李 白 魯軍勇 譚 賽 張永勝 蔡喜元

高速滑動(dòng)電接觸電樞表面動(dòng)態(tài)磨損過(guò)程研究

李 白 魯軍勇 譚 賽 張永勝 蔡喜元

（海軍工程大學(xué)艦船綜合電力技術(shù)國(guó)防科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 武漢 430074）

電樞是電磁發(fā)射裝置的關(guān)鍵部件，其表面磨損是引起發(fā)射過(guò)程中轉(zhuǎn)捩的原因之一，同時(shí)磨損也會(huì)嚴(yán)重削弱電樞本體的力學(xué)性能，影響發(fā)射安全性，因此有必要對(duì)高速滑動(dòng)電接觸電樞表面的動(dòng)態(tài)磨損過(guò)程進(jìn)行深入分析。首先，分析電樞表面產(chǎn)生磨損的機(jī)理，厘清相關(guān)耦合因素；其次，考慮表面磨損量變化、溫度升高及電樞尾翼向外擴(kuò)張過(guò)程中反向受力的影響，建立電樞尾翼磨損量的理論計(jì)算模型，研究其磨損規(guī)律；最后，考慮電磁場(chǎng)-溫度場(chǎng)-應(yīng)力場(chǎng)-磨損等耦合因素建立三維有限元計(jì)算模型，對(duì)電樞尾翼磨損量進(jìn)行更為準(zhǔn)確的分析。結(jié)果表明：①電樞表面磨損量是在電因素及力因素的共同作用下產(chǎn)生的；②考慮了表面磨損量變化、溫度及電樞尾翼向外擴(kuò)張過(guò)程中反向受力等因素影響后，分析得到電樞表面磨損量較不考慮時(shí)小19.5%，但考慮后與實(shí)測(cè)值更為接近，證明了分析過(guò)程中上述影響因素不可忽略；③相比理論分析模型中對(duì)電樞尾翼法向力分量及反向受力的近似計(jì)算方法，有限元模型更為精確，其計(jì)算得到電樞尾翼磨損量與實(shí)測(cè)值也更為接近，驗(yàn)證了所建立模型的準(zhǔn)確性。該文所建立模型及分析結(jié)果對(duì)于后續(xù)優(yōu)化電樞結(jié)構(gòu)、提高樞軌接觸性能及保證發(fā)射安全性具有重要意義。

電磁發(fā)射裝置 電樞 滑動(dòng)電接觸 表面磨損 多物理場(chǎng)耦合

0 引言

電樞是電磁發(fā)射裝置的關(guān)鍵部件，對(duì)炮口處電樞進(jìn)行實(shí)測(cè)的結(jié)果表明，在動(dòng)態(tài)發(fā)射過(guò)程中其表面會(huì)產(chǎn)生嚴(yán)重磨損。磨損會(huì)帶來(lái)以下兩個(gè)方面的問(wèn)題：①電樞磨損融化后會(huì)在內(nèi)膛形成積鋁層，附著在軌道表面，增大表面粗糙度，影響后續(xù)發(fā)射過(guò)程中樞軌間的接觸狀態(tài)；②尾翼磨損后，電樞所能夠承受的力學(xué)性能被極大削弱，影響發(fā)射安全性。因此，對(duì)高速滑動(dòng)電接觸過(guò)程中電樞表面動(dòng)態(tài)磨損過(guò)程進(jìn)行分析，對(duì)于控制其表面磨損量、優(yōu)化電樞結(jié)構(gòu)、改善樞軌接觸性能，具有重要意義。

