TNT/RDX（40/60）炸药球水中爆炸波研究

池家春; 马冰

doi:10.11858/gywlxb.1999.03.008

TNT/RDX（40/60）炸药球水中爆炸波研究

doi: 10.11858/gywlxb.1999.03.008

池家春,
马冰

中物院流体物理研究所冲击波物理与爆轰物理实验室，四川绵阳 621900

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池家春

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出版历程
- 收稿日期: 1998-11-03
- 修回日期: 1998-12-30
- 刊出日期: 1999-09-05

Underwater Explosion Wave by a Spherical Charge of Composition B-3

Laboratory for Shock Wave and Detonation Physics Research, Institute of Fluid Physics, CAEP, Mianyang 621900, China

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Corresponding author: CHI Jia-Chun

摘要

摘要: 利用锰铜计、PVDF计和电气石计分别测量了TNT/RDX（40/60）炸药球水中爆炸波峰压，得到了在1R/R0400比例距离范围内的峰压衰减规律。利用电气石计得到的爆炸远区压力时程和气泡脉动周期资料证实了水中爆炸测试法评估炸药能量的可行性。
- 水中爆炸波 /
- 衰减规律 /
- 冲击波能量 /
- 气泡能量 /
- 炸药能量评估
Abstract: Peak pressures of underwater explosion wave by a spherical charge of composition B-3 are measured by using manganin gauge, PVDF gauge and tourmaline gauge over scaled distance of 1R/R0400, and the attenuation of the peak pressure is obtained. The explosion energy of composition B-3 is worked out from pressure profiles obtained by tourmaline gauges and the data of the first pulsation period of gas bubble. This energy is similar to the value from the explosion heat test. This result proves the possibility of assessment of explosive energy by using underwater explosion test.
- underwater explosion wave /
- attenuation of peak pressure /
- shock wave energy /
- gas bubble energy /
- assessment of explosive energy

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随着军事技术的发展，战场环境的复杂性不断提高，为降低外界环境出现意外热刺激时弹药爆炸造成的重大损失，针对不敏感战斗部的需求日渐凸显^[1–2]。

烤燃试验^[3–4]是不敏感弹药安全性评估试验之一，涉及热传导、化学分解、力学响应等多个过程，用于研究炸药及装药在热刺激条件下的敏感程度及响应特性。而装药尺寸^[5–6]影响着热传导效率、化学反应程度以及力学响应参量的大小，因此，研究不同尺寸炸药装药的烤燃特性，对评价战斗部的不敏感性具有重要意义。

目前，国内外研究人员主要针对不同尺寸的熔铸及浇注炸药装药进行了烤燃响应特性研究。Wardell等^[7]研究了装药尺寸对HMX基、RDX基混合炸药烤燃响应程度的影响。牛余雷等^[8]针对3种尺寸的GHL01炸药装药进行了不同升温速率的烤燃实验，并建立了不同的计算模型，研究了装药尺寸对炸药烤燃响应温度和响应程度的影响。赵亮等^[9]研究了DNAN基熔铸混合炸药，将炸药视为均一固体，基于Arrhenius定律建立了数值计算模型，得到了限定条件下装药尺寸和升温速率对DNAN基熔铸混合炸药烤燃特性的影响。吴浩等^[10]对两种DNAN基配方炸药进行了烤燃试验，建立了考虑DNAN固液相变及HMX多步分解的炸药自热反应模型，并考虑了空气域部分，获取了不同装药尺寸DNAN基含铝炸药的烤燃特性。上述研究主要侧重于浇注和熔铸炸药装药，但针对复杂结构形状的战斗部，往往需要均匀性好、爆速稳定且能够精密加工的压装装药^[11–12]，而目前关于尺寸效应对压装炸药烤燃特性的研究却鲜有报道。

