浅论喷气纺第二喷嘴中气流特性的数值模拟探索
摘要：
准确预测切向射入旋转流的特性对提高喷气纱的质量具有重要意义。本文采用可实现k-ε湍流模式对喷气纺纱的第二喷嘴内的旋转气流进行三维数值模拟，并讨论了喷射角、喷孔直径、喷孔数等结构参数对喷嘴内的气流特性及纱特性的影响。模拟结果表明，喷孔下游的螺旋形涡破裂及径向螺旋形卷绕都能极大的改进纱的特性。喷射角不影响上游的反喷，但在喷孔下游，随喷射角的增大，涡破裂强度和大小都增大。喷孔数和喷孔直径是相互影响的，在其中一个量不变的情况下，增加另一个量，其速度和涡破裂强度也会增加。模拟结果很好的一致于邢明杰等人的纺纱实验。
关键词：涡破裂，旋度，喷嘴，喷孔
中图分类号：TS104.7+2，TB126
1．引言
喷气纺纱以具有产量高（为环锭纺的10倍以上）、纺纱流程短、用工显著减少等优势，被普遍认为是目前最具发展前景的一种新型纺纱方法。其成纱的机理是利用两串联喷嘴内所形成的相互反向的旋转气流对须条进行加捻而成纱的，因此，喷嘴成为喷气纺纱的关键机件。目前，人们已对喷嘴的几何结构、压力等参数对喷气纺纱线性能的影响进行了研究[1-6]，而这些参数的选择与喷嘴内气流流动的特性有密切的关系，从而决定纤维在气流场中的运动，并最终影响成纱的质量。
目前，人们对喷嘴内气流的运动规律的研究并不多。郁崇文等[7]用激光多普勒(LDV)进行了实验研究，曾泳春[8]做了数值模拟。但是他们所作的实验和数值模拟都是二维的，且仅对第一喷嘴进行了研究。然而，从流体力学的角度来看，喷嘴中气流的旋转是三维的湍流运动，用二维方法根本体现不出流线的弯曲特性和应变率的快速变化等特性，因此喷气纺纱喷嘴中流场的研究应是三维的。另外，喷嘴几何结构不同（第一喷嘴为圆柱形，第二喷嘴为渐扩圆台形）其流场特性也会不同。基于上述分析，又由于我们已对第一喷嘴(包括开纤槽) [9-11]内的三维流场特性进行了研究，因，在本文中，我们将对第二喷嘴内的三维流场特性进行了研究，并分析喷孔角度、喷孔数目、喷孔直径等喷嘴参数对流场以及喷气纱强力等特性的影响。
2．数值方法
2.1 喷嘴结构
不考虑纤维(束)的影响，喷嘴内的流动是经典的湍流运动。通常，在纺纱过程中，第二喷嘴被做成渐扩管。图1显示了用于三维计算的喷嘴的结构，笛卡尔坐标系被采用，原点设在喷嘴入口的中心位置，流向作为z轴。相应的结构参数有:喷嘴长度L=33mm , 涡室入口直径D=1.8mm ,出口直径D1=4mm，喷孔位置(喷嘴入口到喷孔的距离) l=3mm，并且，在本研究中，喷孔直径d ,喷孔数n和喷孔倾角θ是可变的。
2.2 控制方程和湍流模式
在本文中，假定流动是不考虑体积力的三维、定常、可压缩、完全气体的粘性湍流运动。在计算中，流体的粘性、热传导系数，等熵指数等参数被设为常数。因而通用守恒形控制方程[12]被写为：
（1）其中，ρ和V 分别为密度和速度矢量；Γ和S 分别为广义扩散系数和广义源项；φ为通用变量。
由于工程中常用的标准k-ε湍流模式的各向同性的涡粘假设，用于强旋流、弯曲壁面流动或弯曲流线流动时，会产生一定的失真[13]。而可实现k-ε湍流模式[14]把涡粘性公式( μt= Cμρk2/ε)中的粘性系数 Cμ 看作平均应变率和旋转率，旋转参考系的角速度以及湍流量k和ε的函数，弥补了标准k-ε湍流模式的不足。研究表明，可实现k-ε湍流模式在计算强流线弯曲流、涡流和后台阶分离流等具有很大优势[15]。因而，可实现k-ε湍流模式被采用来模拟喷嘴内流动。
2.3 边界条件
对于MJS的喷嘴来说，它是一个多入口管道，其边界条件的设定如下：当可压缩气体从气室中通过喷孔进入涡室时，由于气室内的压力是已知的，因而，压力入口被设定在喷孔入口处；对于喷嘴入口，由于第一喷嘴内出口流场的影响，以第一喷嘴的出口边界条件作为该入口的边界条件[9-11]；喷嘴出口压力设为环境大气压。壁面仍采用常用的无滑移边界条件。
3．模拟结果与讨论
图2给出第二喷嘴内不同截面上的速度矢量流线图（其中d=0.28mm, n=8, θ=86°）。相比于第一喷嘴内的流动[10, 11]，在第二喷嘴中产生反向旋转气流(图2(a, b))，因而，当纤维束通过第二喷嘴时，它们能够被解捻。由于第二喷嘴的喷射角接近90°(即喷孔轴与涡室轴相垂直)以及扩散出口使得排气畅通，因而，在喷孔上游气流的反向喷射是非常弱的（也见图3）。在喷孔的下游约z=10mm处，由于涡破裂使得流线在中心区域出现回流（即内部回流区）。和第一喷嘴中的涡破裂类型一样，在第二喷嘴内涡破裂也是非对称螺旋形涡破裂，但是其结构更加复杂。相应于螺旋形涡破裂的特性[15]，由于螺旋的卷绕方向和基流的旋转方向相反，且经过几个螺旋形卷绕后螺旋形破裂开始剧烈振荡，使得由第一喷嘴内气流施加到纤维束上的捻度能更好得被解捻。
