小攻角條件下動(dòng)能彈體高速侵徹混凝土靶的彈體彎曲*

王一楠，黃風(fēng)雷，段卓平

（北京理工大學(xué)爆炸科學(xué)與技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100081）

小攻角條件下動(dòng)能彈體高速侵徹混凝土靶的彈體彎曲*

王一楠，黃風(fēng)雷，段卓平

（北京理工大學(xué)爆炸科學(xué)與技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100081）

將高速侵徹混凝土靶板的彈體簡(jiǎn)化為自由梁，應(yīng)用彈體侵徹阻力和梁動(dòng)態(tài)彎曲內(nèi)力分析了由小攻角產(chǎn)生的橫向載荷導(dǎo)致的彈體彎曲。結(jié)果表明，彈體理論彎曲條件受彈體著靶前狀態(tài)、彈體結(jié)構(gòu)和材料控制。理論計(jì)算證實(shí)彈體高速侵徹混凝土靶板時(shí)由于小攻角的存在會(huì)發(fā)生彈體彎曲變形，彈體侵徹實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明彈體彎曲位置和彎曲條件與理論分析結(jié)果相符。

爆炸力學(xué)；彈體彎曲；高速侵徹；動(dòng)能彈體；混凝土靶

1 引 言

侵地武器是打擊摧毀重要地下軍事目標(biāo)的有效武器，戰(zhàn)斗部通過(guò)侵入地下并在預(yù)定深度爆炸以摧毀深層目標(biāo)。由于許多地下工事采用混凝土作為防護(hù)手段，因此動(dòng)能彈體深侵徹混凝土成為研制侵地武器的重要方向之一，同時(shí)也是沖擊工程界的熱門課題。

隨著防護(hù)手段與軍事需求的發(fā)展，對(duì)侵地武器的要求也不斷提高，研究重點(diǎn)逐漸由一般動(dòng)能侵徹彈（彈體初速度vs≤1km／s）向高速侵徹彈（1km／s＜vs≤2km／s）過(guò)渡。由于侵徹彈體材料與混凝土之間跨數(shù)量級(jí)的強(qiáng)度差異，常把初速度低于1km／s的動(dòng)能彈體近似為剛體進(jìn)行分析。學(xué)者們［1－11］在該領(lǐng)域進(jìn)行了大量的研究工作，建立了彈體侵徹靶板的理論分析模型。X.W.Chen等［12－15］在M.J.Forrestal等工作的基礎(chǔ)上提出了控制彈體侵徹靶板的2個(gè)量綱一參數(shù)，擴(kuò)展了Forrestal侵徹模型的應(yīng)用范圍，進(jìn)一步發(fā)展了剛性彈體侵徹／穿甲動(dòng)力學(xué)。然而當(dāng)彈體初速度高于1km／s后，出現(xiàn)了彈體頭部嚴(yán)重侵蝕，彈身彎曲，終點(diǎn)彈道偏轉(zhuǎn)以及彈體破裂等現(xiàn)象，剛性彈體的假設(shè)不再有效。由文獻(xiàn)［16］關(guān)于侵地武器的研究范圍，對(duì)于高速侵徹彈，應(yīng)把彈體作為可變形／侵蝕彈體進(jìn)行分析。

本文中，在剛性彈體受力模型的基礎(chǔ)上，對(duì)動(dòng)能彈體高速侵徹混凝土靶板出現(xiàn)的彈身彎曲現(xiàn)象進(jìn)行理論分析，并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證結(jié)果的有效性。

2 彈體侵徹阻力模型

基于混凝土材料的動(dòng)態(tài)球形空腔膨脹分析［17］，剛性彈體正侵徹混凝土靶板的侵徹阻力

式（1a）、（1b）分別對(duì)應(yīng)動(dòng)能彈體正侵徹混凝土靶板過(guò)程的開(kāi)坑階段與孔道階段［5，12－13］，如圖1所示。式中：z是彈體運(yùn)動(dòng)方向的位移坐標(biāo)；c是常數(shù)，表示開(kāi)坑階段的阻力隨侵徹深度增加而升高；vz是彈體的即時(shí)速度；A1、A2和A3是混凝土動(dòng)態(tài)球形空腔膨脹壓力參數(shù)與彈體頭部形狀積分獲得的正侵徹阻力參數(shù)。圖1中的v1和t1分別表示開(kāi)坑階段結(jié)束或孔道階段開(kāi)始的彈體速度和時(shí)刻，P是總的侵徹深度。如圖2所示，對(duì)于彈體頭部輪廓函數(shù)為y＝y(tǒng)（x）的任意頭部形狀彈體，阻力參數(shù)為［12］

