丁鴻銘, 卓長飛, 陳浩田, 臺經(jīng)華

(南京理工大學(xué) 機械工程學(xué)院，江蘇，南京 210094)

固體火箭推進劑的點火是固體火箭發(fā)動機工作成敗的關(guān)鍵，將直接影響發(fā)動機工作性能. 因此，固體火箭發(fā)動機的點火裝置是其最重要的裝置，是整個發(fā)動機工作過程中最危險最容易發(fā)生故障的部件[1-3]. 固體火箭發(fā)動機點火過程時間及其短暫，采用實驗的方法無法對其故障原因進行精確分析，通過計算機仿真的方法對發(fā)動機點火過程進行數(shù)值研究，分析發(fā)動機點火失效的原因，進行后續(xù)的設(shè)計和改裝，最終滿足發(fā)動機點火設(shè)計的要求.

國外針對固體火箭發(fā)動機點火研究已經(jīng)半個多世紀(jì)，其中Luker G D等[4]通過研究點火燃氣與推進劑表面間傳熱方式，得出點火藥燃氣和推進劑藥柱表面之間的傳熱公式. 國內(nèi)王健儒等[5]通過質(zhì)量流率入口模擬初期小火箭式點火裝置的火焰噴射方式對整個的點火過程進行數(shù)值研究，對點火藥點燃小型固體火箭發(fā)動機過程進行簡化，忽略點火藥顆粒與小型固體火箭發(fā)動機點火延遲時間. 趙汝巖等[6]采用質(zhì)量流率入口噴射高溫高壓氣體的方式對點火裝置點火過程進行模擬，其曲線由壓強曲線通過等效容積換算得來. 尹自賓[7]通過假設(shè)點火具質(zhì)量流量正比實驗測定發(fā)動機頭部的壓強推出點火藥燃氣的質(zhì)量流率，忽略了點火藥顆粒點火瞬態(tài)過程，因此無法較為準(zhǔn)確的模擬點火瞬態(tài)過程. 袁濤等[8]試驗驗證PVC 塑料、單根單孔管裝藥和不同藥量裝填發(fā)動機進行試驗，通過傳感器測得實時壓力試驗結(jié)果得出點火藥量和最大壓強近似符合指數(shù)關(guān)系. 由于實驗手段及實驗測量設(shè)備存在的局限性，獲得數(shù)據(jù)有限，僅對點火壓強進行測量. 相對于實驗而言，點火瞬態(tài)過程數(shù)值模擬研究可得數(shù)據(jù)較多，但是由于計算過程過于復(fù)雜，目前大多數(shù)數(shù)值模擬對計算模型進行了大量簡化，將點火器出口設(shè)為氣體的質(zhì)量流率出口[9-10]，忽略點火藥顆粒點火過程燃氣傳播、化學(xué)反應(yīng)和點火藥顆粒對推進劑藥柱的影響. 然而真實的點火過程應(yīng)該是點火頭引燃局部點火藥顆粒，點火藥顆粒產(chǎn)生的初始高溫燃氣傳播至整個點火藥盒內(nèi)點燃剩余點火藥顆粒噴入燃燒室內(nèi)點燃推進劑藥柱. 關(guān)于這方面研究暫未見報道. 因此，有必要深入開展對點火藥顆粒流動與燃燒研究.

本文采用顆粒軌道模型+UDF接口二次開發(fā)對推進劑表面加質(zhì)，建立了點火藥顆粒點火過程的燃燒與流動模型，著重分析了點火藥顆粒點火傳播過程及其對推進劑藥柱點火瞬態(tài)過程的影響，對比不同點火藥量對推進劑藥柱的影響，為固體火箭發(fā)動機的點火設(shè)計和藥型結(jié)構(gòu)進一步優(yōu)化提供參考.

1 計算模型

1.1 發(fā)動機模型

如圖1，發(fā)動機燃燒室直徑為80 mm，長度約為880 mm，喉道直徑24.5 mm，噴管出口直徑66 mm. 主裝藥為自由裝填管裝藥，改性雙基推進劑，藥柱內(nèi)徑28 mm，外徑58 mm，長度730 mm. 點火器采用金屬點火藥盒形式,點火藥盒長30 mm、直徑30 mm，其通過螺紋安裝在發(fā)動機頭部位置，本文選用的點火藥為2#黑火藥，顆粒直徑1 mm，噴管堵蓋采用鋁片式通過外螺紋固定在發(fā)動機尾部,本文設(shè)堵蓋打開壓力為4 MPa.

