摩擦對引信后坐保險件解除保險特性的影響

鄒陳來, 王雨時, 王光宇

(南京理工大學 機械工程學院, 江蘇 南京 210094)

0 引言

后坐保險機構是利用彈丸發射時的后坐過載使保險件解除保險的一種引信常用保險機構,其設計需同時滿足發射時可靠解除保險和勤務處理安全的要求。勤務處理安全性主要是保證引信意外跌落時不能解除對被保險件的保險。引信保險機構的作用可靠性要求與勤務處理安全性要求的區別:可靠作用即要求在一定發射過載作用下可靠解除保險,而勤務處理安全性則要求在規定(可信)的勤務處理過程中不能解除保險,主要是在意外跌落過載作用下不能解除保險。對于保險機構設計而言,兩者是相互矛盾的。一般而言,提高作用可靠性將降低勤務處理安全性,而提高勤務處理安全性往往會降低發射時的作用可靠性。如何有效權衡安全性與作用可靠性之間的矛盾,合理選取機構的參數,是設計后坐保險機構的核心工作。文獻[1-2]運用剛體動力學理論,分析了引信后坐保險機構斜置設計方案在勤務處理和發射時的動態特性。文獻[3]運用剛體動力學理論和仿真軟件ADAMS,對比分析了引信經典彈性后坐保險機構和剛性后坐保險機構對不同后坐過載作用時間的響應特性。文獻[4]通過求解引信后坐質量-彈簧系統運動微分方程,結合ADAMS軟件仿真,從工程設計角度提出:適當減小后坐質量,增大彈簧裝配預壓量、彈簧剛度系數以及將保險球導向孔軸線與引信軸線夾角取為45°都有助于解決引信后坐質量-彈簧系統保險與解除保險之間的矛盾。文獻[5]根據實測的跌落沖擊響應曲線,對引信后坐保險機構以不同落高、45°傾斜跌向不同介質時的可靠性進行了數值仿真。

文獻[6-7]用分段求解運動耦合微分方程的方法得出了雙自由度后坐保險機構的位移響應。文獻[8]運用數值仿真方法研究了引信雙自由度后坐保險機構發射、垂直跌落和傾斜跌落時的運動特性,解決了跌落安全性不足的問題。文獻[9]結合控制理論和振動理論,得到了引信雙自由度保險機構動力學方程和運動學微分方程,并分析了其振動特性。文獻[10]對一種火箭增程彈用引信雙自由度后坐保險機構的動態特性進行了仿真,并采用正交模擬得到了機構參數的最優解。

文獻[11]推導了普通平底彈丸垂直跌落地面過程的沖擊加速度峰值和作用時間理論計算公式,結合ANSYS/LS-DYNA軟件仿真,得到了裸態平底榴彈底向下垂直跌落時彈丸和引信的沖擊特性公式。文獻[12]考慮彈底激勵經彈-引系統傳遞后產生的影響,提出了引信后坐機構的一種工程設計方法,使設計精度得到提高。文獻[13]對引信典型后坐機構平時安全性的計算方法與運動特性進行了研究,指出機構在墜落時的運動行程與在引信體上測得的沖擊加速度時間歷程的積分即速度呈線性關系,并給出了計算公式。

文獻[14]運用動力學方法對彈丸跌落時的引信慣性部件運動規律進行了分析和仿真,指出引信慣性部件的最大位移出現在最大碰撞沖擊加速度結束后,即當碰撞沖擊力消失后,慣性部件依靠自身慣性繼續壓縮彈簧。在發射過載作用下,由于發射過載作用時間長,后坐保險件可以保證在發射過載消失前解除保險;在跌落沖擊作用下時,沖擊力作用時間短,慣性部件在跌落沖擊力消失前和消失后均較難解除保險。

雖然目前后坐保險機構已廣泛應用于各類引信及引信安全和解除保險機構中,但未見有文獻研究被保險件或其反恢復銷對保險件的作用力對后坐保險件動態響應的影響問題。以往對后坐保險件的動態響應研究均忽略了摩擦的影響,做了簡化,如《引信設計手冊》、國家軍用標準GJB/Z135—2002《引信工程設計手冊》。從機構原理上講,該摩擦普遍存在,可能是被保險件產生的,也可能是反恢復件產生的。

