发射药落锤撞击试验及评价方法研究.pdf

ｄｏｉ１０. ３９６９/ ｊ. ｉｓｓｎ. １００１￣８３５２. ２０１４. ０２. ００４ 发射药落锤撞击试验及评价方法研究 ❋ 周 敬 杨丽侠 陈晓明 张邹邹 西安近代化学研究所陕西西安ꎬ７１００６５ [摘 要] 提出了一种新的评价高能发射药动态力学强度的方法ꎬ即采用落锤撞击发射药粒ꎬ用药粒发生临界损 伤时的撞击能和极限抗冲应力来表征发射药的动态力学性能ꎮ 结果表明ꎬ该方法能够定量评价发射药的动态力学 强度ꎬ并得到太根药、硝胺药、硝基胍药等３ 种发射药的临界撞击能分别为１８. ８ Ｊ/ ｃｍ２、１４. ２ Ｊ/ ｃｍ２、３. ８ Ｊ/ ｃｍ２ꎬ极限 抗冲应力分别为 ２４７. ２ ＭＰａ、２１４. ２ ＭＰａ、１１８. ５ ＭＰａꎮ [关键词] 应用化学ꎻ高能发射药ꎻ落锤撞击ꎻ临界撞击能ꎻ极限抗冲应力 [分类号] ＴＱ５６２ 引言 随着各种新型高能发射药及高性能火炮装药技 术的发展ꎬ发射药自身的力学结构体系和其在火炮 膛内所处的动态力学环境变得越来越复杂ꎬ特别是 低温环境下ꎬ高能发射药的冷脆特性使其在火炮膛 内易受到压力波动而破碎ꎬ导致燃面增加ꎬ改变药床 的燃气生成规律ꎬ严重时导致膛压剧增而发生不安 全事故 [１￣３]ꎮ 为了研究高能发射药在火炮膛内的使用安全 性ꎬ提高其动态力学性能ꎬ近几十年来ꎬ国内外学者 从不同角度建立了多种检测装置和方法ꎮ 由于火炮 发射过程受力环境复杂且过程短暂ꎬ要想直接测量 膛内发射药的受力状况相当困难[４]ꎬ因此多采用模 拟膛内环境的方法ꎬ如气体炮冲击试验法、伺服液压 试验法、霍普金森杆试验法、落锤撞击试验法[５￣６]等ꎮ 其中ꎬ落锤撞击试验法可模拟发射药在膛内受到压 力波冲击而撞击弹底的过程ꎬ如撞击瞬间的高应变 速率、撞击能以及撞击力等ꎬ常用于高能发射药材料 动态强度的对比研究[７]ꎮ 通常该方法是将撞击前 后的发射药进行密闭爆发器燃烧试验ꎬ用相对燃面 变化计算撞击发射药的破碎度ꎬ来评价发射药的强 度ꎻ但是研究过程中发现ꎬ落锤撞击后进行药粒收集 时ꎬ可能会造成药粒的二次破坏ꎬ改变损伤药粒的表 面积ꎬ另外在计算发射药破碎度的过程中引入了平 行层燃烧以及撞击前后密度 ρ、燃速系数 ｕ１、燃速压 力指数 ｎ 不变等多个假设ꎬ这些综合因素的影响导 致试验结果与实际偏差较大ꎬ造成平行试样结果重 复性、稳定性差等一系列问题ꎬ使得该方法难以区分 动态力学强度相近的高能发射药ꎬ无法满足力学增 强机理研究的需要ꎮ 本研究对通用落锤装置进行改进ꎬ设计了适合 发射药结构形状的工装ꎬ并在装置上安装力传感器 系统ꎬ直接检测撞击瞬间发射药粒受到的力值变化 过程ꎬ提出采用发射药发生临界损伤时的撞击能和 极限抗冲应力来表征发射药的动态力学强度ꎬ用于 高能发射药配方调节、工艺改进等试验研究ꎮ １ 试验方法 １. １ 试验原理 本试验系统由落锤撞击装置、力传感器、数据采 集系统、撞击工装及发射药等组成ꎬ见图１ 所示ꎮ 试 验时ꎬ一定质量的落锤本次试验选用 ５ ｋｇ 的落锤 从某高度０ １００ ｃｍ自由滑落ꎬ以一定的动态撞 击能作用于安装发射药粒的工装上ꎬ并传递给发射 药粒ꎬ用工装底部的力传感器检测发射药粒受到的 力值变化过程ꎬ获得撞击瞬间药粒所受到的轴向力 值变化过程Ｆ￣ｔ曲线ꎬ并观测记录样品撞击后的响 应情况ꎮ １. ２ 试验条件 试验样品为对比发射药材料本身的动态力学 强度ꎬ应使样品的弧厚、孔径、药粒长度尽可能一致ꎻ 样品多使用制式大口径火炮常用的 １９ 