電和電磁環境對引信全電子安全系統的影響

汪儀林，馬秋華

(西安機電信息技術研究所，陜西 西安 710065)

0 引言

隨著引信全電子安全系統的大量使用，亟需評估電和電磁環境對其安全性的影響，進而按照GJB 373B—2019《引信安全性設計準則》[1]、GJB 346A—2019《引信安全失效率計算方法》[2]等要求計算安全失效率，分析電/電磁環境對全電子安全系統的影響是評估安全失效率的重要環節，目前國內尚未開展相關研究，故亟需加強此項工作。本文以GJB 573B—2020《引信及引信零部件環境與性能試驗方法》[3]，GJB 151B—2013《軍用設備和分系統電磁發射和敏感度要求與測量》[4]，GJB 7073—2010《引信電子安全與解除保險裝置電磁環境與性能試驗方法》[5]等標準規定的電和電磁環境為可信環境，分析其對引信安全性的影響；基于全電子安全系統的電路結構，通過建立初級/次級傳遞函數，分析GJB 573B—2020《引信及引信零部件環境與性能試驗方法》[3]及GJB 151B—2013《軍用設備和分系統電磁發射和敏感度要求與測量》[4]，GJB 7073—2010《引信電子安全與解出保險裝置電磁環境與性能試驗方法》[5]，GJB 8848—2016《系統電磁環境效應試驗方法》[6]等標準規定的電和電磁效應作用下在高壓電容或雷管上產生的電壓；根據電壓幅度和起爆概率的關系，確定對安全失效率的影響。在典型的電路參數下，以典型的全耦合變壓器為例，計算對安全性影響較大的靜電、電流傳導和電壓傳導在高壓電容和雷管上產生的電壓，說明在兩個靜態開關和動態開關(三個開關)均處于短路狀態時CS114規定的傳導電流、CS106規定的傳導電壓可能導致安全失效。

1 靜電、電纜注入和電源電壓傳導對全電子安全系統安全性影響分析

1.1 電起爆器電壓特性和安全失效率的關系

全電子安全系統的基本構成選用2016年第59屆國際引信年會論文中的典型電路[7]，如圖1所示。

為了方便分析和討論，只保留與安全狀態有關的部分，如圖2所示。

圖1 典型全電子安全系統框圖Fig.1 The typical schematic diagram of electronic safety-and-arming system

圖2 全電子安全系統框圖Fig.2 The schematic diagram of electronic safety-and-arming system

其工作過程為：解除保險環境識別k1識別第一解除保險環境后輸出控制信號，驅動靜態開關1閉合；解除保險環境識別k2識別第二解除保險環境后，由邏輯控制器k4對解除保險環境時序進行時序判斷，符合預定時序要求時使阻斷器k3釋放，靜態開關2閉合；在滿足規定的延時要求后，產生交替變化的信號控制動態開關，高壓變換器在交變信號的驅動下進行高壓變換，開始對高壓電容充電，解除隔離。本文中高壓變換采用全耦合變壓器。

基于電雷管起爆的正態分布特征，電雷管起爆概率Pd1為：

(1)

式(1)中，μ為期望值，σ為方差，Vd為高壓電容器電壓。

設雷管起爆電壓為V1，起爆電壓達到V0(V0≥500 V)，引信處于已解除隔離狀態，由此求得該雷管起爆電壓分布：

雷管起爆概率低于百萬分之一對應的電壓Va為：

1.274V0-0.274V1。

若V1=1 200 V，V0=500 V，則：μ=850 V，σ≈112.9，Va≈308.1 V。

通過式(1)可以算出雷管或高壓電容兩端電壓對應的起爆概率。

1.2 靜電、電流注入和電源尖峰等激勵在高壓電容上建立的電壓

通常引信安全系統都有屏蔽殼體，通過輻射等方式對安全性的影響遠低于引線上傳導的電流、電壓和靜電饋入。因此我們主要考慮GJB 151B—2013《軍用設備和分系統電磁發射和敏感度要求與測量》[4]中的CS114、CS115、CS116、CS106和GJB 573B—2020中靜電對安全性的影響。

高壓變換次級和電源通過變壓器隔離，故不考慮電源及電源地傳導的影響，只考慮典型引線方式下，靜電和電纜束注入在高壓電容和雷管上建立的電壓。初級回路分析考慮靜電、電流和電壓傳導的影響。

