张成， 王浩， 江坤， 林长津， 李博

(1.南京理工大学 能源与动力工程学院， 江苏 南京 210094；2.南京先进激光技术研究院， 江苏 南京 210038)

机载布撒器金属气囊的结构设计与性能分析

张成1， 王浩1， 江坤1， 林长津1， 李博2

(1.南京理工大学 能源与动力工程学院， 江苏 南京 210094；2.南京先进激光技术研究院， 江苏 南京 210038)

目前应用于机载布撒器外燃式子弹药抛撒机构的气囊主要由橡胶/芳纶材质构成，针对其承压强度较低、耐氧化性较差的不足，设计了一种金属材质(304不锈钢)的抛撒气囊。分别从承压强度和抛撒性能两方面开展静态承压试验与动态抛撒试验，以验证其用于抛撒系统的可行性。静态承压试验结果表明，壁厚0.2 mm的金属气囊膨胀过程具有良好的气密性，承压强度比橡胶/芳纶复合材料气囊提高了50%左右、质量降低了约45%；动态抛撒试验结果显示，该结构金属气囊的膨胀形变过程具有良好的对称性，且对抛撒姿态影响很小。试验结果可为金属气囊在机载布撒武器中的工程实际应用提供参考。

兵器科学与技术； 机载布撒器； 金属气囊； 承压强度； 动态抛撒

0 引言

机载布撒器抛撒系统中，与其他常用动力源(电液、电磁)相比，燃气囊式动力系统以其功率- 质量比大，可靠性高，结构简单，系统体积小、质量轻，成本低，使用维护方便等优点被广泛地采用[1]。根据燃气发生室在囊的内外可分为内燃式[2-5]和外燃式[6-10]两种。其中外燃式抛撒气囊的燃气由燃气分配器导入，抛撒过程平稳，子弹药抛撒弹道一致性较好，且延长了燃气压力的作用时间，具有较低的过载(<1 000g)[6]。目前外燃式抛撒气囊均采用柔性材质构成，如芳纶、橡胶或者二者构成的复合材料[7-10]。受材料强度的限制，该类材料构成的气囊承压能力较低；另一方面，该类材料易老化，且对低温较为敏感，容易发生玻璃化、结晶现象，降低其机械性能[11-12]，限制了该材料气囊在不同气候环境下的广泛应用。文献[6]依据国家标准GB/T 20028—2005硫化橡胶或热塑性橡胶应用阿累尼乌斯图推算寿命和最高使用温度以及中国化工行业标准HG/T3087—2001静密封橡胶零件贮存期快速测定方法，预测出丁腈橡胶(NBR)在25 ℃环境下，5年内其性能指标下降了50%，根据国家军用标准GJB3029—1997军用芳纶带规范，芳纶的储存年限也仅为5年。即随着储存时间的延长，该类柔性材料气囊的承压性能也将越来越差。气囊作为机载布撒器囊式抛撒系统中将抛撒药化学能转换成子弹药动能的直接作用部件，其承压性能将影响抛撒的可靠性，目前抛撒气囊的储存年限一般要求在15年以上。

304不锈钢具有良好的加工成型性能以及良好的耐腐蚀及抗氧化性能，在航空航天领域得到了较为广泛的应用[13]，为此本文提出了一种该材质的抛撒气囊。通过对囊体强度的提高，使得气囊整体的承压能力增加，同时减小了壁厚和质量，便于储存与维护，提高其抛撒的可靠性。

1 结构设计

本文提出的金属抛撒气囊初始形态为扁平的矩形结构，为与文献[8]中橡胶/芳纶复合材料抛撒气囊进行静态承压强度的对比试验，二者平面尺寸均为340 mm×150 mm. 该结构气囊膨胀完全后为气枕状，纵向对称面近似为椭圆，因此估算金属抛撒气囊壁厚时将其近似为以长轴为旋转轴的椭球壳，其一半如图1所示。

图1 抛撒气囊近似椭球壳Fig.1 Approximate spherical shell of gasbag

根据椭球壳均匀内压下的无矩理论[14]，微元S内经向力σδ和周向力σθ分别为

(1)

式中：p、λ为内压和壳厚；R1、R2为壳上任一点M处的第1、第2主曲率半径，

(2)

分析经向力σδ和周向力σθ在椭球壳上的分布，将σδ、σθ对x求导：

(3)

经向力σδ和周向力σθ在椭球壳上的分布将随着x的增大而增大，即在赤道上最大：

(4)

则根据椭球壳内最大应力强度等于材料的抗拉强度，可得一定内压下所需壁厚：

σmax=

σb,

(5)

式中：σn为壳的法向应力；σb为304不锈钢抗拉强度。

本文选用的304不锈钢抗拉强度为765 MPa，根据文献[4-5]可知，气囊与子弹分离时达到完全膨胀，此时压力一般在2 MPa以内。将(4)式代入(5)式得椭球壳所需的最小壁厚λ为0.102 mm.

