肖美娜， 竇華書， 武傳宇， 陳洪立

(浙江理工大學(xué) 機(jī)械與自動控制學(xué)院, 浙江 杭州 310018)

在新型紡紗領(lǐng)域，轉(zhuǎn)杯紡是目前技術(shù)上最成熟，應(yīng)用最廣，經(jīng)濟(jì)效益顯著的一種紡紗方法。作為轉(zhuǎn)杯紡紗機(jī)的重要結(jié)構(gòu)，轉(zhuǎn)杯的形狀、尺寸、轉(zhuǎn)速等參數(shù)對紗線質(zhì)量有著顯著的影響。根據(jù)前人的研究，旋轉(zhuǎn)容器內(nèi)不可壓縮流動隨著轉(zhuǎn)速的升高會有著顯著的變化，特別是中心線上低壓區(qū)的形狀和大小，會隨著轉(zhuǎn)速和幾何形狀的變化而變化。但是目前轉(zhuǎn)杯內(nèi)的氣流流動特性還沒有得到深入的研究，很多具體的影響規(guī)律還不清楚。

相比而言，研究者對噴氣織機(jī)內(nèi)的氣流流場已經(jīng)進(jìn)行了大量的研究。鄒專勇等[1]數(shù)值研究了不同的噴嘴結(jié)構(gòu)和噴孔出口速度對噴嘴內(nèi)部流場的影響，得出了噴嘴負(fù)壓和速度隨噴孔傾角的變化規(guī)律。曾泳春等[2]根據(jù)噴嘴中氣流流動特征，分析了噴孔出口速度、噴孔傾角和噴孔位置等對噴嘴內(nèi)氣流流動特性和紡紗性能的影響。郭杰等[3]對噴氣織機(jī)主噴嘴引緯氣流流場進(jìn)行了三維數(shù)值模擬，得出了螺旋曲面角度、導(dǎo)引針到空心管距離和噴嘴氣壓等參數(shù)。薛文良等[4]解析了主噴嘴內(nèi)部徑向和軸向的氣流速度分布特征，并比較了不同供氣壓力條件下氣流流場的變化情況。陳革等[5]對高壓高速可壓縮的氣流三維模型進(jìn)行了數(shù)值模擬。模擬結(jié)果對噴氣織機(jī)輔助噴嘴的優(yōu)化提供參考。裴澤光等[6]的實驗研究結(jié)果表明，螺旋曲面角度、導(dǎo)引針到空心管距離和噴嘴氣壓分別在60°、1.5 mm、500 kPa左右時，成紗強(qiáng)度達(dá)到最佳值。

國內(nèi)外對轉(zhuǎn)杯所做的研究主要包括：試驗測試轉(zhuǎn)杯紡工藝參數(shù)及關(guān)鍵部件(如捻度、轉(zhuǎn)杯速度、轉(zhuǎn)杯表面結(jié)構(gòu)等)對成紗質(zhì)量的影響[7]。在數(shù)值模擬方面，Kong等[8]對轉(zhuǎn)杯紡紗纖維輸送管道內(nèi)的二維氣流流場進(jìn)行了數(shù)值模擬，研究表明轉(zhuǎn)杯紡內(nèi)部流道結(jié)構(gòu)的變化、氣流流速和分梳輥速度的改變都嚴(yán)重影響纖維輸送管道內(nèi)的氣流流動特性。武傳宇等[9]對紡紗通道內(nèi)氣體流場的三維模擬結(jié)果表明，纖維輸送管道出口處的凝聚槽受到的壓力較大，致使轉(zhuǎn)杯受力不均勻，且不宜設(shè)計角度大于27°的滑移面。張奇等[10]數(shù)值模擬了紡杯內(nèi)的氣流流動特征認(rèn)為，紡杯內(nèi)的流場速度處于20～150 m/s，同一截面上的速度分布較好地說明纖維的運(yùn)動趨勢。

