高温气流中单个雾滴运动与蒸发的耦合特性_袁江涛
高温高速气流逆流喷雾冷却的数值模拟与分析
排气 系统 是 舰船 最 主 要 的 热 源 ， 是舰 船 产 生 强 烈红外 辐射 的 重要 原 因 ， 效 降 低 发 动机 排 气 有
３ ｔ
＋ ａ 一 ｚ＋ ５ 。 去（３）ｓ 却 ｚ ａ． ． ＋ ｚ ‘
（） １
温度 是减 少舰 船 红外 辐 射 、 强 舰 船 生存 能 力 的 增
散 相 的控 制 方 程 为
分布 的影 响 ， 舰船 发 动 机 排气 降温 系统 的研 究 为
提供理 论依 据．
１ 控 制 方 程
１ １ 连 续 相 控 制 方 程 ．
｛一 一 ｔ ｆ … ％ Ｎ ， ） ／，＋ ／
Ｖｏ１ ３ Ｎｏ． ．４ １
Ｆｅ ． ２ ｌ ｂ Ｏ０
高温 高 速气 流逆 流 喷雾 冷却 的数 值 模 拟 与 分 析 ＊
袁 江 涛 。 杨 立” 金 仁 喜 ， ，
（ 军 工程 大 学船 舶 与 动力 学 院 ” 武 汉 海
张 健 ”
４ ０ ３ ） （ 军潜 艇学 院 青 岛 ２ ６ ７ ） ３ ０ ３ 海 ’ ６ ０ １
流 中喷入水 雾后 的雾 滴运 动轨 迹 、 相速 度分 布 、 气 气相 温度分 布 等大 量 信 息 ， 分 析 了水 雾 喷 射 夹 还 角 、 滴初始 粒径 、 流量 的变化 对气 相 出 口温度 雾 水
著名 的商 业软 件 中（ Ｆ ＵＥ 如 Ｌ ＮＴ）使 该模 型广 泛 ，
用 于 工 程 模 拟 ］ 视 雾 滴 为 球 形 颗 粒 ， Ｍａ — 。． 则 ｇ ｎｓ ｕ 力为 ０ 忽 略雾 滴 与 气 流 之 间 的辐 射 换 热 ， ， 离
温度分布的影响很大．
关 键 词 ： 相 流 ； 流 喷 雾 ； 流 ； 热传 质 ； 算 流 体 动 力 学 多 逆 气 传 计
高焓激波风洞喷管流场非平衡特性研究
第３３卷 第１期空气动力学学报Ｖｏｌ．３３，Ｎｏ．１２０１５年０２月ACTA AERODYNAMICA SINICA Ｆｅｂ．，２０１５文章编号：０２５８-１８２５（２０１５）０１-００６６-０６高焓激波风洞喷管流场非平衡特性研究汪 球，赵 伟，滕宏辉，姜宗林（中国科学院力学研究所高温气体动力学国家重点实验室，北京 １００１９０）摘 要：高焓激波风洞是开展高超声速流动研究的重要地面模拟设备，但其产生的高焓气流在喷管中的膨胀过程是一种典型的热化学非平衡流动，试验段特征参数通过直接实验测量难以完全确定。
本文通过求解耦合双温度模型的轴对称Ｎａｖｉｅｒ-Sｔｏｋｅｓ方程，研究了高焓激波风洞中典型状态下气流的热化学非平衡流动特性，分析了焓值对非平衡特性的影响规律。
结果表明，喷管出口自由流均匀区域达到出口截面直径的７５％以上，能够为实验提供足够的空间；喷管出口自由流处于热化学非平衡状态，在喷管喉道后约１／５喷管长度处气流即已处于冻结流状态，组分浓度和振动温度随气流流动基本不变；焓值在８．４MＪ／ｋｇ～１９．５MＪ／ｋｇ之间变化时，非平衡程度随着焓值的增加而增强，但是低焓值时非平衡程度的增强更加剧烈。
关键词：爆轰驱动；非平衡；焓值；激波风洞中图分类号：Ｏ２４２ 文献标识码：Ａ doi ：１０．７６３８／ｋｑｄｌｘｘｂ-２０１３．０００１Numerical simulation of non -e q uilibrium characteristicsof hi g h enthal py shock tunnel nozzle flowＷａｎｇＱｉｕ，ＺｈａｏＷｅｉ，ＴｅｎｇＨｏｎｇｈｕｉ，ＪｉａｎｇＺｏｎｇｌｉｎ（The State Ke y Laborator y o f Ｈi g h Tem p erature Gas D y namics ，Institute o f Mechanics ，Chinese Academ y o f Sciences ，Ｂei j in g １００１９０，China ）Abstract ：Ｔｈｅｈｉｇｈｅｎｔｈａｌｐｙｓｈｏｃｋｔｕｎｎｅｌｉｓａｎｉｍｐｏｒｔａｎｔｇｒｏｕｎｄｆａｃｉｌｉｔｙｆｏｒｔｈｅｒｅｓｅａｒｃｈｏｆｈｙｐｅｒｓｏｎｉｃｆｌｏｗ．Ｈｏｗｅｖｅｒ，ｔｈｅｅｘｐａｎｓｉｏｎｐｒｏｃｅｓｓｏｆｔｈｅｈｉｇｈｅｎｔｈａｌｐｙｆｌｏｗｉｎｔｈｅｎｏｚｚｌｅｉｓａｔｙｐ-ｉｃａｌｆｌｏｗｗｉｔｈｔｈｅｒｍｏｎｏｎ-ｅｑｕｉｌｉｂｒｉｕｍａｎｄｃｈｅｍｉｃａｌｎｏｎ-ｅｑｕｉｌｉｂｒｉｕｍ，ａｎｄｔｈｅｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｐａ-ｒａｍｅｔｅｒｓｏｆｔｈｅｆｒｅｅｓｔｒｅａｍｆｌｏｗａｒｅｄｉｆｆｉｃｕｌｔｔｏｂｅｄｅｔｅｒｍｉｎｅｄｂｙｄｉｒｅｃｔｍｅａｓｕｒｅｍｅｎｔｔｏｏｌｓ．ＷｉｔｈｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｏｌｖｉｎｇａｘｉｓｙｍｍｅｔｒｉｃＮａｖｉｅｒ-Sｔｏｋｅｓｅｑｕａｔｉｏｎｓｃｏｕｐｌｉｎｇｗｉｔｈｔｗｏｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｍｏｄｅｌ，ｔｈｅｎｏｎ-ｅｑｕｉｌｉｂｒｉｕｍｆｌｏｗｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｉｎａｈｉｇｈｅｎｔｈａｌｐｙｓｈｏｃｋｔｕｎｎｅｌｕｎｄｅｒｉｔｓｔｙｐｉｃａｌｅｘｐｅｒｉ-ｍｅｎｔｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓｉｓｓｔｕｄｉｅｄｉｎｔｈｉｓｐａｐｅｒ．Ｔｈｅｒｕｌｅｏｆｅｎｔｈａｌｐｙｔｏｔｈｅｎｏｎ-ｅｑｕｉｌｉｂｒｉｕｍｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓ-ｔｉｃｓｉｓａｌｓｏｓｔｕｄｉｅｄ．Ｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｔｈｅｕｎｉｆｏｒｍｆｉｅｌｄａｔｔｈｅｎｏｚｚｌｅｅｘｉｔｃａｎｒｅａｃｈｕｐｔｏ７５％ｏｆｔｈｅｎｏｚｚｌｅｅｘｉｔｄｉａｍｅｔｅｒ，ｗｈｉｃｈｃａｎｏｆｆｅｒｓｕｆｆｉｃｉｅｎｔｓｐａｃｅｆｏｒｍｏｄｅｌｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔ．Ｔｈｅｎｏｚｚｌｅｆｒｅｅｓｔｒｅａｍｗｉｌｌｂｅｆｒｏｚｅｎａｔａｂｏｕｔ０．４ｍａｆｔｅｒｔｈｅｎｏｚｚｌｅｔｈｒｏａｔ．Ｗｉｔｈｔｈｅｉｎｃｒｅａｓｅｏｆｅｎｔｈａｌｐｙｆｒｏｍ８．４ｔｏ１９．５MＪ／ｋｇ，ｔｈｅｎｏｎ-ｅｑｕｉｌｉｂｒｉｕｍｄｅｇｒｅｅｗｉｌｌｉｎｃｒｅａｓｅｗｉｔｈａｓｅｎｔｈａｌｐｙｉｎｃｒｅａｓｅｓ．Ａｔｔｈｅｌｏｗｅｎｔｈａｌｐｙ，ｔｈｅｉｎｃｒｅａｓｅｗｉｌｌｂｅｍｏｒｅｉｎｔｅｎｓｅ．Ke y words ：ｄｅｔｏｎａｔｉｏｎｄｒｉｖｅｎ；ｎｏｎ-ｅｑｕｉｌｉｂｒｉｕｍ；ｅｎｔｈａｌｐｙ；ｓｈｏｃｋｔｕｎｎｅｌ *收稿日期：２０１３-０１-１０； 修订日期：２０１３-０２-１８基金项目：国家自然科学基金（１１４０２２７５）作者简介：汪 球（１９８５-），男，湖北，研究生，研究方向为高焓气动物理．Ｅ-ｍａｉｌ：ｗａｎｇｑｉｕ＠ｉｍｅｃｈ．ａｃ．ｃｎ引用格式：汪 球，赵 伟，滕宏辉，等．高焓激波风洞喷管流场非平衡特性研究［Ｊ］．空气动力学学报，２０１５，３３（１）：６６-７１．ｄｏｉ：１０．７６３８／ｋｑｄｌｘｘｂ-２０１３．０００１． ＷａｎｇＱ，ＺｈａｏＷ，ＴｅｎｇＨＨ，ｅｔａｌ．Ｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｎｏｎ-ｅｑｕｉｌｉｂｒｉｕｍｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓ-ｔｉｃｓｏｆｈｉｇｈｅｎｔｈａｌｐｙｓｈｏｃｋｔｕｎｎｅｌｎｏｚｚｌｅｆｌｏｗ［Ｊ］．ＡｃｔａＡｅｒｏｄｙｎａｍｉｃａSｉｎｉｃａ，２０１５，３３（１）：６６-７１．０ 引 言高超声速流动规律是设计高超声速飞行器的基础，在航空航天领域具有重要的应用背景。
高温高压下机油液滴蒸发特性的数值模拟
