槍械固定式剛性拋殼機構動作故障機理

方義川， 王永娟， 沙金龍， 倪肖楊， 陸星宇

(1.南京理工大學 機械工程學院， 江蘇 南京 210094； 2.中國兵器工業第208研究所 信息中心， 北京 102202)

0 引言

固定式剛性拋殼機構要求拋殼挺與機匣連成一體，需要在槍機加工時開額外的讓位通槽，由于其結構簡單，拋殼可靠，廣泛應用于各類槍械中。卡殼是槍械的一種常見故障，卡殼會造成武器停射，嚴重影響槍械系統可靠性。因此，建立槍械剛性拋殼機構的數學模型，明確槍械剛性拋殼機構動作故障機理，對于槍械產品拋殼機構設計制造、拋殼機構可靠性建模以及拋殼機構優化設計具有重要的理論參考意義。

現階段對于槍械機構動作的相關研究主要采用虛擬樣機技術。鄒衍等建立了一套自動步槍剛性拋殼可靠性分析與設計流程，通過虛擬樣機模型的仿真研究，給出了各因素對于機構動作可靠性的影響分析。赫雷等借助于多體動力學分析軟件對彈性拋殼機構的拋殼過程進行了動力學仿真分析，得到了不同拋殼挺簧力、不同自動機后坐速度對彈殼運動狀況的影響規律。袁克斌等通過建立拋殼機構的簡化虛擬樣機模型，仿真得到影響拋殼可靠的主要因素并借助軟件編寫神經網絡預測拋殼失效判據，采用蒙特卡洛法抽樣仿真計算拋殼失效概率。余家武通過對生產階段綜合壽命試驗和可靠性試驗故障數據的統計分析，應用失效模式和影響分析(FMEA)和故障樹(FTA)兩種方法，針對卡彈、空膛、卡殼、不抽殼等主要故障進行了分析。孫鎮和對彈性拋殼機構和剛性拋殼機構進行了動力學分析，得到了彈殼與拋殼挺撞擊后彈殼的運動參數、抽殼后槍機的能量損失以及拉殼鉤在拋殼過程中承受的撞擊沖量等參數。Yu等分析了坦克炮拋殼系統的失效機理，建立了彈殼拋出過程的運動學模型，確定了彈殼不能正常拋出的故障判據，利用仿真軟件建立的彈殼拋出過程仿真模型對所建立的運動學模型和故障判據進行了驗證，并評估了在主要影響因素作用下的系統拋殼動作可靠性。

綜合上述槍械剛性拋殼機構動作的相關研究可以看出，傳統槍械剛性拋殼機構建模缺少數學模型，側重影響因素分析但機構動作故障模式和機理并不明確，缺少故障判據和試驗驗證。

本文首先介紹槍械固定式剛性拋殼機構建模的基本假設，基于FMEA方法明確機構的故障模式及影響因素，并針對拋殼動作的各個過程進行數學建模，利用數學模型輸出的機構性能參數結合故障模式給出固定式剛性拋殼機構的動作故障判據，然后基于某小口徑自動步槍的機構參數進行主控因素的故障邊界分析，最后通過試驗驗證數學模型的分析結果并復現故障邊界效應。

1 固定式剛性拋殼機構故障模式與動力學建模

1.1 基本假設

固定式剛性拋殼過程中彈殼的運動分為3個主要階段，一是彈殼與拋殼挺發生撞擊，二是彈殼脫離拉殼鉤約束后的自由轉動，三是彈殼與拋殼窗撞擊。為便于建模計算和分析，作出如下基本假設：

1)研究對象只包括槍機、彈殼、拋殼挺和拋殼窗；

2)槍機和機匣只具有沿槍管軸線方向的平動自由度；

3)拋殼挺、拉殼鉤相對于彈殼底緣中心對稱，將拋殼挺和拉殼鉤構成的平面定義為拋殼平面，彈殼軸線在拋殼平面上運動。槍械固定式剛性拋殼機構的拋殼平面如圖1所示，拋殼平面與水平面夾角設為。

圖1 槍械固定式剛性拋殼機構的拋殼平面示意圖Fig.1 Schematic diagram of the fixedrigid ejection mechanism

