基于螺旋導引槽空心錠子的噴氣渦流紡加捻腔流場模擬

閆琳琳， 鄒專勇， 衛 國， 程隆棣

(1. 紹興文理學院 浙江省清潔染整技術研究重點實驗室， 浙江 紹興 312000； 2. 東華大學 紡織面料技術教育部重點實驗室， 上海 201620； 3. 百隆東方股份有限公司， 浙江 寧波 315206)

噴氣渦流紡技術作為一種借助高速氣流加捻成紗的新型紡紗技術，具有速度高、能耗低、毛羽少等顯著優勢，發展潛力巨大，但其成紗強力偏低的問題，嚴重限制了噴氣渦流紡技術及其產品的發展[1-2]。加捻腔區域(由纖維導入元件、噴嘴和空心錠子組成)內流場的流動規律對噴氣渦流紡的加捻成紗過程具有決定性的影響，但加捻腔區域復雜、結構精細和加工過程的封閉，為實驗研究和在線檢測加捻腔內流體規律帶來了極大的困難。隨著基于流體動力學的數值模擬方法在紡織加工領域的廣泛應用，為研究噴氣渦流紡加捻腔內氣流流動規律和深入理解成紗機制提供了有效研究手段[3]。 國內外研究者借助數值計算方法，已掌握噴氣渦流紡噴嘴內部的氣流流動規律，且對噴氣渦流紡的成紗機制、成紗結構和性能有了較為深入的理解[4-6]。也有大量針對噴嘴氣壓[7-9]、噴嘴結構參數[10-12]等對噴嘴內部氣流流動規律影響的研究，進一步討論了噴嘴內流場變化對噴氣渦流紡成紗結構和性能的影響，并探索優化成紗工藝參數的方法[13]。然而，現有研究鮮有從成紗機制分析出發開展噴氣渦流紡紗線強力提升的探索，Han等[14]嘗試對空心錠子外表面進行刻槽處理，通過增加自由尾端纖維與空心錠子表面的摩擦實現纖維繞紗尾旋轉的同時，產生自身的扭轉現象，進而提高纖維間的抱合力和成紗強力，但對空心錠子外表面簡單的刻槽處理，并不能達到顯著提升噴氣渦流紡成紗強力的效果。為此，本文提出一種帶有螺旋導引槽的空心錠子的設計理念，并利用數值分析方法從理論上研究加捻腔區域和空心錠子外表面螺旋導引槽附近區域的流場特征，以闡明具有螺旋導引槽的空心錠子設計的科學性，并進一步分析其對噴氣渦流紡成紗過程與性能的影響規律。

1 加捻腔三維流場區域模擬

1.1 計算流體動力學模型構建

基于螺旋導引槽的空心錠子結構如圖1所示。

圖中顯示從空心錠子入口向下，在其外表面周向設計有螺旋角為θ的導引槽，且要求俯視圖中螺旋導引槽的曲率半徑rg為常數。螺旋角是指俯視圖中，空心錠子中心點與相鄰導引槽中心線結束點連線的夾角。本文選擇8條螺旋導引槽，導引槽螺旋角為45°，曲率半徑rg為2.5 mm，旋轉方向與噴孔旋向相同，導引槽深度d(0.08 mm≤d≤0.4 mm)由上向下逐漸加深，導引槽寬度L(0.1 mm≤L≤0.5 mm)從上向下逐漸加寬，由此構建三維流場計算區域，如圖2所示。

圖1 帶螺旋導引槽的空心錠子結構Fig.1 Structure of hollow spindle with spiral guiding grooves. (a) Three-dimensional model; (b) Top view; (c) Cross sectional view

圖2 紗線加捻成形三維流體動力學計算區域Fig.2 Three dimensional flow field of yarn formation

噴氣渦流紡的加捻腔是指噴嘴與空心錠子之間構成的加捻區域，壓縮空氣經噴孔釋放后在此區域形成高速旋轉氣流，流場視為具有湍流特征的高速、黏性、可壓縮流動，在不考慮纖維存在時可視為定常流動，因此，加捻腔流場數值計算采用的質量守恒、動量守恒和能量守恒控制方程分別如下：

