李湘平 魯軍勇 張 曉 郭 赟 武文軒

基于NSGA-II的過載磁場發(fā)生器優(yōu)化設(shè)計

李湘平 魯軍勇 張 曉 郭 赟 武文軒

（海軍工程大學(xué) 艦船綜合電力技術(shù)國防科技重點實驗室 武漢 430033）

高過載和強磁場已成為電磁發(fā)射超高速彈丸的典型特點，為了突破彈載器件的抗高過載和抗強磁場性能，迫切需要對其發(fā)射環(huán)境模擬技術(shù)進行研究。該文采用電磁方式模擬高過載和強磁場環(huán)境，開展一體化高過載強磁場測試平臺的仿真研究，建立該平臺的過載和磁場解析模型，并進行模型驗證和平臺輸出能力的仿真。結(jié)果表明：采用多級電磁線圈方式模擬高過載和強磁場環(huán)境方案是可行的，平臺能夠輸出峰值過載大于3.3×104、大于2×104持續(xù)時間超過1.6ms的過載環(huán)境，以及峰值磁感應(yīng)強度大于7.0T、峰值磁場變化率大于4 262T/s、大于5T持續(xù)時間且超過10ms的磁場環(huán)境。研究成果有效彌補了現(xiàn)有模擬平臺不能滿足電磁發(fā)射環(huán)境過載和磁場要求的缺陷。

高過載 強磁場 模擬平臺 電磁發(fā)射 超高速彈丸

0 引言

隨著電磁軌道發(fā)射一體化彈丸研究的深入，國內(nèi)外在彈丸本體設(shè)計如一體化設(shè)計、氣動外形設(shè)計、結(jié)構(gòu)強度設(shè)計等方面逐步得到了突破和驗證[1]。然而彈載器件的選型設(shè)計、布局設(shè)計等尚未固化，究其原因在于發(fā)射過程中彈載器件經(jīng)歷了長時高過載和脈沖強磁場環(huán)境，引起制導(dǎo)控制系統(tǒng)失靈或早炸現(xiàn)象，現(xiàn)有的彈載器件不能滿足該使用環(huán)境要求[2-4]。因此，為了掌握器件在高過載和強磁場環(huán)境下的工作機理，突破彈載器件的抗高過載和抗強磁場技術(shù)，迫切需要開展電磁軌道發(fā)射彈丸過載和磁場特性及二者集成模擬方法研究。

目前高過載模擬方式有馬歇特錘擊、霍普金森桿、空氣炮和火炮發(fā)射等[5]，前兩者主要是利用沖量定理在短時間內(nèi)獲得較大過載，試驗時間較短和成本較低，但從原理上難以模擬電磁發(fā)射彈丸的長時高過載環(huán)境；空氣炮和火炮發(fā)射的峰值過載時間相對較長，但需要通過回收或遙測方式對器件進行性能檢測，時間、成本均相對較高，且要達到電磁發(fā)射超高速彈丸超過3×104的峰值過載需求存在一定的風(fēng)險[6]。

脈沖強磁場技術(shù)的主要難點表現(xiàn)為隨著所產(chǎn)生的磁場強度的逐步提高，對脈沖磁體（空心螺線管）的結(jié)構(gòu)強度、脈沖電源的功率和儲能密度等都提出了更高的要求。通過最近20年的發(fā)展，國內(nèi)外最高磁場強度已經(jīng)由70T左右發(fā)展到目前的100T，磁感應(yīng)強度波形也由以前單一的短脈沖發(fā)展到現(xiàn)在的長脈沖、平頂脈沖、長短合成脈沖等多種波形。但從目前公開的脈沖強磁場研究結(jié)果來看，用于生成脈沖強磁場的空心螺線管的孔徑尺寸大部分在10～30mm之間[7]，不能滿足電磁發(fā)射彈丸強磁場性能考核的尺寸要求。