孔花边发射 药粒ꎬ与实际发射装药药形一致ꎻ为使撞击能均匀作 用于被试样品的横截面上ꎬ试验前对发射药粒两端 面进行磨平处理ꎮ 􀅱５１􀅱２０１４ 年 ４ 月 发射药落锤撞击试验及评价方法研究 周 敬ꎬ等 ❋ 收稿日期 ２０１３￣１１￣０５ 作者简介 周敬１９８８ ꎬ女ꎬ硕士研究生ꎬ从事发射药性能表征与评估研究ꎮ Ｅ￣ｍａｉｌ ｚｊ３１７２＠１６３. ｃｏｍ 通信作者 杨丽侠１９６４ ꎬ女ꎬ研究员ꎬ从事发射药装药及性能检测与评估研究ꎮ Ｅ￣ｍａｉｌ ｙａｎｇ＿ｌｘｘａ＠ ｓｉｎａ. ｃｏｍ １ － 底座ꎻ２ － 力传感器ꎻ３ － 撞击工装ꎻ４ － 落锤ꎻ ５ － 发射药ꎻ６ － 传压塞ꎻ７ － 力传感器转接头 图 １ 发射药落锤撞击试验原理简图 Ｆｉｇ. １ Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｓｃｈｅｍａｔｉｃ ｏｆ ｄｒｏｐｐｉｎｇ ｈａｍｍｅｒ ｉｍｐａｃｔ ｔｅｓｔ ｏｆ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔｓ 工装设计如图 ２ 所示ꎬ工装由 ３ 个部分组成ꎬ 分别为撞击头、套筒及底座ꎮ 将药粒装入工装ꎬ可防 止撞击后破碎药粒飞溅ꎬ且试验后较易收集ꎮ 撞击 工装设计原则一是撞击头在落锤撞击前伸入套筒 的高度不小于 ５ ｍｍꎬ并在落锤撞击后仍具有一定向 下运行的高度ꎻ二是套筒内径比药粒外径要大 ６ ｍｍ 以上ꎬ但不能过大ꎬ否则易造成药粒在工装内的摆 动ꎻ三是在套筒侧面进行开孔处理ꎬ用以保证落锤撞 击后若药粒发生引燃有足够空间释放燃气及压力ꎮ 另外ꎬ在装配好的工装外侧包裹塑料薄膜ꎬ使工装在 移动和撞击过程中ꎬ结构稳固不松动ꎮ ａ撞击头ꎻｂ套筒ꎻ ｃ底座 图 ２ 撞击工装 Ｆｉｇ. ２ Ａｓｓｅｍｂｌｅ ｔｏｏｌｉｎｇ ｏｆ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔ 试验温度经研究发现ꎬ发射药粒在常温和高温 时发生塑性变形ꎬ不易发生破碎ꎬ而低温下药粒变 脆ꎬ抗冲击和抗挤压的能力减弱ꎬ容易破碎ꎬ引起不 安全事故ꎬ在发射药安全性研究中也证实了这一 点[８]ꎮ 故本方法重点研究低温 － ４０ ℃发射药的 动态力学强度ꎮ 试验时ꎬ将装配好发射药粒的工装 提前放入保温箱中ꎬ在 －４０ ℃保温 ２ ｈ 待试ꎮ ２ 试验结果及表征参量分析 ２. １ 试验结果分析 图３、图４为某发射药在同一落高下出现的３ 种典型响应状态及对应的Ｆ￣ｔ曲线ꎮ可以看出ꎬ发 ａ无响应ꎻｂ裂纹ꎻｃ破碎 图 ３ 发射药同一落高下的 ３ 种响应状态 Ｆｉｇ. ３ Ｔｈｒｅｅ ｒｅｓｐｏｎｓｅ ｓｔａｔｅｓ ｏｆ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔｓ ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｓａｍｅ ｉｍｐａｃｔ ｈｅｉｇｈｔ ａ ｂ ｃ ａ无响应ꎻｂ裂纹ꎻｃ破碎 图 ４ 发射药不同响应状态对应的 Ｆ￣ｔ 曲线 Ｆｉｇ. ４ Ｆ￣ｔ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔｓ ｉｎ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｒｅｓｐｏｎｓｅ ｓｔａｔｅｓ 射药无响应时ꎬ承受的力值最大ꎬ脉宽最窄ꎻ破碎时 