由于固體火箭發(fā)動機模型為軸對稱，為了減少計算量，本文采用軸對稱2維結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，同時在發(fā)動機壁面附近、藥柱邊緣進行網(wǎng)格加密，提高計算精度，模型共有35 266個網(wǎng)格.

1.2 數(shù)學(xué)模型

為了方便計算，對模型作如下假設(shè)：

① 在計算中不考慮推進劑藥 柱在點火瞬態(tài)過程的結(jié)構(gòu)變形和耦合關(guān)系；

② 由于點火過程與整個發(fā)動機工作過程相比時間短暫，故點火瞬態(tài)不計推進劑藥柱的侵蝕燃燒，忽略發(fā)動機內(nèi)因推進劑燃燒造成的容積和推進劑藥柱表面積的變化，且其燃速只與當(dāng)?shù)貕簭娪嘘P(guān)；

③ 采用動態(tài)溫度點火方式，即相對于通用取燃面附近流體單元溫度達到恒定點火溫度作為點燃判據(jù)而引入的定義. 根據(jù)裝藥的基本性能參數(shù)本文設(shè)定推進劑表面點火溫度為700 K.

1.3 氣相控制方程

氣體的質(zhì)量守恒方程為

(1)

氣相的動量方程為

(2)

式中:G為體積力；σ為黏性應(yīng)力張量.

基于Boussinesq假設(shè)，氣相黏性系數(shù)μ由層流黏性系數(shù)μL和湍流黏性系數(shù)μT組成：

μ=μL+μT,

(3)

μT由湍流模型給出；μL為

(4)

式中:Mg為氣相摩爾質(zhì)量；T為燃氣溫度.

氣相熱導(dǎo)率為

k=cpμ/Pr,

(5)

式中:cp為氣相比定壓熱容；Pr為普朗特常數(shù).

氣相的能量守恒方程為

(6)

式中:I為內(nèi)能；J為熱通量項，包括熱傳導(dǎo)項和焓擴散項.

1.4 顆粒相控制方程

由于點火藥顆粒密度較空氣大得多，故只考慮作用在顆粒上的阻力，在拉格朗日坐標(biāo)系下，顆粒瞬時動力學(xué)方程為

(7)

(8)

式中：Xsi為顆粒在燃燒室中的位置分量；vgi為i方向氣相的時均速度分量；v′gi為方向氣相的脈動速度分量；vsi為i方向顆粒相的瞬時速度；FD為顆粒所受阻力.

1.5 燃數(shù)公式

根據(jù)大量實驗基礎(chǔ)上總結(jié)的燃速定律，本文采用指數(shù)燃速定律，推進劑燃速公式為

r=0.000 082 6p0.314,

(9)

式中：p的單位為Pa,燃數(shù)r單位為m/s.

1.6 傳熱模型

考慮對流、輻射傳熱方式，藥柱壁面和燃氣之間的傳熱公式采用文獻[11-12]所用的近似方程計算,

[kP(Twall-TP)(2T-Twall-TP)],

(10)

Taw=T+bU2/2cp,

(11)

hT=hc+hr,

(12)

(13)

(14)

式中:kP為推進劑導(dǎo)熱率；TP為推進劑初溫；hT為表面換熱系數(shù)；hc為對流換熱系數(shù)；hr為輻射換熱系數(shù)；Cs為經(jīng)驗系數(shù)；σ為斯特潘-玻爾茲曼常數(shù).

1.7 計算方法

本文分多部進行計算，首先采用Fluent離散相模型先將點火藥顆粒噴入點火藥盒內(nèi)，射流入口采用質(zhì)量流率入口，噴射時長為0.1 s,時間步長為0.001 s；隨后采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型，不考慮輻射對流換熱，以噴管堵蓋是否打開將固體火箭發(fā)動機點火工作過程分為兩部分，當(dāng)噴管尾部壓強未達到堵蓋打開條件，此時噴管堵蓋設(shè)為壁面邊界，當(dāng)達到堵蓋打開條件時，堵蓋設(shè)為壓力出口，其壓力值設(shè)為101 325 Pa，直到發(fā)動機建壓完成，其燃燒室內(nèi)壓強趨于穩(wěn)定，此時計算完成. 離散方程是采用有限體積方法建立而成的，壓強和密度耦合選用Simple算法，守恒方程采用一階迎風(fēng)格式，時間步長設(shè)置為10-5s.