綜上所述，目前尚無直接滿足電磁發(fā)射彈丸高過載和強磁場環(huán)境的模擬平臺。為了滿足這一要求，本文提出了一種利用同軸線圈同時產(chǎn)生高過載和強磁場的方案，在建立過載磁場發(fā)生器加速度和磁場解析計算模型的基礎(chǔ)上，基于遺傳算法建立了過載磁場發(fā)生器的優(yōu)化設(shè)計模型，實現(xiàn)了其優(yōu)化設(shè)計。

1 過載磁場發(fā)生器方案

1.1 結(jié)構(gòu)組成

一體化過載磁場發(fā)生器主要由脈沖功率電源、饋電及匯流裝置、線圈電感器、大功率晶閘管及金屬工裝組成，如圖1所示。其中脈沖功率電源用于獲得電感器需要的輸入電流，包含脈沖電源和控制系統(tǒng)，匯流與饋電裝置將脈沖成形網(wǎng)絡(luò)的輸出電流匯集到電感器上，控制系統(tǒng)通過控制脈沖電源大功率開關(guān)組件，實現(xiàn)過載和磁場特性的一次控制；電感器作為磁場輸出源；晶閘管用于控制線圈的切入，實現(xiàn)過載特性的二次控制；彈載器件工裝作為電磁力的承載體，帶動彈載器件往前加速，模擬高過載環(huán)境，且工裝內(nèi)部同時存在線圈電流和工裝內(nèi)部渦流產(chǎn)生的感應(yīng)磁場。

圖1 一體化過載磁場發(fā)生器總體組成結(jié)構(gòu)

1.2 拓撲結(jié)構(gòu)

線圈電感器的饋電方式有兩種：一種是線圈單獨饋電方式；另一種是并聯(lián)時序放電饋電方式。第一種具有結(jié)構(gòu)簡單的優(yōu)點但磁場波形不易控制，因而本文選擇第二種方式，圖2所示為采用第二種饋電方式的一體化過載磁場發(fā)生器的等效電路模型。其中，為儲能電容器（電容值為），U為電容器電壓（初始值為0()），aL和aL分別為第組電源中，電容器內(nèi)阻和內(nèi)感，dl為回路電感，dl為回路電阻，ci和ci為分別為驅(qū)動線圈等效電阻和電感，VD為續(xù)流二極管。采用電流絲法[8-9]求解工裝上的感應(yīng)電流，得到工裝分片回路。圖中，pj和pj分別為第片電流絲分片的等效電阻和電感。驅(qū)動線圈與驅(qū)動線圈之間的互感為ccik，驅(qū)動線圈與工裝分片之間的互感為cpij，工裝分片與工裝分片之間的互感ppjq（,=1, 2 ,×××,;,=1, 2,×××,）。

圖2 一體化過載磁場發(fā)生器電流絲等效電路模型

2 優(yōu)化設(shè)計模型

從過載磁場發(fā)生器的組成結(jié)構(gòu)看，彈載器件搭載工裝、線圈布局設(shè)計及脈沖功率電源的配置均會影響工裝內(nèi)部的過載和磁場特性。為了降低成本，提高系統(tǒng)效率，有必要對整個系統(tǒng)進行優(yōu)化設(shè)計，即在滿足電磁軌道發(fā)射彈丸彈上過載和磁場要求的前提下，對工裝、線圈和電源設(shè)計變量進行優(yōu)化。

傳統(tǒng)的有限元方法能夠?qū)ぱb內(nèi)部過載和磁場進行仿真，仿真精度較高，但其運算量大、運算時間較長，且無法做迭代優(yōu)化，因此需要建立工裝內(nèi)部的過載和磁場解析計算模型。在此基礎(chǔ)上結(jié)合優(yōu)化算法進行變量的優(yōu)化設(shè)計，此處采用帶有精英策略的第二代遺傳算法（Elitist Non-Dominated Sorting Genetic Algorithm, NSGA-II）[10-11]。

