熱身管下小口徑槍彈彈頭殼材料對其膛內運動的影響規律

黃陳磊， 蔣明飛， 陳莉， 李忠新， 吳志林

(南京理工大學 機械工程學院， 江蘇 南京 210094)

0 引言

近年來，射擊訓練過程中95-1型自動步槍在多發射擊之后常出現身管溫度異常、射彈散布顯著增大的現象，對槍械作戰效能造成了較大影響。彈頭殼作為保持彈頭外形，同時連接各部件、賦予彈頭旋轉運動作用的關鍵部件，其在內彈道過程中具有重要的作用。隨著世界軍事裝備發展的不斷更新以及戰場形式的不斷變化，對于火力壓制及火力保持的需要，武器連續射擊需求變得越來越突出。如何在連續射擊情況下保證穩定的彈丸彈道性能變得尤為重要，解決這一問題的關鍵是能夠正確認識不同彈頭殼材料對于熱身管中彈丸運動的影響。

隨著熱散現象的突出，國內外學者對此進行了研究。劉國慶等、劉國慶開展了身管重力預彎曲作用下彈丸膛內運動的研究，結合彈頭擠進過程，分析了彈頭受力、應力/應變分布、有無重力作用下的槍口振動與彈頭膛內擺動。樊黎霞等建立了彈丸擠進槍管的有限元分析模型，采用動態顯式算法和網格自適應技術，模擬了鉛芯彈丸擠進過程，分析了彈頭膛線壓痕形成過程和材料流動情況。陸野等建立了不同坡膛角下考慮槍管及彈頭結構特性、本構非線性等因素的三維有限元模型，求解獲得了以坡膛角和擠進位移為變量的擠進阻力計算公式。沈超等對大口徑機槍內膛損傷對彈丸擠進、膛內運動和出膛口狀態的影響進行了研究，發現了彈頭外彈道飛行穩定性降低與槍管壽終的3個主要原因。程洋洋對彈頭擠進不同截面形狀槍管膛線過程中的動態應力進行了研究，發現矩形膛線下的彈頭擠進阻力最高。劉佳等對彈藥因素影響下的5.8 mm步槍射擊精度因素進行了試驗研究，提出影響5.8 mm步槍初速及最大膛壓影響程度的大小依次為裝藥量、球扁藥弧厚、彈頭質量。藍維彬建立了不同狀態下彈頭擠進膛線過程、內彈道運動過程的仿真模型，并進行了試驗驗證。陳川琳等采用高速攝影和陰影照相相結合的方法，開展了某5.8 mm步槍彈膛口流場運動特性的研究，獲得了彈頭在膛口流場中的受力和運動規律，發現彈頭在膛口流場中的運動非全程加速，冠狀氣團、火藥核心射流的作用為彈頭速度變化的主要原因，且軸向力轉變時彈頭底部仍存在彈底激波。楊宇召等通過數值模擬研究了彈頭擠進過程以及彈頭在膛內運動姿態，分析了銅被甲彈頭在不同溫度下的擠進阻力、材料流動及變形，發現身管溫度升高帶來銅彈頭殼表層熔化及彈丸膛內攻角增大。Smith等對4種候選身管結構進行了多發射擊之后的材料金相研究，研究發現身管材料和成形技術的變化似乎對身管內表面的加熱效應沒有影響。Celmins對M855彈的跳動特性和系統精度進行了系統的量化分析，并將彈丸跳動分為靜態指向角、槍口指向角、槍口側向速度、重心跳動、氣動跳動五部分。上述研究主要集中分析彈丸擠進段及后效期的彈丸運動，對擠進結束到出膛時刻之間的彈丸運動研究較少，且關于不同彈頭殼材料對彈丸膛內運動及射擊散布影響的研究未見報道。因此，開展熱身管下彈丸彈頭殼材料對其膛內運動情況影響的研究，有利于分析彈丸在膛內運動尤其是熱身管中運動的實際情況，對提高小口徑彈丸連續射擊精度具有重要的軍事意義。

本文選用5.8 mm槍彈為研究對象，基于傳熱學基本原理，借助有限元仿真手段建立了多物理場耦合下彈頭膛內運動模型，分析了熱身管下不同彈頭殼材料對膛內運動的影響規律，并通過射擊試驗進行驗證，力求為輕武器彈藥設計與優化提供理論參考。

