電磁軌道炮膛內強磁場屏蔽與優化方法

李豪杰，湯鈴鈴，李 峰

(南京理工大學機械工程學院，江蘇 南京 210094)

電磁軌道炮膛內強磁場屏蔽與優化方法

李豪杰，湯鈴鈴，李 峰

(南京理工大學機械工程學院，江蘇 南京 210094)

針對電樞發射過程的速度趨膚效應影響磁場分布和導磁材料磁飽和特性的問題，在軌道炮面電流模型基礎上提出單層導電材料、單層導磁材料、三層組合屏蔽方案以及考慮屏蔽體相對彈底距離及屏蔽體壁厚的優化方案。該屏蔽方案利用導電材料的渦流消除機理和導磁材料的磁通分流機理可以有效屏蔽磁場從而保護引信內部電子器件。仿真結果表明，在距離彈底2倍導軌間距位置處，3 mm厚的低碳鋼-銅-Mumetal的組合屏蔽體具有最優屏蔽效能，屏蔽前后考察面平均磁通密度峰值分別為0.224 T和0.0115 T，屏蔽效能達到25.79 dB；在距離屏蔽體底面9 mm距離內，屏蔽效能不低于29 dB。

電磁軌道炮；脈沖強磁場；低頻磁場屏蔽；電磁場有限元計算

0 引言

電磁軌道炮是一種將彈丸加速到超高速的發射裝置，可用于摧毀空間低軌衛星，攔截來襲導彈以及發射小型衛星[1]。目前電磁軌道炮集成發射包的研究集中于動能侵徹彈，但國內外逐漸開始考慮利用電磁軌道炮發射攜帶含有控制電路的智能彈藥或小型衛星等[2]。處于電磁軌道炮有效載荷中的電子元器件在膛內發射過程將承受比常規火炮發射更惡劣的環境：除了更高的加速度，還有脈沖電流在導軌與電樞上感應產生的脈沖強磁場，電樞相對導軌高速滑動擦產生的等離子體電磁輻射，脈沖電源與軌道炮負載回路接通瞬間的電磁輻射，出炮口瞬間軌道炮回路磁通突變感應產生的強電場，以及軌道炮電樞與導軌摩擦產生的高溫度場等。其中軌道炮特有的脈沖強磁場是電子元器件受到的最主要電磁干擾，脈沖強磁場的高磁通密度對智能彈藥的磁敏感探測元件及用于彈道修正控制的電機等部件具有較大危害，而其在出炮口瞬間感應產生的強電場則對絕大多數電子元件都可能會產生致命的破壞[3]。

Zielinski最早對軌道炮膛內磁場進行被動屏蔽與主動屏蔽實驗研究，被動屏蔽采用兩種鐵磁合金材料，主動屏蔽對外部線圈充電產生反向磁場抵消軌道炮脈沖強磁場[4]；Becherini等利用有限元軟件計算銅圓盤、鐵磁圓盤及二者組合體對脈沖強磁場的屏蔽效能，但回避了強磁場下鐵磁材料的磁飽和問題[5]；Ciolini等分析了電子元件在靜態軌道炮強磁場，炮口電場及火花隙開關電磁輻射下的生存能力[3]；Marraci實驗分析了鐵、銅、鋁三種材料對軌道炮強磁場的屏蔽效果[6]；Du考察了鐵、硅鋼及鐵氧體三種屏蔽材料對線圈炮磁場的屏蔽效能[7]；Ferrero利用感應線圈與外部電容組成諧振屏蔽，但被屏蔽磁場的頻率受到諧振頻率限制，且屏蔽效果有限[8]。

目前國內外的研究，大多利用靜態軌道炮磁場代替發射過程實際的磁場，而忽略實際發射過程的速度趨膚效應對磁場分布的影響；另一方面，對軌道炮脈沖強磁場的屏蔽設計，大都忽略了導磁材料的磁飽和特性。本文基于此，提出針對軌道炮面電流模型磁場分布特性的單層導電材料，單層導磁材料，三層材料組合屏蔽方案以及考慮屏蔽體相對彈底距離及屏蔽體壁厚的優化方案。

