旋流式復(fù)合噴頭紅外降溫特性試驗(yàn)分析

王振，朱森林，劉銀水，李良才

1 中國艦船研究設(shè)計(jì)中心，湖北 武漢 430064

2 華中科技大學(xué) 機(jī)械科學(xué)與工程學(xué)院，湖北 武漢 430074

0 引 言

當(dāng)前，紅外熱成像探測(cè)和制導(dǎo)技術(shù)已在軍事領(lǐng)域得到長足的發(fā)展和應(yīng)用，極大地提高了目標(biāo)被偵測(cè)、跟蹤和擊中的概率，嚴(yán)重威脅著艦船裝備和人員安全，開展紅外隱身設(shè)計(jì)，提高裝備生存能力已成為現(xiàn)代軍事領(lǐng)域研究的熱點(diǎn)[1-2]。國內(nèi)外海上大型軍事裝備的隱身技術(shù)主要有涂覆紅外隱身涂料、水幕噴淋隱身以及水霧遮蔽隱身等[3]，其中水幕噴淋、水霧遮蔽技術(shù)是以海水為工作介質(zhì)，具有經(jīng)濟(jì)、高效的特點(diǎn)。水幕噴淋技術(shù)是利用噴淋在目標(biāo)表面形成的水膜來降溫，從而達(dá)到降低紅外特征的一種技術(shù)；而水霧遮蔽技術(shù)則是通過在目標(biāo)與探測(cè)器間施放水霧遮蔽層來衰減紅外信號(hào)的一種技術(shù)。現(xiàn)有的水幕噴淋降溫技術(shù)[4-6]還未將水幕降溫與水霧遮蔽這2 種效應(yīng)有機(jī)結(jié)合起來，也未考慮實(shí)際條件下這2 種效應(yīng)對(duì)紅外隱身的綜合影響。針對(duì)此問題，本文擬提出一種基于旋流式復(fù)合噴頭的水幕-水霧復(fù)合隱身技術(shù)，在分析噴頭紅外降溫理論的基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)一款新型復(fù)合噴頭，并開展霧化效果和紅外特性試驗(yàn)研究，探究復(fù)合噴頭與傳統(tǒng)水膜噴頭在紅外降溫特性上的差異。

1 復(fù)合噴頭紅外降溫特性機(jī)理

在自然界中，任何溫度在絕對(duì)零度以上的物體都會(huì)持續(xù)向外界輻射紅外能量。斯蒂芬-玻耳茲曼定律（Stefan-Boltzmann's law）表明，自然界中物體紅外輻射的輻射度M與物體的發(fā)射率ε和溫度T的4 次方成正比，其中物體的發(fā)射率ε只與其本身的材料有關(guān)，因此，對(duì)于某一特定材料，溫度決定了其紅外輻射度的值。近年來，越來越多基于該定律的紅外探測(cè)設(shè)備被開發(fā)出來并投入使用，極大地提高了目標(biāo)被紅外探測(cè)設(shè)備識(shí)別和追蹤的概率，導(dǎo)致對(duì)武器裝備戰(zhàn)場(chǎng)生存能力的威脅越來越大。

目前的海上軍事裝備主要是通過涂覆低發(fā)射率材料，或者是采用噴淋降溫的方式來抑制艦船的紅外輻射強(qiáng)度。水幕噴淋作為一種新的屏蔽措施，能夠極大地降低艦艇的紅外輻射特性，可使紅外探測(cè)設(shè)備只能接收到十分微弱的紅外輻射信號(hào)，通過這些技術(shù)手段，達(dá)到保護(hù)重要軍事設(shè)施的目的[7]。

為了提高我方軍事裝備的生存能力，降低目標(biāo)被紅外探測(cè)設(shè)備偵測(cè)到的概率，提出了一種新型的紅外降溫方法，即水幕-水霧復(fù)合噴淋方式。該新型旋流式復(fù)合噴頭具有同時(shí)噴射水膜和水霧的功能：水膜直接覆蓋于目標(biāo)表面對(duì)目標(biāo)降溫；水霧顆粒則以水為工作介質(zhì)，通過產(chǎn)生相變吸收大量熱量，從而在一定程度上降低物體溫度，另外，水霧顆粒對(duì)對(duì)紅外線具有散射和吸收作用，也可降低目標(biāo)被偵測(cè)到的概率。

