电磁轨道炮轨道表面刨削产生分析

李 鹤，雷 彬，李治源，吕庆敖，张 倩

(军械工程学院 弹药工程系， 河北 石家庄 050003)

1 工作原理

电磁轨道炮是由一对平行金属轨道、一个电枢、弹丸(或射弹)、高功率脉冲电源以及开关和控制系统等组成，其结构示意图如图1所示。轨道炮利用载流导体在磁场中受力的原理，可以轻易地突破传统火炮的发射速度极限，实现弹丸的超高发射速度(大于1.5 km/s)。轨道炮的基本特征是超高速和快速响应，还具有超远程、大威力、低成本、高安全性、高效率和低发射特征等优点，可应用于防空、反导、反舰和远程火力压制等，对未来战争发展和武器革新等具有重大军事意义。近年来，随着高能密度材料和新型电力技术等的迅速发展，轨道炮的研究和发展日益受到重视。

轨道炮发射射弹的过程中，电枢紧贴轨道滑动，在宏观上表现为超高速滑动电接触过程，而在微观上则表现为瞬态的局部高强度横向载荷作用过程。这种物理过程极易在轨道表面产生剪切作用形成刨坑(crater)，从而破坏轨道的完整性，降低轨道使用寿命。这种现象是试验中观察到的轨道的主要损伤形式之一，也是制约轨道炮发展的关键技术之一。典型的轨道刨削形状如图2所示。

迄今为止，工程和实验中出现的刨削损伤现象只在火箭橇、二级轻气炮和电磁轨道炮高速滑动过程中观测到过[1]。刨削的典型形状为泪滴状，也有扇形、椭圆形等形状[2]。一般情况下，沿着发射方向刨坑深度先逐渐变深后迅速变浅，刨削结束的位置会向后卷起一些轨道材料。刨坑的尺寸主要与射弹(电枢)的速度和枢轨界面的材料特性有关，此外，还可能受到轨道、射弹尺寸和系统结构等的影响。笔者将对形成的因素、刨削发生过程和可行的抑制方法进行分析。

2 刨削形成的因素

在火箭橇、二级轻气炮和轨道炮三类工程和实验中，最显著的共同特点就是接触界面发生了超高速滑动。可见，超高速滑动是刨削产生的一个必要条件。轨道炮不同于前两者的特征有两点：一是电枢在轨道内部滑动过程中，枢轨界面同时还存在强电接触；二是为了保持枢轨界面的良好接触，电枢进入轨道时与轨道的两个接触表面受到一定的预压力。因此，电枢在轨道内部的滑动是在高温高压的物理环境下进行的。电枢前进过程中，枢轨界面高速摩擦导致的电枢磨损或温度骤升引起电枢接触面的热熔化会产生枢轨间隙，枢轨间隙只是电枢非稳态运动的客观条件，而超高速滑动带来的法向惯性力则是刨削产生的源动力。同时，高速滑动下，轨道的随机不平顺和表面粒度也会影响接触副的稳定性，从而为刨削的产生提供契机，而引起刨削的因素主要是以下3个方面。

2.1 电枢的阈值速度

Stefani和Parker在相同的试验环境下，采用多种金属与CD110铜进行法向碰撞以产生刨坑，试验数据显示产生刨坑所需速度主要与滑动副的材料特性有关[3]。在特定材料和负载条件下，发生刨削时所需要的最小速度称为刨削产生的阈值速度。Barker和Trucano在对钢、铝、铜、塑料4种材料进行参数仿真研究中发现，轨道炮产生刨削的阈值速度还有上限值[1]，而一般提到的阈值速度只考虑其下限值。对于铜合金导轨的轨道炮，铝合金电枢发生刨削的阈值速度在1.3～2.0 km/s之间。

2.2 滑动副材料特性

阈值速度的范围主要取决于滑动副材料的密度、硬度、屈服强度和声速等参数。Tarcza等人为了研究影响刨削阈值速度的主要因素及作用规律，总结前人在超高速试验和使用CTH代码模拟中得到的刨削速度以及所使用的材料特性，通过对比各种材料特性下的刨削阈值速度，滑动副材料屈服强度、密度与刨削阈值速度的关系可以拟合成如图3的近似线性关系[2]。因此滑动副材料特性包括硬度、密度、屈服强度和声速等是决定刨削是否发生以及刨削规模的内在因素。

