摘 要：為提高異纖分揀機剔除速率，降低能耗，基于拉瓦爾噴嘴的結構特性對異纖分揀機剔除噴嘴進行了結構優(yōu)化設計。采用維托辛斯基公式對噴嘴收縮段進行優(yōu)化，噴嘴喉部采用自然過渡的方式實現(xiàn)流線型的幾何形狀變化，噴嘴擴張段采用特征法進行優(yōu)化。對優(yōu)化前后的噴嘴結構進行數(shù)值模擬分析，監(jiān)測對比優(yōu)化前后噴嘴外流場的速度、壓力和耗氣量，評估優(yōu)化設計對噴嘴外流場性能的影響。結果表明：優(yōu)化后噴嘴外流場的最大速度相較于原始噴嘴速度提高25.7%，在分揀異纖的主要作用區(qū)域耗氣量降低33%，同時噴嘴外流場的壓強變化更加平緩，即相較于原始噴嘴，優(yōu)化后的噴嘴結構能耗更低、綜合性能相對更優(yōu)。

關鍵詞：異纖分揀機；噴嘴；流場仿真；優(yōu)化設計；數(shù)值模擬

中圖分類號：TS112.7

文獻標志碼：A

文章編號：1009-265X（2025）04-0026-07

收稿日期：20240612

網絡出版日期：20240924

基金項目：國家自然科學基金項目（51805402）；湖北省數(shù)字化紡織裝備重點實驗室開放課題（KDTL2023002）

作者簡介：孫戩（1984—），男，陜西安康人，副教授，博士，主要從事復合材料力學、紡織機械設計及優(yōu)化、工程中的有限元法等方面的研究

棉花異纖分揀機集成了光機電技術，采用氣流進行棉流傳輸，并結合圖像處理技術實現(xiàn)精確分揀。它通過噴嘴噴射的高速氣流束，有效剔除主通道棉流中的異纖^［1］。作為關鍵部件，噴嘴的設計直接關系到異纖分揀機剔除異纖的精度與效率^［2］。為提升異纖分揀機的整機性能，需明確噴嘴結構和工作壓力對射流擴散速率的影響，通過數(shù)值模擬和實驗等研究方法對不同工況下噴嘴射流擴散速率的過程機理進行研究^［3-4］，在此基礎上，嘗試優(yōu)化噴嘴的結構、尺寸及排布方式，以獲得更好的流場特性^［5-6］；通過引入高效和減壓效應顯著的拉瓦爾噴嘴結構，對現(xiàn)有剔除噴嘴結構的進行優(yōu)化設計，探討不同結構參數(shù)對于噴嘴射流流場的影響^［7-9］。

傳統(tǒng)的研究多聚焦于噴嘴的物理尺寸（如長度、直徑）和形狀的優(yōu)化^［10-12］，本文從噴嘴的型線設計角度切入，結合噴嘴外部流場對優(yōu)化效果進行分析。具體來說，本文擬結合拉瓦爾噴嘴的結構特點，對棉花異纖分揀機的剔除噴嘴進行結構優(yōu)化；另一方面，采用數(shù)值模擬的方法，對優(yōu)化前后噴嘴外部流場特性進行對比分析。本文將基于流場分析結果，評估噴嘴的性能，以期實現(xiàn)高效清除異纖并提升整機性能的目的，為高性能異纖分揀機的開發(fā)提供參考。

1 異纖分揀機噴嘴型線優(yōu)化設計

1.1 剔除噴管板結構

異纖分揀機剔除系統(tǒng)原始噴管板結構由2塊噴管板^［13］組成，每個主噴嘴入口對應4個小噴嘴出口，共計12組，如圖1所示。原始噴嘴結構采用直圓柱形設計，氣流通過主噴嘴入口進入，經過噴管板型腔進行分流，最終由4個小噴嘴噴出高速氣流，從而實現(xiàn)對主通道異纖的剔除。其中，主噴嘴入口直徑為8 mm，小噴嘴出口直徑均為3 mm，相鄰小噴嘴間隔為13 mm。

1.2 剔除噴嘴型線優(yōu)化設計

基于現(xiàn)有機型數(shù)據(jù)和拉瓦爾噴嘴結構特點，計算合理的噴嘴型線參數(shù)。拉瓦爾噴嘴結構主要由收縮段、喉部和擴張段3部分組成^［14］。氣體低速時自由流動，局部變化以聲速傳播保持整體一致。超音速進入拉瓦爾噴嘴時，狀態(tài)變化傳遞滯后致氣體擁塞，密度局部變化。為維持出口速度，噴嘴內氣體于收縮至喉部處堵塞，隨后在擴張段加速噴出^［15］。因此，本文保持噴嘴型腔形式不變，對主噴嘴和小噴嘴進行結構優(yōu)化設計。