1.2 故障模式與影響因素分析

由于工程上更為關注機構動作異常是否造成武器停射，狹義上剛性拋殼機構故障主要是指卡殼。但考慮到槍械的工作過程涉及高溫、低溫、揚塵、浸河水和鹽霧等特種環境，為剛性拋殼機構帶來更大的不確定性，導致卡殼。固定式剛性拋殼機構的故障樹如圖2所示。

圖2 固定式剛性拋殼機構的故障樹Fig.2 Fault tree ofthe fixed rigid ejection mechanism

針對槍械固定式剛性拋殼機構進行FMEA分析，得到其廣義上的故障模式包含以下3個方面：1)卡殼，彈殼與拋殼窗撞擊后回彈至機匣內，彈殼卡在自動機和節套之間，武器停射；2)拋殼路線不合理，彈殼與拋殼窗撞擊后飛出機匣，但不符合彈殼拋出方向位于武器斜前方的基本原則或者拋殼一致性較差，武器不停射；3)拋殼無力，彈殼與拋殼窗撞擊后飛出機匣，但彈殼拋出速度低，拋殼穩定性較差，武器不停射。FMEA結果如表1所示。

表1 FMEA結果Table 1 Failure modes and influencing factors

從表1中可以看出，固定式剛性拋殼機構的影響因素眾多，可分為三類：一是速度參數，主要是指拋殼速度；二是簧力參數，主要是指拉殼鉤簧的剛度和預壓力；三是結構參數，主要是指槍機定位尺寸、拋殼挺拉殼鉤相對位置和上下機匣定位尺寸。結合前述研究得到的結論，簧力參數的影響顯著低于速度參數和結構參數，因此本文將拋殼速度和拋殼窗相對自動機運動的位置作為主要影響因素進行分析。

1.3 固定式剛性拋殼機構動力學建模

1.3.1 彈殼與拋殼挺撞擊

彈殼與拋殼挺在拋殼平面內碰撞的示意圖如圖3所示。假設彈殼與槍機的約束為滑動鉸鏈，彈殼與拋殼挺碰撞后約束自動解除。研究的系統具有3個自由度，取其廣義坐標：為彈殼底平面與槍機前端面夾角，為槍機前端面絕對坐標，為拋殼挺絕對坐標；點和點為彈殼底緣上的對稱點，軸沿槍管軸向方向。

圖3 彈殼與拋殼挺在拋殼平面內碰撞示意圖Fig.3 Impact between the cartridge case and the ejector in the ejection plane

彈殼拋殼挺碰撞系統的系統動能為

(1)

式中：為彈殼動能；為槍機動能；為機匣動能；為彈殼質量；為槍機質量；為機匣質量；為彈殼底緣直徑；為彈殼質心到彈殼底平面的距離；為彈殼的赤道轉動慣量。

對應于廣義坐標、和的廣義沖量、、為

(2)

式中：為碰撞前時刻；為碰撞后時刻；(=1，2，3)為對應于廣義坐標、、的廣義力，=，=-，=，為彈殼與拋殼挺的撞擊力。

對應于廣義坐標的廣義動量為

(3)

(3)式代入撞擊過程的Lagrange方程：

(4)

(5)

式中：為彈殼碰撞前速度；為機匣碰撞前速度；為碰撞后槍機后坐速度；為碰撞后機匣后坐速度；為碰撞后彈殼旋轉角速度。

設彈殼與拋殼挺的撞擊恢復系數為，下標n表示沿撞擊平面法向的投影，則有

=(n-)(-)

(6)

=+×=+×
n=cos-cos

(7)

式中：、分別為圖3中、點的速度；為拋殼挺撞擊面與軸的夾角。由此可得

+-=(-)

(8)

將(5)式、(8)式寫成矩陣形式：

(9)

求解上述方程，得到撞擊過程結束時彈殼旋轉角速度、槍機后坐速度、機匣后坐速度和拋殼挺的撞擊沖量，由此可得彈殼質心的運動速度為

(10)

