Influence of eccentric initiation on energy distribution gain of a warhead charge
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摘要: 为研究不同方式的偏心起爆对炸药装药能量分配及增益的影响，建立了偏心起爆战斗部的计算模型，通过局部装填比这一变量，给出了偏心起爆战斗部破片的初速计算公式。采用数值模拟与试验验证结合的方法，对六分位条件下不同偏心起爆方式的破片速度增益和能量增益进行了对比，得出以中心起爆为基准，分别以邻位双线、连位三线、间位双线、偏心单线方式起爆，定向方位内破片的速度增益依次增大；邻位双线起爆时，目标方向破片速度增益达25.47%，定向区域破片动能占总能量的24.57%，能量增益超过40%。Abstract: In order to study the influence of different ways of eccentric initiation on the energy distribution and the gain of explosive charge, a theoretical model of eccentric initiation warhead is established, and the concept of energy distribution center is introduced. By introducing the variable of local loading ratio, the calculation formula of initial velocity of fragments of eccentric initiation warhead is formulated. In this paper, the velocity gain of fragments and energy gain with different initiation modes under the sextile condition are compared and analyzed by using numerical simulation and experimental verification. The results show that at the directional orientation, the maximum pressure at the edge of multi-line eccentric initiation is significantly greater than that of eccentric single line initiation and central initiation, and the detonation pressure at the edge of charge increases from 23.5 GPa of central initiation to 36.2 GPa of asymmetrical two lines 60° initiation; The distribution law of fragment velocity in the direction of 0°−30° is similar to the distribution law of maximum pressure at the edge of charge. Taking the central initiation as the benchmark, the relationship of velocity gain with the directional orientation takes the following relation: asymmetrical two lines 60°>asymmetrical three lines 120°>asymmetrical two lines 120°>asymmetrical one line. When asymmetrical two lines 60° initiation, the fragment velocity gain in the target direction is 25.47%. Finally, through the verification of experiments and theoretical calculation, it is concluded that the energy proportion in the directional area of adjacent asymmetrical two lines 60° is the highest, with the energy gain in this area being 47.42%; followed by asymmetrical three lines 120einitiation, with the energy gain being 38.84%; then symmetrical two lines 1202initiation, with the energy gain being 36.98%; and finally asymmetrical one line initiation, with the energy gain in the directional area being 32.72%.
