熔池溫度對(duì)浸沒(méi)反應(yīng)射流結(jié)構(gòu)的影響

嚴(yán) 侃, 孔 亮

熔池溫度對(duì)浸沒(méi)反應(yīng)射流結(jié)構(gòu)的影響

嚴(yán) 侃1, 孔 亮2

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

以氣-液浸沒(méi)反應(yīng)射流為能量來(lái)源的閉式循環(huán)動(dòng)力系統(tǒng)在水下推進(jìn)以及航空航天等領(lǐng)域具有廣闊的應(yīng)用前景。文中在Lee相變模型和渦耗散反應(yīng)速率模型的基礎(chǔ)上, 采用數(shù)值仿真方法研究了金屬Li熔池溫度對(duì)浸沒(méi)反應(yīng)射流結(jié)構(gòu)的影響。研究結(jié)果表明, 文中數(shù)值仿真計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)符合較好,所采用的數(shù)值仿真方法可以較好地預(yù)測(cè)浸沒(méi)反應(yīng)射流過(guò)程; 氣態(tài)氧化物氣羽核心區(qū)基本不受熔池溫度的影響, 而在高熔池溫度下, 會(huì)有更多液態(tài)金屬被蒸發(fā), 并且隨著冷凝驅(qū)動(dòng)勢(shì)的減小, 金屬蒸汽的凝結(jié)速率也相應(yīng)降低, 因而金屬的蒸發(fā)速率和凝結(jié)速率共同決定金屬蒸汽氣羽的宏觀尺寸。研究結(jié)果可為氣-液射流反應(yīng)器的設(shè)計(jì)和安全運(yùn)行提供理論指導(dǎo)。

閉式循環(huán)動(dòng)力系統(tǒng); 浸沒(méi)射流; 熔池溫度

0 引言

氣態(tài)氧化物與高能量密度液態(tài)金屬的反應(yīng)過(guò)程具有儲(chǔ)能密度高、無(wú)需向外界排放、可以形成閉式系統(tǒng)等特點(diǎn), 因此, 以高溫液態(tài)金屬-氣態(tài)氧化物的反應(yīng)射流為熱源的能源動(dòng)力裝置在水下推進(jìn)以及航空、航天等領(lǐng)域具有非常廣闊的應(yīng)用前景[1-2]。

反應(yīng)射流核心區(qū)形狀、射流穿透長(zhǎng)度及流場(chǎng)分布是設(shè)計(jì)反應(yīng)器的關(guān)鍵參數(shù), 國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)此進(jìn)行了大量研究。在實(shí)驗(yàn)研究方面, Parnell等[3]研究了氣體質(zhì)量流率、反應(yīng)容器壓力以及射流方向?qū)ι淞鞔┩搁L(zhǎng)度及流動(dòng)穩(wěn)定性的影響; 鄭邯勇等[4-5]通過(guò)實(shí)驗(yàn)觀測(cè)了Li-SF6反應(yīng)射流核心區(qū)的宏觀結(jié)構(gòu), 采用有限差分方法計(jì)算得到了反應(yīng)流內(nèi)溫度場(chǎng)、物質(zhì)組分分布等重要參數(shù), 并給出了有利于穩(wěn)定反應(yīng)與強(qiáng)化傳熱的運(yùn)行條件。隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展, 數(shù)值仿真方法已經(jīng)成為研究反應(yīng)射流過(guò)程的重要手段。Gulawani等[6]采用歐拉-拉格朗日方法對(duì)Li-SF6反應(yīng)射流進(jìn)行了數(shù)值仿真, 并研究了浮力對(duì)氣液兩相流動(dòng)特性以及相間熱質(zhì)傳遞的影響; 在此基礎(chǔ)上, Dahikar等[7]采用大渦模擬方法計(jì)算了反應(yīng)射流過(guò)程, 其計(jì)算結(jié)果與可視化實(shí)驗(yàn)結(jié)果符合較好。