1 數值仿真模型

為準確研究彈頭殼材料對熱身管狀態下彈頭運動狀況的影響，利用有限元仿真軟件Abaqus，建立彈頭膛內運動有限元模型，開展身管熱分析及彈丸非線性顯式動力學分析。射擊過程中，單發彈頭運動對身管溫度場影響較小，采用多物理場順序耦合方法，優先進行多發射擊下的身管傳熱計算，獲得較為準確的身管三維溫度場分布，并將結果作為溫度邊界條件進行彈丸膛內運動顯式動力學分析，實現熱身管中不同彈頭殼材料情況下的彈頭膛內運動分析模型的構建。

1.1 仿真分析流程

仿真分析流程如圖1所示，即

圖1 分析流程圖Fig.1 Analysis flow chart

1)建立身管/彈頭CAD模型，并對幾何結構進行簡化，以減少計算時間；

2)定義身管/彈頭幾何模型材料類型、劃分網格和設置邊界條件；

3)通過Abaqus軟件中的Heat Transfer模塊計算多發射擊后的身管溫度場；

4)將多發射擊后的身管溫度場作為溫度邊界條件載入，在此基礎上對彈丸施加載荷，進行顯式動力學分析(Abaqus-Explicit)；

5)進行后處理，輸出數據。

1.2 模型基本假設

模型建立基本假設如下：

1)彈頭各部分材料均為各向同性材料；

2)身管僅考慮彈性變形，彈頭殼材料考慮彈塑性變形和損傷失效，其屈服強度滿足Mises屈服準則；

3)考慮身管和彈頭殼材料的熱物理特性影響；

4)不考慮槍管后坐，忽略彈頭前端空氣對彈頭運動的影響；

5)膛內運動時間短暫，忽略彈頭運動產生的熱影響；

6)不同彈頭殼材料彈頭所受膛壓情況相同；

7)覆銅鋼彈頭殼和銅彈頭殼彈頭在膛內運動過程中與身管的摩擦系數相同。

1.3 控制方程

內彈道過程中，彈頭在高溫高壓火藥燃氣推動下，短時間內會與身管發生碰撞、摩擦等行為。為準確研究該瞬時、動態、大變形過程，系統控制方程可表示為

(1)

時刻速度和加速度采用中心差分法可表示為

(2)

(3)

式中：Δ表示時間增量。

將(2)式、(3)式代入(1)式中，可得

(4)

(5)

(6)

1.4 接觸算法

接觸算法選用罰函數法，在接觸面施加節點法向力避免侵徹，法向力可定義為

=-

(7)

式中：為侵入距離(當<0時發生侵徹；當≥0時不發生侵徹)；為主面單元的接觸剛度；為主面接觸單元的法向單位向量。未發生侵徹時，接觸算法不進行計算。

1.5 材料模型與參數

彈頭膛內運動時，受到瞬時高溫高壓氣體作用，彈頭殼、鉛套等組件經歷高應變率、材料溫升、熱軟化、應變強化等非線性力學狀態，身管材料采用溫度變化相關的材料參數，彈頭殼和鉛套選用可描述材料熱黏性行為的Johnson-Cook本構模型，其材料參數分別如表1～表4所示。

表1 銅彈頭殼材料力學參數及熱性能參數Table 1 Mechanical and thermal parameters of copper jacket material

表2 鉛套材料力學參數及熱性能參數Table 2 Mechanical and thermal parameters of lead sheath material

表3 覆銅鋼材料力學參數及熱力學參數Table 3 Mechanical and thermal parameters of copper clad steel

表4 身管材料力學參數及熱力學參數Table 4 Mechanical and thermal parameters of barrel

Johnson-Cook本構模型可表示為

(8)

Johnson-Cook失效準則通過損傷參數(其值在0～1范圍內，初始時=0，材料發生失效時=1)描述損傷度，可表示為

(9)

式中：Δ為等效塑性應變增量；為材料失效應變。

材料失效應變可表示為

(10)

失效模型利用累計損傷表征材料的破壞描述材料剛度下降，單元損傷定義為

(11)

1.6 換熱系數的確定

身管在射擊過程中的溫度場對彈丸在膛內的運動狀態具有明顯的影響，采用一種新的熱- 化學方法來計算身管內外表面各階段的換熱系數，具體如下：

1)內彈道時期和后效期，膛內強制對流換熱系數：

(12)

