沖擊片雷管與安全系統分體設計高壓起爆能量衰減優化

劉園園，鄭 松，康興國

(西安機電信息技術研究所，陜西 西安 710065)

0 引言

電子安全系統是引信安全系統繼機械式、機電式安全系統之后的第三代安全系統，它是伴隨著沖擊片雷管的發明而發展起來的，是國外自20世紀70年代以來積極研制、發展的新型武器引信安全系統[1]。該系統爆炸序列的初級起爆元件使用高能的沖擊片雷管，雷管的起爆需要有數千伏和數千安的瞬間電壓和電流。高壓起爆回路是電子安全系統組成部分之一，通過放電產生瞬時大電流引爆沖擊片雷管[2-3]。因此，沖擊片雷管能否可靠起爆不僅與自身的起爆條件有關，也與高壓起爆回路各參數有關。國內對近距離高壓起爆能量傳輸高壓起爆回路與沖擊片雷管的能量匹配技術已經成熟，對于遠距離高壓起爆能量傳輸高壓起爆回路與沖擊片雷管的能量匹配技術鮮有研究；并且隨著沖擊片雷管與安全系統分體式起爆系統的出現，安全系統與沖擊片雷管連接距離增大，部分起爆能量在連接線傳輸過程中損耗，沖擊片雷管獲得的能量如果小于自身最小起爆能量，沖擊片雷管就不能正常起爆[4]。本文針對此問題，提出了沖擊片雷管與安全系統分體設計高壓起爆能量衰減優化方法。

1 理論基礎

1.1 起爆回路理論

沖擊片雷管與安全系統分體式起爆回路由高壓電容、高壓開關、沖擊片雷管和傳輸電纜構成。其中爆炸箔的電阻為動態電阻，根據廠家提供的數據，橋箔電阻的動態范圍僅為幾個毫歐級別，且相比起爆回路總電阻很小，回路電阻對起爆電流的影響很小，因此可將其阻值看為固定值，并利用短路電阻代替爆炸箔電阻進行分析。起爆回路等效電路如圖1所示[5]。

圖1 起爆回路等效模型Fig.1 Equivalent model of detonation circuit

圖1中，K是高壓開關，C是高壓電容，L1是高壓電容、高壓開關的總電感，L2是傳輸電纜的分布電感，R1是高壓電容、高壓開關和爆炸箔等效電阻的總電阻，R2是傳輸電纜的分布電阻，U0是高壓電容的充電電壓。回路的總電阻R=R1+R2，總電感L=L1+L2。起爆回路電流與時間的函數為[6]：

(1)

式(1)中，σ為電路衰減程度，ω為起爆電路諧振頻率。起爆回路電流曲線如圖2所示。

圖2 起爆回路電流曲線Fig.2 Current curve of initiation circuit

起爆回路總電感L、總電阻R[7-8]：

(2)

式(2)中，I1、I2是前兩個正向電流峰值，單位A；T是電流周期，單位μs。

1.2 起爆回路傳輸導線參數

在起爆回路中，常見的傳輸導線有雙絞電纜、同軸電纜和扁平電纜。不同類型電纜對應的電感值不同，對沖擊片雷管的起爆效果影響也不同。其中，在相同傳輸距離的條件下，扁平電纜和同軸電纜的電感值相比于雙絞電纜的電感值要低，高壓起爆能量在其傳輸過程中的損耗比在雙絞電纜傳輸過程中的損耗小，對沖擊片雷管的起爆效果影響較低[9]。扁平電纜和同軸電纜截面圖如圖3所示。

圖3 電纜截面圖Fig.3 Cable section

單位長度扁平電纜和同軸電纜分布電感計算公式如下：

(3)

(4)

式(3)、式(4)中，b為扁平電纜一層銅箔的厚度；c為扁平電纜一層銅箔的寬度；d為扁平電纜一層銅箔的中心距；R1為同軸電纜內芯導線的半徑；R2為同軸電纜外芯導線的半徑；μ0為真空磁導率，μ0=4π×10-7H/m。

電纜分布電阻計算公式：

(5)