速度的径向分布轮廓(图2(c))显示中心区是一个低速区，且流动为螺旋形分布。随着半径的增大，相邻螺旋卷绕间的距离先增加，达到最大值后又逐渐减小，这将有助于包缠纤维施加侧压力到芯纤维束上，从而能够改善纱的强力。
纺纱实验表明，喷嘴参数极大的影响着纱的特性[2-4，6]。实事上，从流体力学的角度来看，喷嘴内气体的流动属于旋转运动，其旋转强度的大小是由无量纲旋数（切向动量的轴向通量与轴向动量的轴向通量的比值）来刻画的。研究表明，在切向射入旋转流动中，流场特性极大的依赖于初始旋度[16]。旋度是刻画旋转流动特性的重要参数，象Chang[16]所指出的，由于动量守恒，在喷孔处局部旋度应等于初始动量流量比Mt/MT：
（2）其中mt和mT分别为通过喷孔和射流入射面的总质量流率，Di为射流入射面的直径。方程（2）表明，喷嘴结构参数的变化会引起旋度的变化，从而影响着喷嘴内气流的运动特性，结果也影响了纤维在喷嘴内的运动，并最终决定了成纱的特性。
在本文中，我们保持喷嘴长度L、涡室入口直径D、出口直径、喷孔位置以及喷嘴压力不变，因而Di和mt/mT也为常数，所以旋转流动的局部旋度仅有喷孔直径d ,喷孔数n和喷孔倾角θ来决定。下面我们就来研究这些参数对喷嘴内流场特性的研究，具体的设计方案见表1。
当压缩气体从喷孔中射入涡室时，流速将分为三个分量：轴向速度、切向速度和径向速度。其中的轴向速度将产生允吸力去拖动纤维（束）进入喷嘴并向喷嘴出口处转移纤维（束），而切向速度会产生加捻力，使纱得到强力。与轴向和切向速度相比，径向速度是非常小的，以至于可完全忽略[16]。因而，在下面的分析中将只给出轴向和切向速度分布。
图3给出了不同喷射角下，轴向速度和切向速度在不同位置上的径向分布。在喷孔上游，三种工况在壁面附近都会产生较弱的回流（即反向喷射），且其大小几乎相同；工况2(喷射角为78o)的中心轴速最小，其产生的允吸力也最小；工况1(喷射角为86o) 和工况3(喷射角为90o)相比，其最大速度较小，但其速度分布较平坦，这也利于纤维（束）的允吸。在喷孔下游，涡破裂强度和大小随喷射角的增大而增大，其解捻作用也会随之增大。对于工况3来说，尽管其在喷孔附近的下游轴向速度和切向速度都是最小的，但其在喷孔下游(z=20mm)的回流区较大（即涡破裂强度较大），这利于产生较大的解捻效果，且其切速度(z=20mm)和其它工况下的切速几乎相同，因而其生产的纱的强力也会较大。另外，对工况2（较小喷射角）来说，其在喷孔附近的下游轴向速度最大，但其下游的涡破裂强度和大小都最小。相应于流速分析，我们建议理想的喷射角为86o，这一致于邢明杰等[6]的纺纱实验。
邢明杰等人[6]的实验研究表明，在气压一定的条件下,成纱强力随着喷孔总面积的增加而提高。实事上，从公式（2）来看，当其它条件不变时，标志着旋流强弱的初始旋度与喷孔总面积是成正比的，因此，当喷孔总面积增大时，初始旋度增大，相应的旋转强度增大。象图4所显示的那样，随着初始旋度（即喷孔总面积）的增大，其速度增大。即工况1的喷孔总面积最大，其速度也最大；而工况4的喷孔总面积最小，其速度也最小。
从图4我们也可看出，当喷孔数不变（工况1和工况6（n=8），工况4和工况5（n=6））时，增加喷孔的直径会使其初始旋度增大，从而其速度也会增大。同样的，当喷孔的直径（工况1和工况4（d=0.28））不变时，喷孔数的增加也会使其速度增大。另外，从图4也可看到，工况5和工况6的速度几乎相同，这是因为两工况的喷孔总面积基本接近，其初始旋度相差不大；但是在喷孔的上游，工况5（d=0.33, n=6）在壁面附近产生较强的回流（即反向喷射强度较大），因而，和工况6（d=0.24, n=8）相比，工况5在喷嘴入口附近会产生相对较弱的允吸。因此，我们可得和文献[6]同样的结果：在喷孔总面积基本相同的情况下,孔数增加和喷孔直径减小,会提高了成纱强力。
4．结论
本文采用可实现k-ε湍流模式对第二喷嘴中的旋转气流特性进行了数值模拟，并对喷孔直径,喷孔数和喷孔倾角对流场及纱特性的影响做了相应的讨论。模拟结果很好的一致于纺纱实验。计算结果表明，由于涡室通道是渐扩的，在喷孔上游只会产生很弱的反喷；且在喷孔下游，螺旋形涡破裂程度更为复杂；其径向为布是螺旋形的。随喷射角的增大，速度和涡破裂强度都增大，纱强力也会提高。喷孔数和喷孔直径是相互影响的，在其中一个量不变的情况下，增加另一个量，其速度也会增加；在喷孔总面积基本相同的情况下, 增加孔数和减小喷孔直径,会增加对纤维（束）的允吸力，从而改善了成纱特性。