1.2.1靜電、電流源對雷管放電在雷管上建立的電壓Udg計算

靜電對雷管放電的電路示意圖如圖3所示。

圖3 靜電對雷管放電示意圖Fig.3 The diagram of electrostatic discharge to detonator

建立放電回路微分方程

(2)

式(2)中，L1、C1、R1為靜電放電電感、電容、電阻，rL為雷管等效電阻，i(t)為流入雷管的電流(即放電電流)。

對式(2)進行拉普拉斯變換得到：

(3)

式(3)中，uc(0)為靜電放電電壓。

由式(3)可得：

(4)

(5)

靜電在雷管兩端建立的電壓為Udg，Udg=ig×rL。

若電流注入，注入電流為Ii，在電雷管兩端的電壓則為：Udi=Ii×rL。

1.2.2靜電、電流源在高壓電容上建立的電壓Ucg、Uci計算

與高壓電容相關的靜電引入途徑(高壓電容通過引線拉出殼體再和高壓開關連接)如圖4所示。

圖4 高壓電容和高壓開關連接點通過引線拉出殼體時靜電引入示意圖Fig.4 Electrostatic discharge diagram of high-voltage capacitance and high-voltage link to shell with cable

1) 計算靜電在高壓電容上建立的電壓Ucg

式中，Icg為放電電流。

則有：

(6)

2) 計算電纜線電流注入在高壓電容上產生的電壓與高壓電容相關的電流注入途徑如圖5、圖6所示。

圖5 高壓電容和高壓開關連接點通過引線拉出殼體時線上電流注入Fig.5 Current injection diagram of high-voltage capacitance and high-voltage link to shell with cable

圖6 高壓變換和高壓電容之間引線拉出時電纜線電流注入Fig.6 Current injection of cable link to voltage transformer and high-voltage capacitance

圖5為在高壓開關入口引出線，圖6為在高壓電容端引出線。分別計算這兩種引線方式在電流注入下，高壓電容上產生的電壓。

圖5所示電流注入在高壓電容上建立的電壓計算如下：

(7)

式(7)中，Ii為注入電流的拉普拉斯變換，R0為電流源注入等效內阻。

圖6所示電流注入在高壓電容上產生的電壓計算如下：

(8)

1.2.3輸入回路靜電、電流注入和電源尖峰在高壓電容上建立的電壓計算

按照設計要求，不應將靜態開關、動態開關放置在不同的電路板上，所以不考慮靜電、電流從靜態開關之后引入的情況。

輸入回路如圖7所示，圖中R1、C1，R2、C2，R3、C3分別為靜態開關1、靜態開關2和動態開關在未開啟時的等效電阻、電容，其值和所用開關類型和參數有關，在后續例子中將會加以說明。

圖7 初級回路靜態開關、動態開關和高壓變換示意圖Fig.7 Diagram of static switch，dynamic switch and voltage tansformer of the primary circuit

次級回路對前級回路的影響用和電感L12并接的阻抗ZL表示，對于全耦合變壓器則有

(9)

式(9)中，n為初級/次級變壓比。

(10)

(11)

1) 計算初級回路靜電在高壓電容上建立的電壓

次級等效阻抗上形成的電壓

等效阻抗ZL上建立的電壓

(12)

在高壓電容上建立的電壓為：

(13)

令Ug123為ZR符合式(10)(即3個開關均處于開啟狀態時)由式(12)、式(13)計算的結果，將求出的電壓值代入式(1)，得到概率P(Ug123/n)；

Ug12、Ug13、Ug23分別為R3、R2、R1為0(即1個開關出現短路故障或解除時)的計算結果，將求出的電壓值代入式(1)，得到P(Ug23/n)、P(Ug13/n)、P(Ug12/n)；

Ug1、Ug2、Ug3分別為R2、R3，R1、R3，R1、R2同時為0(即2個開關出現短路故障或解除時)的計算結果，將求出的電壓值代入式(1)，得到P(Ug1/n)、P(Ug2/n)、P(Ug3/n)；

Ug為R1、R2、R3同時為0(即3個開關出現短路故障或解除時)時的計算結果，將求出的電壓值代入式(1)，得到P(Ug/n)。

2) 計算初級回路電流注入在高壓電容上建立的電壓

初級回路電流注入在次級等效阻抗上形成電壓計算如下：

(14)

