电磁轨道炮膛内强磁场屏蔽与优化方法

李豪杰，汤铃铃，李 峰

(南京理工大学机械工程学院，江苏 南京 210094)

电磁轨道炮膛内强磁场屏蔽与优化方法

李豪杰，汤铃铃，李 峰

(南京理工大学机械工程学院，江苏 南京 210094)

针对电枢发射过程的速度趋肤效应影响磁场分布和导磁材料磁饱和特性的问题，在轨道炮面电流模型基础上提出单层导电材料、单层导磁材料、三层组合屏蔽方案以及考虑屏蔽体相对弹底距离及屏蔽体壁厚的优化方案。该屏蔽方案利用导电材料的涡流消除机理和导磁材料的磁通分流机理可以有效屏蔽磁场从而保护引信内部电子器件。仿真结果表明，在距离弹底2倍导轨间距位置处，3 mm厚的低碳钢-铜-Mumetal的组合屏蔽体具有最优屏蔽效能，屏蔽前后考察面平均磁通密度峰值分别为0.224 T和0.0115 T，屏蔽效能达到25.79 dB；在距离屏蔽体底面9 mm距离内，屏蔽效能不低于29 dB。

电磁轨道炮；脉冲强磁场；低频磁场屏蔽；电磁场有限元计算

0 引言

电磁轨道炮是一种将弹丸加速到超高速的发射装置，可用于摧毁空间低轨卫星，拦截来袭导弹以及发射小型卫星[1]。目前电磁轨道炮集成发射包的研究集中于动能侵彻弹，但国内外逐渐开始考虑利用电磁轨道炮发射携带含有控制电路的智能弹药或小型卫星等[2]。处于电磁轨道炮有效载荷中的电子元器件在膛内发射过程将承受比常规火炮发射更恶劣的环境：除了更高的加速度，还有脉冲电流在导轨与电枢上感应产生的脉冲强磁场，电枢相对导轨高速滑动擦产生的等离子体电磁辐射，脉冲电源与轨道炮负载回路接通瞬间的电磁辐射，出炮口瞬间轨道炮回路磁通突变感应产生的强电场，以及轨道炮电枢与导轨摩擦产生的高温度场等。其中轨道炮特有的脉冲强磁场是电子元器件受到的最主要电磁干扰，脉冲强磁场的高磁通密度对智能弹药的磁敏感探测元件及用于弹道修正控制的电机等部件具有较大危害，而其在出炮口瞬间感应产生的强电场则对绝大多数电子元件都可能会产生致命的破坏[3]。

Zielinski最早对轨道炮膛内磁场进行被动屏蔽与主动屏蔽实验研究，被动屏蔽采用两种铁磁合金材料，主动屏蔽对外部线圈充电产生反向磁场抵消轨道炮脉冲强磁场[4]；Becherini等利用有限元软件计算铜圆盘、铁磁圆盘及二者组合体对脉冲强磁场的屏蔽效能，但回避了强磁场下铁磁材料的磁饱和问题[5]；Ciolini等分析了电子元件在静态轨道炮强磁场，炮口电场及火花隙开关电磁辐射下的生存能力[3]；Marraci实验分析了铁、铜、铝三种材料对轨道炮强磁场的屏蔽效果[6]；Du考察了铁、硅钢及铁氧体三种屏蔽材料对线圈炮磁场的屏蔽效能[7]；Ferrero利用感应线圈与外部电容组成谐振屏蔽，但被屏蔽磁场的频率受到谐振频率限制，且屏蔽效果有限[8]。

目前国内外的研究，大多利用静态轨道炮磁场代替发射过程实际的磁场，而忽略实际发射过程的速度趋肤效应对磁场分布的影响；另一方面，对轨道炮脉冲强磁场的屏蔽设计，大都忽略了导磁材料的磁饱和特性。本文基于此，提出针对轨道炮面电流模型磁场分布特性的单层导电材料，单层导磁材料，三层材料组合屏蔽方案以及考虑屏蔽体相对弹底距离及屏蔽体壁厚的优化方案。