本文對(duì)3 種常用的噴水霧化方式進(jìn)行了對(duì)比分析，結(jié)果如表1 所示。由表可知，相較于其他霧化方式，旋流式霧化結(jié)構(gòu)簡單、可靠，霧化效果好，無需其他附加資源保障，不會(huì)產(chǎn)生較大的噪聲以及破壞艦船的聲隱身性能。因此，本文將基于旋流式霧化的原理開展復(fù)合噴頭的設(shè)計(jì)。

表1 不同種類霧化噴頭對(duì)比分析結(jié)果Table 1 Comparison analysis results of different types of atomizer nozzle

2 旋流式復(fù)合噴頭設(shè)計(jì)

旋流式復(fù)合噴頭由多個(gè)旋流式霧化噴頭和水膜噴嘴組成，其中旋流式霧化噴嘴是完成霧化功能的核心部件，水膜噴嘴則用來形成連續(xù)的水膜。旋流式霧化噴嘴由與旋轉(zhuǎn)內(nèi)腔相切的入口孔、旋轉(zhuǎn)內(nèi)腔、錐形旋轉(zhuǎn)室和1 個(gè)圓形出口孔組成。當(dāng)流體以一定的初速度從與旋轉(zhuǎn)內(nèi)腔相切的入口進(jìn)入旋轉(zhuǎn)室時(shí)，由于流體進(jìn)入的方向與旋轉(zhuǎn)室的軸線垂直但不相交，故流體相對(duì)于噴嘴軸線的動(dòng)量矩不為零，因此進(jìn)入旋轉(zhuǎn)室的流體會(huì)在旋轉(zhuǎn)室內(nèi)旋轉(zhuǎn)[8]。圖1 所示為旋流式霧化噴嘴結(jié)構(gòu)示意圖。圖中：ri為入口孔半徑；ro為出口孔半徑；R1為入口中心與噴嘴中心的徑向距離；u為速度；ui為入口處速度；uL為切向速度；ua為軸向速度。

圖1 旋流式霧化噴嘴結(jié)構(gòu)示意圖[8]Fig. 1 Schematic diagram of structure of swirl atomizer nozzle[8]

旋流式霧化噴嘴結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)主要需確定如下結(jié)構(gòu)參數(shù)：霧化角2α、入口孔直徑di及長徑比、出口孔直徑do及長徑比、旋轉(zhuǎn)室半徑R及長度Lx，以及旋轉(zhuǎn)室錐角θ 等，如圖2 所示。經(jīng)查閱旋流式霧化噴嘴設(shè)計(jì)和試驗(yàn)的相關(guān)文獻(xiàn)[8-13]，總結(jié)出的旋流式霧化噴嘴設(shè)計(jì)中主要的結(jié)構(gòu)參數(shù)經(jīng)驗(yàn)取值如表2 所示。

圖2 旋流式霧化噴嘴旋轉(zhuǎn)室剖視圖Fig. 2 Cutaway view of rotating chamber of swirl atomizer nozzle

表2 旋流式霧化噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)的推薦取值Table 2 Recommended values of structure parameters of swirl atomizer nozzle

根據(jù)旋流式霧化噴嘴的設(shè)計(jì)理論，研制并加工了一款旋流式霧化噴嘴，圖3 所示為其實(shí)物圖。為了探究該霧化噴嘴結(jié)構(gòu)的霧化性能，設(shè)計(jì)并開展了一系列相關(guān)試驗(yàn)。

圖3 旋流式霧化噴嘴實(shí)物圖Fig. 3 The picture of swirl atomizer nozzle

水膜噴嘴采用槽型開口方式，設(shè)計(jì)時(shí)，主要需確定單孔流量qmf：

式中：FC為 噴水孔面積； ρf為水的密度； Δpf為供水壓力； μ為流量系數(shù)，其與噴口的長徑比有關(guān)，當(dāng)長徑比為0.5～1 時(shí) μ = 0.6～0.65，當(dāng)長徑比為2～3 時(shí)μ= 0.75～0.85。

3 旋流式霧化噴嘴性能測(cè)試

3.1 性能試驗(yàn)平臺(tái)

為了測(cè)試旋流式霧化噴嘴的性能參數(shù)，專門研制并搭建了試驗(yàn)測(cè)試系統(tǒng)。該試驗(yàn)系統(tǒng)由高壓水動(dòng)力源、空氣壓縮機(jī)、噴嘴、壓力表、智能渦輪流量計(jì)以及激光粒度測(cè)試儀等組成，其中激光粒度測(cè)試儀的系統(tǒng)原理如圖4 所示。

