基于相對旋轉的子彈藥引信基座式發電機

吳 濤，吳炎烜，范寧軍

（北京理工大學機電學院，北京100081）

0 引言

我國現有子母彈藥中的中小口徑子彈藥引信均采用機械觸發引信，引信內無電源裝置和電路系統，發火采用針刺雷管，未爆彈率較高。機電引信采用機電冗余發火技術，降低了引信發火可靠性對目標特性和自身姿態的依賴程度，可以有效提高發火率。此外，機電引信更有利于采用電子“三自”（自毀、自失效、自失能）等技術進一步提高子彈藥的使用安全性［1］。

目前，限制子彈藥機電引信發展的主要原因是引信體積有限，沒有足夠空間布置電源裝置。傳統的引信用電源，不論是物理電源還是化學電源，其體積遠遠大于小口徑子彈藥引信的設計要求。本文研究一種基座式發電機，它利用引信體和彈體的相對旋轉產生電能，為子彈藥引信供電。

1 基座式發電機結構

子彈藥引信基座式發電機為電磁式發電機［2］，它的能量來源于子彈藥自身旋轉以及各部分所受到的氣動力。基座式發電機在子彈藥中的裝配位置如圖1所示，其基本結構如圖2所示。發電機本體部分由多極永磁體陣列、多層平面線圈和磁軛組成。永磁體部分與彈體固連，材料為釹鐵硼磁鐵N35SH，其剩余磁感應強度Br=1.195T；線圈部分與引信體固連，是磁電轉換的關鍵部件［3］，平面線圈的具體結構如圖2（c）所示，其中每一個扇形區域被定義成為一個組，線圈的組數與永磁體陣列的磁極數相等；磁軛是磁路的一部分，起導磁的作用［4］，由硅鋼制成。

圖1 子彈藥引信結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of submunition fuze

圖2 基座式發電機結構示意圖Fig.2 Schematic diagram ofpedestal generator

2 基座式發電機的動力源

基座式發電機是利用引信體與彈體的相對旋轉產生電能的，它的動力主要來源于引信體旋翼以及彈體泄壓孔所受到的氣動力。

子彈藥與母彈分離后的飛行過程主要包括減速飛行段和穩定下落段，在減速飛行段，子彈藥的速度、轉速和姿態變化十分劇烈，不利于發電機穩定可靠地工作。所以本文考慮讓發電機工作在穩定下落段。子彈藥穩定下落段落速為30～50m／s，攻角一般不大于5°。通過氣動仿真得到了氣流速度為30 m／s，攻角為5°時，引信體旋翼對彈軸的氣動力矩約為1.75×10-3N·m。

子彈藥的泄壓孔位于彈體靠近藥型罩下端，沿彈體均勻周向分布，最初目的是為提高子彈藥的氣動穩定性。為了能夠使引信體和彈體相對旋轉產生更大的轉速差，設計泄壓孔產生對彈軸的氣動力矩方向與旋翼方向相反，這樣就增加了能驅動發電機運轉的動力。初步分析，在氣流速度為30 m／s，攻角為5°時，泄壓孔對彈軸的氣動力矩可以達到7.2×10-4N·m。從而，在氣流速度為30m／s，攻角為5°時，基座式發電機的總驅動力矩可到達2.47×10-3N·m。

3 基座式發電機工作機理分析

基座式發電機的工作基于電磁感應的基本原理，即永磁體和線圈由于相對旋轉產生轉速差，線圈不斷切割磁感線，從而在線圈中產生感應電動勢。

3.1 基本電磁關系

本文將用一種直接的物理建模方法探討基座式發電機的基本電磁關系。為了詳細說明分析模型，列出了如圖3所示的平面線圈的局部放大圖，此圖展示了平面線圈中的其中一匝abcd以特定的角速度ω 在磁通密度為Bδ的磁場中旋轉的情況。為了使分析過程簡化，該模型假設工作區域內的磁通密度Bδ為恒定值，忽略了工作區域內磁場的空間分布。當平面線圈的其中一匝abcd處于圖3所示的位置時，根據右手法則感應電流分別從線段ab中的b流向a，同理線段cd中的電流從d流向c。另一方面，︵bc和︵ad與轉子切向速度平行，不切割磁感線，因此不產生感應電動勢。因此，當平面線圈的其中一匝abcd與多極永磁體產生相對旋轉時，ab和cd段產生的感應電動勢可分別表示為：

根據式（1）和式（2），線圈abcd產生的總感應電動勢可以表示為：

其中Rn和rn分別表示線圈的外半徑和內半徑。若C1表示一個線圈組最外圍的一匝線圈，其內外半徑分別為Rci和Rco，其產生的感應電動勢最大值記為e1。則e1可以表示為：

在進行設計時假設平面線圈的線寬和線間距均為λ。則每一匝線圈的內外半徑可以分別表示為：

其中n=1，2，…，N，根據以上式子每一匝線圈產生的感應電動勢最大值可以表示為：

進而一個匝數為N，組數為M，層數為L 的多層平面線圈的感應電動勢最大值Em可以表示為：

圖3 線圈和永磁體相對旋轉示意圖Fig.3 Schematic diagram of the magnet rotating relative to the coil