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Key words:
- eccentric initiation /
- energy distribution /
- energy gain /
- initiation mode /
- fragment velocity
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镁合金是一种潜力巨大的轻质工程材料，有着广阔的应用前景，其中MB2是镁合金的典型代表。材料在复杂应力状态下的失效破坏行为是工程材料和结构设计的理论基础。目前，镁合金在动静态加载下的力学行为研究以单向应力状态为主[1-3]，且能实现复杂应力动态加载的实验设备与技术尚不成熟。J.W.Hancock等[4]研究发现金属的延性明显依赖于应力的三轴状态。近年来，O.S.Hopperstad等[5-6]对结构钢进行了拉伸加载实验和数值分析，结果表明材料的等效破坏应变随应力三轴状态的变化趋势与J.W.Hancock等的研究结论一致；Y.B.Bao[7]在单轴加载条件下对铝合金2024进行了不同应力状态的实验研究；D.Anderson等[8]研究了应力三轴度和应变率对DP780钢破坏行为的影响。汤安民等[9]、李智慧等[10]研究了不同金属材料宏观断裂形式及断裂机理与应力状态的关系, 陈刚等[11]建立了应力三轴度和应变率相关的45钢损伤失效模型, 朱浩等[12]分析了应力三轴度和应变率对铝合金6063力学性能的影响, 张伟等[13]以应力三轴度和应变率效应为基础给出了铝合金7A04的本构关系和失效模型。
所以，对于钢材、铝合金等常用金属材料，其失效破坏行为的研究已经很多，而对镁合金复杂应力状态下的失效破坏行为研究还很少。本文中将通过复杂应力下的动静态拉伸实验及数值模拟，分析应力状态和应变率对镁合金MB2失效破坏的影响，基于Johnson-Cook本构及失效模型建立适用于镁合金MB2的破坏准则，分析其宏观破坏模式及其微观失效机理，为镁合金MB2在实际工程中的应用提供强度设计依据和理论支撑。
1. 动静态拉伸实验方法
材料所受应力状态不同时，材料内产生的塑性变形与应力集中程度将不同，为了表征材料的复杂应力状态，引用应力三轴度η为应力状态参数，即平均应力与等效应力的比值σH/σ。在延性金属复杂应力状态的失效破坏研究中，依据Bridgman原理[14]设计的缺口试件拉伸实验是最主要的研究方法，根据圆弧缺口颈部应力方程解，可以得到应力三轴度的计算公式：
η=13+ln(1+a2−r22aR) (1) 式中：a和R分别为最小横截面的半径及缺口半径，r为到横截面中心的距离，a0为最小横截面初始半径。基于塑性不可压的假设，可以得到缺口处的等效应变定义公式如下：
ˉε=2ln(a0/a) (2) 当a取试件断裂时的横截面直径af时，式(2)计算得到的即为试件的等效破坏应变εf。静态拉伸实验试件采用直径为5 mm的光滑圆柱以及最小横截面直径为6 mm，缺口曲率半径分别为9、6、3 mm的缺口圆柱试件。动态拉伸实验试件采用直径为3 mm的光滑圆柱以及最小横截面直径为2 mm，缺口曲率半径分别为1.0、1.5、2.0、3.0 mm的缺口圆柱试件。静态拉伸加载由材料试验机MTS 810完成，而动态拉伸加载则通过分离式Hopkinson拉杆(SHTB)实验装置完成，如图 1所示。
2. 镁合金MB2的动静态本构关系
2.1 应变率及绝热效应
对于光滑圆柱试件的动态拉伸实验，按照一维应力波理论进行数据处理分析可知，试件在不同应力幅值的入射波作用下表现出了明显的应变率效应，不同应变率下的真实应力应变曲线如图 2所示。
在高速冲击载荷作用下，加载过程为绝热过程，材料在该过程中的温度变化ΔT可由塑性变形进行求解：
ΔT=βρcp∫εp0σdεp (3) 式中：β为摩擦能量转换系数，ρ为材料密度，cp为比定压热容，εp为等效塑性应变。对于镁合金MB2，摩擦能量转换系数通常取为0.925，密度为1 800 kg/m3，比定压热容为1 040~1 148 J/(kg·K)。
2.2 本构模型参数拟合
鉴于镁合金MB2的应变率效应，这里引用经典的J-C本构模型对实验结果进行拟合。在室温、准静态(0.001 s-1)拉伸条件下，J-C本构模型的应变率项和温度项均为1，此时材料的本构模型退化为：
σ=A+Bεnp (4) 采用最小二乘法对参数A、B、n进行拟合可以得到：A=192 MPa、B=218.3 MPa、n=0.370 56。由于在300 s-1下试件未被拉断，所以这里以800和1 800 s-1应变率下的抗拉强度及其对应的等效塑性应变作为比较点与参考应变率0.001 s-1进行比较分析，获得参数C的算术平均值为0.015。对于反映温度效应的参数m，由于本研究未涉及高温下的动态拉伸实验，所以此处引用文献[15]中的研究结论，给出参数m的值为0.95。
3. 失效破坏行为
3.1 宏观失效破坏
对于光滑圆柱试件和缺口圆柱试件，由于其加载过程中应力状态的差异，导致其动静态加载条件下的破坏形式也有所不同，如图 3所示。
光滑圆柱试件在整体上发生剪切破坏，且在破坏前有一定的颈缩，试件断口处有一定的杯锥特征。缺口试件在准静态条件下整体上发生正拉断，断口边缘有杯锥特征；在动态加载下整体表现为杯锥形断裂。通过测量断裂后缺口处的最小横截面直径，得到了动态拉伸试件不同加载条件下的等效破坏应变，如表 1所示。