綜上所述，人們對轉(zhuǎn)杯內(nèi)流場的研究較少也不透徹，轉(zhuǎn)杯的形狀、尺寸和速度對轉(zhuǎn)杯內(nèi)氣流流場的影響仍不明了，僅通過試驗研究轉(zhuǎn)杯的工藝參數(shù)對紗線質(zhì)量的影響還有很大的局限性，最根本的是明確轉(zhuǎn)杯的工藝參數(shù)對轉(zhuǎn)杯內(nèi)氣流流場的影響，從而優(yōu)化轉(zhuǎn)杯設(shè)計，提高紗線的質(zhì)量和產(chǎn)量。

1 控制方程和數(shù)值方法

本文針對RFRS30型轉(zhuǎn)杯紡紗機(jī)，研究轉(zhuǎn)杯轉(zhuǎn)速和幾何結(jié)構(gòu)對轉(zhuǎn)杯內(nèi)氣流(不包含紗線)流動特性的影響。該轉(zhuǎn)杯紡紗機(jī)的紡紗通道主要由轉(zhuǎn)杯、假捻盤、引紗管和抽氣管道構(gòu)成。其轉(zhuǎn)速最高可達(dá)110 000 r/min，最高引紗速度為170 m/min。在轉(zhuǎn)杯轉(zhuǎn)速超過60 000 r/min時能接上頭，已達(dá)到全自動轉(zhuǎn)杯紡紗機(jī)的接頭質(zhì)量。

1.1 計算幾何模型

為方便計算和研究，對模型作如下假設(shè)：不考慮引紗管的氣流流入，即只設(shè)1個入口和1個出口。并將紡紗通道進(jìn)行了適當(dāng)?shù)暮喕?，簡化后的紡紗通道如圖1所示。氣流從纖維輸送管入口1流入后，在纖維輸送管內(nèi)經(jīng)加速，由纖維輸送管出口2流出，進(jìn)入轉(zhuǎn)杯凝聚槽4中(3為假捻盤)，氣流在凝聚槽中進(jìn)行一定的旋轉(zhuǎn)流動后，從轉(zhuǎn)杯5的杯蓋與杯體間的空隙流出，流入轉(zhuǎn)杯外部的抽氣管道，最后由抽氣管道6的出口流出。本文所研究的轉(zhuǎn)杯三維模型是根據(jù)RFRS30型轉(zhuǎn)杯紡紗機(jī)的轉(zhuǎn)杯建立的，轉(zhuǎn)杯直徑為33 mm，滑移面角度α為22°。坐標(biāo)系以轉(zhuǎn)杯底面中心為原點，Z軸指向轉(zhuǎn)杯出口處，轉(zhuǎn)杯為逆時針方向旋轉(zhuǎn)。

圖1 紡紗通道內(nèi)流場三維模型Fig.1 Three-dimensional flow model of spinning channel

采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對轉(zhuǎn)杯紡紗通道模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，并選取進(jìn)口流速為50 m/s，出口靜壓為-8 000 Pa，轉(zhuǎn)杯角速度ω為2 000 rad/s的工況進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，網(wǎng)格密度已足夠。本文采用網(wǎng)格總數(shù)為377 659的計算網(wǎng)格。

1.2 控制方程和數(shù)值方法

紡紗通道內(nèi)的流體介質(zhì)采用空氣，其密度為1.205 kg/m3，黏度為1.789 4×10-5Pa·s。控制方程為Navier-Stokes方程，流動按湍流計算，湍流模型采用RNG κ-ε模型。數(shù)值方法采用有限體積法和SIMPLE算法。

張量形式的連續(xù)性方程和動量方程為

式中:ρ為流體密度；xj為直角坐標(biāo)系3個方向的分量x，y，z；ui為平均相對速度分量u，v，w；P*為折算壓力(包含紊動能和離心力)；fi為體積力分量；μe為有效黏性系數(shù)，其中μe=μ+μt，μ為分子黏性系數(shù)，μt為紊動渦黏性系數(shù)。湍流模型RNG κ-ε模型采用標(biāo)準(zhǔn)的表達(dá)形式。