1 電磁軌道炮模型與強磁場環境

1.1 電磁軌道炮面電流分布模型

電樞相對導軌的高速滑動電接觸引起速度趨膚效應，使磁場與電流集中在導軌內側邊緣與電樞后邊緣，來不及擴散至導軌外側與電樞前端[9-11]。圖 1為根據磁擴散理論建立的軌道炮二維1/2對稱模型，參考文獻[5, 12]的尺寸參數，導軌間距40 mm，矩形電樞長度20 mm，導軌與電樞均為銅材料。電樞以1 000 m/s速度運動0.5 ms后，導軌與電樞上電流密度流線分布。

圖1 速度趨膚效應對電流密度分布影響Fig.1 The velocity skin effect on the distribution of current density

考慮到速度趨膚效應對電流分布的影響，建立電磁軌道炮的面電流分布模型。導軌中電流平均擴散深度為2 mm，電樞中電流平均擴散深度4 mm，面電流分布模型中導軌間距修正為44 mm，電樞前端寬度修正為16 mm，導軌長度160 mm滿足4倍口徑原則[9]，導軌與電樞高度均為30 mm。

圖2 軌道炮面電流分布模型Fig.2 The surface current distribution model of railgun

實際元器件在智能彈藥內布局占據一定空間，故定義21 mm×20 mm的矩形考察面S，居中位于彈丸殼體內，彈丸殼體厚度2 mm，彈丸與電樞之間有3 mm的絕緣層。考察面S相對彈丸殼體內側面的間距為3 mm，如圖3所示。

圖3 考察面S在軌道炮智能彈藥內的布局Fig.3 The layout of inspection surface S in intelligent ammunition

在考察面S上選取A，B，C，D，E，F六個考察點，各點間距4 mm，A點距離考察面底邊1 mm。

1.2 電磁軌道炮強磁場環境分析

本文采用文獻[4-5]的雙指數脈沖電流

(1)

來近似軌道炮電源放電脈沖電流曲線，電流峰值1 MA，峰值時刻0.52 ms。

利用多物理場有限元軟件COMSOL AC/DC磁場模塊分析軌道炮強磁場。

磁矢勢A描述的求解域方程為

(2)

其中，Je為脈沖電流密度，σ為電導率，μ0與μr分別為真空磁導率與相對磁導率。

脈沖電流峰值時刻，考察面S上磁通密度空間分布如圖4所示。低頻脈沖磁場呈現明顯空間衰減特性[13]，最大值(2.708 9 T)與最小值(1.029 8 T)相差近3倍，磁敏感元件置于遠離場源位置有助于屏蔽。

圖4 電流峰值時刻考察面S上磁通密度分布Fig.4 The magnetic flux density distribution on surface S in current peak time

計算得到各考察點的磁通密度時域變化規律如圖 5所示。無屏蔽情況下，軌道炮磁場峰值時刻與脈沖電流峰值時刻一致，也為0.52 ms。軌道炮磁場峰值時刻的考察面S上平均磁通密度為1.677 T。

圖5 各考察點的磁通密度時域曲線Fig.5 The time domain curve of flux density in each inspection point

對考察點A處的磁場進行快速傅里葉變換，得到圖6所示A點處的脈沖磁場幅頻曲線，主要頻率成分集中在5 kHz以下的低頻段。

圖6 考察點A處脈沖磁場頻譜特性Fig.6 Spectral characteristics of pulsed magnetic field in point A

2 電磁軌道炮強磁場屏蔽機理與評價模型

由第1.2節的分析可知，電磁軌道炮膛內磁場具有磁通密度大，頻率范圍低，瞬態變化等特點,對其屏蔽防護基于導電材料的“渦流消除”機理與導磁材料的“磁通分流”機理[14]。

