高效多孔撞擊式噴射混合器縮頸結構的數值模擬

劉太龍 董紀民 彭凌風 邱明濤 段振亞 任 俠

（1.青島科技大學機電工程學院；2.齊魯安替制藥有限公司；3.中石油華東設計院有限公司）

在制藥與精細化工領域，連續化生產作為未來的發展趨勢，相比于傳統的間歇生產，具有穩定性高、節省能源及傳質傳熱能力強等特點［1，2］。在連續化反應工藝的實現過程中，高效的氣-液、液-液混合設備對反應時間、傳質與傳熱效果都有非常重要的影響，因此成為了研究者們的關注重點［3］。

連續化反應過程中常見的難點是流量相對較大的液體與流量很小的液體如何高效混合。針對該問題，大多利用噴射混合器來解決。噴射混合器是一種將兩種或兩種以上的氣體或者液體進行混合的設備，主要分為兩類［4］：一類是用泵將一種液體通過小孔或者噴嘴射入另一種液體中，進而產生混合液的設備，但由于是小流量液體在壓力的作用下噴射進入大流量液體，故存在混合效果差的問題；另一類是大流量流體通過流經噴嘴后產生的局部負壓，卷吸小流量流體的混合設備，這類設備常用于液體卷吸氣體，但對于液體帶動液體的工況目前研究并不多［5～8］。

結合本課題組多年從事制藥與精細化工領域的連續化生產工藝研發基礎，根據文獻［9］提出了一種高效多孔撞擊式噴射混合器，專門用于反應前兩種流量差別過大液體原料的高效混合，同時利用數值模擬和高速攝像機實驗開展了對該混合器孔數、孔徑及其操作參數的優化研究［10］。筆者主要考察縮頸結構對高效多孔撞擊式噴射混合器混合效果的影響，從而為該混合器的工業化應用提供堅實的理論基礎。

1 CFD模型和驗證

1.1 多相流模型

Mixture模型是一種簡化的兩相流模型，用于模擬各相速度不同、相間耦合性強的兩相流。

Mixture模型的連續性方程為：

v→m——質量平均速度，m/s；

ρm——流體密度，kg/m3。

Mixture模型的動量方程為：

μm——混合物的粘度，Pa·s。

1.2 湍流模型

湍流模型是基于湍動能k和耗散率ε的傳輸方程模型，標準k-ε模型可以合理、經濟地模擬噴射混合器中的湍流特性，所以筆者選用標準k-ε模型作為湍流模型。

標準k-ε模型的湍動能方程為：

式中 Gb——湍動能產生的浮力；

Gk——平均速度梯度引起的湍動能；

Sk——用戶自定義源項；

vi——i方向的速度，m/s；

YM——脈動膨脹對可壓縮湍流耗散率的貢獻；

μ——湍流粘度，Pa·s；

σk——湍動能的湍流普朗特數。

標準k-ε模型的能量耗散率方程為：

其中，ui為i方向的速度；μt為湍流粘度系數；Sε為用戶定義的源項；系數C1ε=1.44，C2ε=1.92，C3ε=0.09；σε為耗散率的湍流普朗特數。

1.3 幾何模型和網格劃分

高效多孔撞擊式噴射混合器的幾何模型與網格劃分如圖1所示。該模型由SolidWorks創建而成，主流體入口段長L1=60 mm，直徑D1=40 mm；次流體入口段長L2=60 mm，直徑D2=20 mm；橫孔共4個，每個橫孔的直徑D4均為1 mm；擴散段角度θ=12°。使用Fluent meshing軟件進行網格劃分，網格均為Poly網格，最大扭曲率小于0.4，相鄰網格的最大增長率為1.2。

圖1 高效多孔撞擊式噴射混合器的幾何模型與網格劃分

1.4 網格無關性驗證

選擇不同主流體入口距離（軸向距離分別為30、60、90、120、150 mm）下的流速作為網格無關性驗證的評價指標，得到網格無關性驗證結果如圖2所示。由圖2可知，當高效多孔撞擊式噴射混合器的網格數由1 085 792增加到1 328 526時，流速的最大變化僅為5.3%。因此，當網格數量為1 085 792時即可保證數值計算的準確性。

