直接式火藥固釘器消聲結構設計及仿真分析

李佳康，文華斌，張柏洋

（四川輕化工大學機械工程學院，四川 自貢 643000）

直接式火藥固釘器廣泛應用于裝修、隧道施工、造船等多個行業?；鹚幑提斊魃溽斶^程中，炸藥在膛內爆炸產生大量高溫、高壓燃氣，激起空氣劇烈擾動，形成膛口沖激波，從而產生噪聲。醫學研究顯示，工作場所中的噪聲是最常見的一種職業病危害因素，長期在噪聲環境下工作會出現耳鳴、精神恍惚、工作效率下降等癥狀[1]。

國內外學者對降低膛口噪聲的消聲結構做了大量研究[2-6]。楊龍飛等[7]研究了不同穿孔率、穿孔孔徑及穿孔壁厚對穿孔板消聲結構聲學性能的影響，得知在中高頻段增大穿孔率、穿孔直徑及增加穿孔板壁厚可以增強消聲結構的消聲效果。WANG 等[8]對有無通氣孔的消聲結構內流場進行了數值模擬，更好地理解消聲結構內部的氣體流動機制，為同類消聲結構的設計提供參考。陳敏等[9]以某消聲結構為研究對象，分析孔隙率、孔徑等穿孔板結構參數對消聲器傳遞損失的影響，結果表明：隨著孔隙率的增大，低頻傳遞損失峰值向高頻方向移動；隨著孔徑的增大，傳遞損失變化不大，高頻頻帶變寬。目前有眾多學者對不同領域的消聲結構進行研究，但關于直接式火藥固釘器的消聲結構研究較少。

本文通過設計開孔式消聲結構來降低直接式火藥固釘器射釘過程的膛口噪聲?；贚S-DYNA 與Fluent 聯合仿真，分析消聲結構的孔徑和孔距對射釘威力和膛口噪聲的影響，并開展膛口噪聲試驗對仿真結果的正確性進行驗證。在保證射釘威力的前提下，確定降噪效果最為顯著的消聲結構參數。以期為該類型固釘器的消聲器設計及優化提供技術支撐。

1 消聲結構變參量設計

直接式火藥固釘器射釘結構如圖1 所示，其中：釘管的長度67.5 mm、內徑7.1 mm，射釘的直徑3.72 mm、長度25 mm；炸藥與擊針的直徑7 mm、炸藥的長度6 mm、擊針的長度35.5 mm。擊針以一定速度撞擊炸藥使其爆炸，爆炸產生高溫高壓燃氣推動射釘侵入基體。當釘管未設計開孔式消聲結構時，高溫高壓氣體將以高速從膛口噴出，產生非常大的噪聲。當釘管設計有消聲結構時，一部分燃氣將從消聲通道進入儲氣室，從而降低燃氣在膛口處噴出時的壓力和速度，進而達到降噪的效果

圖1 火藥固釘器射釘結構示意圖

以孔徑d和孔距L為變量建立25 種工況。消聲結構的孔徑過小時，降噪效果較差；孔徑過大時，射釘威力下降明顯不符合要求?？拙嘣诳扇》秶鷥纫?.75 mm 為間距取五組。分析不同參數下的射釘威力和膛口噪聲，以確定符合設計要求的參數，工況參數如表1 所示。

表1 消聲結構相關參數

2 建立仿真模型

消聲結構設計主要關注各設計參數對射釘威力和膛口噪聲的影響。本文采用LS-DYNA模擬射釘侵徹靶板的全過程，獲得射釘的侵徹威力和速度時程，然后將速度時程作為動網格邊界條件，將炸藥爆炸瞬間的燃氣壓力作為膛口噪聲分析的初始條件，采用Fluent 分析射釘侵徹過程中的內流場以及膛口噪聲。

2.1 仿真模型

LS-DYNA 分析模型如圖2 所示。射釘侵徹靶板仿真模型為對稱模型，建立1/2 幾何模型進行分析。流體域采用ALE 網格，結構部分采用Lagrange 網格，共計899878 個單元。流固耦合算法采用單點多物質組ALE 算法?？諝庥蜃蠖耸┘訜o反射邊界條件，模擬無限空氣域，在模型的對稱面施加對稱邊界。

圖2 射釘侵徹靶板分析模型

Flunet 軟件分析模型如圖3 所示。從三維實體中抽取流體域，劃分的網格數量為852134個。出口設置為非反射壓力出口，爆炸瞬間溫度值設為2324 K[10]。設置FW-H 聲波波動方程求解監測點的噪聲值，將出口位置處壁面設置為聲源，在距離膛口位置1 m 處，沿圓周以45°為間距設置五個監測點。

