負壓反饋射流噴頭脈沖特性及其影響規(guī)律

王新坤，姚吉成，徐勝榮，靳彬彬，丁師偉

負壓反饋射流噴頭脈沖特性及其影響規(guī)律

王新坤1，姚吉成1，徐勝榮1，靳彬彬1，丁師偉2

（1. 江蘇大學流體機械工程技術研究中心，鎮(zhèn)江 212013；2. 山東泰山抽水蓄能電站有限責任公司，泰安 271000）

脈沖特性對負壓反饋射流噴頭的水力性能有著重大影響，也是區(qū)別于其他類型灌溉噴頭的典型特征，為了系統(tǒng)性研究負壓反饋射流噴頭的脈沖特性，進一步掌握負壓反饋射流噴頭的設計方法。該文針對負壓反饋噴頭的工作原理和噴灑機制進行了深入分析，確定了高頻率、高壓力振幅的噴頭結構優(yōu)化方向。對影響噴頭脈沖特性的主要因素（包括位差比、側壁傾角和劈距比）及其耦合對脈沖特性的影響分別進行了研究，確定了具有較好脈沖特性的噴頭結構參數設計區(qū)間，并探究了不同因素對脈沖特性的影響規(guī)律。結果表明，脈沖頻率隨位差比、劈距比變化的減緩轉折點分別為位差比0.525、劈距9；壓力振幅隨位差比增加而增加，增緩轉折點為位差比0.450、側壁傾角，劈距比與壓力振幅的關系呈先增后減趨勢，增轉減轉折點分別約為側壁傾角12°、劈距比9。通過正交試驗，采用極差分析法，計算相對影響指數，得到影響噴頭脈沖特性的因素主次順序為：位差比、劈距比、側壁傾角，提出了最優(yōu)脈沖結構參數：位差比0.450、側壁傾角10°、劈距比7。研究可為國產新型負壓反饋射流噴頭后續(xù)優(yōu)化研究提供參考。

噴頭；壓力；數值分析；射流；脈沖頻率；正交試驗

0 引 言

農業(yè)是國民經濟的基礎和命脈，也是傳統(tǒng)的用水大戶。中國農業(yè)用水量高達60%，部分地區(qū)甚至高達70%以上，但現階段全國農田灌溉水利用系數在0.55左右，相比發(fā)達國家較低，節(jié)水潛力巨大[1-3]。農業(yè)節(jié)水已成為緩解中國水資源短缺的必然選擇與根本出路。噴灌是解決農業(yè)灌溉缺水的最有效技術之一[4-8]。噴頭是噴灌系統(tǒng)的核心設備，其性能好壞會直接影響噴灌系統(tǒng)整體的噴灌效果。目前，國內噴頭技術主要沿用PY系列搖臂式噴頭，這種噴頭具有性能穩(wěn)定和適用范圍廣等優(yōu)點，但是存在結構復雜、壽命較短的問題[9-11]。

全射流噴頭是一種反作用式旋轉噴頭，它利用射流的附壁效應完成噴頭的直射、步進和反向功能，具有結構簡單，水力性能好等優(yōu)點[12-16]。王新坤[17]依據射流附壁效應設計了一種具有脈沖特性的負壓反饋射流噴頭。隨后，其團隊[18]對負壓反饋射流噴頭的射程、噴灌強度、水量分布及噴灑均勻性分別進行了研究，并與PY210A型搖臂式噴頭進行了水力性能對比，結果表明，負壓反饋射流噴頭水力性能較優(yōu)，具有較好的發(fā)展前景。脈沖作為負壓反饋射流噴頭的重要特性，對噴頭的轉動特性，射程、噴灌強度以及灌水均勻性有著重大影響，因此有必要針對脈沖特性的影響因素及其對噴頭水力性能的影響機制進行系統(tǒng)性研究。本文從噴頭的設計原理出發(fā)，從理論上分析脈沖特性（包括壓力振幅，脈沖頻率）對負壓反饋射流噴頭的噴灑機制和噴頭水力性能的影響，以確定基于脈沖特性的負壓反饋射流噴頭內部結構優(yōu)化方向；通過模擬試驗探究不同結構因素對脈沖特性的影響規(guī)律，對脈沖形成機理進行分析，并采用正交試驗方法確定噴頭最優(yōu)內部結構，以期為國產新型負壓反饋射流噴頭后續(xù)優(yōu)化研究提供參考。

