惯性触发开关动态特性与引信弹道炸分析

张武凤，王雨时，张　宏，闻　泉，张丽梅，程　君

(1. 南京理工大学机械工程学院，江苏 南京 210094；2. 国营第五二四厂，吉林 吉林 132021)



惯性触发开关动态特性与引信弹道炸分析

张武凤1，王雨时1，张宏2，闻泉1，张丽梅2，程君1

(1. 南京理工大学机械工程学院，江苏 南京 210094；2. 国营第五二四厂，吉林 吉林 132021)

摘要:针对70 mm航空火箭杀爆弹引信弹道炸问题，提出了刚体动力学理论分析和ADAMS动力学仿真相结合的方法，对其惯性触发开关动态特性和弹道安全性进行分析。外弹道环境分析表明：万向发火的惯性触发开关闭合阈值设计不能忽略弹丸绕质心运动产生的径向惯性力。仿真计算和理论分析结果均表明：弹簧抗力和结构尺寸偏差对惯性触发开关闭合阈值影响较大，惯性触发开关实际闭合阈值可能超出设计范围。弹道安全性仿真和振动试验结果表明：惯性触发开关对弹道振动冲击的响应是敏感的，其闭合阈值下限偏低，与弹道振动冲击过载接近，弹道环境适应能力明显不足，若发生多次共振或高频振荡皆有可能引起弹道炸。

关键词:引信；动力学分析；动态特性；惯性触发开关；弹道炸

0引言

惯性触发开关是国内外导弹、火箭弹等弹药机电触发引信中广泛使用的一类开关，主要用于控制引信爆炸序列中首发电爆炸元件电路工作状态。这类开关结构简单、安装方便，装配前可在离心试验装置上模拟测试闭合过载。但是这类开关只能感受过载大小，不能识别时机。因此其对目标介质的响应和抗弹道环境干扰能力是保证引信作用正确性和安全性的关键[1]。国内外导弹、航空弹药引信应用的惯性触发开关工作过载阈值一般为80～120g。目前可从文献上检索到的唯一更低过载情况，是美军MK344、MK346航空炸弹系列引信，采用了40～80g的低g值惯性触发开关[2]。

文献[1]通过仿真分析和试验验模对工作过载约为114g的惯性触发开关进行结构设计。文献[3]针对引信惯性触发开关灵敏度与弹道安全性的矛盾，设计出带加重柱的轴向安装惯性触发开关，但只适用于非旋或低旋弹药。文献[4]通过运动学仿真和试验获得了弹体侵彻过程中惯性触发开关的闭合情况。虽然惯性触发开关在火箭弹引信中被广泛应用，但目前未见另有制式引信应用低于40g阈值下限的惯性触发开关，也未见有分析这类开关抗弹道环境干扰能力的文献。国内70 mm航空火箭杀爆弹基于其高瞬发度指标要求其惯性触发开关的工作过载下限为25g，该航空火箭杀爆弹在射击训练中发生弹道炸，说明这种低过载惯性触发开关触发灵敏度与弹道安全性矛盾更加突出。本文针对此问题，提出刚体动力学理论分析和ADAMS动力学仿真相结合的方法，分析惯性触发开关的动态特性和弹道安全性。

1惯性触发开关基本结构与作用原理

该惯性触发开关基本结构如图1所示。其中惯性锤、壳体与导电垫圈构成开关的一极，导电帽作为开关的另一极，构成两极的金属零件之间由绝缘垫绝缘。勤务处理时引信电源未激活且保险机构未解除保险，故各种环境力对惯性触发开关可能造成的闭合动作不会危害引信安全性。惯性触发开关惯性锤的接电动作是可逆的，一旦造成其闭合的意外环境力消失，惯性锤在惯性簧的作用下就会复位。碰目标时，惯性锤前冲力压缩惯性簧前冲与导电帽接触，或擦地时受侧向惯性力作用使惯性锤侧向摆动也与导电帽接触，从而导通触发电路，使引信作用。其中后一种情形即是万向发火的情形。

