浸沒式撞擊流反應(yīng)器流場渦特性的數(shù)值研究

張建偉，高偉峰，董鑫，馮穎

（沈陽化工大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，遼寧 沈陽 110142）

引 言

撞擊流技術(shù)因其兩股流體高速對置撞擊，形成劇烈湍動(dòng)的撞擊區(qū)，為強(qiáng)化傳質(zhì)傳熱提供了良好條件[1]，廣泛地應(yīng)用在石油化工[2]、煤化工[3]等過程工業(yè)。撞擊流反應(yīng)器內(nèi)流體劇烈湍動(dòng)，流場內(nèi)存在大量的渦。渦作為一種典型的湍流結(jié)構(gòu)[4-8]，眾多學(xué)者已對撞擊流反應(yīng)器的渦特性進(jìn)行研究。渦通過有旋運(yùn)動(dòng)卷吸周圍流體，使其與渦核內(nèi)部流體接觸，以此達(dá)到混合目的。此外渦的演變有效抑制了流場內(nèi)“死區(qū)”的形成，改善了流體的混合效率。Schwertfirm 等[9]研究受限撞擊流反應(yīng)器發(fā)現(xiàn)，渦是影響管內(nèi)流動(dòng)的主要因素。杜柯江等[10]對小型受限撞擊流反應(yīng)器研究發(fā)現(xiàn)，在撞擊面上周期性地生成旋渦，撞擊區(qū)域的偏斜振蕩對渦存在影響。Gao 等[11]采用PIV 測試系統(tǒng)，研究了受限撞擊流反應(yīng)器內(nèi)撞擊駐點(diǎn)穩(wěn)定性，發(fā)現(xiàn)Re和射流速度比與撞擊駐點(diǎn)的穩(wěn)定性有關(guān)。撞擊駐點(diǎn)的穩(wěn)定性直接影響反應(yīng)器內(nèi)的渦脫落與運(yùn)動(dòng)形式。張經(jīng)緯[12]認(rèn)為撞擊面兩側(cè)的渦生成和脫落是由撞擊駐點(diǎn)振蕩引起的。B?hm等[13]運(yùn)用PIV 技術(shù)發(fā)現(xiàn)了對置射流燃燒器剪切層渦的脫落頻率為1～2 kHz。Sultan 等[14]確定了T 型撞擊流反應(yīng)器內(nèi)渦向吞噬流轉(zhuǎn)變的Reynolds數(shù)和幾何參數(shù)。Yi等[15]發(fā)現(xiàn)Y 型撞擊流反應(yīng)器彎曲的噴嘴引起的反向渦有助于提高混合效率。溫謙等[16]通過TRPIV 技術(shù)發(fā)現(xiàn)淹沒射流中有序的相干渦結(jié)構(gòu)在上游逐漸發(fā)展。Judd等[17]通過高分辨率紅外傳感器（IR）發(fā)現(xiàn)在低Re下湍流射流的撞擊區(qū)域的中心發(fā)出卷曲渦。在撞擊流反應(yīng)器內(nèi)由于流體在空間上存在速度梯度，流場因此產(chǎn)生了渦結(jié)構(gòu)，其中大尺度的渦改變了流型。流場內(nèi)流型的變化直接影響著流體的混合效果，通過研究流場渦特性以及渦的運(yùn)動(dòng)機(jī)理，為提高流體混合效率奠定基礎(chǔ)。

目前，研究者對撞擊流反應(yīng)器內(nèi)流場渦特性開展了相關(guān)理論研究。許鑫磊等[18]使用大渦模擬（LES）方法研究在層流條件下T 型撞擊流反應(yīng)器內(nèi)流體流動(dòng)形式，揭示了非穩(wěn)態(tài)吞噬流機(jī)理。Wu等[19]引用有限時(shí)間Lyapunov 指數(shù)（FTLE）場識別了湍流中的渦結(jié)構(gòu)。Li 等[20]通過LES 和k-ε模型瞬態(tài)模擬對并行式湍流撞擊流進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)匯合點(diǎn)附近的渦旋相互作用引起重建的流場。Hrisheekesh等[21]采用格子Boltzmann方法確定了渦脫落的基本特征，得到對稱渦脫落強(qiáng)度隨Re的增加而增大的結(jié)論。郭棟等[22]采用Realizablek-ε模型研究氣液式撞擊流反應(yīng)器粒子停留時(shí)間，并得出粒子停留時(shí)間的最佳工況。Zhang 等[23]通過LES 發(fā)現(xiàn)在波狀圓柱的尾流區(qū)存在多尺度和肋狀渦現(xiàn)象，并用渦通量揭示圓柱的邊界渦旋的產(chǎn)生機(jī)理。Zhao等[24]通過LES 研究了在有渦發(fā)生器的擾動(dòng)下傾斜射流中的渦演過程。目前，前人多數(shù)改變撞擊流反應(yīng)器的幾何參數(shù)和工藝條件來研究流場內(nèi)部旋渦形成的規(guī)律。但是，關(guān)于渦的形成規(guī)律、演化形式和作用機(jī)理的研究較少，影響撞擊流反應(yīng)器渦量場和渦特性的因素也有待深入研究。

