• ISSN 1001-1455  CN 51-1148/O3
  • EI、Scopus、CA、JST收录
  • 力学类中文核心期刊
  • 中国科技核心期刊、CSCD统计源期刊

爆炸位置对钛合金定向泄爆容器冲击响应的影响

郭德龙 任云燕 徐豫新 李永鹏 李旭东 杨祥

叶想平, 南小龙, 段志伟, 俞宇颖, 蔡灵仓, 刘仓理. 样品粗糙度对材料SHPB动态压缩性能的影响[J]. 爆炸与冲击, 2022, 42(1): 013104. doi: 10.11883/bzycj-2021-0008
引用本文: 郭德龙, 任云燕, 徐豫新, 李永鹏, 李旭东, 杨祥. 爆炸位置对钛合金定向泄爆容器冲击响应的影响[J]. 爆炸与冲击, 2024, 44(2): 025102. doi: 10.11883/bzycj-2023-0126
YE Xiangping, NAN Xiaolong, DUAN Zhiwei, YU Yuying, CAI Lingcang, LIU Cangli. Effects of roughness on dynamic compression propertiesof metallic materials by SHPB technique[J]. Explosion And Shock Waves, 2022, 42(1): 013104. doi: 10.11883/bzycj-2021-0008
Citation: GUO Delong, REN Yunyan, XU Yuxin, LI Yongpeng, LI Xudong, YANG Xiang. Effect of explosion location on impact response of titanium alloy directional detonation container[J]. Explosion And Shock Waves, 2024, 44(2): 025102. doi: 10.11883/bzycj-2023-0126

爆炸位置对钛合金定向泄爆容器冲击响应的影响

doi: 10.11883/bzycj-2023-0126
基金项目: 工信部科技三项之民机项目(KJKT 19-057)
详细信息
    作者简介:

    郭德龙(1999- ),男,硕士研究生,guo-delong@qq.com

    通讯作者:

    徐豫新(1982- ),男,博士,准聘教授,xuyuxin@bit.edu.cn

  • 中图分类号: O383; V223.2

Effect of explosion location on impact response of titanium alloy directional detonation container

  • 摘要: 研究了不同位置炸药爆炸作用下钛合金定向泄爆容器的冲击响应。通过试验与数值模拟,分析了100 g TNT炸药放置不同位置时容器的抗爆性能和冲击端头的飞行角度,并以限制罐体运动为目的,对罐体轴向受力进行了分析。研究表明:爆炸物位于轴线时,罐体产生弹性形变;紧贴内壁中间位置时,罐体外壁鼓包并贯穿开裂;紧贴内壁近端头处时,罐体外壁凸起。100 g TNT炸药作用下,冲击端头出口速度均值为124.45 m/s、最大偏角为2.3°,且爆炸物位置对端头出口速度影响较小。爆炸物位于轴线前、后端时,轴向力较爆炸物位于轴线中心时分别增大173%和116%。该研究可为民机定向泄爆容器及连接结构设计提供参考。
  • 自1949年Kolsky建立分离式霍普金森压杆(split Hopkinson pressure bar, SHPB)实验技术以来,SHPB实验技术在此后的近百年里获得了长足发展,为了满足工程和科学研究的需要,也不断演变出其他动态加载(拉伸、扭转、剪切、围压等)和诊断技术,但SHPB始终是成熟度最高、使用最广泛的实验技术[1-10]。SHPB实验技术建立在3个基本假设基础上:(1)一维应力假设;(2)应力均匀性假设;(3)压杆弹性假设[10-11]。实验过程中需对压杆材质,压杆与样品的几何尺寸、表面状态、摆放姿态(同轴度)、端面摩擦效应消除和修正等提出较高要求,才能够满足以上假设,进而保证实验数据的准确性和可靠性[10-12]。如果实验设计和实施过程中出现失误,无法满足以上假设,将会导致实验数据出现较大偏差,甚至得出错误的研究结论[2, 10-11]。在以上众多影响SHPB实验结果准确性和可靠性的因素中,样品与压杆端面摩擦效应对材料塑性流动应力的影响是普遍关注的一个问题[2, 11, 13]

