新型熔噴氣流模頭的設(shè)計(jì)與數(shù)值分析

王玉棟， 姬長春， 王新厚， 高曉平

(1. 廣西科技大學(xué) 生物與化學(xué)工程學(xué)院， 廣西 柳州 545006； 2. 新疆大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 新疆 烏魯木齊 830046； 3. 東華大學(xué) 紡織學(xué)院， 上海 201620； 4. 內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué) 輕工與紡織學(xué)院， 內(nèi)蒙古 呼和浩特 010051)

熔噴非織造技術(shù)具有流程短、生產(chǎn)效率高等特點(diǎn)，現(xiàn)已成為發(fā)展最迅速的非織造加工技術(shù)之一。熔噴生產(chǎn)設(shè)備中的關(guān)鍵部件之一是普通雙槽形氣流模頭。從噴絲孔中擠出的聚合物熔體受到氣流模頭提供的2股高速高溫氣流的快速牽伸作用，從而形成熔噴纖維。熔噴纖維屬于超細(xì)纖維，其細(xì)度達(dá)到微米級，最小直徑可接近納米級別[1]。與常規(guī)纖維相比，熔噴纖維的優(yōu)點(diǎn)突出，其直徑較小，比表面積較大，且發(fā)展前景良好。熔噴纖維制品可廣泛用于紡織、冶金、化工、醫(yī)藥、電子、食品、環(huán)保和汽車等領(lǐng)域[2-4]。

對熔噴流場的研究是整個(gè)纖維拉伸機(jī)制研究的基礎(chǔ)，熔噴模頭下方的高速高溫流場不僅影響纖維的直徑，而且決定纖維的性能，因此，很多科研人員對熔噴流場進(jìn)行了研究。Harpham等[5-6]借助于測速管和熱電偶對雙槽形氣流模頭的低速空氣射流進(jìn)行在線測量，總結(jié)出普通雙槽形氣流模頭流場中的速度經(jīng)驗(yàn)公式和溫度經(jīng)驗(yàn)公式。國內(nèi)一些研究人員使用精度更高的熱線風(fēng)速儀等測量了雙槽形熔噴氣流模頭的流場分布，得到了空氣射流的速度變化及溫度變化[7-9]。在流場數(shù)值模擬方面，Krutka等[10]最早對雙槽形氣流模頭的低速流場進(jìn)行研究，并揭示了在雙槽形熔噴模頭流場中存在三角回流區(qū)。建立在Krutka等[10]研究的基礎(chǔ)上，Chen等[11-12]通過二維數(shù)值計(jì)算發(fā)現(xiàn),熔噴模頭的幾何尺寸對氣流場的分布有很大影響。Sun等[13-14]采用計(jì)算流體力學(xué)技術(shù)與正交試驗(yàn)或遺傳算法相結(jié)合的方式對普通雙槽形熔噴氣流場進(jìn)行了優(yōu)化。辛三法等[15]借助數(shù)值計(jì)算方法考察了外沿長度對熔噴流場分布的影響。

目前，熔噴技術(shù)還存在纖維制品生產(chǎn)能耗高和纖維直徑通過常規(guī)手段無法進(jìn)一步減小等難題。而這2個(gè)難題與普通雙槽形熔噴模頭的流場分布有極大的相關(guān)度[16]。一方面，普通雙槽形熔噴模頭流場中心線上氣流速度和氣流溫度的衰減速率較快，不利于熔噴纖維的牽伸和直徑降低；同時(shí)使得單位質(zhì)量的熔噴纖維制品在生產(chǎn)過程中的能量消耗較大。另一方面，普通雙槽形熔噴模頭附近的流場內(nèi)含有回流區(qū),在該回流區(qū)內(nèi)，空氣的流動方向和熔噴纖維的牽伸方向相反，這對聚合物熔體的細(xì)化是不利的。為進(jìn)一步降低熔噴纖維的直徑和其制備過程中的能耗，本文設(shè)計(jì)了3種新型熔噴氣流模頭，并使用數(shù)值模擬方式對這些新型模頭的氣流場進(jìn)行了表征與分析。

1 新型模頭與流場模型

1.1 新型雙槽形熔噴氣流模頭的設(shè)計(jì)

