不同噴射條件下閃蒸噴霧液滴尺寸特性數(shù)值分析

柯炳正， 高璞珍， 王博， 李茹， 盧川， 田瑞峰

(1.哈爾濱工程大學(xué) 核安全與仿真技術(shù)國防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)在室，黑龍江 哈爾濱 150001；2.中國核動力研究設(shè)計(jì)院 核反應(yīng)堆系統(tǒng)設(shè)計(jì)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610213)

閃蒸噴霧行為存在于很多工業(yè)領(lǐng)域中，如當(dāng)核電站發(fā)生一回路冷卻劑喪失事故(loss of coolant accident, LOCA)時(shí)，大量高溫高壓冷卻劑從承壓管路的破口處以閃蒸噴霧的形式快速向外界噴出，造成安全殼內(nèi)壓力溫度急劇升高，安全殼的完整性受到嚴(yán)重威脅[1]。閃蒸噴霧屬于非平衡熱力學(xué)過程，其相變情況十分復(fù)雜，很多學(xué)者對閃蒸噴霧現(xiàn)象進(jìn)行了數(shù)值模擬研究。Marsh等[2]使用6方程模型模擬噴嘴閃蒸流動，考慮了由成核和相變引起的相間質(zhì)量、動量以及能量的傳遞。Janet等[3]通過使用CFX 14.5中的5方程模型研究了閃蒸噴嘴流中各種成核模型的性能。Mimouni等[4]使用NEPTUNE CFD中的6方程模型模擬了閃蒸空化流動，通過使用確定的傳熱系數(shù)確保蒸汽溫度接近飽和溫度。季璨[5]利用離散相的DPM模型和用戶自定義函數(shù)對閃蒸罐內(nèi)的外部閃蒸噴霧現(xiàn)象進(jìn)行研究。聶永廣等[6]結(jié)合混合物模型與用戶自定義函數(shù)，計(jì)算出瀝青噴霧造粒噴嘴中的戊烷閃蒸情況。在閃蒸噴霧的研究領(lǐng)域中，文獻(xiàn)[6-11]對燃料在內(nèi)燃機(jī)中的閃蒸噴霧以及對真空中制冷劑閃蒸關(guān)注較多，而在液態(tài)水閃蒸噴霧的研究領(lǐng)域中，雖然有學(xué)者進(jìn)行了一定的研究[5]，但對于閃蒸噴霧液滴的外部尺寸特性研究偏少。本文利用計(jì)算流體力學(xué)軟件FLUENT對不同噴射條件下閃蒸噴霧過程進(jìn)行計(jì)算模擬研究，對閃蒸噴霧過程中液滴尺寸的變化特性進(jìn)行分析，得到不同初始壓力，噴口直徑和噴射距離時(shí)，閃蒸噴霧液滴尺寸的變化規(guī)律。

1 閃蒸噴霧數(shù)值方法及驗(yàn)證

1.1 閃蒸噴霧數(shù)值方法介紹

在本文建立了一個(gè)150×150×1 200的計(jì)算區(qū)域并劃分結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，如圖1所示。為了使計(jì)算更準(zhǔn)確，對計(jì)算區(qū)域進(jìn)行了網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證。在計(jì)算區(qū)域內(nèi)計(jì)算了不同網(wǎng)格數(shù)量下，流動空氣在200 mm處的截面平均流速，空氣的入口流速設(shè)為1 m/s。其計(jì)算結(jié)果如圖2所示。

圖1 計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格圖Fig.1 Grid of calculation domain

圖2 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證結(jié)果Fig.2 Grid independence verification results

從驗(yàn)證結(jié)果中可以看出，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量達(dá)到150萬以上時(shí)，網(wǎng)格數(shù)量對計(jì)算結(jié)果的影響很小。本研究中計(jì)算區(qū)域的整體網(wǎng)格數(shù)量為165萬。

