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滑移机理和边界条件简介摘要通过克努森数（Kn）的大小，钱学森将0.01<kn<0.1的流于划分为稀薄滑移流领域。
在该领域中，气体在主流场里的流动还是可以应用连续介质模型假设，即NS方程仍然适用。
但是在物体表面附近，由于气体稀薄，流动会显现出与一般流动稍有不同的现象。
根据目前研究进展可知，求解滑移边界条件下的NS方程，是目前滑移流区普遍采取的方法。
大量的实践表明，用该方法来求解工程问题很实用，既减小了计算量又能满足进度要求。
因此本文主要介绍稀薄滑移流动的机理，以及滑移模型的边界条件。
1.稀薄滑移流动机理在稀薄滑移流领域中，气体在主流场里的流动还是可以应用连续介质模型假设，即NS方程仍然适用。
但是在物体表面附近，由于气体稀薄，流动会显现出与一般流动稍有不同的现象。
从分子动力学分子碰撞理论出发，在物体表面附近，入射的气体分子经壁面反射后，从平均意义上说将在λ距离内与另一气体分子B 相碰撞（λ为分子平均自由程）。
假定碰撞后，气体分子的散射按立体角均匀分布。
因此碰撞分子各有一半的机会再次入射到物体表面。
当λ≤L 时，在物体表面附近便会因碰撞而聚集大量的分子。
聚集层的厚度与λ是一个量级的。
这一聚集层通常被称为克努森层。
当λ趋近0时候，克努森层厚度也趋近0，意味着入射分子被物体表面吸附。
于是气体分子微观特征量的集体表现，与物体表面分子微观特征量的集体表现相一致，亦即在物体表面上的边界条件是附和壁和等温壁条件。
此即在一般情况下，应用NS 方程时使用的无滑移与等温壁条件。
当λ相对于L增大时，克努森层厚度相应增加。
若仍保持λ≤L，那么在宏观上考察流动时，可以不必考虑克努森层的存在。
但是物体表面上的附着壁和等温壁边界条件已不再成立，必须考虑克努森层气体分子与壁面分子之间的动量交换和能量交换，引起称之为速度滑移和温度跳跃的效应。
这就是滑移边界条件的提出由来。
另外，随着稀薄程度的增加，克努森层的增厚，在克努森层内不仅出现了速度滑移和温度跳跃。
滑动水口一、引言滑动水口是一种用于控制水流的装置，常见于水利工程和自来水系统中。
它通过调节滑动门的位置，实现对水流的控制和调节。
滑动水口在水资源开发和利用中起着至关重要的作用。
本文将探讨滑动水口的结构、工作原理以及应用领域等方面。
二、滑动水口的结构滑动水口一般由滑动门、导轨、传动机构和控制装置等部分组成。
1. 滑动门滑动门是滑动水口的核心组件，它通常是一个可移动的板状结构。
滑动门通常由钢材制成，具有较高的强度和耐腐蚀性。
滑动门的宽度和厚度根据不同的工程需求进行设计，以满足对水流的控制要求。
2. 导轨导轨用于支撑和引导滑动门的运动。
它通常由坚固的钢材制成，具有良好的耐磨性和耐腐蚀性。
导轨的设计要考虑到滑动门的运动平稳性和可靠性。
3. 传动机构传动机构用于实现滑动门的运动。
常见的传动机构包括液压、电动和手动等形式。
液压传动机构通常应用于大型水利工程中，具有调节范围大、控制精度高的特点。
电动传动机构适用于中小型水利工程, 具有操作方便、快速响应的特点。
手动传动机构通常应用于紧急情况下的控制操作。
4. 控制装置控制装置用于对滑动水口的运行进行监控和调节。
常见的控制装置包括开关、传感器以及计算机控制系统等。
开关用于手动控制滑动水口的开启和关闭。
传感器用于检测水流的流量和压力等参数，以便对滑动水口进行自动控制。
计算机控制系统则可以实现对滑动水口的远程控制和监测。
三、滑动水口的工作原理滑动水口通过调节滑动门的位置来控制水流的流量和方向。
其工作原理如下：1. 开启水口当需要开启水口时，传动机构将滑动门向上或向下移动至所需的位置。
滑动门从水口开口处滑动到指定位置后，水流即可通过滑动门的间隙流出。
滑动门的开启程度决定了水流的流量。
2. 关闭水口当需要关闭水口时，传动机构将滑动门移动至水口开口处。
滑动门的闭合可以阻止水流的流出，也可以改变水流的方向。
通过对滑动门的闭合程度的控制，可以实现对水流的流量和方向的调节。
四、滑动水口的应用领域滑动水口广泛应用于各类水利工程中。
超疏水现象及其应用超疏水现象及其应用宋代周敦颐在《爱莲说》中写道“予独爱莲之出淤泥而不染”。
一千年后的今天，人们已经可以从科学的角度解释莲这种“出淤泥而不染”的特性。
与之相关的“仿生超疏水性表面”的研究已成为化学模拟生物体系研究中的一个新领域。
浸润性是固体表面的重要特征之一,它由表面的化学组成和微观形貌共同决定。
超亲水和超疏水特性是表面浸润性研究的主要内容。
所谓超疏水（憎水）表面一般是指与水的接触角大于150度，滑动角小于20°的表面。
人们对超疏水表面的认识，主要来自植物叶——荷叶表面的“自清洁”现象。
比如，水珠可以在荷叶的表面滚来滚去，即使在上面浇一些污水，也不会在叶子上留下污痕。
荷叶这种出污泥而不染的特性被称作“自清洁”效应。
功能性应用的众多需求一直驱使着超疏水表面不断研究发展。
现如今, 在不同的领域涌现出一大批新型、高效的应用方式, 包括在光学领域、微物质能量领域、工业防锈领域、电池领域等等。
1、微物质能量领域超疏水表面的一个很重要的应用即为其超疏水性的可逆性。
超疏水可逆性原理可应用于液滴或纳米粒子的操纵和微米级毛细管引擎。
通过光照或电压等增加下板表面能量到一定值, 半月板下移形成毛细管桥, 反则下半月板恢复到原来的位置。
类似的原理可以用于微物质的操控, 例如, 一个小液滴, 当承载基板为低表面能时被抬起; 反则液滴被释放[ 27] 。
这样就可以实现表面能与机械能之间的能量转化, 进而促成多种能量之间的变换。
此类实验的成功为微物质领域的能量应用发展提供了广阔的空间。
2、燃料领域在传统燃料输送设备中, 剩余燃料都会造成很大的浪费, 与此相关的应用是使用超疏油表面进行燃料经济性操作, 即在设备内制得超疏油表面, 虽然所用的表面是超疏油性的, 但其制备原理与超疏水表面制备方法极其类似, T uteja 等在油料输送管道和储油罐内制备出以低表面能物质修饰的粗糙表面, 同样可以适用于低表面能油料流体的输送。
