熔池温度对浸没反应射流结构的影响

严 侃, 孔 亮

熔池温度对浸没反应射流结构的影响

严 侃1, 孔 亮2

(1. 海军装备部驻临汾地区军事代表室, 山西 临汾, 041000; 2.中国船舶集团有限公司 第705研究所, 陕西 西安, 710077)

以气-液浸没反应射流为能量来源的闭式循环动力系统在水下推进以及航空航天等领域具有广阔的应用前景。文中在Lee相变模型和涡耗散反应速率模型的基础上, 采用数值仿真方法研究了金属Li熔池温度对浸没反应射流结构的影响。研究结果表明, 文中数值仿真计算结果与实验符合较好,所采用的数值仿真方法可以较好地预测浸没反应射流过程; 气态氧化物气羽核心区基本不受熔池温度的影响, 而在高熔池温度下, 会有更多液态金属被蒸发, 并且随着冷凝驱动势的减小, 金属蒸汽的凝结速率也相应降低, 因而金属的蒸发速率和凝结速率共同决定金属蒸汽气羽的宏观尺寸。研究结果可为气-液射流反应器的设计和安全运行提供理论指导。

闭式循环动力系统; 浸没射流; 熔池温度

0 引言

气态氧化物与高能量密度液态金属的反应过程具有储能密度高、无需向外界排放、可以形成闭式系统等特点, 因此, 以高温液态金属-气态氧化物的反应射流为热源的能源动力装置在水下推进以及航空、航天等领域具有非常广阔的应用前景[1-2]。

反应射流核心区形状、射流穿透长度及流场分布是设计反应器的关键参数, 国内外学者对此进行了大量研究。在实验研究方面, Parnell等[3]研究了气体质量流率、反应容器压力以及射流方向对射流穿透长度及流动稳定性的影响; 郑邯勇等[4-5]通过实验观测了Li-SF6反应射流核心区的宏观结构, 采用有限差分方法计算得到了反应流内温度场、物质组分分布等重要参数, 并给出了有利于稳定反应与强化传热的运行条件。随着计算机技术的发展, 数值仿真方法已经成为研究反应射流过程的重要手段。Gulawani等[6]采用欧拉-拉格朗日方法对Li-SF6反应射流进行了数值仿真, 并研究了浮力对气液两相流动特性以及相间热质传递的影响; 在此基础上, Dahikar等[7]采用大涡模拟方法计算了反应射流过程, 其计算结果与可视化实验结果符合较好。

上述研究多集中在气-液射流反应过程的流动换热特性方面, 而金属熔池温度对浸没反应射流结构影响的研究尚未见公开文献报道。文中采用三维稳态仿真方法, 在欧拉两相流模型和组分输运模型的基础上, 结合Lee等[8]给出的相变模型以及涡耗散反应速率模型, 以气态SF6在高温液态金属Li熔池中反应过程为例, 对气-液浸没反应射流过程进行了三维数值仿真研究, 着重讨论了金属熔池温度对浸没反应射流结构的影响。

1 物理模型

浸没反应射流物理模型如图1所示。气态氧化物高速喷射入高温液态金属熔池时, 与液态金属发生气-液化学反应并剧烈放热, 在反应核心区周围形成高温区。通常情况下, 为保证金属呈熔融态, 同时为提高反应速率, 金属熔池初始温度一般维持在1000 K以上, 因此, 当核心区温度超过液态金属局部压力下的饱和温度时, 液态金属开始蒸发, 形成气态金属聚集的区域。于此同时, 部分气态金属又会与未反应的气态氧化物接触, 发生气-气放热反应。其余未参与反应的气态金属继续流向下游, 与液态金属发生直接接触凝结现象, 放出潜热。因此, 气态氧化物在高温液态金属熔池中的浸没反应射流过程会出现4种物理现象: 1) 气态氧化物与液态金属的反应; 2) 剧烈放热作用下液态金属的蒸发; 3) 气态氧化物与气态金属的反应; 4) 未参与反应的气态金属的凝结。