針對(duì)電樞表面磨損過(guò)程，文獻(xiàn)[1-2]基于固體接觸面導(dǎo)熱原理，建立了電樞和導(dǎo)軌接觸面溫度分布方程和電樞平均磨損量的計(jì)算方法，分析了驅(qū)動(dòng)電流、電樞和導(dǎo)軌材料性能、接觸參數(shù)對(duì)平均磨損率的影響，采用解析法對(duì)電樞磨損量進(jìn)行分析，計(jì)算效率高，但僅考慮了理想及簡(jiǎn)化的模型，與實(shí)際工況相差較遠(yuǎn)，此外也沒(méi)有考慮溫度、磨損量與接觸力間的耦合迭代關(guān)系，計(jì)算準(zhǔn)確性難以保證；美國(guó)德克薩斯大學(xué)先進(jìn)技術(shù)研究所（IAT）考慮實(shí)際裝置，基于Ansys進(jìn)行二次開(kāi)發(fā)，建立了可以耦合考慮電磁、熱、結(jié)構(gòu)和磨損的二維及三維有限元分析模型[3-4]，可以適用于復(fù)雜工況，但是模型非常復(fù)雜、工作量大、計(jì)算效率較低，且由于保密因素，現(xiàn)有公開(kāi)文獻(xiàn)無(wú)法獲取其計(jì)算代碼。另一方面，為便于對(duì)電樞磨損量及磨損過(guò)程進(jìn)行準(zhǔn)確觀察，國(guó)內(nèi)外學(xué)者也設(shè)計(jì)了相關(guān)試驗(yàn)進(jìn)行研究。華中科技大學(xué)在電樞尾翼兩側(cè)設(shè)計(jì)了凸臺(tái)結(jié)構(gòu)，通過(guò)動(dòng)態(tài)發(fā)射試驗(yàn)確定了電樞尾翼磨損率、樞軌接觸電阻及摩擦系數(shù)，其試驗(yàn)方法及分析結(jié)果具有參考意義[5]；IAT則在電樞表面埋入鎢針，采用X光進(jìn)行輔助觀察[6]，經(jīng)過(guò)16次動(dòng)態(tài)發(fā)射試驗(yàn)，確定了低速段（＜1 000m/s）及高速段機(jī)械熱和焦耳熱在電樞表面磨損過(guò)程中的占比，分析了電樞表面的磨損規(guī)律，然而研究方法對(duì)軌道損傷嚴(yán)重，也無(wú)法從機(jī)理上對(duì)電樞表面磨損的影響因素進(jìn)行解釋。綜上所述，電樞磨損過(guò)程的準(zhǔn)確分析對(duì)提高電樞性能具有重要意義，但是現(xiàn)有電樞表面磨損量分析方法難以兼顧磨損量計(jì)算的準(zhǔn)確性及分析過(guò)程的高效性，且僅采用試驗(yàn)也難以對(duì)發(fā)射過(guò)程中電樞磨損量的控制提供優(yōu)化方向。

基于上述情況，本文首先分析了動(dòng)態(tài)發(fā)射過(guò)程中電樞表面熔化磨損過(guò)程，厘清了相關(guān)耦合因素，在此基礎(chǔ)上建立了計(jì)算電樞尾翼磨損量的理論及有限元分析模型，可考慮溫度、接觸力與磨損量間的耦合迭代關(guān)系，不僅可以提高計(jì)算效率，也能較為全面地考慮各因素對(duì)電樞尾翼磨損量的影響，為電樞結(jié)構(gòu)性能的改進(jìn)及樞軌接觸性能的改善提供了有效的技術(shù)途徑。

1 電樞動(dòng)態(tài)磨損過(guò)程分析及磨損特點(diǎn)

1.1 電樞動(dòng)態(tài)磨損過(guò)程分析

電樞動(dòng)態(tài)磨損過(guò)程如圖1所示，動(dòng)態(tài)發(fā)射過(guò)程中，電流經(jīng)電樞流入導(dǎo)軌時(shí)，由于樞軌接觸面間存在接觸電阻，因而會(huì)產(chǎn)生焦耳熱；另一方面，電流通過(guò)磁場(chǎng)在電樞尾翼產(chǎn)生極大的電磁擴(kuò)張力，隨著電樞的高速運(yùn)動(dòng)，樞軌接觸面間產(chǎn)生極大的機(jī)械摩擦熱。在焦耳熱及摩擦熱的共同作用下，電樞表面溫度急劇上升，一旦超過(guò)材料熔點(diǎn)，就會(huì)發(fā)生熔化，產(chǎn)生磨損[7-13]。因此，電樞表面磨損量是在電因素及力因素的共同作用下產(chǎn)生的。