2.1 過載計算模型

為了得到金屬工裝在線圈內(nèi)部的受力運動情況，需要建立過載平臺的放電模型，獲得放電過程中線圈內(nèi)部的傳導(dǎo)電流及金屬工裝內(nèi)部形成的渦流，在此基礎(chǔ)上得到工裝的受力方程和運動方程。

2.1.1 放電電路模型

第（=1,2,×××,-1）個晶閘管閉合前、二極管VD導(dǎo)通前（d≥0），線圈回路方程為

第（=1,2,×××,-1）個晶閘管閉合前，第片工裝分片回路方程為

將式（1）～式（3）寫成矩陣形式為

式中，為工裝運動速度；、、、、分別為電壓、電流向量以及電阻、電感和互感計算矩陣，其中第（=1, 2,×××,-1）個晶閘管閉合前、二極管VD導(dǎo)通前，di=a+d，di=a+d；第（=1,2,×××,-1）個晶閘管閉合前、二極管VD導(dǎo)通后，di=d，di=d。

2.1.2 工裝受力及運動方程

采用電感法計算工裝所受電磁力，計算思路為：由于力是工裝運動方向上的能量梯度，因此可以通過求解能量在軸向的梯度進行計算。

工裝沿軸向（方向）運動過程中，自感不隨位置變化，只有工裝與驅(qū)動線圈之間的互感變化（即互感梯度）。若不考慮其他能量損耗，則工裝軸向電磁推力為

由于工裝感應(yīng)總電流與線圈電流存在關(guān)系

因此工裝受力可表示為

應(yīng)用電流絲法，將工裝沿軸向剖分為片，則工裝所受電磁力為每一片工裝分片受力之和，即

進一步可得到工裝的加速度()、速度()及位移()計算公式，不再贅述。

2.2 磁場計算模型

根據(jù)畢奧-薩伐爾定律進行推導(dǎo)，由于磁場發(fā)生器和彈載器件搭載平臺均為軸對稱結(jié)構(gòu)，因此可采用軸對稱模型進行推導(dǎo)，如圖3所示。首先推導(dǎo)得到磁場發(fā)生器本體在彈載器件搭載平臺內(nèi)部空間點的磁感應(yīng)強度，再根據(jù)彈載器件搭載平臺上的感應(yīng)電流計算其在同一點的磁感應(yīng)強度，對兩者磁感應(yīng)強度進行矢量求和即可得到該點處的磁場解析值。

圖3 磁場解析計算原理

2.2.1 驅(qū)動線圈感應(yīng)磁場計算

實際脈沖功率電源輸出電流頻率在1 000Hz左右，屬于低頻磁場，由趨膚深度計算公式為

由式（9）可知，若線圈材料為銅，則線圈上的電流趨膚深度約為4mm，而空心線圈厚度一般在mm級，并且隨著時間的推移，電流頻率迅速衰減，趨膚深度隨之增加，因此下述推導(dǎo)均假定電流在導(dǎo)體內(nèi)均勻分布。

式中，和分別為外部線圈的寬度和高度；和分別為線圈內(nèi)部空心區(qū)域的寬度和高度；Δ和Δ分別為線圈匝間軸向和徑向間隙；Δ和Δ分別為線圈外邊緣與內(nèi)邊緣的軸向和徑向間隙。

因此，驅(qū)動線圈在工裝中心處的合成磁感應(yīng)強度為

2.2.2 工裝分片電流感應(yīng)磁場計算

同理可計算得到工裝分片電流的磁感應(yīng)強度計算公式。假設(shè)工裝內(nèi)徑為，長度為，厚度為，分片數(shù)為，則工裝在其中心處的合成磁感應(yīng)強度為

