婁文忠，何博，秦進(jìn)，楊庭琪，馮恒振，呂斯寧，蘇文亭，張明榮

（1. 北京理工大學(xué) 機(jī)電學(xué)院，北京 100081；2. 北京理工大學(xué) 重慶創(chuàng)新中心，重慶 401120；3. 重慶長(zhǎng)安望江工業(yè)(集團(tuán))有限責(zé)任公司，重慶 401120；4. 中北大學(xué) 機(jī)電學(xué)院，山西，太原 030051）

美國(guó)在56 屆引信年會(huì)上報(bào)道其典型小口徑彈藥引信[1]，從中可以看到小口徑彈藥引信朝著高安全、高可靠及通用化發(fā)展. 但小口徑彈藥引信由于尺寸小、膛內(nèi)環(huán)境極其惡劣[2]，是所有彈藥引信中提升安全性與可靠性難度最高的.

為提升小口徑炮彈引信的綜合性能，研究人員通過對(duì)小口徑炮彈引信膛內(nèi)運(yùn)動(dòng)學(xué)/動(dòng)力學(xué)分析[3-4]、新技術(shù)引入[5-6]以及精確設(shè)計(jì)準(zhǔn)則[7-8]，提升了小口徑炮彈引信在膛內(nèi)發(fā)射、遠(yuǎn)距離解除保險(xiǎn)及自炸階段的安全性與可靠性. 但小口徑炮彈引信碰目標(biāo)發(fā)火可靠性研究相對(duì)較少，這由于小口徑炮彈本身具有高空速的特性，在碰目標(biāo)時(shí)產(chǎn)生的高過載及高沖擊，都能夠保證引信內(nèi)部的“發(fā)火開關(guān)”可靠工作.但隨著小口徑炮彈引信的作戰(zhàn)環(huán)境愈加復(fù)雜多樣，在實(shí)戰(zhàn)化訓(xùn)練中，出現(xiàn)引信轉(zhuǎn)速在未降至自炸閾值時(shí)大背面碰地、碰坑洼地的大著角情況變多，統(tǒng)計(jì)發(fā)現(xiàn)現(xiàn)役小口徑炮彈引信大著角碰靶發(fā)火率偏低，未爆彈存在隱患的可靠性、安全性突出問題.

雖然小口徑火炮在末端防空中對(duì)于彈藥引信大著角發(fā)火可靠性一直具有高要求，但在小口徑炮彈引信傳統(tǒng)大著角發(fā)火試驗(yàn)中，即射擊不同傾斜角度靶板發(fā)火，大著角碰靶時(shí)跳彈現(xiàn)象極易出現(xiàn)[9-11]，且靶板傾斜導(dǎo)致靶板目標(biāo)變小，據(jù)統(tǒng)計(jì)，相同著速下，模擬70 °著角脫靶率為21 %，80°著角脫靶率大幅升至70 %，跳彈現(xiàn)象和高脫靶率使大著角發(fā)火試驗(yàn)成本高，模擬著角有限，從而使大著角碰靶時(shí)引信發(fā)火機(jī)構(gòu)動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性不清晰，潛在故障模式不明.

針對(duì)上述現(xiàn)狀，本文基于剛體動(dòng)力學(xué)建立大著角碰靶發(fā)火機(jī)構(gòu)動(dòng)力學(xué)模型，得到大著角碰靶發(fā)火機(jī)構(gòu)可靠作用的簡(jiǎn)易判據(jù)，利用精細(xì)化有限元仿真試驗(yàn)方法，引入彈塑性力學(xué)模塊補(bǔ)充剛體動(dòng)力學(xué)模型的局限，通過建立不同試驗(yàn)工況，結(jié)合理論模型簡(jiǎn)易判據(jù)，分析大著角碰靶發(fā)火機(jī)構(gòu)響應(yīng)特性，分析結(jié)果支撐現(xiàn)役小口徑炮彈引信形成可靠性與安全性性能改進(jìn)總體方案.

