劉 億，李建明，周中玉，彭 輝，宋振飛，谷卓偉

（中國工程物理研究院流體物理研究所，四川 綿陽 621999）

炸藥柱面內(nèi)爆磁通量壓縮發(fā)生器技術(shù)（簡稱MC-1 技術(shù)）是一種將炸藥爆轟產(chǎn)生的高能量密度化學(xué)能轉(zhuǎn)變?yōu)槌瑥?qiáng)電磁能的動態(tài)加載技術(shù)[1]。其工作原理是利用柱形炸藥強(qiáng)爆轟向內(nèi)壓縮金屬套筒，使其內(nèi)部預(yù)先引入的初始磁通量在短時(shí)間內(nèi)迅速聚積得到超強(qiáng)磁場。該技術(shù)產(chǎn)生的超高壓力作用于樣品時(shí)引起的熵增小、溫升低，是一種應(yīng)用前景廣闊的高能量密度加載實(shí)驗(yàn)技術(shù)。對于單級MC-1 裝置，金屬套筒內(nèi)爆壓縮過程中界面不穩(wěn)定性逐步發(fā)展，在磁通量壓縮后期加劇磁場沿套筒厚度的擴(kuò)散，此時(shí)測試樣品腔經(jīng)歷一個(gè)磁等熵壓縮與沖擊過程，磁場峰值與界面不穩(wěn)定性發(fā)展密切關(guān)聯(lián)。20 世紀(jì)80 年代，俄羅斯實(shí)驗(yàn)物理研究院的Pavlovskii 院士[2]提出了使用同軸多級殼體代替單層套筒的多級MC-1 技術(shù)思想，通過施加十幾特斯拉的初始磁場，采用二級或三級套筒壓縮方式，獲得了超過1 000 T的峰值磁場。多級MC-1 實(shí)驗(yàn)原理如圖1 所示，多層復(fù)合密繞螺線管作為多級MC-1 裝置的第一級套筒，既要在初始階段通電以提供初始磁場，又要在炸藥爆轟波作用下形成一個(gè)閉合金屬套筒，向內(nèi)壓縮磁通量并逐級傳遞到內(nèi)層套筒，最終使磁通量在軸心會聚，實(shí)現(xiàn)磁場的有效放大。

圖1 多級MC-1 裝置的工作原理Fig. 1 Working principle of the cascade MC-1 device

中國工程物理研究院流體物理研究所自2011 年開展MC-1 技術(shù)的理論和實(shí)驗(yàn)研究[3]以來，完成了多發(fā)動態(tài)實(shí)驗(yàn)。通過炸藥驅(qū)動套筒的結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)，金屬套筒的界面不穩(wěn)定性發(fā)展得到了較好的抑制，獲得了約200 GPa 的等熵壓力。為獲取300～400 GPa 壓力范圍的磁等熵壓縮，近年來課題組開展了多級MC-1 裝置技術(shù)研究，其中一級套筒——多層密繞螺線管的壓縮穩(wěn)定性是決定整個(gè)磁通量壓縮過程的關(guān)鍵因素。鑒于多級MC-1 裝置分解實(shí)驗(yàn)周期長、原位診斷技術(shù)存在諸多不足的問題，本研究以多級MC-1 裝置內(nèi)爆高速攝影圖像作為參考，采用有限元方法模擬多層密繞螺線管套筒內(nèi)爆壓縮過程，分析密繞螺線管結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及加工工藝的可行性，討論與界面不穩(wěn)定性發(fā)展相關(guān)的諸多因素，為后期實(shí)驗(yàn)裝置優(yōu)化提供參考。

1 多層密繞螺線管

1.1 結(jié)構(gòu)及工藝

多層密繞螺線管作為內(nèi)爆壓縮階段的第一級套筒，既要在爆轟前期外接電容器以提供初始磁通量，又要在爆轟波陣面沖擊下作為第一級套筒壓縮磁通量，這對密繞螺線管的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、力學(xué)強(qiáng)度、電氣性能提出了很高的要求。如圖2 所示，多層密繞螺線管分為螺旋層、回流層和內(nèi)外環(huán)氧層，正負(fù)極位于螺線管同側(cè)[4]。參照多級MC-1 裝置原理[2]，本研究制備了一種多層密繞螺線管，其內(nèi)徑為136.6 mm，外徑為150.0 mm，總厚度為6.7 mm，根據(jù)材料和功能的差異，分成4 層，由內(nèi)向外分別為螺旋層、內(nèi)環(huán)氧層、回流層、外環(huán)氧層。螺旋層采用568 股漆包銅線（QZY-0.25）并繞，線圈匝數(shù)為2 匝，螺旋繞線區(qū)域的軸向尺寸為120.0 mm。