第３１卷㊀第６期２０２３年１１月现代纺织技术ＡｄｖａｎｃｅｄＴｅｘｔｉｌｅＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＶｏｌ.３１ꎬＮｏ.６Ｎｏｖ.２０２３ＤＯＩ:１０.１９３９８∕ｊ.ａｔｔ.２０２３０４０３２喷丝板结构对熔融纺丝挤出过程聚合物熔体流动特性的影响沈泽坤ꎬ王㊀会ꎬ应起繁(东华大学环境科学与工程学院ꎬ上海㊀２０１６２０)㊀㊀摘㊀要:熔体在喷丝板微孔内流动时的稳定性和流场分布的均匀性是后续决定纤维成型质量的关键ꎬ这对熔体挤出前后的速度差㊁流道内的剪切速率分布和口模段内径向速度均匀性提出了要求ꎮ利用计算流体力学技术对涤纶工业熔融纺丝中的聚合物微孔挤出过程进行了数值模拟ꎬ得到了聚酯熔体在微孔内流动过程的速度㊁压力和剪切速率分布ꎬ讨论了熔体挤出前后的速度差和剪切速率分布对熔体流动稳定性的影响ꎮ提出了评价口模段内熔体径向速度分布的流动非均匀系数ꎬ指出不同长径比和收敛角分别通过改变流动充分发展段长度和口模段入口处径向速度分量来影响流动非均匀性ꎮ研究发现非均匀系数随长径比的增大而减小ꎬ随收敛角的增大先减后增ꎮ综合分析结果表明ꎬ长径比为３㊁收敛角为７４ʎ的喷丝板最佳ꎮ关键词:喷丝板结构ꎻ熔融纺丝ꎻ非牛顿流体ꎻ数值模拟ꎻ流变学ꎻ非均匀系数中图分类号:ＴＱ３４２.２１㊀㊀㊀文献标志码:Ａ㊀㊀㊀文章编号:１００９￣２６５Ｘ(２０２３)０６￣００８０￣１２收稿日期:２０２３０４２５㊀网络出版日期:２０２３０８０９作者简介:沈泽坤(１９９９ )ꎬ男ꎬ江苏南通人ꎬ硕士研究生ꎬ主要从事多相流热物理方面的研究ꎮ通信作者:王会ꎬＥ￣ｍａｉｌ:ｈｕｉｗａｎｇ＠ｄｈｕ.ｅｄｕ.ｃｎ㊀㊀２０２２年中国化学纤维产量为６６９８万吨ꎬ占全球化纤总产量的７０％以上[１]ꎬ对中国国民经济的发展起着至关重要的支撑作用ꎮ以聚酯(ＰＥＴ)纤维为代表的合成纤维[２]具有高强度㊁高模量㊁优异的力学性能及高热稳定性[３]ꎬ结构分布均匀㊁取向程度高的高性能纤维可满足国防[４]㊁军工[５]㊁海洋工程[６]㊁航空航天[７]及５Ｇ通信[８]等领域的应用ꎬ已成为重要的战略物资ꎮ目前高均匀性聚酯纤维的制备仍然是一个巨大的挑战ꎬ纤维的轴向丝径不均匀ꎬ限制了其力学性能的提高[９]ꎮ聚酯纤维主要采用熔融纺丝法[１０]制备ꎬＰＥＴ固体切片熔融后在喷丝板微孔流道内流动并挤出冷却成型ꎮ高端熔融纺丝技术的核心之一是提高喷丝板内熔体流动的稳定性和均匀性ꎬ强化熔体内部取向程度ꎮ流动过程中对速度场和应力场等物理场的控制至关重要[１１]ꎮ熔体流动过程中速度的非均匀分布ꎬ会引起应力㊁取向[１２]㊁结晶[１３]等一系列不均匀ꎬ最终在成品纤维中表现出力学性能下降ꎮ中国高端熔融纺丝装备长期依赖国外进口的行业现状下ꎬ有必要对熔体微孔流动过程优化控制理论进行研究ꎮ喷丝板是纺丝组件中熔体最后流经并定型的部件ꎬ因此喷丝板内熔体的流动特性对后续纤维的品质有着至关重要的影响ꎮ针对聚合物熔体在喷丝板微孔内的流动过程ꎬ国内外学者已经开展了一定的研究ꎮ由于喷丝板微孔流道大多不超过５ｃｍꎬ熔体在喷丝板内流动时间很短ꎬ多数研究者将这一过程近似认为等温流动ꎮＧａｎ等[１４]利用Ｆｌｕｅｎｔ对熔体在微孔内的速度和压力进行了模拟ꎬ认为熔体速度㊁压力的分布与喷丝板流道结构有着密切联系ꎮＳｕｒｅｓｈ等[１５]采用ＣＦＤ模拟的方法ꎬ研究了不同幂律指数值和不同熔体入口流速下喷丝板内部熔体的流动特性ꎬ研究表明７５ʎ收敛角下纤维膜性能更佳ꎬ且优化效果与熔体流动过程中熔体的流速㊁剪切速率等特性有关ꎻ张伟等[１６]采用数值模拟对单个喷丝孔内的流动进行了分析ꎬ研究指出喷嘴长径比太大会使得熔体受口模段剪切作用增强ꎬ不利于速度均匀分布ꎻ吴金亮等[１７]设计了不同的喷丝板结构分别开展实际生产试验ꎬ得到了制备某种特定型号的超细旦多孔聚酯预取向丝的最佳喷丝板结构ꎻ孙华平等[１８]利用ＰＯＬＹＦＬＯＷ软件对具有圆形导孔和锥形导孔的不同喷丝板结构流道内的聚合物熔体流动过程进行了数值模拟ꎬ对比分析了不同结构下熔体的压力㊁速度和剪切速率分布ꎬ该研究结果表明ꎬ锥形导孔相比圆形导孔流道内压力降较为平缓ꎬ速度分布和剪切速率变化更均匀ꎬ有利于流体稳定和纤维成型ꎮ付丽等[１９]采用Ｐｈａｎ￣ｔｈｉｅｎ￣ｔａｎｎｅｒ(ＰＴＴ)本构模型ꎬ运用有限元分析方法ꎬ对高密度聚乙烯改性超高分子量聚乙烯共混物熔融法挤出初生丝的过程进行了数值模拟ꎬ获得了速度场和剪切速率场的分布ꎬ模拟中将熔体挤出过程近似成等温流动ꎬ不考虑温度对熔体黏性的影响ꎮ近年来有学者指出ꎬ熔体流动的稳定性与喷丝板微孔流道内熔体的速度分布和剪切速率分布有关ꎮ付丽[２０]指出熔体在流经喷丝板时产生的速度差和速度波动越大ꎬ熔体的流动过程就越不稳定ꎮ赵力宁等[２１]研究了熔体中晶体的生长演化行为ꎬ发现当熔体剪切速率分别高于或低于某一阈值时晶体以球状和枝晶形态生长ꎬ高剪切速率下熔体取向程度和一致性更佳ꎮＤｅＫｏｒｔ等[２２]发现液晶聚合物加工过程中剪切速率的增加ꎬ对应取向参数的松弛速率增加ꎬ冷却后性能提高ꎮ喷丝板内部熔体流动的均匀性普遍认为与流道内压力有关ꎬ更大的压力有利于熔体径向速度分布的均匀性ꎮ顾家耀[２３]最早发现如果喷丝板内熔体压力较低ꎬ流道内空隙体积变多ꎬ将使得熔体流动的雷诺数增大ꎬ产生更多紊流ꎬ并进一步恶化径向方向上压力分布的均匀性ꎬ使熔体径向速度分布差异明显ꎬ最终导致纤维成品的不均匀ꎮ邹爱国[２４]在此基础上对纺丝组件进行了优化ꎬ更换调配了喷丝板上方的过滤网ꎬ改善了喷丝板内的熔体压力ꎬ实验结果表明改善工艺后的纤维成品结构更均匀ꎬ性能更好ꎮ然而目前缺少直接衡量口模段内熔体径向速度分布均匀程度的参数ꎬ无法从径向速度分布均匀性的角度对喷丝板的设计提供指导ꎮ本文数值模拟聚酯熔融纺丝过程中ＰＥＴ聚合物熔体在喷丝板微孔流道内的速度场㊁压力场和剪切速率场ꎬ在分析不同入口流速和不同喷丝板微孔结构下熔体挤出前后速度差㊁流道压降和自由段剪切速率分布特性对熔体流动稳定性影响的基础上ꎬ提出与口模段内熔体径向速度有关的非均匀系数ꎬ进一步阐明微孔流道结构参数对熔体流动均匀性的影响机制ꎬ指出对应最佳熔体流动非均匀系数的喷丝板结构ꎬ为喷丝板的优化设计提供参考ꎮ１㊀物理模型与理论模型１.１㊀喷丝孔流道物理模型采用ＰＲＢ６４￣２４￣０.２５∗０.７５Ｌ型喷丝板ꎬ其中包含２４个喷丝孔ꎬ单个喷丝孔物理模型如图１所示ꎮ整个喷丝孔流道包括入口段㊁输送段㊁收敛段和口模段四部分ꎬ孔外为自由段ꎮ其中外径ｄ１为３.８ｍｍꎬ内径ｄ２为２.５ｍｍꎬ微孔直径Ｄ为０.２５ｍｍꎬ输送段长度Ｌ为７ｍｍꎬ口模段长度ｌ１为０.７５ｍｍꎬ长径比ｌ１∕Ｄ为３ꎬ收敛角为７４ʎꎬ自由段长度为３ｍｍꎮ图１㊀喷丝孔二维模型Ｆｉｇ.１㊀Ｔｗｏ￣ｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌｍｏｄｅｌｏｆｓｐｉｎｎｅｒｅｔ１.