應用激波降噪機理的炮口消聲器設計及試驗驗證

閆艷艷, 路寬, 王峰, 高鑫, 吳九匯

(1.西安交通大學機械工程學院, 710049, 西安; 2.西北機電工程研究所, 712000, 西安)

火炮在現代戰爭中擁有著不可替代的地位,隨著現代高科技的迅速發展和生產工藝的不斷改進,未來的火炮在精準度、射程、威力、機動性方面都將有顯著提高[1]。但同時,火炮在發射時產生的強烈膛口噪聲產生了嚴重的負面影響,不僅威脅到射手及附近戰士的身心健康,同時發射時的強大聲源也容易將我方陣地及火力配置暴露,不適應現代戰場的聲隱身要求[2-3]。因此,降低火炮炮口噪聲成為相關人員需要解決的迫切問題之一。

文獻[4-6]對膛口噪聲的特性及膛口噪聲聲功率做了研究,發現膛口噪聲的聲功率近似與膛口火藥氣流的功率成正比,降低膛口噪聲的關鍵在于降低膛口壓力、膛口氣流速度和面積。在已有的對于膛口噪聲的解決方法中,出現了多種用于槍械類消聲器上的消聲原理[7-10],大致可以歸為3類。

(1)抗性消聲原理,包括膨脹消聲、多腔隔音消聲、膨脹反射消聲等,采用在消聲器內部設置膨脹腔、隔板等裝置,使火藥燃氣因膨脹、受阻或反射等降低氣體的出口壓力,從而達到降低噪聲的目的[11-13]。文獻[14]對小口徑滑膛炮的噪聲特性進行了分析,并依據抗性消聲原理設計了一種擴張式串聯共振式的消聲器結構。此類消聲器用于槍械類武器上時有較好的消聲效果,但由于相對尺寸及質量都較大,無法直接應用于火炮的膛口噪聲降低。

(2)阻性消聲原理,如吸熱與損耗消聲,在消聲器內部裝置吸聲或吸熱材料吸收火藥燃氣的熱量,從而降低氣體出口壓力達到降噪目的。由于吸聲或吸熱材料導致升溫快且不容易降溫,阻性消聲器不適用于連發,對于高溫高壓的火炮膛口噪聲情況也不適用。

(3)阻抗復合型消聲原理,如渦流消聲、小孔擴散消聲、密閉及槍管開孔消聲原理等,使火藥燃氣因受阻隔而產生壓力降低,同時使燃氣產生渦流、湍流或設置吸聲吸熱材料等降低燃氣能量,降低膛口噪聲[15]。

文獻[16]設計了一種阻抗復合型的消聲器,采用了多腔共振吸聲與阻性損耗吸聲的消聲原理相結合的方法,并增加了穿孔板結構以增大消聲量。文獻[17]設計了一種用于射擊槍械上的消聲器,采用了小孔擴散原理及消聲碗結構。此類消聲器結合了抗性與阻性消聲的優點,但同時也會出現尺寸及質量較大以及熱量無法快速傳遞出去的弱點,因而無法應用于火炮膛口降噪。

鑒于以上分析,火炮炮口噪聲的降低是目前需要迫切解決的問題之一,而現有的消聲原理及消聲器無法直接應用于火炮降噪,故本文設計了一種基于激波理論的火炮膛口消聲器。當流體流經激波后,流體參數產生突躍變化,總壓有很大的降低,代表流體可用能量的降低。應用流體經過激波后總壓能量降低的特性,設計合理的內部結構,使火藥燃氣的出口能量降低,從而達到降低膛口噪聲的目的。該消聲方法的本質在于通過使燃氣在消聲器內部產生激波,降低火藥能量。消聲器性能主要取決于內部產生的激波強度以及氣流折角的大小,因而可使消聲器尺寸及重量較小,便于應用。

1　激波降噪機理研究

當超聲速氣流流經連續內折微小角度的壁面時,由于管道截面的突然變小,流體受到壓縮,此時在每個折角處產生一道微弱壓縮波,壓縮波相交處則形成一道強波。當將連續內折的微小角度變為一個大角度時,無窮多道弱壓縮波在折角處疊加成一道強壓縮波,即為斜激波,如圖1所示。這道斜激波的產生是由于折角的存在強迫氣流改變了流動方向,故稱為方向決定的激波。θ稱為氣流折角,β稱為激波斜角。

圖1　斜激波產生示意圖

設波前氣流參數為Ma1、p1、T1、p01,氣流折角為θ,波后氣流參數為Ma2、p2、T2、p02。激波強度以P表示,指通過激波的壓強增量與波前壓強之比,即

(1)

斜激波中

(2)

(3)

(4)

(5)