本文采用LES方法對浸沒式撞擊流反應(yīng)器渦特性進(jìn)行數(shù)值模擬研究。討論不同進(jìn)口速度(v0)、噴嘴間距(L/D)對流場渦量及渦能量的影響，結(jié)合Q判據(jù)分析渦的演化過程。根據(jù)流線圖分析渦系的作用范圍，判定流體的流動(dòng)形式。然后考察不同工況下流場內(nèi)的平均渦量和渦能量分布規(guī)律，得到流場的最優(yōu)工況。本文的研究成果可為撞擊流反應(yīng)器的渦的特性提供理論依據(jù)，豐富撞擊流反應(yīng)器流場的內(nèi)涵，為研究渦與混合關(guān)系提供理論基礎(chǔ)和指導(dǎo)思路。

1 計(jì)算模型和數(shù)值方法

1.1 幾何模型

反應(yīng)器模型如圖1 所示，通常撞擊流反應(yīng)器由噴嘴、溢流口、排水口、殼體構(gòu)成。撞擊流反應(yīng)器由厚度為5 mm的有機(jī)玻璃制成。本文研究中，撞擊流反應(yīng)器的殼體內(nèi)直徑D1=130 mm，高度H=500 mm，兩側(cè)噴嘴居中對稱放置，噴嘴直徑為D=10 mm，噴嘴間距為L，溢流口直徑為D2=30 mm，其中心距反應(yīng)器頂部為H2=30 mm，排水口直徑D3=30 mm。

圖1 撞擊流反應(yīng)器幾何模型Fig.1 Geometric model of impinging stream reactor

1.2 控制方程

Huang 等[25]討論了高溫浮力射流的流場演化和渦結(jié)構(gòu)特征，通過大渦模擬方法發(fā)現(xiàn)初始溫度對渦環(huán)的影響。Zhang 等[26]通過大渦模擬研究了圓柱繞流的剪切層不穩(wěn)定性，討論了下游尾流剪切層中Kelvin Helmholtz 不穩(wěn)定性的特征。眾多學(xué)者運(yùn)用大渦模擬方法研究了渦的演化規(guī)律和成因，表明大渦模擬方法能很好地模擬流場渦的特性。本文采用大渦模擬方法研究了撞擊流反應(yīng)器內(nèi)的流場旋渦特性。

質(zhì)量守恒方程：

動(dòng)量方程：

式中，τij為亞格子尺度應(yīng)力，對于亞格子應(yīng)力常采用渦黏性假設(shè)確定，其定義為:

式中，CS[27]為模型常數(shù)，CS=0.21。

1.3 介質(zhì)和邊界條件

對模擬方法進(jìn)行設(shè)置，壓力-速度耦合采用SIMPLE 方法，其特點(diǎn)是較易收斂。壓力采用二階格式，動(dòng)量方程采用有界中心差分格式，時(shí)間步長設(shè)置為0.01 s，Courant 數(shù)設(shè)置為1.0。介質(zhì)為常溫常壓的水，密度為0.998×103kg/m3，黏度為2.98×10-3Pa·s。采用壓力出口邊界條件，并假設(shè)為充分發(fā)展，壓力為101.325 kPa。進(jìn)口速度(v0)分別取0.5，0.8，1.0，1.3，1.77，2.0 m/s；無量綱噴嘴間距（L/D）分別取1, 3, 5。采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)進(jìn)行處理，壁面設(shè)置無滑移邊界條件。因?qū)嶒?yàn)時(shí)撞擊流反應(yīng)器外壁為有機(jī)玻璃，壁面粗糙度系數(shù)（roughness constant）設(shè)置為默認(rèn)值(0.23)。