1.2.1 噴嘴收縮段設計

目前拉瓦爾噴嘴收縮段型線常用的設計方法有維托辛斯基曲線方法^［16］、雙三次曲線方法及五次方曲線設計方法。其中，維托辛斯基曲線的特點是噴嘴在前半部分快速收縮，至喉道處逐漸減緩收縮，這種設計方法有利于氣流在噴嘴喉部達到理想速度，因此選用該方法設計噴嘴收縮段型線，維托辛斯基表達式為：

y=y^*/1-［1－（y^*/y₀）²］（1-x²/L²）²（1+x²/3L²）³（1）

式中：L為收縮段長度，mm；y^*為喉道半徑，mm；y₀為收縮段入口半徑，mm。

收縮段型線是以噴嘴的出口速度及面積作為初始條件進行設計。其中出口面積A_E為50.27 mm²，出口壓強P_E為101325 Pa。

根據(jù)壓強等熵式（2）能夠得到噴嘴的入口壓強P_O：

P_OP_E=1+γ－12Ma²_E^γγ－1（2）

式中：γ為氣體絕熱指數(shù)，一般情況下取1.4；出口馬赫數(shù)Ma_E為1.68；由式（2）得P_O為0.48 MPa。

根據(jù)面積等熵式（3）得出收縮段的喉部直徑和入口直徑。

A₂A₁=Ma₁Ma₂1+γ－12Ma²₂/1+γ－12Ma²₁^{γ+12（γ－1）}（3）

式中：A₁為任意截面面積，mm²；A₂為出口截面面積，mm²；Ma₁為任意截面馬赫數(shù)；Ma₂為出口截面馬赫數(shù)。

由于氣流在喉部的馬赫數(shù)為1，計算得喉部直徑為6.35 mm；入口速度由經驗設為100 m/s，則馬赫數(shù)Ma₁為0.29，計算得入口直徑為9.15 mm。

收縮段總長度為L，一般由經驗公式^［11］L=（0.5～1.0）D得出，但收縮段的長度對氣流到達喉道前馬赫數(shù)能否達到1有一定的影響，因此根據(jù)實際噴嘴大小比例，生產成本，以及管內梯度變化等因素，取收縮段總長度L為3 mm。

簡化可得收縮段曲線方程：

y=3.1792/1－0.5173（1－x²/9）²（1+x²/27）³（4）

1.2.2 噴嘴擴張段設計

擴張段的型線設計對于氣流均勻膨脹和形成穩(wěn)定流場至關重要。采用特征線法優(yōu)化剔除噴嘴擴張段型線^［17］，該方法設計出的擴張段曲線梯度變化較為緩和，有利于降低出口壓力。如圖2所示，將噴嘴的擴張段分為兩部分，TA段為初始膨脹段，AE段為擴張消波段；其中A點為擴張段曲線的分界點，E點為結束點，T點為喉部，所處位置斜率為0，β為整個擴張段曲線的傾斜角。

