熔噴雙槽形噴嘴內部通道氣體流場數值模擬

姜瑩瑩 陳廷

摘要：熔噴雙槽形噴嘴氣槽出口處寬度方向上的氣體速度分布均勻性受內部氣流通道結構的影響。為探究噴嘴內部通道結構對氣體速度分布均勻性的影響，采用數值模擬的方式對噴嘴內部氣流通道的氣體流場進行數值計算。用ANSYS軟件中的Workbench平臺建立出貼合實際的三維流場模型，并劃分出符合網格質量要求的網格。在Fluent軟件中設置求解器類型及定義邊界條件，進行數值計算。結果表明：氣體在由氣腔1流入通氣孔A時，在通氣孔A1至A4出口處的速度峰值及溫度谷值各有不同，分布趨勢表現為越靠近噴嘴外側的氣孔出口處速度峰值越大、溫度谷值越小，越靠近噴嘴中部的氣孔出口處速度峰值越小、溫度谷值越大。且通氣孔B出口處的速度峰值及溫度谷值受通氣孔A的影響，也呈現出與通氣孔A出口處相同的分布趨勢。

關鍵詞：熔噴雙槽形噴嘴；氣體流場；內部通道；數值模擬

中圖分類號：TS174.1

文獻標志碼：A

文章編號：1009-265X（2023）02-0072-08

熔噴法是借助高速高溫氣流使剛擠出的高聚物熔體迅速拉伸固化成形的紡絲方法，優點是工藝流程短，可以直接制成無紡織物。熔噴布具有空隙多、結構蓬松、抗褶皺能力好等特點，在過濾材料、隔離材料、口罩材料及擦拭布等領域有著廣泛的應用。

熔噴噴嘴的工藝參數對拉伸氣流的速度大小和分布均勻性有很大的影響，國內外有多位學者對熔噴噴嘴的氣體流場進行了研究，并對噴嘴進行了改進。Harpham等［1-2］首次對雙槽形噴嘴氣體流場的速度分布進行了實驗研究，分析得到了拉伸氣體速度分布的回歸方程。Tate等［3］和Harpham等［2］將熔噴雙槽形拉伸熱空氣體流場分為了3個區域，分別是兩股射流匯合前的區域、合并區域及兩股射流合并后完全變為一股的區域。Krutka等［4］用計算流體力學軟件對拉伸空氣體流場進行了數值計算，總結出了3個區域的流場特點。陳廷等［5］建立了噴嘴中線上的拉伸氣流速度理論公式，并首次將聚合物拉伸模型的數值模擬結果與氣體流場的理論計算結果結合起來。在此之后，陳廷［6］研究了氣槽角度、氣槽寬度和頭端寬度等參數對拉伸熱空氣的速度和溫度分布的影響。Xin等［7］探究了氣縫角度對流場的影響。Xie等［8］對拉伸氣體流場進行了測量并分析了速度和溫度的波動情況。姬長春等［9］對熔噴噴嘴噴氣孔端面進行三維數值模擬，探究了端面對氣體流場及纖維拉伸工藝的影響。周梓豪等［10］對制備碳納米管纖維所用的直立式氣相沉積反應器氣體流場進行了數值模擬，劉宏霞等［11］建立了氣相沉積反應器內的纖維/氣體兩相流動模型，模擬了纖維的運動形態。

前人對于熔噴雙槽形噴嘴的研究多集中于噴嘴外部拉伸空氣氣體流場，探究拉伸氣流對熔噴纖維直徑大小的影響。然而在實際生產中還存在著在噴嘴幅寬方向上所制備纖維直徑存在差異的問題，該問題由噴嘴幅寬方向上氣流速度及溫度的分布不均勻性引起，探究噴嘴內部氣流通道對氣體流場的影響有助于解決這一問題。本文將建立噴嘴內部通道流體域的三維模型，采用數值模擬的方法探究噴嘴內部氣流通道對氣體流場的影響。

1氣體流場的幾何模型

由于噴嘴內部氣流通道較為復雜，為能夠準確地還原噴嘴內部通道氣體流場的實際情況，研究內部氣體流場的速度分布與溫度分布，本文對氣體流場進行了三維建模。本文所研究的噴嘴模型是沿中心軸線左右對稱的，故在幾何建模的時候，只需建立出對稱軸一側的幾何模型進行數值模擬即可。

