循環(huán)射流混合槽內(nèi)液液兩相混合特性數(shù)值模擬

孟輝波，劉振江，禹言芳，張平，吳劍華

（1 沈陽(yáng)化工大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，遼寧 沈陽(yáng) 110142；2 沈陽(yáng)化工大學(xué)遼寧省高效化工混合技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧 沈陽(yáng) 110142）

混合是化工過(guò)程中最重要的組成部分之一，在許多工業(yè)反應(yīng)中起著重要的作用[1-4]?；どa(chǎn)過(guò)程中主要的液-液混合設(shè)備有攪拌槽、靜態(tài)混合器、高剪切混合器、超重力反應(yīng)器等。攪拌槽作為工業(yè)過(guò)程中的常見(jiàn)操作設(shè)備之一，可有效實(shí)現(xiàn)密度差異小的不互溶液液體系的分散過(guò)程[5-7]；靜態(tài)混合器可有效克服密度差影響，改善局部過(guò)熱，在受傳遞/混合速率控制的苯硝化等快速反應(yīng)體系過(guò)程強(qiáng)化優(yōu)勢(shì)明顯[8]；高剪切混合器由于具有局部較高的剪切速率和能量耗散速率，在液液乳化過(guò)程得到廣泛的應(yīng)用和研究[9]；超重力反應(yīng)器在ms～s內(nèi)實(shí)現(xiàn)分子級(jí)混合強(qiáng)化縮合反應(yīng)，有效解決了高端化學(xué)品MDI 制造中混合難、副反應(yīng)多、易堵塞停車等難題[10-11]。因此，液-液兩相流的強(qiáng)化機(jī)理研究主要集中在分散相液滴粒徑分布和流場(chǎng)流動(dòng)特性等方面。李友鳳等[12]對(duì)比分析了上述幾種液液混合設(shè)備的強(qiáng)化機(jī)理及其不足。

循環(huán)射流混合槽是利用離心泵將高速流動(dòng)的液體注入到靜止或速度較慢的液體中，以實(shí)現(xiàn)快速混合。該設(shè)備具有造價(jià)低、能耗少、混合效率高及維修費(fèi)用低等特點(diǎn)，可應(yīng)用于各種化工過(guò)程[13-14]。Fossett和Prosser[15]采用實(shí)驗(yàn)的方法對(duì)單孔射流混合槽內(nèi)的四乙基鉛及石油的混合效果進(jìn)行研究，得出混合時(shí)間關(guān)聯(lián)式。Zughbi 等[16-18]對(duì)射流角度、射流高度、射流股數(shù)和對(duì)稱性等參數(shù)對(duì)側(cè)邊三通、對(duì)邊三通及單邊三通等不同結(jié)構(gòu)的射流混合槽的混合性能進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)側(cè)邊三通具有較好的混合效果。在射流槽中圓形噴嘴對(duì)射流的混合效果一直是研究的重點(diǎn)[19-22]，而對(duì)于異形噴嘴的混合效果研究較少。Mi等[23-24]用實(shí)驗(yàn)的方法對(duì)圓形、橢圓形、等邊三角形、銳角等腰三角形和正方形等多種異形射流噴嘴進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)三角形噴嘴混合效果最佳。Azad等[25]與Quinn等[26]對(duì)尖角角度為10°、20°、30°和160°的三角形噴嘴進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)在射流近場(chǎng)區(qū)域角度越大射流卷吸特性越好。Eakarach等[27]對(duì)液體高度（H）與罐體直徑（D）的比值以及對(duì)射流角度進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)液體高度與罐體直徑對(duì)混合時(shí)間影響較小。Meng 等[28]對(duì)新型循環(huán)射流混合槽（CJT）內(nèi)降液管結(jié)構(gòu)進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)對(duì)稱的矩形降液管能更好地減小射流中心線速度衰減趨勢(shì)。Yu 等[29]通過(guò)數(shù)值模擬的方法對(duì)噴嘴間距、射流角度及擋板尺寸進(jìn)行優(yōu)化，并確定最合適的擋板尺寸及射流角度。禹言芳等[30-32]對(duì)CJT的湍流特性、瞬態(tài)壓力脈動(dòng)及噴嘴形狀進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)CJT內(nèi)噴嘴射流速度滿足自相似性且能更好地實(shí)現(xiàn)混和。在上述射流研究中，側(cè)重于研究單相流體，而在化工混合過(guò)程中，多為兩種或多種物料的混合來(lái)實(shí)現(xiàn)工業(yè)目的。由于缺乏對(duì)其內(nèi)多相體系流動(dòng)和混合行為的研究，制約了循環(huán)射流混合反應(yīng)器的優(yōu)化設(shè)計(jì)與工業(yè)化應(yīng)用。

