韓晨晨， 程隆棣， 高衛(wèi)東， 薛 元， 薛文良， 楊瑞華

(1. 生態(tài)紡織教育部重點實驗室(江南大學)， 江蘇 無錫 214122； 2. 東華大學 紡織面料技術教育部重點實驗室， 上海 201620)

傳統(tǒng)型噴氣渦流紡的成紗機制是：纖維須條牽伸后受到噴嘴入口處的負壓吸附作用，被吸入螺旋曲面的纖維通道，并沿著引導針下滑進入到空心錠中已經(jīng)成型的紗體中心，被捻入形成的紗中成為紗芯；隨著纖維須條的頭端被已經(jīng)成型的紗體牽引，纖維須條的尾部逐漸脫離前羅拉的握持，脫離握持作用的須條尾端由于受到高壓旋轉氣流的作用而分散開來并倒轉呈傘狀倒伏在空心錠表面，沿空心錠表面做高速旋轉運動，包纏在紗芯的外表面上進而成紗。在新型紡紗技術中，傳統(tǒng)噴氣渦流紡的紡紗速度最快，但其紗線細節(jié)多、強力低等缺陷嚴重制約產(chǎn)品的推廣[1-2]。一些學者[3-5]基于現(xiàn)有的噴氣渦流紡紗技術和設備，采用實驗的方法定性地分析了噴氣渦流紡紗工藝參數(shù)和纖維內外轉移規(guī)律的相關性；李永霞[6-7]設計改良了日本村田公司生產(chǎn)的噴氣渦流紡噴嘴的噴孔數(shù)目，經(jīng)實驗確定最佳參數(shù)，探討對成紗結構、成紗性能的影響。上述研究結果為本文噴氣渦流紡空心錠結構的改進提供了設計依據(jù)。Liu等[8]運用Zeng-He模型，計算分析了噴氣渦流紡紗技術氣流強度與纖維氣流加捻強度的相關性；Guo等[9]基于對噴氣渦流紡氣流加捻腔內的二維標準湍流流場模型，模擬分析了空心錠錐面傾斜角對流場分布特征的影響；鄒專勇等[10]對噴氣渦流紡噴嘴中的氣流流場特征進行了三維模擬，分析了噴孔內氣流速度和加捻腔內徑等參數(shù)對成紗結構性能的影響。這些研究結果為本文數(shù)值模擬分析提供了理論基礎，但目前對如何改善紗線結構和成紗性能等方面還沒有較為合理的可行性措施，關鍵成紗部件結構參數(shù)與成紗結構性能的相關性研究還停留在定性或實驗研究階段。

自捻型噴氣渦流紡的成紗機制是：借助激光刻槽技術處理空心錠外表面，使倒伏在空心錠外表面的纖維尾端受到空心錠壁面對它的增大切向摩擦力；在氣流加捻過程中，纖維尾端受到摩擦力矩的作用緊貼于空心錠表面滾動旋轉，產(chǎn)生自捻并卷繞到紗體中，實現(xiàn)紗線強力的提高和條干均勻性的改善。薛文良等[11]基于對空心錠成紗通道內表面的刻槽處理，實現(xiàn)了纖維自捻變形，進而大大降低了氣流加捻過程中的落纖率，改善了紗線的條干均勻度。周雙喜[12]運用實驗的方法論證了自捻型空心錠結構參數(shù)的改變對成紗性能的影響；但是由于所做的研究分析在系統(tǒng)性方面還有待完善，且其處理方式也略欠缺合理性，因此，該自捻型空心錠對成紗性能的效果并不明顯。

基于現(xiàn)有的研究基礎，本文設計改良了自捻型空心錠槽體的結構參數(shù)，數(shù)值模擬了傳統(tǒng)型噴氣渦流紡和自捻型噴氣渦流紡噴嘴內部的流場分布特征，對比分析了自捻型空心錠槽體結構對噴嘴內流體分布的影響。通過樣紗試紡實驗，對比分析了傳統(tǒng)型噴氣渦流紡和自捻型噴氣渦流紡的成紗結構和成紗性能，進一步論證了自捻型噴氣渦流紡紗技術的合理性和可行性，以期能夠更深層次地探索自捻型噴氣渦流紡成紗機制，優(yōu)化噴氣渦流紡的紗線結構，提高噴氣渦流紡紗線的成紗性能。