    金属样品外表面机加状态良好,粗糙度较低时,二硫化钼(MoS2)等润滑剂能够有效降低样品端面摩擦力,但在某些特殊工况下,样品外表面无法达到较高精度[14-16]。例如:铍作为聚变堆中的重要结构材料,普遍认为机械加工会在其外表面引入亚毫米级的机加损伤区(张鹏程等[15-16]认为该机加损伤区厚度可达0.5 mm),且常规退火无法完全消除机加损伤区内的损伤微结构和残余应力,因此,实验前采用腐蚀液化学腐蚀掉机加铍样品外表面的损伤区是常用的消除机加损伤区影响的方法[14-19]。然而,化学腐蚀都是从活性较高的晶界等缺陷位置开始,样品外表面的腐蚀速率无法统一,这必然导致化学腐蚀后样品尺寸精度降低,尤其是外表面粗糙度增加等问题出现[20-22]。腐蚀后样品表面粗糙度增加会提高样品端面摩擦力,因此,能否有效降低表面粗糙度较高样品的端面摩擦力,直接决定着SHPB实验结果的准确性和置信度。

    本文中,采用SHPB实验技术,研究3种表面粗糙度紫铜样品在MoS2充分润滑和完全不润滑条件下的本构性能,以期获得样品表面粗糙度以及润滑效果对端面摩擦力和最终应力-应变曲线的影响。

    为了尽可能避免样品尺寸、加载状态浮动、应变率效应等因素对样品表面粗糙度和润滑效果对端面摩擦力的影响,SHPB实验中采用直径10 mm的马氏体钢压杆,压杆端面和外表面粗糙度(Ra)均为0.8 μm,加载弹速控制在(17±0.5)m/s,样品与压杆的同轴度优于0.1 mm(安装工艺保证),样品选用应变率效应不敏感的紫铜,样品尺寸统一为4 mm×4 mm,如图1所示,机加端面粗糙度分别为0.8和1.6 μm。将端面粗糙度为1.6 μm的紫铜样品放入稀硝酸中腐蚀8 h后,获得端面粗糙度为3.2 μm的腐蚀样品。

    图  1  紫铜样品尺寸(单位:mm)
    Figure  1.  Dimensions of the copper specimen (unit: mm)

    采用扫描电子显微镜(scanning electron microscope, SEM)和原子力探针[23-25]观测表面粗糙度为0.8、1.6 和3.2 μm样品的实验端面。显微分析结果证实,3种状态样品的表面粗糙度存在显著差异,如图2所示,图中上方为SEM图像,下方为原子力探针获得的表面图像。SEM显微分析结果表明,机加粗糙度为0.8 μm的样品端面存在非常均匀的圆形车刀痕迹,进刀量约为5 μm,样品中心无凸台;机加粗糙度为1.6 μm的样品端面的圆形车刀痕迹非常不均匀,进刀量约为10 μm,且样品中心存在凸台;酸蚀样品端面存在大量腐蚀坑,已无法观测到车刀痕迹。原子力探针显微分析的观测区域均为100 μm×100 μm,观测区域在半径约为1 mm的圆周上。将原子力显微观测结果导入Nanoscope Analysis后处理软件,通过软件自动分析获得3种状态样品观测区域的表面粗糙度实测值分别为73、534(该样品观测区域的部分测量点起伏超出测量仪器的最大量程4 μm,实际值应略大)、840 nm(该样品观测区域表面起伏太大,大量数据点超出了4 μm的仪器量程,实际值应更大)。样品端面粗糙度实测值显著低于机加要求的表面粗糙度数值,推测可能是由于观测区域太小以及部分测量点超出仪器量程导致的。但实测粗糙度的相对数值与要求的0.8、1.6和3.2 μm较接近,因此,依旧用0.8、1.6和3.2 μm表征3种样品的端面粗糙度。

    图  2  不同粗糙度样品端面显微分析结果
    Figure  2.  Microscopic analysis results of copper samples with different roughnesses

    采用MoS2作为润滑剂,对3种表面粗糙度的紫铜样品分别在完全润滑和完全不润滑(干摩擦)两种状态条件下开展SHPB动态压缩实验。实验结果如图3所示,图中Cu4×4-0.8-RH-1~Cu4×4-0.8-RH-3表示紫铜样品机加尺寸为4 mm×4 mm,端面粗糙度为0.8 μm,在MoS2完全润滑的条件下开展SHPB实验的第1~3发实验;Cu4×4-0.8-WRH-1~Cu4×4-0.8-WRH-3表示紫铜样品机加尺寸为4 mm×4 mm,端面机加粗糙度为0.8 μm,在完全无润滑的条件下开展SHPB实验的第1~3发实验,依此类推。实验样品几何尺寸、弹速和回收试样形状汇总如表1所示。