圖4 激光粒度測(cè)試儀的原理圖Fig. 4 Schematic diagram of laser particle analyzer

將激光粒度測(cè)試儀的發(fā)射器與接收器分別置于霧場(chǎng)兩側(cè)。當(dāng)發(fā)射器產(chǎn)生的激光在穿過整個(gè)霧場(chǎng)時(shí)由于液滴對(duì)激光具有散射作用，導(dǎo)致接收器接收到的激光信號(hào)會(huì)發(fā)生偏移，因此，系統(tǒng)可根據(jù)偏移量來測(cè)量霧場(chǎng)的液滴直徑。

3.2 霧化性能試驗(yàn)

通過搭建激光粒度測(cè)試系統(tǒng)，可以測(cè)得旋流式霧化噴嘴噴出的液滴直徑尺寸與分布情況。圖5所示為旋流式霧化噴嘴噴出的液滴直徑測(cè)量圖。試驗(yàn)中，通過調(diào)節(jié)節(jié)流閥的開度來調(diào)整噴嘴入口的工作壓力，試驗(yàn)回路中采用溢流閥以保證系統(tǒng)安全。為得到更精準(zhǔn)的液滴尺寸及液滴尺寸分布數(shù)據(jù)，采用激光粒度測(cè)試儀對(duì)噴霧進(jìn)行了測(cè)量。

圖5 旋流式霧化噴嘴液滴直徑測(cè)量圖Fig. 5 The droplet diameter measurement diagram of swirl atomizer nozzle

調(diào)節(jié)節(jié)流閥的開度以控制噴嘴入口壓力。在試驗(yàn)壓力為0.1～1.0 MPa 條件下，測(cè)得旋流式霧化噴嘴噴出的液滴直徑分布數(shù)據(jù)如表3 所示。根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)，繪制旋流式霧化噴嘴的工作壓力與液滴直徑的關(guān)系，如圖6 所示。表3 選取常用的參數(shù)D(V，0.5)，D(V，0.99)及索泰爾平均直徑SMD來表征液滴的直徑分布狀況與霧化質(zhì)量。這里，D(V，0.5)表示噴霧液滴總體積V中50%的液滴直徑小于本數(shù)值，D(V，0.99)表示噴霧液滴總體積V中99%的液滴直徑小于本數(shù)值，SMD用于衡量噴霧液滴平均液滴直徑的物理量，可由下式計(jì)算得出：

圖6 不同壓力下旋流式霧化噴嘴液滴直徑分布Fig. 6 The droplet diameter distribution of swirl atomizer nozzles at different pressures

表3 旋流式霧化噴嘴液滴直徑分布Table 3 The droplet diameter distribution of swirl atomizer nozzle

式中，N為直徑為D的液滴數(shù)目，通常取Dmin=0。

由圖6 可見，隨著試驗(yàn)壓力的增大，液滴的SMD逐漸減小。在壓力較低時(shí)，隨著壓力的增大，噴霧的液滴直徑明顯減小；當(dāng)壓力較高時(shí)，繼續(xù)增大壓力對(duì)于減小液滴直徑的作用并不明顯。這是因?yàn)樾魇届F化噴嘴在液體霧化過程中，隨著壓力的升高，液滴相對(duì)于空氣的運(yùn)動(dòng)速度增大，使得液滴更容易被撕裂和破碎，從而形成顆粒直徑較小的液滴。但當(dāng)液滴尺寸已經(jīng)較小時(shí)，液滴破碎的難度增大，所以增大壓力并不能明顯降低小顆粒液滴的直徑。由圖6 還可見，用于表征霧化顆粒直徑參數(shù)的2 條曲線D(V，0.99)和SMD在壓力為0.1～1.0 MPa 情況下差距較大，說明旋流式霧化噴嘴在上述壓力下霧化得還不夠徹底，仍然存在未充分霧化的大顆粒液滴。在0.5 MPa壓力下，液滴的SMD為101.79 μm。

4 不同動(dòng)力參數(shù)下旋流式復(fù)合噴頭紅外降溫特性試驗(yàn)分析

4.1 模型與裝置

為了探究壓力參數(shù)對(duì)旋流式復(fù)合噴頭紅外降溫特性的影響，設(shè)計(jì)并搭建了如圖7 所示的試驗(yàn)?zāi)Ｐ图霸囼?yàn)裝置。

