水平三向撞擊流混合器不同噴嘴夾角流場特性數值模擬

張建偉, 高 博, 馮 穎, 馬繁榮

(沈陽化工大學 能源與動力工程學院, 遼寧 沈陽 110142)

自從Elperin[1]提出撞擊流概念以來，由于撞擊流具有促進微觀混合和強化相間傳遞的特性[2]，被廣泛應用于液液混合、脫硫、水煤漿氣化、超細粉體制備等多個工業領域[3-6].目前，不同噴嘴數量的撞擊流混合器已被廣泛研究.張建偉等[7]利用激光多普勒測速系統測得兩噴嘴撞擊流混合器流場速度分布.李偉鋒等[8]發現了撞擊面的不穩定性和駐點偏移規律.Kind[9]等和Rew[10]等的實驗結果均表明撞擊流駐點的位置由兩噴嘴的出口動量比決定.楊俠[11]利用數值模擬的方法得出三噴嘴混合器徑向速度分布.張珺等[12]通過碘化物-碘酸鹽平行競爭反應體系驗證了三噴嘴混合器混合效果優于兩噴嘴撞擊流混合器.楊俠等[13]利用數值模擬得到了四噴嘴撞擊流混合器的徑向速度分布于壓強分布,驗證了四噴嘴撞擊流混合器混合效果優于兩噴嘴混合器.多噴嘴撞擊流混合器相較于傳統撞擊流混合器能夠實現多種物料的混合且混合效果優于傳統撞擊流混合器.代正華等[14]等通過實驗和模擬的方法研究四噴嘴對置式撞擊流的流場特性，并通過數值模擬的方法得到了四噴嘴混合器回流比分布情況.目前對三噴嘴撞擊流混合器噴嘴分布形式的研究較少,本文利用CFD數值模擬方法對不同噴嘴夾角的水平三向撞擊流混合器的流場特性進行分析.

1 數值模擬

1.1 物理模型

三噴嘴撞擊流混合器為立式圓柱形筒體，混合器高度H=500 mm，直徑D=130 mm，出口位于混合器上方，出口直徑D=30 mm，入口距離反應器頂部250 mm，入口噴嘴直徑d=10 mm，三噴嘴與中心圓相切，中心圓的直徑即為當量噴嘴間距L，張建偉等[15]在探究三噴嘴撞擊流混合器流型時得出當L=2d時混合效果最佳，故取L=2d=20 mm.固定X軸方向噴嘴a，其余兩噴嘴b、c關于X軸對稱且夾角為α，取α分別為60°、90 °、120°、150°、180°布置.物理模型如圖1所示.

圖1 撞擊流混合器結構示意圖Fig.1 The layouts of impinging stream mixer

1.2 網格劃分及邊界條件

使用ICEM軟件對模型進行網格劃分.由于入口附近結構復雜，采用非結構化四面體網格，其余區域采用結構化六面體網格，總網格數為1 216 850，網格質量大于0.4.使用Fluent15.0進行模擬，采用基于壓力的隱式求解器，速度和壓力耦合項使用SIMPLEC算法，為提高計算精度，采用二階迎風格式計算.出口邊界條件定義為Outflow；壁面采用標準函數且無相對滑移；入口邊界條件定義為Velocity-Inlet；入口流量為0.5(m3·h-1),即入口速度為1.77 m/s，采用20 ℃的水作為模擬介質.

1.3 控制方程

Realizable k-ε模型和標準k-ε模型均可用于多射流撞擊式噴嘴湍流流動的數值模擬計算[16]，由于Realizable k-ε模型能夠更好地模擬大尺度的渦結構，故選用Realizable k-ε模型，其輸運控制方程如下：

(1)

動量方程：

(2)

(3)

(4)

運輸控制方程：

(5)

(6)

其中:σk=1.0，σε=1.2，C1=max[0.43,η/(η+5)]，η=(2EijEij)1/2k/ε，Eij=(?ui/?xj+?uj/?xj)/2，μt=ρCμk2/ε，Cμ=(A0+AsU*k/ε)-1，A0=4.0，As=61/2cosφ，φ=1/3cos-1(61/2W)，W=EijEjkEkj/(EijEij)1/2

上述各式中ρ為流體密度；v為運動粘度；xi、xj為各坐標分量；Gk為平均速度梯度所產生的湍動能；σk、σε為湍流動能k和湍流耗散率ε的湍流普朗克數；μt為湍流黏性系數；Eij、Ejk、Ekj為不同方向的時均應變率；x、y、z為空間之間坐標系；u、v、w為質點的速度分量；t為時間；ui、uj為速度矢量的分量；U*為平均旋度；E為能量.

