自压微灌系统施肥装置

灌溉技术和施肥技术的有机结合是提高水分和肥料利用率的关键措施.在分析自压微灌溉系统的特点和现有灌溉施肥设备优缺点的基础上,详细介绍了一种简单实用的自压微灌系统施肥装置,为山地丘陵区自压灌溉系统解决施肥问题提供了一条有效的途径.     

微灌用施肥泵施肥比例与肥水比对过滤器堵塞的影响

为研究微灌用施肥泵施肥比例与肥水比对过滤器堵塞的影响,该文以叠片和网式过滤器为研究对象,结合比例式施肥泵的施肥特点及性能,通过调节不同施肥比例(2%、3%和4%)与吸入的肥水比(1∶4、1∶5和1∶6)对过滤器在施肥条件下的水头损失、总过水流量及滤网(芯)附着物质量进行分析。结果表明:网式和叠片式过滤器对出口肥液浓度的使用范围不一致,网式过滤器适用于肥液平均浓度在0.117%以下,叠片式过滤器适用于肥液平均浓度在0.067%以下。随着肥液浓度的增大,滤网表面附着物质量差异不显著,滤芯叠片上附着物质量差异显著,最大附着物质量是最小附着物质量的11.4倍;叠片式过滤器抗堵塞性能远远优于网式过滤器,当肥液平均浓度最大为0.296%时,叠片滤芯附着物质量是网式滤网质量的4.75倍,总过水量比网式过滤器大0.1 m~3/h。研究可为水肥一体滴灌设备技术的推广和应用提供依据。     

考虑水温的塑料硬管沿程水头损失计算公式探讨

根据已有的塑料硬管沿程水头损失计算公式,采用多元线性回归计算方法,提出了微灌塑料硬管沿程水头损失计算公式,这一公式同时考虑了管径、流速和水温等影响因素,使计算结果更加符合实际。通过分析,认为这一公式能满足设计要求,可用于微灌工程的设计计算     

微灌双向有坡毛管情况下支管位置的确定方法

在微灌支管两侧布置双向毛管,有节省投资、节能、提高灌水质量的优点。该文在有限孔数毛管水力学的基础上,对双向有坡毛管布置时的支管位置确定方法做了较为完整的讨论,包括：计算中会遇到的4种情况,汇总了计算中涉及的解析公式,提出了合理孔数试算公式和进口段长度计算公式,并提出了毛管进口段总损失扩大系数的改进算式。确定支管位置（即毛管长度）的基本条件是：在两侧毛管各灌水器流量的平均值均等于设计流量的前提下,使两侧毛管的进口水头相等。原则上应分两步来实现：第一步是根据所遇情况选择适用算式,以两侧毛管最大水头偏差最接近为条件,试算确定毛管的合理孔数;第二步是计算两侧毛管的上游首孔水头,然后得到二条毛管的进口段长度。如两侧毛管首孔水头极为接近,则可直接按两侧毛管进口段长度相等来处理。通过算例说明该方法可在微灌系统设计中应用,对喷灌系统的干管布置也有参考意义。     

微灌压力调节器参数对出口预置压力影响的研究

压力调节器是微灌系统重要的调压设备,可显著提高系统灌水均匀性和系统运行可靠程度。该文通过力学平衡分析得出影响压力调节器性能的主要参数为弹簧劲度系数、弹簧初始压缩长度、调节组件出口断面积和进口断面积比及调节组件距离进口花篮堵头的初始间距,并采用正交试验研究了调节器结构参数对出口预置压力的影响。结果表明：各参数对压力调节器性能影响显著。通过回归分析,建立了压力调节器出口预置压力与4个主要影响参数之间的定量关系,结果显示压力调节器出口预置压力与4个参数之间存在很好的线性关系,为压力调节器的开发提供了参考。     

全补偿微灌系统灌水均匀度参数之间的关系分析

该文采用数理统计学方差估计理论，针对全补偿微灌系统的灌水均匀度系数进行了研究分析，从理论上推导出全补偿微灌系统均匀度系数与流量偏差系数之间基本关系式，同时采用传统的随机数字模拟方式对导出的公式进行了验证和分析，并且探讨了均匀度系数和流量偏差率之间的关系规律，最后通过实例说明了上述公式的运用价值。该研究成果为全补偿微灌系统的设计、工程灌水均匀度评价和补偿式灌水器制造偏差控制等提供了参考依据。     