圖1所示為工廠和實(shí)驗(yàn)室中最常見的普通雙槽形氣流模頭(記為模頭1)，被廣泛應(yīng)用于熔噴纖維及其產(chǎn)品的制備中。通過對氣動熱力學(xué)性能和湍流特性的分析得出，普通氣流模頭的高速高溫流場中存在2種動能損失。首先，在普通氣流模頭下方的回流區(qū)內(nèi)充滿著分離渦[10,17]，按照湍流理論，這種流動結(jié)構(gòu)是一種典型動能損失。其次，由于2股射流合并前后和其周圍氣體的相互作用而產(chǎn)生另一種動能損失。射流在融合前后向兩側(cè)擴(kuò)散，和周圍氣體產(chǎn)生動能交換。高速氣流卷吸周圍的氣體向下運(yùn)動；在其帶動下，遠(yuǎn)處的空氣則會繞其核心旋轉(zhuǎn)。在這個(gè)過程中，射流的總質(zhì)量雖然在增大，但射流的總動能卻逐漸減小。

圖1 普通雙槽形氣流模頭的結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of common slot-die. (a) Cross-sectional view; (b) Top view

為降低射流的動能損失和減小纖維直徑，本文在模頭1的基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)了3種新型雙槽形熔噴模頭，分別記為模頭2～4，如圖2～4所示。

圖2 模頭2結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of slot-die 2. (a) Cross-sectional view；(b) Top view

圖3 模頭3結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 Schematic diagram of slot-die 3. (a) Cross-sectional view；(b) Top view

圖4 模頭4結(jié)構(gòu)示意圖Fig.4 Schematic diagram of slot-die 4. (a) Cross sectional view；(b) Top view

圖2為帶有內(nèi)穩(wěn)定器的新型雙槽形氣流模頭(模頭2)。在模頭2中，內(nèi)穩(wěn)定器旨在減小2股獨(dú)立射流向內(nèi)擴(kuò)散，其橫截面為直角三角形。內(nèi)穩(wěn)定器的斜面為槽形孔內(nèi)側(cè)壁面的延伸，其和模頭鼻端的夾角β與槽形孔外壁和氣板之間的夾角α相等。

在圖3中新型雙槽形氣流模頭(模頭3)的槽形孔2個(gè)外端各自帶有一個(gè)長方體凸起物，即空氣壓縮器。設(shè)計(jì)空氣壓縮器的目的是減弱合并后射流的擴(kuò)散作用，降低射流動能損失。

圖4中模頭4的槽形孔的兩側(cè)同時(shí)帶有內(nèi)穩(wěn)定器和空氣壓縮器。理論上這種新型熔噴氣流模頭的流場性能最佳，能夠更大程度上減少流場中高速氣流的動能損失。

模頭2～4都是在模頭1的基礎(chǔ)上改進(jìn)的，其槽形氣孔寬度b都為0.65 mm，噴氣孔傾斜角α都為60°，模頭鼻端寬度c都為2.02 mm。內(nèi)穩(wěn)定器的高度d為0.76 mm；空氣壓縮器的高度e為20 mm，其垂直距離f為20 mm。內(nèi)穩(wěn)定器和空氣壓縮器沿y軸方向的長度與槽形氣孔的長度一致。

1.2 熔噴氣流場的計(jì)算域

如圖1所示，左、右2個(gè)氣板與鼻端之間為槽形氣孔。當(dāng)槽形氣孔的長度達(dá)到一定尺寸時(shí)，其下方的熔噴氣流場的大部分區(qū)域具有二維分布特征[18]，因此，對這幾個(gè)雙槽形模頭都采用二維數(shù)值計(jì)算。相比三維數(shù)值模擬，這種簡化方法可降低計(jì)算成本和節(jié)約計(jì)算時(shí)間。為方便對模頭1～4進(jìn)行二維數(shù)值計(jì)算，假定槽形孔、內(nèi)穩(wěn)定器和空氣壓縮器沿y軸方向的尺寸都滿足要求。

以模頭1為例建立流場的幾何模型，其流場計(jì)算域包括槽形孔部分和下面的空間部分，如圖5所示。z軸是雙槽形氣流模頭流場幾何模型的對稱軸，計(jì)算域只需取其二分之一。計(jì)算域坐標(biāo)系統(tǒng)與圖1相同，即以噴絲孔出口圓心為坐標(biāo)系的原點(diǎn)；z軸沿OK方向，垂直于模頭鼻端；x軸沿OH方向，與模頭鼻端共面，且與槽形氣孔出口垂直。計(jì)算域尺寸的選取參考了Krutka等[10]的研究，即槽形氣孔入口端到鼻端的垂直距離為5 mm；槽形氣孔下方空間沿x軸方向的長度為30 mm，在z軸方向的長度為100 mm。模頭2～4計(jì)算域的建立與模頭1完全相同。

