一種基于反向消弧的電磁發(fā)射膛口電弧抑制方案

楊帆　陳麗艷　韓潔

摘 要：針對膛口電弧導(dǎo)致的膛口軌道燒蝕和系統(tǒng)的初速精度問題，提出了一種基于反向消弧電源的膛口電弧抑制方案。以固體電樞為研究對象，利用Pspice軟件建立了含有反向消弧電源的電磁軌道發(fā)射系統(tǒng)的仿真模型，通過仿真模擬實(shí)現(xiàn)了正向驅(qū)動電流與反向消弧電流的匹配，將仿真結(jié)果運(yùn)用于試驗(yàn)研究當(dāng)中，試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果一致性較好。分析結(jié)果表明，合理匹配正向驅(qū)動電流和反向消弧電流的時序和大小，有助于實(shí)現(xiàn)對膛口電弧的有效抑制和電樞的初速精度的提高。

關(guān)鍵詞：電磁發(fā)射；膛口電??；反向消弧；初速精度

中圖分類號：TM15 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A 文章編號：2095-2945（2018）20-0009-04

Abstract： In view of the problem of muzzle track ablation caused by muzzle arc and the accuracy of initial velocity of the system， a muzzle arc suppression scheme based on reverse arc suppression power supply is proposed. Taking the solid armature as the research object， the simulation model of electromagnetic orbit launching system with reverse arc suppression power supply is established using Pspice software. Through simulation， the matching between forward driving current and reverse arc suppression current is realized. The simulation results are applied to the experimental study， and the experimental results are in good agreement with the simulation results. The results show that the rational matching of the timing and size of the forward drive current and the reverse arc suppression current can help to effectively suppress the muzzle arc and improve the initial speed accuracy of the armature.

Keywords： electromagnetic emission； muzzle arc； reverse arc suppression； initial velocity accuracy

1 概述

在固體電樞電磁軌道發(fā)射過程中，電樞出膛時電樞與軌道之間的間隙發(fā)生突變，由緊密接觸突變成電弧接觸，電樞出膛時將在膛口形成膛口電弧。

產(chǎn)生的膛口電弧一般會隨機(jī)影響電樞出膛速度，降低初速精度。因此，如何有效抑制甚至消除膛口電弧，成為提升電磁軌道發(fā)射系統(tǒng)綜合發(fā)射性能的關(guān)鍵。

膛口電弧的抑制或消除通常采用旁路消弧方式，即用消弧組件與電樞并聯(lián)在接近膛口處的某一位置，當(dāng)電樞運(yùn)動至膛口出現(xiàn)接觸阻抗突變時，大部分電流分流至旁路，只有少部分剩余電流從主電路流過，從而使得電樞出膛時電弧減小，實(shí)現(xiàn)電弧抑制。但旁路消弧組件的電氣參數(shù)一經(jīng)確定，其回路阻抗為一定值，無法有效匹配不同大小的剩余電流及其產(chǎn)生的膛口電弧，也就無法實(shí)現(xiàn)有效抑制。本文采用基于反向消弧電源的電弧抑制設(shè)計(jì)方案，即將消弧電源串入發(fā)射主回路，在電磁發(fā)射過程中，通過判定膛內(nèi)電樞運(yùn)行時間確定是否啟動反向消弧電源，利用反向消弧電流與主回路驅(qū)動電流的抵消作用，降低出膛時的剩余電流，從而達(dá)到消弧的目的。該方案中反向消弧電源的放電電壓和延時可根據(jù)主回路的電壓等級及出膛時刻進(jìn)行靈活調(diào)節(jié)，實(shí)現(xiàn)消弧過程的合理匹配，有效抑制膛口電弧。