圖7 中的試驗(yàn)對(duì)象為一塊5 m×5 m 的鋼板。在噴頭安裝位置以下的4 塊鋼板中心處布置有溫度測(cè)點(diǎn)，通過西門子S7-200smart 型PLC 及其擴(kuò)展模塊以及電子計(jì)算機(jī)采集系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)對(duì)鋼板表面溫度數(shù)據(jù)的實(shí)時(shí)讀取與存儲(chǔ)。與此同時(shí)，使用FLIR T420 紅外熱像儀實(shí)時(shí)監(jiān)控鋼板表面溫度，以采集得到鋼板表面的二維溫度圖像。試驗(yàn)所用溫度傳感器為PT100 熱電阻，測(cè)溫范圍為0～100 ℃，A 級(jí)精度。紅外熱像儀的波長范圍為7.5～13 μm，熱靈敏度不大于45 mK，分辨率為320×240，測(cè)溫范圍20～120 ℃，測(cè)溫精度±2 ℃或是讀數(shù)的±2%。

圖7 試驗(yàn)?zāi)Ｐ褪疽鈭DFig. 7 Schematic diagram of experiment model

4.2 不同壓力條件下復(fù)合噴頭紅外降溫特性

壓力參數(shù)不僅影響著噴頭的流量，同時(shí)也影響著旋流式霧化噴頭的霧化質(zhì)量。為了探究壓力對(duì)旋流式復(fù)合噴頭紅外降溫特性的影響，本文選取0.3，0.5，0.8 MPa 作為試驗(yàn)壓力點(diǎn)，通過控制軟件調(diào)節(jié)復(fù)合噴頭的進(jìn)口壓力，并通過溫度傳感器和紅外熱像儀分別記錄旋流式復(fù)合噴頭工作時(shí)目標(biāo)鋼板的降溫曲線。試驗(yàn)時(shí)，噴水的初始溫度和環(huán)境溫度如表4 所示。

表4 旋流式復(fù)合噴頭的試驗(yàn)條件參數(shù)Table 4 Experiment conditions parameters of swirl atomizer composite nozzle

為了探究“水膜”以及“水膜+水霧”這2 種不同噴淋方式對(duì)目標(biāo)紅外降溫特性的影響，試驗(yàn)時(shí)，使用溫度傳感器和紅外熱像儀測(cè)量目標(biāo)鋼板的溫度變化情況。在試驗(yàn)之前，利用溫度傳感器數(shù)據(jù)對(duì)紅外熱像儀進(jìn)行標(biāo)定，以使2 種測(cè)量手段的比較基準(zhǔn)一致。

圖8 所示為水膜噴頭工作時(shí)，傳感器和紅外熱像儀測(cè)得的目標(biāo)鋼板的溫度變化曲線。由圖可知，在沒有水霧的遮蔽，僅有水膜冷卻的情況下，由2 種測(cè)量方式得到的結(jié)果基本一致。

圖8 鋼板及水膜的溫度變化試驗(yàn)曲線Fig. 8 The experimental curves of temperature change of steel plate and water film

圖9 所示為旋流式復(fù)合噴頭在不同試驗(yàn)壓力條件下的降溫曲線。由圖可見，由紅外熱像儀測(cè)得的溫度值低于溫度傳感器，其原因是旋流式復(fù)合噴頭所產(chǎn)生的水霧遮蔽對(duì)目標(biāo)紅外輻射形成了衰減作用。由溫度傳感器測(cè)得的溫度相當(dāng)于水膜覆蓋目標(biāo)后的溫度，代表傳統(tǒng)水膜噴頭的水平，而由紅外熱像儀測(cè)得的溫度則代表旋流式復(fù)合噴頭噴射的綜合效果。

圖9 旋流式復(fù)合噴頭降溫耗時(shí)試驗(yàn)曲線Fig. 9 The experimental curves of the cooling time-consuming of swirl atomizer composite nozzle

