閆艷艷, 路寬, 王峰, 高鑫, 吳九匯

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

火炮在現(xiàn)代戰(zhàn)爭中擁有著不可替代的地位,隨著現(xiàn)代高科技的迅速發(fā)展和生產(chǎn)工藝的不斷改進,未來的火炮在精準(zhǔn)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(fā)射時產(chǎn)生的強烈膛口噪聲產(chǎn)生了嚴(yán)重的負面影響,不僅威脅到射手及附近戰(zhàn)士的身心健康,同時發(fā)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(yīng)現(xiàn)代戰(zhàn)場的聲隱身要求[2-3]。因此,降低火炮炮口噪聲成為相關(guān)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(fā)現(xiàn)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(guān)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(xiàn)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(nèi)部設(shè)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(jù)抗性消聲原理設(shè)計了一種擴張式串聯(lián)共振式的消聲器結(jié)構(gòu)。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(zhì)量都較大,無法直接應(yīng)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(nèi)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(dǎo)致升溫快且不容易降溫,阻性消聲器不適用于連發(fā),對于高溫高壓的火炮膛口噪聲情況也不適用。

(3)阻抗復(fù)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(chǎn)生壓力降低,同時使燃氣產(chǎn)生渦流、湍流或設(shè)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(shè)計了一種阻抗復(fù)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(jié)合的方法,并增加了穿孔板結(jié)構(gòu)以增大消聲量。文獻[17]設(shè)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(jié)構(gòu)。此類消聲器結(jié)合了抗性與阻性消聲的優(yōu)點,但同時也會出現(xiàn)尺寸及質(zhì)量較大以及熱量無法快速傳遞出去的弱點,因而無法應(yīng)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(xiàn)有的消聲原理及消聲器無法直接應(yīng)用于火炮降噪,故本文設(shè)計了一種基于激波理論的火炮膛口消聲器。當(dāng)流體流經(jīng)激波后,流體參數(shù)產(chǎn)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(yīng)用流體經(jīng)過激波后總壓能量降低的特性,設(shè)計合理的內(nèi)部結(jié)構(gòu),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(zhì)在于通過使燃氣在消聲器內(nèi)部產(chǎn)生激波,降低火藥能量。消聲器性能主要取決于內(nèi)部產(chǎn)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(yīng)用。

1　激波降噪機理研究

當(dāng)超聲速氣流流經(jīng)連續(xù)內(nèi)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(chǎn)生一道微弱壓縮波,壓縮波相交處則形成一道強波。當(dāng)將連續(xù)內(nèi)折的微小角度變?yōu)橐粋€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(chǎn)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(chǎn)生示意圖

設(shè)波前氣流參數(shù)為Ma1、p1、T1、p01,氣流折角為θ,波后氣流參數(shù)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(shù)與氣流折角和波前馬赫數(shù)的關(guān)系圖,從中可以看出如下規(guī)律。

(1)當(dāng)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(yīng)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(shù)Ma1的關(guān)系

(b)波后馬赫數(shù)與氣流折角θ、波前馬赫數(shù)Ma1的關(guān)系

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

(2)若來流馬赫數(shù)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(shù)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(shù)Ma1,當(dāng)氣流折角θ越大時,激波斜角β越大,總壓比越小,對應(yīng)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(shù)Ma1,將會使激波強度增加,總壓損失增加。

由空氣動力學(xué)知識可知,總壓是流體等熵地達到滯止?fàn)顟B(tài)時對應(yīng)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(jīng)過激波后氣流的總壓必定降低,對應(yīng)氣流可用能量降低。對于高溫高速高壓的火炮膛口流場產(chǎn)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(jīng)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(yīng)用激波降噪機理的炮口消聲器設(shè)計與分析

2.1　炮口消聲器設(shè)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(zhì),即流體通過激波后總壓降低,可用能量降低,設(shè)計一種基于激波特性的消聲器,通過在消聲器內(nèi)部產(chǎn)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(chǎn)生及激波前后氣流參數(shù)的變化可知,激波的產(chǎn)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(nèi)折角度使氣流受到壓縮從而產(chǎn)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(shù)Ma1密切相關(guān),θ和Ma1越大,激波越強,總壓損失越多。

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

根據(jù)上述分析,設(shè)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(shù)。隔板使燃氣流動產(chǎn)生阻隔,產(chǎn)生收縮管道,從而在入口處形成激波。多腔結(jié)構(gòu)使激波數(shù)量增加,加大總壓損失。由空氣動力學(xué)可知[18],正激波是相同馬赫數(shù)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(shè)置為90°使流體盡可能的產(chǎn)生正激波?？紤]到實際應(yīng)用與燃氣的壓力逐漸降低,消聲器內(nèi)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(shè)計圖

2.2　炮口消聲器分析

為驗證應(yīng)用激波特性的消聲器的降噪效果,本文對該模型進行了數(shù)值仿真,采用CFD軟件模擬消聲器內(nèi)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(shù)據(jù)進行對比分析。

