徐 瑞，智小琦，于永利，高 峰

（1. 中北大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，山西 太原 030051；2. 吉林江機(jī)特種工業(yè)有限公司，吉林 吉林 132021；3. 內(nèi)蒙古北方重工業(yè)集團(tuán)有限公司，內(nèi)蒙古 包頭 014033）

彈藥在熱刺激作用下的安全問題是彈藥設(shè)計(jì)者的主要研究?jī)?nèi)容之一。泄壓結(jié)構(gòu)是降低彈藥在熱刺激作用下響應(yīng)劇烈程度的重要措施。相關(guān)研究在國(guó)外開展得較早。例如：2010 年Kelley 等[1]通過在BLU-109、BLU-110 和BLU-111 等戰(zhàn)斗部的彈頭和彈尾部增設(shè)排氣孔，進(jìn)行了彈藥泄壓試驗(yàn)，結(jié)果表明，不同位置的排氣孔均可以有效降低彈藥的響應(yīng)等級(jí)；Madsen 等[2]研究了具有不同升溫速率、裝藥尺寸和泄壓孔尺寸的彈藥烤燃特性，分析了泄壓結(jié)構(gòu)對(duì)B 炸藥、PBXN-109 和PAX-1 等炸藥響應(yīng)劇烈程度的影響，發(fā)現(xiàn)升溫速率越慢，所需泄壓孔的尺寸越大，并且裝藥尺寸越大時(shí)，所需泄壓孔的比例也越大。我國(guó)開展相關(guān)研究較晚。陳科全等[3]針對(duì)RHT-1 熔鑄炸藥，設(shè)計(jì)了彈體排氣緩釋結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)以聚乙烯為泄壓材料，將泄壓孔設(shè)置于彈體頭部，試驗(yàn)證實(shí)了該緩釋結(jié)構(gòu)可以降低火燒條件下彈藥的響應(yīng)等級(jí)，但無法降低慢速烤燃條件下彈藥的響應(yīng)等級(jí)；沈飛等[4]自行設(shè)計(jì)了HMX 基含鋁壓裝藥的兩級(jí)密封緩釋結(jié)構(gòu)，通過試驗(yàn)驗(yàn)證了兩級(jí)密封緩釋結(jié)構(gòu)可以保證彈藥在慢速烤燃條件下可靠泄壓，并且該設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)對(duì)端蓋與戰(zhàn)斗部的連接強(qiáng)度沒有嚴(yán)格限制?？傮w來看，我國(guó)已對(duì)彈藥泄壓結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)開展了相關(guān)研究工作，取得了一定的成果，但是關(guān)于引信泄壓結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)卻鮮有報(bào)道。引信在熱刺激作用下的響應(yīng)結(jié)果對(duì)彈藥安全具有重要的意義，因此有必要對(duì)引信在熱刺激作用下的泄壓結(jié)構(gòu)問題展開研究。

本研究將根據(jù)理論計(jì)算，設(shè)計(jì)引信的緩釋結(jié)構(gòu)，通過慢速烤燃和快速烤燃試驗(yàn)對(duì)泄壓結(jié)構(gòu)的有效性進(jìn)行驗(yàn)證，在此基礎(chǔ)上，運(yùn)用數(shù)值模擬方法探討傳爆藥內(nèi)部的響應(yīng)機(jī)理，以期為鈍感引信的相關(guān)設(shè)計(jì)提供一定的借鑒。

1 泄壓孔設(shè)計(jì)

采用中口徑榴彈引信進(jìn)行試驗(yàn)研究。引信殼體材料為45 鋼，導(dǎo)爆藥和傳爆藥均為FOX-7，裝藥密度為1.6 g/cm3，裝藥方式為壓裝，傳爆藥柱尺寸為 ?32.0 mm × 14.5 mm，導(dǎo)爆藥尺寸為 ?7.0 mm × 3.5 mm。

引信傳爆管厚度3 mm，底部端蓋厚度1 mm，隔爆板厚度4 mm。對(duì)于引信的泄壓孔設(shè)計(jì)，需考慮泄壓孔的位置和尺寸。在熱刺激作用下，引信的導(dǎo)爆藥和傳爆藥會(huì)發(fā)生反應(yīng)，若反應(yīng)產(chǎn)生的熱量不能及時(shí)耗散，可能導(dǎo)致引信發(fā)生爆炸或爆轟等劇烈反應(yīng)。傳爆藥的尺寸遠(yuǎn)大于導(dǎo)爆藥，對(duì)引信響應(yīng)烈度及全彈的影響更重要，因此泄壓孔位置選擇在傳爆藥側(cè)壁。

