李鎮(zhèn)江，孫坤巖，宋冠英

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基于CFD數(shù)值模擬的新型撞擊流反應(yīng)器內(nèi)管開孔優(yōu)化

李鎮(zhèn)江1，2，孫坤巖1，宋冠英1

（1青島科技大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，山東青島 266061；2青島科技大學(xué)中德科技學(xué)院，山東青島 266061）

基于自主設(shè)計(jì)的同軸撞擊流反應(yīng)器，運(yùn)用計(jì)算機(jī)流體力學(xué)（CFD）數(shù)值模擬技術(shù)對內(nèi)管開孔進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)。首先通過單因素試驗(yàn)確定了反應(yīng)液在內(nèi)外管入口處的速度比例，在此基礎(chǔ)上，分別以開孔排數(shù)、內(nèi)管軸向孔間距、內(nèi)管徑向開孔個數(shù)及開孔直徑為試驗(yàn)因素，設(shè)計(jì)正交試驗(yàn)。對每組試驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模擬，以距入口頂端不同距離處微孔的速度均方根差為評價指標(biāo)，得到內(nèi)管開孔的優(yōu)化設(shè)計(jì)方案為：反應(yīng)器內(nèi)管沿軸向均勻開設(shè)6排微孔，每排微孔間距為12mm，徑向均勻開設(shè)5個微孔，孔徑均為0.5mm?；谡辉囼?yàn)的優(yōu)化結(jié)果，對模型進(jìn)行重新定義并對其環(huán)形微通道反應(yīng)區(qū)內(nèi)的流場結(jié)構(gòu)進(jìn)行數(shù)值模擬分析，結(jié)果表明：開孔處產(chǎn)生的撞擊束均有較高的速度梯度，并且反應(yīng)液在環(huán)形微通道反應(yīng)區(qū)內(nèi)發(fā)生強(qiáng)烈撞擊，并發(fā)生充分混合與反應(yīng)，實(shí)現(xiàn)了內(nèi)管開孔的最優(yōu)化 設(shè)計(jì)。

反應(yīng)器；計(jì)算流體力學(xué)；數(shù)值模擬；優(yōu)化設(shè)計(jì)；微通道

撞擊流的概念最早是由ELPERIN和TAMIR提出，利用從不同方向噴出的高速流束間的碰撞，使得反應(yīng)液在相遇處形成強(qiáng)烈撞擊并發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，具有強(qiáng)化液體間混合與反應(yīng)的特點(diǎn)，由于對傳熱、傳質(zhì)有較大的強(qiáng)化作用，目前已被廣泛地應(yīng)用于化工領(lǐng)域，尤其是近年來在納米材料制備領(lǐng)域，顯示出巨大的應(yīng)用潛力。目前，運(yùn)用計(jì)算流體力學(xué)（computational fluid dynamics，CFD）數(shù)值模擬技術(shù)對反應(yīng)器內(nèi)流體的流動特性進(jìn)行分析，用以研究反應(yīng)液混合與反應(yīng)效果、優(yōu)化反應(yīng)器結(jié)構(gòu)已成為一種常見的研究方法[1-4]。撞擊流混合器的結(jié)構(gòu)對其內(nèi)部反應(yīng)液的混合性能影響較大，劉志偉等[5]運(yùn)用數(shù)值模擬技術(shù)，對具有不同出口形狀的反應(yīng)器的入口參數(shù)和內(nèi)部流場進(jìn)行了模擬，獲得了優(yōu)選的出口形狀和入口雷諾數(shù)。GUAN等[6]運(yùn)用數(shù)值模擬技術(shù)，對噴嘴不同位置布置下，撞擊流在楔形凹面上的不同幾何效果進(jìn)行了研究，得到了不同工況下的對流換熱情況。SHI等[7]對T形撞擊流反應(yīng)器內(nèi)流體的雷諾數(shù)、黏滯性及幅值進(jìn)行了研究，結(jié)果表明：雷諾數(shù)和幅值對流體混合產(chǎn)生較大影響。LUKAS等[8]基于CFD數(shù)值模擬技術(shù)，分別對T形和Y形撞擊流反應(yīng)器內(nèi)的瞬態(tài)流量特性進(jìn)行了數(shù)值模擬，結(jié)果表明開角為15°的Y形撞擊流反應(yīng)器能夠產(chǎn)生高度動蕩的反應(yīng)區(qū)。

