折入孔位置对纯气动毛边折入装置流场的影响

刘宜胜， 包西平， 吴震宇

(浙江理工大学 机械与自动控制学院， 浙江 杭州 310018)

折入孔位置对纯气动毛边折入装置流场的影响

刘宜胜， 包西平， 吴震宇

(浙江理工大学 机械与自动控制学院， 浙江 杭州 310018)

为提高折边装置的折入效率，分析折入孔位置对折边装置流场的影响，建立纯气动毛边折入装置三维模型。通过改变折入孔位置，对其折入气流流场进行定常流动的数值模拟，对比有限元数值模拟和实测结果，分析了折入孔的设计位置对该装置折入效果的影响。得到较优的结构参数：上下两折入孔组间距为3 mm，各折入孔组中两折入孔间距为3 mm，上下两折入孔组与Y型导纱口底部间距为7.5 mm。结果表明：折入孔位置的改变主要影响几股平行射流间相互引射的作用，合理的结构参数能使射流间的局部旋涡区减小，保证射流的稳定性，从而影响纬纱末端折入梭口的效果。

纯气动毛边折入装置； 折入孔位置； 气流流场； 数值模拟

无梭织机占据世界织机市场的主流，剑杆织机、喷气织机、片梭织机等无梭织机由于引纬机构的结构特点，在织造过程中布边均为毛边，不能像有梭织机一样形成自然纬纱折入布边。为实现织物的光边要求，在有些无梭织机上添置了机械式毛边折入装置或气动与机械混合式毛边折入装置[1]，但随高速织机的发展，此类折边装置因机械部分在高速运转下不稳定、机构易损坏和所能实现折入的毛边长度过长等因素已不能适应高速的需求；而纯气动毛边折入装置能很好地解决以上几点因素，近几年得到了极大地推广。折入孔位置对该装置流场影响分析也成为流体动力型纺织机械基础研究领域新的难题。

为提高纯气动毛边折入装置的折入效果和无梭织机生产效率，比利时必佳乐(PICANOL)公司[2]在2012年研发出可使用连续钢筘的纯气动毛边折入装置，新装置的一个主要优势是异形钢筘可连续穿过整个幅宽。可使用连续钢筘意味着当织物幅宽变化时，不需将昂贵的异形钢筘切成织物宽度即可继续织造，在保证毛边折入质量的同时不仅节省了工作时间，还大大减少了昂贵的异形钢筘储备量，减少公司运营成本。郭岭岭等[3-4]通过在ZAX9100型喷气织机上运用纯气动毛边折入装置进行实验研究，得出了纯气动毛边折入装置在喷气织机上的使用要点并给定了握持孔、斜吹孔和折入孔的空气压力参考范围，握持孔空气压力为0.16～0.18 MPa，斜吹孔和折入孔空气压力为0.25 MPa(相对压力，以下均为相对压力)。其中握持孔空气压力应尽量小，折入孔空气压力可适当增大。杨鑫忠等[5]设计了用于帘子布边喷气织机布边处理装置，其设计为通过电磁阀控制压缩气流的开与闭的纯气动折入边装置，且采用了微电脑控制各开关阀技术，可根据需要在微电脑操作面板上设定折入装置的开关角度，操作方便、简单。该毛边折入装置能较好地将12～15 mm长度的纬纱纱头折入织口内达到光边效果。他们虽然进一步优化设计了纯气动折入边装置结构，提出了在喷气织机上的使用要点，并给定了各工作气压数值的参考范围，但是都并未对折入孔位置对纯气动毛边折入装置流场的影响进行分析，为纯气动折入边装置的设计优化提供理论与技术支持。

本文使用三维建模软件UG和有限元分析软件ANSYS14.0，建立纯气动毛边折入装置模型，通过改变折入孔的位置，对其气流场进行定常流动的数值模拟，并结合有限元数值模拟结果中的速度云图和实测试验的结果，分析折入孔的设计位置对纯气动毛边折入装置折入效果的影响，为进一步提高纯气动毛边折入装置的折入效果和无梭织机生产效率提供一定的理论依据。

图1 折入孔位置参数示意图Fig.1 Illustration of geometrical parameters of folding jet orifice

1 折边装置结构及其工作原理

纯气动毛边折入装置包含握持孔、斜吹孔、上折入孔组、下折入孔组和Y型导纱口。折入孔位置参数示意图如图1所示。

上下两折入孔组间距f，其取值分别为2.5、3、3.5 mm；各折入孔组中两折入孔间距e，其取值分别为2.5、3和3.5 mm；上下两折入孔组与Y型导纱口底部间距d，其取值分别为6.5、7.5、8.5 mm。

