王永亮，王雨時(shí)，聞 泉

(南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 南京 210094)

0 引言

引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)是一種經(jīng)典的機(jī)械慣性發(fā)火機(jī)構(gòu)，其主要原理是靠發(fā)射時(shí)的后坐力即直線慣性力使擊針相對(duì)火帽有足夠的戳擊動(dòng)能戳擊火帽而使其發(fā)火。由于其結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，目前仍廣泛應(yīng)用于射彈引信系統(tǒng)。

引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)過(guò)程中必須考慮兩點(diǎn)：一是在裝卸、運(yùn)輸和裝填等勤務(wù)處理過(guò)程中滿足平時(shí)安全性；二是射彈發(fā)射時(shí)滿足發(fā)火正確性，即通常所說(shuō)的“發(fā)火正確性”。典型的后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)軸線設(shè)計(jì)與引信系統(tǒng)軸線是平行或重合的。但是在后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)零部件、引信其他相關(guān)零部件和彈體等制造過(guò)程中，由于受徑向配合間隙以及垂直度等形位誤差的影響，往往導(dǎo)致引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)駐室軸線相對(duì)于射彈運(yùn)動(dòng)方向出現(xiàn)偏歪，即產(chǎn)生一定角度的傾斜。

文獻(xiàn)[1]介紹了引信后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)相對(duì)于引信軸線斜置一定角度設(shè)置，可用來(lái)解決引信后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)安全與可靠解除保險(xiǎn)之間的矛盾。文獻(xiàn)[2]以沖擊響應(yīng)理論為基礎(chǔ)，分別對(duì)運(yùn)動(dòng)零件是擊針和火帽的兩種情況，提出了后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)的數(shù)學(xué)模型，并且對(duì)算例中的引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)提出了改進(jìn)方案。文獻(xiàn)[3]指出由傳統(tǒng)設(shè)計(jì)方法——能量法設(shè)計(jì)的引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)，其平時(shí)安全性和發(fā)射時(shí)的發(fā)火正確性不易得到保證，從而提出了概率設(shè)計(jì)方法，使機(jī)構(gòu)平時(shí)安全性與發(fā)射時(shí)的發(fā)火正確性相互協(xié)調(diào)，以滿足規(guī)定的技術(shù)指標(biāo)要求。文獻(xiàn)[4]在考慮機(jī)械引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)結(jié)構(gòu)尺寸、工藝、性能等要求的基礎(chǔ)上，建立了以最大安全落高和戳擊速度為目標(biāo)函數(shù)的有約束非線性多目標(biāo)函數(shù)最優(yōu)化數(shù)學(xué)模型。文獻(xiàn)[5]列出了引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)方程，并介紹了圖解分析法、余弦簡(jiǎn)化法、直線簡(jiǎn)化法、直接積分法和相面圖解法五種計(jì)算方法求得微分方程初值問(wèn)題的解析解。文獻(xiàn)[6] 應(yīng)用剛體動(dòng)力學(xué)理論和仿真軟件ADAMS、LS-DYNA分析了引信經(jīng)典彈性后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)和剛性后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)對(duì)不同后坐過(guò)載作用時(shí)間的響應(yīng)特性，得到了不同后坐過(guò)載時(shí)間下兩類(lèi)后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)解除保險(xiǎn)時(shí)間響應(yīng)。文獻(xiàn)[2—6]對(duì)引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)進(jìn)行的理論分析都是建立在其軸線與引信系統(tǒng)軸線平行或重合的基礎(chǔ)上，并未考慮其駐室傾斜對(duì)引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)發(fā)火正確性的影響。針對(duì)此問(wèn)題，本文借鑒文獻(xiàn)[1]的工作，通過(guò)理論分析和計(jì)算機(jī)仿真，提出駐室傾斜對(duì)引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)發(fā)火正確性影響的計(jì)算方法，試圖為引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)發(fā)火正確性分析和生產(chǎn)質(zhì)量控制提供參考。

1 駐室未傾斜時(shí)引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)慣性發(fā)火過(guò)程動(dòng)力學(xué)分析

