喷孔结构对FDY型吸丝枪流场影响的数值模拟分析

魏 曼, 李永贵，， 陈东生， 甘应进

(1. 江南大学 纺织服装学院， 江苏 无锡 214122； 2. 闽江学院 福建省高校纺织服装研究工程中心， 福建 福州 350108)

传统以空气为动力的吸丝枪[1-3]和高压水流为动力的吸丝枪[4-5]的吸丝速度不超过7 000 m/min。在超高速(卷绕速度为6 000～12 000 m/min)纺丝过程中，只能先降低卷绕速度，进行生头或换筒，然后再回到正常的速度，降低了纺丝效率，影响成丝质量，因此，迫切需要开发新型的超高速吸丝枪。

为给制备强吸丝力和低能耗的高性能吸丝枪提供技术支持，Iemoto和Li等系统研究了FDY型吸丝枪主要结构参数对吸丝效率[6]、流场[7-8]和纱线运动[9-10]的影响，并进一步优化设计了吸丝枪结构[11-13]，得到了更加合理的喷嘴结构[12]。但是，喷嘴中喷孔结构参数对吸丝枪性能的影响机制尚未阐明。本文使用计算流体动力学软件CFX 12.1，对具有不同喷孔结构的吸丝枪内部流场进行数值模拟，通过分析其流场分布与吸丝性能之间的关系，揭示喷孔结构对吸丝枪性能的影响机制，为进一步提高吸丝枪性能提供理论依据。

1 吸丝枪的结构及喷孔结构参数

图1为本文研究所用的吸丝枪的结构示意图。其作用原理在文献[6,12]中已做过详细说明。

注：①—纱线吸入管；②—喷嘴；③—拉瓦尔管；④—直管。图1 吸丝枪结构示意图(喷孔孔数N=3)Fig.1 Illustration of yarn suction gun (number of jet orifices N=3)

本文研究考察的喷孔结构参数为喷孔孔数N，孔径d及角度φ，其取值如表1所示。

表1 喷孔结构参数Tab.1 Geometrical parameters of jet orifice

2 数值模拟方法

图2 三维计算域Fig.2 Three-dimensional computation domain. (a) Front view of yarn suction gun;(b) Vertical view of yarn suction gun; (c) Local region in and near nozzle

由于纱线直径比丝道的尺寸小得多，对流场的影响可忽略不计，因此，数值模拟是在假设气道中没有纱线的条件下进行的，简化了计算过程。图2示出吸丝枪的三维计算域。由于文献[12]中采用0.6 MPa(绝对压力，以下均为绝对压力)的供气压力进行实验，为便于比较，本文研究采用压缩空气供气压力是P0=0.601 3 MPa和绝对温度T0=293 K。

由于喷孔直径相对很小，所以，在喷孔中会达到超临界状态[14]，因此，喷孔入口的边界条件采用临界条件。直管和吸入管出口边界条件为环境大气，即气压Pa=0.101 3 MPa和绝对温度Ta=293 K。空气被假设为黏弹性理想气体。控制方程选择三维非定常可压缩Navier-Stokes方程，湍流模型选用k-ε模型。空气在吸丝枪内高速运行，几乎没有时间和外界进行热交换。所以，该气流假设为绝热流。采用该方法计算模拟吸丝枪内流体分布具有较高的准确度，模拟结果和实验结果基本吻合[7-8]。

本文研究使用软件CFX 12.1对吸丝枪内部流场进行数值模拟。所用的计算机为Dell T5500(2个CPU (Intel & Xeon E5630，2.53 GHz)；RAM 12.0 GB)。例如，对于吸丝枪(N=3、d=2.0 mm、φ=75°)，网格数为9 685 143，需要8 h完成计算。

3 结果与讨论

3.1 喷孔数N对吸丝枪流场的影响

为便于比较不同孔数N对吸丝力的影响，在保证总进气孔面积(12.56 mm2)不变的情况下，改变N及d，设定φ=75°。

图3示出xz平面上不同喷孔数N的吸丝枪内在拉瓦尔管及其附近的气流密度ρ和气流速度v分布图。如图所示，当N=1时，ρ和v的分布比较紊乱，在拉瓦尔管管壁附近并没有形成明显的高密高速区，在管中心轴附近也没有出现真空区，尤其是在拉瓦尔管上游区域这一现象更为明显，不具备高速涡流的特征，所以，当N=1时，吸丝枪内没有产生强烈的涡流。由于篇幅限制，本文没有给出速度矢量分布图。流场的速度矢量图显示，当N=1时，空气从孔口喷出，迅速向四周膨胀扩散，导致喷嘴内气流混乱，气流失去稳定的方向，无法形成较强的涡流，因此，当N=1时，涡流很弱，拉瓦尔管内负压区很小，无法产生足够的吸力。这也是该条件下，文献[12]中吸丝枪不能吸入纱线的主要原因。

