噴孔結(jié)構(gòu)對FDY型吸絲槍流場影響的數(shù)值模擬分析

魏 曼, 李永貴，， 陳東生， 甘應進

(1. 江南大學 紡織服裝學院， 江蘇 無錫 214122； 2. 閩江學院 福建省高校紡織服裝研究工程中心， 福建 福州 350108)

傳統(tǒng)以空氣為動力的吸絲槍[1-3]和高壓水流為動力的吸絲槍[4-5]的吸絲速度不超過7 000 m/min。在超高速(卷繞速度為6 000～12 000 m/min)紡絲過程中，只能先降低卷繞速度，進行生頭或換筒，然后再回到正常的速度，降低了紡絲效率，影響成絲質(zhì)量，因此，迫切需要開發(fā)新型的超高速吸絲槍。

為給制備強吸絲力和低能耗的高性能吸絲槍提供技術支持，Iemoto和Li等系統(tǒng)研究了FDY型吸絲槍主要結(jié)構(gòu)參數(shù)對吸絲效率[6]、流場[7-8]和紗線運動[9-10]的影響，并進一步優(yōu)化設計了吸絲槍結(jié)構(gòu)[11-13]，得到了更加合理的噴嘴結(jié)構(gòu)[12]。但是，噴嘴中噴孔結(jié)構(gòu)參數(shù)對吸絲槍性能的影響機制尚未闡明。本文使用計算流體動力學軟件CFX 12.1，對具有不同噴孔結(jié)構(gòu)的吸絲槍內(nèi)部流場進行數(shù)值模擬，通過分析其流場分布與吸絲性能之間的關系，揭示噴孔結(jié)構(gòu)對吸絲槍性能的影響機制，為進一步提高吸絲槍性能提供理論依據(jù)。

1 吸絲槍的結(jié)構(gòu)及噴孔結(jié)構(gòu)參數(shù)

圖1為本文研究所用的吸絲槍的結(jié)構(gòu)示意圖。其作用原理在文獻[6,12]中已做過詳細說明。

注：①—紗線吸入管；②—噴嘴；③—拉瓦爾管；④—直管。圖1 吸絲槍結(jié)構(gòu)示意圖(噴孔孔數(shù)N=3)Fig.1 Illustration of yarn suction gun (number of jet orifices N=3)

本文研究考察的噴孔結(jié)構(gòu)參數(shù)為噴孔孔數(shù)N，孔徑d及角度φ，其取值如表1所示。

表1 噴孔結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.1 Geometrical parameters of jet orifice

2 數(shù)值模擬方法

圖2 三維計算域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

由于紗線直徑比絲道的尺寸小得多，對流場的影響可忽略不計，因此，數(shù)值模擬是在假設氣道中沒有紗線的條件下進行的，簡化了計算過程。圖2示出吸絲槍的三維計算域。由于文獻[12]中采用0.6 MPa(絕對壓力，以下均為絕對壓力)的供氣壓力進行實驗，為便于比較，本文研究采用壓縮空氣供氣壓力是P0=0.601 3 MPa和絕對溫度T0=293 K。

由于噴孔直徑相對很小，所以，在噴孔中會達到超臨界狀態(tài)[14]，因此，噴孔入口的邊界條件采用臨界條件。直管和吸入管出口邊界條件為環(huán)境大氣，即氣壓Pa=0.101 3 MPa和絕對溫度Ta=293 K?？諝獗患僭O為黏彈性理想氣體?？刂品匠踢x擇三維非定?？蓧嚎sNavier-Stokes方程，湍流模型選用k-ε模型?？諝庠谖z槍內(nèi)高速運行，幾乎沒有時間和外界進行熱交換。所以，該氣流假設為絕熱流。采用該方法計算模擬吸絲槍內(nèi)流體分布具有較高的準確度，模擬結(jié)果和實驗結(jié)果基本吻合[7-8]。

本文研究使用軟件CFX 12.1對吸絲槍內(nèi)部流場進行數(shù)值模擬。所用的計算機為Dell T5500(2個CPU (Intel & Xeon E5630，2.53 GHz)；RAM 12.0 GB)。例如，對于吸絲槍(N=3、d=2.0 mm、φ=75°)，網(wǎng)格數(shù)為9 685 143，需要8 h完成計算。