2)空冷期膛內自然對流換熱系數：

(13)

3)身管外壁與周圍的傳熱在內彈道、后效期和空冷期3個階段都是自然對流換熱和輻射換熱的綜合，綜合換熱系數為

(14)

式中：為導熱系數；為努塞爾特數；為重力加速度；為槍管口徑；為火藥氣體導熱系數；為火藥氣體速度；為火藥氣體密度；p為火藥氣體比定壓熱容；為火藥氣體的動力黏度；為空氣導熱系數；為空氣運動黏度；為體膨脹系數；p為空氣比定壓熱容；為空氣動力黏度；、為格拉曉夫相關系數；為槍管外徑；為槍管外壁溫度；為槍管有效輻射率；為絕對黑體輻射系數；為空氣輻射率。

1.7 幾何模型建立與網格劃分

結合95-1式自動步槍身管結構，建立彈槍三維有限元模型，彈丸膛內運動初始狀態如圖2所示。身管內膛部分包括彈膛、坡膛和線膛三部分，彈頭由彈頭殼、鉛套和鋼芯組成。初始狀態時，彈頭與坡膛之間存在一定間隙，彈頭運動一段自由行程后，其弧形部與坡膛接觸進入擠進階段，待彈頭完全擠進線膛后，將沿身管軸線運動至膛口。

圖2 彈丸膛內運動初始狀態Fig.2 Initial state of the in-bore motion of the projectile

借助HyperMesh軟件，選用C3D8RT六面體熱力耦合單元對有限元模型進行網格劃分，并開展傳熱和膛內運動分析模型的網格無關性驗證。為平衡計算時間和保證計算精度，身管網格數量為1 271 686，彈頭網格數量為413 369，坡膛和線膛區域網格劃分如圖3和圖4所示。由于不考慮彈頭離開藥筒的過程，彈膛部分結構做出適當簡化。

圖3 坡膛區域網格Fig.3 Mesh of forcing cone

圖4 線膛網格Fig.4 Mesh of rifling

1.8 邊界條件及約束

內彈道過程中，在火藥燃氣作用下，彈頭在膛內不斷向前運動。由內彈道理論可知，彈頭底部壓力和膛底壓力具有如下關系：

(15)

式中：為發射藥質量；為次要功系數；為彈頭質量。

為考慮多發射擊后，身管溫度對不同彈頭殼材料的彈頭膛內運動的影響，采用一種新的熱-化學方法計算身管溫度場，計算時將射擊后的身管溫度作為溫度邊界條件，身管尾部通過與地面固接的方式施加約束，與實際中身管在尾部與機匣連接方式保持一致。彈頭與身管之間的接觸設置采用general contact，接觸算法采用罰函數法。

2 試驗與驗證

為獲得熱身管下彈頭膛內運動規律，按照國家軍用標準GJB 3484—1998槍械性能試驗方法進行一個冷卻周期內的射擊試驗。試驗采用95-1式自動步槍作為發射裝置，選用H90銅、F11覆銅鋼彈頭殼材料的58 mm步槍彈為殺傷元，共射擊30發。發射裝置和殺傷元分別如圖5、圖6所示，槍彈具體參數如表5所示。本文試驗借助紅外熱像測溫儀(FLIR S65，靈敏度008 ℃，測試精度±2 ℃或±2)測量身管外壁溫度，通過光電靶測量槍彈膛口初速，試驗原理圖如圖7所示。

圖5 發射裝置Fig.5 Firing device

圖6 5.8 mm槍彈Fig.6 5.8 mm bullet

表5 槍彈參數Table 5 Bullet parameters

圖7 試驗原理Fig.7 Schematic diagram of the test

試驗環境溫度為16 ℃，采用常溫壽命試驗射擊方法，即單發、點射、連發相結合的方式，3種方式射彈量分別為10、70、20，各射擊方式間隔時間1～2 s。

圖8中，AR02、AR06分別為導氣孔、膛底位置，由于射擊過程中存在導氣和換彈，造成這兩個區域產生額外的氣體流動，導致換熱系數無法準確模擬換熱情況。為保證結果的可對比性，選取AR01、AR03、AR04及AR05位置處按照射擊規范射擊30發之后的身管外表面溫度進行比較，仿真結果如圖9所示，試驗與仿真對比結果如表6、表7所示。