對于帶彈簧預壓作用的被保險件(如預壓柱簧或錐簧推壓的滑塊,又如預扭的扭簧推扭的轉子),當后坐保險機構為其第一道保險時,在后坐保險機構解除保險以前,保險件與被保險件直接接觸對被保險件形成限位。保險件與被保險件相對運動或有相對運動趨勢時,保險件將受到被保險件的摩擦阻滯作用,并對保險機構的性能產生影響,包括解除保險可靠性和勤務處理安全性。本文針對此問題,根據剛體動力學理論和ADAMS動力學仿真,研究預壓簧直接或通過其他零件間接作用于后坐保險件上的摩擦力對后坐保險件在發射和跌落時動態響應特性(解除保險運動)的影響,試圖找出規律,從而為后坐保險機構動態性能的設計優化提供參考。事實上,除上述引信隔爆件解除保險用預壓簧對隔爆件的后坐保險機構解除保險運動有摩擦阻滯緩釋作用之外,引信后坐保險機構的反恢復機構或稱閉鎖機構(多為壓縮柱簧或預扭扭簧直接或通過柱銷頂壓在后坐保險件上)對后坐保險件的解除保險運動的影響本質上是相同的。

1 有側向預壓簧產生摩擦緩釋作用的引信后坐保險機構

一種迫擊炮彈引信單自由度后坐保險機構如圖1所示,該保險機構的直接被保險件為受彈簧預壓力作用的滑柱。該結構主要由慣性筒、慣性簧、引信體、滑柱簧、滑柱等組成。其中慣性筒為后坐保險件,滑柱為被保險件,引信體為結構件,慣性簧和滑柱簧是抗力件,裝配狀態下慣性簧和滑柱簧均存在一定的預壓。在此不考慮隔爆件(滑塊,未畫出)對滑柱的影響。

圖1 有側向預壓簧產生摩擦緩釋作用的引信后坐保險機構Fig.1 Setback arming device of a fuze with frictional retardation from loaded spring

彈丸或引信勤務處理意外跌落時,慣性筒在其運動方向上受到的外力主要有:跌落沖擊產生的慣性力、慣性簧預壓形成的支撐力、引信體約束形成的摩擦力和支撐力以及滑柱的正壓力和摩擦力。若慣性筒受到的跌落沖擊產生的慣性力小于或等于上述慣性簧支撐力和各種摩擦力的合力,則慣性筒將不產生運動,后坐保險機構不會解除保險;若跌落沖擊產生的慣性力大于上述諸力的合力,則慣性筒將產生運動。若運動距離小于解除保險行程,則后坐保險機構也不會解除保險(跌落沖擊過程結束后,后坐保險機構會恢復,即恢復保險),后坐保險機構滿足勤務處理跌落安全性要求。若慣性筒發生運動且運動距離等于或大于解除保險行程,則慣性筒將意外解除保險,后坐保險機構不滿足跌落安全性要求。

同理,彈丸發射時,慣性筒將受到發射過載的作用,若發射過載作用于慣性筒上產生的后坐力大于慣性筒受到的上述諸力的合力,則慣性筒將發生后坐運動。若慣性筒可以運動至解除保險位置,則該后坐保險機構設計參數滿足解除保險要求。

2 有側向預壓簧產生摩擦緩釋作用的引信后坐保險機構解除保險運動數學模型

2.1 建立慣性筒相對于引信體運動的慣性坐標系

單自由度后坐保險機構為典型的2階線性無阻尼彈簧-質量系統。下面按牛頓力學的方法對其受力和運動特性進行分析,并建立數學模型。

為簡化分析計算過程,利用作用時間0≤t≤T/2(T為正弦激勵的周期)的正弦簡諧激勵,近似等效發射時的后坐過載曲線,取最大后坐過載系數為k1,則任意時刻t引信后坐保險件因沖擊產生的慣性力為Ft,Ft=k1mgsin(ωt),其中m為后坐保險系統的等效質量,m=m1+m2,m1為后坐保險件的質量,m2為慣性簧的質量,ω=2π/T。當k1取跌落時的最大沖擊過載系數時,Ft表示跌落時引信零件上形成的慣性沖擊力,相應地時間周期T也需根據跌落過載脈沖時間寬度選取。

對解除保險前的慣性筒進行受力分析。將參考坐標系固連于引信,彈丸發射時隨同引信一起平動和轉動。由于引信后坐保險機構解除保險運動在最大膛壓點以前完成,該階段彈丸速度和轉速都很小,即使是配用于旋轉彈,也不考慮離心力的影響。