泄壓孔尺寸可以通過點(diǎn)火時(shí)刻的壓力平衡進(jìn)行計(jì)算。Graham[5]在計(jì)算泄壓孔面積與裝藥燃燒面積的關(guān)系時(shí)，分析了炸藥臨近響應(yīng)時(shí)刻的壓力平衡。炸藥分解燃燒時(shí)的壓力增長(zhǎng)率為[6]

根據(jù)胡榮祖等[8]計(jì)算單質(zhì)有機(jī)炸藥CaHbNcOd氣 體產(chǎn)物摩爾質(zhì)量的方法，可以得到FOX-7（ C2H4N4O4）氣體產(chǎn)物的摩爾質(zhì)量為

在泄壓孔作用下，引信內(nèi)部氣體的壓力釋放率為

式中：AV為泄壓孔面積；CD為排氣系數(shù)，泄壓孔為圓形時(shí)，CD取0.82；a*為氣流通過氣孔的速度，a*=744 m/s。為使傳爆藥穩(wěn)定燃燒而不發(fā)生爆轟反應(yīng)，氣體的壓強(qiáng)釋放率須大于或等于傳爆藥燃燒的氣體壓力增長(zhǎng)率。由此得到泄壓孔的最小面積為

傳爆藥點(diǎn)火時(shí)刻溫度不同，所需的泄壓孔面積也不同。表1 列出了FOX-7 炸藥在不同溫度下點(diǎn)火時(shí)保證炸藥穩(wěn)定燃燒而不發(fā)生爆轟所需的泄壓孔面積。薛超陽(yáng)等[9]通過對(duì)FOX-7 的慢速烤燃試驗(yàn)得出，F(xiàn)OX-7 的點(diǎn)火溫度為495 K 左右，AV/SB最小為0.009 1。炸藥在烤燃條件下的點(diǎn)火和燃燒規(guī)律受到裝藥尺寸、約束條件、升溫速率等多種因素的共同影響，裝藥的燃燒面積難以確定?？焖倏救紬l件下，當(dāng)裝藥在泄壓孔作用下只發(fā)生穩(wěn)定的傳導(dǎo)燃燒時(shí)，傳爆藥外表面積為最大燃燒面積。慢速烤燃條件下，裝藥初始點(diǎn)火區(qū)域較小，燃燒面積小于裝藥表面積，因此將傳爆藥裝藥表面積作為燃燒面積可保證裝藥只發(fā)生燃燒及以下反應(yīng)。計(jì)算得出泄壓孔直徑為5.96 mm，歸整后將泄壓孔尺寸設(shè)置為(6.00 ± 0.05) mm。

表1 炸藥在不同溫度下點(diǎn)火所需泄壓孔的尺寸Table 1 Size of venting structure required for explosive ignition at different temperatures

泄壓孔的結(jié)構(gòu)要滿足引信設(shè)計(jì)的強(qiáng)度要求，并能順利形成排氣結(jié)構(gòu)，為此選擇用低熔點(diǎn)的鉍錫合金加工螺紋塞密封泄壓孔，合金熔點(diǎn)124 ℃。該合金能夠滿足引信設(shè)計(jì)的強(qiáng)度要求，同時(shí)在熔化后流出，形成排氣通道。設(shè)計(jì)完成的泄壓結(jié)構(gòu)如圖1 所示。

圖1 泄壓孔結(jié)構(gòu)示意圖Fig. 1 Schematic diagram of venting structure

2 試 驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)布置

圖2 為試驗(yàn)引信實(shí)物。分別對(duì)無泄壓孔和6.00 mm 泄壓孔引信進(jìn)行試驗(yàn)，在不同的試驗(yàn)條件下，每組試驗(yàn)均做兩發(fā)。

圖2 試驗(yàn)引信實(shí)物Fig. 2 Physical image of tested fuse

慢速烤燃試驗(yàn)從25 ℃開始，首先以0.2 ℃/min 的速率升溫至120 ℃，然后以3.3 ℃/h 的速率升溫至引信響應(yīng)?？焖倏救荚囼?yàn)采用航空煤油火燒，引信固定在距離油面35 cm 處。在引信側(cè)壁處設(shè)置測(cè)溫點(diǎn)，以監(jiān)測(cè)火焰溫度變化情況。

