李永貴，魏 曼，陳東生

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

拉瓦爾管結(jié)構(gòu)對滌綸全拉伸絲吸絲槍流場的影響

李永貴1，2，魏 曼2，陳東生1

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

為給提高吸絲槍性能提供技術(shù)支持，使用CFX 12.1軟件對具有不同拉瓦爾管結(jié)構(gòu)的吸絲槍內(nèi)部流場進行模擬，分析了流場分布與吸絲性能之間的關系，闡明了拉瓦爾管結(jié)構(gòu)對吸絲槍性能的影響機制。模擬結(jié)果和實驗結(jié)果相吻合，合理的拉瓦爾參數(shù)為收縮角α=90°，擴大角β=6°。合理的收縮角有利于氣流在拉瓦爾管中平穩(wěn)加速，減少返流與亂流，并避免產(chǎn)生強烈的正激波，減少動能損失，從而提高吸絲效率;合理的擴大角能使吸絲槍內(nèi)氣流速度周向分量和高速高密氣流區(qū)域長度適中，增加空氣對紗線的拖曳力，減小管壁對紗線的摩擦力，降低正激波產(chǎn)生的動能損失，提高吸絲效率。

吸絲槍;拉瓦爾管;流場;數(shù)值模擬

傳統(tǒng)吸絲槍的吸絲速度不超過6 km/min［1－3］。在超高速(卷繞速度6～12 km/min)紡絲時，需要先降低卷繞速度，完成生頭或換筒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［4－5］。

滌綸全拉伸絲(FDY)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］的影響已被闡明。吸絲槍的噴嘴和拉瓦爾管結(jié)構(gòu)也進一步得到優(yōu)化［11－13］，為制備高性能吸絲槍提供了技術(shù)支持。但是，作為吸絲槍的重要部分拉瓦爾管的結(jié)構(gòu)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，對具有不同拉瓦爾管結(jié)構(gòu)的吸絲槍的內(nèi)部流場進行數(shù)值模擬，分析其流場分布與吸絲性能之間的關系，揭示拉瓦爾管結(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)參數(shù)

圖1示出吸絲槍的結(jié)構(gòu)示意圖。其原理在文獻［11］中已做了詳細說明，本文不再重復。本文考察的拉瓦爾結(jié)構(gòu)管參數(shù)為收縮角α和擴大角β。收縮角 α 取值分別為60°、90°、120°、150°;擴大角 β 取值分別為 2°、4°、6°、8°、10°。

圖1 吸絲槍結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Illustration of yarn suction gun.(a)Yarn suction gun;(b)Nozzle

2 數(shù)值模擬方法

由于紗線直徑比絲道的尺寸小得多，對流場的影響可以忽略不計，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，大大簡化了計算。圖2示出吸絲槍的三維計算域。由于文獻［13］采用0.6 MPa(絕對壓力，以下同)的供氣壓力進行實驗，為了便于比較，本文采用壓縮空氣供氣壓力p0=0.6013 MPa和絕對溫度T0=293 K。由于噴孔直徑相對很小，氣流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。直管出口和吸入管入口邊界條件為環(huán)境大氣，即氣壓Pa=0.1013 MPa和絕對溫度Ta=293 K?？諝獗患僭O為是黏彈性理想氣體?？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氣流。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］。

本文使用CFX 12.1軟件對吸絲槍內(nèi)部流場進行數(shù)值模擬。所用的計算機為 Dell T5500(2個CPU(Intel＆ XeonE5630，2.53GHz);RAM 12.0gB)。例如，對于吸絲槍(α =90°和 β =4°)，網(wǎng)格數(shù)為9685143，需要8 h完成計算。

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

3 結(jié)果與討論

3.1 收縮角α對吸絲槍流場的影響

α值的變化是通過調(diào)節(jié)喉部位置和拉瓦爾管擴大部的長度來實現(xiàn)的。β采用文獻［13］中的參數(shù)，β =4°。

圖3示出xz平面上不同α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，在喉部附近產(chǎn)生真空負壓區(qū)，使得吸絲槍入口處產(chǎn)生負壓，將紗線吸入，且隨著α的增大，喉部附近的真空區(qū)逐漸減小，同一位置形成的高密高速氣流層的ρ和v逐漸減小，即渦流強度逐漸減弱。如圖3(b)所示，在喉部產(chǎn)生超音速流，氣流在擴大部膨脹，壓強降低，流速增加。但隨著α的增加，在拉瓦爾管擴大部上游產(chǎn)生的正激波變得明顯，其將空氣部分動能轉(zhuǎn)化成對吸絲沒有作用的熱能。