假設引信(彈丸)軸線與豎直方向呈θ角傾斜跌落,不考慮慣性筒與其駐室之間的間隙導致的慣性筒微小偏斜,只考慮慣性筒平動,則圖1所示的后坐保險機構在傾斜跌落時其慣性筒的受力如圖2所示。圖2中,Oxy為固連于引信體的慣性坐標系,f1為慣性筒駐室側壁對慣性筒的摩擦力,F0為慣性筒駐室上端對慣性筒的支撐力,F1為慣性簧對慣性筒的支撐力,F2為滑柱對慣性筒的正壓力,f2為滑柱對慣性筒的摩擦力,Ft為慣性筒受到跌落沖擊過載產生的慣性力,Ftx為Ft平行于慣性筒運動方向的分力,Fty為Ft垂直于慣性筒運動方向的分力,FN為慣性筒駐室側壁對慣性筒的正壓力。

圖2 引信(彈丸)傾斜跌向目標時慣性筒的受力Fig.2 Force analysis for the inertial unit as the fuze or projectile drops inclinedly

取初始時刻慣性筒質心為坐標原點,慣性筒的運動方向為x軸(向下為正)建立坐標系,得到慣性筒各階段的運動方程,設慣性簧的初始預壓長度為λ1,慣性簧剛度為K1。傾斜跌落狀態滑柱對慣性筒的正壓力F2與滑柱的運動狀態有關。

2.2 滑柱的受力及運動數學模型

對于滑柱,受到的慣性沖擊力可以近似為Ft2=k1m3gsin(ωt),其中m3為滑柱-滑柱簧系統的等效質量,m3=m30+m31,m30為滑柱的質量,m31為滑柱簧的質量。

傾斜跌落狀態下滑柱受到的跌落沖擊產生的慣性力Ft2可分解為垂直于滑柱運動方向的分力Ft2x和平行于滑柱運動方向的分力Ft2y。

(1)

引信或彈丸受到跌落或發射沖擊過載作用期間,假設滑柱因沖擊過載作用脫離與慣性筒的接觸后,滑柱不再返回與慣性筒接觸,則僅初始階段,即滑柱保持靜止且沒有運動趨勢的階段(假設0≤t≤t20)(t20為滑柱開始相對于引信體有運動趨勢的時刻),滑柱與慣性筒之間存在作用力。圖3所示為該階段滑柱的受力狀態示意圖,其中F′2為慣性筒對滑柱的正壓力,f′2為慣性筒對滑柱的摩擦力,F3為滑柱簧對滑柱的支撐力,FN2為滑柱駐室與滑柱之間的正壓力。

圖3 引信(彈丸)傾斜跌向目標的初始階段滑柱的受力Fig.3 Force analysis for the slide pin in the initial stage as the fuze or projectile drops inclinedly

此時,Ft2y≤F30,F30為滑柱簧預壓力。滑柱受力滿足以下關系:

(2)

式中:K2為滑柱簧的剛度;λ2為滑柱簧的預壓長度。

由式(1)和式(2)可得該階段慣性筒對滑柱的正壓力:

F′2=K2λ2-k1m3gsinθ·sin (ωt)

(3)

到t=t20時刻(t20

(4)

2.3 慣性筒的受力及運動數學模型

對于慣性筒,傾斜跌落狀態下的跌落慣性力Ft可分解為平行于慣性筒運動方向的分力Ftx和垂直于慣性筒運動方向的分力Fty:

(5)

慣性筒的動摩擦系數和靜摩擦系數在慣性筒的位移響應、速度響應中均處于同等地位,故可假設慣性筒與引信體以及慣性筒與滑柱間的動、靜摩擦系數均為μ,則有

(6)

此時慣性筒的受力可分為3個階段,在此設慣性筒相對于其駐室即引信體的運動時刻為t10,沖擊過載結束時刻為t12,慣性筒減速到0 m/s的時刻為t13。

2.3.1 第1～1階段(0≤t≤t10)

(7)

根據式(7)和式(3),得

(8)

2.3.2 第1～2階段(t10≤t≤t12)

假設從慣性筒開始相對于其駐室即引信體運動時刻(即t10時刻)到t11時刻,慣性筒受到的橫向分力Fty小于F2;從t11時刻開始慣性筒受到的橫向分力Fty大于F2。