1 大著角碰靶發(fā)火機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)學(xué)/動(dòng)力學(xué)模型

1.1 大著角碰靶發(fā)火機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)學(xué)模型

傳統(tǒng)小口徑炮彈引信發(fā)火機(jī)構(gòu)剖面模型如圖1（a）點(diǎn)劃線左半部所示，為了便于建立引信碰擊目標(biāo)可靠發(fā)火運(yùn)動(dòng)學(xué)模型，對(duì)引信發(fā)火機(jī)構(gòu)核心功能結(jié)構(gòu)件的配合模型進(jìn)行簡(jiǎn)化，簡(jiǎn)化等效模型如圖1（b）所示. 自炸簧和擊針配合關(guān)系簡(jiǎn)化為“彈簧-質(zhì)量塊”結(jié)構(gòu)，自炸鋼珠在運(yùn)動(dòng)到位時(shí)與擊針的配合關(guān)系簡(jiǎn)化為“閾值”結(jié)構(gòu). 為了提升引信大著角碰擊發(fā)火可靠性，現(xiàn)役引信對(duì)發(fā)火機(jī)構(gòu)進(jìn)行了結(jié)構(gòu)功能改進(jìn)，增加多個(gè)著發(fā)球珠響應(yīng)大著角碰靶，剖面模型如圖1（a）點(diǎn)劃線右半部所示，等效模型圖如圖1（c）所示. 當(dāng)引信隨炮彈碰擊目標(biāo)前一時(shí)刻，引信發(fā)火機(jī)構(gòu)整體呈現(xiàn)動(dòng)平衡狀態(tài)，即各個(gè)結(jié)構(gòu)件上合力為0，各個(gè)構(gòu)件位置狀態(tài)可以用圖1（c）的狀態(tài)表示，自炸簧與發(fā)火擊針等效的“彈簧-質(zhì)量塊”結(jié)構(gòu)為壓縮狀態(tài)，自炸鋼珠與發(fā)火擊針等效的“閾值”結(jié)構(gòu)限制發(fā)火擊針的位移.

圖1 小口徑炮彈引信發(fā)火機(jī)構(gòu)Fig. 1 Firing mechanism of small caliber projectile fuze

小著角碰擊目標(biāo)時(shí)，引信體前端在目標(biāo)反作用力作用下被壓垮，推動(dòng)發(fā)火擊針突破“閾值”結(jié)構(gòu)（將自炸鋼珠推回發(fā)火擊針內(nèi)），發(fā)火擊針被釋放，在自炸簧抗力作用下，撞擊始發(fā)火工品，完成發(fā)火.

大著角碰擊目標(biāo)時(shí)，著發(fā)球珠在目標(biāo)反作用力的作用下推動(dòng)發(fā)火擊針突破“閾值”結(jié)構(gòu)（將自炸鋼珠推回發(fā)火擊針內(nèi)），發(fā)火擊針被釋放，在自炸簧抗力作用下，撞擊始發(fā)火工品，完成發(fā)火.

1.2 大著角碰靶發(fā)火機(jī)構(gòu)動(dòng)力學(xué)模型

大著角碰靶時(shí)，發(fā)火擊針受力示意圖如圖2 所示，碰靶前一時(shí)刻，發(fā)火擊針呈現(xiàn)動(dòng)平衡狀態(tài)，即

圖2 大著角碰靶發(fā)火機(jī)構(gòu)受力模型Fig. 2 Force model of firing mechanism with large incident angle

式中：FE為 自炸簧的彈力；FNi為第i個(gè)自炸鋼珠的支持力；FSj為第j個(gè)著發(fā)球珠的壓力，碰靶前為0；FR為發(fā)火擊針相對(duì)于引信體的前沖力，碰靶前為0；n為自炸鋼珠個(gè)數(shù)；c為著發(fā)球珠個(gè)數(shù)；自炸鋼珠的排列是周向均勻排列的；ai為第i個(gè)自炸鋼珠支持力著力點(diǎn)與發(fā)火擊針重心的距離向量；rj為第j個(gè)著發(fā)球珠壓力著力點(diǎn)與發(fā)火擊針重心的距離向量；假定在動(dòng)平衡狀態(tài)下，每一個(gè)自炸鋼珠對(duì)發(fā)火擊針的支持力和與擊針重心的距離相等，每一個(gè)著發(fā)球珠對(duì)發(fā)火擊針的壓力和與擊針重心的距離相等.

