典型炮体驱动方式有火药爆燃驱动和压缩气体驱动：前者多应用于火炮和多级轻气炮的首级驱动，驱动能量足，技术成熟，但产物的分子量大，能量利用率低，且因火工品安全性问题，火药的使用受限；后者主要应用于各级轻气炮，比较环保，改善了安全条件，但存在驱动能量不足的缺点^[1]。研究表明，气相爆轰驱动的反应迅速，具备等容燃烧的特征，能够在较短的时间内释放大量化学能，是一种高效的驱动手段^[2]。1983年，Presles等^[3]首先提出了气相爆轰驱动的概念，并选用乙烯、氧气和氮气作为反应气体，通过理论计算证明了弹丸速度可在较短的炮管内（4 m）达到1.5 km/s，高于火药爆燃驱动和压缩气体驱动的弹丸发射速度。日本学者Maeda等^[4]依据Presles等的理论模型，采用氢氧混合气体作为燃料，开展了氢氧爆轰驱动发射实验，提出增大气室初始压力、延长气室长度和设置过渡锥段可以提高弹丸的发射速度。我国的薛一江等^[5]利用110 mm/30 mm二级轻气炮发射平台，进行了一系列不同初始压力、不同配比的氢氧爆轰驱动发射实验，实验结果与理论计算结果基本一致，该炮的发射速度突破了8 km/s。氢氧爆轰驱动是一种典型的气相爆轰驱动技术，兼有能量密度高、爆轰产物分子量低的优点^[5]。目前国内对氢氧爆轰驱动的研究主要集中在爆轰发动机^[6]和爆轰驱动激波管^[7-8]等领域，对于氢氧爆轰驱动气体炮的研究较少，在理论、实验和内弹道数值模拟等方面的工作中所获得的规律不多。

本研究针对氢氧爆轰气体炮的内弹道性能，利用FLUENT计算流体力学软件建立氢氧爆轰驱动气体炮二维数值计算模型，借助40 mm口径气体炮开展氢氧爆轰驱动发射实验，在验证计算模型有效性的基础上，分析初始压力、氮气含量和反应气体配比对气体炮内弹道性能的影响，以期为氢氧爆轰驱动气体炮的内弹道性能优化提供理论指导。

1.   计算模型

典型气体炮结构如图1所示。气体炮主要由气室和发射管组成。气室膛底内径100 mm，容积约3.18 L。发射管内径40 mm，长2.4 m。发射前，气室内依次注入一定气压的氮气、氢气和氧气，利用强点火方式引爆混合气体，爆轰波在气室内产生、传播，随后爆轰产物推动弹丸发射出膛。

图  1  气体炮结构示意图

Figure  1.  Structure diagram of gas gun

下载: 全尺寸图片 幻灯片

1.1   控制方程

气室内氢氧爆轰过程复杂，涉及气体化学反应、湍流扩散及激波相互作用等多种气动物理现象。为了便于分析和计算，提出如下假设：

(1) 反应气体在点火前充分混合并均匀分布；

(2) 发射过程中气室无气体泄漏，与外界无热交换。

气室内氢氧爆轰流动过程为二维瞬态黏性可压缩流动，各气体组分满足质量、动量、能量守恒方程以及组分输运方程，控制方程的统一形式为

式中：${\boldsymbol{U}}$为守恒变量向量，F、${\boldsymbol{G}}$为无黏通量向量，${\boldsymbol{F}}_{v}$、${\boldsymbol{G}}_{v}$为黏性通量向量，${\boldsymbol{S}}$为化学反应源相，${\,\rho }_{i}$为第 $i$ 种组分的密度，$\,\rho$为混合气体总密度，$u$、$v$分别为$x$、$y$方向的速度分量，E为单位体积气体总能量，$p$为混合气体总压强，${D}_{i,m}$和${Y}_{i}$分别为混合物中第 $i$ 种组分的扩散系数和质量分数，${\tau }_{xx}$、${\tau }_{xy}$、${\tau }_{yy}$为黏性应力分量，${q}_{x}$、${q}_{y}$为热通量，${\omega }_{i}$为第 $i$ 种组分单位体积的质量生成率。

1.2   化学反应方程

气室内的高压气体采用Peng-Robinson真实气体状态方程描述，湍流流动采用重整化群RNG k-$\varepsilon$双方程模型描述。化学反应计算采用通用有限速率模型，方程的统一形式如下

