慣性觸發開關動態特性與引信彈道炸分析

張武鳳，王雨時，張　宏，聞　泉，張麗梅，程　君

(1. 南京理工大學機械工程學院，江蘇 南京 210094；2. 國營第五二四廠，吉林 吉林 132021)

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慣性觸發開關動態特性與引信彈道炸分析

張武鳳1，王雨時1，張宏2，聞泉1，張麗梅2，程君1

(1. 南京理工大學機械工程學院，江蘇 南京 210094；2. 國營第五二四廠，吉林 吉林 132021)

摘要:針對70 mm航空火箭殺爆彈引信彈道炸問題，提出了剛體動力學理論分析和ADAMS動力學仿真相結合的方法，對其慣性觸發開關動態特性和彈道安全性進行分析。外彈道環境分析表明：萬向發火的慣性觸發開關閉合閾值設計不能忽略彈丸繞質心運動產生的徑向慣性力。仿真計算和理論分析結果均表明：彈簧抗力和結構尺寸偏差對慣性觸發開關閉合閾值影響較大，慣性觸發開關實際閉合閾值可能超出設計范圍。彈道安全性仿真和振動試驗結果表明：慣性觸發開關對彈道振動沖擊的響應是敏感的，其閉合閾值下限偏低，與彈道振動沖擊過載接近，彈道環境適應能力明顯不足，若發生多次共振或高頻振蕩皆有可能引起彈道炸。

關鍵詞:引信；動力學分析；動態特性；慣性觸發開關；彈道炸

0引言

慣性觸發開關是國內外導彈、火箭彈等彈藥機電觸發引信中廣泛使用的一類開關，主要用于控制引信爆炸序列中首發電爆炸元件電路工作狀態。這類開關結構簡單、安裝方便，裝配前可在離心試驗裝置上模擬測試閉合過載。但是這類開關只能感受過載大小，不能識別時機。因此其對目標介質的響應和抗彈道環境干擾能力是保證引信作用正確性和安全性的關鍵[1]。國內外導彈、航空彈藥引信應用的慣性觸發開關工作過載閾值一般為80～120g。目前可從文獻上檢索到的唯一更低過載情況，是美軍MK344、MK346航空炸彈系列引信，采用了40～80g的低g值慣性觸發開關[2]。

文獻[1]通過仿真分析和試驗驗模對工作過載約為114g的慣性觸發開關進行結構設計。文獻[3]針對引信慣性觸發開關靈敏度與彈道安全性的矛盾，設計出帶加重柱的軸向安裝慣性觸發開關，但只適用于非旋或低旋彈藥。文獻[4]通過運動學仿真和試驗獲得了彈體侵徹過程中慣性觸發開關的閉合情況。雖然慣性觸發開關在火箭彈引信中被廣泛應用，但目前未見另有制式引信應用低于40g閾值下限的慣性觸發開關，也未見有分析這類開關抗彈道環境干擾能力的文獻。國內70 mm航空火箭殺爆彈基于其高瞬發度指標要求其慣性觸發開關的工作過載下限為25g，該航空火箭殺爆彈在射擊訓練中發生彈道炸，說明這種低過載慣性觸發開關觸發靈敏度與彈道安全性矛盾更加突出。本文針對此問題，提出剛體動力學理論分析和ADAMS動力學仿真相結合的方法，分析慣性觸發開關的動態特性和彈道安全性。

1慣性觸發開關基本結構與作用原理

該慣性觸發開關基本結構如圖1所示。其中慣性錘、殼體與導電墊圈構成開關的一極，導電帽作為開關的另一極，構成兩極的金屬零件之間由絕緣墊絕緣。勤務處理時引信電源未激活且保險機構未解除保險，故各種環境力對慣性觸發開關可能造成的閉合動作不會危害引信安全性。慣性觸發開關慣性錘的接電動作是可逆的，一旦造成其閉合的意外環境力消失，慣性錘在慣性簧的作用下就會復位。碰目標時，慣性錘前沖力壓縮慣性簧前沖與導電帽接觸，或擦地時受側向慣性力作用使慣性錘側向擺動也與導電帽接觸，從而導通觸發電路，使引信作用。其中后一種情形即是萬向發火的情形。