在t10≤t≤t11階段,慣性筒駐室即引信體孔壁對慣性筒的正壓力FN與F2方向相反,此時慣性筒受力如圖2(a)所示。

(9)

式中:x為慣性筒相對于引信體的位移量。

在t11時刻,由Fty(t11)=F2(t11)以及式(9)和式(2),可解得

(10)

由于0≤sin (ωt11)≤1,0 rad≤θ≤π/2 rad,故由式(10)可得

(11)

因此,當θ<θmin時,Fty(t11)=F2(t11)無解,即在t10≤t≤t12階段恒有Fty

由此可知,θ≤θmin時,慣性筒在t10≤t≤t12階段受力均滿足式(9),F2滿足式(3)。

求解式(9),可得t10≤t≤t11時慣性筒的位移響應如下:

x=D4+D3sin (ωt)+D1cos (ωnt)+D2sin (ωnt)

(12)

式(12)對時間t求導,得到如下速度響應:

(13)

(14)

(15)

將式(14)、式(15)代入式(12),得到t10≤t≤t12時的慣性筒位移響應為

(16)

當θ>θmin時,由Fty(t11)=F2(t11)可得t11有兩個解,分別為

(17)

或

(18)

即t10≤t≤t11或t12≥t≥t′11時,Fty≤F2,此時慣性筒受力仍滿足式(9),F2滿足式(3)。

當t11F2,此時引信體對慣性筒的正壓力FN與F2方向相反,慣性筒受力如圖2(b)所示,此時

(19)

由式(19)可知,該條件下慣性筒的運動狀態與滑柱對其的正壓力F2無關。

當t=t11時,FN=0 N,式(9)與式(19)相同。

求解式(19),可得t11≤t≤t′11時慣性筒的位移響應:

x=D4+D5sin (ωt)+D6cos (ωnt)+D7sin (ωnt)

(20)

式(20)對時間t求導,得到速度響應為

(21)

(22)

(23)

當t′11≤t時,慣性筒的受力滿足式(9),可得其位移響應為

x=D4+D3sin (ωt)+D8cos (ωnt)+D9sin (ωnt)

(24)

式中:D8、D9為慣性筒在該階段運動微分方程的兩個系數,可由慣性筒在該階段的運動起始狀態求得速度響應為

(25)

(26)

(27)

將式(26)、式(27)代入式(24),可以得到t′11≤t≤t12時慣性筒的位移響應。

2.3.3 第1～3階段(t12≤t≤t13)

跌落沖擊結束后,跌落過載消失,若慣性筒仍繼續向下運動,則慣性筒的受力如圖4所示。假設t=t13時刻慣性筒速度減為0 m/s。

圖4 沖擊過載消失后慣性筒做慣性運動時的受力Fig.4 Force analysis for the inertial unit when the shock overload disappears

此時,慣性筒的受力滿足

(28)

為計算方便,假設過載消失時刻為時間零點,慣性筒受摩擦力和慣性簧支撐力作用(忽略重力作用)下作減速運動,設此時速度為vr,位移為xr,彈簧壓縮量為λ1+xr,則由式(28)可得慣性筒運動微分方程為

(29)

(30)

式(30)對時間t求導,得到速度響應為

(31)

設t=t3時慣性筒的速度減小到0 m/s,由式(31)求解得到:

(32)

將式(32)代入式(30),可求得慣性筒速度為 0 m/s時的位移x3,若x3≥h,則可判斷能解除慣性筒對滑柱的保險;若x3

3 算例分析

3.1 數值計算

圖1所示的一種迫擊炮彈引信后坐保險機構設計參數如表1所示,現估取各摩擦系數分別為0、0.05、0.10、0.15、0.20、0.25、0.30、0.35、0.50和1.00,計算慣性筒在發射和跌落時的態響應特性。根據文獻[13,15-17]提供的試驗或仿真數據,分別選取120 mm迫擊炮的發射沖擊過載和82 mm迫擊炮3 m落高跌落不同目標時的沖擊過載進行計算。選取典型的發射過載和跌落過載環境參數作為理論計算參數如表2所示,其中跌落過載1和跌落過載2分別為文獻[17]中82 mm迫擊炮彈3 m落高跌向水泥地面和鋼板時的過載,跌落過載3為文獻[15]中測試所得82 mm迫擊炮彈尾部向下1.5 m跌向鋼板時的過載,跌落過載4為文獻[18]中仿真計算所得130 mm殺爆彈底部向下1.5 m跌向鋼板時的過載。

