同轴脉冲形成线的运输振动环境适应性研究

范红艳; 王俊杰; 刘胜; 张雪飞; 孙旭; 王刚; 寇磊; 候振园

doi:10.11884/HPLPB202133.210067

同轴脉冲形成线的运输振动环境适应性研究

doi: 10.11884/HPLPB202133.210067

1.
西北核技术研究所，西安 710024
2.
北京正阳恒卓科技有限公司，北京 100032
3.
西安交通大学，西安 710049

基金项目: 国家技术创新类项目

详细信息

作者简介:
范红艳（1988—），女，硕士，工程师，从事脉冲功率技术研究

中图分类号: TN782
计量
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出版历程
- 收稿日期: 2021-03-08
- 修回日期: 2021-05-15
- 网络出版日期: 2021-05-17
- 刊出日期: 2021-05-20

Research on transportation vibration environmental adaptability of coaxial pulse forming line

1.
Northwest Institute of Nuclear Technology, Xi’an 710024, China
2.
Beijing Zhengyang Hengzhuo Technology Co., Ltd., Beijing 100032, China
3.
Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China

摘要

摘要: 为了准确评估某MV级Tesla型脉冲功率源的运输振动环境适应性水平，针对脉冲功率源中采用悬臂绝缘支撑结构的同轴脉冲形成线，通过仿真和试验结合的方法开展研究。针对叠层结构式内外磁芯，提出一种通过结构元胞等效材料参数和坐标变换的等效建模方法进行有限元建模，通过模态试验修正有限元模型，首次对比研究了绝缘油对形成线的模态频率和阻尼的影响，仿真分析了形成线车载运输典型工况的应力及响应，设计实施了大尺寸形成线等效件振动试验进行验证。通过振动试验发现了形成线结构存在非线性，通过仿真分析和等效件试验验证，同轴脉冲形成线现有结构设计基本满足车载运输振动环境适应性要求。
- 同轴脉冲形成线 /
- 内外磁芯 /
- 绝缘油 /
- 非线性 /
- 运输振动 /
- 环境适应性
Abstract: To evaluate the vibration environmental adaptability of Tesla-type pulse generator under vehicle transportation condition, simulation and verification test were carried out for the coaxial pulse forming line (PFL) with cantilever support insulators. An equivalent modeling was proposed for the inner and outer magnetic cores with laminated structure. The finite element model was modified according to the modal test results. Thus the effect of insulating oil on the modal frequency and damping of the PFL was studied, the stress and response of PFL under typical transportation conditions were obtained by simulation, and the vibration test of PFL equivalent parts was conducted to verify the simulation result. It was found that the structure of the PFL were nonlinear in the vibration test. The simulation analysis and the vibration test of equivalent parts verify that the existing structure of the coaxial PFL meets the requirements of vehicle transportation vibration environmental adaptability.
- coaxial PFL /
- inner and outer magnetic cores /
- insulating oil /
- nonlinear /
- transportation vibration /
- environmental adaptability

HTML全文

随着现代科技的发展，越来越多的先进技术被应用到国防领域中。近年来，各国在新概念武器方面加大了投入，发展迅速。新概念武器主要包括电磁炮、高功率微波武器、高能激光武器、电热化学炮等。虽然这些高能武器的工作机理不同，但它们都需要高功率脉冲电源(PPS)的激励或驱动。脉冲电源的种类很多，它们的储能方式及放电机理不同，都有各自的特点^[1]。就目前的发展水平来看，实际使用的脉冲电源系统(主要为脉冲电容器)体积大、质量大，往往超过武器系统本身，因此发展小型化、轻型化的高功率脉冲电源是新概念武器走向实战的重要保证^[2]。补偿脉冲发电机(CPA)是一种特殊的同步电机，通过补偿屏蔽筒、补偿线圈等结构实现磁通压缩，能够极大地降低放电时电机的瞬态电感，从而实现大电流、高功率输出^[3]。CPA采用飞轮惯性储能方式，通过机械能与电能之间的转换，能够达到极高的储能密度，且能量转换效率高，是非常有发展前景的脉冲电源方案^[4]。补偿脉冲电机类型多种多样，也可驱动不同类型的武器系统。由于不同负载的阻抗特性不同，对放电波形的需求差异也很大，CPA的脉冲波形灵活调节的能力十分重要^[5]。电机结构确定后，单相电枢的放电波形一般是固定的。通常将补偿脉冲电机设计成多相结构，通过各相点火角的控制及相电流组合实现总脉冲的调节^[6]。以往的研究通常集中在调波方法的定性分析上，较少涉及最优化问题。文献[6]以一台四相电机为研究对象，使用遗传算法对放点波形进行优化，但未能得到很好的结果。通过建立CPA放电数学模型，在放电仿真中可对电枢转子转速、励磁电流、点火角等参数进行灵活更改，结合智能优化算法，可以找到最优控制量组合，得到优化脉冲波形。本文以一台空心补偿脉冲发电机为对象，开展两相电机脉冲波形调节的最优化问题研究。

