活塞式供粉裝置中進氣流量對粉末流化輸送特性的影響

任冠龍, 孫?？?, 徐義華

(1.南昌航空大學 飛行器工程學院, 江西 南昌 330063;2.南昌航空大學 江西省微小航空發動機重點實驗室, 江西 南昌 330063)

0 引言

近年來,隨著人類對推進武器、近地太空以及深空領域的開發和探索,對改進航天器中動力推進系統的需求日益增長,不但要使發動機在太空極端環境下實現長時間正常工作,而且要具備多脈沖啟停和推力可調控等功能。以高能金屬粉末為燃料、以粉末或氣體為氧化劑的一類新型粉末發動機已然成為研究的熱點[1]。通過將燃料與氧化劑進行不同配比,或者與傳統發動機結合,目前國內外已經開發出了多種粉末發動機類型,主要有粉末火箭發動機[2-3]、粉末燃料沖壓發動機[4-5]、固體/粉末組合沖壓發動機[6]、粉末燃料水沖壓發動機[7]以及Mg/CO2粉末發動機等[8-9]。粉末燃料供給系統作為上述動力裝置中的關鍵部分,能否實現粉末流量的精準調節和穩定輸送,極大地影響著粉末發動機的高效率運行。由于供粉過程中涉及復雜的稠密氣體-固體(簡稱氣-固)兩相流動特性,發展和改進供粉技術對于進一步理解和應用供粉裝置具有十分重要的作用。

在供粉裝置啟動前,粉末推進劑以固體顆粒的形式存儲在粉末儲箱中,由于粉末自身不具備流體的性質,必須借助相應的載體來實現粉末流化輸送,此間主要運用了粉末流態化技術。在化工和能源產業中,流態化技術是應用十分廣泛的粉末給料技術之一[10]。然而,將該技術應用在粉末發動機中卻需要考慮諸多因素,例如實現粉末燃料質量流量的精準調控和輸送穩定性,盡可能地降低供粉系統的結構復雜性,實現小型化和集成化等。傳統的粉末燃料輸送裝置大多采用流化床式粉末供給裝置, Frick等[11]首次提出了粉末發動機中流化床式的供粉裝置。Meyer[12]針對鋁/鎂粉末火箭發動機中粉末供給系統的活塞結構進行改進,通過將流化進氣道與活塞端面氣孔相連,不但可以使流化氣均勻分布,還能防止粉末倒流。Foote等[13]參照前人的思路,設計了一種結構較為簡單的容積式流化床(PDFB)粉末供給裝置。相比上述供粉系統,Miller等[14]對流化氣進氣方式進行了改進,通過軟管將氣體輸送至粉末床層,能更好地調節粉末儲箱內壓強,不足之處在于軟管需提前盤繞在粉末儲箱內,當活塞位移較大時會導致軟管占據較大的儲存空間,從而降低粉末裝填率。國內西北工業大學、國防科技大學等單位都相繼提出了粉末燃料輸送裝置[15-16],其基本原理都為粉末氣力流化輸送,由此表明氣壓驅動式粉末燃料輸送裝置已徑取得了一定的研究基礎,但有關粉末燃料的流化性能、輸送能力以及空間分布等流動特性的研究仍比較欠缺,這些流動特性對粉末發動機的穩定、高效率運行起著至關重要的作用,因此急需針對粉末發動機的粉末燃料供給特性開展深入研究和討論。

在粉末氣力流化輸送裝置中,粉末的流化和輸送特性是影響粉末輸出流量調控以及供給裝置性能的關鍵。Li等[16]研究了活塞驅動式粉末燃料供給裝置在不同氣固比下的工作特性,結果表明粉末流量與最小節流通道面積呈高度線性關系,不同配比下的氣固流量具有不確定性。Yang等[17]研究了壅塞模式和非壅塞模式下的粉末燃料氣動輸送特性,結果表明非壅塞模式下的粉末質量流量存在上限,壅塞模式下的質量流量調節性能更好。Li等[18]研究了CO2噴射位置、參數和氣體質量流量對火箭發動機粉末流化和燃燒效率的影響。Tang等[19]研究了半錐角、曝氣位置和附加壓力對排放特性的影響。任冠龍等[20]采用準二維思想對粉末儲箱構型進行簡化,探究了進氣流量對粉末流化和輸送行為的影響,研究結果表明可通過降低進氣流量的方式來提高粉末輸送穩定性。孫?？〉萚21]、Sun等[22]對高壓環境下粉末流化特性開展了實驗和數值計算研究,同時進一步探究了高壓環境下粉末燃料的氣力起動特性,結果表明在高壓環境下粉末能夠形成穩定的粉末型面,為粉末穩定輸送提供了參考。