1 負壓反饋射流噴頭結構、設計機理與噴灑機制

1.1 噴頭結構

圖1為負壓反饋射流噴頭總裝圖，主要包括旋轉密封機構、射流元件、噴管和噴嘴等。其中射流元件的內部結構決定著噴頭是否具有穩(wěn)定的脈沖效果，主要影響因素為位差比、側壁傾角和劈距比，為射流元件進口寬度。位差為射流元件進口離側壁的最小距離，即主射流與側壁的最小距離。位差較大，較容易形成低壓渦流區(qū)，但是會出現射流還未附壁就換向的微小振蕩狀態(tài)、位差較小，射流較難附壁。原因是如果側壁遠離主射流，低壓渦旋強度減弱，主射流就不容易彎曲偏轉。反之，如果兩側壁過于接近，射流與兩側壁之間都易形成低壓旋渦，而成為附著于兩側的擴散流[19-21]。為射流元件側壁與中心軸線的夾角。側壁傾角過大，射流離壁面距離較遠，射流兩側低壓渦旋強度和壓差較小，因此，難以附壁、側壁傾角過小，渦區(qū)形成位置上移，導致射流附壁點上移，噴頭整體長度增加。劈距為射流元件進口末端距分流劈的最小距離。劈距過小，容易形成兩側擴散流、劈距過大，射流集中性減弱，不利于射流的卷吸作用，同時會導致噴頭整體結構變長。設定噴頭的進口公稱直徑為10 mm，導流段收縮角為16°，分流劈直徑4 mm；主副噴管直徑7 mm，長度56 mm，仰角30°；主副噴嘴直徑4 mm。導流段后面為射流元件進口，考慮到噴頭整體大小，設計進口寬度為4 mm，深度8 mm。根據現有的研究成果[22-24]，初步設計為0.3～0.6、為6～10、為8°～16°。

1.旋轉密封機構 2.噴頭進口 3.空心軸 4.扭力彈簧 5.橡膠墊片 6.導流段 7.射流元件進口 8.左側反饋口 9.右側反饋口 10.左側壁面 11.右側壁面 12.主噴管 13.副噴管 14.分流劈 15.主噴嘴 16.副噴嘴 17.驅動板

1. Rotating sealing mechanism 2. Nozzle inlet 3. Hollow shaft 4. Torsion spring 5. Rubber gasket 6. Diversion section 7. Jet inlet 8. Left feedback port 9. Right feedback port 10. Left side wall 11. Right side wall 12. First draft tube 13. Secondary draft tube 14. Splitter plate 15. Main nozzle 16. Second nozzle 17. Driver baffle

注：為噴頭進口直徑；為進口段收縮角；為進口寬度；為位差；為劈距；為側壁傾角

Note:is sprinkler inlet diameter, mm;is sprinkle inlet section contraction angle, (°);is inlet width, mm;is the shortest distance between inlet and side wall, mm;is distance from inlet to concave, mm;is side wall inclination, (°).

圖1 負壓反饋射流噴頭的結構剖面圖

Fig.1 Structure diagram of negative pressure feedback jet sprinkler

1.2 噴頭工作原理

當射流剛進入噴頭內部時，基于射流的康恩達效應[25]，主射流會向一側壁面偏轉附壁。圖2為主射流附壁右側示意圖，當主射流附壁右側時，由于高速水流的卷吸作用，會在右側壁面靠近反饋口附近產生低壓區(qū)，此時右側反饋口進行補氣，主射流偏轉至左側附壁，同理左側反饋口進行負壓補氣，主射流偏轉至右側。以此類推，射流會不斷地進行周期性附壁和切換，主射流會從噴頭的主副噴嘴間歇性地射出。

