非穩(wěn)定供水下噴灌機管道壓強變化規(guī)律的試驗研究

張寶旭，朱德蘭

（1.西北農(nóng)林科技大學水利與建筑工程學院，陜西楊凌712100；2.西北農(nóng)林科技大學旱區(qū)農(nóng)業(yè)水土工程教育部重點實驗室，陜西 楊凌712100）

0 引 言

噴灌以其節(jié)水增產(chǎn)、適應性廣、操作方便、易于規(guī)模作業(yè)等優(yōu)點，成為當今世界上最為廣泛應用的灌溉方法之一[1]。到2015年全國噴灌工程的總面積已達到近0.5 億畝，大約占我國節(jié)水灌溉總面積的20%[2]。在實際灌溉時，通常采用恒壓穩(wěn)定水源進行灌溉，但有時會使用非常規(guī)的水源進行供水，來提升整體灌溉質(zhì)量。

Li Qiang[3]曾采用正弦型的動態(tài)水壓進行灌溉，發(fā)現(xiàn)此供水條件下，對于緩解滴頭堵塞問題有明顯幫助；葛茂生[4]在波動供水下，研究了非旋轉(zhuǎn)式噴頭的噴灑情況；Zhang Kai[5]曾采用動態(tài)水壓中的正弦型水源進行移動噴灌試驗，發(fā)現(xiàn)采用正弦型水源供水時整體噴灌均勻度得到提升；付博陽[6]和任乃望[7]同樣采用非穩(wěn)定的供水方式對坡地噴灌進行改進，結(jié)果表明當使用波動水壓進行坡地噴灌時，整體均勻度得到提升；陶帥[8]等人使用PWM 獨立變量控制，改變噴灌機噴頭流量的大小，提高了灌溉水的利用效率。

但在日常使用中，為噴灌機供水的水源并不總能保持恒壓或規(guī)律性變化，導致噴灌機入口處壓強流量均存在一定的隨機波動，影響運行效果。而在輕型平移式噴灌機中的多孔管的水力性能較相較于傳統(tǒng)直管為復雜[9]，壓強分布規(guī)律較不明顯[10]，故本文通過實物試驗的方法研究在非穩(wěn)定供水的條件下，不同噴嘴尺寸和變頻泵運行頻率對于噴灌機入口及內(nèi)部的壓強分布的影響，以期為當水源條件較差時的噴灌機應用提供指導。

1 試驗材料與方法

1.1 試驗材料

試驗在西北農(nóng)林科技大學旱區(qū)節(jié)水農(nóng)業(yè)研究院進行，試驗裝置主要包括：非穩(wěn)定供水的給水栓、變頻泵、變頻控制柜、非旋轉(zhuǎn)折射式噴頭、輕型平移式噴灌機、壓強傳感器、電磁流量計以及筆記本電腦等數(shù)據(jù)采集裝置，整體裝置示意圖見圖1。

由于本研究只關注噴灌機內(nèi)部的壓強分布規(guī)律，故采用固定噴灑的工作方式。試驗中噴灌機可分為兩段：入口段與出流段。入口段為噴灌機入口至兩側(cè)出流管前的管段，入口管道直徑為65 mm，由多種連接件構(gòu)成，在圖1 中為A 點到B點，兩側(cè)對稱；出流段由兩側(cè)水平出流管組成，為變徑且開孔均勻的多孔出流管，從中心向兩側(cè)分布，共3種直徑，依次為：60、50、40 mm，在圖1 中起始點為B 點。出流段兩側(cè)對稱，共34個噴頭，噴頭間距為1 m，單側(cè)長度17.4 m。對于壓強傳感器的安裝位置，采用間隔布置，在進入噴灌機出流段后，在首端布置一個壓強傳感器，正式進入管段后，每間隔一個出口處布置一個壓強傳感器，同時在末端額外安裝一個壓強傳感器。