1 空心錠結構對比

在噴氣渦流紡氣流加捻腔內，要實現(xiàn)自由端纖維在三維高速湍流流場作用下沿空心錠錐形曲面做滾動旋轉運動，需要在一定程度上增大纖維尾端與空心錠表面之間的動摩擦力。通過力學分析可得自由端纖維在空心錠表面運動過程中受到的摩擦力

f=FNμ+Aa

式中：FN為垂直于纖維軸線方向的壓力，N；μ為動摩擦因數(shù)；A為纖維與壁面接觸面積，mm2；a為與材料粗糙、軟硬程度相關的常數(shù)。

由于實驗設備的限制等相關性原因，本文結構對比研究參數(shù)實驗是基于吳江盛譯京奕有限公司提供的MVS861噴氣渦流紡紗設備。原裝空心錠頂端結構圖如圖1(a)所示。本文研究采用對空心錠外表面刻槽的方法，增加自由端纖維在其表面做旋轉運動時的接觸面積。受鐳射線加工設備以及空心錠頂端尺寸的限制，槽體區(qū)域為距離空心錠頂端1～5.25 mm范圍內，槽體走向與空心錠頂端錐形曲面上基線間的夾角在20°～90°范圍內，槽體數(shù)量在0～50范圍內。

圖1 噴嘴和空心錠結構對比圖Fig.1 Comparison chart of nozzle and hollow spindle structure. (a) Conventional nozzle and hollow spindle; (b) Self twist nozzle and hollow spindle

根據(jù)已有文獻[14]的分析結果，本文選擇較為具有代表性的空心錠槽體結構設計方案進行對比分析，槽體走向與空心錠錐頂母線之間夾角取30°，槽體數(shù)量為40，如圖1(b)所示。根據(jù)所建立的噴嘴和空心錠模型選取合適的坐標系，其中設定噴嘴入口橫截面的圓點為原點，然后過原點選取垂直于噴嘴入口橫截面的軸線為Z軸，選取位于噴嘴入口橫截面上，垂直于坐標Z軸的軸線為坐標X軸和坐標Y軸，且X軸、Y軸互相垂直。根據(jù)空心錠陶瓷材質的可加工類型，在實際加工過程中，采用激光鐳射線對空心錠進行刻槽加工處理。對比多次的激光處理效果，最終鐳射線細度規(guī)格采用0.03 mm，每道槽體需要用鐳射線重復處理25次，處理后槽體的寬度為0.08 mm，槽體深度約為0.08 mm。

2 噴嘴內部流場特征對比

2.1 模型建立

圖2為MVS861傳統(tǒng)型噴氣渦流紡噴嘴與空心錠的結構尺寸標注圖。自捻型噴氣渦流紡的模型除空心錠槽體結構外，其他結構參數(shù)均保持不變。通過三維激光掃描精確測量圖2中各數(shù)值：D1為4.30 mm，D2為1.15 mm，D3為1.45 mm，D4為5.15 mm，D5為3.70 mm，D6為9.95 mm，D7為12.70 mm，D8為16.05 mm，D9為0.55 mm，H1為1.80 mm，H2為5.20 mm，H3為5.95 mm，H4為3.60 mm，誤差為0.01 mm。

圖2 噴嘴和空心錠的尺寸標注圖Fig.2 Dimension diagram of nozzle and hollow spindle

2.2 網(wǎng)格劃分

經(jīng)過多次實驗調整，最終采用混合Tet網(wǎng)格和Hybrid網(wǎng)格類型，網(wǎng)格主體部分為四面體，在精細部位則使用六面體，網(wǎng)格尺寸為0.1 mm。網(wǎng)格劃分結束后，傳統(tǒng)型噴氣渦流紡噴嘴內部流場模型的網(wǎng)格數(shù)目為1 146 598個，自捻型噴氣渦流紡噴嘴內部流場模型的網(wǎng)格數(shù)目為1 186 798個。