如圖1所示為炮彈引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)。彈丸未運(yùn)動(dòng)時(shí)，擊針簧有一定的預(yù)壓量，其抗力作用于針刺火帽，針刺火帽另受螺塞的反作用力作用，處于平衡狀態(tài)。駐室未傾斜時(shí)，引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)發(fā)火原理如圖2所示。在圖1和圖2所示的引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)中，火帽在上，是相對(duì)運(yùn)動(dòng)件，而擊針在下，相對(duì)靜止。在實(shí)際應(yīng)用中，還有另一類(lèi)結(jié)構(gòu)，就是擊針與火帽位置互換，擊針在上，發(fā)生相對(duì)運(yùn)動(dòng)，而火帽在下，相對(duì)靜止。但這兩類(lèi)結(jié)構(gòu)的力學(xué)原理和數(shù)學(xué)模型都是完全相同的。

圖1 炮彈引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)Fig. 1 An projectile fuze setback stab firing device

L-針刺火帽底端到擊針尖的距離；彈丸運(yùn)動(dòng)加速度 圖2 引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)發(fā)火原理Fig. 2 The ignition principle of fuze setback stab firing device

彈丸在膛內(nèi)加速運(yùn)動(dòng)時(shí)，在駐室未傾斜情況下引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)的針刺火帽-擊針簧質(zhì)量系統(tǒng)相對(duì)于擊針座暨引信體的運(yùn)動(dòng)方程為[7]：

(1)

式(1)中，x為針刺火帽相對(duì)擊針發(fā)生的位移；m為針刺火帽質(zhì)量；m1為擊針簧質(zhì)量；M為系統(tǒng)換算質(zhì)量，是針刺火帽質(zhì)量與擊針簧質(zhì)量的1/3之和；x為針刺火帽在t時(shí)刻相對(duì)于后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)(擊針座暨引信體)的位移；V為彈丸的運(yùn)動(dòng)速度；K為擊針簧的剛度系數(shù)；λ0為擊針簧的裝配預(yù)壓量；Ft為切線慣性力；Fc為離心慣性力；Ff為由切線慣性力Ft與離心慣性力Fc形成的駐室側(cè)壁摩擦力；f為針刺火帽與駐室內(nèi)壁表面的摩擦系數(shù)。

(2)

對(duì)于旋轉(zhuǎn)彈引信和非旋轉(zhuǎn)彈引信，引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)均在最大膛壓點(diǎn)之前工作結(jié)束。對(duì)于旋轉(zhuǎn)彈引信，研究保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)意外解除保險(xiǎn)特性時(shí)將Ff取為0系保守估計(jì)，故可以忽略。而在研究后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)發(fā)火正確性時(shí)將Ff取為0則系冒進(jìn)估計(jì)，故不宜采取。此時(shí)Ff由離心慣性力FC和切線慣性力Ft的合力將針刺火帽壓于駐室內(nèi)壁而產(chǎn)生。由內(nèi)彈道膛壓曲線和彈丸速度曲線的變化規(guī)律可知，在內(nèi)彈道的起始階段，膛壓曲線的斜率較彈丸速度曲線的斜率要大，即膛壓上升得快，彈速增加得慢[5]。對(duì)于旋轉(zhuǎn)彈引信，引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)在最大膛壓之前工作結(jié)束，這時(shí)彈速很小，離心慣性力Fc至少要比切線慣性力Ft小兩個(gè)數(shù)量級(jí)，因此計(jì)算時(shí)可以去除離心慣性力Fc且不影響計(jì)算精度，即不考慮離心慣性力Fc的作用。此時(shí)引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)的針刺火帽-擊針簧質(zhì)量系統(tǒng)的相對(duì)運(yùn)動(dòng)方程為：

(3)

式(3)中，ω為彈丸的旋轉(zhuǎn)角速度；r0為針刺火帽軸到彈軸的偏心軸。

式(3)可化簡(jiǎn)為：

(4)

如果r0=0，則為中心配置的理想情況，此時(shí)無(wú)摩擦力。

直線運(yùn)動(dòng)后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)后坐保險(xiǎn)件的運(yùn)動(dòng)方程與針刺火帽部件的上述運(yùn)動(dòng)方程完全相同。

2 駐室傾斜時(shí)引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)慣性發(fā)火過(guò)程動(dòng)力學(xué)分析

2.1 基于剛體動(dòng)力學(xué)理論推導(dǎo)

