劉宜勝， 包西平， 吳震宇

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

折入孔位置對(duì)純氣動(dòng)毛邊折入裝置流場(chǎng)的影響

劉宜勝， 包西平， 吳震宇

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

為提高折邊裝置的折入效率，分析折入孔位置對(duì)折邊裝置流場(chǎng)的影響，建立純氣動(dòng)毛邊折入裝置三維模型。通過改變折入孔位置，對(duì)其折入氣流流場(chǎng)進(jìn)行定常流動(dòng)的數(shù)值模擬，對(duì)比有限元數(shù)值模擬和實(shí)測(cè)結(jié)果，分析了折入孔的設(shè)計(jì)位置對(duì)該裝置折入效果的影響。得到較優(yōu)的結(jié)構(gòu)參數(shù)：上下兩折入孔組間距為3 mm，各折入孔組中兩折入孔間距為3 mm，上下兩折入孔組與Y型導(dǎo)紗口底部間距為7.5 mm。結(jié)果表明：折入孔位置的改變主要影響幾股平行射流間相互引射的作用，合理的結(jié)構(gòu)參數(shù)能使射流間的局部旋渦區(qū)減小，保證射流的穩(wěn)定性，從而影響緯紗末端折入梭口的效果。

純氣動(dòng)毛邊折入裝置； 折入孔位置； 氣流流場(chǎng)； 數(shù)值模擬

無梭織機(jī)占據(jù)世界織機(jī)市場(chǎng)的主流，劍桿織機(jī)、噴氣織機(jī)、片梭織機(jī)等無梭織機(jī)由于引緯機(jī)構(gòu)的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，在織造過程中布邊均為毛邊，不能像有梭織機(jī)一樣形成自然緯紗折入布邊。為實(shí)現(xiàn)織物的光邊要求，在有些無梭織機(jī)上添置了機(jī)械式毛邊折入裝置或氣動(dòng)與機(jī)械混合式毛邊折入裝置[1]，但隨高速織機(jī)的發(fā)展，此類折邊裝置因機(jī)械部分在高速運(yùn)轉(zhuǎn)下不穩(wěn)定、機(jī)構(gòu)易損壞和所能實(shí)現(xiàn)折入的毛邊長(zhǎng)度過長(zhǎng)等因素已不能適應(yīng)高速的需求；而純氣動(dòng)毛邊折入裝置能很好地解決以上幾點(diǎn)因素，近幾年得到了極大地推廣。折入孔位置對(duì)該裝置流場(chǎng)影響分析也成為流體動(dòng)力型紡織機(jī)械基礎(chǔ)研究領(lǐng)域新的難題。

為提高純氣動(dòng)毛邊折入裝置的折入效果和無梭織機(jī)生產(chǎn)效率，比利時(shí)必佳樂(PICANOL)公司[2]在2012年研發(fā)出可使用連續(xù)鋼筘的純氣動(dòng)毛邊折入裝置，新裝置的一個(gè)主要優(yōu)勢(shì)是異形鋼筘可連續(xù)穿過整個(gè)幅寬。可使用連續(xù)鋼筘意味著當(dāng)織物幅寬變化時(shí)，不需將昂貴的異形鋼筘切成織物寬度即可繼續(xù)織造，在保證毛邊折入質(zhì)量的同時(shí)不僅節(jié)省了工作時(shí)間，還大大減少了昂貴的異形鋼筘儲(chǔ)備量，減少公司運(yùn)營成本。郭嶺嶺等[3-4]通過在ZAX9100型噴氣織機(jī)上運(yùn)用純氣動(dòng)毛邊折入裝置進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，得出了純氣動(dòng)毛邊折入裝置在噴氣織機(jī)上的使用要點(diǎn)并給定了握持孔、斜吹孔和折入孔的空氣壓力參考范圍，握持孔空氣壓力為0.16～0.18 MPa，斜吹孔和折入孔空氣壓力為0.25 MPa(相對(duì)壓力，以下均為相對(duì)壓力)。其中握持孔空氣壓力應(yīng)盡量小，折入孔空氣壓力可適當(dāng)增大。楊鑫忠等[5]設(shè)計(jì)了用于簾子布邊噴氣織機(jī)布邊處理裝置，其設(shè)計(jì)為通過電磁閥控制壓縮氣流的開與閉的純氣動(dòng)折入邊裝置，且采用了微電腦控制各開關(guān)閥技術(shù)，可根據(jù)需要在微電腦操作面板上設(shè)定折入裝置的開關(guān)角度，操作方便、簡(jiǎn)單。該毛邊折入裝置能較好地將12～15 mm長(zhǎng)度的緯紗紗頭折入織口內(nèi)達(dá)到光邊效果。他們雖然進(jìn)一步優(yōu)化設(shè)計(jì)了純氣動(dòng)折入邊裝置結(jié)構(gòu)，提出了在噴氣織機(jī)上的使用要點(diǎn)，并給定了各工作氣壓數(shù)值的參考范圍，但是都并未對(duì)折入孔位置對(duì)純氣動(dòng)毛邊折入裝置流場(chǎng)的影響進(jìn)行分析，為純氣動(dòng)折入邊裝置的設(shè)計(jì)優(yōu)化提供理論與技術(shù)支持。

