细小泥沙粒径对迷宫流道灌水器堵塞的影响

为探明细小泥沙粒径对迷宫流道灌水器抗堵塞性能的影响,该文以内镶片式斜齿形迷宫流道灌水器为研究对象,应用类短周期堵塞测验方法对8种粒径小于0.1 mm的泥沙颗粒进行浑水测试。在此基础上,分析了泥沙粒径和含沙量对灌水器堵塞的影响,探讨引起灌水器发生堵塞时的敏感粒径范围与含沙量水平。试验结果表明:对于粒径小于0.1 mm的细小颗粒,含沙量是引起灌水器堵塞的主要原因,当浑水含沙量水平大于1.25 g/L时,影响尤其显著,呈正相关关系;粒径对堵塞的影响并不是单调的递增或递减,堵塞发生的敏感粒径范围在0.03～0.04 mm之间。试验结果有助于进一步提高含沙水源滴灌的应用水平。     

滴灌灌水器迷宫流道主航道抗堵设计方法研究

为从结构设计上解决灌水器的堵塞问题,针对滴灌灌水器的各种微小迷宫流道形式,应用计算流体力学(CFD)数值模拟可视化地揭示了迷宫流道内部流动场的情况,并通过流体力学相似实验,用激光多普勒测速仪(LDV)测量了流道中的速度流场,验证了流态模拟计算的正确性.在此基础上,分析了迷宫流道的堵塞机理,针对流道中存在的流动滞止区结构,提出迷宫流道主航道抗堵优化设计方法,使优化后流道中不存在流动滞止区,提高迷宫型灌水器的抗堵性能,并通过了实验验证.     

边缝式迷宫滴灌带灌水器流道内泥沙沉积影响因素分析

为研究灌水器流道内泥沙颗粒淤积特性的影响因素,进一步降低物理堵塞发生的风险,该研究配置不同浓度（1.8、2.8、3.8 g/L）和不同粒径（0 $leqslant $ d < 0.054 mm、0.054 mm $leqslant $ d < 0.075 mm、0.075 mm $leqslant $ d < 0.1 mm）的含沙水,进行全组合间歇滴灌堵塞试验,对含沙水灌溉下灌水器泥沙沉积特性进行分析并对灌水器内流态进行数值模拟研究。结果表明：灌溉结束后,经由边缝式迷宫灌水器输出的泥沙中,黏粒与砂粒比例下降,粉粒比例上升,即灌水器弯曲流道对小于0.002 mm和大于0.05 mm粒径的泥沙具有明显阻滞作用,流道内堵塞的泥沙集中在0.054～0.1 mm的中大粒径范围内。灌水器流道内部流线在主流区呈波浪状前进,主流区水流流速大于近壁区,中部转角处流速均偏大。沙粒易受上转角和下转角处产生的漩涡影响而沉降集中在漩涡中心及背水面。滞留在漩涡区内的泥沙颗粒是引起灌水器堵塞的主要因素。为减少灌水器堵塞风险,在设计优化时宜考虑减少直角、锐角区域以减少漩涡区的形成。     

坡面薄层水流流态判定方法的初步探讨

为了研究坡面薄层水流流态的判定方法,从水力学与泥沙动力学观点出发,在4种不同坡度有机玻璃床面与人工粗糙床面(砂粒粒径为0.5～1 mm)上对坡面薄层水流进行了试验研究,并应用水力学二元流雷诺数与泥沙动力学绕流雷诺数对坡面薄层水流流态进行了分析比较,研究结果表明绕流雷诺数能较好反映坡面薄层水流流态。     