(1)

(2)

(3)

式中：ρ為流體密度，kg/m3；t為時間，s；μi為流體沿i方向的速度分量，m/s；p為流體壓力，Pa；πij為應力矢量；gi為沿i方向的體力分量，m/s2；Fi為由于阻力和能源而引起的其他能源項，Pa/m；h為焓，J/kg；km為分子傳導率, W/(m·K)；kt為由于湍流傳遞而引起的傳導率, W/(m·K)；sh為定義的體積源，W/m3；T為氣體熱力學溫度，K。

為使上述方程封閉，補充如式(4)所示的理想氣體狀態方程：

p=ρRT

(4)

式中：R為摩爾氣體常數，J/(mol·K)。

由于流動處于湍流狀態，還需附加湍流輸運方程，本文采用realizablek-ε模型，湍動能k(m2/s2)和湍流耗散率ε(%)分別對應的方程為：

Gκ+Gb-ρε-YM+Sκ

(5)

(6)

式中：Gκ為由于平均速度梯度引起k的產生項，無量綱單位；Gb為由于浮力引起的k的產生項，無量綱單位；YM為可壓湍流中脈動擴張的貢獻，無量綱單位；μ為分子黏性系數，Pa·s；μt為湍流黏性系數，Pa·s；S為廣義源項；Sκ、Sε為用戶定義的源項；ν為氣體運動黏度系數，m2/s；經驗常數：C2=1.9，σκ=1.0，σε=1.2，C1ε=1.44[15]。

1.2 計算流體動力學模型數值計算

1.2.1網格劃分和邊界設定

計算模型采用非結構四面體網格進行劃分，為保證網格的高質量，對局部較精細部位進行精細劃分，如圖3所示。網格節點數為116 132個，網格單元數為584 051個。

圖3 三維計算區域網格劃分示意圖Fig.3 Grid diagram of 3-D computational domain

數值模擬計算時，4個噴孔進口處設為壓力入口1，該處總壓設為0.55 MPa，靜壓由式(7)計算得342 931.5 Pa；螺旋纖維進口處設為壓力入口2，該處與大氣相通，總壓和靜壓均等于外界大氣壓。噴嘴內壁和空心錠子外壁形成的氣流出口設置為壓力出口1，為簡化計算該處氣壓可視為等于外界大氣壓；導紗通道出口處設為壓力出口2，由于與外界相連，該處氣壓等于外界大氣壓；其余部分設為無滑移絕熱壁面。

(7)

式中：p0為氣體總壓，Pa；ps為靜壓，Pa；M為馬赫數，取0.85；γ為氣體絕熱指數，取1.4。

1.2.2求解參數設置

近壁面采用標準壁面函數法，求解控制方程選用壓力基耦合求解器，計算通量運用三階MUSCL離散格式，計算采用并行計算，收斂精度為10-4。

2 結果與分析

2.1 計算流場區域的靜壓分布

2.1.1靜壓分布特征

加捻腔流場區域的靜壓分布如圖4所示。其對應的4個代表性橫截面位置(Z分別為0.05、1.60、4.47、10.05 mm)處的靜壓分布及其沿半徑的分布規律如圖5、6所示。

圖4 計算流場區域靜壓分布Fig.4 Distribution map of static pressure in flow field

由圖4、5可看出：噴孔入口處靜壓值最大，噴嘴入口和空心錠子入口平面之間的中心區域及空心錠子入口平面下部區域存在負壓，前者有助于自由尾端纖維順利吸入噴嘴，后者有助于浮游的纖維從加捻腔順利排出，防止纖維堵塞加捻腔；由于空心錠子表面螺旋導引槽結構的存在，氣流經槽體時會在槽內出現短暫的停滯，而槽體附近的氣流由于碰撞到空心錠子外壁，能量損失，靜壓值減小，使得導引槽內部區域的靜壓相對導引槽附近區域高，這有利于將進入導引槽的自由尾端纖維更好地帶離導引槽。