微灌系统综合流量偏差率的计算方法

在分析目前水力偏差率以及流量偏差率计算方法的基础上，提出并定义了地面偏差率，确定了地面偏差率的计算方法，并对原有灌水器制造偏差率进行了重新定义；综合考虑制造偏差、水力偏差和地面偏差，分别推导出了不同偏差影响下的流量偏差率计算公式，并推导出了综合流量偏差率和极限综合流量偏差率的计算方法。研究结果为更准确设计微灌系统工程提供技术指导，使微灌系统实际运行指标与系统设计指标保持一致。     

对微灌滴头水流流态若干问题的思考及补偿机理的探索

滴头水力计算对于管道工程设计是十分重要的。该文研究了压管道水流流态划分的依据与水流条件、滴头工作水头与管流沿程损失水头的区别,及滴头流量的水温修正。并对无弹性件滴头流态指数x<0.5的现象,作了机理探讨,提出了"面积补偿"法。结果表明:1)将尼古拉兹水力实验成果为依据的有压管流流态套用于滴头水力计算中(除微管滴头外)是错误的;2)认为对流态指数x=1的滴头,按层流流态对滴头流量做水温修正是正确的;对x≤0.5的滴头,不需做流量的水温修正,原因在于流道内基本上全为局部损失,而不是滴头流态为紊流阻力平方区;对1>x>0.5的滴头,目前可不做水温修正,可在滴头水力试验中使用设计温度的水,获取符合水温要求的水力关系。3)对于滴头流态区分,仅对已基本淘汰的微管滴头有必要,对其余滴头并无实际需要,应于放弃。4)无弹性件滴头x<0.5的现象机理是"面积补偿",即过流面积随水头增大而减小,原因是流道边界的急剧变化和水流惯性与水头(流速)正相关。     

支毛管安装射流三通的滴灌系统水力性能研究

为分析脉冲水流对滴灌系统水力性能的影响规律,该文基于射流附壁和切换原理设计了一种支管射流三通,并与毛管射流三通开展组合试验。在毛管铺设长度为60 m,4种支管三通进口水头(9.5、12、14、15.5 m)条件下,研究支毛管安装射流三通或普通三通时灌水小区的灌水均匀度、脉冲频率与水头损失变化规律,并建立描述支管射流三通出口流量和压力的拟合关系式。结果表明,当支毛管三通均采用射流三通时,支毛管中均为间歇性脉冲水流,脉冲频率随支管进口水头增加而递增;毛管滴头流量在1.2～2.2L/h之间,沿程水头损失在0.9～1.6m之间;灌水均匀性系数在95.88%～98.56%之间,流量偏差率在8.35%～15.14%之间,灌水均匀度最高。根据研究结果,确定了灌水小区中支毛管三通的最优组合方式,可为射流技术在脉冲滴灌系统的研究、开发与应用提供理论依据。     

虹吸管道坡度对气液两相流动特性影响的试验研究

为了探明坡度对中行管段倾斜布置的正虹吸管路水力特性的影响,设置11个不同坡度(0、±1/60、±1/30、±1/20、±1/15、±1/10)和2个安装高度(4、6 m)在不同水位差下量测了虹吸管内的气液两相流动现象、含气率、气泡的运动速度、过流能力及总水头损失等水力特性。通过试验得到了正坡和逆坡管路坡度变化对管路水气流动现象的影响规律,揭示了坡度改变对管内含气率和气泡运动速度、虹吸管路流量及管路水头损失的影响规律,并结合理论分析探讨了气体存在对流量和总水头损失的影响。结果表明,随着坡度逐渐增大,管内伪空化现象逐渐减弱,气体的体积逐渐减小,含气率逐渐减小,气泡运动速度逐渐加快,虹吸管路的输水流量逐渐增大,总水头损失也逐渐增大。通过量纲分析的方法,推导出适用于倾斜布置的不同坡度下正虹吸管路输水流量的计算公式;经验证,公式计算值与实测值相接近,逆坡管路中相对误差控制在±6%,正坡管路控制在±7%。以上探究结果为实际工程中管路布置形式提供了参考依据。     

