基于沙粒运动特性的分流对冲式滴头抗堵优化

摘要：针对灌溉水源泥沙含量高导致灌水器易堵塞的难题，对分流对冲式滴灌灌水器开展抗堵塞优化研究.通过短周期浑水试验确定出易造成灌水器堵塞的沙粒敏感粒径区间，应用CFD模拟分析流道的流场分布和敏感粒径区间沙粒的运移特性，最后根据数值模拟结果划分出流道边壁中的敏感区域并据此开展结构优化.结果表明：沙粒粒径越大，跟随性越差，造成灌水器堵塞的进程越快，0.10 mm以上的沙粒极易造成灌水器的堵塞.流道边壁上存在敏感区域，沙粒与敏感区域发生碰撞后其运动方向会发生改变并进入旋涡区聚集，导致流道被堵塞的风险显著增加.针对流道边壁敏感区域开展结构优化可显著改善沙粒的运移特性，使沙粒能够顺畅通过灌水器内部的流道单元，优化后灌水器的水力性能降低1.5%，但其抗堵塞性能大幅提高30.0%～60.0%.基于沙粒运动特性提出的结构优化方案可为灌水器流道的抗堵优化设计提供参考.

关键词：分流对冲式灌水器；沙粒粒径；抗堵性能；水力性能；结构优化

中图分类号：S277.9 文献标志码：A 文章编号：1674-8530（2024）09-0914-07

DOI：10.3969/j.issn.1674-8530.22.0233

秦程，吕德生，王振华，等.基于沙粒运动特性的分流对冲式滴头抗堵优化[J].排灌机械工程学报，2024，42（9）：914-920.

QIN Cheng， LYU Desheng， WANG Zhenghua， et al. Optimization of anti-clogging for shunt-hedging dripper based on motion cha-racteristics of sand particle[J]. Journal of drainage and irrigation machinery engineering（JDIME），2024，42（9）：914-920.（in Chinese）

Optimization of anti-clogging for shunt-hedging dripper based

on motion characteristics of sand particle

QIN Cheng^1，2，3， LYU Desheng^1，2，3*， WANG Zhenghua^1，2，3， LIU Ningning^1，2，3，

ZHANG Dongnan^1，2，3， LI Jiayang^1，2，3

（1. College of Water and Architectural Engineering， Shihezi University， Shihezi， Xinjiang 832000， China; 2. Key Laboratory of Modern Water Saving Irrigation of the Xinjiang Production amp; Construction Corps， Shihezi， Xinjiang 832000， China; 3. Corps Industrial Technology Research Institute， Shihezi， Xinjiang 832000， China）

Abstract： Aiming at the problem that the emitter was easy to be blocked due to the high sediment content in the irrigation water source， the optimization of anti-clogging for shunt-hedging drip irrigation emitters was carried out. The sensitive diameter ranges of sand particles that was easy to block the emitter was determined through the short-cycle anti-clogging tests. Computational fluid dynamics （CFD） method was applied to analyze the flow field distribution in the flow channel and the motion characteristics of sand particles within the sensitive diameter range. Finally， the sensitive areas in the flow channel boundary was divided according to the numerical simulation results， and the structure optimization was carried out. The results show that the larger the sand particle size， the worse its followability and the faster the process of blocking the emitters. Sand particles with a diameter greater than 0.10 mm can easily cause blockage of the emitter. There are sensitive areas on the boundary of the flow channel. When the sand particles collides with the sensitive areas， their movement direction will be changed and it will enter the vortex area to aggregate， resulting a significant increase in the risk of the flow channel blockage. The structure optimization aimed at the sensitive area improves the motion characteristics of sand particles. After optimization the hydraulic performance of the optimized emitter is slightly reduced by 1.5%， but its anti-clogging performance is greatly improved by 30.0%-60.0%. The structure optimization scheme based on the sand movement characteristics can provide a reference for the anti-clogging optimization design of the flow channel of the emitter.

Key words： shunt-hedging emitter；sand particle size；anti-clogging performance；hydraulic performance；structure optimization

为缓解中国干旱半干旱地区灌溉用水日益紧张的局面，使用高含沙水作为滴灌水源成为了有效途径之一^[1].但灌水器的堵塞问题也接踵而至，如何减缓灌水器堵塞成为了国内外学者研究的热点.