在上述有關粉末流化和輸送特性的研究中,粉末燃料供給裝置的進氣位置均布置在粉末儲箱外部,進氣方式主要為環縫或多孔等結構,有關內置進氣通道式粉末供給裝置的研究少之又少。同時,其研究手段主要集中在實驗測試方面,僅通過實驗過程和結果的宏觀特性很難揭示氣固兩相流動模式和流動細節,而采用數值計算研究還相對較少,尤其是活塞作用下的氣體-粉末-活塞相互作用機制更為鮮見。由于粉末儲箱中稠密氣固兩相流動狀態對粉末流化和輸出流量調控有直接影響,很有必要對活塞作用下的氣固兩相流動特性開展研究。

本文設計了一種內置進氣通道式粉末燃料供給裝置,采用雙流體模型方法,在氣體-粉末-活塞相互耦合作用下開展數值計算研究,重點探討活塞作用下進氣流量對稠密氣固兩相流動行為的影響規律,為粉末燃料供給系統的優化設計提供思路和參考。

1 幾何構型和數值計算方法

1.1 幾何構型

圖1為本文使用的供粉系統(粉末儲箱)配置。圖1中粉末儲箱沿x軸水平放置,其重力方向沿y軸負方向,并主要由圓筒段、錐形收斂段以及輸送管道3部分組成,其中:圓筒段直徑為60 mm,軸向長度為150 mm;錐形收斂段軸向長度為27 mm,與水平方向形成的收斂夾角為45°,錐形收斂段頭部與軸向長度為17 mm的水平輸送管道相連接。本文基于文獻[8]對進氣位置和進氣方式進行了改進,將進氣方式設計為圓臺狀,并擱置在錐形收斂段內部,以使粉末充分流化。大端面圓的直徑為10.3 mm,小端面圓的直徑為3.4 mm,二者水平間距為3.4 mm。另外,在輸送管道中設計一個內凹形兩相喉道,直徑為3 mm,目的是提高氣相和固相流動速度,以防止粉末因重力發生沉降。其余詳細結構參數如圖1所示。

圖1 粉末儲箱構型Fig.1 Configuration of a powder storage tank

1.2 數值計算模型

歐拉-歐拉雙流體模型(TFM)[23]將固相視為擬流體,即氣相和固相均被看作連續介質,均可由Navier-Stokes方程描述其運動,能夠較好地模擬給料系統中的稠密氣固兩相流動,極大地減少了計算量。

1.2.1 TFM的控制方程

TFM的控制方程如下:

1) 氣相和固相的質量守恒方程:

(1)

(2)

εg+εs=1

(3)

式中:εg和εs分別為氣體和固體體積分數;ρg和ρs分別為氣體和固體密度;ug和us分別為氣體和固體速度。

2) 氣相和固相的動量守恒方程:

(4)

(5)

(6)

(7)

式中:p為壓力;τg和τs分別為氣體和固體應力-應變張量;g重力加速度;μg、μs為分別為氣體和固體有效黏度;λg和λs分別為氣體和固體體積黏度;I為應力張量。

3) 擬顆粒溫度方程:

(8)

(9)

式中:Θs為顆粒溫度;ps為固體壓力;kΘs為顆粒能的擴散系數;γΘs為碰撞能量耗散;β為氣體/固體動量交換系數;us,i為實際顆粒速度。

1.2.2 氣相和固相的連續方程

另外,由分子動理學理論發展起來的顆粒動力學理論(KTGF)[23]能夠對固體相進行封閉,并建立本構關系。其中,氣相和固相的連續方程如下:

1) 固相壓力:

(10)

2) 固相剪切應力:

μs=μs,col+μs,kin+μs,fr

(11)

式中:μs,col為粉末碰撞黏度,

(12)

ds為固體直徑;μs,kin為粉末動力黏度,

(13)