式中：a1、a2和a3是動(dòng)態(tài)球形空腔膨脹壓力參數(shù)［17］；a是彈體半徑；f′c是混凝土的無(wú)圍壓?jiǎn)屋S抗壓強(qiáng)度；ρ0是混凝土的初始密度；μ是彈體與混凝土之間的動(dòng)摩擦因數(shù)；y′＝dy／dx。式（1）、（2）涵蓋了侵徹彈體常用的卵形頭部的阻力模型。圖2中x1和x2是彈體頭部的軸向坐標(biāo)，b是彈體頭部長(zhǎng)度。

圖1 彈體侵徹混凝土過(guò)程示意圖Fig.1Penetration process of concrete

3 彈體彎曲理論分析

圖2 任意頭部形狀彈體的受力分析Fig.2 Force analysis for any nose profile

彈體傾角侵徹／攻角侵徹靶板的問(wèn)題中，彈體軸線與靶板表面法線夾角帶來(lái)的橫向載荷對(duì)彈體結(jié)構(gòu)的影響十分顯著。橫向載荷在彈體內(nèi)會(huì)產(chǎn)生剪切力與彎矩，因此為保證在侵徹過(guò)程中彈體結(jié)構(gòu)不發(fā)生塑性彎曲，對(duì)于以一定初速度斜侵徹靶板的彈體存在最大理論著角［18］。斜侵徹彈體橫向載荷隨初速度的增加而增大，相應(yīng)最大理論著角隨彈體初速度增加而減小。當(dāng)彈體以很高的初速度撞擊靶板時(shí)，對(duì)著角的要求就十分苛刻。實(shí)驗(yàn)中發(fā)射的彈體，由于脫殼、氣動(dòng)等因素的影響，很難有完全理想狀態(tài)的垂直著靶姿態(tài)，因此正侵徹靶板的彈體通常都帶有微小的攻角βa。根據(jù)文獻(xiàn)［5-11］，彈體正侵徹時(shí)均帶有微小攻角，絕大部分實(shí)驗(yàn)微小攻角的變化范圍為0°≤βa≤1.0°。因此對(duì)于高速侵徹彈體，微小攻角產(chǎn)生的橫向載荷可能對(duì)彈體結(jié)構(gòu)造成嚴(yán)重的影響，出現(xiàn)高速侵徹彈體彈身彎曲的現(xiàn)象。

3.1 問(wèn)題的簡(jiǎn)化

侵徹過(guò)程中彈體的過(guò)載加速度測(cè)試結(jié)果［10－11］與彈體的受力分析［5，17］表明，彈體侵徹混凝土靶板所受阻力的最大值出現(xiàn)在開(kāi)坑階段結(jié)束和孔道階段開(kāi)始的時(shí)刻t1，即

此刻彈體頭部尖端距離靶板表面為開(kāi)坑深度4a，頭部完全嵌入靶板內(nèi)。如圖3所示，若彈體著靶前帶有小攻角βa，設(shè)其變化范圍為0～1.0°，可以近似認(rèn)為由彈體頭部產(chǎn)生的侵徹阻力與垂直侵徹條件下相等。將彈體頭部產(chǎn)生的侵徹阻力依據(jù)材料力學(xué)中對(duì)于軸向內(nèi)力的分析方法等效作用于彈身部分，引入除彈體頭部質(zhì)量的等效參數(shù)k，將該參數(shù)定義為k＝mb／m，其中mb是彈身部分的質(zhì)量，m是彈體總質(zhì)量。則等效后的阻力按正交分解方法簡(jiǎn)化分解為作用于彈身部分的最大橫向與軸向載荷