2.3 邊界條件

流場模型邊界條件是在GAMBIT繪圖軟件網(wǎng)格劃分結束后設置的。本文指定噴嘴入口為壓力入口類型，指定4個噴孔出口為速度進口邊界。入口壓強為實際生產(chǎn)中的最佳值0.55 MPa。入口速度v0根據(jù)等焓流動原理[15]計算得出，v0=290 m/s。氣流出口設置為壓力出口。模型的壁面設置為固體壁面類型，初始速度為0。壁面網(wǎng)格屬性為無滑移絕熱壁面。噴嘴入口平面與空心錠子入口平面指定為對稱邊界。

2.4 數(shù)值求解

采用SIMPLE 計算方法，二階迎風格式。數(shù)值求解過程中運用5個計算節(jié)點，先將模型各個條件初始化，然后開始迭代計算求解，設置收斂精度是10-4。當計算求解達到收斂時，設置壓力入口與出口的質量變化為-3.978 066 6×10-12kg/s。當計算收斂后保存所需要的.cas和.dat格式文件。

2.5 靜壓分布對比

圖3示出X為零的截面上不同位置的氣壓分布?？梢钥闯?，自捻型噴氣渦流紡與傳統(tǒng)型噴氣渦流紡噴嘴內流場模擬結果相比，流場整體氣壓分布變化趨勢沒有明顯改變。這是由于自捻型空心錠外表面的槽體結構尺寸較整個流場區(qū)域比例比較小，故槽體結構對流場分布影響不大。

圖3 X=0截面上不同位置的氣壓分布Fig.3 Pressure distribution at different positions on X=0 cross-section. (a) Traditional jet vortex spinning; (b) Self twist jet vortex spinning

在Z=1.85 mm的位置處，自捻型噴氣渦流紡噴嘴內流場的負壓值明顯較傳統(tǒng)型噴氣渦流紡更低，而且該區(qū)域處于空心錠噴嘴外表面附近，界限明顯。造成這種現(xiàn)象的原因是由于自捻型空心錠槽體的存在，高速旋轉氣流在遇到槽體結構后，會進入到槽體內部造成短暫停滯，使氣壓降低。相比于傳統(tǒng)型噴氣渦流紡，自捻型噴氣渦流紡噴嘴內流場較低的負壓現(xiàn)象更有利于纖維須條被吸入到成紗通道，保證紡紗過程的順利進行，同時降低氣流加捻過程中的落纖率。此外，自捻型空心錠壁面槽體結構所產(chǎn)生的負壓效應可使自由端纖維貼伏空心錠壁面的作用效果更強，有利于自由端纖維在摩擦力矩的作用下產(chǎn)生自捻。

2.6 氣流速度分布對比

相比于傳統(tǒng)型噴氣渦流紡，自捻型噴氣渦流紡空心錠槽體尺寸相對流場模型較小，所以氣壓分布總體變化趨勢并沒有明顯的改變。為進一步分析自捻型空心錠槽體結構的存在對噴嘴內流場分布特征的影響，在氣流速度分布對比研究中，本文選擇了近壁面處3個具有代表性的位置進行分析，分別提取氣流切向速度、軸向速度、徑向速度的數(shù)值模擬變化曲線。圖4示出近壁面處不同位置的氣流速度分布。

A—自捻型空心錠距離壁面母線0.1 mm處位置；B—傳統(tǒng)型空心錠距離壁面母線0.1 mm處位置；C—自捻型空心錠槽體內幾何中心線位置。圖4 近壁面處不同位置的氣流速度分布Fig.4 Velocity distribution in different positions near wall. (a) Tangential velocity distribution; (b) Axial velocity distribution; (c) Radial velocity distribution

由圖4可得，自捻型噴氣渦流紡噴嘴內流場近壁面處的各速度分量都有所提高，這是由于氣流在槽體內產(chǎn)生短暫滯留，造成槽體附近的負壓更低，使氣流速度提高幅度較大。傳統(tǒng)型噴氣渦流紡噴嘴內流場近壁面處的氣流切向速度最大為135 m/s，而自捻型噴氣渦流紡噴嘴內流場近壁面處的氣流切向速度最大為270 m/s，槽體內氣流切向速度最大為240 m/s，軸向速度和徑向速度值也都出現(xiàn)一定幅度的提高，但整體速度變化規(guī)律一致。切向速度的增大有利于提高自由尾端纖維的加捻效率，在切向作用和摩擦力矩的作用下，自由端纖維更容易產(chǎn)生自捻。徑向速度的增大有利于纖維擴散，產(chǎn)生更多的邊緣纖維。軸向速度的提高更有利于纖維緊貼伏于空心錠錐形曲面運動。

