雙行程后坐-準流體延期保險機構

王曉霞，賀 文，文瑞虎，孫誠誠

(機電動態(tài)控制重點實驗室，陜西 西安 710065)

0 引言

電磁軌道炮作為一種新概念武器，具有電磁發(fā)射推力大、彈丸初速高、射程遠、無煙霧效應產生等優(yōu)點。與傳統火炮發(fā)射原理不同，電磁軌道炮采用兆安級脈沖功率電源放電產生強磁場，載流電樞受到兆牛級安培力推動彈丸，彈丸經歷平穩(wěn)長時高加速過程，最終以超高音速離開軌道炮膛。相對于傳統炮彈引信，電磁軌道炮引信將承受更加惡劣的發(fā)射環(huán)境，如長時高后坐過載、膛內脈沖強磁場、出炮口瞬間的瞬態(tài)強電場等[1-3]。這些發(fā)射環(huán)境信息特征獨特明顯、容易識別，適合作為引信保險機構設計的環(huán)境激勵選擇。利用長時高后坐過載解除保險是電磁軌道炮引信保險機構設計的常規(guī)方案，也是首選方案，但也對保險機構的抗過載能力帶來了更大的挑戰(zhàn)。

2006年，美國武器研究發(fā)展與工程中心(ARDEC)的Barry Schwartz等提出最新研究的24.4 mm口徑軌道炮殺傷爆破彈，其引信保險機構為后坐力和磁力的雙保險[4]，后坐保險機構為單行程直線慣性機構，結構簡單，膛內即解除保險，膛內安全性較差。文獻[5]初步設計的電磁軌道炮智能彈藥引信保險機構利用后坐力及強磁場作為引信解除保險的兩道環(huán)境力，隔爆機構選擇垂直轉子機構；后坐保險機構采用成熟簡單的后坐銷設計方案，并計算了后坐彈簧的尺寸參數，膛內安全性較差。文獻[6]設計的電磁軌道炮電子時間引信采用后坐保險機構和磁保險執(zhí)行結構作為冗余保險。其中，后坐保險機構采用慣性筒-鋼珠-套筒串聯動作組合保險，具有保證膛內安全的優(yōu)點；但機構整體占用空間大，不利于小型化。針對電磁軌道炮引信長時高過載的后坐環(huán)境特征以及后坐保險機構為保證膛內安全性所引起的結構尺寸偏大的問題，本文提出了應用于電磁軌道炮引信發(fā)射環(huán)境的雙行程后坐-準流體延期保險機構。

1 典型的機械保險機構

一般情況下對具有發(fā)射過載大，非旋轉或微旋轉特點的彈藥，引信保險機構設計方案常采用后坐保險機構和電火工拔銷器或電磁拔銷器作為執(zhí)行機構的電控制保險機構組成兩道保險。而電磁軌道炮發(fā)射過程中特有的膛內脈沖強磁場和炮口強電場容易對探測控制電路的電子元器件和電控執(zhí)行器造成干擾和損壞，采用電控保險機構安全性和可靠性風險高，因此引信保險機構適合采用后坐保險機構、準流體延期機構和爬行保險機構等純機械設計方案，避免膛內脈沖強磁場和炮口強電場干擾，安全性和可靠性好。

1.1 典型的雙行程后坐保險機構

引信所受發(fā)射后坐過載上萬g，顯著區(qū)別于勤務處理中跌落環(huán)境時宜采用雙行程后坐保險機構。慣性零件(如慣性筒、慣性桿等)需經過下沉和上升的往返運動后機構才能解除保險，經歷的時間較長，一般在出炮口后解除保險，因而能保證膛內安全。典型的雙行程后坐保險機構如圖1所示,有筒式結構和桿式結構。在后坐力作用下慣性筒下沉到位釋放上鋼球完成解除保險過程第一階段，而制動拴上移到位或慣性筒上移到位釋放下鋼球完成第二階段。筒式結構的缺點是徑向尺寸較大，因徑向空間要容納下落的鋼珠(一般選用鋼珠直徑2.5～3 mm)，后退筒徑向尺寸大，同時因保險行程小安全性也差；桿式結構簡單，零件少，但為保證高安全性，保險行程必須足夠大，因此軸向尺寸較大。