式中：${N}_{S}$和${N}_{R}$分别为组分数和可逆反应数，${\mathrm{A}}_{i}$为第 $i$ 种组分，r为化学反应式序号，${\alpha }_{ri}$和${\,\beta }_{ri}$分别为反应r中组分 $i$ 在反应物和生成物中的化学计量数。

组分 $i$ 的单位体积质量生成率可通过其参与的${N}_{R}$个化学反应的源相之和计算得到

式中：${M}_{i}$为组分 $i$ 的分子量；${N}_{r}$为反应$r$中化学物质数目；${C}_{jr}$、${\gamma }_{jr}$、${\eta '}_{jr}$和${\eta ''}_{jr}$分别为反应$r$中物质$j$的摩尔浓度、第三体影响、正向和逆向反应速率指数；${k}_{\mathrm{f}r}$和${k}_{\mathrm{b}r}$分别为正向和逆向反应速率常数，可由Arrhenius公式计算得到

式中：A为指前因子，T为温度，n为温度指数，${E}_{\mathrm{a}}$为活化能，R为通用气体常数。考虑到气室高温高压的工作条件，本研究采用9组分19步详细化学反应机理^[9]描述氢氧爆轰驱动过程，具体反应机理见表1。

表  1  9组分19步氢氧化学反应机理

Table  1.  Mechanism of 9-component 19-step hydrogen-oxygen chemical reaction

Step	Reaction	$A/($cm·mol·s·K$)$	$n$	${E}_{\mathrm{a}}$/(J·mol−1)
1	H + O2 ＝ O + OH	1.04 × 1014	0	6.41 × 104
2	O + H2 ＝ H + OH	3.82 × 1012	0	3.33 × 104
3	H2 + OH ＝ H2O + H	2.16 × 108	1.51	1.44 × 104
4	OH + OH ＝ O + H2O	3.34 × 104	2.42	−8.08 × 103
5	H2 + M ＝ H + H + M	4.58 × 1019	−1.40	4.35 × 105
6	O + O + M ＝ O2 + M	6.16 × 1015	−0.50	0
7	O + H + M ＝ OH + M	4.71 × 1018	−1.00	0
8	H2O + M ＝ H + OH + M	6.06 × 1027	−3.32	5.05 × 105
9	H + O2 (+M) ＝ HO2 (+M)	4.65 × 1012	0.44	0
10	HO2 + H ＝ H2 + O2	2.75 × 106	2.09	−6.07 × 103
11	HO2 + H ＝ OH + OH	7.08 × 1013	0	1.23 × 103
12	HO2 + O ＝ O2 + OH	2.85 × 1010	1.00	−3.03 × 103
13	HO2 + OH ＝ H2O + O2	2.89 × 1013	0	−2.08 × 103
14	HO2 + HO2 ＝ H2O2 + O2	4.20 × 1014	0	5.02 × 104
15	H2O2 (+M) ＝ OH + OH(+M)	2.00 × 1012	0.90	2.04 × 105
16	H2O2 + H ＝ H2O + OH	2.41 × 1013	0	1.66 × 104
17	H2O2 + H ＝ HO2 + H2	4.82 × 1013	0	3.33 × 104
18	H2O2 + O ＝ OH + HO2	9.55 × 106	2.00	1.66 × 104
19	H2O2 + OH ＝ HO2 + H2O	1.74 × 1012	0	1.33 × 103
Note: M is the third body[9].

下载: 导出CSV 

| 显示表格

2.   算法与参数

参照北京理工大学东花园实验基地40 mm口径气体炮的几何结构，利用FLUENT软件建立氢氧爆轰驱动气体炮二维数值计算模型，如图2所示。

图  2  氢氧爆轰气体炮数值计算模型

Figure  2.  Numerical simulation model of detonation-driven gas gun using hydrogen-oxygen mixture

下载: 全尺寸图片 幻灯片

利用ICEM-CFD软件对模型进行网格划分，流体计算域采用四边形结构化网格单元，经网格无关性验证，网格大小取1 mm。采用压力基PISO瞬态算法，空间离散为二阶精度，时间步长为0.5 μs，壁面边界条件设置为绝热、无滑移，炮口设置为压力出口，流体域考虑黏性热和可压缩性效应。点火启动时，在气室膛底给定半圆形2000 K高温区域，以快速引发氢氧气体燃烧转爆轰。赋予弹丸启动条件，弹底压力到达临界阈值时启动弹丸。弹丸的运动通过FLUENT动态分层模型实现，根据紧邻运动边界的网格高度变化，实时添加或减少网格层数，同时通过6DOF模型的设置来定义气体对弹丸壁面的作用力及弹丸运动方向。运动过程中不考虑弹丸的变形，通过引入次要功系数来考虑弹丸与管壁间摩擦等次要功的影响。

