馬炎超

（太原市城鄉(xiāng)管理局，太原030002）

0 引 言

灌水器作為滴灌系統(tǒng)中核心部件，其使用壽命主要受堵塞程度因素的制約[1]。在實際農(nóng)田灌溉中，正常使用2 a 左右后，滴管灌水器會產(chǎn)生不同程度的堵塞現(xiàn)象。即使通過完善的過濾措施讓進入灌水器內(nèi)的水保持良好的水質，灌水器內(nèi)仍會出現(xiàn)近33%的物理堵塞現(xiàn)象[2]。

為進一步分析灌水器的堵塞程度，眾多研究人員主要針對迷宮流道中的漩渦與抗堵塞性能展開探索與研究。王尚錦等[3]以圓弧式迷宮流道為研究對象，從流道內(nèi)的水流流動特性著手研究，結果表明流道內(nèi)存在的渦旋有利于提高灌水器內(nèi)的抗堵塞性。魏正英等[4]認為迷宮流道內(nèi)的堵塞現(xiàn)象主要是由于流體中所夾帶的微小顆粒在流動滯止區(qū)沉積所致，并采用了優(yōu)化灌水器迷宮流道主航道的設計方法來提高其抗堵性能。張琴等[5]通過對矩形迷宮灌水器內(nèi)水流流線分布情況進行數(shù)值模擬，并根據(jù)流線變化將流道內(nèi)的速度渦旋區(qū)和低速滯止區(qū)去除，設計出了抗堵性能優(yōu)越的圓弧形流道結構。康苗業(yè)等[6]以流道內(nèi)內(nèi)齒的相對位置、間距及高度為參變量來探求雙內(nèi)齒形灌水器的抗堵性及水力性能。李嘉露等[7]以流道結構參數(shù)與流態(tài)指數(shù)為控制因素，通過2者間的回歸模型為改進型雙向流流道結構優(yōu)化提供一定的理論參考。楊彬等[8]通過數(shù)值模擬與物理試驗相結合的方案分析了齒形迷宮流道灌水器結構參數(shù)變化對水力性能的互饋影響。麻江峰等[9]認為三角形迷宮灌水器在去掉漩渦后可顯著提高其水力性能。崔振華等[10]應用Fluent軟件模擬分析了滴灌灌水器弧形迷宮流道在不同壓力水頭下流道內(nèi)速度流場變化規(guī)律及弧高、齒間參變量等結構參數(shù)與水力性能的變化關系。郭霖等[11]利用數(shù)值模擬計算和多元線性回歸分析的方法，得到了三角形流道內(nèi)各結構參變量、水流流量系數(shù)和流態(tài)指數(shù)之間的定量關系。為能夠對弧形迷宮灌水器的結構設計提供理論支撐，武鵬等[12]針對弧形和弧齒形2種流道結構內(nèi)顆粒的運動狀態(tài)及對抗堵性能的影響進行了研究。ADIN 等[13]通過實驗研究發(fā)現(xiàn)，對灌水器流道結構進行優(yōu)化后，可以有效地減少顆粒的沉積，提高流道內(nèi)抗堵性能。王建東等[14]比較了不同滴頭內(nèi)水流抗堵塞性能與其流道長度、斷面面積及水流流態(tài)指數(shù)之間的關系，以滴頭流量、流道長度及水頭壓力為參變量，建立多元線性回歸模型。常瑩華[15]等認為灌水器流道內(nèi)劇烈的渦旋運動有助于提高其抗堵塞性及消能作用。