μs,fr為粉末摩擦黏度,

(14)

φ為內摩擦角,I2D為偏應力張量的第二不變量。

3) 氣相和固相體積黏度:

磁共振掃描的主要序列及其參數如下：GRE-EPI序列參數：TR/TE=2000/35ms，翻轉角=90o，層厚=4.5mm，層間距=0.7 mm，矩陣=64×64，視野=230×230×141，采集240個時相，軸位、掃描參考線平行于前后聯合，掃描層數為33層，掃描時間為8 min。

(15)

4) 顆粒能量擴散系數:

(16)

5) 碰撞能量耗散:

(17)

6) 徑向分布函數:

(18)

式中:εs,max為固相最大打包極限。

1.2.3 氣體狀態方程

由于不同進氣流量下粉末儲箱中會有相應的壓力變化,氣體密度與壓力之間滿足氣體狀態方程,理想氣體狀態方程:

(19)

式中:Rg為氣體常數;T為溫度。

氣相和固相之間的相互作用通常采用氣固阻力系數來表示,許多研究表明,Gidaspow阻力模型能夠較好地描述氣固曳力[23]。因此,本文選擇經典的Gidaspow阻力模型來描述氣固相之間的動量傳遞,其數學表達式為

(20)

(21)

(22)

式中:Cd為阻力系數;Res為固體雷諾數。

1.3 計算方法和邊界條件

針對所有計算工況采用x軸方向[0 m,0.177 m]、y軸方向[-0.03 m,0.03 m]、z軸方向[-0.03 m,0.03 m]范圍內的初始粉末床層。采用TFM描述稠密氣固兩相流動,采用重整化群(RNG)k-ε湍流模型以及顆粒動力學理論(KTGF)分別描述氣相湍流和固相中的有效應力。壓力-速度耦合采用相位耦合SIMPLE(PC-SIMPLE)算法,動量方程和體積分數方程采用2階迎風格式求解。瞬態計算模擬采用的時間步長為0.000 5 s,每個時間步長迭代20次,對于兩個迭代之間的相對誤差,采用10-4的收斂準則。

氣相和固相分別采用空氣和金屬鋁粉末,氣相入口和兩相出口分別采用質量流量入口和壓力出口邊界條件。另外,將活塞結構簡化為運動壁面,并通過自定義函數(UDF)實現剛體平移運動。在本文計算中,為研究單一變量(進氣流量)對粉末流化和輸送特性的影響,將不同工況下的活塞速度設置為固定值,進氣流量按照理論出口粉末流量的不同百分比給定。其中,理論出口粉末流量由式(23)計算得出:

(23)

為更清晰地描述計算工況,引入無量綱數流量比MFRR,所表示的物理意義是進氣流量與理論出口粉末流量的比值,具體數學表達式如式(24)所示:

(24)

式中:mi為進氣流量。

表1給出了具體的計算工況,表2總結了計算系統的詳細特性和模擬參數。

表1 計算工況Table 1 Simulation cases

表2 計算條件參數Table 2 Simulation parameters

2 網格和數值計算模型驗證

2.1 網格無關性驗證

利用CFD-ICEM軟件對粉末儲箱進行結構化六面體網格劃分,結果如圖2所示。為驗證網格無關性,在相同計算條件下對4套不同網格10萬、35萬、60萬和80萬的算例進行計算,分析比較不同網格數時中心截面(z=0 m)x=0.140 m處粉末軸向速度和體積分數沿y軸向分布,如圖3所示。由圖3可見,35萬網格、60萬網格以及80萬網格的計算結果整體差異很小,10萬網格與其余3套網格的計算結果差異較大。因此,為節約計算成本,本文采用網格數為35萬左右網格進行數值計算。

圖2 粉末儲箱的結構化六面體網格Fig.2 Structured hexahedral meshing of the powder storage tank

圖3 網格無關性驗證Fig.3 Grid independency test

2.2 計算模型驗證

選用文獻[22]中的實驗結果對計算模型進行驗證,其中對比的物理量為流化壓降率。流化壓降率是指系統啟動前后的壓降與單位時間間隔(1 s)的比值,其計算公式為

(25)