表 1 不同类型试件的等效破坏应变Table 1. Equivalent fracture strain of different specimens入射波幅值/MPa 等效破坏应变 光滑 R=3.0 mm R=2.0 mm R=1.5 mm R=1.0 mm 50 未断裂 0.333 8 0.250 2 0.254 1 0.205 3 120 0.311 7 0.307 1 0.225 7 0.239 7 0.197 7 350 0.289 3 0.249 2 0.180 0 0.175 8 0.177 6 3.2 J-C失效模型
J-C失效模型类似于J-C本构模型，采用多项乘积的形式对应力状态参数、应变率参数以及温度效应参数进行解耦。由于在本研究中未涉及等效破坏应变的温度效应，所以此处给出简化后的表达形式如下：
ˉεf=[D1+D2exp(D3η)][1+D4ln(˙ε/˙ε0)] (5) 式中：D1、D2、D3、D4为失效模型系数。研究发现，试件最小横截面处的应力三轴度是随等效应变的增加而不断变化的，整个加载过程的应力三轴度计算需要考虑到应变的累积效应[16]，所以D.M.Goto等[17]、Y.Bao等[18]在研究不同延性金属材料时，对整个加载过程的平均应力三轴度ηav进行了定义：
ηav=1ˉεf∫ˉεf0η(ˉε)dˉε (6) 采用ABAQUS/Explicit分析软件对镁合金MB2不同类型试件的动态拉伸实验过程进行模拟计算，鉴于SHTB和试件的对称性，以轴对称单元进行建模，以拉伸本构关系和实验中采集的入射波为输入条件，模拟得到了试件在加载过程中应力三轴度的变化情况，如图 4所示。
同时，由于缺口试件动态加载过程中，其塑性变形集中于缺口区域，并不满足一维应力波原理，无法通过理论公式对应变率进行求解。所以这里根据缺口试件等效应变的定义，借助数值模拟得到最小横截面直径的变化和应力波作用时程，通过时间积分得到试件的平均应变率：
˙εav=1Δt∫tft0˙ε(t)dt=2Δtln(a0af) (7) 式中：Δt为试件发生拉伸变形的时间，t0为载荷作用开始的时刻，tf为载荷作用结束的时刻。通过数值计算得到不同类型试件入射波在试件上的作用时间，进而计算得到其平均应变率，如表 2所示。
表 2 缺口试件的平均应变率Table 2. Average strain rates of different specimens入射波幅值/MPa 平均应变率/s-1 R=3 mm R=2 mm R=1.5 mm R=1 mm 50 828 968 1 047 1 239 120 2 315 2 573 2 569 2 694 350 3 905 4 129 4 914 4 981 在准静态(˙ε=˙ε0)拉伸条件下，J-C失效模型的应变率项为1，且镁合金MB2的等效破坏应变存在明显的转折点[19]，通过拟合得到，应力三轴度小于0.66时，参数D1、D2、D3的值分别为1.04×10-5、0.073 7以及0.323；当应力三轴度大于0.66时，其值分别为105.7、-0.103以及0.236。对于镁合金MB2，J-C失效模型中的(εf/ε0-1)与ln(˙ε/˙ε0)并不满足线性关系，所以这里对模型中的应变率项进行了修正，修正后的失效模型为：
ˉεf=[D1+D2exp(D3η)]{1+D5 [ 1-exp(D6ln(˙ε/˙ε0))]} (8) 式中：D5、D6为应变率项参数。通过拟合分析发现，修正模型中(εf/ε0-1)与ln(˙ε/˙ε0)的关系与实验数据吻合，D5、D6的值分别为8.87×10-20、2.801，如图 5所示。
结合参数拟合的结果，可以得到镁合金MB2最终的破坏准则为以应力三轴度0.66为转折点的分段函数形式，如图 6所示。图中实心圆点为实验结果，曲面为破坏准则的拟合结果。
通过失效破坏曲面可以发现，镁合金MB2的断裂延性(等效破坏应变)随着应力三轴度的增加先增大后减小，随着应变率的增大而不断减小。从破坏模式上来看，随着应力三轴度的增大，材料先发生剪切破坏，随后又发生正拉断破坏；随着应变率的增大，光滑圆柱及缺口圆柱试件在动静态载荷作用下的破坏形式基本一致。所以，应力状态对断裂延性和破坏模式的影响存在明显的转折点，而应变率的影响则不存在转折点。
为了对该失效模型进行验证，这里通过ABAQUS/Explicit分析软件和单元失效法对不同类型试件的动态失效破坏形式进行了数值模拟分析，其模拟结果如图 7所示。
图 7 不同试件失效破坏模式的数值模拟结果Figure 7. Fracture patterns of different specimens from numerical simulation从数值模拟结果可以看出，无论是光滑圆柱试件还是缺口圆柱试件，其最终破坏形式均呈现出杯锥形特征，这与实验现象是基本吻合的；但对于光滑圆柱试件，该模型不能体现试件的整体剪切断裂特征，这与J-C失效模型的物理涵义以及镁合金MB2在不同应力状态下的微观损伤机理有关。
3.3 微观失效机理
宏观破坏行为与材料的微观损伤变形机制密切相关，为进一步认识应力状态对镁合金MB2破坏行为的影响，对准静态条件下光滑圆柱及缺口试件的断口形貌进行微观扫描观察，如图 8所示。
对于光滑拉伸试件，微观断口上能看到河流花样特征即解理断裂，同时也呈现出了一定的微孔洞特征，即有韧性断裂的特点，如图 8(a)所示，属韧脆性混合断裂；对于缺口试件，不同缺口程度均表现出较明显的微孔洞断裂的特征，在图 8(b)中能清晰地看到韧窝聚合、连接的特点。这些特征与试件在宏观破坏形式上的表现是一致的，即光滑圆柱试件破坏是由混合损伤机制引起的，而缺口试件破坏则是由微孔洞损伤演化机制决定的。J-C失效模型在微观上反映的是材料的微孔洞损伤演化机理，在宏观上体现为该微观损伤机理导致的材料断裂延性变化，不能体现其他变形机制的作用，这就是模拟结果可以描述光滑圆柱试件的杯锥形破坏特点而无法描述其整体剪切特征的原因。