1 电磁轨道炮模型与强磁场环境

1.1 电磁轨道炮面电流分布模型

电枢相对导轨的高速滑动电接触引起速度趋肤效应，使磁场与电流集中在导轨内侧边缘与电枢后边缘，来不及扩散至导轨外侧与电枢前端[9-11]。图 1为根据磁扩散理论建立的轨道炮二维1/2对称模型，参考文献[5, 12]的尺寸参数，导轨间距40 mm，矩形电枢长度20 mm，导轨与电枢均为铜材料。电枢以1 000 m/s速度运动0.5 ms后，导轨与电枢上电流密度流线分布。

图1 速度趋肤效应对电流密度分布影响Fig.1 The velocity skin effect on the distribution of current density

考虑到速度趋肤效应对电流分布的影响，建立电磁轨道炮的面电流分布模型。导轨中电流平均扩散深度为2 mm，电枢中电流平均扩散深度4 mm，面电流分布模型中导轨间距修正为44 mm，电枢前端宽度修正为16 mm，导轨长度160 mm满足4倍口径原则[9]，导轨与电枢高度均为30 mm。

图2 轨道炮面电流分布模型Fig.2 The surface current distribution model of railgun

实际元器件在智能弹药内布局占据一定空间，故定义21 mm×20 mm的矩形考察面S，居中位于弹丸壳体内，弹丸壳体厚度2 mm，弹丸与电枢之间有3 mm的绝缘层。考察面S相对弹丸壳体内侧面的间距为3 mm，如图3所示。

图3 考察面S在轨道炮智能弹药内的布局Fig.3 The layout of inspection surface S in intelligent ammunition

在考察面S上选取A，B，C，D，E，F六个考察点，各点间距4 mm，A点距离考察面底边1 mm。

1.2 电磁轨道炮强磁场环境分析

本文采用文献[4-5]的双指数脉冲电流

(1)

来近似轨道炮电源放电脉冲电流曲线，电流峰值1 MA，峰值时刻0.52 ms。

利用多物理场有限元软件COMSOL AC/DC磁场模块分析轨道炮强磁场。

磁矢势A描述的求解域方程为

(2)

其中，Je为脉冲电流密度，σ为电导率，μ0与μr分别为真空磁导率与相对磁导率。

脉冲电流峰值时刻，考察面S上磁通密度空间分布如图4所示。低频脉冲磁场呈现明显空间衰减特性[13]，最大值(2.708 9 T)与最小值(1.029 8 T)相差近3倍，磁敏感元件置于远离场源位置有助于屏蔽。

图4 电流峰值时刻考察面S上磁通密度分布Fig.4 The magnetic flux density distribution on surface S in current peak time

计算得到各考察点的磁通密度时域变化规律如图 5所示。无屏蔽情况下，轨道炮磁场峰值时刻与脉冲电流峰值时刻一致，也为0.52 ms。轨道炮磁场峰值时刻的考察面S上平均磁通密度为1.677 T。

图5 各考察点的磁通密度时域曲线Fig.5 The time domain curve of flux density in each inspection point

对考察点A处的磁场进行快速傅里叶变换，得到图6所示A点处的脉冲磁场幅频曲线，主要频率成分集中在5 kHz以下的低频段。

图6 考察点A处脉冲磁场频谱特性Fig.6 Spectral characteristics of pulsed magnetic field in point A

2 电磁轨道炮强磁场屏蔽机理与评价模型

由第1.2节的分析可知，电磁轨道炮膛内磁场具有磁通密度大，频率范围低，瞬态变化等特点,对其屏蔽防护基于导电材料的“涡流消除”机理与导磁材料的“磁通分流”机理[14]。