2.1 導電材料屏蔽機理

根據法拉第電磁感應定律，軌道炮變化的磁場在膛內感應產生電場，感應電場在導電材料內部形成感應渦電流，渦電流產生反向磁場抵消原軌道炮磁場，實現對敏感元器件屏蔽防護。

渦流消除的屏蔽效果主要取決于材料的電導率σ，磁場頻率f及屏蔽體厚度d與趨膚深度δ的比值[14]。由于軌道炮膛內磁場頻率集中在低頻段，使得導電材料對軌道炮強磁場屏蔽效果較弱。

2.2 導磁材料屏蔽機理

導磁材料(如鐵、低碳鋼、硅鋼及鐵氧體)的相對磁導率μr遠大于1，磁阻遠小于周圍非導磁介質磁阻。根據磁路并聯理論，磁通集中在導磁材料屏蔽體內，通過磁通分流實現對敏感元器件的屏蔽[14]。

導磁材料對低頻磁場屏蔽有效，但軌道炮膛內過高的磁通密度會使導磁材料飽和，實際的屏蔽效果變差。同時材料的磁本構關系不再適合由相對磁導率μr描述，需要考慮磁場強度H與磁通密度B之間的非線性BH磁化曲線。

2.3 組合屏蔽機理

組合屏蔽交替使用多層導電材料與導磁材料，由于導電材料與導磁材料的波阻抗相差大，交替組合可以增加磁場在層間反射損耗[15]。

對于軌道炮脈沖強磁場，導磁材料直接使用容易飽和，而導電材料與導磁材料交替布置形成組合屏蔽，可以降低進入導磁材料內的磁通，保證低頻磁場下的磁通分流機理有效，同時兼有導電屏蔽與導磁屏蔽優點。

2.4 屏蔽效能評估模型

屏蔽效能定義為在無屏蔽與存在屏蔽情況下，給定位置處的磁通密度絕對值之比，由分貝(dB)表示[14]。

對于軌道炮膛內發射的時域過程，屏蔽前后的磁通密度峰值時刻不一致，因此定義屏蔽后考察點的磁場屏蔽效能SE定義為：

(3)

其中Bwo與Bw分別為屏蔽前后考察點的磁通密度峰值。

實際智能彈藥電子元件布局不局限于特定點，故定義屏蔽后考察面S上平均屏蔽效能[5]

(4)

Bw-avg與Bwo-avg分別為屏蔽前后考察面上平均磁通密度的峰值。

3 電磁軌道炮膛內磁場屏蔽方法與效果有限元仿真

綜合考慮電磁軌道炮方型炮膛口徑、智能彈藥外形及電子元件在彈體內布局，屏蔽體結構選取前端開口后端閉合的圓筒型。圓筒屏蔽體緊貼彈底，尺寸參數選為圓筒外徑26 mm，高25 mm，底部與側壁厚度均為2 mm。考察面S位于屏蔽體正中間，軸向間距與徑向間距均為1 mm，如圖7所示。

圖7 屏蔽體幾何結構及其相對彈底位置Fig.7 Shield geometry and relativedistance from the bottom

3.1 導電材料屏蔽效能

導電材料屏蔽體選擇良導體材料銅，電導率為6×107S/m，相對磁導率μr=1，5 kHz頻率時趨膚深度δ=0.9 mm。利用COMSOL AC/DC磁場模塊對包含屏蔽體的軌道炮模型分析，得到圖8所示銅圓筒屏蔽后考察點A-F的磁通密度時域曲線。導體中的磁擴散效應使得各考察點的磁場峰值時刻出現不同程度延遲。

圖8 單層銅屏蔽，考察點磁通密度時域曲線Fig.8 The time domain curve of flux density in each inspection point with single-layer copper shield

圖9 軌道炮磁場峰值時刻單層銅屏蔽后考察面上磁通密度分布Fig.9 The magnetic flux density distribution on surface S with single-layer copper shield in magnetic peak time