2 膛口電弧抑制綜合試驗(yàn)平臺

膛口電弧抑制試驗(yàn)在電磁發(fā)射綜合試驗(yàn)平臺上進(jìn)行，主要組成如圖1所示：

電磁發(fā)射綜合試驗(yàn)平臺主要包括電源模塊，串聯(lián)增強(qiáng)型發(fā)射器，充電模塊，自動供輸彈單元，綜合測量單元（含膛口電壓測量，剩余電流測量等），雙光幕測速單元等部件。串聯(lián)增強(qiáng)型發(fā)射器的有效長度為1700mm，發(fā)射器采用類圓膛設(shè)計(jì)，尺寸為Φ12.7mm，發(fā)射器內(nèi)軌采用銅基合金材料，提高耐燒蝕和摩擦磨損強(qiáng)度，增強(qiáng)外軌采用純銅材料，提高導(dǎo)電效率，電樞材料為鋁合金材料（Al6061），電樞為“C”型結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，質(zhì)量根據(jù)尺寸區(qū)別有所不同，一般為6～10g，80kJ電源由5個模塊組成，單模塊電容容量為5120？滋F，調(diào)波電感為1.5？滋H，最高運(yùn)行電壓為2.5kV，發(fā)射時軌道可實(shí)現(xiàn)的電流峰值范圍為200～250kA，膛口串入的反向消弧電源的各項(xiàng)參數(shù)與主回路單模塊電源相同，電磁軌道發(fā)射綜合試驗(yàn)平臺的主要參數(shù)如表1所示：

表1 電磁軌道發(fā)射綜合試驗(yàn)平臺的主要參數(shù)

3 發(fā)射過程仿真分析

3.1 仿真模型

參照綜合試驗(yàn)平臺的相關(guān)參數(shù)，利用Pspice軟件建立了全系統(tǒng)電路仿真模型，其單模塊PFU單元主要由高儲能密度電容器C1，晶閘管開關(guān)T1、crowbar二極管開關(guān)D1和調(diào)波電感L1，以及其他雜散電阻和雜散電感等組成，反向消弧電源與主電路電源形式相同，只是放電形式為反向放電，形成反向電流，且其觸發(fā)放電時刻較主回路延時900～1200？滋s（根據(jù)電樞膛內(nèi)運(yùn)行時間進(jìn)行匹配），單模塊PFU單元的電路模型如圖2所示：

將多模塊電源并聯(lián)形成電源并聯(lián)回路，再構(gòu)建彈丸受力加速的動力學(xué)和運(yùn)動學(xué)方程求解電路，集成為運(yùn)動解耦運(yùn)算模塊（如圖3所示）與電源并聯(lián)回路連接，依據(jù)綜合試驗(yàn)平臺的相關(guān)參數(shù)對電路模型的各參數(shù)進(jìn)行設(shè)置，形成電磁發(fā)射系統(tǒng)發(fā)射過程仿真模型。

3.2 仿真分析

利用建立的仿真模型進(jìn)行了仿真。其仿真的基本工作原理為：利用電源并聯(lián)回路的各模塊電源同時正向?qū)ǚ烹姡?qū)動部分串聯(lián)增強(qiáng)型電磁軌道炮的電樞運(yùn)動，然后運(yùn)動解耦運(yùn)算模塊中的求解電路對發(fā)射初速，放電電流和運(yùn)動距離進(jìn)行求解。共進(jìn)行2組對比仿真，第一組仿真的充電電壓為1800V，第一次仿真只導(dǎo)通正向回路，不導(dǎo)通反向消弧回路；第二次仿真中在電樞即將出膛時導(dǎo)通反向消弧回路，利用反向消弧電流對正向剩余電流進(jìn)行抵消，最后將兩次仿真結(jié)果進(jìn)行對比，驗(yàn)證反向消弧電路的消弧效果。第二組仿真與第一組類似，只是將充電電壓提升至2000V，相應(yīng)提升反向消弧電壓。

參照前期試驗(yàn)結(jié)果，第一組仿真設(shè)置電源回路正向觸發(fā)放電的充電電壓為1800V，電樞質(zhì)量為6g，不觸發(fā)反向消弧電源，發(fā)射器長度為1.7m，出膛速度預(yù)定值為1550m/s。其仿真波形如圖4所示：

