劉 宣，王雨時，嚴 曉，聞 泉，王秋和

(1.南京理工大學機械工程學院，江蘇 南京 210094；2.洪源遠大科技有限公司，湖南 漣源 417111)

0 引言

一種榴彈發(fā)射器引信是具有自毀功能的隔爆型彈頭機械觸發(fā)引信。該引信碰擊觸發(fā)機構位于引信頭部，設有擊針、雷管，發(fā)射時無動作，碰擊目標時靠目標反力使擊針戳擊雷管而發(fā)火。該引信自毀機構采用離心球自毀原理，位于引信尾部。引信命中目標或目標區(qū)，若未能觸發(fā)發(fā)火，則因此后彈丸轉速不斷減小，當減小到臨界值時，離心球離心力沿自毀斜面的支反力不足以支撐自毀簧的抗力，自毀簧推動擊發(fā)體使其上的擊針尖戳擊另一雷管而發(fā)火，彈丸在目標區(qū)地面實現(xiàn)自毀。按此原理，只要彈丸轉速低于自毀臨界轉速，就會發(fā)生自毀。

在該型產品某批生產交驗試驗中，發(fā)生了1發(fā)彈道炸故障。該發(fā)彈做最大射程發(fā)火性試驗，試驗組初速72.3 m/s，射角42°，炸點在空中距預定正常落點約20 m。隨后進行的數(shù)次排查原因試驗，仍有1/10～1/20比例的彈道炸故障再現(xiàn)，炸點位置都在接近于落點的空中。針對該引信進行故障分析和排查，包括引信零、部件生產質量檢查，引信生產工藝檢查，引信機構作用正確性等，但都未發(fā)現(xiàn)有異常。因此懷疑彈道炸原因為外彈道性能變化所致。

目前，國內針對引信彈道炸原因進行了多方面的研究。文獻[1]通過對一種殺傷槍榴彈引信所發(fā)生的三次彈道炸的原因進行分析，結果表明由于工藝控制不嚴，藥盤質量得不到保證，導致藥盤燃燒時間短而出現(xiàn)彈道炸故障。文獻[2]針對國內某底排彈在部隊訓練時出現(xiàn)引信彈道炸故障，對該底排彈的生產狀態(tài)及試驗過程進行了分析與驗證，結果表明小射角裝填底排彈不到位可能是引起引信彈道炸的主要原因。文獻[3]針對70 mm航空火箭殺爆彈引信彈道炸問題，對其慣性觸發(fā)開關動態(tài)特性和彈道安全性進行分析，結果表明慣性觸發(fā)開關閉合閾值下限偏低，與彈道振動沖擊過載接近，彈道環(huán)境適應能力明顯不足，若發(fā)生多次共振或高頻振蕩皆有可能引起彈道炸?？傊?，引信發(fā)生彈道炸故障的原因因引信原理不同而不盡相同，但目前尚未見有從外彈道性能變化方面分析引信彈道炸原因的文獻。

本文從外彈道特性角度分析排查可能的影響因素，包括頭部風帽變形、彈丸初速漂移、引信扳手孔大小、彈帶尺寸誤差、頭部端面圓角變化等。針對上述可能導致彈道炸發(fā)生的原因，應用FLUENT軟件，仿真得到了該彈丸的空氣阻力特性，包括零攻角阻力系數(shù)、彈形系數(shù)以及極抑制力矩系數(shù)，并借助Matlab軟件進一步研究了彈丸外彈道特性，得到了彈丸的最大射程和轉速衰減特性，從而找出彈道炸的主要原因。

1 外彈道特性仿真

1.1 彈丸阻力特性仿真

1.1.1 彈丸頭部變形前

建立彈丸實體模型如圖1所示。其中頭部端面圓角為R0.5。將實體模型導入前處理模塊ANSYS Workbench，建立彈丸外部計算域，然后劃分計算域網(wǎng)格，選用Cutcell網(wǎng)格劃分方法[4]，仿真模型如圖2所示。彈丸底部有曳光管，正常情況下全彈道上曳光管均在工作，即有高溫高壓氣體排出。由于曳光管對低速彈道的影響研究尚未見有定量模型，所以暫按不考慮曳光作用進行氣動力特性仿真。

圖1 彈丸實體模型 Fig.1 Grenade solid model

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

本文所涉及的馬赫數(shù)和攻角情況都屬于定常流動范圍。采用相對運動條件模擬彈丸外流場，即假設彈丸靜止、來流為理想氣體，空氣以反向相同速度流動。選擇薩蘭德定律計算氣體粘性，湍流模型采用Spalart-Allmaras模型[5]。設置邊界條件，對來流采用遠場邊界條件，利用FLUENT 求解器進行迭代求解，通過設置殘差辨別收斂情況，并設置阻力系數(shù)監(jiān)視器得到相應馬赫數(shù)下的阻力系數(shù)。