軌道炮磁場峰值時刻，考察面上磁通密度分布如圖9。磁通密度分布在考察面中間部分出現凹陷，反映銅屏蔽的效果。

此時銅屏蔽體內的感應渦流在屏蔽體內形成圖10所示的渦流回路，產生二次磁場抵消軌道炮磁場。

考察點C的屏蔽效能最高，屏蔽前后的磁通密度分別為1.72 T和1.36 T，屏蔽效能為2.069 dB，考察點F的屏蔽效能最低，屏蔽前后的磁通密度分別為1.03 T和0.885 6 T，屏蔽效能為1.504 dB，考察面屏蔽前后的平均磁通密度分別為1.677 T和1.325 T，屏蔽效能為2.044 dB。軌道炮膛內磁場頻率集中在5 kHz以下的低頻，限制了導電材料渦流消除機理對軌道炮強磁場的屏蔽效果。

圖10 軌道炮磁場峰值時刻銅屏蔽體上感應渦流分布Fig.10 Induced eddy current distribution on copper shield in magnetic peak time

3.2 導磁材料屏蔽

針對軌道炮脈沖強磁場高磁通密度特點，選擇飽和磁通密度較高的導磁材料低碳鋼Steel 1008，忽略其磁滯行為和渦流損耗。

圖11為導磁材料的HB插值曲線，內插方式與外推方式均為線性。材料的微分磁導率μdiff在外磁場超過材料飽和磁通密度Br時滿足μdiff=dB/dH=1[17]。

圖11 低碳鋼Steel 1008的HB曲線Fig.11 HB curve of Steel 1008

利用COMSOL AC/DC磁場模塊計算導磁圓筒屏蔽，得到圖12所示考察點A-F磁通密度時域曲線。計算中忽略了導磁材料的渦流損耗，使得各考察點峰值時刻均為0.52 ms。考察面S上磁通密度分布規律與圖4的無屏蔽情況相似。

圖12 單層導磁屏蔽，考察點磁通密度時域曲線Fig.12 The time domain curve of flux density in each inspection point with single-layer Steel 1008 shield

軌道炮磁場峰值時刻，導磁屏蔽體上的磁通密度分布如圖13所示。磁通分流機理使得屏蔽體上磁通密度遠超過其飽和磁通密度值，絕大部分區域已處于飽和狀態。

圖13 軌道炮磁場峰值時刻導磁屏蔽體上磁通密度分布Fig.13 The magnetic flux density distribution on Steel 1008 shield in magnetic peak time

導磁屏蔽材料的磁飽和降低了其對軌道炮脈沖強磁場的屏蔽效果。考察點F的屏蔽效能最高，屏蔽前后的磁通密度分別為1.03 T和0.811 T，屏蔽效能為2.267 dB，考察點A的屏蔽效能最低，屏蔽前后的磁通密度分別為2.71 T和2.47 T，屏蔽效能為0.797 1 dB，考察面屏蔽前后的平均磁通密度分別為1.677 T和1.437 T，屏蔽效能為1.341 dB。

3.3 組合屏蔽

單層導電材料屏蔽與導磁材料對屏蔽軌道炮脈沖強磁場效果有限，在此基礎上考慮多層組合屏蔽，組合屏蔽體由多層導電材料與導磁材料交替組成[15]。在3.2節高飽和磁通密度的導磁材料低碳鋼Steel 1008基礎上，考慮未飽和情況下相對磁導率高的導磁材料Mumetal，用于多層屏蔽材料的內層，其HB曲線如圖14。

初步考察三層組合屏蔽，采用“銅-Steel 1008-銅”、“Steel 1008-銅-Steel 1008”及“Steel 1008-銅-Mumetal”三種方式。屏蔽體總厚度保持2 mm，各層厚度均為2/3 mm，屏蔽體相對彈底位置與圖7相同，結構如圖15。

圖14 導磁材料Mumetal的HB曲線Fig.14 HB curve of Mumetal

圖15 三層結構組合屏蔽體Fig.15 Three layers combined shield

三種屏蔽方案的考察點磁通密度時域曲線如圖16，17，18所示。計算表明，三層“銅-Steel 1008-銅”屏蔽體整體效能低于單層銅屏蔽效能，考察點A處具有最大屏蔽效能，屏蔽前后的磁通密度分別為2.71 T和2.278 T，屏蔽效能為1.507 dB，考察面屏蔽前后的平均磁通密度分別為1.677 T和1.423 T，屏蔽效能為1.425 dB。三層“Steel 1008-銅-Seel 1008”屏蔽效能更低，考察點C處具有最大屏蔽效能，屏蔽前后的磁通密度分別為1.72 T和1.485 T，屏蔽效能為1.274 dB，考察面屏蔽后平均磁通密度為1.446 T，屏蔽效能為1.288 dB。“Steel 1008-銅-Mumetal”的屏蔽效能最低，考察點C處具有最大屏蔽效能0.800 dB，屏蔽后磁通密度為1.57 T，面平均屏蔽效能為0.615 dB，屏蔽后磁通密度為1.56 T。