圖3 內流域分析模型

2.2 材料模型

炸藥由主要成分斯帝芬酸鉛及非能量成分二甲酸二丁酯、二苯胺等組成，密度3.02 g/cm3、爆速4.91 km/s，基于炸藥爆轟產物JWL 狀態方程算法擬合炸藥的狀態方程參數[11]，炸藥參數如表2 所示。炸藥的本構模型選取高能炸藥模型及JWL 狀態方程：

表2 炸藥的材料參數

式中：p和v為爆轟產物的壓力和相對比容；E為單位體積爆轟產物內能；A、B、C、R1、R2、ω為式中的待定系數[12]。

炸藥周邊的空氣介質，材料參數如表3 所示[13]，采用NULL 模型和線性多項式方程描述：

表3 空氣的材料參數

表4 40Cr 材料參數

式中：E0為初始能量密度；ρ為物質在某一時刻的密度；ρ0為物質的初始密度；μ＝(ρ－ρ0)－1；Ci（i＝1～6）為系數。

槍管、擊針及射釘的材料為40Cr，參數如參數如表5 所示，采用Johnson-Cook 材料模型的失效方程描述侵徹過程[14]。

表5 Q235 材料參數

3 仿真結果分析

3.1 消聲結構對射釘威力的影響

炸藥爆炸膛內壓力曲線變化規律如圖4 所示：在0～0.002 ms 時，炸藥爆炸產生大量燃氣，壓力快速上升，膛內壓力值達最大值360 MPa；在0.05 ms 時，高壓氣體的壓力值降為2.2 MPa，此時射釘開始侵徹靶板。

圖4 膛內壓力變化曲線

射釘侵徹深度隨孔徑的變化曲線如圖5 所示：隨著孔徑增大炸藥爆炸產生的燃氣在消聲結構位置處溢出量增加，導致膛內燃氣壓力發生下降，射釘侵徹深度發生下降。

圖5 孔距為23 mm 時不同孔徑侵徹深度曲線

射釘侵徹靶板的速度變化曲線如圖6 所示：射釘侵徹前期速度曲線震蕩較為明顯，速度峰值隨著孔徑的增加而減??；在孔距23 mm時，孔徑1 mm 與1.25 mm 相比，峰值速度有明顯下降，此時下降幅度為5.1%；其他工況隨孔徑的增加下降幅度較為穩定，以孔徑1 mm為例，在侵徹初期射釘作加速運動，在0.05 ms時射釘速度達到峰值。此后射釘開始侵入基體，速度迅速下降，在0.121 ms 時速度降為0，完成侵徹。

圖6 孔距為23 mm 時不同孔徑射釘速度曲線

在孔徑1.75 mm 基礎上，改變孔距的大小，得到侵徹深度的變化規律如圖7 所示：孔距23 mm 與無消聲結構工況相比侵徹深度發生大幅下降；侵徹深度隨著孔距的增加而減??；但孔距為30 mm 時，在消聲通道出口位置處槍管壁面的阻擋作用下，侵徹深度發生增加；孔距為24.75 mm 時侵徹深度為9.65 mm，不滿足對侵徹深度的最低要求。

圖7 孔徑為1.75 mm 時不同孔距侵徹深度

射釘侵徹靶板的速度變化曲線如圖8 所示：孔距23 mm 時峰值速度與無消聲結構時相比速度下降較明顯，下降幅度為11.3%；隨孔距的增大射釘速度不斷下降；但孔距30 mm 時，消聲結構通道出口位置緊挨槍管壁面，在右側槍管壁面的阻礙作用下溢出到儲氣室的燃氣量減小，孔距30 mm 相對于孔距28.25 mm 時速度有所增加，此時射釘峰值速度為341 m/s。

圖8 孔徑為1.75 mm 時不同孔距射釘速度曲線

射釘侵徹靶板深度變化曲線如圖9 所示：消聲結構為孔徑1 mm、孔距23 mm 的射釘威力最大，相較于無消聲結構工況下降了16%；孔徑2 mm、孔距28.25 mm 工況下射釘威力最小，相較于無消聲結構下降了34%。

圖9 射釘侵徹靶板深度變化曲線

此固釘器的射釘威力要求侵徹鋼板的厚度必須達到10 mm?？讖?.75 mm、孔距23 mm及孔徑1 mm、孔距30 mm 的工況侵徹深度為10.2 mm；孔徑1.25 mm、孔距24.75 mm 和孔徑1 mm、孔距26.5 mm 的侵徹深度為10.1 mm；射釘侵徹靶板深度在10～10.3 mm 范圍內，保證射釘完全侵入基體且不會對基體造成進一步損壞[15]。

