旋流式復合噴頭紅外降溫特性試驗分析

王振，朱森林，劉銀水，李良才

1 中國艦船研究設計中心，湖北 武漢 430064

2 華中科技大學 機械科學與工程學院，湖北 武漢 430074

0 引 言

當前，紅外熱成像探測和制導技術(shù)已在軍事領域得到長足的發(fā)展和應用，極大地提高了目標被偵測、跟蹤和擊中的概率，嚴重威脅著艦船裝備和人員安全，開展紅外隱身設計，提高裝備生存能力已成為現(xiàn)代軍事領域研究的熱點[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、高效的特點。水幕噴淋技術(shù)是利用噴淋在目標表面形成的水膜來降溫，從而達到降低紅外特征的一種技術(shù)；而水霧遮蔽技術(shù)則是通過在目標與探測器間施放水霧遮蔽層來衰減紅外信號的一種技術(shù)?，F(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 種效應有機結(jié)合起來，也未考慮實際條件下這2 種效應對紅外隱身的綜合影響。針對此問題，本文擬提出一種基于旋流式復合噴頭的水幕-水霧復合隱身技術(shù)，在分析噴頭紅外降溫理論的基礎上設計一款新型復合噴頭，并開展霧化效果和紅外特性試驗研究，探究復合噴頭與傳統(tǒng)水膜噴頭在紅外降溫特性上的差異。

1 復合噴頭紅外降溫特性機理

在自然界中，任何溫度在絕對零度以上的物體都會持續(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，因此，對于某一特定材料，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設備被開發(fā)出來并投入使用，極大地提高了目標被紅外探測設備識別和追蹤的概率，導致對武器裝備戰(zhàn)場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，可使紅外探測設備只能接收到十分微弱的紅外輻射信號，通過這些技術(shù)手段，達到保護重要軍事設施的目的[7]。

為了提高我方軍事裝備的生存能力，降低目標被紅外探測設備偵測到的概率，提出了一種新型的紅外降溫方法，即水幕-水霧復合噴淋方式。該新型旋流式復合噴頭具有同時噴射水膜和水霧的功能：水膜直接覆蓋于目標表面對目標降溫；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，水霧顆粒對對紅外線具有散射和吸收作用，也可降低目標被偵測到的概率。

本文對3 種常用的噴水霧化方式進行了對比分析，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合噴頭的設計。

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

2 旋流式復合噴頭設計

旋流式復合噴頭由多個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 個圓形出口孔組成。當流體以一定的初速度從與旋轉(zhuǎn)內(nèi)腔相切的入口進入旋轉(zhuǎn)室時，由于流體進入的方向與旋轉(zhuǎn)室的軸線垂直但不相交，故流體相對于噴嘴軸線的動量矩不為零，因此進入旋轉(zhuǎn)室的流體會在旋轉(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)的設計主要需確定如下結(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計和試驗的相關文獻[8-13]，總結(jié)出的旋流式霧化噴嘴設計中主要的結(jié)構(gòu)參數(shù)經(jīng)驗取值如表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計理論，研制并加工了一款旋流式霧化噴嘴，圖3 所示為其實物圖。為了探究該霧化噴嘴結(jié)構(gòu)的霧化性能，設計并開展了一系列相關試驗。

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

水膜噴嘴采用槽型開口方式，設計時，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，當長徑比為0.5～1 時 μ = 0.6～0.65，當長徑比為2～3 時μ= 0.75～0.85。

3 旋流式霧化噴嘴性能測試

3.1 性能試驗平臺

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

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

將激光粒度測試儀的發(fā)射器與接收器分別置于霧場兩側(cè)。當發(fā)射器產(chǎn)生的激光在穿過整個霧場時由于液滴對激光具有散射作用，導致接收器接收到的激光信號會發(fā)生偏移，因此，系統(tǒng)可根據(jù)偏移量來測量霧場的液滴直徑。

3.2 霧化性能試驗

通過搭建激光粒度測試系統(tǒng)，可以測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量圖。試驗中，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，試驗回路中采用溢流閥以保證系統(tǒng)安全。為得到更精準的液滴尺寸及液滴尺寸分布數(shù)據(jù)，采用激光粒度測試儀對噴霧進行了測量。

圖5 旋流式霧化噴嘴液滴直徑測量圖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。在試驗壓力為0.1～1.0 MPa 條件下，測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，隨著試驗壓力的增大，液滴的SMD逐漸減小。在壓力較低時，隨著壓力的增大，噴霧的液滴直徑明顯減小；當壓力較高時，繼續(xù)增大壓力對于減小液滴直徑的作用并不明顯。這是因為旋流式霧化噴嘴在液體霧化過程中，隨著壓力的升高，液滴相對于空氣的運動速度增大，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。但當液滴尺寸已經(jīng)較小時，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 不同動力參數(shù)下旋流式復合噴頭紅外降溫特性試驗分析