圖5 不同Z值下XY截面靜壓分布Fig.5 Distribution of static pressure in different XY cross sections

圖6 不同Z值下XY截面的靜壓沿半徑分布Fig.6 Distribution law of static pressure along radius in different XY sections. (a)At two sections above inlet of hollow spindle; (b) At two sections below inlet of hollow spindle

由圖6可看出：加捻腔中各橫截面內靜壓沿半徑的分布情況，流場靜壓整體呈中間低兩邊高的U形分布。在加捻腔噴嘴入口平面到空心錠子入口平面中心區域的靜壓值較小，處于負壓狀態；周邊區域的靜壓值較大，且隨著半徑的增大靜壓值增大；這有利于纖維吸入紗尾，同時保證芯纖維的伸直平行。

2.1.2導引槽區域氣流靜壓分布規律

為充分掌握導引槽區域流場的靜壓分布，選擇Z=4.47 mm處XY截面其中1個螺旋導引槽中心線位置對應徑向和該區域周向的靜壓進行分析，如圖7所示。

注：A-1、A-2、A-3分別表示空心錠子導引槽內0.05 mm、錠子外表面0 mm和導引槽外0.05 mm圓弧位置。

由圖7(a)可知，槽內靜壓沿著槽深度方向越來越大，且大于空心錠子外壁面處的靜壓，原因是氣流經過槽體時在槽內出現短暫停滯造成，此外導引槽外靜壓沿著半徑方向逐漸增加，這種現象也可從圖5得到證實；前者有助于進入導引槽的自由尾端纖維順利滑出導引槽，后者有助于自由尾端纖維貼服在空心錠子外表面；由圖7(b)知，導引槽中心位置較槽兩邊的靜壓高，這也有助于自由尾端纖維順利滑出導引槽。

2.2 計算流場區域的速度分布

2.2.1速度流動特征

加捻腔流場區域的速度矢量圖和流線軌跡如圖8所示。對應的加捻腔4個橫截面位置處速度矢量如圖9所示。

圖8 計算流場區域的速度矢量圖和流線軌跡圖Fig.8 Diagram of velocity vector (a) and streamline (b) of flow field

圖9 不同Z值下XY截面速度矢量圖Fig.9 Velocity vector chart in different XY cross sections

由圖8可看出：壓縮空氣在噴孔內獲得加速，在噴孔出口處達到最大，經噴孔噴出后，進入到加捻腔內形成高速渦流，且氣流速度迅速降低；大部分氣流經空心錠子與噴嘴之間形成的環形區域排出，少部分從導紗通道排出，且速度很小。此外，空心錠子外表面的螺旋導引槽引導氣流向空心錠子與噴嘴之間形成的環形區域流動，這有助于增強加捻腔中的氣流流動特征，從而增強自由尾端纖維的加捻效應，最終提升噴氣渦流紡的成紗強力。圖9很好展示了加捻腔截面內的氣流呈高速旋轉的渦流狀態特征，在噴孔出口處氣流速度最大，遠離噴孔出口的位置(Z=4.47 mm和Z=10.05 mm)，速度逐漸衰減的現象。

2.2.2加捻腔氣流流動沿徑向分布規律

根據旋轉氣流理論，氣流場的流動特征決定了氣流對纖維的作用力。加捻腔中氣流速度可分解為切向、軸向和徑向3個方向的速度分量；切向速度決定自由尾端纖維的旋轉和加捻效果，促使噴氣渦流紗外觀形成包纏結構特征；軸向速度使自由尾端纖維倒伏在空心錠子外壁；徑向速度有助于對自由尾端纖維束起到膨脹與松懈的作用，從而獲得更多數量的包纏纖維。

加捻腔不同Z值時XY截面的氣流速度分量沿半徑方向的分布規律如圖10、11所示。

圖10 空心錠子入口以上2個XY截面處的速度沿半徑分布規律Fig.10 Velocity along radial direction in two XY cross sections above inlet of hollow spindle.