4. 结论
(1) 通过缺口圆柱试件设计能够实现镁合金MB2不同程度的多向应力状态，结合SHTB装置可以实现其在复杂应力状态下的动态拉伸加载研究。
(2) 在研究的实验条件范围内，应力状态对镁合金MB2破坏行为的影响存在明显的转折点，而应变率(5 000 s-1以内)则不存在转折点。通过模型修正和参数拟合得到了镁合金MB2的等效破坏应变准则，且其数值模拟结果可以较好地体现拉伸试件的杯锥形破坏特征。
(3) 镁合金MB2不同应力状态下的破坏行为与其微观损伤机理密切相关，随着应力三轴度的增加，其微观损伤机制由混合断裂转变为韧窝断裂，这是导致其宏观延性和破坏模式发生变化的重要原因。
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图 1 邻位两点偏心起爆后爆轰波相互作用
Figure 1. Interaction between two detonation waves produced by two-point eccentric initiation with an interval of 60°
图 2 偏心起爆弹轴中心截面示意图
Figure 2. Schematic diagram of the eccentric detonator shaft center section
图 5 不同起爆方式下爆轰波的传播过程
Figure 5. Propagation processes of detonation waves with different initiation modes
图 6 不同起爆方式下，爆轰波压力峰值随方位角分布曲线
Figure 6. Detonation wave pressure peak varying with azimuth angle under different initiation modes
图 7 不同起爆方式下破片速度随方位角的分布
Figure 7. Fragment velocity varying with azimuth angle under different initiation modes
图 8 不同起爆方式下动能分配比随破片方位角的变化
Figure 8. Kinetic energy distribution ratio varying with azimuth angle under different initiation modes
图 11 样弹1爆轰过程的高速摄影
Figure 11. High-speed photography of detonation process of test bomb 1
图 12 邻位双线起爆过程的状态
Figure 12. The states of the initiation process of two wires in adjacent positions
表 1 定向区不同方位破片速度
Table 1. Fragment velocity in different directions of orientation area
起爆方式 目标方位 方位角30° 定向区内平均 初速/(m·s−1) 速度增益/% 初速/(m·s−1) 速度增益/% 初速/(m·s−1) 速度增益/% 中心起爆 2113.0 2113.0 2113.0 偏心单线 2487.6 17.72 2267.6 7.32 2397.6 13.47 邻位双线 2651.3 25.47 2389.3 13.08 2568.4 21.55 间位双线 2572.2 21.73 2313.0 9.47 2424.9 14.76 连位三线 2583.3 22.25 2319.5 9.77 2441.3 15.54 
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表 2 不同区域内破片总动能的分布情况
Table 2. Total kinetic energy distribution of fragments in different regions
起爆方式 0～30°区域 30°～90°区域 90°～150°区域 150°～180°区域 动能占比/% 动能增益/% 动能占比/% 动能增益/% 动能占比/% 动能增益/% 动能占比/% 动能增益/% 中心起爆 16.67 33.33 33.33 16.67 偏心单线 22.12 32.72 33.64 0.93 28.06 −15.81 16.17 −2.99 邻位双线 24.57 47.42 34.07 2.22 26.99 −19.02 14.36 −13.85 间位双线 22.83 36.98 36.65 9.96 26.16 −21.51 14.35 −13.92 连位三线 23.14 38.84 35.80 7.41 26.52 −20.43 14.54 −12.78
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表 3 局部装填比随方位角的拟合关系式
Table 3. Fitting relationship between local loading ratio and azimuth angle