２㊀数学模型聚合物熔体流动的特点主要是高黏度和低雷诺数ꎬ满足工程条件的同时为简化计算需对熔体流动作出如下必要假设ꎮＰＥＴ熔体不可压缩的假塑性流体ꎬ在流道内做稳态流动ꎬ壁面处速度为零ꎬ只考虑黏性力ꎮ根据上述假设ꎬ可得方程形式如下所示:连续性方程:Ñ Ｖ＝０(１)式中:Ñ为微分算子ꎻＶ为速度矢量ꎮ动量方程:ｄＶｄｔ＝－Ñｐρ＋Ñτρ(２)式中:ρ为密度ꎻτ为应力张量ꎻｐ为压力ꎮ聚合物熔体流动本构方程采用Ｃａｒｒｅａｕ黏弹型本构方程:η＝η０[１＋(λγ)２]ｎ－１２(３)式中:η为黏度ꎻη０为零剪切黏度ꎻλ为松弛时间ꎻγ为剪切速率ꎻｎ为非牛顿指数ꎮ该模型适用于较大的剪切速率变化范围ꎬ能够准确反映黏度变化特点ꎬ因此选择Ｃａｒｒｅａｕ模型作为本构方程ꎮ模拟涉及的材料物性参数如表１所示ꎮ１８第６期沈泽坤等:喷丝板结构对熔融纺丝挤出过程聚合物熔体流动特性的影响表１㊀ＰＥＴ物性参数Ｔａｂ.１㊀ＰｈｙｓｉｃａｌｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｆＰＥＴＰＥＴ物性参数参数值密度ρ∕(ｋｇ ｍ－３)１１９７.４４比热容ＣＰ∕(Ｊ (ｋｇ Ｋ)－１)２０４３.５４导热系数ｋ∕(Ｗ (ｍ Ｋ)－１)０.２２非牛顿指数ｎ０.９１松弛时间λ∕ｓ０.０１零剪切黏度η０∕(Ｐａ ｓ)１６２.５４１.３㊀网格划分和边界条件由于入口段变化率和长度相对完整流道占比很小ꎬ对熔体后续流动几乎不产生影响ꎬ因此数值模拟以输送段起点作为流动入口ꎮ采用ＩＣＥＭ软件对喷丝孔流道二维模型计算域进行网格划分ꎬ对收敛段㊁口模段以及自由段网格进行加密ꎬ得到的结构化网格如图２所示ꎮ采用计算流体力学ＡＮＳＹＳＦＬＵＥＮＴ软件模拟熔融纺丝过程中ＰＥＴ熔体的等温稳态层流过程ꎬ边界条件设置如下ꎮａ)入口(Ｉｎｌｅｔ):Ｖ＝１.０ｍ/ｓꎬＴ＝２９０ħꎮｂ)无滑移壁面(Ｗａｌｌｄｉｅ):Ｖｎ＝Ｖｓ＝０ꎬＴ＝２９０ħꎮｃ)无剪切壁面(Ｗａｌｌｆｒｅｅ):τｘ＝τｙ＝０ꎮｄ)出口(Ｏｕｔｌｅｔ):Ｐ＝０Ｐａꎮ图２㊀计算域网格示意Ｆｉｇ.２㊀Ｇｒｉｄｄｉａｇｒａｍｏｆｃｏｍｐｕｔｉｎｇｄｏｍａｉｎ１.４㊀网格无关性与模型验证设置５套不同数量网格进行网格无关性验证ꎬ分别为８０９６㊁１９７３４㊁３９９７４㊁５００９４㊁６０２１４ꎮ如图３所示ꎬ选取计算域网格中心对称轴线上的熔体速度作为监测数据ꎬ网格数量大于３９９７４时ꎬ熔体速度几乎不再发生变化ꎬ最大误差不超过３％ꎮ因此综合考虑ꎬ确定后续模拟采用５００９４的网格数量ꎮ在张伟等[１５]所选用的工况下进行模型验证ꎬ将口模段㊁收敛段和部分输送段的中心对称轴线速度分布与文献数据进行对比如图４所示ꎬ可以发现最大误差约为９.７％ꎬ具有较好的一致性ꎮ图３㊀网格无关性检验Ｆｉｇ.３㊀Ｇｒｉｄｉｎｄｅｐｅｎｄｅｎｃｅｔｅｓｔｉｎｇ㊀㊀㊀图４㊀模型验证Ｆｉｇ.４㊀Ｍｏｄｅｌｖｅｒｉｆｉｃａｔｉｏｎ２８ 现代纺织技术第３１卷２㊀结果与分析分别探究不同入口流速㊁不同收敛角和不同长径比对熔体在喷丝孔流道内流动特性的影响ꎬ各工况如表２所示ꎮ表２㊀模拟工况汇总Ｔａｂ.２㊀Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓｕｍｍａｒｙ序号入口流速∕(ｍ ｓ－１)长径比收敛角∕(ʎ)１０.５３７４２１.０３７４３２.０３７４４３.０３７４５１.０２７４６１.０３７４７１.０４７４８１.０５７４９１.０３５４１０１.０３７４１１１.０３９６１２１.０３１１６２.１㊀入口流速对喷丝孔流道内ＰＥＴ熔体稳定流动的影响㊀㊀图５为入口流速对速度场的影响及计算域中心对称轴线上的速度分布ꎮ可以明显发现流道内整体速度分布都随入口速度的增大而增大ꎬ且存在着相同的变化趋势ꎬ收敛段之前流速基本不变ꎬ在收敛段开始增大ꎬ口模段内达到最大值ꎬ此处径向存在速度梯度ꎬ速度大小沿径向从表面向中心递增ꎮ挤出口模后ꎬ由于失去壁面束缚ꎬ速度降低至一稳定值不再发生变化ꎮ随着速度增大ꎬ熔体挤出后的速度变化即自由段内平均速度相比口模段分别减小９.１６％㊁８.９１％㊁９.１７％㊁９.３０％ꎬ入口流速为１.０ｍ∕ｓ时ꎬ挤出前后速度变化最小ꎬ流动最稳定ꎮ图６为入口流速对压力场的影响及计算域中心对称轴线上的压力分布ꎮ可以发现熔体在喷丝孔通道内流经输送段时的压力基本不变ꎬ而在收敛段由于速度的急速升高压力开始下降ꎬ在口模段沿流动方向压力不断减小ꎬ挤出后压力降低为恒定值ꎮ高入口流速放大了收敛段和口模段的剪切束缚作用ꎬ流道内最大压力随入口流速的增大而显著增大ꎮ不同熔体入口流速下流道最大压力均满足挤出要求ꎬ此时流道内熔体均较为密实ꎬ均匀性好ꎬ但出入口压降的增大也会造成熔体内应力的恶化ꎬ压降越小ꎬ所得初生纤维制品内应力分布更佳ꎬ无规则变形越小ꎮ因此流道内压力并不是越大越好ꎬ入口流速在０.５~１.０ｍ∕ｓ范围内时最大压力变化较为稳定ꎬ流道内压降最大相差２４.３９％ꎬ处于合理范围ꎬ表明应选择０.５~１.０ｍ∕ｓ的入口流速范围ꎮ图７为入口流速对剪切速率场的影响及计算域中心对称轴线上的剪切速率分布ꎮ可以看出ꎬ受到速度梯度增大的影响ꎬ熔体在自由段内的中心平均剪切速率随入口流速增大而增大ꎬ从２５９４.９７ｓ－１增加到１７２３８.１９ｓ－１ꎬ熔体取向程度高ꎬ有利于成丝质量ꎮ而当流速为２.０ｍ∕ｓ和３.０ｍ∕ｓ时ꎬ流道内熔体中心最大剪切速率均达到１０５数量级ꎬ更易导致熔体破裂ꎬ不利于稳定流动ꎮ综合模拟结果宜选择１.０ｍ∕ｓ的入口流速ꎮ㊀㊀㊀图５㊀入口流速对速度场的影响及对称轴上的速度分布Ｆｉｇ.５㊀Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｔｈｅｉｎｌｅｔｖｅｌｏｃｉｔｙｏｎｔｈｅｖｅｌｏｃｉｔｙｆｉｅｌｄａｎｄｔｈｅｖｅｌｏｃｉｔｙｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎａｌｏｎｇｔｈｅａｘｉｓｏｆｓｙｍｍｅｔｒｙ３８ 第６期沈泽坤等:喷丝板结构对熔融纺丝挤出过程聚合物熔体流动特性的影响㊀图６㊀入口流速对压力场的影响及对称轴线上的压力分布Ｆｉｇ.６㊀Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｔｈｅｉｎｌｅｔｖｅｌｏｃｉｔｙｏｎｔｈｅｐｒｅｓｓｕｒｅｆｉｅｌｄａｎｄｐｒｅｓｓｕｒｅｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎａｌｏｎｇｔｈｅａｘｉｓｏｆｓｙｍｍｅｔｒｙ图７㊀入口流速对剪切速率场的影响及对称轴上的剪切速率分布Ｆｉｇ.７㊀Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｔｈｅｉｎｌｅｔｖｅｌｏｃｉｔｙｏｎｔｈｅｓｈｅａｒｒａｔｅｆｉｅｌｄａｎｄｓｈｅａｒｒａｔｅｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎａｌｏｎｇｔｈｅａｘｉｓｏｆｓｙｍｍｅｔｒｙ ４８ 现代纺织技术第３１卷２.