康会峰，宣佳林，马秋生，曹睿智，刘志宾，王晓光

(1.北华航天工业学院 航空宇航学院，河北 廊坊 065000；2.河北省跨气水介质飞行器重点实验室，河北 廊坊 065000)

引言

随着社会的发展，城市中的高层建筑日益增多，高层建筑的密度和高度不断增大，消防难度也随之增加[1]。密集的高层建筑使得部分常规消防设备无法接近起火点，同时常规消防设备受限于喷射灭火剂的高度，无法实现高效灭火[2]。此外，随着人类活动范围的扩大和世界气候环境的变化，森林火灾的发生率逐年增加，同时受气象条件、森林可燃物构成等自然因素的影响，火灾的发展趋势经常呈现无规律状态[3]，这使灭火危险性大大提高，并且林区交通不便，常见的现代化灭火设备难以派上用场。在此背景下，远程灭火弹的研究日益受到重视。远程灭火弹由远程灭火炮发射或飞机空投，是高层建筑起火和森林火灾的有效扑灭手段。经过多年的发展，远程灭火弹在世界范围内得到了广泛应用。俄罗斯、伊拉克、韩国、美国、日本等国家研制了多种形式的灭火弹[4-7]。我国早期研制了以乳化炸药作为动力源的灭火弹，为提高安全性，黑龙江森林保护所以高氯酸钾和铁铝合金粉作为动力原料研制了自引式灭火弹[8]；军械工程学院研制了基于迫击炮发射系统的灭火弹，有效增加了灭火剂的覆盖面积[9]；2014年，哈尔滨工程大学研制了应用于灭火航弹的智能观瞄投放控制系统，提高了灭火效率[10]。

目前来看，远程灭火弹多以火药或炸药作为动力源，在其研制与使用过程中，对于安全性需要格外关注。相比之下，新能源发射灭火弹在安全性方面具有较大优势，这也正是未来灭火弹发展的重要方向。高压空气作为一种新能源，其存储与使用已经成熟，在安全与环保方面具有较大的优势，为气动灭火弹的储存和使用带来了极大的便利。由于无需特别的技术与资质要求，气动灭火弹可以部署到基层单位，具有极大的推广前景。

本研究针对新型的气动发射式灭火弹研制，根据飞行距离和灭火面积要求，设计了适合气动发射与空中飞行的分瓣式灭火弹结构，并利用ANSYS Workbench对灭火弹进行了发射强度与形变分析，为新型气动灭火弹的结构设计提供了支持。

1 气动弹射式灭火弹设计要求

气动灭火系统主要适用于森林灭火、高层建筑灭火和危化品灭火，主要包含气动灭火炮、弹托和气动弹射式灭火弹，如图1所示。气动弹射式灭火弹基于气动灭火炮发射，灭火炮为环腔结构，与弹托和安装在弹托两端的O形密封圈构成一个高压气室，通过给灭火炮底部瞬间冲入高压空气的方式击发，灭火弹和弹托向炮口推进，当弹托底部的O形密封圈经过灭火炮发射筒底部的通气格栅部分后，灭火炮自身储存的高压空气工作，将弹托连同灭火弹发射出炮膛，当灭火弹即将到达火灾上空时，通过灭火弹触发器，控制灭火弹单头弹出，弹身在侧面弹簧和迎风阻力的作用下迅速张开，灭火弹弹身包裹的填充剂在火灾上空抛撒弥散，实现远程操控灭火。应用于灭火的填装剂主要是干粉灭火剂、消焰剂等。填装剂在与火焰接触后通过化学反应的方式直接或间接地阻止可燃物与空气中的氧气结合，抑制燃烧反应，稀释周围空气中的氧气浓度，进而实现灭火。

图1 气动弹射式灭火炮及灭火弹

气动灭火炮的基本参数如表1所示，为灭火弹的设计提供了基本依据。综合考虑灭火弹的弹道性能、射击精度、发射安全性、飞行稳定性以及灭火剂的填充量，借助计算和仿真的手段，对灭火弹结构、外形进行优化设计和校验，保障灭火弹能够在100～500 m射程内稳定飞行，实现灭火弹开启的远程控制和灭火剂的抛撒。