圖1 電樞動(dòng)態(tài)磨損過(guò)程分析

1.2 電樞尾翼磨損量分布特點(diǎn)

C形電樞由于結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單及性能可靠，是目前研究的重點(diǎn)，因此本文主要針對(duì)C形電樞磨損量進(jìn)行分析。電驅(qū)X光照片及其尾翼磨損特點(diǎn)如圖2和圖3所示。根據(jù)對(duì)試驗(yàn)過(guò)程中炮口電樞X光照片的分析可知[14]，電樞表面磨損并非如圖3a中平均磨損模型所示的從尾翼末端到前端為均勻磨損，實(shí)際上電樞尾翼末端磨損量最大，越靠近頭部磨損量越小，且近似線性變化，如圖3b中的線性磨損模型所示。

圖2 電樞X光照片

圖3 電樞尾翼磨損特點(diǎn)

2 電樞尾翼磨損量理論分析模型

動(dòng)態(tài)發(fā)射過(guò)程中樞軌接觸面間所產(chǎn)生熱量的主要來(lái)源為焦耳熱j及摩擦熱f，同時(shí)，接觸面間的熱量也會(huì)分別傳導(dǎo)給軌道和電樞，假設(shè)分別為r和a，因此有

另設(shè)單位時(shí)間內(nèi)電樞的熔化量為f，則

式中，a為電樞材料熔化潛熱；a為電樞材料比熱容；m為材料熔點(diǎn)；0為初始溫度。

設(shè)單位時(shí)間內(nèi)電樞的熔化體積為a，電樞材料密度為a，則

設(shè)時(shí)刻電樞的運(yùn)動(dòng)速度為，樞軌接觸面總面積為c，則a=c，因此可得電樞尾翼表面平均磨損率

由式（4）可知，得到的關(guān)鍵是根據(jù)式（2）求解傳導(dǎo)給電樞的熱量a。假設(shè)饋電電流為，樞軌接觸面間的接觸電阻為c，則

假設(shè)動(dòng)態(tài)發(fā)射過(guò)程中樞軌接觸面間的摩擦系數(shù)為，樞軌間接觸力為c，則

因此，由以上分析可知

分析可知，動(dòng)態(tài)發(fā)射過(guò)程中傳導(dǎo)進(jìn)入軌道的總熱功率為[15]

式中，r為軌道的熱導(dǎo)率；r為軌道材料密度；r為軌道材料比熱容；0為電樞臂長(zhǎng)。

聯(lián)立式（4）～式（8），得

由式（9）可知，與電樞尾翼表面磨損率相關(guān)的影響因素包括饋電電流、電樞運(yùn)動(dòng)速度、樞軌間接觸力c、電樞尾翼表面尺寸0和c，以及與電樞和軌道材料屬性相關(guān)的潛熱a、比熱容r及a、熔點(diǎn)m和熱導(dǎo)率r等。

2.1 焦耳熱

焦耳熱與樞軌間的接觸電阻值有關(guān)，文獻(xiàn)[16]中介紹了兩種表征接觸面電阻的模型：接觸面熱通量模型（Contact Surface Heat Flux Model, CSHFM）和接觸層模型（Contact Layer Model, CLM）。本文采用CLM對(duì)樞軌界面間的接觸電阻進(jìn)行計(jì)算，該模型假設(shè)接觸區(qū)域具有一定厚度的接觸層，接觸電阻率與接觸壓強(qiáng)相關(guān)，則

式中，ec為接觸電阻率；c為接觸層厚度；soft為電樞材料硬度；cont為接觸壓強(qiáng)；和為接觸常數(shù)，可取1×10-3，而的數(shù)值通過(guò)試驗(yàn)獲得；eA為樞軌接觸對(duì)的平均接觸電阻率，設(shè)電樞及軌道材料的電阻率分別為ea和er，則有