无机颗粒物质造成的物理堵塞是引起灌水器堵塞的最主要原因^[2-3].目前解决灌水器堵塞的措施可分为2大类：① 外部措施，即在滴灌系统首部，通过沉淀、过滤等措施，控制水源中泥沙粒径大小、含沙量，但含沙水经处理后，仍有部分细小沙粒进入灌水器流道，在流道中沉积或固结于流道壁面导致灌水器堵塞^[1，4].② 内部措施，即改变灌水器内部流道的结构形状，对流道进行结构优化提升其抗堵塞性能.近几年，CFD数值模拟因其周期短、可靠的特点而被大量学者广泛运用于灌水器流道的结构优化研究^[5].魏正英等^[6]根据数值模拟结果消除流道内的低速区和旋涡区以提升灌水器的抗堵塞性能.牛文全等^[7]根据二相流模型的模拟结果提出以含沙量较小的等值线作为边界，以减少泥沙颗粒的淤积堵塞.YANG等^[8]根据CFD软件的模拟结果，提出以湍动能值较小处作为流道边界，提高流场紊流程度以延缓灌水器的堵塞.这些研究对于提升灌水器的抗堵塞性能具有一定作用，但损失了较多的水力性能^[6]，且优化后的流道边界形状复杂难以制造加工^[7].事实上，灌溉水源中有很多的微小悬浮颗粒，尽管通过各种工程措施可以有效控制颗粒物的含量，但却无法完全去除^[9].使沙粒快速、稳定地通过所有流道单元能有效提升灌水器的抗堵塞性能.

综上，文中对分流对冲式滴灌灌水器进行短周期抗堵塞试验，确定容易导致流道堵塞的敏感粒径区间.借助数值模拟的方法研究敏感粒径区间沙粒的运动特性，确定流道边壁上敏感区域的分布位置并对流道开展结构优化，从而为灌水器流道的抗堵优化设计提供参考.

1 材料与方法

1.1 试验材料与装置

分流对冲式流道及其灌水器由8个“回”字形流道单元组成，每个流道单元深0.8 mm，宽2.6 mm，包含一个“D”字形分流部件和对称分布的2个圆弧式导流部件.流道的结构参数如图1所示.

图2为灌水器的性能试验平台，水箱容积为0.8 m×0.8 m×0.3 m并配有搅拌棒，灌水器流量测量部分的管道每15 cm设置1个出水孔用于安装灌水器试件，可同时供6个试件进行试验.开展试验时，优化前、后分流对冲式灌水器均设置3个试件（3个重复）进行试验，所有试件由高精度3D打印机制作，打印精度0.05 mm，经电子显微镜测量满足试验要求.清水试验下，灌水器进口的相对压力区间为0.05～0.20 MPa，压力梯度为0.01 MPa，出口为自由出流，即0.每次灌水5 min，取3个试件的平均流量值作为流量试验值.浑水试验的泥沙取自当地玛纳斯河流域并参照现有滴头的敏感粒径区间将河沙划分为D1：（0.100，0.150] mm，D2：（0.075，0.100] mm，D3：（0.063，0.075] mm，D4：（0.045，0.063] mm，D5：（0.031，0.045] mm和D6：≤0.031 mm.因玛纳斯河流域常年泥沙含量为3 g/L且周边团场过滤系统不完善，存在直接从渠道引水进行灌溉的现象，故配置浓度为3 g/L的浑水进行试验，并使用搅拌棒搅拌浑水以保证试验中泥沙浓度始终均匀.浑水试验包括D1—D6单粒径组沙粒的浑水试验和D1—D6粒径组沙粒1∶1∶1等质量混合后级配均匀的浑水试验，共计7组.采用间歇性浑水滴灌测试方法，在0.10 MPa的相对进口压力下，每次灌水30 min，在最后5 min记录流量值，间隔6 h后再进行下一次灌水，计划灌水25次.