表1 灭火炮结构基本参数

2 弹体结构设计

所设计的分瓣式气动弹射灭火弹包含弹头、锁紧机构、弹身开合机构和可折叠尾翼4部分，如图2所示。

图2 分瓣式灭火弹结构

弹头主体以Von Karman曲线为母线形成头部外形，弹头主体边缘用于束缚4片分瓣弹身的上边缘；内部伸出轴的非安装端呈楔形，与锁紧机构的压板销相匹配，并实现锁死功能，如图3所示。

图3 锁紧机构结构原理示意图

锁紧机构由压板、压板销、销钉弹簧、弹身、压板弹簧、点火器、尼龙绳以及相对应的孔、槽等组成[11]，如图3所示。锁紧机构置于弹身收缩段内，锁紧状态下压板和弹头仅有沿中心轴旋转的自由度，无移动自由度。当弹头边缘套住弹身时，弹头的中心杆插入到压板的中心孔中，压板弹簧压缩，压板销介于中心杆与中心孔之间，既限制了弹头的轴向运动，又限制了分瓣弹身的张开，从而实现了分瓣式灭火弹的锁死。需要解锁时，利用熔丝熔断尼龙绳，在压缩的销钉弹簧的作用下压板销完全进入到弹头的伸出轴内，弹头在压板弹簧的作用下射出，灭火弹解锁，4片分瓣弹身张开，布撒灭火剂。

弹身开合机构主要包含4片分瓣弹身、弹身基座、销轴和扭簧[11]。4片分瓣弹身合并后构成长400 mm、外径98 mm的圆柱体，用于填装灭火剂、消焰剂等粉末状物质，分瓣式弹身的设计有利于灭火剂的布撒和弥散。弹身基座上端与4片分瓣弹身通过销轴和扭簧连接，下端与可折叠尾翼连接，弹身基座设置成锥形面，很自然地完成了弹身到尾翼轴的锥形过渡。

可折叠尾翼分为固定轴尾翼和折叠尾翼两部分，折叠尾翼与固定轴尾翼通过销轴和扭簧连接[11]，如图4所示。待发射状态下，折叠尾翼与固定轴尾翼折叠成50°，折叠状态下灭火弹可进入炮膛，灭火弹出膛后，尾翼片在扭簧作用下将自动打开构成大尾翼结构，伸展后的长度为80 mm，为“十”字布局，用以保证灭火弹的飞行稳定性。灭火弹的飞行工作过程如图5所示。

图4 折叠尾翼设计图

图5 灭火弹工作过程

与现有的灭火弹相比，本研究设计的灭火弹的发射以高压空气为动力，通过触发机械引信抛撒灭火剂，工作全过程无火工品的使用，为灭火弹的推广与应用创造了条件。此外，机械引信以精巧的结构设置实现了弹头与分瓣弹身的可控连接；分瓣式弹身设计可快速高效地抛撒包裹的灭火剂；可折叠尾翼延展后形成的大尾翼提高了灭火弹飞行稳定性。

3 弹体发射强度分析

灭火弹的发射是瞬间完成的，因此在发射瞬间弹丸会承受较大的载荷，可能会发生较大的变形，造成灭火弹的机构失效或者破损，因此对灭火弹的发射强度进行分析校验是必不可少的一个过程。

3.1 载荷分析

根据实际发射情况，将灭火弹和弹托看成一个发射整体，发射整体主要承受高压气动力、轴向惯性力、重力、O形圈与炮膛的摩擦力，灭火弹承受了自身重力、弹托的推力和填装剂对灭火弹的压力。

1) 高压空气压力

发射整体承受的高压空气压力来源于灭火炮中高压环腔的存储气压和与之相等的击发气压，在发射过程中空气体积增大，气压不断变小，可表示为：

(1)

式中，p—— 弹丸不同位置的压力

p1—— 高压环腔发射压力

V0—— 灭火炮内高压环腔体积

l—— 灭火弹实际加速长度

S—— 炮膛横截面面积

κ—— 等熵指数，空气的等熵指数κ=1.4

2) 轴向惯性力

灭火弹发射过程中，灭火弹整体产生了与加速度方向相反的轴向惯性力，其作用效果是灭火剂轴向下沉，径向膨胀。根据牛顿第二定律可计算出灭火弹任一n-n截面以上部分的惯性力Fn为：

(2)

Fn=mna

(3)

