0 引言

固体火箭推进剂的点火过程是一个复杂的非定长瞬态过程[1-2]，快速可靠的点火启动是固体火箭发动机正常工作的前提，是发动机正常工作的基本保证。在正常点火条件下，固体推进剂被均匀地点燃，并在较短时间内进入预定的稳定燃烧状态，建立起正常的点火压力[3-4]。但在低温下点火需经受低温和高速加载的耦合作用，会导致推进剂中黏结剂基体形变速度跟不上载荷速度，因此，受力后易发生结构破坏，进而可能影响其在低温下的工作安全性[5-7]。

由于点火过程的瞬时性以及所需试验设备的苛刻性，目前对推进剂力学响应的研究工作主要采用霍普金森压杆和落锤冲击试验两种手段。如Ho[8]通过霍普金森压杆高应变压缩试验，建立了一种高应变率本构模型，预测了固体推进剂复杂非线性黏弹性响应。Balzer等[9]研究了含高氯酸铵推进剂的落锤冲击响应，用高速摄影记录了其热点产生到反应发生的全过程。并采用霍普金森压杆研究了从-60 ℃到60 ℃，不同应变率下的拉伸应力响应，最后结合扫描电镜结果建立了力学性能与撞击引起的点火响应间的关系。郑启龙等[10]采用仪器化落锤对叠氮聚醚推进剂进行低温冲击加载模拟试验，发现当冲击加载能量不低于2 J时，推进剂试样发生断裂，通过X射线微层析成像技术对冲击后的推进剂试样进行观察，发现未冲断推进剂无宏观裂纹产生，而被冲断试样有不稳定的裂纹扩展过程。

根据相关的实践研究我们可以看出，建筑规划设计业的设计标准化应当是建筑产业实现现代化要求的基本前提和特征。相关设计企业根据产品的定位和功能进行一系列标准化的设计，从而设置出一套统一规范的标准和构配件。同时，通过标准化的生产设置对构配件进行不同的有针对性地处理优化，使其不断满足不用项目的建设需求，不断提高生产效率和生产质量。

除了以上研究以外，还有一些自行设计装置进行研究，如何国强等[11]设计了一套冷流试验测量装置，利用高速摄影进行动态拍摄，获得了不同压强冲击条件下的固体推进剂动态形变数据。张泰华等[12]以爆轰波对高能硝酸酯增塑聚醚(NEPE)推进剂进行冲击，冲击后推进剂基体与固体颗粒发生严重破坏。陈教国等[13]采用25 mm弹丸枪击试验，研究了NEPE推进剂在机械冲击作用下的响应，并得到了弹丸枪击试验冲击的起爆阈值。

综上所述，目前国内外在对固体推进剂力学响应的研究中：霍普金森压杆是拉伸应力，受力方式与点火冲击不同；落锤冲击虽然是压缩力，但其冲击速度与点火冲击速度相差较大。不论哪种方式，冲击介质都是固体，没能模拟点火过程中气体产生压力提供载荷这一实际情况。

将待试验的固体推进剂放置于密闭燃烧室内，一侧放置点火药，另一侧安装爆破片，如图1所示。通过点火药燃烧产生的燃气在燃烧室内积聚，使燃烧室内的压力增加，同时燃气对推进剂进行围压冲击，当气体压力达到爆破片承受的最大压力时，爆破片开裂，燃烧室内压力骤降，完成模拟点火冲击过程，压力传感器测量并记录整个过程的压力变化。

上述弱点火条件下，点火时间长导致破片压力的降低，且推进剂被引燃。为了避免由于推进剂被引燃对冲击结果产生影响，并减少爆破片开裂的压力偏差，本文改变了点火方式，在爆破片压力不变的条件下，通过增大点火药量来进行强点火，即设计点火压力大于爆破片的破片压力，得到的压力与时间和升压速度与时间曲线如图9所示，试验结果列于表2中。

