折入孔位置對純氣動毛邊折入裝置流場的影響

劉宜勝， 包西平， 吳震宇

(浙江理工大學 機械與自動控制學院， 浙江 杭州 310018)

折入孔位置對純氣動毛邊折入裝置流場的影響

劉宜勝， 包西平， 吳震宇

(浙江理工大學 機械與自動控制學院， 浙江 杭州 310018)

為提高折邊裝置的折入效率，分析折入孔位置對折邊裝置流場的影響，建立純氣動毛邊折入裝置三維模型。通過改變折入孔位置，對其折入氣流流場進行定常流動的數(shù)值模擬，對比有限元數(shù)值模擬和實測結果，分析了折入孔的設計位置對該裝置折入效果的影響。得到較優(yōu)的結構參數(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型導紗口底部間距為7.5 mm。結果表明：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，合理的結構參數(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。

純氣動毛邊折入裝置； 折入孔位置； 氣流流場； 數(shù)值模擬

無梭織機占據(jù)世界織機市場的主流，劍桿織機、噴氣織機、片梭織機等無梭織機由于引緯機構的結構特點，在織造過程中布邊均為毛邊，不能像有梭織機一樣形成自然緯紗折入布邊。為實現(xiàn)織物的光邊要求，在有些無梭織機上添置了機械式毛邊折入裝置或氣動與機械混合式毛邊折入裝置[1]，但隨高速織機的發(fā)展，此類折邊裝置因機械部分在高速運轉下不穩(wěn)定、機構易損壞和所能實現(xiàn)折入的毛邊長度過長等因素已不能適應高速的需求；而純氣動毛邊折入裝置能很好地解決以上幾點因素，近幾年得到了極大地推廣。折入孔位置對該裝置流場影響分析也成為流體動力型紡織機械基礎研究領域新的難題。

為提高純氣動毛邊折入裝置的折入效果和無梭織機生產效率，比利時必佳樂(PICANOL)公司[2]在2012年研發(fā)出可使用連續(xù)鋼筘的純氣動毛邊折入裝置，新裝置的一個主要優(yōu)勢是異形鋼筘可連續(xù)穿過整個幅寬?？墒褂眠B續(xù)鋼筘意味著當織物幅寬變化時，不需將昂貴的異形鋼筘切成織物寬度即可繼續(xù)織造，在保證毛邊折入質量的同時不僅節(jié)省了工作時間，還大大減少了昂貴的異形鋼筘儲備量，減少公司運營成本。郭嶺嶺等[3-4]通過在ZAX9100型噴氣織機上運用純氣動毛邊折入裝置進行實驗研究，得出了純氣動毛邊折入裝置在噴氣織機上的使用要點并給定了握持孔、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(相對壓力，以下均為相對壓力)。其中握持孔空氣壓力應盡量小，折入孔空氣壓力可適當增大。楊鑫忠等[5]設計了用于簾子布邊噴氣織機布邊處理裝置，其設計為通過電磁閥控制壓縮氣流的開與閉的純氣動折入邊裝置，且采用了微電腦控制各開關閥技術，可根據(jù)需要在微電腦操作面板上設定折入裝置的開關角度，操作方便、簡單。該毛邊折入裝置能較好地將12～15 mm長度的緯紗紗頭折入織口內達到光邊效果。他們雖然進一步優(yōu)化設計了純氣動折入邊裝置結構，提出了在噴氣織機上的使用要點，并給定了各工作氣壓數(shù)值的參考范圍，但是都并未對折入孔位置對純氣動毛邊折入裝置流場的影響進行分析，為純氣動折入邊裝置的設計優(yōu)化提供理論與技術支持。

本文使用三維建模軟件UG和有限元分析軟件ANSYS14.0，建立純氣動毛邊折入裝置模型，通過改變折入孔的位置，對其氣流場進行定常流動的數(shù)值模擬，并結合有限元數(shù)值模擬結果中的速度云圖和實測試驗的結果，分析折入孔的設計位置對純氣動毛邊折入裝置折入效果的影響，為進一步提高純氣動毛邊折入裝置的折入效果和無梭織機生產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 折邊裝置結構及其工作原理

純氣動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：在無梭織機開始織造前預先通過調壓閥調好各氣路的壓縮氣流壓力；織機開始引緯后，在布幅引緯側，在剪刀剪斷緯紗時相應的電磁閥開啟，上握持孔噴射氣流將毛邊吹入下握持孔中；當織機運轉到一定角度時該電磁閥關閉，同時控制其他流道的2個電磁閥開啟，吹向Y型導紗口前側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，在織機探緯器探測到打入的緯紗時相應的電磁閥開啟，上握持孔噴射的氣流將毛邊吹入下握持孔中；當織機運轉到一定角度時該電磁閥關閉，同時控制其他流道的2個電磁閥同時開啟，吹向Y型導紗口前側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。如此往復即可形成光邊效果。