圖4　炮口消聲器的數(shù)值計算模型

消聲器為軸對稱結(jié)構(gòu),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(wǎng)格劃分,數(shù)值計算模型如圖4所示,其中A為炮管內(nèi)部流場區(qū)域,B為消聲器內(nèi)部流場區(qū)域,C為外部流場區(qū)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(shù)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(nèi)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(shù)值分析主要分3個方面:消聲器內(nèi)部激波的形成情況,消聲器內(nèi)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(nèi)部激波的形成過程激波的形成及強度與流體馬赫數(shù)密切相關(guān),故不同時刻消聲器內(nèi)部流場的馬赫數(shù)如圖5所示,觀察激波在消聲器內(nèi)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(nèi)部馬赫數(shù)云圖

由圖5可以看出:

(1)激波主要形成于消聲器內(nèi)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?nèi)?

(2)流體在腔內(nèi)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(nèi)部總壓的變化情況由于流體經(jīng)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(jīng)有所降低,0.5 ms時2腔出口形成正激波,壓力持續(xù)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(jīng)過各腔激波后,軸線壓力持續(xù)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(zhǔn)聲壓;pg為光膛口炮口壓力;px為消聲器出口壓力。經(jīng)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(dāng)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(shè)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(nèi)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(jiān)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(jiān)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(jiān)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(jiān)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(nèi),增加消聲器后,縮小在了30°以內(nèi),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(dǎo)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(jiān)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(nèi)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(yīng)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(fā)射試驗,在監(jiān)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(fā)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(jiān)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(dǎo)致火炮前方1 m、30°方位角處的測試數(shù)據(jù)超出設(shè)備量程而無法使用,該檢測位置失效。最終對比試驗的監(jiān)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(zhǔn)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(fēng)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(tài)信號采集卡,采樣頻率設(shè)置為102.4 kHz,最大聲壓等級參數(shù)設(shè)置為135 dB。為保證傳感器測試準(zhǔn)確性,采用兩支PCB麥克風(fēng),兩個通道同時測試噪聲數(shù)據(jù),麥克風(fēng)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(shù)據(jù)進行輸出顯示與轉(zhuǎn)換,得到聲壓級數(shù)據(jù)。

3.2　試驗結(jié)果

現(xiàn)場試驗共測試6次,3次光膛口數(shù)據(jù),3次帶消聲器數(shù)據(jù)。在現(xiàn)場試驗時,利用測速雷達對彈丸的初始速度進行測量,結(jié)果顯示消聲器對彈丸初速無影響。由內(nèi)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(shù)據(jù)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(shù)據(jù)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(jiān)測點聲壓級曲線

經(jīng)典的聲衰減公式為

(8)

式中:α為由于媒質(zhì)中黏滯性和熱傳導(dǎo)性引起的經(jīng)典吸收;ω為角頻率;ρ為密度;c為聲速;η為黏滯系數(shù);γ為比熱比;д為熱導(dǎo)率;cp為比定壓熱容。由式(8)可知,當(dāng)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(jié)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(fā)彈進行試驗時,靶場測試區(qū)域內(nèi)有陣風(fēng),文獻[20]表明,環(huán)境的本底噪聲會隨著風(fēng)速的增加而升高,且當(dāng)風(fēng)速大于5 m/s時,會比無風(fēng)時高10 dB以上,因此增加消聲器后第1發(fā)彈的聲壓級與后兩發(fā)相比出現(xiàn)了5 dB左右的偏差。為了保證本試驗的嚴(yán)謹性,我們沒有對試驗結(jié)果進行修正。當(dāng)試驗用3發(fā)彈全部結(jié)束時,現(xiàn)場火炮專家根據(jù)測試結(jié)果,認為激波消聲器的降噪效果達到了預(yù)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(shù)據(jù),即帶消聲器后每一點的總壓均有所降低,從而導(dǎo)致實際測試的降噪量大于理論單點分析的降噪量。

4　結(jié)　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(jié)論。

(1)本文針對火炮噪聲較高的問題,在分析現(xiàn)有消聲方法的基礎(chǔ)上,提出了一種基于激波降噪機理的消聲方法,并應(yīng)用該方法設(shè)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(shè)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(shè)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(shè)計提供了理論及工程指導(dǎo)。

參考文獻:

[1]朱森元. 小口徑速射火炮武器系統(tǒng)發(fā)展展望 [J]. 兵工自動化, 2008, 27(6): 1-4.

ZHU Senyuan. Development forecasting for small caliber rapid firing artillery system [J]. Ordnance Industry Automation, 2008, 27(6): 1-4.

[2]宋崇范. 火炮發(fā)射時噪聲和有害氣體對人體的影響與防護 [J]. 解放軍醫(yī)學(xué)情報, 1996(2): 86-88.

SONG Chongfan. Influence and protection of noise and harmful gas on human body during artillery launching [J]. Medical Information of PLA, 1996(2): 86-88.