假設(shè)引信軸線與彈丸旋轉(zhuǎn)軸線和速度方向重合，按照引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)駐室軸線相對(duì)于彈丸旋轉(zhuǎn)軸線方位的不同，引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)駐室軸線傾斜即與彈丸旋轉(zhuǎn)軸線不平行或不重合有多種情形，不同情形的傾斜對(duì)引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)發(fā)火正確性的影響不同，且差異較大。駐室傾斜對(duì)引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)發(fā)火正確性的影響主要取決于切線慣性力Ft和后坐力F沿駐室軸線方向的分力以及所形成的摩擦力。

如圖3所示，引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)駐室軸線傾斜可根據(jù)駐室軸線、后坐力F和切線慣性力Ft是否在同一平面內(nèi)分為兩種情形。傾斜方位、角度α和旋轉(zhuǎn)角速度一定時(shí)，后坐力F方向豎直向下、大小一定，切線慣性力Ft方向、大小一定，因此后坐力F和切線慣性力Ft的合力F2的方向、大小是一定的，F(xiàn)2與F形成的夾角β是一定的。此時(shí)駐室傾斜對(duì)引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)發(fā)火正確性的影響取決于F2與駐室軸線之間的夾角角度大小，夾角越大，F(xiàn)2在駐室軸線方向的有效分力越小，對(duì)駐室內(nèi)壁形成的正壓力越大，因此形成的駐室側(cè)壁摩擦力越大，對(duì)引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)發(fā)火正確性的影響越大。當(dāng)駐室軸線、后坐力F和切線慣性力Ft不在同一平面內(nèi)時(shí)，傾斜角度α和F2與F形成的夾角β不在同一平面，此時(shí)F2與駐室軸線之間的夾角角度大小小于α+β；當(dāng)駐室軸線、后坐力F和切線慣性力Ft在同一平面內(nèi)時(shí)，傾斜角度α和F2與F形成的夾角β在同一平面，此時(shí)F2與駐室軸線之間的夾角角度大小等于α+β。因此當(dāng)駐室軸線、后坐力F和切線慣性力Ft在同一平面內(nèi)時(shí)，F(xiàn)2與駐室軸線之間的夾角角度最大，此時(shí)駐室傾斜對(duì)引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)發(fā)火正確性的影響最為不利，如圖3(a)所示。

圖3 引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)在彈丸發(fā)射時(shí)受到的力Fig. 3 The force of fuze setback stab firing device during the launch of the projectile

此時(shí)，針刺火帽受力特性如圖4所示。其中，F(xiàn)1為擊針簧對(duì)針刺火帽的彈性抗力，F(xiàn)N是駐室側(cè)壁對(duì)針刺火帽的正壓力。

圖4 駐室傾斜最不利情況下針刺火帽受力特性Fig. 4 The force characteristics of stab primer in the worst inner cavity tilt case

彈丸未運(yùn)動(dòng)時(shí)，擊針簧有一定的預(yù)壓量，其抗力作用于針刺火帽，針刺火帽在螺塞的反作用力作用下，處于平衡狀態(tài)。

彈丸運(yùn)動(dòng)時(shí)，針刺火帽還會(huì)受到駐室側(cè)壁支反力(包括正壓力及其摩擦力)的作用，此時(shí)對(duì)針刺火帽進(jìn)行受力分析，有

(5)

整理得引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)的針刺火帽-擊針簧質(zhì)量系統(tǒng)的相對(duì)運(yùn)動(dòng)方程為：

(6)

取α=0，則式(6)與式(4)一致，式(6)的正確性得到了驗(yàn)證。

文獻(xiàn)[8]給出炮彈旋轉(zhuǎn)角速度ω和直線速度V的關(guān)系：

(7)

式(7)中，η為膛線的纏度。

(8)

則式(6)可化簡(jiǎn)為：

(9)

對(duì)于一般的線膛炮彈引信，為了簡(jiǎn)化分析計(jì)算過(guò)程，將膛壓曲線的上升段用余弦規(guī)律近似表達(dá)，即

(10)

式(10)中，P為內(nèi)彈道所提供的膛壓，P0為擠進(jìn)壓力；Pm為最大膛壓；tm為對(duì)應(yīng)Pm的時(shí)間。

因此

(11)

式(11)中，D為彈丸的直徑；M1為彈丸的質(zhì)量；φ為虛擬系數(shù)。

因此，式(9)化簡(jiǎn)為：

(12)

將式(12)化簡(jiǎn)得：

(13)

對(duì)式(13)求解得到：

(14)