1.2 数值模拟方法

1.2.1 网格划分

采用NX 12.0和ANSYS Workbench分别对流道进行建模和非结构化网格划分.由于流道中存在狭缝和圆弧，选择狭缝加曲率函数进行整体网格划分，并对流道近壁区网格进行加密，以更准确地模拟近壁区的流动状况.为保证数值模拟的准确性，在0.10 MPa的进口压力下，采用整体逐渐加密的方法进行网格无关性检验，如图3所示.

当网格数量N达到94万后，灌水器的流量Q模拟值不会因为网格数量的变化而产生明显变化.最终选定网格最大尺寸为0.036 mm，网格数量为94万的模型进行数值模拟计算.

1.2.2 边界条件

在灌水器的流场计算中，选用标准k-ε紊流模型，壁面采用无滑移壁面条件，进、出口分别设置为压力进、出口.进口的相对压力区间为0.05～0.20 MPa，压力梯度为0.01 MPa，出口为自由出流.采用“SIMPLIC”算法耦合速度和压力，对流相等参数的离散均采用二阶迎风格式，收敛精度设置为10^-5.如图4所示，在进口处为入射颗粒设置了6个位置分别入射，采用DPM模型模拟0.10 MPa的进口压力下单个沙粒在流道内的运动轨迹及其速度变化规律.颗粒密度设置为2 500 kg/m³，将流体视作连续相，沙粒视作离散相，考虑到流体湍流脉动引起的颗粒扩散，开启双向耦合计算^[8]，此外，如图4所示的颗粒运动过程中周围流体在外力的作用下会随着颗粒作同向运动，周围流体的范围约为10倍颗粒的直径，会对颗粒产生虚拟质量力.因此综合考虑虚拟质量力、重力、浮力和曳力等，采用随机轨道模型对沙粒的运动规律进行求解^[10].

1.3 试验验证

采用清水进行试验以验证文中所选用的数值方法的可靠性.如图5所示，0.04～0.20 MPa进口压力下，流量试验值与模拟值的误差在1.32%～3.21%内，符合误差要求，充分证明了文中数值模拟方法、结果及精度的准确性.

2 结果与分析

2.1 优化前流道的流场分布特性

在0.10 MPa的相对进口压力下，通过数值模拟得到清水条件下流道中深截面处的速度云图，如图6所示.模拟结果表明，每个流道单元内的速度分布一致，定义导流件背部为旋涡区I，分流件背部为旋涡区Ⅱ，其余区域为主流区Ⅲ，其中水流对冲区为区域Ⅲ^*.旋涡区的流速普遍较低，泥沙颗粒发生沉积的概率较大^[11].相较而言，由直角边壁包围形成的旋涡区I不仅促使沙粒稳定地沉积，而且沙粒在大旋涡的作用下还会互相黏结形成团聚体，造成灌水器堵塞的风险增高.

2.2 沙粒粒径对灌水器堵塞的影响

在0.10 MPa的相对进口压力下，开展短周期浑水试验，记录不同灌水次数下对应的浑水流量q_i与初始清水流量q₀的比值称为相对流量q_r，当q_r＜75%，则认为灌水器发生严重堵塞^[12]，计算式为

q_r=q_iq₀×100%．（1）

流道发生堵塞时所经历灌水次数越少，说明该粒径段的沙粒造成灌水器堵塞所需要的时间周期越短，也就越容易造成灌水器堵塞.图7为不同粒径段下优化前不同灌水次数n分流对冲式灌水器的相对流量变化.试验结果表明，D1—D5粒径组的浑水分别在第10，12，16，18，15次灌水后造成灌水器堵塞；而D6粒径组的浑水在第25次灌水后未造成灌水器堵塞，其相对流量仍在78%以上.由此可知，沙粒粒径越大越容易堵塞灌水器.

采用SPSS22.0统计软件分析6种粒径组泥沙颗粒对灌水器堵塞影响，以平均每次灌水相对流量变化率作为方差分析的因变量，统计结果如表1所示，粒径对堵塞的影响存在显著性的差异（P＜0.05），并将D1，D2划分为极易堵塞沙粒组，D3，D4，D5划分为易堵塞沙粒组，粒径D6划分为难堵塞沙粒组.

图8为不同粒径组沙粒造成分流对冲式流道堵塞的实物图.

