Short Pulse Shock Initiation Criteria for HNS-Ⅳ Explosive
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摘要: 飞片冲击起爆HNS-Ⅳ炸药是直列式传爆序列的重要研究方向。考虑到能量加载方式(一般为电爆炸驱动、微装药驱动和激光驱动)和飞片材料对冲击起爆的影响, 根据文献测量的飞片阈值速度拟合得到了HNS-Ⅳ炸药pnτ和James判据的系数。同时, 利用ANSYS/LS-DYNA程序模拟了铜叠氮化物爆炸驱动飞片冲击起爆HNS-Ⅳ炸药的过程, 并根据数值模拟结果修正了HNS-Ⅳ炸药pnτ和James判据的系数。结果表明, HNS-Ⅳ炸药的pnτ(其中p为压力, τ为脉冲作用时间)判据应该调整为p2.08τ>1.54 GPa2.08·μs(0.001 μs< τ < 0.14 μs, 3.8 GPa <p < 28.0 GPa), James判据应调整为0.215/Σ+0.108/E＜1(Σ为比动能, E为能通量)。调整后的起爆判据与数值模拟结果相一致, 并具有更高的实用性。Abstract: Flyer shock-initiated HNS-Ⅳ explosive is an important topic in the research of the in-line explosive train.In this study, with the influence of the energy loading method, which may be electrical explosion, laser and micro charge detonation, and flyer material on the shock initiation taken into consideration, the parameters of pnτ and the James criteria for HNS-Ⅳ explosive were obtained according to flyer threshold velocity measured by literatures.Meanwhile, the process of initiating HNS-Ⅳ explosive the flyer driven by copper azides was simulated using the ANSYS/LS-DYNA program, based on whose results the parameters of pnτ and the James criteria for HNS-Ⅳ explosive were adjusted.It was found that the pnτ criteria for HNS-Ⅳ explosive should be adjusted to p2.08τ>1.54 GPa2.08·μs(0.001 μs <τ < 0.14 μs, 3.8 GPa <p < 28.0 GPa), while the James criteria should be adjusted to 0.215/Σ+0.108/E < 1.The two adjusted criteria, which might have a higher practicability, were consistent with the simulation results.
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Key words:
- shock initiation /
- HNS-Ⅳ /
- initiation criteria /
- numerical simulation
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为满足现代武器系统的微小型化、智能化、高安全性和可靠性的发展需求, 基于飞片冲击起爆理论的起爆装置已成为当前研究的热点。这种起爆装置避免了换能元与炸药的直接接触, 提高了武器系统的安全性, 与传统的错位式装药结构相比, 缩小了起爆装置的体积。现阶段驱动飞片的能量加载方式有很多种, 主要有电爆炸驱动、微装药爆炸驱动和激光驱动。由于飞片所受驱动形式的不同, 飞片的形状也会不一致, 这样就导致了飞片冲击起爆过程中脉冲作用时间的变化。James[1-2]总结了不同形状抛射体的脉冲作用时间的计算方法, 并据此得到多种常见炸药的冲击起爆判据。Haskins等[3]考虑了冲击起爆过程中稀疏波对冲击波的影响, 提出了脉冲作用时间的修正式。Bowden等[4]利用该修正式研究铝飞片的冲击起爆判据, 发现计算结果与实验结果具有很好的一致性。
