基于大型激波管氫氧爆轟驅動方式產生沖擊波波形調控的數值模擬

中圖分類號：0381 國標學科代碼：1303520 文獻標志碼：A

Numerical study of shock wave generated by hydrogen-oxygen detonation in a large shock tube

GUO Ding12， SUN Yuanbo1， GE Yunxin1， WANG Cheng12， SHAO Jiankun12 （1.StateKeyLboratoryofEplosionienceadfetyrotetion，eiingsituteofchnologyeingin; 2. Yangtze Delta Region Academy ofBeijing Institute of Technology，Jiaxing 3140o0， Zhejiang， China）

Abstract：Blast wave damage and protection experimentsconducted inlarge-scaleshock tubes canavoid the inaccurate experimentalresultscausedbythesizeefectinsmal-scalemodelexperiments.However，duetothescarcityofequipment， thereisstillalackofresearchondirectlysimulatingtheshock waveformsofexplosiveexplosions usinglarge-scaleshock tubes at present.Therefore，a numerical simulation studyof the generation and propagation processofshock wave generated by hydrogen-oxygen detonation inalarge shock tube wereconducted，and thereproductionofblast wave inalarge shock tube wasrealized basedonnumerical simulation.Basedonthedesignsof existing largeshock tubes，atwo-dimensional axisymmetric model ofa large shock tube with driving tube， shock shaping section and variable angle outlet was established. The goveming equation ofatwo-dimensional unsteady viscous compresible flow together with the seven-stepreactionof the hydrogen-oxygen detonation mechanism was used to simulate the generation and propagation processof the shock wave.The renormalization group k-ε model was selected as the turbulence model，and the two-dimensional transient coupling solver was usedfornumerical simulation.Duetothelarge scaleofthemodel，turbulencehaslitleefectonthefar-fieldshock wave.Therefore，thefiniteratecomponent transport model wasselectedtocoupletheinteractionbetween turbulenceandchemical reaction，andatwo-dimensionaltransientcoupledsolverwasused.Basedonthenumericalresults，theinfluenceofinitial physicalconditionsofthedrivinggas，inert gas mixing，andtheshock tubeconfigurationsontheformationofshock wave waveformsbydetonation wasstudied.The variationlawsofshock wavecharacteristic parameters undervarious factors were summarized.Finall，usingtheexperimentaldataofblackpowder explosionshockwavesasthetarget，theprocessofshock wavewaveformregulationinthelarge shocktubewassimulatedacording totheshockwave variationlaws.Theresultsshow thatunder thecombinedefectofmultiplefactors，itisposible tosimulateandreproducethespecificexplosionshock wave using the hydrogen-oxygen detonation driving method in the large shock tube.

Keywords：large-scaleshock tube;renormalization group k-ε model; shock wave physics; shock wave reproduction

炸藥爆炸伴隨化學反應產生大量高溫高壓氣體，這些高溫高壓氣體會以極高的速度向外擴散，并強烈壓縮四周空氣介質，形成使介質壓力、溫度等物理參數突增的沖擊波。炸藥爆炸形成沖擊波的傳播速度范圍在 1～9km/s ，根據炸藥種類和裝藥量，能量釋放可達到數十萬甚至數百萬焦耳。而在爆炸波形成的同時，在分界面處產生與沖擊波反向的稀疏波使得沖擊波后的爆炸產物壓力迅速下降，當沖擊波后壓力下降至介質初始壓力時，由于爆炸產物運動的慣性作用，波后區域的壓力會繼續下降，產生低于環境壓力的負壓區域[。理想狀態下，爆炸波在空氣中傳播的壓力波形變化曲線如圖1所示， p₀ 為環境壓力，t₁ 為觀測點處壓力突增的時刻， Δp 為壓力突增的峰值， t₂ 為壓力衰減至環境壓力的時刻。一般選用沖擊波峰值超壓 （Δp） 、正壓作用時間 （t₊） 和正壓區沖量（I）等3個參數表征沖擊波特征[1-3]。20世紀50年代以來，眾多學者對空氣中爆炸產生沖擊波的傳播方式及沖擊波特征進行了研究。首先，研究集中于爆炸沖擊波波形特征參數經驗公式的總結。Sadovskii4最早在1952年給出了爆炸波峰值超壓擬合公式。Brode[5-則基于高能炸藥爆炸提出了沖擊波峰值超壓擬合公式。Henrych基于大量實驗研究提出了空氣中爆炸波正壓作用時間經驗公式。Mills[8]則提出了另一種爆炸沖擊波峰值超壓表達式。除此之外，

