基于相对旋转的子弹药引信基座式发电机

吴 涛，吴炎烜，范宁军

（北京理工大学机电学院，北京100081）

0 引言

我国现有子母弹药中的中小口径子弹药引信均采用机械触发引信，引信内无电源装置和电路系统，发火采用针刺雷管，未爆弹率较高。机电引信采用机电冗余发火技术，降低了引信发火可靠性对目标特性和自身姿态的依赖程度，可以有效提高发火率。此外，机电引信更有利于采用电子“三自”（自毁、自失效、自失能）等技术进一步提高子弹药的使用安全性［1］。

目前，限制子弹药机电引信发展的主要原因是引信体积有限，没有足够空间布置电源装置。传统的引信用电源，不论是物理电源还是化学电源，其体积远远大于小口径子弹药引信的设计要求。本文研究一种基座式发电机，它利用引信体和弹体的相对旋转产生电能，为子弹药引信供电。

1 基座式发电机结构

子弹药引信基座式发电机为电磁式发电机［2］，它的能量来源于子弹药自身旋转以及各部分所受到的气动力。基座式发电机在子弹药中的装配位置如图1所示，其基本结构如图2所示。发电机本体部分由多极永磁体阵列、多层平面线圈和磁轭组成。永磁体部分与弹体固连，材料为钕铁硼磁铁N35SH，其剩余磁感应强度Br=1.195T；线圈部分与引信体固连，是磁电转换的关键部件［3］，平面线圈的具体结构如图2（c）所示，其中每一个扇形区域被定义成为一个组，线圈的组数与永磁体阵列的磁极数相等；磁轭是磁路的一部分，起导磁的作用［4］，由硅钢制成。

图1 子弹药引信结构示意图Fig.1 Schematic diagram of submunition fuze

图2 基座式发电机结构示意图Fig.2 Schematic diagram ofpedestal generator

2 基座式发电机的动力源

基座式发电机是利用引信体与弹体的相对旋转产生电能的，它的动力主要来源于引信体旋翼以及弹体泄压孔所受到的气动力。

子弹药与母弹分离后的飞行过程主要包括减速飞行段和稳定下落段，在减速飞行段，子弹药的速度、转速和姿态变化十分剧烈，不利于发电机稳定可靠地工作。所以本文考虑让发电机工作在稳定下落段。子弹药稳定下落段落速为30～50m／s，攻角一般不大于5°。通过气动仿真得到了气流速度为30 m／s，攻角为5°时，引信体旋翼对弹轴的气动力矩约为1.75×10-3N·m。

子弹药的泄压孔位于弹体靠近药型罩下端，沿弹体均匀周向分布，最初目的是为提高子弹药的气动稳定性。为了能够使引信体和弹体相对旋转产生更大的转速差，设计泄压孔产生对弹轴的气动力矩方向与旋翼方向相反，这样就增加了能驱动发电机运转的动力。初步分析，在气流速度为30 m／s，攻角为5°时，泄压孔对弹轴的气动力矩可以达到7.2×10-4N·m。从而，在气流速度为30m／s，攻角为5°时，基座式发电机的总驱动力矩可到达2.47×10-3N·m。

3 基座式发电机工作机理分析

基座式发电机的工作基于电磁感应的基本原理，即永磁体和线圈由于相对旋转产生转速差，线圈不断切割磁感线，从而在线圈中产生感应电动势。

3.1 基本电磁关系

本文将用一种直接的物理建模方法探讨基座式发电机的基本电磁关系。为了详细说明分析模型，列出了如图3所示的平面线圈的局部放大图，此图展示了平面线圈中的其中一匝abcd以特定的角速度ω 在磁通密度为Bδ的磁场中旋转的情况。为了使分析过程简化，该模型假设工作区域内的磁通密度Bδ为恒定值，忽略了工作区域内磁场的空间分布。当平面线圈的其中一匝abcd处于图3所示的位置时，根据右手法则感应电流分别从线段ab中的b流向a，同理线段cd中的电流从d流向c。另一方面，︵bc和︵ad与转子切向速度平行，不切割磁感线，因此不产生感应电动势。因此，当平面线圈的其中一匝abcd与多极永磁体产生相对旋转时，ab和cd段产生的感应电动势可分别表示为：

根据式（1）和式（2），线圈abcd产生的总感应电动势可以表示为：

其中Rn和rn分别表示线圈的外半径和内半径。若C1表示一个线圈组最外围的一匝线圈，其内外半径分别为Rci和Rco，其产生的感应电动势最大值记为e1。则e1可以表示为：

在进行设计时假设平面线圈的线宽和线间距均为λ。则每一匝线圈的内外半径可以分别表示为：

其中n=1，2，…，N，根据以上式子每一匝线圈产生的感应电动势最大值可以表示为：

进而一个匝数为N，组数为M，层数为L 的多层平面线圈的感应电动势最大值Em可以表示为：

图3 线圈和永磁体相对旋转示意图Fig.3 Schematic diagram of the magnet rotating relative to the coil

