張建偉, 劉思源, 馮 穎, 張學(xué)良, 王諾成

(沈陽化工大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院， 遼寧 沈陽 110142)

多噴嘴撞擊流混合器徑向流場數(shù)值模擬研究

張建偉, 劉思源, 馮 穎, 張學(xué)良, 王諾成

(沈陽化工大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院， 遼寧 沈陽 110142)

為優(yōu)化撞擊流混合器結(jié)構(gòu)，采用Fluent軟件，對不同初始速度下的水平三向撞擊流混合器徑向流場特性進(jìn)行數(shù)值模擬研究，并與兩噴嘴對置式混合器進(jìn)行對比.研究表明：水平三向撞擊流混合器徑向速度呈雙峰分布，峰值點關(guān)于撞擊點對稱，隨著初始速度的增大，峰值點位置不發(fā)生改變;三噴嘴混合器徑向湍動能和湍流耗散率均呈單峰分布，峰值點即為撞擊點;在相同初始速度下，三噴嘴混合器湍動能和湍流耗散率最大值分別為兩噴嘴混合器湍動能和湍流耗散率最大值的2.21和2.06倍;4種初始速度下，水平三向撞擊流混合器撞擊點附近15 mm范圍內(nèi)的湍動能值均大于兩噴嘴混合器的湍動能最大值.

撞擊流混合器； 數(shù)值模擬； 徑向速度； 湍動能； 湍流耗散率

撞擊流作為一種科學(xué)概念，首先由Elperin提出[1].其基本原理是：通過流體的相向高速撞擊，在撞擊區(qū)產(chǎn)生高度湍動，極大地改善混合性能，以達(dá)到強化傳熱、傳質(zhì)等目的[2].我國學(xué)者伍沅、肖揚、周玉新等[3-4]從20世紀(jì)90年代開始了對撞擊流的研究，研究結(jié)果表明：兩股相向撞擊的流體間發(fā)生強烈的相互作用和動量傳遞，產(chǎn)生強烈的微觀混合效果.Siddiqui等[5-6]的研究表明：高流量下的撞擊流反應(yīng)器類似于平推流反應(yīng)器，其內(nèi)部的湍流動能耗散率遠(yuǎn)高于傳統(tǒng)攪拌槽.孫懷宇等[7]等通過實驗對撞擊流反應(yīng)器內(nèi)流體的壓力場進(jìn)行測量，結(jié)果表明：圍繞撞擊區(qū)有一個強烈湍動的區(qū)域，能夠促進(jìn)混合及反應(yīng)的進(jìn)行.楊俠等[8]對不同導(dǎo)流筒間距下的立式循環(huán)撞擊流反應(yīng)器(簡稱VCISR)進(jìn)行數(shù)值模擬，結(jié)果表明：導(dǎo)流筒間距為60 mm時反應(yīng)器內(nèi)時域壓力波動強度達(dá)到最大值，速度分布梯度更大，微觀混合效果更好.前人的研究多針對兩噴嘴撞擊流混合器，關(guān)于水平三向撞擊流混合器的報道較少，考慮到混合器的湍動能及湍流耗散率在促進(jìn)混合作用中起到的重要作用，及以往人們對水平三向撞擊流混合器中的湍動能和湍流耗散率的研究還不夠全面，本文對不同初始速度下的水平三向撞擊流混合器的徑向截面速度、湍動能和湍流耗散率進(jìn)行數(shù)值模擬研究，并對比兩噴嘴撞擊流混合器，為優(yōu)化和改進(jìn)撞擊流混合器結(jié)構(gòu)提供理論依據(jù).

1 計算模型和數(shù)值方法

1.1 計算模型

對水平三向撞擊流混合器和兩噴嘴撞擊流混合器進(jìn)行數(shù)值模擬研究.模型結(jié)構(gòu)尺寸如表1所示，物理模型見圖1.兩種混合器除噴嘴布局外，結(jié)構(gòu)尺寸均相同.兩噴嘴混合器噴嘴呈同軸對稱布局，水平三向混合器3個噴嘴在混合器中心水平面互成120°分布，如圖2所示，3個噴嘴出口與中心圓相切，中心圓的直徑即為當(dāng)量噴嘴間距L.噴嘴間距L=2dN=16 mm.共進(jìn)行了4組初始速度的模擬研究，進(jìn)口流速分別為1 m·s-1、2 m·s-1、2.8 m·s-1和4 m·s-1.

