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一種硅油均勻液滴噴射過程的數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)研究

2021-05-20 01:46朱錦新柴寶華薛松齡王澤鳴
科技視界 2021年10期
關(guān)鍵詞:工質(zhì)正弦液滴

朱錦新 柴寶華 薛松齡 王澤鳴

(中國原子能科學(xué)研究院,北京 102413)

0 引言

隨著人類探索空間,飛向深空,百千瓦級乃至兆瓦級的空間核反應(yīng)堆電源開始展露較為廣闊的應(yīng)用前景。 但超大功率的空間核反應(yīng)堆電源意味著更高的廢熱排放。 若使用傳統(tǒng)的熱管輻射器,其較大的質(zhì)量與體積會給航天器的發(fā)射帶來很大困難。

俄羅斯Keldysh 中心主任科羅捷耶夫提出兆瓦級核動力飛船可以采用全新的無殼液滴輻射冷卻器。 該輻射器工作原理為:液態(tài)工質(zhì)吸收熱量后,于液滴發(fā)生器受到激勵后,以一定的振蕩頻率從微孔陣向外噴射形成液滴層,通過巨大的總輻射面積向空間輻射熱量,最后被液滴收集器收集后重新循環(huán)吸熱[1]。

由于其工作原理,液滴輻射器無須攜帶大量輻射用翅片,展開前占用體積小,不易受微流星體動力撞擊損害[2,3],且具有很高的單位質(zhì)量熱輻射量[4],在大功率空間核電源中尤為適用。

液滴輻射器系統(tǒng)的技術(shù)關(guān)鍵是液滴發(fā)生器[1]。 液滴發(fā)生器負(fù)責(zé)生成粒徑均勻可控的液滴,這涉及射流破裂的相關(guān)理論。 Rayleigh 就對毛細(xì)射流在外界擾動下的崩解進(jìn)行了透徹的分析[5]。 Weber 在考慮了環(huán)境介質(zhì)和液體黏性后對Rayleigh 的理論進(jìn)行了改進(jìn)[6]。

美日俄等航天研究機(jī)構(gòu)已經(jīng)對液滴發(fā)生器做了相當(dāng)多的研究工作。 劉易斯研究中心的工作指出,其研究的生成均勻液滴的許多可能的技術(shù)中,最合適的便是通過外加周期性擾動使射流破碎[7]。 由外加振動所致的射流破碎, 相鄰液滴之間可能伴隨衛(wèi)星液滴。Orme 等的研究表明, 振幅調(diào)制的正弦擾動可以很好地消除次生液滴[8,9]。 Hosokawa 等使用 DC704 在真空中形成液滴流,并研究了其特性[10]。 Totani 等人通過實(shí)驗(yàn)探究了微重力條件下發(fā)生器生成液滴流的參數(shù)范圍[11]。 俄羅斯Kedysh 研究中心實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn),當(dāng)工作液體所受擾動與它自發(fā)碎裂頻率相同時(shí), 生成的液滴流很穩(wěn)定。 在2000 年,“和平”號空間站的航天員對Keldysh 研究中心研制的液滴輻射器模型進(jìn)行了空間實(shí)驗(yàn)[12]。

國內(nèi)涉及液滴輻射器的液滴發(fā)生器研究較少,徐云飛等發(fā)展液滴發(fā)生器工作過程的動力學(xué)特性計(jì)算模型,研究了噴孔位置對液滴發(fā)生器均勻液滴生成穩(wěn)定性的影響[13],徐云飛等還建立了一個考慮液滴發(fā)生器的動態(tài)特性的組合動力學(xué)模型,并通過真空環(huán)境的實(shí)驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證[14]。

本文利用FLUENT 軟件在實(shí)際實(shí)驗(yàn)裝置的基礎(chǔ)上,對DC704 工質(zhì)形成的射流在不同頻率正弦振動下破碎生成液滴的過程進(jìn)行模擬, 并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對照。結(jié)果表明模擬結(jié)果可靠,可以減少實(shí)驗(yàn)量,降低成本,對液滴發(fā)生器的優(yōu)化設(shè)計(jì)有理論參考價(jià)值。

1 實(shí)驗(yàn)裝置

1.1 工質(zhì)

為了減少液滴發(fā)生器的工質(zhì)在空間飛行過程中的損失,其蒸氣壓不應(yīng)超過10-9mmHg[15]。 考慮到在室溫下實(shí)驗(yàn),實(shí)驗(yàn)選擇一種硅油DC704 作為工質(zhì)。 其參數(shù)如表1 所示。