工作原理如下：在无梭织机开始织造前预先通过调压阀调好各气路的压缩气流压力；织机开始引纬后，在布幅引纬侧，在剪刀剪断纬纱时相应的电磁阀开启，上握持孔喷射气流将毛边吹入下握持孔中；当织机运转到一定角度时该电磁阀关闭，同时控制其他流道的2个电磁阀开启，吹向Y型导纱口前侧开口方向的斜吹气流和直指梭口的折入气流协同作用将纬纱末头吹入梭口，随后来引入的纬纱一起打入织口，完成一次折边织造；布幅另一侧，在织机探纬器探测到打入的纬纱时相应的电磁阀开启，上握持孔喷射的气流将毛边吹入下握持孔中；当织机运转到一定角度时该电磁阀关闭，同时控制其他流道的2个电磁阀同时开启，吹向Y型导纱口前侧开口方向的斜吹气流和直指梭口的折入气流协同作用将纬纱末头吹入梭口，随后来引入的纬纱一起打入织口，完成一次折边织造。如此往复即可形成光边效果。

2 研究过程

2.1 计算几何模型和网格划分

由于纱端握持阶段的气流在纱端折入阶段已经关闭，而纱端斜吹和纱端折入是同时进行的，且纱线直径比纯气动毛边折入装置中的握持孔、斜吹孔、折入孔和Y型导纱口的尺寸都小得多，对流场的影响可忽略不计，故本文研究假设流场中没有握持孔流场，只有斜吹孔和折入孔所喷射气流协同作用产生的流场，同时假设流场中没有纱线，简化了计算过程。

图2示出纯气动毛边折入装置的数值模拟流道计算域。郭玲玲等[3-4]在ZAX9100型喷气织机上用纯气动毛边折入装置进行试验时设定纱端斜吹孔和纱端折入孔空气压力为0.25 MPa，且研究表明折入压力可适当增大。为便于比较，本文研究在数值模拟和实测试验中的纱端斜吹孔和纱端折入孔压力分别设定为0.25和0.35 MPa,工作温度为19.85 ℃。

图2 三维计算域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

对纯气动毛边折入装置内部流道进行网格划分时由于其结构的特殊性，将其分成上握持孔流道、斜吹孔流道和折入孔流道3部分并对其进行非结构型网格划分；对纯气动毛边折入装置外部的流道进行结构型网格划分,见图2。以上下两折入孔组间距f=3 mm，各折入孔组中两折入孔间距e=3 mm，上下两折入孔组与Y型导纱口底部间距d=7.5 mm的纯气动毛边折入装置模型为例：握持孔流道网格数为75 817，斜吹孔流道网格数为78 227，折入孔流道网格数为52 696，纯气动毛边折入装置外部流道网格总数为2 507 227。

2.2 数值模拟

在Fluent数值模拟时，由于纯气动毛边折入装置内部都是小直径管道，故采用三维双精度求解器[6]。选用RNG k-ε湍流模型对纯气动毛边折入装置进行非定常计算，RNG k-ε湍流模型考虑到了湍流漩涡，提高了计算精度[7]。由于气流在纯气动毛边折入装置内属于高速流动，几乎不和外界进行热交换，故该气流可假设为绝热流[8-9]。斜吹孔和折入孔入口条件设置为压力入口，各出口边界条件设置为环境大气。由于纱端斜吹通孔和纱端折入通孔孔径相对很小，所以在流道中会达到超临界状态[10]。通过对数值模拟与后期的实测试验的对比分析，采用该方法数值模拟纯气动毛边折入装置的气流场分布具有较高的准确度，且与实测结果基本吻合。

2.3 试验准备

由于条件所限,搭建了一个具有塑料薄片布幅梭口模拟装置的简易试验平台模拟纯气动毛边折入装置对单根纬纱末端的折入。装置示意图如图3所示。从空压机出来的压缩空气进入储气罐，然后经过3个流道分别通过调压阀和电磁阀进入纯气动毛边折入装置。其中电磁阀的开与闭由欧姆龙CP1H系列PLC控制。每次试验之前，通过调压阀分别将纯气动毛边折入装置中握持孔入口压力设定为0.18 MPa、斜吹孔入口压力为0.25 MPa和折入孔的入口压力为0.35 MPa，最后待流量稳定后进行试验。