由于電容器組放電電流的上升前沿在50～60 μs 之間，為防止高頻電流的趨膚效應(yīng)對電流分布造成不均勻影響，避免螺旋層和回流層出現(xiàn)密度急劇變化，在制備過程中使用直徑為0.25 mm 的漆包銅線進(jìn)行繞制。炸藥內(nèi)爆壓縮多層密繞螺線管實(shí)驗(yàn)中，螺線管套筒的對稱性和均勻性是重要的幾何指標(biāo)。多層密繞螺線管為手工繞制，螺線的直徑小且數(shù)量大，無法進(jìn)行有效的無損檢測，需要嚴(yán)格控制多層密繞螺線管構(gòu)件的制備工藝，以降低螺線管加工不均勻性對實(shí)驗(yàn)結(jié)果的影響。

圖2 密繞螺線管結(jié)構(gòu)示意圖Fig. 2 Schematic of the densely wound solenoid

圖3 密繞螺線管主要工藝示意圖Fig. 3 Schematic of the fabrication of the densely wound solenoid

圖3 給出了密繞螺線管的具體制備工藝。首先根據(jù)復(fù)合密繞螺線管的內(nèi)徑尺寸定制心模，并與有槽隔板組裝，如圖3(a)所示，定位隔板的環(huán)向凹槽用于固定漆包銅線。然后按兩匝標(biāo)準(zhǔn)繞制漆包銅線，每8 根銅線為一組，以同樣的流程繞制8 層，見圖3(b)。螺旋層繞線結(jié)束后，在銅線外表面包裹一層厚度約1.4 mm 的絕緣GHG 復(fù)合紙（由聚酰亞胺薄膜粘接復(fù)合，外層包裹玻璃纖維布），耐壓測試后，使用環(huán)氧樹脂黏結(jié)。環(huán)氧層固化后，將線頭一端引出，沿圓柱母線將銅線折返，均勻排布在絕緣層外表面。將正負(fù)電極盤裝配到絕緣筒上，使用環(huán)氧樹脂黏結(jié)。將裝配好的絕緣筒和電極盤套入線圈自由端，保證電極盤與漆包銅線外表面之間的裝配間隙小于0.2 mm，間隙處使用環(huán)氧膠黏結(jié)固定，見圖3(c)。漆包銅線的兩個(gè)自由端分別焊接到電極盤的正負(fù)極上，將半成品整體裝配上環(huán)氧塑形外部模具，用螺釘固定后，放入烤箱內(nèi)排潮，隨后導(dǎo)入制備好的液態(tài)環(huán)氧樹脂固化劑，經(jīng)多次抽真空加壓過程排除內(nèi)部氣泡后，進(jìn)行烘烤固化，見圖3(d)。最后依次拆除模具，使用車床對固化構(gòu)件內(nèi)外表面和環(huán)氧端面進(jìn)行車削加工，以達(dá)到裝配要求。

1.2 結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性

密繞螺線管在內(nèi)爆前需要與電容器組連接形成閉合回路，通過電容器組放電，在內(nèi)部空腔生成軸向初始磁場。使用有限元分析軟件ANSYS 的電磁場模塊，對通電過程進(jìn)行結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析。由于制備密繞螺線管所用的漆包銅線較細(xì)（直徑0.25 mm），并且通過模具保證了銅線排布的均勻性，從制備過程中排除了高頻電流趨膚效應(yīng)對電流分布均勻性的影響，因此電流在整個(gè)金屬導(dǎo)體層區(qū)域內(nèi)可視為均勻分布。在數(shù)值模擬中，將螺旋層區(qū)域視為均勻絞線圈層，通過施加電流密度激勵(lì)方式進(jìn)行建模。如圖4 所示，數(shù)值模型使用Solid97 單元，對空氣域邊界的Ax、Ay、Az磁矢勢進(jìn)行約束，將0.5 MA 電流載荷等效為電流密度進(jìn)行加載，在螺旋層上基于24°螺旋升角施加環(huán)向和軸向電流密度，在回流層上僅施加軸向電流密度。數(shù)值結(jié)果顯示，軸向上的磁場峰值約為4 T，與內(nèi)爆實(shí)驗(yàn)中的初始磁場基本一致。

