熔池溫度對浸沒反應射流結構的影響

嚴 侃, 孔 亮

熔池溫度對浸沒反應射流結構的影響

嚴 侃1, 孔 亮2

(1. 海軍裝備部駐臨汾地區軍事代表室, 山西 臨汾, 041000; 2.中國船舶集團有限公司 第705研究所, 陜西 西安, 710077)

以氣-液浸沒反應射流為能量來源的閉式循環動力系統在水下推進以及航空航天等領域具有廣闊的應用前景。文中在Lee相變模型和渦耗散反應速率模型的基礎上, 采用數值仿真方法研究了金屬Li熔池溫度對浸沒反應射流結構的影響。研究結果表明, 文中數值仿真計算結果與實驗符合較好,所采用的數值仿真方法可以較好地預測浸沒反應射流過程; 氣態氧化物氣羽核心區基本不受熔池溫度的影響, 而在高熔池溫度下, 會有更多液態金屬被蒸發, 并且隨著冷凝驅動勢的減小, 金屬蒸汽的凝結速率也相應降低, 因而金屬的蒸發速率和凝結速率共同決定金屬蒸汽氣羽的宏觀尺寸。研究結果可為氣-液射流反應器的設計和安全運行提供理論指導。

閉式循環動力系統; 浸沒射流; 熔池溫度

0 引言

氣態氧化物與高能量密度液態金屬的反應過程具有儲能密度高、無需向外界排放、可以形成閉式系統等特點, 因此, 以高溫液態金屬-氣態氧化物的反應射流為熱源的能源動力裝置在水下推進以及航空、航天等領域具有非常廣闊的應用前景[1-2]。

反應射流核心區形狀、射流穿透長度及流場分布是設計反應器的關鍵參數, 國內外學者對此進行了大量研究。在實驗研究方面, Parnell等[3]研究了氣體質量流率、反應容器壓力以及射流方向對射流穿透長度及流動穩定性的影響; 鄭邯勇等[4-5]通過實驗觀測了Li-SF6反應射流核心區的宏觀結構, 采用有限差分方法計算得到了反應流內溫度場、物質組分分布等重要參數, 并給出了有利于穩定反應與強化傳熱的運行條件。隨著計算機技術的發展, 數值仿真方法已經成為研究反應射流過程的重要手段。Gulawani等[6]采用歐拉-拉格朗日方法對Li-SF6反應射流進行了數值仿真, 并研究了浮力對氣液兩相流動特性以及相間熱質傳遞的影響; 在此基礎上, Dahikar等[7]采用大渦模擬方法計算了反應射流過程, 其計算結果與可視化實驗結果符合較好。

上述研究多集中在氣-液射流反應過程的流動換熱特性方面, 而金屬熔池溫度對浸沒反應射流結構影響的研究尚未見公開文獻報道。文中采用三維穩態仿真方法, 在歐拉兩相流模型和組分輸運模型的基礎上, 結合Lee等[8]給出的相變模型以及渦耗散反應速率模型, 以氣態SF6在高溫液態金屬Li熔池中反應過程為例, 對氣-液浸沒反應射流過程進行了三維數值仿真研究, 著重討論了金屬熔池溫度對浸沒反應射流結構的影響。

1 物理模型

浸沒反應射流物理模型如圖1所示。氣態氧化物高速噴射入高溫液態金屬熔池時, 與液態金屬發生氣-液化學反應并劇烈放熱, 在反應核心區周圍形成高溫區。通常情況下, 為保證金屬呈熔融態, 同時為提高反應速率, 金屬熔池初始溫度一般維持在1000 K以上, 因此, 當核心區溫度超過液態金屬局部壓力下的飽和溫度時, 液態金屬開始蒸發, 形成氣態金屬聚集的區域。于此同時, 部分氣態金屬又會與未反應的氣態氧化物接觸, 發生氣-氣放熱反應。其余未參與反應的氣態金屬繼續流向下游, 與液態金屬發生直接接觸凝結現象, 放出潛熱。因此, 氣態氧化物在高溫液態金屬熔池中的浸沒反應射流過程會出現4種物理現象: 1) 氣態氧化物與液態金屬的反應; 2) 劇烈放熱作用下液態金屬的蒸發; 3) 氣態氧化物與氣態金屬的反應; 4) 未參與反應的氣態金屬的凝結。

圖1 浸沒反應射流物理模型

2 數值模型及邊界條件

在浸沒反應射流過程中, 異相化學反應與氣-液兩相流動以及相變過程強烈耦合, 為詳細研究各相組分分布以及在化學反應和相變過程中的流動特性, 文中在歐拉兩相流模型與組分輸運模型的基礎上, 以Lee相變模型[8]和渦耗散化學反應速率模型描述以上物理過程。