流體流動的進(jìn)口條件為均勻速度入口，出口條件為壓力出口，轉(zhuǎn)杯壁面以一定轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)動，其余壁面采用無滑移邊界條件。

2 數(shù)值模擬結(jié)果和分析

2.1 紡紗通道內(nèi)氣流的流場特性

采用進(jìn)口流速為50 m/s，出口靜壓為-8 000 Pa，轉(zhuǎn)杯角速度為2 000 rad/s的工藝條件進(jìn)行數(shù)值模擬，紡紗通道內(nèi)的速度矢量圖如圖2所示。從圖2(a)中可看出，纖維輸送管的管道截面逐漸減小，氣流流速隨截面減小而增大，即氣流在纖維輸送管內(nèi)不斷加速，當(dāng)氣流到達(dá)纖維輸送管出口處速度最大，氣流加速的梯度越大，對纖維的轉(zhuǎn)移、伸直和舒展越有利。纖維到達(dá)轉(zhuǎn)杯杯壁后，隨著紡紗轉(zhuǎn)杯的回轉(zhuǎn)，在離心力的作用下，沿紡紗轉(zhuǎn)杯的杯壁滑移至凝聚槽，由于凝聚槽處的線速度最大，纖維向下滑移時呈加速運(yùn)動，此時纖維得以牽伸。

圖2 紡紗通道內(nèi)的速度矢量圖Fig.2 Velocity vector in spinning rotor channel. (a) Fiber pipe; (b) Spinning rotor; (c) Whole channel

從圖2(b)轉(zhuǎn)杯內(nèi)的速度矢量圖可看出，由于纖維輸送管并非在轉(zhuǎn)杯子午面的延伸面上，因此氣流從纖維輸送管流出，碰撞到轉(zhuǎn)杯杯壁后，分流為沿相反方向流動的兩股不同大小的氣流，沿順時針流動的氣流較多，逆時針流動的較少，順時針旋轉(zhuǎn)的氣流在流過270°時與逆時針流動的氣流相撞后，氣流流向轉(zhuǎn)杯杯壁與頂蓋間的轉(zhuǎn)杯出口。由纖維輸送管滑向凝聚槽的纖維，在氣流的帶動下，沿凝聚槽滑過大半圈，并在凝聚槽內(nèi)完成須條的緊密和凝聚，從引紗管拋入的引紗被吸入紡紗轉(zhuǎn)杯后，依靠紡紗轉(zhuǎn)杯旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的離心作用力被甩到凝聚槽中，與槽內(nèi)須條搭接形成剝離點。在引紗羅拉的回轉(zhuǎn)牽引下，須條被從凝聚槽中漸漸剝離下來。

2.2 轉(zhuǎn)杯速度對紡紗通道流場特性的影響

圖3示出滑移角α=22°，轉(zhuǎn)杯角速度逐漸增大時，轉(zhuǎn)杯和纖維輸送管(進(jìn)口段)x=0截面上的流線圖。轉(zhuǎn)杯角速度為0時，如圖3(a)所示，氣流從纖維輸送管高速流出碰撞到轉(zhuǎn)杯側(cè)壁1后，大部分氣流斜向流向假捻盤，然后形成反向的渦流3和4。此外，由于轉(zhuǎn)杯幾何結(jié)構(gòu)的影響，氣流在假捻盤附近形成渦流6。隨轉(zhuǎn)杯速度的增加，在轉(zhuǎn)杯離心力的作用下，轉(zhuǎn)杯截面上的大渦流(如渦流3、4、6)逐漸向轉(zhuǎn)杯中心處移動，且渦流3尺寸變小，渦流4相對增大，渦流5和渦流6變狹長。轉(zhuǎn)杯內(nèi)流動的穩(wěn)定性取決于轉(zhuǎn)杯旋轉(zhuǎn)形成的低壓區(qū)和纖維輸送管入口處高速產(chǎn)生低壓區(qū)的制衡。轉(zhuǎn)杯角速度繼續(xù)增大到2 000 rad/s時，渦流3和渦流4恰好位于轉(zhuǎn)杯中心處。此時由氣流引起的偏心力最小，有利于減小轉(zhuǎn)杯振動和磨損，提高紗線質(zhì)量。但轉(zhuǎn)速增加到4 000 rad/s時，如圖3(d)所示，轉(zhuǎn)杯截面上的渦流再次偏離轉(zhuǎn)杯中心處。