圖5 模頭1的計(jì)算域Fig.5 Computational domain of slot-die 1

1.3 湍流模型選取

在雙槽形熔噴流場中，雷諾數(shù)遠(yuǎn)大于4 000，氣流以高度紊亂的湍流形式流動。流場中的空氣呈現(xiàn)可壓縮和黏性形式。孫亞峰[17]通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證發(fā)現(xiàn)，標(biāo)準(zhǔn)的k-ε湍流模型[19]可準(zhǔn)確地計(jì)算雙槽形熔噴氣流場中的速度分布和溫度分布。本文采用標(biāo)準(zhǔn)的k-ε湍流模型計(jì)算4個(gè)氣流模頭下方湍流場中的速度、溫度和湍流強(qiáng)度。其中，經(jīng)驗(yàn)常數(shù)C1ε和C2ε分別取值1.24和2.05，其他系數(shù)保持為默認(rèn)值[10,17-18]。

1.4 數(shù)值計(jì)算

1.4.1 網(wǎng)格劃分方式

采用Gambit軟件對模頭1～4的二維計(jì)算域進(jìn)行網(wǎng)格劃分。槽形孔區(qū)域和下方空間使用“Map”方式生成四邊形結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，初始網(wǎng)格尺寸為0.1 mm。在Fluent 6.3.26軟件中通過自適應(yīng)加密方法，對槽形氣孔區(qū)域和下方射流交匯區(qū)進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)分，尺寸降為0.05 mm。模頭下方空間網(wǎng)格加密區(qū)大小為30 mm×6 mm，分別沿z軸正方向和x軸負(fù)方向。

1.4.2 邊界條件設(shè)定

圖5中線段AG被設(shè)置為壓力入口，其空氣壓強(qiáng)值和溫度值分別為131 722.5 Pa和400 K。AG的水力直徑為0.65 mm，其湍流強(qiáng)度為10%。設(shè)置線段OK為對稱線邊界條件，可減少計(jì)算時(shí)間。線段HJ和線段JK設(shè)為壓力出口，其等同于周圍大氣環(huán)境。HJ和JK的空氣壓強(qiáng)為101 325 Pa，溫度為300 K，長度為10 mm，回流湍流強(qiáng)度為10%。其余線段被設(shè)定為無滑移壁面，其溫度為480 K。

2 結(jié)果與分析

2.1 紡絲線上的速度分布

Bansal等[20]在實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，約96%的纖維細(xì)化是發(fā)生在熔噴氣流模頭以下15 mm范圍內(nèi)，該范圍為雙槽形氣流模頭的主牽伸區(qū)。另外在生產(chǎn)過程中，熔噴纖維主要沿流場中心線(即紡絲線上)及其附近區(qū)域運(yùn)動，因此，本文重點(diǎn)考察了主牽伸區(qū)內(nèi)紡絲線上的物理量分布。

圖6示出普通雙槽形氣流模頭和3個(gè)新型模頭流場紡絲線上的氣流速度。與模頭1相比，模頭2和4紡絲線上空氣速度的峰值增大，而模頭4紡絲線上氣流的速度最大值是最高的。這說明減少射流融合前后的擴(kuò)散，都能達(dá)到降低射流動能損失的目的，從而可增大流場中心線上氣流速度的極大值。當(dāng)同時(shí)減少2股獨(dú)立射流向內(nèi)擴(kuò)散和融合后的單股射流向外擴(kuò)散時(shí)，流場中心處高速流體的動能損失會很大程度上降低，紡絲線上空氣的速度峰值達(dá)到最高。氣流模頭提供的牽伸力和空氣速度與聚合物熔體速度差的平方成正比[17]。流場中心線上的空氣速度是影響熔噴纖維直徑的一個(gè)重要因素。當(dāng)氣流溫度和噴絲孔內(nèi)徑等其他參數(shù)一定時(shí)，氣流牽伸速度增加，熔噴纖維的細(xì)度減小[20]，所以相較于模頭1，模頭2～4更有利于制備更細(xì)的纖維。

