刘少刚，刘刚，赵丹，郭云龙

(1.哈尔滨工程大学 机电工程学院，黑龙江 哈尔滨 150001;2.中国船舶重工集团公司 第703 研究所，黑龙江 哈尔滨 150078)

0 引言

气动灭火炮是一种特殊的发射装置。在消防领域气动灭火炮可以实现远距离将装有干粉灭火剂的灭火弹发射到火场，灭火弹在火场里爆破灭火。气动灭火炮可用于高层建筑灭火，森林远程灭火，船舶码头灭火和油气罐灭火等[1－4]。气动灭火炮具有发射压力平稳可控、对灭火弹的冲击加速度小，不涉及火药发射时的安全问题等特点。

击发方式直接影响到灭火弹的内弹道曲线和灭火弹的出口速度，因此击发装置是气动灭火炮的核心机构[4－5]。目前气动炮主要有2 种击发方式:1)气动阀控制发射气体，这种方式要求必须在极短的时间完成控制阀的开启，否则将会在非全压状态下就会将灭火弹推出炮膛，因此对气动阀的技术要求很高。2)预先加压的方式，将发射气体预先加压到灭火弹后方，此种方法因灭火弹的前后压差使得对灭火弹壳体强度的要求较高，且对击发机构的强度要求也较高。文献[4]对一种高层建筑气动灭火炮进行了研究。

本文针对高层建筑气动灭火炮的击发难题，研究的一种伴随式击发装置，能够将气室压力在极短的时间内加载到灭火弹后部，实现炮膛气压瞬态达到气室压力进行发射，解决了目前气动炮采用的击发方式对炮口获得初速的影响。本文研究的击发装置通过控制伴随管来控制气室气体，能够在灭火弹运动最短距离内将气室中的最大气压快速加到灭火弹后方，推动灭火弹加速，实现炮膛气压瞬态达到气室压力推动灭火弹发射。

1 气动击发装置方案设计

气动炮击发装置结构如图1 所示，由伴随管、击发销、滑道、密封圈、密封组件、控制阀、击发气路及炮管等组成。炮管位于储气室和炮膛之间，炮管后方开有气口，伴随管位于炮管内侧，将气室与炮膛之间的气口隔开。伴随管前端周向设置一排击发销，可以使灭火弹与伴随管一起运动。击发销外侧沿着滑道运动，内侧顶住灭火弹前端，击发过程击发销控制灭火弹与伴随管一起前向运动，直到被伴随管封住的气口全部打开后击发销外侧顶入滑道里，灭火弹与伴随管分开，此时气室里的气压全部加载到灭火弹尾部推动灭火弹加速。击发结束后伴随管遇前方炮管凸缘停止运动。为防止高压气体的泄露，进气口处伴随管与炮管之间设有专用密封圈。击发气路设在炮膛后方，由气动阀控制气路的通断，气路后边设有阻尼孔，击发时使气室里的气体通过击发气路进入炮膛产生初始加压，对发射时产生的后坐力具有一定的缓冲作用。

图1 灭火炮击发装置Fig.1 The firing mechanism of fire－extinguish cannon

工作原理:气室先充入低压气体推动后坐活塞运动，将灭火弹推进到炮膛，借助气室气体对后坐活塞的压力使后坐盖将炮膛密封，气室充入发射气体。发射时控制阀开启，击发气路将气室与炮膛连通，灭火弹后方膛内压力开始上升到临界压力，灭火弹与伴随管一起前向运动，被伴随管关闭的气口逐渐打开，气室内的气体迅速进入膛内，最终气口全部打开，同时伴随管遇炮管凸缘停止，此时膛内压力与气室压力相等，灭火弹在气室最大压力下发射。发射结束后通过气室反向加压推动活塞回程运动，活塞将击发机构的伴随管顶回初始位置完成气动炮的一次发射。图2 为装有气动击发装置的灭火炮，图3 为气动击发过程动作时序图。