針對圖1和圖2給出的彈丸外形，仿真該彈丸亞音速范圍時的運動情況，馬赫數(shù)Ma分別為0.202，0.228，0.288，0.432，0.576，0.720，得到各自對應零攻角阻力系數(shù)，由仿真得到的彈丸亞音速范圍內的零攻角阻力系數(shù)Cxon并參照西亞切阻力定律標準彈丸對應的Cxon[6]，可以得到彈丸平均彈形系數(shù)值，如表1所列。

表1 彈丸頭部變形前FLUENT仿真得到的彈形系數(shù)Tab.1 Shell coefficient of undeformed projectile got by fluent

1.1.2 彈丸頭部變形后

由于風帽加工和裝配質量問題，彈丸頭部外形略有變形，外輪廓母線由直線變成了圓弧R178，如圖3所示。彈丸頭部端面圓角仍為R0.5。針對頭部變形后的彈丸進行仿真分析，由仿真得到的彈丸亞音速范圍內的零攻角阻力系數(shù)Cxon并參照西亞切阻力定律標準彈丸對應的Cxon，可以得到彈丸平均彈形系數(shù)值，如表2所列。

圖3 頭部風帽變形后的彈丸頭部外形Fig.3 Projectile head shape of the deformed hood

表2 彈丸頭部變形后FLUENT仿真得到的彈形系數(shù)Tab.2 Shell coefficient of deformed projectile got by fluent

對比表1與表2仿真數(shù)據(jù)可知，變形后的彈丸相比彈丸原始形狀零攻角阻力系數(shù)明顯增大，約增大31%。

1.2 外彈道特性計算與分析

1.2.1 外彈道特性計算

通過外彈道解算得到彈丸最大射角約為42°。由于初速、彈重和彈丸阻力特性的散布對最大射程角影響不大，所以在下面的計算中，針對不同的初速、彈重和彈丸阻力特性，將彈丸最大射程角均取為42°?，F(xiàn)對彈丸進行外彈道數(shù)值解算，解算時采用Matlab軟件中變步長的ode45算法，最小步長據(jù)時間精度調節(jié)。

取彈丸質量分別為m=0.162 kg(彈丸平均質量)、彈丸初速分別為v0=67 m/s，70 m/s，73 m/s，76 m/s，79 m/s，82 m/s，計算得到變形前及變形后彈丸外彈道轉速衰減特性，如表3、表4所列。

表3 彈丸頭部風帽變形前對應不同初速的外彈道特性Tab.3 Outer trajectory characteristics of undeformed projectile at different initial speeds

續(xù)表

表4 彈丸頭部風帽變形后對應不同初速的外彈道特性Tab.4 Outer trajectory characteristics of deformed projectile at different initial speeds

1.2.2 外彈道仿真結果分析

從表3可知，對應標準條件m=0.162 kg、v0=76 m/s時的彈丸最大射程是421 m，與標準值430 m非常接近，說明仿真結果是可信的。如果考慮到表3給出的外彈道仿真結果對應于速度0.202～0.720Ma時的阻力系數(shù)0.992,而不是對應于速度為0.202Ma即約70 m/s時的阻力系數(shù)，因而存在使最大射程偏小的系統(tǒng)誤差，則更有理由相信，仿真是可信的。

靶場試驗條件如下：彈丸質量m=0.161 kg；彈丸頭部無變形時初速v0=76.3 m/s、射角42°；彈丸頭部變形狀態(tài)初速v0=72.3 m/s、射角取42.7°。試驗測得的彈丸最大射程與標準條件下理論計算結果對比如表5所列。表5還列出了彈丸落地時的轉速理論計算結果。

表5給出的最大射程計算結果變化趨勢是與試驗結果變化趨勢相同的，但誤差略大，可能與靶場射擊試驗條件偏離標準條件有關。

表5 彈丸變形前后最大射程以及彈丸落地時轉速對比Tab.5 Maximum range and rotating speed of the projectile

2 彈道炸其他外彈道影響因素分析

2.1 扳手孔大小的影響

為分析扳手孔大小對旋轉彈丸極阻尼力矩系數(shù)影響，本文針對有、無扳手孔的彈頭變形前后2種旋轉彈丸(m=0.162 kg)進行了FULENT仿真研究，得到了這兩種旋轉彈丸的極阻尼力矩系數(shù)，如表6所列。

由表6可知，扳手孔有無和大小對旋轉彈丸極阻尼力矩系數(shù)有一定的影響，但影響很小。

表6 引信有無扳手孔情況下的極阻尼力矩系數(shù)mxd仿真結果對比(×10-3)Tab.6 Simulation results of pole damping moment coefficient

2.2 彈帶尺寸誤差影響

已知彈帶寬度尺寸為3.5±0.1。現(xiàn)應用FLUENT流體動力學仿真軟件，按其最大值、平均值和最小值得到彈丸仿真模型，仿真彈丸在空氣外彈道起始點、頂點和落點時刻的運動情況，得到各點的極阻尼力矩系數(shù)數(shù)值，如表7所列。

表7 彈帶寬度尺寸對極阻尼力矩系數(shù)mxd影響的仿真結果(×10-3)Tab.7 Simulation results of pole damping moment coefficient at diffirent belt width