圖1 試驗裝置示意圖Fig.1 Schematic of the test setup

1.2 試驗設計與監(jiān)測指標

試驗通過改變噴灌機入口處的變頻泵運行頻率控制噴灌機入口處的壓強范圍，同時改變噴嘴尺寸調(diào)節(jié)管道內(nèi)的水力情況，其詳細因素水平設置見表1。

表1 試驗因素水平Tab.1 Test factor level

試驗中噴灌機噴頭距地面0.4 m，且噴灌機固定。試驗中主要的監(jiān)測指標為各點處的壓強水頭與噴灌機入口處的流量數(shù)據(jù)，數(shù)據(jù)在筆記本電腦中保存顯示，保存間隔為1 s，單組試驗進行3 min。在本文中，將使用MATLAB 編程對所得到的瞬時壓強數(shù)據(jù)進行處理，得到每組試驗中各位置壓強水頭的平均值、標準差、變異系數(shù)等參數(shù)。

2 結(jié)果與分析

2.1 水源非穩(wěn)定性研究

本文中的非穩(wěn)定供水相較于正常的穩(wěn)定供水工況，其主要的特征為波動的幅度較大，且隨機性較強。選取了6 mm 噴嘴、變頻泵未運行的試驗組中噴灌機入口處的瞬時壓強與試驗室內(nèi)測得的普遍情況下的穩(wěn)定的瞬時壓強進行對比，見圖2。

在圖2 中，常規(guī)穩(wěn)定供水得到的壓強水頭并非為一條直線，也存在小幅度的波動，但其變化幅度較小，其平均值為2.63 m，整體變異系數(shù)為0.56%，在試驗與計算中常按照恒定流來處理。而本研究中的非穩(wěn)定供水，其壓強水頭變化幅度較大，且變化幅度較為隨機，平均壓強水頭為2.61 m，與穩(wěn)定供水情況相近，但其平均振幅達到了0.15 m，最大振幅達到了0.32 m，變異系數(shù)為4.91%。其他噴嘴尺寸下噴灌機入口處的各組壓強水頭情況見表2。

表2 變頻泵未運行時入口壓強水頭數(shù)據(jù)Tab.2 Inlet pressure data when the inverter pump is not running

圖2 6 mm噴嘴噴灌機入口處瞬時壓強分布Fig.2 Instantaneous pressure time distribution at the inlet of 6 mm nozzle sprinkler

當噴嘴尺寸增大時，噴灌機入口處的平均壓強與平均振幅均有小幅提升，同時變異系數(shù)的增大較為明顯。為進一步研究噴灌機入口處壓強變化，將對變頻泵開啟后的試驗數(shù)據(jù)進行分析。

非穩(wěn)定水源的一項重要水力特性就是平均壓強水頭，其數(shù)值大小決定了噴灌機整體的運行效果。在本試驗中，影響因素主要為噴嘴尺寸以及變頻泵運行頻率，變頻泵運行后噴灌機入口處平均壓強水頭的變化見圖3。

圖3 噴灌機入口處平均壓強水頭變化Fig.3 Average pressure head variation at sprinkler inlet

從圖3可以看出，噴灌機入口處的平均壓強水頭隨變頻泵運行頻率的提升而增大，但平均壓強水頭的增長幅度隨噴嘴尺寸的增大而逐漸減小，噴灌機入口處平均壓強水頭從0 Hz到40 Hz的增長數(shù)值分別為：5.41、3.82、2.69、2.17、1.80 m。同時變頻泵在35 Hz 與40 Hz 頻率運行時，各噴嘴尺寸下的噴灌機入口平均壓強較為接近，這主要與噴灌機入口處的流量有關，其流量變化見表3。

在表3 中，各個噴嘴尺寸下，當變頻泵運行頻率相同時，噴灌機入口流量也基本一致，同時隨著變頻泵運行頻率的提升，噴灌機入口的流量也逐漸增大，但當運行頻率為35 Hz、40 Hz 時流量較為接近，此時已達到給水栓所能提供的最大流量，無法繼續(xù)提升。