力值最小ꎬ脉宽最宽ꎻ出现裂纹时ꎬ力值及脉宽均介 于无响应和破碎两种状态之间ꎮ 另外ꎬ也可看出药 粒在无响应和出现裂纹时ꎬ曲线走势大致相同ꎬ都为 单峰ꎬ但药粒无响应时ꎬＦ￣ｔ 曲线波峰较为尖锐ꎬ出现 􀅱６１􀅱 爆 破 器 材 Ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ 第 ４３ 卷第 ２ 期 裂纹时ꎬＦ￣ｔ 曲线较平缓ꎬ最大力值下降约 １０％ ２０％ꎻ而药粒发生破碎时ꎬ最大力值与无响应状态相 比ꎬ最大可下降 ５０％ 左右ꎬＦ￣ｔ 曲线也发生明显变 化ꎬ出现两个峰值ꎮ 这是因为在撞击瞬间ꎬ药粒无响 应和出现裂纹时ꎬ落锤没有继续向下运动的空间ꎬ在 撞击工装反作用力下就会向上反弹ꎬ故出现单峰ꎻ而 发射药破碎时ꎬ药粒向周围散开图 ５ꎬ落锤会随撞 击工装的撞击头一起向下运动ꎬ继续撞击挤压发射 药ꎬ延长药粒受力时间ꎮ 整个受力过程中ꎬ落锤撞击 瞬间会出现第一个力的变化峰ꎬ药粒破碎ꎬ落锤继续 向下撞击挤压的过程出现第二个峰值ꎮ 由此可知药 粒的撞击损伤情况可通过 Ｆ￣ｔ 曲线反映出来ꎮ ａ未破碎ꎻｂ破碎 图 ５ 发射药破碎前后的响应示意图 Ｆｉｇ. ５ Ｒｅｓｐｏｎｓｅ ｓｃｈｅｍａｔｉｃ ｏｆ ａ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔ ｂｅｆｏｒｅ ａｎｄ ａｆｔｅｒ ｂｒｏｋｅｎ 在试验过程中ꎬ有些微裂纹用肉眼较难分辨ꎬ故 在平行试验中ꎬ若某样品撞击后的最大力值比其它 无响应的发射药明显下降ꎬ则需仔细观测其响应状 态ꎬ必要时在放大镜下观察ꎮ ２. ２ 动态力学强度表征参量分析 经过撞击试验可得到发射药在不同撞击高度下 的响应情况和对应的 Ｆ￣ｔ 曲线ꎬ根据落高可计算发 射药粒受到的撞击能ꎬ经过分析提出采用临界撞击 能和极限抗冲应力两个特征参量来表征发射药的动 态力学强度ꎮ ２. ２. １ 临界撞击能 由于发射药药形不可能做到完全一致ꎬ为相互 比较ꎬ故选用单位面积上的撞击能为表征参量ꎮ 在 某撞击高度下ꎬ５０％ 发射药粒无响应ꎬ其余 ５０％ 出 现裂纹或裂开ꎬ此时发射药单位面积上受到的撞击 能为该高度下的临界撞击能[９]ꎬ撞击高度为临界损 伤落高ꎮ 根据式１可算得发射药的临界撞击能 ＥＲ＝ ｍｇＨＲ Ｓ ꎮ１ 式中ＥＲ为发射药单位面积上的临界撞击能ꎬ Ｊ/ ｃｍ２ꎻ ｍ 为落锤质量ꎬｋｇꎻｇ 为当地重力加速度ꎬ ｍ/ ｓ２ꎻＨＲ为临界损伤落高ꎬｃｍꎻＳ 为样品端面面积ꎬ ｍｍ２ꎮ 要确定发射药的临界撞击能ꎬ必须先确定临界 损伤落高 ＨＲꎬ在 ＨＲ上下各选择 ５ 个不同落高 Ｈｉꎬ 对应每个落高 Ｈｉꎬ试验一组样品逐个撞击每个药 粒ꎬ记录药粒响应情况和 Ｆ￣ｔ 曲线ꎬ得到该落高下 药粒无响应的百分数 ｙｉꎬ全部落高试验结束后ꎬ得到 一组数据Ｈｉꎬｙｉꎬ利用一元线性回归分析的方 法[１０]ꎬ求出 ｙ 和 Ｈ 的回归方程ꎬ将 ｙ ＝５０ 代入方程ꎬ 求出临界损伤落高 ＨＲꎮ ２. ２. ２ 极限抗冲应力 极限抗冲应力是指发射药发生临界损伤ꎬ药粒 无响应时单位面积受到的最大力值ꎮ 根据式２可 算得各发射药的极限抗冲应力ꎬ该值同样可用来表 征发射药的动态力学强度ꎮ σｍ＝ Ｆｍ Ｓ ꎮ２ 式中σｍ为样品承受的极限应力ꎬＭＰａ ꎻＦｍ为临界 点处样品能承受的最大力值ꎬｋＮꎮ 图 ６ 为 ３ 种典型发射药太根药、硝铵药、硝基 胍药在临界撞击能处ꎬ无响应药粒对应的 Ｆ￣ｔ 曲 线ꎮ 由图可知ꎬ３ 