復(fù)合密繞螺線管套筒的螺旋層和回流層在導(dǎo)流過程中將承受徑向電磁力Fr。如圖5 所示，計(jì)算表明：螺旋層上的最大電磁應(yīng)力為53 kPa；由于螺旋層繞線具有一定的偏轉(zhuǎn)角度，所產(chǎn)生的磁通量具有少量的徑向分量，導(dǎo)致回流層也受到徑向電磁力作用，最大值為15 kPa。計(jì)算的應(yīng)力值均遠(yuǎn)低于環(huán)氧樹脂強(qiáng)度30 MPa，因此復(fù)合多層密繞螺線管套筒在初始磁場建立階段可以提供足夠高的機(jī)械強(qiáng)度，不會在炸藥起爆前發(fā)生結(jié)構(gòu)垮塌。

圖4 螺線管各部分電流密度分布示意圖Fig. 4 Schematic of the current density distribution of the solenoid

圖5 螺線管中螺旋層軸向各位置的電磁力分布Fig. 5 Electromagnetic force distribution of the solenoid along axial direction

2 內(nèi)爆壓縮實(shí)驗(yàn)

2.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

應(yīng)用中國工程物理研究院流體物理研究所研制的高速分幅相機(jī)系統(tǒng)，觀察套筒的內(nèi)爆壓縮過程以及界面不穩(wěn)定性的發(fā)展。超高速攝影測試布局如圖6 所示。脈沖氙燈光源通過照明物鏡形成平行光后均勻照射被攝區(qū)域，經(jīng)反射鏡和相機(jī)物鏡，成像在超高速同步分幅/掃描光電相機(jī)系統(tǒng)上。

圖6 高速攝影測試布局Fig. 6 Layout of the high-speed photography

實(shí)驗(yàn)中多層密繞螺線管內(nèi)部初始磁場約為4 T，炸藥采用RDX/TNT（60/40），外徑為300.0 mm，內(nèi)徑為150.0 mm，高180.0 mm，約20 kg TNT 當(dāng)量，在炸藥外側(cè)使用環(huán)向具有16 個(gè)起爆模塊的網(wǎng)絡(luò)板進(jìn)行起爆。其中，一級套筒（密繞螺線管）外徑150.0 mm，內(nèi)徑136.6 mm，二級套筒外徑28.0 mm，厚度2.0 mm。

2.2 結(jié)果分析

圖7 顯示了采用高速攝影技術(shù)記錄的初級套筒運(yùn)動形貌。t= 68 μs 時(shí)，套筒處于靜止?fàn)顟B(tài)。t= 70 μs時(shí)，套筒在炸藥強(qiáng)爆轟驅(qū)動下向內(nèi)壓縮運(yùn)動，環(huán)向出現(xiàn)16 個(gè)發(fā)光點(diǎn)，與網(wǎng)絡(luò)起爆板的起爆模塊數(shù)量一致。實(shí)驗(yàn)表明，炸藥環(huán)向多點(diǎn)起爆將發(fā)展出具有包絡(luò)結(jié)構(gòu)的爆轟波陣面，沿炸藥厚度方向傳播75 mm后亦不能均勻化，在套筒壓縮初期引入周期性沖擊擾動。t= 72 μs 時(shí)，螺線管套筒在慣性作用下向內(nèi)高速運(yùn)動，套筒外側(cè)的周期性擾動進(jìn)一步增長，發(fā)展出16 個(gè)發(fā)光錐。當(dāng)一級套筒與二級套筒碰撞后，t= 76 μs時(shí)，二級套筒外界面出現(xiàn)了肉眼可分辨的環(huán)向擾動，但是基本保持結(jié)構(gòu)對稱性。

圖7 套筒收縮過程的高速攝影圖像Fig. 7 High speed photographs of sleeve shrinking process

需要說明的是，多層密繞螺線管中含有環(huán)氧材料，在內(nèi)爆沖擊下可能發(fā)生離解和噴射，從而遮擋內(nèi)層金屬界面的運(yùn)動位置。根據(jù)攝影圖像可計(jì)算一級套筒前沿的徑向運(yùn)動速度，t= 72 μs 時(shí)約為6.3 km/s，顯著高于金屬套筒計(jì)算速度（約4.5 km/s），說明套筒前沿存在低密度的離解環(huán)氧層。鑒于圖像中套筒內(nèi)側(cè)表面的對稱性較好，推斷套筒在壓縮后期沒有出現(xiàn)嚴(yán)重的坍塌。