3.2 消聲結構對膛口噪聲的影響

以孔徑1.75 mm、孔距23 mm 的消聲結構為例，說明不同時刻膛內流場發展過程中的變化規律，如圖10 所示：（a）炸藥爆炸瞬間，在燃氣的高壓作用下射釘加速運動，最大速度為322 m/s；（b）在0.036 ms 時燃氣通過消聲結構進入儲氣室，出消聲結構通道時燃氣呈球形波陣面，燃氣從側方狹窄空間進入儲氣室內，此時消聲結構出口位置處的速度上升到1420 m/s；（c）在0.138 ms 時燃氣到達儲氣室右側壁面，此時燃氣充滿整個儲氣室；（d）燃氣進入前端蓋空間內，由于前端蓋出口處空間較小，燃氣快速充滿整個空間，并從出口位置處快速溢出，此時出口速度521 m/s。

圖10 膛內燃氣速度云圖

統計監測點處的噪聲值，根據噪聲值繪制折線圖，以監測點角度為90°時為例說明不同工況下的噪聲總聲壓級，如圖11 所示。由于前端蓋位置處僅有一側為出口，此出口正對著檢測角度為90°的監測點，故此處檢測到的噪聲值較大；隨著角度的偏移噪聲值逐步減小。噪聲總聲壓級隨著孔徑的增大而減小，無消聲結構工況噪聲總聲壓級最大達120.5 dB?？讖? mm時噪聲值較無消聲結構工況發生大幅下降，此時噪聲總壓級為115.9 dB。隨著孔徑的增加，噪聲總聲壓級下降幅度穩定在1.5%左右，但在孔徑增大為1.75 mm 時，下降幅度為2.8%。

圖11 孔距為23 mm 時不同孔徑噪聲總聲壓級

以孔徑1.75 mm 為例，在不同孔距下的膛口噪聲值如圖12 所示?？拙?3 mm 較無消聲結構工況膛口噪聲值發生大幅度下降，此時噪聲總壓級為109.1 dB。隨著孔距的增加噪聲值下降較為緩慢，但在孔距30 mm 時噪聲總聲壓級為106.2 dB，較孔距28.25 mm 時膛口噪聲值上升了1.2%。

圖12 孔徑為1.75 mm 時不同孔距噪聲總聲壓級

膛口噪聲總聲壓級變化規律如圖13 所示。當孔徑1 mm、孔距23 mm 時噪聲總聲壓級最大、值為116 dB，降噪效果較差，較無消聲結構工況時噪聲總聲壓級只下降了3.8%。當孔徑2 mm、孔距28.25 mm 時噪聲總聲壓級最小、值為104.1 dB，較未安裝消聲結構時下降了13.6%，降噪效果最為顯著，但此工況射釘威力不符合要求。綜合考慮，孔徑1.75 mm、孔距23 mm 時，滿足射釘威力要求，膛口噪聲總聲壓級為109.1 dB，較無消聲結構時噪聲值下降約10%，降噪效果顯著。

圖13 膛口噪聲總聲壓級變化規律

4 膛口噪聲試驗驗證

為進一步研究膛口噪聲仿真結果的正確性，本次試驗以開有孔徑1.75 mm、孔距23 mm的消聲結構的固釘器為例進行膛口噪聲試驗，驗證數值計算模型的正確性。采用日本三量噪聲測試儀SM550 型號進行膛口噪聲測試，測量范圍30～130 dB，滿足測試需求。將噪聲儀放置在距離膛口中心1 m 處。試驗射擊時，每個測點射擊3 發，每發采樣時間為3 s，試驗測得每個測點的三組數據，如表6 所示，在不同測點的試驗測量值與數值計算誤差值對比，在測點P1處誤差較大，最大誤差為4.65%，在數值計算中未考慮到固釘器擊發過程中的機械撞擊等噪聲，這可能是導致誤差的原因。

表6 數值模擬與對比表

5 結論

本文基于LS-DYNA 與Fluent 聯合仿真，分析消聲結構的孔徑和孔距對射釘威力和膛口噪聲的影響，并開展膛口噪聲試驗對仿真結果的正確性進行驗證。得到以下結論：

（1）隨著孔徑增加，射釘侵徹深度近似呈線性下降，越靠近爆炸中心位置處射釘侵徹深度呈非線性下降，但在孔距30 mm 時燃氣出口位置右側有壁面的阻擋作用，較孔距28.25 mm時侵徹深度有所增加。

（2）在當前藥量保證滿足射釘威力的前提下，孔徑1.75 mm、孔距23 mm 時符合設計要求，膛口噪聲總聲壓級為109.1 dB，較無消聲結構時噪聲值下降約10%，降噪效果顯著。