圖2為波后氣流參數與氣流折角和波前馬赫數的關系圖,從中可以看出如下規律。

(1)當氣流折角一定時,激波斜角β隨Ma1的增加而降低,Ma2隨Ma1的增加而增加,總壓比隨Ma1的增加而減小。即若固定氣流折角θ,則Ma1越大,激波斜角β越大,總壓比越小,對應的激波強度和總壓損失就越大。

(a)激波斜角與氣流折角θ、波前馬赫數Ma1的關系

(b)波后馬赫數與氣流折角θ、波前馬赫數Ma1的關系

(c)總壓比與氣流折角θ、波前馬赫數Ma1的關系圖2　波后氣流參數與氣流折角θ、波前馬赫數Ma1的關系

(2)若來流馬赫數Ma1不變,則激波斜角β隨氣流折角θ的增加而增加,波后馬赫數Ma2隨氣流折角θ的增加而減小,總壓比隨氣流折角θ的增加而降低。即若固定波前馬赫數Ma1,當氣流折角θ越大時,激波斜角β越大,總壓比越小,對應的激波強度和總壓損失就越大。

故若增大氣流折角θ和波前馬赫數Ma1,將會使激波強度增加,總壓損失增加。

由空氣動力學知識可知,總壓是流體等熵地達到滯止狀態時對應的壓力?？倝旱母叩痛砹藲饬魉哂械臋C械能的大小,表征了氣流可用能量的大小,總壓越低,氣流的可用能量越小。

從圖2c總壓比曲線可以看出,經過激波后氣流的總壓必定降低,對應氣流可用能量降低。對于高溫高速高壓的火炮膛口流場產生的膛口噪聲來說,如果氣流的可用能量得到降低,則膛口噪聲聲功率必定降低,從而膛口噪聲降低。

由此,本文得到一種降低火炮膛口噪聲的激波降噪機理,即通過使火藥燃氣流經激波,降低火藥燃氣總壓,從而降低火藥燃氣的可用能量,達到降低膛口噪聲聲功率的效果,降低膛口噪聲。

2　應用激波降噪機理的炮口消聲器設計與分析

2.1　炮口消聲器設計

膛口噪聲的聲功率近似地與膛口火藥氣流的功率成正比,降低膛口噪聲聲壓級必須降低火藥氣流的出口功率,即火藥燃氣的出口能量?？紤]到激波的性質,即流體通過激波后總壓降低,可用能量降低,設計一種基于激波特性的消聲器,通過在消聲器內部產生激波從而降低氣流能量,進而降低膛口噪聲聲功率。

由激波的產生及激波前后氣流參數的變化可知,激波的產生需要兩個必要條件:一是來流為超聲速氣流,即Ma1>1;二是需要有一定的內折角度使氣流受到壓縮從而產生激波。同時,激波的強度、總壓損失與氣流折角θ和波前馬赫數Ma1密切相關,θ和Ma1越大,激波越強,總壓損失越多。

由此得到消聲器設計要點:一是需要設置一段膨脹腔,使火藥燃氣加速,增大波前馬赫數Ma1;二是需要設置一定的氣流折角θ,即需要設置一段收縮段,從而使火藥燃氣壓縮產生激波;三是設置成多腔結構,從而使火藥燃氣產生數層激波,總壓層層降低,加大總壓損失。

根據上述分析,設計消聲器如圖3所示,消聲器中的擴張腔使火藥燃氣膨脹加速,達到較大的馬赫數。隔板使燃氣流動產生阻隔,產生收縮管道,從而在入口處形成激波。多腔結構使激波數量增加,加大總壓損失。由空氣動力學可知[18],正激波是相同馬赫數的激波中強度最大的,因而可以降低更多的流體能量,因此考慮將隔板角度設置為90°使流體盡可能的產生正激波。考慮到實際應用與燃氣的壓力逐漸降低,消聲器內部腔體容量逐步降低,總長度不超過1 m。

圖3　炮口消聲器設計圖

2.2　炮口消聲器分析

為驗證應用激波特性的消聲器的降噪效果,本文對該模型進行了數值仿真,采用CFD軟件模擬消聲器內部的流體流動情況、總壓變化情況以及消聲器外部壓力場的變化等,并與不裝消聲器時的光膛口數據進行對比分析。

圖4　炮口消聲器的數值計算模型

消聲器為軸對稱結構,采用Fluent二維軸對稱模型進行計算,利用Gambit軟件建立模型及網格劃分,數值計算模型如圖4所示,其中A為炮管內部流場區域,B為消聲器內部流場區域,C為外部流場區域,忽略彈丸和膛口裝置。本文采用有限體積法,時間推進采用二階龍格-庫塔法,對流項選用能在較大馬赫數下提高激波等間斷面捕捉效率的AUSM格式求解。為了縮短計算時間,采用單方程S-A湍流模型。膛內高溫高壓火藥燃氣采用局部初始流場,并采用壓力出口邊界條件。