式(14)中，Ii為注入電流。

電流注入在高壓電容上建立的電壓為：

(15)

令Ui123為ZR符合式(10)(即3個開關均處于開啟狀態時)由式(14)、式(15)計算的結果，將求出的電壓值代入式(1)，得到P(Ui123/n)；

Ui12、Ui13、Ui23分別為R3、R2、R1為0(即1個開關出現短路故障或解除時)計算的結果，將求出的電壓值代入式(1)，得到P(Ui23/n)、P(Ui13/n)、P(Ui12/n)；

Ui1、Ui2、Ui3分別為R2、R3，R1、R3，R1、R2同時為0(即2個開關出現短路故障或解除時)計算的結果，將求出的電壓值代入式(1)，得到P(Ui3/n)、P(Ui2/n)、P(Ui1/n)；

Ui為R1、R2、R3同時為0(即3個開關出現短路故障或解除時)時的計算結果，將求出的電壓值代入式(1)，得到P(Ui/n)。

3) 計算初級回路電源尖峰在高壓電容上形成電壓

初級回路電源尖峰在次級等效阻抗上形成電壓

(16)

式(16)中，Uv為電源線傳導電壓。

電源線傳導電壓在高壓電容上建立的電壓

(17)

令Uv123為ZR符合式(10)(即3個開關均處于開啟狀態時)由式(16)、式(17)計算的結果，將求出的電壓值代入式(1)，得到P(Uv123/n)；

Uv12、Uv13、Uv23分別為R3、R2、R1為0(即1個開關出現短路故障或解除)時計算的結果，將求出的電壓值代入式(1)，得到P(Uv23/n)、P(Uv13/n)、P(Uv12/n)；

Uv1、Uv2、Uv3分別為R2、R3，R1、R3，R1、R2同時為0(即2個開關出現短路故障或解除)時計算的結果，將求出的電壓值代入式(1)，得到P(Uv3/n)、P(Uv2/n)、P(Uv1/n)；

Uv為R1、R2、R3同時為0(即3個開關出現短路故障或解除)時的計算結果，將求出的電壓值代入式(1) 得到P(Uv/n)。

2 全電子安全系統失效率計算

參照1.1節給出的全電子安全系統，靜態開關1采用雙極型晶體管，靜態開關2采用晶閘管，動態開關采用硅場效應晶體管。

設靜態開關1未閉合時的等效電阻R1=1 MΩ，等效電容C1=50 pF；靜態開關2未閉合時的等效電阻R2=500 kΩ，等效電容C2=C1；動態開關未閉合時的等效電阻R3=1 MΩ，等效電容為C3=100 pF。

初級/次級變壓比(n)=變壓器(高壓變換器)初級電壓/次級電壓=25/2 000=1/80；若采用全耦合變壓器，初級和次級的電感比為L12=n2×L2，L2=500μH；高壓電容C2=0.2μF。

耗散電阻R2=50 MΩ，雷管等效電阻rL=0.5 Ω。

進行靜電計算時，根據GJB 573B—2020《引信及引信零部件環境與性能試驗方法》[4]的人體靜電條件取C1=500 pF，L1=5 μH，R1=5 Ω，uc(0)=25 kV；進行CS116、CS114計算時將等效電流源內阻取為R0=1 000 Ω。

2.1 計算靜電、電流源在雷管上建立的電壓Udg、Udi

靜電在雷管兩端建立的電壓為Udg，Udg=ig×rL。

將電路參數代入式(4)、式(5)：

ig的幅度為：

由于rL<1，Udg?123 V，可忽略其影響。

若電流注入，注入電流可為Ii，在電雷管兩端的電壓則為：Udi=Ii×rL。

GJB 151B中CS114、CS115和CS116注入電流峰值均不大于10 A，雷管等效阻抗rL通常小于1 Ω，故在雷管上建立的電壓低于10 V，在安全失效分析中，可略去其影響。

2.2 靜電、電流源在高壓電容上建立的電壓Ucg、Uci計算

將電路參數代入式(6)計算在高壓電容上產生的電壓Ucg，結果如圖8所示。

圖8 人體靜電在高壓電容上產生的電壓Fig.8 Voltage of personnel-borne ESD at the high-voltage capacity

