身管外殼對(duì)電磁軌道發(fā)射裝置發(fā)射性能影響分析

翟小飛 鄒 錕,2 李配飛 劉 華 彭之然

身管外殼對(duì)電磁軌道發(fā)射裝置發(fā)射性能影響分析

翟小飛1鄒 錕1,2李配飛1劉 華1彭之然1

（1. 海軍工程大學(xué)艦船綜合電力技術(shù)國(guó)防科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 武漢 430033 2. 東南大學(xué)電氣工程學(xué)院 南京 210096）

電樞在發(fā)射過(guò)程中，瞬時(shí)變化的導(dǎo)軌電流會(huì)在金屬身管外殼上感應(yīng)出巨大的渦流，身管渦流會(huì)產(chǎn)生額外的損耗，同時(shí)外殼渦流的去磁效應(yīng)會(huì)改變電樞、導(dǎo)軌等器部件的應(yīng)力分布從而影響裝置發(fā)射性能。該文建立了電磁軌道發(fā)射裝置的數(shù)學(xué)模型，并針對(duì)整體式、上下分?jǐn)嗍揭约隘B壓式三種外殼結(jié)構(gòu)有限元模型進(jìn)行了電磁場(chǎng)-結(jié)構(gòu)場(chǎng)聯(lián)合仿真，獲得了發(fā)射裝置電磁參數(shù)和各部件應(yīng)力分布。有限元電磁仿真結(jié)果表明，疊壓式外殼結(jié)構(gòu)外殼渦流最小、電感梯度最大、器部件應(yīng)力最大，整體式外殼結(jié)構(gòu)外殼渦流最大、電感梯度最小、器部件應(yīng)力最小。全系統(tǒng)電氣仿真和對(duì)比試驗(yàn)證明，在滿足外殼支持強(qiáng)度和裝置各部件應(yīng)力條件下，選用高磁導(dǎo)率、低電導(dǎo)率的材料并設(shè)計(jì)抑制渦流的身管外殼結(jié)構(gòu)，有利于提高發(fā)射裝置電樞出口速度和系統(tǒng)效率，從而獲得優(yōu)良的發(fā)射性能。

電磁軌道發(fā)射裝置 外殼結(jié)構(gòu) 發(fā)射性能 電流密度分布 應(yīng)力分布

0 引言

電磁軌道發(fā)射裝置（Electromagnetic Launcher, EML），簡(jiǎn)稱發(fā)射裝置，是利用電磁力推動(dòng)電樞在膛內(nèi)高速運(yùn)動(dòng)的新型發(fā)射裝置，由于沒(méi)有傳統(tǒng)火藥武器的聲滯制約，可以突破傳統(tǒng)火藥武器的出口速度限制，實(shí)現(xiàn)超高速的出口速度[1-4]。身管外殼（簡(jiǎn)稱外殼）作為發(fā)射裝置的一部分，主要對(duì)導(dǎo)軌提供預(yù)緊力約束導(dǎo)軌外擴(kuò)變形，同時(shí)為導(dǎo)軌提供支持剛度以保障身管的直線度。金屬具有良好的強(qiáng)度和剛度，當(dāng)前一般采用金屬作為外殼材質(zhì)，由于發(fā)射裝置工作在百kA、ms級(jí)短時(shí)脈沖工作模式下，電流短時(shí)快速變化會(huì)在金屬外殼產(chǎn)生巨大的渦流[5-6]。外殼渦流磁場(chǎng)對(duì)裝置內(nèi)部的磁場(chǎng)具有一定的削弱作用，也會(huì)影響導(dǎo)軌電流分布，從而對(duì)裝置的電氣參數(shù)和力學(xué)性能產(chǎn)生影響，影響電樞出口速度等發(fā)射性能指標(biāo)。由于外殼結(jié)構(gòu)和材料均會(huì)影響外殼渦流路徑和大小，因此需要分析外殼材料、結(jié)構(gòu)對(duì)發(fā)射裝置電磁參數(shù)、電樞和導(dǎo)軌的受力情況的影響，從而獲得身管外殼對(duì)發(fā)射性能的影響規(guī)律。

