辛三法，王新厚，胡守忠

(1.上海工程技术大学服装学院，上海 201620;2.东华大学纺织面料技术教育部重点实验室，上海 201620)

熔喷非织造技术是将聚合物熔体制成超细纤维及其纤网的一步法技术。由于熔喷工艺纤维平均直径小于0.5 μm［1］，其纤网材料具有突出的阻隔性能，使得熔喷非织造纤网产品应用领域非常广阔。从应用角度来看，如果熔喷工艺纤维的平均直径能够再细0.5个数量级，其纤维网材料产品无论从深度还是广度都会大大提高，因此许多学者都展开对熔喷工艺中纤维进一步细化的研究。1992年，Milligan等［2］研究采用横吹气流方法来减小熔喷工艺最终纤维的直径。结果表明，横吹气流能够减小纤维平均直径，但是这种减小程度很有限。1996 年，Shambaugh［3］采用脉动气流来研究减小熔喷工艺最终纤维直径。研究结果表明，这种方法制得的纤维直径比传统连续气流所制得的纤维直径减少5% ～40%。1998年，Shambaugh等［4］指出，在熔喷工艺中，从喷丝孔出来的熔体被空气射流拉伸细化形成最终微纳米直径的纤维时，空气射流对熔体的细化作用程度沿着纺丝中心线方向上的分布并不相同，其中96%的细化作用发生在距离喷丝孔0～15 mm长度范围内。从研究结果可看到，在距离喷丝孔0～15 mm范围内改进空气流场或熔体性能状况将可有效地细化最终纤维。2007年，Ellison等［5］通过“V型”槽射流(即双槽射流)熔喷工艺实验研究进一步细化纤维，得到平均直径低于500 nm的纤维。该文献总结得出熔喷工艺可制得任意直径的纤维，没有所谓最小直径的限制。其采用的参数超过普通熔喷设备的参数范围，结论对熔喷工艺研究有一定的指导作用。Yao等［6－8］采用德国技术——超音速冷空气流技术研究制作超细纤维，虽然在研制过程中没有观察到熔体分裂现象，但其研究成果对进一步细化纤维具有借鉴意义。2012年，Shambaugh等［9］从理论上研究了熔喷工艺中空气射流速度的“平台现象”，有利于最终纤维的细化。2013年，辛三法等［10］研究发现，双槽熔喷工艺中熔体细流存在形变现象，利用形变现象可进一步减小最终纤维直径。2014年，王玉栋等［11］考虑到熔喷空气射流的双回流区使得射流速度能量分散较大，不利于形成更细的纤维，从理论角度考虑，先在熔喷工艺模头上空气射流槽内外沿添加2个稳定片附件，减小或消除射流速度双回流区，然后用数值模拟方法研究了空气流场的特征规律，结果表明添加附件能够有效减小射流能量分散。上述关于熔喷工艺中纤维进一步细化的理论或实验研究从不同角度丰富了熔喷非织造工艺原理和实践。

本文从理论上探究减小空气射流能量分散的可能性。减小射流能量分散的具体方法是在熔喷工艺模头的双槽外沿添加2个挡片附件，以减小空气射流能量的分散，以便能够制得更细直径的纤维。采用数值模拟方法，研究不添加附件、添加外沿附件后和外沿长度变化时空气流场分布规律。最后，分析外沿添附件方法对最终纤维进一步细化的影响。

1 空气流场的几何模型

1.1 双槽熔喷模头

双槽熔喷工艺模头有多种，本文以常见的HS型［12］模头的尺寸为依据，如图1所示。双槽外沿宽度为3.32 mm，气槽在水平方向上宽度为0.65 mm，气槽高度为5.00 mm。在该模头的气槽外延添加2个挡片附件，附件长度L分别选用0、2、5和10 mm 4个长度值。

1.2 空气流场的几何模型

图1 双槽熔喷模头和外沿附件Fig.1 Die of melt blowing with dual slots and accessories

选择带附件双槽模头的下方为模拟计算区间。由于双槽射流熔喷工艺中空气流场对称分布，所以，选用1/2流场作为实际模拟计算区域(如图2所示)，建立相应的坐标系。1/2的流场区域由2部分组成，气流狭缝部分(如图2中四边形ABCD部分)和下方的主体部分OCEFHI(如图2中四边形OGHI中除去CEFG部分后剩下部分)。计算区域的尺寸如图所示，气槽高度为5 mm，模拟计算区域宽度为15 mm，长度为100 mm。