本工作以HMX基压装装药为研究对象，分析不同升温速率下装药尺寸对压装炸药烤燃响应特性的影响，以期为战斗部装药不敏感设计提供依据。

1. 试验方法及模型建立

1.1 试验方法

烤燃试验选用的HMX基压装炸药组分（质量）配比为：58%HMX、35%铝粉和7%黏结剂，试样采用模具压制成型，单节药柱尺寸为 $\varnothing$ 25 mm×25 mm，密度为1.86 g/cm³。烤燃样弹壳体材料为30CrMnSi，壳体厚度为4 mm，并根据装药长径比确定装药长度，端盖尾部设有垫片以保证装药药柱间无间隙。烤燃样弹一端采用带螺纹的端盖密封，另一端为盲孔。试验过程中，采用WRNK型热电偶测量壳体外壁及装药内部不同位置的温度。为了获取慢烤过程装药内部的温度，于药柱端面进行刻槽，槽宽及槽深均为1.5 mm，放置热电偶后加入造型粉填实处理。样弹烤燃试验装置示意图如图1所示，其中测点A、B分别位于第一二、三四节药柱之间；测点D、E为数值计算所需测点，分别位于装药径向1/4、1/2处，测点A、B、D、E均位于装药内部轴向中心，测点C位于金属壳体外壁。

图 1 试验布局及测温点示意图

Figure 1. Schematic diagram of test layout and temperature measurement points

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烤燃试验过程中，从室温以3.0 ℃/min的速率升温至120.0 ℃，在此温度下保温1 h后，以0.5 ℃/min加热到样弹发生响应。

1.2 计算模型建立

在烤燃试验的过程中，烤燃样弹在受热后，热量自样弹外壁依次传入空气层及装药内部。为描述外界热量传入后装药区域温度随时间的变化，采用热传导方程对烤燃样弹的传热过程进行模拟，可表示为

$\rho C\frac{{\partial T}}{{\partial t}} = \lambda \left( {\frac{{{\partial ^2}T}}{{\partial {x^2}}}+\frac{{{\partial ^2}T}}{{\partial {y^2}}}+\frac{{{\partial ^2}T}}{{\partial {\textit{z}^2}}}} \right)+S$

(1)

式中：ρ为炸药装药密度，C为比热容，T为温度，t为时间，λ为炸药导热系数，S为自热反应源项。

由于外界环境热量不断传至炸药装药内部，此时炸药装药内部受热将发生分解反应，以自热反应源项S表示。目前主要的计算方法有两种：一种采用Frank-Kamenetskii反应模型^[13]，该反应模型将炸药视为均一固体，忽略相变过程的不均匀性，炸药的自热反应遵循Arrhenius定律；另一种采用McGuire-Tarver反应模型^[14]，通过使用多步化学反应动力学模型^[15]描述炸药的热分解过程。本研究分别使用两种方法进行计算，并与试验结果进行对比。

当装药热分解程度较低时，将压装装药整体视为研究对象，只考虑压装装药整体的放热量，采用Frank-Kamenetskii反应模型

$S = \rho QZ{{\rm{e}}^{ { - E/{{RT}}} }}$

(2)

式中：Q为反应热；Z为指前因子；E为活化能；R为普适气体常数，取8.314 J/(mol·K)。

考虑装药的热分解程度时，为精确描述炸药的分解过程，将压装装药的主要成分作为研究对象，并对其不同成分在受热过程中的放热量或吸热量进行计算^[16]，此时采用McGuire-Tarver反应模型。由文献[17]可知，HMX炸药在受热过程中主要包括3个阶段：第1阶段为HMX分子开环，生成中间产物H₂C＝N―NO₂；第1阶段生成的中间产物进一步反应生成小分子产物CH₂O和N₂O或HCN和HNO₂，为反应的第2阶段；第3阶段为小分子产物间发生反应。其中第1、2阶段均为一级反应，第3阶段为二级反应。HMX热分解反应为连续反应过程，可表示为

${\rm{A}}\xrightarrow{{{\;\;k_1\;\;}}}{\rm{B}}\xrightarrow{{{\;\;k_2\;\;}}}2{\rm{C}}\xrightarrow{{{\;\;k_3\;\;}}}{\rm{D}}$

(3)

${S_i} = \rho _i^m{Q_i}{Z_i}{{\rm{e}}^{ { - {{{E_i}}}/{{RT}}} }}$

(4)

式中：k₁、k₂、k₃为各个反应阶段的反应速率常数；A代表HMX；B代表H₂C＝N―NO₂；C代表CH₂O和N₂O或HCN和HNO₂；D代表最终产物H₂O、N₂、CO₂、CO等；i为反应阶段序号，i=1，2，3；m为反应级数，m=1，2。

考虑到铝粉在慢速烤燃过程中不参与热分解反应，采用量纲分析法^[8]，其中与温度相关的热物理性能参数包括热导率λ、比热容C等基本量用于度量铝粉源项，其吸热源项可表示为