2.2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.2.1 慢速烤燃

表2 列出了引信的慢速烤燃試驗(yàn)結(jié)果，其中：A1、A2 為無泄壓孔引信響應(yīng)試驗(yàn)，B1、B2 為含6.00 mm泄壓孔的引信響應(yīng)試驗(yàn)。由于引信的裝藥方式是將傳爆藥壓制成型后用黏結(jié)劑粘合于藥室中，這種裝藥方式會(huì)使不同引信傳爆藥的裝藥情況存在差異，導(dǎo)致相同試驗(yàn)條件下引信的響應(yīng)時(shí)間相差較大。從表2 可以看出：無泄壓孔時(shí)，引信的響應(yīng)等級(jí)為燃燒反應(yīng)，響應(yīng)時(shí)刻外壁溫度分別為180.9 和171.0 ℃；泄壓孔作用下，引信的響應(yīng)等級(jí)降為燃燒以下反應(yīng)，響應(yīng)時(shí)刻外壁溫度分別為179.7 和187.7 ℃?？梢?，泄壓孔有效地降低了慢速烤燃條件下引信響應(yīng)的劇烈程度。

表2 不同引信慢速烤燃試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Results of slow cook-off test of different fuses

圖3 為試驗(yàn)得到的無泄壓孔時(shí)傳爆藥外壁溫度變化曲線。圖4 為無泄壓孔時(shí)響應(yīng)后的引信照片。兩發(fā)引信的響應(yīng)等級(jí)均為燃燒。響應(yīng)后，引信結(jié)構(gòu)完整，傳爆管底部被剪斷。無泄壓孔作用時(shí)，引信外壁升溫曲線波動(dòng)較小，當(dāng)引信內(nèi)部傳爆藥點(diǎn)火后，由于底部傳爆管厚度較薄，對(duì)傳爆藥的約束作用較小，在火藥氣體的作用下，底部傳爆管被剪斷飛出，內(nèi)部壓力降低，因此其他結(jié)構(gòu)保持了較好的完整性。

圖3 外壁溫度-時(shí)間曲線Fig. 3 Temperature-time curve of outer wall

圖4 無泄壓孔時(shí)引信的響應(yīng)情況Fig. 4 Fuse response without venting structure

圖5 顯示了設(shè)置6.00 mm 泄壓孔時(shí)響應(yīng)后引信的狀態(tài)。圖6 為設(shè)置6.00 mm 泄壓孔時(shí)外壁溫度變化曲線。當(dāng)引信殼體外壁溫度分別達(dá)到179.7 和187.7 ℃時(shí)，引信發(fā)生響應(yīng)，外壁溫度超過500 ℃，B1 和B2 的引信響應(yīng)結(jié)果均為燃燒以下反應(yīng)。泄壓孔作用下，傳爆藥熱分解壓力得到釋放，響應(yīng)時(shí)刻外壁的平均溫度相比無泄壓孔時(shí)提高了7.75 ℃。泄壓孔周圍有燃燒殘留物，殼體無任何變形?？梢钥闯?，泄壓孔起到了泄壓的作用，降低了引信在慢烤條件下的響應(yīng)等級(jí)。對(duì)比圖3 和圖6 可以看出，在引信溫度達(dá)到泄壓孔金屬熔點(diǎn)后，外壁熱電偶測(cè)點(diǎn)開始出現(xiàn)溫度波動(dòng)，可能的原因是引信內(nèi)部高溫氣體排出影響了外壁處熱電偶的測(cè)量。

圖5 有6.00 mm 泄壓孔時(shí)引信的響應(yīng)情況Fig. 5 Response of the fuse with 6.00 mm venting structure

圖6 有6.00 mm 泄壓孔時(shí)外壁溫度-時(shí)間曲線Fig. 6 Temperature-time curve of outer wall with 6.00 mm venting structure

2.2.2 快速烤燃

裝填FOX-7 炸藥引信的快烤試驗(yàn)結(jié)果如表3 所示。受風(fēng)等外界條件的影響，有無泄壓孔時(shí)火焰的平均溫度有一定差異，無泄壓孔時(shí)火焰的平均溫度更高，導(dǎo)致引信響應(yīng)時(shí)間更短。