圖3 不同轉(zhuǎn)杯轉(zhuǎn)速下進(jìn)口段x=0截面上 的流線圖(逆時針方向)Fig.3 Contours of streamlines in x=0 of inlet section for different rotor speeds (counter clock wise)

圖4示出與圖3相對應(yīng)的紡紗通道進(jìn)口段x=0截面上的總壓P0分布圖(P0=p+0.5ρU2，其中p為流體的壓力，U為流體的速度)。

圖4 不同轉(zhuǎn)速下進(jìn)口段x=0截面上的總壓分布圖Fig.4 Distribution of total pressure in x=0 of inlet section for different rotor speeds

從圖4可看出，由于纖維輸送管內(nèi)的氣流不斷加速運(yùn)動，使得輸送管內(nèi)總壓很高，纖維輸送管和轉(zhuǎn)杯內(nèi)的壓差有利于纖維順利進(jìn)入轉(zhuǎn)杯。若轉(zhuǎn)杯內(nèi)沒有進(jìn)氣口和出氣口的影響，在旋轉(zhuǎn)壁面的驅(qū)動下，流體受離心力的作用，會在凝聚槽中心處形成低壓區(qū)，但是由于受到纖維輸送管中高速氣流的影響，轉(zhuǎn)杯內(nèi)的低壓中心下移。由于碰撞到轉(zhuǎn)杯壁面后形成的兩股氣流中，順時針旋轉(zhuǎn)的氣流流量大、速度高，逆時針旋轉(zhuǎn)的氣流流量小、速度低，從而使圖4中凝聚槽附近轉(zhuǎn)杯右側(cè)總壓明顯高于左側(cè)。當(dāng)轉(zhuǎn)杯角速度為2 000 rad/s，轉(zhuǎn)杯中心低壓區(qū)與纖維輸送管出口處的低壓區(qū)相制衡，有利于轉(zhuǎn)杯內(nèi)壓力的均勻分布，保持轉(zhuǎn)杯的穩(wěn)定性。

圖5示出α=22°，轉(zhuǎn)杯角速度逐漸增大時，轉(zhuǎn)杯y=0截面上的流線圖。當(dāng)轉(zhuǎn)杯角速度為0時，轉(zhuǎn)杯截面上形成了一個較大的低速回流區(qū)。隨轉(zhuǎn)杯轉(zhuǎn)速的增加，渦流先向中心軸方向移動，后遠(yuǎn)離中心軸，且渦流尺寸先增大后減小。當(dāng)轉(zhuǎn)杯角速度為2 000 rad/s時，渦流尺寸最大，且基本位于轉(zhuǎn)杯中心軸處。

圖5 不同轉(zhuǎn)杯轉(zhuǎn)速下進(jìn)口段y=0截面上的流線圖Fig.5 Contours of streamlines in y=0 of inlet section for different rotor speeds