a）初始膨脹段設計

在初始膨脹段中，氣流會沿著壁面產生大量膨脹波直至A點。根據(jù)特征線法，TA段采用經驗公式（5）進行設計：

y=y^*+x²·tanβ_Ax_A·1－x3x_A（5）

式中：x_A=32（y_A－y^*）·tanβ_A。

由ν_A=ν_E－β_A，結合經典的普朗特-邁耶公式（6）能夠得到出口v_E為0.3；β_A取0.1，則v_A為0.2，Ma為1.48。

ν=γ+1γ－1·arctanγ－1γ+1（Ma²－1）－arctan（Ma²－1）（6）

由r₀=y^*/β_A，得源流的音速半徑r₀為27.15 mm；再由式（7）^［18］得r_A為31.55 mm。

r_Ar₀=1Ma_A2γ+11+γ－12Ma²_A^{γ+12（γ－1）}（7）

由y_A=r_A·tanβ_A，得分界點A的橫坐標數(shù)值為3.04，縱坐標數(shù)值為3.12。

可得到TA段經驗曲線方程：

y=3.1792+x²·tan0.13.04·1－x9.12（8）

b）膨脹消波段設計

在進行膨脹消波段設計之前，先確定右行特征線AB。經過AB線上的任意一點可以求得該特征線，設該點為M點，其角度β和長度r，可以分別由式（9）—（10）確定：

2β=arctan（Ma²－1）－γ－1γ+1·arctanγ－1γ+1（Ma²－1）（9）

rr₀²=1Ma2γ+11+γ－12Ma^{2γ+12（γ－1）}（10）

當氣流在經過特征線AB時，會再次發(fā)生偏折，偏折角v通過式（11）確定：

2ν=γ+1γ－1·arctanγ－1γ+1（Ma²－1）－

arctan（Ma²－1）（11）

計算AE段的曲線，通過式（12）—（13）得AE線段上任意一點N的坐標：

x_N=x_A+rcosβ－r_Acosβ_A+l₁cos（β+ν）（12）

y_N=rsinβ+l₁sin（β+ν）（13）

式中：l₁=（β_A－β）·Ma·r。

根據(jù)上式可求得點E的橫坐標數(shù)值為7.12，縱坐標數(shù)值為4。

1.2.3 結構優(yōu)化方案

本次優(yōu)化旨在改善噴嘴內部氣流流動特性，以優(yōu)化出口速度、降低能耗，從而提升異纖剔除效率。

根據(jù)上述計算建立優(yōu)化后的噴嘴型線，如圖3所示。其中主噴嘴入口直徑D₁為9.15 mm，喉道直徑D₂為6.36 mm，出口直徑D₃為8 mm，且長度L為10.12 mm。小噴嘴入口直徑d₁為3.43 mm，喉道直徑d₂為2.38 mm，出口直徑d₃為3 mm，長度l為7.89 mm。

2 剔除噴嘴流場特性數(shù)值仿真

針對剔除噴嘴外流場進行數(shù)值仿真，分析其速度、壓力及耗氣量變化情況，以驗證噴嘴優(yōu)化方案可行性。

2.1 幾何模型

為研究噴嘴出口附近的流動規(guī)律和相互作用，在噴嘴出口處建立流場計算域，其長度為80 mm^［7］。邊界類型選用壓力入口，壓力大小為0.6 MPa；外流域直接與空氣接觸，壓力出口設為0 MPa；選擇標準壁面方程作為壁面函數(shù)。

2.2 網格無關性驗證

為獲得合理的網格精度，在結果準確性和計算效率之間取得平衡，需對網格的依賴性進行評估。模型采用全六面體網格劃分，選取5組不同數(shù)量的網格進行數(shù)值模擬，通過監(jiān)測噴嘴出口最大速度值的變化來驗證網格無關性。通過計算可得，當網格數(shù)量在90萬個和100萬個時，噴嘴出口的最大速度穩(wěn)定在528 m/s，因此，將原始結構模型網格確定為90萬個。為保證仿真結果的可比性^［19］，使優(yōu)化前后噴嘴模型的網格質量盡量相近，優(yōu)化后模型劃分網格數(shù)設定為98萬個。

2.3 求解設定

仿真分析重點在于探究噴嘴流場的穩(wěn)定流動狀態(tài)，故采用穩(wěn)態(tài)求解方法；求解類型選用適合一般中高速流動的壓力基求解器；湍流方程^［20］選擇Spalart-Allmaras單方程模型，其專為處理壁面有界流動而設計，能有效處理逆壓力梯度下的邊界層；噴嘴內空氣為可壓縮粘性氣體，選用可壓縮理想空氣；求解控制采用系統(tǒng)默認值，根據(jù)實際計算的收斂性實時調整亞松弛因子。

3 結果與分析

3.1 噴嘴優(yōu)化前后速度與壓力對比

圖4所示為噴嘴優(yōu)化前后相關性能表征，優(yōu)化前后的噴嘴模型均呈現(xiàn)氣體速度增加時壓力下降的趨勢，但原始模型與優(yōu)化后的噴嘴模型之間仍存在明顯的差異。

由圖4（d）可見，優(yōu)化后的噴嘴模型中，氣體在喉部被有效壓縮，導致壓力降低，擴張部分氣體幾乎完全膨脹，速度接近最大值。出口靜壓接近環(huán)境壓力，有效減小了壓力損失。觀察沿軸向不同位置處的氣流速度分布，優(yōu)化后的噴嘴產生了較大且流動受限的氣流，表明噴射準確性和穩(wěn)定性得到提高。

