袁 祥,陳仙輝,周 旭,夏維東,葉桃紅

(中國科學(xué)技術(shù)大學(xué) 工程科學(xué)學(xué)院,安徽 合肥 230027)

電弧等離子體具有高溫、高焓和高化學(xué)活性的特點,在涂層和表面處理[1-2]、冶金[3-4]、微納米材料制備[5-7]等領(lǐng)域有著廣泛的應(yīng)用。例如等離子體法熱解煤制乙炔CO2排放低、耗水量較少,可以得到比傳統(tǒng)方法更高的乙炔收率[8-9];等離子體直接熱解燃料制備炭黑,可以避免氮氧化物生成的同時副產(chǎn)物是氫氣,原料的利用率與轉(zhuǎn)化率很高[10];等離子體噴涂技術(shù)[11]在對顆粒加熱的過程中,數(shù)千度的高溫可使化工原料熔融,并通過高速射流將其沖擊到基板表面形成涂層。雖然電弧等離子體技術(shù)在各類工業(yè)生產(chǎn)中已經(jīng)得到了充分的發(fā)展,但還是存在一些技術(shù)瓶頸。煤粉裂解乙炔過程中等離子體射流與固態(tài)煤粉接觸面小,難以均勻加熱煤粉,乙炔的收率得不到進一步的提高。由于電弧能量過于集中,制備炭黑時反應(yīng)場溫度不均勻,產(chǎn)品一致性較差。而等離子體噴涂技術(shù)中射流的核心區(qū)域溫度遠遠高于其他區(qū)域,顆粒難以完全進入高速的射流核心區(qū),部分顆粒的加熱不完全,基板涂層的均勻性難以達到工業(yè)標(biāo)準(zhǔn)。因此,為了彌補電弧等離子體能量集中、等離子體-冷物料混合困難,產(chǎn)生溫度均勻的大面積電弧等離子體加強混合尤為關(guān)鍵。

早期的等離子體發(fā)生器往往是單炬的結(jié)構(gòu),單炬產(chǎn)生的等離子體射流的功率隨著工業(yè)的發(fā)展存在逐漸變大的趨勢[12-13]。軸線式等離子體炬的出口處溫度的分布極不均勻,溫度的脈動幅度會達到百分之幾十,而磁驅(qū)動電弧正是對這一問題進行改進,磁場的作用使電弧高速旋轉(zhuǎn),能夠產(chǎn)生溫度均勻的大面積熱等離子體[14-16]。20世紀(jì)中后期英國、德國、美國[17]等都曾使用同軸式磁旋轉(zhuǎn)電弧等離子體發(fā)生器進行裂解煤制乙炔的實驗研究,美國的AVCO公司1MW功率的等離子體反應(yīng)取得了中試實驗成功。但是此類磁旋轉(zhuǎn)電弧發(fā)生器的擴散電弧只有在大功率、強磁場的條件下才能保持穩(wěn)定,且軸向方向的等離子體會呈現(xiàn)收縮狀態(tài),軸向長度較短,化工原料的加熱過程比較短且運動軌跡雜亂,受熱角度不均勻,有一定的局限性,要實現(xiàn)工業(yè)化會有很多瓶頸問題難以解決。為了產(chǎn)生溫度均勻的熱等離子體的同時滿 足高功率、高效率的條件,雙射流等離子體炬[18-20]以及多射流等離子體炬[21-23]逐漸發(fā)展起來。

本文基于雙炬射流形式的等離子體反應(yīng)器采用LES方法模擬研究炬軸向偏轉(zhuǎn)角與動量比對內(nèi)部流場結(jié)構(gòu)、溫度場以及流體混合的影響。在此基礎(chǔ)上,通過調(diào)整反應(yīng)器的結(jié)構(gòu)參數(shù)得出了最大效果獲得大面積高溫、溫度均勻等離子體的方法,可用于指導(dǎo)等離子體反應(yīng)器結(jié)構(gòu)優(yōu)化和各類熱等離子體化工原料生產(chǎn)。

