0 引言
狙击枪在射击时,高温高压的火药燃气推动子弹在膛内高速运动,当子弹离开枪管后,膛口会快速喷射出大量高温高压的火药燃气,这些燃气突然释放到常压环境下会急剧膨胀,形成冲击波,产生强烈的枪口射击噪声。巨大的枪口射击噪声一方面危害着战士们的生理健康,另一方面巨大的噪声极易暴露射手方位,不利于隐蔽作战,因此研制具有消声性能的枪口装置具有十分重要的意义。
关于膛口射流噪声产生的机理国内外学者开展了大量工作。王秉义[1-2]结合膛口流场结构对膛口噪声源进行了概略分析,认为膛口冲击波是主要噪声源,其衰减虽然较快,但在射手区仍具有较高强度。其次是膛口流场中的激波瓶与紊流区,根据莱特希尔(Lighthill)理论,由气体动能转化为声能主要是通过界面的动量流的起伏,火药燃气在激波瓶内是超声速流,经过马赫盘时超声速衰减为亚声速,这个过程必然会产生噪声。此外,膛口流场边界的紊流区也是一个动量流起伏的噪声源。J.bin等[3]则利用计算气动声学方法对7.62 mm口径枪械膛口流场进行了数值仿真,根据模拟结果分析了膛口流场的复杂特征,得到了与王秉义等人类似的结论。
随着计算机技术的发展,计算流体力学-计算气动声学耦合算法(computational fluid dynamics-computational aeroacoustics,CFD-CAA)为预测复杂膛口流场结构提供了更多可能,其中王杨等[4-5]通过大涡模拟(large eddy simulation,LES)计算了膛口近场,利用所得数据,根据FW-H(Ffowcs-Williams&Hawkings)声拟法计算了远场声场,通过与实验对比验证了CFD-CAA耦合算法的可行性。赵欣怡等[6]利用CFD-CAA耦合算法研究了膛口制退装置对膛口噪声气动特性的影响,并分析了膛口噪声的指向性分布。游鹏等[7-8]计算了不同结构消声器的膛口流场和膛口噪声,对消声碗和弹丸共同作用下的内部流场进行了详细的描述。
关于膛口流场结构[9-10]以及膛口噪声产生机理[11-13]已有大量研究,但涉及到消声器具体结构对消音效果的影响及消声器作用机理的研究却相对较少,因此本文采用CFD-CAA耦合算法,对不同消声碗及隔板结构的消声器内外流场进行仿真计算,采用声拟法预测噪音,并从降噪效果和噪声指向特性2个维度评价消声效果,分析消声器对膛口流场的影响机理,提出了一种新的消声器结构设计思路,对消声器结构优化具有一定借鉴意义。
1 数值计算模型
1.1 几何模型与网格划分
计算区域如图1所示,考虑到模型及流场区域的轴对称性,为提高计算效率,仅对模型一半划分网格。身管长为lp,身管半径为r,左端为初始压力区,右边为管外流场,计算域整体长度lz,半径lzr,声源面为半径l1,长度l2的区域。
图1 计算区域几何示意图
Fig.1 The geometric diagram of computational domain
对弹丸运动区域及其附近网格进行局部加密,网格最小正交质量0.59,平均质量0.99,划分后的网格如图2所示。
图2 计算区域网格划分
Fig.2 The grid diagram of computational domain
1.2 边界条件及计算模型
1.2.1 边界条件
初始压力区平均压力设为280 MPa,出口处为压力出口,枪管、子弹及膛底为固体绝热壁面,枪膛轴线为轴对称边界,声源面为内部面,子弹运动区域与外部流场交界处创建交界面。采用六自由度动网格模拟子弹运动过程,其中子弹直线运动区域以及初始压力区域为动网格区域,膛底以及子弹运动区域出口处以及外部流场为静止区域。时间步长设置为5×10-7 s,每一个时间步最多迭代30次。
1.2.2 LES控制方程
采用CFD-CAA耦合算法进行声压计算时需要首先求解弹丸出膛口后的近场流场,通过提取近场声源面上的相关非定常流体参数,利用FW-H声学方程计算指定信号接收处的声源数据[14]。由于采用直接数值模拟需要耗费大量计算资源,平均湍流模型只能给出湍流的平均运动和相应的平均物理量,而大涡模拟在极大降低计算成本的情况下又能提供尽可能多的脉动信息,因此本文中采用大涡模拟方法。该方法通过滤波函数将流场中的湍流结构分为大尺度涡与小尺度涡,对于大尺度的湍流结构直接进行模拟,而对小尺度的涡用模型表示。滤波之后的控制方程可表示为
(1)
(2)
式中: ρ为密度;xi、xj为空间位移坐标分量;
为滤波后平均速度分量;
为滤波后平均压力; μ为分子粘性应力; σij为分子粘性引起的应力张量。
(3)
τij为亚格子应力。
(4)
本文中采用壁面自适应涡粘模型(wall-adapting local eddy-viscosity model,WALE)求解亚格子应力。
1.2.3 FW-H方程
FW-H方程可由连续性方程与动量方程联立推导得出:
(5)
式中:
为当地声速;p′为远场声压;Tij为莱特希尔张量,