起爆方式 β′ 偏心单线 β(1.015+0.451 cosθ) 邻位双线 β(−0.207+1.923cosθ) 间位双线 β(0.009+1.511 cosθ) 连位三线 β(1.252+0.228 cosθ)
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表 4 样弹起爆方式
Table 4. Initiation modes of test bombs
样弹 起爆方式 轴向起爆点数 1 连位三线 轴向中心一点 2 间位两线 3 邻位两线 4 偏心单线 5 中心起爆
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表 5 不同周向起爆方式下样弹壳体速度分布
Table 5. Velocity distributions of tested bomb shells under different initiation modes
样弹 起爆方式 壳体速度/(m∙s−1) 靶板1方向 靶板2、6方向 靶板3、5方向 靶板4方向 试验 理论计算 试验 试验 试验 1 连位三线 794.6 849.9 708.0 637.5 604.2 2 间位两线 784.3 860.4 687.3 649.4 606.4 3 邻位两线 806.8 909.9 703.4 632.2 602.8 4 偏心单线 763.2 846.0 685.2 654.3 590.3 5 中心起爆 681.5 707.3 681.5
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表 6 不同起爆方式不同方位区域动能分配对比
Table 6. Total kinetic energy distribution in different regions under different initiation modes
样弹 起爆方式 动能占比/% 靶板1（−30°～30°） 靶板2（30°～90°） 靶板3（90°～150°） 靶板4（−150°～150°） 试验 模拟 试验 模拟 试验 模拟 试验 模拟 1 连位三线 22.45 23.14 17.83 17.90 14.45 13.26 12.98 14.54 2 间位两线 22.20 22.83 17.05 18.33 15.22 13.08 13.27 14.35 3 邻位两线 23.22 24.57 17.65 17.03 14.26 13.49 12.96 14.36 4 偏心单线 21.37 22.12 17.22 16.82 15.70 14.03 12.78 16.17 5 中心起爆 16.67
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表 7 不同起爆方式下不同方位区域的动能增益
Table 7. Kinetic energy gain in different regions under different initiation modes
样弹 起爆方式 动能增益/% 靶板1（−30°～30°） 靶板2（30°～90°） 靶板3（90°～150°） 靶板4（−150°～150°） 试验 模拟 试验 模拟 试验 模拟 试验 模拟 1 连位三线 35.9 38.8 7.9 7.4 −12.5 −20.4 −21.4 −12.7 2 间位两线 32.4 36.9 1.7 9.9 −9.2 −21.5 −20.8 −13.9 3 邻位两线 40.2 47.4 6.5 2.2 −13.9 −19.0 −21.7 −13.9 4 偏心单线 25.4 29.1 1.1 1.5 −7.8 −15.1 −24.9 −1.8
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表 8 壳体速度
Table 8. Shell velocity
起爆方式 壳体速度/(m∙s−1) 靶板1 靶板2、6 靶板3、5 靶板4 模拟 试验 模拟 试验 模拟 试验 模拟 试验 连位双线 849.1 794.6 742.6 708.0 703.0 637.5 654.6 604.2 间位三线 859.3 784.3 766.8 687.3 689.8 649.4 652.3 606.4 邻位双线 873.3 806.8 762.0 703.4 683.9 632.2 650.8 602.8 偏心单线 815.0 763.2 728.7 685.2 709.6 654.3 637.6 590.3
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[1] 王宝成, 袁宝慧. 防空反导破片杀伤战斗部现状与发展 [J]. 四川兵工学报, 2013, 34(9): 20–24. DOI: 10.11809/scbgxb2013.09.007.WANG B C, YUAN B H. Research states and trend of fragment warhead for air-defense and anti-missile [J]. Journal of Sichuan Ordnance, 2013, 34(9): 20–24. DOI: 10.11809/scbgxb2013.09.007. [2] 冯顺山, 蒋建伟, 何顺录, 等. 偏轴心起爆破片初速径向分布规律研究 [J]. 