1. 补偿脉冲发电机放电数学模型

CPA的放电仿真方法多样，各有优缺点：场路耦合仿真方法将电机有限元模型和放电控制电路模型结合，开展联合仿真^[7]。这种方法计算准确，且能够得到电磁场分布情况，但是需要消耗大量计算资源，效率较低；将电机模型进行简化，例如将被动补偿CPA简化为电压源加电感、电阻的形式，在电路仿真软件中分析其放电特性^[8]。这种方法有一定局限性，对于等效电感随转子位置变化的情况不能有效模拟；建立放电过程的数学模型，通过解微分方程组的方法求解各物理量的变化。这种方法在建模阶段工作量较大，但精确的数学模型一旦建立，就能通过数值方法进行快速仿真，具有很强的灵活性^[6]。本文研究的波形调节最优化问题需要大量计算，故采取建立数学模型的方法实现放电仿真。

1.1 电机基本结构及工作原理

本文的两相四极空心CPA剖面如图 1所示，a，b两相电枢绕组正交放置，消除电磁耦合。不使用补偿屏蔽筒或补偿绕组等专门的补偿结构，放电工作时由励磁绕组实现补偿作用。

图 1 补偿脉冲发电机剖面图

Figure 1. Cross section of compulsator

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由于空心电机不使用铁磁材料，需要很强的励磁电流激励。为减轻系统质量，通常采用自励磁方法。自励磁及放电原理如图 2所示。先由一个电容器为励磁绕组充电，得到种子电流，随即将电枢绕组与励磁绕组连接，形成正反馈过程，励磁电流呈指数增大。当励磁电流达到要求时，打开放电主开关为负载供电。

图 2 自励磁及放电等效电路图

Figure 2. The equivalent circuit of excitation and discharge process

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1.2 放电数学模型

电流正方向以图 2标注为准，根据基尔霍夫定律可列写方程组

$\left\{\begin{array}{l} \frac{\mathrm{d} \psi_{\mathrm{a}}}{\mathrm{d} t}=i_{\mathrm{a}} R_{\mathrm{a}}+\left(i_{\mathrm{a}}+i_{\mathrm{b}}\right) R_{\text {load }}+\frac{\mathrm{d} L_{\text {load }}\left(i_{\mathrm{a}}+i_{\mathrm{b}}\right)}{\mathrm{d} t} \\ \frac{\mathrm{d} \psi_{\mathrm{b}}}{\mathrm{d} t}=i_{\mathrm{b}} R_{\mathrm{b}}+\left(i_{\mathrm{a}}+i_{\mathrm{b}}\right) R_{\text {load }}+\frac{\mathrm{d} L_{\text {load }}\left(i_{\mathrm{a}}+i_{\mathrm{b}}\right)}{\mathrm{d} t} \\ \frac{\mathrm{d} \psi_{\mathrm{f}}}{\mathrm{d} t}+i_{\mathrm{f}} R_{\mathrm{f}}=0 \\ i_{\text {load }}=\left|i_{\mathrm{a}}+i_{\mathrm{b}}\right| \quad \text { if: } \quad \operatorname{sign}\left(i_{\mathrm{a}} \cdot i_{\mathrm{b}}\right)>0 \end{array}, \quad\left\{\begin{array}{l} \frac{\mathrm{d} \psi_{\mathrm{a}}}{\mathrm{d} t}=i_{\mathrm{a}} R_{\mathrm{a}}+\left(i_{\mathrm{a}}-i_{\mathrm{b}}\right) R_{\text {load }}+\frac{\mathrm{d} L_{\text {load }}\left(i_{\mathrm{a}}-i_{\mathrm{b}}\right)}{\mathrm{d} t} \\ \frac{\mathrm{d} \psi_{\mathrm{b}}}{\mathrm{d} t}=i_{\mathrm{b}} R_{\mathrm{b}}-\left(i_{\mathrm{a}}-i_{\mathrm{b}}\right) R_{\text {load }}-\frac{\mathrm{d} L_{\text {load }}\left(i_{\mathrm{a}}-i_{\mathrm{b}}\right)}{\mathrm{d} t} \\ \frac{\mathrm{d} \psi_{\mathrm{f}}}{\mathrm{d} t}+i_{\mathrm{f}} R_{\mathrm{f}}=0 \\ i_{\text {load }}=\left|i_{\mathrm{a}}-i_{\mathrm{b}}\right| \quad \text { if: }: \quad \operatorname{sign}\left(i_{\mathrm{a}} \cdot i_{\mathrm{b}}\right)<0 \end{array}\right.\right.$