种发射药最大力值 Ｆｍ差别明显ꎬ 但脉宽值相差不大ꎮ 故可采用临界撞击能下ꎬ药粒 无响应时的 Ｆｍ值来表征发射药动态力学强度ꎮ 另 外ꎬ考虑到药形的微小差别ꎬ则采用药粒无响应时单 位面积上的最大力值ꎬ即极限抗冲应力来表征发射 药动态力学强度ꎮ 图 ６ ３ 种发射药临界撞击能处的 Ｆ￣ｔ 曲线 Ｆｉｇ. ６ Ｆ￣ｔ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｔｈｒｅｅ ｋｉｎｄｓ ｏｆ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔｓ ａｔ ｔｈｅ ｓｔａｔｅ ｏｆ ｃｒｉｔｉｃａｌ ｉｍｐａｃｔ ｅｎｅｒｇｙ ３ 典型发射药评价试验 采用该试验方法ꎬ对太根药、硝胺药、硝基胍药 等 ３ 种典型 １９ 孔花边形发射药的动态力学强度进 行评 价ꎮ 其 中ꎬ ３ 种 发 射 药 的 药 形 尺 寸 按 照 ＧＪＢ７７０Ｂ２００５ 中 ４１２. １ 小型药药形尺寸测量法测 量ꎬ按照式３计算各发射药的横截面积 Ｓ[１１]ꎬ结果 􀅱７１􀅱２０１４ 年 ４ 月 发射药落锤撞击试验及评价方法研究 周 敬ꎬ等 见表 １ꎮ Ｓ ＝ π ４ [３４ｅ ＋ ｄ２＋ ３６ ３２ｅ ＋ ｄ２ π －２１ｄ２]ꎮ ３ 表 １ ３ 种发射药的药形尺寸 Ｔａｂ. １ Ｇｒａｉｎ ｓｉｚｅｓ ｏｆ ｔｈｒｅｅ ｋｉｎｄｓ ｏｆ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔｓ 样品 孔道直径 ｄ/ ｍｍ 弧厚 ２ｅ/ ｍｍ 药粒长度 ｈ/ ｍｍ 横截面积 Ｓ/ ｍｍ２ 太根药０. ４０２. ０９１３. ５０１４３. ４ 硝胺药０. ４６１. ９８１３. ５０１３５. ３ 硝基胍药０. ４２２. ０４１３. ５０１３９. １ 用一元线性回归的方法分别求出 ３ 种发射药的 临界损伤落高 ＨＲꎬＨＲ处药粒无响应的最大力值 Ｆｍ、脉宽 Δｔ脉宽计算的起点和终点为 ５％ 的最大 力值对应的时间点分别是 ＨＲ附近各高度处 Ｆｍ、Δｔ 的统计平均值ꎬ根据式１、２计算的特征参量见 表 ２ꎮ 其中在计算 Ｆｍ、Δｔ、σｍ过程中ꎬ按照统计方法 剔除粗大误差ꎮ 表 ２ ３ 种发射药特征参量计算结果 Ｔａｂ. ２ Ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｆ ｉｍｐａｃｔ ｅｎｅｒｇｙ ｆｏｒ ｔｈｒｅｅ ｋｉｎｄｓ ｏｆ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔｓ 样品 临界撞击能/ Ｊ􀅱ｃｍ －２ Ｆｍ/ ｋＮ σｍ/ ＭＰａ Δｔ/ ｍｓ 太根药１８. ８３５. ５２４７. ２１. ２ 硝胺药１４. ２２９. ０２１４. ２１. ２ 硝基胍药３. ８１６. ５１１８. ５１. ３ 根据临界撞击能和极限抗冲应力ꎬ得到 ３ 种发 射药的动态力学强度由强至弱的顺序是太根药、硝 胺药、硝基胍药ꎬ这与典型发射药在实际应用过程中 的经验相吻合ꎮ 因为太根药中含有增塑剂 ＴＥＧＮꎬ它对硝化棉 有很好的溶解和塑化能力ꎬ减少了发射药体系中的 应力集中点ꎬ故表现出较高的强度ꎻ而硝胺药和硝基 胍药都含有固体组分ꎬ质量分数均在 ２５％ 以上ꎬ在 受到撞击时ꎬ易发生“脱湿”现象ꎬ故强度均低于太 根药ꎮ 硝胺药中固体组分为 ＲＤＸꎬ 质量分数为 ２５％ꎬ硝基胍药中固体组分为硝基胍ＮＧＵꎬ质量 