式中:p1為初始總壓(MPa);p0為終止壓強(MPa);Δt為單位時間間隔(s)。

數值計算與實驗對比結果如圖4所示。由圖4可見,計算結果與實驗較好地吻合,經計算可知,除第1組測試對比數據外,其余測試對比數據的相對誤差均低于12%。從總體上來說,計算精度滿足要求。由此認為所選擇的雙流體模型可以有效地用于不同進氣流量對稠密氣固兩相流動特性的影響研究。

圖4 數值計算模型驗證Fig.4 Verification of the numerical calculation model

3 計算結果與分析

3.1 氣固流型變化特性分析

進氣流量的變化會改變氣體-粉末和粉末-粉末的相互作用,從而導致不同的流動模式,這些模式對氣固流動行為有顯著影響。表3給出了中心截面(z=0 m)處不同時刻下的氣固流型變化過程。由表3可見:

1) 在t=0.06 s時刻,可區分出兩個主要相:氣泡相(εp<0.1)和密相粉層(εp>0.5)[24]。其中,氣泡相范圍主要分布在入口周圍,且隨著進氣流量的增大,逐漸擴展到圓筒段和輸送管道內部,并伴隨氣泡分裂和凝聚過程的發生,這種流動模式在工況6中最為明顯。原因是氣體動能與進氣流量大小相關,當進氣流量較大時,氣體對粉末的卷吸和拾取能力增強,導致粉末夾雜在氣相范圍內,不斷影響氣泡行為。另外,由于氣體運動方向與活塞推動粉末的方向相反,使得粉床內部形成較強烈的旋渦結構,粉末被沖擊卷起,這也會導致氣泡分裂。

2) 在t=0.16 s時刻,錐形段內的氣相范圍縮減,并不斷向粉末儲箱內部擴展,這主要因為活塞運動。粉末在活塞推動和自身重力共同作用下,合力方向為右斜下方,此時粉末做斜坡沉降運動,即類似于顆粒在斜坡上滾落而下,導致粉末儲箱上部氣腔范圍增大。另一方面,當活塞以恒定的速度向前推動粉末時,先前形成的氣泡空腔將迅速被粉末填充,從而抑制錐形段內氣泡的進一步發展。另外,相比前一時刻,不同工況下均出現了范圍不一的粉末低濃度區域,原因是氣腔形成率與粉末填充率未達到良好地一致性,使得所裝填的粉末瞬時濃度未達到致密粉層條件。

表3 中心截面(z=0 m)處瞬時流型隨進氣流量變化

3) 在t=0.60 s時刻,粉末儲箱內氣相范圍發生了較大變化,工況1中氣相范圍被粉末完全侵占,形成致密的粉末床層。這主要是因為工況1中氣體卷吸輸出的粉末量遠遠小于活塞推送的粉末量,使得粉末填充速率遠大于氣泡形成速率,導致粉末緊密地填充在粉末儲箱內,再加上較低的進氣流量對粉末運動做出的貢獻較小,極易導致粉末在輸送管道內沉降和堵塞。其余工況中氣相主要分布在錐形段和圓筒段上部,且分布范圍隨進氣流量增大而增大。另外,能夠發現一個有趣的現象,在高進氣流量條件下(工況5和工況6),輸送管道內能夠形成界限較明顯的氣固兩相流動通道,這可以理解為所有工況下的活塞推送粉末量一致,氣體卷吸輸出粉末量與進氣流量呈正比,導致錐形段內粉末堆積量降低,從而為氣體流動提供較大空間,由此形成了界限明顯地氣固兩相流動通道。

4) 在t=1.40 s時刻,不同工況下氣相范圍發生不同程度的增大,能夠發現除工況1外,其余工況入口上方出現粉床突起現象,且隨著進氣流量增大越發明顯,這主要是因為向內卷吸氣流形成的回流旋渦與上部氣體相互沖擊,導致粉末被卷吸揚起,而流化氣量越大,其相互作用動量越大,故效果越明顯。另外,還能發現在工況3～工況6中粉末儲箱上方粉末都基本被卷吸輸出,形成明顯的氣固上下分層現象,表明活塞推送的粉末量與流化氣卷吸輸出的粉末量形成近似動態平衡關系。在t=1.80 s和t=2.10 s時刻,工況1中粉床顏色逐漸變淡,表明固相密度下降,即大量粉末被輸出。工況2中粉末儲箱上部出現明顯的粉末低濃度區域,且該現象隨著進氣流量增大逐漸消失,表明粉末儲箱內粉末量減少和粉末自重的共同作用消除了低進氣流量下氣泡相與密相粉層之間形成的模糊邊界。