圖1　慣性觸發開關結構Fig.1　Inertial impact switch structure

影響慣性觸發開關閉合性能的結構參數包括彈簧抗力、慣性錘質量與其質心位置、閉合行程等，結構參數極限值如表1所列。

表1　慣性觸發開關結構參數

2慣性觸發開關彈道環境和閉合閾值理論分析

2.1故障現象與彈道環境分析

該航空火箭殺爆彈在射擊訓練時，彈道炸概率約為3‰，均發生在主動段結束時刻。分析近兩次飛行試驗彈道炸錄像信息，知炸點參數分別為：飛行時間2.16 s、距離約889 m和飛行時間1.099 s、距離約394 m。對比該火箭彈內、外彈道參數，可判斷彈道炸不是由火箭發動機爆炸引起，而是由戰斗部爆炸所致。在主動段末引信已解除保險，電源已激活至工作電壓，此時只要在彈道上產生符合慣性觸發開關閉合的過載條件就能使其提前閉合，從而引起彈道炸。因此首先要為引信安全性設計提供較為準確的外彈道環境。其次要分析慣性觸發開關的實際閉合閾值是否在設計范圍內。最后由于機載發射條件下會產生載機平臺的振動沖擊、機上連射對后續火箭彈的沖擊以及發動機尾噴流作用帶來的沖擊擾動，所以還要分析彈道上沖擊振動過載對慣性觸發開關的影響。

2.2外彈道環境理論分析

引信慣性觸發開關沿引信即彈丸軸線同軸布置，理論上沒有徑向偏心。但實際上考慮裝配間隙和同軸度誤差等因素影響，引信慣性觸發開關軸線相對于引信即彈丸軸線不可避免地存在偏心。并且彈丸旋轉軸線也未必就是彈丸幾何軸線，彈丸旋轉軸線過彈丸質心，而彈丸質心又會偏離彈丸幾何軸線。考慮到各種配合間隙和彈丸偏心距，參考其他產品數據[5]，慣性錘質心位置相對于彈丸質心位置極限徑向偏離恒有n2不大于1 mm，在此取極限值n2max=1 mm。

文獻[6]中給出了傳統引信設計過程中所考慮的爬行力、離心力、彈丸繞質心運動產生的最大慣性力軸向分量(即最大章動角δmax對應的傳統章動力) 計算公式，進一步化簡計算可得各加速度公式：

ap=c43π(y)F(ντ)

(1)

ac=n2?2

(2)

(3)

(4)

將表2中的參數值代入式(1)～(4)可得慣性錘爬行過載系數為4.54，離心過載系數為1.92，不同最大章動角對應因彈丸繞質心運動產生的引信零部件慣性過載系數計算結果如表3所列。

表2　70 mm航空火箭彈外彈道環境計算用參數

表3　不同最大章動角對應彈丸繞質心運動產生的慣性錘慣性過載系數計算結果

由表3可知：慣性錘在最大章動角δmax=22°時對應的彈丸繞質心運動產生的過載系數軸向分量最大值為21.07，則慣性錘受軸向過載系數為：21.07+4.54=27.72>25，慣性錘可能軸向前沖閉合，引發彈道炸；慣性錘在最大章動角δmax=11°時擺動過載系數徑向分解最大值23.39，則慣性錘受徑向過載系數為：23.39 +1.92=25.31>25，即慣性錘可能徑向傾斜閉合，引發彈道炸。若忽略彈丸擺動引起的徑向慣性力，則慣性觸發開關允許的最大彈丸章動角為22°。若考慮到彈丸擺動引起的徑向慣性力，則慣性觸發開關允許的最大彈丸章動角為11°。萬向發火的慣性觸發開關徑向靈敏度較高，會在極限情況下因彈丸在外彈道上章動過大(如火箭發動機燃燒結束時)而意外閉合，從而引發彈道炸。

2.3閉合閾值理論分析

火箭彈碰擊目標后急劇減速，慣性觸發開關受到與彈丸減速方向相反的慣性力F，如圖2所示。圖中前沖力F1為慣性力F沿彈簧軸線的分力，F2為慣性力F垂直于彈簧軸線的分力,θ為載體減加速度方向與慣性觸發開關軸線的夾角。

圖2　碰目標時引信慣性觸發開關受慣性力Fig.2　Inertial force analysis of inertial impact switch when impacting the target

火箭彈大落角碰目標時，前沖力F1為慣性觸發開關作用的主動力，使慣性錘壓縮慣性簧前沖與導電帽接觸。假設火箭彈碰目標時獲得的前沖過載系數為k′，忽略離心力和章動力影響，可得開關軸向前沖閉合條件為：

m1gk′>Rb

(5)

火箭彈擦地時，分力F2為慣性觸發開關作用的主動力，使慣性錘側向擺動也與導電帽接觸。假設火箭彈擦地時獲得的側向過載系數為k″，忽略前沖過載影響，則可得開關徑向傾斜閉合條件為：

m1gk″A>Rb(r-B)

(6)

3慣性觸發開關動態特性仿真研究

3.1慣性觸發開關閉合閾值仿真

首先用Solidworks軟件建立慣性觸發開關三維模型，然后利用ADAMS/View提供的模型數據交換接口，將該模型文件導入到ADAMS動力學仿真軟件中，設置模型材料特性，并添加相應約束。所建立的慣性觸發開關仿真模型如圖3所示。

