一种榴弹发射器引信弹道炸外弹道原因分析

刘 宣，王雨时，严 晓，闻 泉，王秋和

(1.南京理工大学机械工程学院，江苏 南京 210094；2.洪源远大科技有限公司，湖南 涟源 417111)

0 引言

一种榴弹发射器引信是具有自毁功能的隔爆型弹头机械触发引信。该引信碰击触发机构位于引信头部，设有击针、雷管，发射时无动作，碰击目标时靠目标反力使击针戳击雷管而发火。该引信自毁机构采用离心球自毁原理，位于引信尾部。引信命中目标或目标区，若未能触发发火，则因此后弹丸转速不断减小，当减小到临界值时，离心球离心力沿自毁斜面的支反力不足以支撑自毁簧的抗力，自毁簧推动击发体使其上的击针尖戳击另一雷管而发火，弹丸在目标区地面实现自毁。按此原理，只要弹丸转速低于自毁临界转速，就会发生自毁。

在该型产品某批生产交验试验中，发生了1发弹道炸故障。该发弹做最大射程发火性试验，试验组初速72.3 m/s，射角42°，炸点在空中距预定正常落点约20 m。随后进行的数次排查原因试验，仍有1/10～1/20比例的弹道炸故障再现，炸点位置都在接近于落点的空中。针对该引信进行故障分析和排查，包括引信零、部件生产质量检查，引信生产工艺检查，引信机构作用正确性等，但都未发现有异常。因此怀疑弹道炸原因为外弹道性能变化所致。

目前，国内针对引信弹道炸原因进行了多方面的研究。文献[1]通过对一种杀伤枪榴弹引信所发生的三次弹道炸的原因进行分析，结果表明由于工艺控制不严，药盘质量得不到保证，导致药盘燃烧时间短而出现弹道炸故障。文献[2]针对国内某底排弹在部队训练时出现引信弹道炸故障，对该底排弹的生产状态及试验过程进行了分析与验证，结果表明小射角装填底排弹不到位可能是引起引信弹道炸的主要原因。文献[3]针对70 mm航空火箭杀爆弹引信弹道炸问题，对其惯性触发开关动态特性和弹道安全性进行分析，结果表明惯性触发开关闭合阈值下限偏低，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。总之，引信发生弹道炸故障的原因因引信原理不同而不尽相同，但目前尚未见有从外弹道性能变化方面分析引信弹道炸原因的文献。

本文从外弹道特性角度分析排查可能的影响因素，包括头部风帽变形、弹丸初速漂移、引信扳手孔大小、弹带尺寸误差、头部端面圆角变化等。针对上述可能导致弹道炸发生的原因，应用FLUENT软件，仿真得到了该弹丸的空气阻力特性，包括零攻角阻力系数、弹形系数以及极抑制力矩系数，并借助Matlab软件进一步研究了弹丸外弹道特性，得到了弹丸的最大射程和转速衰减特性，从而找出弹道炸的主要原因。

1 外弹道特性仿真

1.1 弹丸阻力特性仿真

1.1.1 弹丸头部变形前

建立弹丸实体模型如图1所示。其中头部端面圆角为R0.5。将实体模型导入前处理模块ANSYS Workbench，建立弹丸外部计算域，然后划分计算域网格，选用Cutcell网格划分方法[4]，仿真模型如图2所示。弹丸底部有曳光管，正常情况下全弹道上曳光管均在工作，即有高温高压气体排出。由于曳光管对低速弹道的影响研究尚未见有定量模型，所以暂按不考虑曳光作用进行气动力特性仿真。

图1 弹丸实体模型 Fig.1 Grenade solid model

图2 弹丸阻力特性仿真模型Fig.2 Simulation modelof grenade resistance characteristics

本文所涉及的马赫数和攻角情况都属于定常流动范围。采用相对运动条件模拟弹丸外流场，即假设弹丸静止、来流为理想气体，空气以反向相同速度流动。选择萨兰德定律计算气体粘性，湍流模型采用Spalart-Allmaras模型[5]。设置边界条件，对来流采用远场边界条件，利用FLUENT 求解器进行迭代求解，通过设置残差辨别收敛情况，并设置阻力系数监视器得到相应马赫数下的阻力系数。

针对图1和图2给出的弹丸外形，仿真该弹丸亚音速范围时的运动情况，马赫数Ma分别为0.202，0.228，0.288，0.432，0.576，0.720，得到各自对应零攻角阻力系数，由仿真得到的弹丸亚音速范围内的零攻角阻力系数Cxon并参照西亚切阻力定律标准弹丸对应的Cxon[6]，可以得到弹丸平均弹形系数值，如表1所列。