第37卷（2019）第2期内 燃 机 学 报 Transactions of CSICEV ol.37（2019）No.2收稿日期：2018-06-22；修回日期：2018-11-20．基金项目：国家自然科学基金资助项目(51576107)；中国博士后科学基金资助项目(2016M591171)；国家重点研发计划资助项目. 作者简介：费舒波，硕士研究生，E-mail ：fsb16@. 通信作者：齐运亮，博士，助理研究员，E-mail ：qily@.DOI: 10.16236/ki.nrjxb.201902016高温高压下机油液滴蒸发特性的数值模拟费舒波1，齐运亮1，李雁飞1，张会强2，王 志1(1. 清华大学 汽车安全与节能国家重点实验室，北京100084；2. 清华大学 航天航空学院，北京100084)摘要：建立了高温高压环境下双组分单液滴的一维非稳态蒸发模型．该模型可描述气/液两相质量及能量平衡、液相传热传质和相变过程．使用所建立的液滴蒸发模型，以正二十四烷(C 24H 50)和正三十烷(C 30H 62)作为机油的表征组分，分析了双组分机油液滴蒸发过程中液滴温度和组分摩尔分数分布的变化趋势，并对比了相同环境条件下机油与异辛烷液滴的不同蒸发特性．在此基础上，研究了环境压力、环境温度和液滴初始半径对机油液滴寿命、液滴蒸发百分数、液滴温度和组分摩尔分数等的影响．结果表明：在高温高压环境下，机油液滴能够留存较长时间，形成缸内高温早燃源的可能性较大．关键词：汽油机；机油单液滴；高温高压；蒸发特性；双组分模型；早燃中图分类号：TK418.9 文献标志码：A 文章编号：1000-0909(2019)02-0114-09Simulation for Oil Droplet Evaporation Under High -Temperature and High -Pressure ConditionsFei Shubo 1，Qi Yunliang 1，Li Yanfei 1，Zhang Huiqiang 2，Wang Zhi 1(1. State Key Laboratory of Automotive Safety and Energy ，Tsinghua University ，Beijing 100084，China ； 2. School of Aerospace Engineering ，Tsinghua University ，Beijing 100084，China )Abstract ：A double-component droplet evaporation mathematical model was developed to describe the lubricating oilevaporation process under a high-temperature and high-pressure environment based on one-dimension unsteady droplet evaporation modeling theory. The model consists of three sub-models in order to describe the mass and energy balance between gas and liquid phase ，the mass and heat transfer processes within liquid phase and phase change process. The temperature and component molar fraction distribution in the droplet were analyzed through the evaporation process based on the constructed model. Here ，the characteristic components selected during simulation are C 24H 50and C 30H 62. Meanwhile ，the difference between the evaporation processes of lubricating oil and iso-octane droplets was also detected. Furthermore ，the influences caused by environmental pressure and temperature and the droplet initial radius on lubricating oil droplet life time ，evaporation rate ，droplet temperature and component molar fraction ，were analyzed through the simulation. The results show that ，under high-temperature and high-pressure environments ，the lubricating oil droplet is easier to remain to the next cycle and causes pre-ignition in SI engine.Keywords ：gasoline engine ；lubricating oil single droplet ；high-temperature and high-pressure ；evaporation proper-ties ；double-component model ；pre-ignition高功率密度汽油机采用直喷增压技术提高其热效率．但随着功率密度的不断提高，“超级爆震”现象伴随出现，缸内峰值压力可超过30MPa ，对发动机造成严重破坏．Wang 等[1]研究发现，机油液滴进入气缸导致局部形成“热点”进而产生早燃，是引发“超级爆震”的主要原因．在针对机油引发早燃的研究中，Welling 等[2]研究发现，在排气过程中进入缸内的机油液滴有可能会残留到下一个循环，并引起早燃．Moriyoshi 等[3]研究发现，在引入机油液滴之后的下一个循环的压缩冲程中，机油残留组分同样会引起2019年3月 费舒波等：高温高压下机油液滴蒸发特性的数值模拟 ·115·缸内早燃．在此过程中，机油液滴会在已燃的高温高压环境中进行蒸发．因此，分析机油液滴在高温高压下的蒸发过程是解释机油诱发早燃机理、抑制汽油机早燃及“超级爆震”的重要环节．而这一问题的核心为液滴内部传热、传质和相变过程．Sazhin [4]总结了关于液滴内部传热和蒸发过程的控制方程，介绍了Parabolic m odel 和Distillation curve m odel 等数学模型，分析了不同模型方程求解的效率，并提供了处理多组分液滴蒸发问题的模型化方法．Zhang 等[5]针对多组分液滴蒸发过程建立了液滴内部热传导和质量输运方程，并给出了多组分液滴物性的计算方法．在碳氢燃料液滴蒸发研究方面，目前使用的碳氢燃料的碳原子数介于2～15[5-8]，而关于机油液滴蒸发的研究相对较少．其中，Yi 等[9]以天然气发动机为背景，对不同环境条件(压力为0.1～5.0MPa 、温度为723～1023K )下机油单液滴蒸发现象进行了试验及模拟，模拟计算过程采用C 16H 34、C 40H 74等8种组分的混合物来近似机油并视气相为均匀相，同时分析了不同条件下机油液滴的蒸发速率和热解现象．笔者基于能量守恒、质量守恒和气/液相平衡基本定律，建立了一维非稳态双组分液滴蒸发模型．使用正二十四烷(C 24H 50)和正三十烷(C 30H 62)作为机油的表征组分，计算了不同环境和初始条件下双组分机油液滴的蒸发过程，并对比了机油与异辛烷两种液滴在蒸发过程中的不同表现．1 一维瞬态机油液滴蒸发模型一维瞬态液滴蒸发数学模型包含气相模型、液相模型和相变模型3个子模型．在建立过程中，假设：(1)液滴在蒸发过程中始终保持球对称形态；(2)相比于液相过程，气相过程的输运现象时间尺度较小，因而可以看作准稳态；(3)针对液相，忽略液滴内部环流效应；(4)液滴表面气相侧处于饱和状态；(5)模型中，忽略了Soret 效应(温度梯度引起的质量输运)和Dufour 效应(浓度梯度引起的热量输运)． 