圖1 典型的雙行程后坐保險機構Fig.1 Typical double-stroke setback arming device

1.2 典型的后坐準流體保險機構

對于微旋或無旋轉發(fā)射環(huán)境，準流體(微徑玻璃珠群)延期保險機構與后坐保險結合，典型結構如圖2所示。在發(fā)射環(huán)境下慣性筒下沉到位時由閉鎖鋼絲鎖定在解保位置，從而打開泄流通道。同時珠群與活塞受后坐力在膛內并未開始泄流，鋼珠依然被活塞擋住，保證膛內安全。出炮口，活塞簧作為驅動力，玻璃珠群由徑向泄流，活塞上升到位時鋼珠脫落釋放回轉體，延期保險解除[7]。

圖2 非旋轉式后坐-準流體保險機構Fig.2 Non-rotating setback arming and quasi-fluid delay arming device

2 雙行程后坐準流體延期保險機構

電磁軌道炮引信的雙行程后坐保險機構采用慣性筒式結構，通過卡環(huán)的塑性變形抗力識別發(fā)射和勤務處理環(huán)境。慣性筒受長時高后坐力使卡環(huán)發(fā)生穩(wěn)定塑性變形而讓位，與典型雙行程后坐保險機構相比極大地減小了結構尺寸。后坐保險完全解除后才打開準流體的泄流通道，延期保險機構啟動，泄流方向與爬行力一致，有利于泄流流暢。雙行程后坐-準流體延期保險機構原理樣機如圖3所示。

圖3 雙行程后坐-準流體延期保險機構示意圖Fig.3 Schematic diagram of double-stroke setback arming and quasi-fluid delay arming device

雙行程后坐保險機構主要由慣性筒、卡環(huán)、頂桿、慣性簧、頂桿簧和座體等組成，卡環(huán)變形抗力大，設計短的保險距離即可保證平時的安全性，縮減了保險機構尺寸，且能夠產生較大塑形而不斷裂失效，避免對可動件的活動造成卡滯；準流體延期保險機構主要由活塞、活塞筒、活塞簧、鋼球、螺堵和座體等組成，活塞筒內容納準流體(如微徑玻璃珠群)，頂桿相當于泄流塞，出炮口時頂桿回退，打開泄流通道，泄流驅動力以彈簧內儲能為原動力，同時準流體和活塞在膛內受后坐力不會泄流。

作用原理：平時，頂桿在慣性筒和頂桿簧的約束下堵住泄流孔，使準流體不能外泄，準流體控制活塞使活塞不能上升，活塞擋住鋼珠，鋼珠鎖定被保險件(如轉子)，如圖3所示，爆炸序列未對正，處于隔爆安全狀態(tài)；電磁軌道炮發(fā)射時，慣性筒受陡然上升的后坐力，向下擠壓卡環(huán)使其發(fā)生塑性變形彎曲內收，從而脫離慣性筒內臺階面，隨后，在長時后坐慣性力作用下卡環(huán)隨慣性筒克服慣性簧抗力繼續(xù)向下運動到位，頂桿在長時后坐力作用下依然被鎖定在初始位置；當后坐力小于彈簧抗力時，頂桿隨慣性筒和卡環(huán)一起返回，后坐保險解除，同時打開了準流延期保險機構的泄流通道；出炮口后，在爬行力和活塞簧推力共同作用下活塞推動準流體外泄，經歷一定延時，活塞上升到一定位置鋼珠由斜孔向下滾動釋放轉子，延期保險解除，如圖4所示。

圖4 雙行程后坐-準流體延期保險機構解除保險后示意圖Fig.4 Schematic diagram of double-stroke setback arming and quasi-fluid delay arming device after arming

3 計算仿真和試驗驗證

3.1 雙行程后坐保險機構仿真與試驗驗證

電磁軌道炮采用多個電容型儲能模塊并聯組成的高功率脈沖電源，以保證發(fā)射過程中電流波形的平穩(wěn)性，放電電流接近梯形，發(fā)射過載示意圖如圖5所示。

圖5 電磁軌道炮發(fā)射后坐過載曲線Fig.5 The launch setback overload curve of the electromagnetic railgun