1 數(shù)值方法和幾何模型

1.1 物理模型

圖1(a)為該雙炬射流反應(yīng)器的幾何結(jié)構(gòu)與計算域示意圖。反應(yīng)器的頂部為冷空氣入口,其直徑大小為D=40 mm。兩只射流炬以中心軸線為基準(zhǔn)對稱布置在反應(yīng)器上,射流入口直徑為Da=20 mm,反應(yīng)器整體長度L=500 mm,直徑R=150 mm。圖1(b)展示了該反應(yīng)器的軸向截面,α為炬與豎直面之間的夾角,α的大小分別為30°、45°、60°與90°。

圖1 反應(yīng)器物理模型

表1 雙炬射流的流動參數(shù)

1.2 控制方程

本文運用LES方法研究了熱等離子體雙炬射流與冷空氣射流的流動與混合特性的影響。

為了簡化計算,不考慮反應(yīng)器內(nèi)部的化學(xué)反應(yīng),以空氣作為等離子體氣體,同時用冷空氣代表碳氫化合物原料。針對本文的研究工作,采用了以下假設(shè)：

(1)等離子體處于局部熱力學(xué)平衡(LTE)態(tài);

(2)忽略輻射能量交換;

(3)重力忽略不計。

基于以上假設(shè),在有限體積法求解的CFD平臺OpenFOAM,使用植入了Navier-Stokes與能量方程的rhopimpleFoam求解器,笛卡爾坐標(biāo)系下可壓縮的控制方程為

(1)

(2)

(3)

τij為分子黏性力,其表達式為

(4)

1.3 數(shù)值方法

rhopimpleFoam求解器使用了SIMPLE與PISO結(jié)合的PIMPLE算法,通過求解壓力方程來確保質(zhì)量守恒,再對現(xiàn)行的速度進行修正來滿足動量方程。對流項的計算采用了二階van-Leer-TVD格式,時間項為CrankNicolson格式,計算過程中為了保證數(shù)值的穩(wěn)定性,動態(tài)調(diào)整計算時間步長,時間步長數(shù)量級為10-7s,同時保證庫朗數(shù)小于0.5。

本文熱等離子體射流入口處的速度與溫度滿足以下分布：

T(r)=(Tm-Tw)[1-(r/R)4]+Tw

(5)

v(r)=vm(1-(r/R)4)

(6)

其中Tm=3 000 K為熱等離子體溫度,Tw=300 K為反應(yīng)器壁面溫度。熱等離子體與冷空氣的vm分別為178、20.1 m/s,同時為兩股射流的平均速度添加白噪聲以實現(xiàn)2%的湍流入口速度邊界條件;出口處為總壓邊界條件,壓力為1atm;壁面為處溫度與壓力分別為300 K與1atm,速度為無滑移邊界。

1.4 網(wǎng)格獨立性校驗

反應(yīng)器計算域的網(wǎng)格使用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分的策略,選取三套網(wǎng)格,網(wǎng)格總數(shù)分別為250萬、500萬與800萬,利用這三套網(wǎng)格對比了反應(yīng)器內(nèi)軸線處平均溫度的變化規(guī)律。根據(jù)反應(yīng)器長度L對軸向距離z進行無量綱化,令z/L=0為冷空氣入口處,從圖2可以看出,500萬網(wǎng)格與800萬網(wǎng)格的算例情況下,軸線處溫度峰值相同,后續(xù)的溫度分布差異幾乎可以忽略不計。綜合考慮仿真精度以及計算所需時間等因素,本文采用500萬網(wǎng)格數(shù)量的模型進行雙炬射流等離子體反應(yīng)器數(shù)值模擬。

圖2 網(wǎng)格獨立性驗證

2 結(jié)果與討論

對表1中的六種工況進行LES模擬分析,研究了雙炬射流反應(yīng)器內(nèi)不同炬軸向偏轉(zhuǎn)角與熱等離子體射流動量比對空氣等離子體射流平均流場、瞬時流場、湍流統(tǒng)計特性、渦量特征及混合特征的影響,并得出了最大效果獲得大面積高溫與溫度均勻熱等離子體的方法。