綜上所述，流道形式、結構參變量的差異會引起灌水器內(nèi)部水流渦漩的重新分布、進而影響其水力性能及抗堵性能，通過多元線性回歸模型，可直觀地反映出水流流量系數(shù)、流態(tài)指數(shù)及各流道參變量的定量關系。因此，渦漩的存在顯著影響著迷宮流道灌水器內(nèi)水流流態(tài)、水力性能及其抗堵性能。但目前以渦漩為參變量，來研究其對常規(guī)形式的迷宮流道灌水器內(nèi)各水力參數(shù)的數(shù)值影響卻鮮有報道。通過數(shù)值模擬計算分析，對三角形、矩形、齒形、梯形4種形式的灌水器流道在不同壓力水頭下的水流流場進行研究，根據(jù)模擬出的水流流線變化，盡可能地去除流道內(nèi)拐彎處及轉角邊壁處的旋渦，得出圓弧形無渦流道結構模型，并定量分析了其水流流態(tài)分布變化。在此基礎上，比較了有渦和無渦流道的水力性能，旨在探求迷宮灌水器流道內(nèi)渦漩的存在對灌水器水力性能影響的根本原因，為性能優(yōu)越的迷宮灌水器研制提供更進一步理論基礎。

1 迷宮灌水器模型及網(wǎng)格劃分

1.1 流道結構

選取矩形、齒形、三角形、梯形4種基本形式的流道結構迷宮灌水器模型。其流道總長均為340 mm，其中三角形灌水器流道單元200 個，矩形灌水器流道單元85 個，齒形灌水器流道單元121 個，梯形流道單元170 個。由于迷宮灌水器水力現(xiàn)象在單元上具有重復性，4種基本形式迷宮灌水器按實際尺寸進行建模時，矩形選取3 個流道單元，齒形6 個流道單元，梯形4 個流道單元，三角形7 個流道單元進行建模，其迷宮灌水器流道尺寸參數(shù)見表1。

各形式流道平面結構單元中箭頭方向指向為水流流動方向。4種三維立體模型中，流道進口斷面的幾何中心為三維坐標系的原點，Gx為x 軸正方向，表示流道內(nèi)水流方向。4 種形式流道單元平面尺寸及三維建模見圖1。

利用Fluent 軟件對上述已結構建模的4 種形式迷宮流道內(nèi)部進行水流速度場模擬分析，根據(jù)模擬出的各流道內(nèi)流線及渦漩分布情況，利用畫圖工具盡可能地將流道內(nèi)的渦漩區(qū)域去除，借助Gambit 軟件進行無漩渦流道的建模，得出4 種尺寸相對應的無渦流道幾何模型。尺寸參數(shù)見表2。

4種形式的無渦流道單元平面尺寸圖及三維建模見圖2。

表1 有渦迷宮灌水器尺寸參數(shù)Tab.1 Dimension parameters of labyrinth emitter with vortex

表2 無渦迷宮灌水器尺寸參數(shù)Tab.2 Dimension parameters of labyrinth emitter without vortex

1.2 邊界層的選取及網(wǎng)格劃分

在利用Gambit 建模軟件1∶1 建模時，各迷宮灌水器模型的速度入口斷面和自由出流斷面上均設置邊界層，其中第1層邊界層的厚度為0.01 mm，邊界層數(shù)為6，總厚度均為0.208 mm，計算網(wǎng)格劃分方法選用Hex/stairstep 網(wǎng)格，其網(wǎng)格間距為0.05 mm。劃分后的矩形有渦流道網(wǎng)格數(shù)239 360 個，網(wǎng)格節(jié)點262 568 個；矩形無渦流道網(wǎng)格數(shù)104 282 個，網(wǎng)格節(jié)點121 862個。齒形有渦流道網(wǎng)格數(shù)96 898個，網(wǎng)格節(jié)點110 588個；齒形無渦流道網(wǎng)格數(shù)40 080 個，網(wǎng)格節(jié)點49 844 個。三角形有渦流道網(wǎng)格數(shù)121 088 個，網(wǎng)格節(jié)點139 725 個；三角形無渦流道網(wǎng)格數(shù)61 490 個，網(wǎng)格節(jié)點74 451 個。梯形有渦流道網(wǎng)格數(shù)40 960 個，網(wǎng)格節(jié)點48 161 個；梯形無渦流道網(wǎng)格數(shù)13 568個，網(wǎng)格節(jié)點18 462個。其中以梯形有渦流道4個單元網(wǎng)格劃分及梯形無渦流道4 個單元網(wǎng)格劃分結果為例，見圖3。