2 數(shù)值驗證

圖2為固體火箭發(fā)動機點火瞬態(tài)過程發(fā)動機頭部點火具出口質(zhì)量流率曲線. 采用與文獻[13]相同點火具模型，用點火藥顆粒軌道模型進行數(shù)值計算，用顆粒相計算結(jié)果與參考文獻[13]實驗數(shù)據(jù)和計算結(jié)果進行對比，結(jié)果表明點火具出口的質(zhì)量流率隨時間的變化趨勢基本一致，說明本文采用顆粒軌道模型模擬點火瞬態(tài)數(shù)值求解方法是可靠的.

3 數(shù)值計算與結(jié)果分析

3.1 點火藥顆粒在燃燒室內(nèi)燃燒與流動過程分析

本節(jié)計算的點火藥盒的裝藥量為5 g，研究固體火箭發(fā)動機點火過程中點火藥顆粒點火和在燃燒室內(nèi)的燃燒與流動過程.

圖3給出了在不同時刻的點火藥顆粒運動軌跡. 點火過程大致如下：在發(fā)出發(fā)動機點火指令后，點火炬通電后在點火藥盒內(nèi)產(chǎn)生一個高溫區(qū)域，點燃周圍的點火藥并產(chǎn)生高溫燃氣，高溫燃氣隨后傳播至整個點火藥盒內(nèi)點燃剩余點火藥顆粒. 點火燃氣夾雜著點火藥顆粒從點火藥盒噴出后，呈霧狀向燃燒室內(nèi)發(fā)展，進入燃燒室內(nèi)外通道并點燃推進劑藥柱，與推進劑燃氣共同作用下點燃剩余的未燃藥柱.

圖3(a)為固體火箭發(fā)動機發(fā)動機內(nèi)部結(jié)構(gòu)圖，以便于直觀地表示點火藥顆粒在發(fā)動機內(nèi)部運動過程;圖3(b)所示為點火藥顆粒在點火藥盒內(nèi)狀態(tài)，由此圖可知，點火藥顆?；揪鶆蚍植荚邳c火藥盒內(nèi)部;圖3(c)可知，此時點火炬附近的高溫區(qū)域內(nèi)的點火藥顆粒已經(jīng)點燃，并在t=0.3 ms時，初始高溫區(qū)域內(nèi)的點火藥產(chǎn)生的高溫燃氣已經(jīng)傳播到整個點火藥盒并將部分點火藥顆粒向點火藥盒外推出.

如圖3(d)所示，在t=0.5 ms時，初始高溫區(qū)域內(nèi)的點火藥繼續(xù)迅速反應(yīng)燃燒，產(chǎn)生的高溫燃氣向點火藥盒外擴散，此時靠近點火藥盒尾部的點火藥顆粒受到點火藥盒內(nèi)的燃氣的推動力作用下噴出點火藥盒向燃燒室內(nèi)擴散,未點燃的點火藥顆粒在高溫燃氣的作用下開始反應(yīng);圖3(e)所示，t=0.8 ms時已產(chǎn)生高溫燃氣夾雜著少部分點火藥顆粒到達推進劑表面，部分顆粒已經(jīng)噴入燃燒室內(nèi)呈霧狀向周圍擴散，但此時點火藥盒內(nèi)還有大量點火藥顆粒，這些顆粒在點火藥盒內(nèi)繼續(xù)燃燒反應(yīng)釋放高溫燃氣為后續(xù)推進劑點燃反應(yīng)提供必要條件;圖3(f)所示，在t=1.0 ms時，高溫燃氣夾雜著靠近點火藥盒尾部的那部分點火藥顆粒傳播至推進劑藥柱的內(nèi)通道內(nèi)；其中部分點火藥顆粒進入到外通道內(nèi). 高溫燃氣夾雜著點火藥顆粒與推進劑藥柱接觸且此時點火藥顆粒繼續(xù)反應(yīng)燃燒，使推進劑藥柱表面達到點火條件.