迷宫型灌水器快速模具设计及加工参数优化

针对迷宫型灌水器传统注塑模具加工周期长,加工成本高的问题,为适应产品快速开发的需要,该研究开发了一种灌水器模具的快速制造技术和注塑成型工艺。利用数字ABS作为模具材料,采用聚合物喷射技术成型模具确保精度和强度。为确定不同加工参数对成型质量的影响,以翘曲变形量和缩痕估算为分析指标,通过Moldflow软件进行了单因素试验和四因素五水平的正交试验。建立了翘曲变形和缩痕估算与各参数间的回归模型,并通过粒子群算法得到了最优工艺参数。试验结果表明,冷却时间对翘曲变形量和缩痕无影响,熔体温度、保压压力和保压时间对翘曲变形和缩痕产生决定性的影响,最佳工艺参数组合为熔体温度230℃,保压压力3 MPa,保压时间4 s。优化成型工艺参数后,翘曲变形下降8.72%,缩痕估算下降20.68%,熔接痕减少,塑件质量得到提高,达到设计要求。在注塑机中使用快速模具进行了注塑试验验证,证明了结构和工艺的正确性。相较于传统模具加工,快速模具实现了灌水器快速开发,在保证灌水器质量的情况下大幅度缩短了加工时间,降低了加工成本,该研究可为新型灌水器的设计与开发提供一定的理论基础。     

微灌长流道灌水器结构特性的研究综述

针对微灌长流道灌水器的发展过程,分别从理论分析、试验研究、数值模拟三个角度总结了国内外诸多学者对长流道灌水器结构特性的研究状况,在此基础上提出基于平台技术的灌水器快速开发路线并分形其可行性,从此路线中引出基于特征参数提取的试验方案,并结合当前微小流道的研究思路对迷宫型长流道灌水器的研究方向提出了若干建议,有助于今后快速研发出性能优良的迷宫型长流道灌水器。     

聚乙烯管壁厚对圆柱灌水器水力性能影响的研究

为提高圆柱灌水器流量设计精度及滴灌系统的均匀度,以7种圆柱灌水器和4种壁厚组成的25种滴灌管作为研究对象,利用精密微小物体三维扫描仪MCS-60型测量灌水器流道结构参数,并采用自动化程度较高的灌水器水力性能测试平台测试此25种滴灌管,得出其流量压力曲线关系、流量系数和流态指数。测试结果表明,使用不同聚乙烯（PE）管厚度对同一灌水器的流量确实产生影响,其最大影响率能达到20%;不同的PE管壁厚对流量系数影响较大,但对流态指数影响较小;灌水器流道宽度也是造成不同PE管壁厚对灌水器出流的因素,流道越宽,对灌水器出流影响越大。     

工作压力对滴灌管迷宫流道灌水器水力性能的影响

降低滴灌系统灌水器工作压力有望成为减少滴灌系统能耗以及运行费用的一种有效途径,但目前低压灌水器还十分少见。基于此,选取了国内应用较为广泛的5种典型迷宫流道灌水器,分析了不同工作压力区间对灌水器水力性能及消能特征的影响。结果表明：5种灌水器在低压条件下运行对于灌水器流量系数Kd和流态指数x具有一定影响,但对于流态指数x的影响未达显著水平。同一流道类型的灌水器流量系数Kd与无量纲数A/L2呈显著的线性相关关系,不同流道类型之间差异显著。5种灌水器流道内流态为紊流,未发生流态转捩行为,采用常规管道流态转捩雷诺数2200去判断流道内流态是不合适的。     

地下滴灌灌水器水力性能试验研究

地下滴灌与地表滴灌的最大差异在于地下滴灌的灌水器出水口被土壤包围，其出流受到土壤的限制。在室内将灌水器埋入土槽中，模拟研究了灌水器类型、自由出流时的流量、工作压力、土壤初始含水率等因素，对地下滴灌条件下灌水器水力性能的影响。试验结果表明：灌水器埋入土壤后，流量是其自由出流时流量的1/2～1/4。方差分析表明，影响地下滴灌灌水器水力性能的主要因素是自由出流时的水力特性和土壤特性。针对测试土壤，建立了地下滴灌灌水器流量计算的修正关系式。     