大著角碰靶時(shí)，著發(fā)球珠碰靶從而對(duì)發(fā)火擊針產(chǎn)生壓力FS， 當(dāng)引信以著角為 ψ撞擊靶板，并設(shè)定為某一個(gè)著發(fā)球珠正碰靶板，著發(fā)球珠碰靶瞬間主要受到靶板對(duì)著發(fā)球珠的阻力FC、靶板對(duì)著發(fā)球珠的正壓力FNt、 發(fā)火擊針對(duì)著發(fā)球珠的支持力FNf以及引信體約束對(duì)著發(fā)球珠的約束力，由于垂直關(guān)系，約束力在FNf方向沒有力的貢獻(xiàn)，所以在碰靶瞬間著發(fā)球珠在FNf方向所受力關(guān)系為

發(fā)火擊針碰靶動(dòng)力學(xué)模型為

方程組（3）中，由于引信中支持環(huán)與導(dǎo)套的限位作用，發(fā)火擊針在碰靶瞬間x方向與繞質(zhì)心旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)可以忽略，發(fā)火擊針需要在y方向突破“閾值”機(jī)構(gòu)，即

上述大著角碰靶發(fā)火機(jī)構(gòu)動(dòng)力學(xué)理論模型，得到了式（6）作為大著角碰靶發(fā)火機(jī)構(gòu)是否可靠作用的簡(jiǎn)易判據(jù)，但分析過程假定工況單一，僅從剛體動(dòng)力學(xué)角度去描述大著角碰靶發(fā)火機(jī)構(gòu)是否能夠作用，忽略了不同著速、材料的彈塑性變形、阻力變化以及作用時(shí)間等參數(shù)影響，需要進(jìn)一步利用虛擬仿真方法在多參數(shù)變量工況下開展發(fā)火機(jī)構(gòu)響應(yīng)特性研究.

2 有限元仿真

2.1 仿真模型

為了得到較高精度仿真結(jié)果以及提高計(jì)算效率，以全六面體網(wǎng)格構(gòu)建現(xiàn)役小口徑炮彈引信發(fā)火機(jī)構(gòu)精細(xì)化模型如圖3 所示，模型基于LS-DYNA 建立，其主要組成以及對(duì)應(yīng)材料關(guān)鍵材料參數(shù)如表1所示.

圖3 小口徑炮彈引信發(fā)火機(jī)構(gòu)精細(xì)化模型Fig. 3 Fine model of firing mechanism of small caliber projectile fuze

表1 仿真模型組成以及材料關(guān)鍵參數(shù)Tab. 1 Composition of simulation model and key material parameters

2.2 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證所采用的數(shù)值模型的有效性，對(duì)小口徑炮彈碰擊鋁合金靶板的實(shí)彈試驗(yàn)進(jìn)行反演模擬. 實(shí)彈試驗(yàn)中，彈丸著靶速度約為900 m/s，以0°著角和70°著角分別碰擊2 mm 鋁合金板，靶板上彈孔的形貌如圖4（a）、4（c）所示，利用數(shù)值模型在相同環(huán)境輸入下的反演模擬如圖4（b）、4（d）所示. 由于數(shù)值模型中，并不是完整的彈丸穿透靶板，所以靶板上彈孔的大小不能進(jìn)行直接對(duì)比，但可以通過對(duì)比彈孔邊緣形貌驗(yàn)證數(shù)值模型的有效性.

圖4 實(shí)彈試驗(yàn)與數(shù)值模擬彈孔形貌Fig. 4 Target morphology of shooting test and numerical simulation

當(dāng)著角為0°時(shí)，數(shù)值模擬彈孔輪廓形貌與實(shí)彈試驗(yàn)一致，彈孔呈圓形，向穿透方向形成了明顯的花瓣形卷邊；當(dāng)著角為70°時(shí)，數(shù)值模擬中，彈孔呈長(zhǎng)條形，卷邊不明顯，由于實(shí)彈試驗(yàn)中，彈丸穿透后延期爆炸，破壞了彈孔一側(cè)輪廓，但可以從保存比較好的一側(cè)對(duì)比數(shù)值模擬結(jié)果，通過較小的卷邊和長(zhǎng)條形的彈孔特征，驗(yàn)證了數(shù)值模擬結(jié)果的有效性.

