一种新型姿控推冲器的设计和研究

李志良，杨正才，刘海旭，王科伟，赵 亮，乔改霞，吴玉均



一种新型姿控推冲器的设计和研究

李志良，杨正才，刘海旭，王科伟，赵 亮，乔改霞，吴玉均

（北方特种能源集团西安庆华公司，陕西西安，710025）

为了设计一种高输出能量的姿控推冲器，从主装药、点火管、壳体、喷管和堵片等方面进行了分析和试验，确定了相关设计参数。试验结果表明推冲器作用一致性好，实测比冲最高达236.8s，满足技术指标要求；安全电流、冲击、锤击及飞行搭载试验表明该推冲器使用安全。

姿控推冲器；设计；比冲；锤击

姿控推冲器主要用于高速动能导弹、火箭弹以及末敏弹等灵巧弹药的弹道修正和飞行控制，姿控推冲器控制技术具有快速响应、结构和控制逻辑相对简单、成本低廉、能够全天候工作等显著优点，在常规弹药的简易制导化领域具有广泛的应用前景[1]。本研究设计了一种新型的姿控推冲器，采用复合改性双基推进剂和多喷管输出脉冲推力，具有结构新颖、实测比冲高、作用一致性好的特点。

1 产品设计

1.1 设计要求

（1）电阻：0.8～1.4Ω；（2）工作电流：在5～6A直流电流、持续时间5ms下可靠发火；（3）安全电流：（200±5）mA直流电流、持续5min下不应发火；（4）点火时间：从通电到推力曲线上升至峰值推力10％的时间间隔为（1±0.4）ms；（5）工作时间：从推力上升段峰值推力10％的推力点到推力下降段峰值推力10％的推力点之间的时间间隔为（7.5±0.5）ms；（6）总冲量：工作时间内推力——时间曲线下的面积为（6.7±0.5）N·s；（7）冲击：±X，50g，11ms，半正弦波1次；（8）锤击：侧向11齿、1次。

1.2 结构

该推冲器属于直喷式发动机结构，示意图见图1，点火管示意图见图2。点火管接到发火指令后，桥路首先作用，引燃点火药，再引燃输出装药，输出装药的燃烧产物通过下挡药板的传火通道进入壳体内的装药自由空腔，点燃主装药；主装药燃烧产生高温高压气体，燃气压力达到堵片的剪切强度时，堵片破口，燃气通过喷管流动排出，产生脉冲推力。

图1 推冲器结构示意图

图2 点火管结构示意图

1.3 主要组成部分的设计与确定

1.3.1主装药设计与确定

主装药设计需兼顾加工性能以及能量、燃速和弧厚等参数。双基推进剂理论比冲约为200～220s，10MPa下燃速为10mm/s左右，改性双基推进剂理论比冲约为230～270s，10MPa下燃速为25～35mm/s。推冲器外形尺寸为Φ17mm×42mm，但是总冲量要求高、工作时间短，采用以上两种推进剂时装药量大、弧厚小、加工性能差，需采用更高能量和燃速的推进剂。复合改性双基推进剂综合了双基推进剂和复合推进剂的优点[2]，复合改性双基推进剂GATo理论比冲约为270s，10MPa下的燃速约为61mm/s。实测比冲以230s计时装药量约为3g，药型设计为管状药，方便自由装填，并具有近似衡面燃烧特性，计算得出弧厚约为0.46mm。

1.3.2桥路和点火药设计与确定

根据电性能要求，桥路采用直径为Φ0.040mm的镍铬电阻合金丝6J20（R），采用锡焊，电阻内控在0.9～1.3Ω之间，涂覆的点火药为掺有1号硝基漆的斯蒂芬酸铅，在5A直流电流下发火时间为0.4～0.5ms。由感度升降法计算得出，最大不发火电流为321mA，最小全发火电流为503mA，与指标相比均有一定裕度。表1比较了不同点火药药量下推冲器的输出性能。