本文使用三維建模軟件UG和有限元分析軟件ANSYS14.0，建立純氣動(dòng)毛邊折入裝置模型，通過改變折入孔的位置，對(duì)其氣流場(chǎng)進(jìn)行定常流動(dòng)的數(shù)值模擬，并結(jié)合有限元數(shù)值模擬結(jié)果中的速度云圖和實(shí)測(cè)試驗(yàn)的結(jié)果，分析折入孔的設(shè)計(jì)位置對(duì)純氣動(dòng)毛邊折入裝置折入效果的影響，為進(jìn)一步提高純氣動(dòng)毛邊折入裝置的折入效果和無梭織機(jī)生產(chǎn)效率提供一定的理論依據(jù)。

圖1 折入孔位置參數(shù)示意圖Fig.1 Illustration of geometrical parameters of folding jet orifice

1 折邊裝置結(jié)構(gòu)及其工作原理

純氣動(dòng)毛邊折入裝置包含握持孔、斜吹孔、上折入孔組、下折入孔組和Y型導(dǎo)紗口。折入孔位置參數(shù)示意圖如圖1所示。

上下兩折入孔組間距f，其取值分別為2.5、3、3.5 mm；各折入孔組中兩折入孔間距e，其取值分別為2.5、3和3.5 mm；上下兩折入孔組與Y型導(dǎo)紗口底部間距d，其取值分別為6.5、7.5、8.5 mm。

工作原理如下：在無梭織機(jī)開始織造前預(yù)先通過調(diào)壓閥調(diào)好各氣路的壓縮氣流壓力；織機(jī)開始引緯后，在布幅引緯側(cè)，在剪刀剪斷緯紗時(shí)相應(yīng)的電磁閥開啟，上握持孔噴射氣流將毛邊吹入下握持孔中；當(dāng)織機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)到一定角度時(shí)該電磁閥關(guān)閉，同時(shí)控制其他流道的2個(gè)電磁閥開啟，吹向Y型導(dǎo)紗口前側(cè)開口方向的斜吹氣流和直指梭口的折入氣流協(xié)同作用將緯紗末頭吹入梭口，隨后來引入的緯紗一起打入織口，完成一次折邊織造；布幅另一側(cè)，在織機(jī)探緯器探測(cè)到打入的緯紗時(shí)相應(yīng)的電磁閥開啟，上握持孔噴射的氣流將毛邊吹入下握持孔中；當(dāng)織機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)到一定角度時(shí)該電磁閥關(guān)閉，同時(shí)控制其他流道的2個(gè)電磁閥同時(shí)開啟，吹向Y型導(dǎo)紗口前側(cè)開口方向的斜吹氣流和直指梭口的折入氣流協(xié)同作用將緯紗末頭吹入梭口，隨后來引入的緯紗一起打入織口，完成一次折邊織造。如此往復(fù)即可形成光邊效果。

