馬偃亳，于德江，陳 帥，陳 東，李振超，趙婉瑜

(中國電子科技集團(tuán)公司第二十七研究所，河南 鄭州 450047)

1 引言

同軸感應(yīng)線圈推進(jìn)器(Coaxial Induction Coil ElectroMagnetic Launcher，CICEML)分為同步感應(yīng)線圈推進(jìn)器(Synchronous Induction Coil ElectroMagnetic Launcher，SICEML)和異步感應(yīng)線圈推進(jìn)器(Asynchronous Induction Coil ElectroMagnetic Launcher，AICEML)[1]。同步線圈推進(jìn)器，采用序列脈沖電源依次觸發(fā)放電，驅(qū)動電樞不斷加速前進(jìn)[2,3];而異步線圈推進(jìn)器，采用多相繞組配合多相交流脈沖電源，通過控制交流脈沖電源的放電相序，在軸向推進(jìn)器里產(chǎn)生交變的磁動勢，驅(qū)動電樞加速前進(jìn)[4]。目前，同步線圈推進(jìn)器的研究居多。同步線圈推進(jìn)器具有較高的推射效率，但是需要精確的位置檢測裝置來觸發(fā)相應(yīng)位置的脈沖電源，控制復(fù)雜；同時(shí)，同步線圈推進(jìn)器對電樞作用力集中在尾部，會造成電樞尾部應(yīng)力集中、溫升過高等問題。異步線圈推進(jìn)器不需要精確的位置檢測裝置，且感應(yīng)渦流、電磁應(yīng)力和溫升分布在電樞的整個身長上，使電樞具有磁懸浮和自動對中的特性，提高了推進(jìn)器的穩(wěn)定性[5]。當(dāng)前對同軸線圈推進(jìn)器的研究大多集中在推射效率和推射速度的提高[6,7]，而不關(guān)注推射過程推力的波動情況及穩(wěn)定性。當(dāng)同軸線圈推進(jìn)器只用來加速電樞時(shí)，電樞的出膛速度和推射效率越高越好，然而當(dāng)電樞前后帶有助推載荷時(shí)，除了關(guān)注載荷的出膛速度和推進(jìn)器的推射效率，還要關(guān)注載荷的推力穩(wěn)定性、磁場抗性和過載抗性等問題，例如加速助推無人機(jī)和制導(dǎo)彈藥[8]、無人機(jī)的飛控系統(tǒng)、導(dǎo)彈的引信等，通常含有電氣元件、精細(xì)結(jié)構(gòu)件或磁敏感元件，在不穩(wěn)定推力、強(qiáng)沖擊、強(qiáng)磁場作用下，結(jié)構(gòu)容易變形，電氣元件容易失效，從而影響載荷的助推起飛。本文通過Ansoft maxwell仿真軟件建立仿真程序，分別從電樞初始位置、相間間隔[9]、電樞長度、電樞厚度4個維度對單段三相異步線圈推進(jìn)器進(jìn)行仿真分析，探索異步線圈推進(jìn)器推力穩(wěn)定性和載荷出口速度影響關(guān)系，為后續(xù)推射載荷穩(wěn)定發(fā)射試驗(yàn)提供依據(jù)和指導(dǎo)。

2 異步感應(yīng)線圈推進(jìn)器原理及數(shù)理模型

2.1 工作原理

異步感應(yīng)線圈推進(jìn)器的工作原理和直線感應(yīng)電機(jī)的工作原理類似。同軸排列的初級線圈通過串聯(lián)或并聯(lián)連接構(gòu)成多相繞組，多相繞組由多相交流脈沖電源激勵，產(chǎn)生一個類似異步電機(jī)旋轉(zhuǎn)磁場的直線行波磁場，行波磁場速度始終快于電樞速度，借助兩者之間的速度差驅(qū)動電樞加速前進(jìn)[10]。本文中單段異步線圈推進(jìn)器采用驅(qū)動線圈反串聯(lián)結(jié)構(gòu)，電源采用三相交流脈沖電容器，系統(tǒng)模型如圖1所示。

圖1 三相異步感應(yīng)線圈推進(jìn)器系統(tǒng)模型Fig.1 System model of 3-phase asynchronous induction coil electromagnetic launcher