本文選取水及二甲基硅油（C6H18OSi2）分別作為水相和離散相，在Re=3173～12692 和相含率αd=1.80%～6.00%條件下對(duì)循環(huán)射流混合槽內(nèi)液液兩相流動(dòng)混合特性進(jìn)行研究，分析量綱為1射流中心線速度、離析強(qiáng)度、拉伸率等參數(shù)的變化規(guī)律，以期為工業(yè)化推廣提供理論依據(jù)。

1 數(shù)值模擬

1.1 物理模型

循環(huán)射流混合槽幾何模型如圖1所示，內(nèi)部對(duì)稱布置4塊L形導(dǎo)流板，提升管、射流孔及降液管共同組成射流混合槽的流體循環(huán)部分。本文CJT計(jì)算模型直徑為0.4m，槽體高度為0.4m，混合槽其余部分的結(jié)構(gòu)參數(shù)見(jiàn)文獻(xiàn)[28]。流體流動(dòng)和混合是影響化學(xué)反應(yīng)的重要因素，離析指數(shù)是表征流體混合程度的常用參數(shù)。為了避免射流孔等湍流強(qiáng)烈區(qū)域?qū)暧^混合時(shí)間計(jì)算的影響，在混合槽液面以下區(qū)域采用圖1 所示的1 個(gè)直徑尺度的圓柱與4 個(gè)對(duì)稱球兩種方式Patch二甲基硅油。

圖1 CJT的幾何模型及Patch位置

計(jì)算工質(zhì)溫度為20℃，以水為連續(xù)相：密度為998kg/m3，黏度為1.003×10-3Pa·s；二甲基硅油為分散相：密度為1000kg/m3，黏度為0.02Pa·s。分散相的兩種Patch 方式、區(qū)域大小和注入位置詳見(jiàn)表1。

表1 Patch參數(shù)

1.2 數(shù)值模型與方法

第k相的連續(xù)性方程和動(dòng)量方程如式(1)～式(3)[33]。

連續(xù)性方程

動(dòng)量方程

式中，αk為相體積分?jǐn)?shù)；ρk為相密度；Uk為相矢量速度；g為重力加速度矢量；Fk為相界面合力；P為壓力；μeff,k為有效黏度。連續(xù)相的有效黏度中包含連續(xù)相分子黏度μc和湍流黏度μt兩種，即μeff,k=μc+μt。

利用CFD ANSYS Fluent V16.1軟件進(jìn)行三維非定常不可壓縮的N-S計(jì)算；根據(jù)多相流模型的適用條 件，選 取Eulerian-Eulerian 模 型[34-36]。Yu 等[29]在模擬中采用SSTk-ω模型對(duì)循環(huán)射流槽進(jìn)行研究且通過(guò)與其他模型相比，發(fā)現(xiàn)SSTk-ω模型能更好地反映流場(chǎng)中的流動(dòng)信息；Hosseini等[37]發(fā)現(xiàn)SSTk-ω模型更適合于強(qiáng)剪切流的復(fù)雜結(jié)構(gòu)三維流動(dòng)；Meng 等[28]采用LES、Standardk-ε、RNGk-ε和SSTk-ω模型對(duì)循環(huán)射流混合槽內(nèi)流動(dòng)及混合特性進(jìn)行研究，SSTk-ω模型與實(shí)驗(yàn)結(jié)果[14]有著很好的一致性。