1.4 網格無關性檢驗

為進一步驗證模擬準確性，排除網格因素影響，驗證結果如圖2所示.

圖2 不同網格數量下出口速度大小Fig.2 The outlet velocity under different cell number

圖2對網格數分別為1 009 889、1 216 847、1 556 287、2 032 480的情況下出口速度大小進行比較，結果表明：當網格數量大于1 200 000時，出口速度差小于2 %.為節省計算時間，選用網格數量為1 216 850的網格劃分方法.

2 結果與討論

2.1 不同α角撞擊流混合器湍動能分布

湍動能是衡量混合效果優劣的重要指標，較大的湍動能值表示流體湍動較為劇烈，增強流體間無規則運動，從而促進物料間混合效果.不同夾角的水平三向撞擊流混合器湍動能分布如圖3所示.

圖3 撞擊流混合器湍動能在Z=0軸截面分布Fig.3 Distribution of turbulence energy in impinging stream mixer at Z=0 axis section

撞擊流混合器的高湍動區域在撞擊面的中心處，且湍動能分布近似關于X軸對稱.隨著α角增大，湍動能沿X軸方向擴散越明顯，湍動能峰值逐漸降低.當夾角α=60°時， 湍動能如圖3(a)所示，噴嘴間夾角較小，流體在X軸方向流量較大，使湍動能沿Y軸方向擴散，湍動能在中心區域近似橢圓形，相較于其他夾角的撞擊流混合器湍動能更為集中，因此，在撞擊面形成的湍動能峰值也最大，流體間撞擊較為劇烈.當α=120°時，如圖3(c),由于噴嘴均勻布置，湍動能分布較為均勻，湍動能沿噴嘴夾角方向擴散，湍動能中心處呈三角形“靶式分布”[17].圖3(e)中噴嘴夾角α最大，湍動能峰值最小，湍動能沿X軸正向擴散趨勢越明顯.

圖4為不同噴嘴夾角撞擊流混合器沿X軸方向湍動能曲線.由圖4可知：當α=60°時，湍動能到達峰值后迅速減小，這是由于噴嘴夾角較小，促使湍動能向Y軸擴散，與圖3(a)規律相符且湍動能峰值位置距離原點較遠；當α=90°時，湍動能峰值發生偏移，但偏移量較小；當α≥120°時，湍動能峰值位于原點處；相比α=60°，當夾角α增大時，當湍動能到達峰值后，X軸方向湍動能下降較為平緩；當α=180°時，湍動能峰值最小且變化趨勢也較為平緩.

圖4 X軸方向湍動能分布Fig.4 X-axis turbulent kinetic energy distribution

圖5為撞擊流反應器在撞擊面上徑向湍動能分布.不同噴嘴夾角的撞擊流混合器在撞擊面處Z軸方向上的徑向湍動能分布規律相似，呈單峰分布，且關于直線Z=0對稱.不同噴嘴夾角條件下具有相同的徑向湍動能分布規律，且與張建偉等[18]研究所得到的徑向湍動能分布規律相同，在Z=0處湍動能最大，即在駐點位置湍動能達到峰值.

圖5 徑向湍動能分布Fig.5 Radial turbulent kinetic energy distribution

2.2 撞擊流混合器駐點與速度分布

圖6為不同α角三噴嘴撞擊流混合器在Y=0軸截面的速度分布云圖.

圖6 撞擊流混合器在Y=0截面速度分布云圖Fig.6 Velocity distribution of the impinging stream flow mixer at Y=0 cross section