中國學者也針對炸藥爆炸產生沖擊波特征參數的表征開展了諸多研究[9-11]。隨著實驗和檢測手段的進步與更新，外場實驗成為炸藥沖擊波研究的主要手段。Wu等[2]研究了炸藥置于地面的起爆現象。仲倩等[13開展了TNT空中爆炸沖擊波特征參數的實驗研究，并依據實驗結果提出了優化計算公式。張軍等[14]研究了炸藥驅動式爆炸管的載荷計算方法。

圖1爆炸沖擊波傳播壓力-時間變化曲線Fig.1 Pressure-time history of an explosion shock wave

激波管是研究高溫高壓工況下物理問題的常用實驗設備，諸多學者已經開展了激波管內沖擊波波形的相關研究，但尺度多限于小型激波管[15-17]。然而，針對武器裝備、防護結構等大型標的的抗爆性能實驗，由于尺寸效應的存在，只能建立大尺度的爆炸沖擊模擬裝置才能得到可重復性強、可靠性高的實驗數據。大型激波管設備的建立[18為研究大尺度的沖擊波力學效應提供了低成本、高效率的實驗平臺。此類設備結構簡單、運行穩定可靠、參數變化靈活、重復性好，能滿足多種沖擊加載實驗的需要。大型激波管進行沖擊加載實驗時，產生沖擊波的常見驅動方式有3種：高壓氣體驅動、氫氧爆轟驅動和炸藥驅動。谷笳華等[19針對激波管的不同驅動方式進行了對比，發現：高壓氣體驅動方式不能達到較高峰值超壓的實驗需求，且實驗所需時間成本較高，而炸藥驅動方式能夠達到較高的峰值超壓需求，但實驗重復性較差，驅動產生沖擊波波形品質較低；相比之下，氫氧爆轟驅動因其滿足提供高品質沖擊波加載的同時，又具有較好的可重復性和較低的實驗成本，成為模擬爆炸沖擊波加載的理想驅動方式。俞鴻儒等[20-22]于20 世紀80年代開始進行爆炸波模擬研究，提出了利用氫氧爆轟進行爆炸波模擬的關鍵思路，并基于大型激波風洞開展了大量實驗研究，論證了利用大型激波管氫氧爆轟驅動復現爆炸波的可行性。但目前仍然缺乏利用大型激波管直接模擬炸藥爆炸沖擊波形的研究。

基于上述研究背景，本文中開展數值模擬研究大型激波管氫氧爆轟驅動方式下多種因素對形成沖擊波特征參數的影響。基于計算流體力學ANSYS Fluent軟件，采用有限體積法求解二維非定常黏性可壓縮流體控制方程，并利用已有實驗數據驗證數值方法的精度和可靠性。分析氫氧爆轟驅動方式下驅動氣體的初始條件和激波管的幾何構型等因素對形成沖擊波特征參數的影響以及定性和定量的沖擊波特征參數的變化。根據多因素的影響規律，模擬利用大型激波管復現炸藥爆炸產生的沖擊波波形特征，以期得到擬合度較高的復現結果。