表1 一種迫擊炮彈引信后坐保險機構設計參數

表2 計算用彈丸發射過載和跌落過載參數

根據第2節給出的理論公式,編制MATLAB計算程序,計算得到不同沖擊過載作用下慣性筒的位移和速度響應。當慣性筒解除保險或未解除保險但向下運動的速度降為0 m/s時,停止計算,之后的運動不再考慮。通常認為動摩擦系數是靜摩擦系數的0.8～1.0倍,以下計算均假設靜摩擦系數等于動摩擦系數。

3.1.1 豎直跌落(發射)時慣性筒的運動特性

假設引信(彈丸)軸線與豎直方向的傾斜角θ為0°,分別取摩擦系數μ為0、0.05、0.10、0.15、0.20、0.25、0.30、0.35、0.50和1.00,得到慣性筒在引信(彈丸)豎直向下跌落(或發射)時的位移響應-時間和速度響應-時間曲線,如圖5～圖9所示。

圖5 發射過載作用下慣性筒的位移響應-時間和速度響應-時間曲線Fig.5 Displacement and velocity of the inertial unit under launch overload

圖6 跌落過載1作用下慣性筒的位移響應-時間和速度響應-時間曲線Fig.6 Displacement and velocity of the inertial unit under drop overload 1

圖7 跌落過載2作用下慣性筒的位移響應-時間和速度響應-時間曲線Fig.7 Displacement and velocity of the inertial unit under drop overload 2

圖8 跌落過載3作用下慣性筒的位移響應-時間和速度響應-時間曲線Fig.8 Displacement and velocity of the inertial unit under drop overload 3

圖9 跌落過載4作用下慣性筒的位移響應-時間和速度響應-時間曲線Fig.9 Displacement and velocity of the inertial unit under drop overload 4

其中圖5為發射過載作用下慣性筒的位移響應-時間和速度響應-時間曲線,圖6～圖9分別為跌落過載1～跌落過載4作用下慣性筒的位移響應-時間和速度響應-時間曲線。

當摩擦系數μ取0～1.00時,在發射過載作用下慣性筒均能解除保險,且解除保險時慣性筒均有超過14.5 m/s的向下速度;在跌落過載1作用下,摩擦系數小于0.97時慣性筒均解除保險,摩擦系數大于0.97時慣性筒不解除保險;在跌落過載2作用下,摩擦系數小于等于0.30時慣性筒均解除保險,摩擦系數大于0.30時慣性筒不會解除保險;在跌落過載3和跌落過載4作用下,即使沒有摩擦力作用,慣性筒向下的運動速度減小為0 m/s時,位移均未達到解除保險行程,故慣性筒不會解除保險。

3.1.2 傾斜跌落時慣性筒的運動特性

根據上述理論進行數值計算可得,在跌落過載1和跌落過載2作用下,分別以0.1°、0.2°、1.0°、5.0°角度傾斜跌落時,慣性筒的解除保險時間如表3所示;在跌落過載3和跌落過載4作用下分別以0.1°、0.2°、1.0°、5.0°角度傾斜跌落時,慣性筒均未解除保險,慣性筒的位移如表4所示。

表3 不同傾斜角度以跌落過載1和跌落過載2作用時不同摩擦系數對應的解除保險時間

表4 不同傾斜角度以跌落過載3和跌落過載4作用時不同摩擦系數對應的慣性筒最大位移

對比表3和表4中數據可知,對于有側向預壓簧產生摩擦緩釋作用的引信后坐保險機構而言,若假設傾斜跌落時引信受到的跌落沖擊過載不變,則與豎直跌落相比,傾斜跌落更不利于保證慣性筒的安全性。

由文獻[19]可知,在彈丸傾斜跌向目標時產生的沖擊過載會有大幅降低,由垂直跌落到1°傾斜跌落,沖擊過載峰值減小很快,多數彈丸1°傾斜跌落時的跌落過載峰值小于垂直跌落時過載峰值的一半,即單從跌落沖擊過載角度考慮,傾斜跌落條件下更有利于保證后坐保險機構的跌落安全性。

假設F2=0 N,可得無側壓簧作用時慣性筒的位移響應,即表3和表4中摩擦系數μ=0時的數據。對比可知有側壓簧的作用更有利于保證引信單自由度后坐保險機構的跌落安全性。