表3 裝填FOX-7 炸藥引信的快烤試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Fast cook-off test results of fuses with FOX-7 explosive

圖7 為兩種狀態(tài)引信快速烤燃溫度變化曲線。圖8 顯示了無泄壓孔時(shí)引信快速烤燃響應(yīng)情況。快速烤燃條件下，兩發(fā)引信均為燃燒反應(yīng)，引信殼體被燒黑，底部端蓋被剪斷，并有一定的變形。

圖7 不同引信快速烤燃溫度-時(shí)間曲線Fig. 7 Fast cook-off temperature history of different fuses

圖8 無泄壓孔時(shí)引信快烤響應(yīng)情況Fig. 8 Fast cook-off response of the fuse without venting structure

圖9 顯示了有6.00 mm 泄壓孔時(shí)引信的響應(yīng)情況。兩發(fā)引信的底部端蓋均被剪切沖開，但未完全沖掉。在火燒過程中，高溫火焰直接沖擊傳爆藥殼體，因金屬的導(dǎo)熱性好，傳爆藥柱外表面在火焰的間接作用下溫度升高得較快，熱量來不及傳到藥柱內(nèi)部，在藥柱表面的密度間斷處或晶粒缺陷處易發(fā)生快速化學(xué)反應(yīng)或產(chǎn)生點(diǎn)火，短時(shí)間內(nèi)傳爆藥殼體內(nèi)的壓力升高，由于殼體底部最薄弱，因此當(dāng)殼體內(nèi)的積壓超過底部的強(qiáng)度極限時(shí)，底部被沖開?？紤]到側(cè)壁外形無任何變化，故判定為燃燒反應(yīng)。

圖9 有6.00 mm 泄壓孔時(shí)引信快烤響應(yīng)情況Fig. 9 Fast cook-off response of the fuse with 6.00 mm venting structure

對(duì)比引信的慢速烤燃與快速烤燃試驗(yàn)結(jié)果，可以看出：在緩釋結(jié)構(gòu)作用下，引信的響應(yīng)烈度得到了有效的降低，但慢速烤燃與快速烤燃條件下緩釋結(jié)構(gòu)的作用效果存在一定差異，需要做進(jìn)一步的分析。試驗(yàn)時(shí)由于無法在傳爆藥內(nèi)部設(shè)置測(cè)溫點(diǎn)，不能獲得傳爆藥內(nèi)部響應(yīng)情況，因此對(duì)無泄壓孔時(shí)的引信進(jìn)行數(shù)值模擬，以得出炸藥內(nèi)部響應(yīng)情況，并對(duì)泄壓孔作用下引信的響應(yīng)情況進(jìn)行推理分析。

3 仿真分析

3.1 模型建立

3.2 慢速烤燃

FOX-7 炸藥的物性參數(shù)與化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)參數(shù)見表4，其中 ρ為密度，cV為比定容熱容， λ為導(dǎo)熱系數(shù)。

表4 FOX-7 炸藥的物性參數(shù)與化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)參數(shù)Table 4 Property parameters and chemical reaction kinetic parameters of FOX-7 explosive

圖10 為不同時(shí)刻引信內(nèi)部慢烤溫度云圖。在初始升溫階段，由于升溫速率較慢，裝藥尺寸較小，炸藥與殼體的溫差較小。70 000 s 時(shí)，傳爆藥內(nèi)部開始自熱反應(yīng)，自熱反應(yīng)開始于傳爆藥中心。88 100 s時(shí)，炸藥響應(yīng)，與試驗(yàn)結(jié)果的吻合度較高，響應(yīng)點(diǎn)位于傳爆藥中心。

圖10 不同時(shí)刻慢速烤燃引信內(nèi)部溫度云圖Fig. 10 Temperature contours inside the slow cook-off fuse at different moments