(1)

式中：ψ为磁链；i，R，L分别为电流、电阻、电感；下标a，b，f，load分别表示a, b两相电枢绕组、励磁绕组和负载；sign(·)为符号函数。

通过磁共能W_m可计算电磁转矩

$W_{\mathrm{m}}=\frac{1}{2}\left[\begin{array}{lll} -i_{\mathrm{a}} & -i_{\mathrm{b}} & i_{\mathrm{f}} \end{array}\right]\left[\begin{array}{ccc} L_{\mathrm{a}} & 0 & m_{\mathrm{af}} \\ 0 & L_{\mathrm{b}} & m_{\mathrm{bf}} \\ m_{\mathrm{af}} & m_{\mathrm{bf}} & L_{\mathrm{f}} \end{array}\right]\left[\begin{array}{c} -i_{\mathrm{a}} \\ -i_b \\ i_f \end{array}\right]$

(2)

式中：m_af，m_bf分别为a，b两相电枢绕组与励磁绕组的互感；L_f为励磁绕组的自感。

对四极电机，电磁转矩

$T=2 \partial W_{\mathrm{m}} / \partial \theta=2 i_{\mathrm{f}}\left(M_{\mathrm{af}} i_{\mathrm{a}} \sin \theta+M_{\mathrm{bf}} i_{\mathrm{b}} \cos \theta\right)$

(3)

式中：q为转子的电角度，本文中为机械角度的2倍；M_af，M_bf分别为互感m_af，m_bf在电机旋转过程中的最大值。

综合式(1)~(3)，经整理可写出完整的状态方程

$\left\{\begin{array}{l} p\left[\begin{array}{c} i_{\mathrm{a}} \\ i_{\mathrm{b}} \\ i_{\mathrm{f}} \end{array}\right]=\left[\begin{array}{ccc} -\left(L_{\mathrm{a}}+L_{\text {load }}\right) & -S L_{\text {load }} & m_{\mathrm{af}} \\ -S L_{\text {load }} & -\left(L_{\mathrm{b}}+L_{\text {load }}\right) & m_{\mathrm{bf}} \\ -m_{\mathrm{af}} & -m_{\mathrm{bf}} & L_{\mathrm{f}} \end{array}\right]^{-1}\left[\begin{array}{ccc} R_{\mathrm{a}}+R_{\text {load }}+\dot{L}_{\text {load }} & S\left(R_{\text {load }}+\dot{L}_{\text {load }}\right) & -\dot{m}_{\text {af }} \\ S\left(R_{\text {load }}+\dot{L}_{\text {load }}\right) & R_{\mathrm{b}}+R_{\text {load }}+\dot{L}_{\text {load }} & -\dot{m}_{\mathrm{bf}} \\ \dot{m}_{\mathrm{af}} & \dot{m}_{\mathrm{bf}} & -R_{\mathrm{f}} \end{array}\right]\left[\begin{array}{c} i_{\mathrm{a}} \\ i_{\mathrm{b}} \\ i_{\mathrm{f}} \end{array}\right] \\ \dot{\theta}=\omega, \quad \dot{\omega}=2 \frac{T}{J} \end{array}\right.$

(4)