为Heaviside阶跃函数;Pij为可压流体应力张量;nj为法向单位向量; un为流体在垂直于声源面上的法向速度分量;vn为声源面速度法向分量;δ(f)为狄利克雷函数; ρ0为密度。等号右边分别表示3个声源辐射源项:第一项为4极子噪声源,表示涡扰动、激波、当地声速变化等湍流应力引起的非线性噪声源;第二项为偶极子噪声源,表示施加在某些界面上非定常应力引起的噪声;第三项为单极子噪声源,表示进入流体中的非稳定质量流引起的噪声。
2 模型验证
2.1 网格独立性验证
本文中划分了3种数量的网格,分别为10.6万(coarse),22.4万(medium),35.5万(fine),计算得到的声源面压力分布与速度分布如图3所示(t=0.75 ms)。此时初始冲击波已到达声源面处,在靠近0.58 m位置处空气被压缩,积聚为锋面。对比3种数量网格,发现网格比较粗糙时,计算所得到的压力与速度值均偏小,当网格数量达到22.4万时,进一步增加网格密度对流场参数无明显影响,因此,在保证计算精度的前提下,为降低计算成本,本文中采取网格数量为22.4万的网格进行计算。
图3 不同网格数量声源面处压力与速度分布
Fig.3 Pressure and velocity distribution at the sound source surface with different grid number
2.2 计算模型验证
实验枪械为7.62 mm口径狙击枪,声压测试按照WJ1766-1988轻武器噪声测试规范进行。为验证计算模型的准确性,以膛口中心为圆心,以弹丸射出方向为0°方向,在半径2 mm的圆周上每隔15°设置一个测点。出于安全性考虑,起始点位P1设置于30°处,共计8个测点如图4所示。测量所采用的声压传感器型号377A12,精度0.29 mv/Pa,动态测试范围52～174 dB。实验过程中,每个测点射击5次。
图4 测点布置示意图
Fig.4 Measuring point layout diagram
根据人耳对声音强弱变化响应的特性,将测得的声压信号换算为声压级(sound pressure level,SPL)表示声音大小,其定义为
(6)
式中:pr为的参考声压,取正常人耳对1.4 m机械波(250 Hz)的最小可听声压,pr=2×10-5 Pa;p为当地有效声压。对监测得到的声压信号进行傅里叶变换可得到总声压级OSPL:
(7)
式中:SPLi为第i级谐波声压级;n为谐波项数。表1反应了各个测点实验平均值与计算值对比。随着测点方位角增大,测得的膛口噪声声压级先增大后减小,在60°～90°之间时声压级较高,与文献中结论大致趋势相同[8]。值得注意的是,当测点角度较小或较大(距离射击方向轴线较近时)计算值与实验值相比误差较大,这是因为声源面前后两端未封闭,导致部分声源信号未被记录;其次则是因为二维仿真计算的局限性,但总体来看,实验值与计算值相对误差小于3%,说明模型准确可靠。
表1 实验结果与数值计算结果对比
Table 1 The experimental results compared with the numerical results
测点实验值/dB计算值/dB误差/%P1157.15154.002.00P2159.35156.951.51P3160.17158.321.16P4161.15159.351.12P5160.25158.960.80P6157.32153.672.32P7149.95146.042.61P8143.35139.242.87
3 结果分析
3.1 消声器结构对膛口流场的影响
确定计算模型的准确性之后对4种不同结构的消声器的消音效果进行了仿真计算。消声器结构如图5所示。消声器2#与3#的不同在于消声器3#在入口处用两组隔板代替了消声碗,消声器1#、4#则采用了与消声器2#、3#不同的消声碗结构,消声碗顶部与底部采取了非等径设计,底部直径小于顶部直径,而消声器4#则采用了与消声器1#不同的隔板结构,4种消声器各个消声碗之间距离相等,以此来探究消声器结构对消声器性能的影响。
图5 消声器结构示意图
Fig.5 The diagram of muffler structure
图6为不同时刻弹丸前后域速度分布等值线云图,通过速度云图可以发现,随着弹丸向前运动,弹丸前方空气被压缩,先一步射出膛口形成初始冲击波;弹丸射出膛口后,其后部燃气迅速向外膨胀,形成冠状冲击波,此时初始冲击波速度衰减,云图上不易观察;弹丸穿过冠状波后,弹丸头部形成弹头波;在膛口附近,高速高压的火药燃气超音速膨胀,形成激波瓶,火药燃气穿过激波瓶口部的马赫盘后速度衰减到亚声速;随后膛口冲击波进一步向前发展,而穿过激波瓶与马赫盘的火药燃气与各个激波相互作用形成紊流区。这些冲击波与紊流区正是膛口噪声的主要来源。
图6 不同时刻弹丸前后流域速度分布云图(无消声器)
Fig.6 Counters of velocity distribution around the bullet at different time(with no muffler)