對該炮口消聲器的數值分析主要分3個方面:消聲器內部激波的形成情況,消聲器內部總壓的變化情況,以及消聲器外部壓力場的變化情況。

2.2.1消聲器內部激波的形成過程激波的形成及強度與流體馬赫數密切相關,故不同時刻消聲器內部流場的馬赫數如圖5所示,觀察激波在消聲器內部的形成過程。

(a)0.1 ms

(b)0.2 ms

(c)0.5 ms

(d)0.9 ms

(e)1.1 ms

(f)1.2 ms圖5　不同時刻消聲器內部馬赫數云圖

由圖5可以看出:

(1)激波主要形成于消聲器內部每個腔的出口處,且前半部分激波強度大,后半部分由于能量的逐漸損失,激波強度逐漸變弱;

(2)流體在腔內膨脹加速形成超聲速氣流,受到隔板的阻擋壓縮在消音腔的出口處形成斜激波,流體反射壓縮形成正激波,最后激波消失。

2.2.2消聲器內部總壓的變化情況由于流體經過激波后總壓的降低代表流體可用能量的降低,故本文以總壓來衡量消聲器對流體能量的降低效果,進而評估其降低噪聲聲壓級的效果。

激波形成時刻軸線總壓如圖6所示。從圖6可以看出,0.1 ms時1腔出口壓力較高,0.2 ms時2腔出口壓力已經有所降低,0.5 ms時2腔出口形成正激波,壓力持續降低,0.9 ms、1.1 ms和1.2 ms時3、4、5、6各腔的壓力呈階梯型下降趨勢。圖6表明了流體經過各腔激波后,軸線壓力持續降低。

光膛口時炮口總壓和帶消聲器時消聲器出口總壓隨時間的變化如圖7所示。由圖7可以看出,增加消聲器后,出口總壓明顯降低,最大值降低到原始值的14.94%,按照聲壓級公式

(6)

則,聲壓級降低量可表示為

(7)

式中:p0為基準聲壓;pg為光膛口炮口壓力;px為消聲器出口壓力。經計算,炮口處噪聲聲壓級最大可降低16.5 dB左右。由大氣中的聲衰減知識可知,當室外大氣條件一樣的情況下,在同樣的距離上聲衰減的情況是一樣的,大約16.5 dB左右。

故從總壓層面來看,基于激波特性設計的炮口消聲器大約可降低膛口噪聲聲壓級16.5 dB。

(a)0.1 ms

(b)0.2 ms

(c)0.5 ms

(d)0.9 ms

(e)1.1 ms

(f)1.2 ms圖6　不同時刻消聲器內部軸線總壓圖

圖7　光膛口炮口和消聲器出口總壓對比

2.2.3消聲器外部壓力場變化情況為進一步探究消聲器對外部壓力場的影響情況,對膛口周圍的多個點進行檢測,監測點位置如圖8所示。

為便于觀察,將檢測點曲線的總壓最大值列表并繪圖,如表1、表2、圖9所示。

從表1、表2及圖9可以看出:

表1　r=1 m處各個監測點最大總壓

(a)光膛口

(b)帶消聲器圖8　光膛口與帶消聲器時監測點位置示意圖

角度/(°)總壓/MPa光膛口消聲器角度/(°)總壓/MPa光膛口消聲器0292304220608901348101068841516071012716410511469410436930155229122602120111461102130451577171180611351075241023656014487511451315010225810253775126196110220165104647103042

(1)增加消聲器后,監測點的最大總壓明顯降低,最大處降低到原始值的59.2%。即消聲器對出口后的能量存在明顯的降低效果;

(2)未加消聲器時,r=1 m處的總壓主要集中在15°～45°的范圍角內,增加消聲器后,縮小在了30°以內,即消聲器降低了出口激波瓶系的直徑。

(3)r=1 m、0°方位角處的總壓增加,是由于消聲器壓縮了出口激波瓶系的直徑使總壓集中在0°方位附近,導致該方位總壓最高。

(a)r=1 m

(b)r=2 m圖9　光膛口與帶消聲器時各監測點最大總壓對比

從以上對消聲器3方面的仿真分析可以得到:

(1)在消聲器內部消音腔的出口處形成了較強的激波,前半段激波較強,后半段激波較弱;

(2)增加消聲器后,炮口最大總壓降低到原始值的14.94%,對應聲壓級峰值可降低16.5 dB左右;

(3)外部壓力場總壓變化明顯,最大處降低到原始值的59.2%。

3　炮口消聲器降噪效果試驗驗證

為驗證采用激波降噪機理的膛口消聲器的降噪效果,本文進行了一次試驗驗證。試驗分為兩部分:一是在未加任何膛口裝置的情況下進行火炮發射試驗,在監測點檢測聲壓級,得到有效聲壓;二是增加消聲器后進行火炮發射試驗,同樣檢測聲壓級得到有效聲壓,對比聲壓級降低得到消聲器的降噪效果。