3 紗線結構性能對比

3.1 基本實驗參數(shù)

樣紗試紡實驗是基于吳江盛澤京奕有限公司提供的MVS861噴氣渦流紡紗設備。實驗所紡紗線規(guī)格分別為19.4、14.5 dtex，紗線原料為粘膠纖維(蘭精公司生產(chǎn)，長度為38 mm，線密度為1.3 dtex)。紡紗技術為傳統(tǒng)型噴氣渦流紡紗技術和自捻型噴氣渦流紡紗技術。根據(jù)實驗方案，實驗過程中限定基本參數(shù)與測試儀器不變，結合紗線的品種和紡紗技術的改變，對比分析傳統(tǒng)型和自捻型噴氣渦流紡紗線結構、強力以及條干均勻度的變化。噴氣渦流紡紗工藝參數(shù)如表1所示。粗條定量為360 g/5 m，粗條回潮率為11%，粗條不勻率為≤2%。紡紗車間相對濕度為(65±3)%，溫度為(20±2)℃。

3.2 紗線結構對比分析

采用美國科視達公司研制的Hi-Scope 三維視頻顯微鏡[16]。選取一定長度的樣紗制作實驗標本，將樣紗兩端固定在觀察玻璃片上，保持樣紗上所觀察部位原本的結構形態(tài)不受破壞，分別對19.4、14.5 dtex樣紗實驗標本進行熱定型處理，處理溫度為135 ℃，處理氣體為飽和水蒸氣，處理時間為30 min。樣紗中粘膠纖維的化學結構受到熱定型處理后將發(fā)生變化，該變化是不可逆的，這樣經(jīng)過濕熱處理后的樣本紗線將發(fā)生永久性定型，使得樣紗紗線的結構形態(tài)可在觀察實驗過程中得到較好的保持。將19.4 dtex樣紗置于160倍放大鏡下觀察紗線外觀結構，結果如圖5所示。將紗線解捻，取出已經(jīng)熱定型的單根粘膠纖維，將其置于250倍放大鏡下觀察纖維的空間構象，結果如圖6所示。

表1 成紗工藝參數(shù)Tab.1 Process parameters

圖5 紗線外觀結構圖(×160)Fig.5 Yarn appearances(×160). (a) Conventional jet vortex spinning; (b) Self twist jet vortex spinning

圖6 紗線中纖維的空間構象圖(×250)Fig.6 Spatial conformations of fiber in yarn(×250). (a) Conventional jet vortex spinning; (b) Self twist jet vortex spinning

由圖5可得，自捻型噴氣渦流紡紗線結構與傳統(tǒng)型噴氣渦流紡紗線結構相比，外觀相似于環(huán)錠紡紗線的螺旋外觀結構形態(tài)。自捻型噴氣渦流紡紗線外表面結構包纏角大于傳統(tǒng)型噴氣渦流紡紗線，原因可能是自捻型噴氣渦流紡紗線成形過程中，纖維在空心錠錐形曲面上做旋轉運動，受到的摩擦阻力較大，降低了自由端纖維的運動速度，因此，在相同的紡紗速度下，包纏角較大。

由圖6可得，自捻型噴氣渦流紡紗線中單纖維的空間構象存在明顯的扭轉變形，即纖維自捻，由此可以證明本文所提出的自捻型噴氣渦流紡成紗技術的可行性，即通過激光刻槽加工處理的方式，提高自由端纖維與空心錠表面間的摩擦力，可實現(xiàn)自由端纖維發(fā)生自捻，并卷繞到紗線中去。

