楊 丹，袁偉群，趙 瑩，陳 允，王咸斌，嚴(yán) 萍

(1.中國科學(xué)院電工研究所，北京100190;2.中國科學(xué)院大學(xué)，北京100190;3.中國科學(xué)院電力電子與電氣驅(qū)動(dòng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京100190)

1 引言

把物體加速到越來越高的速度一直是人類長期追求的目標(biāo)。目前，電磁軌道發(fā)射技術(shù)因?yàn)樵诙虝r(shí)間內(nèi)可以得到很高的初速、很大的動(dòng)能，并能精確控制狀態(tài)等優(yōu)點(diǎn)引起了各軍事強(qiáng)國的廣泛研究［1］。電磁軌道發(fā)射器的壽命是制約電磁軌道發(fā)射技術(shù)應(yīng)用的一大障礙。為了提高發(fā)射器壽命，電樞和軌道之間良好的電接觸性能一直是非常重要的研究方面。刨削是發(fā)生在高速滑動(dòng)過程中軌道表面的毀壞現(xiàn)象，呈水滴狀［2］，如圖1所示。其形成過程是一種粘性發(fā)射和類似流體的混合行為，有極大的塑性變形、微觀和宏觀波的形成。刨削坑的表面有細(xì)密的顆粒結(jié)構(gòu)、微裂紋和熱塑性變形。一旦軌道發(fā)生刨削缺陷就會(huì)影響發(fā)射器的發(fā)射速度，降低發(fā)射器壽命，嚴(yán)重時(shí)軌道被廢棄。因此避免刨削的形成，有助于發(fā)射器壽命的提高。

關(guān)于刨削的成因，國內(nèi)外有很多假說。David J.Lair認(rèn)為刨削是由于軌道表面的微觀缺陷(不管是預(yù)先存在的還是碰撞引起的)使得導(dǎo)軌表面有微小的突起，這造成了一個(gè)小范圍內(nèi)軌道和電樞的高速碰撞，碰撞的力足夠大以至于材料出現(xiàn)了類似流體的行為，最終使得軌道表面產(chǎn)生塑性變形，形成刨削［3］。而Stefani和Parker則認(rèn)為刨削是由于軌道和電樞之間的沖擊應(yīng)力大于軌道材料的硬度［4］。T.J.Watt認(rèn)為刨削是一種亞穩(wěn)態(tài)現(xiàn)象，需要一定的干擾使之完全失穩(wěn)，而軌道中傳播的彎曲波和瑞利翼散波是形成刨削的干擾源［5］。

圖1 軌道炮導(dǎo)軌上一個(gè)典型的刨削坑Fig.1 Typical gouge seen in railgun

在可拆卸的實(shí)驗(yàn)型發(fā)射器上發(fā)現(xiàn)，刨削現(xiàn)象和發(fā)射器的固定形式有關(guān)，上述刨削過程描述基于理論分析和仿真計(jì)算，各有各的合理之處，但是計(jì)算發(fā)現(xiàn)了導(dǎo)軌結(jié)構(gòu)剛度系數(shù)的不均勻性和周期變化規(guī)律，基于可以方便拆卸和更換組件的試驗(yàn)型發(fā)射器，對(duì)不同材料的軌道進(jìn)行發(fā)射試驗(yàn)，研究發(fā)現(xiàn)刨削現(xiàn)象的出現(xiàn)與結(jié)構(gòu)有關(guān)，結(jié)構(gòu)剛度系數(shù)與刨削之間存在內(nèi)在聯(lián)系。

2 試驗(yàn)型電磁軌道發(fā)射器

本研究在1MJ模塊化電流源為能源系統(tǒng)的電磁發(fā)射研究平臺(tái)完成，使用的發(fā)射器身管總長為890mm，口徑為10mm×10mm的方口徑，其身管截面如圖2所示。為了便于拆卸，身管由上下兩部分構(gòu)成，包括上下夾板、左右支撐板、導(dǎo)軌、彈墊，并通過螺釘連接固定。

圖2 身管截面圖Fig.2 Cross section of barrel

3 結(jié)構(gòu)剛度系數(shù)的仿真計(jì)算

為了便于研究，定義外施應(yīng)力與相應(yīng)方向上的位移的商為本文中的結(jié)構(gòu)剛度系數(shù)，此結(jié)構(gòu)剛度系數(shù)能夠反應(yīng)材料和結(jié)構(gòu)的變形難易程度，結(jié)構(gòu)剛度系數(shù)越大，則變形越困難。通過計(jì)算軌道體系結(jié)構(gòu)中不同部位在相同外施應(yīng)力條件下的形變，發(fā)現(xiàn)由于結(jié)構(gòu)的特點(diǎn)，軌道各個(gè)部分的形變是不同的。