圖6示出α=22°，轉(zhuǎn)杯角速度逐漸增大時，轉(zhuǎn)杯z=0.007 4 m截面(即凝聚槽最大直徑處的平面)上的流線圖。轉(zhuǎn)杯角速度為0時，氣流從纖維輸送管流出碰撞到轉(zhuǎn)杯側(cè)壁1后，形成2股反向的支流。較大的一股支流沿順時針流過大約270°時與逆時針流動的氣流相撞，形成一條渦街(包含渦流2、3和4)，此外轉(zhuǎn)杯截面上還存在較大的渦流5和6。隨轉(zhuǎn)杯轉(zhuǎn)速的增加，渦街的尺寸逐漸增大，反向兩氣流相撞的位置幾乎不變。但當(dāng)轉(zhuǎn)速增加到4 000 rad/s時，渦街尺寸減小，兩氣流相撞的位置明顯地沿逆時針方向移動。

圖6 不同的轉(zhuǎn)杯轉(zhuǎn)速下轉(zhuǎn)杯z=0.007 4 m 截面上的流線圖Fig.6 Contours of streamlines in z=0.007 4 m of rotor for different rotor speeds

2.3 滑移角對紡紗通道流場特性的影響

圖7示出轉(zhuǎn)杯角速度為2 000 rad/s，滑移角分別為17°，19.5°，22°和24.5°時，轉(zhuǎn)杯和纖維輸送管x=0截面上的流線圖?？煽闯?，只有轉(zhuǎn)杯滑移角為22°時，渦流2和3完全位于轉(zhuǎn)杯中心軸處，如圖7(c)所示。其余滑移角下，渦流2和3都或多或少的偏離中心軸。此外，通過對上述工況下y=0截面流線圖的分析也可得出，轉(zhuǎn)杯角速度為2 000 rad/s，轉(zhuǎn)杯的滑移角為22°時，轉(zhuǎn)杯中心的大渦流位于轉(zhuǎn)杯的中心軸處。

圖7 不同的滑移角下進(jìn)口段x=0截面上的流線圖Fig.7 Contours of streamlines in x=0 of inlet section for different slip angles

2.4 轉(zhuǎn)杯轉(zhuǎn)向?qū)徏喭ǖ懒鲌鎏匦缘挠绊?/h3>

由于纖維輸送管并非在轉(zhuǎn)杯子午面的延伸面上，氣流從纖維輸送管流出，碰撞到轉(zhuǎn)杯杯壁后形成兩股大小不同的反向氣流，沿順時針流動的氣流較多，因此轉(zhuǎn)杯的轉(zhuǎn)向會對兩氣流的相互作用產(chǎn)生影響。

圖8示出滑移角α=22°，轉(zhuǎn)杯沿順時針方向分別以0、1 000、2 000和4 000 rad/s的角速度轉(zhuǎn)動時進(jìn)口段x=0截面上的流線圖?？煽闯?，相對于靜止的轉(zhuǎn)杯，當(dāng)轉(zhuǎn)杯以一定的速度沿順時針方向轉(zhuǎn)動時，轉(zhuǎn)杯中心的渦流3和4向轉(zhuǎn)杯中心軸方向稍有移動。但繼續(xù)增大轉(zhuǎn)杯轉(zhuǎn)速，轉(zhuǎn)杯截面上渦的分布和大小基本不變，因此，轉(zhuǎn)杯順時針轉(zhuǎn)動時轉(zhuǎn)杯內(nèi)氣流的流動狀況可近似的等價于轉(zhuǎn)杯靜止時轉(zhuǎn)杯內(nèi)流體的流動特性。

圖8 不同轉(zhuǎn)速下進(jìn)口段x=0截面上的 流線圖(順時針方向)Fig.8 Contours of streamlines in x=0 of inlet section for different rotor speeds (clockwise)

從圖8和圖3可看出，滑移角α=22°，轉(zhuǎn)杯轉(zhuǎn)速小于2 000 rad/s時，轉(zhuǎn)杯逆時針轉(zhuǎn)動有利于轉(zhuǎn)杯內(nèi)壓力的制衡；轉(zhuǎn)杯轉(zhuǎn)速稍大于2 000 rad/s時，轉(zhuǎn)杯逆時針轉(zhuǎn)動是有利的，但轉(zhuǎn)速較大時，轉(zhuǎn)杯順時針旋轉(zhuǎn)更利于轉(zhuǎn)杯的穩(wěn)定性，減小轉(zhuǎn)杯的磨損。

