斜吹氣流入射角對紗線折入的影響

劉宜勝，徐光逸

(浙江理工大學 機械與自動控制學院，浙江 杭州 310018)

近幾十年，以片梭織機、噴氣織機、劍桿織機為主要形式的織機占領了紡織工業的主要裝備市場[1]。無梭織機的出現不僅大大提高了織造效率，而且能有效減少織機運轉過程中的噪聲，對優化工作環境、保護工人身體健康具有積極意義。有梭織機憑借其在梭子內的紆子可以織造出性能良好的光邊織物；但是無梭織機具有機外供緯的特性，每根緯紗由于單向引緯的特點必須剪斷，故存在布邊問題[2]。

由于無梭織機中織物多為毛邊下機，為了方便后續印染工序，引入折入裝置以實現織物光邊下機。折入裝置分為氣動和機械2種主要形式，機械折入裝置應用更為廣泛[3]。因氣動折入裝置自動化程度較高，近年發展也較快，其不僅可以有效避免機械折入裝置由于機械部分加工誤差所導致的裝置不穩定性，而且可以在高速狀態下持續工作。

近年來國內外對無梭織機的折入裝置進行了一系列研究。劉培德等[4]開發了一種筘座直連式氣動光邊裝置。其將氣缸、緯紗剪刀機構、氣動折邊器整體安裝到氣缸定位座中形成一個整體，再通過氣缸定位座連接到打緯筘座的槽上，實現整體隨著打緯筘座一同擺動，提高了打緯操作的方便性，減少了零部件的磨損，延長了裝置的使用壽命。郭嶺嶺等[5]在使用基于ZAX9100型噴氣織機(日本津田駒工業株式會社)的無針折入裝置對高密光邊織物進行開發時，對鋼筘的位置進行了設計微調，并且對各個時間斜吹和折入氣流的壓強進行設計，提高了生產效率。趙敬[6]針對其加工簾子布用的OMNIplus 800TC型噴氣織機(比利時必佳樂公司生產)上使用的針頭式折入裝置進行了改進，使得裝置可以隨著鋼架移動且不需要調整鋼筘寬度。

Kim等[7]通過Spalart-Allmaras湍流模型和納維-斯托克斯方程(Navier-Stokes equations)對噴氣織機中緯紗通道的氣流場進行分析，得到氣流速度和緯紗表面受力存在較大聯系的結論。紗線與氣流場的仿真研究屬于流固耦合范疇，其因學科交叉覆蓋了廣泛的研究領域[8]。以本文研究對象為例，在氣流場和紗線的耦合系統中，一般的數值研究基于二者的耦合界面，流場通過力的作用在紗線表面影響紗線的運動，與此同時紗線的變形和運動使得周邊的計算氣流場區域和邊界條件發生了改變。其研究方法可以歸結為古典分析法、交錯分析法和整體分析法，后二者的耦合方式均為雙向流固耦合(fluid-structure interaction，FSI)[9]。

與固體顆粒不同，紗線具有長徑比較大的特點，同時兼具彈性和柔性，故對其進行建模具有一定的難度。在不同的流體環境中有研究者通過直線段鏈、珠-簧鏈、黏彈性鉸接多球鏈、有限單元等方式對其進行了復雜建模。 Osman等[10]通過建立以直線段鏈組成的柔性緯紗三維模型和二維超聲速模型進行了單向和雙向的流固耦合仿真模擬，并且仿真結果與實驗有較高的相似度。對于裝置結構設計和入射氣流壓強等設計參數已進行了較為深入的探究，但是缺少入射氣流角度對于紗線運動軌跡影響方面的相關研究。

本文采用有限元分析軟件(ADINA)搭建二維紗線和氣流的雙向流固耦合氣流場模型，對不同入射角度的斜吹氣流對紗線的運動軌跡的影響情況進行研究。并通過可編程控制器控制電氣閥設定調節氣動折入裝置在不同入射角度下斜吹氣流的氣流壓強和作用時間，以期對氣動折入裝置結構優化和其余參數設定提供理論參考。

1 氣動折入裝置仿真模型

采用ADINA軟件對氣動折入裝置進行建模。氣動折入裝置二維氣流場模型見圖1。可以看出，模型具體結構與各個邊界條件設定的情況。氣流由斜吹孔和折入孔吹入并先后協同作用在紗線上，將紗線一端固定、一端自由以模擬緯紗未打入梭口時的狀態。其仿真步驟如下：斜吹氣流首先從壓力入口進入，通過斜吹氣流噴嘴射出后作用于紗線上端；在斜吹氣流作用一定程度后，紗線在氣流的作用下彎折至一定狀態；關閉斜吹氣流的同時打開折入氣流，紗線在折入氣流的作用下完成折入。

圖1 氣動折入裝置二維氣流場模型Fig.1 Two-dimensional airflow field model of pneumatic tucking device