    图  3  不同粗糙度紫铜的SHPB实验结果
    Figure  3.  Experimental results of copper with different roughnesses
    表  1  样品尺寸和弹速实测值以及回收样品形状
    Table  1.  Measured values of sample size and velocity, and the shapes of recovered samples
    样品直径/mm长度/mm弹速/(m∙s−1回收样品形状
    Cu4×4-0.8-RH-14.0034.01417.07标准圆柱
    Cu4×4-0.8-RH-24.0004.01217.11
    Cu4×4-0.8-RH-34.0034.00717.04
    Cu4×4-0.8-WRH-14.0044.01017.03鼔形
    Cu4×4-0.8-WRH-24.0004.01417.00
    Cu4×4-0.8-WRH-34.0034.01617.01
    Cu4×4-1.6-RH-14.0024.01617.03略带鼓形
    Cu4×4-1.6-RH-23.9984.02217.02
    Cu4×4-1.6-RH-33.9984.01817.04
    Cu4×4-1.6-WRH-14.0044.01317.13鼔形
    Cu4×4-1.6-WRH-23.9874.00617.18
    Cu4×4-1.6-WRH-33.9904.00417.13
    Cu4×4-3.2-RH-13.9753.98217.00显著鼔形
    Cu4×4-3.2-RH-23.9904.00516.99
    Cu4×4-3.2-RH-33.9743.99016.99
    Cu4×4-3.2-WRH-13.9864.00217.15显著鼔形
    Cu4×4-3.2-WRH-23.9803.99817.32
    Cu4×4-3.2-WRH-33.9804.00417.04
    下载: 导出CSV 
    | 显示表格

    当样品端面机加粗糙度为0.8 μm时,完全润滑样品的应力-应变曲线实验结果重复性良好,无润滑样品应力-应变曲线的一致性也较好,但屈服强度和整体塑性流动应力水平更高,如图3(a)所示。这主要是由于端面无润滑时引入的较大端面摩擦力提高了样品的塑性流动应力水平,与此同时,样品端面摩擦力提高了样品的应力状态复杂程度,这也导致无润滑样品应力-应变曲线分散性略有增加,并使得回收样品为鼓形,如表1所示。当样品端面机加粗糙度为1.6 μm时,完全润滑样品的应力-应变曲线实验结果重复性依旧较好(回收样品略带鼓形),且优于无润滑状态样品(回收样品为鼓形),如图3(b)表1所示。但二者的应力-应变曲线在塑性流动段几乎重合,且与端面粗糙度为0.8 μm的无润滑样品的塑性流动段也几乎重合,如图3(d)所示(汇总所有实验数据,并根据GJB3756-99中的B类评估方法,置信因子取1.732)。这表明MoS2已经无法有效降低端面粗糙度为1.6 μm的样品的端面摩擦力。当样品端面粗糙度为3.2 μm时,润滑和无润滑样品的应力-应变曲线整体几乎重合,难以区分,且各自应力-应变曲线的一致性均较差(回收样品的鼓形也更显著),如图3(c)(d)表1所示。图3(c)中的数据分散性大可能存在以下原因:(1)酸蚀后由较大表面粗糙度引入的端面摩擦力进一步强化了样品的应力状态复杂程度,导致样品的应力-应变曲线分散性也进一步增大;(2)由于酸蚀是由点到面的腐蚀过程,导致腐蚀后样品轮廓尺寸精度较低(几乎所有腐蚀样品直径在两个相互垂直方向上的实测值均相差0.02 mm左右,表明腐蚀后的样品已不是标准圆柱体),导致测量得到的样品尺寸值(二次测量平均值)与实际值存在较大误差,进而增加了实验数据的分散性。图3(d)中酸蚀后样品应力-应变曲线的塑性流动应力水平也整体较低,这可能是由于酸蚀在样品外壁面引入的腐蚀缺陷充当了预置损伤的角色,降低了材料的整体强度[22, 26-28]