微咸水加肥灌溉下陶瓷灌水器与迷宫流道灌水器的抗堵塞性能

为探求微孔陶瓷灌水器与迷宫流道灌水器在不同水质灌溉条件下抗堵塞性能的差异及堵塞机理,该研究选择了微咸水(A1)、肥水(A2)、微咸水加肥(A3)3种不同水质,分析管间式微孔陶瓷灌水器和6种常用的迷宫流道灌水器在不同水质灌溉条件下的平均相对流量变化规律,并用X射线衍射仪测定堵塞物质组成成分,用场发射扫描电镜观测堵塞物质表面微观形貌及动态生长过程。结果表明：各灌水器的流量随着灌溉运行时间的推移均发生不同程度的下降,其中A1处理下陶瓷灌水器的流量下降最慢,表现出优于迷宫流道灌水器的抗堵塞性能,A2、A3处理下陶瓷灌水器的平均相对流量下降速度先慢后快,试验结束时平均相对流量降幅最大,抗堵塞性能较差;A1处理下堵塞物质的主要成分是CaCO3,A2、A3处理下堵塞物质的主要成分是(NH4)2SO4;A1处理下各灌水器堵塞物表面微观形貌的生长过程为晶体颗粒不断团聚,A2、A3处理下堵塞物的动态生长过程为絮状物不断黏合成板块状或膜状。陶瓷灌水器堵塞发生在内壁上,堵塞物未进入到灌水器内部微孔中,随着堵塞物质增多且变得紧密复杂逐渐覆盖了内壁上的孔隙导致堵塞;迷宫流道灌水器是由于堵塞物质在流道内沉积导致过水断面减小,从而造成堵塞。研究结果可为陶瓷灌水器的应用及改进提供参考     

滴头流道内部含沙水流流动特征的试验研究

滴头流道中水流的运动状况是影响滴头水力性能的主要因素,而水源中悬浮颗粒(沙粒)的存在对于水流有着不可忽略的反作用.该文研究了浑水(含沙水流)在迷宫滴头流道内流动过程,分别选用清水和含沙浓度为40、80、160 mg/L,的浑水,通过滴头在不同压力下流量变化,分析了流道内部含沙水流流动特征及沙粒对滴头水力性能的影响.试验结果表明:同一工作压力下,沙粒的制紊效应使得滴头流量随悬浮颗粒浓度的加大先上升后下降;滴头的流态指数随悬浮颗粒浓度的提高略呈下降趋势;在该试验条件下,流道内层流向湍流过渡早于常规流动,工作压力在45 kPa时流道内水流已处于湍流状态.     

射流三通产生的高频压力脉冲对迷宫流道灌水器堵塞的影响

滴头堵塞是滴灌技术发展的主要障碍。为了分析75 kPa射流三通入口压力下形成的压力脉动对迷宫流道灌水器堵塞的影响。该研究以3个压力（恒定压力,射流三通左侧和右侧的脉动压力）,采用因素组合,进行了滴灌系统迷宫流道灌水器堵塞试验研究,最后确定射流三通产生的高频压力脉冲与稳压对平均相对流量（Dra）和克里斯琴森均匀性系数（CU）的影响。结果表明,射流三通组的平均相对流量和克里斯琴森均匀性系数分别比普通三通组高10.8%～14.8%和21.1%～44.9%。3种浑水浓度下（0.5,1.0和1.5 g/L）,对于普通三通组,在第16、11和7次灌溉运行之后,平均相对流量降低到74%,这被认为灌水器处于严重堵塞的状态。但是,对于射流三通左和右侧组,分别在第18、16、14、13、11和10次运行后,平均相对流量仍高于75%。高泥沙沉积物浓度（1.5 g/L）的平均相对流量和克里斯琴森均匀性系数与低和中泥沙沉积物浓度（0.5和1.0 g/L）的有显着差异（P<0.01）。高浓度（1.5 g/L）时堵塞的可能性迅速增加,但此浓度下射流三通较普通三通依然具有抗堵塞性能。总之,射流三通产生的高频压力脉冲具有稳定的防堵塞性能。建议使用射流三通代替滴灌系统中的普通三通,以防止灌水器堵塞。     

内镶片式齿型迷宫滴头抗堵塞试验研究

依据ISO滴头堵塞检测方法中“短周期堵塞测试程序”,测试了国内外15种内镶片式齿型迷宫滴头的抗堵塞性能。结果表明：用单一结构参数(流道宽度W、流道深度D、齿高度h和齿角度θ)表征其抗堵塞性能存在局限性;结构特征参数(断面最小尺寸min(D,W)、水力半径R和齿间距l)能较好反映滴头流道横、纵断面的结构特征,在不同程度上表征了流道的抗堵塞性能,且在试验条件下各自均存在抗堵塞临界值;滴头额定流量Q_r和迷宫滴头径粒比η与抗堵塞性能相关性较好,且存在抗堵塞临界值。当各参数小于其临界值时,滴头极易堵塞,且抗堵塞性能随结构特征参数、额定流量和迷宫滴头径粒比的增大而明显提高;反之,滴头抗堵塞性能较强,滴头抗堵塞性能对各参数的增大不敏感。该试验结果可为滴头流道优化设计提供参考。     

