基于Ansys Fluent的壓力對灌水器流道單元水力特性及抗堵塞性能探究

翟英劍，吳文勇，，王振華，胡雅琪，許 虎

（1.石河子大學，新疆石河子 832000；2.中國水利水電科學研究院，北京 100084）

0 引 言

滴灌以其節水省肥、灌水均勻、增產高效等優勢在節水灌溉領域發揮著重要作用[1]，并且隨著滴灌技術的日趨成熟，逐漸被越來越多的農戶所青睞。但滴灌灌水器因其流道尺寸狹小、結構復雜所導致易堵塞的難題卻始終沒有得到根本性解決，成為限制滴灌技術大面積普及的一道鴻溝。

灌水器流道工作性能優劣是衡量灌水器質量好壞的重要依據[2]，但灌水器流道作為一個狹小的半封閉空間，傳統測量方式無法直觀地獲取流道流體的流動狀態參數，嚴重阻礙了流道結構優化技術的發展，而計算流體力學通過計算機數值模擬和可視化處理將流體流動等相關的物理現象進行數值分析[3]，能夠以圖像的形式清晰地呈現出來。

目前國內外眾多學者針對灌水器內部結構對其消能、抗堵塞以及水力性能的影響，借助試驗、數值模擬與理論分析等方法做了大量的工作[4-7]。部分研究者借助數值模擬方法對灌水器流道進行了結構優化，在一定程度上緩解了灌水器堵塞問題。張琴[8]等利用Fluent 軟件對灌水器流道結構進行了優化，發現消除了旋渦區和流速滯止區的流道，其抗堵塞性能明顯提高；之后金文[9]等人針對旋渦區提出了流道改造方案，模擬計算結果顯示改造后的流道在防堵塞和穩定出流方面效果明顯；馬睿佳、楚華麗等[10,11]采用數值模擬的方法在正交試驗的基礎上細化了流道參數，得到了具有較好水力性能和抗堵性能的最優灌水器結構；張愛習[12]等通過數值模擬的方法對比分析了3種流道模型的流量差異，并且優化了流道模型，在降低運算量的同時還保證了模型的預測精度。王文娥、Zhang Jun 等[13-15]人從顆粒運移的角度模擬了灌水器流道內的顆粒濃度分布和運動軌跡，深入分析了顆粒的分布和運動規律。楊彬、張俊等[16,17]對灌水器流道內流場進行兩相流模擬，發現每個單元流道不同部位的流體流速相差較大，并且存在旋渦區，部分顆粒會在渦團中心處沉淀導致灌水器堵塞，齒尖是湍動能耗散最嚴重的區域，對提高灌水器的消能效果起到了關鍵性的作用。

綜上所述，眾多學者在迷宮流道灌水器水力性能方面借助仿真軟件進行了大量深入的探究，對促進迷宮流道結構優化設計的發展起到一定的促進作用。然而相關研究主要集中在流道尺寸、流道型式以及攔污柵等方面，關于迷宮灌水器在不同壓力工況下不同流道單元的水力性能探究尚未有學者做出詳細的探究。本文在前人研究基礎上對迷宮灌水器流道部位進行仿真模擬，探究其在不同壓力條件下的內部壓降、流速、湍流動能等湍流特性以及不同粒徑顆粒的運動軌跡，揭示不同壓力下迷宮流道內部水流的運動機理。

1 梯形迷宮流道建模與計算

1.1 控制方程

迷宮流道灌水器內部的流體可視為不可壓縮的連續性流體，管道流動的基本控制方程為連續性方程與N-S方程。

連續性方程：

Navier-Stokers方程：

式中：V為流速，m/s；p為流體壓力，Pa；ν為運動粘度系數，m2/s；ρ為水的密度，kg/m3；f為質量力，N。

1.2 建立模型

應用SolidWorks繪圖軟件參照灌水器流道實際尺寸按照1∶1 比例繪制幾何模型，迷宮流道結構參數見圖1，灌水器共8個流道單元，流道長度為11.83 mm，繪制完成后導入Ansys Workbench中，對梯形迷宮灌水器流道模型進行邊界命名。

圖1 梯形迷宮灌水器（單位：mm）Fig.1 Trapezoidal labyrinth emitter

1.3 網格劃分

本文采用Ansys Mesh 進行網格劃分，網格類型為四面體非結構網格，在劃分過程中對灌水器流道模型設置邊界層，保證網格質量，提高計算準確性。網格劃分如圖2所示，由于灌水器流道尺寸狹小，流道內任意段均屬于物理量變化劇烈區域，所以本文采用整體逐漸加密的方法進行網格獨立性驗證。如圖3所示，M為網格數量，N為網格質量0.6 以上網格單元占整體網格質量的比重。網格質量隨網格數量的增加而提高，當網格達到一定數量之后，網格質量趨于平緩。