图8a，8b显示，极易堵塞粒径组沙粒一方面主要沉积于旋涡区Ⅰ；另一方面有部分沙粒在流道主流区截面位置处出现集中堆积，这是因为沙粒的浓度和粒径较大，当其短时间内大量且集中地通过主流区狭小流道截面时，会阻塞该截面进而导致流道的快速堵塞.图8c，8d和8e显示，旋涡区I是易堵塞沙粒组沙粒沉积的主要位置，随着灌水次数的增加，沙粒不断沉积使灌水器的相对流量逐渐下降直至堵塞.从图8g可以看出，由于难堵塞沙粒组沙粒较为细小，对水流的跟随性较好易随水流出，难以造成流道堵塞，但旋涡区Ⅰ仍是沙粒聚集的主要区域.综上所述并结合流场分布（见图6）来看，相较于狭长的旋涡区Ⅱ，沙粒更容易在宽大的旋涡区Ⅰ沉积并发展为较大的块团，流道拐角处的低速旋涡区Ⅰ是导致流道堵塞的高风险位置.

2.3 敏感粒径沙粒运动特性

在0.10 MPa的相对进口压力下，开展DPM数值模拟，设置直径分别为0.10，0.15 mm的颗粒模拟极易堵塞沙粒组中单个沙粒的运动特性，直径为0.05 mm的颗粒模拟其余粒径组中的单个沙粒的运动特性作为对照参考.结果表明，6个入射位置下0.05，0.10和0.15 mm沙粒流出流道所经历的平均运移路程分别为47.72，56.32和62.87 mm，进入旋涡区的总次数分别为3，18和24.由此可知，随着沙粒直径的增大，沙粒在旋涡区运动的路程增多.由于不同位置下入射的沙粒其运动特性相似，以O处入射的沙粒为例做具体分析，图9为俯视及侧视方向沙粒的运动轨迹和沙粒与周围流体的速度变化，图中v为流速，l为流道长度.0.05 mm沙粒存在比周围流体速度大的现象，这是因为在水流裹携沙粒与流道内部结构撞击时，水流受壁面摩擦力和黏滞力的影响，动能被充分损耗形成局部水头损失，而细小颗粒质量轻、惯性小，与壁面撞击后能够改变方向继续运动，较好地保留了动能.0.01和0.15 mm沙粒在运动过程中悬浮效果较差，在自身重力作用下会与流道底部持续摩擦，致使其运动速度往往低于周围流体速度.当沙粒直径为0.05 mm时，其运动轨迹光滑有规律，速度均值为2.25 m/s，沙粒速度与周围流体速度高度重合，沙粒与水流的运动一致性较好；当沙粒直径为0.10 mm时，其运动轨迹变得混乱，速度均值为1.90 m/s，沙粒速度与周围流体速度间的偏差增大，与流道边壁发生碰撞后开始脱离主流区运动；当沙粒直径为0.15 mm时，其运动轨迹杂乱无章，速度均值为1.56 m/s，沙粒速度与周围流体在速度上出现明显偏差.由此可知，随着沙粒直径的增大，沙粒与周围流体间的速度偏差增大，平均速度减小，此结果与唐学林等^[10]的模拟结果一致.这是因为沙粒直径越大，在运动中受到的阻力越大，导致水流的裹携作用减弱，沙粒的跟随性变差.

在沙粒运动轨迹的数值模拟中，每种粒径沙粒在流道进口处均设置有6个不同入射位置，而流道含有8个流道单元，从而得到不同粒径沙粒在48个流道单元中的运动轨迹.如图10所示，模拟结果显示流道边壁上存在敏感区域，与之碰撞的大沙粒更容易改变运动方向进入旋涡区，甚至在旋涡区重复做涡团运动难以逃逸.将分流部件迎水面定义为面A，旋涡区I的边界定义为面B，C，以面B，C的交点和面A端点分别为起始点记录3个面上沙粒的碰撞位置，筛选出导致沙粒进入旋涡区I聚集的最远碰撞点分别为L_A，max=0.58 mm，L_B，max=0.64 mm和L_C，max=0.90 mm.统计不同粒径沙粒在48个流道单元中的运动轨迹发现，0.05，0.10和0.15 mm沙粒与面A的敏感区域碰撞后进入旋涡区I的概率分别为9.1%，72.2%和87.5%，在面B，C敏感区域作用下二次进入旋涡区I的概率为100.0%.沙粒粒径越大，受敏感区域影响而沉积于旋涡区I的概率越高，堵塞流道所需周期就越短，这与浑水试验结果一致.