綜上所述，工裝中心處的磁感應(yīng)強度為

2.3 優(yōu)化設(shè)計模型

為了避免計算指標時量值不匹配，將上述三個指標進行歸一化處理，定義F1=p/20，F2=|m|/100，F3=σ/109，則式（15）轉(zhuǎn)換為

對于多變量系統(tǒng)優(yōu)化問題，遺傳算法發(fā)揮了重要作用，通過不斷迭代逼近最優(yōu)解，可以實現(xiàn)高度復(fù)雜的非線性最優(yōu)值問題。對于多目標優(yōu)化問題，通常存在一個解集，這些解集之間就全體目標函數(shù)而言無法比較優(yōu)劣，非劣分級排序遺傳算法（Non-Dominated Sorting in Genetic Algorithms, NSGA）通過在選擇算子之前根據(jù)個體之間的支配關(guān)系進行分層，解決了多目標之間的優(yōu)化策略權(quán)衡問題。此外，為了提高算法的收斂速度，NSGA-Ⅱ作為過載磁場發(fā)生器優(yōu)化模型的內(nèi)核，其優(yōu)化流程如圖4所示。

3 仿真與試驗驗證

3.1 模型驗證

假設(shè)驅(qū)動線圈參數(shù)：=8，=4，=16mm，=12mm，Δ=5mm，Δ=1mm，0=91mm，工裝參數(shù)為=100mm，=10，=70mm。采用5個脈沖電源模塊對驅(qū)動線圈放電，并將工裝堵駐，計算得到線圈驅(qū)動電流和工裝內(nèi)部中心點的磁感應(yīng)強度，并給出與有限元仿真的結(jié)果對比，如圖5所示。

圖5 模型驗證結(jié)果

解析法和有限元法對比結(jié)果見表1。由表1可見，解析法與有限元結(jié)果存在誤差，但電流、磁場和過載計算誤差均在6%以內(nèi)，而計算耗時僅10s，只有有限元法的1.2%。

表1 解析法與有限元對比結(jié)果

Tab.1 The contrast of analytical method and FEM

進一步采用實驗室單級線圈炮（見圖6a）驗證上述模型的正確性，仿真得到的電樞推力和實測推力對比結(jié)果如圖6b所示，可見，計算得到的電磁力峰值為16.5kN，實測峰值為15.8kN，偏差4.4%，表明本文得到的計算模型精度較高。

圖6 計算模型試驗驗證

3.2 設(shè)計變量影響分析

為了得到最優(yōu)的工裝設(shè)計、線圈設(shè)計以及脈沖電源配置，首先分析不同設(shè)計變量對工裝內(nèi)部過載和磁場特性的影響，結(jié)果如下。

3.2.1 工裝設(shè)計變量

影響工裝內(nèi)部過載和磁場的變量包括工裝的長度、厚度、內(nèi)徑以及工裝的初始放置位置0，得到不同的變量對工裝內(nèi)部過載和磁場特性影響曲線如圖7所示。

圖7 工裝設(shè)計變量對過載和磁場的影響

由圖7a可知，隨著工裝長度的增加工裝受力增加，但其內(nèi)部形成的渦流產(chǎn)生的磁場也越強，導(dǎo)致工裝內(nèi)部磁場減弱；由圖7b可知，隨著工裝厚度的增加，工裝質(zhì)量增加，工裝內(nèi)部渦流離磁場測試區(qū)域等效距離也減小，導(dǎo)致過載和磁場均減??；由圖7c可知，工裝內(nèi)徑的增加，增加了工裝的自感和互感，其內(nèi)部感應(yīng)電流也增加，從而導(dǎo)致過載增加，而磁場減弱；由圖7d可知，存在一個較優(yōu)的位置使得過載和磁場達到最優(yōu)。

