電磁軌道炮發(fā)射過程中的分布式脈沖電源系統(tǒng)沖擊特性研究

張淼， 沈娜， 田慧

(南京理工大學 瞬態(tài)物理國家重點實驗室， 江蘇 南京 210094)

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電磁軌道炮發(fā)射過程中的分布式脈沖電源系統(tǒng)沖擊特性研究

張淼， 沈娜， 田慧

(南京理工大學 瞬態(tài)物理國家重點實驗室， 江蘇 南京 210094)

電磁軌道炮發(fā)射過程中，分布式脈沖電源系統(tǒng)在1～2 ms的時間內，將承受30 kA以上的脈沖電流以及5 kV以上的脈沖電壓，對于電源系統(tǒng)關鍵部件的工作特性造成極大的影響，甚至引起失效。因此，研究分布式脈沖電源系統(tǒng)在電磁軌道炮發(fā)射過程中的沖擊特性是十分重要的。建立包含動態(tài)變化負載的分布式脈沖電源系統(tǒng)模型，利用電路仿真Pspice軟件對分布式脈沖電源系統(tǒng)的沖擊特性以及關鍵部件失效后的工作特性進行仿真分析，并將分析結果與實驗結果進行對比。研究結果表明：電磁軌道炮發(fā)射過程中，分布式脈沖電源系統(tǒng)的電容器組，在單一模塊晶閘管發(fā)生擊穿短路故障后，受到較大的反向電流和反向電壓，會對儲能電容器造成嚴重破壞；在單一模塊調波電感器發(fā)生擊穿故障后，會造成故障模塊的輸出電流波形與電容器輸出電流波形脈寬相近，且造成輸出電流波形脈沖寬度變小，峰值增大(即通過晶閘管電流的di/dt變大)，可能造成晶閘管高壓硅堆正向過流燒毀。仿真結果與實驗結果吻合程度很高，證明所建立電磁軌道炮電源模型與實際使用模型十分接近，分析得到的結果準確性更好、可信度更高。

兵器科學與技術； 電磁軌道炮； 分布式脈沖電源系統(tǒng)； 動態(tài)負載； 沖擊特性

0 引言

電磁軌道炮(簡稱電磁炮)是以電能為發(fā)射能源，通過產生的電磁力將彈丸發(fā)射出去。為使彈丸具有較高的出口初速和較大的加速度，需要盡可能地提高電源的放電功率和減少放電時間，因此由多個電容型儲能模塊并聯組成的高功率脈沖電源被廣泛應用于電磁炮等領域[1]。

分布式脈沖電源系統(tǒng)的沖擊特性是指電磁炮電源系統(tǒng)在關鍵器件發(fā)生故障后電源系統(tǒng)的異常輸出狀態(tài)。目前高功率脈沖電源儲能器件主要是高儲能密度的金屬化膜電容器，它雖然能承受大電流的沖擊，但承受反向電壓的能力卻很差，反向充電將導致其損壞[2]。在電磁炮工作時高功率脈沖電源的工作情況多數為欠阻尼振蕩放電，放電時造成電容器反向充電，降低了儲能利用效率，并對儲能電容器造成損壞，因此安裝續(xù)流電路來解決這一問題。高壓硅堆擁有良好的單向導電性，作為續(xù)流開關可以使續(xù)流電路簡單有效[3]。目前，脈沖電容儲能方式的技術最為成熟，相應的充放電技術與開關也相對成熟，應用最為廣泛，不但成為實驗研究用電磁發(fā)射平臺脈沖功率源的主流方案，而且成為未來工程應用的主要電源方案之一[4]。徐榮等[5]對于增強型電磁炮發(fā)射器的電磁場分布和電感梯度的影響因素進行了分析。陳樹義等[6]對電磁發(fā)射脈沖功率源系統(tǒng)放電過程特性進行了分析，主要研究了分布式脈沖電源系統(tǒng)正常工作情況下的放電過程。張亞舟等[7]研制的電磁發(fā)射用13 MJ脈沖功率電源表明現有設計的脈沖電源系統(tǒng)已經可以滿足電磁發(fā)射實驗的需求。