图3 xz平面上不同喷孔数N吸丝枪内气流密度ρ和气流速度v分布图(φ=75°)Fig.3 Contours of air density ρ and air velocity v in xz plane at different N (φ=75°). (a) Contours of ρ; (b) Contours of v

如图3所示，当N≤ 3时，随着N的增加，拉瓦尔管喉部附近的真空区逐渐增大，气流也逐渐向管壁附近集中，形成高密高速气流层，且ρ和v逐渐增大，即涡流强度逐渐增强。当N≥3时，随着N的增加，拉瓦尔管上游高速区有小幅减小，即涡流强度有所减弱。对喷孔出口附近的气流速度矢量图分析可知，随着N的增加，d减小，从喷孔喷出的气流由于膨胀造成的扩散减少，方向性增强；而且，由于喷出的几股气流的相互制约增强，气流的方向性也保持较好；最终使得形成的涡流强度增大。但是，喷孔过多(如N>3)，喷出的气流之间冲突增大，动能损耗增加，反而降低气流速度，降低涡流强度。这可能也是文献[12]中，实验所得吸丝张力F在N=3时最高的重要原因之一。

图4示出具有不同N的吸丝枪喉部(z=294.5 mm)、拉瓦尔管中部(z=332 mm)和直管中部(z=470 mm)的气流速度轴向分量vz和周向分量vc的径向分布图。虽然气流有径向速度分量，但与vz、vc相比非常小，可忽略不计，所以，本文不作讨论。当N=1时，vz在喉部的速度很低(见图4(a)、(d))，且分布不规则，尽管管壁附近vc较高，但不具备高速涡流的特征；在直管中，该涡流变得很弱(见图4(c)、(f))。

如图4所示，当N≥ 2时，在拉瓦尔管和直管中，管壁附近的vz与vc均远大于中心区域，所以形成较强的涡流。N对vz的影响远小于对vc的影响，甚至可忽略不计。所以，吸丝枪的吸丝性能更多地取决于vc，而不是vz。在管壁附近，随着N的增加，vc先增大后减小，在N=3时，取得最大值。直管中，vz与vc的分布几乎不受N的影响(图4(c)、(f))。吸丝枪对纱线的吸引力，即吸丝张力F，可由下式[7]得出：

图4 具有不同N吸丝枪内空气轴向速度分量vz和周向速度分量vc的径向分布(φ=75°)Fig.4 Radial distributions of vz and vc at different N (φ=75°). (a) Throat (vz); (b) Middle of Laval tube (vz); (c) Middle of straight tube (vz); (d) Throat (vc); (e) Middle of Laval tube (vc); (f) Middle of straight tube (vc)

式中：Cf为摩擦阻力系数；ρ为空气密度；v′为气流速度；v为纱线速度；d为纱线直径；L为纱线在气流中的长度。所以，当v′不变时，F受到v、ρ和L的影响。ρ的变化对F的影响要远小于v的影响。

随着N的增加，吸丝枪内形成强烈的涡流，大部分气流沿着纱线推进管管壁做螺旋运动，形成高速高密区。气流的高速旋转引起吸入的纱线沿着管壁在高速旋流中运动。当N=3时，拉瓦尔管管壁附近相对高的v和ρ区域(见图3)提高了F。

在螺旋运动状态下，空气与纱线间的接触面积比直线状态下要大很多。气流的螺旋运动引起L的大幅增加，从式中看出，L越大，F越大。vc对L起主要决定作用。随着vc的增加，螺旋运动中纱线的螺距变小，L变大，因此，F增大。在拉瓦尔管壁附近，vc在N=3时取得最大值，这是F在N=3处得到最大值[12]的重要原因之一。

综上所述，根据模拟结果和实验可知：喷孔数N=3比较合理；模拟结果与实验结果比较吻合(实验方法及实验结果见文献[12])，能够用来阐明吸丝枪吸丝机理；N变化主要通过控制喷出气流的扩散和方向性，引起ρ和vc的变化，从而影响F。