彈體受力如圖3所示，等效后的軸向與橫向載荷作用于彈體的圓柱（圓筒）彈身部分，將彈身簡(jiǎn)化為一個(gè)一端受橫向與軸向載荷的自由梁（質(zhì)量為mb），直徑和長(zhǎng)度與彈身部分相等。圖4為卵形頭部彈體的結(jié)構(gòu)示意圖。簡(jiǎn)化所得自由梁的直徑為d，長(zhǎng)度為L(zhǎng)s，如圖5所示。忽略侵徹過(guò)程中的彈體自身重力作用，按圖5中的受力情況，利用梁的平衡方程，對(duì)彈身所受載荷進(jìn)行分析。

圖3 帶有小攻角的彈體侵徹示意圖Fig.3 Penetration with small angle of attack

圖4 彈體結(jié)構(gòu)示意圖Fig.4 Projectile geometry

圖5 彈體簡(jiǎn)化后的自由梁Fig.5 Free-free beam simplified from projectile

3.2 載荷分析

3.2.1 軸向載荷

梁的軸向載荷分析相對(duì)簡(jiǎn)單，取x位置截面左側(cè)的部分，由x方向受力平衡和牛頓定律可得

式中：Fax／mb是彈體的加速度，F(xiàn)x是軸向載荷分布函數(shù)，則有

從式（6）可以看出梁的軸向載荷隨著x增加而線性遞減，其中左端（x＝0）所受的軸向載荷最大，與等效載荷Fax相等。軸向載荷主要使彈體作減速運(yùn)動(dòng)，幾乎不對(duì)彈體結(jié)構(gòu)造成影響。

3.2.2 橫向載荷

橫向載荷會(huì)在梁中產(chǎn)生剪切力與彎矩，對(duì)結(jié)構(gòu)影響顯著。在梁彎曲的平截面假設(shè)的基礎(chǔ)上，進(jìn)行梁的橫向載荷分析。已知梁的橫向運(yùn)動(dòng)平衡方程為

式中：Q表示梁的剪切力，Y表示梁的橫向位移，m′b是梁的線質(zhì)量。設(shè)梁的質(zhì)心位于其幾何中心，則梁的橫向運(yùn)動(dòng)加速度與旋轉(zhuǎn)角加速度分別為

由式（8）可以得到梁任意位置x處的橫向加速度為

將式（9）代入平衡方程（7），結(jié)合梁右端剪切力為零的邊界條件可得微分方程

求解后可獲得梁的剪切力函數(shù)為

已知梁彎曲的剪切力Q與彎矩M 有如下關(guān)系，同時(shí)結(jié)合右端彎矩為零的邊界條件有

求解上述微分方程后得到梁的彎矩函數(shù)為

根據(jù)式（12）和極值原理，可以求得當(dāng)剪切力Q＝0時(shí)，x＝Ls／3處是梁中彎矩最大的位置，該最大彎矩

將式（11）和（13）進(jìn)行量綱一化得到梁的量綱一剪力和彎矩函數(shù)

圖6 梁的量綱一剪切力與彎矩分布Fig.6 Dimensionless shear force and bending moment of beam

圖6為梁的量綱一剪切力與彎矩分布圖。

3.3 彈體發(fā)生彎曲的臨界條件

由彈體簡(jiǎn)化梁的剪切力與彎矩分布可以進(jìn)行彈體的抗彎性分析。在梁彎曲的平截面假設(shè)基礎(chǔ)上進(jìn)行彎曲應(yīng)力分析，可得橫向載荷下梁所能承受的最大彎矩

式中：σs表示彈體材料的屈服強(qiáng)度，W 是梁的抗彎截面系數(shù)。對(duì)于實(shí)心彈體和空心彈體，其圓形截面和圓環(huán)截面的抗彎截面系數(shù)分別為

式中：Iz是梁截面對(duì)其中性軸的慣性矩，di表示空心彈體內(nèi)徑。

當(dāng)彈體的最大彎矩達(dá)到或超過(guò)所能承受的彎矩時(shí)，彈體發(fā)生塑性彎曲。令式（14）與（16）相等，就得到了彈體發(fā)生彎曲的理論臨界條件

