初始發射氣壓p0增大時，誤差有減小的趨勢。

表1 測試結果數據對比Tab.1 Comparison of the test results

將表1 中的數據繪制成曲線如圖12 所示，通過曲線可以看出計算值比實測值偏大，可以對其進行適當修正，將φ 值進行適當的增加，取φ =1.12 時，計算結果更為理想，由圖12 的2 條曲線對比可以發現，2 條曲線之間具有較好的一致性。

圖12 測試結果與理論值對比Fig.12 Comparison of the test and simulation results

4 結論

本文針對氣動滅火炮發射時高壓氣體需要瞬間進入炮膛推動滅火彈加速這一難題，設計了一種新型的擊發裝置，并對這種新型的擊發裝置進行了動力學研究，建立了擊發過程滅火彈的動態響應曲線，對伴隨管撞擊過程進行了分析研究。最后完成了相關的發射試驗，試驗數據與計算結果進行對比表明，所給出的氣動擊發裝置能夠完成滅火炮的發射且具有較高的發射精度，能有效地解決氣動滅火炮發射時出現的氣動閥開啟時間對瞬態全壓發射建立的影響。

擊發裝置安置在滅火炮炮膛內部，無法直接對其進行速度測量，本試驗采用測量滅火彈出炮口時的速度與理論出炮口時的速度進行對比，試驗數據誤差包括擊發過程產生的誤差和炮膛加速過程產生的誤差。滅火炮需要頻繁進行發射工作，需要對擊發裝置的工作壽命和可靠性進一步研究。

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