優(yōu)化前后噴嘴的流場速度曲線如圖5所示，最大速度均出現(xiàn)距離小噴嘴入口14 mm處，原始噴嘴中流體的最大速度為426.9 m/s，而優(yōu)化后噴嘴最大速度可達到536.4 m/s，提升25.7%。在原始噴管矢量圖中，能量損失較大，有一部分速度減小的情況；優(yōu)化后能量損失小，噴嘴外部空氣流場內，速度波動明顯，氣流具有較大的卷吸能力且沿軸向噴射方向更集中。與原始噴嘴相比，優(yōu)化后的噴嘴型線提升了剔除噴嘴的性能，證實了結合拉瓦爾噴嘴結構特點優(yōu)化噴嘴型線的有效性^［21］。

根據(jù)圖4（a）和圖4（c）中可以觀察到優(yōu)化前后壓力變化的主要位置在各自的小噴嘴附近，為了清晰的呈現(xiàn)出優(yōu)化前后噴嘴外流場的壓力大小及變化，沿小噴嘴軸線直線方向上，選擇一系列均勻分布的點，獲取沿直線方向各點的壓力數(shù)據(jù)，繪制優(yōu)化前后小噴嘴附近流場壓力對比曲線，如圖6所示。

從圖6中可以看出，優(yōu)化前后噴嘴的最大壓強和最小壓強基本相同，最大壓強位置位于主噴嘴內和型腔內，而最小壓強位置均在小噴嘴出口處，優(yōu)化后的小噴嘴內部壓強變化較緩慢。在膨脹過程中，氣流內能和壓力能被轉換為動能，氣體的壓力隨著膨脹過程的進行而降低，而氣體速度則增加。因此，優(yōu)化后的噴嘴內部壓強在噴射過程中變化更加平緩。

3.2 噴嘴優(yōu)化前后耗氣量對比

在分揀異纖的過程中，距離小噴嘴出口大約40 mm 處被認為是其主要作用區(qū)域；噴嘴的出入口位置是系統(tǒng)的邊界條件，監(jiān)測主噴嘴入口和小噴嘴出口約40 mm處的耗氣量^［22］可以提供關于剔除噴嘴性能和工作效率的信息。表1為優(yōu)化前后噴嘴的耗氣量對比，可以看出優(yōu)化后的噴嘴結構耗氣量下降了33%，對能源的消耗更少。

4 結論

本文對異纖分揀機噴嘴結構進行優(yōu)化設計，從分揀效率與能源消耗2個維度，對比分析優(yōu)化前后的噴嘴外流場速度、壓力以及耗氣量的變化，驗證了噴嘴結構優(yōu)化的合理性。具體結果如下：

a）結合拉瓦爾噴嘴的收縮-擴張管型結構特點，對異纖機噴管板主噴嘴及小噴嘴結構均進行優(yōu)化，優(yōu)化后的噴嘴型線分為收縮段、喉部和擴張段。

b）優(yōu)化后的噴嘴結構在噴嘴外流場的最大速度較原始結構提高112 m/s，即在相同的入口壓力下，優(yōu)化后的噴嘴結構可獲得較高的流速，從而提高異纖分揀機的剔除效率和準確性。

c）優(yōu)化后的噴嘴結構改善了其壓力特性，使得噴嘴內部壓力分布更加平緩，耗氣量下降了33%。

參考文獻：

［1］師紅宇， 管聲啟. 基于視覺數(shù)據(jù)驅動的棉花異性纖維檢測［J］. 絲綢， 2017， 54（5）： 36-42.

SHI Hongyu， GUAN Shengqi. Cotton foreign fibers detection based on visual data driven［J］. Journal of Silk， 2017， 54（5）： 36-42.

［2］REN W， DU Y， LI X， et al. Design optimization and flow field analysis of the nozzle structure of a foreign fiber sorter［J］. Textile Research Journal， 2022， 92（11/12）： 1987-1998.

［3］陳永當，程云飛，殷俊清，等.噴氣織機異形孔輔助噴嘴的結構及其噴射性能［J］.西安工程大學學報，2020，34（1）：8-13.

CHEN Yongdang， CHENG Yunfei， YIN Junqing， et al. Structure of auxiliary nozzle with special-shape hole in air-jet looms and its injection performance［J］. Journal of Xi'an Polytechnic University， 2020， 34（1）： 8-13.