    由以上3种不同表面粗糙度紫铜样品在完全润滑和完全无润滑两种工况条件下的常温SHPB实验结果可以看出,样品表面粗糙度越大,引入的端面摩擦力越大,数据的分散性也越大,置信度越低,如图3所示。表面粗糙度为0.8和1.6 μm的样品在充分润滑条件下的实验结果虽然存在一定偏差,但整体差异低于5%,这在不过分追求实验数据置信度的工况条件下是可以接受的。与此同时,部分材料(尤其存在织构和非均匀性较大的材料)自身性能的分散性可能大于5%[11, 29-31],且常规金属样品外表面很容易达到1.6 μm的机加粗糙度,这导致关于样品外表面粗糙度微小差异对SHPB实验结果影响的量化分析研究一直较少[11]。但部分特殊工况条件下,样品外表面难以达到1.6 μm的粗糙度,例如传统机加会在铍等材料的外壁面引入较大的机加损伤区,从而影响实验数据的准确性,因此实验前通常采用腐蚀液腐蚀掉一定厚度的样品外壁面来避免机加损伤区对材料性能的影响,这就导致最终样品的表面粗糙度较大[14-16]。基于以上不同粗糙度紫铜的SHPB实验结果可知,腐蚀会显著增加样品的表面粗糙度,进而提高样品的端面摩擦力,且MoS2并不能有效消减端面粗糙度大于1.6 μm的样品的端面摩擦力。采用SHPB实验技术研究表面粗糙度较大样品的本构关系时,需采取更有效的润滑措施消减样品端面的摩擦力,或在数据处理过程中扣除端面摩擦力的影响,对原始数据做必要的修正,才能够获得置信度较高的实验数据[11, 13, 29]

    相同加工工艺条件引入的机加损伤深度基本固定[15]。因此,研究铍等存在较强机加损伤行为的材料的本构关系时,可通过提高样品尺寸的方式降低机加损伤区域的体积占比,从而减小机加损伤区域对材料整体力学性能的影响,机加损伤区的体积占比为1(12δ2/D)2(12δ1/H),样品的初始设计尺寸(DH )越大,机加损伤区的体积占比就越小,如图4所示。假定机加损伤区厚度恒定为0.5 mm,则机加损伤区2 mm×2 mm、4 mm×4 mm和6 mm×6 mm样品的体积占比分别为87.5%、57.8%和42.1%。但如果想量化评估机加损伤区对材料本构关系的影响,还需进一步评估样品尺寸效应、加载状态(应变率效应)等因素的影响,相关工作将在后续研究中作更详细的介绍。

    图  4  机加损伤区相对样品的占比示意图
    Figure  4.  Schematic diagram of volume ratio of the machined damage region

    通过机械加工和腐蚀液腐蚀的方式制备了3种不同典型表面粗糙度的紫铜样品,并基于SHPB实验技术在MoS2充分润滑和完全无润滑两种工况下,研究了样品粗糙度和端面润滑对紫铜SHPB动态压缩本构实验结果的影响,得出以下结论。

    (1)样品表面粗糙度越大,引入的端面摩擦力越大,样品的受力状态越偏离一维应力状态,导致动态压缩应力-应变曲线数据的分散性越大。

    (2)MoS2能够有效消减表面粗糙度为0.8 μm的样品的端面摩擦力,但对表面粗糙度大于1.6 μm的样品端面摩擦力的消减效果极为有限。

    (3)开展表面粗糙度较大(>1.6 μm)样品的SHPB实验研究时,需采用比MoS2更有效的润滑措施消减端面摩擦力,或在数据处理时扣除端面摩擦力的影响,对实验数据进行修正才能够获得准确的实验数据。

    (4)采用腐蚀液腐蚀材料外表面的方法虽然能够有效消除铍等材料外壁面的机加损伤区,但会显著降低样品尺寸精度,尤其是会提高样品端面粗糙度,进而提高端面摩擦力,降低实验数据的准确性和置信度。通过提高铍样品的几何尺寸,降低机加损伤区的体积占比,从而降低机加损伤区的影响程度或许是获取铍材料高精度动态本构关系参数的一个可行方法。

  • 图  1  定向泄爆容器结构

    Figure  1.  Structure of the directional blowout container

    图  2  测试装置

    Figure  2.  Test equipment

    图  3  速度测试示意图

    Figure  3.  Schematic diagram of speed test

    图  4  TNT位于不同位置时罐体的损伤情况

    Figure  4.  Damage conditions of the tank when TNT was located at different positions