目前國內外對電磁發(fā)射過程的電源特性研究已經發(fā)展到相當階段，并取得了一定的成果。但從已有文獻和公開報道可以看出，目前國內外對電磁炮電源特性的研究還有一些不足之處：在研究電源系統(tǒng)工作特性時，只是針對系統(tǒng)的正常工作特性進行研究，沒有針對系統(tǒng)關鍵部件失效情況下的電源系統(tǒng)沖擊特性進行具體研究，而研究電源系統(tǒng)關鍵部件失效情況下的沖擊特性對于電源系統(tǒng)的優(yōu)化以及防護設計，都有著重要的意義。本文主要研究電磁炮電源系統(tǒng)的沖擊特性。建立分布式脈沖電源系統(tǒng)工作特性模型；針對電源實際使用過程中幾種常見的關鍵部件失效情況進行仿真分析，建立電源的沖擊特性模型；最后提出電源關鍵部件的防護設計建議。

1 分布式脈沖電源系統(tǒng)仿真模型建立

在理想條件下，電磁炮電源電路工作過程可分為兩個階段：1)在放電開關閉合時儲能電容C經過脈沖形成電感器L對負載R放電，在儲能電容C初次能量釋放完畢之前(即電容器電壓過0 V之前)，電路工作響應可視為電阻- 電感- 電容2階電路的零輸入響應；2)儲能電容器C電能初次釋放完之后，存儲到脈沖形成電感器L的能量通過續(xù)流支路繼續(xù)釋放，電路可等效為電阻- 電感1階電路。

將電路負載直接視作線性負載，便可將電路等效為一個電阻- 電感- 電容串聯電路，如圖1所示。

圖1 電阻- 電感- 電容串聯電路示意圖Fig.1 Schematic diagram of R-L-C series circuit

分析此電路得

(1)

式中：UC為儲能電容C兩端的電壓；i為通過整個串聯電路的電流。

將其微分可得2階常系數微分方程：

(2)

電路初始條件：

(3)

利用拉氏變換求解此方程可得到3種不同條件下電路的放電過程:

對于電磁炮而言，負載主要為電樞電阻、電樞電感和軌道電阻、軌道電感，其中電樞電阻約為12～34 μΩ，電樞電感約為10 nH，軌道電阻約為0.18 ～3.67 mΩ[9]. 在本文中取0.6 mΩ電阻和4.2 μH電感代替電磁炮初始負載，以0.79 μH/m的電感梯度和0.11 mΩ/m的電阻梯度作為動態(tài)負載的變化梯度，并根據文獻[10]對電磁炮內彈道速度及位移的研究，采用分段接入的方法設計負載。根據設計電路參數(見圖1)可以計算得出，在未加裝續(xù)流電路的情況下，電磁炮電路系統(tǒng)處于欠阻尼情況，為振蕩放電電路。為保護電容器組，應加裝續(xù)流電路對電源系統(tǒng)進行保護，防止因振蕩電路產生反向電流對儲能電容器反向充電，而使電容器組遭到破壞。

利用電路仿真PSpice軟件對電容型電源系統(tǒng)進行建模與仿真分析，建立單一電源模塊模型如圖2所示。

圖2 單一電源模塊電路模型Fig.2 Single power supply module circuit model

電路參數為：X1為晶閘管，D1為續(xù)流二極管，RL為電源負載，脈沖電容器C=1 mF，工作電壓U=10 kV，脈沖電容器內阻R1=2 mΩ，雜擾電感L1=1 μH；晶閘管斷態(tài)重復峰值電壓11 kV，正向導通時間1 μs，反向關斷時間1 μs；脈沖形成電感器L2=20 μH，脈沖形成電感器內阻R2=1.5 mΩ；電纜電阻R3=2 mΩ，電纜電感L2=0.1 μH；續(xù)流二極管保護電阻R4=20 mΩ.