图1 浸没反应射流物理模型

2 数值模型及边界条件

在浸没反应射流过程中, 异相化学反应与气-液两相流动以及相变过程强烈耦合, 为详细研究各相组分分布以及在化学反应和相变过程中的流动特性, 文中在欧拉两相流模型与组分输运模型的基础上, 以Lee相变模型[8]和涡耗散化学反应速率模型描述以上物理过程。

2.1 相变模型

采用Lee相变模型对浸没反应射流过程进行数值仿真计算, 其中, 由体积分数、密度以及温度决定的质量交换速率为

2.2 反应模型

以SF6气体氧化物在高温液态金属Li中的浸没反应射流过程为例, 其化学反应方程式为

宏观反应速率由涡耗散模型计算, 总反应速率为

2.3 模型设置

文中采用有限容积法对浸没反应射流过程进行数值仿真计算。计算时, 化学反应模型和相变模型均以自定义函数的形式嵌入到仿真计算平台, 并将气相SF6和Li蒸汽均视为可压缩流体, 以理想气体方程计算其密度。求解时, 将SF6设置为第2相, 将其他反应混合物设为主相, 采用压力-速度耦合算法进行稳态求解。计算过程中对SF6入口质量流量进行实时监测, 当其流量不再变化, 并且能量方程残差小于10–6, 其余方程残差小于10–3时认为迭代收敛。

2.4 边界条件

仿真过程中, SF6采用压力入口, 同时由于喷嘴尺寸远远小于反应容器, 因此将周围环境设置为压力出口, 边界条件设置如表1所示。

表1 数值仿真边界条件

3 模型验证

为验证欧拉两相流模型、组分输运模型、涡耗散反应速率模型以及相变模型的正确性和兼容性, 分别以组分输运模型和欧拉两相流模型结合涡耗散模型的方法对经典的甲烷-空气燃烧过程进行三维数值仿真。计算时, 2种仿真方法均采用完全相同的入口、出口以及壁面条件。甲烷-空气燃烧温度场仿真结果对比如图2所示, 可以看出, 2种模型的计算结果基本一致, 从而验证了文中模型的正确性。

图2 甲烷-空气温度场仿真计算结果对比

此外, 文中模型还需计算金属Li的蒸发和凝结过程, 图3给出了仿真计算得到Li-SF6气羽无量纲穿透长度与实验值的对比结果。从图中可以看出, 预测结果与实验结果[10]符合较好, 误差在20%以内, 从而进一步表明了文中模型计算结果的正确性。

4 结果与分析

4.1 反应射流气羽结构

图4给出了Li-SF6浸没反应射流的气羽结构示意图。从图中可以看出, 浸没反应射流气羽主要由SF6区和Li蒸汽区构成, SF6流出喷嘴后形成气态SF6聚集的区域, 在SF6区后为大量Li蒸汽聚集的区域, SF6核心区与Li蒸汽区共同构成了类似于射流凝结现象中的气羽[11], 金属Li蒸汽区远远大于SF6核心区, 反应射流气羽宏观结构尺寸主要由Li蒸汽区域决定。

图3 Li-SF6浸没反应射流仿真与实验结果对比

图4 Li-SF6反应射流气羽结构

4.2 熔池温度对气态氧化物气羽的影响

图5给出了熔池温度对SF6气羽的影响。从图中可以看出, 随着熔池温度的升高, SF6气羽核心区基本保持不变。这是因为气态SF6氧化物初始温度远远低于熔池温度, 因此在SF6流出喷嘴后, SF6气羽周围温度仍相对较低, 此时金属Li还未蒸发, 液态Li的质量浓度较高。由式(3)和式(4)可知, 宏观反应速率与物质的质量浓度有关, 因此在SF6-Li反应过程中, SF6的消耗主要还是以SF6与液态金属Li的反应为主, 液态金属的物性受熔池温度影响较小, 因此, SF6气羽核心区结构基本不受熔池温度的影响。