2.4 流道结构优化改进分析

针对敏感区域开展结构优化，使沙粒顺利通过整个流道有助于提升灌水器的抗堵塞性能.图11为流道的结构优化示意图，整个优化过程均采用直线几何的方式进行优化处理，以保留更多的流道空间并方便加工制造.首先，对壁面A的敏感区域进行径向削除，以防止沙粒与敏感区域碰撞后进入旋涡区I.考虑到壁面A的分流和消能作用，在优化时不应破坏其基本功能.因此，计算面A敏感区域内沙粒碰撞位置的平均值，得到L_A=0.39 mm，由此确定面A的优化区域为0≤L_A≤0.39 mm，其削除角度θ=41°与L_A=0.39 mm位置处的流场局部速度矢量一致，确保优化后的边壁形状与沙粒的运动方向一致以适应其后续运动.由于面B，C敏感区域造成沙粒二次进入旋涡区Ⅰ的概率为100%，因此，将面B，C敏感区域0≤L_B≤0.64 mm和0≤L_C≤0.90 mm构成的直角三角形空间所覆盖的低速旋涡区全部填充.

在0.10 MPa的相对进口压力下，对优化后的流道再次开展数值模拟，图12为优化后分流对冲式流道的流场分布和沙粒运动轨迹图.模拟结果显示，优化后流道的主流区占比增加21%，沙粒能够更好地随主流区运动.0.05，0.10和0.15 mm沙粒在优化后流道中的平均运移距离分别为44.78，43.28和42.65 mm，进入旋涡区的总次数分别为3，2和2，沙粒与水流的运动有着较好的一致性.

通过清水物理试验分析优化前、后分流对冲式灌水器的水力性能变化.将不同压力值h对应的流量实测值q进行拟合可以得到灌水器的流态指数，拟合公式为

q=kh^x.（2）

流态指数越小代表灌水器的水力性能越好.图13为灌水器的水力特性曲线图，拟合得到优化前、后灌水器的流态指数为分别为0.479和0.486，优化后灌水器的流态指数增大0.007，水力性能仅下降1.5%.

通过短周期浑水试验分析优化前、后分流对冲式灌水器的抗堵塞性能变化.图14a为单粒径组浑水试验下优化后灌水器的相对流量变化，粒径组D1—D5的浑水分别在第14，18，22，24和23次灌水后造成优化后流道堵塞；粒径组D6的浑水在第25次灌水后未造成优化后流道的堵塞，其相对流量仍在84%以上.图14b为泥沙级配均衡条件下优化前、后灌水器的相对流量变化，优化前、后的灌水器分别在第15，24次灌水后发生堵塞.试验结果表明，优化后灌水器的水力性能仅下降1.5%，但针对不同粒径沙粒，其抗堵塞性能提升30.0%～53.3%；在泥沙级配均衡的条件下，抗堵塞性能提升了60.0%.结构优化方案具备可行性.

3 结 论

1） 沙粒粒径越大，越容易造成灌水器的堵塞.0.100～0.150 mm的大沙粒在流道中快速堆积沉降导致灌水器快速堵塞；0.031～0.100 mm的沙粒不断沉积于旋涡区致使灌水器逐渐堵塞；小于0.031 mm的沙粒跟随性较好，不易造成灌水器的堵塞.

2） 沙粒粒径越大，跟随性越差.沙粒与流道边壁上的敏感区域发生碰撞后，导致运动方向突变并进入旋涡区沉积，这是造成分流对冲式流道堵塞的主要原因.

3） 基于敏感粒径沙粒的运动特性对流道开展结构优化，使得分流对冲式流道的主流区占比增加21%，沙粒在流道中的运移距离及进入旋涡区的次数明显减少.灌水器水力性能降低了1.5%，抗堵塞性能大幅提升30.0%～53.3%，优化方案具有可行性.

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（责任编辑 谈国鹏）