圖8 紅外熱成像儀測試表面示意圖Fig.8 Schematic diagram of the tested surface using infrared thermal imager

圖9 身管溫度仿真結果Fig.9 Simulation results of barrel temperature

表6 身管溫度仿真值與試驗值Table 6 Test results of barrel temperature

由表6、表7可見，身管AR01、AR03、AR04及AR05位置處溫度仿真值分別為1602 ℃、1591 ℃、1635 ℃及1522 ℃，試驗值分別為1427 ℃、1438 ℃、1502 ℃及1346 ℃，相對誤差分別為123、106、89及130；彈頭殼材料為H90銅、F11覆銅鋼時，冷槍狀態下出膛口速度仿真值分別為8862 m/s、9092 m/s，試驗值分別為8947 m/s、9491 m/s，相對誤差分別為095、42。對比可知，傳熱和膛內運動分析模型仿真值與實測值誤差較小，一致性較好，可準確描述彈頭在熱身管中的運動規律。

表7 不同彈頭殼彈頭出膛口速度 仿真值與試驗值Table 7 Test results of bullet velocity

3 結果分析與討論

為獲得彈頭殼材料對熱身管中彈頭膛內運動的影響規律，在數值仿真和試驗的基礎上，選取彈頭殼材料為H90銅、F11覆銅鋼的步槍彈，分析身管溫度為室溫、射擊30發后、射擊60發后3種條件下彈頭膛內擺動角、出膛速度和膛內運動時間變化情況，并進行對比研究。

3.1 彈頭殼材料對熱身管中彈頭膛內擺動角的影響

為描述彈丸膛內運動，引入坐標系如圖10所示。圖10中：

圖10 坐標系定義Fig.10 Definition of the coordinate system

為平動坐標系，原點在彈丸質心；在彈丸初始位置，軸沿點處身管軸線的切向指向槍口；軸在鉛垂面內垂直軸向上；軸由右手法則確定；各坐標軸的方向不變。該坐標系主要用于作為確定彈丸方位的基準。

′為靜止坐標系，固結在坐標系的初始位置；軸、軸、軸分別平行于軸、軸、軸。該坐標系用于確定彈丸的速度和方位。

為彈軸坐標系，原點在彈丸質心；軸沿彈丸幾何縱軸指向彈頭；軸在鉛垂面內垂直于軸向上；軸由右手法則確定。該坐標系用于確定彈軸的方位以確定膛內擺動角。

彈軸坐標系可由平動坐標系經兩次旋轉而得。第1次由坐標系繞軸正向右旋角到達′位置；第2次是′繞軸負向右旋角到達位置。從而定義膛內高低擺動角和側向擺動角，如圖11所示。圖11中，高低擺動角為彈軸在平面上的投影與軸的夾角，當彈軸在該軸上方時為正；側向擺動角為彈軸與平面的夾角，彈軸在該平面的右側為正。

圖11 膛內擺動角定義Fig.11 Definition of the in-bore swing angle

圖12(a)、圖12(b)分別為H90銅、F11覆銅鋼彈頭殼材料彈丸在身管溫度條件為室溫下的膛內高低擺動角、側向擺動角變化曲線。

圖12 室溫條件下彈頭膛內擺動角變化曲線Fig.12 Swing angle of projectile under room temperature

由圖12(a)可知：室溫條件下，H90銅、F11覆銅鋼彈頭殼彈頭在初始階段均向下擺動，在0305 ms H90銅彈頭殼彈頭高低擺動角達最大值0214 mrad；在0322 ms F11覆銅鋼彈頭殼彈頭高低擺動角達最大值0181 mrad，如點、′所示。在0983 ms H90銅彈頭殼彈頭高低擺動角達最小值-0106 mrad；在0886 ms F11覆銅鋼彈頭殼彈頭高低擺動角達最小值-0193 mrad，如點、′所示。出膛時2種彈頭高低擺動角分別為-0076 mrad、0182 mrad，如點、′所示。圖12(b)中點、、分別表示H90銅彈頭殼彈頭向右擺動最大、向左擺動最大和出膛位置的彈丸膛內側向擺動角，分別為0137 mrad(0989 ms)、-0050 mrad(0449 ms)和0083 mrad(1019 ms)。圖12(b)中點′、′、′分別給出了F11覆銅鋼彈頭殼彈頭向右擺動最大、向左擺動最大和出膛位置的彈丸膛內側向擺動角，分別為0221 mrad(0673 ms)、-0188 mrad(0472 ms)和-0178 mrad(1005 ms)。