1數值模擬

1.1 數值方法與模型構建

基于ANSYSFluent軟件，將大型激波管簡化為二維軸對稱模型。采用有限體積法，時間、空間離散精度均為二階，利用含有化學反應的二維非定常黏性可壓縮流體控制方程描述驅動管內氫氧爆轟沖擊波的形成和傳播。選取重整化群（renormalizationgroup，RNG） k-ε 湍流模型，其化學反應動力學模型采用七步氫氧化學反應簡化機理模型。由于本文中主要關注遠場沖擊波的作用效果，且模型尺度較大，湍流對遠場沖擊波作用的影響較小，因此，選取有限速率組分輸運模型耦合湍流與化學反應的相互作用，對不同初始條件下氫氧爆轟驅動產生的沖擊波及其傳播過程中激波管內的流場進行數值模擬。

構建的大型激波管模型如圖2（a）所示，由驅動管、激波整形段和變截面出口（變截面出口開口角度為θ）構成，其中驅動管的結構受文獻[23]的啟發。為了降低模型的復雜度和減少計算量，只對單管驅動產生的沖擊波開展數值模擬。激波管驅動管長 9.0～30.0m ，管徑為 1.0m ，驅動管通過噴管與激波整形段相連接。激波整形段長 60.0m ，直徑為 6.0m ，變截面出口長 10.0m ，出口設置 50.0m×50.0m 的空氣域，將激波管壁面設置為絕熱剛性壁面，空氣域四周設置壓力出口以模擬開闊空間。根據氣相爆轟直接起爆理論[24]，以高能量源作為起爆能量源時，爆轟瞬間形成且沒有經歷火焰加速的預爆轟階段。因此，在驅動管前段設置強點火區模擬點火器裝置，點火區為半徑 0.1m 的圓形區域，點火溫度設置為 3000K 壓力設置為 10MPa 。驅動管與激波整形段由拉瓦爾噴管進行連接，爆轟產生沖擊波由拉瓦爾噴管加速后在整形段自整形為平面波，再經過變截面出口進行波形調節，最終作用于目標位置。在距變截面出口8.0m 處設置觀測點，并提取沖擊波加載壓力數據。對模型進行二維非結構化網格劃分，由于化學反應集中發生在驅動管內，因此采用驅動部分局部加密計算網格，驅動部分網格平均尺寸為 10mm×10mm 其余部分網格尺寸為 50mm×50mm ，劃分網格邊界層，初始層高為網格尺寸的 10% ，增長率為1.1，網格總量約110萬，網格劃分具體如圖2（b）所示。

（a）Atwo-dimensional large-scale shock tube model

圖2構建的二維大型激波管模型及其網格劃分

高壓氣體產物從驅動管噴出后壓縮介質氣體形成穩定沖擊波，這一過程稱為激波整形，發生在大型激波管激波整形段，如圖3所示。根據圖3中的計算結果，激波在 55m 后整形為平面波，因此設置激波整形段長 60m 。穩定激波可在激波管內部對待測目標進行沖擊加載，也可經變截面出口對處于開闊空間的目標進行沖擊加載。

圖3激波整形過程

Fig.3Shock wave shaping process

1.2 模擬工況

在驅動管中填充特定組分、壓力、溫度的驅動氣體，并在噴管喉管處設置膜片，膜片右側激波整形段和外場開闊空間均為空氣域，初始壓力為 0.1MPa ，初始溫度為 300K ，由體積分數為 21% 的氧氣 （O₂ ）和體積分數為 79% 的氮氣 （N₂） 構成。模擬采用控制變量的方法，通過改變驅動氣體的初始溫度 T₀ 、壓力 p₀ 和組分，并設置不同變截面出口開口角度，探究驅動初始條件以及激波管幾何構型對形成的爆轟沖擊波特征參數的影響。因此，設置如表1所示的不同工況，表中 φ 為在初始驅動氣體中摻入的低反應活性氣體的體積分數， L 為驅動管長度， ? 為氫氧混合當量比。

表1不同工況初始條件設置

Table1 Initial settings of differentworkingconditions

1.3 化學反應模型

模擬大型激波管驅動管內部氫氧爆轟產生的沖擊波壓力波形，計算量較大，為了簡化計算，采用七步氫氧化學反應簡化機理模型[25]描述爆轟反應過程。化學反應速率采用Arrhenius公式描述：