然而，目前使用的撞擊流反應(yīng)器設(shè)備大多只產(chǎn)生一個撞擊束，存在撞擊束單一、混合次數(shù)少、反應(yīng)不徹底等問題。為了克服上述缺點(diǎn)，本文作者課題組自行設(shè)計(jì)了一種同軸撞擊流反應(yīng)器[9]，主要用以制備納米材料。在納米材料制備過程中，由內(nèi)管進(jìn)入的反應(yīng)液在壓力作用下，由所開微孔水平噴入由內(nèi)外管所構(gòu)成的環(huán)形微反應(yīng)區(qū)，并在每個開孔處與由外管垂直進(jìn)入環(huán)形微反應(yīng)區(qū)的另一反應(yīng)液發(fā)生強(qiáng)烈碰撞，使得環(huán)形微反應(yīng)區(qū)內(nèi)充斥多個撞擊束，并實(shí)現(xiàn)了反應(yīng)液的多次撞擊，大大提高了反應(yīng)效率。

反應(yīng)器內(nèi)管開孔的尺寸、數(shù)量及分布的不同，會使得環(huán)形微反應(yīng)區(qū)內(nèi)產(chǎn)生不同的撞擊效果，為了保證每一個撞擊束在環(huán)形微反應(yīng)區(qū)均產(chǎn)生強(qiáng)烈碰撞并發(fā)生均勻混合與反應(yīng)，本文基于CFD數(shù)值模擬技術(shù)，運(yùn)用正交試驗(yàn)法，綜合考察了開孔排數(shù)、內(nèi)管軸向孔間距、內(nèi)管徑向開孔個數(shù)及開孔直徑對環(huán)形微反應(yīng)區(qū)內(nèi)流場結(jié)構(gòu)的影響，實(shí)現(xiàn)了反應(yīng)器內(nèi)管開孔的優(yōu)化設(shè)計(jì)。

1 數(shù)值模型

1.1 物理模型與控制方程

同軸撞擊流設(shè)備結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示，以入口頂端圓心為坐標(biāo)原點(diǎn)，建立模型，反應(yīng)器內(nèi)管長度150mm，內(nèi)徑2mm，外徑3mm；反應(yīng)器外管長度120mm，內(nèi)徑4mm，外徑5mm；導(dǎo)流管長度30mm，內(nèi)徑2mm，外徑3mm。反應(yīng)器內(nèi)管、反應(yīng)器外管和導(dǎo)流管均采用316L不銹鋼，流體選用水為工質(zhì)，密度=998kg/m3，黏度=1.003mPa·s。為簡化計(jì)算，作以下假設(shè)：①此撞擊流反應(yīng)器中流場流動為三維定常、恒溫、不可壓縮黏性液體的穩(wěn)定湍流流動；②不考慮溫度和壓力對流體黏度的影響；③忽略重力。

控制方程選用標(biāo)準(zhǔn)-方程模型，其輸運(yùn)方程為式(1)、式(2)。

(1)

圖1 同軸撞擊流反應(yīng)器設(shè)備結(jié)構(gòu)示意圖

1—反應(yīng)器內(nèi)管；2—進(jìn)料管2；3—反應(yīng)器外管；4—微孔；5—電子蠕動泵1；6—恒溫水浴鍋；7—儲料器；8—收集器；9—電子蠕動泵2； 10—熱水循環(huán)式保溫箱；11—進(jìn)料管1；12—進(jìn)料管3

其中

式中，G為平均速度梯度導(dǎo)致產(chǎn)生的湍動能；b為由浮力影響引起的湍動能產(chǎn)生；M為可壓縮湍流脈動膨脹對總耗散率的影響；1ε、2ε、3ε為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)；Fluent中默認(rèn)為1ε=1.44、2ε=1.92、3ε=0.09；C為湍動能對應(yīng)的普朗特?cái)?shù)；C為湍動能對應(yīng)的普朗特?cái)?shù)；＝1.3、＝1.0是Fluent計(jì)算模擬中設(shè)置的默認(rèn)值；t為湍動普朗特?cái)?shù)，默認(rèn)值為t=0.85；g為重力加速度在方向上的分量；為熱膨脹系數(shù)；t為湍動馬赫數(shù)；為聲速。