表3 變頻泵入口處流量變化 m3/hTab.3 Variation of flow rate at the inlet of the variable frequency pump

對于水源的波動特性，本文中主要對波動平均壓強水頭振幅進行分析，平均壓強水頭振幅計算方法見下式[5]。

通過公式(1)和(2)計算處理后各組試驗中噴灌機入口處的平均壓強水頭振幅隨變頻泵運行頻率的分布見圖4。

圖4 噴灌機入口處平均壓強水頭振幅變化Fig.4 Variation of average pressure head amplitude at sprinkler inlet

隨著變頻泵運行頻率的提升，平均壓強水頭振幅呈先小幅度減小后增大的趨勢。變頻泵未運行時，其波動均來自于給水栓的自身波動；變頻泵低頻運行時（15～30 Hz），其平均波動振幅減小，變頻泵起到調(diào)節(jié)效果；當變頻泵頻率為35 Hz與40 Hz時，整體振幅明顯增大，此時由于水源流量無法滿足噴灌機的工作需求，導致整體波動增大。同時噴嘴尺寸對于噴灌機入口處振幅變化的影響較小，當噴嘴尺寸增大時，0～25 Hz階段內(nèi)振幅減小幅度越大，但在30～40 Hz階段內(nèi)增長幅度較為接近。

根據(jù)試驗監(jiān)測以及處理得到的平均壓強與平均壓強振幅數(shù)據(jù)，并結(jié)合噴灌機入口流量等其他參數(shù)，能夠得到噴灌機入口處平均壓強水頭與平均壓強水頭振幅的擬合模型。對于入口處平均壓強水頭的擬合，選取平均入口流速與噴嘴尺寸作為自變量，通過MATLAB 軟件擬合得到其數(shù)學模型，見下式[11]。

對于入口處的平均壓強水頭振幅的擬合，選取入口流速、噴嘴尺寸、平均壓強水頭作為自變量，采用同樣的方式進行擬合[11]，見下式：

將擬合結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)進行對比，見圖5。入口處的平均壓強水頭與平均壓強水頭振幅的擬合結(jié)果與實際較為接近，具有一定的代表性。

圖5 噴灌機入口處壓強水頭擬合驗證Fig.5 Verification of pressure head fitting at sprinkler inlet

2.2 噴灌機內(nèi)壓強分布規(guī)律研究

前文分析了噴灌機入口處的壓強變化，由于噴灌機兩側(cè)對稱，故僅對噴灌機內(nèi)部單側(cè)管道的壓強分布進行研究。首先針對在不同噴嘴尺寸下噴灌機內(nèi)部各位置處的平均壓強及平均壓強損失進行對比分析，選取了噴嘴尺寸6 mm與9 mm配置下噴灌機內(nèi)的平均壓強水頭的分布情況，見圖6。圖6 展示的監(jiān)測位置分別為噴灌機入口、出流管入口以及出流管中距入口不同距離的各測點。

圖6 噴灌機內(nèi)部平均壓強水頭分布Fig.6 Average pressure head distribution inside sprinkler

圖6不同配置下各組內(nèi)噴灌機內(nèi)部的壓強分布規(guī)律較為一致，整體壓強大小與變頻泵運行頻率呈正相關關系，且當噴嘴尺寸變大后，變頻泵對噴灌機內(nèi)壓強的提升效果變小。為進一步觀察噴嘴尺寸對于噴灌機內(nèi)壓強水頭分布的影響，選取了變頻泵運行頻率25 Hz下不同噴嘴尺寸配置的壓強水頭分布進行比較，見圖7。

圖7 噴嘴尺寸對管內(nèi)平均壓強水頭分布影響Fig.7 Effect of nozzle size on the average pressure head distribution in the tube