Ucg?123 V，可忽略其影響。

將電路參數代入式(7)、式(8)，求GJB 151B—2013的CS116正弦阻尼瞬變電流[4]注入在高壓電容上產生的電壓Uci。CS116的注入電流為i≈I0e-αtsin (ω0t)，ω0在10 kHz～10 MHz頻率范圍內，由式(7)、式(8)計算出的Uci分別如圖9(a)、圖9(b)所示。由圖可知Uci?123 V，可忽略其影響。

為了求GJB 151B—2013的在4 kHz～400 MHz CS114電纜束注入下，雷管兩端注入電流時高壓電容的響應曲線，先計算高壓電容兩端注入電流時的傳遞函數，計算結果如圖10(a)所示，雷管兩端注入電流的傳遞函數如圖10(b)所示。

圖9 CS116正弦阻尼在高壓電容上產生的電壓Fig.9 Voltage of CS116 sine impedance at the high-voltage capacity

圖10 兩種電流注入下的阻抗曲線Fig.10 The impedance diagram of two kinds of current injection

從圖10可見，阻抗最大值為1 000 Ω，圖10(a)對應頻率約16 kHz，圖10(b)對應頻率為0 Hz。

CS114在1～30 MHz頻率注入電流為109 dBμA(即0.282 A)，由圖10可知該頻段對應傳遞函數的模小于100，可得電壓幅值不大于28.2 V；CS114在16 kHz時，注入電流約73 dBμA(即4.466 mA)，該頻段對應傳函的模約1 000，可得電壓幅值不大于4.5 V。CS114注入電流在高壓電容上建立的電壓遠小于123 V，可忽略其影響。

上述計算表明在高壓回路(次級回路)中，人體靜電及按照GJB 151B給出的電流、電壓傳導，都不會在高壓電容或雷管上建立超過123 V的電壓，故可忽略其對安全性的影響。

2.3 計算初級回路靜電、電流源、電壓干擾在高壓電容上建立的電壓Ucg、Uci 、Ucv

1) 計算人體靜電從初級電源端引入，在高壓電容上產生的電壓Ucg

由式(12)得人體靜電在次級等效阻抗上產生的電壓如圖11所示。圖中Ug123為靜態開關、動態開關均正常的電壓，Ug23為靜態開關1發生短路故障時的電壓，Ug3為靜態開關1、2均發生短路故障時的電壓，Ug為兩個靜態開關、一個動態開關均發生短路故障的情況。

圖11 初級回路引入靜電在次級等效阻抗上產生的電壓Fig.11 Voltage of the secondary equivalent impedance through ESD of the primary circuit

2) 計算GJB 151B中CS114電流注入時，在高壓電容上建立的電壓Uci

由式(14)得電流源激勵在次級等效阻抗上產生電壓的傳遞函數頻響曲線如圖12所示，Hi124、Hi23、Hi3、Hi分別為靜態開關均正常、一個靜態開關發生短路故障、兩個開關發生短路故障、三個開關均發生短路故障。

圖12 初級回路電流注入在次級等效阻抗上產生電壓的傳遞函數Fig.12 Transmit function of the secondary equivalent impedance through injection of the primary circuit

CS114在1～30 MHz頻率注入電流為109 dBμA(即0.282 A)，由圖12(d)知該頻段對應傳遞函數Hi的模小于5，電壓幅值不大于1.41 V，在高壓電容上建立的電壓1/n×1.41=112.8 V，小于123 V，可忽略其影響；CS114在15～16 kHz時，注入電流約73 dBμA(即4.466 mA)，該頻段對應傳遞函數的模大于9 000，可得電壓幅值約40 V，由式(15)得在高壓電容上建立的電壓Uci=1/n×40=3 200 V，大于123 V，達到雷管起爆電壓，安全失效。

3) 計算GJB 151B中CS116電流注入時，在高壓電容上建立的電壓Uci

由式(14)得電流瞬變在次級等效阻抗上產生的電壓如圖13所示，Ui123、Ui23、Ui3、Ui分別為靜態開關均正常、一個靜態開關發生短路故障、兩個開關發生短路故障、三個開關均發生短路故障。

圖13 初級回路注入正弦瞬變電流在次級等效阻抗上產生的電壓Fig.13 Voltage of the secondary equivalent impedance through sine instantaneous current through the primary circuit