1 试验方法

1.1 模拟点火冲击试验原理

H社区公共消防安全服务供给现状如图1所示，H社区所属的街道设有安全监督管理站，街道辖区内九个社区均设有社区微型消防站。

图1 模拟点火冲击原理示意图 Fig.1 Schematic diagram of simulation ignition shock mechanism

1.2 模拟点火冲击试验装置设计

在借鉴中止燃烧试验装置的基础上，结合固体推进剂的实际工作压力范围，设计了正拱刻槽型爆破片，通过它来控制点火冲击压力的释放。将有点火药包的点火塞体、推进剂和泄压塞体(安装爆破片)分别安装于装置本体上，连接压力传感器和点火电极，隔离点火，通过点火电极放电将点火药包引燃后，产生燃气冲击推进剂，高压燃气使爆破片破片泄压，推进剂试样受点火药燃气冲击过程完成，组装好的模拟点火冲击试验装置如图2所示。

从表1中可以看出：5 MPa点火时的升压速率约为500 MPa/s左右，这与推进剂点火的实际升压速率相当；10 MPa点火压力的升压速率约为2 000 MPa/s左右，高于实际点火的升压速率，但实测的爆破片压力低于设计压力。分析认为导致爆破片压力偏差的原因：采用的点火C级硝化棉量较少，产生的燃气量不够，虽然后期推进剂燃烧也会产生燃气，但是较长的作用时间导致爆破片受热，其极限强度下降，从而破片压力也随之降低。

图2 模拟点火冲击试验装置示意图 Fig.2 Schematic diagram of simulation ignition shock apparatus

1.3 推进剂药型结构调整

本文中采用C级硝化棉作点火药，其中fb为912 kJ/kg，αb为0.001 m3/kg，装填密度为0.2 g/cm3，利用(1)式计算得到的压力与对应的C级硝化棉量，试验中可根据所需压力，确定C级硝化棉的用量。

图3 长方体推进剂点火冲击过程 Fig.3 Ignition shock process of cuboid propellant

图4 长方体推进剂点火冲击前后实物照片 Fig.4 Photos of cuboid propellant before and after ignition shock

为了避免推进剂的二次损伤，对试验的推进剂药型结构进行了改进，设计了圆环药柱结构的推进剂，其外径与燃烧室内径一致，安装置于靠近点火侧，因为其圆环结构，受到的燃气冲击方向主要为中心向药环内侧的径向冲击，在一定程度上可减少轴向移动，如图5所示。同时，该结构与发动机装药结构更接近，模拟状态也能更接近实际状态，因此后续试验均采用圆环药柱装药结构。对该圆环药柱进行了点火冲击试验，点火冲击前后实物图如图6所示。

图5 圆环药柱点火冲击过程 Fig.5 Ignition shock process of hollow cylinder propellant

图6 圆环药柱点火冲击前后实物照片 Fig.6 Photos of hollow cylinder propellant before and after ignition shock

从图5可以看出，点火药产生的燃气可以从药柱的中间穿过，依靠燃气的围压作用来对推进剂进行冲击，且结果发现推进剂不会冲出燃烧室，虽然其在燃烧室内可能会发生移动，导致推进剂的两侧被撞击，但从冲击后的推进剂实物来看，没有产生明显的二次损伤。而且在后期的性能分析时，取推进剂的中间位置进行分析和观测，从而避免了推进剂撞击导致的分析偏差。因此，在实际操作中，为了保证正常的点火，必须根据装药的形状尺寸和装药量，在点火药的种类和用量确定后，选择合理的点火结构。

点火冲击后，正拱刻槽型爆破片从凸起顶部最薄弱处，沿着刻槽向四周裂开，10 MPa冲击后开裂程度较5 MPa明显，甚至10 MPa下爆破片局部被冲掉。这是由于当点火药燃烧产生的燃气升压速度大于爆破片开裂速度时，会沿着爆破片刻槽线释放压力，爆破片其他区域的压力则无法释放而导致爆破片发生弯曲变形；当燃气升压速率继续增大、远大于爆破片开裂速率时，发生弯曲的爆破片来不及发生形变就被完全剪切掉。