由圖6可知：流體經過撞擊后產生徑向速度，其中心區域速度分布情況在Y=0軸截面上近似關于X軸對稱.由圖6(a)可知：當α=60°時，流體進入反應器后，由于X軸正向兩噴嘴一側夾角較小，兩噴嘴一側流體先發生碰撞形成匯流，產生較高的軸向速度，同時使流體向Z軸方向偏移，在匯流處產生較高的偏移速度.流體在駐點位置撞擊后產生徑向速度與匯流時產生的偏移速度使得流體經過撞擊后向X軸負向運動，同時促進了流體在撞擊區的不規則運動，從而提高流體間混合效果.從圖6(b)可以看出：當夾角α=90°時，兩噴嘴一側產生的偏移速度較小，流體產生撞擊后仍產生向X軸負向運動偏移速度，與α=60°相比，偏移效果明顯降低.當α=120°時，如圖6(c)所示，噴嘴分布均勻，速度分布關于Z軸對稱，且與三噴嘴混合器漏斗狀流型[15]相符合.當α≥120°時，如圖6(d)、(e)所示，夾角α越大，流體向X軸正向運動越明顯，且速度分布范圍越大.當α=180°時，在浸沒狀態下撞擊流反應器的速度分布情況與張珺等得到傘狀流型[19]相似.

撞擊流混合器X軸方向速度曲線如圖7所示.當α<120°，由于噴嘴間夾角α較小，一側流量較大，速度最小值均不在原點處，撞擊流混合器駐點產生偏移，且α越小駐點位置越遠離原點.當α≥120°時，流量分布較為分散，駐點位于原點處.與圖4中湍動能峰值偏移規律相同，即湍動能峰值出現在駐點處.當α=60°時，X軸速度分布規律與其他夾角混合器分布規律不同，X軸正向存在較大的軸向速度，進一步驗證了圖6(a)中由于噴嘴夾角較小而產生的匯流.與α=60°相比，當α=90°時噴嘴夾角較大，b、c噴嘴形成的匯流規模較小，形成了較小的X軸向速度.但由于同樣產生了匯流，影響兩側動量比，從而使駐點發生偏移.當α≥120°時，流體經過撞擊后，X軸速度變化規律基本相同，且速度大小與夾角α成正比.

圖7 X軸方向速度分布Fig.7 X-axis velocity distribution

圖8為撞擊流混合器徑向速度分布圖.如圖8所示，不同噴嘴夾角條件下具有相同的徑向速度分布規律，均為雙峰分布[13]，徑向速度分布關于直線z=0對稱.當α=120°時，徑向速度峰值最小，且駐點處速度最小.當α<120°時，徑向速度峰值隨夾角α增大而減小，當α≥120°時，徑向速度峰值隨夾角α增大而增大.當α=180°時，混合器徑向速度最大，由圖4已知湍動能較小，這是由于噴嘴a沒有受到撞擊，此時噴嘴a射出的流體經過駐點后僅對流場起到沖擊作用，增大流體的流動性.

圖8 徑向速度分布Fig.8 Radial velocity distribution

表1為撞擊流混合器徑向速度均方根差σ[20]，選取撞擊面上徑向100個點的速度大小計算速度均方根差σ，其表達式為：

(7)

表1 徑向速度均方差

速度梯度大小與混合效果成正比[13]，利用速度均方差σ衡量速度梯度，速度均方差σ越大，混合效果越好.當α=120°時，速度均方差最小，混合效果較差.當α≥120°時，速度均方差與α成正比，α越大混合效果越明顯.α<120°時，α越小速度均方差越大，混合效果越明顯.當α=180°時，σ=2.10 m/s，大于α=60°時的速度均方差.結合湍動能與速度分布情況，當α≥120°時，X軸噴嘴撞擊作用減小，但對流場速度影響較大.因此，結合湍動能和速度分布,對不同角度三噴嘴撞擊流混合器，當α=60°時，混合效果最佳.

3 結 論

(1) 通過對不同夾角水平三向撞擊流混合器模擬結果的分析可知α=60°，X軸向湍動能變化較大，α≥90°，X軸向湍動能過駐點后變化趨于平緩，且X軸湍動能分布規律相似.湍動能峰值出現在駐點處且隨α增大單調遞減.混合器徑向湍動能分布規律與噴嘴夾角無關.

(2) 混合器速度分布隨夾角增大，先減小后增大，α=120°速度最小.混合器徑向速度分布規律與噴嘴夾角無關，均成雙峰分布.α=180°脈動速度σ=2.10 m/s大于α=60°時σ=1.29 m/s，對于不同夾角三噴嘴撞擊流混合器，當α≥120°時，X軸向噴嘴對駐點的撞擊作用逐漸減小，速度衰減減弱，增大了對駐點的擾流作用，增強流體擴散性.

(3) 隨著噴嘴間夾角α的改變，混合器內駐點位置也發生變化，α<120°駐點隨α變化產生偏移，且α越小駐點偏移距離越大，α≥120°駐點位于原點處.