3 結(jié)果與討論

3.1 噴孔數(shù)N對吸絲槍流場的影響

為便于比較不同孔數(shù)N對吸絲力的影響，在保證總進氣孔面積(12.56 mm2)不變的情況下，改變N及d，設定φ=75°。

圖3示出xz平面上不同噴孔數(shù)N的吸絲槍內(nèi)在拉瓦爾管及其附近的氣流密度ρ和氣流速度v分布圖。如圖所示，當N=1時，ρ和v的分布比較紊亂，在拉瓦爾管管壁附近并沒有形成明顯的高密高速區(qū)，在管中心軸附近也沒有出現(xiàn)真空區(qū)，尤其是在拉瓦爾管上游區(qū)域這一現(xiàn)象更為明顯，不具備高速渦流的特征，所以，當N=1時，吸絲槍內(nèi)沒有產(chǎn)生強烈的渦流。由于篇幅限制，本文沒有給出速度矢量分布圖。流場的速度矢量圖顯示，當N=1時，空氣從孔口噴出，迅速向四周膨脹擴散，導致噴嘴內(nèi)氣流混亂，氣流失去穩(wěn)定的方向，無法形成較強的渦流，因此，當N=1時，渦流很弱，拉瓦爾管內(nèi)負壓區(qū)很小，無法產(chǎn)生足夠的吸力。這也是該條件下，文獻[12]中吸絲槍不能吸入紗線的主要原因。

圖3 xz平面上不同噴孔數(shù)N吸絲槍內(nèi)氣流密度ρ和氣流速度v分布圖(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

如圖3所示，當N≤ 3時，隨著N的增加，拉瓦爾管喉部附近的真空區(qū)逐漸增大，氣流也逐漸向管壁附近集中，形成高密高速氣流層，且ρ和v逐漸增大，即渦流強度逐漸增強。當N≥3時，隨著N的增加，拉瓦爾管上游高速區(qū)有小幅減小，即渦流強度有所減弱。對噴孔出口附近的氣流速度矢量圖分析可知，隨著N的增加，d減小，從噴孔噴出的氣流由于膨脹造成的擴散減少，方向性增強；而且，由于噴出的幾股氣流的相互制約增強，氣流的方向性也保持較好；最終使得形成的渦流強度增大。但是，噴孔過多(如N>3)，噴出的氣流之間沖突增大，動能損耗增加，反而降低氣流速度，降低渦流強度。這可能也是文獻[12]中，實驗所得吸絲張力F在N=3時最高的重要原因之一。

圖4示出具有不同N的吸絲槍喉部(z=294.5 mm)、拉瓦爾管中部(z=332 mm)和直管中部(z=470 mm)的氣流速度軸向分量vz和周向分量vc的徑向分布圖。雖然氣流有徑向速度分量，但與vz、vc相比非常小，可忽略不計，所以，本文不作討論。當N=1時，vz在喉部的速度很低(見圖4(a)、(d))，且分布不規(guī)則，盡管管壁附近vc較高，但不具備高速渦流的特征；在直管中，該渦流變得很弱(見圖4(c)、(f))。

如圖4所示，當N≥ 2時，在拉瓦爾管和直管中，管壁附近的vz與vc均遠大于中心區(qū)域，所以形成較強的渦流。N對vz的影響遠小于對vc的影響，甚至可忽略不計。所以，吸絲槍的吸絲性能更多地取決于vc，而不是vz。在管壁附近，隨著N的增加，vc先增大后減小，在N=3時，取得最大值。直管中，vz與vc的分布幾乎不受N的影響(圖4(c)、(f))。吸絲槍對紗線的吸引力，即吸絲張力F，可由下式[7]得出：

圖4 具有不同N吸絲槍內(nèi)空氣軸向速度分量vz和周向速度分量vc的徑向分布(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為摩擦阻力系數(shù)；ρ為空氣密度；v′為氣流速度；v為紗線速度；d為紗線直徑；L為紗線在氣流中的長度。所以，當v′不變時，F(xiàn)受到v、ρ和L的影響。ρ的變化對F的影響要遠小于v的影響。

隨著N的增加，吸絲槍內(nèi)形成強烈的渦流，大部分氣流沿著紗線推進管管壁做螺旋運動，形成高速高密區(qū)。氣流的高速旋轉(zhuǎn)引起吸入的紗線沿著管壁在高速旋流中運動。當N=3時，拉瓦爾管管壁附近相對高的v和ρ區(qū)域(見圖3)提高了F。

在螺旋運動狀態(tài)下，空氣與紗線間的接觸面積比直線狀態(tài)下要大很多。氣流的螺旋運動引起L的大幅增加，從式中看出，L越大，F(xiàn)越大。vc對L起主要決定作用。隨著vc的增加，螺旋運動中紗線的螺距變小，L變大，因此，F(xiàn)增大。在拉瓦爾管壁附近，vc在N=3時取得最大值，這是F在N=3處得到最大值[12]的重要原因之一。