2.1 平均流場

根據(jù)冷空氣入口直徑與反應(yīng)器長度對徑向長度與軸向長度進行無量綱化,case1～case6的平均溫度的分布如圖3所示。等離子體反應(yīng)器雙炬在x=0截面對稱布置,高溫等離子體射流會沿射流方向中心區(qū)域?qū)ψ?部分熱等離子體氣體會向上反沖與入口處的冷空氣射流對撞,形成回流區(qū)。隨著偏轉(zhuǎn)角的增大,射流高溫區(qū)域會向反應(yīng)器上游偏移,回流區(qū)域增大,同時冷空氣與熱等離子體的混合區(qū)域也隨之增大。在不改變偏轉(zhuǎn)角的情況下改變熱等離子體射流動量比,反應(yīng)器內(nèi)回流區(qū)與混合區(qū)域的面積保持不變,內(nèi)部溫度更加均勻,對于動量通量比最大的case6,反應(yīng)器內(nèi)平均溫度趨于2 000 K。

圖3 case1～case6中x-z截面的平均溫度分布

圖4展示了case1～case6中x-z截面上的平均軸向速度與流線分布、圖5展示了case1～case4中對撞中心處x-y截面的流線分布。其中,對于偏轉(zhuǎn)角從30°到90°的情況下,對撞中心處指的是z=(70+zh)mm處,zh為炬與壁面的下交點到兩炬交點中心的豎直距離。混合過程中以對流為主要機制的區(qū)域定義為混合區(qū)[26],從圖4可以看出,在小角度的情況下冷氣流會以較高的速度直接穿過混合區(qū)域,在混合區(qū)域的停留時間較短,冷氣流與熱等離子體射流因?qū)α鞫a(chǎn)生的換熱相對較少。另外,兩股射流對撞后一部分沿中心軸線流動,另一部分沿壁面流動,沿壁面流動的射流撞擊壁面后會與軸線處的射流形成沿軸線對稱的兩個渦旋區(qū),隨著偏轉(zhuǎn)角逐漸增大,渦旋區(qū)的位置越來越靠近上游。在不改變偏轉(zhuǎn)角的情況下改變動量比,如圖4中的case3、case5、case6,軸向速度隨著動量比成倍增加,但流動區(qū)域的流型不會發(fā)生改變。

圖4 case1～case6中x-z截面的平均軸向速度與部分流線分布

圖5 case1～case4中對撞中心處x-y截面流線分布

觀察圖5中的流線分布可以得出,不同角度下的射流發(fā)生碰撞后形成渦旋的形態(tài)和數(shù)量有所不同,case1中,兩股高溫射流的主體部分沿正向流動形成渦旋,其余部分因為旋流作用較弱,被卷入對撞流動的渦旋之中,因此圖中只有一個渦旋對的存在,這種模式下流型為吞沒流型。在θ>45°之后,對撞后的高溫射流形成了大小不一的兩個渦旋對,case1模式下的一對渦旋依然存在,不同的是兩股射流的小部分流動又分為兩部分,一部分被對撞流卷吸,一部分沿反方向流動形成較小的渦旋,因此圖中展示的是一大一小的兩個渦旋對,而隨著偏轉(zhuǎn)角繼續(xù)增大至90°,兩股高溫射流對撞后,一分為二沿著反向流動,最終形成了四個對稱的渦旋,這種模式的流型稱之為渦流型,這也說明了炬偏轉(zhuǎn)角增大的過程也即流型由吞沒型向渦流型的轉(zhuǎn)變過程。