文獻(xiàn)[7]對(duì)電磁軌道炮上的瞬態(tài)渦流場(chǎng)進(jìn)行了建模和仿真。文獻(xiàn)[8]基于二維靜態(tài)模型分析了不同管身材料、結(jié)構(gòu)和尺寸對(duì)電感梯度的影響，表明管身材料電導(dǎo)率越高裝置電感梯度越小，但對(duì)裝置其他部件（如導(dǎo)軌、電樞）受力沒(méi)有進(jìn)行分析。文獻(xiàn)[9-10]通過(guò)仿真分析了身管外殼渦流分布，研究了材料電磁特性和外殼封裝厚度對(duì)外殼損耗抑制機(jī)理。然而，外殼渦流對(duì)系統(tǒng)電氣參數(shù)和應(yīng)力參數(shù)等影響發(fā)射性能的綜合分析較少。

為此，本文選取整體式、上下分?jǐn)嗍郊隘B壓式三種形式的外殼進(jìn)行了電磁性能和力學(xué)性能的分析。建立了考慮外殼渦流的裝置磁場(chǎng)控制方程，同時(shí)建立電磁場(chǎng)-結(jié)構(gòu)場(chǎng)有限元（Finite Element Method, FEM）聯(lián)合仿真模型，對(duì)三種結(jié)構(gòu)外殼的發(fā)射裝置電磁參數(shù)及應(yīng)力分布進(jìn)行了仿真，并建立了全系統(tǒng)電氣仿真模型。仿真結(jié)果對(duì)比表明，減小外殼渦流有利于提高電樞出口速度，但會(huì)導(dǎo)致導(dǎo)軌及外殼等部件受力增加。因此，對(duì)外殼材料選取及外殼結(jié)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計(jì)時(shí)要進(jìn)行電磁性能和力學(xué)性能綜合考慮，才能獲得外殼損耗小、器部件應(yīng)力低等綜合性能優(yōu)良的發(fā)射裝置。

1 電磁發(fā)射裝置數(shù)學(xué)模型

電磁軌道發(fā)射裝置主要由電樞、上下導(dǎo)軌以及身管外殼組成，導(dǎo)軌與外殼間設(shè)置有絕緣層。身管主要用于支撐導(dǎo)軌和電樞，同時(shí)提供抵御導(dǎo)軌外擴(kuò)的預(yù)緊力。電磁軌道發(fā)射裝置的工作原理是通電導(dǎo)軌在導(dǎo)軌間產(chǎn)生磁場(chǎng)，身管內(nèi)部磁通密度為1，身管外部磁通密度為2，通電電樞受到磁場(chǎng)中電磁力作用，從而沿著導(dǎo)軌直線運(yùn)動(dòng)。發(fā)射裝置結(jié)構(gòu)及受力示意圖如圖1所示。

圖1 發(fā)射裝置結(jié)構(gòu)及受力示意圖

根據(jù)軌道發(fā)射裝置理論，電樞電磁推力a為

其中

磁場(chǎng)控制方程如下：

忽略位移電流，根據(jù)麥克斯韋方程組為

式中，為磁場(chǎng)強(qiáng)度（A/m）；為磁感應(yīng)強(qiáng)度（T）；為電場(chǎng)強(qiáng)度（V/m）；為電流密度（A/m2）；為電位移矢量（C/m2）。

本構(gòu)關(guān)系為

式中，為電樞速度；為電導(dǎo)率（S/m）；為磁導(dǎo)率（H/m）。引入矢量磁位和標(biāo)量電位函數(shù)，關(guān)系為

考慮到電流密度為

式中，s為外加電流密度；e為渦流密度。根據(jù)式（2）～式（5），可以得到帶速度項(xiàng)的-磁場(chǎng)控制方程[12-13]為

求解式（6）所示的磁場(chǎng)控制方程，可以得到矢量磁位和磁感應(yīng)強(qiáng)度隨空間、時(shí)間的分布函數(shù)，從而獲得導(dǎo)軌和電樞上的電流密度以及外殼上的渦流密度e等物理量。根據(jù)求得各個(gè)部件的電流密度和磁感應(yīng)強(qiáng)度，可以計(jì)算各部件的體積力密度a同各個(gè)部件的合力關(guān)系為