樞軌接觸面積為c，因此，接觸電阻c為

2.2 機(jī)械摩擦熱

樞軌接觸面間所產(chǎn)生的機(jī)械摩擦熱與樞軌接觸力c有關(guān)。由于電樞在運(yùn)行過(guò)程中，一方面在電磁力作用下產(chǎn)生電磁擴(kuò)張力，設(shè)其垂直于軌道的分量為n；另一方面，電樞表面產(chǎn)生磨損后，在電磁力作用下，磨損后的尾翼需要克服本身剛度影響發(fā)生形變貼緊軌道，以繼續(xù)保持樞軌間的良好接觸，發(fā)生形變的反向受力inv會(huì)抵消一部分垂向電磁力分量n。因此，兩者的合力才是真正的樞軌接觸力，即

式中，n會(huì)受到磨損量的影響，inv會(huì)受到溫度影響，下面分別對(duì)兩個(gè)分量進(jìn)行分析。

2.2.1 磨損量對(duì)電磁擴(kuò)張力垂向分量n的影響

隨著電樞磨損量的增加，電樞結(jié)構(gòu)尺寸發(fā)生變化，進(jìn)而會(huì)影響電磁擴(kuò)張力的垂向分量n，電樞結(jié)構(gòu)如圖4所示。圖中，0為電樞臂長(zhǎng)，1為頭部最小厚度，2為尾翼厚度，為尾翼傾角，為兩軌道間距。

圖4 電樞結(jié)構(gòu)示意圖

電樞受力分析如圖5所示，可知電樞尾翼的垂向受力n為電磁擴(kuò)張力EM的分量，采用文獻(xiàn)[17]中的方法可對(duì)n進(jìn)行近似計(jì)算，即

圖5 電樞尾翼受力分析

Fig.5 Force analysis of armature tail

圖6 電樞磨損后尾翼傾角

當(dāng)磨損量為時(shí)，電樞尾翼傾角的表達(dá)式為

2.2.2 電樞溫度升高對(duì)尾翼反向受力inv的影響

隨著電樞的動(dòng)態(tài)運(yùn)行，在本體焦耳熱的作用下，其彈性模量會(huì)逐漸降低，即彈性模量值會(huì)隨溫度的變化而變化，則有

式中，為電樞材料彈性模量。通過(guò)查閱文獻(xiàn)[18]中的實(shí)測(cè)結(jié)果，可知彈性模量隨溫度變化的關(guān)系如圖7所示。

圖7 溫度與彈性模量的變化關(guān)系

Fig.7 The relationship between temperature and elastic modulus

動(dòng)態(tài)發(fā)射過(guò)程中，電樞本體的溫度呈現(xiàn)出非均勻分布的特點(diǎn)，不考慮磨損，發(fā)射結(jié)束后電樞表面溫度分布如圖8所示。

圖8 發(fā)射結(jié)束時(shí)電樞溫度分布

因此，可通過(guò)提取電樞節(jié)點(diǎn)溫度值，計(jì)算本體的平均溫度分布。在實(shí)際分析過(guò)程中，為便于編程計(jì)算，電樞本體的平均溫度計(jì)算方法為[19]

式中，()為考慮磨損后的電樞質(zhì)量。

根據(jù)計(jì)算得到的電樞本體平均溫度，采用式（16）得到對(duì)應(yīng)的彈性模量，進(jìn)而分析實(shí)際的樞軌接觸力。根據(jù)圖4中的電樞結(jié)構(gòu)參數(shù)，可計(jì)算得到當(dāng)電樞尾翼磨損量為時(shí)，其本體質(zhì)量()為

式中，0為電樞本體初始質(zhì)量；為電樞本體寬度。

電樞發(fā)生形變所產(chǎn)生的反向受力inv可以通過(guò)懸臂梁模型進(jìn)行分析。文獻(xiàn)[20]對(duì)電樞形變進(jìn)行了詳細(xì)的分析，本文中為便于編程計(jì)算，將inv視為集中力，采用簡(jiǎn)化模型進(jìn)行分析，如圖9所示，即可得到反向受力inv為