${S_{{\text{Al}}}} = a \, {\lambda ^3}{C_{{\text{Al}}}^{ - 3}}{\rho _{{\text{Al}}}^{ - 2}}{l^{ - 4}}$

(5)

式中： $S_{{\text{Al}}}$ 为铝粉的吸热源项， $C_{{\text{Al}}}$ 为铝粉的比热容， $\rho_{{\text{Al}}}$ 为铝粉的密度，a为标定参量，l为铝粉的特征长度。

根据体积分数叠加原理，压装装药总自热反应源项S_total可表示为

${S_{{\text{total}}}} = 0.53\,{S_{{\text{HMX}}}}+0.41\,{S_{{\text{Al}}}}+0.06\,{S_{{\text{binder}}}}$

(6)

式中： $S_{{\text{HMX}}}$ 、 $S_{{\text{binder}}}$ 分别为HMX基压装炸药和黏结剂的自热反应源项。

为了获取HMX基压装装药的热分解反应动力学参数，采用Kissinger方法对升温速率为2.5、5.0、10.0、20.0 ℃/min的差示扫描量热法（differential scanning calorimetry，DSC）数据进行分析，获取了HMX基压装装药的热分解动力学参数。HMX基压装装药及壳体材料参数如表1所示，铝粉修正物性参数如表2所示，HMX基压装装药热分解反应动力学参数如表3所示。

表 1 HMX基压装装药及壳体材料参数

Table 1. Material parameters of HMX-based pressed charge and shell

Material	ρ/(kg·m⁻³)	λ/(J·m⁻¹·K⁻¹)	C/(J·kg⁻¹·K⁻¹)
30CrMnSi	7 850	10.1	550
HMX-based pressed charge	1 860	0.437	1 050
HMX	1 960	0.535 8	1 004.26
Binder (Kel-F)	2 020	1 000.4	0.052 7
Air	1.25	381	0.023

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表 2 铝粉的修正物性参数

Table 2. Modified physical parameters of aluminum powder

a	λ/(J·m⁻¹·K⁻¹)	C/(J·kg⁻¹·K⁻¹)	ρ/(kg·m⁻³)	l/m
2.3×10⁻¹⁶	1.39	871	2719	5×10⁻⁶

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表 3 HMX压装装药热分解反应动力学参数

Table 3. Kinetic parameters of the thermal decomposition reaction of HMX explosive

Material	i	E/(MJ·mol⁻¹)	Z/s⁻¹	Q/(MJ·kg⁻¹)
HMX-based pressed charge		1.60	2.0×10¹⁸	0.20
HMX	1	0.22	1.4×10²¹	0.42
	2	0.18	1.9×10¹⁶	1.30
	3	0.14	1.6×10¹²	5.00

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2. 结果与讨论

2.1 计算与试验结果对比

由于烤燃样弹具有轴对称性，因此，建立1/2模型进行分析，基于试验所用烤燃样弹建立有限元模型。将炸药反应模型用户自定义程序UDF编写并加载至Fluent软件中，图2给出了烤燃样弹的计算网格模型。模型采用六面体网格，最大网格尺寸为1.0 mm。在仿真过程中，模型初始温度为30.0 ℃；壳体外壁设为壁面边界条件，通过用户自定义函数加载至壳体外壁，使壳体外壁按照升温策略加热；炸药装药与壳体内壁及端盖接触区域为耦合传热。考虑到压装装药药柱与壳体内壁、药柱与药柱间存在微小空隙，基于实际装配情况，在烤燃样弹模型内药柱与壳体间设置空气层，厚度为0.2 mm，药柱间空气层厚度预设为0.05 mm。

图 2 烤燃样弹的计算网格模型

Figure 2. Computational grid model of cook-off bomb

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采用两种反应模型计算HMX基压装炸药响应时刻不同测点的点火温度及响应时间，并与烤燃试验结果进行对比。表4给出了120.0 ℃保温1 h后，0.5 ℃/min升温速率下不同测点的点火温度及点火时间对比结果，其中δ为误差。对比发现：采用Frank-Kamenetskii反应模型时，点火时间的误差为4.2%，测点点火温度的最大误差为3.3%；采用McGuire-Tarver反应模型时，点火时间的误差为1.5%，测点点火温度的最大误差为2.1%。两种反应模型与试验结果的误差均不超过5%，因此，可以认为，两种反应模型均能较准确地预测HMX基压装炸药的烤燃试验结果。考虑到McGuire-Tarver反应模型与试验结果吻合得更好，因此，本研究选用McGuire-Tarver反应模型对HMX基压装炸药进行仿真分析。烤燃试验及McGuire-Tarver反应模型在测点A处的温度曲线如图3所示，对比发现两者的吻合性较好，说明该模型能够较真实地预测烤燃试验结果。