由于气囊真实情况下不能完全膨胀成椭球状，另外金属抛撒气囊通过焊接工艺加工而成，焊缝强度低于母材，因此本文取金属抛撒气囊的壁厚λ=0.2 mm.

2 性能分析

2.1 承压试验

气囊承压性能的一项重要指标为承压强度，即相对缓慢充压条件下，气囊发生破坏时所承受的最大内压。本节开展金属气囊与橡胶/芳纶复合材料气囊承压强度的对比试验，评估0.2 mm壁厚304不锈钢气囊的承压强度，以验证其结构设计和焊接方式的合理性。两种材质气囊初始形态如图2所示。其中304不锈钢气囊采用激光焊接技术叠焊而成。

图2 两种材质气囊初始形态Fig.2 Initial form of gasbags with different materials

2.1.1 试验系统与测试方案

承压试验系统主要由充压及控制系统、数据采集系统和图像采集系统等部分组成，如图3所示。其中充压系统内包括储气罐和储水罐，虽然该气囊在实际应用时充入囊内的介质为燃气，但承压试验旨在测试该种气囊的承压强度，试验时采用水作为充压介质不会改变该指标的大小，同时水作为一种不可压缩介质，具有较高的安全性，且便于观察充压的破损过程。

图3 承压试验系统Fig.3 Pressure test system

试验中采用瑞士Kistler公司生产的601H型压电式压力传感器采集气囊嘴和囊内的压力数据，分别对应图2中的测试点1和测试点2. 测试点1位于连接气嘴的管道上，测试点2位于气囊纵向对称轴上，距离气囊嘴轴线95 mm.

2.1.2 试验结果与分析

两种材质气囊膨胀过程如图4所示。由图4可以看出，金属气囊由于材料各向同性的性质及较大的材料刚度，其膨胀变形过程较柔性气囊虽显“僵硬”，但在完全膨胀之前未产生破坏，且无泄漏现象，表明采用激光叠焊的方式能够保证304不锈钢气囊充压膨胀过程中良好的密封性。气囊承压试验压力曲线如图5所示，两种材质气囊在充压膨胀过程中的压力变化趋势一致。结合图4和图5描述的试验结果，可将气囊的整个承压过程分为两个阶段：几何变形阶段(0.13～1.05 s)和承压阶段(1.05 s以后)。

图4 金属与复合材料气囊膨胀形变过程Fig.4 Deformation of metal gasbag and composite bag

图5 气囊承压试验压力测试曲线Fig.5 Pressure curves of bearing test

几何变形阶段内，两种材质的气囊在入口处保持相近且稳定的压力(0.4 MPa)向囊内充压，以气囊形态的变化为主，容积增大较快。图4显示该阶段两种材质的气囊形状结构发生了明显的变化，均由最初的扁平结构鼓胀成“枕状”结构。但相对橡胶/芳纶复合材料气囊的对称性膨胀，金属气囊由于壁厚很薄，在充入水压后很短的时间内(0.13 s)即从一条长边焊缝中间的位置首先发生失稳，随后向内侧凹陷并逐渐扩大，气囊高度迅速增加，囊体的形变纵向非对称性较为明显，囊内压力较小，且上升缓慢。当凹陷扩大至最大后，持续充入的水压使得囊内容积向四周扩大，长边凹陷逐渐缩小，而两条短边焊缝均开始失稳并向内凹陷，随着水逐渐充满囊内容积，囊内压力明显增大。1.05 s后为气囊的承压阶段，此时两种材质气囊容积均已接近最大，容积增加很小，外部较高的水压使囊内压力急剧上升。较

大的内压下金属气囊的形态和橡胶/芳纶复合材料气囊相近，呈现为较对称的“枕状”结构。最终金属气囊从长边焊缝中间位置发生破坏而导致囊内泄压，与第1节中采用薄壳力学理论计算得到的最大应力位置相同。

气囊入口和囊内压力变化的测试结果如图5所示，充压膨胀过程中两种材质气囊的压力变化趋势一致，整个充压过程历时1.1～1.15 s，入口和囊内压力变化总体均呈上升的趋势，无明显的压力波动。几何变形阶段，囊内压力较小，且上升缓慢，入口压力较为平稳；承压阶段，受囊内容积的限制，囊内压力急速上升，达到气囊的承压极限后囊壁材料失效而破坏，气囊迅速泄压，此时囊内的最大压力即为气囊的承压强度。1号气囊显示承压阶段入口压力的大小与变化趋势和囊内压力基本一致，表明入口处最大压力可以表征气囊的承压强度。两种材质气囊的静态承压试验结果如表1所示。试验结果表明，与橡胶/芳纶气囊相比，304不锈钢气囊的承压强度提高了约50%，质量降低了45%左右，体现了其优良的承压性能。

表1 气囊承压试验结果

2.2 动态抛撒试验

2.1节中静态承压试验结果显示金属气囊在自由膨胀过程中表现出明显的非对称性，因此开展金属气囊的动态抛撒试验，以分析其在约束条件下的膨胀形态变化及其对子弹运动姿态的影响，对其应用于抛撒系统的可行性进行综合验证。