從紅外成像探測(cè)的角度來說，一般在進(jìn)行紅外偽裝設(shè)計(jì)時(shí)會(huì)將目標(biāo)與背景的溫差控制在4 ℃以內(nèi)，此時(shí)，目標(biāo)輻射信號(hào)淹沒在背景中，探測(cè)器便無法很好地成像[14]。因此，在目標(biāo)鋼板從初始溫度降低至與冷卻水的溫差不超過4 ℃時(shí)，即認(rèn)為目標(biāo)達(dá)到了紅外降溫要求，記錄這一降溫過程的時(shí)間，即為目標(biāo)紅外降溫時(shí)長。圖9 中比冷卻水的溫度高4 ℃的等溫線與各降溫曲線的交點(diǎn)即為目標(biāo)的降溫耗時(shí)。由圖9 可見，旋流式復(fù)合噴頭采用“水膜+水霧”的方法在0.3，0.5，0.8 MPa下的降溫耗時(shí)分別為44，29，21 s，而只采用“水膜”方法的降溫耗時(shí)則為61，55，39 s。

為了對(duì)比分析旋流式復(fù)合噴頭在不同壓力下的降溫耗時(shí)，對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了總結(jié)，結(jié)果如表5所示。由表5 可知，對(duì)于旋流式復(fù)合噴頭，采用“水膜+水霧”的復(fù)合噴淋方式在壓力分別為0.3，0.5，0.8 MPa 時(shí)其流量相比只采用“水膜”的噴淋方式分別增加了18%，24%和18%，其中水霧的占比分別為15%，19%，16%，采用復(fù)合噴淋方式的降溫時(shí)間同比分別縮短了27.9%，47.3%，46.2%。

表5 旋流式復(fù)合噴頭降溫耗時(shí)對(duì)比Table 5 Comparison of cooling time-consuming of swirl atomizer composite nozzle

綜合上述試驗(yàn)結(jié)果，可知采用“水膜+水霧”的復(fù)合噴淋方式，在噴射到鋼板壁面上的水膜流量增加不大的情況下，能極大地縮短目標(biāo)的紅外降溫時(shí)長。

4.3 水霧對(duì)復(fù)合噴頭紅外降溫性能的增益性分析

由上文可知，采用復(fù)合噴淋技術(shù)的旋流式復(fù)合噴頭在工作時(shí)會(huì)同時(shí)噴射形成水膜和水霧。其中，水膜沿目標(biāo)鋼板壁面流動(dòng)給鋼板表面降溫，水霧則形成霧狀區(qū)域在目標(biāo)鋼板前形成遮蔽層。水霧遮蔽作用可增加目標(biāo)的紅外降溫效果。

試驗(yàn)分別測(cè)量了不同工作壓力下旋流式復(fù)合噴頭在水霧形成瞬間的溫度，如圖10 所示。試驗(yàn)結(jié)果表明，在工作壓力為0.3，0.5，0.8 MPa 的情況下，旋流式復(fù)合噴頭噴射水霧后紅外熱像儀測(cè)得的目標(biāo)溫度相比只有水膜覆蓋的目標(biāo)溫度普遍低8.62 ℃以上，可見，水霧帶來的紅外降溫增益明顯，旋流式復(fù)合噴頭所產(chǎn)生水霧顆粒的吸收和散射作用對(duì)目標(biāo)的紅外遮蔽效果顯著。

圖10 水霧形成瞬間傳感器與紅外熱像儀測(cè)溫對(duì)比Fig. 10 Comparison of measured temperature between sensor and infrared thermal imaging camera at the moment of water mist forming

5 結(jié) 論

通過本文研究，主要得到如下結(jié)論：

1） 旋流式復(fù)合噴頭可在較低的供水壓力條件下實(shí)現(xiàn)噴水霧化，在0.5 MPa 壓力下，液滴的平均直徑SMD可降低至101.79 μm。

2） 由不同動(dòng)力參數(shù)下旋流式復(fù)合噴頭和水膜噴頭的紅外降溫試驗(yàn)可知，所研制的旋流式復(fù)合噴頭能有效控制目標(biāo)的紅外降溫時(shí)長。隨著壓力的增大，復(fù)合噴頭的紅外降溫耗時(shí)從0.3 MPa時(shí)的44 s 降低到0.8 MPa 時(shí)的21 s。

3） 在相同壓力情況下，旋流式復(fù)合噴頭相比水膜噴頭其紅外降溫時(shí)長分別縮短了27.9%，47.3%和46.2%，尤其是在水霧噴出的瞬間能極大地降低紅外熱像儀測(cè)得的目標(biāo)溫度，在各壓力點(diǎn)下其紅外降溫增益分別為8.62，11.13，11.09 ℃。隨著壓力的增大，復(fù)合噴頭產(chǎn)生的液滴直徑減小，對(duì)紅外輻射的衰減作用增強(qiáng)，紅外降溫時(shí)間顯著縮短。