圖2 梯形迷宮流道灌水器模型網格劃分Fig.2 Meshing of trapezoidal labyrinth channel emitter model

圖3 網格獨立性檢驗Fig.3 Grid-independent test

1.4 邊界條件

處理1：在迷宮流道灌水器流場計算中，對邊界條件作如下設定：水溫為23 ℃，相應運動粘度系數為1.003×10-6m2/s，密度為998.2 kg/m3；根據滴灌試驗系統實際運行情況，進口壓力設置為恒壓0.10、0.12、0.14、0.16 和0.18 MPa，因流道出口與大氣連通，所以出口壓力設置為0；由于灌水器內部流道結構復雜，水流在微小流道內反復繞流，所以選用RNGk-ε紊流模型[18]，采用Simplic 算法以保證收斂效果，對流項等參數的離散均采用二階迎風格式，流道壁面采用標準壁面函數法處理，壁面粗糙度設置為0.01 mm，內壁面設為無滑移邊界。

處理2：在顆粒軌跡模擬中，湍流模型、壁面處理方法以及求解方法的選取和水力性能數值模擬相同，入口給定壓力條件分別為0.10、0.12、0.14、0.16 和0.18 MPa，出口為給定大氣壓，顆粒垂直入射，入射速度為相應壓力條件下進口處水流的最大速度，顆粒相為沙子，密度為2 500 kg/m3，粒徑分別為0.075、0.125 和0.20 mm，壁面設置彈性碰撞條件，考慮重力。

本文并未對灌水器柵格結構以及流道進出水處的儲水槽進行模擬，因此結論存在一定局限性。

1.5 試驗驗證

為驗證模擬模型選取與計算精度的可靠性，在5種運行壓力工況下對此型號灌水器進行清水試驗，將試驗所得流量實測值與模擬值進行對比分析，結果見表1。結果顯示，實測值與模擬值誤差在0.35%～6.41%之間，符合誤差要求。模型驗證試驗充分證明了本次模擬中模型選取、參數設置以及模擬計算精度的準確性與可靠性。

表1 壓力-流量關系試驗結果與計算結果對比Tab.1 Comparison of discharge versus pressure between experimental results and calculated results

2 結果與分析

2.1 流道內部流速特性

選擇流道模型1/2 深的平面作為監視平面，圖4為模擬后所得5種壓力工況的流速矢量分布截圖，根據流速分布和流場結構將流道單元劃分為主流區、齒尖區、迎水區、背水區和旋渦區。從圖4可以發現：各流道單元有著相似的流速矢量分布規律；主流區主要集中在迎水面齒尖附近，受流道結構的影響呈現出波峰和波谷流動狀態，同時由于自身慣性的作用，流體的波峰和波谷與流道的齒形結構呈現出相隨趨勢。

圖4 流道內部流速矢量圖Fig.4 Flow channel internal velocity vector diagram

根據流速大小分布，又可將流道內的流場劃分為高速區和低速區。主流高速區流速大，流體更新較快，流體中的雜質等小顆粒物質不易發生沉積凝聚現象，所以主流高速區不是堵塞發生的主要區域[19]。模擬結果顯示，在低速區存在著明顯的流體回流的現象，這與李萍[20]等人的研究結果類似?；亓鞯牧黧w受流道結構的影響會形成旋渦[17]。紊動強度較大的渦旋一方面可以實現迷宮流道的消能作用，另一方面，渦流對流道壁面的沖刷運動既有清洗效果，也能有效地抑制微生物在流道內壁面的生長[9,20]。另外，回流與主流交界區的摻混作用以及紊流的脈動性質都會對細小顆粒的沉積產生阻力，對緩解灌水器流道堵塞有積極作用。