式中： T 為環境溫度， A 為指前因子， n 為溫度系數， E_a 為活化能， R 為理想氣體常數。本文中七步氫氧化學反應簡化機理模型參數如表2所示。

表2七步氫氧化學反應簡化機理模型參數

Table2 Parameters for seven-step hydrogen-oxygen chemical reaction mechanism model

注：（1）第6步第三體（碰撞系數）分別為 H₂（2.5） 1 H₂O（12.0） 、 N₂（1.0） / Ar（0.4） 、He（0.4）;（2）第7步第三體（碰撞系數）分別為 H₂（2.5） 、 H₂O（12.0） 1 N₂（1.0） 、 Ar（0.5） 、He（0.5）。

模擬中各組分均為真實氣體，由于驅動管內的氫氧爆轟發生后，驅動管內的壓力可達到數十兆帕，因此采用Peng-Robinson真實氣體狀態方程表征：

式中： V 為摩爾體積， a 為偏分子體積， b 為偏摩爾體積。該狀態方程適用于描述高壓氣體物理過程，該過程中各組分的比熱容和氣體常數均為溫度的函數。

1.4模型可靠性驗證與收斂性分析

為驗證本文中所建數值模型的可靠性，利用該模型對Yamanaka等[26]利用長度為 4.5m 、直徑為 50mm 的爆轟驅動管開展的氫氧爆轟驅動實驗進行數值模擬。數值模擬得到的爆轟壓力時程曲線與實驗結果[26的比較如圖4所示，兩者吻合較好，因此所建數值模型合理可靠。

由于模型對于網格精度的敏感性較強，因此選取表1中的工況1初始壓力最大與最小2個算例，建立尺寸為 5mm×5mm～60mm×60mm 的網格進行模型收斂性分析，計算結果見圖5。可以看出，隨著網格尺寸的細化，計算結果均收斂于 5mm×5mm ，且與尺寸網格為 10mm×10mm 的計算結果基本一致。因此，出于簡化計算考慮，選用尺寸為 10mm×10mm 的網格進行計算。

圖4數值驗證結果

Fig.4Numericalvalidationresults

圖5以工況1為例進行的網格收斂性分析結果

Fig.5Grid convergence analysis results by taking condition 1 asan example

2模擬結果及分析

2.1 驅動氣體初始條件

2.1.1 驅動氣體初始壓力的影響

采用大型激波管氫氧爆轟驅動方式，氫氧混合驅動氣體初始壓力通常在 0.5～2.5MPa ，更改氫氧混合氣體初始壓力是對爆轟沖擊波簡單易行的操作之一。因此，選取表1中的工況1，對不同初始壓力（ 1.0～ 2.0MPa ）的驅動氣體進行模擬，結果如圖6所示。隨氫氧混合氣體初始壓力的升高，驅動管內氫氧混合氣體的密度升高。因此，爆轟產生沖擊波的峰值壓力隨初始壓力的提高而上升。提取壓力數據進行線性擬合，如圖7所示。可知，沖擊波峰值壓力與驅動氣體的初始壓力呈非線性關系。隨驅動氣體初始壓力的升高，驅動管內氣體的密度升高，氫氧爆轟反應提供的能量增多，導致爆轟形成沖擊波的峰值壓力升高，波速提高。定義初始壓力不同峰值壓力的變化幅度，即初始壓力每升高 0.1MPa 時峰值壓力的變化率。而當初始壓力為 1.0～1.5MPa 時，峰值壓力的平均變化幅度僅為 1.62% ，而當初始壓力為 gt;1.5～2.0MPa 時，峰值壓力的平均變化幅度為 4.81% 。因此，初始壓力較高時，沖擊波峰值壓力對于初始壓力的變化更敏感。

圖6不同初始壓力下觀測點處的沖擊波壓力-時間曲線（工況1）

Fig.6Pressure-time histories of shock wavesat observation points under different initial pressures （condition 1）