2.1 导电材料屏蔽机理

根据法拉第电磁感应定律，轨道炮变化的磁场在膛内感应产生电场，感应电场在导电材料内部形成感应涡电流，涡电流产生反向磁场抵消原轨道炮磁场，实现对敏感元器件屏蔽防护。

涡流消除的屏蔽效果主要取决于材料的电导率σ，磁场频率f及屏蔽体厚度d与趋肤深度δ的比值[14]。由于轨道炮膛内磁场频率集中在低频段，使得导电材料对轨道炮强磁场屏蔽效果较弱。

2.2 导磁材料屏蔽机理

导磁材料(如铁、低碳钢、硅钢及铁氧体)的相对磁导率μr远大于1，磁阻远小于周围非导磁介质磁阻。根据磁路并联理论，磁通集中在导磁材料屏蔽体内，通过磁通分流实现对敏感元器件的屏蔽[14]。

导磁材料对低频磁场屏蔽有效，但轨道炮膛内过高的磁通密度会使导磁材料饱和，实际的屏蔽效果变差。同时材料的磁本构关系不再适合由相对磁导率μr描述，需要考虑磁场强度H与磁通密度B之间的非线性BH磁化曲线。

2.3 组合屏蔽机理

组合屏蔽交替使用多层导电材料与导磁材料，由于导电材料与导磁材料的波阻抗相差大，交替组合可以增加磁场在层间反射损耗[15]。

对于轨道炮脉冲强磁场，导磁材料直接使用容易饱和，而导电材料与导磁材料交替布置形成组合屏蔽，可以降低进入导磁材料内的磁通，保证低频磁场下的磁通分流机理有效，同时兼有导电屏蔽与导磁屏蔽优点。

2.4 屏蔽效能评估模型

屏蔽效能定义为在无屏蔽与存在屏蔽情况下，给定位置处的磁通密度绝对值之比，由分贝(dB)表示[14]。

对于轨道炮膛内发射的时域过程，屏蔽前后的磁通密度峰值时刻不一致，因此定义屏蔽后考察点的磁场屏蔽效能SE定义为：

(3)

其中Bwo与Bw分别为屏蔽前后考察点的磁通密度峰值。

实际智能弹药电子元件布局不局限于特定点，故定义屏蔽后考察面S上平均屏蔽效能[5]

(4)

Bw-avg与Bwo-avg分别为屏蔽前后考察面上平均磁通密度的峰值。

3 电磁轨道炮膛内磁场屏蔽方法与效果有限元仿真

综合考虑电磁轨道炮方型炮膛口径、智能弹药外形及电子元件在弹体内布局，屏蔽体结构选取前端开口后端闭合的圆筒型。圆筒屏蔽体紧贴弹底，尺寸参数选为圆筒外径26 mm，高25 mm，底部与侧壁厚度均为2 mm。考察面S位于屏蔽体正中间，轴向间距与径向间距均为1 mm，如图7所示。

图7 屏蔽体几何结构及其相对弹底位置Fig.7 Shield geometry and relativedistance from the bottom

3.1 导电材料屏蔽效能

导电材料屏蔽体选择良导体材料铜，电导率为6×107S/m，相对磁导率μr=1，5 kHz频率时趋肤深度δ=0.9 mm。利用COMSOL AC/DC磁场模块对包含屏蔽体的轨道炮模型分析，得到图8所示铜圆筒屏蔽后考察点A-F的磁通密度时域曲线。导体中的磁扩散效应使得各考察点的磁场峰值时刻出现不同程度延迟。

图8 单层铜屏蔽，考察点磁通密度时域曲线Fig.8 The time domain curve of flux density in each inspection point with single-layer copper shield