式(5)中，ρ為常溫下電纜的電阻率，ρ銅=1.75×10-8Ω·m；L為電纜的長度；S為電纜的橫截面積。

2 分體式起爆回路高壓起爆能量衰減優化

2.1 分體式起爆回路傳輸導線優化

分體式起爆回路中的總電阻和總電感的參數與遠距離傳輸電纜有關，由于長電纜的接入，電纜的分布電感和分布電阻使得起爆回路的總電感和總電阻增加，部分起爆能量在電纜傳輸過程中損耗，在分體式起爆系統中該損耗是不可避免的，只能通過選用低參數的電纜來使損耗降低，由于回路總電阻對起爆電流的影響較小，總電感對起爆電流的影響很大，因此選用低電感值的電纜作為高壓起爆能量的傳輸通道[10]。結合電纜生產廠家及電纜裝配接口，幾種可以使用的電纜分布電感如表1所示。

表1 電纜分布電感Tab.1 Cable distribution inductance

由表1可以看出，廠家現有的扁平電纜的分布電感值比同軸電纜的分布電感值低，并且扁平電纜的最小分布電感值僅為28.27 nH，因此選用電感值低的扁平電纜作為高壓起爆能量傳輸通道來降低高壓起爆能量在電纜傳輸過程中的損耗。從分布電感計算公式可看出，不同類型電纜的分布電感值主要與電纜絕緣層的厚度有關，電纜絕緣層的厚度越小，電纜的分布電感值越低。當同軸電纜的絕緣層厚度小于扁平電纜的絕緣層厚度時，在相同距離條件下，同軸電纜的分布電感值可能低于扁平電纜的分布電感值，但是由于目前同軸電纜的技術工藝限制，同軸電纜的絕緣層厚度基本都大于扁平電纜的絕緣層厚度，因此同軸電纜的分布電感值比扁平電纜的分布電感值高。

2.2 起爆回路模型建立及高壓電容參數優化

2.2.1 起爆回路模型建立

對(0.4±0.04)μF高壓電容充電至1 700 V，利用示波器獲得分體式起爆回路電流曲線，其中分體式起爆回路采用表1序號(1)中的扁平電纜，電纜長度為0.5 m。從示波器中分別讀取前兩個正向峰值電流I1、I2及對應的時間t1、t2，數據為：I1=2 960 A，I2=2 320 A，t1=270 ns，t2=1.28 μs，T=1.01 μs，I(t=200 ns)=2 800 A。將以上數據代入公式(2)中，可估算出分體式起爆回路的總電感L和總電阻R。表1中，0.5 m扁平電纜的分布電感L2為28.27 nH，分布電阻R2根據公式(5)可計算出為17.5 mΩ，分體式起爆回路模型如圖4所示。

圖4 分體式起爆回路模型Fig.4 Model of detonation circuit

從以上數據可以看出，在分體式起爆回路模型中，t=200 ns對應的起爆回路電流僅為2 800 A，而起爆回路中的沖擊片雷管的起爆要求是在200 ns內回路電流達到3 000 A，因此沖擊片雷管存在不能可靠起爆的問題，為了解決此問題應提高起爆回路電流的變化率，而起爆回路電流與分體式起爆回路各參數有關，分體式起爆回路為一RLC電路，起爆回路中的總電感和總電阻已經通過選用扁平電纜來減小，因此在選用扁平電纜作為高壓起爆能量傳輸通道的條件下要提高起爆回路電流，只能通過對起爆回路中高壓電容參數(充電電壓U0、容值C)進行優化，以實現高壓起爆能量在遠距離電纜傳輸中可靠起爆沖擊片雷管。

2.2.2 高壓電容參數優化

基于分體式起爆回路模型，對回路中高壓電容參數進行優化來實現沖擊片雷管可靠起爆，具體如下。

1) 提高高壓電容的充電電壓U0

高壓電容的充電電壓U0表達式如式(6)所示，回路參數(C、R、L、t)不變，可以直接看出回路電流I與充電電壓U0成線性正比關系，充電電壓U0與回路電流i關系如下：

(6)

在分體式起爆回路仿真電路模型中，改變高壓電容的充電電壓U0，當高壓電容的充電電壓U0提高至1 834 V時，回路起爆電流剛好滿足沖擊片雷管的起爆條件。充電電壓U0=1 834 V，對應的回路電流如圖5所示。

圖5 U0為1 834 V回路電流仿真圖Fig.5 The simulation diagram of circuit current of U0=1 834 V