２㊀长径比对喷丝孔流道内ＰＥＴ熔体稳定流动的影响㊀㊀图８为长径比对速度场的影响及计算域中心对称轴线上的速度分布ꎮ可以发现随着长径比的增大ꎬ自由段内的高速区域减少ꎬ这是因为熔体在口模段内受到壁面束缚作用的程度最强ꎮ随着长径比增大ꎬ挤出前后自由段内平均速度相比口模段分别减小９.２７％㊁８.９１％㊁９.６５％㊁９.８８％ꎬ长径比为２和３时流动更稳定ꎮ图９为长径比对压力场的影响及计算域中心对称轴线上的压力分布ꎮ可以看出随着长径比增大ꎬ口模微孔流道变长ꎬ由于口模段的剪切束缚作用最强ꎬ整个喷丝孔流道内产生的最大压力升高ꎬ压降也相应增大ꎮ不同长径比下流道内最大压力均达到挤出要求ꎬ长径比为４和５时ꎬ喷丝孔流道压降相比长径比为２和３时分别增大４５.４５％㊁４２.８６％ꎬ考虑内应力分布宜选择长径比为２或３的喷丝板ꎮ图１０为长径比对剪切速率场的影响及计算域中心对称轴线上的剪切速率分布ꎮ可以发现此时流道内最大剪切速率相近ꎬ不同长径比下自由段内平均剪切速率分别为５６３９.２５㊁５９３９.０３㊁８０４９.９２㊁３４５６.７１ｓ－１ꎬ长径比为２㊁３㊁４时熔体取向程度较高ꎬ但长径比为２和４时自由段内分别存在一较高的剪切速率极大值１５４０２.３９ｓ－１和１５７５４.３１ｓ－１ꎬ熔体更易破裂ꎬ不利于稳定流动ꎮ综合模拟结果宜选择长径比为３的喷丝板ꎮ㊀㊀㊀㊀图８㊀长径比对速度场的影响及对称轴上的速度分布Ｆｉｇ.８㊀Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｔｈｅｌｅｎｇｔｈ￣ｄｉａｍｅｔｅｒｒａｔｉｏｏｎｔｈｅｖｅｌｏｃｉｔｙｆｉｅｌｄａｎｄｖｅｌｏｃｉｔｙｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎａｌｏｎｇｔｈｅａｘｉｓｏｆｓｙｍｍｅｔｒｙ㊀㊀㊀㊀图９㊀长径比对压力场的影响及对称轴上的压力分布Ｆｉｇ.９㊀Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｔｈｅｌｅｎｇｔｈ￣ｄｉａｍｅｔｅｒｒａｔｉｏｏｎｔｈｅｐｒｅｓｓｕｒｅｆｉｅｌｄａｎｄｐｒｅｓｓｕｒｅｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎａｌｏｎｇｔｈｅａｘｉｓｏｆｓｙｍｍｅｔｒｙ５８ 第６期沈泽坤等:喷丝板结构对熔融纺丝挤出过程聚合物熔体流动特性的影响图１０㊀长径比对剪切速率场的影响及对称轴上的剪切速率分布Ｆｉｇ.１０㊀Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｔｈｅｌｅｎｇｔｈ￣ｄｉａｍｅｔｅｒｒａｔｉｏｏｎｔｈｅｓｈｅａｒｒａｔｅｆｉｅｌｄａｎｄｓｈｅａｒｒａｔｅｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎａｌｏｎｇｔｈｅａｘｉｓｏｆｓｙｍｍｅｔｒｙ２.３㊀收敛角对喷丝孔流道内ＰＥＴ熔体稳定流动的影响㊀㊀图１１为收敛角对速度场的影响及计算域中心对称轴线上的速度分布ꎮ口模段内的速度总体上随着收敛角的增大而增大ꎬ但收敛角为５４ʎ和７４ʎ时速度差异不大ꎬ收敛角增加到９６ʎ时口模段内速度开始上升ꎬ此后继续增大收敛角ꎬ口模段内速度将显著提高ꎮ不同收敛角下熔体挤出后速度下降至一相似值不再变化ꎬ挤出前后自由段内平均速度相比口模段分别降低９.１１％㊁８.９１％㊁１１.３１％㊁１８.４８％ꎬ考虑到流动稳定性宜选择收敛角为５４ʎ和７４ʎ的喷丝板ꎮ图１２为收敛角对压力场的影响及计算域中心对称轴线上的压力分布ꎮ可以发现随着收敛角增大ꎬ喷丝孔流道内最大压力减小ꎮ收敛角在５４ʎ~９６ʎ范围内时流道最大压力变化较为稳定ꎬ此收敛角范围内流道内压降最大相差１４.２９％ꎬ处于合理范围ꎬ有利于纺丝过程的稳定性ꎬ因此宜选择５４ʎ~９６ʎ的收敛角ꎮ图１３为收敛角对剪切速率场的影响及计算域中心对称轴线上的剪切速率分布ꎮ随着收敛角增大ꎬ流道内熔体中心最大剪切速率从３９６７９.５３ｓ－１增加到７０９３６.１１ｓ－１ꎬ熔体更易破裂ꎬ流动越不稳定ꎮ自由段内熔体中心平均剪切速率随收敛角增大从６２６１.７１ｓ－１下降到２７３８.０５ｓ－１ꎬ熔体取向程度降低ꎮ综合模拟结果ꎬ宜选择收敛角为５４ʎ和７４ʎ的喷丝板ꎮ６８ 现代纺织技术第３１卷㊀㊀㊀㊀图１１㊀收敛角对速度场的影响及对称轴上的速度分布Ｆｉｇ.１１㊀Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｔｈｅｃｏｎｖｅｒｇｅｎｃｅａｎｇｌｅｏｎｖｅｌｏｃｉｔｙｆｉｅｌｄａｎｄｖｅｌｏｃｉｔｙｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎａｌｏｎｇｔｈｅａｘｉｓｏｆｓｙｍｍｅｔｒｙ㊀㊀㊀图１２㊀收敛角对压力场的影响及对称轴上的压力分布Ｆｉｇ.１２㊀Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｔｈｅｃｏｎｖｅｒｇｅｎｃｅａｎｇｌｅｏｎｔｈｅｐｒｅｓｓｕｒｅｆｉｅｌｄａｎｄｔｈｅｐｒｅｓｓｕｒｅｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎａｌｏｎｇｔｈｅａｘｉｓｏｆｓｙｍｍｅｔｒｙ７８ 第６期沈泽坤等:喷丝板结构对熔融纺丝挤出过程聚合物熔体流动特性的影响图１３㊀收敛角对剪切速率场的影响及对称轴上的剪切速率分布Ｆｉｇ.１３㊀Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｔｈｅｃｏｎｖｅｒｇｅｎｃｅａｎｇｌｅｏｎｔｈｅｓｈｅａｒｒａｔｅｆｉｅｌｄａｎｄｓｈｅａｒｒａｔｅｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｔｈｅａｘｉｓｏｆｓｙｍｍｅｔｒｙ２.４㊀流动非均匀性系数口模段内流场的径向均匀性直接决定了后续初生纤维的结构均匀性ꎬ对于成丝质量的影响至关重要ꎮ定义二分之一口模段截面处熔体最大速度与截面平均速度之比ｕ∗为熔体流动非均匀系数ꎮ图１４为入口流速㊁长径比和收敛角对流动非均匀系数的影响ꎮ可以看出ꎬ入口流速对口模段内流动均匀性影响较小ꎬ不同流速下非均匀系数最大仅相差０.