表1 不同点火药量下推冲器的试验结果

Tab.1 Test result of ACM with different ignition powder mass

由表1可见，点火药药量为4mg时点火药燃烧不充分，点火能量不足，点火不充分，点火时间较长。药量为15mg时点火猛度大，造成电极塞底部涂胶脱落、漏烟。点火药药量为8～12mg时点火时间、工作时间和总冲量均有一定裕度，并且不影响产品结构强度。

1.3.3点火管输出装药设计

点燃复合改性双基推进剂所需的温度和压力介于双基推进剂和复合推进剂之间，为兼顾推冲器可靠点燃和点火时间要求，首选硼-硝酸钾点火药。硼-硝酸钾点火药感度高、低压下易引燃、点火峰值压力大、燃烧时间较短。表2比较了硼-硝酸钾不同药量时推冲器的输出性能。

表2 不同点火管输出装药药量下推冲器的试验结果

Tab.2 Test result of ACM with different mass of output charge of igniter

由表2可见，随着输出装药量的增加，点火能量提高，推进剂点火充分，发动机工作时间变短。点火药量为40～60mg时ACM点火时间、工作时间和总冲量均满足指标要求。点火药药量为70mg时，点火猛度大，有可能破坏药环，使燃面增加、工作时间变短。因此，点火药量为50mg时点火能量有一定裕度并且点火猛度适中。

1.3.4壳体设计

壳体为薄壁结构，为了提高结构强度，壳体材料选用了耐热钢棒1Cr11Ni2W2MoV，其高温强度、持久强度和蠕变极限都很高，同时具有良好的冲击韧性。与30CrMnSiA材料相比后期不用进行电镀等防腐处理，可降低成本。壳体与喷管采用M14×1-6h的螺纹连接，工作压力以50MPa计，计算得出螺纹抗剪裕度系数为8。壳体内径影响自由容腔、燃通比和工作压力，表3比较了内径为Φ13mm、Φ13.5mm、Φ14.5mm时推冲器的输出性能。

表3 不同壳体内径时推冲器的试验结果

Tab.3 Test result of ACM with different inside diameter of shell

由表3可见，随着壳体内径的增加，装药自由容腔变大，在相同的点火能量下点火压力降低，点火时间变长，同时工作压力降低，燃速减小，工作时间变长。壳体内径为Φ13.5mm时点火时间、工作时间和总冲量均满足指标要求。工作压力以50MPa计，壳体外径为Φ16mm、内径为Φ13.5mm时计算得出抗剪裕度系数为2.3。

1.3.5挡药板设计与确定

挡药板设计时结构上应有足够的强度和刚度，在工作期间高温燃气冲刷下仍能有较好的整体性，同时要有一定的通气面积，保证气体流通顺畅[3]。上挡药板结构如图3所示，设计了3个通气孔和3个1mm宽的通气槽，上挡药板与喷管通过收口连接固定。下挡药板与上挡药板结构类似，下挡药板与点火管通过螺纹连接。表4比较了上挡药板不同结构时推冲器的输出性能。

图3 上挡药板结构示意图

表4 上挡药板不同结构时推冲器的试验结果

Tab.4 Test result of ACM with different structure of up trap

由表4中数据可得，上挡药板采用不锈钢材料且通气孔径为3mm时，既能保证工作过程中的强度和结构完整性，又有利于气体流通，同时满足技术指标要求。

1.3.6喷管设计与确定

喷管一般设计为先收敛后扩张的双喇叭形拉瓦尔喷管，该推冲器输出能量高，要求喷管喉径大，在保证扩张比时喷管高度较大，会降低装药高度和装药量。为了解决装药量和输出能量问题，该推冲器设计了无收敛段的多喷管结构，即在输出端均布3个相同的小喷管，喉径、扩张角及扩张比均相同，扩张角取25°，喷管出口直径为5.5mm。喷管材料选用不锈钢1Cr18Ni9，由于推冲器作用时间短，在高温高速燃气冲刷下喉径无变化。表5比较了不同喉径下推冲器的输出性能。