图2 装有气动击发装置的灭火炮Fig.2 Fire－extinguish Cannon with pneumatic firing mechanism

2 击发过程动力学仿真建模

气动击发装置研究的核心问题是实现较短的时间和设定的距离区间内使作用到灭火弹底部的压力达到发射气压。本研究采用击发销控制伴随管与灭火弹的同步运动来控制气室与炮膛的气口开启，实现了在气口全部打开位置灭火弹开始脱离伴随管在膛内全压加速发射。灭火弹对伴随管和击发销对滑道的作用力可通过调整击发角的大小来控制。

图3 动作时序图Fig.3 Action timing graph

2.1 击发过程动力学分析

式中:Fa为炮膛气体对伴随管的推动力，Fa=ptSa;Fp为炮膛气体对灭火弹的推动力，Fp=ptSp;Sa为伴随管横截面积;Sp为灭火弹横截面积;pt为炮膛内气体压力;μ 为动摩擦因素;α 为灭火弹压力角;Fca为击发销对伴随管的作用力;FN为灭火弹对击发销的垂直作用力;ma为伴随管的质量;mp为灭火弹的质量;mc为击发销的质量。

因为β 和mc数值较小计算时将忽略，整理(1)式得灭火弹运动方程

式中:m 为等效质量，m =(cos α +μ2cos α)ma+(1 －μ2)(cos α+μsin α)mp+(cos α+μsin α)mc;δ 为灭火弹阻力等效系数，δ =cos α +μ2cosa;η 为伴随管阻力等效系数，η=(1 －μ2)(cos α+μsin α).

2.2 击发压力角分析

图4 击发销受力简图Fig.4 Sketch map of stress on firing pin

为了便于分析击发销击发过程的受力情况，引入击发压力角α，即灭火弹对击发销的正压力与灭火弹运动方向的夹角。在击发过程中灭火弹相对伴随管和击发销都存在着微小滑动，灭火弹与击发销之间的摩擦属于滑动摩擦。为了保证击发销能正常工作，击发销外侧轨迹沿着滑道运动。根据几何学原理，击发销y 轴方向上的运动vy和x 轴向运动vx之间的关系为

两边同时对t 求导得加速度方程

为了保证灭火弹与伴随管能正常分离，击发销需要沿着外侧滑道运动，击发销对滑道的作用力值Fcs应大于0，为保证击发装置工作效率应使vx值较大。对Fcs和vx与压力角之间的变化关系进行分析。击发销对滑道的作用力

将(3)式与(1)式联立可以求得在不同膛压和击发角下击发销对滑道的作用力情况，如图5 所示。

新华社曾报道：新蔡县国土资源局练村镇国土资源所张勇，利用职务上的便利，为土地平整施工单位提供帮助，并收受施工单位给予的草鱼19条，价值1727元。事发后，新蔡县纪委给予张勇党内警告处分，并将其违纪所得1727元收缴。河南省纪委检查厅就此发违纪通报，报道引发舆论广泛热议。对上述所谓“小事”的处理，有人认为受贿者一点也不冤；而有人却觉得处罚有点偏严。

当灭火炮膛内气压不同时，在一定的击发角下击发销对滑道的压力值随着膛压的增加呈线性增加，不同的击发角增长的比例值也不同，当压力角接近34°时随着膛内压力的变化击发销对滑道的压力变化较小，当击发角大于34°时，随着击发角的增加，击发销对滑道的压力不断增大。当压力角小于34°时为负值说明击发销和滑道没有接触，击发销不能正常工作。经过分析得知压力角取35°较为合适。

2.3 膛内气体参数方程

图5 不同膛压下击发销对滑道的压力值Fig.5 Pressure value of firing pin acting on a slideway at different bore pressures