對(duì)式（18）進(jìn)一步變形可得

若式（19）中di＝0表示彈體為實(shí)心，由式（3）可得

通過(guò)量綱分析和文獻(xiàn)［12］可知，式（21）中的積分均表示彈體頭部受力的量綱一數(shù)，因此Fz，max／d2與彈體直徑無(wú)關(guān)，量綱等同于式（19）右側(cè)的彈體材料強(qiáng)度σs；而式（19）中的其他項(xiàng)均為量綱一數(shù)，由此說(shuō)明彈體發(fā)生彎曲的理論臨界條件具有幾何相似性。因此，控制彈體彎曲的主要特征分為3個(gè)方面：（1）彈體著靶前的狀態(tài)：彈體初速度決定的侵徹阻力和彈體帶有的小攻角；（2）彈體的結(jié)構(gòu)：彈體長(zhǎng)徑比與截面形狀；（3）彈體材料的強(qiáng)度。因此可以從彈體著靶前狀態(tài)和彈體結(jié)構(gòu)兩方面對(duì)理論彎曲條件下的彈體材料強(qiáng)度要求進(jìn)行計(jì)算，以得到在彈體彎曲條件下，這些特征之間的關(guān)系。

在彈體結(jié)構(gòu)確定（Ls、W 為常數(shù)）的情況下，彈體發(fā)生彎曲的理論臨界條件主要受3個(gè)量控制：彈體所受阻力Fz，小攻角βa，彈體材料屈服強(qiáng)度σs。由剛性彈體侵徹混凝土的研究［5，13］可知，在混凝土靶板性能和彈體頭部形狀不變的情況下，彈體所受阻力僅與彈體初速度相關(guān)。因此下面通過(guò)計(jì)算分析彈體初速度、小攻角及彈體材料強(qiáng)度這3個(gè)特征量在彈體彎曲理論臨界條件下的關(guān)系。計(jì)算用彈體參數(shù)為：L＝300mm，d＝30mm，di＝14mm，Ws＝2 650.7mm3，Wh＝214.5mm3；混凝土靶板的參數(shù)為：＝48MPa，ρ0＝2.3t／m3，ν＝0.2。

圖7為理論彎曲臨界條件式（19）中小攻角、彈體初速度和彈體材料強(qiáng)度之間的依賴關(guān)系，其中0.1°≤βa≤1.0°，400m／s≤vs≤1.6km／s。從圖中可以看出小攻角與彈體初速度對(duì)彈體材料強(qiáng)度要求的影響趨勢(shì)。隨著小攻角βa和彈體初速度vs增大，對(duì)彈體材料的強(qiáng)度要求顯著增強(qiáng)。由于實(shí)心與空心彈體的抗彎截面系數(shù)相差一個(gè)數(shù)量級(jí)，圖7（a）與圖7（b）的計(jì)算結(jié)果相比，對(duì)彈體材料強(qiáng)度的要求也相差一個(gè)數(shù)量級(jí)，表明空心彈體高速撞擊靶板對(duì)彈體材料的強(qiáng)度要求更高。高強(qiáng)度鋼質(zhì)材料（σs≥1GPa）實(shí)心彈體在圖示初速度和攻角范圍內(nèi)撞擊靶板，理論上不會(huì)發(fā)生塑性彎曲；而相同條件下空心彈體對(duì)其材料強(qiáng)度的要求已經(jīng)達(dá)到吉帕量級(jí)，表明彈體的彎曲成為可能。若彈體著靶前的條件位于圖中曲面下方，則表示會(huì)引起彈身彎曲。所以對(duì)于高強(qiáng)度材料制成的空心侵徹彈體，在很高速度碰撞靶板條件下，也極易發(fā)生彈體的塑性彎曲。

圖7 理論彎曲臨界條件中小攻角、彈體初速度和彈體材料強(qiáng)度間的關(guān)系Fig.7 Dependence of small angle of attack，impact velocity and yield strength of projectile based on theoretical bending condition