1.1 气相模型气相模型主要用于计算气/液间的质量及能量传递．总质量蒸发率及各组分质量蒸发率[5]的无量纲形式为s ˆˆˆln 1ˆ∞⎛⎞−=+⎜⎟⎜⎟+⎝⎠TT m L H (1)s s Fs F Fs ()(1)(1,2)()ε+++∞∞−=+−=−i i i i Y Y Y Y i Y Y(2)气相与液滴之间传递的热量[5]为s F Fs F Fs ˆˆ()[(1)/(1)]ˆ(1)/(1)1++∞∞∞−++−−=−−− T T L L Y Y H Y Y (3)以上无量纲表达式为g g s ˆ/(4)ρ=πmm D r ，/i i m m ε=，ˆε=∑ i i L L ，F =∑i Y Y ，g r ˆ/=T C T L ，rˆ/=i i L L L ． 式中：m 为蒸发总质量；r s 为液滴半径；Y F 为气相燃料蒸气总质量分数；Y i 为机油中i 组分质量分数；L i 为i 组分的蒸发潜热；L r 为参考潜热值；下标s 和∞分别为液滴表面处和无穷远处；s ＋和s -分别为液滴表面气相侧和液相侧．1.2 液相模型液滴中，使用一维球体非稳态热传导与质量扩散方程描述其传热、传质过程为2l α∂∂∂⎛⎞=⎜⎟∂∂∂⎝⎠T T r t r r r (4)2l ∂∂∂⎛⎞=⎜⎟∂∂∂⎝⎠i i Y Y D r t r r r (5)式中：T 和Y i 分别为液滴内部半径为r 处温度和i 组分质量分数，为半径和时间的函数；α l 和D l 分别为热扩散系数和质量扩散系数．取无量纲半径和无量纲时间为s ()σ=r r t (6)l 20s d ()t t r t ατ′=′∫ (7)将控制方程量纲为1化，可得l g 2g l 1ˆλσσ∂∂∂∂⎛⎞=−⎜⎟∂∂∂∂⎝⎠c T T Tm c (8)l g2g l 1ˆλσσ∂∂∂∂⎛⎞=−⎜⎟∂∂∂∂⎝⎠i i i c Y Y Y m Le c (9)相对应的液相初边值条件为 0000g1l l g l s 1g l (,0)()(,0)()0ˆˆ()ˆ()i i i i i i T T Y Y T Y T m H L c Y Le m Y c σσσσσσσσσσλλε=====⎧⎪=⎪⎪∂⎛⎞=⎪⎜⎟∂⎝⎠⎪⎪∂⎛⎞⎪=⎜⎟⎨∂⎝⎠⎪⎪∂⎛⎞=−⎪⎜⎟∂⎝⎠⎪⎪∂⎛⎞⎪=−⎜⎟∂⎪⎝⎠⎩ (10)式中：c 为比热容；λ为热传导系数；Le 为刘易斯数． 1.3 相变模型在描述相平衡的过程中，范宝春[10]将克拉佩龙·116· 内 燃 机 学 报 第37卷 第2期方程的应用拓展到多组分情形下，并结合拉乌尔定律描述液滴表面两侧组分浓度及环境温度、压力之间的关系．据此假设液滴表面气相处于饱和状态，推导得到液滴表面i 组分摩尔分数[10]为b s s b s 11exp i i i i i i p L X X p R T T +−∞⎡⎤⎛⎞⎛⎞⎛⎞=−⎢⎥⎜⎟⎜⎟⎜⎟⎝⎠⎝⎠⎝⎠⎣⎦ (11)式中：X i s 为液滴表面i 组分摩尔分数，＋和－分别为气相侧和液相侧；p b i 为i 组分饱和压力；p ∞为环境压力；R i 为i 组分气体常数；T b 为饱和温度；T s 为液滴表面温度．在蒸发过程中，无量纲液滴半径与质量蒸发率之间的关系[5]为l g 2s 0g l ˆˆ()exp 2()d c r m c τλτττ⎡⎤′′=−⎢⎥⎢⎥⎣⎦∫ (12)以上为一维瞬态双组分液滴蒸发数学模型．2 液滴蒸发模型的试验验证以0.1MPa 的异辛烷单组分液滴、异辛烷与正庚烷混合物液滴(体积比为1∶1)的蒸发试验为参考，通过对比液滴半径变化规律来检验模型的有效性. 图1为燃料液滴半径随时间的变化过程．将燃料液滴悬挂于挂丝(直径为0.14mm )上，使用长工作距离显微镜(Questar QM1 BK7/MgF2 Conector )和高速摄像（a ）异辛烷单组分液滴（b ）异辛烷/正庚烷混合液滴图1 燃料液滴半径随时间变化过程Fig.1 Fuel droplet radius variation process 机(Photron Fastcam SAX2，快门速度为1ms )记录其蒸发过程．其中，异辛烷单组分液滴蒸发时，环境温度为300K ，液滴半径为0.493mm ，液滴初始温度为292K ；异辛烷/正庚烷混合液滴蒸发时，环境温度为290K ，液滴初始半径为0.834mm ，液滴初始温度为285K ．在蒸发过程前期，由于油滴本身体积较大，因而其形状更接近于球形．在与模拟结果对比时，选取这一部分的结果更具有效性．另外，由于表面张力的作用，液滴在蒸发过程中会沿挂丝爬升．图2为燃料液滴蒸发过程试验值与模拟值对比．液滴蒸发开始时刻被设置为时间坐标的零点(下同)．试验值与模拟值分别在20s 、10s 之后产生较大 偏差，主要是由于挂钩的影响，液滴在蒸发后期会发生铺展，导致液滴发生明显形变，对半径的估算误差较大．而在模拟计算中未考虑这一现象，液滴在蒸发过程中始终保持标准球形．而在蒸发前期，由于试验中的液滴接近标准球形，半径估算误差较小．综上，模拟值与液滴在大气环境条件下的蒸发试验值较为接近，笔者所用液滴蒸发模型的有效性得到验证．（a ）异辛烷单组分（b ）异辛烷/正庚烷混合液滴半径图2 燃料液滴蒸发过程试验值与模拟值对比Fig.2Comparison of the experiment and simulationresults for fuel droplet evaporation3 机油液滴蒸发计算的条件设置常见润滑油的主要成分为碳原子数目分布在15～60的烃类，种类繁多[11]．根据常见机油组分的2019年3月 费舒波等：高温高压下机油液滴蒸发特性的数值模拟 ·117·平均分子量，以双组分代替实际机油中的多组分，选取的液滴组分为C 24H 50和C 30H 62，分别代表机油中较轻和较重的组分，两种组分在0.1MPa 下的饱和温度分别为664K 和723K ，临界温度分别为804K 和884K ，临界压力分别为0.98MPa 和0.80MPa ．模拟过程中，每种组分的初始摩尔分数均取为0.5，以此作为模拟计算中使用的替代油样．表1为替代油样与常见机油油样物理性质的对比，选用C 24H 50、C 30H 62摩尔比为1∶1的混合物可以较好地反映机油的基本物理性质． 考虑到在实际情况中，机油液滴进入缸内的一种途径可能为，排气门打开后，活塞环岸缝隙中积累的机油由于活塞环岸和主燃烧室之间的压力差被推入燃烧室[2]，根据此时燃烧室和壁面条件，设置机油液滴初始温度为400K 、环境压力为0.5MPa 、环境温度为1000K 、液滴初始半径为50μm 的基本条件，分别改变环境压力、环境温度和液滴初始半径进行分析，参数变化取值如表2所示．由于机油在缸内的残留主要涉及高温高压环境下液滴的蒸发过程，且液滴能否留存主要取决于其蒸发特性．因此，将气相取为N 2惰性环境，保证纯蒸发的进行．所用物性参数(比热容、黏度、密度和导热系数)均随温度变化，并对饱和温度进行了压力修正[5, 12-13]．表1 替代油样与常见机油物性对比Tab.1 Comparison of the properties between the real oiland the surrogate selected物理性质 饱和温度(0.1MPa )/K 密度(常温、常压)/(kg ·m -3)常见油样[14] 720.21 797.64替代油样[13]683.70 802.27 误差/% 5.070.58表2 模拟计算条件Tab.2 Conditions for calculation环境压力/MPa环境温度/K液滴初始半径/µm0.1 900500.3 1000 100 0.5 11002004 结果与讨论4.1 基本工况计算结果分析试验在环境压力为0.5MPa 、环境温度为1000K 、液滴初始温度为400K 、液滴半径为50μm 、C 24H 50和C 30H 62的初始组分摩尔比为1∶1的基本工况条件下进行．液滴蒸发结果如图3和图4所示．图3a 、图3b 中显示了液滴半径、蒸发百分数及其变化率随时间的变化．