單段推進(jìn)器由6個驅(qū)動線圈構(gòu)成，從尾部到頭部依次編號為Q1、Q2、Q3、Q4、Q5、Q6，6個驅(qū)動線圈纏繞方向相同。以A相為例，A相脈沖電容器C1的正極通過開關(guān)器件S1與線圈Q1進(jìn)線端連接，Q1的出線端和Q4的出線端反向串接，Q4的進(jìn)線端再連接到A相脈沖電容器的負(fù)極構(gòu)成A相回路。同理，C2、S2、Q2構(gòu)成B相，C3、S3、Q3構(gòu)成C相，各相電回路獨(dú)立連接，工作時(shí)，通過電磁場耦合關(guān)系影響各相電參數(shù)。

2.2 推力數(shù)理模型

同軸線圈推進(jìn)器工作時(shí)，電樞上感應(yīng)電流呈環(huán)狀分布，因此，在搭建數(shù)理模型時(shí)，通常將電樞看作許多相互絕緣的電流環(huán)[11]。這些電流環(huán)可以看作是多個相互獨(dú)立的線圈，單個獨(dú)立的線圈在電路模型中就可以等效為電感和電阻的串聯(lián)回路。當(dāng)驅(qū)動線圈中通入外部電流時(shí)，在電樞的電流環(huán)上會感應(yīng)出電流,這個感應(yīng)電流在驅(qū)動線圈磁場的作用下會在徑向和軸向上產(chǎn)生電磁力，其中徑向上的力在整個圓環(huán)上相互抵消，對電樞整體運(yùn)動無影響，而軸向上的電磁力，方向唯一，驅(qū)動電樞加速運(yùn)動。同軸線圈推進(jìn)器電流環(huán)模型如圖2所示。圖2中，iD為驅(qū)動線圈分片電流，iP為電樞分片電流，R為驅(qū)動線圈分片半徑，r為電樞分片半徑，z為驅(qū)動線圈分片和電樞分片距離。

圖2 電流環(huán)模型Fig.2 Model of current loop

本文研究的推力穩(wěn)定性只和電樞軸向受力有關(guān)，采用電流絲法[12]求解得到電樞軸向受力如下：

(1)

2.3 單段三相異步感應(yīng)線圈設(shè)計(jì)參數(shù)

本文所設(shè)計(jì)三相異步感應(yīng)線圈用于3.5 kg折翼式無人機(jī)的發(fā)射，全系統(tǒng)設(shè)計(jì)參數(shù)見文獻(xiàn)[13]。無人機(jī)加速起飛過程中，既要考慮無人機(jī)內(nèi)部器件磁場抗性和過載抗性，同時(shí)又要考慮推力的穩(wěn)定性。本文只研究單段推進(jìn)器推力穩(wěn)定性和載荷出口速度影響因素，不再對其他發(fā)射要素進(jìn)行研究。單段推進(jìn)器設(shè)計(jì)參數(shù)見表1，實(shí)物圖如圖3所示。

表1 系統(tǒng)參數(shù)Tab.1 System parameters

圖3 單段三相異步感應(yīng)線圈推進(jìn)器Fig.3 Single-section 3-phase asynchronous induction coil electromagnetic launcher

單段推進(jìn)器由6個線圈組成，每個線圈匝數(shù)為60匝，推射器內(nèi)徑109 mm，推射器骨架壁厚3 mm，單個線圈長度48 mm，線圈之間間距10 mm，線圈采用1.2 mm×10 mm紫銅帶四餅纏繞，單個線圈厚22.5 mm。

推射載荷由電樞、尼龍連接塊和模擬載荷三部分構(gòu)成，如圖4所示。電樞內(nèi)徑98 mm，外徑108 mm，模擬載荷通過尼龍連接塊和電樞相連，工作過程中，電樞通過尼龍連接塊帶動前端模擬載荷共同運(yùn)動，從而達(dá)到加速模擬載荷的目的，電樞重量1.27 kg，連接塊重量0.57 kg，模擬載荷重量3.5 kg。

圖4 推射載荷組成Fig.4 Constitution of ejection load

電源采用能夠正反向充放電的交流脈沖電容器，反充比接近1，電源額定電壓3 kV，實(shí)際工作電壓1 kV，電源額定電容量5 mF，三相線圈分別和三個交流脈沖電源連接，構(gòu)成三個獨(dú)立的LCR振蕩回路。