上述研究多集中在氣-液射流反應(yīng)過(guò)程的流動(dòng)換熱特性方面, 而金屬熔池溫度對(duì)浸沒(méi)反應(yīng)射流結(jié)構(gòu)影響的研究尚未見(jiàn)公開(kāi)文獻(xiàn)報(bào)道。文中采用三維穩(wěn)態(tài)仿真方法, 在歐拉兩相流模型和組分輸運(yùn)模型的基礎(chǔ)上, 結(jié)合Lee等[8]給出的相變模型以及渦耗散反應(yīng)速率模型, 以氣態(tài)SF6在高溫液態(tài)金屬Li熔池中反應(yīng)過(guò)程為例, 對(duì)氣-液浸沒(méi)反應(yīng)射流過(guò)程進(jìn)行了三維數(shù)值仿真研究, 著重討論了金屬熔池溫度對(duì)浸沒(méi)反應(yīng)射流結(jié)構(gòu)的影響。

1 物理模型

浸沒(méi)反應(yīng)射流物理模型如圖1所示。氣態(tài)氧化物高速?lài)娚淙敫邷匾簯B(tài)金屬熔池時(shí), 與液態(tài)金屬發(fā)生氣-液化學(xué)反應(yīng)并劇烈放熱, 在反應(yīng)核心區(qū)周?chē)纬筛邷貐^(qū)。通常情況下, 為保證金屬呈熔融態(tài), 同時(shí)為提高反應(yīng)速率, 金屬熔池初始溫度一般維持在1000 K以上, 因此, 當(dāng)核心區(qū)溫度超過(guò)液態(tài)金屬局部壓力下的飽和溫度時(shí), 液態(tài)金屬開(kāi)始蒸發(fā), 形成氣態(tài)金屬聚集的區(qū)域。于此同時(shí), 部分氣態(tài)金屬又會(huì)與未反應(yīng)的氣態(tài)氧化物接觸, 發(fā)生氣-氣放熱反應(yīng)。其余未參與反應(yīng)的氣態(tài)金屬繼續(xù)流向下游, 與液態(tài)金屬發(fā)生直接接觸凝結(jié)現(xiàn)象, 放出潛熱。因此, 氣態(tài)氧化物在高溫液態(tài)金屬熔池中的浸沒(méi)反應(yīng)射流過(guò)程會(huì)出現(xiàn)4種物理現(xiàn)象: 1) 氣態(tài)氧化物與液態(tài)金屬的反應(yīng); 2) 劇烈放熱作用下液態(tài)金屬的蒸發(fā); 3) 氣態(tài)氧化物與氣態(tài)金屬的反應(yīng); 4) 未參與反應(yīng)的氣態(tài)金屬的凝結(jié)。

圖1 浸沒(méi)反應(yīng)射流物理模型

2 數(shù)值模型及邊界條件

在浸沒(méi)反應(yīng)射流過(guò)程中, 異相化學(xué)反應(yīng)與氣-液兩相流動(dòng)以及相變過(guò)程強(qiáng)烈耦合, 為詳細(xì)研究各相組分分布以及在化學(xué)反應(yīng)和相變過(guò)程中的流動(dòng)特性, 文中在歐拉兩相流模型與組分輸運(yùn)模型的基礎(chǔ)上, 以Lee相變模型[8]和渦耗散化學(xué)反應(yīng)速率模型描述以上物理過(guò)程。

2.1 相變模型

采用Lee相變模型對(duì)浸沒(méi)反應(yīng)射流過(guò)程進(jìn)行數(shù)值仿真計(jì)算, 其中, 由體積分?jǐn)?shù)、密度以及溫度決定的質(zhì)量交換速率為