表1 dc704 擴(kuò)散泵油相關(guān)參數(shù)

1.2 實(shí)驗(yàn)裝置

實(shí)驗(yàn)裝置如圖1 所示,主要由發(fā)生器,加壓裝置與儲液罐,信號發(fā)生器與放大器,以及收集裝置組成。實(shí)驗(yàn)開始后,通過氬氣瓶向儲液罐中加壓,使得儲液罐中的工質(zhì)經(jīng)管道流入發(fā)生器并噴出。 接著利用信號發(fā)生器及放大器,將信號直接施加給置于發(fā)生器內(nèi)的壓電陶瓷,使其振動。 工質(zhì)在發(fā)生器筒體內(nèi)受擾動后,根據(jù)受到的擾動不同, 將發(fā)生不同的射流破碎現(xiàn)象,最后通過高速相機(jī)對現(xiàn)象進(jìn)行記錄研究。

發(fā)生器筒體具體相關(guān)尺寸見圖2 與表2 所示。

圖1 實(shí)驗(yàn)裝置示意圖

圖2 相關(guān)尺寸標(biāo)注圖

表2 尺寸說明

2 建模

將要模擬的區(qū)域包括發(fā)生器筒體內(nèi)流體、孔口以及孔以下120 mm 范圍內(nèi)的空氣環(huán)境。 由于在模擬過程中,流體始終沿軸對稱分布,故通過二維軸對稱方法對問題進(jìn)行簡化求解。 因?yàn)樯贤搀w內(nèi)流體對結(jié)果影響不大,在模型建立過程中將上筒體部分省略,最終的簡化模型如圖3 所示。

圖3 簡化模型與邊界條件示意圖

各邊界條件的設(shè)置同樣見圖3 所示。 由于實(shí)驗(yàn)裝置的壓力計(jì)位于進(jìn)液管處,建模入口位置的壓力實(shí)際未知。 為保證模擬的可靠性,通過稱重法,十分鐘內(nèi)在穩(wěn)定壓力下收集到工質(zhì)196.3 g,以此作為質(zhì)量流量入口條件的設(shè)置參數(shù),利用FLUENT 試算,倒推得到壓力入口處壓力應(yīng)為0.153 MPa。 本文以此作為壓力入口條件的壓力數(shù)值。

壓力出口處設(shè)置壓強(qiáng)為零。 根據(jù)實(shí)驗(yàn)條件選擇參考壓強(qiáng)。 振動面屬于動網(wǎng)格,剛體位移,壁面1 和壁面2 設(shè)置為標(biāo)準(zhǔn)壁面條件。

進(jìn)行網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn),使用射流斷裂長度作為判斷網(wǎng)格獨(dú)立性的檢驗(yàn)條件。 將不同數(shù)量的網(wǎng)格,在相同的條件下,于射流噴出一段時(shí)間后的同一時(shí)刻引入振動。 為避免網(wǎng)格數(shù)量增加后計(jì)算不穩(wěn)定,統(tǒng)一使用1×10-6s 作為時(shí)間步長計(jì)算,并于同一時(shí)刻停止,最終結(jié)果如表3 所示。

表3 網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)結(jié)果

從表3 可以看到,411 011 的網(wǎng)格量與 259 356的網(wǎng)格量相比,網(wǎng)格數(shù)量增加了近60%,而計(jì)算結(jié)果只有0.3%左右的差距, 基本可以忽略。 因此, 選擇259 356 的網(wǎng)格數(shù)量作為模擬用的網(wǎng)格標(biāo)準(zhǔn)。

網(wǎng)格利用ANSYS 自帶的ICEMCFD 前處理軟件畫出,除過渡區(qū)域使用三角形網(wǎng)格外,其余均為四邊形網(wǎng)格。 實(shí)際計(jì)算時(shí)發(fā)現(xiàn)過渡處仍不夠穩(wěn)定,故利用FLUENT 自帶的網(wǎng)格光順功能提高了網(wǎng)格質(zhì)量, 畫出的網(wǎng)格如圖4 所示。

