异形喷嘴撞击流混合器涡特性及混合性能数值模拟

张建伟, 刘广奇, 冯 颖, 董 鑫

异形喷嘴撞击流混合器涡特性及混合性能数值模拟

张建伟, 刘广奇, 冯 颖, 董 鑫

(沈阳化工大学 机械与动力工程学院, 辽宁 沈阳 110142)

为了研究撞击流混合器不同形状喷嘴的流场涡特性及混合效果，利用数值模拟方法对不同工况下的流场进行分析，得到不同喷嘴撞击流混合器的速度场、涡量场、涡结构以及浓度变异系数的变化规律，揭示不同形状喷嘴对撞击流混合器混合效果的影响。结果表明：喷嘴出口截面为圆形、等边三角形和正方形的撞击流混合器轴向速度为“V”形分布；喷嘴截面为圆形和正方形的撞击流混合器径向速度为“M”形分布。等边三角形截面喷嘴的撞击流混合器产生的流向涡数量多、强度大并且产生的涡旋结构的连续性更高，分布范围更广。相同工况下等边三角形截面喷嘴的撞击流混合器混合效果明显优于圆形喷嘴和正方形喷嘴混合器，最快达到混合均匀。

撞击流混合器；数值模拟；喷嘴型式；涡特性；混合性能

1 前 言

撞击流是由Elperin[1]在1961年提出的一种促进均相或非均相之间的混合过程强化技术，主要技术原理是通过2种或几种等流量流体撞击产生一个高度湍流的撞击区进行热质传递的强化。近年来随着众多学者[2-5]研究的不断深入，该技术凭借优越的相间传热传质效率被广泛地应用于多种工业生产领域中。

目前关于撞击流的研究主要集中在撞击流流场的湍流特性和流体结构上，如张建伟等[6]通过数值模拟和实验等方法，发现撞击流反应器中的湍流流场存在大量不同尺度的涡旋结构，而这些不同尺度的湍流涡结构正是实现流体剪切、分散和均匀混合的主要原因。张海军等[7]通过对新型涡流强化调浆过程的研究，发现撞击流区域运动剧烈，大尺度涡破碎产生众多小尺度涡的过程有效促进了流体微团和药物颗粒的相互混合。因此涡特性与混合效果密切相关[8-11]。

在撞击流混合器中，喷嘴作为核心构件不仅对撞击流的射流质量影响显著，更对改善撞击区的涡旋结构和提高混合性能起着至关重要的作用。尤其是一些特殊形状的喷嘴可以在较低的能量损耗下产生更为复杂湍动的流场形态，以获得更好的混合效果[12]，因此研究不同喷嘴的撞击流流场特性和涡特性具有十分重要的意义。马梓然等[13]采用热线风速仪测量了出口雷诺数在15 000下不同长宽比矩形射流的速度场，研究发现：矩形喷嘴出口处的湍流大尺度统计量要高于圆形喷嘴，且卷吸和掺混作用强于圆形喷嘴。Parham等[14]通过数值模拟和实验对比发现在三角形喷嘴的流场中，三角形顶角位置附近会产生更多的湍流结构，而湍流结构的增多会使流场形态变得更为复杂。Xu等[15]研究了三角形对置射流和圆形对置射流的中心线速度衰减率和速度半宽值，发现三角形射流的混合速率高于圆形射流，且在非对称射流中观察到“轴切换现象”，这种流体运动多发生在非圆形非对称射流中，且可以有效促进混合效果。Miller等[16]研究对比了等当量直径下的矩形、三角形、椭圆形和圆形射流混合效率，发现非圆形射流混合效率高于圆形射流，由于三角形射流具有的复杂流向涡结构可以强化混合，所以三角形中等腰三角形射流的混合效率最高。撞击流以及射流的混合效果与流场中的涡结构密切相关，同时，喷嘴形状可以影响射流结构和流场中的涡结构。因此非圆形的喷嘴可以通过改善流场特征和涡结构分布来提高混合性能[17-18]，但是对于非圆形撞击流强化混合的效果和机制还需要进一步研究。