式中，為各部件的體積積分區(qū)域。同理，根據(jù)各部件的電流密度和電導(dǎo)率，可以通過(guò)體積分獲得相應(yīng)部件的歐姆損耗為

電樞發(fā)射過(guò)程中，電流密度和磁感應(yīng)強(qiáng)度均隨時(shí)間和空間不斷變化，因此要獲得精準(zhǔn)的時(shí)空分布和各部件的電磁推力和損耗等數(shù)值，需要引入有限元模型進(jìn)行數(shù)值仿真[14-15]。

2 三種結(jié)構(gòu)形式外殼的發(fā)射裝置電磁性能

發(fā)射裝置有限元模型包括了上下導(dǎo)軌、電樞以及外殼組成，其三維結(jié)構(gòu)及其尺寸如圖2所示。

為了對(duì)比研究不同形式的外殼渦流對(duì)發(fā)射性能的影響，采用整體式、上下分?jǐn)嗍揭约隘B壓式三種外殼結(jié)構(gòu)形式。三種外殼電磁參數(shù)見(jiàn)表1。

圖2 電磁軌道發(fā)射裝置三維模型結(jié)構(gòu)示意圖

表1 三種外殼材料的參數(shù)

Tab.1 Material parameters of the three shell

導(dǎo)軌采用高電導(dǎo)率、高強(qiáng)度的銅合金材料，電樞為鋁合金6061。

根據(jù)文獻(xiàn)[16-17]可知，影響導(dǎo)軌電流密度分布的速度趨膚效應(yīng)、鄰近效應(yīng)均可以采用渦流場(chǎng)掃頻的方式在Ansys軟件中對(duì)三維有限元仿真模型進(jìn)行等效分析。根據(jù)文獻(xiàn)[16]電樞運(yùn)動(dòng)過(guò)程中速度所引起的電流趨膚所對(duì)應(yīng)的頻率f（稱為速度頻率），計(jì)算公式為

式中，為電樞與導(dǎo)軌接觸的長(zhǎng)度；為電樞速度。根據(jù)圖2所示尺寸30 mm，設(shè)電樞最高出膛速度1 500 m/s時(shí)，對(duì)應(yīng)的速度頻率f=5 066 Hz，其作為渦流場(chǎng)頻率上限。

利用裝置的結(jié)構(gòu)對(duì)稱特性，建立三維有限元仿真1/4結(jié)構(gòu)模型，采用三維渦流場(chǎng)進(jìn)行電氣性能分析，激勵(lì)電流峰值為100 kA，頻率范圍設(shè)置為50 Hz～5 kHz，有限元三維仿真模型如圖3所示。三種結(jié)構(gòu)的差別主要是通過(guò)設(shè)置不同的絕緣面和材料電氣屬性（整體或疊片）分別進(jìn)行區(qū)分實(shí)現(xiàn)。

圖3 有限元三維仿真模型（1/4部分）

2.1 整體式外殼的電磁性能

整體式外殼為如圖2c所示的截面且沿著軸向延伸的一體式結(jié)構(gòu)，材料為導(dǎo)磁的硅鋼為發(fā)射裝置提供良好導(dǎo)磁路徑。外殼內(nèi)側(cè)（即與導(dǎo)軌接觸面）設(shè)置為絕緣邊界，以實(shí)現(xiàn)導(dǎo)軌與外殼間的絕緣，簡(jiǎn)化有限元計(jì)算模型。

采用渦流場(chǎng)掃頻作為模型激勵(lì)源，在最高頻率5 kHz時(shí)電流密度分布及外殼上感應(yīng)出來(lái)渦流電流密度矢量分布云圖如圖4所示。

（a）電流密度分布云圖

（b）外殼電流密度矢量云圖

圖4 整體式外殼、電流密度分布及外殼渦流矢量分布云圖

Fig.4 Current density and eddy current vector description with the integral structure shell

從圖4a可知，由于趨膚效應(yīng)導(dǎo)軌電流主要集中在導(dǎo)軌上下表層，同時(shí)鄰近效應(yīng)使電流更集中在導(dǎo)軌內(nèi)側(cè)表面。從圖4b所示的渦流矢量云圖可知，外殼渦流左右對(duì)稱分布，且與導(dǎo)軌+電樞構(gòu)成的傳導(dǎo)電流回路方向相反，可見(jiàn)外殼渦流對(duì)導(dǎo)軌空間磁場(chǎng)具有削弱作用，外殼渦流電流密度最大值約為1.0× 108A/m2。外殼渦流會(huì)反過(guò)來(lái)影響導(dǎo)軌的電流密度分布和電感梯度，整體式外殼裝置電感梯度隨頻率變化曲線如圖5所示。