［4］HE M， ZHANG G， HU S， et al. Dynamic characteristics of supersonic turbulent free jets from four types of circular nozzles［J］. International Journal of Nonlinear Sciences and Numerical Simulation， 2022， 23（7/8）： 1071-1083.

［5］SHANG S， YU Z， SUN G， et al. Modeling the airflow field of vortex spinning［J］. Textile Research Journal， 2022， 92（9/10）： 1466-1483.

［6］SALEHHUDIN H S， MOHAMAD E N， MAHADI W N L， et al. Simulation and experimental study of parameters in multiple-nozzle electrospinning： Effects of nozzle arrange-ment on jet paths and fiber formation［J］. Journal of Manufacturing Processes， 2021， 62： 440-449.

［7］殷俊清，賀亞龍，劉善，等.多圓孔輔助噴嘴噴孔結構參數(shù)靈敏度分析［J］.絲綢，2022，59（8）：54-61.

YIN Junqing， HE Yalong， LIU Shan， et al. Sensitivity analysis of orifice structure parameters of multi-roundhole auxiliary nozzles［J］. Journal of Silk， 2022， 59（8）： 54-61.

［8］陸洪杰， 甘樹坤， 呂雪飛. 基于Fluent的拉瓦爾噴嘴結構優(yōu)化設計［J］. 吉林化工學院學報， 2020， 37（5）： 20-24.

LU Hongjie， GAN Shukun， L Xuefei. Structure optimization design of Laval nozzle based on fluent［J］. Journal of Jilin Institute of Chemical Technology， 2020， 37（5）： 20-24.

［9］LIU F， SUN D， ZHU R， et al. Characteristics of flow field for supersonic oxygen multijets with various Laval nozzle structures［J］. Metallurgical and Materials Transactions B， 2019， 50（5）： 2362-2376.

［10］XI C， WANG J， WANG Y， et al. Effects of structural parameters on air consumption and mechanical energy characteristics of airflow in the vortex spinning nozzle［J］. Textile Research Journal， 2024， 94（11/12）： 1245-1262.

［11］杜玉紅， 陳一平， 周志超， 等. 棉花異纖剔除噴管流道形狀優(yōu)化設計［J］. 天津工業(yè)大學學報， 2019， 38（4）： 76-82.

DU Yuhong， CHEN Yiping， ZHOU Zhichao， et al. Optimization design of nozzle flow path shape for foreign fiber sorter［J］. Journal of Tiangong University， 2019， 38（4）： 76-82.

［12］ZHAO W， LI Z， DENG J， et al. Experimental and numerical study on the effects of nozzle geometry features on the nozzle internal flow and cavitation characteristics［J］. Atomization and Sprays， 2021， 31（6）： 67-95.

［13］孫戩， 王彤， 姜博藝， 等. 異纖分揀機噴管板內流道結構優(yōu)化分析［J］. 紡織高校基礎科學學報， 2023， 36（3）： 39-45.

SUN Jian， WANG Tong， JIANG Boyi， et al. Optimization analysis of the flow channel structure in the nozzle plate of foreign fiber sorter［J］. Basic Sciences Journal of Textile Universities， 2023， 36（3）： 39-45.

［14］GUO D， ZHU Z. Influence of a meltblown die with a Laval airstream channel on the manufacturing process of a polymer fiber based on an orthogonal test and simulation analysis［J］. ACS Omega， 2023， 8（51）： 48742-48755.

［15］姜鵬， 王中醫(yī)， 李勇， 等. 拉法爾噴管流態(tài)分析與數(shù)值模擬［J］. 機械制造與自動化， 2021， 50（5）： 99-102.

JIANG Peng， WANG Zhongyi， LI Yong， et al. Flow pattern analysis and numerical simulation of Lafar nozzle［J］. Machine Building amp; Automation， 2021， 50（5）： 99-102.

［16］HAO X， YAN J， GAO N， et al. Experimental investigation of an improved ejector with optimal flow profile［J］. Case Studies in Thermal Engineering， 2023， 47： 103089.

［17］潘旖旎. 基于內部流場的噴射器結構及性能研究［D］. 杭州： 浙江大學， 2020.

PAN Yini. Study on Structure and Performance of Ejector Based on Internal Flow Field［D］. Hangzhou： Zhejiang University， 2020.

［18］趙向鋒， 陳紹杰. 拉瓦爾噴嘴結構參數(shù)選取及其霧化性能數(shù)值模擬分析［J］. 華北科技學院學報， 2019， 16（5）： 6-10.

