SICG的系统架构如图1所示，其核心子系统包括大功率脉冲电源模块、快速响应可控硅开关阵列、同轴嵌套式驱动绕组及集成发射封装（Integrated Launch Package，ILP）等关键功能单元。其中，脉冲电源提供微秒级上升沿驱动电流，可控硅阵列快速响应特性可确保多级电源模块的精确时序调控。系统工作时，通过驱动绕组阵列与ILP之间的动态磁耦合产生轴向洛伦兹力，该电磁推理的时空分布特性直接取决于脉冲强磁场环境下多级绕组的同步放电控制。

SICG的单次发射是毫秒级极端瞬态事件，其电磁−热耦合机制是典型的双向耦合动态闭环系统。当具有高幅值、短脉宽特性的脉冲电流流经驱动绕组时，其单位体积内的热生成率q_V可表示为：

式中，J_s(t)为电流密度矢量，E(t)为电场强度矢量，σ(t)为绕组材料的温度依赖性电导率，其与温升呈线性关联特性：

式中，ρ₀为参考文献T_ref下的初始电阻率，α为电阻率温度系数。

在连续脉冲工作模式下，热量生成呈现离散脉冲特性。尽管在发射间隔内，热量会通过热传导、表面对流及热辐射向外界环境散失，但当特定封装条件下的热生成速率超过热耗散能力时，热量将在绕组内部持续累积。这种动态失衡将引发阶跃式温升趋势。

驱动线圈通常由多股利兹线或漆包线绕制，并经真空压力浸渍工艺进行环氧树脂封装。利兹线的股间绝缘结构可显著抑制脉冲电流下的趋肤效应，环氧树脂则强化了线圈承受电磁机械应力的能力。不同介质特性随温度动态变化且运动边界存在显著差异。因此，结合工艺特性和SICG的瞬态电磁−机械耦合特性，将机电模型的求解区域进行如图2所示的划分。

在忽略位移电流的前提下，时变电磁场可近似为磁准静态场^[11]。导体电枢所在的Ω₁区域和驱动线圈所在的Ω₂区域，电磁场控制方程表现为扩散型偏微分方程，体现电磁感应与涡流效应的动态耦合。环氧树脂与空气所在的非涡流区Ω₃，控制方程退化为拉普拉斯方程，仅需满足磁势连续性条件。因此，通过引入矢量磁位法，可精确构建各求解区域的电磁场控制方程：

式中，A、B、J_s、μ、ϕ和σ分别是磁矢量势(Wb/m)、磁通密度(T)、电流密度(A/m²)、磁导率(H/m)、标量电势(V)和电导率(S/m)。在COMSOL的“磁场接口（Magnetic Field interface）”中，线圈和电枢的电导率通过材料节点自定义为式（2）所示的温度依赖函数，传导模型采用欧姆定律J_s=σE。

动态工况下，驱动线圈和电枢呈现差异化的宏观传热机制和热管理特征。具体而言，封装线圈的散热体系以内部热传导为主导路径，即线圈焦耳热通过导线与封装环氧树脂的固态界面实现纵向传递；同时依托温度梯度驱动的空气自然循环增强表面热量向环境的扩散。相较之下，电枢因机械运动产生强制空气流动，形成运动驱动型强制对流，由此形成以热传导和强制对流为主导的散热过程。

为简化模型并聚焦线圈热分析，暂不考虑线圈表面自然对流散热，并将电枢强制固定以消除运动驱动的强制对流的影响。此时线圈散热以热传导为主而电枢仅作为静止热源或散热边界参与热平衡。因此，在COMSOL的“固体传热接口（Heat Transfer in Solids）”中分别设置两区域的温度场控制方程：

式中，k_m是导热系数；T和T_f分别是导体温度和外部流体温度，v是电枢的速度矢量。通过“磁场接口”和“固体传热接口”的耦合实现温度场与电磁场的实时交互，确保电导率随温升动态更新。

基于麦克斯韦应力张量理论，通过空间积分计算电枢表面所受轴向电磁推力F_z，并将其定义为全局参数用于多场耦合分析。

式中，S是电枢外表面，$ \overrightarrow n $是表面单位法向量，T是麦克斯韦应力张量。

式（3）~式（5）建立了电磁−热−力多物理场的双向耦合求解框架，其核心耦合机制体现为双重交互关系：一方面，电磁模块输出的损耗密度和轴向电磁推力分别作为热源项和力学边界条件输入至传热方程与力学平衡方程；另一方面，温度场变化导致的材料参数非线性特性及结构变形又通过闭环反馈回路实时修正电磁场控制方程。这种双向数据交互机制通过迭代计算最终实现各物理场的自洽求解，完整的耦合计算流程如图3所示。

基于图1所示的机电拓扑结构，构建单级SICG的二维轴对称有限元模型。该模型关键几何维度参数与电气特性参数均参照表1所列数值，确保数值模型与物理样机在几何尺度、那次特性及热力学响应上等效映射。