3 數(shù)值模擬驗(yàn)證

3.1 力邊界條件處理

內(nèi)爆壓縮過程中，中心磁通量密度隨空腔區(qū)域半徑的減小而增大，套筒內(nèi)表面所受磁壓力也相應(yīng)增大。在一級套筒與二級套筒碰撞之前，二級套筒的漆包銅線由于軸向排列而不能產(chǎn)生環(huán)向感應(yīng)電流，所以對于這一階段的內(nèi)爆壓縮過程，不考慮磁擴(kuò)散效應(yīng)。一級和二級套筒發(fā)生碰撞后，由于二級套筒環(huán)向?qū)?，磁通量密度快速增大，?nèi)部磁壓力迅速上升，此時(shí)磁壓對套筒內(nèi)表面的作用不可忽略。應(yīng)用一維磁流體程序MC11D[5]，在幾何尺寸及材料參數(shù)保持一致的情況下，計(jì)算初始磁場為4 T時(shí)二級套筒半徑r2和磁壓力pB隨時(shí)間t的變化曲線。如圖8 所示，二級套筒內(nèi)表面在26 μs 左右發(fā)生運(yùn)動，磁壓力急劇上升。以下有限元模擬計(jì)算中，將26 μs 后的磁壓力曲線作為磁壓邊界條件施加至二級套筒上。

3.2 內(nèi)爆過程數(shù)值模擬

3.2.1 計(jì)算模型及材料參數(shù)

圖8 二級套筒內(nèi)徑及磁壓力時(shí)程曲線Fig. 8 Time-history of the inner diameter and the magnetic pressure of the secondary sleeve

應(yīng)用LS-DYNA 開展套筒內(nèi)爆壓縮過程的數(shù)值模擬。由于內(nèi)爆結(jié)構(gòu)具有軸對稱特點(diǎn)，為減小計(jì)算量，建立1/4 計(jì)算模型（見圖9）。一級套筒由內(nèi)向外的4 層結(jié)構(gòu)分別為螺旋層、環(huán)氧固結(jié)劑、回流層、環(huán)氧固結(jié)劑。炸藥、螺旋層、回流層、二級套筒的網(wǎng)格數(shù)分別為76 800、720、496、400，內(nèi)環(huán)氧層和外環(huán)氧層的網(wǎng)格數(shù)分別為40 和80。在模型左側(cè)邊界施加x方向位移約束，下邊界施加y方向位移約束。內(nèi)爆磁壓力邊界條件通過*LOAD_SEGMENT_SET 關(guān)鍵字施加到金屬套筒單元上。

圖9 內(nèi)爆壓縮過程數(shù)值模型Fig. 9 Numerical model of the implosion compression

表1 Comp B 炸藥的模型參數(shù)Table 1 Model parameters of Comp B explosive

復(fù)合密繞螺線管的螺旋層、回流層以及二級套筒均由漆包銅線和環(huán)氧樹脂構(gòu)成，差別僅在于漆包銅線的排列角度。對這3 部分結(jié)構(gòu)，也使用流體彈塑性材料模型和Grüneisen 狀態(tài)方程進(jìn)行描述，在模擬計(jì)算中密度通過體積分?jǐn)?shù)計(jì)算得出，具體參數(shù)見表3。

表2 環(huán)氧材料模型參數(shù)Table 2 Model parameters of epoxy material

表3 漆包銅線排布層模型參數(shù)Table 3 Model parameters of enameled copper wire arrangement layer

3.2.2 套筒內(nèi)爆壓縮過程的模擬結(jié)果

在炸藥環(huán)向設(shè)置64 個(gè)起爆模塊，炸藥起爆和爆轟波發(fā)展過程如圖10 所示。起爆后炸藥內(nèi)部爆轟波出現(xiàn)包絡(luò)結(jié)構(gòu)，爆轟波在t= 9.5 μs 左右到達(dá)一級套筒外表面，開始對套筒進(jìn)行內(nèi)爆壓縮。