图3 试验装置示意图Fig.3 Illustration of test equipments

3 结果与分析

3.1 数值模拟结果与分析

3.1.1 上下两折入孔组间距对流场的影响

在保证纯气动毛边折入装置的斜吹孔入口压力0.25 MPa、折入孔入口压力0.35 MPa、各折入孔组中两折入孔间距e=3 mm和上下两折入孔组与Y型导纱口底部间距d=7.5 mm不变的情况下，通过改变上下两折入孔组间距f来对比分析不同上下两折入孔组间距对纯气动毛边折入装置流场的影响。

图4示出xz平面上不同f的纯气动毛边折入装置在上下两折入孔组中间截面(y=15 mm)的气流速度分布云图和yz平面上不同f的纯气动毛边折入装置在同一折入孔组的中间截面(x=17 mm)的气流速度分布云图。

注：图中所标数字代表该区域速度值：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。 图4 不同上下两折入孔组间距f下的气流速度分布云图(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)

由于斜吹孔喷嘴口和折入孔喷嘴口所喷射的射流的雷诺数远大于30，且射流的喷射速度为超音速，故xz平面上从纱端斜吹孔喷嘴口和纱端折入孔喷嘴口所喷射的气流均为超音速紊流射流。由图4可看到，每种工况下在上下两折入孔组喷嘴口附近的射流速度有明显的减小过程，其原因可能是折入孔喷嘴管内出现的正激波损失了部分动能从而引起速度的明显降低。然后在上下两折入孔组喷嘴口附近的射流速度又有一个明显的先增后减的过程，在本文试验中由于4个平行超音速紊流射流的相互作用其加速过程尤为明显。施红辉等[11]在其研究中观察到了超音速射流在离开喷嘴之后，射流速度先增后减的过程。Painthong等[12]也观察到了此现象并解释了射流速度变小是由于空气阻力的影响，但是射流为什么会在喷嘴口附近被加速，现在还未有报道。由于平行射流组间在相互引射的作用下，会使得射流间形成较强烈的局部漩涡区，破坏射流的稳定性，从而影响纯气动毛边折入装置对纬纱末端的折入效果。

由图4可看到，当f=2.5 mm时，xz平面(y=15 mm)上在这几股平行超音速紊流射流相互引射的作用下，上下两折入孔组喷嘴口附近虽然没有形成明显的局部漩涡区，但在yz平面(x=17 mm)上从上下两折入孔组附近的流场速度云图来看，相对高速的流场区域太小，不利于纬纱末端折入。当f=3.5 mm时，上下两折入孔组附近在xz平面和yz平面上都出现了明显的局部漩涡区，导致气流紊乱使气流失去稳定的方向，无法达到使纬纱末端平稳折入的要求。而当f=3 mm时，xz平面上在这几股平行超音速紊流射流相互引射的作用下在上下两折入孔组喷嘴口附近既没有形成明显的局部漩涡区，在yz平面上从上下两折入孔组附近的流场速度云图来看，相对高速的流场区域大小也能较好地满足纬纱末端平稳折入梭口的要求。

3.1.2 折入孔组中两折入孔间距对流场的影响

在保证纯气动毛边折入装置的斜吹孔入口压力为0.25 MPa、折入孔入口压力为0.35 MPa、上下两折入孔组间距f=3 mm和上下两折入孔组与Y型导纱口底部间距d=7.5 mm不变的情况下，通过改变各折入孔组中两折入孔间距e，来对比分析各折入孔组中不同的两折入孔间距对纯气动毛边折入装置流场的影响。

图5示出xz平面上不同e的纯气动毛边折入装置在上下两折入孔组中间截面的气流速度分布云图和yz平面上不同e的纯气动毛边折入装置在同一折入孔组的中间截面的气流速度分布云图。

由图5可看到，当e=2.5 mm和e=3.5 mm时，在这几股平行超音速紊流射流相互引射的作用下，在上下两折入孔组附近在xz平面和yz平面上都出现了明显的局部漩涡区，其中e=3.5 mm尤为明显，导致气流紊乱使气流失去稳定的方向，无法达到使纬纱末端平稳折入的要求。而当e=3 mm时xz平面上在这几股平行超音速紊流射流相互引射的作用下，在上下两折入孔组喷嘴口附近既没有形成明显的局部旋涡区，在yz平面上从上下两折入孔组附近的流场速度云图来看，相对高速的流场区域也能较好地满足气动毛边折入装置将纬纱末端平稳折入梭口的要求。