本研究主要利用数值模拟的方法，对不同喷嘴的撞击流混合器的速度场、涡量场以及混合特性进行研究。分析了不同工况下的速度场、涡量场分布规律，采用判据揭示不同喷嘴的涡结构特征，利用浓度变异系数比较不同喷嘴撞击流混合器的混合时间以及混合效果，为新型撞击流混合器的研发和性能优化提供理论依据。

2 基于计算流体力学的撞击流混合器数值模拟

2.1 物理模型

撞击流混合器的物理模型如图1所示。混合器高500 mm，直径130 mm。设有2个出口，上侧出口为溢流口，溢流口中心距离混合器顶部50 mm；下侧出口为排空口，模拟时为关闭状态。两出口直径均为30 mm。喷嘴中心轴线到混合器底部距离为250 mm，对置喷嘴的间距为30 mm。取混合器几何中心为坐标原点；喷嘴的中心轴线为轴，取水平向右为正向；竖直向上为轴正向；取垂直向外为轴正向。

图1 撞击流混合器示意图

不同形状的喷嘴模型如图2所示，图中，e为当量直径。以喷嘴出口面积相等为原则，保证等边三角形喷嘴和正方形喷嘴的出口体积流量与圆形喷嘴相同，使3种不同形状的喷嘴等流量当量直径保持一致。不计流体流过喷嘴流道的沿程阻力损失。模拟工质选取一个标准大气压下的蒸馏水，密度取=0.997×103kg×m-3，黏度=1.000×10-3Pa×s。

图2 喷嘴示意图

2.2 数学模型与边界条件

本研究选用大涡模拟(large-eddy simulation，LES)湍流模型和Smagorinsky-Lilly亚格子模型对撞击流流场进行数值模拟。作为一种有潜力的湍流模拟方法，LES已经被国内外众多学者用来研究湍流流场特性和涡结构等规律[19-22]。

连续性方程和动量方程：

亚格子应力普遍用涡黏性假设，定义：

使用与水物性相同的流体介质对撞击流混合器进行混合过程的模拟，其组分运输方程为

为了研究3种形状的喷嘴在不同当量直径和入口流速下的流场特性和混合性能，设置模拟工况如表1所示，表中q为体积流量，为喷嘴入口流速。分别研究3种喷嘴当量直径为6、10、15 mm，入口流速为1.06 ～3.54 m×s-1时的流场情况。

表1 模拟工况条件

2.3 网格无关

对反应器进行非结构化网格划分，并且对流动较复杂的撞击驻点附近进行加密处理。分别得到网格数为718 077、958 913、1 377 915、1 717 158的物理模型(网格的平均质量均在0.85以上)。为了确保网格数目对模拟结果无影响，使用上述网格模型对反应器沿喷嘴轴向的速度进行计算，结果如图3所示。从图中可以看到，当网格数达到137万时，继续增加网格数各点的轴向速度u变化范围在5% 之内。为了保证模拟数据的可靠性以及节约计算成本，使用137万的网格模型进行模拟。

图3 不同网格数下的轴向速度对比

图4 实验系统示意图

1.water tank 2. centrifugal pump 3. globe valve 4. turbine flowmeter 5.tracer container 6. peristaltic pump 7. impinging stream mixer 8.CCD camera 9.computer 10. ynchronizer 11. laser controller 12. laser transmitter

2.4 实验验证

为了验证模型的准确性，对q=300 L×h-1(≈1.06 m×s-1)、e=10 mm圆形喷嘴撞击流轴向速度进行实验测量。实验使用的是由丹麦 DANTEC 公司生产的 TR-PIV 测量系统，实验流程如图4所示。使用粒径为10mm、密度为1.05 g×cm-3的空心玻璃球作为示踪粒子；以采集频率为15 Hz的电荷耦合元件(CCD)相机采集300张图片后由计算机程序处理得到其流场特征。将得到的实验数据和同工况下模拟数据进行对比，如图5所示，轴向速度模拟数据与实验数据的相关系数为0.988，径向速度u模拟数据与实验数据的相关系数为0.901，说明模型可以准确反映撞击流场。