２２％ꎮ这是因为在只改变入口流速的情况下ꎬ熔体流动的均匀性主要取决于喷丝孔流道几何结构ꎮ增大长径比时ꎬ流动非均匀系数不断下降ꎮ这是由于熔体高黏度低热导率特性下普朗特数很高ꎬ达到１０６数量级ꎬ充分发展段长达数千米ꎮ而口模段长度受制于装备尺寸一般不会超过２ｍｍꎬ因此流动均未充分发展ꎮ随着长径比的增大ꎬ口模段二分之一处距离流动入口越远ꎬ边界层越厚ꎬ所以流动越均匀ꎬ表现为非均匀系数减小ꎮ而收敛角对流动均匀性的影响较为明显ꎬ不同收敛角下非均匀系数最大相差达１０％ꎮ可以发现收敛角大于９６ʎ后流动非均匀性骤增ꎮ这是因为大角度情况下口模段入口处熔体径向速度分量变大ꎬ进入口模段后轴向速度减小ꎬ熔体高速流动区域从而减少ꎮ㊀㊀图１４㊀入口流速㊁长径比和收敛角对流动非均匀系数的影响Ｆｉｇ.１４㊀Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｔｈｅｉｎｌｅｔｖｅｌｏｃｉｔｙꎬｌｅｎｇｔｈ￣ｄｉａｍｅｔｅｒｒａｔｉｏａｎｄｃｏｎｖｅｒｇｅｎｃｅａｎｇｌｅｏｎｎｏｎ￣ｕｎｉｆｏｒｍｉｔｙｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｏｆｆｌｏｗ８８ 现代纺织技术第３１卷３㊀结㊀论本文对于ＰＥＴ聚合物熔体在微孔流道内的流动过程ꎬ在分析不同喷丝板微孔结构和不同入口流速下熔体流变过程中速度分布㊁压力分布和剪切速率分布特性对熔体流动稳定性影响的基础上ꎬ提出了与熔体速度有关的非均匀系数ꎬ定量对比了不同喷丝板微孔结构和不同入口流速下口模段内熔体流动的均匀性ꎬ进一步阐明了微孔流道结构参数对熔体流动均匀性的影响机制ꎬ指出了对应最佳熔体流动非均匀系数的喷丝板结构ꎬ为喷丝板的优化设计提供了参考ꎮ主要结论如下:ａ)随着入口流速的上升熔体挤出前后的平均速度变化程度先减后增ꎬ１.０ｍ∕ｓ时流动最稳定ꎻ入口流速在０.５~１.０ｍ∕ｓ范围内时压降变化更为稳定ꎬ且更有利于初生纤维内应力ꎻ流速的上升增大了自由段内平均剪切速率ꎬ强化了熔体取向程度ꎬ但入口流速为２.０ｍ∕ｓ和３.０ｍ∕ｓ时流道内最大剪切速率达１０５数量级ꎬ熔体破裂的可能性更高ꎬ不利于流动稳定性ꎮ喷丝板几何结构不变的情况下入口流速对熔体流动非均匀系数影响不大ꎮ研究表明应选择１.０ｍ∕ｓ的入口流速ꎮｂ)口模长径比为２和３时挤出前后平均速度变化程度小ꎬ流动更稳定ꎻ长径比为２和３时压降更有利于初生纤维内应力ꎻ长径比为２㊁３㊁４时自由段内平均剪切速率高ꎬ即熔体取向程度较高ꎬ但长径比为２和４时自由段内仍明显存在剪切速率极大值ꎬ易导致熔体破裂不利于流动稳定性ꎮ同时ꎬ增大长径比时由于熔体始终处于充分发展段ꎬ因此边界层越厚ꎬ流动越均匀ꎬ表现为非均匀系数减小ꎮ研究表明长径比为３喷丝板最佳ꎮｃ)收敛角为５４ʎ和７４ʎ时挤出前后平均速度变化程度小ꎬ流动更稳定ꎻ收敛角在５４ʎ~９６ʎ范围内时压降变化较为稳定ꎬ最大相差１４.２９％ꎬ处于合理范围ꎻ自由段内熔体平均剪切速率随收敛角增大而下降ꎬ熔体取向程度降低ꎬ但收敛角为５４ʎ和７４ʎ时流道内熔体中心最大剪切速率较小ꎬ熔体不易破裂ꎬ流动稳定性更好ꎮ同时由于收敛角改变了口模入口处的径向速度分量ꎬ对流动均匀性的影响较为明显ꎮ研究表明收敛角为７４ʎ的喷丝板最佳ꎮ参考文献:[１]国家统计局.２０２２年中国化学纤维产量[ＥＢ∕ＯＬ].[２０２３￣０６￣１５].ｈｔｔｐｓ:∕∕ｄａｔａ.ｓｔａｔｓ.ｇｏｖ.ｃｎ∕ｅａｓｙｑｕｅｒｙ.ｈｔｍ?ｃｎ＝Ｃ０１.ＮａｔｉｏｎａｌＢｕｒｅａｕｏｆＳｔａｔｉｓｔｉｃｓ.Ｃｈｅｍｉｃａｌｆｉｂｅｒｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎｉｎ２０２２ｏｆＣｈｉｎａ[ＥＢ∕ＯＬ].[２０２３￣０６￣１５].ｈｔｔｐｓ:∕∕ｄａｔａ.ｓｔａｔｓ.ｇｏｖ.ｃｎ∕ｅａｓｙｑｕｅｒｙ.ｈｔｍ?ｃｎ＝Ｃ０１.[２]ＩＲＭＡＴＯＶＡＭＢꎬＳＯＤＩＱＡＬＩＹＥＶＡＦＭ.Ｓｔｕｄｙｉｎｇｔｈｅｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｏｆｌｏｃａｌｐｏｌｙｅｓｔｅｒｆｉｂｅｒꎬｆｏｒｍｅｄｆｒｏｍｐｏｌｙｅｔｈｙｌｅｎｅｔｅｒｅｐｈｔｈａｌａｔｅｇｒａｎｕｌｅｓ[Ｊ].ＡＣＡＤＥＭＩＣＩＡ:ＡｎＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＭｕｌｔｉｄｉｓｃｉｐｌｉｎａｒｙＲｅｓｅａｒｃｈＪｏｕｒｎａｌꎬ２０２２ꎬ１２(６):１６￣２２. [３]杨童童ꎬ李世君ꎬ刘峰ꎬ等.阻燃用聚酯纤维的性能及其纺纱工艺探究[Ｊ].合成技术及应用ꎬ２０２０ꎬ３５(３):３９￣４４.ＹＡＮＧＴｏｎｇｔｏｎｇꎬＬＩＳｈｉｊｕｎꎬＬＩＵＦｅｎｇꎬｅｔａｌ.Ｒｅｓｅａｒｃｈｏｎｔｈｅｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｏｆｆｌａｍｅｒｅｔａｒｄａｎｔｐｏｌｙｅｓｔｅｒｆｉｂｅｒａｎｄｓｐｉｎｎｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓ[Ｊ].ＳｙｎｔｈｅｔｉｃＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ＆Ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎꎬ２０２０ꎬ３５(３):３９￣４４.[４]万雷ꎬ吴文静ꎬ吕佳滨ꎬ等.我国对位芳纶产业链发展现状及展望[Ｊ].高科技纤维与应用ꎬ２０１９ꎬ４４(３):２１￣２６.ＷＡＮＬｅｉꎬＷＵＷｅｎｊｉｎｇꎬＬÜＪｉａｂｉｎꎬｅｔａｌ.Ｔｈｅｃｕｒｒｅｎｔｓｉｔｕａｔｉｏｎａｎｄｐｒｏｓｐｅｃｔｏｆｐａｒａ￣ａｒａｍｉｄｉｎｄｕｓｔｒｙｃｈａｉｎｉｎＣｈｉｎａ[Ｊ].Ｈｉ￣ＴｅｃｈＦｉｂｅｒａｎｄＡｐｐｌｉｃａｔｉｏｎꎬ２０１９ꎬ４４(３):２１￣２６.[５]李杜ꎬ陈清清ꎬ张玲丽ꎬ等.芳纶１４１４装甲材料的制备及拉伸性能探讨[Ｊ].棉纺织技术ꎬ２０２２ꎬ５０(９):１９￣２３.ＬＩＤｕꎬＣＨＥＮＱｉｎｇｑｉｎｇꎬＺＨＡＮＧＬｉｌｉｎｇꎬｅｔａｌ.Ｐｒｅｐａｒａｔｉｏｎａｎｄｔｅｎｓｉｌｅｐｒｏｐｅｒｔｙｄｉｓｃｕｓｓｉｏｎｏｆａｒａｍｉｄ１４１４ａｒｍｏｕｒｍａｔｅｒｉａｌ[Ｊ].ＣｏｔｔｏｎＴｅｘｔｉｌｅＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ２０２２ꎬ５０(９):１９￣２３.[６]赵智垒ꎬ丁永春ꎬ杨中桂ꎬ等.高性能纤维复合材料在海上风电的应用[Ｊ].船舶工程ꎬ２０２２ꎬ４４(Ｓ１):５１￣５６.ＺＨＡＯＺｈｉｌｅｉꎬＤＩＮＧＹｏｎｇｃｈｕｎꎬＹＡＮＧＺｈｏｎｇｇｕｉꎬｅｔａｌ.Ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｏｆｈｉｇｈｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｆｉｂｅｒｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓｉｎｏｆｆｓｈｏｒｅｗｉｎｄｐｏｗｅｒ[Ｊ].ＳｈｉｐＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ２０２２ꎬ４４(Ｓ１):５１￣５６. [７]ＧＡＬＩＺＩＡＰꎬＳＣＩＴＩＤꎬＳＡＲＡＧＡＦꎬｅｔａｌ.Ｏｆｆ￣ａｘｉｓｄａｍａｇｅｔｏｌｅｒａｎｃｅｏｆｆｉｂｅｒ￣ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓｆｏｒａｅｒｏｓｐａｃｅｓｙｓｔｅｍｓ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆｔｈｅＥｕｒｏｐｅａｎＣｅｒａｍｉｃＳｏｃｉｅｔｙꎬ２０２０ꎬ４０(７):２６９１￣２６９８.[８]任明当ꎬ苏荣ꎬ杨屹.芳纶纤维在光电线缆中的应用探赜[Ｊ].光纤与电缆及其应用技术ꎬ２０２３(１):１￣６.ＲＥＮＧＭｉｎｇｄａｎｇꎬＳＵＲｏｎｇꎬＹＡＮＧＹｉ.Ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｄｉｓｃｕｓｓｉｏｎｏｆａｒａｍｉｄｆｉｂｅｒｉｎｏｐｔｉｃａｌａｎｄｅｌｅｃｔｒｉｃａｌｃａｂｌｅｓ[Ｊ].ＯｐｔｉｃａｌＦｉｂｅｒ＆ＥｌｅｃｔｒｉｃＣａｂｌｅａｎｄＴｈｅｉｒＡｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓꎬ２０２３(１):１￣６.[９]ＹＯＵＮＥＳＢ.Ａｓｔａｔｉｓｔｉｃａｌｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎｏｆｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｔｈｅｍｕｌｔｉ￣ｓｔａｇｅｈｏｔ￣ｄｒａｗｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓｏｎｔｈｅｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｏｆｂｉｏｄｅｇｒａｄａｂｌｅｌｉｎｅａｒａｌｉｐｈａｔｉｃ￣ａｒｏｍａｔｉｃｃｏ￣ｐｏｌｙｅｓｔｅｒｆｉｂｅｒｓ[Ｊ].ＡｄｖａｎｃｅｓｉｎＭａｔｅｒｉａｌｓＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＡｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓꎬ２０１４ꎬ３(４):１８６￣２０２.９８第６期沈泽坤等:喷丝板结构对熔融纺丝挤出过程聚合物熔体流动特性的影响[１０]ＲＡＯＰＮꎬＳＡＢＡＶＡＴＨＧＫꎬＰＡＵＬＳＮ.ＩｍｐａｃｔｏｆＭＴＡｂｌｅｎｄ％ｉｎｍｅｌｔｓｐｉｎｎｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓａｎｄｐｏｌｙｅｓｔｅｒｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ[Ｊ].ＳＮＡｐｐｌｉｅｄＳｃｉｅｎｃｅｓꎬ２０２１ꎬ３(２):１￣１１. 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现代纺织技术第３１卷ＥｆｆｅｃｔｏｆｓｐｉｎｎｅｒｅｔｓｔｒｕｃｔｕｒｅｏｎｆｌｏｗｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｏｆｐｏｌｙｍｅｒｍｅｌｔｉｎｍｅｌｔｓｐｉｎｎｉｎｇｅｘｔｒｕｓｉｏｎｐｒｏｃｅｓｓＳＨＥＮＺｅｋｕｎꎬＷＡＮＧＨｕｉꎬＹＩＮＧＱｉｆａｎ(ＣｏｌｌｅｇｅｏｆＥｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬＤｏｎｇｈｕａＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙꎬＳｈａｎｇｈａｉ２０１６２０ꎬＣｈｉｎａ)Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ａｔｐｒｅｓｅｎｔ ｔｈｅｐｒｅｐａｒａｔｉｏｎｏｆｈｉｇｈｌｙｈｏｍｏｇｅｎｅｏｕｓｐｏｌｙｅｓｔｅｒｆｉｂｅｒｓｉｓｓｔｉｌｌａｇｒｅａｔｃｈａｌｌｅｎｇｅ.Ｔｈｅｓｔａｂｉｌｉｔｙｏｆｍｅｌｔｆｌｏｗｉｎｔｈｅｍｅｌｔｓｐｉｎｎｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓａｎｄｔｈｅｄｅｇｒｅｅｏｆｎｏｎ￣ｕｎｉｆｏｒｍｉｔｙｏｆｒａｄｉａｌｖｅｌｏｃｉｔｙｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｂｅｆｏｒｅｅｘｔｒｕｓｉｏｎａｆｆｅｃｔｔｈｅｑｕａｌｉｔｙｏｆｓｕｂｓｅｑｕｅｎｔｓｐｉｎｎｉｎｇ.Ｉｎｔｈｉｓｐａｐｅｒ ｔｈｅｆｌｏｗｐｒｏｃｅｓｓｏｆｐｏｌｙｅｓｔｅｒｍｅｌｔｉｎｍｉｃｒｏｐｏｒｏｕｓｆｌｏｗｃｈａｎｎｅｌｗａｓｓｔｕｄｉｅｄｂｙｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ.Ｔｈｅｍｅｌｔｆｌｏｗｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｕｎｄｅｒｄｉｆｆｅｒｅｎｔｍｉｃｒｏｐｏｒｏｕｓｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓａｎｄｄｉｆｆｅｒｅｎｔｉｎｌｅｔｖｅｌｏｃｉｔｉｅｓｏｆｔｈｅｓｐｉｎｎｅｒｅｔｗｅｒｅａｎａｌｙｚｅｄ.Ｔｈｅｎｏｎ￣ｕｎｉｆｏｒｍｉｔｙｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｒｅｌａｔｅｄｔｏｔｈｅｍｅｌｔｖｅｌｏｃｉｔｙｗａｓｐｒｏｐｏｓｅｄ ａｎｄｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｍｅｃｈａｎｉｓｍｏｆｍｉｃｒｏｐｏｒｏｕｓｆｌｏｗｃｈａｎｎｅｌｓｔｒｕｃｔｕｒｅｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｎｔｈｅｓｔａｂｉｌｉｔｙａｎｄｕｎｉｆｏｒｍｉｔｙｏｆｍｅｌｔｆｌｏｗｗａｓｆｕｒｔｈｅｒｃｌａｒｉｆｉｅｄ.Ｔｈｅｓｐｉｎｎｅｒｅｔｓｔｒｕｃｔｕｒｅｃｏｒｒｅｓｐｏｎｄｉｎｇｔｏｔｈｅｏｐｔｉｍｕｍｎｏｎ￣ｕｎｉｆｏｒｍｉｔｙｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｏｆｍｅｌｔｆｌｏｗｗａｓｐｏｉｎｔｅｄｏｕｔ.Ｗｉｔｈｔｈｅｉｎｃｒｅａｓｅｏｆｔｈｅｉｎｌｅｔｖｅｌｏｃｉｔｙ 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滑动模板工程技术：巧妙实现高效建筑施工一、滑动模板工程技术的原理及特点1. 原理概述滑动模板工程技术，顾名思义，是在建筑施工过程中，将模板悬挂在已经浇筑的混凝土结构上，随着混凝土浇筑的进行，模板在导轨上不断滑动，从而实现连续浇筑的目的。