3.2 仿真分析

針對圖1和表1所給出的一種迫擊炮彈引信后坐保險機構建立虛擬樣機,導入ADAMS剛體動力學仿真軟件,建立仿真分析模型,如圖10所示。根據設計完成模型材料屬性賦值,定義接觸、約束和彈簧,并施加外力。發射過載(或跌落過載)形成的慣性力施加在慣性筒質心,方向向下并隨慣性筒一起運動,其大小和作用時間通過函數表達式定義。

圖10 一種迫擊炮彈引信后坐保險機構的ADAMS剛體動力學仿真模型Fig.10 Model of the setback arming device of the mortar fuze using ADAMS rigid body dynamic simulation

通過改變慣性筒與引信體之間、慣性筒與滑柱之間的摩擦系數,并根據表2中的過載參數改變施加在慣性筒上的沖擊力,得到不同沖擊過載作用下摩擦系數不同時慣性筒的質心位置變化曲線,結果如圖11～圖15所示。由仿真計算結果可知,在發射過載、跌落過載1和跌落過載2作用下,除個別摩擦系數特別大的3種情況之外,慣性筒均能解除保險;在跌落過載3和跌落過載4作用下,慣性筒的最大位移均小于解除保險行程,慣性筒不會解除保險。

圖11 發射過載作用下不同摩擦系數對應的慣性筒質心位置變化曲線Fig.11 Change of center mass of the inertial unit with different friction coefficients under lunch overload

圖12 跌落過載1作用下不同摩擦系數對應的慣性筒質心位置變化曲線Fig.12 Change of center mass of the inertial unit with different friction coefficients under drop overload 1

圖13 跌落過載2作用下不同摩擦系數對應的慣性筒質心位置變化曲線Fig.13 Change of center mass of the inertial unit with different friction coefficients under drop overload 2

圖14 跌落過載3作用下不同摩擦系數對應的慣性筒質心位置變化曲線Fig.14 Change of center mass of the inertial unit with different friction coefficients under drop overload 3

圖15 跌落過載4作用下不同摩擦系數對應的慣性筒質心位置變化曲線Fig.15 Change of center mass of the inertial unit with different friction coefficients under drop overload 4

為研究摩擦系數對慣性筒解除保險運動的影響,并與數值計算結果進行對比,對于慣性筒能解除保險的情況,統計并對比得到在不同沖擊作用下不同摩擦系數時慣性筒的解除保險時間,結果如表5所示;對于慣性筒不會解除保險的情況,統計并對比得到在不同沖擊作用下不同摩擦系數時慣性筒的最大位移,結果如表6所示。

表5 不同沖擊過載作用下不同摩擦系數對應的解除保險作用時間

表6 不同沖擊過載作用下不同摩擦系數對應的慣性筒最大位移

4 結果分析與改進

4.1 結果分析

1)理論計算結果與剛體動力學軟件的仿真結果一致,兩者可以相互佐證,說明結果是可信的。

2)預壓彈簧作用的滑柱對慣性筒存在摩擦阻滯緩釋效應,這種效應對后坐保險機構在跌落沖擊作用下的位移響應影響較為明顯,對后坐保險在發射過載作用下的位移響應影響很有限;跌落沖擊過載1峰值與發射過載峰值相近,持續時間比發射過載要短,大幅增加滑柱與后坐保險件間的摩擦系數有助于該機構滿足跌落安全性要求;跌落沖擊過載2峰值比發射但持續時間遠小于發射過載持續時間,該沖擊條件下增加了摩擦緩釋效應的后坐保險機構可以很好地保證跌落安全性要求。合理地設計滑柱簧的預壓抗力和/或滑柱與慣性筒之間的摩擦特性,可明顯改善后坐保險機構的跌落安全性,同時對后坐保險機構發射時解除保險的可靠性不會有明顯的影響。