2.1 相變模型

采用Lee相變模型對浸沒反應射流過程進行數值仿真計算, 其中, 由體積分數、密度以及溫度決定的質量交換速率為

2.2 反應模型

以SF6氣體氧化物在高溫液態金屬Li中的浸沒反應射流過程為例, 其化學反應方程式為

宏觀反應速率由渦耗散模型計算, 總反應速率為

2.3 模型設置

文中采用有限容積法對浸沒反應射流過程進行數值仿真計算。計算時, 化學反應模型和相變模型均以自定義函數的形式嵌入到仿真計算平臺, 并將氣相SF6和Li蒸汽均視為可壓縮流體, 以理想氣體方程計算其密度。求解時, 將SF6設置為第2相, 將其他反應混合物設為主相, 采用壓力-速度耦合算法進行穩態求解。計算過程中對SF6入口質量流量進行實時監測, 當其流量不再變化, 并且能量方程殘差小于10–6, 其余方程殘差小于10–3時認為迭代收斂。

2.4 邊界條件

仿真過程中, SF6采用壓力入口, 同時由于噴嘴尺寸遠遠小于反應容器, 因此將周圍環境設置為壓力出口, 邊界條件設置如表1所示。

表1 數值仿真邊界條件

3 模型驗證

為驗證歐拉兩相流模型、組分輸運模型、渦耗散反應速率模型以及相變模型的正確性和兼容性, 分別以組分輸運模型和歐拉兩相流模型結合渦耗散模型的方法對經典的甲烷-空氣燃燒過程進行三維數值仿真。計算時, 2種仿真方法均采用完全相同的入口、出口以及壁面條件。甲烷-空氣燃燒溫度場仿真結果對比如圖2所示, 可以看出, 2種模型的計算結果基本一致, 從而驗證了文中模型的正確性。

圖2 甲烷-空氣溫度場仿真計算結果對比

此外, 文中模型還需計算金屬Li的蒸發和凝結過程, 圖3給出了仿真計算得到Li-SF6氣羽無量綱穿透長度與實驗值的對比結果。從圖中可以看出, 預測結果與實驗結果[10]符合較好, 誤差在20%以內, 從而進一步表明了文中模型計算結果的正確性。

4 結果與分析

4.1 反應射流氣羽結構

圖4給出了Li-SF6浸沒反應射流的氣羽結構示意圖。從圖中可以看出, 浸沒反應射流氣羽主要由SF6區和Li蒸汽區構成, SF6流出噴嘴后形成氣態SF6聚集的區域, 在SF6區后為大量Li蒸汽聚集的區域, SF6核心區與Li蒸汽區共同構成了類似于射流凝結現象中的氣羽[11], 金屬Li蒸汽區遠遠大于SF6核心區, 反應射流氣羽宏觀結構尺寸主要由Li蒸汽區域決定。

圖3 Li-SF6浸沒反應射流仿真與實驗結果對比

圖4 Li-SF6反應射流氣羽結構

4.2 熔池溫度對氣態氧化物氣羽的影響

圖5給出了熔池溫度對SF6氣羽的影響。從圖中可以看出, 隨著熔池溫度的升高, SF6氣羽核心區基本保持不變。這是因為氣態SF6氧化物初始溫度遠遠低于熔池溫度, 因此在SF6流出噴嘴后, SF6氣羽周圍溫度仍相對較低, 此時金屬Li還未蒸發, 液態Li的質量濃度較高。由式(3)和式(4)可知, 宏觀反應速率與物質的質量濃度有關, 因此在SF6-Li反應過程中, SF6的消耗主要還是以SF6與液態金屬Li的反應為主, 液態金屬的物性受熔池溫度影響較小, 因此, SF6氣羽核心區結構基本不受熔池溫度的影響。

圖6給出了熔池溫度對SF6中心軸線速度分布的影響。從圖中可以看出, 在SF6氣羽核心區, 中心軸線速度分布幾乎不受熔池溫度的影響, 而在SF6氣羽尾部, 隨著熔池溫度的升高, SF6速度降低, 速率逐漸減小。這是因為SF6氣羽尾部主要為氣態Li聚集的區域, 隨著熔池溫度的升高, 液態金屬Li初始溫度更接近飽和溫度(1600K, 101kPa), 在相同的反應放熱量下, 熔池溫度高時將會有更多的液態Li被蒸發, 局部區域內Li蒸汽濃度也相應增大。由于氣體粘性遠遠小于液體, 因此Li蒸汽濃度高的區域內混合物平均粘度也相應較小, SF6動量耗散也越慢, 因此隨著熔池溫度的升高, SF6尾部速度降低, 速率逐漸減小。