本 文 選 用SSTk-ω模 型，k和ω方 程 如式(4)～式(6)[33]。

式中，F(xiàn)1為閉合系數(shù)；其余參數(shù)見(jiàn)文獻(xiàn)[37]。

1.3 邊界條件

為實(shí)現(xiàn)CJT內(nèi)流體循環(huán)流動(dòng)，在提升管下方加入動(dòng)量源，混合槽壁面采用無(wú)滑移邊界條件。采取Phase Coupled SIMPLE 對(duì)壓力速度耦合進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，動(dòng)量方程、湍動(dòng)能方程、耗散率方程均采用二階迎風(fēng)格式，梯度方程采用Least Squares Cell Based，在步長(zhǎng)為0.005s 的計(jì)算條件下，殘差收斂精度小于10-4。

本文在Q=1～4m3/h 下對(duì)不同Re進(jìn)行計(jì)算，Re如式(7)所示，其中ρc、Q、μc、dj和N0分別為連續(xù)相密度、體積流量、連續(xù)相黏度、射流孔直徑以及射流孔數(shù)目[28]。

1.4 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性

網(wǎng)格的疏密程度對(duì)數(shù)值計(jì)算的準(zhǔn)確性和精確性有直接的影響，為提高計(jì)算精度，數(shù)值計(jì)算選用混合網(wǎng)格，4根射流管區(qū)域?yàn)榻Y(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，導(dǎo)流板及其內(nèi)部采用多面體網(wǎng)格。計(jì)算域網(wǎng)格如圖2 所示，圖2(a)為z/H=0.7時(shí)橫截面網(wǎng)格分布，圖2(b)為射流中心線截面網(wǎng)格圖。采用160×104、247×104、326×104、401×104以及460×104五種不同數(shù)量的網(wǎng)格來(lái)進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，對(duì)應(yīng)的網(wǎng)格偏斜率QEAS分別為0.6908、0.6908、0.6836、0.6836 和0.7930。圖3為t=28s 時(shí)不同網(wǎng)格數(shù)量下的量綱為1 射流中心線速度的比較，從圖中可以得出，與460×104網(wǎng)格下的量綱為1射流中心線速度相比，網(wǎng)格數(shù)量為160×104、247×104、326×104、401×104下的量綱為1射流中心線速度的最大偏差分別為26%、27%、4.2%以及4.8%，由此可以看出網(wǎng)格數(shù)量為326×104以及401×104時(shí)與最大網(wǎng)格數(shù)量為460×104時(shí)計(jì)算結(jié)果具有較好一致性。因此，考慮到計(jì)算時(shí)間、網(wǎng)格偏斜率及計(jì)算精度3個(gè)關(guān)鍵因素，本文選取網(wǎng)格數(shù)量為326×104進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。

圖2 循環(huán)射流混合槽不同位置處網(wǎng)格

圖3 不同網(wǎng)格數(shù)量下的量綱為1射流中心線速度

2 結(jié)果與討論

2.1 射流混合時(shí)間

宏觀混合有兩個(gè)量化標(biāo)準(zhǔn)，即混合程度達(dá)到99%和95%。測(cè)量的混合時(shí)間是從示蹤劑加入到達(dá)到95%混合時(shí)所用時(shí)間[38-41]。Al-Atabi[42]與Haddadi等[43]采用變異系數(shù)CoV[見(jiàn)式(8)]來(lái)對(duì)其混合程度進(jìn)行衡量。