圖2 網格無關性驗證

1.5 計算方法和邊界條件

在Ansys Fluent 19.2軟件中，采用SIMPLE算法來耦合壓力和速度，利用壓力修正速度的關系來實現質量守恒。入口邊界條件設置為velocity inlet，出口邊界條件設置為outflow，殘差設置為10-5，壁面條件設置為光滑無滑移。模擬時主流體物料選用水，次流體物料選用正己烷。

1.6 實驗驗證

采用文獻［10］的實驗數據對數值模型進行驗證。實驗裝置（圖3）由立式離心泵（IRG65-160-4KW和IRG50-160-2.2KW）、流量計、高效多孔撞擊式噴射混合器、高速攝像系統和管道組成。主流體和次流體原料分別選用紅墨水和正己烷，采用CCD攝像機獲取混合器出口處的流速。數值模擬和實驗測得的不同主流體流量下的出口流速對比情況如圖4所示。由圖4可知，數值模擬值與實驗值吻合良好，最大誤差為8.42%，證明數值模型具有可行性。

圖3 實驗裝置

圖4 不同主流體流量下的出口處流速對比

2 結果與討論

2.1 縮頸直徑對混合效果的影響

在主流體流量、次流體流量分別為11.40、0.71 m3/h的條件下，以混合均勻度指數為目標函數，考察縮頸直徑對混合器混合效果的影響，結果如圖5所示。

圖5 不同縮頸直徑下的混合均勻度指數

由圖5可知，混合均勻度指數隨縮頸直徑的增大呈現下降趨勢，即混合效果隨縮頸直徑的增大而變差。從圖6、7可以看出，不同縮頸直徑混合器軸向距離的流速變化趨勢基本一致，均呈現先上升后下降的趨勢，且均在縮頸位置出現速度核心區，但不同的是，在速度核心區內的流速會隨著縮頸直徑的減小而增大，而流速的增大使得主流體與次流體的速度梯度增大，從而增強了主流體與次流體間湍流質點的脈動作用，提高了混合程度。

圖6 不同縮頸直徑下軸向距離的流速對比

圖7 不同縮頸直徑下的速度云圖

流體的湍流擴散包括時均運動所產生的移流擴散和脈動所引起的湍動擴散，其中湍動擴散是造成流體間質量、動量、熱量交換的主要原因［7］，湍流耗散率作為評價湍動擴散強弱的指標，可以體現出兩種流體混合程度的強弱。從圖8可以看出，不同縮頸直徑下湍流耗散率的變化趨勢基本一致，均呈現先上升后下降的趨勢，且湍流耗散率的峰值均出現在橫孔截面，即主流體和次流體在縮頸內最開始接觸的平面。但不同的是，縮頸直徑越小，相同位置的湍流耗散率會越大，即湍流核心區的峰值越大，這進一步表明縮頸直徑的減小促進了主流體與次流體的混合。

圖8 不同縮頸直徑下軸向距離的湍流耗散率

2.2 縮頸長度對混合效果的影響

在主流體流量、次流體流量分別為11.40、0.71 m3/h的條件下，縮頸直徑取10 mm，以混合均勻度指數為目標函數，考察縮頸長度對混合器混合效果的影響，結果如圖9所示。由圖9可知，混合均勻度指數隨縮頸長度的增大呈現上升趨勢，即混合效果隨縮頸長度的增大而變好。從圖10、11可以看出，縮頸位置的速度核心區范圍隨著縮頸長度的增大而增大，而速度核心區范圍的增大導致了湍流核心區范圍的增大，從而提高了混合程度。

圖9 不同縮頸長度下的混合均勻度指數

圖10 不同縮頸長度下軸向距離的流速對比

圖11 不同縮頸長度下的速度云圖

由圖12可知，不同縮頸長度下的湍流耗散率峰值基本相等，且均出現在橫孔截面處，不同的是，縮頸長度越長，橫孔截面后相同位置的湍流耗散率越大，湍流核心區范圍越大，混合效果越好。

圖12 不同縮頸長度下不同軸向距離的湍流耗散率

3 結論

3.1 高效多孔撞擊式噴射混合器出口處的混合均勻度指數隨縮頸直徑的減小而增大，并且縮頸直徑的減小造成了速度核心區內速度的增大以及湍流核心區內湍流耗散率峰值的增大。

3.2 高效多孔撞擊式噴射混合器出口處的混合均勻度指數隨縮頸長度的增大而增大，并且縮頸長度的增大造成了速度核心區范圍的增大以及湍流核心區范圍的增大。