    图  5  高速摄影图像

    Figure  5.  High-speed photographic images

    图  6  定向泄爆容器网格模型

    Figure  6.  Tank grid model

    图  7  有限元模型

    Figure  7.  Finite element model

    图  8  工况5中试验与数值模拟破坏形貌对比

    Figure  8.  Comparison of failure morphologies by test and simulation in case 5

    图  9  工况5和工况6罐体的破坏形貌损伤云图

    Figure  9.  Damage nephograms of the tanks in case 5 and case 6

    图  10  工况5和工况6罐体内空气域的压力云图

    Figure  10.  Air domain pressure nephograms in the tanks in case 5 and case 6

    图  11  工况2和工况6端头的损伤云图

    Figure  11.  Damage nephograms of the head in case 2 and case 6

    图  12  工况2和工况6端头的偏转角度

    Figure  12.  Deflection angles of the impact plugs in case 2 and case 6

    图  13  炸药位于不同位置时端头的速度

    Figure  13.  Terminal velocity when the explosives at different locations

    图  14  第1阶段的罐体轴向力

    Figure  14.  Axial force of the tank in stage 1

    图  15  第2阶段罐体轴向力

    Figure  15.  Axial force of the tank in stage 2

    图  16  各阶段的轴向力峰值

    Figure  16.  Peak value of axial force in each stage

    表  1  测试工况

    Table  1.   Test condition

    工况 炸药位置 炸药示意图 工况 炸药位置 炸药示意图
    1 罐体轴线靠近后端盖处 4 罐体内壁靠近后端盖处
    2 罐体轴线中心 5 罐体内壁中心
    3 罐体轴线靠近端头处 6 罐体内壁靠近端头处
    下载: 导出CSV

    表  2  测试工况

    Table  2.   Test conditions

    工况 炸药位置 端头速度/(m·s−1) 罐体损伤情况
    1 罐体轴线靠近后端盖处 无变形、无开裂
    2 罐体轴线中心位置 117.9 无变形、无开裂
    3 罐体轴线靠近端头处 无变形、无开裂
    4 罐体内壁靠近后端盖处 无变形、无开裂
    5 罐体内壁中心位置 贯穿性裂纹,裂纹长度116.1 mm
    6 罐体内壁靠近端头处 罐体凸起
    下载: 导出CSV

    表  3  TC4钛合金和15-5PH材料参数[15-16]

    Table  3.   Material parameters of TC4 titanium alloy and 15-5PH[15-16]

    材料 ρ/(g·cm−3) G/GPa A/GPa B/GPa C M n cp/(J·kg−1·K−1) Tm/K Tr/K
    TC4钛合金 4.428 109.778 1 098 1 092 0.014 1.1 0.930 560 1 878 293
    15-5PH 7.800 196.507 1 077 499 0 0 0.568 502 1 713 293
    下载: 导出CSV

    表  4  TNT材料参数[18]

    Table  4.   TNT material parameters[18]

    ρ/(g·cm−3)爆速/(m·s−1)爆压/GPaa/GPab/GPaR1R2ωEV
    1.636 93021373.773.74714.150.90.356.01
    下载: 导出CSV

    表  5  数值模拟结果与试验结果的对比

    Table  5.   Comparison between simulation results and test results

    工况 爆炸物质量/g 爆炸物位置 破坏模式 端头飞行速度 贯穿裂纹长度
    试验/(m·s−1) 模拟/(m·s−1) 误差/% 试验/mm 模拟/mm 误差/%
    2 100 罐体轴线中心 无变形、无开裂 117.9 125.5 6.45
    5 100 罐体内壁中心 贯穿性裂纹 120.1 116.1 109.6 5.60
    下载: 导出CSV
  • [1] Flight Safety Foundation. ASN Aviation safety database [EB/OL]. 2022. http://aviation-safety.net/database/year/2022/1.
    [2] FAR Part 25 Amendment No: 25-127. Security considerations requirements for transport gategory airplanes [S]. United States: Federal Aviation Administration, 2008.
    [3] 14 CFR Parts 25 Airworthiness standards: transport category airplane [S]. Washington: Federal Aviation Administration, 2013.
    [4] CCAR-121-R5 大型飞机公共航空运输承运人运行合格审定规则 [Z]. 中国民用航空局, 2017.
    [5] MASI F, MARIANO P M, VANNUCCI P. Blast actions in aircrafts: an integrated methodology for designing protection devices [J]. Engineering Structures, 2018, 175: 895–911. DOI: 10.1016/j.engstruct.2018.08.082.
    [6] DANG X L, CHAN P C. Design and test of a blast shield for Boeing 737 overhead compartment [J]. Shock and Vibration, 2006, 13(6): 547063. DOI: 10.1155/2006/547063.
    [7] LANGDON G S, KRIEK S, NURICK G N. Influence of venting on the response of scaled aircraft luggage containers subjected to internal blast loading [J]. International Journal of Impact Engineering, 2020, 141: 103567. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2020.103567.
    [8] Civil Aviation Authority. Aircraft hardening research programme-final overview report: CAA paper 2001/9 [R]. London: CAA, 2001.
    [9] 陆鹏, 郭忠宝, 杨超. 民用飞机最小风险炸弹位置适航符合性验证方法研究 [J]. 民用飞机设计与研究, 2016(4): 6–12. DOI: 10.19416/j.cnki.1674-9804.2016.04.002.