3.   有效性验证

为验证计算模型的有效性，利用40 mm口径气体炮开展氢氧爆轰驱动发射实验。实验系统主要由气炮、高压气瓶及注气装置、测速仪器和靶板组成，炮体外观和典型实验设备如图3、图4和图5所示。实验所用弹丸材料为30CrMnSiNi2A合金结构钢，弹夹和弹托采用聚乙烯特制，弹丸高速离开发射管时，弹夹和弹托在发射管出口激波和周围流场的共同作用下与弹丸发生气动分离，弹丸、弹夹和弹托的整体长度为140 mm，质量共550 g。采用高温等离子体点火装置，强电流经过金属箔或金属丝时瞬间完成加热、汽化和等离子态转变，形成金属高温等离子体引爆混合气体。采用网靶测速装置，通过采集弹丸通过网靶的通断信号得到弹速。

图  3  气体炮发射装置

Figure  3.  Gas gun launcher

下载: 全尺寸图片 幻灯片

图  4  弹丸、弹夹和弹托

Figure  4.  Projectile, gripper and sabot

下载: 全尺寸图片 幻灯片

图  5  测速网靶

Figure  5.  Velocity measuring net target

下载: 全尺寸图片 幻灯片

实验工况见表2。氢气和氧气按照摩尔比2∶1加注，表2中：${p}_{0}$为初始充气总压，${p}_{\mathrm{N}_2}$、${p}_{\mathrm{H}_2}$和${p}_{\mathrm{O}_2}$分别为氮气、氢气和氧气的分压，${x}_{\mathrm{N}_2}$为氮气的摩尔分数。

表  2  实验工况

Table  2.  Experimental conditions

Case No.	${p}{_{\mathrm{N}_2}}$/MPa	${p}{_{\mathrm{H}_2}}$/MPa	${p}{_{\mathrm{O}_2}}$/MPa	${p}{_{0}}$/MPa	${x}{_{\mathrm{N}_2}}$/%
A-1	0	1.00	0.50	1.50	0
A-2	0	2.00	1.00	3.00	0
A-3	0	2.50	1.25	3.75	0
B-1	0.50	1.00	0.50	2.00	25.0
C-1	1.00	1.00	0.50	2.50	40.0

下载: 导出CSV 

| 显示表格

使用计算模型对实验工况进行验证，计算工况与实验工况一致，数据对比如表3所示。表3中：${v}_{\mathrm{e}}$、${\eta }_{\mathrm{e}}$分别为实验工况的发射速度和能量利用率，${v}_{\mathrm{c}}$、${\eta }_{\mathrm{c}}$分别为计算工况的发射速度和能量利用率，${\delta }_{v}$、${\delta }_{\eta }$分别为发射速度和能量利用率的计算值与实验数据的相对偏差，其中能量利用率为弹丸动能与氢氧完全反应释放的化学能之比。对比计算结果与实验结果，除工况B-1外，速度的相对偏差基本保持在5%以内，能量利用率的相对偏差基本保持在10%以内，数据吻合较好，证明本计算模型的有效性良好。

表  3  实验和计算得到的数据及误差

Table  3.  Data and errors of experiments and calculations

Case No.	${v}{_{\mathrm{e} }}$/(m·s−1)	${v}{_{\mathrm{c} }}$/(m·s−1)	${\eta }{_{\mathrm{e} }}$/%	${\eta }{_{\mathrm{c} }}$/%	${\delta }{_{v}}$/%	${\delta }{_\eta }$/%
A-1	320.1	333.3	8.3	9.0	4.1	8.4
A-2	467.9	472.9	8.9	9.1	1.1	2.2
A-3	531.6	523.5	9.2	8.9	1.5	3.3
B-1	365.4	394.4	10.8	12.6	7.9	16.7
C-1	448.3	438.6	16.3	15.6	2.2	4.3