线圈采用高导电性无氧纯铜线绕制，电枢则选用6063铝合金的空心圆柱筒。表2汇总了两种材料的电−热−力性能参数，包括材料密度ρ、初始电导率σ₀、恒压热容C_p、导热系数k_m及电导率温度系数α等关键指标。

图4（a）所示四个典型时刻的温度分布云图刻画了驱动线圈非稳态热传导的时间序列特征。在时间维度上，温升累积效应明显。当运行时间从0.5 ms逐步延长至10 ms时，绕组区域的最高温度由22.1℃攀升至27.2℃，温升速率$\partial T / \partial t $与电流密度平方的线性正相关关系在图5中得到量化验证。具体表现为：脉冲初期的高幅值电流导致陡峭的温度梯度，热量在导体内快速累积；随着脉冲电流衰减，生热速率与热传导扩散逐渐达成动态平衡，温升速率趋稳并收敛至稳态值。在空间维度上，热传导路径的耦合效应直观可见。铜导体内部纵向热传导占主导，而横向热扩散仅在导/脂界面处发生，材料热导率差异导致的“热短路”现象在图4（a）的界面温度梯度过渡带中得到直接验证。

图4（b）揭示了弹体在不同工作时刻的温升演变规律：随着通电时间从0.5 ms增至10 ms，弹体表面最高温度由22.1℃持续上升至27.2℃，其中t=1.0 ms、2.0 ms时的温升速率显著高于后续阶段（t=2.0 ms至10 ms仅升高0.4℃）。这表明弹体热惯量在初始阶段主导温升过程，而长时间工作后热传导与散热机制逐渐形成动态平衡。相较于绕组温升，弹体温度分布呈现更强的空间梯度特征，其热积累效应受结构几何与材料各向异性共同影响，该现象为多物理场耦合设计中热−力协同优化提供了关键约束条件。

本研究采用电枢锁死状态下的连续高能脉冲放电方案，测试系统配置由两组标称容量为1 mF/10 kV的电容器并联构成的脉冲电源模块，通过恒流高压直流电源预充电至1.3 kV实现可控能量存储。针对电枢热特性监测，选用PT1000高精度铂电阻温度传感器，采用耐高温环氧树脂胶将其阵列化布置于电枢外表面关键热区域，实现空间分辨率的温度场重构，温度传感器布局如图6所示。数值仿真表明，线圈组件虽呈现均匀温度分布特性，但需重点考虑重复电磁脉冲载荷下的热—电耦合效应，为此采用介电强度大于3.5 kV的聚酰亚胺漆包铜线，绕制于环氧树脂浸渍玻璃纤维增强复合材料骨架上，形成多层绝缘结构。温度传感系统创新采用嵌入式设计，将圆柱形TP100传感器通过玻璃纤维缓冲层嵌入绕组间隙，并实施真空灌注环氧树脂封装工艺，形成兼具机械防护与电气隔离的复合封装体系。实验数据通过16位高精度多通道采集卡与2.5 GS/s示波器构建同步采集系统，实现微秒级瞬态温度与电参数的同步捕获，为多物理场耦合分析提供高置信度实验数据支撑。

同步监测结果与仿真数据的对比如图7所示，驱动线圈内注入高能脉冲电流后，驱动电流和感应涡流使载流导体在数毫秒内骤升至峰值，而且电枢的瞬态热行为还具有显著的空间非均匀特征。铂电阻温度传感器因热响应时间远大于毫秒级热冲击时域，难以捕捉载流导体瞬态温升细节。然而，稳态时实测数据与COMSOL多物理场耦合模型的仿真结果平均相对误差小于8%，且温升曲线趋势一致，验证了该模型在瞬态热−电磁耦合机理表征及温度场时空演化规律模拟方面的有效性。

为提升战场威慑效能，SICG在作战部署中可能以连续发射作为主要应用模式。在充足动力储备的前提下，探索累积热能的时空分布特征和热扩散规律对保障发射系统长期可靠运行具有关键意义。本研究在特定实验条件下（即采用2.0 mF/2.5 kV储能配置，于实验室常温环境、自然对流散热条件下开展测试）发现：单次脉冲放电后，系统经15 s热弛豫过程可达到热平衡状态（判定标准为室温且自然对流条件下温度波动幅度<0.5℃）。该稳态温度可作为后续发射的初始热边界条件。需特别强调的是：本研究测得的系统热弛豫时间系基于上述高能脉冲参数条件下的特征值，若脉冲能量输入、冷却环境或系统构型改变时，该时间常数将发生显著变化，需根据实际工况重新评估热管理策略。

在负载固定的SICG简单机械结构中，除配置有既定参数的高比能脉冲电容器外，驱动线圈的可控加工参数成为主导焦耳热损耗和动态性能的关键变量。这些参数具体包括线圈匝数、轴向长度、径向厚度、导体横截面，以及反映绝缘裕度的匝间距和层间距。为简化理论分析，保持匝间距和层间距恒定，并将线圈载流部分的轴向长度设置为电枢长度的1/5~1/4^[9]。