微灌旋流网式一体化水砂分离器试验

现有研究以及关注的过滤设备多集中于低含砂水水源,对于缺水地区以高含砂水为水源进行微灌的研究较少,该文提出一种新型微灌用网式一体化水砂分离器,并与常规水砂分离器进行试验对比分析,旨在解决以高含沙水为水源进行微灌的堵塞问题。该文在试验对比的基础上,分别计算网式一体化水砂分离器和常规水砂分离器的主要性能参数,包括溢流参数(溢流流量和溢流浓度)、底流参数(底流流量、底流浓度、底流分流比)以及分级分离参数(分离效率和分级效率)。结果表明,网式一体化水砂分离器和常规水砂分离器的溢流流量和底流流量均与进口压力呈正相关关系,而底流分流比与进口压力呈负相关关系;在进口压力为0.26~0.34 MPa时,网式一体化水砂分离器的分割粒度为20.0~25.0μm,分离极限为83.5~89.0μm,分离精度为0.40~0.43;而常规水砂分离器的分割粒度为24.5~27.5μm,分离极限为86.0~95.0μm,分离精度为0.27~0.42。如果以分离效率80%为评价指标,在进口压力为0.26~0.34 MPa时,常规水砂分离器的平均分离粒径为65μm,而网式一体化水砂分离器的平均分离粒径为45μm。研究可为高含砂水微灌用新型过滤器提供了试验方法、试验参数和理论依据。     

微灌砂石过滤器滤层泥沙的沉积与迁移特征

为探明泥沙颗粒在砂石过滤器滤层中沉积与迁移的规律,选用3种粒径（>0.90～1.25、>1.25～1.60、>1.60～2.00 mm）的石英砂作为滤料,通过滤柱模型开展0.4‰的浑水过滤试验,分析滤层沉积与迁移的泥沙质量、泥沙粒度分布以及过滤时的水力性能。结果表明：过滤过程3种滤柱泥沙截留率分别为 97.08%、94.53%、90.50%,滤后水均满足微灌水质要求,但构成砂滤柱的滤料粒径越大,泥沙在滤层中分布越均匀。各砂滤层截留泥沙的粒径分布宽度自上向下分别为1.86、3.37、4.12、4.21,随滤层深度增加,截留泥沙颗粒粒径减小;在>0.90～2.00 mm 范围内,随滤料粒径增大,更多的细颗粒泥沙可以随水流排出过滤器,但中砂与粗砂全部截留在滤层中。综上,3种砂滤柱过滤效率的差异主要体现在小粒径泥沙截留量上,而在满足微灌水质标准的情况下,该部分小颗粒泥沙并不会使灌水器流道产生物理堵塞。同时,根据流速与压强分析得,大粒径的砂滤柱不仅流速稳定,压强升高较慢,而且纳污能力强。因此,在滤后水满足微灌水质的情况下,应当优先采用大粒径滤料,这样不仅可以提升过滤效率,而且节能省材。研究结果对砂石过滤器滤料粒径及滤层高度的优化具有重要意义。     

薄壁微喷带喷洒宽度模型构建

为了更好指导微喷带在农业灌溉系统中规划与设计,在天津市农业水利技术工程中心开展了薄壁微喷带喷洒水滴直径试验与喷洒宽度试验,考虑了微喷带喷洒水滴运动过程中受空气阻力、重力、浮力等因素,建立了基于牛顿力学与流体力学理论的微喷带喷洒水滴运动数学模型,推导了微喷带喷洒宽度理论计算式,确定了计算式中的参数,并对微喷带喷洒宽度影响因素进行分析。结果表明:微喷带喷洒宽度计算公式计算结果与实测数据吻合较好,对于不同型号微喷带相对误差均小于10%。理论计算公式及试验结果均反映微喷带喷洒宽度随着喷孔仰角呈先增加后减小变化,且当喷孔仰角为40°左右喷洒宽度达到最大。微喷带喷洒宽度理论计算公式精度较高,可广泛应用于喷洒宽度的计算,为微喷带灌溉系统规划设计提供理论依据。     