為了仿真不同壓強(qiáng)下導(dǎo)軌各處的結(jié)構(gòu)剛度系數(shù)，本文使用ANSYS建立了身管四分之一模型，如圖3所示。螺栓A1的材料為鋼，上蓋A2、隔板A3的材料為環(huán)氧樹脂，上導(dǎo)軌A4為銅。電流分布范圍為100～200kA，由此計(jì)算得到導(dǎo)軌壓強(qiáng)分布范圍為10～90MPa。螺栓預(yù)緊扭矩采用70N·m。

以電流推算導(dǎo)軌壓強(qiáng)為50MPa為例，通過在兩個(gè)螺栓之間的導(dǎo)軌上均勻選取22個(gè)點(diǎn)，得到不同位置處的導(dǎo)軌變形和結(jié)構(gòu)剛度系數(shù)，如圖4和圖5所示。

圖3 用ANSYS建立身管四分之一模型Fig.3 Establishment of a quarter of barrel model using ANSYS

圖4 導(dǎo)軌壓強(qiáng)為50 MPa時(shí)兩螺栓之間導(dǎo)軌的變形分布Fig.4 Deformation distribution of rail between adjacent bolts when rail pressure is 50 MPa

由圖4可以看出，在一定的導(dǎo)軌壓強(qiáng)下，兩相鄰螺栓間導(dǎo)軌的變形呈中間大兩邊小的分布趨勢，最小變形為81.40μm，最大變形為107.90μm，相差22.6μm。由圖5可以看出，兩相鄰螺栓間導(dǎo)軌的結(jié)構(gòu)剛度系數(shù)呈中間小兩邊大的分布趨勢，最小結(jié)構(gòu)剛度系數(shù)為4.63×1011N/m3，最大結(jié)構(gòu)剛度系數(shù)為6.14×1011N/m3。螺栓處和螺栓之間中心處導(dǎo)軌的結(jié)構(gòu)剛度系數(shù)差別很大，造成了22.6μm的變形差異，考慮到身管的對(duì)稱結(jié)構(gòu)，電樞通過螺栓過程中在不同位置處可以達(dá)到45.6μm的變形差異。

圖5 導(dǎo)軌壓強(qiáng)為50 MPa時(shí)兩螺栓之間導(dǎo)軌的結(jié)構(gòu)剛度系數(shù)分布Fig.5 Stiffness coefficient distribution of rail between adjacent bolts when rail pressure is 50 MPa

假設(shè)發(fā)射器電流在100～200kA范圍內(nèi)，可以計(jì)算出導(dǎo)軌壓強(qiáng)在10～90MPa之間分布。將該壓強(qiáng)范圍劃分為9個(gè)等級(jí)可以得到類似的導(dǎo)軌變形分布和結(jié)構(gòu)剛度系數(shù)分布曲線，如圖6和圖7所示。可見，隨著導(dǎo)軌壓強(qiáng)增大，螺栓和螺栓中間處導(dǎo)軌的變形差逐漸增大。導(dǎo)軌壓強(qiáng)每增加10MPa，該變形差增加5μm，考慮到對(duì)稱結(jié)構(gòu)，實(shí)際總變形差增加到10μm，可見這是一個(gè)不可忽略的量。

圖6 導(dǎo)軌壓強(qiáng)為10～90 MPa兩螺栓之間導(dǎo)軌的位移分布Fig.6 Deformation distribution of rail between adjacent bolts when rail pressure is 10～90 MPa

對(duì)于不同導(dǎo)軌壓強(qiáng)下導(dǎo)軌的結(jié)構(gòu)剛度系數(shù)來說，10 MPa時(shí)的結(jié)構(gòu)剛度系數(shù)明顯偏大，隨著導(dǎo)軌壓強(qiáng)的增加，結(jié)構(gòu)剛度系數(shù)的變化趨于緩和。

圖7 導(dǎo)軌壓強(qiáng)為10～90 MPa兩螺栓之間導(dǎo)軌的結(jié)構(gòu)剛度系數(shù)分布Fig.7 Stiffness coefficient distribution of rail between adjacent bolts when rail pressure is 10～90 MPa

4 試驗(yàn)與分析

研究小組對(duì)紫銅、黃銅和鋁導(dǎo)軌分別做了發(fā)射試驗(yàn)［7］，發(fā)現(xiàn)了刨削坑現(xiàn)象，通過對(duì)刨削坑的位置和螺栓的位置關(guān)系進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，可以得到如圖7～9所示的結(jié)論。圖8～圖10為導(dǎo)軌上刨削坑分布的位置圖，其位置和大小均在圖中標(biāo)示(位置單位cm)，其中大刨削坑指長度為20 mm，中刨削坑長度為10 mm，小刨削坑長度為5 mm。黑色豎線處有螺栓分布。

由圖10可以發(fā)現(xiàn)一個(gè)有趣的現(xiàn)象，絕大多數(shù)的刨削現(xiàn)象都出現(xiàn)在螺栓附近，統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)大于85%。在螺栓附近比較靠前的位置出現(xiàn)刨削坑的幾率比較大，統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)大于67.2%。