HNS-Ⅳ具有良好的安全性、热安定性以及短脉冲冲击起爆性能, 因而常作为传爆药应用于直列式传爆序列中。其常见的冲击起爆判据主要有两种, 即pnτ判据和James判据。1981年, Schwarz[5]确定了HNS-SF(ρ＝1.6 g/cm3)的冲击起爆判据p2.06τ>K(0.01 μs<τ<0.1 μs, 3.8 GPa<p<9.8 GPa)。在Schwarz工作的基础上, Bowden等[6]拓宽了HNS-Ⅳ炸药冲击起爆判据的使用范围, 即p2.52τ>K(0.7 ns <τ<0.1 μs, 3.8 GPa <p <29.0 GPa)。Bowden等[4, 6]先后两次修正了James判据的系数, 即Σc/Σ+Ec/E=1(Σc=0.326 3, Ec=0.042 0;Σc=0.204 2, Ec=0.087 9)。虽然有关HNS-Ⅳ冲击起爆判据的研究很多, 但大多局限于单一能量加载方式, 未考虑飞片材料和形状对冲击起爆判据的影响。
本工作利用文献测量的飞片阈值速度, 考虑能量加载方式和飞片材料对冲击起爆的影响, 拟合得到HNS-Ⅳ炸药pnτ和James判据的系数, 然后利用ANSYS/LS-DYNA程序模拟铜叠氮化物爆炸驱动飞片起爆HNS-Ⅳ炸药的过程, 根据以前冲击起爆国内生产的HNS-Ⅳ炸药的实验数据确定接触和参数, 最后根据数值模拟结果重新修正两种冲击起爆判据的参数, 以期为国内生产的HNS-Ⅳ炸药提供一种适用面广、可靠的冲击起爆判据。
1. HNS-Ⅳ冲击起爆判据
1.1 冲击起爆pnτ判据
1968年, Walker和Wasley[7]首先提出非均质炸药的冲击波起爆的p2τ判据, 即
$$ {p^2}\tau = {\rm{con}}\;{\rm{st}} $$ (1) 式中:p为冲击波入射压力, 可以根据飞片的厚度和速度计算获得[8]; τ为脉冲作用时间, 与飞片的材料和形状有关[1-4]。但是大量的研究表明, p2τ判据存在很大的局限性。因此, 高能炸药的冲击起爆判据通常修正为[9]
$$ {p^n}\tau = K $$ (2) 式中:K和n是常数。只有当pnτ>K时, 炸药才会起爆。
对于金属电爆炸驱动飞片起爆HNS-Ⅳ炸药, 研究表明飞片的平整性较好, 基本可以认为冲击起爆瞬间飞片的形状是平板[10], 脉冲作用时间τ可以表示为[2]
$$ \tau = 2{d_{\rm{f}}}/{D_{\rm{f}}} $$ (3) 式中:df为飞片的厚度, Df为冲击波在飞片内的传播速度。对于小直径金属平板飞片, 需要考虑侧向稀疏波对冲击波的影响, 可以将(3)式修正为[3]
$$ \tau = \left( {2 + \frac{{{c_{\rm{e}}}}}{{{S_{\rm{e}}}{u_{\rm{p}}}}}} \right)\frac{{2{d_{\rm{f}}}}}{{{w_{\rm{f}}}}} $$ (4) 式中:wf为飞片内冲击波速度, ce为炸药内初始声速, up为飞片质点速度, Se为炸药Hugoniot线的斜率。激光驱动飞片的情况与电爆炸驱动飞片的情况相似, 可以根据飞片的材料类型采用(3)式和(4)式计算脉冲作用时间。
飞片质点速度的表达式为[8]
$$ {u_{\rm{p}}} = \frac{{\sqrt {{B^2}-4A{C^*}}-B}}{{2A}} $$ (5) 式中:A=Seρe-Sfρf, B=ρece+2Sfρfvf+ρfcf, C*=-ρfcfvf-Sfρfvf2; cf为飞片内初始声速, Sf为飞片Hugoniot线的斜率; ρe和ρf分别为炸药和飞片的密度。表 1是几种常见材料的Hugoniot线参数, 其中ρ为密度, c为声速, S为Hugoniot线的斜率。
表 1 几种常见材料的Hugoniot线参数Table 1. Parameters of Hugoniot curve of some common materials根据质点速度就可以得到冲击入射压力p, 可以表示为[8]
$$ p = ({c_{\rm{e}}} + {S_{\rm{e}}}{u_{\rm{p}}}){\rho _{\rm{e}}}{u_{\rm{p}}} $$ (6) 压力和质点速度的具体计算方法已在文献[8]中详细阐述。Bowden等[4]和Schwarz等[5]利用铜箔电爆炸和激光驱动飞片冲击起爆HNS-Ⅳ炸药, 并利用VISAR和PDV测试了飞片的阈值速度。尽管他们使用的HNS-Ⅳ炸药的颗粒度存在一定差距, 但是用25 μm的Kapton飞片冲击起爆HNS-Ⅳ炸药时, 所计算的入射压力和脉冲作用时间的相对误差在12%以内, 因此可以采用Bowden等[4]和Schwarz等[5]获得的飞片起爆HNS-Ⅳ阈值速度计算冲击起爆判据。