1.2 網(wǎng)格劃分及邊界條件

使用ANSYS Fluent的Meshing進(jìn)行網(wǎng)格劃分，采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，計(jì)算域網(wǎng)格劃分如圖2所示，網(wǎng)格總數(shù)為3621802個，最大網(wǎng)格尺寸為0.79206。進(jìn)口邊界均定義為VELOCITY_INLET，其中反應(yīng)器內(nèi)管的入口被設(shè)定為inlet1，外管的左右兩個入口分別被設(shè)定為inlet2和inlet3；出口的邊界類型被定義為OUTLETFLOW；其他被默認(rèn)為無滑移的光滑反應(yīng)器壁面。

2 兩種反應(yīng)液入口速度比的確定

由于反應(yīng)器內(nèi)管內(nèi)徑尺寸大于環(huán)形微反應(yīng)區(qū)厚度尺寸，在相同壓力條件下，當(dāng)反應(yīng)液由3個入口分別進(jìn)入反應(yīng)器時，內(nèi)管流體所受阻力小于環(huán)形微反應(yīng)區(qū)內(nèi)流體所受阻力，使得反應(yīng)液在入口端開孔處產(chǎn)生了環(huán)形微反應(yīng)區(qū)內(nèi)流體噴入反應(yīng)器內(nèi)管的現(xiàn)象。為了使所有撞擊束在環(huán)形微反應(yīng)區(qū)內(nèi)均產(chǎn)生撞擊，分別設(shè)定內(nèi)管入口速度與進(jìn)入環(huán)形微反應(yīng)區(qū)入口速度比為1∶1∶1、2∶1∶1、3∶1∶1，基于數(shù)值模擬計(jì)算，分析4組條件下距入口頂端分別為80mm（1= –80mm）、92mm（2= –92mm）、104mm（3= –104mm）、116mm（4= –116mm）、128mm（5= –128mm）、140mm（6= –140mm）處反應(yīng)器內(nèi)管與環(huán)形微反應(yīng)區(qū)的壓力差，當(dāng)內(nèi)管各開孔處的壓力均大于環(huán)形微反應(yīng)區(qū)內(nèi)的壓力時，即可達(dá)到使所有撞擊束均在環(huán)形微反應(yīng)區(qū)內(nèi)產(chǎn)生的目的。

圖2 同軸撞擊流反應(yīng)器計(jì)算域網(wǎng)格

圖3為反應(yīng)器內(nèi)管與環(huán)形微反應(yīng)區(qū)內(nèi)流體壓力的變化圖。如圖3所示，實(shí)線為內(nèi)管反應(yīng)液軸向壓力變化曲線，在電子蠕動泵的作用下反應(yīng)液以一定的壓力噴入反應(yīng)器，由于液體的碰撞，在開孔處形成壓力波動；點(diǎn)為反應(yīng)器環(huán)形微反應(yīng)區(qū)在開孔處形成的壓力點(diǎn)集，由上至下，各排開孔處壓力逐漸 降低。

如圖3(a)，當(dāng)進(jìn)入內(nèi)管反應(yīng)液的速度與進(jìn)入環(huán)形微反應(yīng)區(qū)反應(yīng)液的速度比為1∶1∶1時，進(jìn)入環(huán)形微反應(yīng)區(qū)反應(yīng)液的入口壓力為0.675×105Pa，內(nèi)管底部壓力為0.520×105Pa，在1、2、3位置開孔處，環(huán)形微反應(yīng)區(qū)壓力大于反應(yīng)器內(nèi)管壓力，會產(chǎn)生反應(yīng)液由微孔噴入反應(yīng)器內(nèi)管的現(xiàn)象；如圖3(b)，當(dāng)進(jìn)入內(nèi)管反應(yīng)液的速度與進(jìn)入環(huán)形微反應(yīng)區(qū)反應(yīng)液的速度比為2∶1∶1時，進(jìn)入環(huán)形微反應(yīng)區(qū)反應(yīng)液的入口壓力為1.175×105Pa，內(nèi)管底部壓力為0.905×105Pa，在1位置開孔處，環(huán)形微反應(yīng)區(qū)反應(yīng)液的壓力大于反應(yīng)器內(nèi)管壓力，在2位置開孔處，內(nèi)管壓力相對反應(yīng)器外管壓力略有提高，但壓差較小，仍會產(chǎn)生反應(yīng)液由微孔噴入反應(yīng)器內(nèi)管的現(xiàn)象；如圖3(c)，當(dāng)進(jìn)入內(nèi)管反應(yīng)液的速度與進(jìn)入環(huán)形微反應(yīng)區(qū)反應(yīng)液的速度比為3∶1∶1時，進(jìn)入環(huán)形微反應(yīng)區(qū)反應(yīng)液的入口壓力為1.792×105Pa，內(nèi)管底部壓力為1.498×105Pa，反應(yīng)器內(nèi)管各開孔處壓力均大于環(huán)形微反應(yīng)區(qū)壓力，不再產(chǎn)生反應(yīng)液由微孔噴入反應(yīng)器內(nèi)管的現(xiàn)象。