3)摩擦力對后坐保險機構的影響主要在慣性筒運動的第三階段,即慣性減速階段,增加摩擦力可使慣性筒的速度快速衰減到0 m/s,保證跌落不解除保險。

4)發射過載持續時間足夠長,發射過載消失前慣性筒即可解除保險,慣性筒不存在第三階段的運動,因此摩擦阻滯力對發射時解除保險可靠性影響很小。

5)在彈丸傾斜跌向目標時產生的沖擊過載會有大幅降低,傾斜跌落條件下更有利于保證后坐保險機構的跌落安全性。

4.2 設計改進

根據迫擊炮引信后坐保險機構在發射過載、跌落過載1和跌落過載2作用下的響應可知,保險機構在發射時能可靠解除保險,在峰值與發射過載峰值相近、持續時間為毫秒級的沖擊過載(跌落過載1和跌落過載2)作用時,不能很好地保證跌落安全性。根據理論分析,在不影響發射時解除保險性能的前提下,對該后坐保險機構參數進行優化計算。優化的參數包括滑柱簧的預壓抗力F2和慣性筒與引信體孔壁、慣性筒與滑柱之間的摩擦系數μ,其余參數見表1。

由理論分析可知,摩擦力f1=f2=μF2,即滑柱簧的預壓抗力F2和摩擦系數μ是以摩擦力f1和f2的形式對慣性筒的位移相應產生影響的。現選取摩擦力f1=f2=f在0～6 N范圍內變化,按枚舉法,計算得到不同摩擦力時慣性筒在不同沖擊過載作用下的位移響應如圖16所示。

圖16 不同沖擊過載作用下慣性筒的最大位移響應-摩擦力曲線Fig.16 Maximum displacement response-friction force curves of the inertial unit with different friction fficients under various impact overloads

由圖16可知,摩擦力f小于4.20 N時可以保證慣性筒在發射過載作用下能解除保險,摩擦力f大于2.13 N時可以保證慣性筒在跌落過載1作用下不會意外解除保險,摩擦力f大于0.67 N時可以保證慣性筒在跌落過載2作用下不會意外解除保險。在跌落過載3和跌落過載4作用下,即使無摩擦阻滯力作用,慣性筒的最大位移也能保證小于解除保險行程,即慣性筒不會解除保險。

因此,若需同時滿足跌落過載1和跌落過載2沖擊下的跌落安全性要求,且滿足發射時可靠解除保險要求,選取新方案參數μ和F2時,應保證f=μF2大于2.13 N,且小于4.20 N。為保證后坐保險機構具有一定的跌落安全性裕度和可靠解除保險裕度,應選取摩擦系數μ和滑柱簧預壓抗力F2使摩擦力f處于其上述上、下限范圍內并盡量遠離上、下限。

5 結論

本文針對具有彈簧預壓作用的被保險件對后坐保險件的摩擦緩釋效應,通過理論和仿真分析的方法,研究了該效應對后坐保險件在意外跌落和發射時動態響應的影響,得到了有側壓簧即被保險件預壓簧作用時后坐保險件在多種不同沖擊過載作用下的位移響應和速度響應。得出主要結論如下:

1)被保險件對后坐保險件的摩擦緩釋效應有利于提高后坐保險機構的跌落安全性,而對后坐保險機構發射時正常解除保險影響十分有限。

2)對于部分跌落高度處于設計臨界狀態的引信后坐保險機構,被保險件與后坐保險件之間摩擦力的大小及有無,將直接影響其跌落安全性是否滿足要求。

3)對于處于這種狀態的產品,應嚴格控制后坐零件運動副表面的加工質量和摩擦系數。同時應控制被保險件彈簧的預壓抗力以及抗力散布,預防預壓抗力下限過小,影響跌落安全性。而對于帶反恢復機構的后坐保險機構,反恢復件施力端頭不平,或存在明顯毛刺或硬棱,會使后坐保險件受到異常的阻滯力,可能影響后坐保險件在發射時可靠解除保險。

4)通過優化被保險件彈簧的預壓抗力和/或被保險件與后坐保險件之間的摩擦特性,即優化后坐保險件受到的摩擦阻滯力,可使后坐保險機構的跌落安全性得到改善。對于受到過載峰值與發射過載峰值相近,作用時間達到毫秒級的跌落過載作用時,單自由度后坐保險機構安全性與作用可靠性之間的矛盾尤為突出,合理設計后坐保險件受到的摩擦阻滯力可以有效地解決該矛盾。

5)若傾斜跌落時引信受到的跌落沖擊過載不變,則與豎直跌落相比,傾斜跌落可能導致側壓銷(如前述滑柱)脫離,不利于保證慣性筒的安全性,但有側壓銷仍比無側壓銷更有利。通過優化側壓銷結構,減輕側壓銷的質量,可以降低傾斜跌落帶來的不利影響。此外,也可以通過預扭的扭簧代替彈簧側壓銷來解決傾斜跌落時側壓銷脫離的問題。