2 结果与分析

2.1 点火压力的控制

在模拟点火冲击试验中，通过点火药燃烧产生的燃气在燃烧室内积聚，使燃烧室内的压力增加，实现建压目的。因此，点火药的用量与燃烧室内的压力直接相关，结合点火药的物理特性和燃烧室的体积，根据(1)式来估算点火药量：

(1)

式中：mb为点火药量(kg)；V为燃烧室腔体体积(m3)，本装置体积为100 cm3；pb为设计点火压力(Pa)；m为推进剂质量(kg)；δ为推进剂真密度(kg/m3)，叠氮聚醚推进剂密度大约为1.8×103 kg/m3；fb为点火药火药力(J/kg)；αb为点火药余容(m3/kg)。

最初，采用长方体型的固体推进剂进行了模拟点火冲击试验，结果发现破片后点火药燃气的高速流动会使得推进剂在燃烧室内快速运动，容易与器壁发生碰撞，甚至破片后冲出燃烧室，造成了二次损伤，过程如图3所示。对试验前后的推进剂实物进行拍照，如图4所示。从图4中可以看出推进剂的一侧沿着出口方向被剪切成圆弧状，另一侧由于与器壁碰撞出现了两道裂痕，可见推进剂的二次损伤较明显，会严重影响对点火冲击产生损伤的判断。

升压速率的设定：根据计算的C级硝化棉量和燃烧室的容积，确定点火压力，并结合爆破片承受的最大压力，共同控制升压速率。

2.2 点火条件对压力与时间曲线的影响

采用弱点火方式，即设计点火压力与破片压力一致的方式，对-20 ℃和-40 ℃叠氮聚醚推进剂，进行了设计点火压力为5 MPa和10 MPa的点火冲击试验，得到点火冲击过程的压力与时间曲线，如图7所示。

从图7中可以看出，点火开始阶段压力迅速增长，大约达到80%破片压力(分别为4 MPa和8 MPa)时增长减缓，出现平台区，且5 MPa下的平台区大约20 ms，10 MPa下的平台区大约10 ms，待叠氮聚醚推进剂局部引燃后，压力又略微上升达到破片压力，爆破片发生破裂并迅速降压。这是由于点火药量较少，装药引燃时间随点火药量减少而增加，这样容易导致推进剂装药燃烧不稳定。图7中的数据分析整理后列于表1中。

图7 不同点火条件下的压力与时间曲线 Fig.7 p-t curves of azide polyether propellant under different ignition conditions

表1 不同点火条件下的试验结果列表 Tab.1 Experimental data under different ignition conditions

试验编号推进剂温度/℃设计点火压力/MPa实测破片压力/MPa压力偏差/%破片时间/ms升压速率/(MPa·s-1)T(-20)⁃p(5)⁃1-2054 43-11 431 5490T(-20)⁃p(5)⁃2-2054 52-9 630 3576T(-20)⁃p(10)⁃1-20109 13-8 718 22463T(-20)⁃p(10)⁃2-20108 84-11 616 62302T(-40)⁃p(5)⁃1-4053 89-22 236 0523T(-40)⁃p(5)⁃2-4054 13-17 432 7575T(-40)⁃p(10)⁃1-40108 99-10 116 11845T(-40)⁃p(10)⁃2-40108 92-10 817 42345

施工前准备包括原材料准备、路面基层检查验收及施工机械准备。连续配筋混凝土路面的原材料主要有：水泥、钢筋、粗细集料、水及外掺剂等[2]。原材料采用时应重点检查以下几项：钢筋抗拉强度、水泥安定性及强度标号、粗集料母岩强度、细集料洁净程度等。基层验收项目包括平整度、压实度、高程、宽度等，注意在混凝土面层浇筑前应先清扫基层并洒水湿润，但不得有积水。施工需准备的机械应包括混凝土拌和设备、摊铺设备、钢筋网制作设备、混凝土运输车、洒水养护车等。