下载: 导出CSV 

| 显示表格

4.   结果与分析

为详细分析初始压力、氮气含量和气体配比对内弹道性能的影响，开展了一系列不同初始条件下的发射模拟，完整的计算工况和数据如表4所示。

表  4  计算工况及数据

Table  4.  Calculation conditions and data

Case No.	$p{_{{\rm{N}}_2}}$/MPa	$p{_{ {\rm{H} }_2} }$/MPa	$p{_{ {\rm{O} }_2} }$/MPa	${p}{_{0}}$/MPa	${x}{_{\mathrm{N}_2}}$/%	${v}{_{\mathrm{c} }}$/(m·s−1)	${\eta }{_{\mathrm{c} }}$/%
A-1	0	1.00	0.50	1.50	0	333.3	9.0
A-2	0	2.00	1.00	3.00	0	472.9	9.1
A-3	0	2.50	1.25	3.75	0	523.5	8.9
A-4	0	4.00	2.00	6.00	0	669.8	9.1
B-1	0.50	1.00	0.50	2.00	25.0	394.4	12.6
B-2	0.50	2.20	1.10	3.80	13.2	541.3	10.8
C-1	1.00	1.00	0.50	2.50	40.0	438.6	15.6
C-2	1.10	1.80	0.90	3.80	28.9	534.2	12.9
D-1	2.00	1.00	0.50	3.50	57.1	457.3	17.0
D-2	2.00	1.20	0.60	3.80	52.6	518.8	18.2

下载: 导出CSV 

| 显示表格

4.1   初始压力对内弹道性能的影响

在氢氧气体配比保持2∶1不变的情况下，对初始压力分别为1.50、3.00、3.75和6.00 MPa的发射过程进行模拟，对应A组计算工况。图6显示了各工况弹丸的弹底压力p_p和速度v_c随时间t的变化曲线。可见，随着初始压力的升高，弹底压力峰值由236.5 MPa依次增大至463.7、555.9、1019.4 MPa，弹丸发射速度也由333.3 m/s依次增大至472.9、523.5、669.8 m/s，弹速与初始压力近似呈线性相关。

图  6  初始压力对弹底压力和发射速度的影响

Figure  6.  Influence of initial pressure on projectile bottom pressure and launching velocity

下载: 全尺寸图片 幻灯片

初始压力直接决定参与反应的氢氧气体质量及化学能总量。初始压力越高，氢气和氧气的质量越大，浓度越高，分子之间相互碰撞的频率也越高，反应速率越快，单位时间内释放的能量也越多。图7给出了各工况气室内平均温度T_c和压力p_c随时间的变化曲线。可见，工况A-1～工况A-4中气室内压力峰值依次攀升，平均温度有所升高，说明气室内能量释放总量逐渐增多。气室压力峰值升高时，爆轰波到达弹底时的压力峰值也相应增大，弹丸获得较大的初始加速度。同时对于初始压力较高、氢氧气体质量较大的工况，弹丸在运动过程中所受的平均压力也较大，弹丸一直保持较高的加速度，因此可以在较短的时间内飞过同样长度的炮膛，并获得较大的炮口初速。

图  7  初始压力对气室平均温度和压力的影响

Figure  7.  Influence of initial pressure on average temperature and pressure of gas chamber

下载: 全尺寸图片 幻灯片

对比各工况数据发现，初始压力的提高虽然带来更高的发射速度，但反应气体的能量利用率并没有提升。对于模拟工况A-1、A-2、A-4，在初始压力提升一倍的情况下，弹底的平均压力分别为13.2、27.2和56.7 MPa，近似等比例增大，而发射管长度不变，弹丸动能与反应气体化学能之比始终保持一致，能量利用率并没有变化。在较低装填比的发射情况下，随着初始压力的继续升高，装填难度逐渐增大，更多未反应的氢氧气体将随高速运动的弹丸喷出炮口，气体的能量利用率降低，弹丸初速的增幅也将减小。因此，提高初始压力虽然是提高弹丸发射速度的有效途径，但是对提升能量利用率并没有多大帮助，同时气室内居高不下的爆温也会对炮体造成烧蚀损伤。

4.2   氮气含量对内弹道性能的影响

在氢氧配比保持2∶1、氢氧气体充气压力保持1.5 MPa不变的情况下，对氮气充气压力分别为0、0.5、1.0和2.0 MPa的发射过程进行模拟，各工况的氮气摩尔分数分别为0、25.0%、40.0%和57.1%，分别对应工况A-1、B-1、C-1和D-1。图8给出了各工况下弹底压力和速度随时间的变化曲线，图9和图10给出了各工况气室内平均温度、压力和氢气剩余质量$m_{{\rm{H}}_2}$随时间的变化曲线。