研究利用離散相模型中的過熱噴射器模型模擬閃蒸噴射，連續(xù)相入口和出口條件均為壓力邊界，離散相邊界條件為逃逸邊界條件。初始噴射環(huán)境溫度設(shè)置為23 ℃，初始環(huán)境壓力為大氣壓，初始水蒸氣濕度設(shè)置為0.5%。離散相考慮了液滴顆粒受到加熱冷卻及相變的影響，同時(shí)考慮了壓力變化導(dǎo)致的飽和溫度變化的影響，液滴曳力的模型為動力阻力模型，液滴二次破碎模型采用了開爾文亥姆霍茲-瑞利泰勒破碎(Kelvin-Helmholtz and Rayleigh-Taylor hybrid wave, KHRT)模型[12]。液滴溫度設(shè)為初始計(jì)算壓力下的飽和溫度，液滴尺寸分布為Rosin-Rammler分布。壓力速度耦合算法、梯度插值分別采用壓力耦合半隱式算法以及基于節(jié)點(diǎn)的格林高斯插值方法，其他插值采用二階迎風(fēng)格式。

1.2 液滴特性研究

本研究中的液滴尺寸特性以在計(jì)算域不同截面處計(jì)算得到的索特平均直徑(Sauter mean diameter, SMD)進(jìn)行分析。索特平均直徑d32是一種描述噴霧液滴尺寸的參數(shù)，在流體力學(xué)領(lǐng)域中，該參數(shù)被廣泛應(yīng)用于顆粒粒徑分布的研究中[13]。其定義是與所研究的顆粒群的總體積與總表面積之比相同的一群同等大小的顆粒群中，單個(gè)顆粒的直徑大小。 索特平均直徑d32為：

(1)

式中：dv和ds分別代表體積定義的直徑與表面積定義的顆粒直徑；Vp為液滴總體積；Ap為液滴總表面積。

在閃蒸噴射的研究中，選擇合適的噴霧液滴破裂模型是成功模擬噴霧過程，得到合理的液滴尺寸分布結(jié)果的關(guān)鍵。本文閃蒸噴霧過程屬于高速條件下的射流噴霧過程，在高速條件下，射流液滴的破裂是空氣動力、表面張力和液滴黏滯力相互作用的結(jié)果。這些力的相互作用可以以韋伯?dāng)?shù)We和奧內(nèi)佐格數(shù)Oh來表示。

韋伯?dāng)?shù)We以及奧內(nèi)佐格數(shù)Oh的分別為：

(2)

(3)

式中：ρ為液滴密度；u為特征流速；d為特征長度；σ為表面張力；μ為動力粘度。

從式(2)、(3)中可以看出，韋伯?dāng)?shù)We表示的是空氣動力與表面張力的關(guān)系，奧內(nèi)佐格數(shù)Oh則表示液滴黏滯力和表面張力的關(guān)系。在閃蒸噴射中，由于射流流體速度快，射流的韋伯?dāng)?shù)We很大，射流破裂形式主要為霧化形式[14]。

目前在射流噴霧霧化模型的研究中，比較常用的有泰勒類比破碎(Taylor analogy breakup, TAB)模型[15]和KHRT模型[12]。

1.2.1 泰勒類比破碎模型

TAB模型將液滴的行為與振蕩彈簧質(zhì)量系統(tǒng)相結(jié)合，將液體受到的表面張力、液體阻力、液體黏性力分別與振蕩彈簧質(zhì)量系統(tǒng)中彈簧回復(fù)力、外力以及彈簧阻尼力進(jìn)行類比。液滴在氣動力的作用下產(chǎn)生形變，當(dāng)形變達(dá)到臨界時(shí)，液滴發(fā)生破裂產(chǎn)生子液滴。液滴形變?yōu)椋?/p>

(4)

式中：y表示液滴發(fā)生形變的無量綱量；ρl和ρg是離散相和連續(xù)相密度；u是液滴的相對速度，r是未產(chǎn)生形變的液滴半徑；σ是液滴表面張力；μl是液滴粘度；CF、CK和Cd為無量綱常數(shù)。

當(dāng)y≤1時(shí)，液滴不斷振蕩變形；當(dāng)y>1時(shí)，液滴發(fā)生破裂，產(chǎn)生子液滴。子液滴的速度為：

(5)

