超临界流体膨胀减压-撞击流技术制备脂溶性药物微粒

将撞击流技术与超临界流体膨胀减压过程结合,以利福平为模型材料,考察该技术用于脂溶性药物超细微粒制备的可行性,系统分析了混合器的压力和温度、溶液浓度、进液速率、析出器的温度及撞击距离对微粒粒径及粒径分布的影响。结果表明,与超临界流体膨胀减压过程相比,超临界流体膨胀减压-撞击流技术可制备出形态更好的利福平球形微粒,微粒粒径更小、分布更均匀。采用撞击流技术后,减弱了超临界流体膨胀减压过程参数(如溶液浓度、进液速率等)对微粒的不利因素,可在较大的操作范围内制得粒径分布均匀的微粒;同时强化了液滴和热气体之间的传质和传热,微粒干燥效果得到了明显改善,在低于超临界流体膨胀减压过程适宜析出器温度10℃时,仍能得到分散性较好的微粒,有效降低了能耗。

发射药落锤撞击试验及评价方法研究

提出了一种新的评价高能发射药动态力学强度的方法,即采用落锤撞击发射药粒,用药粒发生临界损伤时的撞击能和极限抗冲应力来表征发射药的动态力学性能。结果表明,该方法能够定量评价发射药的动态力学强度,并得到太根药、硝胺药、硝基胍药等3种发射药的临界撞击能分别为18.8 J/cm2、14.2 J/cm2、3.8 J/cm2,极限抗冲应力分别为247.2 MPa、214.2 MPa、118.5 MPa。

HTPE推进剂机械刺激下的安全性研究

为研究HTPE推进剂在机械刺激下的安全性,采用BAM撞击感度仪和摩擦感度仪测试了其临界撞击能量和临界摩擦力,参考北约STANAG 4496标准对其进行破片撞击试验,测试其在不同破片撞击速度、不同破片撞击角度下的响应等级。结果表明:该HTPE推进剂的临界撞击能量为7J,其在撞击刺激下的安全性高于常规丁羟推进剂,临界摩擦力为54N,对摩擦刺激敏感;撞击角度90°时,破片速度增大(2100~2300 m/s),HTPE推进剂响应等级均为V类(燃烧);破片速度为1850 m/s、撞击角度60°时,HTPE推进剂响应等级为Ⅲ类(爆炸);撞击角度由90°转为60°时,HTPE推进剂受到的摩擦作用增强,响应等级由燃烧转为爆炸,其破片撞击安全性下降。

1万m^3 LNG运输船碰撞仿真模拟分析

以1万m3内河小型LNG运输船为例,探讨船舶碰撞数值仿真方法的分析过程和方法,获得该船与不同排水量撞击船相撞时临界撞击速度与撞击角度的关系曲线,根据计算结果对典型LNG运输船的安全运营给出意见和建议。

N,N'-二[(2,2,2-三硝基乙基-N-硝基)]乙二胺的热安全性和密度泛函理论研究(英文)