圖5 整體式外殼，電感梯度及外殼損耗隨頻率變化曲線

從圖5可知，整體式外殼條件下，發(fā)射裝置電感梯度隨頻率增加快速下降，在=5 kHz時(shí)電感梯度只有0.242mH/m左右。外殼損耗隨頻率增加而增加，外殼損耗在頻率=5 kHz時(shí)高達(dá)2.3 MW左右，可見(jiàn)，整體式外殼損耗巨大，這將大大降低裝置的發(fā)射效率。

2.2 上下分?jǐn)嗤鈿さ碾姶判阅?/h3>

按照分割渦流回路從而減小渦流的基本思路，將整體式外殼沿水平軸向進(jìn)行分割，形成上下各半的獨(dú)立結(jié)構(gòu)形式，其截面如圖6a所示。在實(shí)際的裝置中，采用兩個(gè)上下獨(dú)立外殼之間布置絕緣紙的方式進(jìn)行上下外殼間絕緣。為了保證外殼的支撐剛度，通常利用絕緣后的螺栓將上下兩瓣的外殼連接起來(lái)，從而實(shí)現(xiàn)向?qū)к壧峁╊A(yù)緊力的目的[18-19]。外殼上下分?jǐn)嗟姆抡婺Ｐ椭校鈿ど舷聦?duì)接的斷面增加了一個(gè)絕緣邊界面，這樣就實(shí)現(xiàn)了上下分?jǐn)嗤鈿u流的目的。外殼上下分?jǐn)嗟姆抡娼Y(jié)構(gòu)模型如圖6b所示。

圖6 上下分?jǐn)嗍酵鈿さ挠邢拊Ｐ?/p>

按照表1所示，外殼采用不導(dǎo)磁、低電導(dǎo)率且低密度的鈦合金材料。采用與整體式外殼模型相同的電流峰值和頻率范圍，對(duì)外殼分?jǐn)嗄Ｐ瓦M(jìn)行電磁性能分析。頻率=5 kHz時(shí)，電流密度分布以及外殼上的電流密度矢量云圖如圖7所示。

圖7 上下分?jǐn)嗍酵鈿ぁ㈦娏髅芏确植己屯鈿る娏髅芏仁噶吭茍D

從圖7a可以看出，分?jǐn)嗍酵鈿つＰ椭袑?dǎo)軌電流分布在導(dǎo)軌上下表面且主要集中在導(dǎo)軌內(nèi)表面。從圖7b可知，由于上下外殼分?jǐn)嗖⒔^緣后，外殼上產(chǎn)生了四個(gè)對(duì)稱渦流，這四個(gè)渦流以外殼的四個(gè)軸向外沿為中心，且方向與導(dǎo)軌電流方向相反，仍然具有去磁效果。相較于整體外殼，分?jǐn)嗟耐鈿u流路徑幾乎增加了一倍，從而使渦流回路總電阻增加了一倍，外殼渦流電流密度最大值約為0.5×108A/m2，比整體式渦流電流密度最大值降低了近1/2，可見(jiàn)渦流出現(xiàn)了大幅下降。外殼分?jǐn)鄷r(shí)，電感梯度和外殼損耗隨頻率變化曲線如圖8所示。

（a）電感梯度 （b）外殼損耗

圖8 分?jǐn)嗍酵鈿る姼刑荻群屯鈿p耗隨頻率變化曲線

Fig.8 Inductance gradient and loss of the shell curves with the upper-lower separated structure shell

從圖8可知，分?jǐn)嗍酵鈿ぁ㈦姼刑荻入S頻率增加不斷下降，在=5 kHz時(shí)電感梯度為0.351mH/m。外殼損耗隨頻率增加而增加，在=5 kHz時(shí)高達(dá)1 100 kW左右，外殼損耗功率雖較整體結(jié)構(gòu)大幅下降但數(shù)值仍舊巨大，仍然會(huì)降低裝置效率。