2 計算模擬結果及分析

2.1 有渦和無渦流道灌水器的流場分析

以矩形、齒形、三角形、梯形4種流道灌水器模型為研究對象，通過Fluent 軟件對4 種流道迷宮灌水器進行流場的模擬，并利用Tecplot 后處理軟件對該4 種模型進行速度流場的分析，可以清楚地了解4種流道灌水器內(nèi)部水流的流場運動情況。在各個流道灌水器的z=0平面進行速度場的模擬，并繪制速度矢量圖，見圖4。

如圖4所示，迷宮流道內(nèi)的水流流動主要包括位于流道邊壁處、夾角處的堵塞區(qū)與水流運動正方向的主流區(qū)。主流區(qū)內(nèi)的水流流速較大，流線沿流道分布均勻，且不易受流道轉角的影響，流道內(nèi)的沙粒不易在此區(qū)域內(nèi)沉積。堵塞區(qū)內(nèi)的水流流速較小，流線易受流道轉角的影響脫離主流而形成封閉的漩渦，流道內(nèi)的微小顆粒會在此區(qū)域內(nèi)沉積而造成灌水器的堵塞。因此，利用計算流體力學（CFD）數(shù)值模擬可視化地揭示了4種形式流道內(nèi)部流場運動情況及水流流動的速度矢量圖，進一步借助AutoCAD 畫圖軟件和Tecplot 軟件的處理分析，對矩形、齒形、三角形、梯形4種有渦流道灌水器模型基進行結構優(yōu)化，最大限度地消除了堵塞區(qū)內(nèi)漩渦對流道水力性能的影響，并從結構上解決流道堵塞的問題，建立了4種形式相對應的無渦迷宮流道模型。并對4種無渦迷宮流道內(nèi)水流運動情況（速度場）進行數(shù)值模擬和分析，繪制出各個無渦流道灌水器流道在z=0平面上的速度矢量圖，見圖5。

由圖5可知，4 種形式無渦流道內(nèi)最大限度的消除了渦漩對水流的影響，流道內(nèi)水流流線均沿著主流區(qū)流動，抗堵性能良好。同時，4種形式無渦流道以消除流道內(nèi)的旋渦區(qū)即堵塞區(qū)為目標，按照流道內(nèi)主流區(qū)速度流線的外邊緣為流道的邊界，確定出流道的結構形狀為圓弧形，具體尺寸見表2及圖3。通過確定出的4 種形式無渦流道，利用計算流體力學（CFD）數(shù)值模擬軟件對無渦流道內(nèi)水流的水力性能做進一步研究與分析。

2.2 壓力速度關系

利用Fluent 軟件進行數(shù)值模擬，在3、5、7、9、10、12、14、15 m 的壓力水頭條件下，假定速度入口值，經(jīng)模擬后讀出該速度值下的速度入口斷面面加權平均壓強與自由出流斷面面加權平均壓強以及2者之間的壓強差。此壓強差需乘以實際迷宮流道單元數(shù)與模擬流道單元數(shù)的倍數(shù)，最終得出灌水器的實際壓強差，從而得出灌水器的水頭損失。此結果若與假設的壓力水頭值不符，則再假設速度入口值，直到模擬結果所得出的壓力水頭與給定值接近為止。速度流量計算公式為：

式中：q為灌水器流量；v為斷面平均流速；A為灌水器流道斷面面積。

在給定的不同壓力水頭條件下，不同形式迷宮流道內(nèi)的水流速度值見表3。根據(jù)表3的數(shù)據(jù)可得出各個模型迷宮流道灌水器內(nèi)水頭損失與斷面平均流速關系曲線，見圖6。

表3 不同壓力下迷宮流道灌水器內(nèi)水流速度值 m/sTab.3 Flow velocity in labyrinth channel emitters with different pressure heads