2.3 接触界面的高温特性

电枢作为整个系统高压回路的一部分，在滑动中承载着巨大的脉冲电流。发射过程中，整个回路流过一个瞬态的脉冲大电流，由于趋肤效应，电流在导轨和电枢中并非均匀分布，而是集中在导轨和电枢的表面。在焦耳热作用下，接触界面间温度会随着电流的上升而逐渐升高。考虑电流波形的平台效应，单次发射中，脉冲电流产生的焦耳热约占系统总能量的20%，而且轨道热量中的60%～80%集中在入口端约30%的表面上[4]。接触表面由于摩擦产生的瞬态温升不易测量，但可以通过一些公式计算而得到[5]。电枢在低速滑动时，界面温度上升主要是由焦耳热引起，热量的多少由回路中的脉冲电流值决定；而在高速滑动时，摩擦生热是界面温度上升的主要原因。热熔化加速了高速摩擦界面材料的流失，使得界面有效接触面积变小，接触缝隙变宽，为电枢法向随机不平稳运动提供了空间。温升同时降低了接触界面屈服强度，使得刨削所需的阈值速度和表面应力都变小，加速了刨削的产生。

3 刨削产生的过程分析

目前，轨道炮发射试验中，普遍采用形状为U形的金属固体电枢。电枢在轨道内部的滑动过程中，轨道内表面受到电枢的外力作用而发生弹塑性变形。电枢平稳滑动过程中(未产生刨削前)，轨道上受到包括沿着运动方向的摩擦力和垂直于运动方向朝向界面外法向的预压力和电磁力。而且这一过程中，两侧轨道法向受力保持平衡，电枢只受到水平方向上的作用力而向前平稳运动。

刨削产生之前电枢首先出现非平稳运动，这种现象主要有以下几个方面的起因：一是当电枢磨损严重时，两侧面由于接触面积不等导致电枢法向受力出现偏差，同时受到两侧轨道的限制和电枢本身的高速度，很容易产生非平稳运动。当铝合金电枢在铜轨道上发射至高速时，轨道表面会遗留一层薄铝熔化层[6]，这说明滑动过程中产生的热量足以导致电枢熔化。事实上，发射过程中，电枢尾部受到焦耳热和摩擦热的双重作用，温度急剧升高，极易熔化而在接触界面形成一层材料膜。电枢高速滑动时，液态熔融层可以充当润滑剂的作用，然而，冷却后的固态熔融层粘附在轨道内壁上却会加剧电枢磨损，导致枢轨界面出现间隙。二是发射过程中电枢滑动引起轨道动态响应[7-8]，数值仿真和测量均表明电枢达到临界速度的时刻会在相应的轨道位置产生高幅值的应力和应变[9]，从而，电枢与轨道发生倾斜碰撞开始非平稳运动。此外，轨道上粗糙峰与纵向随机不平顺的客观存在，也会使电枢与轨道接触界面产生一定的角度，从而导致接触点法向受力不均，图4为轨道表面电枢熔化层。

在轨道的前半段，电枢处于加速阶段，在滑过的地方可以看到明显的犁沟效应，这是由于电枢与轨道表面粗糙峰塑性滑动造成的。刨削往往发生在轨道的中后段，试验中观察到轨道内部两个表面上刨坑的位置一般都是沿运动方向向前交替出现的，这说明电枢在轨道内部一旦发生倾斜碰撞，就会在法向上受到一个较大的反弹力而使其速度方向发生改变，产生蛇形运动轨迹。也说明轨道局部发生塑性剪切的过程中，整体都发生了弹性变形，从而加剧了轨道的动态响应。

无论是泪滴形还是扇形的刨坑都可以看出，沿着运动方向，轨道上刨削的横截面先逐渐增大然后迅速减小。说明电枢与轨道局部发生的微观机械冲击过程是由点向面逐步深入的，刨削一旦开始，电枢的惯性冲击力开始减小。在刨坑的最底部，冲击应力与该处轨道材料的屈服强度达到平衡，同时该处轨道的塑性形变达到最大值。此时，电枢受到相反方向的作用力继续对轨道进行切削，形成刨坑尾部。刨坑的形状和截面如图5所示。整个过程可以归结为塑性剪切作用过程。而且单次刨坑的后卷沿也说明了枢轨间隙的存在。

电枢高速滑过轨道上凸起处，与轨道微凸体发生高速碰撞，当碰撞引起的局部应力超过轨道材料的屈服强度时，电枢开始塑性剪切轨道材料，这一过程中轨道材料的应变率和表面温度都发生了巨大的变化，从图6的刨坑内部的电镜扫描图片可以明显地看到金属的再结晶现象。在火箭橇刨坑的金相学分析中能看到马氏体裂纹和珠光体的存在，因此，热塑剪切时伴随着一个瞬态高温过程，Cinnamon将这一过程总结为绝热塑性剪切作用过程[10]。