3.2.2 線圈設(shè)計變量

圖8a和圖8b給出了線圈內(nèi)徑和線圈匝間間隙對工裝過載和磁場的影響。由圖8可見隨著線圈內(nèi)徑的增加，工裝回路面積增加，線圈與工裝之間的互感增加，因此工裝受力增加，導(dǎo)致加速度增加。同樣使得工裝上的感應(yīng)電流增加，且由于線圈內(nèi)徑增加，線圈電流距離工裝內(nèi)部中心點的距離增加，即線圈電流在工裝內(nèi)部的磁感應(yīng)強度減小，而工裝表面渦流在其內(nèi)部空心區(qū)域的磁場增強，導(dǎo)致磁感應(yīng)強度減弱。而隨著線圈匝間間隙的增加，線圈內(nèi)部磁場均勻度更好，并且其與工裝之間的互感梯度隨位置的變化d/d更小，由式（8）可知，工裝受力減小，導(dǎo)致加速度減小。此外，線圈匝間間隙的增加將導(dǎo)致線圈自感減小，在相同脈沖功率電源放電電壓加載下，線圈內(nèi)部電流增加，導(dǎo)致工裝內(nèi)部區(qū)域磁感應(yīng)強度增加。

圖8 線圈配置變量對過載和磁場的影響

圖8c和圖8d給出了線圈排數(shù)和層數(shù)對工裝過載和磁場的影響，可見線圈匝數(shù)越大，線圈自感越大，工裝內(nèi)部磁場越強。但并非匝數(shù)越大過載越大，這是由于線圈受力不僅僅與互感有關(guān)，還取決于互感梯度，因此存在一個最優(yōu)的線圈布局使得工裝過載最大。

3.2.3 電源配置變量

在工裝和線圈結(jié)構(gòu)一定的前提下，通過調(diào)節(jié)脈沖功率電源的分組模塊數(shù)量及其放電時序，可以實現(xiàn)對工裝內(nèi)部過載和磁場的調(diào)節(jié)，此處電源分組數(shù)為2，每組模塊數(shù)量分別用1和2表示。分析得到電源分組及其時序?qū)^載和磁場的影響如圖9所示。圖9表明：在總模塊數(shù)量一定的前提下，第一組電源模塊數(shù)量越多，工裝所受過載及其內(nèi)部磁場越強；隨著第二組模塊觸發(fā)時間d的增加，工裝過載和內(nèi)部磁場逐漸減小。

圖9 電源配置變量對過載和磁場的影響

3.3 優(yōu)化設(shè)計

最終選取基于NSGA-II遺傳算法得到的可行解集中模塊數(shù)量最少的結(jié)果：=120mm，=77.3mm，0=374.6mm，=96.9mm，=20mm，=12mm，Δ=2.5mm，Δ=2.5mm，Δ=10mm，Δ=1mm，=18，=4，=653.7mm，第一組電源模塊數(shù)量1=4，第二組電源模塊數(shù)量2=15，第二組模塊觸發(fā)時間d=2.2ms，=9mm，對應(yīng)的工裝加速度特性及其內(nèi)部磁場特性如圖11所示，其中峰值過載大于3.3×104、大于2×104持續(xù)時間超過1.6ms的過載環(huán)境，以及峰值磁感應(yīng)強度大于7.0T、峰值磁場變化率大于4 262T/s、磁感應(yīng)強度大于5T持續(xù)時間超過10ms的磁場環(huán)境，回收速度接近0。

圖11 優(yōu)化結(jié)構(gòu)的磁場和過載特性

進一步得到兩個線圈上的電流以及各組模塊的電流如圖12所示，第一個線圈峰值電流達到60kA，第二個線圈峰值電流達到55kA。線圈處于大電流、高應(yīng)力工作條件，結(jié)構(gòu)強度與溫升將導(dǎo)致其使用壽命有限[13]，因此對其結(jié)構(gòu)強度以及溫度場進行計算校核。