2 模型的驗(yàn)證

2.1 網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)

利用Mesh 模塊，對模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，噴嘴附近區(qū)域進(jìn)行加密處理，以便更好地捕捉到噴嘴附近的渦結(jié)構(gòu)。按上述方法繪制了305603、498602、716182 和1134135 個(gè)網(wǎng)格，采用相同的計(jì)算方法比較了4 組網(wǎng)格的徑向速度，如圖2 所示?？梢钥闯霎?dāng)網(wǎng)格數(shù)量為716182個(gè)時(shí)，能準(zhǔn)確地反映該位置的徑向速度分布規(guī)律，為了保證計(jì)算的精確性和節(jié)約成本，在網(wǎng)格數(shù)為716182個(gè)條件下模擬計(jì)算。

圖2 網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)Fig.2 Grid independence test

2.2 模擬可靠性檢驗(yàn)

為驗(yàn)證模擬的準(zhǔn)確性，采用TR-PIV 測試系統(tǒng)對撞擊流反應(yīng)器的速度場進(jìn)行測定，實(shí)驗(yàn)裝置如圖3 所示。該TR-PIV 測試系統(tǒng)由丹麥DANTEC 公司生產(chǎn)，主要包括連續(xù)激光器、同步器、CCD 攝像機(jī)及圖像處理系統(tǒng)四部分。雙腔Nd:YAG 連續(xù)激光器（RayPower2000）發(fā)射輸出功率為4 W、波長為532 nm 的片狀激光束。CCD 攝像機(jī)是FlowsenseEo 攝像機(jī)。采集頻率為15 Hz，連續(xù)采集300幅瞬態(tài)速度場圖像。密度為1.05～1.15 g/cm3和直徑為10～15 μm的空心玻璃球（HGS）用作示蹤顆粒，由于示蹤粒子的尺寸和密度較小，對流場的擾動(dòng)可忽略不計(jì)。拍攝時(shí)攝像機(jī)采用雙幀模式。

圖3 撞擊流反應(yīng)器實(shí)驗(yàn)示意圖Fig.3 Schematic diagram of impinging stream reactor experiment

在測量反應(yīng)器內(nèi)速度場時(shí)，先將示蹤粒子與實(shí)驗(yàn)流體混合，配制成示蹤粒子液體。示蹤粒子液體由蠕動(dòng)泵和經(jīng)過離心泵的實(shí)驗(yàn)流體一同通入反應(yīng)器。待流場穩(wěn)定后（粒子充分布滿整個(gè)反應(yīng)器），進(jìn)行標(biāo)定實(shí)驗(yàn)，保證測試區(qū)域的流場質(zhì)點(diǎn)均可以被捕捉并確保了速度測試的準(zhǔn)確性。

對撞擊流反應(yīng)器進(jìn)行TR-PIV 實(shí)驗(yàn)測量，實(shí)驗(yàn)進(jìn)口速度控制在1.77 m/s，得出撞擊流反應(yīng)器的徑向速度圖，如圖4 所示。圖中數(shù)值計(jì)算出的徑向速度與實(shí)驗(yàn)測得徑向速度較好吻合，說明采用LES 模型能夠準(zhǔn)確計(jì)算出撞擊流反應(yīng)器內(nèi)的速度場，通過模擬計(jì)算出的數(shù)據(jù)真實(shí)可靠。

圖4 實(shí)驗(yàn)與模擬徑向速度對比Fig.4 Comparison of experimental and simulated radial velocity