2 研究過程

2.1 計(jì)算幾何模型和網(wǎng)格劃分

由于紗端握持階段的氣流在紗端折入階段已經(jīng)關(guān)閉，而紗端斜吹和紗端折入是同時(shí)進(jìn)行的，且紗線直徑比純氣動(dòng)毛邊折入裝置中的握持孔、斜吹孔、折入孔和Y型導(dǎo)紗口的尺寸都小得多，對(duì)流場(chǎng)的影響可忽略不計(jì)，故本文研究假設(shè)流場(chǎng)中沒有握持孔流場(chǎng)，只有斜吹孔和折入孔所噴射氣流協(xié)同作用產(chǎn)生的流場(chǎng)，同時(shí)假設(shè)流場(chǎng)中沒有紗線，簡(jiǎn)化了計(jì)算過程。

圖2示出純氣動(dòng)毛邊折入裝置的數(shù)值模擬流道計(jì)算域。郭玲玲等[3-4]在ZAX9100型噴氣織機(jī)上用純氣動(dòng)毛邊折入裝置進(jìn)行試驗(yàn)時(shí)設(shè)定紗端斜吹孔和紗端折入孔空氣壓力為0.25 MPa，且研究表明折入壓力可適當(dāng)增大。為便于比較，本文研究在數(shù)值模擬和實(shí)測(cè)試驗(yàn)中的紗端斜吹孔和紗端折入孔壓力分別設(shè)定為0.25和0.35 MPa,工作溫度為19.85 ℃。

圖2 三維計(jì)算域Fig.2 Three-dimensional computation domain. (a)Flow field of the pure pneumatic tucker; (b)Inside flow field of the pure pneumatic tucker; (c)Flow field of local region in and near folding jet orifice

對(duì)純氣動(dòng)毛邊折入裝置內(nèi)部流道進(jìn)行網(wǎng)格劃分時(shí)由于其結(jié)構(gòu)的特殊性，將其分成上握持孔流道、斜吹孔流道和折入孔流道3部分并對(duì)其進(jìn)行非結(jié)構(gòu)型網(wǎng)格劃分；對(duì)純氣動(dòng)毛邊折入裝置外部的流道進(jìn)行結(jié)構(gòu)型網(wǎng)格劃分,見圖2。以上下兩折入孔組間距f=3 mm，各折入孔組中兩折入孔間距e=3 mm，上下兩折入孔組與Y型導(dǎo)紗口底部間距d=7.5 mm的純氣動(dòng)毛邊折入裝置模型為例：握持孔流道網(wǎng)格數(shù)為75 817，斜吹孔流道網(wǎng)格數(shù)為78 227，折入孔流道網(wǎng)格數(shù)為52 696，純氣動(dòng)毛邊折入裝置外部流道網(wǎng)格總數(shù)為2 507 227。

2.2 數(shù)值模擬

在Fluent數(shù)值模擬時(shí)，由于純氣動(dòng)毛邊折入裝置內(nèi)部都是小直徑管道，故采用三維雙精度求解器[6]。選用RNG k-ε湍流模型對(duì)純氣動(dòng)毛邊折入裝置進(jìn)行非定常計(jì)算，RNG k-ε湍流模型考慮到了湍流漩渦，提高了計(jì)算精度[7]。由于氣流在純氣動(dòng)毛邊折入裝置內(nèi)屬于高速流動(dòng)，幾乎不和外界進(jìn)行熱交換，故該氣流可假設(shè)為絕熱流[8-9]。斜吹孔和折入孔入口條件設(shè)置為壓力入口，各出口邊界條件設(shè)置為環(huán)境大氣。由于紗端斜吹通孔和紗端折入通孔孔徑相對(duì)很小，所以在流道中會(huì)達(dá)到超臨界狀態(tài)[10]。通過對(duì)數(shù)值模擬與后期的實(shí)測(cè)試驗(yàn)的對(duì)比分析，采用該方法數(shù)值模擬純氣動(dòng)毛邊折入裝置的氣流場(chǎng)分布具有較高的準(zhǔn)確度，且與實(shí)測(cè)結(jié)果基本吻合。