式中，a為電樞臂橫截面慣性矩，其近似為

圖9 電樞尾翼懸臂梁模型

2.2.3 考慮溫度及磨損量影響的樞軌接觸力計(jì)算

綜上所述，樞軌間接觸力c可采用式（13）進(jìn)行計(jì)算。另外，由上述分析可知，溫度的變化會(huì)引起本體彈性模量的變化，彈性模量及磨損量的變化會(huì)影響樞軌接觸力，而樞軌接觸力的變化又會(huì)反過(guò)來(lái)影響電樞本體的磨損量，磨損后又導(dǎo)致電樞本體的溫度也會(huì)發(fā)生變化。因此，溫度、磨損量及接觸力c互相影響，在計(jì)算過(guò)程中存在耦合迭代的關(guān)系，需要編寫程序?qū)熊壗佑|力進(jìn)行求解。上述三者的變化關(guān)系如圖10所示。

圖10 各變量間的耦合關(guān)系

2.3 電樞磨損量理論計(jì)算模型

在上述工作基礎(chǔ)上，建立電樞尾翼磨損量理論計(jì)算模型，其計(jì)算過(guò)程如圖11所示。

圖11 電樞尾翼磨損量計(jì)算模型

通過(guò)本文建立的理論模型計(jì)算得到的為平均磨損量，如圖3a所示，采用等體積轉(zhuǎn)換方式，可轉(zhuǎn)換為線性磨損模型，進(jìn)而得到尾翼末端的真實(shí)磨損量。同時(shí)，為了驗(yàn)證上述計(jì)算方法的正確性，可將計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比，試驗(yàn)電流波形如圖12所示。

圖12 電流波形

動(dòng)態(tài)發(fā)射過(guò)程中，試驗(yàn)中所使用的彈丸關(guān)鍵尺寸如圖4所示，質(zhì)量0=0.078kg，其關(guān)鍵參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 電樞及軌道結(jié)構(gòu)關(guān)鍵參數(shù)

Tab.1 Key structure parameters of armature and rail

采用上述工況對(duì)電樞磨損量進(jìn)行分析，電樞運(yùn)動(dòng)速度及位移曲線如圖13所示。由圖可知，彈丸運(yùn)動(dòng)距離約為2.111m，出口速度為1 806m/s。

圖13 電樞運(yùn)動(dòng)速度及位移曲線

電樞尾翼磨損量如圖14所示，在約0.56ms前電樞尾翼磨損量均為負(fù)值，表示電樞在此刻才開(kāi)始出現(xiàn)磨損，這是因?yàn)樵陔姌衅饎?dòng)過(guò)程中，當(dāng)樞軌接觸面間的溫度超過(guò)電樞材料熔點(diǎn)時(shí)才會(huì)使電樞表面出現(xiàn)熔化，產(chǎn)生磨損。分析可知，此時(shí)電樞運(yùn)動(dòng)距離約為32mm。圖15為動(dòng)態(tài)發(fā)射結(jié)束后的軌道表面鋁層分布，可知在距離電樞起始位置約37mm處才開(kāi)始出現(xiàn)鋁層（圖15中推彈頭距離鋁層出現(xiàn)位置約10mm，電樞尾翼長(zhǎng)度為27mm，因此開(kāi)始出現(xiàn)鋁層的位置距離起始位置約為37mm），驗(yàn)證了所建立模型的正確性。圖16為試驗(yàn)后回收電樞。回收電樞尾翼長(zhǎng)度為27mm，表明電樞尾翼未被完全磨損，尾翼剩余厚度約為0.56mm，因此磨損厚度為1.94mm。應(yīng)用本文所建立的理論分析模型，即考慮磨損量變化及反向受力等因素影響，計(jì)算得到電樞尾翼磨損量為1.992mm，與實(shí)測(cè)結(jié)果接近，進(jìn)一步證明了所建立模型的正確性。另一方面，未考慮磨損量變化及反向受力等因素影響時(shí)，電樞尾翼磨損量計(jì)算值為2.475mm，較實(shí)測(cè)值大。因此，上述影響因素對(duì)電樞尾翼磨損量的影響不可忽略。