令z/L=0代表冷空氣入口處,圖6為case1～case6炬中心軸線上平均溫度、平均軸向速度與平均空氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)的變化。從圖6中可以得出,當(dāng)偏轉(zhuǎn)角發(fā)生改變后,平均溫度、平均軸向速度與平均熱等離子體質(zhì)量分?jǐn)?shù)的峰值的大小和位置都會發(fā)生改變。圖6(a)中虛線為平均溫度為2 000 K的等值線,在不改變動量比的情況下,不同偏轉(zhuǎn)角算例下最終達到均勻分布情況的溫度都是相當(dāng)?shù)?偏轉(zhuǎn)角為30°時,軸線處的最高溫度達不到2 000 K,而偏轉(zhuǎn)角為60°與90°的峰值溫度相近,不同的是90°偏轉(zhuǎn)角的算例下,平均溫度達到穩(wěn)定后的情況所需要的流動距離更短。不改變偏轉(zhuǎn)角而改變動量比后,平均溫度的變化規(guī)律相似,不同的是更大動量比所達到的穩(wěn)定溫度更高。圖6(b)中的虛線為平均軸向速度為0 m/s的等值線,當(dāng)Uz>0也就意味著射流向上游流動,當(dāng)偏轉(zhuǎn)角大于45°之后,反應(yīng)器內(nèi)部開始出現(xiàn)因為逆流而形成的回流區(qū),這種情況下相當(dāng)于增加了冷空氣與熱等離子體的再循環(huán)區(qū),更有利于它們之間的快速混合。分析圖6(b)和圖5(c)可以發(fā)現(xiàn),偏轉(zhuǎn)角為60°與90°的算例軸向速度分布近乎成對稱狀,且這兩種情況下的平均空氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)相近。

圖6 case1～case6軸線處的平均溫度、平均軸向速度、空氣平均質(zhì)量分?jǐn)?shù)

2.2 瞬時流場

將高溫射流通過計算域的時間0.04 s作為一個周期,計算20個周期后流動已經(jīng)達到穩(wěn)定,圖7～圖10展示了case3與case4在x-z截面上流動穩(wěn)定后瞬時溫度、瞬時軸向速度隨時間的演化。從圖7～圖8中可以發(fā)現(xiàn)射流軸線不會完全對稱,尤其是在混合層附近,對撞面不會保持穩(wěn)定,而是發(fā)生了偏移,兩股高溫射流對撞后會偏向同一方向流動,這種現(xiàn)象在撞擊流中被稱為偏斜振蕩[27-28],這種不穩(wěn)定的流動現(xiàn)象是噴流之間區(qū)域壓力降低引起的,所有振蕩相互作用的情況都會伴隨著渦旋運動的形成。對比case3、case4中高溫流體在混合區(qū)的停留情況,當(dāng)偏轉(zhuǎn)角達到90°時,兩股高溫射流沿反方向流動,冷空氣進入回流區(qū)后會與熱等離子體射流形成的渦旋快速混合,獲得較為均勻的溫度分布。

圖7 case3中x-z截面瞬時溫度分布隨時間的演化

圖8 case3中x-z截面瞬時軸向速度分布隨時間的演化

圖9 case4中x-z截面瞬時溫度分布隨時間的演化

圖10 case4中x-z截面瞬時軸向速度分布隨時間的演化

為了表征冷空氣與熱等離子體射流混合過程中射流偏轉(zhuǎn)角對瞬時流場結(jié)構(gòu)的影響,引入了基于速度張量?U的第二不變量Q準(zhǔn)則[29]。圖11展示了case1～case4中使用熱等離子體氣體質(zhì)量分?jǐn)?shù)著色的Q=30 000的等值面瞬時圖?？梢园l(fā)現(xiàn)不同射流偏轉(zhuǎn)角下,冷空氣與熱等離子體形成的渦結(jié)構(gòu)明顯不同。偏轉(zhuǎn)角變大的過程中,兩股射流的對沖作用增強,混合流體對壁面的沖擊促成了周向渦的形成,周向渦對周圍射流的卷吸作用較強,因此附近的冷空氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)相對更低,靠近冷空氣入口的區(qū)域混合流體的渦環(huán)加強了流體的混合。射流偏轉(zhuǎn)角較小時渦的破碎較為緩慢,當(dāng)冷空氣與熱等離子體氣體達到預(yù)期的混合后,渦結(jié)構(gòu)的破碎現(xiàn)象更加顯著,渦結(jié)構(gòu)從形成到破碎的過程也即是冷空氣與熱等離子體射流的混合過程。