2.3 計(jì)算工況

大著角碰靶虛擬仿真中，主要的變量參數(shù)如圖5所示，分別為著速v、著角Ψ、滾轉(zhuǎn)角度θ以及靶板厚度h. 其中，滾轉(zhuǎn)角度定義為著發(fā)球珠球心與所在引信平面圓心連線和碰靶點(diǎn)法線之間最小夾角，在碰靶時(shí)，此值不可預(yù)知，以圖中3 個(gè)著發(fā)球珠為例，根據(jù)對(duì)稱關(guān)系，此小口徑彈丸的滾轉(zhuǎn)角度變化范圍可以縮小到0°～60°，并且由于碰靶過程為微秒級(jí)，彈丸自轉(zhuǎn)帶來碰靶過程滾轉(zhuǎn)角度的變化可以忽略不計(jì)；本次系列仿真試驗(yàn)中，主要計(jì)算工況如表2 所示，著速設(shè)定為920、730、555 m/s，分別對(duì)應(yīng)彈丸飛行1～3 km 時(shí)的速率[4]，靶板厚度主要為2 mm，對(duì)應(yīng)實(shí)際發(fā)火試驗(yàn)中鋁合金靶板厚度，為觀察靶板厚度的影響，同時(shí)添加2 組不同靶板厚度的工況.

圖5 數(shù)值模型變化參數(shù)Fig. 5 Variation parameters of numerical model

表2 計(jì)算工況Tab. 2 Numerical calculation conditions

3 結(jié)果分析

圖6 為不同工況下引信碰擊2 mm 靶板，發(fā)火擊針?biāo)茌S向合力變化情況. 當(dāng)著角為75°時(shí)（圖6（a）、6（d）、6（g）），不同滾轉(zhuǎn)角度發(fā)火擊針出現(xiàn)明顯軸向合力的起始部分存在重合，80°（圖6（b）、6（e）、6（h））、85°（圖6（c）、6（f）、6（i））著角時(shí)，重合部分主要出現(xiàn)在大滾轉(zhuǎn)角度，出現(xiàn)重合是因?yàn)榉抡婺Ｐ椭?，?dǎo)柱在引信碰撞靶板瞬間同時(shí)接觸了引信體與發(fā)火擊針，使得發(fā)火擊針直接響應(yīng)了引信體的減速運(yùn)動(dòng)，著角相對(duì)較小時(shí)，著發(fā)球珠碰撞靶板的時(shí)間在引信體明顯減速時(shí)間之后，所以在所有滾轉(zhuǎn)角度下存在重合部分；而隨著著角增大，小滾轉(zhuǎn)角度著發(fā)球珠碰撞靶板的時(shí)間越來越靠近甚至超過引信體明顯減速的時(shí)間起點(diǎn)，即重合部分出現(xiàn)于大滾轉(zhuǎn)角度.

當(dāng)發(fā)火擊針?biāo)茌S向合力突然脫離重合快速增大時(shí)，即著發(fā)球珠直接與靶板發(fā)生相互作用，著發(fā)球珠在碰撞反作用力下開始對(duì)發(fā)火擊針產(chǎn)生作用力.從圖6 中可以看到，小滾轉(zhuǎn)角度（0°、20°）所有工況的發(fā)火擊針都響應(yīng)了著發(fā)球珠作用力；而大滾轉(zhuǎn)角度（40°、60°）發(fā)火擊針的所受軸向合力重合度非常高，說明大滾轉(zhuǎn)角度發(fā)火擊針在很長(zhǎng)一段時(shí)間都僅響應(yīng)引信體減速運(yùn)動(dòng)，并且大滾轉(zhuǎn)角的許多工況下，著發(fā)球珠甚至始終無法與靶板發(fā)生相互作用，由于引信大著角碰擊靶板時(shí)，引信體對(duì)發(fā)火擊針的軸向合力明顯小于著發(fā)球珠碰靶時(shí)發(fā)火擊針?biāo)茌S向合力，并且引信容易產(chǎn)生跳彈現(xiàn)象，嚴(yán)重影響了大著角碰靶時(shí)發(fā)火機(jī)構(gòu)的發(fā)火可靠性.