表1 弹丸头部变形前FLUENT仿真得到的弹形系数Tab.1 Shell coefficient of undeformed projectile got by fluent

1.1.2 弹丸头部变形后

由于风帽加工和装配质量问题，弹丸头部外形略有变形，外轮廓母线由直线变成了圆弧R178，如图3所示。弹丸头部端面圆角仍为R0.5。针对头部变形后的弹丸进行仿真分析，由仿真得到的弹丸亚音速范围内的零攻角阻力系数Cxon并参照西亚切阻力定律标准弹丸对应的Cxon，可以得到弹丸平均弹形系数值，如表2所列。

图3 头部风帽变形后的弹丸头部外形Fig.3 Projectile head shape of the deformed hood

表2 弹丸头部变形后FLUENT仿真得到的弹形系数Tab.2 Shell coefficient of deformed projectile got by fluent

对比表1与表2仿真数据可知，变形后的弹丸相比弹丸原始形状零攻角阻力系数明显增大，约增大31%。

1.2 外弹道特性计算与分析

1.2.1 外弹道特性计算

通过外弹道解算得到弹丸最大射角约为42°。由于初速、弹重和弹丸阻力特性的散布对最大射程角影响不大，所以在下面的计算中，针对不同的初速、弹重和弹丸阻力特性，将弹丸最大射程角均取为42°。现对弹丸进行外弹道数值解算，解算时采用Matlab软件中变步长的ode45算法，最小步长据时间精度调节。

取弹丸质量分别为m=0.162 kg(弹丸平均质量)、弹丸初速分别为v0=67 m/s，70 m/s，73 m/s，76 m/s，79 m/s，82 m/s，计算得到变形前及变形后弹丸外弹道转速衰减特性，如表3、表4所列。

表3 弹丸头部风帽变形前对应不同初速的外弹道特性Tab.3 Outer trajectory characteristics of undeformed projectile at different initial speeds

续表

表4 弹丸头部风帽变形后对应不同初速的外弹道特性Tab.4 Outer trajectory characteristics of deformed projectile at different initial speeds

1.2.2 外弹道仿真结果分析

从表3可知，对应标准条件m=0.162 kg、v0=76 m/s时的弹丸最大射程是421 m，与标准值430 m非常接近，说明仿真结果是可信的。如果考虑到表3给出的外弹道仿真结果对应于速度0.202～0.720Ma时的阻力系数0.992,而不是对应于速度为0.202Ma即约70 m/s时的阻力系数，因而存在使最大射程偏小的系统误差，则更有理由相信，仿真是可信的。

靶场试验条件如下：弹丸质量m=0.161 kg；弹丸头部无变形时初速v0=76.3 m/s、射角42°；弹丸头部变形状态初速v0=72.3 m/s、射角取42.7°。试验测得的弹丸最大射程与标准条件下理论计算结果对比如表5所列。表5还列出了弹丸落地时的转速理论计算结果。

表5给出的最大射程计算结果变化趋势是与试验结果变化趋势相同的，但误差略大，可能与靶场射击试验条件偏离标准条件有关。

表5 弹丸变形前后最大射程以及弹丸落地时转速对比Tab.5 Maximum range and rotating speed of the projectile

2 弹道炸其他外弹道影响因素分析

2.1 扳手孔大小的影响

为分析扳手孔大小对旋转弹丸极阻尼力矩系数影响，本文针对有、无扳手孔的弹头变形前后2种旋转弹丸(m=0.162 kg)进行了FULENT仿真研究，得到了这两种旋转弹丸的极阻尼力矩系数，如表6所列。

由表6可知，扳手孔有无和大小对旋转弹丸极阻尼力矩系数有一定的影响，但影响很小。

表6 引信有无扳手孔情况下的极阻尼力矩系数mxd仿真结果对比(×10-3)Tab.6 Simulation results of pole damping moment coefficient

2.2 弹带尺寸误差影响

已知弹带宽度尺寸为3.5±0.1。现应用FLUENT流体动力学仿真软件，按其最大值、平均值和最小值得到弹丸仿真模型，仿真弹丸在空气外弹道起始点、顶点和落点时刻的运动情况，得到各点的极阻尼力矩系数数值，如表7所列。

表7 弹带宽度尺寸对极阻尼力矩系数mxd影响的仿真结果(×10-3)Tab.7 Simulation results of pole damping moment coefficient at diffirent belt width