圖3 xz平面上不同收縮角α的吸絲槍內(nèi)氣流密度ρ和氣流速度v分布圖(β=4°)Fig.3 Contours of air density ρ(a)and air velocity v(b)in xz plane at different α (β =4°)

圖4示出收縮角α對在紗線吸入管入口中心處氣流速度vi的影響。vi可以用于研究幾何結(jié)構(gòu)對吸絲槍捕獲力Fc的影響，即吸絲槍對入口處紗線的捕獲能力，這是吸絲槍的一個重要特征。如圖4所示，vi在α=90°處最大，但隨α的改變其變化幅度很小。因此，α對Fc影響較小。

圖4 α對紗線吸入管入口中心處氣流速度vi的影響(β=4°)Fig.4 Influence of α on air velocity at center of yarn suction tube vi(β =4°)

圖5示出具有不同α的吸絲槍喉部、拉瓦爾管中部和直管中部的氣流速度軸向分量vz和周向分量vc的徑向分布圖。氣流徑向速度分量與vz、vc相比非常小，可以忽略不計，所以本文不做討論。

如圖5所示，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，所以形成了較強的渦流。在喉部管壁附近，隨著 α的增大，vc逐漸減小(見圖5(a)、(d))。如圖5(b)、(e)所示，在拉瓦爾管中部，當 60°≤α≤150°時，α 對 vc和 vz的影響并不顯著。在直管中，vz與vc的分布幾乎不受α的影響(見圖5(c)、(e))。

吸絲張力F，即吸絲槍對紗線的吸引力。當紗線速度不變時，F(xiàn)由v、ρ和紗線在氣流中的長度L決定［12］，其中L影響最大。隨著vc的增加，在旋流中運動的紗線的螺距變小，L變大，空氣與紗線的接觸面積增大，使得它們之間的摩擦力(空氣對紗線的拖曳力)增加，最終導致F增大。

由模擬所得的速度矢量圖(由于篇幅所限，本文未列出)可知，當α過大時(如α=150°)，在拉瓦爾管收縮部產(chǎn)生較多的亂流和返流，這可能導致吸絲張力降低。其原因可能是合理的，α有利于引導氣流平穩(wěn)加速。當α過小時，收縮部對入射氣流的引導作用太弱，同樣，當α過大時，壓縮空氣流入孔噴出的空氣近似垂直噴射到拉瓦爾管收縮部管壁上，造成更多的返流和亂流，從而導致吸絲張力的降低。而且，α＞120°時，喉部產(chǎn)生的正激波較強烈，損失更多的動能，導致吸絲張力降低。

圖5 不同收縮角α的吸絲槍內(nèi)空氣軸向速度分量vz和周向速度分量vc的徑向分布(β=4°)Fig.5 Radial distributions of vzand vcat different α (β =4°).(a)vzof throat;(b)vzof middle of Laval tube;(c)vzof straight tube;(d)vcof throat;(e)vcof middle of laval tube;(f)vcof straight tube

根據(jù)模擬結(jié)果可知，α對紗線吸入管中的空氣速度影響很小，主要影響到拉瓦爾管喉部附近的流場分布。α=90°時，收縮部氣流能平穩(wěn)加速，也可避免槍內(nèi)產(chǎn)生返流、亂流和強烈的正激波。因此，α=90°時較合理，吸絲效率最高。這與文獻［13］的結(jié)果吻合。

3.2 擴大角β對吸絲槍流場的影響

圖6 不同擴大角β的吸絲槍內(nèi)的空氣密度ρ和速度v分布圖(α=90°)Fig.6 Contours of air density ρ(a)and air velocity v(b)at different β(α =90°)

圖6示出xz平面上具有不同擴大角的吸絲槍在拉瓦爾管及其附近的ρ和v的分布圖。由圖可知，隨著β的增大，喉部附近的真空區(qū)先增大然后減小，即槍內(nèi)渦流先變強后減弱。當β＞6°時，開始產(chǎn)生正激波，并逐漸增強，導致空氣動能損失增加，故β的取值不宜過大。由速度矢量圖(本文未給出)可知，β=10°時，在直管后半部接近出口處的氣流出現(xiàn)紊亂和亂流，這可能是導致其吸絲力降低的主要原因。