式中，ci為任意一點(diǎn)任意時(shí)間的瞬時(shí)濃度；是粒子平均濃度。本文選取混合程度達(dá)到95%時(shí)，即CoV=0.05時(shí)所耗費(fèi)時(shí)間為混合時(shí)間。圖4為CoV隨混合時(shí)間變化規(guī)律，可以發(fā)現(xiàn)CoV隨混合時(shí)間的增大而減?。辉趫D4(a)中混合時(shí)間隨相含率的增加而增大，在αd=1.80%、2.86%和6.00%條件下混合時(shí)間達(dá)到95%時(shí)，所耗時(shí)間分別為t=12.5s、13.0s和14.5s；圖4(b)中混合時(shí)間隨Re的增大而減小，在Re=3173、6346、9519 和12692 條件下混合時(shí)間達(dá)到95%時(shí)，所耗時(shí)間分別為t=21.5s、13.0s、9.0s和6.5s。因此本文選取t=28s 時(shí)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行數(shù)據(jù)分析。

圖4 變異系數(shù)隨混合時(shí)間變化

2.2 射流中心線速度

射流中心線速度衰減越快，代表在射流階段損耗能量越多，射流混合在卷吸環(huán)境下受阻越大。圖5 為量綱為1 射流中心線速度（Um/Uo）變化規(guī)律。從圖5(a)中可以看出，在l/s=0～0.08 時(shí)，不同相含率下的射流衰減速度下降迅速，并保持著良好的一致性。分散相相含率越高，所受的黏性力及阻力越大，因此在l/s=0.1～0.4時(shí)射流中心線速度衰減趨 勢(shì) 緩 慢，與αd=6.00% 相 比，αd=1.80% 與αd=2.86%量綱為1 射流中心線速度衰減趨勢(shì)分別減弱51%和21%。在l/s=0.4以后為射流后期階段，多股射流之間的摻混與卷吸效果的影響使其衰減速度較慢。

圖5(b)為同一相含率不同雷諾數(shù)下的Um/U0變化規(guī)律，可以看出射流中心線速度衰減趨勢(shì)相同，在l/s=0.0～0.3 階段時(shí)，量綱為1 射流中心線速度急速衰減。與Re=3173相比，Re=6346、9519和12692時(shí)量綱為1 射流中心線速度衰減趨勢(shì)減弱2.60%、2.87%以及12.69%。但隨著l/s的增大，四種不同雷諾數(shù)下的量綱為1射流中心線速度受多股射流之間摻混的影響，呈現(xiàn)出一種緩慢衰減的趨勢(shì)。

圖5 量綱為1射流中心線速度變化規(guī)律

圖5(c)為不同噴嘴下的Um/U0變化規(guī)律。Um/U0隨l/s增大呈下降趨勢(shì)；jet1在l/s＞0.1時(shí)流動(dòng)方向受升力和卷吸效應(yīng)的影響發(fā)生改變，使Um/U0＜0；jet2與jet3 在l/s=0.15～0.45 范圍內(nèi)隨l/s的增大卷吸效應(yīng)增強(qiáng)，Um/U0流動(dòng)方向發(fā)生改變；在較高位置處的jet6～jet9噴嘴受升力和卷吸的耦合效應(yīng)較弱，導(dǎo)致jet6～jet9噴嘴處射流中心線速度衰減趨勢(shì)減緩。

2.3 離析強(qiáng)度

為衡量?jī)上嗷旌衔锏幕旌线^(guò)程，Danckwerts[44-45]和王宇良[46]采用離析強(qiáng)度（Is）分析液體、粉末和氣體的混合效果。Is的計(jì)算如式(9)。