利用初始條件：t=t0=0，x=0，dx/dt=0求出C1、C2并帶入式(14)得：

(15)

因此針刺火帽的速度表達(dá)式為：

(16)

取x=L，可求出從開(kāi)始運(yùn)動(dòng)到擊針刺入針刺火帽深度為0時(shí)的運(yùn)動(dòng)時(shí)間tH和戳擊速度vH。為保證后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)可靠發(fā)火，必須滿足[6]：

(17)

式(17)中，E=E0·exp(-0.1vH)，其中E為火帽100%發(fā)火所需的動(dòng)態(tài)發(fā)火能量；E0為按標(biāo)準(zhǔn)條件

試驗(yàn)時(shí)，火帽100%發(fā)火所需的能量。

2.2 算例分析

以37 mm口徑人工防雹增雨彈引信為例，計(jì)算駐室傾斜對(duì)引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)發(fā)火正確性的影響。

由火炮內(nèi)彈道學(xué)理論提供的斯魯豪茨基公式：

(18)

式(18)中，ωz為發(fā)射藥質(zhì)量；φ0為阻力系數(shù)。

又由

(19)

式(19)中，γ為膛線的纏角，該37 mm口徑人工防雹增雨彈γ=5.88°。

已知該37 mm口徑人工防雹增雨彈引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所列。

表1 37 mm口徑人工防雹增雨彈設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.1 Design parameters of a 37 mm caliber artificial hail suppression and rainfall projectile

為了分別研究駐室傾斜角度α和針刺火帽與駐室內(nèi)壁表面的摩擦系數(shù)f對(duì)引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)發(fā)火正確性的影響，取f=0.25時(shí)，得到針刺火帽相對(duì)擊針的位移在不同傾斜角度α下與作用時(shí)間的關(guān)系，如圖5(a)所示；取α=5°時(shí)，得到針刺火帽相對(duì)擊針的位移在不同摩擦系數(shù)f下與作用時(shí)間的關(guān)系，如圖5(b)所示。

圖5表明：針刺火帽與駐室內(nèi)壁表面的摩擦系數(shù)f一定時(shí)，針刺火帽運(yùn)動(dòng)相同位移所用時(shí)間隨著駐室傾斜角度α的增大而增大；駐室傾斜角度α一定時(shí)，針刺火帽運(yùn)動(dòng)相同位移所用時(shí)間隨著針刺火帽與駐室內(nèi)壁表面摩擦系數(shù)f的增大而增大。因此，駐室傾斜角度α和針刺火帽與駐室內(nèi)壁表面的摩擦系數(shù)f對(duì)引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)發(fā)火時(shí)間均有影響。

取f=0.25，得針刺火帽相對(duì)擊針的速度在不同傾斜角度α下與作用時(shí)間關(guān)系，如圖6(a)所示；取α=5°時(shí)，針刺火帽相對(duì)擊針的速度在不同摩擦系數(shù)f下與作用時(shí)間的關(guān)系，如圖6(b)所示。

圖5 駐室傾斜時(shí)針刺火帽相對(duì)位移與作用時(shí)間關(guān)系Fig. 5 The relation between relative displacement and action time of stab primer with tilt inner cavity

圖6 駐室傾斜時(shí)針刺火帽相對(duì)速度與作用時(shí)間關(guān)系Fig. 6 The relation between relative speed and action time of stab primer with tilt inner cavity

圖6表明，針刺火帽與駐室內(nèi)壁表面的摩擦系數(shù)f一定時(shí)，針刺火帽在相同時(shí)間點(diǎn)的相對(duì)速度隨著駐室傾斜角度α的增大而減??；駐室傾斜角度α一定時(shí)，針刺火帽在相同時(shí)間點(diǎn)的相對(duì)速度隨著針刺火帽與駐室內(nèi)壁表面的摩擦系數(shù)f的增大而減小。

該37 mm口徑人工防雹增雨彈針刺火帽底端到擊針針尖的距離L=6.25 mm，帶入式(15)得：

用MATLAB軟件求解得到針刺火帽與駐室內(nèi)壁表面的摩擦系數(shù)f=0.25時(shí)，不同傾斜角度α下

針刺火帽從開(kāi)始運(yùn)動(dòng)到擊針刺入針刺火帽深度為0時(shí)的運(yùn)動(dòng)時(shí)間tH，如表2所列。

表2 f=0.25時(shí)不同傾斜角度下 針刺火帽運(yùn)動(dòng)時(shí)間Tab.2 f=0.25, movement time of stab primer at different tilt angles