蒸发百分数变化率的定义为0eva d(/)d = m m m t (13)式中：m 为蒸发总质量；m 0为液滴初始质量．在液滴蒸发过程中，其质量蒸发百分数逐渐升高且其变化率先升高后降低，并在蒸发中后期达到峰值．表明在液滴寿命前期，随着蒸发的进行，液滴质量变化随时间逐渐加快，后期则逐渐减慢．从液滴表面处温度边界条件可以看出，液滴蒸发速率主要取决于气相传递到液滴的热量与液滴表面向内部传递热量之差．在极值点出现的前一阶段，由于液滴内部温度梯度减小，留在液滴表面用于蒸发的热量比例升高，因而蒸发加快．随后，由于液滴比表面积增加较快，蒸发吸热可能会减缓液滴的升温，并且液滴总质量逐渐减少，气/液温度逐渐接近，因而其蒸发速率降低．半径变化显示，机油液滴在蒸发过程中，由于重组分的存在，吸热时间较长，从而引发明显的体积膨胀效应．经历大约57%的液滴寿命之后，液滴恢复至初始半径值．图4a 为液滴内部温度分布随时间的变化．其中，横坐标用对应时刻的液滴半径进行了无量纲化．随着液滴蒸发的进行，气相向液滴内部传热量增加，导致液滴内部温度升高，内部温度分布更加均匀．在初始阶段液滴蒸发速率较小，来自气相的热量传入液滴内部较多，温度升高明显．而在蒸发百分数（a ）液滴半径及蒸发百分数（b ）蒸发百分数变化率图3 基本工况下机油液滴蒸发率及半径变化过程Fig.3Variation of evaporation proportion and radius ofthe oil droplet under the fundamental condition·118·内 燃 机 学 报第37卷 第2期达到30%之后，由于液滴比表面积增大导致蒸发加快，且液滴与气相温差减小，因而液滴温度升高减慢．另外，在液滴蒸发达到70%时，其内部各处温度趋于一致．在现有条件下，液滴在寿命期间的最大温升约为383K．图4b为液滴内部组分1(C24H50)摩尔分数分布随时间的变化．随着液滴蒸发百分数的升高，组分1逐渐形成内高外低的浓度梯度．表明轻组分在液滴受热过程中先蒸发，并从液滴中心向液滴表面扩散．重组分的摩尔分数与轻组分满足归一化条件，因此，其在液滴内部的分布将呈相反的趋势—向液滴内部扩散．由于轻组分饱和温度低，因而率先蒸发并导致液滴外围中轻组分的摩尔分数降低．随着蒸发的进行，液滴温度升高，组分2(C30H62)的蒸发逐渐加快，液滴表面附近组分1摩尔分数下降趋势减缓．（a）液滴温度分布（b）组分1摩尔分数分布图4基本工况下机油液滴内部温度与组分分布Fig.4 Temperature and molar fraction distribution within the oil droplet under the fundamental con-dition4.2机油与异辛烷液滴蒸发过程对比为了进一步分析机油液滴在缸内形成早燃源的原因，对比机油和汽油两种液滴的蒸发过程，选取异辛烷为汽油替代燃料，在环境温度为1000K、环境压力为0.5MPa、液滴初始温度为350K、液滴初始半径为50μm条件下进行试验，结果如图5、图6所示．图5为蒸发过程中机油和异辛烷液滴内部温度分布随时间的变化．其中，机油最高能达到的温度超过780K，而异辛烷则低于580K．可见，在笔者研究的高温高压环境下，机油液滴能够达到的最高温度要高于异辛烷液滴约200K．（a）机油液滴（b）异辛烷液滴图5机油与异辛烷液滴内部温度分布对比Fig.5Comparison of the temperaturedistribution be-tween lubricating oil and iso-octane droplets（a）液滴表面及中心温度（b）液滴半径图6机油与异辛烷液滴温度及半径随时间变化对比Fig.6Comparison of the droplet temperature and radius variation between the lubricating oil and iso-octane droplets2019年3月费舒波等：高温高压下机油液滴蒸发特性的数值模拟 ·119·图6为机油与异辛烷液滴温度及半径随时间变化的对比．图6a中，机油液滴不仅能够达到的最高温度更高，而且液滴寿命大约是异辛烷的2倍．图6b 中，机油液滴在蒸发过程中会经历一段相对较长的吸热期，此时液滴发生明显膨胀．而对于异辛烷液滴，并没有明显的吸热期，其半径迅速下降．在异辛烷液滴即将蒸发完毕时，机油液滴半径才开始明显减小.结果表明：在汽油机中，机油液滴具有更长的寿命，存在能够留存到下一循环的可能性．上述差异的形成与液滴的组分组成有关．临界温度的差异导致了不同的最高温升．试验中机油成分以C24H50和C30H62代替，汽油成分以异辛烷代替，3种组分的临界温度分别为804.0、844.0和568.7K．并且，前两种组分的挥发性低于异辛烷，蒸发速率较小．因此，重组分的存在是机油能够长时间处于较高温度的重要原因，也是机油容易形成早燃诱发源的关键．4.3环境压力对机油液滴蒸发特性的影响图7和图8为不同环境压力下的机油液滴蒸发特性．图7a中，随着环境压力的升高，蒸发减缓、液滴寿命延长，但最高蒸发速率均出现在蒸发百分数为50%附近．由于每种组分的饱和温度与环境压力呈正相关，且环境压力的上升也会导致组分气相分压上升，因而环境压力的升高会使液滴蒸发速率降低．环境压力从0.1MPa增加到0.5MPa时引起液滴寿命延长大约1.4倍．图7b中，不同环境压力条件下液滴半径变化趋势类似，但在膨胀效应方面存在明显区别．随着环境压力的上升，液滴蒸发速率减慢、吸热时间延长，导致液滴膨胀效果更明显．在环境压力为0.1MPa条件下，液滴半径增长率在3%左右，而在0.5MPa条件下则提升至8%左右．图8a中，环境压力的上升使液滴内部温度上升，液滴中心和表面达到的最高温度从约660K上升到超过780K．因此，在高压下机油液滴极易形成局部高温热点．另外，液滴中心温度始终低于液滴表面温度，且两者最终接近并趋于一致．由于压力对液滴蒸发的抑制作用，在高压下更多的热量被传递到液滴内部，导致温度升高，而在14ms内，由于此时液滴处于吸热阶段，温度较低，无明显蒸发，因而不同环境压力下的温度曲线相重合．图8b中，在0～5ms时，液滴中心和表面处组分1摩尔分数几乎没有变化．5ms之后，液滴表面组分1摩尔分数迅速下降，形成较大的内外组分浓度差.随着压力的上升，组分1下降时刻推迟，并且下降过（a）环境压力对液滴蒸发百分数的影响（b）环境压力对液滴半径变化的影响图7环境压力对蒸发百分数及半径变化的影响Fig.7Effect of environmental pressure on evaporationproportion and radius variation（a）环境压力对液滴温度的影响（b）环境压力对组分1摩尔分数的影响图8环境压力对液滴温度和组分分布的影响Fig.8Effect of environmental pressure on temperature and molar fraction distribution·120· 内 燃 机 学 报 第37卷 第2期程放缓．液滴中心组分的摩尔分数主要取决于扩 散[15-16]．在蒸发前期，液滴中心组分摩尔分数受影响较小，内部两种组分比例接近初始条件；随着温度的升高，由于轻组分饱和温度低、蒸发较快，液滴中心处的组分逐渐向表面扩散，导致了组分1在中心处摩尔分数的降低．不同压力条件下，在蒸发末期均出现了中心与表面处组分1摩尔分数同时快速下降的趋势．此时，由于液滴表面组分1浓度非常低，由中心扩散而来的组分迅速蒸发，因而中心处的组分1浓度迅速下降． 4.4 环境温度对机油液滴蒸发特性的影响图9和图10为不同环境温度下的机油液滴蒸发特性．图9a 中，随着环境温度的上升，液滴蒸发曲线变陡、蒸发加快，液滴寿命缩短．温度从900K 上升到1100K ，使得液滴寿命从112.10ms 降低到74.06ms ．图9b 中，随着环境温度上升，液滴膨胀速度加快，但最大体积膨胀比变化不大．同时，由于环境温度的上升使得蒸发加快，液滴寿命和膨胀期均缩短，液滴半径开始缩小的时刻提前，导致不同环境温度下的液滴半径变化出现交叉点．