圖10 炸藥起爆過程Fig. 10 Explosive detonation process

炸藥爆轟波在t= 9.5 μs 到達(dá)一級套筒外表面，推動套筒向內(nèi)壓縮。一級套筒在t= 24.0 μs 時(shí)與二級套筒發(fā)生碰撞，驅(qū)動二級套筒向內(nèi)繼續(xù)壓縮。根據(jù)磁壓力時(shí)程曲線，磁壓力在25.0 μs 后開始作用于套筒內(nèi)表面，一級和二級套筒的形貌變化如圖11 所示。整個(gè)內(nèi)爆壓縮過程持續(xù)穩(wěn)定進(jìn)行，數(shù)值模擬結(jié)果表明套筒未出現(xiàn)結(jié)構(gòu)失穩(wěn)與垮塌情況。

圖11 套筒收縮過程云圖Fig. 11 Diagram of sleeve shrinking process

圖12 給出了一級和二級套筒的界面速度時(shí)程曲線。與二級套筒碰撞前，一級套筒速度達(dá)到4.5 km/s。碰撞后，二級套筒外層速度峰值約為4.0 km/s，內(nèi)層速度峰值約為6.6 km/s，由于高速碰撞產(chǎn)生了復(fù)雜的應(yīng)力波作用，套筒將經(jīng)歷壓縮與卸載瞬態(tài)過程，界面速度出現(xiàn)振蕩，直至發(fā)生會聚反彈。

3.3 套筒壓縮穩(wěn)定性的影響因素分析

3.3.1 起爆點(diǎn)對壓縮穩(wěn)定性的影響

圖12 套筒界面速度時(shí)程曲線Fig. 12 Time-history curves of sleeve interface speed

高速攝影圖像（見圖7）揭示，炸藥環(huán)形多點(diǎn)起爆將在套筒外表面產(chǎn)生顯著的周期性沖擊擾動，起爆點(diǎn)數(shù)量可能直接影響內(nèi)爆后期套筒的界面不穩(wěn)定性發(fā)展。計(jì)算模型中，設(shè)置環(huán)向起爆點(diǎn)數(shù)n分別為16、32、64，圖13 給出了不同時(shí)刻環(huán)向角度 θ 在0～π/2 范圍內(nèi)套筒內(nèi)表面速度分布。計(jì)算結(jié)果顯示，隨著起爆點(diǎn)數(shù)的增加，套筒內(nèi)表面速度的擾動呈減小趨勢。當(dāng)環(huán)向起爆點(diǎn)數(shù)為16 和32 時(shí)，界面速度呈典型的周期性振蕩分布；當(dāng)起爆點(diǎn)數(shù)增加至64 時(shí)，速度的周期性振蕩消失，界面速度呈現(xiàn)隨機(jī)漲落。

圖13 起爆點(diǎn)數(shù)增加對套筒內(nèi)表面界面速度分布的影響Fig. 13 Influence of increasing initiation points on the velocity distribution of the inner surface of the sleeve

為了直觀顯示起爆點(diǎn)數(shù)對復(fù)合密繞螺線管套筒界面不穩(wěn)定性發(fā)展的影響，計(jì)算了一級套筒內(nèi)表面速度方差（δ）隨時(shí)間（t）的變化曲線，如圖14所示。起爆10 μs 后套筒內(nèi)表面開始運(yùn)動，爆轟波攜帶的周期性擾動導(dǎo)致界面速度方差迅速增長達(dá)到峰值，隨著套筒的慣性壓縮運(yùn)動，速度方差呈現(xiàn)衰減且振蕩走勢。當(dāng)n= 16 時(shí)，速度方差峰值為0.037，達(dá)到峰值后方差的振蕩幅值仍保持高位，呈現(xiàn)不規(guī)則發(fā)展趨勢；當(dāng)n= 32 時(shí)，速度方差峰值為0.012，方差達(dá)到峰值后小幅攀升，然后呈單調(diào)下降趨勢；當(dāng)n= 64 時(shí)，速度方差峰值低至0.003，方差下降后基本穩(wěn)定在0.002 的較低水平。計(jì)算結(jié)果表明：增加環(huán)向起爆點(diǎn)數(shù)可以顯著降低界面速度方差峰值，有效抑制內(nèi)爆套筒界面不穩(wěn)定性發(fā)展。

圖14 起爆點(diǎn)數(shù)不同時(shí)套筒界面速度方差時(shí)程曲線Fig. 14 Time-history curves of the velocity variance on the sleeve interface with various number of the initiating points

為了進(jìn)一步揭示炸藥的非均勻加載效應(yīng)，圖15 給出了炸藥內(nèi)界面的環(huán)向速度分布方差。比較圖14 和圖15 可以看出，當(dāng)起爆點(diǎn)數(shù)相同時(shí)，炸藥內(nèi)界面與套筒內(nèi)界面的速度方差峰值基本一致，說明套筒界面速度的初始擾動主要來自于炸藥爆轟波。