3 結(jié)果與討論

3.1 撞擊流反應(yīng)器流場速度分析

為討論撞擊流反應(yīng)器內(nèi)流體的運(yùn)動(dòng)形式，圖5給出不同軸向位置（-5≤Y/D≤5）流場的速度流線圖。撞擊流反應(yīng)器內(nèi)流線的變化關(guān)于反應(yīng)器的圓心呈中心對稱。其原因?yàn)榱黧w從噴嘴流出后發(fā)生撞擊形成撞擊面，撞擊面再次與反應(yīng)器壁碰撞形成徑向回流，在徑向回流的作用下，反應(yīng)器內(nèi)形成了以反應(yīng)器中心為對稱中心的渦。此外，在XOZ面內(nèi)反應(yīng)器渦系共分為4 部分，這表明在該平面軸向射流與徑向射流對流場內(nèi)的流體具有分割作用，使得渦在各自渦系內(nèi)演變，渦系之間演變不相互影響。在Y/D=±1 位置，流場內(nèi)的“點(diǎn)源”“點(diǎn)匯”最多，這體現(xiàn)出流體發(fā)生撞擊之后，經(jīng)過一定時(shí)間的運(yùn)動(dòng)與能量轉(zhuǎn)換，渦系發(fā)生改變，湍動(dòng)程度變強(qiáng)。隨著截取面遠(yuǎn)離噴嘴，渦的變化趨勢呈小渦向大渦轉(zhuǎn)化。根據(jù)流線圖可知，隨著流體與噴嘴遠(yuǎn)離，渦的影響區(qū)域逐漸變大。Y/D=±5處的渦旋影響范圍最大，渦旋結(jié)構(gòu)為近似對稱的Dean 渦。渦影響區(qū)變大，有利于混合。

圖5 不同軸向位置流線圖Fig.5 Streamline of different axial positions

3.2 撞擊流反應(yīng)器內(nèi)流場渦量分析

在撞擊流反應(yīng)器內(nèi)，由于兩噴嘴射出的流體高速撞擊，形成了劇烈湍動(dòng)區(qū)，流體發(fā)生剪切、扭曲等有旋運(yùn)動(dòng)。渦量[28]是衡量流體有旋運(yùn)動(dòng)程度的物理量，其計(jì)算公式如下：

式中，ω為渦量；?為哈密頓算子；v為流體速度。渦量大的位置表示流體有旋運(yùn)動(dòng)程度高，湍動(dòng)劇烈。

為探究撞擊流渦量場，將流場內(nèi)的渦量歸一化處理成流場平面平均渦量(ωˉ)。分析了撞擊流反應(yīng)器不同噴嘴間距(L/D)、不同進(jìn)口速度(v0)對流場平均渦量(ωˉ)的影響，如圖6。隨著入口速度的增加，ωˉ呈先增大后減小的趨勢。v0＞1.77 m/s 后，流場內(nèi)的進(jìn)口動(dòng)量過高，不利于流體平動(dòng)動(dòng)能向轉(zhuǎn)動(dòng)動(dòng)能轉(zhuǎn)化，有旋運(yùn)動(dòng)程度降低，渦量因此減小。L/D=1，兩噴嘴間距過小，流體撞擊后得不到充分發(fā)展，渦量降低。噴嘴間距增大到L/D=5，此時(shí)噴嘴間距過大，導(dǎo)致流體在流場內(nèi)耗散作用增強(qiáng)，能量耗散過多，導(dǎo)致發(fā)生撞擊時(shí)能量不足，有旋運(yùn)動(dòng)程度降低。

圖6 流場平均渦量對比Fig.6 Comparison of mean vorticity in flow field

為探究撞擊流反應(yīng)器流場內(nèi)的渦量分布規(guī)律，圖7 給出L/D=3、不同進(jìn)口速度下，流場的徑向渦量分布規(guī)律。在反應(yīng)器的徑向位置，其渦量分布呈“M”形。在撞擊駐點(diǎn)流體的速度最小，有旋運(yùn)動(dòng)程度低，這說明流體在撞擊中軸線位置發(fā)生能量轉(zhuǎn)換，因此渦量較低。隨著流體徑向運(yùn)動(dòng)，渦量逐漸增大，表明從噴嘴射出的兩股流體合流后動(dòng)量增大，并在噴嘴出口附近達(dá)到峰值后，由于耗散作用渦量逐漸減小。增大進(jìn)口速度后，導(dǎo)致進(jìn)口動(dòng)能增大，流場內(nèi)的流體湍動(dòng)程度增加，流體發(fā)生撞擊后在徑向位置的渦量逐漸增大。