圖1為熔噴雙槽形噴嘴的結構示意圖，氣槽與水平面的夾角為60°，寬度為0.5 mm，噴絲孔的寬度為0.5 mm。圖2為噴嘴內部通道結構圖，氣體由氣腔1兩側的入口進入噴嘴內部，依次流經氣腔1、通氣孔A、氣腔2、通氣孔B、梯形氣腔，最后由氣槽流出噴嘴，形成拉伸氣流。圖3為噴嘴內部氣流通道的尺寸圖，其中，氣槽寬度為0.5 mm，梯形氣腔與氣槽的夾角為120°。在空氣流體力學中，氣體經過截面積減小的管道可獲得流動的動力，本文所研究的熔噴噴嘴模型中，通氣孔A、通氣孔B及氣槽的截面積逐層減小，為氣體加速的主要部分。氣槽寬度受到截面積大小的制約，設計為0.5 mm。圖4為通氣孔A中各氣孔的孔距尺寸圖。通氣孔A由7個形狀不同、大小不同的氣孔組成，將對稱軸一側的氣孔從左往右編號為通氣孔A1、通氣孔A2、通氣孔A3，通氣孔A4。其中，通氣孔A1為橢圓孔，長軸為10.0 mm，短軸為6.0 mm（沿z軸方向為長軸）。通氣孔A2為橢圓孔，長軸為6.6 mm，短軸為5.0 mm。通氣孔A3為橢圓孔，長軸為6.0 mm，短軸為5.0 mm。通氣孔A4為圓孔，直徑為5.0 mm。通氣孔B由30個直徑為2.2 mm的小圓管組成，將對稱軸一側的小圓管從左往右依次編號為通氣孔B1至通氣孔B15。圖5為建立好的熔噴雙槽形噴嘴內部通道氣體流場三維模型。

2數值模擬

2.1網格劃分

在ANSYS Mesh中進行的工作主要有兩部分：對各邊界命名及網格劃分。邊界命名示意圖如圖6，其中，A、B、C、D分別對應inlet、outlet、wall、symmetry。

空氣具有一定的黏性，繞流物體時，在貼近物面處形成邊界層。由于在邊界層處流體的流動速度變化較為復雜，流場計算難度大，為了能夠更精準地捕捉邊界層梯度變化，對流體計算域的網格劃分使用在壁面處劃分邊界層網格，在流體其他區域劃分四面體網格的方法，可以有效的減少網格數量，并保證邊界層處的計算精度。

通過對流體域進行不同密度的網格劃分并進行數值模擬，將不同網格密度的模擬結果進行對比，發現在全局尺寸小于0.5 mm2，邊界層數大于5層后，模擬結果受網格的影響較小。結合計算精度及計算機資源因素，設置全局最大尺寸為0.5 mm2。打開Sizing中的Capture Curvature對模型中存在曲率部位進行網格加密，并設置曲率法向角度為12°。打開Proximity對模型中狹窄區域進行加密，并設置間隙截面單元數量為4。在壁面處設置邊界層網格，網格生成方法為Smooth Transition，設置層數為6層，增長率為1.2，網格生長方式為Pre，即先生成邊界層網格，之后再生成四面體網格。最后點擊Generate Mesh生成網格。

2.2邊界條件與參數設定

選用三維雙精度版本啟動Fluent軟件，在Fluent中選擇基于壓力的求解器，設為定常流動。由于本文所使用的模型復雜，氣體為黏性可壓縮氣體，選擇RNG k-ε湍流模型可在復雜的幾何中產生更少的黏性流動，從而使模擬得到的流動狀態更為精確。入口設為壓力入口，壓力為506 625 Pa，溫度為520 K，湍流強度為10%，水力直徑為12 mm。出口設為壓力出口，壓力為101 325 Pa，溫度為450 K，回流湍流強度為10 %。其余設定為無滑移壁面邊界，材料為steel。計算收斂殘差標準設為1×10-5。

3結果與分析

在Fluent中計算完畢后，將計算結果導入后處理軟件CFD-Post中進行后處理，得到熔噴雙槽形噴嘴內部通道氣體流場的速度及溫度分布云圖。為探究通氣孔A及通氣孔B在幅寬方向上的速度及溫度分布均勻程度，選取通氣孔A及通氣孔B出口處的速度峰值及溫度谷值為參數進行分析研究。