ZHAO Xiangfeng， CHEN Shaojie. Numerical simulation analysis of Laval Nozzle Structure Parameters and its atomization performance［J］. Journal of North China Institute of Science and Technology， 2019， 16（5）： 6-10.

［19］CLOETE S， JOHANSEN S T， AMINI S. Grid indepen-dence behaviour of fluidized bed reactor simulations using the Two Fluid Model： Detailed parametric study［J］. Powder Technology， 2016， 289： 65-70.

［20］SHUKLA V， KAVITI A K. Performance evaluation of profile modifications on straight-bladed vertical axis wind turbine by energy and Spalart Allmaras models［J］. Energy， 2017， 126： 766-795.

［21］張國玉， 王曉冬， 劉靜雯. 噴嘴出口狀態(tài)對水蒸汽噴射器流動行為及其性能的影響［J］. 真空科學與技術學報， 2023， 43（9）： 762-770.

ZHANG Guoyu， WANG Xiaodong， LIU Jingwen. Numerical investigation of the nozzle exit state and its effect on the performance of the steam ejector［J］. Chinese Journal of Vacuum Science and Technology， 2023， 43（9）： 762-770.

［22］姜瑩瑩，陳廷. 熔噴雙槽形噴嘴內部通道氣體流場數(shù)值模擬［J］. 現(xiàn)代紡織技術， 2023， 31（2）： 72-79.

JIANG Yingying， CHEN Ting. Numerical simulation of air flow field in the inner passage of melt blowing dual slot die［J］. Advanced Textile Technology， 2023， 31（2）： 72-79.

Structural optimization and numerical simulation of nozzles for foreign fiber sorters

SUN Jian^1，2， LAN Lan¹， WANG Tong¹， HAN Zixu¹， LIN He^1，2， CHENG Xiaole^1，2

（1.School of Mechanical and Electrical Engineering， Xi'an Polytechnic University， Xi'an 710048， China; 2.Xi'an Key Laboratory of Modern Intelligent Textile Equipment， Xi'an 710048， China）

Abstract： Cotton is one of the important raw materials in the textile industry. After processing， it is used to manufacture various textile products. The presence of foreign fibers in cotton can have an impact on the quality of the finished yarn， the fabric surface effect， the performance and the subsequent process treatment. Therefore， in the textile production process， it is necessary to effectively screen， separate， or control foreign fibers in the raw materials to ensure that the quality and performance of the final products meet the expected requirements. The cotton foreign fiber sorting machine effectively separates foreign fibers and impurities through high-speed rotating brush rollers， airflow and vibration. However， there is still room for improvement in terms of foreign fiber detection rate， energy consumption， and rejection rate. As a key component in the foreign fiber sorting process， the reasonable design of the reject nozzle structure is crucial to the efficiency and accuracy of the foreign fiber sorting machine.

The nozzle is critical to ensuring fiber quality and maintaining production efficiency by providing precise positioning， efficient rejection， continuous production， and reduced human intervention during foreign fiber rejection. By applying high-pressure airflow， the nozzle can quickly and accurately remove foreign fibers from the fibers， ensuring smooth operation of the production line， improving production efficiency， and reducing production costs. Therefore， optimizing the nozzle structure to reduce energy consumption and improve rejection rate is necessary. The Laval nozzle is a specially designed nozzle commonly used in rocket engines， jet engines， and other fields that require high-speed airflow. In practical use， the Laval nozzle can accelerate the gas from subsonic to supersonic speeds， achieving the effect of gas acceleration while improving efficiency， controlling flow rate， reducing backpressure effects， avoiding equipment overheating， and simplifying the structure. Therefore， the unique shape and functionality of the Laval nozzle provide reference for the optimization design of the rejection nozzle structure.

In summary， in this study， we aim to optimize the structure of the rejection nozzle in the cotton foreign fiber sorting machine based on the characteristics of the Laval nozzle's contraction-expansion design. Numerical simulation is used to analyze the external flow field characteristics of the nozzle before and after optimization. By comparing the changes in velocity， pressure， and air consumption， the feasibility of the optimization design is validated to provide theoretical reference for the practical application of the nozzle， so as to achieve the goal of improving the performance of the whole machine by realizing the efficient removal of foreign fibers.

Keywords： foreign fiber sorter; nozzle; flow field simulation; optimization design; numerical simulation