图5 轴向速度、径向速度实验值与模拟值对比

2.5 Q准则

Hunt等[23]在1988年提出的判据能便捷高效地对不同强度的涡结构进行识别，其基本思想是使用速度梯度张量表示流体微团的形变，而变形率张量可以分解为对称应变率张量S和反对称涡张量Ω

如果涡张量对流体变形的影响大于应变率张量，认为该区域有涡存在，定义判据表达式为

3 结果与讨论

3.1 撞击流混合器不同喷嘴的速度场分布规律

图6为模拟得到的撞击流混合器不同喷嘴和不同入口流速下的轴向速度u的变化情况。从图中可以看出3种喷嘴的撞击流混合器轴向速度均呈“V”形分布，由于2股速度相同的流体在混合器中心位置发生完全撞击并在撞击区内混合，碰撞过程中大部分动能转化为静压能，所以中心位置处速度最低且趋近于零。随着入口速度的增加，撞击区的速度梯度变大，中心位置处的速度由于驻点波动略微提高，撞击区的流场变得较为湍动。从图6(b)中可看到等边三角形喷嘴的撞击流混合器在入口速度较大的时候出现了明显的驻点偏移现象，这是因为等边三角形喷嘴顶角附近和环境混合的边界层中存在大量大尺度涡旋结构，这些剪切层中的大尺度结构很不稳定，极易受到外界的扰动而失稳，使流场不再呈现对称性。

图6 撞击流混合器不同喷嘴型式下轴向速度分布

图7为模拟得到的撞击流混合器不同喷嘴和不同入口流速下径向速度u分布。从图7(a)和(c)中可以看出圆形喷嘴和正方形喷嘴的径向速度呈现明显的“M”形双峰对称分布，撞击驻点处的速度最小。与轴向速度分布不同，径向速度分布曲线上出现了2个峰值，这是由于撞击区内流体动量和能量传递剧烈，2股流体在小范围内碰撞后在径向上速度达到最大值，然后在流场阻力等作用下能量慢慢耗散，速度也随之衰减。从图7(b)中可以看到等边三角形喷嘴的撞击流混合器径向速度呈不对称分布，由于等边三角形的喷嘴会使流体流过顶角时发生较大的动能损失和能量转换，流体离开喷嘴的时候具有更大的速度衰减率，所以反应器径向上靠近三角形顶角的位置速度衰减较快。

图7 撞击流混合器不同喷嘴型式下径向速度分布

3.2 撞击流混合器不同喷嘴的涡量分布

3.2.1 撞击流混合器不同喷嘴的流向涡和展向涡分布

图8为撞击流混合器不同喷嘴的面流向涡分布。从图8中可以看到，在面上等边三角形喷嘴和正方形喷嘴撞击流混合器都存在强度较高的流向涡分布区域，且分布区域比圆形喷嘴混合器更广，分布更连续。等边三角形喷嘴和正方形喷嘴混合器的面上分别出现了3个和4个间隔分布且方向相反的流向涡分布区域，其中等边三角形喷嘴的撞击流混合器形成的流向涡分布范围较大，强度较高。由于流向涡本身的旋转作用，流体撞击时会引起工作流体和环境流体发生对流，流向涡外侧的流体被卷吸夹带，增强了混合效果。从图8中可以看到，流向涡分布区域主要在喷嘴结构的顶角附近，间隔分布，该部位复杂的流向涡分布形式会使流场湍动程度加剧，加速喷嘴周围流体微团的剪切与掺混。

图8 撞击流混合器流向涡分布(yoz面)

图9 撞击流混合器展向涡分布(yoz面)