为对比消声器对膛口附近流场的影响,图7反应了不同消声器结构下,t=2 ms时膛口流场速度分布云图,从云图中可以明显看出,消声器1#、4#同消声器2#、3#相比,膛口湍流区明显缩小,且冲击波锋面的速度也明显降低。消声器1#与4#膛口高速区主要集中在轴线附近,无明显沿径向扩张趋势,而是随着向前运动最终收束在一起;相比之下消声器2#与消声器3#膛口附近高速区则向外扩张,最终形成了较大的高速锋面,但对比无消声器时,高速区的范围与锋面速度均有所变小。
图7 t=2 ms时不同消声器膛口速度分布云图
Fig.7 Velocity distribution of different mufflers (t=2 ms)
为进一步分析不同消声器膛口附近流场产生差异的原因,图8对比了1 ms时消声器1#与消声器3#内部速度分布云图。弹丸出膛口进入消声器后,其后方火药燃气在消声碗内逐步膨胀,进入消声碗内的燃气形成了涡流,消耗了燃气的能量。通过对比可以发现,消声器1#内,弹丸前部空气柱流速与后部火药燃气流速均较小,主要是因为消声器1#的消声碗顶部与底部采取了非等径设计,当燃气穿过消声碗底部时,消声碗底部直径缩小,燃气向外膨胀,在到达下一个消声碗顶部时,消声碗顶部直径增大,阻碍了部分燃气直接进入下一级消声碗;底部直径小于顶部直径的设计使得弹前空气与弹后燃气更容易进入消声碗空腔,增加了燃气在消声器内部的停留时间与燃气能量的消耗,从而降低了消声器内部流体的流速。
图8 消声器1#与消声器3#内部速度分布云图
Fig.8 The diagram of velocity distribution inside muffler 1# and muffler 3#
图9为弹丸飞出膛口(消声器出口)约150 mm时各身管中轴线上的压力分布,此时子弹基本已达到最大速度,进入后效期。无消声器时,膛口压力由3.78×106 Pa骤减至大气环境压力,从而形成强烈的冲击波;有消声器时,膛口压力先由3×106 Pa上升,这是由于消声碗的存在使火药燃气在消声器前端有所聚集,同样,通过后方各个消声碗时燃气通道收缩使得燃气聚集,压力上升;当通过消声碗碗腔时,燃气膨胀,且燃气在消声碗碗腔中形成涡流,能量被消耗,压力下降。因此消声器内部压力呈波动下降趋势,到消声器出口处时,大部分燃气能量被消耗,从而降低了消声器出口处压力。
图9 弹丸出膛150 mm时身管中轴线压力分布
Fig.9 Pressure distribution diagram of the central axis of the barrel when the bullet is unloaded at 150 mm
3.2 噪声指向特性分析
图10对比了各消声器不同测点的总声压级,与未安装消声器时相比,4种结构的消声器均使膛口噪音明显降低,消声器1#和4#效果明显好于消声器2#和3#,这与前文消声器对膛口流场分布的影响趋势是一致的。未安装消音器时,在30°～90°范围内,噪音总声压级增大,超过90°后,噪音快速减小;安装消音器后,在30°～60°范围内,噪音总声压级增大,75°～145°范围内,噪音总声压级减小。与未安装消声器相比,噪声总声压级由90°移到了60°处。在90°方位处,消声器2#和3#分别使总声压级从158.96 dB降低到了144.55 dB与143.03 dB,而消声器1#和4#分别使总声压级降低到了138.19 dB与137.88 dB,与无消声器相比降幅超过20 dB,相比消声器2#和3#降幅约6 dB。
图10 不同消声器不同测点总声压分布
Fig.10 Overall sound pressure level distribution of different muzzles at different measuring points
4 结论
本文中利用CFD-CAA耦合算法模拟计算了7.62 mm狙击枪膛口流场,将计算得到的峰值声压级与实验值对比验证了计算模型的准确性。对比了不同消声器结构下膛口流场的变化,以及各自的噪声指向特性,主要得到以下结论:
1) CFD-CAA耦合算法计算膛口噪声声压级准确可靠,但需要注意声源面的设置,合理的选取声源面可以减少数据遗失,从而获得精确度更高的结果。
2) 消声器内部压力呈现波动下降趋势,燃气能量被逐级消耗,因此膛口压力降低,膛口附近湍流区缩小;且当消声碗碗底与碗顶采取非等径设计时,火药燃气更容易滞留在消声碗内。
3) 消声器使得膛口噪声指向性发生变化,90°方向总声压级降幅超过20 dB。
4) 通过对消声器降噪效果进行理论和试验分析,验证了一套可行的数值仿真耦合算法,并利用该方法计算了不同结构的消声效果,提供了一种新的消声器结构优化思路,为消声器设计提供了理论及工程参考。
[1] 王秉义.枪口噪声的声源和物理特性[J].兵工学报,1987,8(4):1-9.WANG Bingyi.Source of muzzle blast noise and its physical characteristics[J].Acta Armamentarii,1987,8(4):1-9.