2 研究過程

2.1 計算幾何模型和網(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)關閉，而紗端斜吹和紗端折入是同時進行的，且紗線直徑比純氣動毛邊折入裝置中的握持孔、斜吹孔、折入孔和Y型導紗口的尺寸都小得多，對流場的影響可忽略不計，故本文研究假設流場中沒有握持孔流場，只有斜吹孔和折入孔所噴射氣流協(xié)同作用產生的流場，同時假設流場中沒有紗線，簡化了計算過程。

圖2示出純氣動毛邊折入裝置的數(shù)值模擬流道計算域。郭玲玲等[3-4]在ZAX9100型噴氣織機上用純氣動毛邊折入裝置進行試驗時設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增大。為便于比較，本文研究在數(shù)值模擬和實測試驗中的紗端斜吹孔和紗端折入孔壓力分別設定為0.25和0.35 MPa,工作溫度為19.85 ℃。

圖2 三維計算域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

對純氣動毛邊折入裝置內部流道進行網(wǎng)格劃分時由于其結構的特殊性，將其分成上握持孔流道、斜吹孔流道和折入孔流道3部分并對其進行非結構型網(wǎng)格劃分；對純氣動毛邊折入裝置外部的流道進行結構型網(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型導紗口底部間距d=7.5 mm的純氣動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，由于純氣動毛邊折入裝置內部都是小直徑管道，故采用三維雙精度求解器[6]。選用RNG k-ε湍流模型對純氣動毛邊折入裝置進行非定常計算，RNG k-ε湍流模型考慮到了湍流漩渦，提高了計算精度[7]。由于氣流在純氣動毛邊折入裝置內屬于高速流動，幾乎不和外界進行熱交換，故該氣流可假設為絕熱流[8-9]。斜吹孔和折入孔入口條件設置為壓力入口，各出口邊界條件設置為環(huán)境大氣。由于紗端斜吹通孔和紗端折入通孔孔徑相對很小，所以在流道中會達到超臨界狀態(tài)[10]。通過對數(shù)值模擬與后期的實測試驗的對比分析，采用該方法數(shù)值模擬純氣動毛邊折入裝置的氣流場分布具有較高的準確度，且與實測結果基本吻合。

2.3 試驗準備

由于條件所限,搭建了一個具有塑料薄片布幅梭口模擬裝置的簡易試驗平臺模擬純氣動毛邊折入裝置對單根緯紗末端的折入。裝置示意圖如圖3所示。從空壓機出來的壓縮空氣進入儲氣罐，然后經(jīng)過3個流道分別通過調壓閥和電磁閥進入純氣動毛邊折入裝置。其中電磁閥的開與閉由歐姆龍CP1H系列PLC控制。每次試驗之前，通過調壓閥分別將純氣動毛邊折入裝置中握持孔入口壓力設定為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)定后進行試驗。

圖3 試驗裝置示意圖Fig.3 Illustration of test equipments

3 結果與分析

3.1 數(shù)值模擬結果與分析

3.1.1 上下兩折入孔組間距對流場的影響

在保證純氣動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來對比分析不同上下兩折入孔組間距對純氣動毛邊折入裝置流場的影響。

圖4示出xz平面上不同f的純氣動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出現(xiàn)的正激波損失了部分動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明顯的先增后減的過程，在本文試驗中由于4個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，但是射流為什么會在噴嘴口附近被加速，現(xiàn)在還未有報道。由于平行射流組間在相互引射的作用下，會使得射流間形成較強烈的局部漩渦區(qū)，破壞射流的穩(wěn)定性，從而影響純氣動毛邊折入裝置對緯紗末端的折入效果。

由圖4可看到，當f=2.5 mm時，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速度云圖來看，相對高速的流場區(qū)域太小，不利于緯紗末端折入。當f=3.5 mm時，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)，導致氣流紊亂使氣流失去穩(wěn)定的方向，無法達到使緯紗末端平穩(wěn)折入的要求。而當f=3 mm時，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速度云圖來看，相對高速的流場區(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流場的影響

在保證純氣動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，來對比分析各折入孔組中不同的兩折入孔間距對純氣動毛邊折入裝置流場的影響。

圖5示出xz平面上不同e的純氣動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e=2.5 mm和e=3.5 mm時，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，導致氣流紊亂使氣流失去穩(wěn)定的方向，無法達到使緯紗末端平穩(wěn)折入的要求。而當e=3 mm時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速度云圖來看，相對高速的流場區(qū)域也能較好地滿足氣動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型導紗口底部間距對流場的影響

在保證純氣動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型導紗口底部間距d，來對比分析不同上下兩折入孔組與Y型導紗口底部間距對純氣動毛邊折入裝置流場的影響。

圖6示出xz平面上不同d的純氣動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d=6.5 mm時，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)，導致氣流紊亂使氣流失去穩(wěn)定的方向，無法達到使緯紗末端平穩(wěn)折入的要求。當d=8.5 mm時，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速度云圖來看，相對高速的流場區(qū)域太小不利于緯紗末端折入。而當d=7.5 mm時，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速度云圖來看相對高速的流場區(qū)域也能較好的滿足氣動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的穩(wěn)定性來影響純氣動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過小都會增強幾股平行超音速紊流射流相互引射的作用，破壞流場的穩(wěn)定性，而f過小或d過大則會導致上下兩折入孔組附近相對高速的流場區(qū)域太小，不利于緯紗末端的折入。3.2 實測試驗結果與分析