3.2.2 撞击流混合器不同喷嘴的涡量分布规律

图10为e=10 mm、=3.54 m×s-1时撞击流混合器不同喷嘴的轴向和径向涡量分布曲线，从图10(a)中可以看出，不同喷嘴的轴向涡量分布趋势相似，为“W”状分布。由于两股流体刚从喷嘴喷出时卷吸夹带周围环境的流体，在边界层附近会形成大量涡旋结构，所以出口处涡量较撞击区大。等边三角形喷嘴出口处(=±0.015 m)的轴向涡量大于圆形喷嘴和正方形喷嘴，且轴向涡量梯度较大，喷嘴出口处涡旋强度变化剧烈。在撞击区(-0.005 m<<0.005 m)轴向涡量值先增加后减小，撞击区动能被大量耗散到流场中，涡的强度也相应减弱；直到两股流体撞击中心附近产生较多的涡旋结构，驻点处的流体旋转运动强于驻点轴向两侧，因此涡量在轴向的撞击中心处达到一个峰值。

图10 撞击流混合器不同喷嘴型式下涡量分布

从图10(b)中可以看出径向涡量的分布和径向速度分布趋势较为相似，撞击流混合器3种喷嘴的径向涡量值均在撞击驻点附近值达到最低。通过对比不同喷嘴的径向涡量分布可知，等边三角形喷嘴的径向涡量在径向=±0.015 m的位置到达峰值，而圆形和正方形截面喷嘴的涡量则在=±0.02 m的位置达到峰值，且混合器径向上的涡量最大值，等边三角形喷嘴比圆形喷嘴高43.8%，比正方形喷嘴高60.8%，而在相同位置，圆形喷嘴和正方形喷嘴的径向速度均大于等边三角形喷嘴。由于流体从正方形喷嘴喷出后逐渐趋近于圆形射流，所以正方形喷嘴和圆形喷嘴撞击区的径向涡量分布较为近似。等边三角形喷嘴可以加剧出口流体的湍动程度，速度降低，流体微团本身的旋转作用和环境流体的剪切作用增强，所以等边三角形喷嘴混合器的涡量值高于其他2种喷嘴混合器。

3.3 撞击流混合器不同喷嘴的涡结构分析

在e=10 mm、=3.54 m×s-1工况下，通过判据分别对3种喷嘴的撞击流混合器不同强度的涡结构进行识别，将值标准化，得到n。为了更好地表现不同喷嘴的涡结构的差异以及涡结构分布和流速的关系，取涡结构对比明显的n=0.01、0.03、0.06等值面并用速度对n等值面进行染色处理[25]。

图11(a)、(b)为n=0.01、0.03时撞击流混合器不同喷嘴的涡结构云图，从图中可以看出涡结构主要分布在撞击区以及撞击区边缘和混合器壁面，且n=0.01时，涡的分布区域最广，涡结构的数量也相应最多。在混合器上部，涡结构有向上发展的趋势。出口处的涡结构呈现环状分布，这是由于流体从溢流口流出混合器时夹带着许多小涡，从而在出口处形成连续而密集的涡环。对比撞击流混合器，3种喷嘴的涡结构，可以看出等边三角形喷嘴的涡结构分布范围要比圆形喷嘴和正方形喷嘴的涡结构分布更广，流体流过三角形结构的顶角附近会产生数量多且形态复杂的小尺度涡结构，且会增强撞击区流体与周围流体的剪切作用。图11(a)中圆形喷嘴混合器的撞击区边缘形成了几处较为连续的“马蹄涡”，而在其他2种混合器里面则很难观察到连续的“马蹄涡”，这是因为等边三角形喷嘴和正方形喷嘴混合器内部流场湍动程度较高，和圆形喷嘴混合器相比，在撞击面边缘和反应器壁面难以形成连续的“马蹄涡”。从图11(b)可看出，撞击区等边三角形喷嘴和正方形喷嘴混合器的涡结构多以沿喷嘴轴向分布的“肋状涡”为主，肋状涡湍动程度较高，演变程度较短，有利于物料的混合，这与前面的流向涡分布规律相吻合。