图  8  氮气含量对弹底压力和发射速度的影响

Figure  8.  Influence of nitrogen content on projectile bottom pressure and launching velocity

下载: 全尺寸图片 幻灯片

图  9  氮气含量对气室平均温度和压力的影响

Figure  9.  Influence of nitrogen content on average temperature and pressure of gas chamber

下载: 全尺寸图片 幻灯片

图  10  氮气含量对氢气剩余质量的影响

Figure  10.  Influence of nitrogen content on residual mass of hydrogen

下载: 全尺寸图片 幻灯片

由图8可见，随着氮气的摩尔分数从零增大至25.0%和40.0%，弹底压力峰值由236.5 MPa依次增大至309.7和357.3 MPa，弹丸出膛时间缩短，发射速度由333.3 m/s增大到394.4、438.6 m/s，此时弹速与氮气含量成正相关。

在氢氧反应气体质量不变、化学能总量不变的情况下，稀释气体氮气含量的升高在一定程度上阻碍了氢氧气体的接触反应，降低了氢氧化学反应速率，延长了燃烧转爆轰时间。相比于爆轰，燃烧时单位时间内释放的能量较少，但燃烧波阵面移动的速度较慢，燃烧时氢氧气体反应更加充分，传播至相同距离处总体释能更多。当燃烧转爆轰完成，爆轰波快速向前传播时，能量的释放效率相差不大。由图8可见，对于工况A-1、B-1、C-1：弹丸的启动时间分别为0.199、0.368和0.601 ms，依次推迟；爆轰波到达弹底时，各工况的氢气消耗率分别为82.2%、87.5%和91.4%，呈递增趋势。在反应气体总化学能不变的情况下，氮气含量的升高使得氢气的消耗率提升，释放能量增多，气室内压力峰值也由工况A-1下的18.2 MPa依次增大至23.8和29.6 MPa，带动弹底压力峰值不断升高，弹丸初始时刻的加速度随之增大。同时高压冲击波在气室膛底和弹底间来回反射，弹丸在运动过程中受到的平均作用力也相应增大，最终弹丸发射速度增大。

继续提高氮气含量，当氮气的摩尔分数增大到57.1%时，弹底压力峰值骤降至105.9 MPa，弹丸的炮口初速仍保持在较高的457.3 m/s。由图9可见，工况D-1下气室平均温度峰值大幅降低至2856 K，弹丸的启动时间延迟至1.21 ms，初始时刻的气室压力也明显降低，说明高浓度氮气极大程度地降低了气室内氢氧反应速率，在抑制能量释放的同时吸收了较多的反应热，氢氧难以由燃烧转为爆轰。图11为工况D-1中弹丸启动前瞬间气室温度和压力分布云图。可见，此时燃烧波阵面和前导冲击波阵面分离。前导冲击波速度较快，但压力较低，前导冲击波到达弹底时给予弹丸的加速度较小。然而较小的初始加速度也限制了弹后空间的速度提升，弹底压力下降较平稳，高压作用时间延长。随着燃烧波阵面的移动，气室内较多的未反应氢氧气体继续发生反应，能量缓慢稳定释放。由图10可知，工况D-1中燃烧波阵面抵达弹底时氢气的消耗率为95.7%，释放能量明显增多，气室压力逐渐升高至峰值32.6 MPa，弹底压力也由启动时刻的58.3 MPa攀升至峰值105.9 MPa。因此虽然弹丸的初始加速度较小，但在运动过程中加速度逐渐增大，最终仍保持较高的发射速度。

图  11  工况D-1中弹丸启动前瞬间气室温度和压力分布云图

Figure  11.  Temperature and pressure cloud charts of gas chamber immediately before projectile start in case D-1

下载: 全尺寸图片 幻灯片

相比于工况A-1，工况B-1、C-1、D-1的弹速增幅依次为18.3%、31.6%和37.2%，能量利用率也由9%大幅升高到17%，在氢氧充入总量保持不变的情况下，提高氮气含量对于氢氧爆轰驱动下的炮体内弹道性能具有显著的提升作用。同时，由图9可见，工况A-1中气室内的平均温度最高接近4000 K，而工况B-1、C-1、D-1的平均温度峰值分别降至3730、3548和2856 K，说明氮气的充入有效地降低了气室内平均温度，减弱了对炮的烧蚀损伤，对于延长气炮的使用寿命具有重要意义。然而，由工况D-1的数据可知，此时氢气的消耗率已接近极限，进一步提高氮气含量对内弹道性能的影响甚微。值得注意的是，本实验和计算中氢氧反应气体的质量较低，随着弹丸质量和发射速度要求的提高，氢氧反应气体的充入量增大，在气室充气压力有限的情况下，如何灵活调整氢氧气体和氮气的充入比例以得到最优的内弹道性能变得至关重要。

