徐 升, 伊 寅, 史小鋒, 宗 瀟, 韓新波

熔融鋁水蒸氣浸沒射流反應數(shù)值仿真

徐 升, 伊 寅, 史小鋒, 宗 瀟, 韓新波

(中國船舶重工集團公司 第705研究所, 陜西 西安, 710077)

熔融鋁水蒸氣浸沒射流反應可作為氫氧閉式循環(huán)動力系統(tǒng)的新型制氫方法, 能夠提高制氫速率和氫氣發(fā)生器的穩(wěn)定可控性, 但反應具有高溫、不透明和局部流動狀態(tài)復雜等特點, 難以通過常規(guī)方法對其流場進行觀測。為探究其流場特性, 文中使用Fluent非預混燃燒模型對該反應進行了數(shù)值仿真。通過理想混合物密度計算方法對概率密度函數(shù)查詢表的精度進行了提升, 使數(shù)值模型能更準確地模擬氣液反應, 得到了熔融鋁水蒸氣浸沒射流反應流場的參數(shù)分布以及不同水蒸氣入口速度條件下流場溫度分布和水蒸氣核心區(qū)的變化規(guī)律。研究結果表明, 文中數(shù)值模型能夠較合理地模擬射流燃燒反應; 熔融鋁水蒸氣反應射流流場由水蒸氣核心區(qū)和混合產(chǎn)物區(qū)組成, 其中水蒸氣核心區(qū)在射流區(qū)域中占據(jù)的空間遠小于混合產(chǎn)物區(qū); 當水蒸氣入口速度增加時, 高溫區(qū)最高溫度增高且體積增大、水蒸氣核心區(qū)長度增長。研究結果將為進一步研究熔融鋁水蒸氣浸沒射流反應和設計氫氣發(fā)生器提供參考。

氫氧閉式循環(huán)動力系統(tǒng); 熔融鋁; 浸沒射流; 非預混燃燒; 核心區(qū)

0 引言

氫氧閉式循環(huán)動力系統(tǒng)是一種新型的水下熱動力系統(tǒng), 其主要通過氫氣和氧氣的燃燒提供熱量, 具有能量密度高、無排放物、噪音低等優(yōu)點, 可提高水下航行器的航行速度、航行深度及隱蔽性。熔融鋁水蒸氣浸沒射流反應形式為將水蒸氣高速注入熔融態(tài)的金屬鋁中, 為典型的氣液浸沒射流反應, 具有反應高效、穩(wěn)定可控等優(yōu)點, 可作為氫氧閉式循環(huán)動力系統(tǒng)中氫氣發(fā)生器的核心反應, 具有良好的發(fā)展和應用前景。

在鋁水反應研究領域, 目前對固態(tài)鋁與液態(tài)水反應的相關研究較多, 而對熔融鋁與液態(tài)水或水蒸氣反應的研究還處于初步階段。Milani等[10]對熔融鋁射流與水蒸氣射流的相互作用進行了實驗研究和數(shù)值仿真, 采用熱成像儀對熔融鋁射流的蒸汽夾帶進行了定性分析。施偉等[11]通過Visual Basic語言編程仿真計算了高溫鋁水反應器中的熔融鋁與液態(tài)水的反應和傳熱過程, 模擬了反應器的運行狀態(tài), 并對冷卻水出口溫度、壁面最高溫度和制氫速率進行了分析。

熔融鋁水蒸氣浸沒射流反應流場的局部流動狀態(tài)復雜, 溫度和密度變化劇烈, 目前國內(nèi)外相關的研究成果較少, 缺少通用、高效的數(shù)值模型。文中使用Fluent非預混燃燒模型, 用假定形狀的概率密度函數(shù)模擬湍流和化學的相互作用, 對熔融鋁水蒸氣浸沒射流反應進行了仿真研究, 得到了熔融鋁水蒸氣浸沒射流反應流場參數(shù)分布和水蒸氣核心區(qū)長度變化等規(guī)律。研究結果可為進一步研究熔融鋁水蒸氣浸沒射流反應和設計氫氣發(fā)生器提供理論參考。

1 反應物理模型

1.1 熔融鋁水蒸氣浸沒射流反應

鋁水反應為放熱反應, 在射流中將出現(xiàn)鋁液蒸發(fā)和鋁蒸氣冷凝現(xiàn)象。但熔池初始溫度較低時, 反應射流中的最高溫度僅略高于金屬鋁沸點(2790 K), 將不出現(xiàn)或僅出現(xiàn)短暫且迅速冷凝的少量鋁蒸氣。若忽略鋁相變現(xiàn)象, 熔融鋁水蒸氣浸沒射流反應的物理模型如圖1所示。