132 彈殼自由轉動過程

彈殼與拋殼挺撞擊后從彈底窩脫離，作無約束狀態下的自由轉動過程中作如下假設：

1)彈殼無約束飛行模型中不考慮彈殼繞軸線的自旋；

2)彈殼與拋殼窗后擋板內壁碰撞，不考慮拋殼窗厚度；

3)碰撞前考慮彈殼翻轉姿態，碰撞后只求解彈殼質心的飛行速度矢量。

定義原點重合的地面坐標系(GCS)和拋殼坐標系′′′(ECS)，原點為彈殼與拋殼挺碰撞瞬時彈殼質心位置，軸和′軸方向沿槍管軸線方向，沿槍身向后為正，水平面內與軸方向垂直為軸方向，拋殼平面內與′軸方向垂直為′軸方向，沿槍身向外為正，軸和′軸方向均由右手系原則確定。沿軸負方向觀察地面坐標系和拋殼坐標系′′′如圖4所示。

圖4 地面坐標系與拋殼坐標系(沿X軸負方向觀察)Fig.4 GCS and ECS observed along the negative direction of X-axis

由兩個坐標系的定義可知，軸和′軸重合，地面坐標系與拋殼坐標系之間的轉換關系及其轉換矩陣可以通過一次坐標系旋轉求得。地面坐標系與拋殼坐標系之間的關系寫成矩陣形式為

(11)

式中：

(12)

拋殼平面內彈殼與拋殼窗的碰撞如圖5所示。圖5中，為彈殼拋殼窗撞擊點與彈殼質心沿母線方向的距離，為彈殼在撞擊點受到的撞擊沖量。設彈殼拋殼窗撞擊點為，彈殼底緣與拋殼平面的交點為，彈殼口部與拋殼平面的交點為，拋殼窗后部下邊界點為、上邊界點為。彈殼自由飛行的終止條件為線段和相交(點、、、構成的四面體體積為0)，即在拋殼窗坐標系下向量、、構成的混合積為0。

圖5 彈殼與拋殼窗碰撞時刻的各特征點Fig.5 Impact between the cartridge case and the ejection opening in the ejection plane

[]=0

(13)

由此得到拋殼過程彈殼在拋殼平面內的轉動角度和如下：

=

(14)

(15)

式中：為彈殼與拋殼窗撞擊前的轉動時間；′為彈殼質心初始位置與彈殼拋殼窗撞擊點沿′軸方向的距離；′為彈殼質心沿′軸方向的速度分量。

133 彈殼與拋殼窗碰撞

彈殼在撞擊點受到的撞擊沖量可以表示為

=(1-)(′sin+)

(16)

式中：為彈殼與拋殼窗的碰撞恢復系數；′為彈殼質心沿′軸方向的速度分量。

在拋殼平面上，根據動量(矩)定理可以得到彈殼與拋殼窗碰撞后彈殼拋出速度在地面坐標系下沿各坐標軸的分量滿足如下關系：

(17)

拋殼角度為

(18)

2 故障判據與故障邊界分析

2.1 故障判據

通過槍械固定式剛性拋殼機構的模型計算，可得彈殼與拋殼窗碰撞后彈殼在地面坐標系下沿各坐標軸的速度、、，3個參數作為機構的性能參數，直接體現了槍械固定式剛性拋殼機構的動作質量。再結合固定式剛性拋殼機構故障模式給出以下4條故障判據：

判據1：≤0 m/s；

判據4：>，為彈殼斜肩與彈殼一錐的邊界沿母線方向與質心的距離。

2.2 主控因素的故障邊界分析

221 模型的輸入參數

本文以某小口徑自動步槍固定式剛性拋殼機構的結構參數為例，進行主控因素的故障邊界分析和試驗驗證，模型的主要輸入參數如表2所示。

表2 模型的主要輸入參數Table 2 Main input parameters of the mathematical model

222 拋殼速度的影響分析

為探究拋殼速度對于剛性拋殼過程的影響，按照1 m/s的步長計算，拋殼速度范圍在2～10 m/s范圍內，拋殼過程主要參數的部分數值如表3所示。

表3 拋殼速度對拋殼過程主要參數的影響Table 3 Influence of ejecting velocityon main parameters during the ejecting process

由表3可知，彈殼轉動角度和彈殼拋殼窗撞擊點與彈殼質心沿母線方向距離與拋殼速度大小無關，彈殼拋出速度大小沿地面坐標系各個分量與拋殼速度正相關，但彈殼拋出角度不受影響。彈殼轉動角度和決定了彈殼與拋殼窗撞擊時的相對位置，拋殼速度在上述范圍內變化時，理論上彈殼均能按照同樣的初始姿態拋出，拋出的角度相同但速度不同。由故障判據1可知，拋殼速度存在下邊界，其安全區間如圖6所示。