本文基于上述單段三相異步感應(yīng)線圈推射器的參數(shù)，在Ansoft maxwell 中建立推射器有限元仿真模型如圖5所示，通過改變電樞初始位置、相間間隔、電樞長度、電樞厚度等參數(shù)，研究推進(jìn)過程中對載荷出口速度和電樞受力穩(wěn)定性的影響關(guān)系。

圖5 有限元仿真模型Fig.5 Finite element simulation model

3 異步感應(yīng)線圈推進(jìn)器推力穩(wěn)定性分析

異步感應(yīng)線圈推進(jìn)器推力曲線呈雙駝峰分布，推力大小與多相電源電流大小、電流變化率、推進(jìn)器內(nèi)磁動勢合成以及電樞速度大小相關(guān)。以三相異步感應(yīng)線圈推進(jìn)器為例，A、B、C三相電源依次放電，電樞受到隨時(shí)間變化的推力曲線，推力曲線波動頻率與三相電流頻率相關(guān)，而電流頻率與系統(tǒng)電參數(shù)相關(guān)，如圖6所示。實(shí)際加速過程中，從第三個峰值推力開始，由于電路損耗、電流衰減以及電樞運(yùn)動造成驅(qū)動線圈和電樞之間的耦合作用大大降低，推力峰值遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于前2個推力峰值，對電樞的推進(jìn)效果非常小，基本可以忽略，故本文只研究前兩個峰值推力的影響因素。

圖6 雙駝峰推力曲線及三相電流曲線Fig.6 Double-hump force curve and 3-phase current curves

通常采用標(biāo)準(zhǔn)差來衡量曲線的波動性。本文通過計(jì)算大于2 kN下載荷所受推力的標(biāo)準(zhǔn)差大小來評估推力的穩(wěn)定性，標(biāo)準(zhǔn)差越小，則推力越穩(wěn)定，反之則穩(wěn)定性越差。推力標(biāo)準(zhǔn)差計(jì)算公式如下：

(2)

3.1 電樞初始位置對推力穩(wěn)定性影響

電樞初始位置定義為電樞尾部到第一個線圈尾部的距離[14]，如圖7所示。

圖7 電樞初始位置定義Fig.7 Definition of armature initial position

為研究電樞初始位置0～60 mm對推力波動性影響，電樞初始位置分別在12 mm、24 mm、36 mm、48 mm下的推力曲線如圖8所示。

圖8 電樞不同初始位置下推力曲線Fig.8 Force curves of armature at different initial positions

將電樞初始位置0～60 mm下推力曲線的雙駝峰峰值大小及發(fā)生時(shí)刻、波谷值大小及發(fā)生時(shí)刻、出口速度統(tǒng)計(jì)見表2。

表2 電樞初始位置對推力特性和出口速度的影響Tab.2 Influence of armature initial positions on force characteristics and muzzle velocity

如圖8和表2所示，隨著電樞初始位置的增加，第一個峰值推力增加，波谷推力減小，第二個峰值推力減小，從而造成第一個峰值與第二個峰值之間的差值增加，推力波動性增大，不利于實(shí)現(xiàn)推射載荷的穩(wěn)定發(fā)射。上述5種初始位置對比，12 mm下兩個峰值推力和波谷推力更加平滑，更利于實(shí)現(xiàn)載荷的穩(wěn)定發(fā)射。

由表2可知，第一個推力峰值大概在4.5 ms左右產(chǎn)生，4.5 ms時(shí)電樞初始位置在12 mm和48 mm下驅(qū)動線圈和電樞電流密度分布如圖9所示。

圖9 4.5 ms時(shí)驅(qū)動線圈與電樞電流密度分布圖Fig.9 Current density distribution of drive coils and armature at 4.5 ms

如圖9所示，4.5 ms時(shí)，電樞初速位置48 mm下電樞上感應(yīng)電流密度分布范圍和大小大于電樞初始位置12 mm。4.5 ms時(shí)，A、B、C三相電源均已觸發(fā)放電，此時(shí)A相電流已由最大值衰減至不足峰值一半大小，而B相電流在峰值附近，C相電流正在急速增加，此時(shí)B、C相線圈電流對電樞的加速起主導(dǎo)作用。電樞初始位置在12 mm處時(shí)，由于初始位置靠近推進(jìn)器尾部，4.5 ms時(shí)，電樞運(yùn)動距離較短，電樞頭部尚未完全進(jìn)入C相線圈作用范圍，降低了驅(qū)動線圈和電樞的耦合長度。而電樞初始位置在48 mm處時(shí)，運(yùn)行到4.5 ms時(shí)，電樞正好完全進(jìn)入B相和C相線圈作用范圍，耦合作用強(qiáng)，推力大。