图11 撞击流混合器不同喷嘴型式的涡结构分布

图11(c)为n=0.06时撞击流混合器涡结构分布。随着n值即涡强度的增加，可以看出强度较高的涡在撞击区集中分布，从图11(c)可观察到n=0.06时撞击面上的涡均呈环状分布，其中夹杂着少量轴向延伸的“流向涡”；等边三角形喷嘴混合器撞击面上的涡环大致呈现“倒三角”分布，正方形喷嘴混合器撞击面上的涡环呈现“菱形”分布，分析是由于非圆形射流存在“轴切换”现象[26-27](非圆形射流在射出喷嘴后，由于流向涡和展向涡的诱导作用，会改变射流截面上的长短轴)，由此可看出在撞击流中也存在这一现象。在撞击流混合器的“轴切换”现象中，射流截面上的长短轴的转换可以加速流场中尺度较大的涡结构的破碎，促进小尺度涡的产生，这个过程可以有效促进流体微团间的传热传质，所以非圆形喷嘴的混合效率要优于圆形喷嘴。

3.4 撞击流混合器不同喷嘴的混合性能

3.4.1 撞击流混合器不同喷嘴的混合过程

图12为撞击流混合器不同喷嘴的面示踪剂扩散分布云图。为便于对比不同时刻的混合效果，选取混合过程中4个对比明显的时间节点观察示踪剂分布。从图12中可以看到3种不同喷嘴的混合器都是撞击区附近的流体先发生碰撞混合，然后从轴向转为径向发展。在图12(b)中=2 s时等边三角形喷嘴混合器上半部分产生了较为明显的大尺度湍流结构，且范围较大，促进了该时刻流体微团的相互作用和物料的运输与掺混，所以混合器上半部分比下半部分混合快。从图12(c)中可以看到，正方形喷嘴仅在撞击区附近有较为明显的湍流结构，示踪剂质量分数变化最为明显，混合速度较快，其他区域则混合较慢，整体混合呈现不均匀性。整体上等边三角形喷嘴混合器混合速度最快，混合效果较圆形喷嘴混合器和正方形喷嘴混合器更均匀，“死区”也较少。

图12 不同时刻撞击流混合器示踪剂分布云图

3.4.2 不同喷嘴的撞击流混合器混合性能分析

变异系数v，也被称为混合强度或分离强度[28]，其定义如下：

初始变异系数v＝1，物料完全混合时，v＝0。一般认为，当v<0.05时，混合器达到混合均匀，此时的混合时间作为衡量混合器混合性能的指标。

图13(a)为e=10 mm、=3.54 m×s-1、=1 000 L×h-1下不同喷嘴撞击流混合器的变异系数随时间变化曲线。从图中可以看出，等边三角形喷嘴混合器在21 s左右达到混合均匀，圆形喷嘴混合器和正方形喷嘴混合器在46 s左右达到混合均匀。混合过程中等边三角形喷嘴混合器的变异系数全程小于圆形喷嘴和正方形喷嘴混合器，所以等边三角形喷嘴混合器的混合效果始终优于圆形喷嘴混合器和正方形喷嘴混合器。

图13 不同时间和不同径向距离上撞击流混合器的Cv分布

图13(b)为相同工况下=12 s时撞击流混合器径向-0.20 m<<0 m处的变异系数比较。从图中可以看到，从混合器底部越靠近撞击区，变异系数越小，混合效果越好。这表明撞击流混合器是在撞击中心开始，先轴向混合后转为径向，然后逐渐扩散到混合器的整体。在-0.20 m<<-0.15 m处，圆形喷嘴的局部混合效果优于正方形喷嘴，这是由于圆形喷嘴混合器该处的展向涡较强，和正方形喷嘴混合器相比，能更好地促进非撞击区的物料运输。等边三角形喷嘴混合器的大部分截面上的浓度混合变异系数小于其他2种混合器，整体混合效果最优。

4 结 论

本研究对撞击流混合器不同喷嘴流场特性进行实验验证与数值模拟研究，考察了3种喷嘴撞击流混合器流场速度、涡结构和混合变异系数的规律，进而研究分析了喷嘴形状对撞击流混合器的速度场、涡特性和混合性能的影响机制，得到的研究结论如下：