5 討論

由導(dǎo)軌的結(jié)構(gòu)剛度系數(shù)分布規(guī)律以及刨削坑在螺栓附近處出現(xiàn)的概率比較大的現(xiàn)象，可以推測出以下結(jié)論，刨削坑很大程度上是由于導(dǎo)軌的結(jié)構(gòu)剛度系數(shù)分布不均勻造成的。由于電樞有很大的預(yù)緊力，當(dāng)電樞位于如圖11所示位置時(shí)，電樞所在處導(dǎo)軌的結(jié)構(gòu)剛度系數(shù)較大，因此軌道的變形較大，電樞處于張開的狀態(tài)。當(dāng)電樞位于結(jié)構(gòu)剛度系數(shù)較小的圖12位置時(shí)，由于速度太大，來不及收縮，從而很容易在該處撞擊導(dǎo)軌形成刨削坑。這種刨削形成原因的假設(shè)，還將在以后的試驗(yàn)中進(jìn)行驗(yàn)證。

本研究支持了David J.Lair的理論，認(rèn)為刨削是由于小范圍內(nèi)軌道和電樞的高速碰撞引起的。David J.Lair強(qiáng)調(diào)引起碰撞的誘因是預(yù)先存在的或碰撞造成的表面突起。從仿真計(jì)算和實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)螺栓分布使得導(dǎo)軌表面各處的結(jié)構(gòu)剛度系數(shù)不同，從而嚴(yán)重影響著刨削現(xiàn)象的產(chǎn)生。

圖8 紫銅導(dǎo)軌刨削坑的位置和螺栓的位置關(guān)系Fig.8 Positional relationship between gouge and bolt on cooper rail

圖9 黃銅導(dǎo)軌刨削坑的位置和螺栓的位置關(guān)系Fig.9 Positional relationship between gouge and bolt on brass rail

圖10 鋁導(dǎo)軌刨削坑的位置和螺栓的位置關(guān)系Fig.10 Positional relationship between gouge and bolt on aluminum rail

圖11 電樞位于螺栓中心處的較大變形Fig.11 Armature with large deformation at center of rail between adjacent bolts

圖12 電樞位于螺栓處的較小變形Fig.12 Armature with small deformation at rail near bolt

6 結(jié)論

本文使用ANSYS軟件對(duì)一種長度為890 mm的10 mm×10 mm的小型方口徑發(fā)射裝置進(jìn)行仿真，得到了不同電樞壓強(qiáng)下的軌道的結(jié)構(gòu)剛度系數(shù)分布，并且對(duì)不同材料軌道的刨削位置情況進(jìn)行統(tǒng)計(jì)。仿真發(fā)現(xiàn)，發(fā)射器導(dǎo)軌的結(jié)構(gòu)剛度系數(shù)分布不均勻，無螺栓處結(jié)構(gòu)剛度系數(shù)小，有螺栓處結(jié)構(gòu)剛度系數(shù)大。在紫銅、黃銅和鋁導(dǎo)軌的不同發(fā)射試驗(yàn)中，均發(fā)現(xiàn)刨削坑很大程度集中在螺栓附近。因此，可以推測發(fā)射器導(dǎo)軌結(jié)構(gòu)剛度系數(shù)分布的不均勻性是刨削形成的誘因。本研究說明，利用系統(tǒng)結(jié)構(gòu)的優(yōu)化是控制和抑制刨削的手段之一，對(duì)電磁發(fā)射系統(tǒng)的設(shè)計(jì)提供了積極的參考。

［1］楊世榮，王瑩，徐海榮，等 (Yang Shirong，Wang Ying，Xu Hairong，et al.).電磁發(fā)射器的原理與應(yīng)用(Principle and applications of electromagnetic launchers)［J］.物理學(xué)和高新技術(shù) (Physics and High Technology)，2003，32(4):253-256.

［2］Persad C，Prabhu G，White G，et al.Characterization of hypervelocity gouge craters in rail conductors［J］.IEEE Trans.Magn.，1997，33(1):401-405.

［3］Laird D J，Palazotto A N.Effect of temperature on the process of hypervelocity gouging ［J］.AIAA J，2003，41(11):2251-2260.

［4］Stefani F，Parker J V.Experiments to measure gouging threshold velocity for various metals against copper［J］.IEEE Trans.Magn.，1999，35(1):312-316.

［5］Watt T J，Bourell D L.Sliding instabilities and hypervelocity gouging［J］.IEEE Transactions on Plasma Science，2011，39(1):162-167.

［6］陳允，袁偉群，嚴(yán)萍，等 (Chen Yun，Yuan Weiqun，Yan Ping，et al.).不同型號(hào)電樞發(fā)射性能的研究(Study on launching performance for different types of armature)［J］.電工電能新技術(shù) (Advanced Technology of Electrical Engineering and Energy)，2012，31(Supp1.):66-69.

［7］陳允 (Chen Yun).小口徑電磁軌道發(fā)射器滑動(dòng)電接觸的試驗(yàn)研究 (Experimental study of sliding contact in the small electromagnetic railgun)［D］.北京:中國科學(xué)院研究生院 (Beijing:Graduate University of Chinese Academy of Sciences)，2010.