采用相同方法分析第二個峰值時(shí)刻時(shí)初始位置12 mm和48 mm下推力特性，如圖10所示，第二個峰值時(shí)刻大約在10.5 ms。

圖10 10.5 ms時(shí)驅(qū)動線圈與電樞電流密度分布圖Fig.10 Current density distribution of drive coils and armature at 10.5 ms

10.5 ms時(shí)，電樞初始位置12 mm下電樞電流密度范圍和大小均大于48 mm，耦合長度長，故初始位置12 mm下耦合作用強(qiáng)，推力也較大。同樣，波谷推力在不同初始位置下的變化因素也與驅(qū)動線圈和電樞的耦合作用有關(guān)，此處不再展開分析。

圖11通過繪制不同電樞初始位置下載荷出口速度曲線和大于2 kN推力的標(biāo)準(zhǔn)差曲線來分析電樞初始位置對推射載荷出口速度和推力穩(wěn)定性的影響關(guān)系。

圖11 電樞初始位置對出口速度和推力穩(wěn)定性影響Fig.11 Influence of armature initial positions on force stability and muzzle velocity

隨著電樞初始位置的增加，載荷出口速度先增大后減小，電樞初始位置在32～36 mm之間，載荷出口速度有最大值，約20.45 m/s；隨著電樞初始位置的增加，推力曲線標(biāo)準(zhǔn)差不斷增大，推力波動性逐漸變得劇烈，穩(wěn)定性變差，當(dāng)電樞初始位置在4 mm處，大于2 kN下推力的標(biāo)準(zhǔn)差最小，推力最穩(wěn)定。

在實(shí)際發(fā)射載荷時(shí)，不會選擇大于36 mm的電樞初始位置，因?yàn)榇藭r(shí)載荷出口速度和推力穩(wěn)定性都不是最優(yōu)；當(dāng)選擇32～36 mm的電樞初始位置時(shí)，此時(shí)載荷有最大出口速度，但是要評估載荷的過載抗性和受力波動性影響，如果載荷內(nèi)部有器件結(jié)構(gòu)損壞或元器件失效，就可以通過減小電樞初始位置的方法來降低最大推力、提高推力穩(wěn)定性。

3.2 相間間隔對推力穩(wěn)定性影響

保持電樞初始位置24 mm不變，相間間隔選取1.0～3.6 ms，其他參數(shù)不變，圖12為相間間隔1.4 ms、1.8 ms、2.2 ms、2.6 ms下的推力曲線。

圖12 不同相間間隔下推力曲線Fig.12 Force curves of different phase intervals

表3對相間間隔選取1.0～3.0 ms下推力曲線的雙駝峰峰值大小及發(fā)生時(shí)刻、波谷值大小及發(fā)生時(shí)刻、出口速度進(jìn)行統(tǒng)計(jì)。

表3 相間間隔對推力特性和出口速度的影響Tab.3 Influence of phase intervals on force characteristics and muzzle velocity

隨著相間間隔增大，第一峰值推力不斷增大，波谷推力先增大后減小，在相間間隔為1.8 ms時(shí)，波谷推力最大,在相間間隔超過3.0 ms時(shí)，波谷推力甚至降到了0 kN以下，此時(shí)推力波動劇烈，穩(wěn)定性極差；第二峰值推力隨著相間間隔改變變化不大；隨著相間間隔增大，所有峰值時(shí)刻和波谷時(shí)刻均延后，整個雙駝峰推力持續(xù)時(shí)間增加。

由于相間間隔超過3.0 ms時(shí)，波谷推力會降到0 kN以下，而本文衡量推力穩(wěn)定性的作用力范圍是在雙駝峰推力持續(xù)期間大于2 kN推力的標(biāo)準(zhǔn)差，當(dāng)?shù)陀? kN時(shí)，可以從推力曲線中直觀觀測到推力波動性劇烈如圖13所示。