圖12 線圈及電源模塊電流

采用經(jīng)驗公式（見式（17））初步估算線圈應(yīng)力和溫升[12]。

單個脈沖電源模塊的最大電流為11.7kA，滿足現(xiàn)有脈沖電源的安全通流需求[14]。

4 結(jié)論

上述分析表明，采用線圈通電方式可同時模擬高過載和強磁場環(huán)境。本文采用電流絲法和畢奧-沙伐定律分別建立一體化過載和磁場模擬平臺的過載和磁場解析模型，并采用傳統(tǒng)有限元方法和試驗驗證了模型的正確性，為平臺的優(yōu)化設(shè)計提供了模型基礎(chǔ)。采用所建立的解析模型對模塊分組數(shù)和時序進行優(yōu)化，得到了在滿足過載和磁場需求的前提下，回收速度最小的設(shè)計方案，并得到了平臺輸出的過載特性和磁場特性。

[1] Li Baoming, Lin Qinghua. Analysis and discussion on launching mechanism and tactical electromagnetic railgun technology[J]. Defence Technology, 2018, 14: 484-495.

[2] 李湘平, 魯軍勇, 李玉, 等. 電磁發(fā)射彈丸膛內(nèi)磁場分布特性的三維數(shù)值分析[J]. 電機與控制學(xué)報, 2018, 22(8): 34-40.

Li Xiangping, Lu Junyong, Li Yu, et al. 3-D numerical analysis of distribution characteristics of electromagnetic launcher projectile in-bore magnetic field[J]. Electric Machines and Control, 2018, 22(8): 34-40.

[3] 李湘平, 魯軍勇, 李玉, 等. 基于解析法的電磁發(fā)射彈丸膛內(nèi)磁場分布特性分析[J]. 兵工學(xué)報, 2016, 37(12): 2205-2211.

Li Xiangping, Lu Junyong, Li Yu, et al. Analysis of distribution characteristics of in-bore magnetic field of electromagnetically launched projectile based on analytical method[J]. Acta Armamentarii, 2016, 37(12): 2205-2211.

[4] 李湘平, 魯軍勇, 張曉, 等. 電磁發(fā)射彈丸膛口磁場分布特性分析[J]. 電工技術(shù)學(xué)報, 2021, 36(3): 525-531.

Li Xiangping, Lu Junyong, Zhang Xiao, et al. Analysis of distribution characteristics of electromagnetic launcher projectile muzzle magnetic field[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2021, 36(3): 525-531

[5] 楊華. 高過載加速度試驗裝置結(jié)構(gòu)設(shè)計與分析[D]. 南京: 南京理工大學(xué), 2012.

[6] 馬偉明, 魯軍勇, 李湘平. 電磁發(fā)射超高速一體化彈丸[J]. 國防科技大學(xué)學(xué)報, 2019, 41(4): 1-10.

Ma Weming, Lu Junyong, Li Xiangping. Electromagnetic launch hypervelocity integrated projectile[J]. Journal of National Univeristy of Defence Technology, 2019, 41(4): 1-10.

[7] 彭濤, 李亮. 脈沖強磁場技術(shù)發(fā)展現(xiàn)狀與趨勢[J]. 物理, 2016, 45(1): 11-18.

Peng Tao, Li Liang. The status and future development of pulsed high magnetic fields[J]. Physics, 2016, 45(1): 11-18.

[8] Liu Shoubao, Ruan Jiangjun, Peng Ying, et al. Improvement of current filament method and its application in performance analysis of induction coli gun[J]. IEEE Transaction Plasma Science, 2011, 39(1): 382-389.

[9] 黎鎮(zhèn)浩, 曹全梁, 賴智鵬, 等. 電流絲法在電磁成形線圈電流和工件電磁力計算中的應(yīng)用[J]. 電工技術(shù)學(xué)報, 2018, 33(18): 4181-4190.

Li Zhenhao, Cao Quanliang, Lai Zhipeng, et al. Application of current filament method on the calculation of current and force in electromagnetic forming[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2018, 33(18): 4181-4190.