由此可以看出,過小或過大的進氣流量都不利于氣固兩相流動的穩定,當進氣流量過小(流量比為0.10%)時,氣體動能很難克服粉末重力和粉末間阻力作用,此時粉末運動主要依靠活塞的推動作用,而氣體作為粉末流動的載體,對粉末產生的卷吸和拖動作用就顯得微不足道,勢必會降低粉末的流化性能和輸出特性。當進氣流量過大(流量比為1.25%)時,粉末運動主要依靠氣體的卷吸和夾帶作用,雖然粉末能夠與氣體充分接觸,但是粉末流動性的增大使得運動無序性也隨之增大,同樣也不利于維持穩定的氣固兩相流動狀態。

3.2 粉末層分布及面積特性分析

稠密氣固兩相流動的宏觀行為主要體現在氣泡和粉末層上,而粉末層的運動行為能夠直接影響粉末的流化和輸出特性。因此,可以用粉末層面積隨時間的變化表示粉末流化穩定性。在本文中,將粉末體積分數εp=0.1定義為粉末層,其瞬時面積分布如圖5所示,同時給出了3個時刻下(0.01 s, 0.63 s, 1.38 s)粉末層的空間分布。由圖5可以看出,在0～0.4 s時段內,不同工況下均能形成面積峰值,且工況1的面積最小,數值約為42 cm2左右,這是因為在啟動階段,氣體對粉末有強烈的擾動作用,導致粉末層面積迅速增加,而工況1中氣體的初始動能較小,對粉末的卷吸和擾動作用較小,導致粉末層面積較小。隨后,由于活塞的推進作用,及時填補空隙,導致粉末面積急劇減小。隨后,在0.4～2.1 s時段內,粉末層面積及其波動程度隨進氣流量增大而增大。其中,工況1和工況2中粉末層面積近似平穩變化,工況3中粉層面積先下降后上升,反觀工況4～工況6中粉層面積先下降、再上升,最后再下降,可以看出在較高的進氣流量下,氣體動能的增加顯著提高了對粉末的夾帶和卷吸作用,增大了粉末流動性。另外,圖5中所示3個時刻的粉末層空間輪廓圖也清晰地顯示了較大的進氣流量使粉層空間分布顯著增大,從而導致粉末層面積差異較大。

圖5 粉末層面積及空間分布Fig.5 Area and spatial distribution of powder layers

3.3 氣固速度和粉末體積分數特性分析

圖6顯示了x=0.177 m和x=0.186 m截面處不同進氣流量下的氣相和固相面平均速度分布。由圖6可知,不同軸向位置處的氣體和粉末速度分別呈現出相似的分布規律,都是先下降、后上升,其數值大小隨進氣流量增大而增大,另外,還能看出氣體速度總是大于粉末速度,這一現象可以解釋為:由于粉末速度是通過粉末和氣體之間的動量傳遞所獲得,所有當進氣流量較低時,粉末具有較低的速度初始值。隨著進氣流量的增加,氣體動能增大,氣體對粉末的動量傳遞增加,導致粉末速度增加。如圖6(c)和圖6(d)所示,相比于圖6(a)和圖6(b),除工況1外,其余工況中的氣體和粉末速度出現了大幅度提升,其數值分別增加了近8倍和5倍,表明兩相喉道對氣體和粉末有明顯的加速作用,氣固速度的提升有利于快速氣固流動結構的形成。