1.3 噴灑機制

有別于傳統(tǒng)灌溉噴頭，由于負壓反饋射流噴頭獨特的脈沖特性，其噴灑機制具有以下明顯特點：

1）主副噴嘴出射水流均具有明顯的脈沖水簾效果，噴灑效果較好。主副噴嘴均具有最遠和最近的雙射程噴灑機制。當主射流完全偏轉至主噴嘴時，主噴頭射程達到最遠，此時副噴嘴處偏轉水流較少，副噴嘴射程較近；同理，當主射流完全偏轉至副噴嘴時，副噴嘴射程達到最遠，主噴嘴射程最近?；诿}沖特性，噴頭噴灑過程會在這2種噴灑機制中進行連續(xù)交替切換，較好地保證了近中處的噴灑效果。

2）脈沖頻率越高，出射水流間斷次數越多，射流在空中霧化效果越好、同時射流打擊擋板的頻率也越高，噴頭步進角度越均勻連續(xù)，整體噴灑越均勻。

3）壓力振幅越大，主射流偏轉率越高，偏轉流量越大，噴頭射程越遠、同時驅動力也越大，滿足了低壓條件下的轉動需求。

因此，負壓反饋噴頭的結構優(yōu)化，應該以脈沖頻率，壓力振幅最優(yōu)為標準。

1.射流進口 2.右側反饋口 3.左側反饋口 4.低壓渦流區(qū) 5.分流劈

1.Jet inlet 2.Right feedback port 3.Left feedback port 4.Low pressure vortex zone 5.Split structure

注：箭頭方向為水流方向。

Note: Arrow is flow direction.

圖2 主射流附壁右側示意圖

Fig.2 Schematic description of right-wall for main flow

2 噴頭結構參數與脈沖特性關系數值模擬

2.1 數值計算方法及參數設置

設計負壓反饋射流噴頭的三維結構，導入CFD—ICEM中進行四邊形非結構網格劃分，并在噴頭過渡段對網格進行局部加密，來提高網格整體質量，網格數量78 936，網格質量在0.39以上。三維模型及網格劃分如圖3所示。采用Fluent軟件對噴頭的脈沖特性進行模擬研究。內部流動方程與湍流模型分別采用三維N-S方程和RNG-湍流模型、射流噴頭的進口邊界條件為壓力0.25 MPa，壓力出口為0、模擬過程采用瞬態(tài)模擬，時間步長0.001 s，收斂精度為10-4、求解采用SIMPLE算法和二階迎風格式計算，計算過程中不考慮重力影響、質量交換和熱量交換等因素。

圖3 負壓反饋射流噴頭三維模型和網格劃分

2.2 模擬結果與分析

2.2.1 位差比、側壁傾角和劈距比的耦合分析

研究采用控制變量法，在數值模擬中控制位差比、側壁傾角和劈距比3個因素中任意2個保持不變依次改變第3個變量，分析其對脈沖特性的影響。通過125（5×5×5）組射流元件結構的射流噴頭進行數值模擬分析，其中位差比設置0.300、0.375、0.450、0.525、0.600，側壁傾角設置8°、10°、12°、14°、16°，劈距比設置6、7、8、9、10。最終得到了64組主射流具有穩(wěn)定脈沖切換效果的結構。以位差比作為單一變量整理得到了不同位差比下具有較好脈沖特性的噴頭結構參數設計區(qū)間，結果如圖4所示。

注：s/w為位差比，H/w為劈距比，下同。

由圖4可以看出，不同的位差比條件下，側壁傾角和劈距比的有效設計區(qū)間區(qū)別較大。當位差比為0.300時，由于位差較小，只有在較大側壁傾角下，射流才能進行附壁和切換，具有較好脈沖特性的結構參數的設計區(qū)間相對較??；當位差比為0.375、0.450時，位差大小較為合適，在大部分設計劈距和側壁傾角范圍內，射流均具有較好脈沖特性，結構參數的設計區(qū)間較優(yōu)；當位差比為0.525、0.600時，由于位差比較大，射流較難附壁，只能通過減小側壁傾角和劈距比來相應縮短射流與壁面的距離，實現射流的附壁切換，同時當側壁傾角和劈距均較大時，射流仍有機會形成脈沖，主要是因為此時射流兩側空間較大，能夠形成較大的低壓渦流，射流兩側壓力差較大，在一定程度上補償了大位差時射流所需的附壁力。