圖14 電樞尾翼磨損量

圖15 起始段軌道表面鋁層

圖16 回收電樞照片

3 電樞磨損量有限元分析模型

在上述分析結(jié)果的基礎(chǔ)上，為了對(duì)電樞尾翼磨損量進(jìn)行更為準(zhǔn)確的分析，考慮電磁場(chǎng)-溫度場(chǎng)-應(yīng)力場(chǎng)及磨損的影響，在有限元軟件中建立電樞表面磨損分析的三維有限元分析模型。在分析過(guò)程中，為提高效率，采用1/4模型，其網(wǎng)格劃分如圖17所示。

圖17 電樞及軌道網(wǎng)格劃分

對(duì)動(dòng)態(tài)發(fā)射過(guò)程進(jìn)行分析，不同時(shí)刻電樞尾翼磨損狀態(tài)如圖18所示。

分析結(jié)果表明，有限元模型能夠準(zhǔn)確模擬電樞尾翼末端磨損量大、頭部磨損量小的線性磨損特征，且在開(kāi)始運(yùn)動(dòng)后的0.5ms時(shí)，電樞表面未發(fā)生磨損，隨著發(fā)射過(guò)程的進(jìn)行，電樞表面逐漸出現(xiàn)磨損，且電樞尾翼在向外擴(kuò)張的過(guò)程中，對(duì)喉部進(jìn)行拉伸，進(jìn)而產(chǎn)生應(yīng)力集中，這也是前面所分析的反向受力的來(lái)源。在電樞出口前2.4ms時(shí)，電樞尾翼磨損量達(dá)到最大，但因?yàn)橄陆笛仉A段電流已大幅降低，因此應(yīng)力也逐漸減小。不同時(shí)刻電樞尾翼磨損量的有限元與理論模型計(jì)算結(jié)果對(duì)比如圖19所示，試驗(yàn)結(jié)果、有限元及理論模型分析結(jié)果匯總見(jiàn)表2。

圖18 不同時(shí)刻電樞磨損狀態(tài)

圖19 理論分析模型及有限元模型計(jì)算結(jié)果對(duì)比

表2 電樞尾翼磨損量分析結(jié)果匯總

Tab.2 Summary of analysis results of armature tail wear（單位：mm）

分析結(jié)果表明，采用有限元分析模型計(jì)算電樞出口尾翼的磨損量為1.944mm，與理論模型的分析結(jié)果及磨損量變化趨勢(shì)基本一致，且與實(shí)測(cè)結(jié)果更為接近，驗(yàn)證了所建立模型的準(zhǔn)確性。

4 結(jié)論

電樞磨損會(huì)嚴(yán)重影響動(dòng)態(tài)發(fā)射過(guò)程中的樞軌接觸狀態(tài)及膛內(nèi)發(fā)射安全性。本文在詳細(xì)分析電樞動(dòng)態(tài)磨損過(guò)程及磨損特點(diǎn)的基礎(chǔ)上，厘清了磨損相關(guān)的耦合因素，建立了理論及有限元分析模型。在理論分析模型中創(chuàng)新性地考慮了樞軌間接觸力隨溫度、磨損量的變化，得到了電樞動(dòng)態(tài)磨損規(guī)律，在有限元分析模型中考慮了電樞邊磨損邊擴(kuò)張所帶來(lái)的反向受力影響，對(duì)電樞尾翼的磨損量進(jìn)行了更為準(zhǔn)確的計(jì)算，并通過(guò)與實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，證明了所建立模型的準(zhǔn)確性。本文的分析結(jié)果，對(duì)于后續(xù)電樞結(jié)構(gòu)性能的優(yōu)化具有重要意義。

[1] 關(guān)曉存, 魯軍勇, 張曉, 等. 基于熱傳導(dǎo)原理電樞平均磨損率計(jì)算[J]. 強(qiáng)激光與粒子束, 2013, 25(10): 2747-2752.

Guan Xiaocun, Lu Junyong, Zhang Xiao, et al. Calculation of average wear rate in armatures based on heat conduction principle[J]. High Power Laser and Particle Beams, 2013, 25(10): 2747-2752.