表1 撞擊流混合器結(jié)構(gòu)尺寸

圖1 混合器物理模型

圖2 三噴嘴水平布局示意圖

1.2 數(shù)值方法

使用CFD軟件中的FLUENT進(jìn)行模擬計算，在前處理軟件GAMBIT中完成幾何模型和網(wǎng)格劃分.采用基于壓力的隱式求解器，運用SIMPLEC算法求解壓力速度耦合關(guān)系，為提高模擬精度，采用2階迎風(fēng)格式進(jìn)行計算.不考慮重力因素，無黏流動，進(jìn)口邊界條件類型定義為VELOCITY-INLET，出口邊界類型定義為OUTFLOW.壁面條件：反應(yīng)器壁面為無滑動光滑壁面.在撞擊區(qū)域采用Tgrid形式進(jìn)行網(wǎng)格劃分并加密，網(wǎng)格SIZE為1.5，數(shù)目為318 524，其余區(qū)域為非主要計算區(qū)域，采用Cooper形式進(jìn)行劃分，網(wǎng)格SIZE為2.0.模擬介質(zhì)為20 ℃的水.控制方程采用Realizableκ-ε方程模型.

連續(xù)性方程

(1)

動量方程

(2)

其中:μ為動力黏度，p為壓力，u、v、w是流體在x、y、z三個方向上的速度矢量，Su、Sv、Sw為動量守恒方程的廣義源項.

在Realizablek-ε模型中，關(guān)于k和ε的輸運方程如下：

(3)

(4)

其中：σk=1.0,σε=1.2,C2=1.9,

其中:Ωij是從角速度為ωk的參考系中觀察到的時均轉(zhuǎn)動速率張量，k為湍動能，ε為耗散率，Gk是由平均速度梯度引起的湍動能k的產(chǎn)生項，C1和C2是經(jīng)驗常數(shù).

2 水平三向混合器與兩噴嘴混合器模擬結(jié)果分析

2.1 兩種混合器徑向速度分析

對4種不同初始速度下的模擬結(jié)果進(jìn)行分析，得到兩種混合器徑向截面速度云圖，以初始速度2 (m·s-1)為例進(jìn)行分析，如圖3所示.如無特殊說明，本文所指徑向截面均為混合器X-O-Z平面.

圖3 兩種混合器徑向速度云圖

從圖3可以看出：三噴嘴混合器的流體在撞擊前發(fā)展規(guī)律與兩噴嘴混合器相似，流體相向運動發(fā)生撞擊時，沿噴嘴軸線方向的流速會在撞擊區(qū)域迅速減小.由于流體撞擊動量比為1，所以在噴嘴軸線中心點形成撞擊點，此處為流速的最小值點.對比兩混合器徑向速度云圖，三噴嘴混合器的發(fā)展區(qū)面積明顯較兩噴嘴混合器發(fā)展區(qū)面積大，分析其原因為：撞擊后的流體在撞擊點處壓縮后，轉(zhuǎn)向壓力較低的區(qū)域發(fā)展.兩噴嘴混合器由于噴嘴為對稱布置，流體沿Z軸呈直線轉(zhuǎn)向徑向發(fā)展，三噴嘴混合器噴嘴為非對稱布局，撞擊區(qū)域中流體流量更大且流體間相互作用更加劇烈，使撞擊后的流體偏離Z軸一定角度轉(zhuǎn)向徑向發(fā)展，由于流體運動的不穩(wěn)定性，流體軌跡發(fā)生彎曲、扭轉(zhuǎn)[9]，從而增大了三噴嘴混合器的發(fā)展區(qū)，更有利于混合.

為進(jìn)一步分析徑向速度分布規(guī)律，在兩種混合器Z軸上200～300 mm范圍內(nèi)取等空間步長的50個點，對其徑向速度進(jìn)行數(shù)據(jù)處理，得到的結(jié)果如圖4、圖5所示.