式中，a—— 灭火弹整体的平均加速度

v—— 灭火弹的速度

M—— 弹托质量

m—— 灭火弹及灭火剂总质量

mn—— 弹体任一n-n横截面以上部分的质量

显然，所选截面越靠近底面，截面上方质量mn越大，轴向惯性力Fn也越大。当选取的截面与底面重合时，mn最大，为mnmax=2.1 kg，相对应的轴向惯性力最大，为Fnmax=3780 N，仿真时取Fn=4000 N。

3) O形圈与炮膛的摩擦力

通过式(1)计算不同位置的气压，采用的N次多项式本构模型的特殊形式——Mooney-Rivlin本构模型，通过ANSYS有限元分析，求解弹丸不同位置O形圈与炮膛接触面的最大接触应力pjmax，再根据式(4)计算出平均接触应力[12]：

(4)

pjmax—— O形圈的最大接触应力

根据平均接触应力利用式(5)～式(7)计算不同位置的摩擦力：

(5)

sc=(2ε+0.13)d

(6)

ε=δ/d

(7)

式中,f—— 橡胶圈与钢体的摩擦系数

d—— 炮膛直径

sc—— 橡胶圈与炮膛接触有效长度

ε—— 橡胶圈压缩率

δ—— 橡胶圈压缩变形量

通过ANSYS可计算出不同位置的摩擦力，利用多项式拟合的方法可获得摩擦力-位置(Ff-x)曲线方程。根据等效原理，可计算出发射过程中的等效摩擦力为408 N。

4) 填装剂对灭火弹的压力

假设灭火剂颗粒为均质弹性体，弹壁受灭火剂的法向挤压，且受压不变形，由式(8)可计算出灭火剂轴向惯性力对灭火弹的轴向压力pc[13]：

(8)

式中,pc—— 灭火剂压力

μc—— 灭火剂的泊松比，μc=0.4

rn—— 灭火弹n-n横截面半径，rn=0.04 m

经计算，pc=0.501 MPa，仿真时设置pc=0.6 MPa。

灭火弹飞行过程设计最大初速度v1=60 m/s，炮膛内加速长度1 m，根据运动学公式，可推导出：

(9)

v1—— 灭火弹出膛初速度

v0—— 灭火弹的发射前速度，为0

l—— 灭火弹膛内发射距离

由此可计算出灭火弹膛内发射的平均加速度为1800 m/s2。

由式(2)可计算出1800 m/s2加速度情况下的初始位置压力为2.865 MPa。由式(1)可知，初始位置时的发射压力最大。考虑到O形圈与炮膛的等效摩擦力408 N，转化成等效压力为0.052 MPa。因此，实际的发射压力为2.917 MPa，仿真时取实际发射气压p=3 MPa，以保障弹丸具有足够的发射强度。

3.2 仿真分析

采用ANSYS Workbench软件对发射整体进行静强度分析，设置全局网格的元素顺序为二阶次，对灭火弹的弹头、分瓣弹身、弹身基座和尾翼采用自动划分法进行网格划分，弹托采用多区网格划分法进行划分，划分后的网格总数约184万。

图6 灭火弹整体网格划分

边界条件主要是在弹托底部施加3 MPa的压力，设置灭火弹和弹托指向弹丸移动方向的加速度为1800 m/s2，对灭火弹的弹身基座与灭火剂接触处施加4000 N压力，对分瓣弹身的内表面施加0.6 MPa的压力，设置灭火弹的弹头为固定支架。计算结果如图7～图12所示。

图7 灭火弹整体等效mises应力分布

根据图7和图10可以看出，利用增强的ABS加工而成的灭火弹最大应力位置在弹头与分瓣弹身的边缘处，最大应力为54.859 MPa，小于增强的ABS的抗拉屈服强度105 MPa，在许用应力范围内，选用增强的ABS材料强度符合要求。通过具体观察，发现在固定翼与弹身基座的连接处和弹头与分瓣弹身的连接处均出现了应力集中问题，之后可通过局部加厚及设置圆角结构等措施降低应力集中，提高灭火弹的强度[14]。