圖13(a)、圖13(b)分別為H90銅、F11覆銅鋼彈頭殼材料彈丸在身管溫度條件為射擊30發后的膛內高低擺動角、側向擺動角變化曲線。

圖13 射擊30發后彈頭膛內擺角變化曲線Fig.13 Swing angle of projectile after 30 rounds

由圖13(a)可知，在射擊30發的身管溫度條件下，H90銅、F11覆銅鋼彈頭殼彈頭在初始階段均向下擺動，在0344 ms H90銅彈頭殼彈頭高低擺動角達最大值0226 mrad；在0775 ms F11覆銅鋼彈頭殼彈頭高低擺動角達最大值0191 mrad，如點、′所示。在06 ms H90銅彈頭殼彈頭高低擺動角達最小值-024 mrad；在0897 ms F11覆銅鋼彈頭殼彈頭高低擺動角達最小值-024 mrad，如點、′所示。出膛時2種彈頭高低擺動角分別為-0089 mrad、0322 mrad，如點、′所示。圖13(b)中點、、分別表示H90銅彈頭殼彈頭向右擺動最大、向左擺動最大和出膛位置的彈丸膛內側向擺動角，分別為0196 mrad(0686 ms)、-0213 mrad(0497 ms)和-008 mrad(1022 ms)。圖13(b)中點′、′、′分別給出了F11覆銅鋼彈頭殼彈頭向右擺動最大、向左擺動最大和出膛位置的彈丸膛內側向擺動角，分別為0272 mrad(0952 ms)、-0191 mrad(0833 ms)和0183 mrad(1003 ms)。

圖14(a)、圖14(b)分別為H90銅、F11覆銅鋼彈頭殼材料彈丸在身管溫度條件為射擊60發后的膛內高低擺動角、側向擺動角變化曲線。

圖14 射擊60發后彈頭膛內擺角變化曲線Fig.14 Swing angle of projectile after 60 rounds

由圖14(a)可知，在射擊60發的身管溫度條件下，H90銅、F11覆銅鋼彈頭殼彈頭在初始階段均向下擺動，在0788 ms H90銅彈頭殼彈頭高低擺動角達最大值0213 mrad；在0748 ms F11覆銅鋼彈頭殼彈頭高低擺動角達最大值0179 mrad，如點、′所示。在0644 ms H90銅彈頭殼彈頭高低擺動角達最小值-0235 mrad；在0874 ms F11覆銅鋼彈頭殼彈頭高低擺動角達最小值-0179 mrad，如點、′所示。出膛時2種彈頭高低擺動角分別為0198 mrad、0091 mrad，如點、′所示。圖14(b)中點、、分別表示H90銅彈頭殼彈頭向右擺動最大、向左擺動最大和出膛位置的彈丸膛內側向擺動角，分別為0221 mrad(0558 ms)、-0275 mrad(0989 ms)和-0254 mrad(1024 ms)。圖14(b)中點′、′、′分別給出了F11覆銅鋼彈頭殼彈頭向右擺動最大、向左擺動最大和出膛位置的彈丸膛內側向擺動角，分別為0181 mrad(0937 ms)、-0178 mrad(0811 ms)和0022 mrad(1004 ms)。

由上述分析可知，常溫條件下F11覆銅鋼彈頭殼彈頭膛內側向擺動角、高低擺動角(除膛底外)均大于H90銅彈頭殼彈頭；射擊30發后，身管基體溫度達到了150～200 ℃，在靠近身管口部位置F11覆銅鋼彈頭殼彈頭膛內擺動角比H90銅彈頭殼彈頭略大，膛內其他位置覆銅鋼彈頭殼彈頭膛內擺動角均小于銅彈頭殼彈頭；在射擊60發的身管溫度條件下，H90銅彈頭殼彈頭的膛內擺動角均大于F11覆銅鋼彈頭殼彈頭。綜上所述，隨著身管溫度的增加，銅彈頭殼彈頭膛內擺動角增幅明顯；F11覆銅鋼彈頭殼彈頭較H90銅彈頭殼彈頭膛內擺動角增加量小，具有較好的膛內運動穩定性。