設(shè)彈體著靶前的狀態(tài)確定，彈體的初速度vs＝1km／s，小攻角為βa＝1.0°，計(jì)算彈體結(jié)構(gòu)對(duì)彈體彎曲的影響。彈體結(jié)構(gòu)參數(shù)有彈體長(zhǎng)度L和彈體的內(nèi)外直徑di、d。為了使分析結(jié)果更具一般性，計(jì)算彈體長(zhǎng)徑比與內(nèi)外徑比對(duì)彈體材料強(qiáng)度的要求。圖8為彈體的長(zhǎng)徑比、彈體內(nèi)外徑比和彈體材料強(qiáng)度間的依賴關(guān)系。彈體的內(nèi)外徑比為0～0.6，表示彈體從實(shí)心到空心的過(guò)渡，可以看出內(nèi)外徑比在超過(guò)一定數(shù)值后，對(duì)彈體材料強(qiáng)度要求影響十分顯著；彈體長(zhǎng)徑比對(duì)材料強(qiáng)度要求的影響呈線性遞增趨勢(shì)，且增幅隨彈體的內(nèi)外徑比增加而增大。所以在侵徹彈體的設(shè)計(jì)中，除了增加長(zhǎng)徑比以增強(qiáng)彈體侵徹能力以外，需要在產(chǎn)生最大彎矩的位置增加彈體壁厚以增加其抗彎剛度，保證彈體侵徹時(shí)的結(jié)構(gòu)不受破壞，同時(shí)彈體內(nèi)部的填充物也會(huì)增加一定的抗彎性。

圖8 理論彎曲臨界條件中彈體內(nèi)外徑比、長(zhǎng)徑比和彈體材料強(qiáng)度間的關(guān)系Fig.8 Dependence of cartridge ratio，length-diameter ratio and yield strength of projectile based on theoretical bending condition

4 實(shí)驗(yàn)中的彈體彎曲

由上文分析已知彈體的彎曲條件具有幾何相似性，所以用縮比彈體實(shí)驗(yàn)?zāi)M真實(shí)彈體侵徹過(guò)程出現(xiàn)的彎曲是有效的。在彈體初速度為400～1 500m／s的正侵徹混凝土靶板實(shí)驗(yàn)中，隨著彈體初速的增大，出現(xiàn)了彈身彎曲的現(xiàn)象，使彈體失去侵徹能力。本節(jié)中將上述理論分析結(jié)果與實(shí)驗(yàn)中記錄的彈體彎曲結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，以驗(yàn)證理論分析的正確性。

圖9為實(shí)驗(yàn)彈體結(jié)構(gòu)圖，彈體頭部采用CRH＝3.0的卵形頭部，長(zhǎng)徑比L／d＝7，彈體尾部帶有一定錐度。實(shí)驗(yàn)彈體采用不同強(qiáng)度材料制成，彈體材料與混凝土靶板詳細(xì)參數(shù)見(jiàn)表1，表中δs為伸長(zhǎng)率。

圖9 實(shí)驗(yàn)彈體結(jié)構(gòu)圖Fig.9 Experiment projectile geometry

表1 實(shí)驗(yàn)彈體與混凝土靶板參數(shù)Table 1 Parameters of experiment projectile and concrete target

表1中D1結(jié)構(gòu)彈體使用超高強(qiáng)度材料制成，而D2結(jié)構(gòu)的彈體使用屈服強(qiáng)度較低的材料。從式（18）可知，低強(qiáng)度材料彈體初速度較低就會(huì)發(fā)生彈體彎曲現(xiàn)象，這一點(diǎn)與實(shí)驗(yàn)觀測(cè)相吻合。圖10為侵徹實(shí)驗(yàn)中發(fā)生彎曲或斷裂的回收彈體照片，可以看出彈身部分出現(xiàn)嚴(yán)重彎曲甚至斷裂。由于D1結(jié)構(gòu)彈體壁厚薄，作為彈體材料的30CrMnSiNi2A伸長(zhǎng)率較低，圖中D1結(jié)構(gòu)30CrMnSiNi2A材料彈體均發(fā)生斷裂。已知彈體的斷裂是由彎曲引起的，但由于本文中是研究彈體發(fā)生彎曲的臨界條件，因此對(duì)彈體彎曲與斷裂的關(guān)系在本文中不做進(jìn)一步分析。圖中彈體發(fā)生彎曲或斷裂的位置相同，基本都位于距離頭部結(jié)束點(diǎn)的三分之一彈身長(zhǎng)處，與理論分析中最大彎矩產(chǎn)生的位置一致，如圖11所示。

圖10 彎曲或斷裂彈體的回收照片F(xiàn)ig.10 Post-test photographs of bent and fractured projectiles