图9 轨道炮磁场峰值时刻单层铜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

轨道炮磁场峰值时刻，考察面上磁通密度分布如图9。磁通密度分布在考察面中间部分出现凹陷，反映铜屏蔽的效果。

此时铜屏蔽体内的感应涡流在屏蔽体内形成图10所示的涡流回路，产生二次磁场抵消轨道炮磁场。

考察点C的屏蔽效能最高，屏蔽前后的磁通密度分别为1.72 T和1.36 T，屏蔽效能为2.069 dB，考察点F的屏蔽效能最低，屏蔽前后的磁通密度分别为1.03 T和0.885 6 T，屏蔽效能为1.504 dB，考察面屏蔽前后的平均磁通密度分别为1.677 T和1.325 T，屏蔽效能为2.044 dB。轨道炮膛内磁场频率集中在5 kHz以下的低频，限制了导电材料涡流消除机理对轨道炮强磁场的屏蔽效果。

图10 轨道炮磁场峰值时刻铜屏蔽体上感应涡流分布Fig.10 Induced eddy current distribution on copper shield in magnetic peak time

3.2 导磁材料屏蔽

针对轨道炮脉冲强磁场高磁通密度特点，选择饱和磁通密度较高的导磁材料低碳钢Steel 1008，忽略其磁滞行为和涡流损耗。

图11为导磁材料的HB插值曲线，内插方式与外推方式均为线性。材料的微分磁导率μdiff在外磁场超过材料饱和磁通密度Br时满足μdiff=dB/dH=1[17]。

图11 低碳钢Steel 1008的HB曲线Fig.11 HB curve of Steel 1008

利用COMSOL AC/DC磁场模块计算导磁圆筒屏蔽，得到图12所示考察点A-F磁通密度时域曲线。计算中忽略了导磁材料的涡流损耗，使得各考察点峰值时刻均为0.52 ms。考察面S上磁通密度分布规律与图4的无屏蔽情况相似。

图12 单层导磁屏蔽，考察点磁通密度时域曲线Fig.12 The time domain curve of flux density in each inspection point with single-layer Steel 1008 shield

轨道炮磁场峰值时刻，导磁屏蔽体上的磁通密度分布如图13所示。磁通分流机理使得屏蔽体上磁通密度远超过其饱和磁通密度值，绝大部分区域已处于饱和状态。

图13 轨道炮磁场峰值时刻导磁屏蔽体上磁通密度分布Fig.13 The magnetic flux density distribution on Steel 1008 shield in magnetic peak time

导磁屏蔽材料的磁饱和降低了其对轨道炮脉冲强磁场的屏蔽效果。考察点F的屏蔽效能最高，屏蔽前后的磁通密度分别为1.03 T和0.811 T，屏蔽效能为2.267 dB，考察点A的屏蔽效能最低，屏蔽前后的磁通密度分别为2.71 T和2.47 T，屏蔽效能为0.797 1 dB，考察面屏蔽前后的平均磁通密度分别为1.677 T和1.437 T，屏蔽效能为1.341 dB。

3.3 组合屏蔽

单层导电材料屏蔽与导磁材料对屏蔽轨道炮脉冲强磁场效果有限，在此基础上考虑多层组合屏蔽，组合屏蔽体由多层导电材料与导磁材料交替组成[15]。在3.2节高饱和磁通密度的导磁材料低碳钢Steel 1008基础上，考虑未饱和情况下相对磁导率高的导磁材料Mumetal，用于多层屏蔽材料的内层，其HB曲线如图14。

初步考察三层组合屏蔽，采用“铜-Steel 1008-铜”、“Steel 1008-铜-Steel 1008”及“Steel 1008-铜-Mumetal”三种方式。屏蔽体总厚度保持2 mm，各层厚度均为2/3 mm，屏蔽体相对弹底位置与图7相同，结构如图15。