圖3 反應(yīng)器內(nèi)管與環(huán)形微反應(yīng)區(qū)內(nèi)流體壓力的變化圖

由上述分析得到，當(dāng)內(nèi)管速度與外管速度比為3∶1∶1時，反應(yīng)器內(nèi)各微孔處均在環(huán)形微反應(yīng)區(qū)內(nèi)產(chǎn)生撞擊束，達(dá)到利用率高、各開孔處峰值速度大的要求，選用3∶1∶1的比值作為正交試驗(yàn)的入口速度比。

3 正交試驗(yàn)

3.1 正交試驗(yàn)評定指標(biāo)

流體間的離散程度、剪切力及湍動能的大小與微團(tuán)間相對速度梯度的大小成正比，即流團(tuán)間速度梯度越大，其速度離散程度越高、湍動能越大、分子間相互剪切運(yùn)動越強(qiáng)烈，越能夠促進(jìn)不同流團(tuán)間的混合與反應(yīng)。人們通常運(yùn)用在撞擊面的速度均方根差來表征液體的混合程度[10]。本文選用環(huán)形撞擊流反應(yīng)區(qū)軸向的速度均方根差來表征整個撞擊流設(shè)備中流團(tuán)的波動強(qiáng)度。在距入口頂端不同距離的開孔處沿軸向均勻采集30個速度數(shù)據(jù)點(diǎn)V，計(jì)算所取點(diǎn)的速度均方根差和平均速度A，根據(jù)式(3)、式(4)進(jìn)行計(jì)算。

式中，A為平均速度；為總的采樣次數(shù)；V為第個點(diǎn)的瞬時速度。所得速度均方根差越大，表明越能促進(jìn)液體的撞擊混合和反應(yīng)，混合效果越好。

3.2 試驗(yàn)因素確定

本文所設(shè)計(jì)的同軸撞擊流反應(yīng)器為一個整體的壓力容器，其內(nèi)部微孔每一個尺寸因素的改變都會影響整個反應(yīng)器內(nèi)流體的流動特性，不能對單一因素進(jìn)行單獨(dú)研究與分析，而選用正交試驗(yàn)的方法，可在不影響試驗(yàn)結(jié)果的前提下，對多因素進(jìn)行試驗(yàn)分析，可大大減少試驗(yàn)次數(shù)[10-11]。試驗(yàn)選用開孔排數(shù)、內(nèi)管軸向孔間距、內(nèi)管徑向開孔個數(shù)及開孔直徑作為影響此撞擊流設(shè)備混合和反應(yīng)效率的影響因素進(jìn)行研究，每因素取3個水平值，因素水平如表1所示。

表1 因素水平表

3.3 正交試驗(yàn)結(jié)果及分析

根據(jù)因素水平表及標(biāo)準(zhǔn)正交表采用L9(34)為試驗(yàn)的正交試驗(yàn)表，在進(jìn)入內(nèi)管反應(yīng)液的速度與進(jìn)入環(huán)形微反應(yīng)區(qū)反應(yīng)液的速度比為3∶1∶1的基本因素條件下，運(yùn)用CFD數(shù)值模擬技術(shù)對9組試驗(yàn)方案進(jìn)行模擬，選取距入口頂端不同距離開孔處的速度均方根差作為判定反應(yīng)器內(nèi)流體混合性能的評判標(biāo)準(zhǔn)，試驗(yàn)安排與結(jié)果如表2所示。

由表2可以看出，反應(yīng)器內(nèi)管沿軸向均勻開設(shè)6排微孔，每排微孔間距12mm，徑向均勻開設(shè)5個微孔，孔徑均為0.5mm的開孔方式獲得了最大的速度均方根差。為排除隨機(jī)因素，找出主要影響因素及各因素對環(huán)形微反應(yīng)區(qū)內(nèi)流體混合性能影響的主次順序，需對表2中所獲得的速度均方根差的極差進(jìn)行直觀分析。