[2] 關(guān)曉存, 魯軍勇. 脈沖電流作用下樞軌接觸面瞬態(tài)摩損量計(jì)算[J]. 強(qiáng)激光與粒子束, 2014, 26(11): 225-230.

Guan Xiaocun, Lu Junyong. Transient wear capacity calculation of armature-rail interface in pulse current[J]. High Power Laser and Particle Beams, 2014, 26(11): 225-230.

[3] Benton T, Stefani F, Satapathy S, et al. Numerical modeling of melt-wave erosion in conductors railgun armatures[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2003, 39(1): 129-133.

[4] Stefani F, Merrill R, Watt T. Numerical modeling of melt-wave erosion in two-dimensional block armatures[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2005, 41(1): 437-441.

[5] Chen Lixue, He Junjia, Xiao Zheng, et al. Experimental study of armature melt wear in solid armature railgun[J]. IEEE Transactions on Plasma Science, 2015, 43(5): 1142-1146.

[6] Stefani F, Parker J V. Experiments to measure wear in aluminum armatures in railguns[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 1999, 35(1): 100-106.

[7] 李白, 魯軍勇, 譚賽, 等. 滑動(dòng)電接觸界面粗糙度對(duì)電樞熔化特性的影響[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2018, 33(7): 1607-1615.

Li Bai, Lu Junyong, Tan Sai, et al. Effect of interfacial roughness of sliding electrical contact on the melting characteristics of armature[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2018, 33(7): 1607-1615.

[8] 阮景煇, 陳立學(xué), 夏勝國(guó), 等. 電磁軌道炮電流分布特性研究綜述[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2020, 35(21): 4423-4431.

Ruan Jinghui, Chen Lixue, Xia Shengguo, et al. A review of current distribution in electromagnetic railguns[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2020, 35(21): 4423-4431.

[9] 古剛, 吳立周, 耿昊, 等. 基于電磁-流場(chǎng)耦合的軌道冷卻仿真分析[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2020, 35(17): 3601-3608.

Gu Gang, Wu Lizhou, Geng Hao, et al. Simulation and analysis of rail cooling based on electromagnetic and fluid field coupling[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2020, 35(17): 3601-3608.

[10] 張嘉煒, 魯軍勇, 譚賽, 等. 考慮初始接觸壓力的滑動(dòng)電接觸界面磁擴(kuò)散模型[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2022, 37(2): 488-495.

Zhang Jiawei, Lu Junyong, Tan Sai, et al. A magnetic diffusion model of electromagnetic launcher considering initial contact pressure[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2022, 37(2): 488-495.

[11] 杜佩佩, 魯軍勇, 馮軍紅, 等. 電磁軌道發(fā)射器電磁結(jié)構(gòu)耦合動(dòng)態(tài)發(fā)射過(guò)程數(shù)值模擬[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2020, 35(18): 3802-3810.

Du Peipei, Lu Junyong, Feng Junhong, et al. Numerical simulation of dynamic launching process of electromagnetic rail launcher with electromagnetic and structural coupling[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2020, 35(18): 3802-3810.

[12] 馮登. 電樞軌道高速滑動(dòng)電接觸界面熱流體動(dòng)力潤(rùn)滑研究[D]. 武漢: 華中科技大學(xué), 2014.

[13] 湯亮亮. 電磁發(fā)射中樞軌接觸界面金屬液化層特性的實(shí)驗(yàn)與理論研究[D]. 武漢: 華中科技大學(xué), 2015.

[14] Stefani F, Parker J. Experiments to measure armature wear, part 1: wear measurements on the kJ202 armature[R]. Institute for Advanced Technology The University of Texas at Austin, 1998.

[15] Balic E E. Melt wear control of metals in high-speed sliding contacts[D]. New York: Rensselaer Polytechnic Institute Troy, 2008.

[16] Hsieh K T, Satapathy S, Hsieh M T. Effects of pressure-dependent contact resistivity on contact interfacial conditions[C]//2008 14th Symposium on Electromagnetic Launch Technology, Victoria, British Columbia, Canada, 2008: 134-139.