2.2 反應(yīng)模型

以SF6氣體氧化物在高溫液態(tài)金屬Li中的浸沒(méi)反應(yīng)射流過(guò)程為例, 其化學(xué)反應(yīng)方程式為

宏觀反應(yīng)速率由渦耗散模型計(jì)算, 總反應(yīng)速率為

2.3 模型設(shè)置

文中采用有限容積法對(duì)浸沒(méi)反應(yīng)射流過(guò)程進(jìn)行數(shù)值仿真計(jì)算。計(jì)算時(shí), 化學(xué)反應(yīng)模型和相變模型均以自定義函數(shù)的形式嵌入到仿真計(jì)算平臺(tái), 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(jì)算其密度。求解時(shí), 將SF6設(shè)置為第2相, 將其他反應(yīng)混合物設(shè)為主相, 采用壓力-速度耦合算法進(jìn)行穩(wěn)態(tài)求解。計(jì)算過(guò)程中對(duì)SF6入口質(zhì)量流量進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè), 當(dāng)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(shí)認(rèn)為迭代收斂。

2.4 邊界條件

仿真過(guò)程中, SF6采用壓力入口, 同時(shí)由于噴嘴尺寸遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于反應(yīng)容器, 因此將周?chē)h(huán)境設(shè)置為壓力出口, 邊界條件設(shè)置如表1所示。

表1 數(shù)值仿真邊界條件

3 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證歐拉兩相流模型、組分輸運(yùn)模型、渦耗散反應(yīng)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(yùn)模型和歐拉兩相流模型結(jié)合渦耗散模型的方法對(duì)經(jīng)典的甲烷-空氣燃燒過(guò)程進(jìn)行三維數(shù)值仿真。計(jì)算時(shí), 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(chǎng)仿真結(jié)果對(duì)比如圖2所示, 可以看出, 2種模型的計(jì)算結(jié)果基本一致, 從而驗(yàn)證了文中模型的正確性。

圖2 甲烷-空氣溫度場(chǎng)仿真計(jì)算結(jié)果對(duì)比

此外, 文中模型還需計(jì)算金屬Li的蒸發(fā)和凝結(jié)過(guò)程, 圖3給出了仿真計(jì)算得到Li-SF6氣羽無(wú)量綱穿透長(zhǎng)度與實(shí)驗(yàn)值的對(duì)比結(jié)果。從圖中可以看出, 預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果[10]符合較好, 誤差在20%以?xún)?nèi), 從而進(jìn)一步表明了文中模型計(jì)算結(jié)果的正確性。

4 結(jié)果與分析

4.1 反應(yīng)射流氣羽結(jié)構(gòu)

圖4給出了Li-SF6浸沒(méi)反應(yīng)射流的氣羽結(jié)構(gòu)示意圖。從圖中可以看出, 浸沒(méi)反應(yīng)射流氣羽主要由SF6區(qū)和Li蒸汽區(qū)構(gòu)成, SF6流出噴嘴后形成氣態(tài)SF6聚集的區(qū)域, 在SF6區(qū)后為大量Li蒸汽聚集的區(qū)域, SF6核心區(qū)與Li蒸汽區(qū)共同構(gòu)成了類(lèi)似于射流凝結(jié)現(xiàn)象中的氣羽[11], 金屬Li蒸汽區(qū)遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于SF6核心區(qū), 反應(yīng)射流氣羽宏觀結(jié)構(gòu)尺寸主要由Li蒸汽區(qū)域決定。

圖3 Li-SF6浸沒(méi)反應(yīng)射流仿真與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

圖4 Li-SF6反應(yīng)射流氣羽結(jié)構(gòu)

4.2 熔池溫度對(duì)氣態(tài)氧化物氣羽的影響

圖5給出了熔池溫度對(duì)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(qū)基本保持不變。這是因?yàn)闅鈶B(tài)SF6氧化物初始溫度遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于熔池溫度, 因此在SF6流出噴嘴后, SF6氣羽周?chē)鷾囟热韵鄬?duì)較低, 此時(shí)金屬Li還未蒸發(fā), 液態(tài)Li的質(zhì)量濃度較高。由式(3)和式(4)可知, 宏觀反應(yīng)速率與物質(zhì)的質(zhì)量濃度有關(guān), 因此在SF6-Li反應(yīng)過(guò)程中, SF6的消耗主要還是以SF6與液態(tài)金屬Li的反應(yīng)為主, 液態(tài)金屬的物性受熔池溫度影響較小, 因此, SF6氣羽核心區(qū)結(jié)構(gòu)基本不受熔池溫度的影響。