兵工学报, 1993(S1): 12–16.FENG S S, JIANG J W, HE S L, et al. Study on radial distribution of initial velocity of off axis bursting disc [J]. Acta Armamentarii, 1993(S1): 12–16. [3] RESNYANSKY A D, WILDEGGER-GAISSMAIER A E, KATSELIS G. Directional fragmentation warheads: a theoretical and experimental investigation [C]//Proceedings of the 18th International Symposium on Ballistics. San Antonio, TX, USA, 1999: 543–550. [4] KENNEDY D R. A historical review of aimable air defense warhead technology [C]//Proceedings of the 18th International Symposium on Ballistics. San Antonio, TX, USA, 1999: 618–625. [5] HELD M. Velocity enhanced warheads [J]. Journal of Explosives and Propellants, 2001, 17(2): 1–12. [6] 黄静, 孔凡勋, 袁晋, 等. 多点偏心起爆对破片速度增益的影响 [J]. 现代防御技术, 2011, 39(6): 37–42. DOI: 10.3969/j.issn.1009-086x.2011.06.008.HUANG J, KONG F X, YUAN J, et al. Influence of multi-spots off-axis initiation on fragment velocity gain [J]. Modern Defence Technology, 2011, 39(6): 37–42. DOI: 10.3969/j.issn.1009-086x.2011.06.008. [7] 王树山, 马晓飞, 隋树元, 等. 偏心多点起爆战斗部破片飞散实验研究 [J]. 北京理工大学学报, 2001, 21(2): 177–179. DOI: 10.3969/j.issn.1001-0645.2001.02.008.WANG S S, MA X F, SUI S Y, et al. Experimental research on fragments dispersion of the warhead under asymmetrical multi-spots initiation [J]. Journal of Beijing Institute of Technology, 2001, 21(2): 177–179. DOI: 10.3969/j.issn.1001-0645.2001.02.008. [8] 刘琛, 李元, 李燕华. 偏心起爆方式对棱柱形定向战斗部破片飞散规律的影响 [J]. 含能材料, 2017, 25(1): 63–68. DOI: 10.11943/j.issn.1006-9941.2017.01.011.LIU C, LI Y, LI Y H. Influence of eccentric initiation ways on fragment dispersion rule of prismatic aimable warhead [J]. Chinese Journal of Energetic Materials, 2017, 25(1): 63–68. DOI: 10.11943/j.issn.1006-9941.2017.01.011. [9] LI Y, LI Y H, LIU C, et al. The initiation parameter of detonation wave aiming warhead [J]. Chinese Journal of Energetic Materials, 2016, 24(9): 915–921. DOI: 10.11943/j.issn.1006-9941.2016.09.017. [10] 卢芳云, 李翔宇, 林玉亮. 战斗部结构与原理 [M]. 北京: 科学出版社, 2009: 112–129. [11] 王马法, 卢芳云, 李翔宇. 爆轰波斜冲击作用下破片飞散特性研究 [J]. 国防科技大学学报, 2013, 35(1): 60–64. DOI: 10.3969/j.issn.1001-2486.2013.01.012.WANG M F, LU F Y, LI X Y. Research on the projection characteristics of fragments under the loading of the oblique shock wave [J]. Journal of National University of Defense Technology, 2013, 35(1): 60–64. DOI: 10.3969/j.issn.1001-2486.2013.01.012. [12] 王力, 韩峰, 陈放, 等. 偏心对称起爆战斗部破片初速的增益 [J]. 