從圖中可以看出，單模塊電流峰值為37.63kA，上升時間為223.7？滋s，電樞出膛時間為1409？滋s，發(fā)射初速為1549.8m/s，出膛時剩余電流為2.36kA，相關(guān)數(shù)據(jù)與實(shí)際試驗(yàn)結(jié)果基本相符。

串入反向消弧電源的仿真參數(shù)如下：根據(jù)第一次仿真的剩余電流大小，設(shè)置反向消弧電源的放電電壓為1000V，觸發(fā)延時為1200？滋s，其他各參數(shù)與第一次仿真完全相同，其仿真波形如圖5所示。

由圖中可以看出，反向消弧電源在設(shè)定的延時時刻開始放電，且電流方向與主回路反向，從反向消弧電源放電時刻起，正向主回路各單模塊放電電流波形的斜率出現(xiàn)了突變，正向電流急劇下降，待出膛時刻主回路各單模塊電源正向電流降至0kA，說明反向消弧電源的反向電流與正向電流相互抵消，實(shí)現(xiàn)了對膛口電弧的有效抑制。

第二組仿真與第一組參數(shù)設(shè)置類似，只是將主回路充電電壓提升至2000V，其不串入反向消弧電源的仿真波形如圖6所示。

從圖6中可以看出，單模塊電流峰值為41.27kA，上升時間為220.4？滋s，電樞出膛時間為1234？滋s，發(fā)射初速為1819.7m/s，出膛時剩余電流為3.13kA，相關(guān)數(shù)據(jù)與實(shí)際試驗(yàn)結(jié)果基本相符。

串入反向消弧電源的仿真參數(shù)如下：根據(jù)第一次仿真的剩余電流大小，設(shè)置反向消弧電源的放電電壓為1400V，觸發(fā)延時為1000？滋s，其他各參數(shù)與第一次仿真完全相同，其仿真波形如圖7所示。

由圖中可以看出，反向消弧電源依然在設(shè)定的延時時刻放電，且正向主回路單模塊放電電流波形的斜率出現(xiàn)了突變，正向電流急劇下降，待出膛時刻主回路各單模塊電源正向電流降至0kA，同樣說明反向消弧電源實(shí)現(xiàn)了對膛口電弧的有效抑制，同時證明了反向消弧電壓可根據(jù)主回路電壓的不同等級可進(jìn)行靈活調(diào)節(jié)和合理匹配。

4 反向消弧試驗(yàn)

4.1 消弧電源連接方式與試驗(yàn)方法

反向消弧電源連接方式如圖8所示。

左部為主回路電源模塊，采用負(fù)高壓多電源并聯(lián)方式，為電樞提供正向驅(qū)動力；右部為反向消弧電源，采用正高壓單電源方式，消弧電源正高壓輸出端經(jīng)過發(fā)射器與主回路模塊負(fù)高壓輸出端連接在一起。消弧電源低壓輸出端經(jīng)過發(fā)射器與主回路模塊低壓輸出端連接在一起，并通過發(fā)射器單點(diǎn)接地。當(dāng)正向主回路觸發(fā)放電時，反向消弧電路延時觸發(fā)放電，其放電回路均經(jīng)過膛內(nèi)電樞，并因電流方向相反而相互抵消。

試驗(yàn)分為兩組進(jìn)行，每組12發(fā)電樞進(jìn)行發(fā)射試驗(yàn)，第一組試驗(yàn)充電電壓為2000V，前6發(fā)試驗(yàn)不在發(fā)射主回路添加反向消弧裝置，后6發(fā)試驗(yàn)將反向消弧裝置串入發(fā)射主回路，對12發(fā)試驗(yàn)?zāi)硢未卧囼?yàn)的單模塊主回路放電電流波形進(jìn)行對比，并分組統(tǒng)計(jì)12發(fā)試驗(yàn)的發(fā)射初速誤差，驗(yàn)證反向消弧裝置對膛口電弧抑制的有效性。第二組試驗(yàn)與第一組類似，只是將充電電壓提升至2300V，在驗(yàn)證反向消弧裝置對膛口電弧抑制的有效性的同時，也驗(yàn)證了反向消弧電壓可以針對主回路電壓的不同等級進(jìn)行靈活調(diào)節(jié)和合理匹配。