借助N,N'-二[(2,2,2-三硝基乙基-N-硝基)]乙二胺的恒容标准燃烧热(Qc),不同加热速率(β)非等温DSC曲线离开基线的初始温度(T0)、onest温度(Te)、最大峰顶温度,由Kissinger法和Ozawa法所得的热分解反应活化能(EK,EO)和指前因子(AK),从方程lnβi=ln[A0/be0(orp0)G(α)]+be0(orp0)Te(orp)i所得的值be0(orp0),从方程lnβi=ln[A0/(ae0(orp0)+1)G(α)]+(ae0(orp0)+1)lnTe(orp)i所得的ae0(orp0)值,从方程ln(βi/(Tei-T0i))=ln (A0/G(α))+bTei所得的b值,从方程ln(βi/(Tei-T0i))=ln (A0/G(α))+alnTei所得的a值,估算的比热容(cp)、密度(ρ)、热导率(λ)和分解热(Qd,取爆热之半)数据,Zhang-Hu-Xie-Li公式,Hu-Yang-Liang-Xie公式,基于Berthelot方程和Harcourt-Esson方程计算热爆炸临界温度的公式,Smith方程,Friedman公式,Bruckman-Guillet公式,热力学公式和Wang-Du公式,计算了由理想燃烧反应和Hess定律得到的BTNEDA的恒容标准燃烧能ΔcU(BTNEDA,s,298.15K)和标准生成焓ΔfHmθ(BTNEDA,s,298.15K),β→0时的T0、Te和Tp值(T00,Te0和Tp0),热爆炸临界温度(Tbe0和Tbp0),绝热至爆时间(tTIad),撞击感度50%落高(H50),热点起爆临界温度(Tcr),被350K环境包围的半厚和半径为1m的无限大平板、无限长圆柱和球形BTNEDA的热感度概率密度函数,相应于S(T)与T关系曲线最大值的峰温(TS(T)max),安全度(SD),临界热爆炸环境温度(Tacr)和热爆炸概率(PTE)。得到了评价BTNEDA热安全性的下列结果:(1)ΔcU(BTNEDA,s,298.15K)=-(3478.11±6.41)kJ.mol-1和ΔfHmθ(BTNEDA,s,298.15K)=-(53.546.41)kJ.mol-1;(2)T00=438.73K,TSADT=Te0=440.73K,Tp0=446.53K;Tbe0=449.88K,Tbp0=455.28K;(3)当EK=199.5kJ·mol-1,AK=1020.45s-1,cp=1.12J·g-1.K-1,Qd=3226J·g-1,T0=Te0=440.73K,T=Tb=455.26K,f(α)=3(1-α)2/3,a=10-3cm,ρ=1.87g·cm-3,t-t0=10-4s,Troom=293.15K和λ=0.00269J·cm-·1s-·1K-1,H50=15.03cm,tTIad=1.25s,Tcr,hot,spot=333.86K;对无限大平板,TS(T)max=350K,Tacr=345.47K,SD=28.55%,PTE=71.45%;对无限长圆柱,TS(T)max=354.5K,Tacr=349.73K,SD=39.31%,PTE=60.69%;对球,TS(T)max=357.00K,Tacr=352.42K,SD=45.81%,PTE=54.19%。运用密度泛函理论计算获得了BT-NEDA的优化构型及红外光谱,分析了其分子总能量、前沿轨道能量和原子净电荷分布。

基于动能耗散的双层铝板结构的高速撞击防护性能

通过铝球弹丸高速撞击单层铝板和双层铝板结构的动能耗散特性分析,在弹丸未破碎和已破碎两种撞击条件下,基于单层铝板撞击失效临界动能研究了双层铝板结构的高速撞击防护性能,并针对典型铝板防护结构的高速撞击防护性能评估结果进行了实验验证。结果表明,当铝球弹丸高速正撞击一定厚度的单层铝板时,铝板发生穿孔失效时的临界撞击动能近似为常数。当铝球弹丸高速正撞击双层铝板结构时弹丸击穿前板后的剩余动能,表现为弹丸初始撞击动能的比例耗散。在弹丸破碎段撞击速度区间,使双层铝板结构后板发生穿孔失效的弹丸直径越大,在弹丸击穿前板后的撞击后板有效动能中次生小碎片动能所占的比例越大。

1,3,3-三硝基氮杂环丁烷的热安全性

借助不同加热速率(β)的非等温DSC曲线离开基线的初始温度(T0)、onset温度(Te)和峰顶温度(Tp),Kissinger法和Ozawa法求得的热分解反应的表观活化能(Ek和EO)和指前因子(Ak),Hu-Zhao-Gao方程lnβi=ln[A0/(be0orp0G(α))]+be0orp0Teiorpi求得的be0orp0,Zhao-Hu-Gao方程lnβi=ln[A0/((ae0orp0+1)G(α))]+(ae0orp0+1)lnTeiorpi求得的ae0orp0,微热量法确定的比热容(Cp),以及密度(ρ)、热导率(λ)和分解热(Qd,取爆热之半)数据,Zhang-Hu-Xie-Li公式、Hu-Yang-Liang-Xie公式、Hu-Zhao-Gao公式、Zhao-Hu-Gao公式、Smith方程、Friedman公式和Bruckman-Guillet公式,计算了TNAZ在β→0时的T0,Te和Tp值(T00,Teo和Tp0)、热爆炸临界温度(Tbe和Tbp)、绝热至爆时间(tTlad)、撞击感度50%落高(H50)和热点起爆临界温度(Tcr),得到了评价TNAZ热安全性的结果:TSADT=Te0=485.81K,Tp0=497.38K,Tbeo=499.50K,Tbp0=513.45K,tTlad=8.90s(n=0),tTlad=8.96s(n=1),tTlad=9.01s(n=2),H50=28.88cm,Tcr=641.46K(Troom=293.15K),Tcr=658.89K(Troom=300K),表明:(1)TNAZ对热是稳定的;(2)撞击感度好于环三亚甲基三硝胺(RDX);(3)热点起爆临界温度高于RDX,而界于1,3,5-三氨基-2,4,6-三硝基苯(TATB)和六硝基茋(HNS)之间.