3.2 輸出功率計算

在實際工作中，基座式發電機將和引信的后續電路連接。如圖4所示，基座式發電機可等效為一恒定的理想電源與線圈電阻r和電感L 的串聯，再與外接負載Z 串聯。

在本文的研究中，假設線圈電感的影響可以忽略，并且只考慮外接阻性負載的情況。當在線圈兩端接入阻性負載R，即Z=R 時，基座式發電機的電磁功率為：

式（8）和式（10）是確定子彈藥引信基座式發電機設計參數的重要依據。同時，參數值的確定需考慮引信體的空間約束以及部件的加工能力。綜合分析后，確定了基座式發電機的主要設計參數，結果見表1。

圖4 發電機等效電路圖Fig.4 Equivalent circuit diagram of generator

表1 基座式發電機設計參數值Tab.1 Design parameters ofpedestal generator

3.3 仿真分析

將基座式發電機模型導入Magnet電磁仿真軟件，基座式發電機的仿真模型如圖5所示。在此次仿真中，以永磁體陣列和下磁軛為轉子，轉速設定為2 000r／min，以線圈和上磁軛為定子，電路設定為開路。圖6 為相鄰兩個線圈組的感應電動勢波形圖。

由圖6可知，單個線圈組在2 000r／min的轉速下的感應電動勢峰值為0.54V，相鄰兩個線圈組相位差為180°。圖7為經過整流后的基座式發電機總感應電動勢曲線，由于感應電動勢曲線可近似看作正弦波形，因此可以得到在2 000r／min的轉速下基座式電機開路電壓的有效值U0=Em／=4.58V，電壓輸出能滿足子彈藥引信的工作需求。

圖5 基座式電機仿真模型圖Fig.5 Simulation model of pedestal generator

圖6 相鄰線圈組感應電動勢波形Fig.6 Waveform of induced EMF of adjacent coils

圖7 基座式電機總感應電動勢曲線Fig.7 Waveform of induced EMF of the pedestal generator

4 實驗驗證

在基座式發電機設計完成后，需要進行樣機加工，并對其性能進行測試。測試結果可用于檢驗理論分析的正確性。測試結果反應的問題也是今后基座式發電機設計與改進的重要參考。

4.1 測試裝置

為了給基座式發電機提供動力，我們使用鉆床作為動力源。鉆床主軸的額定轉速分別為520、900、1 320、1 880、2 620r／min，可以在不同轉速下測試發電機的輸出性能。

將基座式發電機的線圈部分固定在工作臺三角卡盤上，使用鉆床主軸驅動的樣機的永磁體部分，使永磁體和線圈產生相對旋轉產生感應電動勢，測試發電機的輸出性能。發電機的感應電動勢直接由示波器顯示。測試裝置如圖8所示。

4.2 測試結果

在測試中，通過調整鉆床的額定轉速來改變轉子的轉速，可分別得到在不同轉速下基座式發電機的感應電動勢波形，實驗結果如圖9所示。

實驗結果顯示：當轉速為2 620r／min時，基座式發電機的感應電動勢最大值可達6.2V。而相同條件下的數值仿真結果為8.3V，測試結果為數值仿真結果的74.7%。造成誤差的主要原因包括：受裝配精度的影響，線圈平面與轉子之間的間隙可能大于理論設計參數；永磁體在儲存后產生了一定的退磁，會導致其剩余磁感應強度Br有所減小，從而使實際的氣隙磁通密度小于仿真分析結果。

基座式發電機在不同轉速下感應電動勢最大值的理論計算結果，數值仿真結果和實驗結果比較如圖10所示。圖10所示結果表明，發電機感應電動勢最大值的實驗結果與數值仿真結果隨轉速變化趨勢一致。而理論計算結果與數值仿真結果誤差不大，可證明理論推導的正確性。

圖8 測試裝置Fig.8 Test device

圖9 不同轉速下感應電動勢波形Fig.9 Waveform of induced EMF of different speed

圖10 理論計算、數值仿真和實驗結果比較Fig.10 Comparison of results by theoretical analysis，simulation and experiment

5 結論

本文提出了子彈藥引信基座式發電機。該發電機利用引信體和彈體的相對旋轉產生電能，由多極永磁體陣列、多層平面線圈和磁軛組成。理論計算、數值仿真及實驗結果表明：基座式發電機的電能輸出能滿足子彈藥引信的需求，并且推導的理論公式可以較為準確地計算感應電動勢。下一步的研究工作包括原理樣機模擬吹風實驗，更加準確地獲取子彈藥引信基座式發電機的工作性能。

［1］秦棟澤，吳炎烜，范寧軍，等.降低集束子彈藥未爆彈率 的技術路線［J］.探測與控制學報2011，10（5）：24-28.

［2］Arnold D.Review of microscale magnetic power generation［J］.IEEE Transaction on Magnetics，2007，43（11）：3940-3951.

［3］Holmes A S，Hong Guodong，Pullen K R，et al.Axialflow microturbine with electromagnetic generator：design，CFD simulation，and prototype demonstration［C］／／17th IEEE International Conference on Micro Electro Mechanical Systems，2004：568-571.

［4］唐任遠.現代永磁電機理論與設計［M］.北京：機械工業出版社，1997.

［5］Holmes A S，Hong Guodong，Pullen K R.Axial-flux permanent magnet machines for micropower genera-tion［J］.Journal of Microelectromechanical Systems，2005，14（1）：54-62.