4.2 試驗(yàn)結(jié)果對比分析

第一組試驗(yàn)中單次的放電電流波形（5模塊總電流）局部對比如圖10所示：

從圖中可以看出，未加反向消弧裝置的主回路電源的放電電流波形在即將出膛時刻較為平滑，斜率未出現(xiàn)突變，且在出膛時刻仍存在剩余電流，幅值約為10kA（5模塊總電流）；而串入反向消弧裝置的主回路電源的放電電流波形受到反向消弧電流的影響，斜率出現(xiàn)突變，且在出膛時刻的剩余電流幾乎為0，驗(yàn)證了反向消弧裝置對膛口電弧抑制的有效性。

12發(fā)實(shí)驗(yàn)各6次的膛口初速統(tǒng)計(jì)如圖11和圖12所示。

對圖中各組試驗(yàn)的初速數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)得出，未加入反向消弧裝置的6次初速的初速誤差為14‰，串入反向消弧裝置的6次初速的初速誤差為1.71‰，從而證明了反向消弧裝置在抑制膛口電弧的同時，也有效提升了電樞的初速精度。

第二組試驗(yàn)的單次的放電電流波形與第一組類似，在此不再贅述，發(fā)射初速對比分別如圖13和圖14所示：

圖13 第二組試驗(yàn)未加反向消弧裝置的6次初速

圖中未加入反向消弧裝置的6次初速的初速誤差為11‰，串入反向消弧裝置的6次初速的初速誤差為1.82‰，同樣驗(yàn)證了反向消弧電源對抑制膛口電弧，提高初速精度的有效性，同時也驗(yàn)證了反向消弧電壓可以針對主回路電壓的不同等級進(jìn)行靈活調(diào)節(jié)和合理匹配。

5 結(jié)束語

本文利用反向消弧電源通過與晶閘管串并電氣結(jié)構(gòu)與發(fā)射器相連，并在主回路導(dǎo)通后通過延時觸發(fā)反向消弧電源使得電樞出膛前反向消弧電流與主回路電流的抵消，達(dá)到對膛口電弧有效抑制的目的。首先通過仿真分析了反向消弧電源與主回路電源放電電流相互抵消的可行性，隨后通過兩組對比發(fā)射試驗(yàn)驗(yàn)證了基于反向消弧電源的膛口電弧抑制方案的有效性，且通過試驗(yàn)數(shù)據(jù)證明該膛口電弧抑制方案不僅有效抑制了膛口電弧，還間接提高了膛口初速精度，同時反向消弧電壓可根據(jù)主回路電壓的不同電壓等級進(jìn)行靈活調(diào)節(jié)和合理匹配。

參考文獻(xiàn)：

[1]Parker V，evinson S J L.Muzzle arc control using an inductive shunt [J].IEEE Ransactions on Magnetics，1997（33）：594-598.

[2]Bernardes J S，Lacava G P.Analysis of a railgun capacitor-muzzle-shunt energy recovery scheme [J].Power ModulatorSymposium，2002，30（6）：347-350.

[3]Song S Y，Cheng C. Measurement of solid armature's in-bore velocity using B-dot probes in a series augmented railgun[J]. IEEE Trans Plasma Sci，2015，43（5）：1310-1315.

[4]胡玉偉.電磁軌道炮系統(tǒng)的建模與仿真[D].哈爾濱：哈爾濱工業(yè)大學(xué)，2007.

[5]楊玉東，王建新，薛文.軌道炮動態(tài)負(fù)載特性的分析與仿真[J].兵工學(xué)報(bào)，2010，31（8）：1026-1031.

[6]關(guān)永超，計(jì)策，衛(wèi)兵，等.電磁軌道發(fā)射裝置隔離式分壓器[J].強(qiáng)激光與粒子束，2012，24（4）：793-796.