式中：p表示微分算子；S=sign(i_a·i_b)； $\dot{m}_{\mathrm{af}}, \dot{m}_{\mathrm{bf}}$ 为互感的变化率； $\dot{L}_{\text {load }}$ 为负载电感变化率；J为转子的转动惯量； $\dot{\theta}=\omega$ ，为电角速度， $\dot{\omega}$ 为电角加速度。

2. 脉冲波形最优化方法

对于结构已经固定的CPA，只能通过外部控制调波，且控制量有限。但是电枢点火角、放电周期选择对单相脉冲影响很大，通过点火角控制以及多相脉冲组合是可以得到理想波形的。

本文讨论三种典型负载：电磁轨道炮、脉冲激光器和电热化学炮。这三种负载均可用CPA驱动，但它们的负载特性以及对脉冲波形的需求差异很大。因此，有必要对负载特性进行深入分析，进而研究CPA与负载的匹配问题。

2.1 电磁轨道炮

本文电磁轨道炮属于阻感负载，其电阻、电感值与弹丸位移成正比，弹丸所受电磁推力F与负载电流的平方成正比^[9]，即

$R_{\text {load }}=R^{\prime} x, \quad L_{\text {load }}=L^{\prime} x, \quad F=L^{\prime} i_{\text {load }}^2 / 2$

(5)

式中：L′，R′分别为电磁炮导轨的电感梯度和电阻梯度；x为弹丸位移。

电磁轨道炮的弹丸能够承受的最大过载(加速度)是有限制的。因此，在放电过程中尽量保持加速度均匀能够最大限度地加速弹丸，提高发射效率，达到最大炮口速度^[10]。为量化脉冲波形是否适用于电磁轨道炮，通常会计算放电过程平均加速度与峰值加速度的比值^[11]，本文简称为“加速度比”。设弹丸加速度为a，加速过程中最大加速度为a_max，放电起始和终止时间分别为t₀，t_f，则加速度比A_R的表达式为

$A_{\mathrm{R}}=\int_{t_0}^{t_{\mathrm{f}}} a(t) \mathrm{d} t /\left[a_{\max }\left(t_{\mathrm{f}}-t_0\right)\right]$

(6)

需要说明的是，加速度比与电流幅值无关，仅仅表征电流形状。加速度比越大，则说明波形越接近平顶波。设a，b两相电枢点火角分别为θ_a，θ_b，其组合决定了放电脉冲波形，加速度比也就随之确定，亦即加速度比是点火角的函数

$A_{\mathrm{R}}=A_{\mathrm{R}}\left(\theta_{\mathrm{a}}, \theta_{\mathrm{b}}\right)$

(7)

这样，CPA驱动电磁轨道炮的波形优化问题可转化为如下函数优化问题

$\left\{\begin{array}{l} \max A_{\mathrm{R}}\left(\theta_{\mathrm{a}}, \theta_{\mathrm{b}}\right) \\ \text { s. t. } \quad \theta_j^{\mathrm{L}} \leqslant \theta_j \leqslant \theta_j^{\mathrm{U}}, \quad j=\mathrm{a}, \mathrm{b} \end{array}\right.$

(8)

式中：θ_j^L，θ_j^U分别为点火角取值的上下界，由预先设定的放电周期决定。

找到使加速度比最大的点火角组合，也就找到了最接近平顶脉冲、加速过程最平缓的放电波形。使用差分进化算法对该函数求最大值，仿真基本条件设置见表 1。令两相电枢各放电一个周期，优化后的波形如图 3所示，优化结果为：[q_a, q_b]=[1.546, 1.571]，A_R=0.513。根据优化结果可知，当两相点火角在π/2附近时，合成后的波形最接近平顶脉冲。

表 1 仿真参数设置

Table 1. Simulation parameters

initial rotor speed/(r·min^-1)	initial field current/kA	rotor’s moment of inertia/(kg·m²)	mass of projectile/g	inductance gradient/(μH·m^-1)	resistance gradient/(mΩ·m^-1)	discharge period
18 000	8	0.177 5	5	1	0.5	1

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图 3 电磁轨道炮优化放电波形

Figure 3. Optimized discharge pulse for EM gun

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2.2 脉冲激光器

本文电磁轨脉冲激光器是一种非线性电阻性负载，阻值在整个放电过程中呈先下降再上升的U型曲线^[12]，稳定放电时，有^[13]