臣于退食余闲，从事少陵诗注。 ……伏惟少陵诗集，实堪论世知人。 可以见杜甫一生爱国忠君之志，可以见唐朝一代育才造士之功，可以见天宝、开元盛而忽衰之故，可以见乾元、大历乱而复治之机。 兼四始六义以相参，知古风近体为皆合。 愚蒙一得，冒达九重。 倘邀清燕之鉴观，以当风采之陈献，庶前修生色，而新简垂光矣。[11]2352

不同压力点火后爆破片的开裂状况如图8所示。

图8 不同压力点火冲击后的爆破片实物图 Fig.8 Rupture discs after ignition shock at different pressures

2016年至今，王世君担任鸡东县农村公路县乡路网改造工程建设指挥部总工程师，负责农村公路工程建设及质量管理工作。农村公路施工队伍情况复杂，管理难度大，为了保证工程质量，他从招标履约开始，对进场人员从严管理，对进场材料严格把关，对施工步骤认真监控，对工程质量做到达不到标准不验收、不允许进入下道工序，在同事的支持下，克服重重困难，完美地完成了各项工作。

2.3 点火方式对升压速率的影响

本文利用固体推进剂中止熄火的原理，设计了一种中止压力可控的模拟点火冲击试验装置，以点火药燃烧产生的燃气对固体推进剂进行围压冲击，当体系压力达到爆破片的破片压力时，爆破片开裂并迅速泄压，完成对推进剂的点火冲击过程。在对装置所用爆破片和固体推进剂进行设计和加工的基础上，通过对叠氮聚醚推进剂的点火冲击试验，从不同点火方式下升压速率和压力偏差等方面，考察该方法点火压力的可控制特点和重复性，以建立一种新型低温模拟点火冲击试验加载方法。

当出雾口管径为51 mm时，则所需吹气流量Q为:Q=π×(0.051÷2)2×0.27=33.1 L/min由式(4)可得出式(5):

从表2中可以看出，强点火下，压力从点火开始迅速增大，大约3 ms即可达到爆破片的破片压力，升压速率达到5 000 MPa/s，增速为弱点火的2倍，而且强点火下爆破片的破片压力偏差较小，在±5%以内。相对于之前的弱点火，强点火使得点火压力达到了设计的破片压力，而且点火时间缩短，升压速率也提高。

图9 不同方式点火冲击的压力与时间和升压速率与时间曲线 Fig.9 p-t and dp/dt-t curves of azide polyether propellant in different ignition modes

表2 不同方式点火冲击的试验结果 Tab.2 Experimental data in different ignition modes

点火方式点火药量/g推进剂温度/℃实测破片压力/MPa破片时间/ms压力偏差/%升压速率/(MPa·s-1)弱点火0 98-408 9916 1-10 118458 9217 4-10 82345强点火1 56-409 993 0-0 1492010 013 10 14836

2.4 模拟点火冲击重复性试验

点火压力曲线的重现性是推进剂点火强度指标中的一项，因此，本文采用6发同样配方的叠氮聚醚推进剂药柱，在-40 ℃储存48 h后进行了10 MPa的强点火冲击试验，得到点火过程中压力与时间曲线如图10所示。为了详细分析试验结果，将数据整理后列于表3中。

图10 不同推进剂试样点火冲击的压力与时间曲线 Fig.10 p-t curves of different azide polyether propellant samples

表3 不同推进剂试样点火冲击的试验结果 Tab.3 Experimental data of different propellant samples

试验编号设计点火压力/MPa实测破片压力/MPa压力偏差/%破片时间/ms升压速率/(MPa·s-1)T(-40)⁃p(10)⁃11010 050 53 16317T(-40)⁃p(10)⁃21010 252 52 78075T(-40)⁃p(10)⁃31010 040 43 16202T(-40)⁃p(10)⁃41010 0003 16389T(-40)⁃p(10)⁃5109 92-0 83 25795T(-40)⁃p(10)⁃61010 121 23 35585