根据飞片的材料采用(3)式和(4)式计算脉冲作用时间τ, 并将其与文献结果相比较, 如表 2所示。由表 2可知, 压力和脉冲作用时间的计算结果与文献结果的相对误差(分别为δ1和δ2)均在7.0%以内。将计算结果按照pnτ形式进行拟合可得HNS-Ⅳ炸药的冲击起爆判据参数为:K=1.38和n=2.08。拟合结果的决定因子R2=0.990 2, 决定因子R2越接近于1, 说明拟合精度越高。本研究的拟合精度高于文献[4, 6], 因此, HNS-Ⅳ炸药的pnτ判据可以表示为p2.08τ>1.38 GPa2.08·μs(0.001 μs <τ <0.14 μs, 3.8 GPa<p<28.0 GPa)。图 1为HNS-Ⅳ炸药的p-τ曲线。
表 2 计算结果与文献结果的比较Table 2. Comparing calculated results with literature resultsdf/μm Material vf/(km·s-1) p/GPa δ1/% τ/ns δ2/% Calc. Ref. Calc. Ref. 25.0 Kapton 2.84[5] 10.43 9.8[5] 6.43 10.80 10.3[5] 4.85 76.0 Kapton 1.84[5] 5.22 5.3[5] 1.51 38.00 36.3[5] 4.68 140.0 Kapton 1.51[5] 4.09 4.0[5] 2.25 73.80 70.8[5] 4.24 165.0 Kapton 1.53[5] 4.16 4.1[5] 1.46 86.70 83.1[5] 4.33 254.0 Kapton 1.46[5] 3.90 3.8[5] 2.63 135.00 130.0[5] 3.85 3.0 Al 3.66[4] 27.27 27.1[4] 0.63 1.61 1.6[4] 0.62 3.5 Al 3.30[4] 23.25 23.1[4] 0.65 1.96 1.9[4] 3.16 4.0 Al 3.16[4] 21.76 21.6[4] 0.74 2.28 2.2[4] 3.64 4.5 Al 2.92[4] 19.29 19.1[4] 0.99 2.64 2.6[4] 1.54 5.0 Al 2.77[4] 17.81 17.7[4] 0.62 2.99 2.9[4] 3.10 25.0 Kapton 2.96[4] 11.12 11.1[4] 0.18 10.70 10.7[4] 0 1.2 冲击起爆James判据
1996年, James在Walker-Wasley和pnτ判据的基础上提出了James判据。这种起爆判据具有更大的适用范围, 其表达形式为[2]
$$ {\mathit\Sigma _{\rm{c}}}/ \mathit\Sigma + {E_{\rm{c}}}/E = 1 $$ (7) 式中:Σ为比动能, Σ=u2/2;u为炸药的质点速度; E为能通量, E=puτ; Σc和Ec为常数, 由炸药的特性决定。只有当Σc/Σ+Ec/E＜1时, 炸药才会起爆。
利用表 2中计算得到的p、τ、u可以得到Σ和E, 然后按照(7)式的形式采用最小二乘法拟合得到James判据的参数:Σc=0.190 0, Ec=0.095 4, R2=0.866 9。图 2为HNS-Ⅳ炸药的E-Σ曲线。由图 2可知, James判据的拟合精度较pnτ判据的拟合精度差, 这可能是因为James判据额外考虑了质点速度对起爆情况的影响, 加大了拟合的不确定度。参数拟合结果与文献[4]中的报道值相近(Σc=0.204 2, Ec=0.087 9), 因此, HNS-Ⅳ炸药的James判据可以表示为0.190 0/Σ+0.095 4/E=1。
图 2 HNS-Ⅳ炸药的E-Σ曲线Figure 2. Specific kinetic energy versus energy fluence for HNS-Ⅳ explosive2. 铜叠氮化物爆炸驱动飞片冲击起爆HNS-Ⅳ炸药
基于纳米多孔铜“原位”转化为铜叠氮化物技术的微装药起爆装置, 由于具有体积小、能避免装药和压药的潜在危险性、起爆能量低及环境友好等优点, 已成为MEMS火工元器件研究的主要方向之一。采用ANSYS/LS-DYNA程序模拟铜叠氮化物爆炸驱动飞片冲击起爆HNS-Ⅳ炸药的过程, 具体模型和参数参考文献[11-12]。飞片的直径与微装药直径相同, 材料为金属钛; 加速膛长度固定为560 μm, 材料为聚碳酸酯; HNS-Ⅳ的装药尺寸为∅4 mm×4 mm。模拟过程中, 起爆情况可以通过观察HNS-Ⅳ炸药在不同起爆深度下压力曲线峰值的成长情况或压力场云图的变化情况确定, 如果HNS-Ⅳ炸药受到外界冲击载荷的作用后能够形成稳定的爆轰波(压力稳定在30 GPa附近), 则可以认为HNS-Ⅳ炸药被起爆, 否则未被起爆, 具体情况见文献[12]。
对于铜叠氮化物爆炸驱动飞片起爆HNS-Ⅳ炸药, 研究表明, 飞片呈现为“曲面状”[13]。因此不能用(3)式和(4)式计算其脉冲作用时间。考虑到飞片形状的影响, 曲面飞片的脉冲作用时间可以近似为[2]