3.2 喷孔孔径d对流场的影响

图5为xz平面上具有不同d的吸丝枪在拉瓦尔管及其附近的ρ和v的分布图。其他的参数为：N=3,φ=75°。 由图中可看出，随着d增加，拉瓦尔管喉部附近的真空区和管壁附近的超音速区域逐渐增大，v也随着增加，即枪内涡流越来越强。这是因为随着d的增加，空气流量增大，根据质量守恒定律，v随着增大。当d≥2.2 mm时，在拉瓦尔管上游出现正激波，并随着d的增大向下游移动。正激波的产生使一部分动能转换成热能[14]，这部分热能对吸丝没有作用。

图5 xz平面上不同d的吸丝枪内的空气密度ρ和速度v分布图(N=3, φ=75°) Fig.5 Contours of air density ρ and air velocity v at different d(N=3, φ=75°). (a) Contours of ρ; (b) Contours of v

图6示出具有不同d的吸丝枪内拉瓦尔管喉部和中部的vz和vc的径向分布。如图所示，在管壁附近，随着d的增加，vz和vc都明显增大。理论上，随着d的增加，由于高速高密区域扩大(见图5)和vc明显增大(见图6)，F也应随着增大。然而，随着d的增加，F先增大后减小，在d=2.2 mm处获得最大值，吸丝效率h(F与空气质量流量之比)在d=2.0 mm达到最高[12]。其原因可能是，当d≥ 2.2 mm时出现的正激波损失了部分动能，降低了F。

3.3 喷孔角度φ对流场的影响

图7为xz平面上具有不同φ的吸丝枪内拉瓦尔管及其附近的r和v的分布图。其他参数为：N=3,d=2.0 mm。如图所示，随着φ增加，拉瓦尔管管壁附近r和v逐渐增大，即涡流强度逐步提高。

图8示出了具有不同φ的吸丝枪内拉瓦尔管喉部和中部的vz和vc的径向分布。如图所示：随着φ增加，管壁附近的vz和vc增加；φ对vz的影响很小，可忽略不计。这主要是因为，当φ增大时，空气入射时的周向速度分量增大，从而引起vc的增加。当φ>75°时，vc的增加很小。当φ过大时，如φ=80°，由速度矢量图发现，在拉瓦尔管收缩部出现更多的乱流和回流，阻碍了纱线推进管内空气速度和vc的增加，这将导致F的减小。

合理地增加φ，将引起涡流的增强和vc的增大，涡流的螺旋间距变小，从而使得纱线在推进管中的长度增加，F随之变大。由于前述乱流和返流的增加，过大的φ将降低F，因此，φ没有必要设计太大。实验也证明(实验方法及实验结果见参考文献[12])，随着φ增加，F在φ=75°达到最大值然后降低。

图6 具有不同d的吸丝枪内vz和vc的径向分布 (N=3, φ=75°)Fig.6 Radial distributions of vz and vc at different d(N=3, φ=75°). (a) Throat (vz); (b) Laval tube (vz); (c) Throat (ve); (d) Laval tube (vz)

图7 xz平面上不同φ的吸丝枪内的空气密度ρ和速度v分布图(N=3, d=2.0 mm) Fig.7 Contours of air density ρ and air velocity v in xz plane at different ρ (N=3, d=2.0 mm). (a) Contours of ρ; (b) Contours of v

图8 具有不同φ的吸丝枪内vz和vc的径向分布(N=3, d=2.0 mm)Fig.8 Radial distributions of vz and vc at different φ(N=3, d=2.0 mm). (a) Throat (z=294.5 mm); (b) Middle of Laval tube (z=332 mm)

4 结 论

本文通过数值模拟考察了喷孔结构对吸丝枪内部流场分布的影响，得到如下结果：喷孔数N的变化主要通过控制喷出气流的扩散和方向性，引起吸丝枪内空气密度ρ和周向速度分量vc的变化，从而影响吸丝力F；合理的喷孔孔径d有利于强烈涡流的形成，并避免正激波的产生，从而产生最佳的吸丝效果；增加φ主要将引起涡流的增强和vc的增大，从而使得F增加，过大的φ将产生较多的乱流和返流，导致F降低；合理的喷孔结构参数为：N=3、d=2.0 mm和φ=75°;F与空气速度分布密切相关，尤其是vc的影响最大；正激波的产生不利于吸丝枪的性能提高，应尽量避免。

FZXB

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