$R_{\text {load }}=K_0 / \sqrt{i_{\text {load }}}$

(9)

式中：K₀是脉冲氙灯的阻抗系数，与其物理结构有关。

脉冲激光器需要尖顶脉冲驱动。虽然没有弹丸加速过程，但同样可使用“加速度比”的概念来量化波形效果，求解加速度比最小值即可。设阻抗系数K₀=5时，优化结果为：[q_a, q_b]=[4.015, 3.142]，A_R=0.293。优化后的波形如图 4所示，可见，将加速度比的计算方法应用于脉冲激光器的脉冲优化是可行的，能够得到尖顶脉冲。

图 4 脉冲激光器优化放电波形

Figure 4. Optimized discharge pulse for flashlamp

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2.3 电热化学跑

电热化学炮的核心部件为毛细管，也可以看作非线性电阻。本文使用文献[14]建立的物理模型表示

$R_{\text {load }}=0.22 l \beta^{8 / 11} \alpha^{-13 / 11} i_{\text {load }}^{-6 / 11}$

(10)

式中：l为毛细管长度，β为比例常数，α为毛细管截面半径。

电热化学炮所需波形是分段上升的，很难找出一个简单的计算量来表征其优劣。文献[15]电热炮对电流的要求，即

$i_{\text {desire }}(t)=\frac{1}{2} p_0 A \sqrt{\frac{1}{m(\gamma-1)}} \sqrt{\frac{t}{R_{\text {load }}}}$

(11)

式中：i_desire表示需求电流，p₀为炮膛加速压力，A为炮膛截面积，m为弹丸质量，γ为气体绝热常数。

电流幅值可以通过励磁电流大小、转速等调节。为消除幅值影响，表征实际电流与需要电流波形的匹配程度，本文提出“形状方差”的概念，计算方法如下。

(1) 设定点火角，计算实际放电电流i_load(t)= i_load(q_a, q_b)，R_load(t)=R_load(q_a, q_b)。根据式(10)~(11)计算需求放电电流i_desire(t)，其中，t₁，t_k分别对应放电初始时刻和结束时刻。

(2) 将放电时间适当离散化，取k个时间点：t′=[t₁, t₂, t₃, …, t_k]。其中，t₁，t_k分别对应放电初始时刻和结束时刻。

(3) 求出各时间点处实际电流i_load(t_k)与需求电流i_desire(t_k)的比值，虚拟的统计量

$R_{\text {ld }}(k)=i_{\text {load }}\left(t_k\right) / i_{\text {desire }}\left(t_k\right)$

(12)

(4) 计算电流比值的方差，定义为“形状方差”S_V，可表示为

$S_V=\operatorname{var}\left(R_{\text {ld }}\right)$

(13)

这样，得到的形状方差能够描述实际电流与需求电流形状的匹配程度。在相同的初始励磁电流、转速等条件下，形状方差越小，说明波形越符合要求。优化结果为：[q_a, q_b]=[2.005, 4.712]。优化的放电波形如图 5所示，图 6显示了需求电流与实际电流的对比情况。可见，实际电流与需求电流有一定差别，但基本符合电热化学炮的要求。

图 5 电热化学炮优化放电波形

Figure 5. Optimized discharge pulse for ETC

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图 6 需求电流与实际电流对比

Figure 6. Comparison of desired and actual current

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3. 结论

本文建立了两相空心补偿脉冲发电机放电过程的数学模型，在此基础上开展了放电模型最优化研究。针对三种不同负载，分析负载特性及需求波形，提出相应的优化指标。优化结果表明，采用加速度比作为优化指标，可以有效得到适合电磁轨道炮和脉冲激光器的放电脉冲。对于电热化学炮，本文定义的“形状方差”可较好地对放电脉冲进行优化。基于电机数学模型的仿真具有很高的灵活性。但是，文中建立的数学模型是否准确，提出的波形优化方法是否合理，则需要进一步的实验验证。根据实验结果对仿真模型进行修正，可以得到更加精确的模型。两相电机具有较强的波形调节能力。可以推论，随着相数进一步增加，电机放电波形调节的灵活性将进一步增强。