2. 技术特点（1）高效施工：滑动模板工程技术实现了混凝土的连续浇筑，大大提高了施工速度，缩短了工期。
（2）节约材料：由于模板可以重复使用，降低了材料消耗，降低了成本。
（3）保证质量：滑动模板施工过程中，混凝土表面平整度好，减少了蜂窝、麻面等质量问题。
（4）适应性强：适用于多种建筑结构，如筒仓、烟囱、桥墩等。
二、滑动模板工程技术的应用领域1. 高层建筑：滑动模板工程技术在高层建筑施工中具有显著优势，尤其适用于核心筒、剪力墙等结构。
2. 水利工程：在大型水利设施，如水电站、水库等工程中，滑动模板技术得到了广泛应用。
3. 工业建筑：适用于各类筒仓、烟囱、冷却塔等建筑结构。
4. 隧道工程：在隧道施工中，滑动模板技术可用于衬砌浇筑，提高施工效率。
三、滑动模板工程技术的施工工艺流程1. 施工准备在正式施工前，需进行详细的施工方案设计，包括模板体系的选择、滑动装置的布置、混凝土浇筑方案等。
同时，要对施工人员进行技术交底，确保每位参与者都了解施工流程和操作要点。
2. 模板安装模板的安装是滑动模板工程的关键步骤。
要确保模板的尺寸准确、拼接严密，以防止混凝土浇筑过程中出现漏浆。
模板的支撑和固定必须牢固，以承受混凝土浇筑时的压力。
3. 滑动系统设置滑动系统包括导轨、滑轮、牵引装置等。
导轨的安装要水平，滑轮要顺畅，牵引装置要能够均匀地带动模板移动。
这些细节的把握直接影响到施工的顺利进行。
4. 混凝土浇筑混凝土的浇筑应连续进行，避免因中断造成施工缝。
浇筑过程中，要严格控制混凝土的坍落度和浇筑速度，确保混凝土的质量。
5. 模板滑动随着混凝土的浇筑，模板在导轨上缓慢滑动。
滑动速度要根据混凝土的凝固速度和施工要求进行调整，确保模板与混凝土表面保持一定的距离。
复杂结构微孔道表面水流滑移特征的形成方法与应用狄勤丰顾春元（上海大学，上海市应用数学和力学研究所, 200072，上海）摘要：水流滑移边界的存在可以较大幅度降低微孔道内水流的阻力。
目前已有多种方法实现这一目标，包括特殊设计纳米点阵、特殊超疏水材料的应用，但这些方法都是针对可铺展或人工制造的微管道。
对于石油储层岩心这种特殊而复杂的微通道（孔径变化、孔壁不规则、孔道截面不规则、曲折性强），现有方法无法应用。
本文提出一种利用疏水纳米材料在亲水岩心孔壁吸附的方法来形成水流滑移边界。
特定结构的疏水纳米SiO2颗粒在岩心孔道内通过竞争吸附，突破岩心孔道表面的束缚水层，与孔壁强力吸附，形成纳米吸附层，使岩心孔道表面的润湿性由亲水转换为强疏水。
一系列的实验间接地证实了纳米颗粒可以在复杂结构的岩心孔壁紧密吸附，并能实现岩心孔道表面润湿性的改变。
专用的岩心流动实验表明纳米吸附岩心孔道表面水流边界滑移层的存在。
测试的四块岩心表明，通过纳米吸附方法可使岩心的水相渗透率提高30％～60％，对应为在保持流速2×10－5m/s时，可使所需的压力梯度下降近1MPa/m。
造成这种压力梯度下降的原因之一是孔壁的速度滑移边界，LBM模拟的结果表明，这种滑移边界达0.1μm 以上。
本文提出的方法可用于降低石油储层岩心微通道流动阻力，实现降压增注目的。
主题词：复杂微孔道、滑移边界、纳米颗粒、吸附、润湿性1．引言纳、微孔道中流体的动力学问题近年来受到了重要关注，并且有重大发现。
一些实验表明，当微孔道直径小于一定的量值后，流体的微流动不再遵循N-S方程[1-3]。
Pfahler et al.[1]测量了管径介于0.5μm 至 40μm的圆管内的微流动规律，发现在管道直径较大时试验数据与理论结果十分吻合，而当管径较小时，试验数据逐步偏离理论结果。
Mala and Li[2]也发现了同样的规律。
Qu[3]等研究了水在具有梯形截面的硅质管道内的流动特性（等效水力管径51 to 169m），发现试验数据与理论结果存在明显的差距。
研究表明，造成这种现象的原因更多的在于边界速度滑移层的存在，一般用滑移长度来描述。
直接测量法和间接测量法都成功测得了这种滑移长度[4-9]。
直接法，如PIV （Particle Image Velocimetry）[4-6]测得的最大滑移长度达1μm，而间接法，如PDVFR(Pressure Drop Versus Flow Rate method) [7,8]，DVVF（Drainage Versus Viscous Force method）[9]，测得的最大滑移长度达 2.5μm[10]。
Eric Lauga[11]对边界滑移条件进行了全面的论述，并讨论了各种参数如润湿性、表面粗糙度等对滑移长度的影响。
实验表明，润湿性和粗糙度的合理配合可以使微孔道表面出现很大的滑移长度，从而显著的降低水流阻力[12,13]，这个发现最终导致了新的降阻技术的产生。
目前的微管道降阻的方法都是采用人工方法对疏水性材料进行粗糙度改造，从而实现超疏水表面。
Watanabe ， Fukuda[12]等研究了水流通过管径为6 mm ～12 mm的超疏水圆管内的流动特性。
圆管内表面包裹了一种利用氟烷烃改性的丙烯酸树脂制成，树脂表面十字交叉形地布满了10 μm 至 20 μm的微裂纹，从而使其具有很好的孔隙性超疏水性。
实测的压降－速度剖面曲线表明当雷偌数为500～10 000时，阻力下降达14% ，对应的滑移长度则达450 μm。
[12,14] Fukuda 使用超疏水表面和充气法来实现降阻目的，并得到较好效果。
水流速度在84m/s时水流阻力下降55％，而当水流速度在4m/s时水流阻力下降达80％。
[13]。
Jia Ou ，Blair Perot 等[14]利用疏水表面和微米级的表面粗糙度组合使园管内的水流阻力下降40％，对应的滑移长度则达到20 μm。