[3]宋浩元, 劉國瑞, 朱廣智, 等. 火炮噪聲對炮手聽力損傷的流行病學(xué)調(diào)查報告 [J]. 西南國防醫(yī)藥, 1993(3): 311-313.

SONG Haoyuan, LIU Guorui, ZHU Guangzhi. Epidemiological investigation of hearing impairment of gunners caused by cannon noise [J]. Medical Journal of National Defending Forces in Southwest China, 1993(3): 311-313.

[4]王秉義. 膛口噪聲特性 [J]. 噪聲與振動控制, 1983(6): 20-24.

WANG Bingyi. Muzzle noise characteristics [J]. Noise and Vibration Control, 1983(6): 20-24.

[5]王秉義. 槍口噪聲聲功率與膛口參數(shù)的關(guān)系 [J]. 兵工學(xué)報, 1989(1): 51-54.

WANG Bingyi. The relationship between muzzle noise power and muzzle parameters [J]. Acta Armamentarii, 1989(1): 51-54.

[6]路寬, 趙俊利, 雷紅霞, 等. 高溫高壓大口徑火炮膛口噪聲場分布特性研究 [J]. 河北農(nóng)機, 2014(1): 59-60.

LU Kuan, ZHAO Junli, LEI Hongxia. Study on muzzle noise distribution characteristics of high temperature and high pressure large caliber gun [J]. Hebei Agricultural Machinery, 2014(1): 59-60.

[7]王秉義. 膛口裝置之三: 消聲器篇 [J]. 輕兵器, 2002(11): 45-47.

WANG Bingyi. Third chapter of muzzle device: muffler [J]. Small Arms, 2002(11): 4-47.

[8]任雨. 消聲器的工作原理及結(jié)構(gòu) [J]. 輕兵器, 2002(7): 47-48.

REN Yu. The working principle and structure of muffler [J]. Small Arms, 2002(7): 47-48.

[9]陳心中, 徐潤君. 微聲槍械的消聲原理 [J]. 物理教師, 2003(8): 43-44.

CHEN Xinzhong, XU Runjun. Noise elimination principle of micro acoustic weapon [J]. Physics Teacher, 2003(8): 43-44.

[10] 彭茂祥. 輕武器消聲器 [J]. 現(xiàn)代兵器, 1988(11): 15-

18.

PENG Maoxiang. Silencer for small arms [J]. Modern Armament, 1988(11): 15-18.

[11] 王秉義, 曾永珠. 膛口消聲器 [J]. 噪聲與振動控制, 1984(3): 15-17.

WANG Bingyi, ZENG Yongzhu. Muzzle silencer [J]. Noise and Vibration Control, 1984(3): 15-17.

[12] 汪冰, 王永娟, 徐誠. 某小口徑槍彈膛口噪聲抑制作用實驗研究 [J]. 南京理工大學(xué)學(xué)報, 2011, 35(2): 160-163.

WANG Bing, WANG Yongjuan, XU Cheng. Experimental study on muzzle noise suppression of minor-caliber bullet [J]. Journal of Nanjing University of Science and Technology, 2011, 35(2): 160-163.

[13] 杜功煥, 朱哲民, 龔秀芬. 聲學(xué)基礎(chǔ) [M]. 南京大學(xué)出版社, 2012: 161-166.

[14] 熊艷輝. 某小口徑滑膛炮消聲器的結(jié)構(gòu)分析與設(shè)計 [D]. 南京理工大學(xué), 2007: 25-50.

[15] 崔正翔. 膛口噪聲機理與膛口消聲器 [J]. 噪聲與振動控制, 1991(1): 17-20.

CUI Zhengxiang. Muzzle noise mechanism and muzzle silencer [J]. Noise and Vibration Control, 1991(1): 17-20.

[16] 李偉龍, 王振宏, 孫豐. 阻抗復(fù)合型消音裝置的設(shè)計 [J]. 機械, 2013, 40(10): 166-167.

LI Weilong, WANG Zhenhong, SUN Feng. The design of impedance composite muffler [J]. Mechanics, 2013, 40(10): 166-167.

[17] 杜呈信, 朱慶川, 季孝平, 等. 一種帶有消聲器的射擊槍械: CN102735099A [P]. 2012-10-17.

[18] 陸志良. 空氣動力學(xué) [M]. 北京: 北京航空航天大學(xué)出版社, 2009: 93-103.

[19] 馬大猷. 聲學(xué)手冊 [M]. 北京: 科學(xué)出版社, 2004: 122-130.

[20] 徐輝, 程明昆, 宋福祥, 等. 風(fēng)噪聲對噪聲自動監(jiān)測數(shù)據(jù)的影響分析 [J]. 環(huán)境科技, 2015(4): 46-49.

XU Hui, CHENG Mingkun, SONG Fuxiang, et al. Analysis of influence on monitoring data of noise automatic monitoring system by wind induced noise [J]. Environmental Science and Technology, 2015(4): 46-49.