圖7峰值壓力-初始壓力擬合曲線（工況1）

Fig.7 Fitting curve between peak pressure and initial pressure （condition 1）

2.1.2 驅動氣體初始溫度的影響

根據氣體狀態方程，在初始壓力和體積一定的情況下，提高反應物的初始溫度，反應物物質的量會相應減少。選取表1中的工況2，模擬不同驅動氣體在初始溫度為 300～350K 的條件下爆轟產生的沖擊波，結果如圖8所示。由于初始溫度的上升，氫氧反應終態產物趨于解離態，化學平衡逆向移動，因此反應釋放能量降低。另外，根據氣體狀態方程，驅動氣體初始溫度升高使單位體積驅動氣體濃度降低，導致氫氧爆轟反應產生的總能量降低，從而使激波整形段內形成的沖擊波強度下降，峰值壓力和傳播速度降低。提取壓力數據與初始溫度進行線性擬合，如圖9所示。計算初始溫度影響下峰值壓力的變化幅度，即隨初始溫度的升高峰值壓力的變化率。初始溫度為 300～350K 時，峰值壓力變化的平均幅度為0.49%/K ，表明初始溫度對于爆轟產生的沖擊波峰值壓力的調控作用較顯著。

圖8不同初始溫度條件下觀測點處沖擊波壓力-時間曲線（工況2）

Fig.8Pressure-time histories of shockwaves at observation point under different initial temperatures （condition 2）

圖9峰值壓力-初始溫度擬合函數（工況2） Fig.9Fitting function between peak pressure and initial temperature （condition 2）

2.1.3不同低反應活性氣體摻混的影響

低反應活性氣體可以用作稀釋劑摻混至驅動氣體中，達到對沖擊波加載的調控作用。為探究不同低反應活性氣體摻混對爆轟產生沖擊波特征的影響，選取表1中的工況3，分別摻混體積分數為 50% 的氮氣、氮氣和氬氣，模擬爆轟產生沖擊波的變化，結果如圖10所示。

可知，摻混氮氣可以提高爆轟產生沖擊波的峰值壓力與波速，而摻混氮氣和氬氣時沖擊波峰值壓力均降低，沖擊波傳播速度下降。這是由于不同摩爾質量低反應活性氣體稀釋劑的摻混對爆轟產生沖擊波特征參數的影響不同。氫氧爆轟的主要產物為水蒸氣，相比于水蒸氣，氮氣作為摩爾質量較輕的氣體，包含氮氣的產物氣體可以將爆轟產生的能量更好地轉化為動能，因此對沖擊波特征參數有較大促進作用。而氮氣和氬氣由于摩爾質量大于水蒸氣，被驅動時消耗更多能量，使得峰值壓力、沖擊波波速等參數下降。

然而，摩爾質量并非不同低反應活性氣體稀釋劑摻混影響的決定性因素。圖10中，雖然氮氣摩爾質量低于氬氣，但是氮氣摻混導致爆轟產生沖擊波的峰值壓力和波速均低于摻混氬氣。由于在 300～2000K 的溫度范圍內，氮氣的比熱容均高于氬氣的，吸收爆轟反應的放熱較多，因此爆轟產生的沖擊波峰值超壓和波速降低更顯著。

2.1.4低反應活性氣體摻混量的影響

不同低反應活性氣體的摻混可以對爆轟產生沖擊波進行有效調控，而摻混量的改變同樣對沖擊波參數產生影響。選取表1中的工況4，模擬不同氮氣摻混量（體積分數為 0% 、 25% 150% ！ 70% ）對爆轟產生沖擊波的影響，模擬結果如圖11所示。模擬結果顯示，隨著氮氣摻混量的不斷增加，爆轟產生沖擊波特征參數也隨之規律性變化。氮氣摻混量的增加使沖擊波峰值壓力降低。同時，隨摻混量的增加，沖擊波的傳播速度降低。另外，氮氣摻混體積的增加也使沖擊波正壓作用時間延長。因此，調整驅動氣體氮氣摻混量是調控爆轟沖擊波峰值壓力、沖擊波波速和正壓作用時間等參數的有效手段。