圖7給出了x=0.177 m和x=0.186 m截面處不同進氣流量下的粉末面平均體積分數隨時間的變化曲線及粉末云圖分布。由圖7可以看出,不同軸向位置處的粉末面平均體積分數曲線分布大同小異。如圖7(a)所示,不同工況下粉末面平均體積分數隨進氣流量增大而降低。在0～0.25 s時段內,粉末面平均體積分數先下降后上升,變化幅度隨進氣流量增大而增大,主要將其歸因于氣體的擾動作用。在0.25～2.10 s時段內,所有工況下粉末面平均體積分數均近似直線分布,但數值上存在顯著差異。由圖7(b)可知,不同時刻下粉末低濃度區域和氣相作用范圍主要集中在輸送管道上部,且進氣流量越大,此現象越明顯,表明高進氣流量下,輸送管道上部的粉末受到氣體的擾動作用較大,此時粉末在氣體夾帶和卷吸作用下彌散在氣相范圍內,形成稀相粉層(即圖中的粉末低濃度區域)。另外,粉末在重力作用下極易在輸送管道底部堆積,導致不同進氣流量下輸送管道底部處粉末濃度相當,此時粉末面平均體積分數的不同主要由輸送管道上部粉末量決定,當氣相通道增大時固相通道就會縮減,導致不同進氣流量下粉末面平均體積分數差異的主要原因。

另外,結合流型變化(見表3)分析可知,工況1中氣體卷吸輸出的粉末量遠遠小于活塞推送的粉末量,使得粉末緊密填充在粉末儲箱內,雖然達到了高裝填率要求,但由于進氣流量較小,很難使粉末充分流態化,極易導致粉末在水平管道內沉積和堵塞,使得粉末體積分數變化不明顯。隨著進氣流量的增大,氣體動能也隨之增大,能夠克服粉末-粉末間阻力作用流入粉層,為粉末流化和流出提供充足的流動環境,此時,粉末運動行為改變,引起不同的氣固分布現象。

圖6 不同軸向截面位置的固相和氣相速度分布Fig.6 Velocity distribution for solid and gas phases at different axial positions

圖7 粉末體積分數變化和粉末云圖分布Fig.7 Powder volume fraction variation and powder contour distribution

在圖7(c)中,相比x=0.177 m截面,不同工況下粉末面平均體積分數下降了16.7%左右,但仍呈現出隨進氣流量增大而減低的分布趨勢。主要原因是兩相喉道對氣相和固相具有加速效應,降低了粉末堆積和滯留的可能性。另外,從圖7(d)中還能看出,兩相喉道處粉末低濃度區域消失,先前(在x=0.177 m截面處)彌散在氣相范圍內的零星粉末在加速作用下輸出粉末儲箱,形成了界限清晰的氣固分界面,表明兩相喉道的存在對于形成明顯的氣固分層現象具有一定的促進作用。

3.4 擬顆粒溫度特性分析

在雙流體模型計算方法中,擬顆粒溫度能夠表征出固相的脈動強弱[22]。圖8顯示了不同時刻中心軸線上(x軸范圍為[0.156 m, 0.194 m])的擬顆粒溫度分布對比。由圖8可以看出,不同工況下的擬顆粒溫度分布均呈現明顯的峰值現象。如圖8(a)中所示,不同工況下的擬顆粒溫度峰值分布迥異,但都主要發生在兩相喉道附近。工況1中峰值及其分布范圍都高于其余工況,這是因為在兩相噴管收縮段處,粉末流動區域收縮,增加了粉末間的碰撞頻率,導致粉末脈動增強,從而形成了擬顆粒溫度峰值。另外,由于工況1中粉末的高密度填充使得擬顆粒溫度峰值分布范圍較廣。緊接著,在x=0.189 m處,工況2中擬顆粒溫度明顯高于其余工況,這是因為表3中的兩相噴管擴張段仍然表現出粉末高濃度分布,此時粉末間距較短,再加上喉道的加速效應,粉末脈動會繼續增大,導致擬顆粒溫度再次發生突增。在圖8(b)中,不同進氣流量條件下的擬顆粒溫度分布相似,但在最大峰值處工況2和工況3的數值相對較低,表明粉末脈動相對較弱。

圖8 不同時刻下擬顆粒溫度分布Fig.8 Granular temperature distribution at different times

此外,還能發現一個有趣的現象,在擬顆粒溫度峰值分布范圍外,其余x軸位置處的擬顆粒溫度呈現重合趨勢,表明進氣流量的變化對此處的擬顆粒溫度無顯著影響。這一現象同時也說明,在兩相喉道處形成的擬顆粒溫度峰值,其大小與進氣流量相關,在后續的分析討論中可以縮短軸向研究范圍,為進一步提高研究效率提供了較好地方法。