圖7示出β對vi的影響。隨著β的增大，vi先升后降，在β=6°達到最大值，故在β=6°時吸絲槍的Fc最大，紗線更容易吸入。

圖7 β對紗線吸入管入口中心處氣流速度vi的影響Fig.7 Influence of β on air velocity at center of yarn suction tube vi(α =90°)

圖8示出不同β的吸絲槍內(nèi)拉瓦爾管喉部、拉瓦爾管中部和直管中部的vz和vc的徑向分布。如圖8(a)、(d)所示，在喉部管壁附近，隨著 β的增大，vz明顯增大，而 vc減小;如圖 8(b)、(e)所示，在拉瓦爾管中部，隨著β的增大，管壁附近的vc明顯降低，而 β=6°時 vz最大。如圖 8(c)、(e)所示，直管中部vz與vc的分布受β的影響很小，但在β=6°時，vc達到最大值;β=10°時，vc在徑向的分布比較均勻，渦流特征幾乎消失。

由上述分析可知，隨著β的減小，vc逐漸增加，理論上吸絲力F應該增大。但實驗證明(實驗方法及結(jié)果見文獻［13］)，F(xiàn)在β=6°處取得最大值。其原因可能是，紗線在拉瓦爾管中隨渦流做螺旋運動。隨著β的減小，盡管vc隨之增大，提高了氣流對紗線的拖曳力，有利于F的提高;但同時增加的紗線離心力和高速高密空氣區(qū)域增大了管壁對紗線的摩擦力，阻礙F增大。若β過小，后者成為主要影響因素，導致F減小。而β過大，在拉瓦爾管擴大部出現(xiàn)正激波且向上游移動，激波強度較大，使得過多的動能轉(zhuǎn)化為勢能，減少了對紗線的有效推動力。

結(jié)合模擬與實驗結(jié)果［13］可知，β =6°較佳，使吸絲槍內(nèi)流場分布更加合理，不僅提高空氣對紗線的拖曳力，而且可減小紗線與管壁的摩擦力，避免正激波的出現(xiàn)，從而提高吸絲效率。

圖8 不同收縮角β的吸絲槍內(nèi)氣流軸向速度分量vz和周向速度分量vc的徑向分布(α=90°)Fig.8 Radial distributions of vzand vcat different β(α =90°).(a)vzof throat;(b)vzof middle of Laval tube;(c)vzof straight tube;(d)vcof throat;(e)vcof middle of Laval tube;(f)vcof straight tube

4 結(jié)論

本文通過數(shù)值模擬考察了拉瓦爾管結(jié)構(gòu)對滌綸全拉伸絲吸絲槍內(nèi)部流場分布的影響，得到如下結(jié)果:當拉瓦爾管收縮角α=90°和擴大角β=6°時，吸絲槍有最大的吸絲效率;合理的α有利于氣流在拉瓦爾管收縮段平穩(wěn)加速并順利通過喉部。α過小時，入射的氣流周向速度分量較小，渦流較弱。α過大時，吸絲槍內(nèi)產(chǎn)生強烈的正激波和更多的返流、亂流，空氣動能損失增加，降低了吸絲張力;合理的β使吸絲槍內(nèi)高速高密空氣區(qū)域長度和vc適中，提高了空氣對紗線的拖曳力，減小了紗線與管壁的摩擦力，降低了正激波的強度，減少正激波產(chǎn)生的動能損失，從而提高了吸絲效率。若β過小，管壁對紗線的摩擦力增大，阻礙了吸絲力F的增大。β過大，則在拉瓦爾管擴大部出現(xiàn)強烈的正激波，減少了對紗線的有效推動力。

［1］ RICHTER H H. Yarn handling apparatus:US，3452910［P］.1969－07－01.

［2］ VANDERIP H A.Yarn handling method and apparatus:US，3570339［P］.1971－03－16.

［3］ MCFALL A J. Yarn-handling device: US，4181247［P］.1980－01－01.