圖11 實(shí)驗(yàn)彈體發(fā)生彎曲的位置Fig.11 Bending position of experiment projectile

對(duì)彈體著靶前飛行姿態(tài)高速攝影照片（圖12）進(jìn)行測(cè)量，可以得到發(fā)生彎曲和斷裂的彈體在垂直平面內(nèi)的小攻角。測(cè)繪得到的小攻角記錄于表2中。

圖12 彈體飛行姿態(tài)高速攝影照片F(xiàn)ig.12 High-speed photographys of projectiles in flight

表2 實(shí)驗(yàn)彈體飛行垂直平面內(nèi)的小攻角Table 2 Small angle of attack of projectile in vertical plane

圖13為彈體發(fā)生彎曲條件下的彈體初速度與彈體材料屈服強(qiáng)度關(guān)系。圖中的數(shù)據(jù)點(diǎn)表示實(shí)驗(yàn)中彈體出現(xiàn)彎曲或斷裂。根據(jù)表2中記錄的攻角情況，考慮水平面內(nèi)可能的攻角大小，取βa＝0.3°代入式（18），在實(shí)驗(yàn)彈體結(jié)構(gòu)條件下計(jì)算彈體初速度與材料屈服強(qiáng)度的關(guān)系，得到圖13中的曲線。從圖13可以看出，結(jié)構(gòu)D1與D2的彈體壁厚不同，使相同攻角（βa＝0.3°）下的計(jì)算結(jié)果產(chǎn)生如圖所示2條曲線的差異。雖然測(cè)量所得的彈體小攻角不是很精確，且實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)具有離散性，但圖中不同結(jié)構(gòu)和材料彈體的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)點(diǎn)與計(jì)算曲線相鄰，表明式（18）的理論彎曲臨界條件基本符合實(shí)際情況，可以為侵徹彈體的結(jié)構(gòu)與強(qiáng)度設(shè)計(jì)提供參考。

圖13 彎曲臨界條件下彈體初速度與材料屈服強(qiáng)度的關(guān)系Fig.13 Relation of impact velocity and yield strength under bending condition

5 結(jié) 論

通過(guò)將彈體簡(jiǎn)化為受軸向與橫向載荷的自由梁，獲得了彈體的載荷分布與最大彎矩。與梁的彎曲應(yīng)力分析相結(jié)合，推導(dǎo)出彈體彎曲的理論臨界條件，該條件具有幾何相似性，且主要受3個(gè)特征控制：彈體著靶前的狀態(tài)、彈體的結(jié)構(gòu)以及彈體材料的屈服強(qiáng)度。計(jì)算得到了彈體的初速度和小攻角，長(zhǎng)徑比和內(nèi)外徑比與彈體材料強(qiáng)度之間的關(guān)系，從理論上證實(shí)了高強(qiáng)度材料空心結(jié)構(gòu)彈體高速侵徹混凝土靶板時(shí)發(fā)生彈體彎曲的可能性。本文工作可為高速侵徹彈的設(shè)計(jì)研制提供理論支持。

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Bending of projectile with small angle of attack during high-speed penetration of concrete targets＊

WANG Yi-nan，HUANG Feng-lei，DUAN Zhuo-ping
（State Key Laboratory of Explosion Science and Technology，Beijing Institute of Technology，Beijing100081，China）

The bending of the projectile in the process of high-speed penetrating concrete is studied by simplifying the projectile as a free-free beam.The bending moment caused by the transverse load which is generated from small angle of attack and penetration resistance is analyzed through theoretical work.The analysis showed that the theoretical bending condition is dominated by initial status，structure and material of the projectile.The computed results proved that the bending of high-speed penetrating projectile is affected by the existence of small angle of attack.The penetration experiment also indicates that the bending position and the bending condition obtained from experiment results are well agreed with theoretical analysis.

mechanics of explosion；bending of projectile；high-speed penetration；kinetic energy pen-etrator；concrete target

17July 2009；Revised 17November 2009

HUANG Feng-lei，huangfl＠bit.edu.cn

（責(zé)任編輯 曾月蓉）

O385 國(guó)標(biāo)學(xué)科代碼：130·35

A

1001-1455（2010）06-0598-09

2009-07-17；

2009-11-17

爆炸科學(xué)與技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室自主研究課題項(xiàng)目（ZDKT08-04）

王一楠（1983— ），男，博士研究生。