圖4 實(shí)際網(wǎng)格圖

3 擾動增長率計(jì)算

射流經(jīng)受擾動之后,其表面的初始擾動會隨著射流的不斷發(fā)展而增長,最終使射流破碎成液滴。 通過計(jì)算增長率, 可以預(yù)測射流斷裂隨著擾動頻率變化而變化的結(jié)果。Rayleigh 對毛細(xì)射流的斷裂進(jìn)行透徹分析后提出,施加于毛細(xì)射流表面的擾動按r(t)-r0=±ε(t)r0exp (βt)增長,其中 ε(t)是施加在射流上的初始擾動,r(t)是隨時(shí)間變化的射流半徑,r0為射流的初始半徑。

在忽略重力及黏度后,Rayleigh 推導(dǎo)出的射流擾動增長率與無量綱波數(shù)k 的關(guān)系為:

Weber 考慮了液體黏度以及環(huán)境影響后,對Rayleigh 的理論進(jìn)行完善, 得出新的擾動增長率方程為:

實(shí)驗(yàn)中通過稱重法得到10 min 噴出的DC704工質(zhì)總重為196.3 g。 由此可以得出小孔出口的工質(zhì)流速。 但射流噴出后會發(fā)生一定程度頸縮,頸縮率難以通過理論計(jì)算得到。 本文利用FLUENT,模擬計(jì)算得頸縮率約為0.95, 在此基礎(chǔ)上計(jì)算得射流流速約為4.73 m/s。

根據(jù)Weber 的理論,可以計(jì)算得出無量綱增長率β*與無量綱波數(shù)的關(guān)系如圖5 所示。

圖5 正常大氣壓條件下β*-k 曲線圖

可以看出,β*增長率隨波數(shù)k 的增長, 先增加后減小,最大增長率對應(yīng)的波數(shù)為0.5106,即2 681 Hz左右。 這說明射流遭受不同擾動頻率擾動時(shí),在合適范圍內(nèi),其斷裂長度隨頻率的增加,應(yīng)當(dāng)呈先減小后增加的趨勢,并在2 680 Hz 附近達(dá)到最小值。

4 數(shù)值計(jì)算結(jié)果

4.1 模擬設(shè)置

選擇FLUENT 求解器求解控制方程組。 根據(jù)之前得到的質(zhì)量流量可知流速,計(jì)算后得出口雷諾數(shù)約為36.4。 一般認(rèn)為從狹縫或孔中射出的射流的臨界雷諾數(shù)為30[16],因此實(shí)驗(yàn)射流屬于紊流。 但在FLUENT中,湍流模型更適合模擬大雷諾數(shù)條件,而本問題的雷諾數(shù)超出界限較少,模擬區(qū)域也并不大,故使用層流模型對整個實(shí)驗(yàn)過程進(jìn)行模擬。

使用流體體積函數(shù)(VOF)模型求解,利用PISO 算法進(jìn)行壓力—速度耦合離散,PRESTO! 算法進(jìn)行壓力離散,second order upwind 算法進(jìn)行對流項(xiàng)離散。

空氣區(qū)域使用FLUENT 默認(rèn)的空氣參數(shù)。 本文使用fluent 的動網(wǎng)格功能,將振動面視為剛體運(yùn)動變形。時(shí)間步長取4×10-6s,于射流噴出0.03 s 后引入振動,到0.056 s 時(shí)停止計(jì)算。 參考壓強(qiáng)設(shè)置為101 325 Pa,此時(shí)入口壓強(qiáng)為254 325 Pa,出口壓強(qiáng)為101 325 Pa。將引入的擾動振幅設(shè)置為2×10-7m。

4.2 數(shù)值計(jì)算結(jié)果

未施加振動時(shí),模擬結(jié)果如圖6 所示。 圖6(a)為空氣區(qū)域長120 mm 的情況,可以看到,模擬結(jié)果從孔口一直到120 mm 的范圍的盡頭,射流始終未斷裂。最后將空氣區(qū)域延長至160 mm,如圖6(b),可以看出,射流在距孔口155 mm 處發(fā)生斷裂。

圖6 未施加振動時(shí),射流的模擬圖

引入不同頻率正弦振動的單孔射流破碎模擬結(jié)果如圖7 所示。 可以看到,隨著頻率的增加,射流斷裂長度先減小后增加。 與Weber 理論計(jì)算得出的結(jié)果基本符合。 以最后11 個液滴間的10 個間距值與它們的平均值作比較。 3 000 Hz 到1 400 Hz 之間的模擬結(jié)果,各個間距值與平均間距值的百分比偏差值都在百分之十以內(nèi),1 000 Hz 時(shí), 最后成型的液滴不足11個,但是各個成型液滴間距值與平均間距值的百分比偏差值仍在百分之十以內(nèi)的,可以認(rèn)為此時(shí)液滴都是均勻的。 而低于600 Hz 時(shí),射流斷裂長度較長,且液滴不均勻。 高于3 800 Hz 時(shí),發(fā)生液滴碰撞。