圖3　慣性觸發開關仿真模型Fig.3　The simulation model of the inertial impact switch

由于慣性簧可直接在ADAMS軟件中添加生成，所以在三維建模時并未畫出。在此采用沖擊函數模型(彈簧-阻尼模型)：

(7)

彈簧兩端構件分別為慣性錘和導電墊圈，根據Hertz接觸理論，剛度系數K取決于撞擊物體材料和結構形狀：

(8)

通過表1中的結構參數極限值對慣性觸發開關動態特性進行仿真可得其接電過載范圍。分別在慣性錘質心處添加恒定軸向載荷和徑向載荷，仿真慣性觸發開關的作用過載特性。并將表1中的數據代入式(5)—式(6)可得閉合閾值仿真結果與理論計算結果對比如表4所列。

表4　慣性觸發開關接電過載閾值仿真結果和理論計算結果

通過離心試驗測出的開關閉合閾值范圍為25～45g，與表1仿真結果相近，說明仿真結果與理論計算結果相互驗證均可信。彈簧抗力和尺寸偏差對慣性觸發開關的閉合閾值影響較大，說明這種分離式結構的慣性觸發開關質量監控和一致性難以保證(離心試驗時存在測試附加旋轉偏心問題，并且離心試驗時慣性錘為靜態啟動，主動段過載為瞬間產生，因而對慣性錘影響機理與實際差異可能較大)，可能有一部分開關尺寸合格但接電過載卻超出了要求范圍，還可能是有一部分開關檢測過載范圍數值合格但真值卻不合格。

3.2彈道沖擊過載仿真

在火箭彈主動段內，除發動機推力過載外，還伴隨具有一定周期性的附加橫向沖擊過載。這種過載能使慣性觸發開關產生閉合趨勢，若慣性觸發開關提前閉合就會導致彈道炸。為了驗證引信慣性觸發開關設計與彈道環境的匹配性，采用彈上測試裝置隨機測試了三次發射時的沖擊過載曲線，這三次無明顯差異。圖4是某次正常發射時的沖擊過載曲線，由圖4可知在主動段末橫向沖擊的沖擊譜線密度較高、過載峰值達到37g并具有波動性，在主動段末消失。

僅考慮橫向沖擊對慣性觸發開關接電過載特性的影響，將圖4中的彈道橫向沖擊加載在慣性錘質心處進行仿真。圖5為仿真所得慣性錘移動距離隨時間變化曲線。圖5中慣性錘在180 ms處向上最大位移0.067 mm，小于慣性錘頂端與導電帽中球形頂端最小間隙(0.1 mm)。雖然橫向沖擊過載峰值已超過了慣性觸發開關接電過載閾值，但因其持續時間較短，僅靠橫向沖擊不會使慣性觸發開關閉合，主動段橫向沖擊對其閉合特性影響較小。考慮橫向沖擊和軸向過載的綜合影響，將圖4中的彈道軸向過載和橫向沖擊加載在慣性錘質心處，對慣性觸發開關的接電過載特性進行仿真。圖6為仿真所得慣性錘移動距離隨時間變化曲線，由此可知因軸向過載較大故慣性觸發開關在主動段前期會閉合，這與實際相符，但此時引信電路處于初期閉鎖期，并不響應開關閉合信號，故不會影響彈道安全。但在主動段末750 ms之后軸向過載逐漸變小，在慣性簧的作用下開關會復位，而此時的橫向沖擊和軸向過載綜合作用也不足以使其閉合，保證了彈道安全。由于無法得知沖擊密度和頻率，故以上仿真僅考慮了一次沖擊。

圖4　橫向沖擊與軸向沖擊過載曲線Fig.4　The curve of the lateral and axial impact overload

圖5　橫向沖擊作用下慣性錘移動距離隨時間變化曲線Fig.5　Displacement distance of the hammer under the lateral impact

圖6　橫向沖擊和軸向過載作用下慣性錘移動距離隨時間變化曲線Fig.6　Displacement distance of the inertia hammer under the lateral and axial impact

實際上慣性觸發開關相對于彈軸存在偏心，如果彈丸旋轉形成過載、振動沖擊形成過載以及章動周期擺動形成過載疊加，則可能會產生振蕩，即形成不規則的復雜高頻振動，從而導致慣性觸發開關意外閉合。此時彈道炸應發生在主動段結束后的一段時間內，這與彈道炸故障現象基本相符。