由表2得引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)發(fā)火時(shí)間隨著傾斜角度的增大而增大。將上述數(shù)據(jù)帶入式(16)求出針刺火帽在不同傾斜角度α下的戳擊速度vH，如表3所列。

表3 f=0.25時(shí)不同傾斜角度下 針刺火帽戳擊速度Tab.3 f=0.25, puncturing energy of stab primer at different tilt angles

由表3得駐室傾斜時(shí)針刺火帽戳擊速度均小于未傾斜時(shí)截?fù)羲俣?，不利于引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)可靠發(fā)火。駐室傾斜會(huì)導(dǎo)致發(fā)火時(shí)間增大，即針刺火帽加速時(shí)間增大，同時(shí)駐室傾斜也會(huì)導(dǎo)致針刺火帽加速度減小，因此針刺火帽截?fù)羲俣茸兓Q于針刺火帽加速時(shí)間和加速度的變化量。

由文獻(xiàn)[8]知該引信所用針刺火帽按標(biāo)準(zhǔn)條件試驗(yàn)時(shí)100%發(fā)火感度為1 000 g·cm，即E0=0.098 J，計(jì)算引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)在不同傾斜角度下針刺火帽戳擊動(dòng)能W、火帽100%發(fā)火所需的動(dòng)態(tài)發(fā)火能量E和相對(duì)未傾斜時(shí)動(dòng)能減少量ΔW，如表4所列。

表4 f=0.25時(shí)不同傾斜角度下針刺火帽戳擊動(dòng)能和發(fā)火所需動(dòng)態(tài)能量Tab.4 f=0.25, puncturing energy and the dynamic energy required for ignition of stab primer at different tilt angles

由表4得駐室傾斜角度α在[0，10°]區(qū)間內(nèi)時(shí)，引信慣性針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)均能滿足針刺發(fā)火要求。

用MATLAB軟件求解得到駐室傾斜角度α=5°時(shí)，不同摩擦系數(shù)下針刺火帽從開(kāi)始運(yùn)動(dòng)到擊針刺入針刺火帽深度為0時(shí)的運(yùn)動(dòng)時(shí)間tH，如表5所列。

表5 α=5°時(shí)不同摩擦系數(shù)下針刺火帽運(yùn)動(dòng)時(shí)間Tab. 5 α=5°, movement time of stab primer at different friction coefficient

由表5得引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)發(fā)火時(shí)間隨著摩擦系數(shù)的增大而增大。將上述數(shù)據(jù)帶入式(16)求出針刺火帽在不同傾斜角度α下的戳擊速度vH，如表6所列。

表6 α=5°時(shí)不同摩擦系數(shù)下針刺火帽戳擊速度Tab. 6 α=5°, puncturing energy of stab primer at different friction coefficient

由表6得針刺火帽與駐室內(nèi)壁表面的摩擦系數(shù)f不同，戳擊速度也不同，f=0時(shí)戳擊速度最大。摩擦系數(shù)的增大會(huì)導(dǎo)致發(fā)火時(shí)間增長(zhǎng)，即針刺火帽加速時(shí)間增長(zhǎng)，同時(shí)摩擦系數(shù)增大也會(huì)導(dǎo)致針刺火帽加速度減小。

計(jì)算引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)在不同摩擦系數(shù)下針刺火帽戳擊動(dòng)能W、火帽100%發(fā)火所需的動(dòng)態(tài)發(fā)火能量E和相對(duì)摩擦系數(shù)為0.25時(shí)動(dòng)能減少量ΔW，如表7所列。

表7 α=5°時(shí)不同摩擦系數(shù)下針刺火帽戳擊動(dòng)能和發(fā)火所需動(dòng)態(tài)能量Tab. 7 α=5°, puncturing energy and the dynamic energy required for ignition of stab primer at different tilt angles

由表7得駐室摩擦系數(shù)f在[0，0.35]區(qū)間內(nèi)時(shí)，引信慣性針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)均能滿足針刺發(fā)火要求。