其中負載部分采用動態(tài)變化負載作為研究對象，相比于靜態(tài)負載，電磁炮的負載會隨著電樞的運動而逐漸增大，因此動態(tài)負載更加符合實際情況，能夠使仿真結果更加接近于真實情況，得到結論的可信度更高。

負載部分變化曲線及電路模型示意圖(負載電路說明：將負載分段串聯接入電路，在每段負載上并聯閉合開關，在指定時刻打開開關)如圖3所示。

圖3 動態(tài)負載Fig.3 Dynamic load

單一模塊正常工作電路波形分析如圖4所示。圖4(a)為單一電源模塊電流波形，圖中IMS為電源模塊的輸出電流；ITS為通過晶閘管的電流；IDS為通過續(xù)流電路的電流。圖4(b)為單一電源模塊儲能電容器放電電壓波形。

圖4 電一電源模塊工作輸出波形Fig.4 Output waveform of single power supply module

建立多模塊電容型脈沖電源結構如圖5所示。

圖5 多模塊電源電路模型示意圖Fig.5 Schematic diagram of multi-module power supply circuit model

圖5中，模塊總數為20，各單一模塊結構與圖2一致，多模塊的放電時序為：第1、第2模塊同步放電，第3～第20模塊以150 μs的時序間隔放電。其中負載部分采用動態(tài)變化電阻作為研究對象，負載部分電路模型示意圖如圖3所示。

多個模塊仿真后，輸出電流波形如圖6所示，從圖中可以看出各模塊之間的疊加現象，以及電流波形的“平臺現象”。相比于恒定負載的電路仿真圖，采用動態(tài)負載的電路仿真結果，與實測電磁炮發(fā)射過程中的電流輸出波形更加近似，說明了本文在采用動態(tài)負載后的仿真結果可信度更高。

圖6 多模塊電源工作電流波形Fig.6 Multi-module power supply working current waveform

2 分布式脈沖電源系統(tǒng)沖擊特性分析

在實際應用中高壓硅堆會有損壞的情況，對于硅堆損壞，通常是因為結溫過高引起的。結溫過高的主要原因有：1)反向電壓(或dU/dt)過高超出允許值，反向耗散功率過大，即反向過壓熱擊穿；2)正向電流(di/dt)過高超出允許值，導通狀態(tài)下損耗過大，即正向過流燒毀。圖7為晶閘管兩端的電壓差值。

圖7 晶閘管兩端電壓差Fig.7 Voltage between two ends of thyristor

通過對單個電源電容輸出電壓的分析，可以得到在閘管截止時刻，晶閘管所承受的最大反向電壓上升率可達dU/dt=8.75×109V/s，這會造成晶閘管承受反向電壓上升率過高而引起反向過壓熱擊穿，造成晶閘管故障。

當晶閘管發(fā)生擊穿短路故障時，晶閘管失去了應有的開關作用，此時電路結構符合電阻- 電感- 電容振蕩電路，固有頻率ω0和阻尼比ξ分別為

(4)

式中：L、C、R分別電路中的總電感、總電容和總電阻。

在本文的仿真過程中，假設t=0 ms時刻，晶閘管發(fā)生擊穿短路故障。此時發(fā)生晶閘管擊穿短路的模塊的輸出波形應為振蕩波形如圖8所示。

圖8 晶閘管故障后輸出Fig.8 Output waveform after thyristor breakdown

圖8(a)為晶閘管發(fā)生擊穿短路故障后，故障模塊的輸出波形，其中IMS1為該模塊的輸出電流，IDS1為通過續(xù)流二極管的電流，ITS1為通過晶閘管的電流。圖8(b)為發(fā)生擊穿短路故障后故障模塊的電容器電壓輸出波形。圖8(c)為發(fā)生擊穿短路故障后多個模塊的總輸出電流波形。

在實際使用中調波電感往往會因為器件參數不達標，或者散熱能力較差等原因，引發(fā)故障。當調波電感發(fā)生擊穿故障時，此時調波電感擊穿，電感值變小，所以電磁炮電源工作的第2階段，即調波電感儲能后，經由負載和續(xù)流電路放電階段會有較大影響。因為調波電感電感值的下降，調波電感的儲能能力變弱，所以該模塊的輸出主要是由電源第1階段工作造成，因此發(fā)生調波電感擊穿故障后，故障模塊的輸出電流波形與電容器的輸出電流波形相近。且因為電感值的降低，根據(4)式可以得出電容器輸出電流脈寬會變小，即故障模塊的輸出電流脈寬會變小。

在本文仿真過程中，假設調波電感發(fā)生故障后，由原來的20 μH變?yōu)? μH，得到故障模塊的輸出波形如圖9所示。

圖9 調波電感故障后輸出電流Fig.9 Output current waveform after inductance breakdown

圖9(a)為調波電感發(fā)生故障后，故障模塊的輸出波形，其中IMS2為該模塊的輸出電流，IDS2為通過續(xù)流二極管的電流，ITS2為通過調波電感的電流。