圖7 徑向渦量分布Fig.7 Radial vorticity magnitude distribution

為討論噴嘴間距對流場渦量分布規(guī)律的影響，圖8 給出v0=1.77 m/s，不同L/D下流場Y/D=1 位置渦量分布規(guī)律。根據(jù)圖8分析可知，L/D=3時(shí)軸向渦量分布最為理想，并在撞擊區(qū)域位置存在峰值。同時(shí)流體在反應(yīng)器邊緣的作用下，發(fā)生強(qiáng)烈的扭轉(zhuǎn)因此渦量得以升高。當(dāng)L/D=1 時(shí)，流體發(fā)生撞擊后將大部分動(dòng)能轉(zhuǎn)化為靜壓能，速度梯度隨之減小，因此渦量較低。噴嘴間距過大（L/D=5），流體在進(jìn)入反應(yīng)器后發(fā)生能量耗散，導(dǎo)致流體撞擊過程動(dòng)量不完全轉(zhuǎn)化，速度降低進(jìn)而速度梯度減小，因此渦量較低。

圖8 Y/D=1渦量分布Fig.8 Vorticity magnitude distribution at Y/D=1

為直觀描述流場內(nèi)渦量作用區(qū)域，探究v0=1.77 m/s，L/D=3 工況下，撞擊流反應(yīng)器的渦量三維等值面，如圖9 所示。由圖9 可知，流體經(jīng)過撞擊后遠(yuǎn)離撞擊駐點(diǎn)，渦量逐漸減小，駐點(diǎn)周圍流體由軸向流動(dòng)變?yōu)閺较蛄鲃?dòng)。隨著渦量等值面選取值降低，發(fā)現(xiàn)在徑向回流區(qū)域的流體存在有旋運(yùn)動(dòng)。這表明，徑向回流也是一種有旋運(yùn)動(dòng)的流體，但渦量值較小。根據(jù)圖9(a)～(c)分析ω＞100 s-1等值面接近于圓形，這表明，流體撞擊之后以有旋運(yùn)動(dòng)的形式向四周擴(kuò)散。當(dāng)ω=75 s-1等值面邊緣出現(xiàn)了波動(dòng)和彎曲，此時(shí)流體的有旋運(yùn)動(dòng)減弱，容易受撞擊駐點(diǎn)振蕩和撞擊面偏轉(zhuǎn)的影響。

圖9 撞擊流反應(yīng)器渦量等值面Fig.9 Vorticity magnitude of iso-surface of impinging stream reactor

為探究撞擊流反應(yīng)器的最優(yōu)工況下，渦量在不同位置的分布規(guī)律，分析了XOY面渦量分布曲線，如圖10 所示，由于撞擊流反應(yīng)器結(jié)構(gòu)關(guān)于噴嘴對稱，研究Y軸正方向（0～200 mm）。在撞擊面兩側(cè)渦量存在峰值，且在Y=10 mm位置渦量最大，沿Y軸向上渦量峰值逐漸減小，渦體攜帶的能量隨著Y坐標(biāo)值的增加而持續(xù)衰落，說明流體遠(yuǎn)離駐點(diǎn)有旋運(yùn)動(dòng)程度持續(xù)減弱。

圖10 不同位置渦量分布曲線Fig.10 Vorticity magnitude distribution curve at different positions

3.3 流場內(nèi)渦能量分析

在撞擊流反應(yīng)器內(nèi)由于流體流動(dòng)形式復(fù)雜，為準(zhǔn)確描述渦存在位置，采用Hunt 等[29]提出的Q判據(jù)來確定流場內(nèi)渦的位置。同時(shí)，高助威等[30]從能量的角度理解Q可以表示單位時(shí)間、單位空間時(shí)均流渦具有的能量。其公式為：

式中，‖· ‖為張量的二范數(shù)；Ω為反對稱渦張量；S為對稱應(yīng)變率張量。區(qū)域內(nèi)流體的反對稱渦張量大于對稱應(yīng)變率張量，即Q＞0，表明該位置存在渦；反之不存在。此外，Q值越高證明該區(qū)域的流體攜帶的能量越大，有利于混合。

為探究不同進(jìn)口速度(v0)和噴嘴間距(L/D)對流場渦能量的影響，討論不同工況條件下流場的平均渦能量()，如圖11 所示。根據(jù)流場平均渦能量()分析，撞擊流反應(yīng)器最優(yōu)工況條件為v0=1.77 m/s、L/D=3，流場內(nèi)有足夠的進(jìn)口動(dòng)量和撞擊空間，流體經(jīng)過撞擊后，渦得到了充分的發(fā)展。噴嘴間距過小，流體的動(dòng)能撞擊后多轉(zhuǎn)化為撞擊駐點(diǎn)的靜壓能，致使渦能量不高。過大的噴嘴間距使流體在撞擊之前動(dòng)能有較大的耗散導(dǎo)致渦能量較低。