爆炸与冲击, 2016, 36(1): 69–74. DOI: 10.11883/1001-1455(2016)01-0069-06.WANG L, HAN F, CHEN F, et al. Fragments’ velocity of eccentric warhead with double symmetric detonators [J]. Explosion and Shock Waves, 2016, 36(1): 69–74. DOI: 10.11883/1001-1455(2016)01-0069-06. [13] 李元. 偏心起爆定向战斗部若干理论与技术研究 [D]. 北京: 北京理工大学, 2016.LI Y. Study on theories and technologies of asymmetrically initiated warhead [D]. Beijing, China: Beijing Institute of Technology, 2016. [14] 沈慧铭. 多点起爆方式作用机理及其在战斗部中的应用研究 [D]. 南京: 南京理工大学, 2018.SHEN H M. Research on action mechanism of multi-point initiation way and its application in warhead [D]. Nanjing, Jiangsu, China: Nanjing University of Science and Technology, 2018. [15] 李翔宇, 李振铎, 梁民族. D型战斗部破片飞散性及威力场快速计算 [J]. 爆炸与冲击, 2019, 39(4): 043301. DOI: 10.11883/bzycj-2017-0420.LI X Y, LI Z D, LIANG M Z. Dispersion properties and rapid calculation of fragment force field of D-shaped fragmentation warhead [J]. Explosion and Shock Waves, 2019, 39(4): 043301. DOI: 10.11883/bzycj-2017-0420. [16] 彭军, 袁宝慧, 孙兴昀, 等. 立方形钨破片穿甲效应的数值模拟与试验 [J]. 爆破器材, 2017, 46(5): 23–28. DOI: 10.3969/j.issn.1001-8352.2017.05.005.PENG J, YUN B H, SUN X Y, et al. Numerical simulation and experiment for penetrating performance of cubic tungsten fragment [J]. Explosive Materials, 2017, 46(5): 23–28. DOI: 10.3969/j.issn.1001-8352.2017.05.005. [17] 李刚, 刘荣忠, 郭锐. 爆炸成抛物面型弹丸战斗部的仿真研究 [J]. 计算机仿真, 2011, 28(11): 1–4; 18. DOI: 10.3969/j.issn.1006-9348.2011.11.001.LI G, LIU R Z, GUO R. Simulation on parabolic liner forming process [J]. Computer Simulation, 2011, 28(11): 1–4; 18. DOI: 10.3969/j.issn.1006-9348.2011.11.001. [18] 周翔. 爆炸成型弹丸战斗部的相关技术研究[D]. 南京: 解放军理工大学工程兵工程学院, 2006.ZHOU X. Technological researches on explosive formed projectiles [D]. Nanjing, Jiangsu, China: Engineering Institute of Engineering Institute of Engineer Corps of PLA University of Science and Technology, 2006. 期刊类型引用(4)
1. 祁武超，刘炳宏，田素梅. 镁合金带解锁装置热冲击断裂特性及拓扑优化. 兵器装备工程学报. 2023(11): 47-56 . 
百度学术2. 周伦，苏兴亚，敬霖，邓贵德，赵隆茂. 6061-T6铝合金动态拉伸本构关系及失效行为. 爆炸与冲击. 2022(09): 113-124 . 
本站查看3. 衣海娇，甄莹，曹宇光，张士华，史永晋. 6061-T6铝合金断裂应变与应力三轴度关系研究. 机械强度. 2020(03): 551-558 . 百度学术4. Dewang Zhao，Daxin Ren，Kunmin Zhao，Pan Sun，Xinglin Guo，Liming Liu. Ultrasonic Welding of Magnesium–Titanium Dissimilar Metals:A Study on Thermo-mechanical Analyses of Welding Process by Experimentation and Finite Element Method. Chinese Journal of Mechanical Engineering. 2019(06): 191-201 . 必应学术其他类型引用(11)
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