圖9示出滑移角α=22°，轉(zhuǎn)杯角速度分別為2 000、-2 000、4 000和-4 000 rad/s時，進(jìn)口段x=0截面上的流線圖，角速度為正表示逆時針旋轉(zhuǎn)，反之順時針旋轉(zhuǎn)。可看出：低轉(zhuǎn)速下，逆時針旋轉(zhuǎn)有利于轉(zhuǎn)杯的穩(wěn)定；高轉(zhuǎn)速下，順時針旋轉(zhuǎn)有利于轉(zhuǎn)杯的穩(wěn)定。通過對比上述4種工況下y=0截面上的流線圖也可得出上述結(jié)論。

圖9 不同的轉(zhuǎn)杯轉(zhuǎn)向和轉(zhuǎn)速下進(jìn)口段 x=0截面上的流線圖Fig.9 Contours of streamlines in x=0 of inlet section for different directions and rotor speeds

3 結(jié) 論

本文利用定常的三維Navier-Stokes方程和RNG κ-ε湍流模型，對轉(zhuǎn)杯紡紗機(jī)紡紗通道內(nèi)的流動進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析了轉(zhuǎn)速和幾何參數(shù)對轉(zhuǎn)杯內(nèi)氣流流動特性的影響。根據(jù)模擬結(jié)果得出了紡紗通道內(nèi)的氣流特征。

1)氣流在纖維輸送管內(nèi)呈加速運(yùn)動，當(dāng)氣流到達(dá)纖維輸送管出口處速度達(dá)到最大。這個速度在纖維輸送管出口處的凝聚槽附近形成了負(fù)壓，負(fù)壓的大小對轉(zhuǎn)杯的穩(wěn)定性起重要作用。

2)由于纖維輸送管并非在轉(zhuǎn)杯子午面的延伸面上，因此氣流從纖維輸送管流出，在轉(zhuǎn)杯杯壁上形成沿相反的兩個方向上流動的2股不同大小的氣流，沿順時針流動的氣流較多，順時針氣流在流過大約270°時與逆時針流動的氣流相撞，流向轉(zhuǎn)杯杯壁與頂蓋間的轉(zhuǎn)杯出口。

3)隨轉(zhuǎn)杯轉(zhuǎn)速的增加或滑移角的增大，轉(zhuǎn)杯中心的回流區(qū)先向中心軸處移動，然后遠(yuǎn)離中心軸。這是由于旋轉(zhuǎn)所引起的中心低壓區(qū)和輸送管出口處所形成的低壓區(qū)相互平衡的結(jié)果。當(dāng)轉(zhuǎn)杯角速度為2 000 rad/s，滑移角為22°時，轉(zhuǎn)杯內(nèi)部的主低壓區(qū)位于軸線處。這個位置使轉(zhuǎn)杯內(nèi)流動軸對稱性最好，此狀態(tài)造成的脈動和振動也是最小。

4)由于纖維輸送管的位置非對稱，低轉(zhuǎn)速下，轉(zhuǎn)杯逆時針旋轉(zhuǎn)有利于轉(zhuǎn)杯的穩(wěn)定；高轉(zhuǎn)速下，轉(zhuǎn)杯順時針旋轉(zhuǎn)有利于轉(zhuǎn)杯的穩(wěn)定。

本文研究結(jié)果為揭示紡紗通道內(nèi)復(fù)雜流動現(xiàn)象的作用機(jī)制提供了參考，為轉(zhuǎn)杯紡紗機(jī)轉(zhuǎn)杯速度和轉(zhuǎn)杯幾何形狀的選擇提供了借鑒。

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