表5 不同喉径下推冲器的输出性能

Tab.5 Test result of ACM with different throat diameter

由表5中数据可得，喉径增加后，工作压力降低，燃速降低，工作时间变长，同时能量-做功转化效率降低，总冲量和比冲降低。因此，喷管喉径设计为3mm更为合适。

1.3.7堵片的设计和试验

堵片粘贴在喷管底部，若堵片破口压力小于推进剂临界点火压力时，堵片破口后，主装药不能可靠点火。堵片破口压力大于推进剂临界点火压力时，堵片破口后主装药能可靠点火。文献[4]的推冲器使用了符合WJ 2211-1994的火工品专用铝带，牌号为L3M，验证结果表明铝带剪切一致性好。推进剂GATo临界点火压力为1.96MPa，表6比较了堵片采用相同材料不同厚度时推冲器的输出性能。喉径为3mm，堵片厚度为0.07mm、0.15mm、0.3mm时剪切强度依次为2MPa、4MPa、8MPa。

表6 不同堵片厚度时推冲器的输出性能

Tab.6 Test result of ACM with different shear slice

由表6中数据可得，随着堵片厚度的增加，剪切强度、破口压力增加，点火更充分，点火时间变短。破口压力增加后，破口时推进剂已燃百分比提高，缩短了工作时间。3种堵片厚度下点火时间、工作时间和总冲量均满足技术指标要求，因此，堵片厚度设计为0.15mm时破口压力适中并且点火可靠。

2 试验验证

主装药、点火管、壳体、挡药板、喷管和堵片状态确定后，按照试验大纲对推冲器进行了考核，试验流程为：电阻→安全电流→冲击→锤击→功能，试验数量5发，试验结果见表7。推力——时间曲线见图4。

表7 推冲器功能试验结果

Tab.7 Functional test result of ACM

16发推冲器随总体进行了发射（过载4 000g、持续时间8ms）、飞行试验，结果产品正常作用。

3 结论

（1）通过推力试验确定了推冲器的相关设计参数，最大不发火电流为321mA，最小全发火电流为503mA，点火时间为0.95～1.07ms，工作时间为7.55～7.89ms，总冲量为6.78～ 6.97N·s，计算实测比冲最高为236.8s；

（2）主装药采用复合改性双基推进剂GATo，药型设计为薄壁管状药，提高了装药能量，保证了总冲量和工作时间，喷管设计为无收敛段的3个小喷管结构，保证了输出稳定性；

（3）安全电流、冲击、锤击、发射及飞行试验表明推冲器使用安全；

（4）推冲器尺寸小、结构紧凑、输出能量高，可为其它同类型的小型推冲器设计提供参考。

参考文献：

[1] 杨庆,汪佩兰,金建峰.常规弹药弹道修正用推冲器的国内外概况[J].含能材料,2008,16(4):45.

[2] 张续柱.双基火药[M].北京:北京理工大学出版社,1997.

[3] 王凯民.火工品工程（下卷）[M].北京:国防工业出版社,2014.

[4] 李志良,华琦,刘海旭,等.一种小型姿控推冲器输出性能的试验研究[J].火工品,2014(4):1-4.

Design on A New High Energy Attitude Control Motor

LI Zhi-liang, YANG Zheng-cai, LIU Hai-xu, WANG Ke-wei, ZHAO Liang, QIAO Gai-xia, WU Yu-jun

(North Special Energy Group Co.Ltd., Xi’an, 710025)

A new type attitude control motor（ACM）was designed, and the main charge, igniter, shell, nozzle and shear slice were analyzed and verified, then the related design parameters were identified. The results showed that the measured specific impulse reached up to 236.8s with good functional consistency, and met with the technical requirement. The safety current, shock, hammer blow and flight carry test showed that the ACM can be used safely.

Attitude control motor（ACM）；Design；Specific impulse；Hammer blow

1003-1480（2016）04-0005-04

TJ450.2

A

2016-03-31

李志良（1982 -），男，工程师，主要从事火工品设计与研发。