圖4 兩種混合器徑向速度分布曲線

圖5 三噴嘴混合器4種初始速度下徑向速度分布曲線

圖4為初始速度2 (m·s-1)時兩混合器徑向速度分布曲線，結(jié)合圖3可知：兩噴嘴混合器徑向速度呈單峰分布，峰值點即為撞擊點；三噴嘴混合器徑向速度呈雙峰分布，峰值點非撞擊點，峰值點在Z軸上關(guān)于撞擊點上下對稱，且在所取點上三噴嘴混合器徑向速度均不小于兩噴嘴混合器徑向速度.分析其原因為：三股流體在撞擊前表現(xiàn)為自由圓射流，流體不斷與周圍靜止流體發(fā)生卷吸，形成混合層；隨著流程增大，混合層邊緣部分流體速度被降低，達(dá)到撞擊區(qū)域后未參與撞擊，而是與撞擊后的徑向流體交匯，轉(zhuǎn)向徑向發(fā)展.因為三股流體動量相等，發(fā)生撞擊后流體速度大幅減小，相比與參與撞擊后轉(zhuǎn)向徑向的流體，未參與撞擊的混合層流體速度較大，兩兩交匯后與參與撞擊的徑向流體匯聚，在一定程度上增大了徑向流體的速度，從而在Z軸上形成關(guān)于撞擊點對稱的峰值點.圖5為三噴嘴混合器在不同初始速度下徑向速度分布曲線，由圖5可以看出：隨著初始速度的增大，三噴嘴混合器最大徑向速度增大，且徑向速度峰值位置不隨初始速度的增大而改變.

2.2 兩種混合器徑向湍動能分析

水平三向撞擊流混合器徑向速度的分布規(guī)律必然影響到混合器徑向湍流特性.湍動能(k)的大小是比較混合器混合效果優(yōu)劣的一個標(biāo)準(zhǔn).對4種初始速度下兩種混合器進(jìn)行模擬計算，以2 (m·s-1)初始速度下的兩混合器湍動能分布云圖為例進(jìn)行分析，結(jié)果如圖6所示.

從圖6可以明顯看出：兩種混合器的湍動能均在撞擊點達(dá)到最大值；水平三向撞擊流混合器的高湍動能區(qū)域明顯大于兩噴嘴對置式撞擊流混合器高湍動區(qū)域，湍動能區(qū)域以噴嘴軸線為軸呈上下對稱的橢圓形分布，撞擊點即為橢圓中心，長短軸分別位于Z軸和噴嘴所在軸線；且水平三向撞擊流混合器湍動能最大值大于兩噴嘴對置式混合器湍動能最大值.分析其原因為：相比于兩噴嘴混合器，水平三向撞擊流混合器在撞擊區(qū)流量更大，其獨特的徑向速度規(guī)律產(chǎn)生了更大的速度梯度，流體間相互剪切作用更強烈，從而使得三向撞擊流混合器撞擊區(qū)湍動更劇烈，高湍動區(qū)域更大，混合效果更好.

圖6 兩種混合器徑向截面湍動能云圖

對該區(qū)域進(jìn)行進(jìn)一步的研究，以探討水平三向撞擊流混合器湍動能分布規(guī)律.在兩種混合器Z軸上200～300 mm范圍內(nèi)取等空間步長的50個點，對其湍動能進(jìn)行數(shù)據(jù)處理，結(jié)果如圖7、圖8所示.

圖7 兩種混合器Z軸湍動能分布曲線

圖8 不同初始速度下三噴嘴混合器Z軸湍動能分布曲線

從圖7中可以看出：兩種混合器湍動能均呈單峰對稱分布，峰值點即為撞擊點，兩種混合器湍動能均在撞擊點達(dá)到最大值；水平三向撞擊流混合器湍動能在所取點范圍內(nèi)均大于兩噴嘴混合器，且撞擊點附近15 mm范圍內(nèi)的湍動能值均大于兩噴嘴混合器的湍動能最大值.對比4種初始速度下三噴嘴混合器湍動能分布曲線，如圖8所示，隨著初始速度的增大，其湍動能增大幅度明顯，表明在撞擊區(qū)有更大的速度梯度，相對湍流強度增強，更有利于混合器的湍動混合.

對4種初始速度下所得兩種混合器湍動能最大值進(jìn)行二次處理，結(jié)果如表2所示.

表2 兩種混合器最大湍動能值

在4種工況中，隨著初始速度的增大，兩種撞擊流混合器最大湍動能值逐漸增大，水平三向撞擊流混合器湍動能最大值分別為兩噴嘴對置式撞擊流混合器湍動能最大值的1.57倍、1.89倍、2.03倍和2.21倍，水平三向撞擊流混合器的湍動程度更優(yōu)于兩噴嘴對置式.湍動程度的高低影響著混合效果的優(yōu)劣，相比于兩噴嘴對置式撞擊流反應(yīng)器，水平三向撞擊流混合器較大的湍動能值和較大的高湍動能區(qū)域均證明水平三向撞擊流混合器混合效果優(yōu)于兩噴嘴對置式撞擊流反應(yīng)器.

2.3 兩種混合器徑向湍流耗散率分析

湍流耗散率(ε)是指在分子黏性作用下由湍動能轉(zhuǎn)化為分子熱運動動能的速率，通常以單位質(zhì)量流體在單位時間內(nèi)損耗的湍動能來衡量，以ε表示，其大小和分布是反應(yīng)器湍流結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵參數(shù)，對微觀混合效率有直接影響.但前人對水平三向撞擊流混合器湍流耗散率的研究還不夠完善，為此，通過對徑向上湍流耗散率分布規(guī)律的研究進(jìn)行補充.