3.1熔噴雙槽形噴嘴內部通道氣體流場模擬結果

圖7為通氣孔A中心面的速度分布云圖，從圖7中可以看出氣體在氣腔1 中流動，依次進入通氣孔A1、A2、A3及A4，且氣體在通氣孔A1至A4中的速度大小均不相同，其中通氣孔A1中的氣體速度最大，通氣孔A4中的氣體速度最小。這是由于氣體在氣腔1中流動時，氣體依次被分配到通氣孔A1、A2、A3及A4中，隨著氣體越往氣腔中部走，氣體速度越小，密度也越小，進入氣孔中氣體的初始速度和密度越來越小，從而導致了經氣孔加速后的氣體速度仍然較小。

圖8為通氣孔A中心面的溫度分布云圖，由于本文簡化了流體與壁面的熱量關系，將壁面設成了絕熱壁面，因而在噴嘴內部通道中氣體溫度的變化僅與速度的變化有關。從圖8中可以看出，氣腔1中的氣體溫度呈兩側低中部高的趨勢，通氣孔A中氣體溫度的分布也為兩側氣孔溫度低，中部氣孔溫度高。根據對這一階段氣體速度分布云圖的分析，氣體在入口處速度較大，越往氣腔1中部走，速度越小，溫度隨著速度減小而有所增高，這樣的變化符合能量守恒定律。同樣的，在通氣孔A中，越靠近氣腔外側的氣孔速度越大，越靠近氣腔中部的氣孔速度越小，因此通氣孔A中的溫度分布狀況為兩側氣孔溫度低，越靠近氣腔中部，氣孔溫度越高。

圖9為通氣孔B的速度分布云圖，氣體從通氣孔A流出后，進入氣腔2，再由氣腔2進入通氣孔B，由于通氣孔B的截面積較通氣孔A小，故氣體在通氣孔B中進行了第二次加速。在此對這15個圓孔從左往右依次編號為通氣孔B1至通氣孔B15。由于氣體在通氣孔A中完成加速后，通氣孔A1至A4出口處的速度峰值各不相同，因此流入通氣孔B各圓孔的初始速度存在差異。且在通氣孔A中，各氣孔的孔徑大小不一，相鄰氣孔的孔距都各不相等，這些因素導致了氣體在通氣孔B中的氣體分配問題。在經過通氣孔B對氣體的加速后，通氣孔B各圓孔出口處的速度依然存在不勻，且整體上來看，靠近噴嘴外側的圓孔出口處的速度較大，靠近噴嘴中部的圓孔出口處的速度較小，這是由上一加速過程的氣體速度差異導致的。

圖10為通氣孔B中的溫度分布云圖。由圖10中可以看出，氣腔2中的溫度在從通氣孔A1至A4中流出氣體的主要流動路徑上有所降低，在遠離流動路徑的區域溫度變化不大，這是由于在主要流動路徑上的氣體速度較大，根據能量守恒定律，溫度降低，而在遠離流動路徑的區域，由于速度變化較小，且在絕熱條件下，氣體沒有與外界進行熱量交換，因而溫度幾乎沒有衰減。在氣體進入通氣孔B后，通氣孔B中的溫度整體都有所降低，且通氣孔B1至B15中溫度變化程度各不相同，整體呈兩側圓孔溫度低于中部圓孔溫度的趨勢，這是因為通氣孔B兩側圓孔的速度要高于中部圓孔的速度，因而溫度的分布為兩側圓孔的溫度較低，中部圓孔的溫度較高。在氣體流出通氣孔B進入梯形氣腔后，梯形氣腔的截面積大于通氣孔B的截面積，氣體進入梯形氣腔后不再加速，且有較小的衰減，這導致了梯形氣腔中的溫度有輕微的回升。