根據(jù)圖6可知：①有渦迷宮流道中水頭損失與流速的線性斜率為1.75～2.00，說明此時流道內(nèi)水流流態(tài)為湍流。②無渦迷宮流道中水頭損失與流速的線性斜率為1.49～1.60，說明無渦迷宮流道內(nèi)水流流態(tài)更接近層流流態(tài)，湍動程度較有渦迷宮流道不明顯。

2.3 壓力流量關系及流量系數(shù)和流態(tài)指數(shù)的分析

通過Fluent軟件數(shù)值模擬，可以得出不同形式的迷宮流道在給定壓力水頭下的流量值，其結果見表4。根據(jù)表4內(nèi)數(shù)據(jù)得出4種形式有渦迷宮流道灌水器及無渦迷宮流道灌水器的壓力與流量關系，見表5。由表5可知：①4 組有渦流道迷宮灌水器的流態(tài)指數(shù)均靠近0.5，說明有渦流道迷宮灌水器壓力補償性較低，壓力的變化對迷宮流道內(nèi)水流流量的影響較小，抗堵性能及水力性能較好。②同種形式的有渦流道迷宮灌水器與無渦流道迷宮灌水器相比，流道內(nèi)水流的流態(tài)指數(shù)較小、流量系數(shù)較大。說明在去掉渦旋后的迷宮流道灌水器內(nèi)，無渦迷宮流道灌水器的壓力補償性增大，流道內(nèi)流量對壓力的敏感程度增大，灌水器的水力性能變差。

表4 不同壓力水頭條件下各形式迷宮流道灌水器內(nèi)流量值 L/hTab.4 Flow rate in labyrinth channel emitters with different pressure heads

表5 各形式迷宮流道灌水器內(nèi)壓力與流量關系Tab.5 Relationship between pressure and flow rate in labyrinth channel emitters

3 結 論

（1）迷宮流道灌水器內(nèi)的水流流動可分為沿著流道運動的主流區(qū)和堵塞區(qū)，堵塞區(qū)內(nèi)由于渦漩的存在使流道內(nèi)微小顆粒在此區(qū)域內(nèi)沉積而引起流道的堵塞。借助CFD 模擬軟件、AutoCAD 畫圖軟件及Tecplot 后處理軟件，最大限度地按照流道內(nèi)主流區(qū)速度流線的外邊緣為流道的邊界設定不同形式的無渦流道模型，從結構上解決了渦漩對于不同形式流道的影響，極大提高了流道內(nèi)的抗堵性能，為迷宮流道灌水器的結構優(yōu)化設計提供了一定理論基礎。

（2）無渦流道進口處流線相互平行且穩(wěn)定，水流流態(tài)為層流。整個無渦流道中由于沒有渦漩的存在，無渦迷宮流道內(nèi)水流流態(tài)介于層流與湍流之間的過渡區(qū)，流道內(nèi)水流流線湍動不明顯，流道中水頭損失與流速的1.49～1.60 次方成比例；有渦迷宮流道中流道內(nèi)水流流態(tài)為湍流，流道中水頭損失與流速的1.75～2.00次方成比例，此結果與雷諾實驗結果相符，流道內(nèi)流線湍動明顯。

（3）對于同一種形式的流道模型，流道去掉渦漩后，其流量系數(shù)均變小，流態(tài)指數(shù)均變大，說明此時流道迷宮灌水器的壓力補償性增大，流道內(nèi)流量對壓力的敏感程度增大，灌水器的水力性能變差。

（4）4 組模型的有渦流道迷宮灌水器的流態(tài)指數(shù)均靠近0.5，說明有渦流道迷宮灌水器壓力補償性較低，壓力的變化對迷宮流道內(nèi)水流流量的影響較小，抗堵性能及水力性能較好。

（5）渦漩的存在既可以造成流道內(nèi)微小顆粒的堵塞，也可以增強流道內(nèi)水流的湍動強度，有利于增強迷宮流道灌水器的水力性能。