[17] 王瑩, 肖峰. 電炮原理[M]. 北京: 國(guó)防工業(yè)出版社, 1995.

[18] Satapathy S, Persad C. Thermal stress in EML rail-conductor overlays[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2001, 37(1): 269-274.

[19] Chen Lixue, He Junjia, Xiao Zheng, et al. Augmentation of current ramp-down contact pressure in C-shaped armature railguns[J]. IEEE Transactions on Plasma Science, 2011, 39(1): 48-52.

[20] Wang Lei．Modeling of the armature-rail interface in an electromagnetic launcher with lubricant injection[D]. Atlanta: Georgia Institute of Technology, 2008.

Research on Dynamic Wear Process of Armature Surface in High-Speed Sliding Electric Contact

Li Bai Lu Junyong Tan Sai Zhang Yongsheng Cai Xiyuan

（National Key Laboratory of Science and Technology on Vessel Integrated Power System Naval University of Engineering Wuhan 430074 China）

Armature is a key component of the electromagnetic launcher. During the dynamic launch process, its surface will be seriously worn, which will bring the following two problems: ① After the armature is worn and melted, it will form an aluminum layer in the bore, which will attach to the rail surface, increase the surface roughness, and affect the contact state between armature and rail during the subsequent launch process; ② After the tail is worn, the mechanical property that the armature can withstand is greatly weakened, which affects the launch safety. Therefore, it is of great significance to analyze the dynamic wear process of the armature surface in the high-speed sliding electrical contact process for controlling its surface wear, optimizing the armature structure, and improving the armature rail contact performance.

First of all, by studying the physical process between the armature and rail during dynamic launch process, the results show that under the combined action of Joule heat and friction heat during the launch process, the armature surface temperature will rise sharply. Once it exceeds the material melting point, it will melt and cause wear. Therefore, the wear of the armature surface is caused by the combined action of electrical factors and force factors. Through the analysis of the muzzle armature X-ray photos in the early stage, it is concluded that the wear of the armature surface is not uniform from the tail end to the front end. In fact, the wear of the tail end of the armature is the largest, and the closer to the head, the smaller the wear is, which is approximately linear. On the basis of the above analysis results, taking into account the influence of surface wear changes, temperature rise and reverse force during the outward expansion of the armature tail, a theoretical calculation model for the wear of the armature tail is established, and its wear laws are studied. The average wear of the end of the armature tail is obtained. Then, the equal volume conversion method is used to convert the model into a linear wear model, and then the real wear of the end of the tail is obtained. The results show that:, After considering the influence of factors such as the change of surface wear amount, temperature and reverse force during the outward expansion of the armature tail, the analysis shows that the armature surface wear amount is 19.5% less than that when it is not considered, but it is closer to the measured value after considering, which proves that the above influence factors cannot be ignored in the analysis process. Finally, considering electromagnetic field temperature field stress field wear and other coupling factors, a three-dimensional finite element calculation model is established to more accurately analyze the wear amount of the armature tail, and the finite element is compared with the theoretical calculation results. The results show that the finite element model is more accurate than the approximate calculation method for the normal force component and reverse force of the armature tail in the theoretical analysis model, The calculated wear of the armature tail is closer to the measured value, which verifies the accuracy of the model. The model and analysis results established in this paper will help to optimize the armature structure, improve the contact performance between the armature and the rail, and ensure the safety of projectile launching in the bore.

Electromagnetic launcher, armature, sliding electric contact, surface wear, coupling of multiple physical fields

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.211461

TM359.4

李 白 男，1989年生，助理研究員，研究方向?yàn)殡姶虐l(fā)射技術(shù)。E-mail：libai1203@163.com

魯軍勇 男，1978年生，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)殡姶虐l(fā)射技術(shù)、直線電機(jī)設(shè)計(jì)及控制技術(shù)。E-mail：jylu2019@163.com（通信作者）

國(guó)家自然科學(xué)基金（51925704，51877214，51607187，51907203）和湖北省自然科學(xué)基金（2020CFB341）資助項(xiàng)目。

2021-09-14

2022-02-22

（編輯 李冰）