(1)不同喷嘴的撞击流混合器的轴向速度分布均为“V”型，圆形喷嘴和正方形喷嘴的径向速度分布为“W”型；等边三角形喷嘴由于喷嘴出口尖端的诱导而呈现不对称的径向速度分布。

(2) 等边三角形喷嘴和正方形喷嘴混合器的流向涡分布范围大、强度高。径向上等边三角形喷嘴产生的最大涡量比圆形喷嘴高43.8%，比正方形喷嘴高60.8%。3种喷嘴均在撞击区产生了明显的“肋状涡”，等边三角形喷嘴和正方形喷嘴产生的涡多于圆形喷嘴混合器；等边三角形喷嘴混合器撞击面处的涡环近似“倒三角”，正方形喷嘴撞击面处的涡环结构近似“菱形”。撞击流混合器在等边三角形喷嘴下的流场湍动程度更高，撞击区的涡更多。

(3) 通过分析撞击流混合器不同喷嘴的变异系数，等边三角形喷嘴混合器的混合均匀时间最短，为21 s左右，圆形喷嘴和正方形喷嘴混合器均在46 s左右达到混合均匀，因此在撞击流混合器中等边三角形喷嘴混合效率要优于圆形喷嘴和正方形喷嘴。

[1] ELPERIN I T. Heat and mass transfer in opposing currents [J]. Journal of Engineering Physics, 1961, 6(6): 62-68.

[2] 伍沅. 撞击流—原理·性质·应用 [M]. 北京: 化学工业出版社, 2006: 3-12.

WU Y. Impinging streams: Fundamental, properties and applications [M]. Beijing: Chemical Industry Press, 2006: 3-12.

[3] 张建伟, 安丰元, 董鑫,等. 基于阶跃射流的撞击流反应器流场动态特性分析 [J]. 化工学报, 2022, 73(2): 622-633.

ZHANG J W, AN F Y, DONG X,. Analysis of dynamic characteristics of flow field in impinging stream reactor based on step jet [J]. CIESC Journal, 2022, 73(2): 622-633.

[4] 屠功毅, 李伟锋, 黄国峰, 等. 平面撞击流偏斜振荡的实验研究与大涡模拟 [J]. 物理学报, 2013, 62(8): 346-353.

TU G Y, LI W F, HUANG G F,. Experimental study and large eddy simulation of plane impinging stream deflection oscillation [J]. Acta Physica Sinica, 2013, 62(8): 346-353.

[5] 郭栋, 梁海峰. 气液混合式撞击流反应器流场特性数值模拟 [J]. 过程工程学报, 2021, 21(3): 277-285.

GUO D, LIANG H F. Numerical simulation of flow field characteristics of gas liquid mixed impinging stream reactor [J]. The Chinese Journal of Process Engineering, 2021, 21(3): 277-285.

[6] 张建伟, 高伟峰, 冯颖, 等. 撞击流反应器内涡特性研究进展 [J]. 化工进展, 2021, 40(11): 5883-5893.

ZHANG J W, GAO W F, FENG Y,Research progress of vortex characteristics of impinging stream reactor [J]. Chemical Industry and Engineering Progress, 2021, 40(11): 5883-5893.

[7] 张海军, 王海楠, 陈瑞丰, 等. 煤泥调浆湍流强化作用机理与新型涡流强化调浆过程[J]. 煤炭学报, 2022, 47(2): 934-944.

ZHANG H J, WANG H N, CHEN R F,. Research on turbulence enhancement mechanism of coal slime pulp conditioning and new type vortex enhancing pulp conditioning process [J]. Journal of China Coal Society, 2022, 47(2): 934-944.

[8] 胡银玉, 刘喆, 杨基础, 等. 偏心搅拌反应器内的液相混合行为 [J]. 化工学报, 2010, 61(10): 2517-2522.

HU Y Y, LIU Z, YANG J C,. Liquid mixing in eccentric stirred tank [J]. CIESC Journal, 2010, 61(10): 2517-2522.

[9] 张珺, 刘有智, 焦纬洲, 等. 三股对撞式撞击流反应器微观混合性能研究 [J]. 化学工程, 2015, 43(6): 46-50.