由圖5可以看出后坐過載上升速度很快，平穩(wěn)加速時間長，峰值達4.3萬g，雙行程后坐保險機構將承受長時高后坐過載。在滿足解除保險可靠要求前提下需要對結構強度進行校核，防止出現薄弱零件斷裂或過分變形等影響作用可靠性。卡環(huán)作為彈性抗力零件，厚度偏薄，依靠其發(fā)生塑性變形而解除對慣性筒的約束，受沖擊時容易失效斷裂，而斷裂碎片容易造成對可動零件的卡滯，以及慣性筒下落時與座體碰撞變形是否會產生膨脹變形而卡滯不能回復，影響解除保險可靠性。

通過ANSYS/LS-DYNA軟件進行動力學仿真計算，鋼板跌落過載從嚴標準化后以正弦波形模擬，設置過載峰值為12 000g，持續(xù)0.1 ms；發(fā)射過載按圖5所示數值的2/3保險系數作為設計輸入，材料參數如表1所示，分析時慣性筒、卡環(huán)、頂桿、座體均采用彈性-理想塑性(各向同性硬化)帶應變失效的材料本構模型。卡環(huán)采用163殼單元分析更準確，慣性簧和頂桿簧采用離散單元combi165代替，設置預壓縮量以模擬實際裝配情況。為減少計算量，仿真時未引入完整的容納保險機構的座體，僅用簡化帶孔圓板模型代替座體底部，但不影響計算結果的準確性。

表1 材料參數Tab.1 Material parameters

仿真計算結果如圖6—圖 8所示。從圖6可以看出跌落過載作用下0.6 mm厚卡環(huán)發(fā)生塑性變形，其根部應力最大，稍低于屈服應力，以彈性變形為主。從圖7可以看出在嚴格的跌落過載作用下慣性筒在卡環(huán)和慣性簧的共同抗力作用下，下落一小段位移即回復，而卡環(huán)越厚，慣性筒下落位移越小，表明卡環(huán)越厚跌落時保險機構安全性越高。從圖8中可以看出在跌落過載作用下卡環(huán)發(fā)生變形后隨慣性筒下落0.5 mm，而慣性筒繼續(xù)下落至1.1 mm即開始回復直到初始位置，頂桿位移始終在±0.1 mm范圍內波動，遠小于頂桿在泄流孔中堵塞尺寸2 mm，表明該雙行程后坐保險機構能夠保證跌落的安全性。為簡化計算，慣性筒上方未設置蓋板，所以回復時各部件可超過零點繼續(xù)向上運動，實際情況會被蓋板限位，保持在初始位置。

圖6 0.6 mm厚卡環(huán)時跌落過程中形變及應力云圖Fig.6 Deformation and stress nephogram of 0.6 mm thick clasp during dropping

圖7 不同厚度卡環(huán)對應的慣性筒跌落位移曲線Fig.7 Drop displacement curve of inertial cylinder corresponding to clasp with different thickness

圖8 0.6 mm厚卡環(huán)時跌落位移-時間曲線Fig.8 Drop displacement curve of 0.6 mm thick clasp

馬歇特錘擊試驗時可產生90 μs左右脈寬，達5萬g的過載(幅值隨錘重和配重變化)，一定程度上可以模擬跌落在鋼板上的過載情況。對保險機構分別進行5齒(峰值約12 260g)和10齒(峰值約18 580g)的馬歇特錘擊試驗，圖9為進行10齒過載錘擊后0.4 mm厚卡環(huán)的變形情況。拆解后發(fā)現卡環(huán)只有輕微塑性變形，外形尺寸只縮減了0.2 mm，與慣性筒接觸處有壓痕，后坐保險均未解除。

圖9 峰值18 580 g過載錘擊后卡環(huán)輕微塑性變形Fig.9 Slight plastic deformation of clasp after hammering with 18 580 g overload

圖10所示為不同卡環(huán)厚度時慣性筒在長時高后坐過載作用下的仿真結果。

圖10 后坐過載時慣性筒下落位移-時間曲線Fig.10 Falling displacement curve of inertia cylinder under recoil overload