圖6 不同工況下引信碰擊2 mm 靶板發(fā)火擊針?biāo)茌S向合力Fig. 6 Axial force on firing pin of fuze hitting 2 mm target under different working conditions

當(dāng)滾轉(zhuǎn)角度較小時(shí)，即著發(fā)球珠能夠直接與靶板相互作用時(shí)，相同著速下，著角增大，會(huì)使發(fā)火擊針?biāo)茌S向合力的增長(zhǎng)速率減慢；當(dāng)著角一定，著速增大，提升了軸向合力的幅值.

當(dāng)引信以75°著角、0°滾轉(zhuǎn)角度以及3 種著靶速度碰擊厚度為1、2、3 mm 鋁合金靶板，發(fā)火擊針的所受軸向合力如圖7 所示. 從圖中可以發(fā)現(xiàn)，靶板厚度主要對(duì)發(fā)火擊針?biāo)茌S向合力的幅值產(chǎn)生影響，并且可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)靶板厚度為1 mm 時(shí)，發(fā)火擊針?biāo)茌S向合力幅值不隨著速減小而減小.

圖7 碰擊不同厚度靶板發(fā)火擊針?biāo)茌S向合力Fig. 7 Axial force on firing pin when hitting target plate with different thickness

通過監(jiān)視發(fā)火擊針的等效應(yīng)變，部分工況發(fā)生了導(dǎo)套“卡住”發(fā)火擊針的故障模式，如圖8 所示，在大著角碰擊靶板時(shí)，引信體側(cè)面與靶板發(fā)生相互作用而擠壓內(nèi)部導(dǎo)套，導(dǎo)套由于形變對(duì)擊針產(chǎn)生作用，擊針在導(dǎo)套直接作用下發(fā)生局部形變，形成“卡點(diǎn)”，擊針上2 個(gè)正對(duì)的“卡點(diǎn)”的形成，可以判定為導(dǎo)套“卡住”了擊針. 所有工況下，出現(xiàn)此故障模式的統(tǒng)計(jì)如表3 所示，可以看到，當(dāng)靶板厚度為2 mm，85°著角時(shí)出現(xiàn)了此故障模式，并且隨著速的增加，故障模式覆蓋的滾轉(zhuǎn)角度越廣，當(dāng)著速為920 m/s 時(shí)，此故障模式在任何滾轉(zhuǎn)角度下都存在；當(dāng)靶板厚度為3 mm、70°著角下3 種著速以0°滾轉(zhuǎn)角度碰擊靶板都出現(xiàn)了此故障模式.

表3 故障發(fā)生工況統(tǒng)計(jì)Tab. 3 Fault conditions statistics

圖8 導(dǎo)套卡住發(fā)火擊針Fig. 8 The guide sleeve is stuck with the firing pin

為判斷此故障模式對(duì)發(fā)火擊針的影響，提取920 m/s 著速下，不同滾轉(zhuǎn)角度發(fā)火擊針的彈軸方向沖擊過載與卡點(diǎn)的等效應(yīng)變?nèi)鐖D9（a）～9（d）所示.圖9（e）為920 m/s 著速、靶板厚度為3 mm 的工況.從圖中可看到，當(dāng)靶板厚度不變，不同滾轉(zhuǎn)角度下，卡點(diǎn)形成的時(shí)間節(jié)點(diǎn)變化不大；但隨著滾轉(zhuǎn)角度增大，發(fā)火擊針感受到?jīng)_擊過載時(shí)間逐漸滯后，即留給發(fā)火擊針突破閾值結(jié)構(gòu)并完成發(fā)火的時(shí)間窗口縮短，更容易受此故障模式而無法正常起爆；當(dāng)靶板厚度增加時(shí)，卡點(diǎn)形成的時(shí)間節(jié)點(diǎn)有一定提前，但同時(shí)發(fā)火擊針感受到?jīng)_擊過載并增大到最大值的時(shí)間窗更短，發(fā)火擊針更易在故障形成前完成起爆功能. 需要注意的是，數(shù)值模型中導(dǎo)套圓孔比實(shí)際尺寸大10%，所以實(shí)際情況下此故障模式發(fā)生的可能性會(huì)更大.