圖6 拋殼速度安全區間Fig.6 Safety interval of ejecting velocity

由圖6可知，彈殼拋出速度與拋殼速度呈線性關系，結合故障判據得到故障邊界下限對應的臨界點坐標為(33 mm，50 mm)，故障邊界下限為=33 m/s，其右側為拋殼速度的安全區間。

223 拋殼窗后擋板位置的影響分析

2231 拋殼窗沿地面坐標系軸方向移動距離Δ的影響

在探究拋殼窗沿地面坐標系軸方向移動距離對于固定式剛性拋殼機構的過程中，拋殼窗初始位置坐標設為0 mm，按照2 mm的步長計算拋殼窗沿地面坐標系軸方向移動距離范圍在-10～6 mm范圍內拋殼過程主要參數的部分數值如表4所示。

由表4可知，隨著拋殼窗沿地面坐標系軸正向不斷移動，彈殼與拋殼窗碰撞前的轉動角度不斷增加，彈殼拋殼窗撞擊點與彈殼質心沿母線方向距離不斷減小，即彈殼與拋殼窗撞擊時的狀態發生變化，撞擊力矩的減小導致拋殼窗對于彈殼的翻轉運動限制效果降低，拋殼窗對于彈殼呈現“欠約束狀態”。同理，隨著拋殼窗沿地面坐標系軸負向不斷移動，拋殼窗對于彈殼呈現“過約束狀態”。因此，拋殼窗沿地面坐標系軸方向移動距離既存在上邊界也存在下邊界，其安全區間如圖7所示。

表4 拋殼窗沿地面X軸方向移動水平距離對 拋殼過程主要參數的影響Table 4 Influence of ΔX on the main parameters during ejection

圖7 ΔX安全區間Fig.7 Safety interval of ΔX

由圖7可知：彈殼拋出速度沿地面坐標系分量和均隨著拋殼窗沿地面坐標系軸正向移動而增大，結合故障判據，得到下臨界點坐標為(-105 mm，0 mm)，上臨界點坐標為(58 mm，0 mm)，下臨界點左側彈殼拋出速度沿地面坐標系軸分量為負，彈殼與拋殼窗撞擊后回彈至機匣內；上臨界點右側彈殼拋出速度沿地面坐標系軸分量為正，彈殼與拋殼窗未進行有效撞擊，使彈殼前拋；拋殼窗沿地面坐標系軸方向移動距離安全區間為上下臨界點之間。

2232 拋殼窗沿地面坐標系軸方向移動距離Δ的影響

在探究拋殼窗沿拋殼窗沿地面坐標系軸方向移動距離對于固定式剛性拋殼機構的影響的過程中，拋殼窗初始位置坐標設為0 mm，按照3 mm的步長計算拋殼窗沿地面坐標系軸方向移動距離范圍在0～15 mm范圍內拋殼過程主要參數的部分數值如表5所示。

表5 ΔY對拋殼過程主要參數的影響Table 5 Influence of ΔY on the main parameters during ejection

由表5可知，隨著拋殼窗沿地面坐標系軸正向不斷移動，彈殼與拋殼窗碰撞前的轉動角度無明顯變化，而此時彈殼的轉動角度接近90°，因此受影響最大，隨著拋殼窗沿地面坐標系軸正向不斷移動而不斷增大，導致拋殼角度減小。從理論上，拋殼窗沿地面坐標系軸負向移動對于降低卡殼故障風險是有利的，但拋殼窗的位置設計需要考慮實際自動機運動的空間，不能與其發生干涉。因此對于典型的固定式剛性拋殼機構，基于理論和試驗驗證的考慮，本文僅討論從其初始位置向外移動的規律。其安全域如圖8所示。

圖8 ΔY安全區間Fig.8 Safety interval of ΔY

由圖8可知，拋殼窗沿地面坐標系軸正向移動直接改變了，的值隨著Δ的增加線性增加，彈殼拋殼窗碰撞點向彈殼口部移動，考慮到彈殼實際尺寸并參考故障判據，確定臨界點坐標為(166 mm，21 mm)，安全區間位于臨界點左側。