圖6為CJT 內(nèi)不同截面位置處的速度流線圖和等值線圖。從圖6(a)可以看出，受初始高速射流的影響，在射流中心線兩側(cè)形成4組旋轉(zhuǎn)方向相反的徑向二次流渦對(duì)（counter-rotating vortex pair，CVP）；受降液管壁面的影響，在降液管中心形成強(qiáng)制渦，且越靠近中心位置處速度越小。圖6(b)為不同角度下的速度流線圖，在θ＜60°時(shí)受CJT 上下兩壁面及攔液板導(dǎo)流的作用，在主流區(qū)域形成兩對(duì)方向相反的周向強(qiáng)制渦對(duì)，但隨θ增大周截面內(nèi)的渦緩慢消失；在θ＞60°時(shí)射流區(qū)域流線與主體區(qū)域流線趨于一致，形成軸向流型。圖7為射流孔處速度等值線圖，受升力和卷吸效應(yīng)的影響，在jet1～jet4噴嘴位置處射流中心線往上偏移，在jet1與CJT 底面形成強(qiáng)制渦，射流中心線速度方向相反且中心速度低，這與圖5(c)中規(guī)律一致。

圖6 不同位置處的速度流線及等值線

圖7 射流孔處速度等值線圖

Is=1 表示兩種液體未發(fā)生混合；Is=0 表示達(dá)到完全混合。離析強(qiáng)度的變化規(guī)律見(jiàn)圖8。從圖8(a)中可以看出，離析強(qiáng)度Is隨混合時(shí)間t的增大呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)。t=18s時(shí)Is為0.0044，且隨著t的增大，相較于t=21s 時(shí)的Is最大變化率為0.32%，且在28s后的變化率已經(jīng)變?yōu)?.01%，因此判定其達(dá)到完全混合。

圖8(b)為不同截面的離析強(qiáng)度。從圖中可以看出不同截面位置時(shí)混合十分均勻，且Is隨著z/H基本上沒(méi)有變化，各個(gè)截面的混合效果符合在圖8(a)中提出在28s 時(shí)的混合均勻；在z/H=0.95 時(shí)卷吸及摻混效應(yīng)對(duì)該截面影響小，對(duì)流擴(kuò)散作用較其他截面弱，導(dǎo)致此處分散相濃度高，離析強(qiáng)度大，與z/H=0.9 相比，z/H=0.95 時(shí)離析強(qiáng)度增大4.1×10-5。從圖8(c)中可以看出離析強(qiáng)度Is隨θ的增大呈W 形趨勢(shì)，結(jié)合圖6分析發(fā)現(xiàn)，在射流中心線兩側(cè)形成反向渦對(duì)，流體停留時(shí)間增大，導(dǎo)致其離析強(qiáng)度在θ=10°～40°時(shí)較高。

圖8(d)揭示了r/R對(duì)離析強(qiáng)度的影響，在降液管內(nèi)離析強(qiáng)度較高，降液管外離析強(qiáng)度呈平穩(wěn)趨勢(shì)，且Is在10-5波動(dòng)。根據(jù)流體動(dòng)力學(xué)分析，圖8(d)中降液管中心形成強(qiáng)制渦，使得分散相液滴發(fā)生聚并，導(dǎo)致在r/R=0～0.12 內(nèi)離析強(qiáng)度高；在r/R=0.125～0.75時(shí)渦流擴(kuò)散及對(duì)流擴(kuò)散的作用使其分散相相含率分布均勻，在此區(qū)域內(nèi)離析強(qiáng)度低；在r/R=0.75～0.85時(shí)由于射流中心線兩側(cè)的反向?qū)u使得流體停留時(shí)間增大，離析強(qiáng)度高。

圖8 離析強(qiáng)度變化規(guī)律（Re=6346；z=388.56～400mm）

2.4 加料方式

圖9為不同加料方式下CJT 內(nèi)流體的混合及流動(dòng)的影響。從圖9(a)看出，柱狀與對(duì)稱球狀加料方式下的離析強(qiáng)度隨時(shí)間的增大呈下降趨勢(shì)，柱狀加料方式下的離析強(qiáng)度在t=14.5s 后離析強(qiáng)度最大變化率為4.46%，因此判定t=14.5s 時(shí)已達(dá)到完全混合；對(duì)稱球狀加料方式下的離析強(qiáng)度在t=5s后離析強(qiáng)度最大變化率為5.71%，因此判定t=5s時(shí)對(duì)稱球狀已達(dá)到完全混合。由此可以發(fā)現(xiàn)，與柱狀加料方式相比，對(duì)稱球狀加料方式達(dá)到穩(wěn)定時(shí)的混合時(shí)間減少65.5%。