圖5為5 種壓力工況下各流道結構單元內主流區、齒尖區、迎水區、背水區、旋渦區以及進、出口處的流速參數圖。從圖中可以發現，在同一壓力工況、同一流道結構單元中，不同區域的流速分布大致如下：主流區＞齒尖區（迎水區）＞迎水區（齒尖區）＞背水區＞旋渦區；除進出口位置附近處的流體流速受流道結構變化的影響產生波動外，不同流道單元相同區域的流體流速基本維持在一個相對穩定的流速范圍，見表2；前面介紹紊動強度較大的旋渦有助于緩解堵塞，深入分析旋渦區流速數據發現大部分流道單元的背水區和旋渦區的流速普遍較低，分別為對應主流區流速的（0.10 MPa：15%和2%、0.12 MPa：23%和21%、0.14 MPa：21%和10%、0.16 MPa：23%和25%、0.18 MPa：21%和34%），屬于低速滯止區，進入灌水器流道的泥沙顆粒在流經此區域時極易發生沉積，造成灌水器堵塞。

圖5 各流體區域速度矢量分布Fig.5 Velocity vector distribution of each fluid area

表2 灌水器流道各區域流速穩定范圍Tab.2 Stable range of flow velocity in each area of the flow channel of the emitter

隨系統運行壓力的升高，灌水器流道內部各區域流體流速相應提高，但主流區流速并不完全隨系統壓力的升高而增大，例如0.16 MPa 對應流速2.38 m/s 大于0.18 MPa 對應流速2.19 m/s，說明流體流速對壓力的響應在一定區間范圍內有效，表現相似的還有背水區和迎水區；額定壓力工況下各流道單元旋渦區流速基本穩定在0.1～0.2 m/s 左右；其他壓力工況下旋渦區流體流速有明顯升高，表明系統運行壓力的提高增大了渦流流體流速；但第一流道單元旋渦區流速明顯低于第二流道單元，并且從第二流道單元開始隨流道延伸逐漸衰減，此結果與張愛習[12]等的模擬結果具有相似之處。

2.2 流道內部壓力特性

選擇流道模型1/2 深的平面作為監視平面，由于灌水器流道在流體流動過程中為封閉狀態，與外界基本不存在能量交換，因此流道內部壓降變化只考慮水流機械運動產生的局部損失和沿程損失[21,22]。圖中壓力值均為表壓。

圖6為5 種運行壓力下流道結構單元內主流區、齒尖區、迎水區、背水區、旋渦區以及進、出口處的壓力變化情況。將迷宮流道灌水器壓力調節能力數據化可以更加直觀的發現其分布及變化規律：在同一壓力下，隨著水流經過流道單元數量的增加，整體流道內部水流壓力呈線性降低趨勢，不同流體區域的壓力變化呈現相似規律，并且各流道單元段壓降基本在相同壓力范圍；在同一流道單元中，迎水區的壓力明顯高于其他區域，背水區的壓力最低，在第八流道單元中水流壓力發生紊亂，背水區出現負壓，出口附近壓力近似為0，達到消能效果，未對流道整體的壓力調節性能造成影響。

圖6 各流體區域壓力矢量分布Fig.6 Pressure vector distribution of each fluid area

隨系統運行壓力的升高，灌水器流道內部壓降梯度增大，基本穩定在系統運行壓力的11%～13%；各區域壓力值相應提高；第八流道單元背水區負壓值與系統運行壓力呈現一定相關性：0.10 MPa （-177.33 Pa）、0.12 MPa （-509.52 Pa）、0.14 MPa（-411.93 Pa）、0.16 MPa（-880.79 Pa）和0.18 MPa（-982.38 Pa）；另外在0.16 MPa 和0.18 MPa 的運行壓力工況下出口處分別出現-9.68 Pa和-13.98 Pa的負壓，表明系統運行壓力超過額定壓力會對灌水器工作性能造成影響，運行壓力越大，出口出現負壓的可能性越大，灌水器出現負壓吸泥現象[4,23]的幾率就越高。

2.3 流道內部湍流動能變化特性

圖7為選擇流道模型1/2 深的平面作為監視平面，進行數值計算模擬后得到流道的湍流動能矢量分布圖。從圖7可以發現：在整個流道中，主流區是湍流動能強度相對較大的區域；除靠近進出口位置的區域外，各流道單元的湍流動能分布規律相似；受水流特性和流道結構的影響，湍流峰值出現在主流區的波峰波谷位置靠迎水區一側呈月牙狀分布。