2.3 試驗(yàn)準(zhǔn)備

由于條件所限,搭建了一個(gè)具有塑料薄片布幅梭口模擬裝置的簡(jiǎn)易試驗(yàn)平臺(tái)模擬純氣動(dòng)毛邊折入裝置對(duì)單根緯紗末端的折入。裝置示意圖如圖3所示。從空壓機(jī)出來的壓縮空氣進(jìn)入儲(chǔ)氣罐，然后經(jīng)過3個(gè)流道分別通過調(diào)壓閥和電磁閥進(jìn)入純氣動(dòng)毛邊折入裝置。其中電磁閥的開與閉由歐姆龍CP1H系列PLC控制。每次試驗(yàn)之前，通過調(diào)壓閥分別將純氣動(dòng)毛邊折入裝置中握持孔入口壓力設(shè)定為0.18 MPa、斜吹孔入口壓力為0.25 MPa和折入孔的入口壓力為0.35 MPa，最后待流量穩(wěn)定后進(jìn)行試驗(yàn)。

圖3 試驗(yàn)裝置示意圖Fig.3 Illustration of test equipments

3 結(jié)果與分析

3.1 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

3.1.1 上下兩折入孔組間距對(duì)流場(chǎng)的影響

在保證純氣動(dòng)毛邊折入裝置的斜吹孔入口壓力0.25 MPa、折入孔入口壓力0.35 MPa、各折入孔組中兩折入孔間距e=3 mm和上下兩折入孔組與Y型導(dǎo)紗口底部間距d=7.5 mm不變的情況下，通過改變上下兩折入孔組間距f來對(duì)比分析不同上下兩折入孔組間距對(duì)純氣動(dòng)毛邊折入裝置流場(chǎng)的影響。

圖4示出xz平面上不同f的純氣動(dòng)毛邊折入裝置在上下兩折入孔組中間截面(y=15 mm)的氣流速度分布云圖和yz平面上不同f的純氣動(dòng)毛邊折入裝置在同一折入孔組的中間截面(x=17 mm)的氣流速度分布云圖。

注：圖中所標(biāo)數(shù)字代表該區(qū)域速度值：1—0 m/s； 2—200 m/s； 3—400 m/s； 4—600 m/s； 5—1 000 m/s； 6—1 200 m/s； 7—14 000 m/s； 8—1 600 m/s； 9—18 000 m/s； 10—2 000 m/s。 圖4 不同上下兩折入孔組間距f下的氣流速度分布云圖(e=3 mm,d=7.5 mm)Fig.4 Contours of air velocity at different spacing of two groups of flolding jet orifices f (e=3 mm,d=7.5 mm)

由于斜吹孔噴嘴口和折入孔噴嘴口所噴射的射流的雷諾數(shù)遠(yuǎn)大于30，且射流的噴射速度為超音速，故xz平面上從紗端斜吹孔噴嘴口和紗端折入孔噴嘴口所噴射的氣流均為超音速紊流射流。由圖4可看到，每種工況下在上下兩折入孔組噴嘴口附近的射流速度有明顯的減小過程，其原因可能是折入孔噴嘴管內(nèi)出現(xiàn)的正激波損失了部分動(dòng)能從而引起速度的明顯降低。然后在上下兩折入孔組噴嘴口附近的射流速度又有一個(gè)明顯的先增后減的過程，在本文試驗(yàn)中由于4個(gè)平行超音速紊流射流的相互作用其加速過程尤為明顯。施紅輝等[11]在其研究中觀察到了超音速射流在離開噴嘴之后，射流速度先增后減的過程。Painthong等[12]也觀察到了此現(xiàn)象并解釋了射流速度變小是由于空氣阻力的影響，但是射流為什么會(huì)在噴嘴口附近被加速，現(xiàn)在還未有報(bào)道。由于平行射流組間在相互引射的作用下，會(huì)使得射流間形成較強(qiáng)烈的局部漩渦區(qū)，破壞射流的穩(wěn)定性，從而影響純氣動(dòng)毛邊折入裝置對(duì)緯紗末端的折入效果。