圖6給出了熔池溫度對(duì)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(qū), 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?yàn)镾F6氣羽尾部主要為氣態(tài)Li聚集的區(qū)域, 隨著熔池溫度的升高, 液態(tài)金屬Li初始溫度更接近飽和溫度(1600K, 101kPa), 在相同的反應(yīng)放熱量下, 熔池溫度高時(shí)將會(huì)有更多的液態(tài)Li被蒸發(fā), 局部區(qū)域內(nèi)Li蒸汽濃度也相應(yīng)增大。由于氣體粘性遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于液體, 因此Li蒸汽濃度高的區(qū)域內(nèi)混合物平均粘度也相應(yīng)較小, SF6動(dòng)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(duì)SF6氣羽的影響

圖6 熔池溫度對(duì)SF6中心軸線速度分布的影響

4.3 熔池溫度對(duì)金屬蒸汽氣羽的影響

圖7給出了熔池溫度對(duì)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(zhǎng)度逐漸增大。這是由于在高熔池溫度下, 液態(tài)金屬Li更接近于飽和溫度, 因此在相同反應(yīng)放熱量下, 有更多的液態(tài)Li被蒸發(fā), 從而形成更大的Li蒸汽聚集區(qū)域; 另一方面, 對(duì)于Li蒸汽的凝結(jié)過(guò)程, 隨著熔池溫度的升高, 液態(tài)金屬過(guò)冷度逐漸減小, Li蒸汽的冷凝驅(qū)動(dòng)勢(shì)逐漸減小, 其凝結(jié)速率逐漸降低。因此, 隨著熔池溫度的升高, 蒸發(fā)速率加快以及凝結(jié)速率減小共同造成了更大Li蒸汽氣羽的結(jié)果。

圖7 熔池溫度對(duì)Li蒸汽氣羽的影響

圖8 熔池溫度對(duì)Li蒸汽體積分?jǐn)?shù)分布的影響

圖9給出了熔池溫度對(duì)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(qū)域, 即SF6氣羽核心區(qū), 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(yīng)最高溫度逐漸增大, 流場(chǎng)中高溫區(qū)逐漸擴(kuò)大, 而混合物溫度的下降速率也逐漸降低。這是因?yàn)榱鲌?chǎng)中后部主要為L(zhǎng)i蒸汽聚集的區(qū)域, 隨著熔池溫度的升高, Li蒸汽區(qū)域逐漸擴(kuò)大, 其凝結(jié)速率逐漸減小, 因此, 此區(qū)域內(nèi)的溫度分布同樣與金屬Li的蒸發(fā)和凝結(jié)過(guò)程有關(guān)。

5 結(jié)論

文中在Lee相變模型和渦耗散化學(xué)反應(yīng)速率模型的基礎(chǔ)上, 對(duì)氣態(tài)SF6在高溫液態(tài)金屬Li熔池中的反應(yīng)過(guò)程進(jìn)行了三維數(shù)值仿真研究, 著重討論了金屬熔池對(duì)浸沒(méi)反應(yīng)射流結(jié)構(gòu)的影響, 主要結(jié)論如下:

圖9 熔池溫度對(duì)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(xué)反應(yīng)速率模型結(jié)合歐拉兩相流模型和組分輸運(yùn)模型的方法可以較好地預(yù)測(cè)氣態(tài)氧化物在高溫液態(tài)金屬熔池中的浸沒(méi)反應(yīng)射流過(guò)程, 仿真計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果符合較好。

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

3) 在高熔池溫度下, 更多的液態(tài)金屬被蒸發(fā); 于此同時(shí), 由于金屬蒸汽的冷凝驅(qū)動(dòng)勢(shì)相對(duì)降低, 因此凝結(jié)速率相應(yīng)較小。蒸發(fā)速率和凝結(jié)速率共同決定金屬蒸汽氣羽結(jié)構(gòu)及其宏觀尺寸。

[1] 宗瀟, 李洪偉, 韓新波, 等. 氣液射流反應(yīng)流動(dòng)特性的數(shù)值模擬研究[J]. 西安交通大學(xué)學(xué)報(bào), 2020, 54(3): 35- 40, 196.Zong Xiao, Li Hong-wei, Han Xin-bo, et al. Numerical Investigation on Flow Characteristics of Gas-Liquid Reactive Jet[J]. Journal of Xi’an Jiaotong University, 2020, 54(3): 35-40, 196.