當變頻泵運行頻率不變而增大噴嘴尺寸時，噴灌機內(nèi)的壓強水頭逐漸降低，同時各組內(nèi)的水頭損失規(guī)律也相近，在進口段內(nèi)由于連接管件較多，水頭損失較大，而在出流段，每組平均壓強損失較小。噴嘴尺寸與變頻泵運行頻率對平均壓強損失的影響，見圖8。

圖8 中，當變頻泵運行頻率較?。?、15、20 Hz）時，各尺寸下的平均壓強損失隨著噴嘴尺寸的增大而增大。但隨著頻率的升高，各噴嘴尺寸下的平均壓強損失的差距逐漸減小。為進一步探究管道內(nèi)的平均壓強整體損失情況，根據(jù)Zhang Kai[11]與E.B懷利[12]的分析方法，對從噴灌機入口至出流段尾端的損失量進行數(shù)值擬合，以噴灌機入口流速，噴灌機入口平均壓強、噴嘴尺寸、及管道內(nèi)位置為自變量，得到噴灌機兩段的平均壓強水頭損失，見下式：

圖8 噴灌機總平均壓強水頭損失Fig.8 Sprinkler total average pressure head loss

對于波動特性中的平均壓強振幅這個指標，噴灌機內(nèi)的分布與平均壓強規(guī)律相近，平均壓強水頭振幅在噴灌機內(nèi)的分布情況見圖9。

圖9 噴灌機內(nèi)部平均壓強水頭振幅分布Fig.9 Average pressure head amplitude distribution inside sprinkler

從圖9發(fā)現(xiàn)，平均壓強水頭振幅在入口段的損失較大，進入出流段后，損失量較小。噴灌機內(nèi)部的平均壓強水頭振幅隨變頻泵運行頻率提升呈先減小后增大的變化趨勢。為了觀察噴嘴尺寸對平均壓強振幅的影響，在圖10 展示變頻泵運行頻率為25 Hz 時不同噴嘴尺寸下平均壓強水頭振幅的分布情況。

從圖10 可以發(fā)現(xiàn)不同噴嘴尺寸下的壓強水頭振幅的分布較為接近，具體的損失規(guī)律可以采用數(shù)值擬合的方式建立對于噴灌機內(nèi)平均振幅損失的分布模型。同樣對噴灌機內(nèi)部進行分段處理，得到入口段與出流段的平均壓強振幅損失的分布模型[13]，見下式：

為驗證擬合效果，以6 mm 尺寸噴嘴、變頻泵運行頻率20 Hz 下的平均壓強水頭損失與平均壓強水頭振幅損失為例，將擬合數(shù)據(jù)與實際試驗數(shù)據(jù)進行對比，見圖11，結(jié)果顯示整體擬合度較好，具有實際應用價值。

圖11 噴灌機內(nèi)部壓強水頭損失擬合驗證Fig.11 Sprinkler internal pressure head decay fitting validation

3 結(jié) 論

本文主要目的是研究在水源不穩(wěn)定情況下，噴灌機入口以及內(nèi)部的壓強變化規(guī)律，經(jīng)過數(shù)據(jù)處理分析，得到如下結(jié)論：

（1）本研究使用的水源隨機波動性較強，當變頻泵未運行時，噴灌機入口處的壓強的變異系數(shù)最大達到了10.72%。

（2）變頻泵運行頻率固定時，噴灌機入口處的平均壓強隨著噴嘴尺寸的增大而減??；平均壓強振幅受噴嘴尺寸影響較小。噴灌機入口處平均壓強隨變頻泵運行頻率的增大而增大；平均壓強振幅則呈先減小后增大的趨勢。

（3）在噴灌機內(nèi)部，增大噴嘴尺寸時，管道內(nèi)平均壓強逐漸降低；平均壓強振幅變化較不明顯。水泵運行頻率對平均壓強與平均壓強振幅的影響與噴灌機入口一致。

（4）根據(jù)試驗數(shù)據(jù)建立噴灌機入口及噴灌機內(nèi)部的平均壓強與平均壓強振幅的擬合模型，經(jīng)對比驗證擬合精度較高。