4.3   氢氧氮配比对内弹道性能的影响

在氢氧配比保持2∶1，气室初始压力保持3.8 MPa左右的情况下，改变氢氧气体和氮气的充气比例，对氮气的充气压力分别为0、0.5、1.1和2.0 MPa的发射过程进行模拟，氮气的摩尔分数分别为0、13.2%、28.9%和52.6%，分别对应工况A-3、B-2、C-2和D-2。图12给出了各工况下弹丸的弹底压力和速度随时间的变化曲线，图13给出了各工况气室内平均温度和压力随时间的变化曲线。

图  12  反应气体配比对弹底压力和发射速度的影响

Figure  12.  Influence of reaction gas ratio on projectile bottom pressure and launching velocity

下载: 全尺寸图片 幻灯片

图  13  反应气体配比对气室平均温度和压力的影响

Figure  13.  Influence of reaction gas ratio on average temperature and pressure of gas chamber

下载: 全尺寸图片 幻灯片

由图12可见，当初始压力不变时，随着氮气的摩尔分数由零增大至13.2%、28.9%和52.6%，弹底峰值压力分别为556.0、637.0、567.4、587.6 MPa，弹丸炮口初速依次为523.5、541.3、534.2、518.8 m/s，变化幅度不大，整体呈现先上升后缓慢下降的趋势。

反应气体释能总量受到总化学能和氮气的双重影响。氮气含量小范围升高时，气室内的化学反应速率降低，燃烧转爆轰时间延长，单位时间内释放能量减少，但同时燃烧波阵面传播较慢，燃烧反应更加充分，传播至相同距离时燃烧释放的能量增多，此时能量利用率的提升弥补了化学能总量降低带来的影响，整体释放能量增多。由图12和图13可见，工况B-2中的气室压力峰值和弹底压力峰值较工况A-3有所提高，带动弹丸的整体驱动压力也相应增大。随着氮气含量的进一步提高，虽然能量利用率也随之提升，但气室内氢氧气体质量和化学能总量大幅减少，释能总量升至阈值后下降，气室内压力降低，弹丸驱动压力和炮口初速也相应降低。

就本研究而言，在气室压力保持3.8 MPa不变的情况下，氮气的摩尔分数保持在28.9%之内有助于在提升能量利用率的同时得到较高的发射速度，实现内弹道性能的优化。

5.   结　论

开展了氢氧爆轰气体炮内弹道性能研究，对氢氧爆轰驱动弹丸发射过程进行了数值模拟，结合实验对数值计算模型进行了验证，并详细分析了不同初始条件对气体炮内弹道性能的影响，主要结论如下。

(1) 初始压力决定了氢氧反应气体的总质量和总化学能，随着初始压力的提高，弹丸发射速度增大，而气体能量利用率的变化不明显，同时气室内压力和温度峰值升高易对炮体造成损伤，实际应用时应合理选择反应气体的初始压力。

(2) 氮气对氢氧爆轰反应和内弹道性能的影响较大，在反应气体化学能总量不变的情况下，提高初始氮气含量时，氢氧反应速率降低，燃烧转爆轰时间延长，而燃烧下反应更加充分，总体释能更多，弹丸发射速度增大。当氮气的摩尔分数升至57.1%时，爆轰难以形成，燃烧波阵面和前导冲击波阵面分离，燃烧波阵面抵达弹底时氢气消耗率进一步提升，总体释能保持增多，弹速随之增大，但弹速增幅减小。反应气体的能量利用率整体随氮气含量的上升而提高，同时气室内爆温度下降趋势明显。

(3) 在初始压力不变的情况下，将氮气的摩尔分数保持在28.9%以内时，能量利用率的提升会弥补氢氧反应气体含量下降的影响，释能总量增多，弹丸发射速度升高。氮气含量升至一定程度后，反应气体的总化学能大幅降低，释能总量减少，弹丸发射速度也逐渐降低，能量利用率则一直保持升高趋势。因此保持初始充气总压不变时，将氮气含量控制在一定范围内有助于得到弹速和能量利用率的最优组合。