3.3.2 結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)探討

圖15 起爆點(diǎn)數(shù)不同時(shí)炸藥界面速度方差時(shí)程曲線Fig. 15 Time-history curves of the velocity variance on the explosive interface with various number of initiating points

為研究套筒強(qiáng)度對炸藥爆轟波初始沖擊擾動的抑制作用，在數(shù)值模擬程序中將漆包銅線排列層的強(qiáng)度增加至20 MPa。復(fù)合密繞螺線管套筒的整體強(qiáng)度取決于環(huán)氧固結(jié)劑的黏結(jié)性質(zhì)。當(dāng)環(huán)向64 點(diǎn)起爆時(shí)，計(jì)算結(jié)果（見圖16）表明，漆包線層強(qiáng)度對套筒界面穩(wěn)定性的作用可忽略不計(jì)。

多層密繞螺線管套筒的外層環(huán)氧樹脂不僅增加螺線管的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性，也具有衰減炸藥強(qiáng)爆轟化學(xué)峰的作用，有利于保持套筒的沖擊壓縮穩(wěn)定性。為進(jìn)一步優(yōu)化炸藥強(qiáng)爆轟驅(qū)動套筒的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，計(jì)算模型中在套筒與炸藥之間分別添加1.0 mm厚的環(huán)氧樹脂層和空腔。當(dāng)炸藥環(huán)向設(shè)置64 個(gè)起爆點(diǎn)時(shí)，套筒內(nèi)界面速度方差計(jì)算曲線（見圖17）表明，相比于環(huán)氧緩沖層，空腔構(gòu)型顯著地降低了沖擊擾動峰值，并且后續(xù)速度方差漲落維持在較低的水平。因此，在螺線管套筒前設(shè)置1～2 mm 的空腔將有效地抑制炸藥爆轟波引入的初始沖擊擾動。

圖16 強(qiáng)度不同時(shí)套筒界面速度方差時(shí)程曲線Fig. 16 Time-history curves of velocity variance on sleeve interface with different strengths

圖17 緩沖介質(zhì)不同時(shí)套筒界面速度方差時(shí)程曲線Fig. 17 Time-history curves of velocity variance on sleeve interface with different buffer medium

4 結(jié) 論

對直徑為150.0 mm 的多層密繞螺線管開展了初始磁場為4 T 的炸藥強(qiáng)爆轟柱面內(nèi)爆壓縮實(shí)驗(yàn)，得到了較清晰的套筒運(yùn)動高速攝影圖像。實(shí)驗(yàn)圖像顯示，炸藥沖擊壓縮螺線管套筒時(shí)引入了顯著的初始沖擊擾動，雖然套筒內(nèi)表面前沿形成離解的環(huán)氧層，但是金屬結(jié)構(gòu)未出現(xiàn)垮塌跡象。密繞螺線管內(nèi)爆壓縮過程中，套筒外層發(fā)展出16 個(gè)環(huán)向周期分布的發(fā)光錐，與炸藥起爆網(wǎng)絡(luò)板的環(huán)向模塊數(shù)一致。炸藥爆轟波沿厚度方向傳播75 mm 后，多點(diǎn)起爆形成的包絡(luò)結(jié)構(gòu)仍未退化為均勻的平面（或柱面）爆轟波。炸藥爆轟波陣面的周期擾動是導(dǎo)致套筒界面不穩(wěn)定性發(fā)展的主要因素之一，值得深入研究。

利用顯式動力學(xué)分析程序，對炸藥驅(qū)動密繞螺線管內(nèi)爆壓縮過程進(jìn)行數(shù)值模擬，計(jì)算結(jié)果顯示了套筒的界面速度方差時(shí)程曲線。炸藥多點(diǎn)網(wǎng)絡(luò)起爆引入的初始沖擊擾動將直接影響套筒的壓縮穩(wěn)定性，起爆點(diǎn)數(shù)的增加可以顯著抑制界面失穩(wěn)發(fā)展。同時(shí)，多層密繞螺線管強(qiáng)度低，在炸藥與復(fù)合套筒之間引入厚度為1～2 mm 的空腔，將有效衰減初始爆轟波擾動。

感謝中國工程物理研究院流體物理研究所的仝延錦、唐小松、匡學(xué)武、暢里華、何徽等在實(shí)驗(yàn)中提供的幫助！