在水蒸氣核心區(qū)中, 水蒸氣與熔融鋁迅速反應, 放出大量熱量并生成產(chǎn)物。伴隨湍流影響, 產(chǎn)物與熔融鋁共同形成混合產(chǎn)物區(qū)。以上過程都發(fā)生在噴嘴上方較小區(qū)域內(nèi), 對整個金屬熔池的影響較小, 反應啟動后將長時間保持近乎穩(wěn)態(tài)的反應狀態(tài), 外部的金屬鋁熔池組分基本保持不變。

圖1 熔融鋁水蒸氣浸沒射流反應物理模型

1.2 水蒸氣核心區(qū)長度

熔融鋁水蒸氣射流反應中, 水蒸氣作為氧化劑, 由噴嘴口高速注入液態(tài)金屬熔池。在物理模型中, 將水蒸氣消耗過程所占據(jù)的最大軸向距離稱為水蒸氣核心區(qū)長度。水蒸氣核心區(qū)長度表征了水蒸氣在反應器內(nèi)部的消耗過程, 是描述熔融鋁水蒸氣反應特性和反應器運行狀態(tài)的重要參數(shù)。

2 數(shù)值模型和邊界條件

數(shù)值計算采用了基于壓力的分離求解器, 對于高速射流流場設置了雙精度計算數(shù)據(jù)類型, 采用SIMPLE算法進行求解, 設置軸負方向為重力方向。除連續(xù)性方程外, 其余方程殘差均小于3×10–3, 其中能量方程殘差小于10–6, 流場中不動觀測點處的溫度、壓力、速度基本不變, 且出口質(zhì)量流率基本穩(wěn)定時認為迭代計算收斂。

2.1 非預混燃燒模型

前人應用于預測液態(tài)金屬燃料中浸沒射流燃燒的局部均質(zhì)流模型是基于流場局部熱力學平衡假設[1], Fluent非預混燃燒模型與局部均質(zhì)流模型的假設基本相符。熱化學計算中, 文中從NIST網(wǎng)站查找了多種組分的熱力學數(shù)據(jù)作為可靠輸入。

反應中水蒸氣為氧化劑, 熔融鋁為燃料, 采用單混合分數(shù)條件?；旌戏謹?shù)定義為

式中:Z為元素的質(zhì)量分數(shù); 下標代表為氧化劑入口值; 下標fuel為燃料入口值。

混合分數(shù)的計算方程為

式中:H為平均焓;k為湍流熱導率;c為熱容;S代表由于輻射、與壁面的熱傳遞及與分散相的熱交換引起的源項。

非絕熱、單混合分數(shù)系統(tǒng)中標量的均值為

Fluent非預混燃燒模型在非絕熱、單混合分數(shù)條件下的求解過程如圖2所示。

2.2 基本假設

1) 假設熔融鋁水蒸氣反應為快速化學反應。熔融鋁中水蒸氣射流反應為氣液兩相、湍流混合、劇烈放熱的自發(fā)反應, 反應速度極快, 流場中各處接近平衡狀態(tài)。

2) 忽略熔融鋁相變過程。文中設定的反應物初始溫度較低, 在非絕熱條件下, 反應高溫區(qū)最高溫度不超過3 000 K。同時金屬鋁熔池初始溫度與其沸點之間存在較大過冷度(大于1 500 K),即使出現(xiàn)少量的鋁蒸氣, 也會在與熔池金屬接觸后迅速冷凝, 因此忽略鋁相變過程不會造成較大誤差。

圖2 非預混燃燒模型求解過程示意圖

2.3 邊界條件

仿真中將水蒸氣入口設置為速度入口, 其入口速度分別設置為120 m/s、203.4 m/s和280 m/s; 反應器出口為壓力出口, 壓力為環(huán)境壓力; 壁面溫度設置為金屬鋁熔池初始溫度; 幾何模型對稱面設置為對稱邊界條件。具體邊界條件如表1所示。

表1 邊界條件

3 模型驗證

3.1 幾何模型和網(wǎng)格劃分

構建熔融鋁水蒸氣反應器的流體域幾何模型, 其中直噴管的高度為20 mm、內(nèi)徑為2 mm、外徑為4 mm。幾何模型為圓柱體, 其直徑和高度均為500 mm, 以模擬無限大熔池環(huán)境。由于幾何模型以中心截面對稱, 為降低網(wǎng)格數(shù)量并加快計算速度, 文中繪制了流體域的1/2幾何模型。將幾何模型的軸向方向設為方向、中心點設為原點, 并為幾何模型劃分了結構化網(wǎng)格, 如圖3所示。