圖13 相間間隔3.0 ms時(shí)的推力曲線Fig.13 Force curve at trigger time interval of 3.0 ms

圖14分析1.0～2.6 ms相間間隔對載荷出口速度和推力穩(wěn)定性的影響關(guān)系。

圖14 相間間隔對出口速度和推力穩(wěn)定性影響Fig.14 Influence of phase intervals on force stability and muzzle velocity

隨著相間間隔增加，載荷出口速度先增大后減小，在相間間隔2.2 ms下達(dá)到最大20.77 m/s；由推力標(biāo)準(zhǔn)差曲線圖可知，隨著相間間隔的增大，推力穩(wěn)定性越來越差。

同電樞初始位置分析一樣，在實(shí)際推射載荷時(shí)，不可能選擇大于2.2 ms的相間間隔，因?yàn)榇藭r(shí)載荷出口速度和推力穩(wěn)定性都不是最優(yōu)，同樣，要根據(jù)載荷的速度指標(biāo)要求、過載抗性和受力波動性影響來選擇最優(yōu)相間間隔。

3.3 電樞長度對推力穩(wěn)定性影響

改變電樞長度，在不改變電樞厚度的情況下，電樞重量會改變，從而影響整個推射載荷重量。本項(xiàng)研究通過改變連接結(jié)構(gòu)和模擬載荷重量來保持整個推射載荷重量不變，電樞長度取250～350 mm，電樞初始位置24 mm，相間間隔1.8 ms。圖15為電樞長度分別為270 mm、290 mm、310 mm、330 mm下的推力曲線。

圖15 不同電樞長度下推力曲線Fig.15 Force curves of different armature lengths

表4對不同電樞長度下推力曲線的雙駝峰峰值大小及發(fā)生時(shí)刻、波谷值大小及發(fā)生時(shí)刻、出口速度進(jìn)行統(tǒng)計(jì)。

表4 不同電樞長度對推力特性和出口速度的影響Tab.4 Influence of different armature lengths on force characteristics and muzzle velocity

隨著電樞長度增加，第一峰值推力明顯增加，波谷推力稍有減小，第二峰值推力基本不變；隨著電樞長度增加，第一峰值推力發(fā)生時(shí)刻稍有延后，波谷推力和第二峰值推力發(fā)生時(shí)刻稍有提前，發(fā)生時(shí)刻總體變化不大。

電樞長度增加，最明顯的變化就是第一峰值推力增加，這由前面的長度耦合理論很容易分析，電樞長度增加后，就會增加驅(qū)動線圈和電樞的耦合長度，從而使推力增加；而波谷推力和第二峰值推力變化不明顯，這是由于在保持整個推射載荷重量不變的前提下，電樞運(yùn)動到推力波谷和第二峰值時(shí)，電樞頭部均已運(yùn)動出最末端驅(qū)動線圈，此時(shí)電樞與驅(qū)動線圈的耦合長度基本一致，故受力情況也變化不大。

圖16為電樞長度對載荷出口速度和推力穩(wěn)定性的影響關(guān)系。

圖16 電樞長度對出口速度和推力穩(wěn)定性影響Fig.16 Influence of armature lengths on muzzle velocity and force stability

隨著電樞長度的增加，載荷出口速度增加，這是由第一峰值推力的增加所致，當(dāng)長度增加到330 mm后，再增加長度載荷出口速度基本沒變化，從表4可以看出，330 mm后第一峰值推力也基本不再增加；電樞長度在250 mm時(shí)，推力曲線標(biāo)準(zhǔn)差最小，推力最穩(wěn)定，電樞長度大于250 mm后，隨著電樞長度的增加，推力曲線標(biāo)準(zhǔn)差不斷增大，推力穩(wěn)定性變差。

在實(shí)際推射載荷時(shí)，電樞長度每增加20 mm，電樞質(zhì)量會增加0.087 kg，假設(shè)連接機(jī)構(gòu)質(zhì)量不變，則有效模擬載荷質(zhì)量會減少0.087 kg，相比于3.5 kg的標(biāo)準(zhǔn)模擬載荷，重量減少了2.5%，如果速度不能提高1.6%，則系統(tǒng)整體發(fā)射效率會降低，因此，從有效載荷發(fā)射效率角度考慮，本系統(tǒng)電樞長度不宜超過310 mm。