對(duì)于固相炸藥，如圖11 所示，當(dāng)受到熱刺激作用后，由于熱傳導(dǎo)和熱輻射的協(xié)同作用，在炸藥內(nèi)部產(chǎn)生溫度梯度，熱刺激強(qiáng)度和作用時(shí)間不同時(shí)，溫度梯度也不同。溫度升高會(huì)導(dǎo)致炸藥發(fā)生熱膨脹，而溫度梯度會(huì)導(dǎo)致炸藥產(chǎn)生膨脹梯度。炸藥膨脹使得炸藥內(nèi)部形成缺陷，如裂紋等，在金屬殼體的約束作用下，炸藥膨脹受阻，炸藥內(nèi)部形成復(fù)雜的應(yīng)力場(chǎng)，不均勻的應(yīng)力導(dǎo)致不均勻的應(yīng)變和應(yīng)變率，從而形成各向異性的孔洞分布，且這些損傷會(huì)影響炸藥后期的熱損傷形態(tài)。隨著熱損傷的積累和溫度的升高，微裂紋或空隙將連通，自熱反應(yīng)迅速加劇，最終導(dǎo)致響應(yīng)，傳爆藥在中心處產(chǎn)生點(diǎn)火，點(diǎn)火后裂縫不斷擴(kuò)展形成排氣通道。

圖11 裝藥內(nèi)部裂紋擴(kuò)展示意圖Fig. 11 Schematic diagram of crack propagation inside explosive

對(duì)于炸藥內(nèi)部裂縫的擴(kuò)展，Bobelev 等[10]建立了氣體流入裂縫的理論模型。當(dāng)裂縫長(zhǎng)度為L(zhǎng)時(shí)，反應(yīng)區(qū)在裂縫表面。設(shè)裂縫內(nèi)最初氣體的溫度為Ti0，裂縫外部是溫度為Tg的高溫氣體。氣體流入過程為準(zhǔn)定常的亞聲速流，則空穴內(nèi)外氣體壓力均為p0。Bobelev 等[10]計(jì)算得出流入空穴內(nèi)的氣體流速為

可以看出，當(dāng)壓力增長(zhǎng)速率快、氣體產(chǎn)物溫度高時(shí)，氣體流入就越強(qiáng)，導(dǎo)致裂縫不斷擴(kuò)展。傳爆藥點(diǎn)火時(shí)刻，藥柱中心溫度較高，點(diǎn)火后內(nèi)部壓力的增長(zhǎng)速率較高，氣體流入裂縫增強(qiáng)，當(dāng)有泄壓孔存在時(shí)，由于分解反應(yīng)所產(chǎn)生的高溫氣體沿內(nèi)部裂縫流動(dòng)，逐漸形成排氣通道，并通過泄壓孔將高溫氣體排出，降低了內(nèi)部壓力，因此減緩了響應(yīng)烈度。

3.3 快速烤燃

快速烤燃與慢速烤燃的傳熱方式不同，快速烤燃外部傳熱為火焰輻射傳熱與對(duì)流傳熱。利用火焰?zhèn)鳠崤c溫升模型對(duì)引信的快速烤燃進(jìn)行數(shù)值模擬。火焰?zhèn)魅肴萜魍獗诘臒崃靠梢员硎緸閇11]

式中：q為總傳熱量；qrad為火焰輻射傳熱量；qconv為對(duì)流傳熱量； σ 為斯蒂芬-玻爾茲曼常數(shù)， σ=5.67 ×10-8W/(m2·K4)；A為傳熱面積，m2；F為視角系數(shù)，F(xiàn)=1； εf為火焰輻射率； εs為 引信壁面輻射率；Tf、Ts分別為火焰和引信壁面的溫度，K；hf為對(duì)流換熱系數(shù)。其中，火焰溫度Tf由試驗(yàn)測(cè)得，根據(jù)吳松等[12]的研究，引信壁面輻射率 εs=0.9， 火焰輻射率 εf=0.9。Conolly 等[13]的研究表明，碳?xì)淙剂先紵龝r(shí)火焰對(duì)壁面的對(duì)流換熱系數(shù)在147～611 W/(m2·K)之間。當(dāng)對(duì)流換熱系數(shù)取200 W/(m2·K)時(shí)，引信響應(yīng)時(shí)間為110.3 s，與試驗(yàn)結(jié)果的吻合度較高。圖12 為快速烤燃條件下引信內(nèi)部溫度云圖。

圖12 快速烤燃引信內(nèi)部溫度分布Fig. 12 Internal temperature distribution of a fast cook-off fuse