圖6 紡絲線上的速度分布Fig.6 Velocity distribution on spinning line

從圖6可以看出，與模頭2和4相比，模頭1和3在靠近模頭區(qū)域內(nèi)的逆向氣流速度更大。氣流模頭附近回流區(qū)內(nèi)的逆向速度和纖維拉伸方向相反，不利于纖維細(xì)化,因此，帶有內(nèi)穩(wěn)定器的模頭2和4更有助于熔噴纖維的生產(chǎn)。

圖7示出4個(gè)模頭下方流場中的速度矢量圖。圖7表明：與模頭1相比，模頭2和4回流區(qū)的面積和其內(nèi)部的分離渦大大減少，這不僅有助于減小逆向速度，而且可增大紡絲線上的空氣速度。由圖7(c)可知，空氣壓縮器對回流區(qū)的影響較小，其紡絲線上的逆向速度沒有變化。

2.2 紡絲線上的溫度分布

圖8示出4個(gè)模頭紡絲線上的溫度變化曲線?？梢钥闯?，在紡絲線上[0 mm，2.5 mm]的范圍內(nèi)，模頭2和4紡絲線上的氣流溫度要高于模頭1和3，最大溫差相差40 K。在[5 mm，15 mm]范圍內(nèi)，模頭3和4在z軸上的溫度較模頭1和2高。紡絲線上的氣流溫度提高，熔噴纖維的直徑減小[20]，因此，新型氣流模頭可以生產(chǎn)細(xì)度更小的熔噴纖維。

空氣熱傳遞包括3種方式：熱傳導(dǎo)、熱對流和熱輻射，在3種方式中熱對流是空氣流動中的主要熱傳遞途徑。由于內(nèi)穩(wěn)定器的存在，模頭2和4中的回流區(qū)面積明顯降低，紡絲線上的逆向氣流速度明顯下降，靠近模頭區(qū)域內(nèi)的熱對流的效果會減弱,因此，其在[0 mm，2.5 mm]范圍內(nèi)的溫度更高。由于模頭附近逆向速度沒有得到改善，模頭3在近模頭區(qū)紡絲線上的空氣溫度與模頭1相同。由于空氣壓縮器體積較大，依靠對流傳熱等作用可以將大量的熱量帶到流場中去，所以模頭3和4在流場中心線上[5 mm，15 mm]范圍內(nèi)的氣流溫度更高。

2.3 紡絲線上的湍流強(qiáng)度分布

圖9示出4個(gè)模頭流場中心線上的湍流強(qiáng)度分布?？梢钥闯觯号c模頭1相比，模頭2和4流場中心線上的湍流強(qiáng)度最大值要低得多；模頭3和1紡絲中心線上的湍流強(qiáng)度峰值幾乎完全相同。

圖7 模頭附近的速度矢量圖Fig.7 Velocity vector near slot-die. (a) Slot-die 1；(b) Slot-die 2；(c) Slot-die 3；(d) Slot-die 4

圖8 紡絲線上的溫度分布Fig.8 Temperature distribution on spinning line

圖9 紡絲線上的湍流強(qiáng)度分布Fig.9 Turbulence intensity distribution on spinning line

湍流強(qiáng)度數(shù)值越高，氣流牽伸速度的波動也越大，在熔噴纖維生產(chǎn)過程中容易造成纖維并絲或者粘連在模頭表面。因?yàn)閮?nèi)穩(wěn)定器可以減小回流區(qū)和降低紡絲線上的逆向速度，所以模頭2和4流場紡絲線上氣流的速度波動較小,湍流強(qiáng)度的極大值較低。

3 結(jié) 論

本文在普通雙槽形熔噴氣流模頭的基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)了3種新型模頭。應(yīng)用Fluent軟件對其二維氣流場進(jìn)行了幾何建模和數(shù)值計(jì)算，并對紡絲線上空氣的速度分布、溫度分布以及湍流強(qiáng)度分布進(jìn)行了討論。研究發(fā)現(xiàn)，內(nèi)穩(wěn)定器可減小回流區(qū)的面積和降低紡絲線上的逆向空氣速度，提高紡絲線上的速度和溫度，并可減小氣流模頭下方的湍流強(qiáng)度峰值;空氣壓縮器能夠提高紡絲線上的氣流速度峰值,增加流場中心線上[5 mm，15 mm]范圍內(nèi)的溫度,但其對模頭附近的逆向氣流速度和氣流速度波動沒有改善作用。綜合對比可知，同時(shí)帶有內(nèi)穩(wěn)定器和空氣壓縮器的新型雙槽形熔噴模頭流場性能最佳。