表8 彈體外表面上預制刻槽彈帶凸起部寬度尺寸對極阻尼力矩系數(shù)mxd影響的仿真結果(×10-3)Tab.8 Simulation results of pole damping moment coefficient at diffirent belt protrusion width dimension

由表7、表8可知，仿真計入彈帶公差得到的彈丸極阻尼力矩阻力系數(shù)與按公稱尺寸仿真得到的極阻尼力矩阻力系數(shù)基本相同(一般相差2%)，因此彈帶尺寸誤差的影響較小。

2.3 彈丸頭部端面圓角尺寸變化影響

為研究彈丸頭部圓角對彈丸阻力特性的影響，現(xiàn)根據(jù)產品現(xiàn)狀將彈丸頭部圓角變?yōu)镽3(圖紙上給定的彈丸頭部圓角為R0.5)，如圖4所示。仿真引信有扳手孔、頭部未變形彈丸亞音速范圍時的運動情況，馬赫數(shù)Ma分別為0.202，0.228，0.288，0.432，0.576，0.72，得到各自對應零攻角阻力系數(shù)，如表9所列。

圖4 彈丸模型Fig.4 Grenade model

表9 不同馬赫數(shù)下的零升阻力系數(shù)Tab.9 Zero rise resistance coefficient at different mach number

現(xiàn)將仿真得到的零升阻力系數(shù)用于炮兵標準氣象條件下的質心外彈道數(shù)值解算。計算彈丸最大射角42°，彈丸質量m=0.162 kg，彈丸初速v0=67 m/s，70 m/s，73 m/s，76 m/s，79 m/s，82 m/s時的數(shù)據(jù)進行外彈道計算，得到彈丸最大射程如表10所列。

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

由表9和表10可知，頭部圓角R3的彈丸相對于頭部圓角R0.5的彈丸零升阻力系數(shù)明顯減小，平均減小6.6%；頭部圓角R3的彈丸相對于頭部圓角R0.5的彈丸最大射程略有增大(1.9%)。

3 分析與討論

本文針對一種槍掛目標指示彈彈道炸現(xiàn)象，在排除引信自身因素影響的前提下，從外彈道特性角度對其原因進行了分析。利用FLUENT仿真軟件研究了彈丸亞音速范圍內的空氣阻力特性，并借助Matlab軟件進一步研究了彈丸外彈道特性，研究結果得出以下結論。

1) 彈丸初速變化對彈丸射程和轉速衰減規(guī)律影響較大：彈丸按平均質量m=0.162 kg，初速分別為v0=67 m/s，70 m/s，73 m/s，76 m/s，79 m/s，82 m/s時，計算得到的彈丸最大射程分別為350 m，373 m，397 m，421 m，445 m，470 m，彈丸落地時轉速分別為63 r/s，65 r/s，66 r/s，67 r/s，69 r/s，70 r/s。

2) 彈丸頭部變形增大了彈丸飛行阻力，降低了彈丸最大射程，但對彈丸轉速衰減特性影響較??；彈丸按平均質量m=0.162 kg、初速按v0=76 m/s計算得到彈丸變形前、彈丸變形后的最大射程分別為421 m，392 m，彈丸落地時轉速分別為67 r/s，68 r/s；即彈丸頭部變形如果是隨機的，則有可能影響彈丸精度，但并不會通過離心自毀特性改變而引起彈道炸。

3) 彈丸頭部端面棱邊倒角由R0.5增大到R3，彈丸飛行阻力減小了6.6%，彈丸最大射程只增加了1.9%，幅度不大。

4) 引信外輪廓上徑向扳手孔的存在以及彈帶尺寸的變化對彈丸射程和轉速衰減特性影響較小：彈丸按平均質量m=0.162 kg，v0=76 m/s，ω0=620.7 rad/s仿真得到引信有扳手孔、引信無扳手孔對應極阻尼力矩系數(shù)分別為1.468 0×10-3，1.445 6×10-3，相差只有1.52%。

4 結論

在不考慮引信自身因素變化的情況下，單從外彈道角度來分析，彈丸初速漂移是影響彈丸轉速衰減規(guī)律變化進而引起引信彈道炸的主要因素，而其他因素如頭部風帽變形、引信扳手孔大小、彈帶尺寸誤差、頭部端面圓角變化的影響都可以排除；引信自毀臨界轉速接近落點轉速會有利于發(fā)火，但如若控制不當，將導致引信在接近落點空中發(fā)生彈道炸。就本文所述彈道炸問題而言，在圖定75±5 m/s范圍內，增大彈丸初速可以增大彈丸落點轉速，使其大于引信自毀臨界轉速，從而有效解決引信彈道炸問題。按上述分析結果，適當增加了發(fā)射裝藥量，彈丸初速平均值調整到了78 m/s，經80發(fā)試驗驗證，彈道炸問題未再發(fā)生。此后多批交驗，也未再發(fā)生彈道炸。