在保持线圈轴向长度恒定的前提下，本文计算了不同线圈匝数（匝数从13匝至52匝）时的电枢速度特性与线圈温度演变规律，相关结果如图8所示。

可以看出，在轴向匝数N_z恒定的条件下，随着径向匝数N_r的递增，单次发射时，线圈的峰值温升呈现显著下降趋势，最大和最小降幅分别为50.2%和22.1%。与此同时，电枢出膛速度同步衰减约15%。这与电磁力−热耦合机制直接相关：径向匝数增加导致线圈等效阻抗升高，回路电流幅值和频率下降，洛伦兹力减弱，最终体现为速度−温升的同步衰减。在保持线圈轴向长度恒定的条件下，本文计算了线圈在不同导线厚度（h_c）时的电枢速度与线圈温度演变规律，相关结果如图9所示。

可以看出，线圈的峰值温升和电枢速度都随着线圈导线径向厚度的增加而不同程度地降低。这是因为线圈电阻随着导线径向厚度的增加而降低，焦耳热功率相应减少。同时，线圈电感随着导线径向厚度的增加而增大，导致电流峰值降低。最终，在热源强度与电流幅值的双重调控作用下，当导线径向厚度从1 mm增加到4 mm时，峰值温升降幅达74%。此外，线圈平均半径的增大降低了磁路耦合系数，该效应在机电转换链路中表现为电枢稳定速度的同步衰减。

图10描述了连续高能脉冲注入间隔（Δt）对线圈累积热的影响。可以看出，短间隔高能脉冲会使得线圈因散热不充分而急剧升温，显著的温度梯度可能会引发绝缘热老化、界面应力集中及安全风险。因此，短发射间隔时需要强化散热系统以避免热失控。当脉冲间隔大于等于15 s时，线圈电流基本衰减至零，热量能够通过热传导和自然对流等方式散失，形成“稳态热平衡”。因此，在工程设计中需结合电流衰减（热源停止）与动态热平衡的特性，通过优化散热结果、调整脉冲参数及选用耐高温材料，实现热管理与电磁性能的平衡。

图11呈现了撬棒电阻对线圈温升和电枢速度动态演化的量化影响规律。当撬棒电阻为200 mΩ时，线圈的峰值温升和电枢初速分别降低了31%和37%。这种以降低能量转换效率为代价的热值抑制现象本质上是热管理优化与能量转换效率的权衡关系，即撬棒电阻通过欧姆损耗分压效应降低线圈热功率密度，实现热值抑制，但同时因回路总阻抗增大，导致磁耦合效率降低。

此外，随着撬棒电阻的增加，线圈温度和电枢速度的衰减速率呈现非线性递减趋势。结合图12所示驱动电流波形可明确一下物理机制链：在驱动电流上升阶段，脉冲电容器放电模式与撬棒电阻解耦，各工况下均能建立近乎一致的峰值电流，此阶段磁能快速积累，洛伦兹力主导电枢加速。当电流进入下降阶段后，撬棒电阻的增大显著增强回路阻尼，驱动电流快速下降引发耦合磁通量的急剧衰减，同时磁场能量部分通过撬棒电阻以焦耳热形式耗散，间接抑制线圈温升。然而，当撬棒电阻超过临界值时，放电回路演变为欠阻尼二阶无源RLC电路。此时脉冲电流主要经电容-电感路径形成反向充电振荡，多次衰减振荡后能量最终耗散。此阶段磁耦合效率因电流路径重构而进一步降低，线圈本体热累积效应趋于稳定。

本研究通过COMSOL多物理场耦合仿真与实验验证，系统揭示了驱动线圈在连续脉冲注入下的动态热行为规律，结论总结如下。

（1）模型有效性验证。COMSOL模型通过二维热−电−磁耦合仿真，可精确捕捉线圈径向/轴向温升梯度及热扩散时序特征。堵转实验下的关键点温度同步监测结果验证了COMSOL模型的有效性。

（2）瞬态热冲击测量挑战。从堵转实验条件下的定点温升同步监测结果可以看出，脉冲电流在短脉宽高能脉冲作用下温度骤升至峰值，此瞬态热冲击行为和温升细节很难被具有秒级响应迟滞的铂电阻温度传感器所捕捉。

（3）线圈参数和脉冲间隔与动态性能的权衡优化。线圈匝数和线径宽度的增加可以有效地降低线圈的峰值温升，但也会因驱动电流的减小而降低动态性能。短脉冲间隔导致的温度骤升会增加热疲劳风险。因此，在工程设计中需结合具体应用场景，通过动态脉冲间隔调控、材料创新及多物理场协同设计，实现热管理与系统性能的平衡优化。

（4）撬棍分支的热耗散与电流衰减调控。撬棒分析通过为放电电流提供新的传导路径而将线圈电流在外界电阻中迅速耗散，显著降低线圈温升。但当撬棒电阻超过一定的临界值时，因电路阻抗失配引发振荡，导致热耗散效率下降。