$$ \tau = \frac{{{D_0}}}{{18{c_{\rm{e}}}}} $$ (8) 式中:D0为飞片的初始直径。炸药内的声速ce计算方法如下[2]
$$ {c_{\rm{e}}} = {\left\{ {\left( {w- u} \right)\left\{ {\frac{{\mathit\Gamma u}}{2} + \frac{{w + {B_1}u}}{{{A_1}}}\left[{w-u\left( {1 + \frac{\mathit\Gamma }{2}} \right)} \right]} \right\}} \right\}^{0.5}} $$ (9) 式中:w为炸药的冲击波速度; u为炸药的质点速度; A1和B1分别为为w-u曲线的截距和斜率; Γ为Grüneisen系数, 一般取Γ=1。根据模拟得到的飞片速度, 并考虑飞片的实际形状, 采用(8)式和(9)式计算出冲击瞬间的入射压力、脉冲作用时间和质点速度。之前冲击起爆国内生产的HNS-Ⅳ炸药实验数据表明:当微装药的厚度为0.3 mm时, 直径在0.5~1.0 mm范围内均不能起爆HNS-Ⅳ炸药; 当微装药的厚度为0.6 mm时, 直径在0.8~1.0 mm范围内均能起爆HNS-Ⅳ炸药[14]。据此, 调整接触的能量传输控制系数为0.01。调整后, 数值模拟结果与实验结果相一致。表 3给出了铜叠氮化物爆炸驱动飞片起爆HNS-Ⅳ炸药的模拟结果。
表 3 铜叠氮化物爆炸驱动飞片起爆HNS-Ⅳ炸药的模拟结果Table 3. Simulation results of initiating HNS-Ⅳ explosive by micro-charge detonation-driven flyerExplosive size/(mm×mm) vf/(km·s-1) p/GPa τ/ns u/(km·s-1) p2.08τ/(GPa2.08·μs) $ \frac{{0.1900}}{\mathit\Sigma } + \frac{{0.0954}}{E}$ Simulation results ∅0.8×0.3 2.29 15.70 4.381 1.68 1.35 0.960 Non-detonation ∅0.8×0.4 2.43 17.16 4.155 1.76 1.54 0.883 Non-detonation ∅0.8×0.5 2.62 19.23 3.881 1.88 1.82 0.787 Detonation ∅0.8×0.6 2.67 19.79 3.815 1.91 1.90 0.766 Detonation ∅0.8×0.7 2.82 21.50 3.628 2.00 2.14 0.707 Detonation ∅0.8×0.8 2.86 21.96 3.581 2.03 2.21 0.690 Detonation ∅0.4×0.5 2.45 17.38 2.062 1.78 0.78 1.620 Non-detonation ∅0.5×0.5 2.56 18.57 2.477 1.85 1.08 1.230 Non-detonation ∅0.6×0.5 2.58 18.79 2.952 1.86 1.32 1.030 Non-detonation ∅0.7×0.5 2.61 19.12 3.408 1.88 1.58 0.886 Detonation ∅0.9×0.5 2.61 19.12 4.381 1.88 2.03 0.713 Detonation ∅1.0×0.5 2.61 19.12 4.868 1.88 2.25 0.653 Detonation 由表 3可知, 铜叠氮化物存在最佳装药尺寸, 当铜叠氮化物的装药尺寸为∅0.7 mm×0.5 mm、加速膛长度为560 μm时, 28 μm厚的钛飞片能冲击起爆HNS-Ⅳ炸药。根据表 3中数据可以修正之前拟合得到的pnτ判据和James判据。图 3为HNS-Ⅳ炸药的pnτ判据散点分布图。由图 3可知, 数值模拟结果与拟合的pnτ判据基本一致。当铜叠氮化物的装药尺寸为∅0.8 mm×0.4 mm时, 模拟结果表明HNS-Ⅳ炸药未起爆, 而拟合的pnτ判据表明HNS-Ⅳ炸药起爆。这可能是因为各研究机构所采用HNS-Ⅳ炸药的合成工艺、配方不一致, 导致了HNS-Ⅳ炸药的密度、孔隙率等参数不同(国内使用的HNS-Ⅳ炸药密度为1.56 g/cm3, 国外报道的HNS-Ⅳ密度为1.60 g/cm3), 进而影响飞片阈值速度(50%起爆HNS时飞片的速度)的测量以及压力、质点速度和脉冲作用时间的计算。因此, 依据小飞片(直径小于1 mm, 厚度小于50 μm)冲击起爆HNS-Ⅳ炸药的数值模拟和实验研究, 可以将HNS-Ⅳ炸药pnτ判据调整为p2.08τ>1.54 GPa2.08·μs(0.001 μs <τ<0.14 μs, 3.8 GPa <p <28.0 GPa)。调整后的pnτ判据能更准确地反映国内生产HNS-Ⅳ炸药的冲击起爆性能。