1.1 數值模擬辦法

在ADINA自帶的雙向耦合計算方法中，有直接計算法和迭代計算法2種不同的方法。直接計算法也可稱為同時計算法，在此系統中流體和固體的變量完全耦合。其相較于迭代耦合法需要更多的內存，但因紗線和氣流場數據在1個系統中進行計算，提高了仿真的準確率。本文選用直接耦合法對紗線和氣流進行雙向流固耦合的仿真分析。采用普通K-ε湍流模型建立氣流場模型。在對湍流模型進行設置時采用系統缺省值，初始條件設定為標準大氣壓。在紗線模型建立時忽略重力對紗線的影響。實驗采用的紗線線密度為55 tex，其直徑為0.38 mm。根據公式計算得出紗線的密度為485 kg/m3，在實際建立仿真模型時將密度設置為500 kg/m3，彈性模量為8×10-7Pa，泊松比為0.307。仿真研究中的紗線忽略其粗糙表面，將其簡化為各向同性的線彈性體。

1.2 邊界條件與網格劃分

將斜吹氣流入口和折入氣流入口設置為壓力入口條件(圖1)。在模型邊界條件設定中，將氣流孔孔壁設定為壁面條件，其余外部均設定為開放邊界即壓力出口條件。將紗線視為矩形，紗線邊界設定為流固耦合邊界。被邊界條件所包圍的區域即為計算流場區域。紗線模型和氣流場模型需分開建模并對其進行網格劃分。本文采用自適應的動網格技術應對計算過程中邊界和網格的移動。

1.3 實驗平臺搭建和測試準備

本文基于自行設計的氣動折入裝置進行實驗平臺的搭建，氣動折入裝置實驗平臺見圖2，可以看出實驗時相關組件的工作流程。首先空壓機產生的氣流通過橡膠軟管引導至ITV3030-014CS3-Q電氣比例閥(日本SMC株式會社)，通過SIN-C702信號發生器(中國溫州標諾儀器有限公司)控制電氣比例閥對氣流進行調壓輸出，并通過CP1H-XA40DT-D可編程控制器(歐姆龍自動化(中國)有限公司)設置的程序控制電磁閥1、2的開閉來實現噴嘴的異步動作。其中電磁閥1控制斜吹氣流，電磁閥2控制折入氣流。本文使用24 V穩壓電源保證設備正常運行，并采用PCO.1200hs(德國PCO公司)高速攝像機對實驗結果進行拍攝。通過對電氣比例閥中的電流調節，分別實現斜吹、折入氣流0.3、0.35、0.4 MPa這3種不同的實驗入射壓強。

圖2 氣動折入裝置實驗平臺Fig.2 Pneumatic tucking device experimental platform

2 數值模擬仿真結果及分析

為探究不同入射角度的斜吹氣流對紗線折入的影響，本文將對入射角度分別為90°、60°、45°、30°的斜吹氣流在相同工作條件下對紗線的影響進行探究。斜吹孔位置見圖3，可以看出入射角度與紗線的對應位置。其中斜吹氣流的入射壓強為0.35 MPa，折入氣流的入射壓強為0.4 MPa，紗線線頭長度為10 mm。

圖3 斜吹孔位置Fig.3 Indication of oblique blow hole position

氣流場中入射角為90°時不同時間步下紗線的運動狀態見圖4。

圖4 氣流場中入射角為90°時不同時間 步下紗線的運動狀態Fig.4 Motion state of yarn in different time steps when incident angle is 90° in airflow field. (a)Time step 0.17 ms; (b) Time step 3.48 ms; (c) Time step 3.98 ms

從圖4可以看出在每組仿真實驗中選取0.17、3.48、3.98 ms時間步時紗線的運動狀態，并進行相互對比。將其作二維坐標系定義：水平向左為X正方向；豎直向上為Y正方向。在設置紗線時忽略重力對紗線的作用，所以紗線開始時呈水平狀態(X方向)，其左端固定右端自由以模擬紗線線頭等待折入的狀態。其中噴嘴口對紗線的相對位置固定，避免其因位置不同所引發的對仿真結果的影響。

氣流場中入射角為60°時不同時間步下紗線的運動狀態見圖5。氣流場中入射角為45°時不同時間步下紗線的運動狀態見圖6。

圖5 氣流場中入射角為60°時不同時間步 下紗線的運動狀態Fig.5 Motion state of yarn in different time steps when incident angle is 60° in airflow field. (a)Time step 0.17 ms; (b) Time step 3.48 ms; (c) Time step 3.98 ms