2.3 疊壓式外殼的電磁性能

分?jǐn)嗤鈿な茄刂舷路较驅(qū)⑼鈿u流一分為二，由于上半部或下半部外殼仍然是一個(gè)整體，故上下外殼渦流依然巨大。借鑒傳統(tǒng)電機(jī)采用疊壓式鐵心以減小鐵心渦流的思路，采用一定厚度的疊片沿軸向疊壓布置，其結(jié)構(gòu)原理如圖9所示。同時(shí)，外殼采用的導(dǎo)磁金屬疊片可以充分利用其導(dǎo)磁特性以降低回路磁阻，從而提高內(nèi)膛磁場(chǎng)強(qiáng)度和電感梯度。由于疊壓式外殼沒(méi)有軸向支撐剛度，因此實(shí)際裝置一般情況下還需在疊片外面再布置一個(gè)軸向支撐結(jié)構(gòu)以獲得優(yōu)良的軸向支撐剛度。

圖9 疊壓式外殼結(jié)構(gòu)

疊片截面尺寸如圖2c所示，疊片厚度與導(dǎo)軌外擴(kuò)力以及疊片材料的屈服強(qiáng)度等參數(shù)相關(guān)，疊片盡量緊密疊壓在一起以減小疊片間隙，本文中疊片厚度為1.0 mm。按照表1所示，外殼材料為與整體式外殼相同的導(dǎo)磁硅鋼片作為導(dǎo)磁疊片，采用相同的電流峰值和頻率范圍，對(duì)疊壓式外殼模型進(jìn)行電磁性能分析。頻率=5 kHz時(shí)，電流密度分布及外殼上的電流密度矢量云圖如圖10所示。

從圖10a可以看出，疊壓式外殼結(jié)構(gòu)、導(dǎo)軌電流同樣集中分布在導(dǎo)軌上下表面并集中在導(dǎo)軌內(nèi)側(cè)表面。從圖10b可知，外殼中幾乎沒(méi)有沿軸向環(huán)流的渦流，且渦流峰值出現(xiàn)數(shù)量級(jí)式的下降。

（a）電流密度分布云圖

（b）外殼電流密度矢量云圖

圖10 疊壓式外殼、電流密度分布和外殼電流密度矢量云圖

Fig.10 Current density and eddy current vector description with the laminate structure shell

疊壓式外殼結(jié)構(gòu)電感梯度和外殼損耗隨頻率變化曲線如圖11所示。在頻率=5 kHz時(shí)，電感梯度為0.424mH/m。外殼損耗功率隨頻率增加而增加，在頻率=5 kHz時(shí)只有48 kW左右，該數(shù)值遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于前面兩種結(jié)構(gòu)形式的身管渦流損耗。

（a）電感梯度 （b）外殼損耗

圖11 疊壓式外殼電感梯度及外殼損耗隨頻率變化曲線

Fig.11 Inductance gradient and loss of the shell curves with the laminate structure shell

從上述的三種外殼結(jié)構(gòu)形式有限元仿真分析可知，由于速度趨膚效應(yīng)和鄰近效應(yīng)，導(dǎo)軌電流均集中分布在導(dǎo)軌上下表面且集中在內(nèi)側(cè)，同時(shí)電樞內(nèi)側(cè)的喉部區(qū)域出現(xiàn)了明顯的電流密度集中。由于鄰近效應(yīng)，外殼電流密度主要分布在靠近導(dǎo)軌的內(nèi)表面。三種結(jié)構(gòu)形式的外殼，在=5 kHz時(shí)發(fā)射裝置電氣參數(shù)對(duì)比見(jiàn)表2。

表2 三種外殼結(jié)構(gòu)形式的發(fā)射裝置電氣參數(shù)對(duì)比

Tab.2 Electric parameters of the three different shell EML

從表2可以看出，從電氣性能來(lái)看，采用疊壓式外殼發(fā)射裝置的電感梯度最大且外殼損耗最小，可見(jiàn)疊片外殼的身管結(jié)構(gòu)最有利于裝置的發(fā)射性能。同時(shí)，表2也反映了整體式外殼的發(fā)射性能最差，上下分?jǐn)嗍酵鈿る姎庑阅芫又小?/p>