击发装置依靠击发气路和气口将气室与炮膛相连，如图6 所示。击发气路给膛内提供初始气压，推动灭火弹和伴随管将气口打开，假设击发过程膛内无气体泄漏，整个击发过程在等温等熵条件下进行[6－7]，气室空间相对击发过程炮膛的空间要大很多，击发过程气室内气体压力变化很小，计算时可以将其忽略掉，在整个击发过程中将气室内的气体压力pp恒定不变化。

图6 击发流程Fig.6 Firing procedure

根据击发气路和气口先后连通的顺序与行程的关系建立气室与炮膛连通气口面积方程

式中:Sl为击发气路横截面积;b 为气口径向宽度;x 为灭火弹行程;l 为气口开启前灭火弹与伴随管行程;L 为灭火炮击发结束后灭火弹行程。

根据理想气体流量公式得击发气口气体流量方程[7]

膛内气体质量守恒方程

膛内气体满足理想气体状态方程

灭火弹运动速度和位移关系式

(2)式、(4)式～(8)式即构成击发装置动力学基本方程。

3 击发过程仿真结果分析

3.1 动力学仿真分析

2.1节建立了击发过程灭火弹动力学方程，膛内气体参数方程。现对其利用MATLAB 仿真软件进行数值分析。

设计参数:气室体积0.2 m3;填充完灭火弹弹后空间0.001 1 m3;l =10 mm;L =80 mm;伴随管质量3 kg;灭火弹质量3 kg;γ = 1.4;气室发射气压pp=2 MPa;压力角为35°.

灭火炮气口流量曲线如图7 所示。前4 ms 为击发气路击发过程，气体处于临界流动状态，由击发气路流进炮膛，4 ms 之后气口开始打开，气流开始由气口流入炮膛，4 ～6 ms 气体处于临界流动状态，随着气口横截面积的增加流量逐渐增大。6 ms 之后气体处于亚临界流动状态，气流流量受膛压的影响下降，7 ms之后随着气口面积的快速增加流量开始增加。

图7 进气口流量变化Fig.7 Variation in discharge of air inlet

图8 膛内气压变化Fig.8 Change of pressure in bore

图9 灭火弹速度变化Fig.9 Velocity variation of projectile

击发过程弹后气体压力随击发时间的变化曲线如图8 所示。仿真结果表明:灭火弹开始击发到气口完全打开(t=8 ms)，膛压增加的速度随气口面积增加逐渐增大，当气口全部打开弹后气体压力达到最大接近2 MPa，气室气体压力与弹后气体压力相等，灭火弹获得足够大的气压进行加速。

灭火弹击发速度变化曲线如图9 所示。灭火弹在击发过程中速度曲线平滑，没有出现大的波动。击发过程灭火弹速度平稳。

3.2 伴随管停止时撞击过程应力分析

伴随管是气动击发装置受力核心部件，击发结束后灭火弹与伴随管分离，伴随管与炮管凸缘发生碰撞使其停止运动，为此必须对其进行结构有限元分析，确保其强度和刚度能够满足要求。根据伴随管选定的材料(铝合金6063－T651)，确定伴随管的材料属性:弹性模量69 GPa，密度270 kg/m3，泊松比0.33.

图10 伴随管撞击过程应变云图Fig.10 Stress and strain at the associated tube

图11 节点应力随时间变化曲线Fig.11 Node stress vs time

利用有限元软件对伴随管进行瞬态动力学分析，来模拟伴随管撞击炮管的过程。撞击过程中，由于伴随管与炮管内壁均较光滑，且接触面较小，因此可忽略其间的摩擦力，另外由于炮管强度远大于伴随管强度，因此在建模过程中，可将炮管设置为刚性部件。图10 为伴随管撞击过程应力变化及变形趋势图，可看出，撞击过程中伴随管的最大应力发生在第1 个凸台处，最大应力σmax=266.6 MPa，该位置节点的应力随时间变化曲线如图11 所示。最大应力小于材料的抗压强度，满足设计要求。另外，从图10可知，该凸台处在反复高速撞击过程中容易发生疲劳折断，因此应加大此处的过渡圆角，加工过程应严格控制表面精度，避免划痕的出现。