表3為9組速度均方根差的極差分析結(jié)果，極差數(shù)值的大小代表在各因素水平產(chǎn)生波動時，試驗(yàn)指標(biāo)的變化程度，哪個因素的極差數(shù)值越大，表示其對試驗(yàn)指標(biāo)的影響程度越強(qiáng)烈。由表3的分析結(jié)果可以得出：開孔排數(shù)對環(huán)形微反應(yīng)區(qū)內(nèi)流體混合性能影響最大，其次是每排開孔數(shù)，孔距和孔徑相對影響較小。

表2 試驗(yàn)安排與結(jié)果

表3 速度均方根差極差分析

K值為各水平所對應(yīng)的速度均方根差和的平均值，由K的大小可以判斷各因素的最優(yōu)水平和最優(yōu)組合。由表3中的計(jì)算結(jié)果可以得到，4種因素最優(yōu)的水平組合為：開孔排數(shù)=6排(3)、徑向孔間距=12mm (2)、軸向每排孔的開孔個數(shù)=5個(3)、孔徑=0.5mm(2)。

4 仿真結(jié)果分析

為了驗(yàn)證正交試驗(yàn)最優(yōu)結(jié)果的正確性，對模型開孔分布進(jìn)行重新定義并對其反應(yīng)器內(nèi)部的流場結(jié)構(gòu)進(jìn)行數(shù)值模擬分析。圖4為優(yōu)化后模型軸向截面（=0）各開孔處的速度分布云圖，各開孔處的坐標(biāo)位置為：1= –80mm，2= –92mm，3= –104mm，4= –116mm，5= –128mm，6= –140mm。如圖4所示，在壓力作用下，6排微孔均可在環(huán)形微反應(yīng)區(qū)形成撞擊束，由于內(nèi)管底部封閉，外管開放，加之反應(yīng)液垂直方向多次碰撞帶來的壓力波動，使遠(yuǎn)離入口頂端的開孔處內(nèi)管與環(huán)形微反應(yīng)區(qū)形成了較大的壓力差，從而出現(xiàn)內(nèi)管流體自上而下各開孔處速度越來越高的現(xiàn)象。

圖5為距入口頂端不同距離處微孔的噴出速度變化圖，由圖5所示，反應(yīng)液進(jìn)入反應(yīng)器內(nèi)管后，在開孔處自上而下分別獲得了7.2m/s、8.3m/s、9.8m/s、10.8m/s、12.4m/s、14.2m/s的噴射速度，使反應(yīng)器在軸向獲得較高的利用率。兩反應(yīng)液碰撞后，混合反應(yīng)液徑向速度急劇降至1m/s以下，轉(zhuǎn)化為軸向速度流向下一微孔，并與下一開孔處以更高速度徑向噴出的反應(yīng)液再次進(jìn)行碰撞，如此反復(fù)，實(shí)現(xiàn)了反應(yīng)液的多次撞擊混合與反應(yīng)。

圖4 優(yōu)化后模型軸向截面（y=0）各開孔處的速度分布云圖

圖5 距入口頂端不同距離處微孔的噴出速度變化圖

圖6為反應(yīng)液在軸向不同開孔排處的徑向截面速度分布云圖，由圖可以看出，自上而下，每排孔間的徑向噴出速度均產(chǎn)生了6.5m/s的速度差，速度梯度較高，混合效果明顯。

由于反應(yīng)器內(nèi)管底部封閉，反應(yīng)液進(jìn)入反應(yīng)器內(nèi)管后，其動能轉(zhuǎn)化為壓力能，圖7為反應(yīng)液在不同開孔排處的徑向截面壓力分布云圖，由圖可見：反應(yīng)器內(nèi)管壓力由上至下逐漸變大，分布在1.2×105～1.64×105Pa之間，環(huán)形微反應(yīng)區(qū)壓力由上至下逐漸變小，分布在0.19×105～1.402×105Pa之間，內(nèi)管和環(huán)形微反應(yīng)區(qū)形成了較大的壓力差，壓力梯度較大，因此反應(yīng)器內(nèi)流體獲得了較大的湍動能，混合強(qiáng)度好，有助于促進(jìn)混合撞擊和反應(yīng)。