根据图8和图11可以看出，灭火弹的最大应变发生在固定翼圆柱部分与尾翼的连接处，形变量为0.010715 mm，远小于灭火弹和发射筒的平均间隙1 mm，因此不会出现“卡弹”的现象。从图9可以看出,灭火弹的整体位移为0.9659 mm，相对较小，不会对灭火弹的使用和发射产生影响。灭火弹受力首先从固定翼与弹身基座的连接处和弹头与分瓣弹身的连接处产生应变，逐渐向两端扩散；之后，弹尾与弹托的接触面开始形变，并向上扩散；随后，分瓣弹身的底端在灭火剂对分瓣弹身和弹身基座的作用下发生形变，并向两侧扩散；最后，分瓣弹身上端的锥形过渡处发生形变。因此，固定翼的应变量由两端向中间扩散，弹身基座的形变从下往上扩散，弹头的应变从下往上逐渐减小，分瓣弹身的应变由大到小再变大再减小最后增大，如图12、图13所示。

图8 灭火弹整体等效弹性应变分布

图9 灭火弹整体位移分布

图10 弹头等效应力及位移分布

图11 固定翼等效弹性应变分布

图12 分瓣弹身纵截面不同位置的应变分布

图13 分瓣弹身不同位置的形变量曲线图

4 弹体飞行试验

4.1 试验准备

(1) 试验设备：气动发射式灭火炮、分瓣式气动灭火弹、灭火弹弹托、日本Photron高速摄像机FASTCAM SA-Z、电脑、气源车、灭火弹触发遥控器；

(2) 发射参数：灭火炮高压室气压为3 MPa，击发压力3 MPa，发射仰角45 °。

4.2 试验步骤

(1) 固定灭火炮，调整灭火炮的发射仰角至45 °；

(2) 调节高速摄影相机俯仰角度和安装位置，设定采样率为2000 fps；

(3) 将安装好O形密封圈的弹托和折叠尾翼的灭火弹，依次装入到发射筒中；

(4) 为灭火炮的高压环腔充入高压空气，待气压到达3 MPa时，停止注入气体；

(5) 同步控制系统通电，高速摄影系统设置为触发采集并启动，触发击发按钮，弹托推动灭火弹快速移动同时高速摄影进行图像采集；

(6) 人为控制灭火弹在空中打开，布撒灭火剂；

(7) 切断控制系统电源，保存摄像视频数据，回收发射后的灭火弹和灭火炮，整理试验设备，完成试验。

4.3 试验结果分析

为验证灭火弹的发射强度，发射了8次灭火弹，飞行及抛撒情况如图14所示，回收到的灭火弹如图15所示。

图14 飞行试验画面

图15 回收的灭火弹

在8次试验中，8次发射均成功，有6次试验灭火弹出筒后可折叠尾翼顺利展开，飞行过程中人为控制灭火弹正常打开，完成了灭火剂布撒，落地后的灭火弹并未破损；有1次灭火弹打到了树枝上，造成了弹身破裂；1次试验由于电量不足，灭火弹的打开失效，落地后与地面硬撞击，造成弹头、2片分瓣弹身和2个折叠尾翼损毁。飞行试验表明，分瓣式弹身结构和折叠尾翼结构设计合理，功能实现正常，强度满足要求。

5 结论

(1) 分瓣式气动灭火弹设计有可折叠尾翼结构，有效减小了弹体的占用空间，解决了固定式大尾翼灭火弹难以进入灭火炮膛的问题，同时提升了灭火弹飞行稳定性；分瓣式弹身的设计，有利于弹身张开后灭火剂快速充分的布撒，扩大了灭火剂的布撒面积；

(2) 利用ANSYS Workbench软件，对弹体整体进行了弹体应力及应变分析，灭火弹的最大应力位置在弹头与分瓣弹身的边缘处，最大应力为54.859 MPa，小于增强的ABS材料强度，符合要求；最大变形量为0.010715 mm，灭火弹的整体位移为0.9659 mm，均不会对灭火弹的使用和发射造成影响；

(3) 飞行试验表明，正常情况下灭火弹均能成功发射，折叠尾翼结构能够在发射后有效展开，在保证飞行稳定性的同时，降低了对炮膛的设计要求，分瓣式弹身飞行过程工作可靠，布撒功能正常，弹身的功能与强度均满足实际使用要求。

本研究实现了分瓣式气动弹射灭火弹的结构设计与强度分析，后续可根据实际使用需求，针对轻量化结构、小阻力外形等方面进行优化设计，以进一步提高灭火弹的性能。