[10] 張釋中, 裴瑋, 楊艷紅, 等. 基于柔性直流互聯(lián)的多微網(wǎng)集成聚合運行優(yōu)化及分析[J]. 電工技術(shù)學(xué)報, 2019, 34(5): 1025-1037.

Zhang Shizhong, Pei Wei, Yang Yanhong, et al. Optimization and analysis of multi-microgrids integration and aggregation operation based on flexible DC interconnection[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2019, 34(5): 1025-1037.

[11] 馬一鳴, 周理兵, 王晉, 等. 基于直流階躍電壓試驗與NSGAⅡ算法的同步電機動態(tài)參數(shù)辨識方法[J].電工技術(shù)學(xué)報, 2019, 34(23): 4890-4900.

Ma Yiming, Zhou Libing, Wang Jin, et al. A method for synchronous machine dynamic parameters identification based on dc step voltage test and NSGAⅡAlgorithm[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2019, 34(23): 4890-4900.

[12] Stephen Williamson, Alexander Smith. Pulsed coilgun limits[J]. IEEE Transaction on Magnetics, 1997, 33(1): 201-207.

[13] 邱立, 李彥濤, 蘇攀, 等. 電磁成形中電磁技術(shù)問題研究進展[J]. 電工技術(shù)學(xué)報, 2019, 34(11): 2247-2259.

Qiu Li, Li Yantao, Su Pan, et al. Research on electromagnetic problems in electromagnetic forming process[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2019, 34(11): 2247-2259.

[14] 朱博峰, 魯軍勇, 張曉, 等. 大容量脈沖電容器放電起始階段晶閘管電壓高頻振蕩機理研究[J]. 電工技術(shù)學(xué)報, 2020, 35(6): 1272-1278.

Zhu Bofeng, Lu Junyong, Zhang Xiao, et al. Study on the high frequency voltage oscillation of thyristor during the initial stage of pulse capacitor discharge [J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2020, 35(6): 1272-1278.

Optimization of Generator of High Overload and Strong Magnetic Field Based on NSGA-II

Li Xiangping Lu Junyong Zhang Xiao Guo Yun Wu Wenxuan

（National Key Laboratary of Science and Technology on Vessel Integrated Power System Naval University of Engineering Wuhan 430033 China）

High overload and strong magnetic field has become a typical characteristic of electromagnetic (EM) launch hypervelocity projectile, in order to break through the ability of resistance to high overload and strong magnetic of onboard devices, it is an urgent to research on simulation technology of the launch environment. In this paper, the high overload and strong magnetic field environment was simulated by the way of EM, and the simulation of an integrated test platform for high overload and strong magnetic field was also carry out. The analytical model of overload and magnetic field of this platform was established and the model correctness and platform output ability were validated by simulation. Simulation results show that it is feasible to generate high overload and strong magnetic field by the way of multistage EM coil. The platform can output overload whose peak is greater than 33 000and whose duration time that value is greater than 20 000can last more than 1.6ms. The platform can output magnetic field whose magnetic flux density (MFD) is greater than 7.0T and whose gradient of MFD is greater than 4 262T/s, and whose duration time that value is greater than 5T can last more than 10ms. The research results effectively make up for the defects that current simulation platform cannot meet the demands of overload and magnetic field of EM launch environment.

High overload, strong magnetic field, simulation platform, electromagnetic launch, hypervelocity projectile

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.L90464

TM33

國家自然科學(xué)基金資助項目（52107065，51925704，51907203，51877214）。

2020-07-10

2020-09-29

李湘平 男，1990年生，博士，助理研究員，研究方向為電磁發(fā)射技術(shù)。E-mail：511422906@qq.com

魯軍勇 男，1978年生，教授，博士生導(dǎo)師，直線電機、電磁發(fā)射技術(shù)和脈沖功率電源等。E-mail：Jylu2019@163.com（通信作者）

（編輯 郭麗軍）