3.2 彈頭殼材料對熱身管中彈頭出膛速度的影響

圖15給出了H90銅和F11覆銅鋼彈頭殼彈頭在室溫、射擊30發后、射擊60發后3種身管溫度條件下出膛速度的情況。

圖15 不同彈頭殼材料彈丸不同溫度條件下出膛速度圖Fig.15 Exit velocities of projectiles with different jacket materials under different barrel temperatures

由圖15可知，在相同壓力條件下，H90銅彈頭殼彈頭較F11覆銅鋼彈頭殼彈頭略重，且常溫下F11覆銅鋼彈頭殼彈頭完全擠進膛線后回彈效果相較H90銅彈頭殼彈頭差，正壓力較小，產生的摩擦力偏小，出膛速度較H90銅彈頭殼彈頭高23 m/s；在射擊30發后，身管溫度場的升高導致彈頭膛內擺動角增大，增加了彈頭與身管的摩擦，造成2種材料彈頭出膛速度降低，H90銅彈頭殼彈頭和F11覆銅鋼彈頭殼彈頭出膛速度分別降低了22 m/s和07 m/s；在射擊60發后，H90銅彈頭殼彈頭的膛內擺動角不斷增大，F11覆銅鋼彈頭殼彈頭膛內擺動角基本不變，由于身管傳熱的作用，2種彈頭殼剛度降低，使摩擦力減小，因此H90銅彈頭殼彈頭出膛速度降低了18 m/s，F11覆銅鋼彈頭殼彈頭出膛速度增加了14 m/s。

可見，在室溫、射擊30發后、射擊60發后條件下，F11覆銅鋼彈頭殼彈頭出膛速度均大于H90銅彈頭殼彈頭。隨著身管溫度的升高，F11覆銅鋼彈頭殼彈頭出膛速度變化較H90銅彈頭殼彈頭更穩定。

3.3 彈頭殼材料對熱身管中彈頭膛內運動時間的影響

H90銅彈頭殼彈頭和F11覆銅鋼彈頭殼彈頭在室溫、射擊30發后、射擊60發后3種身管溫度條件下膛內運動時間對比如圖16所示。

圖16 不同彈頭殼材料彈丸不同溫度條件膛內運動時間Fig.16 In-bore moving time of projectiles with different jacket materials under different barrel temperatures

從圖16可知，H90銅彈頭殼彈頭在熱身管中膛內運動擺動角較常溫時增大，增加了膛內摩擦力，造成了膛內運動時間隨身管溫度升高而增大，在30發和60發身管溫度條件下，膛內運動時間分別增加了26 μs和47 μs。F11覆銅鋼彈頭殼彈頭在射擊30發后，膛內擺動角變化較小，彈頭殼剛度降低，造成膛內所受摩擦力減小，彈頭加速度增大，膛內運動時間相較常溫時減小了17 μs；射擊60發后，F11覆銅鋼彈頭殼彈頭膛內擺動角增加，膛內摩擦力相較射擊30發后增大，膛內運動時間增加，與常溫時相較仍減小08 μs。

由上述分析可知，隨著身管溫度的升高，H90銅彈頭殼彈頭膛內運動時間不斷增大，F11覆銅鋼彈頭殼彈頭膛內運動時間變化不大。

4 結論

本文針對95-1自動步槍射擊過程中槍管溫度過高、射擊精度下降的現象，選用某58 mm槍彈為研究對象，基于傳熱學基本原理，借助有限元仿真手段，建立多物理場耦合下彈頭膛內運動模型，分析熱身管下不同彈頭殼材料對膛內運動的影響規律。得出如下主要結論：

1)H90銅彈頭殼彈頭在室溫情況下膛內擺動角較小，隨身管溫度的增加，膛內擺動角增加明顯；F11覆銅鋼彈頭殼彈頭在室溫情況下膛內擺動角略大，但隨身管溫度的增加，膛內擺動角增加不明顯。

2)在相同壓力條件下，H90銅彈頭殼彈頭出膛速度略低于F11覆銅鋼彈頭殼彈頭，隨身管溫度升高，H90銅彈頭殼彈頭出膛速度降低，F11覆銅鋼彈頭殼彈頭出膛速度增大。

3)隨身管溫度升高，H90銅彈頭殼彈頭膛內運動時間增加，F11覆銅鋼彈頭殼彈頭運動時間變化不大。