微灌砂石过滤器滤帽水力性能试验及内部流场模拟

微灌用砂石过滤器中,集水滤帽是进行过滤过程集水和反冲洗过程散水的关键部件。为了获得滤帽内部流阻特性,改善砂石过滤器水损较大弊端,该研究对国内市场上常用的梯形集水滤帽进行了室内模型试验,测定了滤帽在不同过滤和反冲洗速度下的压降特性,并采用Fluent(15.0)软件对滤帽过滤和反冲洗过程中的流场分布特征进行了数值模拟,研究了滤帽内外的压降分布规律。结果表明：滤帽压降模拟结果和试验测试结果吻合性较好,相对误差3.54%～6.53%。随着滤速升高,滤帽产生的水头损失较滤层水损增长更为显著,反冲洗过程中的滤帽水损要大于过滤状态;通过对滤帽内部流场分析,滤帽水损主要产生于近滤缝区域和芯柱区域,均是由于过水流道突然缩小导致,在滤层滤速为0.030 m/s时,滤缝和芯柱进口处滤速分别为2.57和4.01 m/s。结合以上结果,设计了一种扁平球面滤帽结构,增加了滤缝面积,优化了芯柱结构,缩小了滤帽高宽比,通过数值模拟,表明扁平球面滤帽结构有助于改进过滤和反冲洗效果。研究结果可为滤帽选型和优化改进提供参考。     

不确定条件下土地资源空间优化的弹性空间划定

不确定条件下的资源环境管理可减少未来风险,提高政策有效性;土地资源具有空间特性,其优化过程中的不确定性最终会传递到空间上形成弹性空间,因此,探索不确定条件下土地资源优化的弹性空间划定具有重要理论与现实意义。该文首先分析了土地资源优化面临的不确定因素,并用区间数表示不确定指标,以区间优化模型测算了不同用地数量的弹性区间,再根据适宜度标准与空间扩张连续性要求设计了一种空间优化方法,用该方法把土地利用结构弹性区间表达在空间上形成其弹性空间,并以扬州为例做了实证研究。研究表明弹性空间是土地资源优化配置不确定性在空间上的表现;弹性空间划定可提前感知并应对不确定性的影响,有利于提高土地政策有效性;该研究为现行规划中弹性空间划定提供了理论依据与技术支持。     

幼苗气力拾取弹性苗托的设计与试验

幼苗气力拾取机构是育苗生产装备的关键机构,拾取机构采用气力拾取方法捡拾刚性平台上的幼苗时,由于幼苗存在个体差异,气力拾取手固定的吸附位置难以同时适应幼苗的尺寸和形态变化,存在损伤幼苗、作业耗时长耗能多的问题。针对以上问题,该文提出了一种由气力拾取手与弹性苗托构成的幼苗气力柔性拾取方法,设计了采用直径为0.32 mm钢丝进行缓冲的弹性苗托,对弹性苗托的结构参数进行了优化试验,并对刚性平台与弹性苗托的拾取性能进行了对比试验。试验结果表明：弹性苗托的两根缓冲钢丝支撑间距为9 mm,苗托槽口深度为6 mm,钢丝固定边距为4 mm的条件下,可保证对2.8～5.1 mm范围内茄子接穗苗的吸附成功率达到90%以上。在保证吸附直径4 mm茄子接穗苗成功的情况下,采用刚性平台时,平均幼苗损伤率为21%,平均吸附响应时间为0.08 s;采用结构参数优化后的弹性苗托时,平均幼苗损伤率降至5%,相对于刚性平台时损伤率减少16%,平均吸附响应时间减少至0.03 s,相对于刚性平台时作业时间减少62.5%。该研究结果为农业机器人幼苗拾取装置的开发提供了参考。     