3.2 输出功率计算

在实际工作中，基座式发电机将和引信的后续电路连接。如图4所示，基座式发电机可等效为一恒定的理想电源与线圈电阻r和电感L 的串联，再与外接负载Z 串联。

在本文的研究中，假设线圈电感的影响可以忽略，并且只考虑外接阻性负载的情况。当在线圈两端接入阻性负载R，即Z=R 时，基座式发电机的电磁功率为：

式（8）和式（10）是确定子弹药引信基座式发电机设计参数的重要依据。同时，参数值的确定需考虑引信体的空间约束以及部件的加工能力。综合分析后，确定了基座式发电机的主要设计参数，结果见表1。

图4 发电机等效电路图Fig.4 Equivalent circuit diagram of generator

表1 基座式发电机设计参数值Tab.1 Design parameters ofpedestal generator

3.3 仿真分析

将基座式发电机模型导入Magnet电磁仿真软件，基座式发电机的仿真模型如图5所示。在此次仿真中，以永磁体阵列和下磁轭为转子，转速设定为2 000r／min，以线圈和上磁轭为定子，电路设定为开路。图6 为相邻两个线圈组的感应电动势波形图。

由图6可知，单个线圈组在2 000r／min的转速下的感应电动势峰值为0.54V，相邻两个线圈组相位差为180°。图7为经过整流后的基座式发电机总感应电动势曲线，由于感应电动势曲线可近似看作正弦波形，因此可以得到在2 000r／min的转速下基座式电机开路电压的有效值U0=Em／=4.58V，电压输出能满足子弹药引信的工作需求。

图5 基座式电机仿真模型图Fig.5 Simulation model of pedestal generator

图6 相邻线圈组感应电动势波形Fig.6 Waveform of induced EMF of adjacent coils

图7 基座式电机总感应电动势曲线Fig.7 Waveform of induced EMF of the pedestal generator

4 实验验证

在基座式发电机设计完成后，需要进行样机加工，并对其性能进行测试。测试结果可用于检验理论分析的正确性。测试结果反应的问题也是今后基座式发电机设计与改进的重要参考。

4.1 测试装置

为了给基座式发电机提供动力，我们使用钻床作为动力源。钻床主轴的额定转速分别为520、900、1 320、1 880、2 620r／min，可以在不同转速下测试发电机的输出性能。

将基座式发电机的线圈部分固定在工作台三角卡盘上，使用钻床主轴驱动的样机的永磁体部分，使永磁体和线圈产生相对旋转产生感应电动势，测试发电机的输出性能。发电机的感应电动势直接由示波器显示。测试装置如图8所示。

4.2 测试结果

在测试中，通过调整钻床的额定转速来改变转子的转速，可分别得到在不同转速下基座式发电机的感应电动势波形，实验结果如图9所示。

实验结果显示：当转速为2 620r／min时，基座式发电机的感应电动势最大值可达6.2V。而相同条件下的数值仿真结果为8.3V，测试结果为数值仿真结果的74.7%。造成误差的主要原因包括：受装配精度的影响，线圈平面与转子之间的间隙可能大于理论设计参数；永磁体在储存后产生了一定的退磁，会导致其剩余磁感应强度Br有所减小，从而使实际的气隙磁通密度小于仿真分析结果。

基座式发电机在不同转速下感应电动势最大值的理论计算结果，数值仿真结果和实验结果比较如图10所示。图10所示结果表明，发电机感应电动势最大值的实验结果与数值仿真结果随转速变化趋势一致。而理论计算结果与数值仿真结果误差不大，可证明理论推导的正确性。

图8 测试装置Fig.8 Test device

图9 不同转速下感应电动势波形Fig.9 Waveform of induced EMF of different speed

图10 理论计算、数值仿真和实验结果比较Fig.10 Comparison of results by theoretical analysis，simulation and experiment

5 结论

本文提出了子弹药引信基座式发电机。该发电机利用引信体和弹体的相对旋转产生电能，由多极永磁体阵列、多层平面线圈和磁轭组成。理论计算、数值仿真及实验结果表明：基座式发电机的电能输出能满足子弹药引信的需求，并且推导的理论公式可以较为准确地计算感应电动势。下一步的研究工作包括原理样机模拟吹风实验，更加准确地获取子弹药引信基座式发电机的工作性能。

［1］秦栋泽，吴炎烜，范宁军，等.降低集束子弹药未爆弹率 的技术路线［J］.探测与控制学报2011，10（5）：24-28.

［2］Arnold D.Review of microscale magnetic power generation［J］.IEEE Transaction on Magnetics，2007，43（11）：3940-3951.

［3］Holmes A S，Hong Guodong，Pullen K R，et al.Axialflow microturbine with electromagnetic generator：design，CFD simulation，and prototype demonstration［C］／／17th IEEE International Conference on Micro Electro Mechanical Systems，2004：568-571.

［4］唐任远.现代永磁电机理论与设计［M］.北京：机械工业出版社，1997.

［5］Holmes A S，Hong Guodong，Pullen K R.Axial-flux permanent magnet machines for micropower genera-tion［J］.Journal of Microelectromechanical Systems，2005，14（1）：54-62.