3 三種結(jié)構(gòu)形式外殼的發(fā)射裝置應(yīng)力分析

不同結(jié)構(gòu)形式的外殼對(duì)裝置磁場(chǎng)分布會(huì)產(chǎn)生影響，除了對(duì)電磁性能有影響外，還會(huì)影響電樞、導(dǎo)軌的應(yīng)力分布，同時(shí)樞軌接觸面上的壓應(yīng)力和軌道與外殼接觸面的壓應(yīng)力也需要進(jìn)行應(yīng)力場(chǎng)仿真計(jì)算。

在峰值電流100 kA，頻率為5 kHz時(shí)，將電磁場(chǎng)仿真獲得的各個(gè)部件體積力密度導(dǎo)入到結(jié)構(gòu)場(chǎng)模型中，可以獲得各部分應(yīng)力分布和接觸面上的應(yīng)力分布。

3.1 整體式外殼的應(yīng)力分析

整體式外殼發(fā)射裝置的主要器部件應(yīng)力分布云圖和接觸面接觸壓力分布云圖如圖12所示。

3.2 上下分?jǐn)嗍酵鈿さ膽?yīng)力分析

上下分?jǐn)嗍酵鈿ぐl(fā)射裝置的主要器部件應(yīng)力分布云圖和接觸面接觸壓力分布云圖如圖13所示。

3.3 疊壓式外殼的應(yīng)力分析

疊壓式外殼發(fā)射裝置的主要器部件應(yīng)力分布云圖和接觸面接觸壓力分布云圖如圖14所示。

從圖12～圖14可以看出，三種結(jié)構(gòu)形式的應(yīng)力分布具有相似規(guī)律：電樞最大應(yīng)力出現(xiàn)在喉部?jī)?nèi)側(cè)，導(dǎo)軌最大應(yīng)力出現(xiàn)在與電樞接觸位置，主要是因?yàn)檫@兩個(gè)位置均為電流密度高的區(qū)域。三種外殼結(jié)構(gòu)形式發(fā)射裝置受力情況對(duì)比見(jiàn)表3。

（a）電樞應(yīng)力云圖 （b）導(dǎo)軌應(yīng)力云圖

（c）樞軌間接觸壓力 （d）導(dǎo)軌與外殼間接觸壓力

圖12 整體式發(fā)射裝置器部件和接觸面上的應(yīng)力云圖

Fig.12 Stress distribution of the EML with the integral structure shell

（a）電樞應(yīng)力云圖 （b）導(dǎo)軌應(yīng)力云圖

（c）樞軌間接觸壓力 （d）導(dǎo)軌與外殼間接觸壓力

圖13 上下分?jǐn)嗍桨l(fā)射裝置器部件和接觸面上的應(yīng)力云圖

Fig.13 Stress distribution of the EML with the upper-lower separated structure shell

（a）電樞應(yīng)力云圖 （b）導(dǎo)軌應(yīng)力云圖

（c）樞軌間接觸壓力 （d）導(dǎo)軌與外殼間接觸壓力

圖14 疊壓式發(fā)射裝置器部件和接觸面上的應(yīng)力云圖

Fig.14 Stress distribution of the EML with the laminated structure shell

表3 三種結(jié)構(gòu)形式發(fā)射裝置受力對(duì)比（5 kHz）

Tab.3 Stress of the three different shell EML (5 kHz)

從表3各個(gè)器部件應(yīng)力及其接觸力對(duì)比，疊壓式最大而整體式最小。這主要是疊壓式渦流最小，對(duì)裝置內(nèi)部的磁場(chǎng)去磁效應(yīng)最弱，導(dǎo)致內(nèi)部磁場(chǎng)最強(qiáng)，從而引起各部件應(yīng)力以及接觸力最大。

4 系統(tǒng)仿真和試驗(yàn)