3 試驗驗證與結果分析

3.1 試驗裝置

試驗裝置基于某小口徑槍械自動機模擬試驗平臺：運動機構為去除上機匣的某自動步槍自動機組件；拋殼窗沿地面坐標系3個自由度均可調節，調節尺寸可通過標尺確定；動力來源為電機驅動的曲柄滑塊機構撞擊槍機框，調節電機的轉速和曲柄滑塊機構的尺寸即可實現對于自動機運動初始能量的精確控制。消除了采用火藥燃氣驅動帶來的初始能量無法調節且隨機性較大的不利影響。彈殼與拋殼窗的碰撞過程以及后續拋殼路線通過高速攝影系統捕捉。主要裝置如圖9所示。

圖9 試驗主要裝置Fig.9 Main test devices

3.2 故障邊界的試驗驗證

321 拋殼速度安全域的驗證

為驗證理論計算得到的拋殼速度安全域，拋殼窗位置等其他尺寸參數均保持原始狀態，試驗通過改變電機轉速，分別將拋殼速度控制在6 m/s、5 m/s、4 m/s和3 m/s，得到不同拋殼速度下的拋殼路線如圖10所示。

圖10 不同拋殼速度下的拋殼路線Fig.10 Ejecting trajectories under different ejecting velocities

試驗結果中3種拋殼速度下彈殼與拋殼窗接觸瞬間狀態相同，說明在拋殼機構各類尺寸保持不變時，拋殼速度的改變僅影響彈殼與拋殼窗撞擊時的速度，彈殼拋殼窗碰撞點與彈殼質心沿彈殼母線的距離，彈殼轉動角度、彈殼與拋殼窗撞擊點位置等參數均保持不變。但由于彈殼與拋殼窗碰撞后的運動軌跡本質上為拋物線，彈殼拋出速度越快，彈殼飛出拋殼窗后的拋殼路線越接近于直線，彈殼拋出速度越慢，拋殼路線的拋物線特征越為明顯，在彈殼拋出前期出現顯著下墜，拋殼路線質量下降。拋殼速度在安全域內，即拋殼速度為4 m/s、5 m/s和6 m/s時，拋殼路線基本接近于直線，而拋殼速度在安全域外，即拋殼速度為3 m/s時，彈殼軌跡的拋物線特征明顯，在拋殼前期軌跡出現明顯下墜。因此，拋殼速度安全域的理論區間是合理的。

322 拋殼窗位置變化安全域的驗證

由于彈殼在與拋殼窗碰撞前與拋殼窗撞擊點均在拋殼平面內，拋殼窗位置變化本質上存在兩個自由度，即拋殼窗坐標系的′軸方向和′軸方向，為探究拋殼窗位置變化對于剛性拋殼的影響，試驗過程中主要考慮改變地面坐標系下拋殼窗沿軸和軸方向的位置變化，不用改變拋殼窗沿軸方向的位置也可實現對于拋殼窗位置變化影響的探究。

3221 Δ安全域的驗證

試驗過程中，拋殼窗沿軸方向水平距離的初始位置設為原點，以2 mm的移動長度作為一個試驗區間，采集到拋殼窗沿軸方向移動水平距離與拋殼角度的關系如圖11所示。

圖11 ΔX與拋殼角度的關系Fig.11 Relationship between the ejected angle θ* and ΔX

由圖11可知，試驗結果與理論計算得到的規律相同，結合樣本點數據計算最大誤差為10，拋殼窗沿軸方向移動水平距離與拋殼角度近似為線性關系，在-8～6 mm的區間內拋殼角度隨著水平距離的增大而增大。

拋殼窗水平距離的正向邊界效應為拋殼角度在拋殼窗沿軸正向移動一定距離后，拋殼角度不再隨著拋殼窗的水平移動而線性增加，彈殼不再與拋殼窗后擋板碰撞，直接向斜后方飛出。拋殼窗沿地面坐標系軸方向移動距離的正向邊界效應如圖12所示，移動距離在安全域內，即Δ=50 mm時彈殼拋出角度為銳角，為正常拋殼狀態；移動距離在安全域外，即Δ=65 mm時彈殼拋出角度為鈍角，由于拋殼窗的“欠約束”效應，彈殼向后方拋出，不符合向武器斜前方拋殼的基本原則。實際的安全區間邊界應位于50～65 mm之間，與理論計算的上邊界58 mm的最大誤差為138。