圖13(d)電壓幅值不大于1.5 V，在高壓電容上建立的電壓Uci=1/n×1.5=120 V，小于123 V，可忽略其影響。

4) 計算初級回路電源串擾在高壓電容上產生的電壓Ucv

由式(16)得初級回路電源尖峰在高壓電容上電壓響應的傳遞函數如圖14所示，Uv123、Uv23、Uv3、Uv分別為靜態開關均正常、一個靜態開關發生短路故障、兩個開關發生短路故障、三個開關均發生短路故障。

圖14 初級回路電源串擾在高壓電容上產生的電壓Fig.14 Voltage of the high-voltage capacitances through current disturb of the primary circuit

圖14(d)電壓幅值達400 V，在高壓電容上建立的電壓Ucv=1/n×400達到起爆雷管電壓，安全失效。

上述計算表明，在至少一個開關未閉合時，一般的電和電磁效應并不導致安全失效率的降低，但當三個開關出現短路故障，且出現電流注入和電源線尖峰信號傳導時(如圖12(d)、14(d)所示)，會導致安全失效。因此，設計應確保避免此類現象的發生。

3 討論

3.1 高壓回路中靜電放電對全電子安全系統的影響

若靜電放電條件變為直升機補給靜電：

E=±300 kV，C=1 000 pF，R1=1 Ω，L=10 μH，雷管端靜態電阻為1.0 Ω時得

則有，ig=3 000×e-7×104tsin (107t)靜電放電在雷管上產生的電壓Udg=3 000×e-7×104tsin (107t)。

若雷管端靜態電阻為0.5 Ω時，

在雷管上產生的電壓Udg=1 500×e-7×104t·sin (107t)，最大值超出123 V，達到起爆雷管所需的電壓。

因此，要高度重視高壓回路的靜電防護，確保彈體表面可能產生的靜電放電沒有引入全電子安全系統高壓回路的潛在通道，采取的防護措施應確保在高壓電容或雷管端產生的電壓滿足安全裕度要求。

3.2 初級回路的防護

第2章計算了靜電、電流注入、電源電壓瞬變等在高壓電容上產生的電壓，得出了至少有一個開關處于未閉合狀態時這些激勵不影響安全性的結論，但如果三個開關均處于短路狀態則有可能安全失效。計算靜電、電流注入、電源電壓瞬變產生的總電壓，考慮篇幅略去推導，直接給出靜電在三個開關上產生的總電壓如圖15(a) 所示；電源電壓瞬變在三個開關上產生的總電壓如圖15(b)所示；正弦阻尼電流注入在三個開關上產生的總電壓如圖15(c )、(d)所示，其中(c )對應頻率低于1 MHz的情況，(d)對應頻率在1 MHz以上的情況。

圖15 初級回路在高壓電容上的總電壓Fig.15 The total voltage at thigh-voltage capacitance of the primary circuit

圖15(a)、(c )、(d)表明，在開關上可產生超過千伏的瞬態電壓，引信設計中若選用靜態開關、動態開關的總耐壓不夠，三個開關可能同時發生電壓擊穿，而誘發三個開關同時閉合的失效模式進而導致安全失效。

因此，初級回路的瞬態電壓防護至關重要，應確保可信的電/電磁激勵下防護措施有效，一方面應滿足三個開關中耐壓最低器件耐壓裕度要求，另一方面應保證耦合到高壓電容端的電壓在安全裕度以內。

4 結論

以國際引信年會發表的引信全電子安全系統為例，分析了全電子安全系統主要電/電磁環境影響因素，推導了不同激勵參數條件下的傳遞函數，得出了在不同位置引入靜電、電流注入和電源線傳導在高壓電容和雷管上產生電壓的計算方法，將典型電路參數代入計算可知：在正常情況下這些因素基本上不影響安全性，但是當三個開關因故障而處于短路狀態，按GJB 151B饋入CS114、CS106規定的電能時，可能會導致安全失效。計算了靜電、電流注入和電源線傳導在三個開關上產生的電壓：當三個開關總耐壓不夠時，可能會發生三個開關因擊穿而處于短路狀態導致安全失效。因此，全電子安全系統的初級、次級回路都應進行有效防護，次級回路防護應確保彈體表面可能產生的強靜電沒有引入全電子安全系統高壓回路的潛在通道；初級回路的防護應確保在可信的電/電磁激勵下，滿足三個開關耐壓裕度要求；防護措施應保證耦合到高壓電容或雷管上的電壓在安全裕度以內。