2.2.2 位差比、側壁傾角和劈距比對噴頭脈沖特性的影響

為了更準確地得到各關鍵結構參數對噴頭脈沖特性的影響規(guī)律。以位差比為例，在模擬結果中選出在上述5中位差中至少4種位差比下均具有脈沖效果的側壁傾角與劈距比組合，其中有6組結構組合符合要求，針對6種不同側壁傾角與劈距比組合下的脈沖頻率，壓力振幅與位差比的關系進行對比分析，結果如圖5a和圖5b所示。同理進行篩選分析得到脈沖頻率，壓力振幅與側壁傾角，劈距比的關系分別如圖5c～圖5f所示。

由圖5a和圖5b可以看出，隨著位差比增大，脈沖頻率呈遞減趨勢，當位差比大于0.525時，脈沖頻率的減小趨勢逐漸放緩；壓力振幅隨著位差比增大呈遞增趨勢，當位差比大于0.450時，壓力振幅的增大趨勢也開始放緩。

由圖5c和圖5d可以看出，隨著側壁傾角增大脈沖頻率變化幅度較小；當側壁傾角從8°增加到12°左右時，壓力振幅逐漸增大，當側壁傾角從12°左右增加到16°時，壓力振幅逐漸減小。僅當為9，為0.450時，在側壁傾角為12°～16°時，壓力振幅隨側壁傾角增大呈現先減后增趨勢。

由圖5e和圖5f可以看出，隨著劈距比增大脈沖頻率逐漸減小趨勢，當劈距比大于9時，脈沖頻率的減小趨勢放緩；隨著劈距比增大，6種組合下中的5種結構下壓力振幅呈先增大后減小趨勢。當劈距比從6增加到9時，壓力振幅逐漸增大；當劈距比從9增加到10時，壓力振幅逐漸減小。僅當為0.375，為16°時，在劈距比為9～10時，壓力振幅隨劈距比增加呈現緩慢增加趨勢。

以脈沖頻率和壓力振幅作為評價脈沖性能評價指標，綜合考慮數值模擬結果與各因素對脈沖特性影響趨勢，確定能產生良好脈沖特性的射流元件結構參數的設計范圍：位差比取0.375～0.525，側壁傾角取10°～12°，劈距比取7～9。

圖5 關鍵結構參數對噴頭脈沖特性的影響

3 基于脈沖特性的結構參數正交試驗

3.1 試驗因素

為了進一步得到各結構參數對脈沖特性的影響主次順序，確定脈沖效果最優(yōu)的結構尺寸。根據前文分析結果，選取位差比、側壁傾角和劈距比作為試驗因素，脈沖頻率和壓力振幅Δ作為試驗評價指標進行正交試驗，試驗選用選用L9(34)正交表，、和分別代表、和，為空列。表1為因素水平表。

表1 正交試驗因素水平

3.2 試驗結果和分析

試驗方案和結果分析如表2所示，表中包含1空白列（隨機設置為第4列），空白列對試驗結果沒有影響。通過數值模擬，得到9組試驗結果，其中試驗1組的結構沒有脈沖效果，剩余8組結構均具有穩(wěn)定的脈沖效果，脈沖頻率變化范圍為11.2～19.2 Hz，壓力振幅變化范圍為0.046～0.102 MPa。