由圖4可看到，當(dāng)f=2.5 mm時(shí)，xz平面(y=15 mm)上在這幾股平行超音速紊流射流相互引射的作用下，上下兩折入孔組噴嘴口附近雖然沒有形成明顯的局部漩渦區(qū)，但在yz平面(x=17 mm)上從上下兩折入孔組附近的流場(chǎng)速度云圖來看，相對(duì)高速的流場(chǎng)區(qū)域太小，不利于緯紗末端折入。當(dāng)f=3.5 mm時(shí)，上下兩折入孔組附近在xz平面和yz平面上都出現(xiàn)了明顯的局部漩渦區(qū)，導(dǎo)致氣流紊亂使氣流失去穩(wěn)定的方向，無法達(dá)到使緯紗末端平穩(wěn)折入的要求。而當(dāng)f=3 mm時(shí)，xz平面上在這幾股平行超音速紊流射流相互引射的作用下在上下兩折入孔組噴嘴口附近既沒有形成明顯的局部漩渦區(qū)，在yz平面上從上下兩折入孔組附近的流場(chǎng)速度云圖來看，相對(duì)高速的流場(chǎng)區(qū)域大小也能較好地滿足緯紗末端平穩(wěn)折入梭口的要求。

3.1.2 折入孔組中兩折入孔間距對(duì)流場(chǎng)的影響

在保證純氣動(dòng)毛邊折入裝置的斜吹孔入口壓力為0.25 MPa、折入孔入口壓力為0.35 MPa、上下兩折入孔組間距f=3 mm和上下兩折入孔組與Y型導(dǎo)紗口底部間距d=7.5 mm不變的情況下，通過改變各折入孔組中兩折入孔間距e，來對(duì)比分析各折入孔組中不同的兩折入孔間距對(duì)純氣動(dòng)毛邊折入裝置流場(chǎng)的影響。

圖5示出xz平面上不同e的純氣動(dòng)毛邊折入裝置在上下兩折入孔組中間截面的氣流速度分布云圖和yz平面上不同e的純氣動(dòng)毛邊折入裝置在同一折入孔組的中間截面的氣流速度分布云圖。

由圖5可看到，當(dāng)e=2.5 mm和e=3.5 mm時(shí)，在這幾股平行超音速紊流射流相互引射的作用下，在上下兩折入孔組附近在xz平面和yz平面上都出現(xiàn)了明顯的局部漩渦區(qū)，其中e=3.5 mm尤為明顯，導(dǎo)致氣流紊亂使氣流失去穩(wěn)定的方向，無法達(dá)到使緯紗末端平穩(wěn)折入的要求。而當(dāng)e=3 mm時(shí)xz平面上在這幾股平行超音速紊流射流相互引射的作用下，在上下兩折入孔組噴嘴口附近既沒有形成明顯的局部旋渦區(qū)，在yz平面上從上下兩折入孔組附近的流場(chǎng)速度云圖來看，相對(duì)高速的流場(chǎng)區(qū)域也能較好地滿足氣動(dòng)毛邊折入裝置將緯紗末端平穩(wěn)折入梭口的要求。

3.1.3 與Y型導(dǎo)紗口底部間距對(duì)流場(chǎng)的影響

在保證純氣動(dòng)毛邊折入裝置的斜吹孔入口壓力0.25 MPa和折入孔入口壓力0.35 MPa、上下兩折入孔組間距f=3 mm和各折入孔組中兩折入孔間距e=3 mm不變的情況下，通過改變上下兩折入孔組與Y型導(dǎo)紗口底部間距d，來對(duì)比分析不同上下兩折入孔組與Y型導(dǎo)紗口底部間距對(duì)純氣動(dòng)毛邊折入裝置流場(chǎng)的影響。