滴灌双向流流道灌水器水力特性分析

滴灌双向流流道是一种新型滴灌灌水器流道。为了研究流道结构参数对水力特性的影响,分别以流态指数和流量系数为评价指标,取流道的9个主要结构参数为因素,采用均匀试验设计的方法,安排了12组试验方案。根据试验结果,应用多元回归计算方法,分别建立了流态指数和流量系数与9个结构参数之间的量化关系式,其相关系数分别为0.999和0.998,同时还用另外一组结构参数的试验方案验证了建立的量化关系式。T检验结果显示,9个主要结构参数对流态指数的影响均较显著,而V字形挡水件的张角α对其影响最大;出口宽度a、八字形分水件张角β对流量系数的影响较显著,而出口宽度a对其影响最大,为双向流流道的设计提供了参考。初步研究表明双向流流道的流态指数在0.40~0.47之间,其水力性能优良,结构简单,有一定应用前景。     

基于Fluent软件的滴灌双向流流道灌水器水力性能数值模拟

开展滴灌双向流流道数值模拟研究,对提高灌水器研发效率,降低研发成本,分析流道消能机理具有重要意义。通过Fluent软件计算的数值模拟结果和试验数据的对比,重点研究了网格划分和湍流模型选取对模拟精度的影响,以及流道的消能机理。结果表明:当网格划分为0.2 mm,分别采用Realizable k-ε模型与标准k-ω模型模拟时,模拟值与实测值的相关系数均高于0.998,数值模拟精度和计算效率较高;且流道的进口压力越大,反向水流与正向水流的比值越大,流态指数越小,水力性能越好,特别是在灌水器压力低于0.10 MPa区间,流态指数低于迷宫式流道;从流道的速度矢量图可以明显的看出正向水流与反向水流的分布与混掺过程;分析流道压力分布图,发现流道内压力在正、反向水流混掺后大幅度下降,进一步验证了双向流流道的消能机理与消能效果。     

泥沙粒径与含沙量对迷宫流道滴头堵塞的影响

为探明泥沙粒径与含沙量对内镶片式斜齿形迷宫流道滴头的堵塞过程和原因,采用筛分法,分选出6个小于0.1 mm的粒径段,配制成不同含沙量的浑水,在恒压条件下,采用周期性间歇灌水试验观测流量变化,通过电镜扫描法观测堵塞泥沙结构。试验结果表明:粒径为0.075≤D0.1 mm和0.03≤D0.038 mm的泥沙易引起滴头堵塞;粒径为0.038≤D0.05和D0.02 mm的泥沙较难引起堵塞,且含沙量变化对堵塞的影响较小;粒径0.02≤D0.03 mm和0.05≤D0.075 mm的堵塞情况介于上述两者之间。当含沙量为1.2~1.3 g/L时,是最易引起堵塞的临界含沙量。当0.038≤D0.1 mm时,泥沙在流道内不易形成团聚体,造成滴头堵塞的原因是泥沙沉降、堆积;当D0.038 mm时,泥沙易在流道中凝结成大的团聚体,是造成滴头堵塞的主要原因。     

灌水器内流道流场Micro-PIV试验分析

采用Micro-PIV测量技术,在雷诺数Re=200情况下分别对方形截面平角和圆角齿形结构微尺度通道内流流体运动进行测量并加以比较,寻找灌水器内流流动规律和流道堵塞机理。试验使用10倍显微物镜、14位灰阶PCO.1600相机、3 mm荧光示踪粒子和仅允许610 nm红光透过的滤光镜相配合获取清晰的粒子图像,通过图像处理技术得到高分辨率的流场速度矢量分布图和流线图。试验发现各类微通道齿间内流充分发展后是一种重复性流动,平角微通道顶角和转角内侧存在低速涡旋区,圆角微通道只在转角内侧出现回流,颗粒在低速涡旋区易发生沉积,是造成堵塞的主要原因。若缩小断面尺寸则低速回流区范围有所扩大,顶角转向处出现回流趋势,对防堵不利。