4.1 模型與裝置

為了探究壓力參數(shù)對旋流式復合噴頭紅外降溫特性的影響，設計并搭建了如圖7 所示的試驗模型及試驗裝置。

圖7 中的試驗對象為一塊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點，通過西門子S7-200smart 型PLC 及其擴展模塊以及電子計算機采集系統(tǒng)實現(xiàn)對鋼板表面溫度數(shù)據(jù)的實時讀取與存儲。與此同時，使用FLIR T420 紅外熱像儀實時監(jiān)控鋼板表面溫度，以采集得到鋼板表面的二維溫度圖像。試驗所用溫度傳感器為PT100 熱電阻，測溫范圍為0～100 ℃，A 級精度。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，測溫范圍20～120 ℃，測溫精度±2 ℃或是讀數(shù)的±2%。

圖7 試驗模型示意圖Fig. 7 Schematic diagram of experiment model

4.2 不同壓力條件下復合噴頭紅外降溫特性

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

表4 旋流式復合噴頭的試驗條件參數(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 種不同噴淋方式對目標紅外降溫特性的影響，試驗時，使用溫度傳感器和紅外熱像儀測量目標鋼板的溫度變化情況。在試驗之前，利用溫度傳感器數(shù)據(jù)對紅外熱像儀進行標定，以使2 種測量手段的比較基準一致。

圖8 所示為水膜噴頭工作時，傳感器和紅外熱像儀測得的目標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 所示為旋流式復合噴頭在不同試驗壓力條件下的降溫曲線。由圖可見，由紅外熱像儀測得的溫度值低于溫度傳感器，其原因是旋流式復合噴頭所產(chǎn)生的水霧遮蔽對目標紅外輻射形成了衰減作用。由溫度傳感器測得的溫度相當于水膜覆蓋目標后的溫度，代表傳統(tǒng)水膜噴頭的水平，而由紅外熱像儀測得的溫度則代表旋流式復合噴頭噴射的綜合效果。

圖9 旋流式復合噴頭降溫耗時試驗曲線Fig. 9 The experimental curves of the cooling time-consuming of swirl atomizer composite nozzle

從紅外成像探測的角度來說，一般在進行紅外偽裝設計時會將目標與背景的溫差控制在4 ℃以內(nèi)，此時，目標輻射信號淹沒在背景中，探測器便無法很好地成像[14]。因此，在目標鋼板從初始溫度降低至與冷卻水的溫差不超過4 ℃時，即認為目標達到了紅外降溫要求，記錄這一降溫過程的時間，即為目標紅外降溫時長。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即為目標的降溫耗時。由圖9 可見，旋流式復合噴頭采用“水膜+水霧”的方法在0.3，0.5，0.8 MPa下的降溫耗時分別為44，29，21 s，而只采用“水膜”方法的降溫耗時則為61，55，39 s。

為了對比分析旋流式復合噴頭在不同壓力下的降溫耗時，對試驗數(shù)據(jù)進行了總結(jié)，結(jié)果如表5所示。由表5 可知，對于旋流式復合噴頭，采用“水膜+水霧”的復合噴淋方式在壓力分別為0.3，0.5，0.8 MPa 時其流量相比只采用“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%，采用復合噴淋方式的降溫時間同比分別縮短了27.9%，47.3%，46.2%。

表5 旋流式復合噴頭降溫耗時對比Table 5 Comparison of cooling time-consuming of swirl atomizer composite nozzle

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

4.3 水霧對復合噴頭紅外降溫性能的增益性分析

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

試驗分別測量了不同工作壓力下旋流式復合噴頭在水霧形成瞬間的溫度，如圖10 所示。試驗結(jié)果表明，在工作壓力為0.3，0.5，0.8 MPa 的情況下，旋流式復合噴頭噴射水霧后紅外熱像儀測得的目標溫度相比只有水膜覆蓋的目標溫度普遍低8.62 ℃以上，可見，水霧帶來的紅外降溫增益明顯，旋流式復合噴頭所產(chǎn)生水霧顆粒的吸收和散射作用對目標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溫對比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） 旋流式復合噴頭可在較低的供水壓力條件下實現(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） 由不同動力參數(shù)下旋流式復合噴頭和水膜噴頭的紅外降溫試驗可知，所研制的旋流式復合噴頭能有效控制目標的紅外降溫時長。隨著壓力的增大，復合噴頭的紅外降溫耗時從0.3 MPa時的44 s 降低到0.8 MPa 時的21 s。

3） 在相同壓力情況下，旋流式復合噴頭相比水膜噴頭其紅外降溫時長分別縮短了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得的目標溫度，在各壓力點下其紅外降溫增益分別為8.62，11.13，11.09 ℃。隨著壓力的增大，復合噴頭產(chǎn)生的液滴直徑減小，對紅外輻射的衰減作用增強，紅外降溫時間顯著縮短。