图 3 HNS-Ⅳ炸药的pnτ判据散点分布Figure 3. Scatter distribution map of pnτ criteria for HNS-Ⅳ explosive图 4为HNS-Ⅳ炸药的James判据散点分布图。从图 4可以看出, 拟合的James判据与模拟结果基本一致。当铜叠氮化物的装药尺寸为∅0.8 mm×0.3 mm和∅0.8 mm×0.4 mm时, 模拟结果表明HNS-Ⅳ炸药未起爆, 而拟合的James判据表明HNS-Ⅳ炸药起爆。在实际冲击起爆实验中, 装药尺寸为∅0.8 mm×0.3 mm和∅0.8 mm×0.4 mm的铜叠氮化物驱动28 μm厚钛飞片, 只有极少数能起爆国内生产的HNS-Ⅳ炸药, 成功起爆概率小于50%, 这很好地反映在拟合的James判据上。因此, 依据小飞片(直径小于1 mm, 厚度小于50 μm)冲击起爆密度为1.56 g/cm3的HNS-Ⅳ炸药的数值模拟和实验研究, 可以将James判据调整为0.190 0/Σ+0.095 4/E＜0.883, 即0.215/Σ+0.108/E＜1。
图 4 HNS-Ⅳ炸药James判据散点分布Figure 4. Scatter distribution map of James criteria for HNS-Ⅳ explosive3. 结论
考虑到能量加载方式和飞片材料对冲击起爆性能的影响, 根据文献测量的飞片阈值速度拟合得到了HNS-Ⅳ炸药的两种冲击起爆判据:(1) pnτ判据, p2.08τ>1.38 GPa2.08·μs(0.001 μs<τ <0.14 μs, 3.8 GPa <p<28.0 GPa), R2=0.990 2;(2) James判据, 0.190 0/Σ+0.095 4/E＜1, R2=0.866 9。从决定因子R2来看, 本研究的拟合精度较文献报道的结果更高。
利用ANSYS/LS-DYNA程序模拟了铜叠氮化物爆炸驱动飞片起爆HNS-Ⅳ炸药的过程, 模拟结果与文献报道的实验结果一致。依据小飞片冲击起爆HNS-Ⅳ炸药的数值模拟和实验研究, 修正了HNS-Ⅳ炸药的两种冲击起爆判据, pnτ判据调整为p2.08τ>1.54 GPa2.08·μs(0.001 μs <τ <0.14 μs, 3.8 GPa <p <28.0 GPa), James判据调整为0.215/Σ+0.108/E＜1。调整后的起爆判据与数值模拟结果相一致, 更能准确地反映国内生产的HNS-Ⅳ炸药的冲击起爆性能, 具有更高的实用性。
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图 2 HNS-Ⅳ炸药的E-Σ曲线
Figure 2. Specific kinetic energy versus energy fluence for HNS-Ⅳ explosive
图 3 HNS-Ⅳ炸药的pnτ判据散点分布
Figure 3. Scatter distribution map of pnτ criteria for HNS-Ⅳ explosive
图 4 HNS-Ⅳ炸药James判据散点分布
Figure 4. Scatter distribution map of James criteria for HNS-Ⅳ explosive
表 2 计算结果与文献结果的比较
Table 2. Comparing calculated results with literature results
df/μm Material vf/(km·s-1) p/GPa δ1/% τ/ns δ2/% Calc. Ref. Calc. Ref. 25.0 Kapton 2.84[5] 10.43 9.8[5] 6.43 10.80 10.3[5] 4.85 76.0 Kapton 1.84[5] 5.22 5.3[5] 1.51 38.00 36.3[5] 4.68 140.0 Kapton 1.51[5] 4.09 4.0[5] 2.25 73.80 70.8[5] 4.24 165.0 Kapton 1.53[5] 4.16 4.1[5] 1.46 86.70 83.1[5] 4.33 254.0 Kapton 1.46[5] 3.90 3.8[5] 2.63 135.00 130.0[5] 3.85 3.0 Al 3.66[4] 27.27 27.1[4] 0.63 1.61 1.6[4] 0.62 3.5 Al 3.30[4] 23.25 23.1[4] 0.65 1.96 1.9[4] 3.16 4.0 Al 3.16[4] 21.76 21.6[4] 0.74 2.28 2.2[4] 3.64 4.5 Al 2.92[4] 19.29 19.1[4] 0.99 2.64 2.6[4] 1.54 5.0 Al 2.77[4] 17.81 17.7[4] 0.62 2.99 2.9[4] 3.10 25.0 Kapton 2.96[4] 11.12 11.1[4] 0.18 10.70 10.7[4] 0 