圖11 不同工況下流場平均渦能量Fig.11 -Q of flow field under different working conditions

3.4 撞擊流反應(yīng)器流場渦結(jié)構(gòu)

為明確流場內(nèi)的渦核區(qū)的存在范圍與形狀，討論了v0=1.77 m/s，L/D=3 工況下，流場不同Q值的等值線渦核分布，結(jié)果如圖12所示?？梢钥闯鲎矒袅鞣磻?yīng)器內(nèi)渦主要分布在撞擊區(qū)域和出口區(qū)域。結(jié)合圖12(a)分析，此時(shí)Q取值較?。?.01 s-2），因此其分布范圍也更廣，主要存在于反應(yīng)器的撞擊區(qū)域和反應(yīng)器上半部分，這是由于上部存在出口，流場內(nèi)的流體可以得到充分的發(fā)展，極大地促進(jìn)渦的形成。同時(shí)，在反應(yīng)器的出口位置存在渦環(huán)，表明流體從反應(yīng)器的出口流出時(shí)，部分流體的流向與出口位置的流體速度垂直，進(jìn)而在出口處形成渦環(huán)。隨著Q值的增加渦核的分布范圍逐漸變小，如圖12(b)所示，Q=0.04 s-2時(shí)整個(gè)撞擊區(qū)域的渦核結(jié)構(gòu)凸顯，撞擊區(qū)域的渦包括馬蹄渦與肋狀渦。馬蹄渦主要存在于撞擊駐點(diǎn)較遠(yuǎn)的撞擊面邊緣，而靠近撞擊區(qū)的中心渦多以肋狀渦為主，這表明流場內(nèi)馬蹄渦的存在區(qū)域內(nèi)流場的湍動(dòng)程度相對于肋狀渦較低。由于撞擊流反應(yīng)器撞擊區(qū)域的渦多以肋狀渦的形式存在，其湍動(dòng)程度高、演變時(shí)間短，有利于物料的傳遞；此外，馬蹄渦存在于反應(yīng)器壁附近，由于馬蹄渦的尺度較大，可將沉積的物料卷吸湍動(dòng)區(qū)域，強(qiáng)化傳質(zhì)傳熱。

圖12 撞擊區(qū)域的渦核分布Fig.12 Vortex core distribution in impact region

3.5 撞擊流反應(yīng)器流場渦演化過程

研究了進(jìn)口速度v0=1.0 m/s下，流場XOZ面的Q值分布規(guī)律。根據(jù)渦在反應(yīng)器內(nèi)的位置和運(yùn)動(dòng)規(guī)律，將其演化過程總結(jié)為5 個(gè)階段，分別為：撞擊階段、徑向運(yùn)動(dòng)階段、徑向分離階段、周向運(yùn)動(dòng)階段、周向破裂階段，其變化過程如圖13所示。

如圖13(a)、(b)所示，發(fā)生撞擊時(shí)，流體首先呈渦的形式發(fā)生撞擊，并且渦核呈圓狀。進(jìn)口速度為1.0 m/s，噴嘴間距為30 mm，在0.03 s 后兩股流體發(fā)生撞擊，如圖13(b)所示。兩股流體撞擊后，撞擊面壓力變大，渦體受壓力作用發(fā)生變化，形狀由圓形變成橢圓形，如圖13(c)所示，此時(shí)渦核完成撞擊。

圖13 XOZ面渦演化過程示意圖Fig.13 Schematic diagram of the vortex evolution of XOZ surface process

圖13(c)～(k)所示為徑向運(yùn)動(dòng)階段，在撞擊面剪切力的作用下使渦發(fā)生分離，分離結(jié)束如圖13(d)所示。分離之后渦對繼續(xù)沿撞擊面位置向反應(yīng)器邊緣運(yùn)動(dòng)，如圖13(e)所示，但隨著渦體在徑向運(yùn)動(dòng)，其渦體之間發(fā)生演化，該現(xiàn)象稱為徑向融合。