式中CV為常數(shù)。

1.2.2 開爾文亥姆霍茲-瑞利泰勒破碎模型

KHRT模型將開爾文-亥姆霍茲(Kelvin-Helmholtz)不穩(wěn)定波理論與瑞利泰勒(Rayleigh-Taylor)不穩(wěn)定波理論相結(jié)合，共同預(yù)測射流中液滴的破碎情況。該模型將射流破碎分為一次破碎和二次破碎這2個(gè)過程，一次破碎過程中，將射流整體當(dāng)作是直徑與噴口直徑相當(dāng)?shù)拇笠旱?，利用KH不穩(wěn)定波理論對該液滴的破裂進(jìn)行模擬計(jì)算。

破裂產(chǎn)生的子液滴半徑為：

rc=B0ΛKH

(6)

式中ΛKH是對應(yīng)于具有最大生長速率的KH波的波長；B0是等于0.61的常數(shù)。

在二次破碎過程中，模型將RT模型與KH模型結(jié)合使用來預(yù)測液滴的破碎。

RT模型中增長最快的波的頻率與波數(shù)為：

(7)

(8)

式中：gt是行進(jìn)方向上的加速度；ρl和ρg分別為液相和氣相的密度。

由RT模型計(jì)算得到的新的子液滴的半徑為：

(9)

式中CRT為常數(shù)，CRT=1。

在KHRT模型中引入了液體核心破碎長度的概念，當(dāng)液滴破裂發(fā)生在液體核心破碎長度內(nèi)，破裂只考慮KH模型的影響。當(dāng)破裂發(fā)生在液體核心破碎長度外，液滴的破裂則考慮KH模型RT模型的共同作用。

TAB模型雖然在噴霧雷諾數(shù)較低時(shí)計(jì)算結(jié)果較為理想，而當(dāng)雷諾數(shù)較大時(shí)，計(jì)算結(jié)果偏差較大。而KHRT模型在雷諾數(shù)較大的噴霧情況中計(jì)算結(jié)果較為理想[16]。在本次研究中，由于液體的溫度和壓力高于大氣壓，當(dāng)液體噴放至大氣環(huán)境中時(shí)，液體與環(huán)境的相對流動速度大，雷諾數(shù)很大。因此TAB模型并不適用，最終本研究的液滴破碎模型選擇的是KHRT模型。

1.3 數(shù)值計(jì)算方法驗(yàn)證

為了驗(yàn)證本研究中采用的數(shù)值計(jì)算方法是否合理，利用文獻(xiàn)[17]中測量得到的液滴索特平均直徑的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)和數(shù)值計(jì)算的結(jié)果進(jìn)行了對比分析。

圖3展示了噴嘴直徑d為0.75 mm和1mm時(shí)，液滴的索特平均直徑隨噴霧距離變化的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與計(jì)算結(jié)果對比情況。

圖3 實(shí)驗(yàn)與計(jì)算結(jié)果對比Fig.3 Comparison of experiment and calculation results

通過對實(shí)驗(yàn)與計(jì)算結(jié)果的分析可知，在250 mm到750 mm的噴霧距離的范圍內(nèi)，在2種工況下計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)在數(shù)值上存在一定偏差，在d為0.75 mm的條件時(shí)計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的最大偏差為13.98%；d為1 mm時(shí)計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的最大偏差為24.90%。

雖然計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)依然有一定數(shù)值上的差距，但是2者之間偏差在合理區(qū)間之內(nèi)，因此在本次研究中利用該數(shù)值計(jì)算方法是合理的。

2 數(shù)值計(jì)算結(jié)果與分析

本文研究了噴霧初始壓強(qiáng)范圍在0.2～2.0 MPa的計(jì)算工況下，液滴索特平均直徑變化規(guī)律；噴霧噴口直徑范圍在2～4 mm的計(jì)算工況下，液滴索特平均直徑的變化規(guī)律；噴霧距離范圍200～1 000 mm的計(jì)算工況下，液滴索特平均直徑的變化規(guī)律。