圖10不同低反應活性氣體摻混條件下觀測點處的沖擊波壓力-時間曲線（工況3）

圖11不同氮氣摻混量條件下觀測點處的沖擊波壓力-時間曲線（工況4）

Fig.11 Pressure-time histories of shock waves at observation point with different nitrogen amounts （condition 4）

2.2 大型激波管幾何構型

大型激波管的多樣化沖擊波加載可以采用多驅動管組成的驅動段實現，可以通過改變驅動管數量和驅動管長度等實現靈活加載。而不同幾何構型對于沖擊波特征參數的影響也各不相同，通過改變驅動管管長以及變截面出口開口角度，研究其對爆轟沖擊波特征參數的影響。

2.2.1 驅動管管長的影響

由于驅動管初始壓力、溫度不變，驅動管的長度決定氫氧混合氣體量。選取表1中的工況5，分別設置長 9～30m 的驅動管進行模擬。提取觀測點處的壓力-時間曲線，結果如圖12所示。模擬結果顯示，驅動管長對于爆轟沖擊波特征參數的影響較復雜。沖擊波峰值壓力與驅動管長度線性相關，如圖13所示。計算監測點處峰值壓力隨驅動管長增大的變化幅度。在驅動管長 9～30m 的變化范圍內，峰值壓力變化的平均幅度為 2.42%/m ，相比驅動初始壓力和初始溫度的影響，驅動管長對于峰值壓力的調控作用最顯著，可用于大范圍峰值壓力變動。另外，改變驅動管長對沖擊波波速的調控是非線性的，當驅動管長大于等于 24m 時，爆轟產生沖擊波到達觀測點的時間幾乎一致，而當管長小于 20m 時，沖擊波到達觀測點的時間隨管長的減小而延后。不同驅動管長條件下，管內驅動氣體總量不同，管長增大，氫氧爆轟反應產生的總能量增大，使得沖擊強度增高。

圖12不同驅動管管長條件下觀測點處的沖擊波壓力-時間曲線（工況5）

圖13峰值壓力-驅動管長度擬合函數（工況5） Fig.13Fittingcurve between peak pressure and driver section length （condition 5）

2.2.2 變截面出口開口角度的影響

在激波整形段后設變截面出口，通過更改出口開口角度，觀察對沖擊波特征產生的影響。選取表1中的工況6，設置4種變截面出口開口角度 θ （tan θ=0.0，0.1，0.3，0.4） ，模擬結果如圖14所示。由圖14可知，隨著變截面出口開口角度的增大，沖擊波的傳播速度一致，峰值壓力有所衰減，正壓作用時間增長。選取3個開口角度條件下的模擬結果繪制壓力云圖，如圖15所示，可知沖擊波在激波整形段的波面為平面，驅動面積較小，而進入變截面出口后，管壁附近激波速度有所衰減，沖擊波界面轉變為曲面，進入開闊空間后以球面逐漸擴散，驅動面積逐漸增大。因此，在相同驅動能力下，變截面出口開口角度越大，沖擊波因驅動面積不斷增大而所受阻力越大，峰值壓力相應降低。

圖14變截面出口不同開口角度下觀測點沖擊波壓力-時間曲線（工況6）

Fig.14Pressure-time histories of shock waves at observation points at variable cross-section outlets with different opening angles （condition 6）

圖15沖擊波在不同開口角度出口處的壓力傳播云圖

Fig.15Pressure contours ofshock waves propagating at variable cros-section outlets with different opening angles