（a ）环境温度对液滴蒸发百分数的影响（b ）环境温度对液滴半径变化的影响图9 环境温度对蒸发百分数及半径变化的影响Fig.9 Effect of environmental temperature on evapora -tion proportion and radius variation图10a 中，随着环境温度的上升，液滴表面与内部温度曲线上升加快，液滴能达到的最高温度升高．不同环境温度下的液滴温度曲线重合区域相对环境压力而言更小．环境温度的上升使得液滴内部组分1到达饱和状态的可能性提高．由于模型中未考虑液滴内部成核生成气泡，因而仅能给出此时液滴内部温度的变化趋势．由此可以推断，在此条件下引入的机油液滴很可能由于内部轻组分率先达到饱和温度而发生内部成核与微爆，进而形成机油蒸气局部喷射[17-20]．图10b 中，随着环境温度的升高，气/液相温差加大，液滴吸热加快，其表面组分1摩尔分数开始出现明显下降的时间提前，蒸发末期液滴中心组分1摩尔分数最低值有所升高．现有计算中，900K 条件下，液滴寿命结束前其中心与表面的组分1摩尔分数之差达到最小值，为7.54%．在各个环境温度条件下，组分1蒸发速率均较组分2快，因而液滴表面和中心处组分1摩尔分数始终处于下降趋势．（a ）环境温度对液滴温度的影响（b ）环境温度对组分1摩尔分数的影响图10 环境温度对液滴温度和组分分布的影响Fig.10Effect of environmental temperature on the tem -perature and molar fraction distribution4.5 液滴初始半径对机油液滴蒸发特性的影响图11和图12为不同液滴初始半径条件下的机油液滴蒸发特性．图11a 中，液滴初始半径越小，液滴的比表面积越大，液滴寿命越短；液滴初始半径从50μm 增加到2019年3月 费舒波等：高温高压下机油液滴蒸发特性的数值模拟 ·121·200μm ，其蒸发时间延长约16倍；液滴初始半径增加导致蒸发面积和总体积的增加，且后者对液滴寿命的影响更大．图11b 中，液滴初始半径越小，其变化趋势越陡峭．在液滴初始半径为50、100和200μm 条件下，膨胀期内液滴半径相对于初始值的最大变化率相近，均在7.7%～7.8%之间，且膨胀期占液滴寿命比例均分布于57.18%～57.19%之间．这说明不同初始半径条件下的液滴蒸发过程具有相似性．（a ）液滴初始半径对液滴蒸发百分数的影响（b ）液滴初始半径对液滴半径变化的影响图11 液滴初始半径对蒸发百分数及半径变化的影响Fig.11 Effect of initial radius on evaporation proportionand radius variation图12a 中，随着液滴初始半径的增大，液滴内部温度上升趋势减缓，但液滴初始半径主要影响其蒸发时间，而对液滴能够达到的最高温度则影响不大(均为789K 左右)，且不同半径下的温度曲线变化趋势类似．这也体现了不同初始半径下液滴蒸发过程的相似性．同时，液滴初始半径的增加将延长液滴处于高温状态的时间，从而提高其成为缸内局部热点的可能性．相比于环境温度和环境压力，不同液滴初始半径条件下蒸发前期温度曲线重合区域更小．图12b 中，不同液滴初始半径条件下，组分1的摩尔分数变化趋势类似．液滴中心处组分1摩尔分数可达到的最小值几乎不随初始半径变化而变化．在各个条件下，组分1蒸发速率均较组分2快，其摩尔分数在液滴寿命期间一直处于下降趋势．（a ）液滴初始半径对液滴温度的影响（b ）液滴初始半径对组分1摩尔分数的影响图12 液滴初始半径对液滴温度和组分分布的影响Fig.12Effect of initial radius on temperature and molarfraction distribution5 结 论(1) 机油液滴在高温高压环境下的蒸发过程中，由于重组分的存在，导致其吸热期较长并出现明显的体积膨胀效应；液滴内部温差主要形成于蒸发前期，随着蒸发的进行，其内部温度逐渐升高并均匀化；轻组分由于饱和温度较低且蒸发较快，将率先从液滴表面蒸发并形成内高外低的浓度梯度分布，从液滴中心向表面扩散，而重组分则相反．(2) 相比于异辛烷(汽油)液滴，由于长链烷烃的存在，机油液滴能够达到的最高温度更高，且寿命更长，这是机油液滴形成缸内高温局部热点并引发早燃的主要原因；同时，重组分的存在使机油液滴呈现出比异辛烷(汽油)液滴更明显的体积膨胀效应． (3) 在环境温度为1000K 、环境压力为0.1～0.5MPa 条件下，环境压力的升高对液滴蒸发具有抑制作用，随着环境压力升高，液滴能达到的最高温度升高、寿命延长，且液滴在吸热期内的体积膨胀比也有所提升；在高压环境下，机油液滴更易形成缸内残留局部热点．(4) 环境温度的上升将缩短液滴体积膨胀期，但。
利用数值模拟方法分析静电-旋流耦合除雾器的分离性能
利用数值模拟方法分析静电-旋流耦合除雾器的 分离性能
袁惠新1，2，*，姜水林1，2，付双成1，2，周发戚1，2，朱星茼1，2
1. 常州大学机械工程学院，常州 213000 2. 江苏省绿色过程装备重点实验室，常州 213164
第一作者：袁惠新 (1957—)，男，博士，教授。研究方向：多相流与机械分离净化技术与设备。 E-mail：yuanhuixin2000@ *通信作者
()
∇ j = ∇ jp + ji = 0
(5)
式中：j 为总电流密度，A·m−2； jp为带电尘粒电流密度，A·m−2； ji为离子电流密度，A·m−2。
假设电晕放电稳定，电流连续性方程见式 (6)。联立式 (4) 和式 (6) 求解电场强度分布。而 Fluent
离体小结构诱导涡抑制圆柱绕流流动分离的数值模拟
第37卷,总第213期2019年1月,第1期《节能技术》ENERGY CONSERVATION TECHNOLOGY Vol.37,Sum.No.213Jan.2019,No.1离体小结构诱导涡抑制圆柱绕流流动分离的数值模拟秦宏伟1,2(1.上海理工大学能源与动力工程学院,上海 200093;2.上海市动力工程多相流动与传热重点实验室,上海 200093)摘 要:以圆柱绕流为代表的钝体绕流是工程实践中非常普遍的流动现象,推迟和抑制圆柱尾部涡脱落是流体力学研究的热点之一。
在Re =100下,本文模拟了在圆柱附近加装两个对称的微小圆柱后的圆柱绕流,探究对称控制微小圆柱安装位置和直径对圆柱绕流的流场和整个系统的升阻力系数的影响。
数值模拟结果表明:在圆柱附近加装对称控制的微小圆柱后,圆柱附近存在一个有效流动控制区域,且该区域的范围随着对称控制微小圆柱直径的增大而减小;在有效的流动控制区域内,添加对称控制的微小圆柱后,整个系统的升力幅值和时均阻力都减小,圆柱气动性能明显改善;在有效的流动控制区域外,添加对称控制小圆柱后,整个系统的升力幅值和时均阻力都增大,圆柱气动性能变差。
关键词:圆柱绕流;对称的控制微小圆柱;诱导涡;有效的流动控制区域;升阻力系数中图分类号:TK89 文献标识码:A 文章编号:1002-6339(2019)01-0013-08收稿日期 2018-09-02 修订稿日期 2018-10-28基金项目:国家自然科学基金(51536006);上海市科委科研计划项目(17060502300)作者简介:秦宏伟(1993-),男,硕士研究生,主要从事流体机械研究。