由于傳爆藥導(dǎo)熱系數(shù)較低，因此火燒條件下傳爆藥內(nèi)部有明顯的溫度梯度分布，即藥柱外表面溫度高，中心處溫度很低，響應(yīng)時(shí)中心溫度基本處于快烤之前的環(huán)境溫度。因?yàn)橐诺撞慷松w較薄，熱量傳輸較快，火燒導(dǎo)致金屬?gòu)?qiáng)度降低，所以傳爆藥從底部點(diǎn)火。

當(dāng)有泄壓孔時(shí)，藥柱外表面化學(xué)反應(yīng)產(chǎn)生的部分氣體通過泄壓孔排出，但是由于化學(xué)反應(yīng)速度越來越快，殼內(nèi)不斷積壓氣體，而殼體底部的強(qiáng)度最低，因此壓力使底部端蓋被剪切破壞。

圖13 為模擬得到的熱通量曲線?？梢钥闯?，引信火燒過程中，輻射熱通量與對(duì)流熱通量均不斷升高，且對(duì)流熱通量始終高于輻射熱通量。因此，在引信的快速烤燃過程中，對(duì)流熱通量起主要作用，輻射熱通量為次要作用。隨著火燒條件的改變，如油池尺寸增大，輻射熱通量逐漸提高。

圖13 熱通量曲線Fig. 13 Heat flux curves

對(duì)比慢速烤燃和快速烤燃時(shí)傳爆藥內(nèi)部溫度可知，兩種試驗(yàn)條件下傳爆藥的溫度梯度相差較大，點(diǎn)火時(shí)刻的壓力增長(zhǎng)情況也有所不同。泄壓孔尺寸取6.00 mm 時(shí)，可以保證傳爆藥在497 K 點(diǎn)火時(shí)只發(fā)生燃燒及以下反應(yīng)而不發(fā)生爆轟，因此將497 K 時(shí)傳爆藥燃燒的壓力增長(zhǎng)速率作為基數(shù)1，得到傳爆藥不同位置的壓力增長(zhǎng)速率比值，如圖14 所示。傳爆藥燃燒的壓力增長(zhǎng)速率與溫度呈非線性關(guān)系，慢速烤燃條件下傳爆藥內(nèi)部的壓力增長(zhǎng)速率比值均小于1，表明傳爆藥點(diǎn)火時(shí)刻壓力增長(zhǎng)速率小于泄壓孔的壓力釋放速率。當(dāng)傳爆藥從中心點(diǎn)火并形成從中心至泄壓孔處的排氣通道時(shí)，內(nèi)部壓力可以平穩(wěn)釋放。快速烤燃條件下，傳爆藥從底部點(diǎn)火，點(diǎn)火處的壓力增長(zhǎng)速率比值大于1，表明點(diǎn)火時(shí)刻的壓力增長(zhǎng)速率大于壓力釋放速率，傳爆藥點(diǎn)火時(shí)刻壓力增長(zhǎng)速率超過泄壓孔釋放速率閾值，導(dǎo)致內(nèi)部壓力上升，壓力升高進(jìn)一步提升了炸藥的燃燒速率，在高溫火焰作用下傳爆管底部強(qiáng)度降低，最終氣體沖破傳爆管底部端蓋。

圖14 點(diǎn)火時(shí)刻傳爆藥壓力增長(zhǎng)速率比值Fig. 14 Ratio of the pressure increase rate of the booster explosive at the moment of ignition

4 結(jié) 論

通過試驗(yàn)研究了緩釋結(jié)構(gòu)作用下裝有FOX-7 炸藥的中大口徑榴彈引信在慢速烤燃和快速烤燃條件下的響應(yīng)特性，得到以下結(jié)論：

(1)泄壓孔尺寸為6.00 mm 時(shí)，泄壓結(jié)構(gòu)可有效降低引信快速和慢速烤燃條件下響應(yīng)的劇烈程度；

(2)慢速烤燃條件下引信點(diǎn)火點(diǎn)為傳爆藥中心，快速烤燃條件下引信點(diǎn)火點(diǎn)為傳爆藥底部；

(3)點(diǎn)火位置的不同導(dǎo)致壓力增長(zhǎng)過程不同，慢速烤燃通過中心點(diǎn)火形成從中心至泄壓孔的排氣通道來釋放內(nèi)部壓力，快速烤燃泄壓孔釋放部分壓力后，剩余壓力導(dǎo)致底部端蓋被沖破。