3 仿真驗(yàn)證結(jié)果分析

為進(jìn)一步探究駐室傾斜角度α和針刺火帽與駐室內(nèi)壁表面的摩擦系數(shù)f對(duì)引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)發(fā)火時(shí)間和戳擊動(dòng)能的影響，與理論推導(dǎo)的結(jié)果對(duì)比，運(yùn)用ADAMS軟件對(duì)引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)傾斜時(shí)的運(yùn)動(dòng)特性進(jìn)行仿真分析。根據(jù)結(jié)構(gòu)尺寸和作用原理建立相應(yīng)的仿真模型，該模型由螺塞、針刺火帽、擊針簧、擊針和擊針座組成，駐室未傾斜時(shí)模型如圖7所示。設(shè)置螺塞、針刺火帽、擊針和擊針座材料屬性，賦予其質(zhì)量特性；設(shè)置彈簧屬性，給k、λ0賦值，給針刺火帽添加移動(dòng)副，并在移動(dòng)副上設(shè)置摩擦特性。對(duì)駐室不同傾斜角度進(jìn)行仿真分析時(shí)，只需將圖7中螺塞、針刺火帽、擊針簧和擊針沿最不利傾斜方向傾斜預(yù)定角度重新建模即可；對(duì)針刺火帽與駐室內(nèi)壁表面不同摩擦系數(shù)進(jìn)行仿真分析時(shí)，只需改變摩擦特性中的摩擦系數(shù)即可。仿真分析時(shí)仿真參數(shù)與理論分析時(shí)各項(xiàng)設(shè)計(jì)參數(shù)相同。

圖7 仿真模型Fig. 7 The simulation model

對(duì)針刺火帽與駐室內(nèi)壁表面的摩擦系數(shù)f=0.25，針刺火帽相對(duì)擊針的位移L=6.25 mm時(shí)進(jìn)行仿真分析，得到不同傾斜角度α對(duì)應(yīng)的發(fā)火時(shí)間和戳擊速度如表8和表9所列。

表8 f=0.25時(shí)不同傾斜角度下發(fā)火時(shí)間Tab. 8 f=0.25, ignition time at different tilt angles

表9 f=0.25時(shí)不同傾斜角度下戳擊速度Tab. 9 f=0.25, puncturing energy at different tilt angles

分析表8和表9數(shù)據(jù)可得理論結(jié)果與仿真結(jié) 果比較接近，相差均在3%之內(nèi)，證明了理論分析的可信性。驗(yàn)證了駐室傾斜對(duì)引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)發(fā)火時(shí)間和戳擊速度均有影響，但影響不大，可以忽略。

4 結(jié)論

本文提出駐室傾斜對(duì)引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)發(fā)火正確性影響的計(jì)算方法。該方法建立了引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)駐室傾斜時(shí)發(fā)火時(shí)間和戳擊能量的計(jì)算公式，并以37 mm口徑人工防雹增雨彈引信為例進(jìn)行理論計(jì)算和仿真分析，仿真分析結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果吻合較好，驗(yàn)證了理論計(jì)算公式的可信性。仿真分析和理論計(jì)算結(jié)果表明：引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)駐室傾斜對(duì)發(fā)火時(shí)間和針刺火帽戳擊動(dòng)能造成影響，但影響不大。仍以37 mm口徑人工防雹增雨彈引信為例，引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)駐室傾斜10°、內(nèi)壁與慣性體間摩擦系數(shù)0.25時(shí)，后坐戳擊動(dòng)能降低3.9%。引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)發(fā)火能量設(shè)計(jì)應(yīng)考慮此裕量。引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)駐室內(nèi)壁與慣性體之間的摩擦系數(shù)一定時(shí)，發(fā)火時(shí)間隨著駐室傾斜角度的增大而增大，針刺火帽加速度隨著駐室傾斜角度的增大而減小，針刺火帽截?fù)魟?dòng)能的變化取決于針刺火帽加速時(shí)間和加速度的變化量；引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)傾斜角度一定時(shí)，發(fā)火時(shí)間隨著駐室內(nèi)壁和慣性體之間的摩擦系數(shù)增大而增大，針刺火帽加速度隨著駐室內(nèi)壁和慣性體之間的摩擦系數(shù)的增大而減小，針刺火帽截?fù)魟?dòng)能的變化取決于針刺火帽加速時(shí)間和加速度的變化量。這些結(jié)論為研究引信后坐針刺發(fā)火機(jī)構(gòu)發(fā)火時(shí)間和戳擊能量提供理論依據(jù)。