圖5中，t=200 ns對應的起爆電流為3 001 A，起爆回路電流周期T未發生變化。因此，當充電電壓U0≥1 834 V時，沖擊片雷管能可靠起爆。但是充電電壓U0的提高使高壓電容器件必須具有較高的耐壓值，并且高壓電容器件附近的電磁場也隨著充電電壓U0的提高而增強，一些低壓器件很容易受到強電磁干擾，在實際使用中常常出現工作異常甚至損壞，必須采取抗電磁干擾措施。因此，在保證起爆電路各器件正常工作的條件下，適當地提高高壓電容的充電電壓U0。

2) 提高高壓電容C

根據式(1)可得起爆回路電流周期T：

(7)

從式(7)可以看出，高壓電容C與起爆回路電流周期T成正比。回路參數(U0、R、L、t)不變，起爆回路電流i(t)為：

(8)

(9)

式(9)中，a、b為常數，且a、b>0。

起爆回路電流I與回路電流周期T成正比，因此高壓電容的容值C與起爆回路電流I成正比，提高高壓電容的容值C可使起爆回路電流增加。在分體式起爆回路仿真電路模型中，改變高壓電容C的大小，當高壓電容C提高至0.44 μF時，回路起爆電流剛好滿足沖擊片雷管的起爆條件。C=0.44 μF對應的回路電流如圖6所示。

圖6 C=0.44 μF回路電流仿真圖Fig.6 The simulation diagram of circuit current of C=0.44 μF

圖6中，t=200 ns對應的起爆電流為3 010 A，因此，當高壓電容C≥0.44 μF時，沖擊片雷管能可靠起爆。但是增大高壓電容C導致起爆回路電流周期T變大，起爆回路電流的變化率減小。當高壓電容C增大到一定程度時，起爆回路電流的變化率很小，電流上升緩慢，t=200 ns對應的起爆電流不能使沖擊片雷管起爆，并且隨著高壓電容C的提高，高壓電容的體積變大，不利于電子安全系統的小型化發展，因此在保證沖擊片雷管正常起爆的條件下，適當地提高高壓電容的容值C。

3 實驗驗證

為了驗證上述方法的正確性，對起爆回路進行實驗測試，實驗中起爆回路傳輸通路為表1序號(1)中的扁平電纜，分別改變起爆回路中高壓電容的參數：

1) 將充電電壓U0提高至1 820 V，充電電壓U0如圖7(a)所示，示波器采集的回路電流波形如圖7(b)所示；

2) 將高壓電容C提高至0.44 μF，選用兩個0.22 μF高壓電容并聯獲得0.44 μF的高壓電容，示波器采集的回路電流波形如圖7(c)所示。

實驗結果如表2所示。

圖7 實測起爆回路電流圖Fig.7 Measured current diagram of the detonation current

表2 實驗數據與仿真數據對比Tab.2 Comparison of experimental data and simulation

仿真回路中充電電壓U0=1 834 V與實驗中充電電壓U0=1 820 V的差異僅為14 V，該差異與示波器的測量精度與和測試方法有關。表2(1)中，充電電壓U0提高至1 820 V時，回路電流第一個正向峰值電流I1提高至3 200 A，t=200 ns對應的電流提高至3 060 A；表2(2)中，高壓電容C提高至0.44 μF時，回路電流第一個正向峰值電流I1提高至3 220 A，t=200 ns對應的電流提高至2 920 A。因此通過提高起爆回路中高壓電容參數可以使回路電流增大，與仿真結果相符合。但是由于高壓電容C的提高回路電流第一個正向峰值電流對應的時間t1增大至290 ns，起爆回路電流的變化率減小，電流上升緩慢，不利于沖擊片雷管起爆。因此在保證沖擊片雷管正常起爆的條件下，適當地提高高壓電容的容值C。

4 結論

本文提出了沖擊片雷管與安全系統分體設計高壓起爆能量衰減優化方法。該方法首先對傳輸電纜進行優化，選用電感值低的電纜作為分體式高壓起爆能量傳輸通道減小高壓起爆能量在電纜傳輸過程中的損耗，并以此建立分體式起爆回路仿真電路模型，分別改變仿真回路中高壓電容參數使回路電流提高至沖擊片雷管能可靠起爆的最小電流。實驗驗證結果表明：在保證沖擊片雷管正常起爆和起爆電路各器件正常工作的條件下，適當地提高高壓電容C或者充電電壓U0都可以使回路電流提高，實驗結果與仿真結果符合。因此，在沖擊片雷管與安全系統分體設計條件下，通過對傳輸電纜、高壓電容的充電電壓U0和容值C三者綜合進行優化實現沖擊片雷管可靠起爆的方案是可行的。