图2 1/2主要数值模拟区示意图Fig.2 Schematic of half of main computational domain

2 网格划分和边界条件设定

本文研究中计算区域比较规整，故采用四边形映射网格来划分网格，再对喷丝孔附近区域进行局部加密。

边界条件设定，计算入口为AD，设置为压力入口，压力为1.418 55×102kPa，温度为543 K。计算出口为FH和HI，设置为压力出口，条件为大气条件，即压力为1.013 25×102kPa，温度为300 K。将OI设置为对称线。AB、OB、DC、CE和EF设置为无滑移壁面。选择k-ε湍流模型，其他参数设置如文献［12］。

用FLUENT 6.3进行模拟计算，终止计算条件的残差值设定为1×10－3。分别对外沿长度L为0、2、5和10 mm的空气流场区域进行模拟计算。

3 结果与讨论

3.1 纺丝中心线上的速度分布状况

图3示出纺丝中心线上不同外沿长度模头的空气射流速度分布曲线。图3(a)为速度总分布曲线图，图3(b)为速度曲线起始部分的局部放大图。从总体来看，速度曲线分为2个部分:开始阶段的速度负值部分和大部分的速度正值部分。从图3(a)可知，速度正值部分(即速度主体部分)的变化规律是:随着距离喷丝孔长度的逐渐增大，纺丝中心线上的空气速度先快速增大，达到最大值;然后迅速减小，减小的趋势先快后慢，最后基本趋于稳定。这个速度分布趋势规律与文献［12］结果完全相符，说明在双槽熔喷模头增加外沿附件基本上不改变速度总体分布规律。速度总体曲线开始负值部分的具体状况如图3(b)所示，其变化规律是随着距离喷丝孔长度的逐渐增大，纺丝中心线上的空气速度先减小，达到最小值，然后又逐渐增大。结合双槽射流熔喷模头的形状分析可知，距离喷丝孔附近的速度负值部分即空气射流双回流区的表现，这个趋势规律也与文献［12］结果完全相符。这说明在双槽熔喷模头增加外沿附件会稍微增加回流速度峰值大小，但不会改变速度双回流区规律。

由图3(a)可看出，在速度正值部分，随着外沿长度L的逐渐增加，在纺丝中心线上空气射流速度最大值减小，而且速度衰减程度也增加。从熔喷非织造纺丝规律可知，较低的空气射流速度或衰减趋势较快的射流速度难以制得较小直径的最终纤维，因此，从这一点看来，在双槽模头添加外沿附件不利于纺制更细最终纤维。

在初始速度负值部分(如图3(b))，随着外沿长度L的逐渐增加，在纺丝中心线上空气射流速度负值的最大值增大，而且射流双回流区沿纺丝中心线方向长度也增长。从熔喷非织造纺丝常识可知，较大的反向空气速度和较长双回流区长度不仅阻碍聚合物熔体细流的伸长细化，而且使空气射流能量散失较多，因此，从这个意义上看，在双槽模头添加外沿附件也不利于纺制更细最终纤维。

图3 纺丝中心线上不同外沿长度的空气射流速度分布曲线Fig.3 Velocity distribution curves of different outer length in spinline.(a)Total distribution curves of velocity;(b)Distribution curves of velocity near die(0－10 mm)

3.2 纺丝中心线上的压力分布状况

图4示出纺丝中心线上不同外沿长度的空气射流总压力分布曲线，其中图4(a)为压力总分布曲线图，图4(b)为初始部分的局部放大图。从总压力分布曲线来看，随着距离喷丝孔长度的逐渐增加，纺丝中心线上的空气压力先急剧增大，快速达到最大值，然后迅速减小，减小的趋势先快后慢，最后基本趋向稳定。这说明在双槽熔喷模头增加外沿附件基本上不改变压力总体分布规律。

图4 纺丝中心线上不同外沿长度的空气射流压力分布曲线Fig.4 Pressure distribution curves of different outer length in spinline.(a)Total distribution curves of pressure;(b)Distribution curves of pressure near die(0－10 mm)

由图4可看出，随着外沿长度的变化，在纺丝中心线上空气射流压力分布也呈现一定的变化规律，其变化趋势与上述空气射流正值速度的变化趋势非常相似。即随着外沿长度L的逐渐增加，在纺丝中心线上空气射流压力最大值减小，而且压力衰减程度也增加。前期研究结果表明［10］，正在伸长细化的聚合物熔体细流，如果其径向受到的压力差异值越大，则越有利于形成较小直径的纤维，因此，压力最大值的减小和压力衰减程度的增加都不利于纺制更细最终纤维。