雖然外彈道環境測試樣本只有3發，在主動段末未能測試到會使引信慣性觸發開關閉合的信號，但是橫向沖擊過載系數最大達到了37，持續時間為μs級。這對彈上慣性器件來說工作環境比較嚴酷。引信慣性觸發開關閉合閾值范圍為25～45g。若按照對含爆炸元件的振動、沖擊試驗有關標準[9]，需將振動沖擊加速度值放大1.5～2倍，那么對應25g的下限值(37.5g)已經接近閉合。考慮到彈丸旋轉會導致系統性的測試誤差，如果存在比3發測試樣本略微嚴酷的彈載環境，就有可能導致引信慣性觸發開關意外閉合。

3.3振動試驗

根據軸向過載或徑向過載且量級達到25g以上、持續時間達到0.25 ms時引信即可能作用的情況，選取過載閾值接近下限的慣性觸發開關加上引信電路，模擬彈道沖擊振動情況進行了頻率為5 Hz-500 Hz-5 Hz的掃頻振動試驗，驗證下限過載條件下振動的影響。試驗結果表明慣性觸發開關并沒有發生閉合現象，引信電路也沒有異常輸出。

將掃頻振動調整為隨機振動，當過載在6～8g、頻率在5～2 000 Hz時，慣性觸發開關在114～178 Hz時產生共振，發生閉合現象。該試驗說明慣性觸發開關對振動的響應是敏感的。雖然彈道橫向沖擊在主動段末已消失，但如產生共振，其影響會延續一段時間，在多次共振且頻率較高的情況下，會導致彈性振動系統即慣性觸發開關的振幅累計達到閉合行程使慣性觸發開關意外閉合。

4結論

本文提出了剛體動力學理論分析和ADAMS動力學仿真相結合的方法，分析了慣性觸發開關的動態特性和彈道安全性。對外彈道力學環境進行理論計算得出：在設計萬向發火的慣性觸發開關閉合閾值時，要考慮到比傳統引信設計理論更為準確的外彈道力學環境，不能忽略彈丸繞質心運動產生的慣性過載徑向分量。理論分析和仿真計算結果均表明：彈簧抗力和結構尺寸偏差對慣性觸發開關閉合閾值影響較大，慣性觸發開關實際閉合閾值可能超出設計范圍。彈道安全性仿真和振動試驗結果表明：慣性觸發開關對彈道振動沖擊的響應是敏感的，其閉合閾值下限偏低，與彈道振動沖擊過載接近，彈道環境適應能力明顯不足。若發生多次共振或高頻振蕩皆有可能引起彈道炸。本文提出的動力學分析方法可以為高瞬發度彈藥引信應用低過載慣性觸發開關提出參考。為避免彈道炸事故的頻繁發生，可在現有慣性觸發開關的基礎上調整結構參數，提高過載閾值，同時分析和驗證參數調整對引信作用可靠性和瞬發度的影響。或將慣性觸發開關設計成破甲彈引信常用的雙層風帽形式，以減小發射初始擾動和發動機尾噴流作用引起的振動沖擊過載帶來的不利影響。

參考文獻:

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[9]西安機電信息研究所. GJB573A-1998引信環境與性能試驗方法[S]. 北京:總裝備部軍標出版發行部,1998.

*收稿日期:2016-01-04

作者簡介:張武鳳(1992—)，女，安徽馬鞍山人，碩士研究生，研究方向：引信系統設計。E-mail:442882908@qq.com。

中圖分類號:TJ432.2

文獻標志碼:A

文章編號：1008-1194(2016)03-0035-06

Analysis of Inertial Impact Switch Dynamic Characteristics and Fuze Ballistic Explosion

ZHANG Wufeng1，WANG Yushi1，ZHANG Hong2，WEN Quan1，ZHANG Limei2，CHENG Jun1

(1.School of Mechanical Engineering，Nanjing University of Science and Technology，Nanjing 210094, China；2.State-owned Plant 524，Jilin 132021, China)

Abstract:Aiming at the problem of 70 mm aircraft rocket high explosion projectile fuze ballistic explosion，a joint method of rigid body dynamics theoretical analysis and ADAMS dynamics simulation was proposed to analyze the dynamic characteristics and ballistic safety of inertial impact switch.Exterior ballistic environment analysis showed that closed acceleration threshold design of the universal inertial impact switch couldn’t ignore the radial inertial force，which is caused by the motion of projectile around the center of mass. The dynamics simulation showed that spring resistance and structural dimension deviation had great influences on the closed acceleration threshold of the inertial impact switch. The closed acceleration threshold might be beyond the design range.The ballistic safety kinematic simulation and vibration test showed that ballistic shock vibration had great influences on inertial impact switch,and the value between the acceleration lower threshold of the inertial impact switch and the ballistic acceleration of the weapon system dynamic test was small,so that the inertial impact switch couldn’t adapt to the extreme ballistic environment.It could be found that the fuze ballistic explosion might be due to multiple resonance or high frequency oscillation of the inertial impact switch.

Key words:fuze; dynamics analysis; dynamic characteristics; inertial impact switch;ballistic explosion