2.1 不同噴霧初始壓力的影響

圖4為噴霧噴口直徑為1 mm，噴霧初始壓強(qiáng)在0.2～2.0 MPa，噴霧溫度為120 ℃～212 ℃，環(huán)境壓強(qiáng)為0.1 MPa時(shí)，噴霧距離分別為200、400、600、800和1 000 mm時(shí)，液滴SMD的變化規(guī)律。

圖4 不同初始壓力的SMD結(jié)果Fig.4 SMD results of different initial pressures

隨著初始噴霧壓力的提高，噴霧液滴的索特平均直徑不斷降低。當(dāng)噴霧距離為600、800和1 000 mm時(shí)，在初始噴霧壓力1.0 MPa之前，噴霧液滴的SMD下降較快，當(dāng)初始噴霧壓強(qiáng)在1.0～2.0 MPa時(shí)，索特平均直徑的變化趨勢趨于平緩。而當(dāng)噴霧距離為200～400 mm時(shí)，索特平均直徑在0.2～2.0 MPa的壓強(qiáng)區(qū)間內(nèi)一直呈現(xiàn)平緩的下降趨勢。在過熱噴放過程中，噴放流體與環(huán)境中的氣體存在較大的速度差，環(huán)境氣體對噴放流體存在氣動力的作用。在該氣動力的作用下，噴放流體產(chǎn)生流動不穩(wěn)定性，破裂的不同尺寸的子液滴。同時(shí)由于液相流體的溫度高于在環(huán)境下的飽和溫度，噴放流體以及子液滴中產(chǎn)生了大量的汽化核心，部分液體發(fā)生閃蒸相變，成為蒸汽。隨著閃蒸相變的不斷發(fā)生，液相流體尺寸逐漸減小。而在閃蒸相變和外部氣動力的共同影響下，噴放流體以及子液滴繼續(xù)發(fā)生破碎，產(chǎn)生了更加細(xì)小的液滴。

當(dāng)噴霧初始壓力提高時(shí)，噴口處兩相流體質(zhì)量流量升高，汽化核心數(shù)量提高，使得更多的液滴發(fā)生閃蒸相變。同時(shí)大量閃蒸相變產(chǎn)生的蒸汽和液滴混合，使得射流更加劇烈，液滴的韋伯?dāng)?shù)增大，氣動力對液滴破裂的影響增大，射流中的液滴發(fā)生破裂的幾率更大，液滴的平均粒徑隨著噴霧初始壓力的提高不斷減小。當(dāng)壓力持續(xù)增大時(shí)，在噴口附近兩相流以臨界流的形式流出，由于在臨界流中，流體以臨界流速流動，所以當(dāng)壓力繼續(xù)增大時(shí)，流體的流量不變，外部氣動力對射流的影響不變，因此只有液滴的自身參數(shù)對破裂產(chǎn)生影響，液滴的平均粒徑減小的趨勢趨于平穩(wěn)。

2.2 不同噴霧噴口直徑的影響

圖5展示了噴霧壓強(qiáng)1 MPa，噴霧溫度為179 ℃，噴霧噴口直徑在2.0～4.0 mm，環(huán)境壓強(qiáng)為0.1 MPa的范圍時(shí)，噴霧距離分別為400、500、600、700、800和900 mm時(shí)，液滴索特平均直徑的變化規(guī)律。