采用極差分析法對試驗結果進行分析，由表2可知，對脈沖頻率而言，極差R>R>R，因此影響脈沖頻率的因素主次順序為劈距比、位差比、側壁傾角。根據前面對負壓反饋射流噴頭噴灑機制的介紹可知，脈沖頻率和壓力振幅越大越有利于噴頭水力性能，根據正交試驗結果，以脈沖頻率為評價指標，可知脈沖頻率最佳結構參數組合為231，即位差比0.450、側壁傾角12°、劈距比7時，脈沖頻率最高，為19.2 Hz。同理，對壓力振幅而言，極差R>R>R，因此影響壓力振幅的因素主次順序為位差比、劈距比、側壁傾角。壓力振幅的最佳結構參數組合為313，即位差比0.525、側壁傾角10°、劈距比9，壓力振幅最大，為0.102 MPa。

為了分析各因素對射流附壁特性的影響程度，定義相對影響指數[26]為

式中為極差，k為表2中對應的值。越大，說明該因素對射流的脈沖特性影響越大。因素對脈沖頻率和壓力振幅的影響指數分別為40.5%和29.4%，說明因素對脈沖頻率的影響較大；因素對脈沖頻率和壓力振幅的影響指數分別為15.6%和17.1%，說明因素對壓力振幅的影響較大；因素對脈沖頻率和壓力振幅的影響指數分別為37.8%和22.8%，說明因素對脈沖頻率的影響較大。綜合考慮，得到脈沖效果最優(yōu)的結構參數組合為211。

表2 正交試驗方案設計與極差分析

4 脈沖特性研究

4.1 脈沖動態(tài)分析

為了研究負壓反饋射流噴頭內部射流的脈沖形成過程，對正交試驗得到的脈沖效果最優(yōu)噴頭結構進行數值模擬，觀察脈沖形成過程中的內部流場壓力分布情況。

圖6為射流噴頭中間截面的總壓變化圖，通過圖片可以直觀地反映射流的脈沖形成過程和射流噴頭的內部壓力分布情況。當射流剛進入射流元件時，如0.01 s的壓力圖所示，射流保持直射狀態(tài)，其左右兩側的壓力基本相等，且射流兩側的壓力小于射流的壓力，射流運動過程中會帶走兩側的靜止流體，因此射流兩側逐漸形成低壓渦流區(qū)。由于射流流動的不穩(wěn)定性以及射流噴頭內部微小的結構差異，射流兩側逐步形成壓力差。0.03 s時射流左側壓力大于右側壓力，因此射流開始偏向右側壁面。此時分流劈附近的低壓區(qū)域較為突出，控制管內壓力較小，基本沒有壓力水流流動；0.06 s時射流完全附著于右側壁面，但是此時射流左側壓力明顯小于右側壓力；0.09 s時射流開始偏向左側壁面，并且控制管內壓力突然變大，說明控制管內有壓力水流流動，即存在負壓反饋的過程。0.10 s時，射流完全附著于左側壁面，但是隨著壓力水流不斷經過控制管進行傳遞，到了0.11 s時射流右側壓力不斷減小，射流又開始偏向右側壁面。以此類推，射流會不斷的進行附壁和切換的過程，因此主射流會從射流噴頭的主副噴嘴間歇性地射出。

4.2 內部壓力和出口壓力特性

負壓反饋射流噴頭內形成脈沖射流的內在原因主要是射流兩側的壓力差變化。通過數值模擬監(jiān)測不同位置的射流兩側壓力差，圖7a和圖7b分別為5種工作壓力條件下，射流附壁左、右側時不同射流斷面壓力差的變化曲線圖?？梢钥闯?，射流附壁左、右側時，隨著射流斷面與噴頭進口面的距離的增大，射流兩側壓力差絕對值均呈由大變小再到峰值的趨勢，且隨著工作壓力變大，射流各斷面壓力差的絕對值也相應變大，壓差變化趨勢基本保持不變，變化范圍為-0.06～0.11 MPa。不同工作壓力下，射流兩側最大正壓均出現在距噴頭進口斷面63 mm附近，這是由于射流附壁時高速水流的卷吸作用在附壁點壁面附近產生了強烈的旋渦流動，引起了較大壓差；最大負壓均出現在距離噴頭進口面40 mm處，這是由于射流附壁時，兩側壓差不均衡引起控制管內偏向流的運動造成的；距離噴頭進口70 m處射流斷面壓力差也為負值，主要是因為射流偏轉進入噴管后的撞擊噴管內壁后射流換向形成的局部旋渦導致的。通過以上分析不難發(fā)現，在內部結構設計相同的情況下，不同壓力工況下的噴頭附壁點位置基本保持不變，這對于后續(xù)試驗測定附壁點位置和穩(wěn)流器的安裝位置、進一步減少水頭損失、提高噴頭性能有一定的參考左右。