    LU P, GUO Z B, YANG C. Verification method investigation of airworthiness compliance for civil aircraft least risk bomb location design [J]. Civil Aircraft Design & Research, 2016(4): 6–12. DOI: 10.19416/j.cnki.1674-9804.2016.04.002.
    [10] 冯振宇, 傅博宇, 解江, 等. 爆炸冲击载荷下机身壁板的动态响应 [J]. 航空学报, 2022, 43(6): 525513. DOI: 10.7527/S1000-6893.2021.25513.

    FENG Z Y, FU B Y, XIE J, et al. Dynamic response of fuselage panel under explosive impact load [J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica, 2022, 43(6): 525513. DOI: 10.7527/S1000-6893.2021.25513.
    [11] 刘宗兴, 刘军, 李维娜. 爆炸冲击载荷下典型机身结构动响应及破坏 [J]. 航空学报, 2021, 42(2): 224252. DOI: 10.7527/S1000-6893.2020.24252.

    LIU Z X, LIU J, LI W N. Dynamic response and failure of typical fuselage structure under blast impact load [J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica, 2021, 42(2): 224252. DOI: 10.7527/S1000-6893.2020.24252.
    [12] 朱铮铮, 冯蕴雯, 薛小峰, 等. 一种民机客舱便携式定向防爆装置: CN106197184A [P]. 2016-12-07.
    [13] 韩璐, 苏健军, 张玉磊, 等. 一种聚能泄压民机客舱定向防爆装置: CN109780956A [P]. 2019-05-21.
    [14] 李永鹏, 徐豫新, 杨祥, 等. 冲击载荷作用下机身壁板破坏效应及结构优化 [J]. 振动与冲击, 2023, 42(14): 40–47. DOI: 10.13465/j.cnki.jvs.2023.14.005.

    LI Y P, XU Y X, YANG X, et al. Failure effect and structure optimization of a fuselage panel under impact load [J]. Journal of Vibration and Shock, 2023, 42(14): 40–47. DOI: 10.13465/j.cnki.jvs.2023.14.005.
    [15] WANG X M, SHI J. Validation of Johnson-Cook plasticity and damage model using impact experiment [J]. International Journal of Impact Engineering, 2013, 60: 67–75. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2013.04.010.
    [16] 戴志成. 飞机断离销剪切强度有限元与实验研究 [D]. 沈阳: 沈阳理工大学, 2017.

    DAI Z C. Finite element and experimental study on shear strength of aircraft fuse pin [D]. Shenyang: Shenyang Ligong University, 2017.
    [17] CASTEDO R, NATALE M, LÓPEZ L M, et al. Estimation of Jones-Wilkins-Lee parameters of emulsion explosives using cylinder tests and their numerical validation [J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2018, 112: 290–301. DOI: 10.1016/j.ijrmms.2018.10.027.
    [18] LEE E, FINGER M, COLLINS W. JWL equation of state coefficients for high explosives: UCID-16189 [R]. Livermore: Lawrence Livermore National Laboratory, 1973. DOI: 10.2172/4479737.
  • 期刊类型引用(0)

    其他类型引用(2)

  • 加载中
图(16) / 表(5)
计量
  • 文章访问数:  264
  • HTML全文浏览量:  90
  • PDF下载量:  67
  • 被引次数: 2
出版历程
  • 收稿日期:  2023-04-07
  • 修回日期:  2023-09-05
  • 网络出版日期:  2023-12-25
  • 刊出日期:  2024-02-06

目录

/

返回文章
返回