改进型深筒式消力井消能效果及影响因素分析

为优化深筒式消力井装置的结构,使其在增加消能率的同时而不影响水流平顺流入下一级管道,并能降低水流对消力井井底的冲刷破坏作用,通过理论分析和模型试验研究,测量了消力井的相关水力参数,计算了不同结构体型消力井的水头损失系数和消能率,从消能率的角度探讨了多喷孔出水口的结构参数、溢流板高度与水头损失系数之间的关系,结合井底压强分布情况寻找较优的结构体型。结果表明:采用多喷孔出水口并增设溢流板的改进Ⅱ型消力井消能率比传统型的要高30%且井底压强分布均匀,在结构上具有明显优势。改进Ⅱ型消力井在小流量情况下过堰水流为自由出流,此时消力井水头损失系数会随流量的增加而降低,当流量增加至淹没出流后消力井水头损失系数随流量变化不明显。相对开孔面积为100%时,消力井主井水头损失系数随喷孔孔径的增加会有小幅度的减小;在距径比不大于2.5时水头损失系数随距径比的增大而减小,距径比大于2.5之后对水头损失系数影响不大;喷孔错列布置的水头损失系数明显比并列布置的大;溢流板高度对消力井水头损失系数的影响不明显,在淹没出流时堰板高度小的消力井水头损失系数略微有所降低。此研究可为深筒式消力井的结构设计提供参考,亦可为解决长距离管道输水过程中的消能问题提供科学依据。     

压差式管道机器人柔性多体系统流固耦合模型构建

流体驱动下压差式管道机器人的运动属于复杂的流固耦合动力学问题,通过数值模拟方法分析机器人的动力响应,评估机器人在管道内的巡线能力具有重要的工程意义。该文基于耦合的欧拉-拉格朗日（Coupled Eulerian-Lagrangian,CEL）方法,构建了机器人柔性多体系统的流固耦合动力学模型,以平均驱动压差、平均摩擦力和密封皮碗的米塞斯应力峰值为指标,评价机器人对管道环境的适应性。数值模拟结果表明,与3舱段管道机器人相比,5舱段管道机器人的平均速度和速度波动幅值分别降低5.3%和18.6%,但是平均驱动压差、摩擦力和峰值米塞斯应力分别增加了56.9%、95.7%和42.0%。由此,随着舱段数增加,密封皮碗的变形进一步增加,流体需提供更大的驱动压差克服摩擦力作用,但机器人系统的速度平稳性有所提高。3舱段和5舱段机器人在管道焊瘤高度20 mm、弯道角度90°、弯道曲率半径300 mm时的平均摩擦力、平均驱动压差以及密封皮碗的米塞斯应力峰值均达到最大值：3舱段机器人分别为0.98 MPa、10.61 kN和28.30 MPa,5舱段机器人分别为0.63 MPa、5.64 kN和24.16 MPa。因此,与3舱段机器人相比,在弯道与焊瘤约束的联合作用下,5舱段机器人需要消耗更多的流体压力能克服管道的约束阻力;更高的摩擦力将使密封皮碗磨损加速,削弱密封性能,而更高的米塞斯应力峰值也将增加密封皮碗的脆性断裂风险,导致5舱段机器人对于管道环境的适应性弱于3舱段机器人。研究结果可为管道机器人的巡线能力评价和设计优化提供参考。     

U 形渠道量水平板水力性能试验研究

根据北方灌区渠道底坡缓且灌溉水流多泥沙的现状,该文针对U型渠道设计了平板量水装置。为了探索不同尺寸悬垂薄平板在明渠水流冲击作用下的水力学特性,确定流量与平板偏转角度之间的关系。分析水流流态,将渠道运动水流分为3部分,对平板部分水流应用闸孔淹没出流公式,建立流量计算模型,得出流量与角度的半经验关系式。对流量系数计算模型中的待定系数进行估计,得到了统一形式的流量公式。U型平板测流范围为9～44L/s,经验证,计算流量与实测流量之间最大相对误差为6.9%,平均相对误差为3.2%,其中收缩比0.547、0.439平板测流相对误差均小于5%,满足灌区量水要求。同一收缩比板型,相对水头损失随着流量增大而减小,不同收缩比板型,相对水头损失随着板型收缩比增大而增大,除收缩比0.715平板在小流量(本试验大约为10L/s)测流时,相对水头损失比在10%以上,其余平板测流时相对水头损失均小于10%,其中收缩比为0.439和0.337平板最大水头损失不超过上游总水头6%。经过综合分析,选择0.547到0.439为平板最佳收缩比测流范围。研究可为灌区量水设施的改进提供依据。