3.3 紗線強伸性能對比分析

紗線強伸性能采用YG061 型電子單紗強力儀[17]，按照GB/T 398—2008《棉本色紗線》進行測試。在紗線拉伸斷裂過程中，設置紗線拉伸斷裂強力測試預加張力取值為(0.5±0.1)cN/tex；每次取樣時，間隔的紗線距離長度為500 mm；實驗測試所用的樣紗為不同機位處紡制所得的6管筒子紗，實驗次數(shù)設置為每管筒子紗10次。測試結果見表2。

表2 紗線強伸性能對比Tab.2 Comparison of yarn tensile properties

由表2可得：對比19.4 dtex紗線強伸性能變化，自捻型噴氣渦流紡紗線的斷裂強力比傳統(tǒng)型噴氣渦流紡紗線提高約8%，斷裂伸長率提高約3%；對比14.5 dtex紗線強伸性能變化，自捻型噴氣渦流紡紗線的斷裂強力比傳統(tǒng)型噴氣渦流紡紗線提高約5%，斷裂伸長率提高約8%；此外，自捻型噴氣渦流紡紗線的斷裂伸長率和斷裂功有同樣的變化趨勢。由此可得，卷繞到紗體中的自捻纖維可以增大纖維之間的摩擦力和抱合力，進而提高紗線的強伸性能。紗線強伸性能實驗結果與理論分析結果是相一致的。

3.4 紗線條干性能對比分析

紗線條干性能采用CT200條干測試分析儀[18]，按照GB/T 9996.2—2008《棉及化纖純紡、混紡紗線外觀質量黑板檢驗方法》進行測試。根據(jù)紗線規(guī)格的不同，設置預加張力為(0.5±0.1)cN/tex，取樣時間間隔為1 min，測試速度為40 mm/min，實驗測試所用的樣紗為不同機位處紡制所得的6管筒子紗，實驗次數(shù)設置為每管筒子紗10次。測試結果如表3所示。

表3 紗線條干性能對比Tab.3 Comparison of yarn evenness performance

如表3所示，相比于傳統(tǒng)型噴氣渦流紡紗線條干均勻性，自捻型噴氣渦流紡紗線條干均勻性能參數(shù)，如條干均勻度變異系數(shù)、條干不勻率、細節(jié)、粗節(jié)和棉結數(shù)值均有所降低。自捻型噴氣渦流紡紗線條干均勻性能得到了明顯改善。這主要是因為成紗結構中的纖維自捻變形發(fā)生一定程度的彈性回復，纖維之間的相互纏覆對其產(chǎn)生阻礙，使得纖維結構更加緊實，降低了氣流加捻的落纖率，提高了紗線的條干均勻度。

4 結 論

對比分析了傳統(tǒng)噴氣渦流紡和自捻型噴氣渦流紡的空心錠結構、噴嘴內部流場分布特征和紗線結構性能，得到以下結論：

1)自捻型噴氣渦流紡空心錠表面槽體在一定程度上增大了纖維與空心錠表面的接觸面積，增大了纖維與空心錠表面的摩擦力，當其大于纖維的抗扭轉剛度時，纖維會發(fā)生自捻，并卷繞到紗線中。

2)自捻型噴氣渦流紡噴嘴內流場整體分布變化趨勢沒有明顯的改變，在Z=1.85 mm的位置處，自捻型噴氣渦流紡噴嘴內流場的負壓值明顯較傳統(tǒng)型噴氣渦流紡更低，而且該區(qū)域處于空心錠噴嘴外表面附近，界限明顯；近壁面處的各速度分量都有所提高。這是由于槽體尺寸的比例較小，不會對流場整體分布造成較大影響，同時氣流會進入到槽體間隙，發(fā)生短暫滯留，致使近槽體處的負壓下降，負壓更低使得氣流速度出現(xiàn)一定程度的提高。

3)自捻型噴氣渦流紡紗線外觀同環(huán)錠紗，包纏角略大于傳統(tǒng)型噴氣渦流紡紗線，自捻型噴氣渦流紡紗體中纖維具有自捻變形；相比于傳統(tǒng)型噴氣渦流紡成紗性能，自捻型噴氣渦流紡紗線斷裂強力和斷裂伸長率均有所提高，條干均勻度變異系數(shù)、條干不勻率、棉結和粗節(jié)數(shù)均有所減少，成紗性能得到明顯的改善。

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