圖16 ‘銅-Steel1008-銅’方案的磁通密度變化Fig.16 The magnetic flux density change of copper-Steel1008-copper

圖17 ‘Steel1008-銅-Steel1008’方案的磁通密度變化Fig.17 The magnetic flux density change of Steel1008-copper-Steel1008

圖18 ‘Steel1008-銅-Mumetal’方案的磁通密度變化Fig.18 The magnetic flux density change of Steel1008-copper-Mumetal

組合屏蔽對于軌道炮脈沖強磁場屏蔽效能很低，主要是因為屏蔽體離軌道炮磁場源較近，過高的軌道炮磁場使得導磁材料磁飽和，抑制了導磁材料的磁通分流作用。

4 電磁軌道炮膛內磁場屏蔽優化

由第3章的分析可知，在屏蔽體離軌道炮磁場源太近的情況下，單層屏蔽與組合屏蔽的屏蔽效能均較低，不超過3 dB，對軌道炮脈沖強磁場的防護很弱，有必要對前述屏蔽方案進行優化。優化變量包括：1)屏蔽體相對彈底距離d；2)屏蔽體厚度b及組合屏蔽體中各層厚度比例。

4.1 屏蔽體相對彈底距離d對屏蔽效能影響

調整屏蔽體相對彈底距離d，距離步長取為10 mm，距離上限為2倍軌道炮導軌間距80 mm。對第3章的5種屏蔽方案進行重復計算，得到表1所示的不同相對距離情況下的最佳屏蔽方案、屏蔽效能最佳點的屏蔽效能與屏蔽后的磁通密度、面平均屏蔽效能及屏蔽后的面平均磁通密度。其中低碳鋼代表Steel 1008單層屏蔽方案，鋼銅鋼代表Steel1008-銅-Steel 1008屏蔽方案，鋼銅Mu代表Steel 1008-銅-Mumetal屏蔽方案。

表1 優化相對距離d后的屏蔽效能Tab.2 Shielding effectiveness of the optimized relative distance

分析表1可知，隨著屏蔽體遠離軌道炮磁場源，屏蔽效能逐漸增加。

在屏蔽體相對彈底距離d小于10 mm情況下，單層銅屏蔽材料具有最優屏蔽效能。d=20 mm附近，Steel 1008-銅-Mu屏蔽效能略低，其余方案屏蔽效果接近。

d在30 ～40 mm區間內，軌道炮磁場衰減到一定程度(在屏蔽體距離彈底30 mm處，無屏蔽情況下A點磁通密度為0.74 T)，高飽和磁通密度導磁材料Steel 1008的磁通分流機理開始作用，單層Steel 1008具有最優屏蔽效能。

d在50～80 mm區間內，Steel 1008-銅-Mu的組合屏蔽效果最優。

d=80 mm時，利用Mumetal的高磁導率，C點的屏蔽效能接近16 dB，屏蔽后的平均磁通密度低于0.04 T，如圖19所示。此時考察面上磁通密度分布如圖所示，與圖4及圖9上磁通密度分布不同，此時磁通密度最小點出現在屏蔽圓筒底部；圓筒開口處由于漏磁，磁通密度大于圓筒底部。說明Mumetal導磁材料真正開始起到磁通分流作用，而沒有飽和。

圖19 距離彈底80 mm，各屏蔽方案屏蔽后的考察點上磁通密度Fig.19 The magnetic flux density of each point in the distance of 80 mm from the bottom