2.2.1 试验装置与测试方法

试验装置如图6所示，包括燃气发生室、气囊、弹箍与子弹药等结构，结构与装药参数如表2所示。

图6 动态抛撒试验装置Fig.6 Dispersing experimental system

为检验金属气囊瞬态膨胀过程中的形态变化是否对子弹药的抛撒姿态产生影响，整个抛撒装置为对称结构。试验时，采用高速录像捕捉气囊的形态变化及子弹药的运动状态，通过测试子弹药两端加速度(传感器1和传感器4)的一致性来判断金属气囊对子弹药抛撒姿态的影响。传感器2和传感器3分别测试燃气发生室和气囊内压力变化，测点布置如图7所示。

2.2.2 试验结果与分析

图8显示由于轻质填充物及子弹药对气囊的约束，气囊膨胀高度上的位移不再以长边焊缝发生失稳来实现，而是以囊壁的4个角发生对称性弯曲变形实现，子弹药分离时刻金属气囊的形态完好，呈饱满的“枕状”结构，对称性良好，分离速度均大于14 m/s.

表2 动态抛撒试验装置结构及装药参数

图7 测试点布置图Fig.7 Distribution of test points

图8 子弹药分离时刻金属气囊形态Fig.8 Shape of metal gasbag at the separation time of bomblets

图9和图10分别为金属气囊抛撒过程中燃气发生器、囊内压力及子弹药两端加速度变化曲线，显示两发试验结果的一致性较好。

图9 压力变化曲线Fig.9 Pressure vs. time

图10 子弹药两端加速度曲线Fig.10 Curves of acceleration at both ends of the bomblets

图9(b)囊内压力变化显示金属气囊存在明显的开始充气压力，即燃气发生室内压力达到一定值(对应图9(a)中燃气发生器内压力约7.5 MPa)时才开始向囊内充气，表明约束条件下上层囊壁对气囊嘴有较好的密封效果，保证了抛撒药在燃气发生器内的充分燃烧。弹箍断裂前，气囊容积增大较慢，囊内压力急速增加，最大囊压为2.5 MPa以上，弹箍的断裂对子弹药解除约束后，气囊推动子弹加速运动的同时囊内容积急速扩大而使囊内压力下降，直至气囊膨胀到最大高度，子弹药与气囊实现分离。

图10子弹药两端加速度的变化表征了子弹药在气囊推动下的运动状态，两发试验子弹药两端加速度变化趋势和大小均较为一致，最大过载约350g. 第1发试验中两端加速度差异在4%以内，第2发试验最大差异仅为2%，表明动态抛撒过程中，本文设计的薄壁金属气囊膨胀形变过程对子弹药的姿态影响很小。

3 结论

本文针对目前机载布撒器抛撒系统中橡胶/芳纶气囊承压强度较低、耐氧化性较差的不足，应用薄壳理论设计了一种0.2 mm壁厚的金属(304不锈钢)气囊。从承压强度和对子弹抛撒姿态的影响两方面验证了金属气囊用于机载布撒器抛撒系统的可行性，为进一步研究金属气囊的抛撒性能奠定了基础。本文主要结论如下：

1) 通过开展与橡胶/芳纶复合材料气囊的承压对比试验，验证了金属气囊结构设计和焊接工艺的合理性，同时试验结果显示其承压强度提高了50%左右，质量降低了约45%.

2) 动态抛撒试验显示，抛撒过程中金属气囊的形变具有良好的对称性和完整性，对子弹药的姿态影响很小。

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Design and Performance Analysis of a Metal Gasbag for Airborne Dispenser

ZHANG Cheng1, WANG Hao1, JIANG Kun1, LIN Chang-jin1, LI Bo2

(1.School of Energy and Power Engineering, Nanjing University of Science and Technology, Nanjing 210094, Jiangsu, China; 2.Nanjing Institute of Advanced Laser Technology, Nanjing 210038, Jiangsu, China)

Currently, the gasbag used in the external combustion type dispersion system in airborne dispenser is made of rubber/Kevlar. In view of its lower bearing strength and poorer oxidation resistance, a metal (304 stainless steel) gasbag is designed. The feasibility of the metal gasbag used in airborne dispenser is verified from two aspects of bearing strength and dispersing performance. A good performance of the metal gasbag is revealed through the static pressure bearing test. Its bearing strength is about 50% higher than that of rubber/Kevlar metal gasbag, while its weight is 45% lighter than that of rubber/Kevlar metal gasbag. And the dispersing experimental results show that the deformation of metal gasbag is symmetrical, which has little effect on bomblets’ posture.

ordnance science and technology; airborne dispenser; metal gasbag; bearing strength; dynamic dispersion

2016-09-20

张成(1988—)，男，博士研究生。E-mail:jiongsing@sina.com

江坤(1978—)，男，副研究员。E-mail: jk616@aliyun.com

TJ414+.5

A

1000-1093(2017)07-1451-06

10.3969/j.issn.1000-1093.2017.07.025