图14 导磁材料Mumetal的HB曲线Fig.14 HB curve of Mumetal

图15 三层结构组合屏蔽体Fig.15 Three layers combined shield

三种屏蔽方案的考察点磁通密度时域曲线如图16，17，18所示。计算表明，三层“铜-Steel 1008-铜”屏蔽体整体效能低于单层铜屏蔽效能，考察点A处具有最大屏蔽效能，屏蔽前后的磁通密度分别为2.71 T和2.278 T，屏蔽效能为1.507 dB，考察面屏蔽前后的平均磁通密度分别为1.677 T和1.423 T，屏蔽效能为1.425 dB。三层“Steel 1008-铜-Seel 1008”屏蔽效能更低，考察点C处具有最大屏蔽效能，屏蔽前后的磁通密度分别为1.72 T和1.485 T，屏蔽效能为1.274 dB，考察面屏蔽后平均磁通密度为1.446 T，屏蔽效能为1.288 dB。“Steel 1008-铜-Mumetal”的屏蔽效能最低，考察点C处具有最大屏蔽效能0.800 dB，屏蔽后磁通密度为1.57 T，面平均屏蔽效能为0.615 dB，屏蔽后磁通密度为1.56 T。

图16 ‘铜-Steel1008-铜’方案的磁通密度变化Fig.16 The magnetic flux density change of copper-Steel1008-copper

图17 ‘Steel1008-铜-Steel1008’方案的磁通密度变化Fig.17 The magnetic flux density change of Steel1008-copper-Steel1008

图18 ‘Steel1008-铜-Mumetal’方案的磁通密度变化Fig.18 The magnetic flux density change of Steel1008-copper-Mumetal

组合屏蔽对于轨道炮脉冲强磁场屏蔽效能很低，主要是因为屏蔽体离轨道炮磁场源较近，过高的轨道炮磁场使得导磁材料磁饱和，抑制了导磁材料的磁通分流作用。

4 电磁轨道炮膛内磁场屏蔽优化

由第3章的分析可知，在屏蔽体离轨道炮磁场源太近的情况下，单层屏蔽与组合屏蔽的屏蔽效能均较低，不超过3 dB，对轨道炮脉冲强磁场的防护很弱，有必要对前述屏蔽方案进行优化。优化变量包括：1)屏蔽体相对弹底距离d；2)屏蔽体厚度b及组合屏蔽体中各层厚度比例。

4.1 屏蔽体相对弹底距离d对屏蔽效能影响

调整屏蔽体相对弹底距离d，距离步长取为10 mm，距离上限为2倍轨道炮导轨间距80 mm。对第3章的5种屏蔽方案进行重复计算，得到表1所示的不同相对距离情况下的最佳屏蔽方案、屏蔽效能最佳点的屏蔽效能与屏蔽后的磁通密度、面平均屏蔽效能及屏蔽后的面平均磁通密度。其中低碳钢代表Steel 1008单层屏蔽方案，钢铜钢代表Steel1008-铜-Steel 1008屏蔽方案，钢铜Mu代表Steel 1008-铜-Mumetal屏蔽方案。

表1 优化相对距离d后的屏蔽效能Tab.2 Shielding effectiveness of the optimized relative distance

分析表1可知，随着屏蔽体远离轨道炮磁场源，屏蔽效能逐渐增加。

在屏蔽体相对弹底距离d小于10 mm情况下，单层铜屏蔽材料具有最优屏蔽效能。d=20 mm附近，Steel 1008-铜-Mu屏蔽效能略低，其余方案屏蔽效果接近。

d在30 ～40 mm区间内，轨道炮磁场衰减到一定程度(在屏蔽体距离弹底30 mm处，无屏蔽情况下A点磁通密度为0.74 T)，高饱和磁通密度导磁材料Steel 1008的磁通分流机理开始作用，单层Steel 1008具有最优屏蔽效能。

d在50～80 mm区间内，Steel 1008-铜-Mu的组合屏蔽效果最优。

d=80 mm时，利用Mumetal的高磁导率，C点的屏蔽效能接近16 dB，屏蔽后的平均磁通密度低于0.04 T，如图19所示。此时考察面上磁通密度分布如图所示，与图4及图9上磁通密度分布不同，此时磁通密度最小点出现在屏蔽圆筒底部；圆筒开口处由于漏磁，磁通密度大于圆筒底部。说明Mumetal导磁材料真正开始起到磁通分流作用，而没有饱和。