表 4 不同测点位置的响应温度及点火时间

Table 4. Response temperature and ignition time of different gauges

Method	t/s	δ/%	Measuring point A		Measuring point B		Measuring point C
Method	t/s	δ/%	T/℃	δ/%	T/℃	δ/%	T/℃	δ/%
Test	13 090		221.7		224.5		184.5
Frank-Kamenetskii model	13 640	4.2	214.4	3.3	230.1	2.5	188.7	2.3
McGuire-Tarver model	12 895	1.5	217.0	2.1	226.8	1.4	182.3	1.2

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图 3 测点A的试验及数值模拟温度曲线

Figure 3. Test and numerical simulation of temperature curves at measuring point A

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典型尺寸装药（L/D = 5.0，其中L为装药轴向长度，D为装药端面直径）在不同升温速率下的试验结果如图4所示，其计算温度分布云图如图5所示。结合图4和图5可以看出：当升温速率分别为0.1、0.5 ℃/min时，点火位置位于装药中心区域，此时烤燃样弹的破坏形式为壳体膨胀破坏；当升温速率为1.0 ℃/min时，点火位置向端面移动，此时烤燃弹的破坏形式为螺纹剪切破坏。

图 4 不同升温速率下典型尺寸装药的试验结果

Figure 4. Test results of typical-size charges at different heating rates

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图 5 不同升温速率下典型尺寸装药的计算结果

Figure 5. Calculated results of typical-size charges at different heating rates

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2.2 不同升温速率下装药尺寸对烤燃点火位置的影响

在壳体壁厚为4 mm的条件下，分别对 $\varnothing$ 25 mm×12.5 mm、 $\varnothing$ 25 mm×25 mm、 $\varnothing$ 25 mm×50 mm、 $\varnothing$ 25 mm×75 mm、 $\varnothing$ 25 mm×100 mm、 $\varnothing$ 25 mm×125 mm、 $\varnothing$ 25 mm×150 mm 7种装药尺寸样弹的烤燃过程进行计算。可以发现，装药的点火位置随升温速率的提高而发生改变。当升温速率小于或等于0.7 ℃/min时，装药的点火位置始终位于中心区域，且点火区域与装药尺寸呈相似几何分布，如图6(a)～图6(g)所示。当升温速率提升至1.0 ℃/min：长径比为3.0时，点火位置出现向两端移动的趋势，如图7(a)所示；当长径比增至4.0时，点火区域由椭圆逐渐分裂为两个较小的卵形区域，对称分布于装药轴向两端，如图7(b)所示。

图 6 0.7 ℃/min升温速率下不同装药尺寸样弹烤燃温度分布云图

Figure 6. Temperature contours of test bombs with different charge sizes at the heating rate of 0.7 ℃/min

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图 7 1.0 ℃/min升温速率下不同装药尺寸样弹烤燃温度分布云图

Figure 7. Temperature contours of test bombs with different charge sizes at the heating rate of 1.0 ℃/min

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在烤燃条件下，外界环境所传入的热量通过壳体和表层装药传至装药中心，当温度升高到炸药的分解温度时，表层装药分解产生的热量可通过壳体散失至环境中，而装药的导热能力远低于金属壳体，装药内部区域的热量无法及时散出，进而导致其产生热积累和自加热现象。

针对不同的装药尺寸，考虑到装药形状为圆柱体，平面及曲面的传热量可表示为

${Q_{\rm{plane}}} = \frac{{\lambda A \Delta T}}{{{a_0}d}} = \frac{{\lambda \text{π} {D^2}\Delta T}}{{4{a_0}d}}$

(7)

${Q_{\rm{shell}}} = \dfrac{{L\,\Delta T}}{{\dfrac{1}{{2\text{π} \lambda }}\ln {\dfrac{D}{{D - d}}} }} = \dfrac{{2\text{π} \lambda {a_0}D\, \Delta T}}{{\ln {\dfrac{D}{{D - d}}} }}$