初始速度為2 (m·s-1)時兩種混合器中Z軸上200～300 mm范圍內(nèi)50個點的湍流耗散率分布曲線如圖9、圖10所示.

圖9 兩混合器Z軸湍流耗散率分布曲線

圖10 不同初始速度下三噴嘴混合器Z軸湍流耗散率分布曲線

由圖9可知：兩混合器湍流耗散率分布規(guī)律與湍動能分布規(guī)律相似，湍流耗散率亦呈單峰分布，峰值點即為撞擊點，此處湍流耗散率為最大；徑向流體湍流耗散率在發(fā)展區(qū)衰減曲線以峰值點為中心呈對稱分布，在所取點上三噴嘴混合器湍流耗散率不小于兩噴嘴混合器.由圖10可知：隨著初始速度增大，三噴嘴混合器湍流耗散率迅速增大.對兩種混合器湍流最大耗散率數(shù)值進(jìn)行二次處理發(fā)現(xiàn)，初始速度為1 (m·s-1)時，三向撞擊流混合器湍流耗散率最大值為兩噴嘴對置式混合器湍流耗散率最大值的1.31倍，2 (m·s-1)時為1.85倍，2.8 (m·s-1)時為1.94倍，4 (m·s-1)時為2.06倍，三噴嘴混合器較大的湍流耗散率對微觀混合有更好的影響.

3 結(jié) 論

(1) 水平三向撞擊流混合器徑向速度呈雙峰分布，峰值點并非撞擊點，峰值點在Z軸上關(guān)于撞擊點上下對稱，三噴嘴混合器徑向速度最大值大于兩噴嘴混合器徑向速度最大值.隨著初始速度的增大，三噴嘴混合器最大徑向速度值增大，徑向速度峰值位置不隨初始速度的增大而改變.

(2) 水平三向撞擊流混合器湍動能呈單峰分布，峰值點即為撞擊點，其高湍動能區(qū)域大于兩噴嘴對置式撞擊流混合器，且關(guān)于噴嘴軸線對稱，呈橢圓形分布，水平三向撞擊流混合器最大湍動能值大于兩噴嘴對置式混合器，模擬工況下(初始速度4 m/s)最大達(dá)到兩噴嘴混合器的2.21倍.

(3) 水平三向撞擊流混合器徑向湍流耗散率分布與湍動能分布規(guī)律相似，呈單峰分布，在撞擊點達(dá)到最大值.模擬工況下三噴嘴混合器湍流耗散率最大達(dá)到兩噴嘴混合器的2.06倍.

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Numerical Simulation of Radial Flow Field in Multi-nozzle Impinging Stream Reactor

ZHANG Jian-wei, LIU Si-yuan, FENG Ying, ZHANG Xue-liang, WANG Nuo-cheng

(Shenyang University of Chemical Technology, Shenyang 110142, China)

In order to optimize the structure of the impinging stream reactor,we use Fluent software to carry out numerical simulation studies for the flow field characteristics of three nozzles impinging stream reactor in different initial speeds,and compare with two nozzles impinging stream reactor.The results show that the radial velocity of three nozzles impinging stream reactor shows the bimodal distribution,and the peak is symmetrical about the point of impact.With the increase of initial velocity,the positions of peak point are not changed.The turbulence kinetic energy and turbulent dissipation rate in radial direction of three nozzle impinging stream reactor show the unimodal distribution,the peak is the impact point.In the same initial speed,the biggest turbulence kinetic energy and turbulent dissipation rate of three nozzle impinging stream reactor is 2.21 and 2.06 times compared with the biggest of two nozzles impinging stream reactor,respectively.In four different initial velocities,distance of the impact point of three nozzle impinging stream reactor within the scope of 15 mm,turbulent kinetic energy values of three nozzle reactor are greater than the biggest values of two nozzle reactor.

impinging stream reactor; numerical simulation; radial velocity; turbulence kinetic energy; turbulent dissipation rate

2015-05-28

國家自然科學(xué)基金資助項目(21476141)；遼寧省教育廳資助項目(L2012138)

張建偉(1964-)，男(滿族)，遼寧義縣人，教授，博士，主要從事新型高效節(jié)能過程裝備的研究.

2095-2198(2017)01-0050-06

10.3969/j.issn.2095-2198.2017.01.009

TQ021.1

A