綜上所述，根據(jù)模擬結(jié)果和實驗可知：噴孔數(shù)N=3比較合理；模擬結(jié)果與實驗結(jié)果比較吻合(實驗方法及實驗結(jié)果見文獻[12])，能夠用來闡明吸絲槍吸絲機理；N變化主要通過控制噴出氣流的擴散和方向性，引起ρ和vc的變化，從而影響F。

3.2 噴孔孔徑d對流場的影響

圖5為xz平面上具有不同d的吸絲槍在拉瓦爾管及其附近的ρ和v的分布圖。其他的參數(shù)為：N=3,φ=75°。 由圖中可看出，隨著d增加，拉瓦爾管喉部附近的真空區(qū)和管壁附近的超音速區(qū)域逐漸增大，v也隨著增加，即槍內(nèi)渦流越來越強。這是因為隨著d的增加，空氣流量增大，根據(jù)質(zhì)量守恒定律，v隨著增大。當d≥2.2 mm時，在拉瓦爾管上游出現(xiàn)正激波，并隨著d的增大向下游移動。正激波的產(chǎn)生使一部分動能轉(zhuǎn)換成熱能[14]，這部分熱能對吸絲沒有作用。

圖5 xz平面上不同d的吸絲槍內(nèi)的空氣密度ρ和速度v分布圖(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

圖6示出具有不同d的吸絲槍內(nèi)拉瓦爾管喉部和中部的vz和vc的徑向分布。如圖所示，在管壁附近，隨著d的增加，vz和vc都明顯增大。理論上，隨著d的增加，由于高速高密區(qū)域擴大(見圖5)和vc明顯增大(見圖6)，F(xiàn)也應隨著增大。然而，隨著d的增加，F(xiàn)先增大后減小，在d=2.2 mm處獲得最大值，吸絲效率h(F與空氣質(zhì)量流量之比)在d=2.0 mm達到最高[12]。其原因可能是，當d≥ 2.2 mm時出現(xiàn)的正激波損失了部分動能，降低了F。

3.3 噴孔角度φ對流場的影響

圖7為xz平面上具有不同φ的吸絲槍內(nèi)拉瓦爾管及其附近的r和v的分布圖。其他參數(shù)為：N=3,d=2.0 mm。如圖所示，隨著φ增加，拉瓦爾管管壁附近r和v逐漸增大，即渦流強度逐步提高。

圖8示出了具有不同φ的吸絲槍內(nèi)拉瓦爾管喉部和中部的vz和vc的徑向分布。如圖所示：隨著φ增加，管壁附近的vz和vc增加；φ對vz的影響很小，可忽略不計。這主要是因為，當φ增大時，空氣入射時的周向速度分量增大，從而引起vc的增加。當φ>75°時，vc的增加很小。當φ過大時，如φ=80°，由速度矢量圖發(fā)現(xiàn)，在拉瓦爾管收縮部出現(xiàn)更多的亂流和回流，阻礙了紗線推進管內(nèi)空氣速度和vc的增加，這將導致F的減小。

合理地增加φ，將引起渦流的增強和vc的增大，渦流的螺旋間距變小，從而使得紗線在推進管中的長度增加，F(xiàn)隨之變大。由于前述亂流和返流的增加，過大的φ將降低F，因此，φ沒有必要設計太大。實驗也證明(實驗方法及實驗結(jié)果見參考文獻[12])，隨著φ增加，F(xiàn)在φ=75°達到最大值然后降低。

圖6 具有不同d的吸絲槍內(nèi)vz和vc的徑向分布 (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)

圖7 xz平面上不同φ的吸絲槍內(nèi)的空氣密度ρ和速度v分布圖(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

圖8 具有不同φ的吸絲槍內(nèi)vz和vc的徑向分布(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 結(jié) 論

本文通過數(shù)值模擬考察了噴孔結(jié)構(gòu)對吸絲槍內(nèi)部流場分布的影響，得到如下結(jié)果：噴孔數(shù)N的變化主要通過控制噴出氣流的擴散和方向性，引起吸絲槍內(nèi)空氣密度ρ和周向速度分量vc的變化，從而影響吸絲力F；合理的噴孔孔徑d有利于強烈渦流的形成，并避免正激波的產(chǎn)生，從而產(chǎn)生最佳的吸絲效果；增加φ主要將引起渦流的增強和vc的增大，從而使得F增加，過大的φ將產(chǎn)生較多的亂流和返流，導致F降低；合理的噴孔結(jié)構(gòu)參數(shù)為：N=3、d=2.0 mm和φ=75°;F與空氣速度分布密切相關，尤其是vc的影響最大；正激波的產(chǎn)生不利于吸絲槍的性能提高，應盡量避免。

FZXB

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