從圖10可以看出因后坐過載足夠高，慣性筒下落過程并不受卡環(huán)厚度變化影響，并且在膛內始終保持在第一階段保險解除位置；后坐過載小于彈簧抗力時，慣性筒隨頂桿和卡環(huán)在彈簧抗力下回復到初始位置，第二階段保險解除，頂桿退出泄流孔。選取慣性筒底邊和中部外徑上兩對節(jié)點，其直徑長度變化如圖11所示，從圖中可以看出慣性筒外徑在剛接觸座體時膨脹變形量低于0.005 mm，最終穩(wěn)定在0.001 mm范圍內，變形量很小，不影響慣性筒回復。從圖12中可以看出卡環(huán)發(fā)生明顯塑性變形，但未發(fā)生失效斷裂，不會造成慣性筒和頂桿的運動的卡滯。

圖11 慣性筒底邊直徑變化曲線Fig.11 Change curve of bottom diameter of inertia cylinder

圖12 后坐過程中0.4 mm厚卡環(huán)和頂桿的應力云圖Fig.12 Stress nephogram of 0.4 mm thick clasp and ejector bar during recoil

根據以上仿真結果，選取卡環(huán)厚度為0.4 mm和0.6 mm分別進行15齒(峰值約33 010g)和18齒(峰值約44 100g)馬歇特錘擊試驗，模擬發(fā)射過載峰值對保險機構的影響，結果如圖13所示。

圖13 模擬發(fā)射過載峰值的馬歇特錘擊試驗結果Fig.13 Results of Marshall hammer test for simulated emission overload peak

從圖13可以看出：超過3萬g過載后卡環(huán)產生穩(wěn)定塑性彎曲變形，解除對慣性筒約束后隨慣性筒下沉，過載減小到一定值后卡環(huán)和頂桿隨慣性筒一起上升，后坐保險解除，試驗結果與仿真結果一致。隨卡環(huán)厚度增加，塑性變形程度降低，但外形尺寸變形量均大于0.8 mm，能解除對慣性筒的限制；即使超過4萬g，卡環(huán)也未出現斷裂或撕裂現象，無碎片，不會影響頂桿回退。隨后活塞簧推動活塞向上，玻璃珠群泄流至上座體內，轉子側向擠壓鋼珠下落，準流體延期保險解除；同時，雙行程后坐-準流體保險機構并未出現結構松動，其他剛性零件無明顯變形，只有頂桿與上座體接觸處有輕微壓痕，機構強度滿足抗過載要求。

3.2 準流體延期保險機構設計計算

電磁軌道炮無離心環(huán)境且爬行過載低，所以設計準流體保險機構主要采用彈簧驅動作為驅動力，準流體泄流方向與爬行過載一致，有利于排出。延期解除保險的過程為：頂桿退出泄流孔后，活塞簧推動活塞壓迫準流體從打開的泄流孔通道流出，直到活塞上升至能夠解除對鋼珠的約束，鋼珠沿斜孔下落，延期保險解除。準流體從泄流孔中所流出直至解除保險的時間即為延期時間。

根據經驗公式及文獻研究結果[5]，準流體在均勻力場中流動速率經驗公式為：

(1)

采用微徑玻璃珠作為準流體，泄流出口位置在腔室中心孔處，泄流方向與活塞簧推力和爬行力同向時，將復合力場等效為恒定推力場，則式(1)在推力場的推廣公式為：

(2)

式(2)中，k2=4.486，為修正系數。

(3)

(4)

經計算，活塞簧參數為中徑D=3 mm，絲徑d=0.35 mm，自由高度h0=17 mm，有效圈數n=10，裝配預壓高度h1=6.8 mm時，延期解除保險時間可滿足炮口安全距離要求。

4 結論

本文提出了應用于電磁軌道炮引信的雙行程后坐-準流體延期保險機構。該機構采用慣性筒式結構，通過卡環(huán)的塑性變形抗力識別發(fā)射和勤務處理環(huán)境。慣性筒受長時高后坐力使卡環(huán)發(fā)生穩(wěn)定塑性變形而讓位，與典型雙行程后坐保險機構相比極大地減小了結構尺寸。后坐保險完全解除后才打開準流體的泄流通道，延期保險機構啟動，泄流方向與爬行力一致，有利于泄流流暢。仿真計算和實驗表明，雙行程后坐-準流體保險機構滿足解保可靠性前提下既能夠保證平時的安全性和膛內安全性，又具有延期功能保證炮口安全。