圖5 熔池溫度對SF6氣羽的影響

圖6 熔池溫度對SF6中心軸線速度分布的影響

4.3 熔池溫度對金屬蒸汽氣羽的影響

圖7給出了熔池溫度對Li蒸汽氣羽的影響。從圖中可以看出, 隨著熔池溫度的升高, Li蒸汽氣羽長度逐漸增大。這是由于在高熔池溫度下, 液態金屬Li更接近于飽和溫度, 因此在相同反應放熱量下, 有更多的液態Li被蒸發, 從而形成更大的Li蒸汽聚集區域; 另一方面, 對于Li蒸汽的凝結過程, 隨著熔池溫度的升高, 液態金屬過冷度逐漸減小, Li蒸汽的冷凝驅動勢逐漸減小, 其凝結速率逐漸降低。因此, 隨著熔池溫度的升高, 蒸發速率加快以及凝結速率減小共同造成了更大Li蒸汽氣羽的結果。

圖7 熔池溫度對Li蒸汽氣羽的影響

圖8 熔池溫度對Li蒸汽體積分數分布的影響

圖9給出了熔池溫度對中心軸線溫度分布的影響。從圖中可以看出, 在接近噴嘴的區域, 即SF6氣羽核心區, 混合物溫度幾乎不受熔池溫度的影響; 而隨著熔池溫度的增加, 反應最高溫度逐漸增大, 流場中高溫區逐漸擴大, 而混合物溫度的下降速率也逐漸降低。這是因為流場中后部主要為Li蒸汽聚集的區域, 隨著熔池溫度的升高, Li蒸汽區域逐漸擴大, 其凝結速率逐漸減小, 因此, 此區域內的溫度分布同樣與金屬Li的蒸發和凝結過程有關。

5 結論

文中在Lee相變模型和渦耗散化學反應速率模型的基礎上, 對氣態SF6在高溫液態金屬Li熔池中的反應過程進行了三維數值仿真研究, 著重討論了金屬熔池對浸沒反應射流結構的影響, 主要結論如下:

圖9 熔池溫度對中心軸線溫度分布的影響

1) 文中所采用的Lee相變模型和渦耗散化學反應速率模型結合歐拉兩相流模型和組分輸運模型的方法可以較好地預測氣態氧化物在高溫液態金屬熔池中的浸沒反應射流過程, 仿真計算結果與實驗結果符合較好。

2) 氣態氧化物的消耗主要是以其與液態金屬的反應為主, 氣態氧化物氣羽核心區幾乎不受熔池溫度的影響; 而在氣羽尾部, 局部區域金屬蒸汽濃度相對較高, 氣態氧化物動量耗散速率減小。

3) 在高熔池溫度下, 更多的液態金屬被蒸發; 于此同時, 由于金屬蒸汽的冷凝驅動勢相對降低, 因此凝結速率相應較小。蒸發速率和凝結速率共同決定金屬蒸汽氣羽結構及其宏觀尺寸。

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Influence of Molten Pool Temperature on the Jet Structure of Submerged Reaction

YAN Can1, KONG Liang2

(1. Military Representative Office of the Naval Equipment Department in Linfen, Linfen 041000, China; 2. The 705 Research Institute, China State Shipbuilding Corporation Limited, Xi’an 710077, China)

The closed-cycle power system, which treats the submerged gas-liquid reaction jet as an energy source, has broad application prospects in underwater propulsion and aerospace. In this study, a numerical simulation of the influence of molten lithium molten pool temperature on the submerged reaction jet structure is conducted based on Lee’s phase change model and eddy dissipation reaction rate model. The results show that the simulation results agree well with the experimental results, and the numerical model used in this study can predict the submerged reaction jet process well. The core region of the steam plume of gaseous oxide is not affected by the molten pool temperature, whereas at a high molten pool temperature, as more liquid metal would be evaporated, and with the reduction of condensation driving potential, the condensation rate of the metal vapor would also decrease accordingly, which indicates that the evaporation rate and condensation rate jointly determine the macroscopic size of the steam plume of the metal vapor. The research results can guide the design and safe operation of gas-liquid jet reactors.

closed-cycle power system; submerged jet; molten pool temperature

TJ630.32; TK123

A

2096-3920(2021)03-0320-06

10.11993/j.issn.2096-3920.2021.03.011

嚴侃, 孔亮. 熔池溫度對浸沒反應射流結構的影響[J]. 水下無人系統學報, 2021, 29(3): 320-325.

2020-10-19;

2021-01-04.

嚴 侃(1980-), 男, 工程師, 主要研究方向為魚雷裝備科研生產與質量監督.

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(責任編輯: 陳 曦)