［4］ 張齡方，李永貴，葛明橋.國內(nèi)外吸絲槍的研究進展［J］.合成纖維工業(yè)，2012，35(6):43－46.ZHANG Lingfang，LI Yonggui，GE Mingqiao.Research progress in yarn suction gun in the world［J］.China Synthetic Fiber Industry，2012，35(6):43－46.

［5］ 張齡方.滌綸FDY吸絲槍結(jié)構(gòu)設計［D］.無錫:江南大學，2013.ZHANG Lingfang.Designing of yarn suction gun［D］.Wuxi:Jiangnan University，2013.

［6］ IEMOTO Y，TANOUE S，HOSOKAWA J， et al.Geometry effect of air suction gun on the yarn suction characteristics［J］.J Tex Eng，2008，54(2):41 －47.

［7］ LI Y，IEMOTO Y，TANOUE S，et al.Numerical simulation of airflow characteristics in air suction gun［J］.J Tex Eng，2010，56(4):97－106.

［8］ LI Y，IEMOTO Y，TANOUE S，et al.Numerical analysis of the geometrical effects on the airflow characteristics of an air suction gun ［J］.J Tex Eng，2010，56(6):163－172.

［9］ LI Y，IEMOTO Y，TANOUE S，et al.Yarn posture in an air suction gun ［J］.J Tex Eng，2010，56(6):173－179.

［10］ LI Y，IEMOTO Y，TANOUE S，et al.Yarn motion in an air suction gun［J］.J Tex Eng，2011，57(2):1－7.

［11］ 李永貴，張齡方，葛明橋.吸絲槍噴嘴結(jié)構(gòu)設計［J］.化纖與紡織技術(shù)，2013，12(1):40－44.LI Yonggui，ZHANG Lingfang，GE Mingqiao.Design of the nozzle of a FDY yarn suction gun［J］.Chemical Fiber＆ Textile Technology，2013，12(1):40－44.

［12］ LI Yonggui， WEI Man， ZHANG Lingfang， et al.Design of the nozzle of a yarn suction gun for fully drawn yarn ［J］.Textile Research Journal，2014，84(3):225－230.

［13］ 李永貴，魏曼，張齡方，等.拉瓦爾管結(jié)構(gòu)對FDY型吸絲槍性能的影響［J］.紡織學報，2014，35(5):124－127.LI Yonggui，WEI Man，ZHANG Lingfang，et al.Effect of Laval tube structure on the performance of yarn suction gun for FDY ［J］.Journal of Textile Research，2014，35(5):124－127.

［14］ FINNEMORE E J，F(xiàn)RANZINI J B.Fluid Mechanics with Engineering Applications［M］.10th ed.New York:McGraw-Hill Companies，2003:591 －600.

Influence of Laval tube geometry on airflow characteristics in yarn suction gun for polyester fully drawn yarn

LI Yonggui1，2，WEI Man2，CHEN Dongsheng1
(1.Fujian Engineering Research Center for Textile＆ Clothing(Minjiang University)，F(xiàn)uzhou，F(xiàn)ujian 350108，China;2.College of Textile and Clothing，Jiangnan University，Wuxi，Jiangsu 214122，China)

For the purpose of providing technique support for improvement of yarn suction gun，software CFX 12.1 was used to simulate airflow patterns in the yarn suction gun with different geometrical parameters of the Laval tube，and the relation between the flow patterns and yarn suction performance was discussed.The influence mechanism of Laval tube geometry on the yarn performance was clarified.The simulation results and the experimental ones are in good agreement and the rational parameters were obtained as follows:the converging angle of Laval tube α =90°and the diverging angle of Laval tube β =6°.A rational converging angle of Laval tube accelerates the airflow smoothly in the Laval tube，and avoids more backflows and strong normal shock wave occurred in the Laval tube，which reduces kinetic energy loss.As a result，the suction efficiency increases.The suction efficiency can be raised through an appropriate diverging angle，which makes circumferential velocity component of airflow and air region of high speed and high density moderate.This increases drag force of air on the yarn and reduces friction of wall on the yarn and kinetic energy loss caused by the normal shock wave.

yarn suction gun;Laval tube;airflow;numerical simulation

TS 152.8

A

10.13475/j.fzxb.20140705606

2014－07－24

2015－02－11

福建省中青年教師教育科技項目(JK2014042)

李永貴(1972—)，男，副教授，博士。主要研究方向為紡織流體機械。E-mail:lygwxjd@sina.com。