圖5 不同噴口直徑的SMD結(jié)果Fig.5 SMD results of different injector diameters

當(dāng)噴口直徑增大時(shí)，噴霧液滴的索特平均直徑呈現(xiàn)一種先增大后降低的趨勢。而且當(dāng)噴霧距離越大時(shí)，變化趨勢越明顯，噴霧液滴索特平均直徑越大。當(dāng)噴霧距離為400 mm和500 mm時(shí)，液滴索特平均直徑基本無變化。由于噴霧壓強(qiáng)為1 MPa，在噴口處的流動屬于兩相臨界流。噴口直徑的增大導(dǎo)致噴射面積增大，射流流體的整體流量增大。整體流量的增大導(dǎo)致流體的相對體積增大，射流內(nèi)部與環(huán)境的換熱發(fā)生惡化，射流中汽化核心密度相對減少，閃蒸汽化的影響減弱，使得SMD有增大的趨勢。但是由于射流處于臨界流動狀態(tài)，流體仍以臨界流速流動，隨著噴口直徑的增大，流體的韋伯?dāng)?shù)增大，氣動力對液滴破裂的影響提高，由氣動力作用產(chǎn)生的液滴破裂增多，從而導(dǎo)致液滴的SMD變小。在噴射直徑增大的初期過程中，射流流體的流量增大，此時(shí)閃蒸汽化對液滴尺寸變化的影響起到了主要作用，使得液滴SMD相對增大。而當(dāng)噴射直徑持續(xù)增大時(shí)，射流流體的韋伯?dāng)?shù)持續(xù)增大，此時(shí)氣動力對液滴尺寸變化的影響增大，成為主要的影響因素，導(dǎo)致大量液滴破裂，SMD隨之減小。

2.3 不同噴霧距離的影響

圖6(a)展示了噴霧噴口直徑為1 mm，噴霧溫度為飽和溫度，噴霧距離為200～1 000 mm，環(huán)境壓強(qiáng)為0.1 MPa的范圍時(shí)，噴霧初始壓強(qiáng)分別為0.4、0.8、1.2、1.6和2.0 MPa時(shí)，液滴SMD的變化規(guī)律。

圖6(b)展示了噴霧初始壓力為1 MPa，噴霧溫度為179 ℃，噴霧距離在200 mm至1 000 mm的范圍時(shí)，噴霧噴口直徑分別為2、2.5、3、3.5和4 mm時(shí)，液滴SMD的變化規(guī)律。

圖6 不同噴霧距離的SMD結(jié)果Fig.6 SMD results of different injector downstream distances

隨著噴霧距離的增加，噴霧液滴的SMD不斷增大，在600 mm之前，SMD變化趨勢較為平緩，而且液滴SMD較小，在60 μm以下。當(dāng)噴霧距離達(dá)到600 mm時(shí)，液滴SMD的增加趨勢明顯，達(dá)到了100～200 μm。在噴霧距離為600 mm之前，噴口噴放的兩相流體大部分處于過熱狀態(tài)，當(dāng)射流噴放至環(huán)境中時(shí)，在噴放流體及子液滴中發(fā)生閃蒸現(xiàn)象，產(chǎn)生大量的蒸汽，使得液滴的尺寸處于較小的范圍。同時(shí)由于射流流速較快，韋伯?dāng)?shù)較大，氣動力對液滴破裂的影響也很大，在兩者的共同作用下，流體內(nèi)的液滴SMD在較小的數(shù)值區(qū)間內(nèi)變化。當(dāng)噴霧距離達(dá)到600～800 mm時(shí)，射流整體的壓力和溫度大幅下降，閃蒸相變對液滴尺寸變化的影響減少，同時(shí)射流流速降低，液滴的韋伯?dāng)?shù)減小，氣動力對液滴破裂的影響也減小。由于冷凝作用，在之前相變產(chǎn)生的部分蒸汽冷凝成液滴聚集在一起，從而導(dǎo)致液滴SMD不斷增大，且變化趨勢明顯。

3 結(jié)論

1)初始噴霧壓力越高，噴射流體受到的氣動力和閃蒸相變的影響越大，液滴的索特平均直徑越??；當(dāng)初始噴霧壓力增大至一定程度后，氣動力對流體的影響不再變化，液滴直徑減小趨勢變緩。

2)隨著噴霧噴口直徑的增大，閃蒸汽化的影響減弱，但氣動力對液滴破裂的影響提高，噴霧液滴的索特平均直徑先增大后降低。且當(dāng)噴霧距離越大時(shí)，變增大趨勢越明顯。

3)當(dāng)噴霧距離增加時(shí)，閃蒸相變作用和氣動力的影響減小，噴霧液滴的索特平均直徑整體變化趨勢呈現(xiàn)先平穩(wěn)波動后劇烈上升的情況。