圖9(b)為不同加料方式下的量綱為1 射流中心線速度。從圖中可以看出，兩種加料方式下的速度衰減趨勢(shì)一致，由于受到流動(dòng)阻力及相間作用力的影響，導(dǎo)致在l/s=0～0.3時(shí)射流初始階段速度衰減趨勢(shì)較大，而在l/s=0.3以后因?yàn)槭艿綋交炫c卷吸效應(yīng)的影響呈現(xiàn)出緩慢下降的趨勢(shì)。與柱狀加料方式相比，在l/s=0～0.38 范圍內(nèi)對(duì)稱球狀加料方式下的射流中心線速度衰減趨勢(shì)減弱14.2%。

圖9 不同加料方式對(duì)混合與流動(dòng)的影響（Re=6346；z/H=0.5；αd=2.86%）

2.5 拉伸率

Ottino[47]采用物質(zhì)元素的條紋拉伸和折疊對(duì)混合器進(jìn)行混沌分析。拉伸率決定微混合過(guò)程的速率，可以通過(guò)增加材料間的區(qū)域和減少所需的擴(kuò)散距離來(lái)實(shí)現(xiàn)組分的相互擴(kuò)散。Meng 等[48]對(duì)不同插件的靜態(tài)混合器進(jìn)行研究，通過(guò)將一個(gè)物質(zhì)點(diǎn)放置在一個(gè)任意的初始位置，當(dāng)它通過(guò)靜態(tài)混合器管道時(shí)，通過(guò)跟蹤附著在該點(diǎn)上的向量來(lái)計(jì)算拉伸率，并且物質(zhì)點(diǎn)經(jīng)歷高（低）拉伸的位置對(duì)應(yīng)于良好（較差）混合的區(qū)域。采用相同方法，通過(guò)追蹤無(wú)質(zhì)量粒子的軌跡計(jì)算拉伸率來(lái)研究CJT內(nèi)微觀混合特性。

圖10 為從jet5 噴射出的無(wú)質(zhì)量粒子簇的軌跡圖，粒子經(jīng)高速射流后從射流區(qū)到中心混合區(qū)域，沿降液管到動(dòng)量源，隨后經(jīng)過(guò)提升管從其他噴嘴位置處噴射而出形成循環(huán)，粒子軌跡占據(jù)整個(gè)流體域，隨混合時(shí)間的增加，在t=10.11s時(shí)粒子軌跡充滿整個(gè)流體域。

圖10 Re=6346時(shí)速度跡線圖

拉伸率如圖11所示，其中L為跡線的長(zhǎng)度，D為循環(huán)射流混合槽的直徑。從圖11(a)中可以看出，對(duì)稱兩噴嘴的拉伸率變化趨勢(shì)相似，且離jet5噴嘴距離越遠(yuǎn)相似性越高，此外在jet1 與jet9 噴嘴所對(duì)應(yīng)位置處拉伸率較其他噴嘴高；在L/D=0～0.5 附近時(shí)受初始高速射流的影響拉伸率呈增大趨勢(shì)，在L/D=0.5～0.7 附近時(shí)，受兩股射流之間的卷吸、摻混和渦流擴(kuò)散的影響，其拉伸效率呈下降趨勢(shì)；但隨跡線長(zhǎng)度的增加，受二次射流的影響，其拉伸率出現(xiàn)增長(zhǎng)趨勢(shì)。