图6给出了熔池温度对SF6中心轴线速度分布的影响。从图中可以看出, 在SF6气羽核心区, 中心轴线速度分布几乎不受熔池温度的影响, 而在SF6气羽尾部, 随着熔池温度的升高, SF6速度降低, 速率逐渐减小。这是因为SF6气羽尾部主要为气态Li聚集的区域, 随着熔池温度的升高, 液态金属Li初始温度更接近饱和温度(1600K, 101kPa), 在相同的反应放热量下, 熔池温度高时将会有更多的液态Li被蒸发, 局部区域内Li蒸汽浓度也相应增大。由于气体粘性远远小于液体, 因此Li蒸汽浓度高的区域内混合物平均粘度也相应较小, SF6动量耗散也越慢, 因此随着熔池温度的升高, SF6尾部速度降低, 速率逐渐减小。

图5 熔池温度对SF6气羽的影响

图6 熔池温度对SF6中心轴线速度分布的影响

4.3 熔池温度对金属蒸汽气羽的影响

图7给出了熔池温度对Li蒸汽气羽的影响。从图中可以看出, 随着熔池温度的升高, Li蒸汽气羽长度逐渐增大。这是由于在高熔池温度下, 液态金属Li更接近于饱和温度, 因此在相同反应放热量下, 有更多的液态Li被蒸发, 从而形成更大的Li蒸汽聚集区域; 另一方面, 对于Li蒸汽的凝结过程, 随着熔池温度的升高, 液态金属过冷度逐渐减小, Li蒸汽的冷凝驱动势逐渐减小, 其凝结速率逐渐降低。因此, 随着熔池温度的升高, 蒸发速率加快以及凝结速率减小共同造成了更大Li蒸汽气羽的结果。

图7 熔池温度对Li蒸汽气羽的影响

图8 熔池温度对Li蒸汽体积分数分布的影响

图9给出了熔池温度对中心轴线温度分布的影响。从图中可以看出, 在接近喷嘴的区域, 即SF6气羽核心区, 混合物温度几乎不受熔池温度的影响; 而随着熔池温度的增加, 反应最高温度逐渐增大, 流场中高温区逐渐扩大, 而混合物温度的下降速率也逐渐降低。这是因为流场中后部主要为Li蒸汽聚集的区域, 随着熔池温度的升高, Li蒸汽区域逐渐扩大, 其凝结速率逐渐减小, 因此, 此区域内的温度分布同样与金属Li的蒸发和凝结过程有关。

5 结论

文中在Lee相变模型和涡耗散化学反应速率模型的基础上, 对气态SF6在高温液态金属Li熔池中的反应过程进行了三维数值仿真研究, 着重讨论了金属熔池对浸没反应射流结构的影响, 主要结论如下:

图9 熔池温度对中心轴线温度分布的影响

1) 文中所采用的Lee相变模型和涡耗散化学反应速率模型结合欧拉两相流模型和组分输运模型的方法可以较好地预测气态氧化物在高温液态金属熔池中的浸没反应射流过程, 仿真计算结果与实验结果符合较好。

2) 气态氧化物的消耗主要是以其与液态金属的反应为主, 气态氧化物气羽核心区几乎不受熔池温度的影响; 而在气羽尾部, 局部区域金属蒸汽浓度相对较高, 气态氧化物动量耗散速率减小。

3) 在高熔池温度下, 更多的液态金属被蒸发; 于此同时, 由于金属蒸汽的冷凝驱动势相对降低, 因此凝结速率相应较小。蒸发速率和凝结速率共同决定金属蒸汽气羽结构及其宏观尺寸。

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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

严侃, 孔亮. 熔池温度对浸没反应射流结构的影响[J]. 水下无人系统学报, 2021, 29(3): 320-325.

2020-10-19;

2021-01-04.

严 侃(1980-), 男, 工程师, 主要研究方向为鱼雷装备科研生产与质量监督.

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(责任编辑: 陈 曦)