分数为 ４７％ꎬ一方面是由于硝胺药的固体组分较 少ꎬ另一方面是因为 ＲＤＸ 与吸收药片的界面张力较 小[１２]ꎬ表面能比较相近ꎬ具有较好的相容性ꎬ而硝基 胍的表面能较高ꎬ对发射药力学性能有不利影响ꎬ故 硝胺药的强度高于硝基胍药ꎮ 上述试验及分析表明ꎬ该方法可用于表征高能 发射药动态力学强度ꎮ ４ 结论 １对落锤装置进行了改进ꎬ建立了高能发射药 动态力学强度试验方法ꎮ ２提出了定量表征发射药动态撞击强度的特 征参量ꎬ即药粒发生临界损伤时的临界撞击能和极 限抗冲应力ꎮ ３对典型发射药进行了评价试验ꎬ得到太根 药、硝胺药、硝基胍药 ３ 种发射药在 － ４０ ℃ 的临界 撞击能分别为 １８. ８ Ｊ/ ｃｍ２、１４. ２ Ｊ/ ｃｍ２、３. ８ Ｊ/ ｃｍ２ꎬ 极限抗冲应力为 ２４７. ２ ＭＰａ、２１４. ２ ＭＰａ、１１８. ５ ＭＰａꎮ 参 考 文 献 [１] 芮筱亭ꎬ 贠来峰ꎬ 王国平ꎬ 等. 弹药发射安全性导论 [Ｍ]. 北京 国防工业出版社ꎬ ２００９. Ｒｕｉ Ｘｉａｏｔｉｎｇꎬ Ｙｕｎ ＬａｉｆｅｎｇꎬＷａｎｇ Ｇｕｏｐｉｎｇꎬ ｅｔ ａｌ. Ｄｉｒｅｃ￣ ｔｉｏｎ ｔｏ ｌａｕｎｃｈ ｓａｆｅｔｙ ｏｆ ａｍｍｕｎｉｔｉｏｎ [ Ｍ ].Ｂｅｉｊｉｎｇ Ｎａｔｉｏｎａｌ Ｄｅｆｅｎｓｅ Ｉｎｄｕｓｔｒｙ Ｐｒｅｓｓꎬ２００９. [２] 芮筱亭ꎬ冯宾宾ꎬ 王国平. 发射装药发射安全性评估 方法[Ｊ]. 兵工自动化ꎬ２０１１ꎬ３０５ ５６￣５９. Ｒｕｉ Ｘｉａｏｔｉｎｇꎬ Ｆｅｎｇ Ｂｉｎｂｉｎꎬ Ｗａｎｇ Ｇｕｏｐｉｎｇ. Ｅｖａｌｕａｔｉｏｎ ｍｅｔｈｏｄ ｏｆ ｌａｕｎｃｈ ｓａｆｅｔｙ ｏｆ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔ ｃｈａｒｇｅ[Ｊ]. Ｏｒｄ￣ ｎａｎｃｅ Ｉｎｄｕｓｔｒｙ Ａｕｔｏｍａｔｉｏｎꎬ ２０１１ꎬ３０５ ５６￣５９. [３] 冯宾宾ꎬ芮筱亭ꎬ徐浩ꎬ等. 发射过程中某硝胺发射装 药的动态挤压破碎情况[Ｊ]. 火炸药学报ꎬ ２０１２ꎬ３５ ２ ７０￣７３ꎬ８５. Ｆｅｎｇ ＢｉｎｂｉｎꎬＲｕｉ ＸｉａｏｔｉｎｇꎬＸｕ Ｈａｏꎬ ｅｔ ａｌ. Ｄｙｎａｍｉｃ ｃｏｍ￣ ｐｒｅｓｓｉｏｎ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎ ｏｆ ｏｎｅ ｎｉｔｒｏａｍｉｎｅ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔ ｃｈａｒｇｅ ｄｕｒｉｎｇ ｌａｕｎｃｈ ｃｏｕｒｓｅ [ Ｊ].Ｃｈｉｎｅｓｅ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｅｘｐｌｏｓｉｖｅｓ ａｎｄ Ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔｓꎬ ２０１２ꎬ ３５２ ７０￣７３ꎬ８５. [４] 陈言坤ꎬ罗兴柏ꎬ甄建伟ꎬ 等. 发射药动态力学性能的 研究进展[Ｊ]. 