史倩倩， 王 姜， 張玉澤， 林惠婷， 汪 軍,3

(1. 東華大學 紡織學院， 上海 201620； 2. 泉州師范學院 紡織與服裝學院，福建 泉州 362000； 3. 東華大學 紡織面料技術教育部重點實驗室， 上海 201620)

轉杯紡[1]是一種利用氣流來驅動纖維進而加捻成紗的紡紗技術，其憑借生產(chǎn)流程短、成本低、產(chǎn)量高以及自動化程度高等優(yōu)勢發(fā)展成為目前應用面較為廣泛的新型紡紗技術之一[2-4]。氣流作為轉杯紡紗中纖維輸送的媒介，其對纖維形態(tài)以及纖維運動的影響至關重要，基于此，相關學者借助流體力學對轉杯紡紗器中的氣流特征進行了研究。Kong等[5]通過建立轉杯紡輸纖通道的二維計算模型模擬了輸纖通道中的氣流特征，發(fā)現(xiàn)氣流特征隨輸纖通道幾何結構以及分梳輥轉速的改變而變化，從而影響纖維的形態(tài)。Yang等[6]對輸纖通道和旋轉轉杯中的三維氣流特征進行模擬發(fā)現(xiàn)，旋轉轉杯中會生成渦流，且氣流速度在滑移面上會降低，同時在滑移面上以及轉杯凝聚槽上分布有高壓區(qū)。

轉杯紡紗機在正常工作時，其紡紗器中的氣流場主要由2種作用機制控制，即氣泵的抽氣機制和轉杯的旋轉機制。正是基于這2個作用機制在轉杯紡紗器中才能形成合適的氣流場，從而實現(xiàn)纖維的輸送、轉移和凝聚。目前已有關于這2種作用機制對轉杯紡紗器中氣流場影響的研究：Xiao等[7]研究了轉杯速度對氣流的影響，發(fā)現(xiàn)氣流特征會隨轉杯速度的改變而變化；Lin等[8-9]發(fā)現(xiàn)較低的轉杯速度會在杯中產(chǎn)生較多的渦流，而較高的轉杯速度則會造成較多的紗線斷裂，且對轉杯出口壓力的研究表明適當降低轉杯出口壓力有利于紗線的成形。上述研究雖已探索了轉杯出口壓力和轉杯旋轉速度對轉杯紡紗器中氣流場的影響，但并未探索抽氣機制和旋轉機制對轉杯紡紗器中氣流場形成的作用。

基于轉杯紡紗器工作時所需的2種外界作用機制，本文設計了3種工況，并借助計算流體動力學方法對3種工況下轉杯紡紗器中的流體域進行數(shù)值模擬，從而分析轉杯紡紗器中氣流場的形成機制，為后續(xù)轉杯紡紡紗參數(shù)的設計和優(yōu)化提供理論參考。

1 工況設計

圖1示出抽氣式轉杯紡紗器示意圖。實際工作時，轉杯紡紗器的抽氣孔會連接氣泵，從而將紡紗器中的空氣抽出，而轉杯中的氣體也會由杯口出氣口流出，同時新的氣體會由輸纖通道入口和引紗通道入口補入，從而實現(xiàn)紡紗器中氣體的持續(xù)流動。與此同時，轉杯在軸承和電機的帶動下高速旋轉，從而形成轉杯紡紗器中特定的氣流場以及加捻環(huán)境。

圖1 轉杯紡紗器示意圖Fig.1 Schematic diagram of rotor spinning unit

由上述轉杯紡紗器工作機制可知，轉杯紡紗器在工作時主要受2種外界作用機制控制：一是氣泵的抽氣機制，其會在轉杯口產(chǎn)生抽氣作用從而將轉杯內部氣體抽出；另一個是旋轉機制，即在軸承和電動機帶動下轉杯會高速旋轉。為探索這2種外界作用機制對轉杯紡紗器氣流場形成的作用，本文設計了3種工況，如表1所示。其中工況1和3中的氣泵工況功率相同，且轉杯出口負壓是利用電子負壓表在對應的實際工況下測量得出。

表1 工況設計Tab.1 Operating conditions design

2 模型建立與數(shù)值求解

2.1 模型建立

圖2示出轉杯紡紗器計算域的幾何模型圖。圖中轉杯出口高度h為2 mm，引紗通道直徑d1為 3 mm， 轉杯直徑D為54 mm，滑移角θ為68°，其余結構參數(shù)：H1為16 mm；H2為11 mm；d2為10 mm。