3.2通氣孔A出口處氣體速度與溫度分析

圖11和圖12分別為通氣孔A出口處的速度分布曲線圖和溫度分布曲線圖。從圖11中可以看出氣體經通氣孔A加速后各氣孔出口處的速度分布情況，其中，通氣孔A1出口處的速度最大，達到34.4 m/s，通氣孔A4出口處的速度最小，為27.3 m/s，通氣孔A2與A3的速度分別為31.9、30.9 m/s，各氣孔出口處的速度峰值均不相等，且最大速度峰值與最小速度峰值相差了7.1 m/s，差值為最小速度峰值（27.3 m/s）的26%，因而在通氣孔A1至A4中速度分布有著明顯的不均勻現象。氣體速度在每個氣孔中的分布趨勢均為靠近壁面處速度極小，隨著遠離

壁面，速度逐漸增大，這是因為氣體在氣孔中流動時，由于邊界層的存在，靠近壁面的氣體在黏性的作用下幾乎是層流狀態，因而速度變得很小，而在遠離邊界的區域，氣體的流動幾乎不受黏性的影響，故速度逐漸增大。從圖12可以看出通氣孔A1至A4出口處的溫度分布趨勢正好與速度分布相反，通氣孔A1出口處的溫度最低，通氣孔A4出口處的溫度最高，兩者的變化趨勢符合能量守恒定律。雖然通氣孔A的溫度分布整體呈中部氣孔高兩側氣孔低的趨勢，但最大值與最小值的差值并不大，這是因為這一階段中整體速度較小，溫度的變化僅由速度引起，因而溫度各氣孔出口處溫度的差異并不大。

3.3通氣孔B出口處氣體速度與溫度分析

圖13為通氣孔B的速度分布曲線圖，圖14為通氣孔B的溫度分布曲線圖。從圖13可以看出，通氣孔B1至B1515個圓孔出口處的速度峰值均不相等，其中，通氣孔B1出口處的速度峰值最大，達到54.9 m/s，通氣孔B14出口處的速度峰值最小，為45.4 m/s，其余13個圓孔出口處的速度居于45.4 m/s至54.9 m/s之間，且各不相等。最大速度峰值與最小速度峰值相差了9.5 m/s，且差值為最小速度峰值（45.4 m/s）的21%，即經氣孔組B加速后的氣體依然存在著明顯的速度分布不勻現象。在對速度分布云圖進行分析的時候提到過，該階段的速度分布不勻主要是由上一加速階段，即通氣孔A處的速度分布不勻導致的，進入通氣孔B1至B15的氣體由通氣孔A1至A4分別提供，由于通氣孔B的15個圓孔與通氣孔A各氣孔的距離各不相同，因此距離通氣孔A近的圓孔獲得的氣體速度大，距離通氣孔A遠的氣孔獲得的氣體速度小，從而導致了通氣孔B1至B15出口處速度大小各不相同的現象。從圖14可以看出通氣孔B出口處的溫度分布情況，可以發現，通氣孔B1至B15出口處的溫度大小各不相同，且整體分布趨勢與速度分布趨勢相反，該變化趨勢符合能量守恒定律。這一階段的速度雖較上一階段有所增大，但整體速度仍然不高，故溫度的變化仍然較小，由此也可以發現，僅因速度變化引起的溫度變化是有限的，因此在后續的優化工作中，可以考慮將提升速度均勻性作為主要優化目標。

綜上所述，發現通氣孔B出口處的速度分布及溫度分布與通氣孔A的分布趨勢相同，均為沿幅寬方向兩側氣體速度高、溫度低，中間氣體速度低、溫度高。因此可以判定，噴嘴內部通道中氣流分布的不均勻性是由通氣孔A中氣流分布的不均勻性引起的，且對整個內部通道氣體流場的分布有影響。在幅寬方向上，速度有明顯的分布不勻，而溫度的分布不勻程度較小，在熔噴法制備纖維中，拉伸聚合物熔體的氣流速度和溫度對纖維直徑都有重要影響，因此氣流速度的分布不勻會導致不同噴嘴位置拉伸出的纖維直徑產生差異。