從圖5、6可以看出，氣流首先從斜吹入口吹入，通過噴嘴管道射入大氣環境，并作用于紗線上端。開始階段有1個高壓氣團從噴嘴出口脫落附著于紗線與噴嘴口相對一側。隨著作用時間延長，紗線上端上側高壓區域由于對氣流的阻擋作用，高壓氣團慢慢發展變大并隨著紗線邊線向著水平方向兩側延展。由于紗線上端高氣壓區的緩慢形成，與紗線下端的低氣壓區域形成壓差，推動紗線向Y軸負方向運動。紗線在斜吹氣流作用下，紗線上端從與Y軸垂直的狀態向與X軸垂直狀態移動。在斜吹氣流作用下紗線運動到一定程度時，關閉斜吹氣流，打開折入氣流。此時紗線正對折入噴嘴的一側，由于高速氣流被紗線阻擋，在該側形成了高壓區，如圖6(b)所示，高壓區繼續推動紗線朝著X軸負方向運動。在上述過程中，高壓區域從紗線固定端向自由端緩慢移動，推動紗線運動直至折入狀態，如圖6(c)所示。綜上所述，紗線折入主要依靠紗線兩側的壓強差，高壓氣團隨著紗線空間位置的改變進行移動并助推紗線更快地完成折入。

圖6 氣流場中入射角為45°時不同時間步下 紗線的運動狀態Fig.6 Motion state of yarn in different time steps when incident angle is 45° in airflow field. (a)Time step 0.17 ms; (b) Time step 3.48 ms; (c) Time step 3.98 ms

氣流場中入射角為30°時不同時間步下紗線的運動狀態見圖7，可以看出紗線在其余工況相同時30°斜吹氣流作用下運動姿態的變化。

圖7 氣流場中入射角為30°時不同時間 步下紗線的運動狀態Fig.7 Motion state of yarn in different time steps when incident angle is 30° in airflow field. (a)Time step 0.17 ms; (b) Time step 3.48 ms; (c) Time step 3.98 ms

在紗線斜吹和折入過程中，紗線由于高速氣流的不穩定性均有晃動的情況發生，其不影響最終折入。仿真結果表明：在相同斜吹氣流壓強作用下，不同入射角度的斜吹氣流對紗線有一定影響。紗線在不同斜吹氣流作用下最終均能達到其斜吹氣流噴嘴的角度。入射角為45°和30°相較于90°和60°，紗線在斜吹氣流作用下的抖動情況顯著減少，2組紗線在之后折入氣流作用下的抖動也有所減少。其中45°入射角度的斜吹氣流對減少紗線在氣流場中的晃動效果最為顯著，在后續折入氣流作用在紗線的過程中，由于其初始位姿不同，紗線能更好地完成折入。由此可以看出，適當傾斜斜吹氣流入射方向，即在豎直方向入射氣流的作用下增加一定水平方向的氣流，能顯著減少紗線在氣流場中的抖動現象，有助于紗線更好地完成折入。

3 實驗結果及分析

通過對斜吹氣流噴嘴位置的調整，研究不同入射角度對紗線折入的影響。由于本文平臺很難達到30°入射角，且在實際工藝中過小的入射角會增大折入裝置的體積和加工難度，過小的入射角也會導致在裝置體積限制下噴嘴彎折程度的增加，加劇紊流的產生；故本文僅分別對90°、60°、45°斜吹角度的氣動折入裝置進行實驗，紗線的運動狀態如圖8所示。斜吹角度為90°時紗線的運動狀態見圖8(a)，可以看出在不同時間步下實驗中紗線的運動狀態變化。由于只研究不同斜吹角度對紗線折入的影響，對折入氣流的壓強均設置為0.4 MPa；斜吹氣流壓強均設置為0.35 MPa；紗線線頭(55 tex)長度選取10 mm。

圖8 斜吹角度為90°、60°和45°時紗線的運動狀態Fig.8 Motion state of yarn at 90°, 60° and 45° oblique blowing angle

用高速攝像機對斜吹氣流入射角分別為90°、60°、45°時紗線的運動狀態進行攝像，并對結果進行對比可知，3種狀態下紗線均能完成折入。由于實驗狀態下紗線頭端纖維絲的不規則導致各個實驗組的紗線抖動情況均略大于仿真情況。其中斜吹氣流入射角為90°實驗組的紗線在斜吹過程中輕微抖動的程度最大，入射角為45°實驗組的紗線抖動最小，入射角為60°實驗組的紗線次之。實驗結果和仿真實驗結果基本吻合。

4 結 論

本文通過二維流固耦合數值模擬仿真和高速攝像實驗相結合的方法研究了氣動折入裝置中不同入射角(90°、60°、45°、30°)的斜吹氣流對紗線線頭運動情況的影響規律，并通過對比分析優化氣動折入裝置的相關結構參數，得到如下結論：本氣動折入實驗裝置中，10 mm長度的紗線線頭在入射角為90°、60°和45°的斜吹氣流作用下均能完成折入；適當減小斜吹氣流入射角能提高紗線運動穩定性，使紗線更平穩地吹入梭口；通過數值模擬仿真和實驗結果的對比分析，相較于入射角為90°和60°的斜吹氣流，入射角度為45°的斜吹氣流在紗線完成折入這一動作中的穩定性和可靠性較高。對斜吹噴嘴入射角的對比研究為氣動折入裝置斜吹噴嘴空間位置的設定提供了依據。