圖11 case1～case4中Q準(zhǔn)則等值面瞬時圖,用熱等離子體質(zhì)量分?jǐn)?shù)著色

2.3 湍流統(tǒng)計分析

圖12 case1～case6中x-z截面的溫度脈動

圖13 case1～case6中x-z截面的軸向速度脈動

圖14 case1～case6中不同x-y截面的湍流動能

2.4 混合特征

在雙炬射流反應(yīng)器中,混合區(qū)域的渦量越強,冷空氣與熱等離子體射流的卷吸混合效果越好。統(tǒng)計case1～case4中不同x-y截面的渦量大小如圖15所示,各算例中渦量都為單峰值分布,分析發(fā)現(xiàn)圖11中Q=30 000情況下的渦結(jié)構(gòu)與渦量大小發(fā)展趨勢相同。算例case4偏轉(zhuǎn)角最大,渦量峰值位于回流區(qū),形成的周向渦卷吸作用最強,當(dāng)冷空氣與熱等離子體射流達到預(yù)期的混合后,即流向距離最短的混合區(qū)后,渦量大小急劇下降,此時的渦對混合流體的流動影響并不明顯。而其他算例中渦量峰值大小相差不大,保持著經(jīng)過混合區(qū)域后不斷衰減的趨勢。

圖15 case1～case4中不同x-y截面的渦量

對于本文中冷氣流與熱等離子體混合的情況,采用描述方法[30]計算混合不均勻性β。

(7)

C為實際情況混合時等離子體氣體的質(zhì)量分?jǐn)?shù),C∞為理想混合時等離子體氣體的質(zhì)量分?jǐn)?shù),本文的雙射流計算中C∞值對應(yīng)射流速度178、356和534 m/s的值分別為0.36、0.47與0.57。β值的大小表征了理想混合情況與實際混合情況下等離子體氣體質(zhì)量分?jǐn)?shù)的差異。觀察圖16可以發(fā)現(xiàn)各算例的β值在反應(yīng)器中游之后保持穩(wěn)定,對于不同偏轉(zhuǎn)角度,增大偏轉(zhuǎn)角后反應(yīng)器內(nèi)各區(qū)域段的β值降低。90°算例整體β值較小,且在混合初期,熱等離子體射流反沖形成的回流區(qū)使得β值顯著下降。而只是改變動量比的情況下,case4、case5、case6的β值在經(jīng)過混合區(qū)之后變化不大。

圖16 case1～case6中不同x-y截面的混合不均勻性

為了估算混合時間,更好地來衡量混合效果,將混合距離lm定義為混合不均勻性β最大值與最小值之間的軸向距離,混合時間τm將由τm=lm/v得出[31],v表示混合距離內(nèi)的平均軸向速度。從表2的混合時間可以得出,在本文所研究的各個角度中,混合最快的角度為90°,并且混合時間遠小于其他角度的算例,從前面的分析可以得出,該角度情況下對撞流產(chǎn)生的渦旋增加了各組分的接觸面積,減小了混合距離,在小距離的溫度脈動與速度脈動更顯著,擴散效果更強,物料的混合效果更好。同時,在改變動量比也即增加熱等離子體流量的情況下,冷氣流與熱等離子體的混合效果有顯著的增強,這樣的結(jié)果有利于開展后續(xù)四炬與六炬射流混合的模擬研究。

表2 case1～case6的混合時間 s

3 結(jié) 論

本文基于雙炬射流形式的等離子體反應(yīng)器采用LES方法模擬研究炬軸向偏轉(zhuǎn)角與動量比對內(nèi)部流場結(jié)構(gòu)、溫度場以及流體混合的影響。結(jié)果表明,冷空氣與熱等離子體射流的混合和炬軸向偏轉(zhuǎn)角和熱等離子體射流的流量有很大的關(guān)系,當(dāng)炬軸向偏轉(zhuǎn)角增大或增大動量通量比后兩者的混合效果變得更好。

渦流的發(fā)展對混合特性至關(guān)重要,兩股高溫射流發(fā)生對撞后會產(chǎn)生偏斜振蕩現(xiàn)象,振蕩的相互作用會伴隨著渦旋運動的形成。當(dāng)偏轉(zhuǎn)角增大后,渦旋對的數(shù)量會增加,混合流體流動模式會由吞沒型轉(zhuǎn)變?yōu)闇u流型,混合層處渦量強度會提升,熱等離子體射流對冷空氣的卷吸作用加強了它們之間的混合。