圖9 發(fā)火擊針的彈軸方向沖擊過載與卡點(diǎn)的等效應(yīng)變Fig. 9 Impact overload of firing pin and equivalent strain of clamping point

基于第1 節(jié)式（6）得到的大著角碰靶發(fā)火機(jī)構(gòu)是否可靠作用的簡(jiǎn)易判據(jù)，結(jié)合導(dǎo)套“卡住”發(fā)火擊針的故障模式出現(xiàn)時(shí)間節(jié)點(diǎn)信息，統(tǒng)計(jì)所有工況下發(fā)火機(jī)構(gòu)是否可靠作用信息如表4 所示，表中編號(hào)對(duì)應(yīng)表2 仿真工況編號(hào).

表4 發(fā)火機(jī)構(gòu)作用統(tǒng)計(jì)Tab. 4 Action of firing mechanism statistics

從表中可以得到，著發(fā)球珠發(fā)火機(jī)構(gòu)大著角碰靶具有較高的發(fā)火可靠性，在發(fā)火機(jī)構(gòu)都作用的工況下，相同著速時(shí)，隨滾轉(zhuǎn)角度越大，發(fā)火結(jié)構(gòu)作用時(shí)間節(jié)點(diǎn)越滯后；相同著角時(shí)，著速越高，發(fā)火機(jī)構(gòu)作用越靈敏，靶板越厚，發(fā)火機(jī)構(gòu)作用越靈敏.

發(fā)火機(jī)構(gòu)未作用的工況出現(xiàn)在著角為75°，相比于更大著角工況，此時(shí)發(fā)火機(jī)構(gòu)所受慣性前沖力更大；隨著著速的增加，發(fā)火機(jī)構(gòu)未作用的滾轉(zhuǎn)角度范圍覆蓋越大，即發(fā)火可靠性越低，與在實(shí)戰(zhàn)化訓(xùn)練中，炮彈未降至自炸臨界轉(zhuǎn)速（也說明著速高），大著角碰地時(shí)發(fā)火可靠性不高的情況匹配.

4 結(jié) 論

建立了引信發(fā)火機(jī)構(gòu)大著角碰靶發(fā)火的動(dòng)力學(xué)模型，進(jìn)行了多參數(shù)變量（著速、著角、滾轉(zhuǎn)角度及靶板厚度）工況下發(fā)火機(jī)構(gòu)動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性系列仿真，探究了發(fā)火機(jī)構(gòu)大著角碰靶潛在故障模式. 主要結(jié)論如下：

①現(xiàn)役小口徑炮彈引信大著角碰靶時(shí)，著發(fā)球珠直接碰擊靶板受到反作用力，反作用力以沖擊力形式作用于發(fā)火擊針，主要克服發(fā)火擊針慣性前沖力而實(shí)現(xiàn)發(fā)火擊針的釋放；

②著發(fā)球珠滾轉(zhuǎn)角度同為大著角碰擊靶板發(fā)火機(jī)構(gòu)實(shí)現(xiàn)可靠發(fā)火的重要因素之一，直接影響發(fā)火擊針感受軸向合力的幅值和響應(yīng)時(shí)間，當(dāng)滾轉(zhuǎn)角度較小時(shí)，大著角碰靶發(fā)火機(jī)構(gòu)具有較高的作用可靠性，通過增加著發(fā)球珠數(shù)量可以減小滾轉(zhuǎn)角度范圍，但必須考慮小口徑炮彈引信有限的尺寸空間；

③隨著著角增大，出現(xiàn)了導(dǎo)套“卡住”發(fā)火擊針的故障模式，隨著著速的增加，此故障模式覆蓋了全部滾轉(zhuǎn)角度.