圖20 軌道炮磁場峰值時刻距離彈底80 mm的Steel 1008-銅-Mumetal屏蔽后考察面上磁通密度分布Fig.20 The magnetic flux density distribution of plane shielding by Steel-Copper-Mumetal in the distance of 80mm from the bottom

4.2 屏蔽體厚度b及組合屏蔽體各層厚度比例對屏蔽效能的影響

在4.1節優化屏蔽體相對彈底距離的基礎上，優化屏蔽體的厚度。受智能彈藥殼體有限空間的限制，屏蔽體側面厚度不能超過3 mm。

對側面和底面均3 mm厚的圓筒屏蔽體，組合屏蔽體各層厚度均為1 mm。計算后得到5種屏蔽方案中，距離彈底80 mm處Steel 1008-銅-Mu組合屏蔽效能最優，計算結果如表2所示。考察點B處具有最高屏蔽效能32.49 dB；考察面平均屏蔽效能為25.79 dB，屏蔽前后的平均磁通密度分別為0.224 T和0.0115 T。在距離屏蔽體底面不超過9 mm(相當于考查點C的位置)的范圍內，屏蔽效能不低于29 dB，屏蔽后的磁通密度均小于0.008 T。

表2 steel-銅-mumetal方案各層厚度為1 mm，各考察點屏蔽效能Tab.2 Shielding effectiveness of each layer with same thickness

在此基礎上，考察各層厚度比例對屏蔽效能影響，依次選擇Steel 1008-銅-Mumetal組合屏蔽體各層厚度分別為1.2 mm，0.6 mm與1.2 mm，計算結果如表3所示。考察點A處具有最高屏蔽效能35.25 dB；考察面平均屏蔽效能為24.24 dB，屏蔽前后的平均磁通密度分別為0.225 T和0.0138 T。改變組合屏蔽體中各層厚度比例，對考察點A的屏蔽效能有提高，對其他位置屏蔽效能影響較小；面平均屏蔽效能反而下降。

表3 steel-銅-mumetal方案各層厚度為 1.2 mm，0.6 mm，1.2 mm時各考察點屏蔽效能Tab.3 Shielding effectiveness of each layer with different thickness

因此最終選擇屏蔽體厚度3 mm，各層厚度均為1 mm，且屏蔽體相對彈底距離80 mm(即兩倍導軌間距)的屏蔽方案。

5 結論

本文提出對于軌道炮面電流模型磁場分布特性的單層導電材料，單層導磁材料，三層材料組合屏蔽方案以及考慮屏蔽體相對電樞距離及屏蔽體壁厚的優化方案。該研究考慮到速度趨膚效應對電流分布的影響，建立軌道炮面電流模型分析膛內磁場變化；考慮到導磁材料的磁飽和特性，采用優化距離后的組合屏蔽方案可以大幅提高屏蔽效能。仿真驗證表明在距離彈底兩倍導軌間距(即80 mm)位置處，側面與底面厚度為3 mm各層厚度均為1 mm的屏蔽體，最外層利用高飽和磁通密度的低碳鋼Steel 1008，中間層利用銅導體，最內層利用高磁導率Mumetal的多層組合屏蔽方案具有最優屏蔽效能，屏蔽后考察點B處具有最高屏蔽效能32.49 dB，在距離屏蔽體底面不超過9 mm的范圍內，屏蔽效能不低于29 dB。

[1]Lehmann P, Reck B, Vo M D, et al. Acceleration of a Suborbital Payload Using an Elec-tromagnetic Railgun[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2007,43(1)：480-485.

[2]McNab I R, Stefani F, Crawford M T. Deve-lopment of a Naval Railgun[C]//12th Sympo- sium on Electromagnetic Launch Technology. Snowbird, Utah: 2005.

[3]Ciolini R, Schneider M, Tellini B. The Use of Electronic Components in Railgun Projec-tiles [J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2009, 45(1):578-583.

[4]Zielinski A. In-Bore Magnetic Field Manage-ment. ARL-TR-1914 [R]. 1999.

[5]Becherini G, Di Fraia S, Ciolini R, et al. Shielding of High Magnetic Fields [J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2009,45(1): 604-609.