含能材料ꎬ ２０１３ꎬ２１５ ６７５￣６８０. Ｃｈｅｎ Ｙａｎｋｕｎꎬ Ｌｕｏ Ｘｉｎｇｂａｉꎬ Ｚｈｅｎ Ｊｉａｎｗｅｉꎬ ｅｔ ａｌ. Ｒｅｖｉｅｗ ｏｎ ｄｙｎａｍｉｃａｌ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔｓ[Ｊ]. Ｃｈｉｎｅｓｅ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｅｎｅｒｇｅｔｉｃ Ｍａｔｅｒｉａｌｓꎬ ２０１３ꎬ２１５ ６７５￣６８０. [５] Ｌｉｅｂ Ｒ Ｊ . Ｃｏｒｒｅｌａｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｍｏｄｕｌｕｓ ｔｏ ｆｒａｃｔｕｒｅ￣ ｇｅｎｅｒａｔｅｄ ｓｕｒｆａｃｅ ａｒｅａ ｉｎ ｕｎｉａｘｉａｌｌｙ ｃｏｍｐｒｅｓｓｅｄ Ｍ４３ ｇｕｎ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔ[Ｒ]. Ｓｐｒｉｎｇ ＦｉｅｌｄＮＴＩＳꎬ１９９５. [６] Ｌｉｅｂ Ｒ Ｊꎬ Ｆｉｓｃｈｅｒ Ｔ Ｊ. Ｈｏｆｆｍａｎ Ｈ Ｊ. Ｈｉｇｈ ｓｔｒａｉｎ ｒａｔｅ ｒｅｓｐｏｎｓｅ ｏｆ ｇｕｎ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔ ｕｓｉｎｇ ｔｈｅ ｈｏｐｋｉｎｓｏｎ ｓｐｌｉｔ ｂａｒ [Ｒ]. Ｓｐｒｉｎｇ ＦｉｅｌｄＮＴＩＳꎬ１９９１. [７] 黄金. 发射药动态力学性能检测技术及评价方法研究 [Ｄ]. 南京南京理工大学ꎬ ２０１２. [８] 贠来峰ꎬ 芮筱亭ꎬ 王浩ꎬ等. 对发射装药引起膛炸机理 的讨论[Ｊ]. 兵工学报ꎬ ２００７ꎬ ２８２ １５３￣１５７. Ｙｕｎ Ｌａｉ ｆｅｎｇꎬ Ｒｕｉ Ｘｉａｏｔｉｎｇꎬ Ｗａｎｇ Ｈａｏꎬ ｅｔ ａｌ. Ｄｉｓｃｕｓ￣ ｓｉｏｎ ａｂｏｕｔ ｍｅｃｈａｎｉｓｍ ｏｆ ｂｒｅｅｃｈ￣ｂｌｏｗ ｃａｕｓｅｄ ｂｙ ｇｕｎ ｐｒｏ￣ ｐｅｌｌａｎｔ ｃｈａｒｇｅ[Ｊ]. Ａｃｔａ Ａｒｍａｍｅｎｔａｒｉｉꎬ ２００７ꎬ２８ ２ 􀅱８１􀅱 爆 破 器 材 Ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ 第 ４３ 卷第 ２ 期 １５３￣１５７. [９] 赵毅. 高能发射药的力学性能及刚性模块装药研究 [Ｄ]. 南京南京理工大学ꎬ２００４. Ｚｈａｏ Ｙｉ. Ｓｔｕｄｙ ｏｆ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｏｆ ｔｈｅ ｈｉｇｈ￣ ｅｎｅｒｇｙ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔ ａｎｄ ｒｉｇｉｄ ｍｏｄｕｌａｒ ｃｈａｒｇｅ[Ｄ]. Ｎａｎ￣ ｊｉｎｇ Ｎａｎｊｉｎｇ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ ２００４. [１０] 邢浴仁. 粒状发射药抗冲强度落锤试验方法[Ｊ]. 火 炸药ꎬ１９９４ ２ １２￣１８ꎬ２２. [１１] 金志明. 枪炮内弹道学[Ｍ]. 北京北京理工大学出 版社ꎬ２００４. [１２] 赵毅ꎬ黄振亚ꎬ刘少武ꎬ等. 改善高能硝胺发射药力学 性能研究[Ｊ]. 