發(fā)射系統(tǒng)主要由脈沖電源和發(fā)射裝置組成。脈沖電源由電容、晶閘管SCR、續(xù)流二極管VD等主要元器件組成。發(fā)射過(guò)程中，由于電樞運(yùn)動(dòng)將導(dǎo)軌不斷接入到電氣回路中，發(fā)射裝置可以等效為電阻、電感隨電樞位移不斷增加的動(dòng)態(tài)阻感性負(fù)載。同時(shí)，身管上的渦流區(qū)域也會(huì)隨著導(dǎo)軌通流區(qū)域增加而增加，因此也將其等效為隨電樞位移而變化的電阻shll。電磁發(fā)射系統(tǒng)電氣仿真系統(tǒng)框圖如圖15所示。

圖15 電磁發(fā)射系統(tǒng)電氣仿真系統(tǒng)框圖

根據(jù)文獻(xiàn)[20]所提出的仿真參數(shù)提取原理，以及速度頻率式（9）將電樞速度大小轉(zhuǎn)化為等效頻率，圖15中的參數(shù)如電感梯度、電感系數(shù)u、導(dǎo)軌電阻系數(shù)u及外殼等效電阻系數(shù)ush等參數(shù)隨頻率變化曲線，均可根據(jù)三維模型渦流場(chǎng)掃頻獲得，本文就不再贅述。利用Simplore軟件構(gòu)建了三種結(jié)構(gòu)形式身管外殼發(fā)射裝置系統(tǒng)仿真模型，圖16為三種仿真結(jié)果對(duì)比波形。

（a）電流 （b）速度

圖16 三種結(jié)構(gòu)形式的身管外殼發(fā)射工況仿真結(jié)果

Fig.16 Simulation launching results of the three different structure shell

從圖16所示的仿真結(jié)果可以看出，相同發(fā)射工況條件下，整體外殼式電樞出口速度最低為680.8 m/s，分?jǐn)嗍酵鈿こ隹谒俣却沃疄?69.5 m/s，疊壓式外殼出口速度最高為883.1 m/s，說(shuō)明了疊壓式外殼發(fā)射裝置發(fā)射效果最好。

采用疊壓式身管進(jìn)行了一次發(fā)射試驗(yàn)，速度曲線采用沿身管中線軸向布置的B點(diǎn)探頭進(jìn)行數(shù)據(jù)擬合獲得，電流采用羅氏線圈測(cè)量，試驗(yàn)與仿真對(duì)比結(jié)果如圖17所示。

（a）電流 （b）速度

圖17 疊壓式身管發(fā)射工況試驗(yàn)與仿真曲線

Fig.17 The comparison of test and simulation

本次試驗(yàn)電樞質(zhì)量為15.3 g，電容容值為240 mF，系統(tǒng)仿真和試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比見(jiàn)表4。

表4 仿真與試驗(yàn)對(duì)比

Tab.4 Results of the simulation and the experiment

從表4可以看，仿真和試驗(yàn)數(shù)據(jù)曲線較為吻合，出口速度誤差為0.7%，電流峰值誤差為0.4%。

5 結(jié)論

根據(jù)發(fā)射裝置的有限元仿真模型結(jié)果可以看出，外殼材料和結(jié)構(gòu)對(duì)外殼渦流產(chǎn)生了巨大影響，疊壓式結(jié)構(gòu)的外殼渦流最小，上下分?jǐn)嗍降耐鈿u流次之，整體式外殼渦流最大。外殼渦流差別導(dǎo)致裝置電磁性能和應(yīng)力大小存在以下差異：

1）身管渦流越小如疊壓式結(jié)構(gòu)，渦流的去磁效應(yīng)越弱，電感梯度越高，電樞推力越大，同時(shí)外殼損耗越小，裝置發(fā)射效率越高；反之，結(jié)論也成立。

2）身管渦流越小如疊壓式結(jié)構(gòu)，各元器件應(yīng)力越大，接觸面接觸力越大，對(duì)器件的強(qiáng)度要求越高；反之，結(jié)論也成立。