圖3 幾何模型和網(wǎng)格

3.2 網(wǎng)格無關性驗證

使用計算流體力學軟件ICEM CFD為流體域幾何模型分別劃分了57 668、397 836和748 222個單元數(shù)量的結構化網(wǎng)格。對3種網(wǎng)格在Fluent中采用相同設置進行試算, 對比結果如圖4所示, 57 668單元數(shù)與其他2個單元數(shù)網(wǎng)格的計算結果差異較大, 而397836單元數(shù)和748222單元數(shù)網(wǎng)格的計算結果相近。為在獲得較高精度的同時節(jié)省計算資源, 文中選擇397836個單元數(shù)量的網(wǎng)格進行后續(xù)數(shù)值計算。

圖4 中心軸線上溫度的網(wǎng)格無關性驗證結果

3.3 數(shù)值模型驗證

經(jīng)典組分輸運模型可以用以準確地模擬射流燃燒反應[13-14]。將文中采用的非預混燃燒模型與經(jīng)典組分輸運模型分別用于模擬單步甲烷-空氣射流反應, 得出的模型驗證結果如圖5和圖6所示?？梢钥闯? 數(shù)值模型與經(jīng)典組分輸運模型所得到的結果符合情況較好。

除經(jīng)典的甲烷-空氣射流燃燒反應外, 將文中數(shù)值模型用于模擬CH4/H2/N2混合氣在空氣中射流燃燒的DLR-A火焰[15-17]。數(shù)值模型計算結果與實驗數(shù)據(jù)的對比曲線如圖7所示, 可以看出, 計算值和實驗值在軸向位置為0.5 m以內(nèi)時有較明顯的誤差, 這是由于數(shù)值仿真邊界條件與實驗條件無法完全吻合, 同時實驗測量過程存在少量誤差導致?？傮w來看, 溫度的計算值和實驗值在中心軸線上的分布趨勢基本一致, 計算結果與實驗數(shù)據(jù)符合情況較好。綜上, 可認為文中所使用的數(shù)值模型能夠較準確地模擬射流燃燒反應。

圖5 中心軸線上溫度的模型驗證結果

圖6 中心軸線上速度的模型驗證結果

圖7 混合氣燃燒流場中心軸線上溫度分布對比

4 仿真結果及分析

4.1 流場參數(shù)分布

以下為水蒸氣入口速度為203.4 m/s條件下的流場仿真結果?？梢钥闯? 熔融鋁水蒸氣浸沒射流反應區(qū)僅僅存在于噴嘴前方較小區(qū)域內(nèi), 其動量和熱量迅速彌散, 如圖8和圖9所示。氣液兩相具有較大的密度差異, 入口水蒸氣所具有的動能在接觸熔融鋁后, 發(fā)生動量交換, 水蒸氣速度迅速降低。熱量的彌散與鋁熔池的初始溫度有關, 反應區(qū)產(chǎn)生的大量熱量在導熱性良好的鋁熔池中被迅速傳導。

圖8 浸沒射流反應流場中心截面上溫度分布

圖9 浸沒射流反應流場中心截面上速度分布

高速水蒸氣浸沒射流在噴嘴附近產(chǎn)生較大湍流強度, 使水蒸氣與熔融鋁混合和反應加劇。如圖10所示, 入口水蒸氣在較小范圍內(nèi)迅速耗盡, 水蒸氣核心區(qū)長度較短。水蒸氣被消耗的同時, 在射流中產(chǎn)生了大量氫氣, 如圖11所示。隨后氫氣在反應區(qū)外層聚集, 向反應器出口擴散。綜上,射流反應流場仿真結果符合圖1中描述的熔融鋁水蒸氣浸沒射流反應物理模型。

4.2 流場溫度分布

對比不同水蒸氣入口速度條件下流體域中心截面和軸線上的溫度分布, 可以看出, 水蒸氣入口速度增加時, 射流中最高溫度增高、高溫區(qū)距離噴嘴更遠且體積更大, 如圖12和圖13所示。高溫區(qū)體積增大使高溫區(qū)中心的熱損失減小, 具有更高的溫度, 但射流高溫區(qū)有所后移, 這與射流局部當量比有關。入口水蒸氣速度增加引起水蒸氣質(zhì)量流量增加, 將使得噴嘴附近的混合分數(shù)減小。