[2] 王秉义.膛口噪声特性[J].噪声与振动控制,1983(6):19-23.WANG Bingyi.Muzzle noise characteristics[J].Noise and Vibration Control,1983(6):19-23.
[3] BIN,KIM M,LEE S,A numerical study on the generation of impulsive noise by complex flows discharging from a muzzle[J].International Journal for Numerical Methods in Engineering,2010,75(8):964-991.
[4] 王杨.武器发射时冲击波/噪声的数值模拟方法及其应用[D].南京:南京理工大学,2012.WANG Yang.A numerical study on blast wave/noise by muzzle flows discharging from weapons[D].Nanjing:Nanjing University of Science and Technology,2012.
[5] 王杨,姜孝海,杨绪普,等.小口径膛口射流噪声的数值模拟[J].爆炸与冲击,2014,34(4):508-512.WANG Yang,JIANG Xiaohai,YANG Xupu,et al.Numerical simulation on jet noise induced by complex flows discharging from small caliber muzzle[J].Explosion And Shock Waves,2014,34(4):508-512.
[6] 赵欣怡,周克栋,赫雷,等.某大口径轻武器射流噪声的小波分析与数值模拟[J].兵工学报,2019,40(11):2195-2203.ZHAO Xinyi, ZHOU Kedong, HE Lei, et al.Wavelet analysis and numerical simulation of jet noise induced by a large caliber small arms[J].Acta Armamentarii,2019,40(11):2195-2203.
[7] 游鹏,周克栋,赫雷,等.含运动弹头的手枪膛口射流噪声场特性[J].兵工学报,2021,42(12):2597-2605.YOU Peng,ZHOU Kedong,HE Lei,et al.Characteristics of muzzle jet noise field including moving bullet of a pistol[J].Acta Armamentarii,2021,42(12):2597-2605.
[8] 游鹏.某手枪膛口射流噪声及膛口消声器的研究[D].南京:南京理工大学,2021.YOU Peng.Research on the noise of muzzle jet and muzzle silencer of the pistol[D].Nanjing:Nanjing University of Science and Technology,2021.
[9] 刘康,管小荣,徐诚,等.斜切角膛口流场的数值模拟[J].兵器装备工程学报,2020,41(4):1-5.LIU Kang,GUAN Xiaorong,XU Cheng,et al.Numerical simulation of flow field at oblique cutting muzzle[J].Journal of Ordnance Equipment Engineering,2020,41(4):1-5.
[10] 张海龙,李忠新,蔡红明,等.吊舱航炮膛口流场数值分析[J].兵器装备工程学报,2022,43(3):73-78.ZHANG Hailong,LI Zhongxin,CAI Hongming,et al.Numerical analysis of flow field in muzzle of a pod aircraft gun[J].Journal of Ordnance Equipment Engineering,2022,43(3):73-78.
[11] 尤国钊.膛口流场数值计算的发展概况和展望[J].弹道学报,1993,16(2):83-88.YOU Guozhao.Development outlook of numerical calculation of muzzle flow field and prospect search[J].Journal of Ballistics,1993,16(2):83-88.
[12] 崔正翔.膛口噪声机理与膛口消声器[J].噪声与振动控制,1991(1):17-21.CUI Zhengxiang.Muzzle noise mechanism and muzzle muffler[J].Noise and Vibration Control,1991(1):17-21.
[13] 汪冰,王永娟,徐诚.某小口径枪弹膛口噪声抑制作用实验研究[J].南京理工大学学报,2011,35(2):160-163.WANG Bing,WANG Yongjuan,XU Cheng.Experiment study on muzzle noise suppression of minor-caliber bullet[J].Journal of Nanjing University of Science and Technology,2011,35(2):160-163.
[14] 范珂华,查柏林,周伟,等.小型加长喷管火箭发动机射流噪声分析[J].兵器装备工程学报,2022,43(4):55-60.FAN Kehua,ZHA Bailin,ZHOU Wei,et al.Jet noise prediction for extended nozzle with large eddy simulation[J].Journal of Ordnance Equipment Engineering,2022,43(4):55-60.