[6]Marracci M, Tellini B. Experimental Analysis of Shielding Performance in Rail-Launcher Environment[C]//17th Symposium IMEKO TC 4, 3rd Symposium IMEKO TC 19 and 15th IWADC Workshop Instrumentation for the ICT Era, Kosice,2010:568-573.

[7]Du Zhiye, Zhang Ting, Ruan Jianjun. Research on Electromagnetic Performance Affected by Shielding Enclosure of a Coil Launcher[J]. IEEE Transactions on Plasma Science, 2013,41(5):1077-1083.

[8]Ferrero R, Maracci M, Tellini B,et al. Reso-nant Shields for Application in Rail Launchers [C]//EAPPC 2012/BEAMS 2012 Conference Proceedings,Karlsruhe,2012.

[9]王瑩. 電炮原理[M]. 北京：國防工業出版社,1995.

[10]Young F J, Hughes W F. Rail and Armature Current Distributions in Electromagnetic Launchers [J]. IEEE Transactions on Magnetics, 1982,18(1):33-41.

[11]Stankevic T, Schneider M,Balevicius S. Mag-netic Diffusion Insider the Rails of an Electromagnetic Launcher: Experimental and Numerical Studies[J]. IEEE Transactions on Plasma Science,2013, 41(10):2790-2795.

[12]Luciano M. Development and Testing of High Explosive(HE) Projectiles for Electro- Magnetic Gun Army Tech Objective(ATO)[C]// 40th Annual Armament Systems: Guns, Ammo, Rockets, Missiles. New Orleans: 2005.

[13]袁雪平，電磁屏蔽中的難題-磁場屏蔽[J]. 電子質量，2006(10)：70-72.

[14]Celozzi S, Araneo R, Lovat G. Electromagnetic Shielding[M]. Hoboken,New Jersey: John Wiley & Sons Inc,2008.

[15]高攸綱. 屏蔽與接地[M]. 北京:北京郵電學院出版社,2004.

[16]馬慧，王剛. COMSOL Multiphysics基本操作指南和常見問題解答[M]. 北京：人民交通出版社, 2009.

[17]Neubert H, Bordrich T, Disselnkotter R. Transient Electromagnetic-Thermal FE-Model of a SPICE-Coupled Transformer Including Eddy Currents with COMSOL Multiphysics 4.2[C]// Proceedings of the 2011 COMSOL Conference. Stuttgart: 2011.

Shield of Railgun In-bore High Magnetic Field and Optimization Method

LI Haojie，TANG Lingling，LI Feng

(School of Mechanical Engineering, Nanjing University of Science and Technology, Nanjing Jiangsu 210094, China)

Aiming at the problem that velocity skin effect impacts the magnetic field distribution during armature launching process and the magnetic saturation characteristic of high permeability materials, single-layer shield with high conductivity material or high permeability material, multi-layer combined shield and other optimization schemes considering the relative distance of shielding from the bottom of projectile and the shield thickness was proposed based on the surface current model of rail-gun. The shielding schemes utilized the eddy current eliminating mechanism of high conductivity material and the magnetic flux splitting mechanism of high permeability material to effectively shield the magnetic field and protect the internal electronic device of the fuze. Simulation results showed that, at two calibers from the bottom of the projectile, with 3 mm thick, the low carbon steel-copper-Mumetal combined shield showed the optimal shielding effectiveness. The average peak flux density of the surface before shielding and after shielding was 0.224 T and 0.0115 T. The shielding effectiveness was 25.79 dB, and the shielding effectiveness was 29 dB within a distance of 9 mm from the bottom of the shield.

electromagnetic railgun; pulsed high magnetic field; shield of low frequency magnetic field; element analysis of electromagnetic field

2016-08-05

武器裝備預先研究項目資助(51305010201)

李豪杰(1973—)，男，山西臨汾人，副教授，碩士研究生導師，研究方向：引信技術、機電系統探測與控制技術。E-mail:haojieli@njust.edu.cn。

TM153.5

A

1008-1194(2016)06-0007-08