Numerical Simulation of the Induced Eddy by in Vitro Tiny Structure Suppresses Flow Separation for Flow Around Circular CylinderQIN Hong -Wei 1,2(1.School of Energy and Power Engineering,University of Shanghai for Science and Technology,Shanghai 200093,China;2.Shanghai Key Laboratory of Multiphase Flow and Heat Transferin Power Engineering,Shanghai 200093,China)Abstract :A flow around bluff body represented by flow around circular cylinder is a very common phe⁃nomenon in engineering practice.Delaying and suppressing the cylindrical tail vortex shedding is one of the hot topics in the study of fluid mechanics.This paper simulates the flow around a cylinder with two ti⁃ny symmetrical control cylinders installed near the cylinder at Re =100,exploring the influence of the in⁃stallation position and diameter of the two tiny symmetrical control cylinders on the flow field and the lift and drag coefficient of the whole system.The numerical results suggest that:after installing the tiny sym⁃metrical control cylinders near the cylinder,there is an effective flow control area around cylinder and the scope of the area decreases along with the increase of the diameter of the control cylinders.Within the ef⁃fective flow control area,the lift amplitude and the time -averaged drag of the whole system are reduced·31·Copyright ©博看网. All Rights Reserved.when adding the tiny symmetrical control cylinders,which means that the aerodynamic performance of the cylinder is improved significantly.Outside the effective flow control area,the lift amplitude and the time-averaged drag of the whole system is increased when adding the tiny symmetrical control cylinders, so that the aerodynamic performance of the cylinder becomes to deteriorate.Key words:flow around circular cylinder;tiny symmetrical control cylinders;induced eddy;effective flow control area;lift and drag coefficient 流体流过钝体时会在物体表面形成粘性边界层,在一定雷诺数下边界层会发生分离,形成周期性的漩涡脱落———卡门涡街。
高等燃烧学讲义第9章(郑洪涛2学时)
第九章 层流扩散火焰—— 9.1 无反应的恒定密度层流射流——物理描述
• 式中，ρe和ve分别是燃料在源自嘴出口处的密度和速度。 • 图9.1的中间一幅图描述了气流核心区外中线上速度随着距 离的衰减趋势，右边的一幅图则描述了速度沿径向从中心 线处的最大值到射流边界处为零时的衰减趋势。 • 影响速度场的动量和影响燃料浓度场的组分的对流和扩散 具有相似性。质量分数YF(r, x)和速度vx(r, x)/ve也具有相似 的分布规律。 • 燃料在射流中心的浓度比较高，燃料分子会沿径向向外扩 散。而沿轴向的流动增加了扩散发生所需要的时间。 • 因此随着轴向距离x的增大，含有燃料的宽度渐增，中心线 的燃料浓度渐减。从喷嘴流入的燃料质量守恒，即
第九章 层流扩散火焰—— 9.2 射流火焰的物理描述
• 图9.6 是乙烯火焰的照片，在图中可以看到焰舌的右边出现 了碳烟翼。 • 层流射流扩散火焰的另一个突出的特点是火焰长度和初始 条件之间的关系。 • 对于圆口火焰来说，火焰长度和初始速度以及管径都无关， 而是和初始体积流量QF有关。 • 由于QF=veπR2，则不同ve和R的组合可以得到相同的火焰长 度，这一点的合理性可以从前面无反应层流射流的分析结 果(见例9.2) 中得到验证。 • 如果忽略反应放热，并将式(9. 16) 中的YF改为YF, stoic，则式 (9.16) 就可以作为火焰边界的粗略描述方程。 • 如果令r =0，则可以得到火焰长度为
• 其中，QF是燃料在喷口处的体积流量(QF=veπR2)。 • 上式由Sc=1(ν =Ɗ)可得到以射流雷诺数为参数的表达式为：
• 中心线的质量分数为 • 同前面的速度解一样，这个解只在距离喷嘴一定距离以外 才适用，这个范围的无量纲轴向距离和雷诺数的关系为
• 由于表达式是一样的，因此图9.2 也表示了中心线质量分数 的衰减曲线。
陕西科技大学热工基础-3-(2)-第三章 水蒸气
v x x v " (1 x ) v ' h x x h " (1 x ) h ' s x x s " (1 x ) s '
三、水蒸汽热力性质图
热力学性质表很简单，它是把热力学性 质以一一对应的表格形式表示出来，其特点 表现在：对确定点数据准确，但对非确定点 需要内插计算，一般用直线内插法。 这也 使查表工作十分繁复，因此，工程上还常用 水与水蒸汽热力性质图。如前面用到的p-v、 T-s图。
此二图常用于热力过程或循环的定性分析。
有上、下界线，定干度线簇。P-v: 还有定温线簇、 定熵线簇；T-s:还有定压、定容线簇。
p
C
T
pc
C
20
Ⅰ
2'
Tc 2x
2"
T
Tc
Ⅲ
Ⅰ
1'
Ⅲ
2'
2x 1x
2"
Ⅱ
Ⅱ 10
1'
1"
1x
1"
20 10
x
x
v
s
水蒸汽的p-v图和T-s图
如果用前面提到的p-v、T-s图进行功量、热量的计算， 则很不方便。
的功及1 kg蒸汽膨胀终态蒸汽的干度。
解： Ⅰ 查图法
从 h-s 图上查得
h h1
1
p1 t1 p2
h1=3025kJ/kg,h2＝2035kJ/kg, x2＝0.786
1 kg 蒸汽所作的功
w s h1 h 2 3 0 2 5 2 0 3 5 9 9 0 k J/k g
h2
2
x2 s
s s
热辐射与对流耦合作用下雾滴的运动与蒸发特性
热 辐 射 与 对 流 耦 合 作 用 下 雾 滴 的 运 动 与 蒸 发 特 性
高 博１ 杜 永成
（ Ｉ ． 海 军 装 备 部 驻 兴平 军 代 室 ，陕西 军工 程 大 学 船 舶 与 动 力学 院 ，湖 北 武 汉 ４ ３ ０ ０ ３ ３）
佳 的初 始 粒 径 。
关键词 ： 传 热传 质 ；运 动与蒸发 ；雾 滴；耦 合作用 中图分 类号 ： Ｔ Ｋ ４ ２ １ 文献标 识码 ： Ａ ＤＯ Ｉ ：１ ０ ． ３ ９ ６ ９ ／ ｊ ． ｉ ｓ ｓ ｎ ． １ ６ ７ ２ — ８ ７ ８ ５ ． ２ ０ １ ４ ． ０ １ ． ０ ０ ６
摘 要： 在假 设雾滴 为单 液滴球形 的基础 上，通过建 立雾 滴 的运 动与蒸发模 型，对热辐 射 与对流耦 合作 用下 的雾滴运 动 与蒸发特 性 进行 了研 究。研 究发 现 ，室外 环境条件 对 雾滴寿命 的主要影 响 因素是 环境 湿度 和 雾滴 的初 始粒径 ，而辐 射和 强迫 对流 的影响基 本 可 以忽略。热 辐射 会造 成雾 滴 的温度 升 高，甚 至使 雾滴 的温度 高 于环境 温度 。雾 滴 的温度会 呈现 先增后 降 的变化 规律 。强迫对 流对 雾 滴温度 的影 响可 以忽 略。较 大 的雾 滴初 始粒 径有利 于 形成 弥散 雾，但粒 径过 大会 因为 自由沉 降而缩短 寿命 ，因此存在 最