而CéCile Cottin-Bizonne[15]，Derek C. Tretheway [5]，Öner and McCarthy[16]等的研究表明，纳米点阵结构可以有效地提高疏水表面的滑移长度。
以上提及的文献中都强调了疏水性表面和纳米级或微米级粗糙度的配合的重要性，但这种粗糙度的形成主要靠人工手段获得。
对于像岩石微孔道这种不可铺展、深埋地下的复杂、不规则微孔道，以上方法无法使用。
本文提出利用纳米吸附方法来实现岩心微孔道表面特性的改造，从而使亲水微孔道转变为具有一定粗糙度的疏水微孔道，并利用实验方法来间接证明这种方法的有效性。
2. 复杂结构微孔道表面水流滑移特征的形成方法－纳米吸附法描述石油储层深埋地下，岩石埋深一般在几百米到几千米，其孔道直径变化较大，体现为水相渗透率的极大差异。
图1是一典型的含油水岩心微孔道照片。
从图中不难看出，这种微孔道的最大特点是1）复杂，任一微孔道都可能是无规则变直径的，而且表面可能很不光滑；2）曲折，任一微孔道都不是单一直通的，可能是复杂曲折的；3）不可铺展，不但深埋地下的岩石不可铺展，而且取出的岩心也是不可铺展的。
因此，改造这种岩心微孔道不能用上述文献中提到的人工方法。
针对以上特点，本文提出利用纳米吸附方法来实现岩心微孔道表面特性的改造。
图1 岩心微孔道纳米吸附法就是将疏水性纳米粉体均匀分散于特定的分散介质中，注入目的层，关井24小时后，待纳米颗粒在岩石微孔道表面充分吸附后，开井注水。
疏水性纳米颗粒是经表面修饰改性的纳米SiO2，一般尺度在10～50nm。
3．纳米吸附法有效性的实验分析经过长期注水，注水井近井带岩石微孔道表面经长期冲刷，孔道表面的润湿性由最初的亲油性转变为亲水性，形成一水化层。
这种水化层使岩石微孔道的有效直径变小，使水流阻力大幅度提高，具体表现为注水压力大幅度上升，注水量下降。
疏水性纳米颗粒首先突破岩石微孔道表面水膜的排斥力，与微孔道表面进行强力吸附，并使微孔道表面产生一种特殊机制，使水流阻力下降。
这种特殊机制实质上就是滑移长度的产生。
事实上，纳米SiO2颗粒吸附到岩石微孔道表面后，在孔道表面形成纳米吸附层，必然造成孔道实际孔径变小，孔隙度也会有所降低，而且这种纳米材料并没有降低注入流体表面张力的功能。
正是这种特殊机制的存在，也即较大水流滑移长度的存在使得岩石微孔道表面的水流阻力得以大幅度下降，从而达到注水压力下降、注水量增加的效果。
本文将从实验角度出发证实（1）纳米颗粒在岩心微孔道孔壁的强力吸附；（2）吸附纳米颗粒的岩心微孔道表面的润湿性转换；（3）纳米颗粒吸附能降低岩心流动阻力。
此外，利用LBM方法来推测水流滑移长度的大小。
3.1 表面吸附及分布实验由于纳米颗粒在岩心微孔道表面吸附后，任何的机械破碎作用都可能造成表面特征的破坏，因此本文采用间接的方法来证实纳米在岩心微孔道表面的吸附。
让岩样（表面有吸附水的岩心薄片）在纳米液中自然吸附纳米颗粒，通过扫描电镜（SEM）观察岩样表面的纳米颗粒吸附状况。
图2(a)和图2(b)分别是裸岩表面和吸附了纳米颗粒的岩样表面扫描电镜照片（2万倍）。
由图2(a)可见，岩样表面有片状粘土矿物，棱角分明，且每一小部分表面比较光滑，反映为原始岩心的特点。
图2(b)中，纳米颗粒已在岩样表面充分吸附，颗粒呈椭球状，相互连接，吸附比较紧密。
岩样表面被一层纳米颗粒所占据，已经看不到岩石本体，棱角圆滑，整体仍保持岩样结构特征。
该实验证明了纳米颗粒可以突破岩样表面的水膜的排斥力，并紧密地吸附在岩石孔壁上。
就局部看，空白岩样表面光滑，而吸附的纳米层有明显的颗粒凹凸感。
图2 样表面的扫描电镜照片：（a）空白岩样表面；(b) 吸附了纳米粒子的岩样表面（20,000倍）。
3.2 润湿性实验采用OCA15光学接触角测试仪，采用连续法测试了水滴分别在空白岩样、油浸岩样和吸附了纳米颗粒（hydrophobic nanoparticles，HNP）的岩样表面的接触角，结果见图3。
图3(a)中，水滴在空白岩样表面的接触角分别为49.1°、38.1°和24.1°说明岩样为显著的亲水性。
图3(b)中，水滴在油浸岩样表面的接触角分别为100°、88.1°和86.3°，说明油浸岩样表面为中性偏亲油。
图3(c)中，水滴在吸附了疏水纳米颗粒的岩样表面的接触角分别为105°、101.2°和99.8°，接触角变化不大，比前两者稳定。
这些说明岩样表面已经转为明显的疏水性。
三图对比，可以看出，水滴在疏水纳米颗粒处理过的岩样表面的接触角明显高于空白岩样，且接触角比较稳定，差异小。
本实验结果表明，疏水性纳米SiO2颗粒吸附在岩石表面，可以使岩样表面由亲水变为疏水。
图4是吸附纳米颗粒的另一块岩样的SEM照片、接触角和滚动角的照片。
图4(a)为吸附纳米颗粒岩样表面的扫描电镜照片，从图中可以看出，表面被纳米颗粒覆盖，并且具有较大的粗糙度。
图4(b)的接触角达148.1°，图4(c)显示了水滴在岩心片表面上的滚动形状，几乎保持水滴的原形，说明前进角和后退角差值不大，滚动角非常小。
图4说明纳米吸附方法不仅可以使岩样表面的润湿性发生转变，而且可以实现强疏水性（接近超疏水）。
此外，从图2（b）和图4(a)可以看出，吸附纳米颗粒的岩样表面的粗糙度在纳米－微米级。
由此可见，通过纳米吸附方法，可以使岩心微孔道孔壁表面具备产生水流滑移效应的条件。
图3 水滴接触角测试结果：(a) 水滴在空白岩心片表面；（b）水滴在油浸岩样表面；(c) 水滴在纳米液浸泡岩样表面。
图4 强疏水性的表面：(a) 吸附纳米颗粒的岩样表面SEM照片；（b）水滴在吸附纳米颗粒岩样表面的接触角；(c) 水滴在吸附疏水纳米SiO2粒子的岩心表面的滚动形状。
3.3 岩心流动实验及其结果分析通过岩心流动实验，测定天然岩心在纳米增注剂流体处理前、后的水相渗透率。
按照岩心流动实验的行业标准，进行增注流动实验。
纳米颗粒被均匀地分散在煤油中，形成纳米流体，浓度0.15％，实验温度30℃左右。
首先将将洗过油的岩心烘干、抽真空饱和地层水，求出孔隙度。
然后将岩心装入流动仪，注入油（煤油），建立岩心束缚水。
在此基础上模拟地层k，部分实验结果见表1。
水驱替，测出纳米驱替前后的水相有效渗透率k和h由表1可见，岩样在纳米流体处理后水相渗透率提高30％～60％，平均达47％。
由此可见，在微孔道半径由于纳米吸附而略有下降的情况下，因微孔道表面润湿性改变和滑移长度的存在，使岩心的渗透率得到较大幅度提高，反映为水流阻力的下降。
表1 疏水纳米液处理前后的岩心流动实验结果4. 滑移长度的LBM 模拟吸附实验和润湿性实验的结果表明，纳米颗粒吸附法可以使岩石微孔道表面具有产生滑移速度的条件。