图1　惯性触发开关结构Fig.1　Inertial impact switch structure

影响惯性触发开关闭合性能的结构参数包括弹簧抗力、惯性锤质量与其质心位置、闭合行程等，结构参数极限值如表1所列。

表1　惯性触发开关结构参数

2惯性触发开关弹道环境和闭合阈值理论分析

2.1故障现象与弹道环境分析

该航空火箭杀爆弹在射击训练时，弹道炸概率约为3‰，均发生在主动段结束时刻。分析近两次飞行试验弹道炸录像信息，知炸点参数分别为：飞行时间2.16 s、距离约889 m和飞行时间1.099 s、距离约394 m。对比该火箭弹内、外弹道参数，可判断弹道炸不是由火箭发动机爆炸引起，而是由战斗部爆炸所致。在主动段末引信已解除保险，电源已激活至工作电压，此时只要在弹道上产生符合惯性触发开关闭合的过载条件就能使其提前闭合，从而引起弹道炸。因此首先要为引信安全性设计提供较为准确的外弹道环境。其次要分析惯性触发开关的实际闭合阈值是否在设计范围内。最后由于机载发射条件下会产生载机平台的振动冲击、机上连射对后续火箭弹的冲击以及发动机尾喷流作用带来的冲击扰动，所以还要分析弹道上冲击振动过载对惯性触发开关的影响。

2.2外弹道环境理论分析

引信惯性触发开关沿引信即弹丸轴线同轴布置，理论上没有径向偏心。但实际上考虑装配间隙和同轴度误差等因素影响，引信惯性触发开关轴线相对于引信即弹丸轴线不可避免地存在偏心。并且弹丸旋转轴线也未必就是弹丸几何轴线，弹丸旋转轴线过弹丸质心，而弹丸质心又会偏离弹丸几何轴线。考虑到各种配合间隙和弹丸偏心距，参考其他产品数据[5]，惯性锤质心位置相对于弹丸质心位置极限径向偏离恒有n2不大于1 mm，在此取极限值n2max=1 mm。

文献[6]中给出了传统引信设计过程中所考虑的爬行力、离心力、弹丸绕质心运动产生的最大惯性力轴向分量(即最大章动角δmax对应的传统章动力) 计算公式，进一步化简计算可得各加速度公式：

ap=c43π(y)F(ντ)

(1)

ac=n2ϖ2

(2)

(3)

(4)

将表2中的参数值代入式(1)～(4)可得惯性锤爬行过载系数为4.54，离心过载系数为1.92，不同最大章动角对应因弹丸绕质心运动产生的引信零部件惯性过载系数计算结果如表3所列。

表2　70 mm航空火箭弹外弹道环境计算用参数

表3　不同最大章动角对应弹丸绕质心运动产生的惯性锤惯性过载系数计算结果

由表3可知：惯性锤在最大章动角δmax=22°时对应的弹丸绕质心运动产生的过载系数轴向分量最大值为21.07，则惯性锤受轴向过载系数为：21.07+4.54=27.72>25，惯性锤可能轴向前冲闭合，引发弹道炸；惯性锤在最大章动角δmax=11°时摆动过载系数径向分解最大值23.39，则惯性锤受径向过载系数为：23.39 +1.92=25.31>25，即惯性锤可能径向倾斜闭合，引发弹道炸。若忽略弹丸摆动引起的径向惯性力，则惯性触发开关允许的最大弹丸章动角为22°。若考虑到弹丸摆动引起的径向惯性力，则惯性触发开关允许的最大弹丸章动角为11°。万向发火的惯性触发开关径向灵敏度较高，会在极限情况下因弹丸在外弹道上章动过大(如火箭发动机燃烧结束时)而意外闭合，从而引发弹道炸。

2.3闭合阈值理论分析

火箭弹碰击目标后急剧减速，惯性触发开关受到与弹丸减速方向相反的惯性力F，如图2所示。图中前冲力F1为惯性力F沿弹簧轴线的分力，F2为惯性力F垂直于弹簧轴线的分力,θ为载体减加速度方向与惯性触发开关轴线的夹角。

图2　碰目标时引信惯性触发开关受惯性力Fig.2　Inertial force analysis of inertial impact switch when impacting the target

火箭弹大落角碰目标时，前冲力F1为惯性触发开关作用的主动力，使惯性锤压缩惯性簧前冲与导电帽接触。假设火箭弹碰目标时获得的前冲过载系数为k′，忽略离心力和章动力影响，可得开关轴向前冲闭合条件为：

m1gk′>Rb

(5)

火箭弹擦地时，分力F2为惯性触发开关作用的主动力，使惯性锤侧向摆动也与导电帽接触。假设火箭弹擦地时获得的侧向过载系数为k″，忽略前冲过载影响，则可得开关径向倾斜闭合条件为：

m1gk″A>Rb(r-B)

(6)