图 1 同轴结构二倍宽脉冲形成线结构示意图

Figure 1. Structure diagram of coaxial duple-width PFL

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图 2 研究思路

Figure 2. Research flow chart

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图 3 内磁芯结构示意图

Figure 3. Structure diagram of inner magnetic core

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图 4 内磁芯结构元胞示意图

Figure 4. Structure diagram of inner magnetic core cell

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图 5 内磁芯几何模型及材料坐标系

Figure 5. Geometric model and local coordinate system of inner magnetic core

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图 6 外磁芯几何模型及材料坐标系

Figure 6. Geometric model and local coordinate system of outer magnetic core

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图 7 形成线组件模态实验照片

Figure 7. Photo of PFL modal test

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图 8 形成线有限元模型及固支边界

Figure 8. Finite element model of PFL under clamped boundary condition

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图 9 车载运输环境典型工况激励谱

Figure 9. Excitation spectrum of typical working conditions of vehicle transportation environment

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图 10 尾端绝缘子应力云图（轮式车辆运输垂向）

Figure 10. Contour curve of tail insulator (wheel vehicle transportation along the vertical direction)

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图 11 形成线等效件结构

Figure 11. Equivalent structure of PFL

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图 12 形成线等效件振动试验

Figure 12. Vibration test of PFL equivalent parts

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图 13 运输前输出脉冲波形

Figure 13. Output pulse waveform before transportation

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图 14 运输后输出脉冲波形（3000 km，高速公路）

Figure 14. Output pulse waveform after transportation (3000 km, highway)

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表 1 结构元胞的等效材料参数

Table 1. Equivalent material parameters of structure cell

E₁ / GPa	E₂ / GPa	E₃ / GPa	V₁₂	V₁₃	V₂₃	G₁₂ / GPa	G₁₃ / GPa	G₂₃ / GPa
152	152	14.10	0.29	0.28	0.28	60.50	11.03	11.03

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表 2 形成线模态分析结果

Table 2. Modal analysis results of PFL

mode	frequency/Hz	modal shape
1	24.36	lateral bending of inner conductor （x direction）
2	24.41	vertical bending of inner conductor （y direction）
3	34.05	bending of inner conductor along the z direction
4	43.53	twisting of inner conductor around the z-axis

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表 3 形成线两种状态模态试验结果对比

Table 3. Modal test results of PFL under two different conditions

mode	modal shape	frequency （oil-free）/Hz	frequency （full of oil）/Hz	damping coefficient （oil-free）/%	damping coefficient （full of oil）/%
1	lateral bending of inner conductor （x direction）	33.38	18.03	1.71	5.89
2	vertical bending of inner conductor （y direction）	37.80	18.92	1.30	10.61
3	bending of inner conductor along the z direction	57.43	42.64	1.10	7.96
4	twisting of inner conductor around the z-axis	42.35	51.62	1.50	6.63

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表 4 形成线仿真频率与试验频率对比（有油）

Table 4. Contrast between simulation frequency and measured frequency of PFL (full of oil)

mode	modal shape	simulation frequency/Hz	measured frequency/Hz	error/%
1	lateral bending of inner conductor （x direction）	24.36	18.03	25.99
2	vertical bending of inner conductor （y direction）	24.41	18.92	22.49
3	bending of inner conductor along the z direction	34.05	42.64	−25.23
4	twisting of inner conductor around the z−axis	43.53	51.62	−18.58

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表 5 试验频率与修正模型计算频率对比（有油）

Table 5. Contrast between measured frequency and simulation frequency of modified model (full of oil)

mode	modal shape	measured frequency/Hz	modified simulation frequency/Hz	error/%
1	lateral bending of inner conductor （x direction）	18.03	18.95	5.10
2	vertical bending of inner conductor （y direction）	18.92	19.02	0.53
3	bending of inner conductor along the z direction	42.64	30.61	−14.61
4	twisting of inner conductor around the z−axis	51.62	46.16	−10.58

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表 6 计算结果汇总（车载运输环境）

Table 6. Calculation results (vehicle transportation condition)

condition	maximum acceleration （middle conductor）/g	maximum dynamic stress/MPa	total stress/ MPa	maximum stress （tail insulator）/MPa
highway transportation（vertical）	1.95	50.08	223.08	27.78
wheel vehicle transportation（vertical）	2.40	73.46	246.46	40.99
impact（20g，vertical）	39.95	60.22	233.22	33.67

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表 7 中筒尾端响应加速度汇总表

Table 7. Response acceleration summary of middle conductor

test condition	longitudinal acceleration/g	vertical acceleration/g	lateral acceleration/g
highway transportation	1.34	2.01	0.53
wheel vehicle transportation	1.76	2.05	2.66
impact（5g）	9.41	13.11	8.44
Note：The results of highway and wheel vehicle transportation tests were root mean square values.