由圖3(g)可知，在t=1.5 ms時，點火藥盒內(nèi)只剩余部分點火藥顆粒，此時高溫燃氣夾雜著點火藥顆粒傳播至推進劑藥柱內(nèi)通道的1/3處. 從計算結(jié)果可知，約有1/2的點火藥顆粒已經(jīng)燃燒完全，剩余點火藥顆粒繼續(xù)燃燒；從圖中點火藥顆粒軌跡可以看出在推進劑藥柱前端面與顆粒之間有明顯間隙且點火藥顆粒貼近發(fā)動機壁面流動，此現(xiàn)象主要是由于點火藥顆粒噴出點火藥盒后與推進劑藥柱接觸后反彈且此時推進劑前端已經(jīng)點燃開始釋放高溫燃氣，在共同作用下在推進劑的前端和發(fā)動機頭部之間空腔區(qū)域內(nèi)形成顆?；亓? 由圖3(h)可知，點火藥顆粒在此時已經(jīng)剩余不多，其生成的高溫燃氣逐漸減少，剩余的點火藥顆粒繼續(xù)向發(fā)動機噴管處傳播. 由圖3(i)可知，僅剩余少數(shù)不多的顆粒在點火藥盒內(nèi). 由于此時推進藥柱已經(jīng)點燃，并且釋放了大量的高溫燃氣，在這些燃氣的作用下，剩余的點火藥顆粒被擠壓在點火藥盒內(nèi).

圖4為不同時刻發(fā)動機內(nèi)部溫度云圖，其中圖4(a)為點火初始時刻自定義的一個高溫區(qū)域，此高溫區(qū)域?qū)α鲌龅挠绊懣珊雎圆挥?，只是作為點燃點火藥顆粒的初始條件. 圖4(a)～4(i)為上文所述點火顆粒運動軌跡所對應(yīng)的溫度云圖，下文將進行簡要概括不做詳細敘述.

圖4(b)為t=0.3 ms時的溫度云圖，此時點火藥產(chǎn)生的高溫燃氣已經(jīng)傳播至整個點火藥盒內(nèi). 圖4(c)為點火藥點燃0.5 ms時溫度云圖，可明顯看出點火藥產(chǎn)生的高溫燃氣噴出點火藥盒后呈霧狀向兩側(cè)迅速發(fā)展. 圖4(d)為t=0.8 ms時，此時點火藥產(chǎn)生的高溫燃氣已經(jīng)到達推進劑藥柱表面. 圖4(e)此時點火藥顆粒與高溫燃氣同時沖刷裝藥表面，裝藥已經(jīng)點燃且開始向外釋放少量燃氣. 圖4(f)此時點火藥顆粒已經(jīng)推進到藥柱中部位置并釋放高溫燃氣點燃其周圍藥柱表面，減少推進劑延時時間.

如圖4(g)可知，燃氣已經(jīng)到達藥柱尾部，受點火前空腔內(nèi)的空氣影響，其溫度降低到無法點燃藥柱. 圖4(h)燃燒室內(nèi)點火藥顆粒已經(jīng)所剩不多，其釋放的高溫燃氣隨之減少，點火藥燃氣已經(jīng)到達噴管堵蓋附近；此時點火藥點燃的藥柱已開始大量釋放高溫燃氣，火焰開始向藥柱尾部傳播，如圖4(i). 圖4(j)為t=8.2 ms時整根藥柱表面達到點火溫度開始燃燒，隨后進入燃氣填充期.

整個的點火過程顯示點火藥顆粒先到達推進劑藥柱前端面，隨后進入到推進劑藥柱內(nèi)通道，最后受藥柱端面的影響進入外通道，高溫燃氣夾雜著點火藥顆粒到達順序的不同導(dǎo)致其內(nèi)外表面點燃存在不同步性. 發(fā)動機點火后整個空腔內(nèi)的空氣迅速被壓縮到尾部區(qū)域且此時尾部端蓋處于封閉狀態(tài)，因而導(dǎo)致尾部區(qū)域藥面點燃緩慢. 由圖5不同時刻推進劑表面溫度分布曲線可知，推進劑藥柱前3/4段點燃大約用時4.0 ms，藥柱后1/4段用時約4.2 ms在整個火焰?zhèn)鞑テ谡急容^大.