3基于氫氧爆轟的爆炸沖擊波復現

氫氧爆轟驅動下產生的沖擊波受到諸多因素的影響，且部分因素對于沖擊波波形的調控是規律性的。因此，基于已有的爆炸沖擊波實驗數據，分析產生同樣沖擊加載的氫氧爆轟驅動初始條件，以此條件進行數值模擬，并將模擬結果與實驗結果進行對比。參考黑火藥在空氣中爆炸的沖擊波壓力實驗數據[27]，其中，沖擊波峰值壓力為 1.19MPa 。將峰值壓力數據代入圖7所示的擬合公式，計算得到如表1中工況7的模擬條件。計算并提取觀測點處模擬沖擊波壓力數據，并與實驗數據[27進行對比，如圖16所示。可以看出，模擬沖擊波峰值壓力與實驗數據[2吻合較好，但沖擊波正壓作用時間與實驗數據吻合度不高。由2.1.4節可知，少量摻混氮氣稀釋劑可以延長沖擊波正壓作用時間，但會相對降低沖擊波峰值壓力。因此，摻混體積分數為 25% 的氮氣后得到表1中工況8的模擬條件，計算并提取觀測點處的壓力波形數據，并與實驗數據進行對比，如圖17所示。模擬結果表明，黑火藥爆炸沖擊波可由本文中提出的大型激波管以氫氧爆轟驅動方式產生的沖擊波加以復現，且在峰值壓力、正壓作用時間等參數上實現了較好的復現效果。綜上所述，利用氫氧爆轟驅動方式進行爆炸沖擊波場景復現實驗切實可行。

圖16工況7下沖擊波壓力模擬結果與實驗結果[2]的比較

Fig.16 Simulated shock wave pressure compared with the experimental one[27] under condition 7

圖17工況8下沖擊波壓力模擬結果與實驗結果[27]的比較

Fig.17Simulated shock wave pressure compared with the experimental one[27] under condition 8

4結論

開展了大型激波管內氫氧爆轟驅動方式下沖擊波形成的二維數值模擬，探究了不同因素對形成沖擊波特征參量的影響，得到的結論如下。

（1）在大型激波管氫氧爆轟驅動方式下，爆轟沖擊波的特征參數受到諸多因素的影響。驅動氣體初始壓力的提高會提高激波整形段內沖擊波的驅動強度，使沖擊波峰值壓力和波速上升，峰值壓力對初始壓力在不同范圍內變化的敏感性不同。驅動管內，初始溫度的上升使得氫氧反應終態產物趨于解離態，化學平衡逆向移動，因此反應釋放能量降低。另外，由于模擬驅動管內的氣體組分為真實氣體，根據氣體狀態方程，在初始壓力一定的條件下，驅動氣體溫度的升高會導致驅動管內氣體總量降低，因此爆轟產生的總能量降低，進一步影響激波整形段內形成沖擊波的強度下降，導致監測點處沖擊波的峰值壓力和波速降低。

（2）氫氧爆轟驅動方式下，在氫氧混合氣體內摻混低反應活性氣體也是調控爆轟沖擊波特征參數的手段之一。模擬結果顯示，由于氨氣具有較低的摩爾質量，包含氦氣的產物氣體可以將氫氧混合爆轟產生的能量更好地轉化為動能，因此對沖擊波的特征參數有較大的促進作用。但低反應活性氣體的摩爾質量并非決定因素，例如氮氣的摩爾質量低于氬氣，但其比定壓熱容較高，在爆轟發生后可以吸收更多反應釋放能，降低了化學能轉化為動能的效率，因此氮氣摻混對沖擊波驅動能力的減弱作用反而強于同體積的氬氣摻混。

（3）激波管的幾何結構同樣是影響沖擊波參數的重要因素。驅動管長度的變化導致驅動氣體總量發生變化，驅動管內氫氧爆轟反應產生的總能量相應改變，進一步影響激波整形段中沖擊波的強度，使得監測點處沖擊波的峰值壓力和波速發生變化。而變截面出口開口角度則改變了沖擊波與被驅動空氣的接觸面積，使得驅動阻力發生變化，從而對沖擊波的特征參數產生影響。

（4）選取黑火藥爆炸沖擊波實驗數據作為目標，根據實驗特征參數，利用數值方法模擬大型激波管氫氧爆轟驅動沖擊波調控過程，實現了在大型激波管中利用氫氧爆轟驅動方式對爆炸沖擊波的模擬復現。

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（責任編輯 張凌云）