4結論

本文對熔噴雙槽形噴嘴內部通道氣體流場的三維模型進行了數值模擬，探究了噴嘴內部通道中氣體速度和溫度的分布狀況，得到了以下結論：

a）氣體在通氣孔A1至A4出口處的速度峰值及溫度谷值有所差異，分布趨勢為越靠近氣腔1外側的通氣孔出口處的速度峰值越大、溫度谷值越小，越靠近氣腔1中部的通氣孔出口處的速度峰值越小、溫度谷值越大。其中溫度谷值的差異不大，而速度峰值差異明顯，最大速度峰值與最小速度峰值相差了7.1 m/s，差值為最小速度峰值（27.3 m/s）的26%。

b） 通氣孔B出口處的速度峰值及溫度谷值的分布趨勢大體上與通氣孔A的分布趨勢相同，且溫度谷值的差異較小，而速度峰值差異明顯，最大速度峰值與最小速度峰值相差9.5 m/s，差值為最小速度峰值（45.4 m/s）的21%。

c）通氣孔B出口處的速度峰值及溫度谷值的差異由通氣孔A出口處的差異導致，且通氣孔A及通氣孔B出口處的分布不勻主要表現為速度不勻。

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Numerical simulation of air flow field in the inner passage of melt blowing dual slot die

JIANG Yingying， CHEN Ting

（College of Textile and Clothing Engineering， Soochow University， Suzhou 215021， China）

Abstract： Melt blowing is one of the main methods for preparing superfine fibers. The melt blowing method uses a high-speed and high-temperature airflow to draw polymer melt into superfine fibers. Therefore， the velocity and temperature of the drawing airflow have a key impact on the fiber diameter. Affected by the structure of the air flow passage inside the melt blowing nozzle， the velocity and temperature distribution of the air flow in the width direction of the nozzle have a certain degree of inhomogeneity， which leads to a certain difference in the diameter of the fibers produced at different positions of the nozzle.

In order to explore the influence of the passage structure inside the nozzle on the uniformity of the air velocity distribution， the air flow field in the inner passage of the melt blowing dual slot die was modeled. In the SpaceClaim module of the ANSYS Workbench platform， the establishment of the 3D geometric model of the air flow field and the extraction of the fluid computational domain were completed. Using ANSYS Mesh software， the fluid domain was meshed to meet the quality requirements and computational accuracy. The computational fluid dynamics software Fluent was used to numerically simulate the air flow field in the inner passage of the melt blowing dual slot die， and the velocity distribution and temperature distribution of the air in the inner passage of the nozzle were obtained. The results show that when the air flows from the air cavity 1 into the air hole group A， the maximum velocities at the exits of the vent holes A1 to A4 are significantly different. Specifically， the closer to the outside of the nozzle， the larger the maximum velocity is， and the closer the vent outlet is to the middle of the nozzle， the smaller the maximum velocity is. Among them， the velocity at the outlet of vent A1 is the largest， reaching 34.4 m/s， and the speed at the outlet of vent A4 is the smallest， at 27.3 m/s. The difference between the peak velocities of the two is 7.1 m/s， and the difference is 26% of the minimum velocity peak （27.3 m/s）. The temperature distribution trend at the exit of stomata A1 to A4 is exactly the opposite of the velocity distribution， the temperature at the outlet of vent A1 is the lowest， and the temperature at the outlet of vent A4 is the highest， and the trend of the two is in line with the law of conservation of energy. Similarly， the peak velocities at the exit of vent B1 to B15 are not equal. Specifically， the peak velocity at the outlet of vent B1 is the largest， reaching 54.9 m/s， and the peak velocity at the outlet of vent B14 is the smallest， being 45.4 m/s. The peak velocity difference between the two is 9.5 m/s， and the difference is 21% of the minimum velocity peak （45.4 m/s）. That is， there is still obvious uneven velocity distribution of the gas after acceleration by stomatal group B.

To sum up， we model and numerically simulate the air flow field in the inner passage of the melt blowing dual slot die， and explore the influence of the inner passage structure of the nozzle on the air velocity and temperature distribution. It provides some theoretical support for the optimal design of the internal channel of melt blowing dual slot dies and improvement of the uniformity of fiber fineness.

Keywords： melt blowing dual slot die; air flow field; inner passage; numerical simulation

收稿日期：20220317網絡出版日期：20220530

基金項目：國家自然科學基金項目（51303121）；中國紡織工業聯合會科技計劃項目（2021036）

作者簡介：姜瑩瑩（1996—），甘肅通渭人，女，碩士研究生，主要從事產業用纖維制品制備技術方面的研究。

通信作者：陳廷，E-mail： tingchen@suda.edu.cn