從計算結(jié)果可知，點火延遲時間為0.8 ms，主要由于初始高溫區(qū)域內(nèi)點火藥產(chǎn)生高溫燃氣傳播到整個點火藥盒需要一定時間并且在發(fā)動機頭部有一段空腔區(qū)域；在推進劑首次達到點燃條件后，點火藥顆粒受點火藥盒內(nèi)產(chǎn)生的高溫燃氣作用下繼續(xù)向燃燒室內(nèi)噴射，當(dāng)大部分顆粒進入燃燒室后，點火藥顆粒達到反應(yīng)條件，引燃點火藥顆粒，大量高溫燃氣釋放沖刷推進劑藥柱表面，點燃推進劑藥柱. 由此可知點火藥顆粒在噴出點火藥盒后快速燃燒，對整個點火過程具有顯著影響.

3.2 點火過程燃燒室內(nèi)燃燒壓力變化過程分析

圖6(a)為發(fā)動機頭部，噴管喉部和出口位置的0～0.01 s壓強-時間曲線,圖6(b)為固體火箭發(fā)動機整個點火過程壓力-時間曲線.

從發(fā)動機頭部曲線可知第1次振蕩出現(xiàn)在0.48 ms左右，此時點火藥顆粒產(chǎn)生的高溫燃氣已經(jīng)噴出點火藥盒，由于只有少量的點火藥顆粒噴出點火藥盒且此時大部分點火藥顆粒還未完全點燃故出現(xiàn)一小段壓強穩(wěn)定區(qū). 在0.8 ms左右壓強到達最高點即點火壓強峰，此時高溫燃氣夾雜著點火藥顆粒已經(jīng)噴出點火藥盒且此時大部分點火藥顆粒并釋放了大量燃氣；隨后由于大部分顆粒噴出點火藥盒進入燃燒室內(nèi)在此之后壓強下降. 第3次振蕩主要由于此前產(chǎn)生的燃氣到達推進劑藥柱前端面被反彈，且此時點火藥顆粒已經(jīng)噴入燃燒室內(nèi)，點火藥顆粒迅速點燃釋放高溫燃氣壓力上升. 在1.4 ms之后點火藥顆顆粒逐漸燃燒完全，此前產(chǎn)生的高溫燃氣向發(fā)動機后部移動故點火藥盒出口附近的壓強逐漸下降在2.8 ms左右到達最低，隨后壓力逐漸上升.

從噴管喉部壓強-時間曲線可知在0～0.2 ms時壓力沒有發(fā)生變化，是由于此時點火藥產(chǎn)生的燃氣還未到達噴管喉部位置；在0.2～4.5 ms時，噴管處監(jiān)測點壓力曲線先迅速上升然后出現(xiàn)多次震蕩，是由于點火藥產(chǎn)生的燃氣到達喉道，并且燃氣到達噴管堵蓋后被反彈回到噴管喉道處；在6.3 ms時壓力突然下降時由于此時噴管堵蓋打開，氣體噴出引起壓力變化；約在7.6 ms后壓力逐漸升高最后趨于穩(wěn)定.

從出口處壓強-時間曲線可知，點火藥顆粒燃燒反應(yīng)的高溫燃氣在2.3 ms時到達出口處，在2.3～5.8 ms區(qū)間出現(xiàn)一次震蕩，在6.2 ms左右，出口處壓力到達堵蓋打開條件，此時噴管堵蓋打開，出口處壓強迅速降低到最后穩(wěn)定. 在堵蓋打開之后噴管喉道處出現(xiàn)壓強微小的幅值振蕩主要是由于此時推進劑藥柱還未完全點燃，燃燒室內(nèi)還處于建壓過程，在8.2 ms后推進藥柱完全點燃且噴管堵蓋已打開，堵蓋位置壓力迅速下降趨于穩(wěn)定.

從燃燒室內(nèi)3點壓強-時間曲線可知，在固體火箭發(fā)動機建壓過程中，在發(fā)動機噴管堵蓋打開前，點火藥顆粒點火產(chǎn)生的壓強峰是影響發(fā)動機震動的主要因素；堵蓋打開后推進劑燃氣產(chǎn)生的壓強對發(fā)動機震動影響較小.