3 沖擊特性實驗

為驗證仿真結果的準確性，必須進行對照實驗。實驗系統(tǒng)采用的是由南京理工大學瞬態(tài)物理國家重點實驗室牽頭組建的13 MJ電容儲能式電磁發(fā)射脈沖電源。該系統(tǒng)由220個模塊單元組成，工作電壓10 kV，最大峰值電流超過6 MA. 13 MJ電容儲能式電磁發(fā)射脈沖電源采用矩陣式管理模塊，將電源模塊分為11組，每組有20個電源模塊。每個模塊為50 kJ脈沖電源模塊[11]。

電磁炮電源實驗系統(tǒng)在正常工作和發(fā)生故障后的實際表現如圖10～圖13所示。

圖10 實測單一模塊輸出Fig.10 Measured single module output waveform

圖11 實測總電源系統(tǒng)輸出電流Fig.11 Measured output current waveform of power supply system

圖12 實測晶閘管故障后輸出Fig.12 Measured output waveform after thyristor breakdown

圖12(a)為實測晶閘管發(fā)生擊穿短路故障后，故障模塊的輸出波形，其中IME1為該模塊的輸出電流，IDE1為通過續(xù)流二極管的電流波形，ITE1為通過晶閘管的電流波形；圖12(b)為發(fā)生擊穿短路故障后，故障模塊的電容器電壓輸出波形。

圖13 實測調波電感故障電流輸出Fig.13 Measured output current waveform after inductor breakdown

圖13為實測調波電感發(fā)生故障后，故障模塊的輸出波形，其中IME2為該模塊的輸出電流，ITE2為通過調波電感的電流波形。

4 實驗結果分析

從單一模塊正常工作情況下的實驗結果(見圖10)與仿真結果(見圖4)的對比可以看出：實測單個模塊的最高輸出電流為64 kA，仿真結果與實測結果相比略高為65 kA，這是由于在實際連接線纜中存在雜散電感和雜散電阻導致的[11]；實測單個模塊正向輸出最高電壓為10 kV，反向最高電壓為1 kV，仿真結果與實測結果相比十分吻合。

將正常工作情況下輸出電流的實驗結果(見圖11)與仿真結果(見圖6)進行對比，可以看出：實測分布式電源系統(tǒng)總輸出電流波形為“平臺”波形，電流最高值為200 kA，“平臺”寬度約為2 ms，與仿真結果進行對比可以發(fā)現，輸出電流波形和“平臺”波形寬度與實測波形十分吻合，由此可以看出，使用動態(tài)負載后的電路仿真結果，可信度更高。輸出電流值大于實測電流，這是由于實測中連接線纜中存在的雜散電感和雜散電阻造成的。

從晶閘管發(fā)生擊穿短路故障后的實驗結果(見圖12)與仿真結果(見圖8)的對比可以看出：實測晶閘管擊穿短路故障后，儲能電容器輸出電壓、電流，故障模塊輸出電流，續(xù)流電路輸出電流波形，均為振蕩波形；仿真結果波形與實測結果波形對比較為吻合。

調波電感發(fā)生擊穿故障后的實驗結果表明，在調波電感發(fā)生擊穿故障后，故障模塊的輸出電流波形脈寬與電容器的輸出電流波形脈寬相近，仿真結果(見圖9(a))也表明故障模塊輸出波形脈寬與電容器的輸出電流波形脈寬相近，且脈寬寬度與實驗結果相近均在0.3 ms左右。

從圖8(c)仿真結果可以看出，在單個模塊發(fā)生晶閘管擊穿短路的情況下，短路時刻會對整體輸出電流波形造成影響，但是對整體的發(fā)射效率影響并不明顯。

從圖9(b)仿真結果可以看出，在單個模塊發(fā)生調波電感擊穿的情況下，故障模塊觸發(fā)時刻對整體輸出電流波形有十分明顯的影響，此刻總體輸出電流值會高于正常值20%. 之后由于故障模塊輸出波形寬度變小，后續(xù)模塊的疊加電流低于正常值，且總輸出電流波形中存在電流下降的過程，電磁炮的整體發(fā)射效率會低于正常發(fā)射效率。