圖6示出xz平面上不同d的純氣動(dòng)毛邊折入裝置在上下兩折入孔組中間截面的氣流速度分布云圖和yz平面上不同d的純氣動(dòng)毛邊折入裝置在同一折入孔組的中間截面的氣流速度分布云圖。

注：圖中所標(biāo)數(shù)字代表該區(qū)域速度值：1—0 m/s； 2—200 m/s； 3—400 m/s； 4—600 m/s； 5—1 000 m/s； 6—1 200 m/s； 7—14 000 m/s； 8—1 600 m/s； 9—18 000 m/s； 10—2 000 m/s。 圖5 折入孔組中不同兩折入孔間距e下的氣流速度分布云圖(f=3 mm,d=7.5 mm)Fig.5 Contours of air velocity at different spacing of folding jet orifices in each group e (f=3 mm,d=7.5 mm)

注：圖中所標(biāo)數(shù)字代表該區(qū)域速度值：1—0 m/s； 2—200 m/s； 3—400 m/s； 4—600 m/s； 5—1 000 m/s； 6—1 200 m/s； 7—14 000 m/s； 8—1 600 m/s； 9—18 000 m/s； 10—2 000 m/s。 圖6 Y型導(dǎo)紗口底部間距不同d下的氣流速度v分布云圖(f=3 mm,e=3 mm)Fig.6 Contours of air velocity at different spacing of each group of folding jet orifices between bottom of Y type yarn guiding port d (f=3 mm,e=3 mm)

由圖6可看到，當(dāng)d=6.5 mm時(shí)，xz平面在這幾股平行超音速紊流射流相互引射的作用下，在上下兩折入孔組附近在xz平面和yz平面上都出現(xiàn)了明顯的局部漩渦區(qū)，導(dǎo)致氣流紊亂使氣流失去穩(wěn)定的方向，無法達(dá)到使緯紗末端平穩(wěn)折入的要求。當(dāng)d=8.5 mm時(shí)，在這幾股平行超音速紊流射流相互引射的作用下在上下兩折入孔組噴嘴口附近雖然沒有形成明顯的局部旋渦區(qū)，但在yz平面上從上下兩折入孔組附近的流場(chǎng)速度云圖來看，相對(duì)高速的流場(chǎng)區(qū)域太小不利于緯紗末端折入。而當(dāng)d=7.5 mm時(shí)，在這幾股平行超音速紊流射流相互引射的作用下，在上下兩折入孔組噴嘴口附近既沒有形成明顯的局部旋渦區(qū)，在yz平面上從上下兩折入孔組附近的流場(chǎng)速度云圖來看相對(duì)高速的流場(chǎng)區(qū)域也能較好的滿足氣動(dòng)毛邊折入裝置將緯紗末端平穩(wěn)折入梭口的要求。

3.1.4 數(shù)值模擬結(jié)果分析

折入孔位置參數(shù)的變化主要通過影響斜吹孔噴嘴噴射的超音速紊流射流和折入孔噴嘴噴射的幾股超音速紊流射流相互引射作用后流場(chǎng)的穩(wěn)定性來影響純氣動(dòng)毛邊折入裝置的緯紗末端折入效果。f過大、e過大或過小和d過小都會(huì)增強(qiáng)幾股平行超音速紊流射流相互引射的作用，破壞流場(chǎng)的穩(wěn)定性，而f過小或d過大則會(huì)導(dǎo)致上下兩折入孔組附近相對(duì)高速的流場(chǎng)區(qū)域太小，不利于緯紗末端的折入。3.2 實(shí)測(cè)試驗(yàn)結(jié)果與分析