２ ， Ｃ ｏ ｌ ｌ ｅ ｇ ｅ ｏ ｆ Ｎ ａ ｖ ａ ｌ Ａ ｒ ｃ ｈ ｉ ｔ ｅ ｃ ｔ ｕ ｒ ｅ ａ ｎ ｄ Ｐ ｏ ｗ ｅ ｒ ， Ｎ ａ ｖ ａ ｌ Ｕ ｎ ｉ ｖ ｅ ｒ ｓ ｉ ｔ ｙ ｏ ｆ Ｅ ｎ ｇ ｉ ｎ ｅ ｅ ｒ ｉ ｎ ｇ， Ｗｕ ｈ ａ ｎ ， ４ ３ ０ ０ ３ ３ ）
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第37卷 第12期2009年 12月 华 中 科 技 大 学 学 报(自然科学版)J.Huazho ng U niv.of Sci.&T ech.(N atur al Science Edition)V ol.37N o.12 Dec. 2009收稿日期:2009-06-01.作者简介:袁江涛(1980-),男,讲师,E -mail:405jt yuan@.基金项目:国防预研项目(101050202).高温气流中单个雾滴运动与蒸发的耦合特性袁江涛1,2金仁喜2 杨 立1(1海军工程大学船舶与动力学院,湖北武汉430033;2海军潜艇学院,山东青岛266071)摘要:针对单个雾滴在高温气流内的运动与蒸发,建立了耦合数学模型,验证了数学模型与计算程序的有效性,对雾滴在高温气流内的运动与蒸发及其影响因素进行了数值分析.结果表明,雾滴在高温气流内的运动与蒸发过程可分为3个阶段,即瞬态升温阶段、饱和蒸发阶段和稳定蒸发阶段;雾滴直径、雾滴初始速度、气流温度及气流速度对雾滴的运动与蒸发都有不同程度的影响,提高雾滴初始速度不能明显提高雾滴蒸发速度,减小雾滴直径是提高雾滴蒸发速度的有效措施;雾滴在不同温度气流中的换热方式有所不同.关 键 词:传热传质;高温气流;数值模拟;雾滴;运动;蒸发;耦合特性中图分类号:T K 402 文献标识码:A 文章编号:1671-4512(2009)12-0092-04Coupling characteristics of droplet c s motion and evaporation inhigh -temperature gas stream and their influencing factorsYuan J iangtao1,2J in Renx i 2 Yang L i1(1College o f Nav al A r chit ecture and Pow er,N aval U niversit y of Engineer ing,Wuhan 430033,China;2Nav al Submar ine Academy,Qing dao 266071,Shandong China)Abstract :For the mo tion and evaporation of dr oplet in high -temperatur e g as stream,the co upling mathematical m odel w as developed.T he m athematical mo del and the com putation prog ram w ere ver-i fied.The co upling characteristics o f the m otio n and evapo ration o f dro plet in high -temper ature g asflo w and their influencing facto rs w ere studied numerically.Results indicate that the dro plet c s motion and evapor ation in gas flow can be divided into three pr ocesses:transient heating process,saturated e -v aporating process and steady evaporating pro cess.T he droplet size,dr oplet initial velocity ,g as tem -perature and g as velocity affect the droplet c s m otio n and evaporation in different w ay.T he droplet c s e -v aporation rate can not be increased by increasing its initial velocity,but can be increased by decrea -sing its size.The heat tr ansfer m ode betw een the droplet and the gas flow is different w hen the tem -perature o f gas flow is different.Key words :heat and m ass transfer;high -temperature gas stream;digital simulatio n;droplet;motion;ev aporation;coupling char acteristics雾滴在高温气流中的运动与蒸发具有广泛的应用背景,一直是工程领域的研究热点.文献[1]研究了雾滴与高温气体相对静止时的蒸发特性;文献[2]研究了雾滴在2m/s 恒定速度空气流中的蒸发特性;文献[3]研究了雾滴在气流中的运动特性及其影响因素;文献[4,5]研究了辐射换热对雾滴蒸发的影响.因应用背景不同,现有研究或侧重于雾滴的蒸发特性,或着眼于雾滴的运动特性,对雾滴运动与蒸发的相互影响方面研究得还不够深入.雾滴以一定初始速度进入高温气流后,一边运动,一边蒸发,雾滴速度在气流阻力作用下不断减小,雾滴蒸发规律随时间不断变化,运动与蒸发相互影响,相互耦合,实际过程相当复杂.在现有条件下,对这一复杂的耦合过程进行实验研究尚存较大难度.因此,本文以高温烟气的喷雾冷却为应用背景,采用数值方法研究了水质雾滴在高温烟气流中运动与蒸发的耦合特性,并对常见的影响因素进行了分析,揭示了雾滴运动与蒸发相互影响的规律.1模型的建立1.1雾滴运动方程小雾滴在低速气流中运动时,通常可视为球形.假设雾滴在运动过程中不破碎、不变形、不旋转,则其主要受阻力和重力的作用.在拉格朗日坐标系下,由牛顿第二定律可得雾滴的运动方程为d(m p u p)d t =-12Q g C D A p u r(u p-u g)+m p g,式中:m p为雾滴质量;u p和u g分别为雾滴与气体的速度矢量;t为时间;A p为雾滴投影面积;u r为雾滴与气流的相对速度;g为重力加速度;C D为不考虑蒸发时雾滴的阻力系数,按下式计算C D=24Re p1+16Re2/3p,(1)式中Re p为运动雾滴的雷诺数,定义为Re p= Q g d p u r/L g,Q g为气体密度,d p为雾滴直径;L g为气体粘性系数.雾滴蒸发时,其阻力系数会产生一定变化,但计算时仍可采用式(1),前提是L g应由如下参考条件(即1/3定律)确定[6]T r=T s+(T]-T s)/3;Y p,r=Y p,s+(Y p,]-Y p,s)/3,式中:Y p为蒸汽的质量分数;T为温度,下标r,s 和]分别表示参考值、雾滴表面和周围环境条件.雾滴表面蒸汽的质量分数为Y p,s=1+p gp p,s-1M gM p-1,式中:p g为环境压力;M g和M p分别为气体和雾滴的相对分子量;p p,s为雾滴表面的蒸汽压力[7], p p,s=(2/15)ex p{18.5916-3991.11/[({T p}K-273.15)+233.84]}式中T p为雾滴的温度.雾滴在气流内的运动轨迹由下式确定d x p/d t=u p,式中x p为雾滴的三维坐标位置.1.2雾滴蒸发方程在内部环流和对流作用下,雾滴内部混合迅速,可认为雾滴内部温度均匀.当雾滴直径d p<200L m,且气体温度T g<1000K时,辐射换热对雾滴蒸发的影响不大[5].假设雾滴的蒸发过程为准稳态且球对称,雾滴蒸发时无化学反应,忽略气体的可溶性,忽略热辐射.