3.3 纺丝中心线上的温度分布状况

图5示出纺丝中心线上不同外沿长度的空气射流温度分布曲线，其中图5(a)为温度总分布曲线图，图5(b)为初始部分的局部放大图。从整个温度分布曲线来看，随着距离喷丝孔长度的逐渐增大，纺丝中心线上的空气温度先达到最大值，然后迅速减小，减小的趋势先快后慢，最后基本趋于稳定。这说明在双槽熔喷模头增加外沿附件基本上不改变温度总体分布规律。

由图5可看出，随着外沿长度的变化，在纺丝中心线上空气温度分布也呈现一定的变化规律，其变化趋势与上述空气速度和压力的变化趋势完全不同。

图5 纺丝中心线上不同外沿长度的空气射流温度分布曲线Fig.5 Temperature distribution curves of different outer length in spinline.(a)Total distribution curves of temperature;(b)Distribution curves of temperature near die(0－10 mm)

随着外沿长度L的增大，温度最大值基本不变，而且温度最大值的位置点也基本不变(如图5(b)所示)，在靠近喷丝孔很近的位置。随着外沿长度L的增大，空气温度衰减程度减小，即外沿长度越长，其温度衰减过程慢，保持高温的距离长。从熔喷非织造纺丝原理可知，空气射流高温的主要目的是维持聚合物熔体细流的较高温度，防止熔体温度下降过快，所以，空气射流温度越高，熔体细流在伸长细化时的温度也越高，越有利于形成较细的最终纤维，即外沿长度越长，越有利于最终纤维直径的细化。

综合上述分析可知，在熔喷模头气槽外侧添加挡片附件，能够有效减缓纺丝中心线上空气温度衰减趋势，而不能减缓空气速度和压力的下降趋势状况。

4 结论

本文用数值模拟方法研究了在双槽射流熔喷工艺模头的气槽外沿添加1个附件后，熔喷工艺的空气流场变化，得到如下结论。

1)在空气射流速度方面，在双回流区内(即速度负值区内)，随着附件外沿长度的增大，纺丝中心线上回流区长度增加，速度最大值增大;在非回流区的大部分范围内(即速度正值区内)，随着附件外沿长度的增大，纺丝中心线上速度最大值减小，速度衰减程度增大。

2)在空气射流压力方面，随着外沿长度增大，纺丝中心线上空气压力最大值减小，压力衰减程度增大。

3)在空气射流温度方面，随着外沿长度增大，纺丝中心线上空气温度最大值基本不变，温度衰减程度减小。

［1］ UYTTENDAELE M A J，SHAMBAUGH R L.Melt blowing:general equation development and experimental verification［J］.AIChE Journal，1990，36(2):175 －186.

［2］ MILLIGAN M W，LU F，BUNTIN R R，et al.The use of crossflow to improve nonwoven melt-blown fibers［J］.Journal of Applied Polymer Science，1992，44(2):279－288.

［3］ SHAMBAUGH R L.Polymer processing using pulsating fluidic flow:US Patent，5，523，033［P］.1996－06 －04.

［4］ BANSAL V，SHAMBAUGH R L.On-line determination of diameter and temperature during melt blowing of polypropylene［J］.Industrial＆ Engineering Chemistry Research，1998，37(5):1799－1806.

［5］ ELLISON C J，PHATAK A，GILES D W，et al.Melt blown nanofibers:fiber diameter distributions and onset of fiber breakup［J］.Polymer，2007，48(11):3306 －3316.

［6］ YAO D，WANG Y.Ultra-fine filament yarns made by supersonic jet splitting［R］.National Textile Center Annual Report，2007(11):1 －10.

［7］ YAO D，WANG Y.Ultra-fine filament yarns made by supersonic jet splitting［R］.National Textile Center Research Briefs，2008(6):1 －3.

［8］ YAO D，WANG Y.Ultra-fine filament yarns made by supersonic jet splitting［R］.National Textile Center Annual Report，2009(10):1 －10.

［9］ SHAMBAUGH B R， PAPAVASSILIOU D V，SHAMBAUGH R L.Modifying air fields to improve melt blowing［J］. Industrial ＆ Engineering Chemistry Research，2012，51(8):3472－3482.

［10］ 辛三法.熔喷非织造工艺中纤维成形机理的研究［D］.上海:东华大学，2013:47－69.XIN Sanfa.Mechanism of fiber formation in melt blowing［D］.Shanghai:Donghua University，2013:47－69.

［11］ WANG Y， WANG X. Numerical analysis of new modified melt-blowing dies for dual rectangular jets［J］.Polymer Engineering＆ Science，2014，54(1):110－116.

［12］ KRUTKA H M，SHAMBAUGH R L，PAPAVASSILIOU D V.Analysis of a melt-blowing die:comparison of CFD and experiments［J］.Industrial ＆ Engineering Chemistry Research，2002，41(20):5125－5138.