图19 距离弹底80 mm，各屏蔽方案屏蔽后的考察点上磁通密度Fig.19 The magnetic flux density of each point in the distance of 80 mm from the bottom

图20 轨道炮磁场峰值时刻距离弹底80 mm的Steel 1008-铜-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 屏蔽体厚度b及组合屏蔽体各层厚度比例对屏蔽效能的影响

在4.1节优化屏蔽体相对弹底距离的基础上，优化屏蔽体的厚度。受智能弹药壳体有限空间的限制，屏蔽体侧面厚度不能超过3 mm。

对侧面和底面均3 mm厚的圆筒屏蔽体，组合屏蔽体各层厚度均为1 mm。计算后得到5种屏蔽方案中，距离弹底80 mm处Steel 1008-铜-Mu组合屏蔽效能最优，计算结果如表2所示。考察点B处具有最高屏蔽效能32.49 dB；考察面平均屏蔽效能为25.79 dB，屏蔽前后的平均磁通密度分别为0.224 T和0.0115 T。在距离屏蔽体底面不超过9 mm(相当于考查点C的位置)的范围内，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-铜-mumetal方案各层厚度为1 mm，各考察点屏蔽效能Tab.2 Shielding effectiveness of each layer with same thickness

在此基础上，考察各层厚度比例对屏蔽效能影响，依次选择Steel 1008-铜-Mumetal组合屏蔽体各层厚度分别为1.2 mm，0.6 mm与1.2 mm，计算结果如表3所示。考察点A处具有最高屏蔽效能35.25 dB；考察面平均屏蔽效能为24.24 dB，屏蔽前后的平均磁通密度分别为0.225 T和0.0138 T。改变组合屏蔽体中各层厚度比例，对考察点A的屏蔽效能有提高，对其他位置屏蔽效能影响较小；面平均屏蔽效能反而下降。

表3 steel-铜-mumetal方案各层厚度为 1.2 mm，0.6 mm，1.2 mm时各考察点屏蔽效能Tab.3 Shielding effectiveness of each layer with different thickness

因此最终选择屏蔽体厚度3 mm，各层厚度均为1 mm，且屏蔽体相对弹底距离80 mm(即两倍导轨间距)的屏蔽方案。

5 结论

本文提出对于轨道炮面电流模型磁场分布特性的单层导电材料，单层导磁材料，三层材料组合屏蔽方案以及考虑屏蔽体相对电枢距离及屏蔽体壁厚的优化方案。该研究考虑到速度趋肤效应对电流分布的影响，建立轨道炮面电流模型分析膛内磁场变化；考虑到导磁材料的磁饱和特性，采用优化距离后的组合屏蔽方案可以大幅提高屏蔽效能。仿真验证表明在距离弹底两倍导轨间距(即80 mm)位置处，侧面与底面厚度为3 mm各层厚度均为1 mm的屏蔽体，最外层利用高饱和磁通密度的低碳钢Steel 1008，中间层利用铜导体，最内层利用高磁导率Mumetal的多层组合屏蔽方案具有最优屏蔽效能，屏蔽后考察点B处具有最高屏蔽效能32.49 dB，在距离屏蔽体底面不超过9 mm的范围内，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]王莹. 电炮原理[M]. 北京：国防工业出版社,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，电磁屏蔽中的难题-磁场屏蔽[J]. 电子质量，2006(10)：70-72.

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

[15]高攸纲. 屏蔽与接地[M]. 北京:北京邮电学院出版社,2004.

[16]马慧，王刚. COMSOL Multiphysics基本操作指南和常见问题解答[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

武器装备预先研究项目资助(51305010201)

李豪杰(1973—)，男，山西临汾人，副教授，硕士研究生导师，研究方向：引信技术、机电系统探测与控制技术。E-mail:haojieli@njust.edu.cn。

TM153.5

A

1008-1194(2016)06-0007-08