ZHANG J, LIU Y Z, JIAO W Z,. Micromixing efficiency of three-impinging-jet reactor [J]. Chemical Engineering, 2015, 43(6): 46-50.

[10] JIANG S X, WANG J J, FENG L F,. Fractal injectors to intensify liquid-phase processes by controlling the turbulent flow field [J]. Chemical Engineering Science, 2021, 238:116616.

[11] 张建伟, 闫宇航, 沙新力, 等. 撞击流强化混合特性及用于制备超细粉体研究进展 [J]. 化工进展, 2020, 39(3): 824-833.

ZHANG J W, YAN Y H, SHA X L,. Advances on impinging stream intensification mixing mechanism for preparing ultrafine [J]. Chemical Industry and Engineering Progress, 2020, 39(3): 824-833.

[12] 黄飞, 胡斌, 左伟芹, 等. 不同形状喷嘴的高压水射流冲击力特性实验 [J]. 重庆大学学报, 2019, 42(9): 124-133.

HUANG F, HU B, ZUO W Q,. Experiments on the impact pressure of high-pressure water jet under different nozzle shapes [J]. Journal of Chongqing University, 2019, 42(9): 124-133.

[13] 马梓然, 徐敏义, 栾剑, 等. 矩形长宽比对射流中心线湍流特性的影响 [J]. 实验流体力学, 2017, 31(1): 54-61.

MA Z R, XU M Y, LUAN J,. Statistical properties of turbulent free jets issuing from rectangular nozzles with different aspect ratios [J]. Journal of Experiments in Fluid Mechanics, 2017, 31(1): 54-61.

[14] PARHAM K, ESMAEILZADEH E, ATIKOL U,. A numerical study of turbulent opposed impinging jets issuing from triangular nozzles with different geometries [J]. Heat and Mass Transfer, 2011,47(4): 427-437.

[15] XU M Y, ZHANG J P, MI J C,. PIV measurements of turbulent jets issuing from triangular and circular orifice plates [J]. Science China(Physics,Mechanics & Astronomy), 2013, 56(6): 1176-1186.

[16] MILLER R S, MADNIA C K, GIVI P. Numerical simulation of non-circular jets [J]. Computers & Fluids, 1995, 24(1): 1-25.

[17] 张建伟, 施博文, 冯颖, 等. 浸没状态下液-液两相水平对撞浓度场的数值模拟 [J]. 过程工程学报, 2018, 18(1): 57-62.

ZHANG J W, SHI B W, FENG Y,. Numerical simulation of concentration field of liquid-liquid two-phase impinging streams in submerged condition [J]. The Chinese Journal of Process Engineering, 2018, 18(1): 57-62.

[18] DE LAMOTTE A, DELAFOSSE A, CALVO S,. Identifying dominant spatial and time characteristics of flow dynamics within free-surface baffled stirred-tanks from CFD simulations [J]. Chemical Engineering Science, 2018, 192: 128-142.

[19] 杜力伟, 刘友宏, 邵万仁, 等. 波瓣数对波瓣S型混合二元喷管气动热力性能影响 [J]. 航空动力学报, 2015, 30(4): 916-926.

DU L W, LIU Y H, SHAO W R,. Effect of lobe number on aerothermodynamic performance of lobed S-shaped two-dimensional nozzle [J]. Journal of Aerospace Power, 2015, 30(4): 916-926.

[20] 张建伟, 尚盼龙, 闫俊杰, 等. 水平对置双向撞击流混合器的混合效果 [J]. 过程工程学报, 2017, 17(5): 959-964.

ZHANG J W, SHANG P L, YAN J J,. Mixing effect in two horizontal opposed impinging stream mixer [J]. The Chinese Journal of Process Engineering, 2017, 17(5): 959-964.

[21] MATHEY F, COKLJAT D, BERTOGLIO J P,. Assessment of the vortex method for large eddy simulation inlet conditions [J]. Progress in Computational Fluid Dynamics an International Journal, 2006, 6(1/2/3): 58-67.