通过对叠氮聚醚推进剂重复试验结果分析可以看出，不同推进剂试样冲击的实测压力峰值均在9.9～10.3 MPa之间，与设计的10 MPa点火压力相比，压力偏差<±5%，且点火冲击达到压力峰值的时间基本相等，对应的时间相差最大为0.6 ms. 这表明各发点火压力和点火时间跳动不大，点火压力曲线上升的趋势接近一致，实测压力在设计压力的误差范围之内，具有可重复性。

模拟点火冲击加载方法对固体推进剂试样产生的影响，可以采用微型CT扫描、超声检测和X射线探测等无损手段检测其内部结构的变化，同时也可以结合压缩强度等方法检测点火冲击前后力学性能的变化。但鉴于本文工作是建立这种模拟点火冲击的加载方法，因此未作进一步分析，亟需在以后的工作中进行深入研究。

3 结论

1)针对固体推进剂低温下点火瞬间，由于与高速加载的耦合作用可能会导致推进剂结构发生破坏的问题，利用推进剂中止熄火的原理，设计了一种中止压力可控的模拟点火冲击试验加载装置，以点火药量来确定点火压力，以爆破片破片压力来控制中止压力，通过点火药燃烧产生的燃气对推进剂进行围压冲击，来模拟推进剂的点火冲击过程。

由图5可知，第1股水氨氮浓度为1 700 mg/L，其氨水最低采出浓度为31 927 mg/L，最高采出浓度为67 875 mg/L，未达到设计值；出水氨氮浓度即塔釜液氨氮浓度在75 mg/L以内，其平均值为69.4 mg/L，满足设计值。第2股水氨氮浓度为3 500 mg/L，其氨水低采出浓度为86 732 mg/L，最高采出浓度为138 830 mg/L，未达到设计值；出水氨氮浓度在45 mg/L以内，其平均值为33.3 mg/L，满足设计值。

2)通过点火药燃烧产生的燃气在燃烧室内积聚，使燃烧室内的压力增加，对低温固体推进剂药柱进行冲击，达到爆破片承受的最大压力时，爆破片开裂，燃烧室内压力骤降，完成模拟冲击。以点火压力和破片压力共同控制这一过程的升压速率。

我们主要通过反事实仿真分析方法考量在我国宏观经济运行条件下，数量规则和利率规则是否存在显著性差异。通过比较我国经济在上世纪九十年代末到近年来的动态演化特征，可以发现在不同货币政策规则下，相同作用条件下的动态演化过程基本一致，主要差别在于在相同时期两种政策规则下相同变化的影响程度有差别。通过以上分析可以得出在结合金融冲击以及金融摩擦的背景之下，货币政策规则会在较大程度上影响我国宏观经济的总体运行。我国宏观经济的总体运行在数量规则以及利率规则的作用下，差异主要体现在数量上，第二才是体现在质量上。

3)对结构调整后的推进剂试样，通过改变药柱温度、点火压力和点火方式等方法，进行了不同载荷条件的模拟点火冲击，结合测得的点火冲击过程的压力与时间和升压速率与时间关系曲线，表明点火压力和点火方式对其影响明显，10 MPa点火比5 MPa点火的升压速率增加3倍，强点火压力增速为弱点火的2倍，而且强点火下爆破片的破片压力偏差较小，在±5%以内。

4)对6发同样配方的叠氮聚醚推进剂药柱，进行了10 MPa的强点火冲击试验，测得的压力峰值在9.9～10.3 MPa之间，实测压力与设计压力的偏差<±5%，点火升压速率均值为6 300 MPa/s，升压速率大于通常发动机点火的升压速率。表明该模拟点火冲击加载方法压力可控，具有可重复性。

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