3.5 粉末輸出特性分析

對于粉末供給系統,出口粉末質量流量是十分關鍵的研究參數之一,它能夠直觀地反映出進氣流量變化產生的影響。圖9為不同進氣流量下的出口瞬時粉末質量流量分布。圖9中所示的粉末流量隨時間波動現象與之前開窗拍攝實驗[21]和粉末質量流量測量實驗[25]結果相似,表明粉末輸出流量振蕩是實際存在的。為便于分析瞬時粉末流量變化,將供粉過程分為前期、中期和后期3個階段,可以看出不同進氣流量下3個階段的持續時間不同。在供粉前期,不同工況下瞬時粉末流量曲線波動較大,但均呈現出上升的趨勢,表明此階段內噴射出大量粉末。在供粉中期,工況1中出現粉末流量突增和驟降現象,而其余工況中粉末流量平穩輸出,且平穩期隨進氣流量增大而縮短。在供粉后期,粉末輸出流量降低,且進氣流量越大,下降期越長,下降幅度越大。

為定量得出不同進氣流量下出口粉末流量的波動程度,引入均方差進行分析。出口流量均方差能夠表征流量波動偏離平均值的程度,可用數學表達式(式(26)～式(28))表示:

(26)

(27)

(28)

圖10為不同工況的出口粉末流量在供粉中后期的均方差分布。由圖10可知,工況1的均方差最大,對應數值為0.126 kg/s,其余工況的均方差隨進氣流量增大而增大,但數值遠小于工況1。針對工況1,在粉末流量突增前,瞬時輸出粉末量始終低于其余工況,主要由于進氣流量太低,粉末無法充分實現流態化,使得氣體對粉末的動量傳遞減弱,降低了粉末的流化性能,導致粉末在輸出過程中不斷堆積并出現堵塞現象,但活塞始終向前推送粉末,迫使粉末不斷向出口運動。由于粉末的沉積,致使其運動速度降低,當堆積的粉末無法抵抗活塞推動作用時,出口就會發生突噴現象,從而導致均方差較大。

對于工況3～工況6,粉末流量雖然沒有發生明顯的突增,但是存在驟降階段,且下降速度隨進氣流量增大而增大,表明在整個供粉過程中,粉末輸出是不穩定的。一方面由于在0～0.13 s時段內,不穩定噴出部分粉末,導致粉末儲箱內粉末量降低;另一方面,流化氣夾帶輸出的粉末量遠大于活塞推送粉末量,二者之間未達到很好的匹配關系,使得粉末缺額現象無法及時消除;再者就是上升的進氣流量提高了氣固兩相之間的能量傳遞和動量交換,使得粉末獲得更多的能量和移動空間,成功改變了氣體-粉末和粉末-粉末之間的相互作用,導致快速氣固流動結構的形成。

圖11為在供粉中后期不同工況的出口平均粉末流量與理論流量對比。由圖11可以看出,工況2～工況6中的平均流量均大于理論流量,且隨著進氣流量的增大,平均流量越接近理論流量。

圖9 出口粉末流量隨時間的變化規律Fig.9 Variation of outlet powder flow rate with time

圖10 出口粉末流量均方差對比Fig.10 Comparison of standard deviations of outlet powder flow rates

圖11 出口平均粉末流量與理論值對比Fig.11 Comparison of average powder flow rates at the outlet with the theoretical values

另外,為了更直觀地觀察進氣流量與出口粉末流量的關系,引入固體-氣體(簡稱固氣)比msg,其定義為出口粉末流量平均值與進氣流量平均值的比值,數學表達式如式(29)所示:

(29)

圖12為不同工況中固氣比的數值計算值與理論值對比。由圖12可知,工況1中的數值計算值與理論值差值較大,而工況2～工況6中的差值相對較小。

圖12 不同工況的固氣比分布Fig.12 Solid-gas ratio distribution under different cases

為了更清晰地得出不同進氣流量對固氣比的影響規律,引入相對誤差RE,其數學表達式為

(30)

式中:mS為固氣比的數值計算值;mT為固氣比的理論值。

圖13給出了不同工況中固氣比的數值計算值與理論值的相對誤差對比結果。由圖13可明顯看出,當流量比為0.33%時(即工況2),固氣比的相對誤差最小,表明該進氣流量下的粉末輸出性能較好。