[22] 梁绍青, 王铖健. 旋风分离器流场数值模拟及其涡结构识别 [J]. 煤炭学报, 2014, 39(增刊1): 262-266.

LIANG S Q, WANG C J. Numerical simulation of the flow field in a cyclone separator and vortex identification [J]. Journal of China Coal Society, 2014, 39(Suppl.1): 262-266.

[23] HUNT J C R, WRAY A A, MOIN P. Eddies, streams, and convergence zones in turbulent flows: Proceedings of the Summer Program 1988 [C]. California: Center for Turbulence Research, 1988: 193-208.

[24] HU H, KOBAYASHI T. Vortex structures downstream a lobed nozzle/mixer [J]. Journal of Aerospace Power, 2008(7): 1266-1278.

[25] 郭嫱, 黄先北, 仇宝云, 等. 涡判据在翼端间隙涡流分析中的应用与评价 [J]. 华中科技大学学报(自然科学版), 2018, 46(11): 23-28.

GUO Q, HUANG X B, QIU B Y,. Application and evaluation of vortex criteria in analysis on tip clearance vortical flow around hydrofoil [J]. Journal of Huazhong University of Science and Technology(Natural Science Edition), 2018, 46(11): 23-28.

[26] ZAMAN K B M Q. Axis switching and spreading of an asymmetric jet: The role of coherent structure dynamics [J]. Journal of Fluid Mechanics, 1996, 316: 1-27.

[27] JIANG X R, YANG N, WANG R J. Effect of aspect ratio on the mixing performance in the kenics static mixer [J]. Processes, 2021, 9(3): 464-476.

[28] NYANDE B W, THOMAS K M, LAKERVELD R. CFD analysis of a kenics static mixer with a low pressure drop under laminar flow conditions [J]. Industrial & Engineering Chemistry Research, 2021, 60(14): 5264-5277.

Numerical simulation of vortex characteristics and mixing performance of impinging stream mixers with irregular nozzle types

ZHANG Jianwei, LIU Guangqi, FENG Ying, DONG Xin

(School of Mechanical and Power Engineering, Shenyang University of Chemical Technology,Shenyang 110142, China)

In order to study the flow field vortex characteristics and mixing effect of impinging stream mixers under different nozzle types, flow fields under different working conditions were analyzed by numerical simulation. Variation profiles of velocity field, vorticity field, vortex structure and concentration variation coefficient of impinging stream mixer with different nozzle types were obtained, and effects of different nozzle types on mixing effects were revealed. The results show that the axial velocity of the impinging flow mixer with circular, triangular and square nozzle exit sections is V-shaped distribution. The radial velocity of the impinging stream mixer with circular and square nozzle sections is M-shaped distribution. The impinging flow mixer with regular triangular cross-section nozzle produces more flow vortices with greater strength, higher continuity and wider distribution of vortex structure. Under the same working conditions, the mixing effects of impinging flow mixer with regular triangle section nozzle is obviously better than that of circular and square nozzle mixers and is the fastest to achieve uniform mixing.

impinging flow mixer; numerical simulation; type of nozzle; vortex characteristics; mixed performance.

TQ021.1

A

10.3969/j.issn.1003-9015.2023.05.005

1003-9015(2023)05-0729-11

2022-04-24；

2022-08-23。

国家自然科学基金(21476141)；辽宁省兴辽英才计划(XLYC1808025)。

张建伟(1964-)，男，辽宁义县人，沈阳化工大学教授，博士。

董鑫， E-mail：dongxin1106@syuct.edu.cn

张建伟, 刘广奇, 冯颖, 董鑫. 异形喷嘴撞击流混合器涡特性及混合性能数值模拟[J]. 高校化学工程学报, 2023, 37(5): 729-739.

： ZHANG Jianwei, LIU Guangqi, FENG Ying, DONG Xin. Numerical simulation of vortex characteristics and mixing performance of impinging stream mixers with irregular nozzle types [J]. Journal of Chemical Engineering of Chinese Universities, 2023, 37(5): 729-739.