圖11 不同條件下的拉伸率變化（t=28s；αd=2.86%）

同一射流孔不同Re下的拉伸率如圖11(b)所示，可以看出4種雷諾數(shù)下的拉伸率均呈遞增趨勢(shì)，且拉伸率隨雷諾數(shù)的增大而增大。與Re=3173 相比，Re=6346、9519 和12692 的拉伸率分別提高了289%～320%、418%～454%和607%～667%。因此可以發(fā)現(xiàn)隨Re的增加，拉伸率的變化呈倍數(shù)增加，更加有利于流體的混合，可以提高流體混合的整體速率，縮短混合時(shí)間。

3 結(jié)論

基于Eulerian-Eulerian 多相流模型與SSTk-?湍流模型，對(duì)循環(huán)射流混合槽內(nèi)液液兩相量綱為1射流中心線速度、離析強(qiáng)度和拉伸率等參數(shù)的流動(dòng)及混合特性進(jìn)行研究，得出如下結(jié)論。

（1）不同相含率和Re下的射流中心線速度衰減趨勢(shì)一致，在l/s＜0.4 時(shí)αd=1.80%和αd=2.86%時(shí)量綱為1射流中心線速度衰減趨勢(shì)與αd=6.00%相比減弱21%和51%；在l/s＜0.24 時(shí)Re=6346、9519 和12692 時(shí)量綱為1 射流中心線速度衰減趨勢(shì)與Re=3173 相比減弱2.6%、2.87%和12.69%；受升力及卷吸效應(yīng)的影響，在jet1～jet4噴嘴位置處的射流中心線往上偏移，在jet1與CJT 的底部形成強(qiáng)制渦加速混合。

（2）離析強(qiáng)度隨混合時(shí)間增大而減小，在高速射流的影響下，射流中心線兩側(cè)形成強(qiáng)制渦，導(dǎo)致不同周向角下的離析強(qiáng)度受強(qiáng)制渦、卷吸及摻混作用的影響呈W 形趨勢(shì)；降液管內(nèi)部由于液滴聚并的影響，導(dǎo)致不同r/R的離析強(qiáng)度與其他區(qū)域相比較大。

（3）柱狀加料方式與對(duì)稱球狀加料方式下離析強(qiáng)度隨混合時(shí)間的增大呈下降趨勢(shì)，且對(duì)稱球狀加料方式下的混合時(shí)間比柱狀加料方式下的混合時(shí)間減少65.5%；在l/s＜0.38 范圍內(nèi)對(duì)稱球狀加料方式下的量綱為1射流中心線速度衰減趨勢(shì)與柱狀加料方式相比減弱14.2%。

（4）在同一雷諾數(shù)不同射流孔條件下，關(guān)于中心對(duì)稱的兩射流孔拉伸率趨勢(shì)相似，jet1 與jet9 處拉伸率與其他射流孔相比較高。在同一射流孔不同雷諾數(shù)的條件下拉伸率隨Re的增加而增大，在Re=6346、9519 和12692 時(shí)拉伸率與Re=3173 時(shí)相比分別提高了289%～320%、418%～454%和607%～667%。

符號(hào)說(shuō)明

c—— 濃度

CoV—— 變異系數(shù)

D—— 循環(huán)射流混合槽直徑，mm

dj—— 射流孔直徑，mm

dp—— Patch球體直徑，mm

H—— 循環(huán)射流混合槽槽體高度，mm

h—— Patch分散相高度，mm

L—— 跡線長(zhǎng)度，mm

l—— 射流中心線長(zhǎng)度，mm

Q—— 體積流量，m3/h

R—— 循環(huán)射流混合槽半徑，mm

Re—— 雷諾數(shù)

Um，Uo—— 任意位置處射流中心線速度，射流中心線初始速度，m/s

μ—— 動(dòng)力黏度，Pa·s

ρ—— 密度，kg/m3

σ—— 濃度方差

?n—— 拉伸率

下角標(biāo)

c—— 連續(xù)相

d—— 分散相