通過對優(yōu)化后的反應(yīng)器模型進(jìn)行數(shù)值分析，結(jié)果表明，對反應(yīng)器優(yōu)化后的設(shè)計(jì)方案能夠使反應(yīng)液在環(huán)形微反應(yīng)區(qū)內(nèi)產(chǎn)生高紊流強(qiáng)度的撞擊束，且充斥整個環(huán)形微反應(yīng)區(qū)內(nèi)，反應(yīng)區(qū)可得到充分利用，有助于提高反應(yīng)液的混合與反應(yīng)效率，利于制備納米材料。

圖6 反應(yīng)液在軸向不同開孔排處的徑向截面速度分布云圖

圖7 反應(yīng)液在軸向不同開孔排處的徑向截面壓力分布云圖

5 結(jié)論

（1）通過單因素試驗(yàn)方法，得到進(jìn)入內(nèi)管反應(yīng)液的速度與進(jìn)入環(huán)形微反應(yīng)區(qū)反應(yīng)液的速度比為3∶1∶1時，內(nèi)管壓力大于環(huán)形微反應(yīng)區(qū)壓力，可保證內(nèi)管反應(yīng)液高速噴入到環(huán)形微反應(yīng)區(qū)內(nèi)，產(chǎn)生撞擊束，促進(jìn)兩種反應(yīng)液的充分混合與反應(yīng)。

（2）通過設(shè)計(jì)正交試驗(yàn)，運(yùn)用CFD數(shù)值模擬技術(shù)，以反應(yīng)器內(nèi)流場的速度均方根差為試驗(yàn)評判指標(biāo)，通過對速度均方根差做極差分析得到各因素對試驗(yàn)結(jié)果的影響順序?yàn)椋洪_孔排數(shù)＞每排開孔 數(shù)＞孔距＞孔徑，并得到最佳開孔方案為：微孔孔徑=0.5mm、軸向孔間距=12mm、徑向每排的開孔個數(shù)=5個、開孔的排數(shù)=6排。

（3）對最佳開孔方案的反應(yīng)器模型進(jìn)行數(shù)值模擬，其各開孔處均產(chǎn)生了高紊流強(qiáng)度的撞擊束，撞擊區(qū)域充斥整個環(huán)形微反應(yīng)通道，驗(yàn)證了正交試驗(yàn)的正確性，同時，為納米材料的連續(xù)、高效制備提供了優(yōu)化的設(shè)備設(shè)計(jì)方案。

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Optimization of the inner tube openings for the new type of impinging stream reactor based on CFD numerical simulation

LI Zhenjiang1，2，SUN Kunyan1，SONG Guanying1

（1College of Electromechanical Engineering，Qingdao University of Science and Technology，Qingdao 266061，Shandong，China；2College of Sino-German Science and Technology，Qingdao University of Science and Technology，Qingdao 266061，Shandong，China）

Based on the self-designed coaxial impinging stream reactor，the present study optimized the inner tube openings by applying CFD numerical simulation technology. Firstly，the velocityscale of raw material solution in the tube inside and outside the entrance were determined by a single-factorexperiment，and then orthogonaltest was designed based on perforated row number，inner tube axial spacing，the number of radial holes inand hole diameterthese four test factors respectively. Each set of experiments was designed by numerical simulation，and with micro-holes at different distances from the entrance to the top Speed root-mean-square deviation of evaluation index，the optimization design of inner tube openings was obtained，in which reactor tube evenly along the axial opens 6 micro-holes，with each micro-hole spacing 12mm. Radial direction opens 5 micro-pores evenly，with the aperture of 0.5mm. Based on orthogonal test of optimization results，the model was redefined and circular micro-flow structure within the reaction zone was analyzed by numericalsimulation. The results showed that the bombarding beam had a higher velocity gradient and reaction fluid in annular micro- reaction zone not only collide with each other violently，but also they were fully mixed. Finally，this study achieved theoptimal designof the inner tube opening.

reactors；computational fluid dynamics，CFD；numerical simulation；optimal design；microchannels

TQ016.5+5

A

1000–6613（2017）12–4385–07

10.16085/j.issn.1000-6613.2017-0659

2017-04-07；

2017-06-28。

國家自然科學(xué)基金（51672144，51572137，51502149，51272117）、省自然科學(xué)基金（ZR2016EMB25）及泰山學(xué)者工程專項(xiàng)經(jīng)費(fèi)項(xiàng)目。

李鎮(zhèn)江（1963—），男，博士，教授，泰山學(xué)者，博士生導(dǎo)師，主要研究方向?yàn)楣δ芗{米材料及其合成設(shè)備的研制。E-mail：zjli126@126.com。