在實測試驗中保證純氣動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型導紗口底部間距d，來對比分析不同折入孔位置對純氣動毛邊折入裝置流場的影響。在實測試驗中，在其他工況條件下折入效果都不是很理想，當f過大、e過大或過小和d過小時緯紗末端都會劇烈抖動，不能平穩(wěn)地折入梭口中，而f過小或d過大時，緯紗末端基本不能被折入孔所噴射的氣流引入梭口。通過多次試驗得出，當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型導紗口底部間距d=7.5 mm時，純氣動毛邊折入裝置能較好地實現(xiàn)緯紗末端的折入。

綜上所述，對比分析數(shù)值模擬和實測試驗結果可知，數(shù)值模擬結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，且模擬結果和實驗結果比較吻合。

4 結 論

本文通過數(shù)值模擬考察了折入孔位置對純氣動毛邊折入裝置流場的影響，得到結果如下：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，合理的結構參數(shù)能使射流間的局部漩渦區(qū)減小，保證射流的穩(wěn)定性，從而影響純氣動毛邊折入裝置的緯紗末端折入效果；2)通過與實測結果的對比可得出合理的折入孔結構參數(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型導紗口底部間距d=7.5 mm。

FZXB

[ 1] 蔡永東. 現(xiàn)代機織技術[M]. 上海：東華大學出版社, 2014: 190-191. CAI Yongdong. Modern Weaving Technology [M]. Shanghai: Donghua University Press, 2014: 190-191.

[ 2] 趙敬. Picannol輪胎簾子布織機可使用連續(xù)鋼筘的噴氣折入邊裝置[J]. 國際紡織導報,2012(4): 20-21. ZHAO Jing. Picanol: airtuckers with continuous reeds for tire cord weaving machines[J]. Melliand China, 2012(4): 20-21.

[ 3] 郭嶺嶺, 李國強, 朱銀慧, 等. 噴氣織機生產高密光邊織物[J].國際紡織導報,2014 (2): 31-34. GUO Lingling, LI Guoqiang, ZHU Yinhui, et al. High-density and smooth-edge fabric produced[J]. Melliand China, 2014(2): 31-34.

[ 4] 郭嶺嶺, 宋秋霞, 潘建軍. 氣動式無針折邊裝置在噴氣織機上的使用要點[J].棉紡織技術,2013 (8): 64. GUO Lingling, SONG Qiuxia, PAN Jianjun. The main points of using airtuckers in air jet loom[J]. Cotton Textile Technology, 2013(8): 64.

[ 5] 楊鑫忠, 梁文波, 吉學齊, 等. 簾子布噴氣織機布邊處理裝置：中國, 202576 781 [P]. 2012-08-01. YANG Xinzhong, LIANG Wenbo, JI Xueqi, et al. The tucker for cord weaving machines:China, 202576781 [P]. 2012-08-01.

[ 6] 張惠, 康士廷. FLUENT 14流場分析自學手冊[M]. 北京：人民郵電出版社, 2014: 55-57. ZHANG Hui, KANG Shiting. The Manual of Self-study for FLUENT 14 [M]. Beijing: Post & Telecom Press, 2014: 55-57.

[ 7] 韓占忠. FLUENT流體工程仿真實例與分析[M].北京：北京理工大學出版社,2009: 1-27. HAN Zhanzhong. FLUENT Fluid Engineering Simulation Examples and Analysis[M]. Beijing: Beijing Institute of Technology Press, 2009: 1-27.

[ 8] LI Y, IEMOTO Y, TANOUE S, et al. Numerical simulation of airflow characteristics in air suction gun [J]. J Tex Eng, 2010, 56(4): 97-106.

[ 9] LI Y, IEMOTO Y, TANOUE S, et al. Numerical simulation of the geomertrical effects on the airflow characteristics of an air suction gun [J]. J Tex Eng, 2010, 56(6): 163-172.

[10] FINNEMORE E J, FRANZINI J B. Fluid Mechanics with Engineering Applications [M]. 10th ed. New York: McGraw-Hill Companies, Inc, 2003: 591-601.

[11] 施紅輝, 羅喜勝. 可壓縮和高速多相流動[M].合肥：中國科學技術大學出版社,2014: 40-43. SHI Honghui, LUO Xisheng. Compressible and High-Speed Multiphase Flows[M]. Hefei: Press of University of Science and Technology of China, 2014: 40-43.

[12] PIANTHONG K, MATTUJUK A, TAKAYAMA K, et al. Dynamic characteristics of pulsedsupersonic fuel spray [J]. Shock Waves, 2008, 18: 1-10.

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

國家自然科學基金項目(51205362，51275482)；浙江省自然科學基金項目(LQ12E05017)

劉宜勝(1979—)，男，副教授，博士。主要研究方向為智能紡織裝備。E-mail：lysleo@zstu.edu.cn。

TS 183.92

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