[2] 宗瀟, 李洪偉, 高育科, 等. 相變常數(shù)對(duì)反應(yīng)射流氣羽影響的數(shù)值研究[C]//中國(guó)工程熱物理學(xué)會(huì)傳熱傳質(zhì)學(xué)術(shù)會(huì)議. 青島: 中國(guó)工程熱物理學(xué)會(huì), 2019.

[3] Parnell L, Gilchrist J T, Sorensen M L, et al. A Circulation Dependent Instability of Submerged Oxidizer Jets in Liquid Metal Fuels[C]//26th Joint Propulsion Conference, Orlando. America: AIAA, 1990.

[4] 鄭邯勇, 卜建杰. 六氟化硫在熔融鋰中的浸沒(méi)噴射反應(yīng)過(guò)程[J]. 化工學(xué)報(bào), 1996, 47(6): 656-662.Zheng Han-yong, Pu Jian-jie. Submerged Reaction Jet of SF6 Injected into Molten Li[J]. Journal of Chemical Industry and Engineering, 1996, 47(6): 656-662.

[5] 鄭邯勇. Li/SF6熱反應(yīng)器的結(jié)構(gòu)形式與特點(diǎn)[J]. 現(xiàn)代艦船, 1994(11): 17-19.Zheng Han-yong. Characteristics of the Li/SF6Thermal- reactor[J]. Modern Ships, 1994(11): 17-19.

[6] Gulawani S S, Dahikar S K, Joshi J B, et al. CFD Simulation of Flow Pattern and Plume Dimensions in Submerged Condensation and Reactive Gas Jet into a Liquid Bath[J]. Chemical Engineering Science, 2008, 63(9): 2420-2435.

[7] Dahikar S K, Joshi J B, Shah M S, et al. Experimental and Computational Fluid Dynamic Study of Reacting Gas Jet in Liquid: Flow Pattern and Heat Transfer[J]. Chemical Engineering Science, 2010, 65(2): 827-849.

[8] Lee W H. A Pressure Iteration Scheme for Two-Phase Flow Modeling[J]. Multiphase Transport Fundamentals Reactor Safety Applications, 1980(1): 407-431.

[9] Zong X, Lu J, Li H W, et al. A Two-phase Eulerian CFD Model for Predicting Gas-liquid Reactive Jet[C]//Pro- ceedings of International Conference on Power Engineering-2019. China, Kunming: ICOPE, 2019.

[10] Chan S H, Tan C C, Zhao Y G, et al. Li-SF6Combustion in Stored Chemical Energy Propulsion System[R]. USA: Wisconsin Univ.-Milwaukee. Dept. of Mechanical Engineering, 1990.

[11] Wu X Z, Yan J J, Li W J, et al. Experimental Study on Sonic Steam Jet Condensation in Quiescent Subcooled Water[J]. Chemical Engineering Science, 2009, 63(23): 5002-5012.

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(yán)侃, 孔亮. 熔池溫度對(duì)浸沒(méi)反應(yīng)射流結(jié)構(gòu)的影響[J]. 水下無(wú)人系統(tǒng)學(xué)報(bào), 2021, 29(3): 320-325.

2020-10-19;

2021-01-04.

嚴(yán) 侃(1980-), 男, 工程師, 主要研究方向?yàn)轸~(yú)雷裝備科研生產(chǎn)與質(zhì)量監(jiān)督.

>

(責(zé)任編輯: 陳 曦)