3.4 電樞厚度對推力穩(wěn)定性影響

和改變電樞長度一樣，改變電樞厚度也會改變電樞重量，從而影響整個推射載荷重量。采用和電樞長度相同的研究方法，通過改變連接結(jié)構(gòu)和模擬載荷重量來保持整個推射載荷重量不變，電樞外徑保持不變，通過改變電樞內(nèi)徑來改變電樞厚度，電樞厚度取2～10 mm進(jìn)行研究，圖17為電樞厚度在3 mm、5 mm、7 mm、9 mm下的推力曲線。

圖17 不同電樞厚度下推力曲線Fig.17 Force curves of different armature thicknesses

表5對不同電樞厚度下推力曲線的雙駝峰峰值大小及發(fā)生時(shí)刻、波谷值大小及發(fā)生時(shí)刻、推射速度進(jìn)行統(tǒng)計(jì)。

表5 不同電樞厚度對推力特性和出口速度的影響Tab.5 Influence of different armature thicknesses on force characteristics and muzzle velocity

增加電樞厚度，第一峰值推力略有減小，但是可以大幅度增加波谷推力和第二峰值推力;各個峰值時(shí)刻和波谷時(shí)刻基本保持不變。

圖18為3 mm厚電樞和9 mm厚電樞在第二峰值推力時(shí)刻10.6 ms時(shí)，驅(qū)動線圈和電樞的電流密度分布云圖來分析不同電樞厚度對推力的影響。

圖18 10.6 ms時(shí)驅(qū)動線圈與電樞電流密度分布Fig.18 Current density distribution of drive coils and armature at 10.6 ms

3 mm厚電樞的截面較小，感應(yīng)電流分布趨于飽和，當(dāng)達(dá)到鋁材料的載流極限后就不會增加，而9 mm厚電樞截面大，可以承載更大的感應(yīng)電流，而在相同的磁場環(huán)境下，擁有更大電流的載流體就會受到更大的電磁力。

圖19為電樞厚度對載荷出口速度和推力穩(wěn)定性的影響關(guān)系圖。

圖19 電樞厚度對出口速度和推力穩(wěn)定性影響Fig.19 Influence of armature thicknesses on muzzle velocity and force stability

電樞厚度在3～10 mm之間，隨著電樞厚度增加，載荷出口速度提高，推力曲線標(biāo)準(zhǔn)差也減小，推力穩(wěn)定性不斷提高。由此可知，增加電樞厚度可以同時(shí)提高載荷出口速度和推力穩(wěn)定性。但是，和增加電樞長度一樣，電樞厚度增加也會增加電樞重量，在保持整個推射載荷重量不變的前提下，會減小有效載荷的重量，從而降低有效載荷發(fā)射效率。因此，在實(shí)際選擇電樞厚度參數(shù)時(shí)，必須綜合考慮載荷出口速度、效率、推力穩(wěn)定性等發(fā)射要求，選取最優(yōu)厚度參數(shù)。

4 結(jié)論

本文從電樞初始位置、相間間隔、電樞長度、電樞厚度4個因素對單段三相異步感應(yīng)線圈推進(jìn)器推力穩(wěn)定性和載荷出口速度影響關(guān)系進(jìn)行研究，研究結(jié)果表明：

(1)電樞初始位置、相間間隔、電樞長度、電樞厚度等因素的改變均會影響推進(jìn)器推射速度和推力穩(wěn)定性。

(2)推進(jìn)器推力穩(wěn)定性和載荷出口速度沒有必然聯(lián)系，部分參數(shù)的改變會提高載荷出口速度，但也會使得推力波動性變劇烈，從而不利于特定載荷的穩(wěn)定發(fā)射。

(3)電樞厚度增加可以同時(shí)提高載荷出口速度和推力穩(wěn)定性，然而電樞厚度增加后，電樞質(zhì)量增加，從而減小有效發(fā)射載荷重量，降低系統(tǒng)效率。

(4)在進(jìn)行推射系統(tǒng)設(shè)計(jì)時(shí)，要綜合速度、效率、推力穩(wěn)定性、過載抗性、磁場抗性等要求進(jìn)行系統(tǒng)設(shè)計(jì)和參數(shù)選取，不能僅僅以推射速度達(dá)標(biāo)來評價(jià)系統(tǒng)的優(yōu)劣。