(8)

式中：d为传热距离；a₀为装药长径比，a₀=L/D；∆T为冷热面温度差值。

平面及曲面的传热量之比可表示为

$\frac{{Q}_{\rm{plane}}}{{Q}_{\rm{{shell}}}}=\frac{{D}^{2}}{8{{a}_{0}^{2}}d\left(D-d\right)}\mathrm{ln}\frac{D}{D-d}=\frac{1}{{{a}_{0}^{2}}} {C_0}$

(9)

式中： $C_0$ 为常值。从式(9)可以看出，装药端面与曲面的传热量之比与长径比的平方成反比。当装药的长径比较小时，装药端面与曲面的热量均可传至装药中心区域，此时点火位置位于装药中心；当装药长径比逐渐增大时，热量由端面沿轴向传至装药中心的速度逐渐低于由径向传至装药中心的速度，此时若升温速率较低，则外部环境热量能够较均匀地传至装药内部，装药中心处将发生点火反应，若升温速率较高，外界环境热量在样弹的轴向上尚未传至装药中心时，在径向上已经形成热积累，此时点火位置将发生在装药轴向的两端。

2.3 升温速率和装药尺寸对装药烤燃特性的影响

表5、表6分别给出了不同长径比烤燃样弹监测点D、E两点的响应温度计算结果，不同装药尺寸样弹的烤燃响应时间计算结果如表7所示。当升温速率（r）大于或等于0.5 ℃/min，装药长径比为1.0时，装药中心响应温度均最高；当升温速率为0.1 ℃/min时，装药中心响应温度无明显变化，最大温差为4.2 ℃，小于数值模拟的最大误差（4.5 ℃），由此可以认为，该升温速率下装药尺寸对装药中心响应温度的影响较小。当升温速率大于或等于0.5 ℃/min，装药长径比大于1.0时，装药中心点火温度随长径比的增加而降低，点火时间均随装药长径比的增加呈指数减小；当长径比大于4.0时，装药中心的响应温度及响应时间均趋于恒值。这是由于随着装药长径比的增加，单位时间内由轴向传至装药中心的热量逐渐减少，当装药长径比大于4.0时，由径向传至装药中心区域的热量占主导因素，此时装药点火区域热量主要由轴向传递及炸药自热分解提供，因此，当装药长径比大于4.0时，装药中心的响应温度及响应时间均趋于恒值。

表 5 HMX基压装装药测点D的响应温度计算结果

Table 5. Calculated response temperature of measuring point D of HMX-based pressed charges

r/(℃·min^–1)	Calculated response temperature of measuring point D/℃
r/(℃·min^–1)	L/D=0.5	L/D=1.0	L/D=2.0	L/D=3.0	L/D=4.0	L/D=5.0	L/D=6.0
0.1	245.4	248.2	246.2	248.6	243.4	245.6	246.3
0.5	245.0	245.6	240.2	237.4	234.9	230.0	230.2
0.7	236.4	240.5	236.8	231.6	231.0	229.9	229.9
1.0	232.6	239.7	236.3	231.2	226.5	225.2	225.1
2.0	227.2	229.6	212.2	207.4	206.0	205.8	205.7

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表 6 HMX基压装装药测点E的响应温度计算结果

Table 6. Calculated response temperature of measuring point E of HMX-based pressed charges

r/(℃·min^–1)	Calculated response temperature of measuring point E/℃
r/(℃·min^–1)	L/D=0.5	L/D=1.0	L/D=2.0	L/D=3.0	L/D=4.0	L/D=5.0	L/D=6.0
0.1	220.6	211.7	206.5	205.4	204.0	207.6	212.7
0.5	221.4	213.3	208.2	212.1	216.0	224.4	226.1
0.7	220.3	220.1	210.9	217.0	223.3	226.0	226.6
1.0	217.0	219.6	220.4	228.1	231.5	228.9	228.2
2.0	215.2	219.0	226.8	225.6	212.4	210.8	207.0