3.3 炮口初速计算值与实测值的比较

为了能够准确的测量灭火弹的炮口初速，灭火炮采用低发射气压进行发射试验，分别以0.4 ～1.6 MPa之间每隔0.2 MPa 发射气压进行试验，灭火炮射角为0°，次要功系数φ =1.10，采用高速摄像机测速。灭火炮炮口初速测试结果如表1 所示，可看出误差值小于5%，当初始发射气压p0增大时，误差有减小的趋势。

表1 测试结果数据对比Tab.1 Comparison of the test results

将表1 中的数据绘制成曲线如图12 所示，通过曲线可以看出计算值比实测值偏大，可以对其进行适当修正，将φ 值进行适当的增加，取φ =1.12 时，计算结果更为理想，由图12 的2 条曲线对比可以发现，2 条曲线之间具有较好的一致性。

图12 测试结果与理论值对比Fig.12 Comparison of the test and simulation results

4 结论

本文针对气动灭火炮发射时高压气体需要瞬间进入炮膛推动灭火弹加速这一难题，设计了一种新型的击发装置，并对这种新型的击发装置进行了动力学研究，建立了击发过程灭火弹的动态响应曲线，对伴随管撞击过程进行了分析研究。最后完成了相关的发射试验，试验数据与计算结果进行对比表明，所给出的气动击发装置能够完成灭火炮的发射且具有较高的发射精度，能有效地解决气动灭火炮发射时出现的气动阀开启时间对瞬态全压发射建立的影响。

击发装置安置在灭火炮炮膛内部，无法直接对其进行速度测量，本试验采用测量灭火弹出炮口时的速度与理论出炮口时的速度进行对比，试验数据误差包括击发过程产生的误差和炮膛加速过程产生的误差。灭火炮需要频繁进行发射工作，需要对击发装置的工作寿命和可靠性进一步研究。

References)

[1]Tzenga J T，Abrahamian A S.Dynamic compressive properties of composites at interior ballistic rates of loading－Experimental method[J].Composites Engineering.1995，(5):501 －508.

[2]O'Dwyer J M.Projectile launching apparatus and methods for firefighting:US，6860187[P].2005－03－01.

[3]Pang Y G，Liu S G.Simulation research on control system and ballistic of a remote forest fire fighting cannon[C]∥Computer，Mechatronics，Control and Electronic Engineering(CMCE)，2010 International Conference.Changchun，IEEE，2010，2:394 －397.

[4]刘少刚，刘刚，赵丹.高层建筑气动消防炮结构研究与动力学分析[J].哈尔滨工程大学学报，2011，32(9):1144 －1149.LIU Shao－gang，LIU Gang，ZHAO Dan，Structural research and dynamic analysis of a pneumatic fire－extinguisher cannon for highrise buildings[J].Journal of Harbin Engineering University，2011，32(9):1144 －1149.(in Chinese)

[5]Rui X T，Yun L F，WANG H，et al.Experimental simulation for fracture of gun propellant charge bed[J].Journal of China Ordnance Society，2005，1(2):151 －155.

[6]廖振强，王涛，徐世海.武器气体动力学数值计算方法[M].北京:国防工业出版社，2005:217 －252.LIAO Zhen－qiang，WANG Tao，XU Shi－hai.Numerical method in weapon gas dynamics theory[M].Beijing:National Defense Industrial Press，2005:217 －252.(in Chinese)

[7]王保国，刘淑艳，黄伟光.气体动力学[M].北京:北京理工大学出版社，2005:152 －219.WANG Bao－guo，LIU Shu－yan，HUANG Wei－guang.Gas dynamics[M].Beijing:Beijing Institute of Technology Press，2005:152 －219.(in Chinese)