在實(shí)測(cè)試驗(yàn)中保證純氣動(dòng)毛邊折入裝置的紗端斜吹孔入口壓力為0.25 MPa、紗端折入孔入口壓力為0.35 MPa。通過依次改變上下兩折入孔組間距f、各折入孔組中兩折入孔間距e和上下兩折入孔組與Y型導(dǎo)紗口底部間距d，來對(duì)比分析不同折入孔位置對(duì)純氣動(dòng)毛邊折入裝置流場(chǎng)的影響。在實(shí)測(cè)試驗(yàn)中，在其他工況條件下折入效果都不是很理想，當(dāng)f過大、e過大或過小和d過小時(shí)緯紗末端都會(huì)劇烈抖動(dòng)，不能平穩(wěn)地折入梭口中，而f過小或d過大時(shí)，緯紗末端基本不能被折入孔所噴射的氣流引入梭口。通過多次試驗(yàn)得出，當(dāng)上下兩折入孔組間距f=3 mm、各折入孔組中兩折入孔間距e=3 mm和上下兩折入孔組與Y型導(dǎo)紗口底部間距d=7.5 mm時(shí)，純氣動(dòng)毛邊折入裝置能較好地實(shí)現(xiàn)緯紗末端的折入。

綜上所述，對(duì)比分析數(shù)值模擬和實(shí)測(cè)試驗(yàn)結(jié)果可知，數(shù)值模擬結(jié)果能合理地解釋其他工況條件下緯紗末端不能被折入梭口的原因，且模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果比較吻合。

4 結(jié) 論

本文通過數(shù)值模擬考察了折入孔位置對(duì)純氣動(dòng)毛邊折入裝置流場(chǎng)的影響，得到結(jié)果如下：1)折入孔位置的改變主要影響幾股平行射流組間相互引射的作用，合理的結(jié)構(gòu)參數(shù)能使射流間的局部漩渦區(qū)減小，保證射流的穩(wěn)定性，從而影響純氣動(dòng)毛邊折入裝置的緯紗末端折入效果；2)通過與實(shí)測(cè)結(jié)果的對(duì)比可得出合理的折入孔結(jié)構(gòu)參數(shù)為：上下兩折入孔組間距f=3 mm，各折入孔組中兩折入孔間距e=3 mm，上下兩折入孔組與Y型導(dǎo)紗口底部間距d=7.5 mm。

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Influence of folding jet orifice position on air flow characteristics in pure pneumatic tucker

LIU Yisheng, BAO Xiping, WU Zhenyu

(FacultyofMechanicalEngineeringandAutomation,ZhejiangSci-TechUniversity,Hangzhou,Zhejiang310018,China)

In order to improve the folding efficiency of a tucker and solve the problem on the analysis of the influence of the folding jet orifice position on air flow characteristics a 3-D model of the pure pneumatic tucker was established, by changing the position of the folding jet orifice, the numerical simulation of steady flow was performed to simulate the folding air flow field. By comparing the results of numerical simulation and those of test, the influence of the folding jet orifice position on the efficiency of this device was analyzed. The optimal parameters are obtained as follows: the spacing of the two groups of folding jet orificesfof 3 mm, the spacing of the folding jet orifices in each groupeof 3 mm, the spacing of each group of folding jet orifices and the bottom of the Y type yarn guiding portdof 7.5 mm. The results show that: the change of the position of the folding jet orifice mainly influences the interaction of the several parallel jet-flows, and the optimal parameters can decrease the vortices between the jet-flows and ensure the stability of the jet-flow to influence the effect of the weft folded into the shed.

pure pneumatic tucker; folding jet orifice position; air flow field; numerical simulation

10.13475/j.fzxb.20150402708

2015-04-06

2015-06-30

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51205362，51275482)；浙江省自然科學(xué)基金項(xiàng)目(LQ12E05017)

劉宜勝(1979—)，男，副教授，博士。主要研究方向?yàn)橹悄芗徔椦b備。E-mail：lysleo@zstu.edu.cn。

TS 183.92

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