圖6 脈沖動態(tài)分析

數值模擬過程中對負壓反饋射流噴頭的出口壓力值進行監(jiān)測。圖8為當工作壓力為0.20 MPa時，主副噴嘴出口面的壓力變化曲線圖。由圖可知，出口壓力呈周期性增大和減小的變化規(guī)律，射流具有穩(wěn)定的脈沖效果，壓力波動曲線類正弦波，壓力振幅開始較小，但是很快就增大到一定值，并穩(wěn)定保持在0.10 MPa左右，脈沖頻率約為18 Hz。

圖7 射流附壁時不同斷面壓力變化

注：P1 為主噴嘴出口壓力；P2為副噴嘴出口壓力；工作壓力為0.20 MPa。

4.3 工作壓力對脈沖特性的影響

除了結構參數外，工作壓力也會對脈沖特性產生較大影響。設置工作壓力為0.05～0.30 MPa，間隔0.05 MPa，不同工作壓力下，射流噴頭內均能形成脈沖射流，且脈沖過程非常穩(wěn)定。圖9為脈沖頻率和壓力振幅隨工作壓力的變化曲線圖，由圖可知，脈沖頻率和壓力振幅均隨著工作壓力增大而不斷增大，符合拋物線關系變化，變化范圍分別為8～24 Hz和0.015～0.125 MPa。在工作壓力對脈沖特性影響的數值模擬過程中發(fā)現，工作壓力越大射流的切換頻率與壓力振幅越大的內在原因主要是壓力越大進口射流流速越大，射流的卷吸效果越顯著，射流的切換頻率也越大，這對針對射流進口尺寸與噴嘴尺寸的匹配設計減少噴頭進口流速，流量損失提供了參考。

圖9 工作壓力對脈沖特性的影響關系

5 結 論

1）通過對負壓反饋射流噴頭的設計原理和噴灑機制進行理論分析，確定了高脈沖頻率和高壓力振幅的噴頭優(yōu)化方向。采用數值模擬及控制變量的研究方法，確定了能產生良好脈沖特性的射流元件結構參數的設計范圍：位差比取0.375～0.525，側壁傾角取10°～12°，劈距比取7～9；得到了各主要結構參數對噴頭脈沖特性的影響規(guī)律。

2）通過正交試驗，計算相對影響指數，得到了各因素對噴頭脈沖頻率影響的主次順序為：位差比、劈距比、側壁傾角；進一步確定了脈沖特性最優(yōu)結構參數組合為：位差比0.450、側壁傾角10°、劈距比7，即位差1.80 mm、側壁傾角10°、劈距28.0 mm。對最優(yōu)結構下的噴頭，進行了模擬脈沖機理研究，并得出噴頭工作壓力與脈沖頻率、壓力振幅關系的拋物線型經驗公式。

3）試驗條件下的噴頭脈沖頻率與壓力振幅難以測量，因此本文主要從模擬結果角度分析了脈沖形成機理，以及各個因素對脈沖特性的影響，后續(xù)需要探究可行的試驗方案進行相應試驗驗證。除了結構參數對脈沖特性有影響，主射流的流速對高速射流卷吸附壁以及切換也具有一定影響，后續(xù)可針對這一點進行噴嘴和射流進口的匹配性結構優(yōu)化研究。同時后續(xù)可針對主射流附壁點位置及方向，以減少水頭損失提高噴頭效能為目的，進行相應的結構優(yōu)化研究。

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Pulse characteristics and its influence of negative pressure feedback jet sprinkler