從裝置工作原理可知，導(dǎo)通電流一定條件下，磁場(chǎng)越強(qiáng)將會(huì)對(duì)位于磁場(chǎng)內(nèi)的通電導(dǎo)體產(chǎn)生越大的電磁力：電樞就是向前的電磁推力，上下導(dǎo)軌就是外擴(kuò)力，尾部饋電電纜就是向后的電磁力。導(dǎo)磁性能優(yōu)良的外殼材料有利于增加裝置內(nèi)部磁場(chǎng)，而外殼渦流有減弱裝置內(nèi)部磁場(chǎng)的作用，這兩種作用是相反的。可見(jiàn)，外殼采用高磁導(dǎo)率、低電導(dǎo)率的材料，越能獲得較高的電磁推力和出口速度。有效的抑制渦流措施包括：①選取相對(duì)磁導(dǎo)率高的鐵磁材料并使其工作在非飽和區(qū)域；②選擇低電導(dǎo)率甚至不導(dǎo)電的材料；③采用降低身管渦流的結(jié)構(gòu)，如本文中采用的上下分?jǐn)嘟Y(jié)構(gòu)或疊片疊壓結(jié)構(gòu)。

從上述分析可知，減小外殼渦流有利于增加電樞電磁推力，但也會(huì)相應(yīng)地增加導(dǎo)軌電磁外擴(kuò)力和尾部饋電裝置的受力，需要增加外殼結(jié)構(gòu)強(qiáng)度以提供更高的預(yù)緊力。因此，外殼的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和材料選取時(shí)要同時(shí)兼顧電磁性能和力學(xué)性能，才能獲得綜合性能優(yōu)良的發(fā)射性能。

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Analyzing Influence of Barrel Shell on Launching Performance of Electromagnetic Rail Launcher

11,2111

（1. National Key Laboratory of Science and Technology on Vessel Integrated Power System Naval University of Engineering Wuhan 430033 China 2. School of Electrical Engineering Southeast University Nanjing 210096 China）

As part of the electromagnetic launcher (EML), the barrel shell mainly provides preloading force for the rails to constrain the EML’s expansion and deformation while providing support stiffness for the rail to ensure the straightness of the EML. During the launch process of the armature, the instantaneous change of rail current induces a considerable eddy current on the metal barrel shell of the EML, and the eddy current magnetic field of the shell weakens the magnetic field inside the device. It also affects the current distribution of the rails, thereby affecting the electrical and mechanical properties of the EML and the launching performance, such as the exit speed of the armature. It is necessary to analyze the influence of the shell material and structure on the electromagnetic parameters of the EML and the force of the armature and rails.

Firstly, the magnetic field control equation considering the eddy current of the shell is derived. The finite element model (FEM) of the integral, upper-lower separated, and laminated shell structures is established. After the speed frequency is introduced, the frequency-changed current excitation simulates the velocity skin effect caused by the launching of the armature in the bore. Therefore, the inductance gradient and shell loss with frequency change curve, the electric density distribution of the rails, and the eddy current distribution cloud in the shell can be obtained. Secondly, the simulation of electromagnetic-structural is carried out, and the stress distribution of each component of the EML is obtained. The system electrical simulation is established, and the launching simulation results of the three shell structures are compared. It is shown that the laminated structure shell has the smallest eddy current, the largest inductance gradient and device component stress, and the highest armature exit speed. The integral structure shell has the largest eddy current and shell loss, the smallest inductance gradient and device component stress, and the lowest armature exit speed. Finally, the simulation and test results of the laminated structure shell EML are compared, and the errors of the armature exit speed and the current peak are less than 1%.

The material selection with high permeability and low conductivity and the shell structure design for suppressing eddy currents are conducive to improving the exit speed and system efficiency of the EML. In addition, reducing the eddy current of the shell can increase the electromagnetic thrust of the armature. However, the external expansion force of the rails will be increased, and increasing the structural strength of the shell is required to provide a higher preloading force. Therefore, the shell’s structural design and material selection should consider electromagnetic and mechanical properties for excellent launching performance.

Electromagnetic rail launcher (EML), barrel structure, launching performance, current density distribution, stress distribution

TM153+.2

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.222015

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（92266104）、卓越青年科學(xué)基金項(xiàng)目（2021-JCJQ-ZQ-004）和173計(jì)劃重點(diǎn)項(xiàng)目（2022-JCJQ-ZD-128-11）資助。

2022-10-26

2023-02-06

翟小飛 男，1982年生，博士，副研究員，碩士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)殡姶虐l(fā)射技術(shù)。E-mail: smartnavy@126.com

李配飛 男，1989年生，博士，助理研究員，研究方向電磁發(fā)射技術(shù)。E-mail: peifeilee@163.com（通信作者）

（編輯 崔文靜）