圖10 浸沒射流反應流場中心截面上水蒸氣濃度分布

圖11 浸沒射流反應流場中心截面上氫氣濃度分布

4.3 水蒸氣核心區(qū)

如圖14和圖15所示, 水蒸氣入口速度越大, 水蒸氣核心區(qū)長度越長。這是由于相同初始溫度下, 宏觀化學反應速率基本保持不變, 當水蒸氣入口流量增加, 反應達到穩(wěn)態(tài)時, 完全消耗水蒸氣需要更大的氣液接觸面積進行反應。結合溫度場變化可以看出射流高溫區(qū)的最高溫度和體積、水蒸氣核心區(qū)長度均隨水蒸氣入口速度的增加而增加, 其數(shù)值可能存在關聯(lián), 這是因為水蒸氣的消耗過程反映了噴嘴上方流場的混合分數(shù)分布,即局部的當量比, 而當量比決定了包括溫度在內(nèi)的流場狀態(tài)參數(shù)。

圖12 不同入口速度下中心截面上溫度分布對比

圖13 不同入口速度下中心軸線上溫度分布對比

圖14 不同入口速度下中心截面上水蒸氣核心區(qū)對比

圖15 不同入口速度下中心軸線上水蒸氣濃度對比

5 結束語

使用非預混燃燒模型對熔融鋁水蒸氣浸沒射流反應進行三維數(shù)值研究, 獲得其流場參數(shù)分布, 并分析改變水蒸氣入口速度對流場溫度分布和水蒸氣核心區(qū)的影響, 可以得出文中使用的數(shù)值模型能夠較準確地模擬射流燃燒反應, 仿真得到的熔融鋁水蒸氣浸沒射流反應流場結構與其物理模型一致。

熔融鋁水蒸氣反應射流結構由水蒸氣核心區(qū)和混合產(chǎn)物區(qū)組成, 其中水蒸氣核心區(qū)在宏觀射流區(qū)域中占據(jù)的空間遠小于混合產(chǎn)物區(qū)。射流高溫區(qū)的最高溫度和體積、水蒸氣核心區(qū)長度均隨水蒸氣入口速度的增加而增加, 其數(shù)值可能存在關聯(lián), 可作為進一步研究熔融鋁水蒸氣浸沒射流反應的重要切入點。

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Numerical Simulation on Submerged Jet Reaction of Molten Aluminum and Water Vapor

XU Sheng, YI Yin, SHI Xiao-feng, ZONG Xiao, HAN Xin-bo

(The 705 Research Institute, China Shipbuilding Industry Corporation, Xi’an 710077, China)

The submerged jet reaction of molten aluminum and water vapor can be used as a new method of hydrogen generation in hydrogen-oxygen closed cycle power system, and can improve the rate of hydrogen generation and the stability and controllability of hydrogen generator. However, this reaction has the characteristics of high temperature, opacity and complex local flow state, so it is difficult to observe the flow field through conventional methods. In order to explore the flow field characteristics of the reaction, this paper uses the non-premixed combustion model in the software Fluent to conduct a numerical simulation on this reaction. The accuracy of probability density function(PDF) query table is improved by the ideal mixture density calculation method, so that the numerical model can simulate the gas-liquid reaction more accurately, and can obtain the parameter distribution of the reaction jet flow field of molten aluminum and water vapor, the variation law of the temperature distribution of flow field and the water vapor core region under different inlet velocities of water vapor. The results show that the numerical model used in this paper can simulate jet combustion reaction reasonably; The flow field of molten aluminum-water vapor reaction jet is composed of water vapor core region and mixed product region, where the water vapor core region occupies much less space in the jet region than the mixed product region; When the inlet velocity of water vapor increases, the highest temperature and volume of the high temperature region rise, and the length of the water vapor core region increases. This research may provide a reference for further study on submerged jet reaction of molten aluminum and water vapor and the design of hydrogen generator.

hydrogen-oxygen closed cycle power system; molten aluminum; submerged jet; non-premixed combustion; core region

TJ630.32; TK121

A

2096-3920(2020)02-0187-07

10.11993/j.issn.2096-3920.2020.02.011

2018-12-06;

2019-01-04.

國家自然科學基金項目(61403306); 中國博士后科學基金資助項目(2018M633600).

徐 升(1993-), 男, 在讀碩士, 主要研究方向為能源動力推進技術.

徐升, 伊寅, 史小鋒, 等. 熔融鋁水蒸氣浸沒射流反應數(shù)值仿真[J]. 水下無人系統(tǒng)學報, 2020, 28(2): 187-193.

(責任編輯: 許 妍)