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表 8 横向（z向）不同量级扫频振动试验内筒上测点的一阶响应频率

Table 8. First mode frequency of inner conductor under different magnitudes of sine sweep tests (z direction)

magnitude/(g²·Hz⁻¹)	response frequency/Hz
0.001	26
0.000 1	26
0.000 01	30
0.000 001	30
0.000 000 1	31

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参考文献(16)

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施引文献

期刊类型引用(5)

1.	杨颜冰，杨文杰，吴巍，冯文天，欧贤金，李大为，杨静，张翔，陈广全，张旭，姚庆高，马力祯. 张力线磁场测量系统的平台搭建与相关测试实验研究. 原子核物理评论. 2023(03): 377-384 . 百度学术
2.	马娜，李波，董岚，王小龙，门玲鸰，王铜，梁静，何振强，柯志勇，卢尚，韩圆颖，闫路平，张露彦，闫皓月. CSNS四极铁标定方案分析. 强激光与粒子束. 2022(08): 97-102 . 本站查看
3.	龙虎，彭志勇. 海量激光超声数据采集与处理系统设计. 激光杂志. 2020(05): 153-157 . 百度学术
4.	张晓芳. 基于机器学习的光纤网络激光器异常功率数据采集系统设计. 激光杂志. 2020(09): 111-115 . 百度学术
5.	刘博，门玲鸰，辛洪兵，董岚，李波，王小龙，罗涛，梁静，王铜，马娜，何振强，柯志勇，张晓辉，沈建新. HEPS预准直单元BQ磁铁精密高稳垫锁位置调整装置设计. 核技术. 2019(11): 37-41 . 百度学术

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1. 补偿脉冲发电机放电数学模型
1.1 电机基本结构及工作原理
1.2 放电数学模型
2. 脉冲波形最优化方法
2.1 电磁轨道炮
2.2 脉冲激光器
2.3 电热化学跑
3. 结论

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同轴脉冲形成线的运输振动环境适应性研究

doi: 10.11884/HPLPB202133.210067

作者简介:
范红艳（1988—），女，硕士，工程师，从事脉冲功率技术研究

计量

Research on transportation vibration environmental adaptability of coaxial pulse forming line

1. 补偿脉冲发电机放电数学模型

1.1 电机基本结构及工作原理

1.2 放电数学模型

2. 脉冲波形最优化方法

2.1 电磁轨道炮

2.2 脉冲激光器

2.3 电热化学跑

3. 结论

期刊类型引用(5)

其他类型引用(2)

计量

目录

1. 补偿脉冲发电机放电数学模型

1.1 电机基本结构及工作原理

1.2 放电数学模型

2. 脉冲波形最优化方法

2.1 电磁轨道炮

2.2 脉冲激光器

2.3 电热化学跑

3. 结论

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同轴脉冲形成线的运输振动环境适应性研究

doi: 10.11884/HPLPB202133.210067

作者简介: 范红艳（1988—），女，硕士，工程师，从事脉冲功率技术研究

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出版历程

Research on transportation vibration environmental adaptability of coaxial pulse forming line

1. 补偿脉冲发电机放电数学模型

1.1 电机基本结构及工作原理

1.2 放电数学模型

2. 脉冲波形最优化方法

2.1 电磁轨道炮

2.2 脉冲激光器

2.3 电热化学跑

3. 结论

期刊类型引用(5)

其他类型引用(2)

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出版历程

目录

1. 补偿脉冲发电机放电数学模型

1.1 电机基本结构及工作原理

1.2 放电数学模型

2. 脉冲波形最优化方法

2.1 电磁轨道炮

2.2 脉冲激光器

2.3 电热化学跑

3. 结论

作者简介:
范红艳（1988—），女，硕士，工程师，从事脉冲功率技术研究