火炸药学报ꎬ２００５ꎬ ２８３１￣３. Ｚｈａｏ Ｙｉꎬ Ｈｕａｎｇ Ｚｈｅｎｙａꎬ Ｌｉｕ Ｓｈａｏｗｕꎬ ｅｔ ａｌ. Ｓｔｕｄｙ ｏｆ ｉｍｐｒｏｖｉｎｇｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｈｉｇｈ￣ｅｎｅｒｇｙ ｎｉｔｒｏａｍｉｎｅ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔ[Ｊ]. Ｃｈｉｎｅｓｅ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｅｘｐｌｏｓｉｖｅｓ ａｎｄ Ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔｓꎬ ２００５ꎬ２８３１￣３. Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｎ ｔｈｅ Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔ ａｎｄ Ｅｖａｌｕａｔｉｏｎ Ｍｅｔｈｏｄｓ ｏｆ Ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔｓ ｉｎ Ｄｒｏｐｐｉｎｇ Ｈａｍｍｅｒ Ｉｍｐａｃｔ Ｔｅｓｔ ＺＨＯＵ Ｊｉｎｇꎬ ＹＡＮＧ Ｌｉｘｉａꎬ ＣＨＥＮ Ｘｉａｏｍｉｎｇꎬ ＺＨＡＮＧ Ｚｏｕｚｏｕ Ｘｉ􀆴ａｎ Ｍｏｄｅｒｎ Ｃｈｅｍｉｓｔｒｙ Ｒｅｓｅａｒｃｈ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ Ｓｈａａｎｘｉ Ｘｉ􀆴ａｎꎬ ７１００６５ [ＡＢＳＴＲＡＣＴ] Ａ ｎｅｗ ｅｖａｌｕａｔｉｏｎ ｍｅｔｈｏｄ ｏｆ ｄｙｎａｍｉｃ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｈｉｇｈ ｅｎｅｒｇｙ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔｓ ｗａｓ ｐｒｏｐｏｓｅｄ. Ｄｙｎａｍｉｃ ｍｅｃｈａｎｉ￣ ｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｙ ｏｆ ｔｈｅ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔｓ ｉｓ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｚｅｄ ｂｙ ｔｈｅ ｃｒｉｔｉｃａｌ ｉｍｐａｃｔ ｅｎｅｒｇｙ ａｎｄ ｔｈｅ ｌｉｍｉｔ ｉｍｐａｃｔ ｓｔｒｅｓｓ ｗｈｅｎ ｔｈｅ ｃｒｉｔｉｃａｌ ｄａｍａｇｅ ｔｏ ｔｈｅ ｇｒａｎｕｌａｒ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔｓ ｂｙ ａ ｄｒｏｐｐｉｎｇ ｈａｍｍｅｒ ｏｃｃｕｒｓ. Ｒｅｓｕｌｔｓ ｉｎｄｉｃａｔｅ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｅｖａｌｕａｔｉｏｎ ｍｅｔｈｏｄ ｃａｎ ｑｕａｎｔｉｔａ￣ ｔｉｖｅｌｙ ｒｅｆｌｅｃｔ ｔｈｅ ｄｙｎａｍｉｃ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｔｈｅ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔｓ. Ｔｈｅ ｃｒｉｔｉｃａｌ ｉｍｐａｃｔ ｅｎｅｒｇｙ ｏｆ ＴＥＧＤＮ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔꎬ ｎｉｔｒａ￣ ｍｉｎｅ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔ ａｎｄ ｎｉｔｒｏｇｕａｎｉｄｉｎｅ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔ ｉｓ １８. ８ Ｊ/ ｃｍ２ꎬ１４. ２ Ｊ/ ｃｍ２ａｎｄ ３. ８ Ｊ/ ｃｍ２ꎬ ａｎｄ ｔｈｅ ｌｉｍｉｔ ｉｍｐａｃｔ ｓｔｒｅｓｓ ２４７. ２ ＭＰａꎬ２１４. ２ ＭＰａ ａｎｄ １１８. ５ ＭＰａꎬ ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ. [ＫＥＹ ＷＯＲＤＳ] ａｐｐｌｉｅｄ ｃｈｅｍｉｓｔｒｙꎻ ｈｉｇｈ ｅｎｅｒｇｙ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔꎻ ｄｒｏｐｐｉｎｇ ｈａｍｍｅｒ ｉｍｐａｃｔꎻ ｃｒｉｔｉｃａｌ ｉｍｐａｃｔ ｅｎｅｒｇｙꎻ ｌｉｍｉｔ ｉｍｐａｃｔ ｓｔｒｅｓｓ 􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓􀤓 第十六届中国科协年会第九分会场 含能材料及绿色民爆产业发展论坛即将召开 由中国科协和云南省人民政府联合主办的第十六届中国科协年会将于 ２０１４ 年 ５ 月 ２４ ２６ 日在云南省昆明市举行ꎮ 中 国兵工学会承办其第九分会场ꎬ主题是“含能材料及绿色民爆产业发展”ꎮ 含能材料火炸药与民爆产业的发展对国家安全 和经济社会发展影响巨大ꎮ 研讨含能材料以及绿色民爆器材技术ꎬ对于促进我国含能材料技术水平提高ꎬ推进民爆行业结构 调整和技术进步ꎬ实现安全、绿色、可持续发展ꎬ具有十分重要的意义ꎮ 该论坛由中国兵工学会、南京理工大学、云南省国防科技工业局联合承办ꎬ中国兵器工业第二○四研究所、中国工程物理 研究院化工材料研究所、北理工火炸药研究院、北方特种能源集团有限公司、云南省民爆集团联合协办ꎮ 第九分会场主题含能材料及绿色民爆产业发展ꎬ探讨的范围有含能材料火炸药及民爆器材的发展战略与方向ꎻ设计 原理与设计方法ꎻ新型基础原材料的合成与制备ꎻ新工艺与新设备ꎻ性能测试与评估ꎻ产品应用技术ꎻ安全、环保与节能减排技 术ꎻ工业化与信息化ꎻ军民技术融合ꎻ火工品与烟花爆竹相关技术ꎻ工程爆破技术ꎻ管理科学与企业文化ꎮ 论坛将邀请相关领域的院士、专家、国防科技工业部门、军队系统以及中国兵器工业集团公司和中国兵器装备集团公司 领导及所属单位的专家、论文作者参加ꎮ 会议报到时间２０１４ 年 ５ 月 ２３ 日全天 报到地点云南昆明云安会都 联系方式 １中国兵工学会学术交流部 安玉德１３６０１２３１６５２ 电话０１０￣６８９６２５５２ 祝 翠１３８１０１０８５１１ 电话０１０￣６８９６３１５４ 传 真０１０￣６８９６３１５４ Ｅｍａｉｌａｎｙｄ＠ ｃｏｓ. ｏｒｇ. ｃｎꎻｂｑｚｓｃｕｉ＠１６３. ｃｏｍ ２南京理工大学 陆 明０２５ －８４３１５０３０ꎬ１３８５１８０４４８５ 周 勤０２５ －８４３１５５３０ꎬ１３８１３９８８２２７ ３云南省国防科技工业局 吕云枫 ０８７１￣６５３２６１３４ꎬ１３７００６５００７３ 这是一次火炸药和民用爆破技术领域的高端学术盛会ꎬ欢迎全国从事含能材料及民爆器材研究、设计、教学、生产、使用、 安全评价、工程爆破和管理工作的广大科技人员积极参加ꎮ 爆破器材编辑部 􀅱９１􀅱２０１４ 年 ４ 月 发射药落锤撞击试验及评价方法研究 周 敬ꎬ等