3惯性触发开关动态特性仿真研究

3.1惯性触发开关闭合阈值仿真

首先用Solidworks软件建立惯性触发开关三维模型，然后利用ADAMS/View提供的模型数据交换接口，将该模型文件导入到ADAMS动力学仿真软件中，设置模型材料特性，并添加相应约束。所建立的惯性触发开关仿真模型如图3所示。

图3　惯性触发开关仿真模型Fig.3　The simulation model of the inertial impact switch

由于惯性簧可直接在ADAMS软件中添加生成，所以在三维建模时并未画出。在此采用冲击函数模型(弹簧-阻尼模型)：

(7)

弹簧两端构件分别为惯性锤和导电垫圈，根据Hertz接触理论，刚度系数K取决于撞击物体材料和结构形状：

(8)

通过表1中的结构参数极限值对惯性触发开关动态特性进行仿真可得其接电过载范围。分别在惯性锤质心处添加恒定轴向载荷和径向载荷，仿真惯性触发开关的作用过载特性。并将表1中的数据代入式(5)—式(6)可得闭合阈值仿真结果与理论计算结果对比如表4所列。

表4　惯性触发开关接电过载阈值仿真结果和理论计算结果

通过离心试验测出的开关闭合阈值范围为25～45g，与表1仿真结果相近，说明仿真结果与理论计算结果相互验证均可信。弹簧抗力和尺寸偏差对惯性触发开关的闭合阈值影响较大，说明这种分离式结构的惯性触发开关质量监控和一致性难以保证(离心试验时存在测试附加旋转偏心问题，并且离心试验时惯性锤为静态启动，主动段过载为瞬间产生，因而对惯性锤影响机理与实际差异可能较大)，可能有一部分开关尺寸合格但接电过载却超出了要求范围，还可能是有一部分开关检测过载范围数值合格但真值却不合格。

3.2弹道冲击过载仿真

在火箭弹主动段内，除发动机推力过载外，还伴随具有一定周期性的附加横向冲击过载。这种过载能使惯性触发开关产生闭合趋势，若惯性触发开关提前闭合就会导致弹道炸。为了验证引信惯性触发开关设计与弹道环境的匹配性，采用弹上测试装置随机测试了三次发射时的冲击过载曲线，这三次无明显差异。图4是某次正常发射时的冲击过载曲线，由图4可知在主动段末横向冲击的冲击谱线密度较高、过载峰值达到37g并具有波动性，在主动段末消失。

仅考虑横向冲击对惯性触发开关接电过载特性的影响，将图4中的弹道横向冲击加载在惯性锤质心处进行仿真。图5为仿真所得惯性锤移动距离随时间变化曲线。图5中惯性锤在180 ms处向上最大位移0.067 mm，小于惯性锤顶端与导电帽中球形顶端最小间隙(0.1 mm)。虽然横向冲击过载峰值已超过了惯性触发开关接电过载阈值，但因其持续时间较短，仅靠横向冲击不会使惯性触发开关闭合，主动段横向冲击对其闭合特性影响较小。考虑横向冲击和轴向过载的综合影响，将图4中的弹道轴向过载和横向冲击加载在惯性锤质心处，对惯性触发开关的接电过载特性进行仿真。图6为仿真所得惯性锤移动距离随时间变化曲线，由此可知因轴向过载较大故惯性触发开关在主动段前期会闭合，这与实际相符，但此时引信电路处于初期闭锁期，并不响应开关闭合信号，故不会影响弹道安全。但在主动段末750 ms之后轴向过载逐渐变小，在惯性簧的作用下开关会复位，而此时的横向冲击和轴向过载综合作用也不足以使其闭合，保证了弹道安全。由于无法得知冲击密度和频率，故以上仿真仅考虑了一次冲击。

图4　横向冲击与轴向冲击过载曲线Fig.4　The curve of the lateral and axial impact overload

图5　横向冲击作用下惯性锤移动距离随时间变化曲线Fig.5　Displacement distance of the hammer under the lateral impact

图6　横向冲击和轴向过载作用下惯性锤移动距离随时间变化曲线Fig.6　Displacement distance of the inertia hammer under the lateral and axial impact

实际上惯性触发开关相对于弹轴存在偏心，如果弹丸旋转形成过载、振动冲击形成过载以及章动周期摆动形成过载叠加，则可能会产生振荡，即形成不规则的复杂高频振动，从而导致惯性触发开关意外闭合。此时弹道炸应发生在主动段结束后的一段时间内，这与弹道炸故障现象基本相符。