通過實驗結果與仿真結果的對比可以看出，仿真結果與實驗結果較為吻合，證明了仿真結果的可靠性。

5 結論

通過上述的分析仿真和實驗結果可以得到以下結論：

1)在單一模塊晶閘管發(fā)生擊穿短路故障后，晶閘管失去開關作用，電容器的輸出為振蕩電流和振蕩電壓，反向電壓最高值可達5～6 kV，這會嚴重影響反向電壓承受能力較弱的儲能電容器，影響其使用壽命，甚至造成破壞；

2)在單一模塊調波電感發(fā)生擊穿故障后，調波電感失去對電源輸出波形的整形能力，使得電源模塊難以得到理想的脈沖輸出波形；而且調波電感發(fā)生故障后，故障模塊的輸出電流會嚴重高于正常輸出電流，最高輸出電流可達120 kA，近似正常輸出電流最高值的2倍，輸出電流的上升時間約為正常工作情況下的1/2，這會使得電流通過晶閘管的di/dt增大，對于模塊中的晶閘管器件有較大影響，有可能造成高壓硅堆的正向過流燒毀。

3)從上述的分析和結果來看，分布式脈沖電源系統(tǒng)的沖擊特性會對電源系統(tǒng)造成嚴重破壞，所以對于分布式脈沖電源系統(tǒng)關鍵部件的保護是十分必要的。對于晶閘管可以采用動態(tài)和靜態(tài)均壓電路以限制晶閘管出現過電壓的情況，采用合理數值電感的脈沖電感以限制電流上升率di/dt和脈沖峰值電流，設計合理的散熱器以保證晶閘管工作在適宜的溫度范圍內。對于脈沖電感器，應當適當提高電感器的設計參數，增強電感器對過電壓和過電流的耐性，并設計合理的散熱裝置，確保電感器不會因為過電壓、過電流或者是高溫而產生擊穿故障。

本文通過對電磁炮電源系統(tǒng)在關鍵部件失效后的工作特性進行分析，獲得了分布式脈沖電源系統(tǒng)的沖擊特性模型，所得結論可以為今后電磁炮分布式脈沖電源系統(tǒng)的設計提供參考。

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Analysis of Impinging Characteristic of Distributed Power Supply Systemduring Launching of Electromagnetic Rail-gun

ZHANG Miao, SHEN Na， TIAN Hui

(State Key Laboratory of Transient Physics，Nanjing University of Science and Technology，Nanjing 210094， Jiangsu, China)

During the launching of electromagnetic rail-gun, the distributed power supply system would suffer more than 30 kA pulse current and more than 5 kV pulse voltage within 2 ms, which has great effect on the critical components of power supply system. Research on the impinging characteristic of distributed power supply system during the launching of electromagnetic rail-gun is very important. A distributed pulse power supply system model with dynamic load variation is established. The impinging characteristics of the distributed pulse power supply system and its working characteristics after the failure of critical components are simulated using Pspice software, and the analysis results are compared with the experimental results. The results show that, during the launching of electromagnetic rail-gun, the capacitor bank of distributed power supply system would suffer large reverse current and reverse voltage after thyristor breakdown, which causes serious damage to the capacitor bank. After the wave modulated inductance is breakdown, the output waveform pulse width of fault module is similar to the output waveform of capacitor bank, and it causes the pulse width of output waveform decrease peak value increase(di/dtof current that though the thyristor increase), it may cause the high voltage silicon rectifier stack of thyristor positive flow burned. The simulated results are in good agreement with the experimental results, which proves that the power model of electromagnetic rail gun is very close to the practical model, and the result is more accurate and credible.

ordnance science and technology; electromagnetic rail-gun; distributed power supply system; dynamic load; impingement characteristic

2016-08-01

武器裝備預先研究項目(9140C300106150C30001)； 中央高校基本科研業(yè)務費專項項目(30915011334)

張淼(1990—)， 男， 碩士研究生。 E-mail: 348603088@qq.com

沈娜(1979—)， 女， 副研究員， 碩士生導師。 E-mail: snbox@njust.edu.cn

TJ866

A

1000-1093(2017)05-0859-08

10.3969/j.issn.1000-1093.2017.05.004