如圖13(e)～(g)所示，同向運(yùn)動(dòng)的一對渦發(fā)生變化，不再以同等能量進(jìn)行運(yùn)動(dòng)，而是一個(gè)渦逐漸變強(qiáng)，另一個(gè)逐漸變?nèi)?，這表明流體發(fā)生撞擊之后，撞擊駐點(diǎn)偏移已經(jīng)存在因此會(huì)存在該現(xiàn)象。當(dāng)出現(xiàn)徑向融合時(shí)，如圖13(e)所示，撞擊中心的渦能量逐漸降低，說明撞擊駐點(diǎn)振蕩會(huì)導(dǎo)致其附近的渦對能量降低，徑向融合結(jié)束后，如圖13(g)所示，駐點(diǎn)附近渦能量降到最低，此時(shí)徑向運(yùn)動(dòng)的渦能量最高。隨后在撞擊面邊緣擺動(dòng)的作用下融合的渦體發(fā)生分離，繼續(xù)向壁面運(yùn)動(dòng)。

當(dāng)渦結(jié)束徑向運(yùn)動(dòng)之后開始進(jìn)行徑向分離階段[圖13(l)、(m)]，兩對渦到達(dá)反應(yīng)器邊緣，此刻渦對并未立即分裂，而是能量有所增大，增加至如圖13(l)所示，才發(fā)生分裂過程，這表明渦不是在撞擊壁面后立即發(fā)生演變，而是當(dāng)渦體的能量增加到一定數(shù)值后才發(fā)生分裂，該數(shù)值稱為渦脫落強(qiáng)度的無量綱環(huán)流強(qiáng)度[21]（Γω,max），如圖13(m) 所示，渦分離基本結(jié)束。

渦結(jié)束徑向分離之后開始進(jìn)行周向運(yùn)動(dòng)，該階段的典型特征是渦對在徑向回流的作用下，向噴嘴與反應(yīng)器夾角間運(yùn)動(dòng),能量進(jìn)一步提升，如圖13(m)、(n)所示，此時(shí)渦的運(yùn)動(dòng)達(dá)到極限。

周向破裂階段，渦體受反應(yīng)器的空間限制發(fā)生渦核破裂，如圖13(o)所示。之后由于徑向回流的持續(xù)作用，渦系向撞擊駐點(diǎn)擴(kuò)散。在整個(gè)演化過程中渦的徑向運(yùn)動(dòng)和周向運(yùn)動(dòng)的時(shí)間最長，兩者共占整個(gè)演化過程的34.1%。

在撞擊流反應(yīng)器內(nèi)徑向運(yùn)動(dòng)、徑向分離和周向運(yùn)動(dòng)為渦典型的演化過程，因此圖14～圖16 對上述過程持續(xù)時(shí)間進(jìn)行分析。在徑向運(yùn)動(dòng)和徑向分離過程中，增大進(jìn)口速度可有效縮短渦演化時(shí)間，表明流場進(jìn)口速度增大后，徑向射流所攜帶的能量高，使渦徑向演化時(shí)間縮短。L/D=3 渦的徑向分離時(shí)間最短，縮短徑向分離時(shí)間可使渦劇烈湍動(dòng)，提高混合效率。周向運(yùn)動(dòng)過程中在L/D=3，v0=1.77 m/s的條件下，周向運(yùn)動(dòng)時(shí)間較長，渦在周向運(yùn)動(dòng)過程中，通過渦的卷積和運(yùn)輸作用使沉積在反應(yīng)器邊緣的物料再次到達(dá)湍動(dòng)區(qū)，使物料重新參與到反應(yīng)過程中。因此根據(jù)各階段的演化時(shí)間分析，在L/D=3，v0=1.77 m/s 條件下渦的徑向分離時(shí)間最短，周向運(yùn)動(dòng)時(shí)間較長，可確定其為流體混合的最佳工況。

圖14 XOY面渦徑向運(yùn)動(dòng)時(shí)間Fig.14 Radial movement time of vortex under XOY surface

圖15 XOY面渦徑向分離時(shí)間Fig.15 Radial separation time of vortex under XOY surface

圖16 XOY面渦周向運(yùn)動(dòng)時(shí)間Fig.16 Peripheral motion time of vortex under XOY surface