3.1.3 与Y型导纱口底部间距对流场的影响

在保证纯气动毛边折入装置的斜吹孔入口压力0.25 MPa和折入孔入口压力0.35 MPa、上下两折入孔组间距f=3 mm和各折入孔组中两折入孔间距e=3 mm不变的情况下，通过改变上下两折入孔组与Y型导纱口底部间距d，来对比分析不同上下两折入孔组与Y型导纱口底部间距对纯气动毛边折入装置流场的影响。

图6示出xz平面上不同d的纯气动毛边折入装置在上下两折入孔组中间截面的气流速度分布云图和yz平面上不同d的纯气动毛边折入装置在同一折入孔组的中间截面的气流速度分布云图。

注：图中所标数字代表该区域速度值：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。 图5 折入孔组中不同两折入孔间距e下的气流速度分布云图(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：图中所标数字代表该区域速度值：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。 图6 Y型导纱口底部间距不同d下的气流速度v分布云图(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)

由图6可看到，当d=6.5 mm时，xz平面在这几股平行超音速紊流射流相互引射的作用下，在上下两折入孔组附近在xz平面和yz平面上都出现了明显的局部漩涡区，导致气流紊乱使气流失去稳定的方向，无法达到使纬纱末端平稳折入的要求。当d=8.5 mm时，在这几股平行超音速紊流射流相互引射的作用下在上下两折入孔组喷嘴口附近虽然没有形成明显的局部旋涡区，但在yz平面上从上下两折入孔组附近的流场速度云图来看，相对高速的流场区域太小不利于纬纱末端折入。而当d=7.5 mm时，在这几股平行超音速紊流射流相互引射的作用下，在上下两折入孔组喷嘴口附近既没有形成明显的局部旋涡区，在yz平面上从上下两折入孔组附近的流场速度云图来看相对高速的流场区域也能较好的满足气动毛边折入装置将纬纱末端平稳折入梭口的要求。

3.1.4 数值模拟结果分析

折入孔位置参数的变化主要通过影响斜吹孔喷嘴喷射的超音速紊流射流和折入孔喷嘴喷射的几股超音速紊流射流相互引射作用后流场的稳定性来影响纯气动毛边折入装置的纬纱末端折入效果。f过大、e过大或过小和d过小都会增强几股平行超音速紊流射流相互引射的作用，破坏流场的稳定性，而f过小或d过大则会导致上下两折入孔组附近相对高速的流场区域太小，不利于纬纱末端的折入。3.2 实测试验结果与分析

在实测试验中保证纯气动毛边折入装置的纱端斜吹孔入口压力为0.25 MPa、纱端折入孔入口压力为0.35 MPa。通过依次改变上下两折入孔组间距f、各折入孔组中两折入孔间距e和上下两折入孔组与Y型导纱口底部间距d，来对比分析不同折入孔位置对纯气动毛边折入装置流场的影响。在实测试验中，在其他工况条件下折入效果都不是很理想，当f过大、e过大或过小和d过小时纬纱末端都会剧烈抖动，不能平稳地折入梭口中，而f过小或d过大时，纬纱末端基本不能被折入孔所喷射的气流引入梭口。通过多次试验得出，当上下两折入孔组间距f=3 mm、各折入孔组中两折入孔间距e=3 mm和上下两折入孔组与Y型导纱口底部间距d=7.5 mm时，纯气动毛边折入装置能较好地实现纬纱末端的折入。

综上所述，对比分析数值模拟和实测试验结果可知，数值模拟结果能合理地解释其他工况条件下纬纱末端不能被折入梭口的原因，且模拟结果和实验结果比较吻合。

4 结 论

本文通过数值模拟考察了折入孔位置对纯气动毛边折入装置流场的影响，得到结果如下：1)折入孔位置的改变主要影响几股平行射流组间相互引射的作用，合理的结构参数能使射流间的局部漩涡区减小，保证射流的稳定性，从而影响纯气动毛边折入装置的纬纱末端折入效果；2)通过与实测结果的对比可得出合理的折入孔结构参数为：上下两折入孔组间距f=3 mm，各折入孔组中两折入孔间距e=3 mm，上下两折入孔组与Y型导纱口底部间距d=7.5 mm。

FZXB

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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

国家自然科学基金项目(51205362，51275482)；浙江省自然科学基金项目(LQ12E05017)

刘宜胜(1979—)，男，副教授，博士。主要研究方向为智能纺织装备。E-mail：lysleo@zstu.edu.cn。

TS 183.92

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