由热力学第一定律,可得雾滴的能量方程为m p c p,p d T p/d t=P d2p h(T g-T p)+d m p h fg/d t,式中:c p,p为雾滴的定压比热容;T g为气体温度;h 为表面传热系数;h fg为雾滴汽化潜热.由雾滴的质量方程、能量方程与组分方程,可推导出雾滴的蒸发速率为[8]d m p/d t=(d/d t)(Q p P d3p/6)=-P d p(k g/c p,g)Nu ln(1+B),(2)式中:Q p为雾滴的密度;k g和c p,g分别为气体的导热系数和定压比热容,均由1/3定律确定;N u为努塞尔数,通常由Ranz-M arshall公式计算,Nu=2+0.60Re1/2p Pr1/3p,式中:Pr p为运动雾滴的普朗特数.B为交换系数,在L e=1的条件下,定义为[9] B=(Y p,s-Y p,])/(1-Y p,s),由式(2)可得雾滴的蒸发常数为K=-d(d2p)d t=4Nuk gQ p c p,g ln(1+B).1.3物性参数的确定当温度范围较为宽广时,烟气和水蒸气的物性参数随温度的变化较大,视其为常数是不合理的.本文根据文献[10]提供的不同温度下烟气和水蒸气的相关物性数据,按最小二乘法将其拟合成温度的函数计算式.液态水的物性参数随温度的变化不明显,可视之为常数.2模型的验证基于建立的数学模型,采用龙格-库塔法编制了雾滴运动与蒸发耦合过程的计算程序.为了验证数学模型与计算程序的有效性,分别计算了水滴在常温风洞中的运动轨迹以及在高温空气中的蒸发过程,并与文献结果进行了比较.Co sta等人[11]用摄像机拍摄了水滴在水平风洞中的运动轨迹,实验参数为:d p0=260~290 L m;u p0=7.2m/s;u g=27.3m/s;雾滴出射方向与气流方向的夹角A=45b.文献[12]对这一实验进行了CFD模拟,得到了雾滴的运动轨迹.本文基于Costa的实验参数,计算了雾滴的运动轨迹,计算时考虑了雾滴蒸发,取T p0=285K,T g=290 K.由图1可见,本文计算结果与Co sta的实验结#93#第12期袁江涛等:高温气流中单个雾滴运动与蒸发的耦合特性果以及文献[12]的CFD 模拟结果符合较好.M i-l iauskas [4]和T seng [5]分别对水滴在高温空气中的蒸发过程进行了数值模拟研究,计算参数为:u p0=u g0=0;T p0=280K;d p0=200L m;T g =1500K.本文对这一算例进行了计算,由图2可见,本文结果与M iliauskas 和Tseng 的结果基本一致.上述结果表明,本文建立的数学模型与编制的计算程序是可靠的,可以用来研究雾滴在高温气流中的运动与蒸发.图1雾滴轨迹图2 雾滴直径随时间的变化3 分析与讨论3.1 雾滴运动蒸发的耦合特性对单个雾滴垂直进入横向高温气流后的运动与蒸发进行了耦合分析.其中雾滴初始直径80L m,初始温度290K,以20m/s 的初始速度在x =0.1m 处喷入;烟气初始温度600K,速度10m/s,气体压力0.1M Pa.为方便分析,定义了5个无量纲参数:相对速度u r *=u r /u r0,雾滴温度T *p =T p /T p 0,雾滴直径d *p =d 2p /d 2p0,努塞尔数N u *=N u/N u 0,蒸发常数K *=K /max (K ).将雾滴运动蒸发的耦合计算结果与雾滴纯运动(即不考虑雾滴蒸发时的运动)和纯蒸发(即雾滴与气体相对静止时的蒸发)的结果进行了比较,如图3所示.结果表明,雾滴在高温气流内运动蒸发的耦合过程十分复杂.蒸发雾滴的运动过程分为变速图3 雾滴运动蒸发的耦合特性阶段和恒速阶段,这与不考虑蒸发时的纯运动过程类似,但考虑蒸发后雾滴与气流的相对速度衰减较慢.运动雾滴的蒸发规律不同于纯蒸发,大致可分为3个阶段.第Ñ阶段为瞬态升温阶段,雾滴的直径、温度和蒸发常数随时间的变化规律与纯蒸发时类似,但变化速度较纯蒸发时快.第Ò阶段为饱和蒸发阶段,雾滴保持饱和蒸发温度不变,雾滴与气流的相对速度在此阶段继续衰减直至达到最小值,努塞尔数继续减小,雾滴直径也逐渐变小,但并不遵循/d 2规律0.在第Ñ和Ò阶段,雾滴与气流间存在相对运动,通过强迫对流方式进行换热,为非稳定蒸发阶段.第Ó阶段为稳定蒸发阶段,此时雾滴温度、与气流的相对速度、努塞尔数以及蒸发常数基本都不再随时间变化,雾滴直径的平方随时间线性递减,遵循/d 2规律0,类似于雾滴纯蒸发.3.2 雾滴运动蒸发的影响因素雾滴运动轨迹可以体现雾滴运动与蒸发特性.如图4(a)所示,不同粒径的雾滴以相同初始速度进入气流后,大雾滴比小雾滴的生存时间长,图4 不同条件下的雾滴运动轨迹#94# 华 中 科 技 大 学 学 报(自然科学版) 第37卷运动距离与贯穿深度大,减小雾滴直径是提高雾滴蒸发速度的有效措施.如图4(b)所示,对相同粒径的雾滴而言,初始速度越大,雾滴在气流内的贯穿距离也越大,而生存时间相差不多,提高雾滴初始速度不能明显提高雾滴的蒸发速度.图4(c)表明,气流温度越高,雾滴生存时间越短,在气流内的贯穿深度和运动距离也会大幅减小.如图4 (d)所示,气流速度越大,雾滴运动轨迹越容易被气流/吹弯0,运动距离也越长.总的看来,雾滴直径对其运动与蒸发都有较大影响;雾滴初始速度和气流速度对雾滴运动的影响较大,对雾滴蒸发的影响较小;气流温度对雾滴蒸发的影响较大,对表1不同条件下的无量纲强迫对流换热时间d p0/L m t*u p0/(m#s-1)t*u g/(m#s-1)t*T g/K t*400.25200.23100.236000.23 600.24400.21300.228000.42 800.23600.19500.2110000.57雾滴运动的影响较小.上述研究表明,雾滴的强迫对流换热时间,即非稳态蒸发时间,与生存时间均随外界条件的不同而变化.为分析方便,定义无量纲时间t*=t s/ t life,式中:t s为雾滴非稳定蒸发持续的时间;t life为雾滴生存时间;t*为无量纲强迫对流换热时间,表示雾滴强迫对流换热持续的时间相对于雾滴生存时间的大小.不同条件下t*的计算结果如表1所示.可见,气流温度一定时,雾滴直径和初始速度以及气流速度对t*的影响都不大,强迫对流换热过程持续的时间不到雾滴生存时间的30%,其余大部分时间内,雾滴与气流保持相对静止继续换热,直至雾滴汽化消失.气流温度对t*的影响较为明显,气流温度越高,t*越大,即强迫对流换热持续时间相对雾滴生存时间越长,当T g=1000 K时,雾滴生存时间的57%通过强迫对流方式蒸发换热.参考文献[1]Sazhin,A bdelg haffar W A,Sazhina E M,et al.M o dels fo r dr oplet transient heating:effects o n dro p-let ev apo ration,ignition,and break-up[J].Interna-tio na l Jour nal of T her mal Sciences,2005,44(7): 610-622.[2]L ee M J,K im Y W,Ha J Y,et al.Effects o f w ateryv apo r concent ratio n o n dro plet evaporat ion in ho t en-viro nment[J].International Journal of A uto motiv e T echnolog y,2001,2(3):109-115.[3]袁江涛,杨立,张健,等.雾化液滴在气道内的动力学特性及其影响因素[J].海军工程大学学报, 2008,20(5):32-36.[4]M iliauskas G.R eg ular ities o f unsteady r adiative-con-ductive heat tr ansfer in ev apo rating semitr ansparent liquid dro plets[J].I nter nat ional Jo ur nal of Heat and M ass T r ansfer,2001,44(4):785-798.[5]T seng C C,V iskanta R.Enhancement o f w ater 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