圖13 不同工況中固氣比的相對誤差對比Fig.13 Comparison of relative errors of solid-gas ratio under different cases

綜合分析輸出粉末流量特性可知,進氣流量對出口粉末流量影響很大,其中工況2的粉末輸出性能較好,這就可以理解為當進氣流量處于某一范圍時,流量曲線波動程度能夠得到改善。另外,由于進氣流量由理論粉末流量的百分比給出,可認為在實際工程應用中不同的理論粉末流量所對應的最佳進氣流量不同。因此,可通過實驗測試方法,建立理論粉末流量與進氣流量之間的最佳匹配關系數據庫,由此確定進氣流量的選擇。

3.6 粉末儲箱內壓力特性分析

為研究粉末儲箱內壓力特性,將壓力監測點設置在x=0.151 m、y=0.028 m和z=0 m的空間位置。圖14顯示了不同工況在該監測點下測得的壓力-時間曲線分布。由圖14可以明顯看出,工況1中壓力先大幅度躍升至3.7 MPa,隨后驟降至 1.3 MPa,其余工況中壓力也是先升高后降低,但變化幅度相對平緩,形成的壓力峰值隨進氣流量增加而增加,峰值對應時間隨進氣流量增加而提前。

圖14 不同工況粉末儲箱內壓力隨時間的變化規律Fig.14 Variation of pressure in the tank with time under different cases

為詳細說明壓力變化過程,圖15給出了出口氣體流量隨時間的變化過程。針對工況1,在 0～1.36 s 時段內,氣體輸出流量幾乎為0 g/s,由于粉末的致密堆積和阻塞狀態,使得氣體很難流出粉末儲箱,此時進氣總流量遠大于出氣總流量,導致粉末儲箱內壓力急劇上升。在1.36～2.10 s時段內,氣體流量急劇上升,隨后下降,這是因為圖9中的粉末大量噴出粉末儲箱后,氣體也順勢流出,由之前的固相流動變為氣固兩相流動,此時進氣總流量小于出氣總流量,導致粉末儲箱內壓力下降。另外,從圖15中還能看出工況2～工況6中氣體輸出流量隨進氣流量增大而增大,此時高進氣流量條件下的進氣總流量與出氣總流量差值大于低進氣流量下差值,使得壓力率先達到峰值,但是隨著粉末儲箱內粉末量的減少,氣體空腔逐漸增大,且輸出量增多,此時進氣總流量小于出氣總流量,具體表現在粉末儲箱內壓力的下降上。

圖15 出口氣體流量隨時間的變化規律Fig.15 Variation of outlet gas flow rate with time

4 結論

本文設計了一種活塞作用下內置進氣通道式粉末供給裝置,基于TFM,數值計算并分析了進氣流量對粉末流化和輸送特性的影響規律。得出以下主要結論:

1) 氣體對粉末的作用區域主要集中在入口上部,隨著進氣流量的增大,氣相作用范圍增大,粉末床高度下降,能夠較快地形成界限清晰的氣固分界面。

2) 粉末層(εp=0.1)面積隨進氣流量的增大而增大。錐形收斂段頭部位置和兩相喉道位置處的氣固兩相速度隨進氣流量增大而增大,粉末面平均體積分數隨進氣流量增大而降低。不同進氣流量條件下,在兩相喉道附近均會形成擬顆粒溫度峰值。

3) 輸出粉末流量規律隨進氣流量的變化不盡相同。當進氣流量較小時(流量比為0.10%),出口粉末流量會發生驟升和驟降現象,隨著進氣流量的增大,此現象消失。當流量比為0.33%～1.25%時,出口粉末流量穩定期隨進氣流量增大而縮短,粉末流量下降期隨進氣流量增大而延長。其中,當流量比為0.33%時,整體粉末流量波動較小。在后續研究中,通過實驗方法建立進氣流量與理論粉末流量之間的匹配關系數據庫,進一步提升粉末流化和輸送穩定性能。

4) 當進氣流量較小時(流量比為0.10%),粉末儲箱內壓力上升和下降幅度較大。當流量比為0.33%～1.25%時,粉末儲箱內壓力隨進氣流量增大而增大。其中,當流量比為0.33%時,粉末儲箱內壓力存在較長的穩定期,更有利于粉末的穩定輸送。