3.6 撞擊流反應(yīng)器徑向射流渦周期性分析

流體在渦的作用下劇烈擾動(dòng)，使徑向射流與壁面撞擊后在其兩側(cè)的渦交替出現(xiàn)。采用Q判據(jù)分析了不同噴嘴間距(L/D)下撞擊流反應(yīng)器XOZ面徑向射流兩側(cè)渦的演化規(guī)律，如圖17 所示。如圖17(a)紅圈標(biāo)出，在撞擊面的兩側(cè)存在一對渦結(jié)構(gòu)，由于兩噴嘴對稱撞擊，撞擊后形成的徑向射流方向與反應(yīng)器壁面剛好垂直，流體在撞擊壁面之后改變原有運(yùn)動(dòng)方向，從徑向射流轉(zhuǎn)為周向流動(dòng)，產(chǎn)生一對渦結(jié)構(gòu)。經(jīng)過0.04 s 之后在撞擊面的右側(cè)渦消失，僅在左側(cè)存在一個(gè)渦，這表明由于撞擊駐點(diǎn)的振蕩導(dǎo)致撞擊面發(fā)生偏移，撞擊面流體多數(shù)向左側(cè)流動(dòng)，左側(cè)存在渦結(jié)構(gòu)，同理可解釋圖17(d)。如圖17(d)～(e)所示，再經(jīng)過0.06 s 之后撞擊面兩側(cè)再次出現(xiàn)一對渦，此刻撞擊面的流體速度與反應(yīng)器壁面再次垂直。整個(gè)過程渦的演化周期(tc)為0.18 s。

圖17 渦周期性演化示意圖Fig.17 Schematic diagram of vortex periodic evolution

為清晰闡述L/D對tc的影響，表1給出v0=1.77 m/s 條件下的L/D與tc的關(guān)系。分析表1 可知，演化周期(tc)隨著噴嘴間距(L/D)的增加呈先增大后減小趨勢，在L/D=3 時(shí)，tc存在最大值。由于渦的演化過程伴隨著渦能量的變化，渦的交變周期越長，渦在反應(yīng)器邊緣存在的時(shí)間越長，越有利于提高反應(yīng)器內(nèi)流體的混合效率。此外，周期性演變的渦，有效地改善流場“死區(qū)”問題。

表1 撞擊流反應(yīng)器不同L/D和tc關(guān)系Table 1 Comparison of L/D and tc of impinging stream reactor

4 結(jié) 論

本文通過大渦模擬(LES)方法研究了撞擊流反應(yīng)器內(nèi)流場渦運(yùn)動(dòng)規(guī)律，利用渦量(ω)和Q值定量分析了渦的有旋運(yùn)動(dòng)和能量，得到結(jié)論如下。

(1)分析了撞擊流反應(yīng)器內(nèi)撞擊區(qū)流體流動(dòng)的形式和渦的作用范圍。發(fā)現(xiàn)流場存在軸向射流、徑向射流和徑向回流3 種流型，三者的作用使反應(yīng)器內(nèi)產(chǎn)生了4 個(gè)對等的渦系。流體靠近噴嘴時(shí)，渦的作用范圍小，能量高，遠(yuǎn)離噴嘴后渦的范圍逐漸增大，能量降低，在Y/D=±5 位置形成了范圍最大的類Dean渦。

(2)平均渦量和平均渦能量在L/D=3，v0=1.77 m/s 工況下達(dá)到最大，流體湍動(dòng)程度最劇烈，有利于混合。利用三維渦量等值線，分析了撞擊流反應(yīng)器內(nèi)渦量的空間分布，高渦量的流體主要存在于撞擊區(qū)靠近噴嘴位置。

(3)采用Q判據(jù)研究了流場內(nèi)渦的演化過程，根據(jù)渦所在位置和運(yùn)動(dòng)路徑，將演化過程分為撞擊階段、徑向運(yùn)動(dòng)階段、徑向分離階段、周向運(yùn)動(dòng)階段、周向破裂階段5 個(gè)階段，其中徑向運(yùn)動(dòng)階段和周向運(yùn)動(dòng)階段占渦演化過程的34.1%。

(4)確定了XOZ面徑向射流兩側(cè)渦的演化周期，周期為0.15～0.20 s。反應(yīng)器的渦結(jié)構(gòu)主要為馬蹄渦和肋狀渦，肋狀渦主要存在于噴嘴附近，大尺度馬蹄渦主要存在于撞擊區(qū)域附近，更有利于混合。