圖2 計算域幾何模型圖Fig.2 Dimensions of computational domain

2.2 控制方程

轉杯紡紗器中的氣流流動可視為不產(chǎn)生熱交換且不可壓縮的黏性湍流流動[5, 8, 10]，故該系統(tǒng)的控制方程僅需考慮質量守恒方程(1)和動量守恒方程(2)， 具體表述如下：

div(ρu)=0,

(1)

(2)

式中：div表示散度運算；ρ為氣流密度，kg/m3；u為氣流速度矢量，m/s；ui為u在xi方向上的分量，m/s；t為時間，s;μ為空氣動力黏度，Pa·s；grad表示梯度運算；p為氣流靜壓，Pa；Si為xi方向上的廣義源項?？紤]到轉杯紡紗器中的湍流流動雷諾數(shù)較大，本文中采用Realizablek-ε模型[11]來進行湍流的數(shù)值運算，并在近壁面處采用壁面函數(shù)進行處理。

2.3 網(wǎng)格劃分和網(wǎng)格獨立性驗證

本文通過ICEM CFD 15.0對計算域幾何模型進行網(wǎng)格劃分，采用非結構化四面體單元，并對計算域中流體變化較大的區(qū)域進行網(wǎng)格細化。網(wǎng)格劃分對數(shù)值計算精度和計算效率也有影響。為消除該影響，本文劃分了3種網(wǎng)格，網(wǎng)格單元分別為833 936(網(wǎng)格1)， 1 180 164(網(wǎng)格2)， 1 640 370(網(wǎng)格3)，并進行了網(wǎng)格獨立性檢驗，其結果如圖3所示。由圖可知，基于這3種網(wǎng)格得到的速度分布規(guī)律及數(shù)值較為接近，綜合考慮計算精度和計算效率，本文采用網(wǎng)格2進一步模擬計算，所劃分的計算域網(wǎng)格如圖4所示。

圖3 3種網(wǎng)格的獨立性驗證Fig.3 Mesh independency test for three different grid schemes: velocity magnitude. (a) Along X-axis at y=10 mm; (b) Along Y-axis in direction of center axis of transfer channel

圖4 計算域網(wǎng)格劃分及邊界條件示意圖Fig.4 Meshed model and boundary conditions of computational domain

2.4 邊界條件和數(shù)值求解

因轉杯紡紗器在工作時由分梳輥向輸纖通道輸送纖維，在該過程中氣流亦由分梳輥流入，故將輸纖通道入口設為速度入口邊界，3種工況下該入口速度分別為27.50、3.90、28.10 m/s。因引紗通道口與外界大氣相通，故引紗通道口設為壓力入口，其值為標準大氣壓(1.01×105Pa)。由上述內容可知，轉杯出口處的間隙即為壓力出口，3種工況下該值與表1相同，并且計算域模型中的固體壁面均采用無滑移邊界條件，工況2和3中的轉杯壁面為旋轉壁面，旋轉速度即為轉杯轉速。

本文基于計算流體動力學軟件Fluent用有限體積法來求解控制方程，并用商業(yè)CFD軟件ANSYS 15.0 運行模擬，采用SIMPLE計算方法以及二階迎風格式求解守恒方程。

3 結果與討論

3.1 氣流場速度分布

圖5為3種工況下轉杯紡紗器中的氣流場速度矢量分布圖。由圖可看出，在工況1(只抽不轉)中，氣流進入輸纖通道后不斷加速，最大速度出現(xiàn)在輸纖通道出口處，之后氣流繼續(xù)沿輸纖通道方向前進，并直接與轉杯壁面發(fā)生碰撞，且碰撞后，氣流自碰撞壁面處一分為二，分別以順時針和逆時針方向沿轉杯壁面繼續(xù)流動，但在流動過程中速度不斷降低。在工況2(只轉不抽)中，氣流進入輸纖通道后并無大幅度加速，由輸纖通道出口出來的氣流先是沿轉杯旋轉方向流動，并不斷加速，在到達轉杯壁面時速度達到最大，且轉杯壁面外徑越大處的速度值越大。同時在轉杯高速旋轉產(chǎn)生的離心力以及氣流和壁面的摩擦力作用下，越靠近轉杯壁面的氣流流動越明顯且氣流速度越大。而靠近轉杯中心軸的氣流較少且氣流速度較低，而在工況3(既抽又轉)中，氣流在輸纖通道中的流動特征同工況1相同，即氣流一進入輸纖通道后就開始不斷加速，從而實現(xiàn)對纖維的輸送，同時在輸纖通道出口處速度達到最大值。由輸纖通道流出后，氣流并未與轉杯壁面直接發(fā)生碰撞，而是沿轉杯旋轉方向向轉杯壁面流動，且該處氣流并沒有產(chǎn)生分支。此氣流流動特征有利于纖維向轉杯滑移面的轉移以及纖維的有序排列。同時在轉杯高速旋轉產(chǎn)生的離心力以及氣流和壁面的摩擦力作用下，氣流有向壁面流動的趨勢，該特征有利于懸浮在轉杯中的纖維向轉杯滑移面轉移并向凝聚槽集聚。