表8 弹体外表面上预制刻槽弹带凸起部宽度尺寸对极阻尼力矩系数mxd影响的仿真结果(×10-3)Tab.8 Simulation results of pole damping moment coefficient at diffirent belt protrusion width dimension

由表7、表8可知，仿真计入弹带公差得到的弹丸极阻尼力矩阻力系数与按公称尺寸仿真得到的极阻尼力矩阻力系数基本相同(一般相差2%)，因此弹带尺寸误差的影响较小。

2.3 弹丸头部端面圆角尺寸变化影响

为研究弹丸头部圆角对弹丸阻力特性的影响，现根据产品现状将弹丸头部圆角变为R3(图纸上给定的弹丸头部圆角为R0.5)，如图4所示。仿真引信有扳手孔、头部未变形弹丸亚音速范围时的运动情况，马赫数Ma分别为0.202，0.228，0.288，0.432，0.576，0.72，得到各自对应零攻角阻力系数，如表9所列。

图4 弹丸模型Fig.4 Grenade model

表9 不同马赫数下的零升阻力系数Tab.9 Zero rise resistance coefficient at different mach number

现将仿真得到的零升阻力系数用于炮兵标准气象条件下的质心外弹道数值解算。计算弹丸最大射角42°，弹丸质量m=0.162 kg，弹丸初速v0=67 m/s，70 m/s，73 m/s，76 m/s，79 m/s，82 m/s时的数据进行外弹道计算，得到弹丸最大射程如表10所列。

表10 弹丸最大射程xmax(m)Tab.10 Projectile maximum range

由表9和表10可知，头部圆角R3的弹丸相对于头部圆角R0.5的弹丸零升阻力系数明显减小，平均减小6.6%；头部圆角R3的弹丸相对于头部圆角R0.5的弹丸最大射程略有增大(1.9%)。

3 分析与讨论

本文针对一种枪挂目标指示弹弹道炸现象，在排除引信自身因素影响的前提下，从外弹道特性角度对其原因进行了分析。利用FLUENT仿真软件研究了弹丸亚音速范围内的空气阻力特性，并借助Matlab软件进一步研究了弹丸外弹道特性，研究结果得出以下结论。

1) 弹丸初速变化对弹丸射程和转速衰减规律影响较大：弹丸按平均质量m=0.162 kg，初速分别为v0=67 m/s，70 m/s，73 m/s，76 m/s，79 m/s，82 m/s时，计算得到的弹丸最大射程分别为350 m，373 m，397 m，421 m，445 m，470 m，弹丸落地时转速分别为63 r/s，65 r/s，66 r/s，67 r/s，69 r/s，70 r/s。

2) 弹丸头部变形增大了弹丸飞行阻力，降低了弹丸最大射程，但对弹丸转速衰减特性影响较小；弹丸按平均质量m=0.162 kg、初速按v0=76 m/s计算得到弹丸变形前、弹丸变形后的最大射程分别为421 m，392 m，弹丸落地时转速分别为67 r/s，68 r/s；即弹丸头部变形如果是随机的，则有可能影响弹丸精度，但并不会通过离心自毁特性改变而引起弹道炸。

3) 弹丸头部端面棱边倒角由R0.5增大到R3，弹丸飞行阻力减小了6.6%，弹丸最大射程只增加了1.9%，幅度不大。

4) 引信外轮廓上径向扳手孔的存在以及弹带尺寸的变化对弹丸射程和转速衰减特性影响较小：弹丸按平均质量m=0.162 kg，v0=76 m/s，ω0=620.7 rad/s仿真得到引信有扳手孔、引信无扳手孔对应极阻尼力矩系数分别为1.468 0×10-3，1.445 6×10-3，相差只有1.52%。

4 结论

在不考虑引信自身因素变化的情况下，单从外弹道角度来分析，弹丸初速漂移是影响弹丸转速衰减规律变化进而引起引信弹道炸的主要因素，而其他因素如头部风帽变形、引信扳手孔大小、弹带尺寸误差、头部端面圆角变化的影响都可以排除；引信自毁临界转速接近落点转速会有利于发火，但如若控制不当，将导致引信在接近落点空中发生弹道炸。就本文所述弹道炸问题而言，在图定75±5 m/s范围内，增大弹丸初速可以增大弹丸落点转速，使其大于引信自毁临界转速，从而有效解决引信弹道炸问题。按上述分析结果，适当增加了发射装药量，弹丸初速平均值调整到了78 m/s，经80发试验验证，弹道炸问题未再发生。此后多批交验，也未再发生弹道炸。