4 刨削的抑制方法分析

刨削不仅损坏轨道，降低轨道炮使用寿命，而且在刨坑位置很容易发生电弧烧蚀浪费能量而降低系统效率；当射弹飞出炮口后，由于左右两侧非平衡力的惯性存在，其外弹道轨迹会发生偏转，影响射击精度。轨道炮连续发射时，刨坑的产生对于下一发射弹影响很大。当电枢以超高速滑过刨坑时，电枢两侧压力变得不均匀，破坏了电枢在轨道内的平衡性，而且刨坑的后卷沿会在垂直于电枢前进的方向上产生一个法向阻力，进一步加剧电枢的非平衡性，因此，电枢会在后续轨道上继续产生刨坑，恶化轨道状态。

目前针对轨道炮刨削的研究有待于继续深入，根据刨削发生的物理环境、过程和一些实验现象，可以得出有效的抑制手段包括以下3种：

1)新工艺新材料的发展。

2)电镀低声阻抗材料涂层。

3)新型的结构和系统设计。

以上3种抑制方法中，发展新材料和新冷却技术比较困难；表面金属涂层技术在试验中最容易实现，但是不适合多次发射；层叠电枢似乎可以提高刨削的阈值速度，抑制刨削的原理和机制尚不清楚，仍需要进一步的研究和论证。

5 结束语

轨道上刨削的发生对于轨道炮是致命的危害。对刨削发生过程和其产生机制的深入研究有助于研究有效的抑制手段。本文对于刨削产生的影响因素和微观过程，从枢轨界面受力分析、界面温度变化、电枢的阈值速度和轨道材料特性几个方面展开，得出刨削发生于一个高速高温高应变率的物理环境。在此环境下，分析了电枢受力和界面的温度环境，重点分析产生刨坑所需非平衡力的来源，根据刨坑特性对刨削的发生过程进行了逐步分析，得出刨削过程的实质是电枢与轨道局部微凸体绝热塑性剪切作用过程。刨削的抑制方法目前主要有研制新材料和开发新工艺、在轨道基材上电镀低声阻抗金属涂层以及分层的系统结构设计3种。每种方法的优缺点各不同，仍需要继续论证和检测来确定合理可靠的抑制手段。

[1] BARKER L M，TRUCANO T G. Railgun rail gouging by hypervelocity sliding contact[J]. IEEE Trans on Magn, 1989, 25 (1):83-91.

[2] TARCZA K R,WELDON W F.Metal gouging at low relative sliding velocities[J].Wear,1997,209(2):21-30.

[3] FRANCIS STEFANI,JERALD V. PARKER. Experiments to measure gouging threshold velocity for various metals against copper[J].IEEE Transactions on Magnetics,1999, 35 (1):312-316.

[4] 李强, 范长增, 贾元智, 等. 电磁轨道炮导轨和电枢中的焦耳热分析[J]. 弹道学报, 2006, 18 (4):38-41.

LI Qiang，FAN Chang-zeng，JIA Yuan-zhi，et al. Rail and Armature Joule heating of an electromagnetic rail gun[J]. Journal of Ballistics, 2006， 18 (4):38-41.(in Chinese)

[5] 温诗铸,黄平. 摩擦学原理[M].北京: 清华大学出版社, 2002.

WEN Shi-zhu，HUANG Ping. Tribology principle[M]. Tsinghua University Press，2002. (in Chinese)

[6] PERSAD C,YEOH A,PRABHU G, et al. On the nature of the armature-rail interface: Liquid metal effects[J]. IEEE Trans. Magn., 1997, 33 (1):140-145.

[7] KAMRAN DANESHJOO, MOHAMMAD RAHIMZADEH,REZA AHMADI, et al. Dynamic response and armature critical velocity studies in an electromagnetic railgun[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2007, 43 (1):126-131.

[8] TZENG J T. Dynamic response of electromagnetic railgun due to projectile movement[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2003, 39 (1):472-475.

[9] ANTHONY J.JOHNSON,TERENCE HARAN,FRANCIS C.MOON,et al.Stress wave measurements in an electromagnetic launcher[C].14th Symposium on Electromagnetic Launch Technology,Brassels,2008:1-6.

[10] CINNAMON J D. Hypervelocity gouging impacts[J]. Reston, VA: AIAA, 2009.