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表 3 铜叠氮化物爆炸驱动飞片起爆HNS-Ⅳ炸药的模拟结果
Table 3. Simulation results of initiating HNS-Ⅳ explosive by micro-charge detonation-driven flyer
Explosive size/(mm×mm) vf/(km·s-1) p/GPa τ/ns u/(km·s-1) p2.08τ/(GPa2.08·μs) $ \frac{{0.1900}}{\mathit\Sigma } + \frac{{0.0954}}{E}$ Simulation results ∅0.8×0.3 2.29 15.70 4.381 1.68 1.35 0.960 Non-detonation ∅0.8×0.4 2.43 17.16 4.155 1.76 1.54 0.883 Non-detonation ∅0.8×0.5 2.62 19.23 3.881 1.88 1.82 0.787 Detonation ∅0.8×0.6 2.67 19.79 3.815 1.91 1.90 0.766 Detonation ∅0.8×0.7 2.82 21.50 3.628 2.00 2.14 0.707 Detonation ∅0.8×0.8 2.86 21.96 3.581 2.03 2.21 0.690 Detonation ∅0.4×0.5 2.45 17.38 2.062 1.78 0.78 1.620 Non-detonation ∅0.5×0.5 2.56 18.57 2.477 1.85 1.08 1.230 Non-detonation ∅0.6×0.5 2.58 18.79 2.952 1.86 1.32 1.030 Non-detonation ∅0.7×0.5 2.61 19.12 3.408 1.88 1.58 0.886 Detonation ∅0.9×0.5 2.61 19.12 4.381 1.88 2.03 0.713 Detonation ∅1.0×0.5 2.61 19.12 4.868 1.88 2.25 0.653 Detonation
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[1] JAMES H R.Critical energy criterion for the shock initiation of explosives by projectile impact[J].Propellants, Explosives, Pyrotechnics, 1988, 13(2):35-41. doi: 10.1002/(ISSN)1521-4087 [2] JAMES H R.An extension to the critical energy criterion used to predict shock initiation thresholds[J].Propellants, Explosives, Pyrotechnics, 1996, 21(1):8-13. doi: 10.1002/(ISSN)1521-4087 [3] HASKINS P J, COOK M D. A modified criterion for the prediction of shock initiation threshold for flyer plate and rod impacts[C]//14th International Detonation Symposium. Coeur d'Alene Resort, Idaho, 2010. [4] BOWDEN M, MAISEY M P, KNOWLES S. Shock initiation of hexanitrostilbene at ultra-high shock pressures and critical energy determination[C]//AIP Conference Proceedings. Maryland: AIP Publishing, 2012, 1426(1): 615-618. [5] SCHWARZ A C. Study of factors which influence the shock-initiation sensitivity of hexanitrostilbene (HNS): SAND-80-2372[R]. Albuquerque, NM: Sandia National Laboratory, 1981. [6] BOWDEN M D, MAISEY M P. Determination of critical energy criteria for hexanitrostilbene using laser-driven flyer plates[C]//Optical Engineering & Applications. International Society for Optics and Photonics, 2008: 707004. [7] WALKER F E, WASLEY R J.Critical energy for shock initiation of heterogeneous explosives[J].Explosive Stoffe, 1969, 17(1):9-14. http://www.worldcat.org/title/critical-energy-for-shock-initiation-of-heterogeneous-explosives/oclc/829388221 [8] YADAV H S.Initiation of detonation in explosives by impact of projectiles[J].Defence Science Journal, 2006, 56(2):169-177. doi: 10.14429/dsj [9] 张宝坪, 张庆明, 黄风雷.爆轰物理学[M].北京:兵器工业出版社, 2006:241-244. [10] NEAL W, BOWDEN M. High fidelity studies of exploding foil initiator bridges, Part 2: Experimental results[C]//AIP Conference Proceedings. AIP Publishing, 2017, 1793(1): 030022. [11] TARVER C M, CHIDESTER S K. Ignition and growth modeling of short pulse shock initiation experiments on fine particle Hexanitrostilbene (HNS)[C]//Journal of Physics: Conference Series. Bristol: IOP Publishing, 2014, 500(5): 052044. [12] 郭俊峰, 曾庆轩, 李明愉, 等.叠氮化铜驱动飞片起爆HNS-Ⅳ的研究[J].火工品, 2015(6):1-4. http://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTotal-HGPI201506001.htmGUO J F, ZENG Q X, LI M Y, et al.Study on HNS-Ⅳ initiated by flyer driven by cupric azide[J].Initiators & Pyrotechnics, 2015(6):1-4. http://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTotal-HGPI201506001.htm [13] 郭俊峰, 曾庆轩, 李明愉, 等.飞片材料对微装药驱动飞片形貌的影响[J].高压物理学报, 2017, 31(3):315-320. doi: 10.11858/gywlxb.2017.03.014GUO J F, ZENG Q X, LI M Y, et al.Influence of flyer material on morphology of flyer driven by micro charge[J].Chinese Journal of High Pressure Physics, 2017, 31(3):315-320. doi: 10.11858/gywlxb.2017.03.014 [14] ZENG Q X, LI B, LI M Y, et al.A miniature device for shock initiation of hexanitrostilbene by high-speed flyer[J].Propellants, Explosives, Pyrotechnics, 2016, 41(5):864-869. doi: 10.1002/prep.v41.5 -
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