Wang Xinkun1, Yao Jicheng1, Xu Shengrong1, Jin Binbin1, Ding Shiwei2

(1., Jiangsu University Zhenjiang 212013,; 2..,271000,)

The negative pressure feedback jet sprinkler is a new type of irrigation sprinkler independently developed by China. Its design principle is based on the Coanda Effect. Pulse (including pulse frequency and pressure amplitude) is an important feature of the sprinkler, which has a significant impact on the sprinkler's range, rotation characteristics and spray uniformity. At present, the mechanism of its influence on pulse characteristics has not been systematically studied. The main factors affecting the pulse characteristics of the sprinkle are ratio of the shortest distance between inlet and side wall to inlet width (SW), ratio of distance from inlet to concave to inlet width (HW) and sidewall inclination. In this paper, firstly, design interval of the pulse characteristic structure was obtained through 125 sets of numerical simulations. Secondly, by studying the influence of different factors on the pulse characteristics, the effects of main factors on the pulse frequency and pressure amplitude were obtained. The pulse frequency decreased with the increase of SW and HW, and the values of SW at the turning point of the falling rate was 0.525 and 9 respectively; The inclination of the sidewall inclination had little effect on the pulse frequency; The pressure amplitude increased with the increase of SW, and the value of SW at the point where the growth rate became smaller was 0.450. The pressure amplitude increased first and then decreased with the increase of sidewall inclination and HW, and the value of sidewall inclination and HW at the turning point was 12° and 9, respectively. Based on the above studies, a better design interval for the pulse characteristic structure was further determined. Finally, through four-factor three-level orthogonal test, pulse frequency and pressure amplitude were used as evaluation parameters, and range analysis and comprehensive scoring methods were used to obtain the sprinkler structure with optimal pulse characteristics and they were the shortest distance between inlet and side wall of 1.80 mm, the sidewall inclination of 10°, and the distance from inlet to concave of 28.0 mm. Furthermore, the computer simulation of the sprinkler under the optimal structural parameters was carried out. The numerical simulation obtained the pressure flow diagram during the working process of the sprinkler. A periodic dynamic analysis of the pulse formation process was performed through the pressure flow diagram. At the same time, the pressure difference between the two sides of the main jet was measured during the simulation. The results showed that the maximum positive pressure on both sides of the main jet appeared near 63 mm from the nozzle cross section at different working pressures. This was because the entrainment of the high-speed water flow when the jet was attached to the wall created a strong vortex flow near the wall of the attachment point, which caused a large pressure difference. The maximum negative pressure appeared at a distance of 40 mm from the sprinkler inlet, which was caused by the movement of the deflection in the control tube caused by the uneven pressure difference between the two sides of the jet when the jet was attached to the wall. The pressure difference across the jet at a distance of 70 mm from the sprinkler inlet was also negative, which was mainly caused by the jet deflected into the nozzle, hitting the inner wall of the sprinkler and forming a local vortex. In sum, with the same internal structure design, the position of the attachment point of the sprinkler under different pressure conditions remained basically unchanged. This study provides guidance to optimization of sprinkler structure and to improvement of sprinkler performance according to the characteristics of the high-speed jet Coanda.

nozzles; pressure; numerical analysis; jet flow; pulse frequency; orthogonal test

王新坤，姚吉成，徐勝榮，靳彬彬，丁師偉. 負壓反饋射流噴頭脈沖特性及其影響規(guī)律[J]. 農業(yè)工程學報，2020，36(4)：90－97. doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2020.04.011 http://www.tcsae.org

Wang Xinkun, Yao Jicheng, Xu Shengrong, Jin Binbin, Ding Shiwei. Pulse characteristics and its influence of negative pressure feedback jet sprinkler[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2020, 36(4): 90－97. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2020.04.011 http://www.tcsae.org

2019-10-10

2019-12-10

國家自然科學基金項目（51579116）

王新坤，研究員，博士生導師，主要從事節(jié)水灌溉理論與新技術研究。Email：xjwxk@126.com

10.11975/j.issn.1002-6819.2020.04.011

S277.9+4

A

1002-6819(2020)-04-0090-08