圖5 3種工況下氣流場速度矢量分布圖Fig.5 Velocity vector distribution of airflow field in master view (a) and bottom view (b)

由上述3種工況下氣流速度矢量的分布特征可看出，工況3的輸纖通道中氣流流動特征主要由轉杯口的抽氣作用決定，但其氣流最高速度(160 m/s) 大于抽氣作用機制單獨運作時的氣流最高速度(149 m/s)， 說明工況3的最大氣流速度是由轉杯口的抽氣作用和轉杯高速旋轉作用疊加產(chǎn)生的。出輸纖通道后，氣流沿轉杯旋轉方向流動也表明該處的氣流流動明顯受到轉杯的旋轉作用的影響。綜上可以看出，轉杯紡紗器在正常工作時其內部氣流場速度分布特征是由這2種外界作用機制共同決定的。

3.2 氣流場靜壓分布

圖6示出3種工況下轉杯紡紗器中的氣流場靜壓分布圖。由圖可知，工況1中的轉杯內負壓環(huán)境相對較為均勻，但在輸纖通道出口所對的轉杯壁面上出現(xiàn)明顯的局部高壓區(qū)，這是由于在轉杯出口抽氣作用下，氣流與轉杯壁面發(fā)生碰撞而形成的。工況2中的氣壓分布明顯與工況1不同，轉杯內部的氣壓幾乎成均勻環(huán)狀分布，未在轉杯壁面上形成明顯的局部高壓區(qū)，說明由輸纖通道進入轉杯的氣流未與轉杯壁面發(fā)生碰撞，且氣流由轉杯出口均勻流出。工況3的氣壓分布特征同工況1相似，但輸纖通道出口所對轉杯壁面上的局部高壓區(qū)梯度相較工況1中的局部高壓區(qū)梯度偏少，說明工況3中氣流與轉杯壁面的碰撞相較工況1中的碰撞作用偏弱，與上述該處氣流沿轉杯旋轉方向流向壁面相符；工況3中的最大負壓絕對值為13 300 Pa，大于工況1中的最大負壓絕對值12 200 Pa，說明工況3中的氣壓分布也受轉杯旋轉機制的作用。

為進一步了解3種工況下轉杯內部靜壓分布情況，本文對y=10 mm處X軸上的靜壓值進行了提取和分析，結果如圖7所示。可看出，工況3所對應X軸上的壓力值分布趨勢同工況1中相應的壓力值分布趨勢相似，而工況2中的壓力絕對值明顯小于另2種工況，說明由轉杯旋轉機制產(chǎn)生的負壓較小，但工況3中的壓力絕對值基本均大于工況1中的對應值，再次表明工況3中的氣壓分布也受轉杯旋轉機制的疊加作用。

圖6 3種工況下氣流場靜壓分布圖Fig.6 Air pressure distribution of airflow field in case 1(a), case 2 (b) and case 3 (c)

圖7 3種工況下y=10 mm處X軸上氣壓分布Fig.7 Air pressure distribution of airflow field along X at y=10 mm in 3 cases

4 結 論

本文通過數(shù)值模擬的方法對3種工況下轉杯紡紗器的氣流場速度分布和壓力分布特征進行了分析，探究了轉杯紡紗器中抽氣機制和旋轉機制對紡紗器中氣流場形成的作用。得出如下結論：

1)轉杯紡紗器在正常工作時的氣流場是在其抽氣機制和旋轉機制共同作用下形成的。在轉杯口的抽氣作用主導下，氣流自輸纖通道流入后不斷加速，在輸纖通道出口處速度值最大。隨后在轉杯的旋轉作用下，氣流順轉杯旋轉方向流向轉杯壁面。轉杯中的負壓環(huán)境整體分布較為均勻，但在輸纖通道出口所對的轉杯滑移面上存在局部高壓區(qū)。

2)轉杯口的抽氣作用為纖維在紡紗器中的輸送提供了必要的氣流速度和負壓條件，轉杯的旋轉作用為纖維向轉杯滑移面的順利轉移和纖維在滑移面上的有序排列以及向凝聚槽的凝聚提供了保障。