圖10　試驗監測點位置示意圖

試驗在火炮前方1 m、30°方位角處和火炮前方400 m、30°方位角處分別檢測噪聲聲壓級。由于炮口周圍聲壓級較高,導致火炮前方1 m、30°方位角處的測試數據超出設備量程而無法使用,該檢測位置失效。最終對比試驗的監測點采用距離炮口較遠的火炮前方400 m、30°方位角處,如圖10所示。

3.1　試驗準備

試驗消聲器采用炮鋼材料,先加工單腔然后焊接成型,并通過螺紋連接、銷連接等裝配在炮管上。試驗選擇在晴朗無風的天氣下進行,室外溫度為24 ℃左右。

試驗硬件采用泛華PXI-9106/3031平臺,NI公司PXI-4498動態信號采集卡,采樣頻率設置為102.4 kHz,最大聲壓等級參數設置為135 dB。為保證傳感器測試準確性,采用兩支PCB麥克風,兩個通道同時測試噪聲數據,麥克風傳感器方向指向炮口。

試驗軟件采用LabVIEW2013平臺,對測得的傳感器振動數據進行輸出顯示與轉換,得到聲壓級數據。

3.2　試驗結果

現場試驗共測試6次,3次光膛口數據,3次帶消聲器數據。在現場試驗時,利用測速雷達對彈丸的初始速度進行測量,結果顯示消聲器對彈丸初速無影響。由內彈道理論可知,增加消聲器后并不影響火炮的有效射程和殺傷力。

試驗測得的聲壓幅值曲線如圖11、圖12所示。6組試驗數據中,通道1、2的波形圖均基本吻合,測試一致性較好。

(a)第1次

(b)第2次

(c)第3次圖11　光膛口時3次測試的聲壓幅值曲線

(a)第1次

(b)第2次

(c)第3次圖12　帶消聲器時3次測試的聲壓幅值曲線

6次測試的聲壓級數據如圖13所示,光膛口時測試的聲壓級均值在116.5 dB,帶消聲器測試時的聲壓級均值在96.9 dB。

圖13　6次測試的監測點聲壓級曲線

經典的聲衰減公式為

(8)

式中:α為由于媒質中黏滯性和熱傳導性引起的經典吸收;ω為角頻率;ρ為密度;c為聲速;η為黏滯系數;γ為比熱比;д為熱導率;cp為比定壓熱容。由式(8)可知,當室外大氣條件一樣的情況下,在同樣的距離上相同頻率的聲衰減情況也是一樣的[19]。因此,理論上400 m處的聲壓級降低在16.5 dB左右。

從測試結果可以看到,消聲器的降噪效果明顯,降噪量在15.5～22.9 dB之間,均值降噪量為19.6 dB。在第1發彈進行試驗時,靶場測試區域內有陣風,文獻[20]表明,環境的本底噪聲會隨著風速的增加而升高,且當風速大于5 m/s時,會比無風時高10 dB以上,因此增加消聲器后第1發彈的聲壓級與后兩發相比出現了5 dB左右的偏差。為了保證本試驗的嚴謹性,我們沒有對試驗結果進行修正。當試驗用3發彈全部結束時,現場火炮專家根據測試結果,認為激波消聲器的降噪效果達到了預期。

該消聲器的理論噪聲降低量為16.5 dB,與試驗的實際降噪均值相差3 dB左右,更接近實際降噪量的下限。這是由于在理論分析中采用的是總壓曲線中的最大值進行單點分析,從總壓對比曲線(見圖7)上可以看出,加消聲器時的炮口總壓低于光膛口時的數據,即帶消聲器后每一點的總壓均有所降低,從而導致實際測試的降噪量大于理論單點分析的降噪量。

4　結　論

通過對激波理論、激波降噪機理以及消聲器的仿真、試驗驗證的論述,本文得到以下結論。

(1)本文針對火炮噪聲較高的問題,在分析現有消聲方法的基礎上,提出了一種基于激波降噪機理的消聲方法,并應用該方法設計了一種適用于火炮降噪的新型炮口消聲器。

(2)通過仿真分析,該消聲器的理論降噪量在16.5 dB左右。對所設計的消聲器進行了試驗驗證,試驗降噪量在15.5～22.9 dB之間,均值為19.6 dB,理論分析降噪量為消聲器可降低噪聲的下限,證明了本文提出的消聲方法及消聲器的適用性。

(3)本文采用的是激波理論及總壓降低量的方法,對所設計消聲器的理論降噪效果進行分析,而試驗降噪量與理論分析降噪量基本一致,證明了采用激波理論降低膛口噪聲以及采用總壓進行降噪量分析的可行性,為消聲器設計提供了理論及工程指導。

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