圖12 ΔX的正向邊界效應Fig.12 Positive boundary effect of ΔX

同理，拋殼窗水平距離的負向邊界效應為拋殼角度在拋殼窗沿軸負向移動一定距離后，拋殼角度不再隨著拋殼窗的水平移動而線性減小，可能會發生彈殼向內回彈或者與拋殼窗發生二次撞擊的現象。拋殼窗沿地面坐標系軸方向移動距離的負向邊界效應如圖13所示。當Δ=-10 mm時開始出現顯著的負向邊界效應，彈殼向內回彈以及彈殼與拋殼窗發生二次撞擊現象頻繁出現，現象分別如圖13(a)、圖13(b)所示，與理論計算安全域的下邊界=-105 mm基本接近，誤差為5。

圖13 ΔX的負向邊界效應Fig.13 Negative boundary effect of ΔX

理論上處于安全域下邊界之外時會產生卡殼現象，如圖14所示。但試驗發現，在Δ=-10 mm時彈殼也可以拋出機匣外，并不會出現卡殼現象，雖然此時拋殼狀態受拋殼窗“過約束”影響具有顯著的負向邊界效應，但是彈殼向內回彈時會與機框導桿發生撞擊，撞擊力使彈殼拋出，拋殼路線如圖15所示。

圖14 卡殼故障Fig.14 Case jamming failure

圖15 彈殼與機框導桿碰撞Fig.15 Ejecting trajectory under a secondary impact

從試驗的結果來看，卡殼故障的發生主要與拋殼窗水平距離的負向邊界效應相關，彈殼向內回彈和彈殼與拋殼窗發生二次撞擊是造成卡殼故障發生的直接原因。負邊界之外彈殼可能受到槍械其他機構碰撞力的影響，雖然可以將彈殼拋出，但拋殼不確定性大，拋殼路線隨機性大，可靠性差，并不符合拋殼路線一致性要求。

3222 Δ安全域的驗證

試驗過程中，拋殼窗沿地面坐標系軸方向移動的初始位置設為原點，以3 mm的移動長度作為一個試驗區間，采集到拋殼窗沿軸方向移動距離與拋殼角度的關系如圖16所示。

圖16 ΔY與拋殼角度的關系Fig.16 Relationship between the ejected angle θ* and ΔY

由圖16可知：試驗結果與理論計算得到的規律吻合，結合樣本點數據計算最大誤差為15，拋殼窗沿軸方向移動距離與拋殼角度負相關，在0～15 mm的區間內拋殼角度隨著移動距離的增大而減小；Δ=16 mm時，彈殼拋殼窗撞擊點位于彈殼斜肩起點處，靠近彈殼口部，翻轉力矩過大，碰撞后不確定性增加，彈殼易與拋殼窗前端發生二次撞擊；Δ=20 mm時，從拉殼鉤中脫離的彈殼無法與拋殼窗發生接觸，彈殼直接向后無約束飛出。拋殼窗水平距離的邊界效應如圖17所示。從試驗結果來看，彈殼拋殼窗撞擊點位于彈殼斜肩起點處的臨界點Δ=16 mm和理論計算安全域的上邊界166 mm接近，誤差為372。

圖17 拋殼窗水平距離ΔY的邊界效應Fig.17 Boundary effect of ΔY

4 結論

本文針對槍械固定式剛性拋殼機構動作故障機理，分析其故障模式和影響因素并建立動力學模型，以某小口徑自動步槍的固定式剛性拋殼機構結構參數為例，針對主控因素進行故障邊界分析，并搭建試驗平臺進行驗證。得到主要結論如下：

1)通過理論模型計算得到的性能指標，能夠結合故障判據計算拋殼速度和拋殼窗位置的故障邊界，理論結果與試驗數據的最大誤差為15，可用于機構可靠性建模。

2)拋殼速度僅存在下邊界，小口徑自動武器的拋殼速度在=33 m/s以上能顯著降低拋殼路線前期的拋物線特征，拋殼速度越大，拋殼路線質量越高。

3)拋殼窗位置存在顯著的雙向邊界效應：Δ正負方向主要表現為拋殼窗對于彈殼的“欠約束”效應和“過約束效應”；Δ正負方向主要表現為彈殼與拋殼窗撞擊點位置變化。

4)彈殼向內回彈和彈殼二次撞擊是造成卡殼故障發生的直接原因，主要與Δ負向邊界效應有關。