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表 7 不同装药尺寸样弹的烤燃响应时间计算结果

Table 7. Calculated cook-off response time of test bombs with different charge sizes

r/(℃·min^–1)	Calculated cook-off response time/s
r/(℃·min^–1)	L/D=0.5	L/D=1.0	L/D=2.0	L/D=3.0	L/D=4.0	L/D=5.0	L/D=6.0
0.1	48 140	44 150	41 335	41 020	40 930	40 905	40 895
0.5	14 140	13 425	12 950	12 905	12 895	12 895	12 895
0.7	11 695	11 210	10 895	10 865	10 860	10 860	10 860
1.0	9 485	9 370	9 325	9 315	9 315	9 315	9 315
2.0	7 545	7 520	7 505	7 500	7 500	7 500	7 500

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装药中心响应温度，即测点D的响应温度（T_D）与升温速率的关系曲线如图8所示。从图8可以看出，在同一装药尺寸下，装药中心的响应温度均随升温速率的增加而降低，这是由于炸药的导热率较低，当升温速率增加时，装药边缘的实际升温速率加快，单位时间传至中心区域的热量减少。

图 8 装药中心响应温度与升温速率的关系曲线

Figure 8. Curves of the relationship between response temperature at charge center and heating rate

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为了分析升温速率对不同装药尺寸点火时间的影响，绘制了升温速率与不同尺寸装药点火时间差值的关系曲线，如图9所示。从图9可以看出，不同尺寸装药点火时间的差值随升温速率的增加而降低，当升温速率大于2.0 ℃/min时，装药尺寸的改变几乎不对装药的点火时间造成影响。分析认为，这是由于当升温速率大于2.0 ℃/min时，单位时间内由壳体传至装药边缘区域的热量增加，传至中心区域的热量小于壳体的传入量，导致边缘区域热量积累达到炸药热分解所需能量，此时装药的点火时间主要由升温速率决定。

图 9 升温速率与不同尺寸装药点火时间差值的关系曲线

Figure 9. Curve of the relationship between heating rate and ignition time difference for different charge sizes

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升温速率为0.7和1.0 ℃/min时，测点D的响应温度T_D和测点E的响应温度T_E随装药尺寸的变化曲线如图10所示。从图10可以看出，当装药长径比为2.0时，其测点响应温度存在最小值。

图 10 不同测点响应温度与装药尺寸关系曲线

Figure 10. Relationships between response temperature at different measuring points and charge sizes

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由于装药点火区域均位于装药中心，使用MATLAB软件对温度云图进行处理，计算得到点火区域的径向长度L_i，其与装药长度的比值即点火区域的相对长度L_δ

${L_\delta } = {L_{\rm{i}}}/L$

(10)

通过计算L_δ可知，当升温速率不变，装药长径比为2.0时，L_δ取最小值，此时炸药热分解区域与测点E的相对距离最长。可以认为，由炸药自热分解产生的热量在单位时间内传至测点E最少，而测点E的温度主要受外界环境及炸药自热分解影响，当外界升温速率不变时，装药自热分解区域距测点E的距离决定了测点E的温度。

3. 结　论

以HMX基压装装药为研究对象，分析了不同升温速率下装药尺寸对压装炸药烤燃响应特性的影响，得到以下主要结论。

(1) HMX基压装炸药装药的点火位置由升温速率和装药尺寸共同决定：当升温速率较低或长径比较小时，装药的点火位置位于装药中心；当升温速率较高且长径比较大时，装药的点火位置位于装药轴向的两端，径向的中心。

(2) 在同一升温速率下：装药长径比为1.0时，装药中心响应温度最高；装药长径比大于1.0时，装药中心点火温度随长径比的增加而降低；当长径比大于4.0时，装药的响应温度趋于恒值。在同一装药尺寸下，装药中心响应温度均随升温速率的提升而降低。

(3) 随着升温速率的增加，HMX基压装炸药装药装药点火时间降低，装药尺寸对点火时间的影响逐渐减小，当升温速率大于2.0 ℃/min时，装药尺寸的改变几乎不对装药的点火时间造成影响。

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1. 试验方法及模型建立
1.1 试验方法
1.2 计算模型建立
2. 结果与讨论
2.1 计算与试验结果对比
2.2 不同升温速率下装药尺寸对烤燃点火位置的影响
2.3 升温速率和装药尺寸对装药烤燃特性的影响
3. 结　论

TNT/RDX（40/60）炸药球水中爆炸波研究

doi: 10.11858/gywlxb.1999.03.008

通讯作者: 池家春

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