表明越靠近噴孔出口，獲得的最大切向速度越大，噴嘴中心位置及近壁區切向速度較小；沿噴嘴半徑方向，總體呈現先增加后減小的趨勢。較大的切向速度將有助于增強了自由尾端纖維的旋轉和加捻，使噴氣渦流紗的包纏結構更加緊密；軸向速度和切向速度的變化規律整體相似，但相比切向速度較小，軸向速度易使自由尾端纖維倒伏在空心錠子外表面以更好受切向氣流作用而包纏紗尾，但同時對進入紗尾的纖維頭端有抽拔作用，是造成落纖與紗線條干惡化的原因之一；徑向速度相對較小，且波動較大，尤其是噴孔出口區域，這有利于自由尾端纖維束的膨脹與松懈，促使產生更多的包纏纖維，從而增強紗線的包纏效果，提升紗線成紗強力。

2.2.3導引槽附近區域氣流速度分布規律

為掌握導引槽附近區域的氣流速度分布，提取Z=4.47 mm處XY截面其中1個螺旋導引槽中心線位置對應徑向和該區域周向速度進行分析，結果如圖12、13所示。

圖12 Z=4.47 mm時XY截面導引槽中心線位置對應徑向的速度分布。Fig.12 Velocity along radial direction of guide groove centerline in Z=4.47 mm XY section.

注：A-1、A-2、A-3分別表示空心錠子導引槽內0.05 mm、錠子外表面0 mm和導引槽外0.05 mm圓弧位置。

由圖12可知，導引槽中心線對應徑向的氣流在切向、軸向、徑向的速度分量隨半徑的增加，均呈先上升后下降的趨勢；導引槽內部區域的氣流速度均小于空心錠子近壁面流場區域的氣流速度，這說明進入導引槽內部的纖維運動沒有空心錠子外表面的纖維運動劇烈，這導致槽內與槽外纖維的運動速度存在差異，有助于包纏纖維位置的改變，實現紗線截面內纖維的內外轉移。此外，由圖13可知，導引槽區域周向的氣流在切向、軸向、徑向的速度分量大小均呈先增大后減小的趨勢，導引槽中心線區域擁有較高的氣流速度，可由圖11得到證實，這有助于自由尾端纖維在氣流慣性作用下順利滑入導引槽，又在導引槽中心較高氣流作用下將自由尾端纖維順利帶出導引槽，從而確保自由尾端纖維內外轉移的持續性與紡紗的順利進行，同時自由尾端纖維滑入與滑出導引槽過程中因速度差、摩擦作用等引起纖維繞自身軸線翻轉，從而形成自捻效果，最終實現噴氣渦流紡紗線強力的提升。而自由尾端纖維的自捻效應對噴氣渦流紡紗線強力的增強機制已被文獻[16]分析與驗證。

3 結 論

對空心錠子進行螺旋導引槽的設計并未改變噴氣渦流紡加捻腔旋轉渦流的特征，僅影響導引槽附近區域的流場流動?？招腻V子外表面的螺旋導引槽的存在可引導氣流向空心錠子與噴嘴之間形成的環形區域運動，從而增強加捻腔氣流的流動，增強自由尾端纖維的加捻作用，實現紗線強力提高；同時螺旋導引槽內外的氣流速度差及摩擦效應會引起自由尾端纖維在紗線截面內產生內外轉移與自捻現象，進一步提升噴氣渦流紡紗線的強力。此外螺旋導引槽內短暫停滯的較高氣壓促使進入導引槽的自由纖維順利滑入與滑出導引槽，確保紡紗的順利進行。