3.3 不同質(zhì)量點火藥對推進劑點火影響

圖7為不同質(zhì)量點火藥在發(fā)動機內(nèi)點火壓強-時間曲線. 為了避免點燃推進劑后其產(chǎn)生的燃氣對壓強-時間曲線的影響，故不對推進劑進行加質(zhì). 從圖中曲線可知8 g點火藥點火壓強峰約為4.2 MPa，5 g點火藥點火壓強峰約為2.5 MPa，2 g點火藥點火壓強峰約為0.9 MPa，故可知點火藥點火過程的壓強峰隨著點火藥量的增加而變大.

圖8為推進劑藥柱頭部內(nèi)外通道壓強差的壓強-時間曲線，從圖中可知，8 g點火藥點火瞬時內(nèi)外通道最大壓強差約為7個大氣壓；5 g點火藥最大壓強差約為4個大氣壓；2 g點火藥最大壓強差為2個大氣壓. 對于自由裝填管裝藥柱的發(fā)動機而言，在點火過程中點火藥主要噴入內(nèi)通道，少部分受裝藥結(jié)構(gòu)的影響進入外通道. 由于點火藥顆粒進入內(nèi)外通道有一定時差且內(nèi)外通道點火藥量的不同會導(dǎo)致內(nèi)外通道出現(xiàn)壓強差，如壓強差過大將導(dǎo)致燃燒室內(nèi)外通道推進劑藥柱表面燃速不同，超過藥柱完整性的臨界壓強時可能導(dǎo)致藥柱變形甚至碎裂使發(fā)動機失效甚至發(fā)生爆炸[14-15].

圖9為不同質(zhì)量的點火藥在同一時刻的溫度云圖. 為了便于分析故將溫度上限設(shè)為700 K，此溫度為推進劑藥面點燃溫度. 從圖中可知，同一時刻8 g點火藥產(chǎn)生高溫燃氣在燃燒室內(nèi)推進距離最長，而2 g最短. 在保證藥柱結(jié)構(gòu)完整性前提下，點火藥量越多，單位時間內(nèi)釋放的高溫燃氣越多，同一時刻推進劑藥面達到點燃條件面積越大，發(fā)動機燃燒室充滿期時間越短，使發(fā)動機以更快的時間達到工作狀態(tài)[16].

由計算結(jié)果可知，燃燒室內(nèi)壓強隨著點火藥量的增加而變大，如果點火壓強使自由裝藥的藥柱超出其壓強極限，導(dǎo)致藥柱破碎，影響其燃燒效率使發(fā)動機失效，甚至可能導(dǎo)致發(fā)動機發(fā)生爆炸；而點火藥量過少，會出現(xiàn)點不著、過度點火延遲和斷續(xù)燃燒等現(xiàn)象.

4 結(jié) 論

本文建立了固體火箭發(fā)動機點火瞬態(tài)過程模型，對點火藥顆粒點火過程流場和燃燒進行研究，主要分析點火藥顆粒在燃燒室內(nèi)流動和燃燒過程、點火過程燃燒室內(nèi)壓強變化、不同質(zhì)量點火藥對推進劑點火過程的影響，得到以下結(jié)論：

① 點火藥顆粒在點火藥盒內(nèi)反應(yīng)緩慢釋放的高溫燃氣逐漸向燃燒室傳播，點火藥顆粒受高溫燃氣作用下從點火藥盒內(nèi)呈霧狀向燃燒室內(nèi)噴射. 當(dāng)大部分點火藥顆粒進入燃燒室時出現(xiàn)劇烈反應(yīng)釋放大量高溫燃氣點燃與其接觸的推進劑藥柱表面.

② 燃燒室內(nèi)出現(xiàn)多次壓強振蕩現(xiàn)象主要是點火藥顆粒點火過程產(chǎn)生的壓強在燃燒室內(nèi)傳播造成的.

③ 在保證推進劑藥柱結(jié)構(gòu)完整性前提下，點火藥質(zhì)量越大，點火壓強峰越高，推進劑表面達到著火條件面積越大，從而降低點火延遲時間，加快固體火箭反應(yīng)速率.

④ 該發(fā)動機點火誘導(dǎo)期約為0.8 ms，火焰?zhèn)鞑テ诩s7.4 ms，燃氣填充期約為31.2 ms，裝藥內(nèi)外表面點燃具有明顯的時間差，推進劑內(nèi)表面首先達到著火溫度，點火藥點火過程內(nèi)外通道存在明顯壓強差.