圖7 施加正弦振動條件下射流破碎模擬結(jié)果

5 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

高速相機(jī)拍攝的部分實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖8,9,10 所示。 圖8 實(shí)驗(yàn)結(jié)果為未施加振動時(shí)的射流圖像。 可以看出,盡管未施加振動,射流依舊在距孔口86 mm 處發(fā)生了斷裂,且生成的液滴不均勻。 而圖6 的模擬結(jié)果顯示,射流直到距孔口155 mm 處才發(fā)生斷裂。推測是實(shí)驗(yàn)條件下,孔口邊緣存在毛刺,且孔內(nèi)壁粗糙,因此射流在噴出有更大的初始擾動。 而模擬中,孔口為完全的理想圓孔。 而實(shí)際實(shí)驗(yàn)裝置中,進(jìn)液管,壓電陶瓷線路,連桿等,也會對實(shí)驗(yàn)造成一定影響,模擬中將這些部分都忽略了,因此產(chǎn)生了結(jié)果差別。

如圖9 所示, 可以看出, 施加600 Hz 正弦振動后, 射流斷裂長度明顯縮短, 但生成的液滴并不均勻,且出現(xiàn)液滴碰撞。 圖6 與圖7 顯示,施加600 Hz正弦振動后,模擬的射流斷裂長度由155 mm 縮短到120 mm 附近。 模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果趨勢一致。

處于中間頻率范圍的部分結(jié)果如圖10 所示,可以看到,實(shí)驗(yàn)與模擬符合的很好,最優(yōu)頻率約在2 600 Hz處, 射流斷裂長度在最優(yōu)頻率處最短, 越偏離最優(yōu)頻率,射流斷裂長度越長。 實(shí)驗(yàn)圖像也能觀察到1 000 Hz到3 000 Hz 生成的液滴大小與間距均勻。

圖11 為施加3 200 Hz 正弦擾動條件下模擬與實(shí)驗(yàn)的結(jié)果對比,可以看出,雖然模擬結(jié)果中的液滴比較均勻,但實(shí)驗(yàn)中生成的液滴間距并不均勻。 圖12 為3 400 Hz 時(shí)模擬與實(shí)驗(yàn)的結(jié)果對比。 可以看到,模擬結(jié)果放大后,盡管能觀察到液滴間距并不均勻。 放大圖像中的所有間距與平均間距值的最大百分比偏差也僅為41.564%。 而實(shí)驗(yàn)圖像中液滴的不均勻度明顯更高,甚至出現(xiàn)了液滴碰撞融合。 而模擬結(jié)果中直到3 800 Hz 才發(fā)生液滴碰撞。

圖8 未施加振動時(shí),實(shí)驗(yàn)圖像

圖9 施加600 Hz 正弦振動時(shí),射流破碎圖

圖10 施加正弦振動條件下部分實(shí)驗(yàn)結(jié)果

圖11 施加3 200 Hz 正弦振動時(shí),模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果

圖12 施加3 400 Hz 正弦振動時(shí),模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果

經(jīng)過以上對比,可以看出,模擬結(jié)果更偏理想化。在生成均勻液滴的頻率范圍外,模擬結(jié)果不是特別準(zhǔn)確。但即使結(jié)果有所區(qū)別,發(fā)展趨勢是一致的。而生成均勻液滴的頻率范圍內(nèi), 模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果符合得很好。 說明本文的模擬方案可行。

6 結(jié)論

(1)施加不同頻率振動時(shí),射流斷裂長度先減小后增加,越靠近最佳頻率,射流斷裂長度越長。 使用DC704 作為工質(zhì)時(shí), 在一個比較寬的頻率范圍內(nèi),射流斷裂生成的液滴都很均勻。

(2)模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)基本相符,證明了本文模擬方案的可靠性。

(3)本文模擬結(jié)果可以為液滴發(fā)生器實(shí)驗(yàn)提供參考數(shù)據(jù),降低實(shí)驗(yàn)量,為相關(guān)設(shè)計(jì)提供理論參照。

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