虽然外弹道环境测试样本只有3发，在主动段末未能测试到会使引信惯性触发开关闭合的信号，但是横向冲击过载系数最大达到了37，持续时间为μs级。这对弹上惯性器件来说工作环境比较严酷。引信惯性触发开关闭合阈值范围为25～45g。若按照对含爆炸元件的振动、冲击试验有关标准[9]，需将振动冲击加速度值放大1.5～2倍，那么对应25g的下限值(37.5g)已经接近闭合。考虑到弹丸旋转会导致系统性的测试误差，如果存在比3发测试样本略微严酷的弹载环境，就有可能导致引信惯性触发开关意外闭合。

3.3振动试验

根据轴向过载或径向过载且量级达到25g以上、持续时间达到0.25 ms时引信即可能作用的情况，选取过载阈值接近下限的惯性触发开关加上引信电路，模拟弹道冲击振动情况进行了频率为5 Hz-500 Hz-5 Hz的扫频振动试验，验证下限过载条件下振动的影响。试验结果表明惯性触发开关并没有发生闭合现象，引信电路也没有异常输出。

将扫频振动调整为随机振动，当过载在6～8g、频率在5～2 000 Hz时，惯性触发开关在114～178 Hz时产生共振，发生闭合现象。该试验说明惯性触发开关对振动的响应是敏感的。虽然弹道横向冲击在主动段末已消失，但如产生共振，其影响会延续一段时间，在多次共振且频率较高的情况下，会导致弹性振动系统即惯性触发开关的振幅累计达到闭合行程使惯性触发开关意外闭合。

4结论

本文提出了刚体动力学理论分析和ADAMS动力学仿真相结合的方法，分析了惯性触发开关的动态特性和弹道安全性。对外弹道力学环境进行理论计算得出：在设计万向发火的惯性触发开关闭合阈值时，要考虑到比传统引信设计理论更为准确的外弹道力学环境，不能忽略弹丸绕质心运动产生的惯性过载径向分量。理论分析和仿真计算结果均表明：弹簧抗力和结构尺寸偏差对惯性触发开关闭合阈值影响较大，惯性触发开关实际闭合阈值可能超出设计范围。弹道安全性仿真和振动试验结果表明：惯性触发开关对弹道振动冲击的响应是敏感的，其闭合阈值下限偏低，与弹道振动冲击过载接近，弹道环境适应能力明显不足。若发生多次共振或高频振荡皆有可能引起弹道炸。本文提出的动力学分析方法可以为高瞬发度弹药引信应用低过载惯性触发开关提出参考。为避免弹道炸事故的频繁发生，可在现有惯性触发开关的基础上调整结构参数，提高过载阈值，同时分析和验证参数调整对引信作用可靠性和瞬发度的影响。或将惯性触发开关设计成破甲弹引信常用的双层风帽形式，以减小发射初始扰动和发动机尾喷流作用引起的振动冲击过载带来的不利影响。

参考文献:

[1]尚雅玲,马宝华. 基于计算机仿真的引信惯性开关结构设计[J]. 探测与控制学报，2004，26(2)：44-46.

[2]中国兵工学会引信专业委员会. MIL-HDBK-145C:美国军用手册现役引信概览[S].西安：引信专业委员会，2007.

[3]房春虎,贾瑾，陈智锋. 带加重柱的轴向安装惯性触发开关[J]. 探测与控制学报，2010,32(4)：15-19.

[4]张建新，程翔，张合. 侵彻引信高g值惯性开关试验研究[J]. 南京理工大学学报(自然科学版)，2013,37(6)：917-921.

[5]闻泉,王雨时,陈会光. 引信机构旋转偏心的蒙特卡罗模拟[J]. 探测与控制学报，2007，29(3)：72-75.

[6]李占雄,郭占海,王叔来, 等. GJB /Z135-2002 引信工程设计手册[S]. 北京:中国人民解放军总装备部， 2003.

[7]王晓鹏,王雨时,闻泉, 等. 非旋转弹外弹道绕质心运动引信受力分析[J]. 兵工学报，2015，36(1)：53-56.

[8]冯彦哲. 外弹道初始段引信力学环境分析[D]. 南京：南京理工大学,2008.

[9]西安机电信息研究所. GJB573A-1998引信环境与性能试验方法[S]. 北京:总装备部军标出版发行部,1998.

*收稿日期:2016-01-04

作者简介:张武凤(1992—)，女，安徽马鞍山人，硕士研究生，研究方向：引信系统设计。E-mail:442882908@qq.com。

中图分类号:TJ432.2

文献标志码:A

文章编号：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