圖7 湍流動能矢量圖Fig.7 Turbulent kinetic energy vector diagram

圖8是對流體局部湍流動能參數進行提取繪制的區域湍流動能分布柱狀圖，深入分析發現：在各流道單元的相同區域中，除進出口位置附近區域外，流體湍流動能基本保持穩定；在同一流道結構單元中，各區域的湍流動能差異較為明顯，主流區＞齒尖區＞旋渦區（迎水區）＞背水區；在靠近進出口位置的流道單元中，部分區域的湍流動能出現較大的波動，究其原因是流體流動的約束條件突然發生變化，從而改變了流體湍流的分布規律；在整個迷宮流道中，主流區的湍流動能強度相對較大，說明在主流區，流體的動能較易轉化為湍流動能，水流的攜砂能力強，不易堵塞；背水區湍流動能強度最低，水流無法形成或維持湍流狀態，不利于泥沙運移。

圖8 各流體區域湍動能分布Fig.8 Distribution of turbulent kinetic energy vector in each fluid area

隨系統運行壓力的升高，灌水器流道內部流體湍流動能分布基本相同，主流區、齒尖區和迎水區湍流動能相應提高，但旋渦區水流湍流動能值存在降低趨勢，分析原因認為，流體流速受系統壓力以及流道結構的共同影響，隨著壓力的增加，主流區流體受系統壓力影響大于流道結構影響，而在旋渦區流體流速受流道結構約束影響較大。說明提高系統運行壓力在一定程度上強化了灌水器的出流能力，但并不能真正有效緩解灌水器堵塞問題。

2.4 離散相顆粒運動特性

在5 種壓力工況下選取3 種粒徑顆粒作為研究對象，在同一迷宮流道中對3種粒徑砂粒的運動軌跡進行模擬，并對不同壓力下各粒子運行特征參數進行提取，結果如圖9和表3所示。從砂粒軌跡圖中可以發現：在相同壓力條件下，砂粒在迷宮流道中滯留時間隨其流經流道長度的增加而增加，并且粒徑越大粒子的滯留時間就越長；不同粒徑砂粒的運動軌跡不同，隨粒徑的增大，砂粒軌跡逐漸復雜；當顆粒進入旋渦區后，容易做無規律的渦團運動。

圖9 砂粒隨時間運動軌跡圖Fig.9 Graph of sand grain movement trajectory with time

表3 不同壓力下各粒子運行參數Tab.3 Operating parameters of each particle under different pressures

隨著系統運行壓力的升高，相同粒徑粒子的運動軌跡逐漸紊亂，粒子通過能力降低；0.200 mm 粒徑粒子在0.16 MPa和0.18 MPa 運行壓力下的運動軌跡路程分別為711.897 mm、736.268 mm，遠遠大于流道長度11.83 mm，說明顆粒在流道中進入旋渦區發生了回旋運動，而0.125 mm 粒徑顆粒在0.18 MPa 運行壓力下的運動軌跡路程只有4.200 mm，說明粒子進入流道后不久便發生了沉積；并且隨運行壓力的升高，粒子的平均速度和最大速度均呈現增大趨勢，說明系統運行壓力的增加直接引起流體流速的升高，間接增加了粒子與流道壁面的碰撞幾率，同時在壓力作用下流道結構的約束作用逐漸顯現，增大了粒子進入旋渦區的概率，表明較大的系統運行壓力不利于大粒徑顆粒逃離旋渦區。

綜上所述，相對小粒徑砂粒來說，大粒徑砂粒的隨水性較差，砂粒與流道內壁面易接觸發生摩擦，降低了泥沙顆粒的運移速率，增加了泥沙顆粒沉積的可能性；相對于額定壓力來說，增大系統運行壓力能夠促使小顆粒的運移速率提高，而大粒徑顆粒在流道中的軌跡路程增加，更易發生沉積，造成灌水器堵塞。

3 討 論

本文對5種運行壓力工況下迷宮灌水器的流道結構進行了模擬計算，通過對灌水器內部流場模擬結果分析作如下討論：

在流道內部流場中，主流區流體流速明顯高于其他區域，流體更新較快，水流挾沙能力強，不易造成灌水器堵塞，這與前人所得結果相同。在主流區以外的其他區域存在明顯的回流現象，同時在流道壁面的約束作用以及主流流體的影響下形成旋渦，根據模擬結果分析可知，旋渦區的流速普遍較低，泥沙顆粒發生沉積的概率較大，對提高灌水器的抗堵塞性能不利。隨系統運行壓力的升高，流道內部各區域流體流速相應提高，但主流區、背水區和迎水區則存在流速降低現象。例如系統壓力為0.16 MPa 時對應主流區平均流速為2.38 m/s，而當系統壓力設置為0.18 MPa 時對應主流區平均流速則為2.19 m/s，說明流體流速并不完全隨系統壓力的升高而增大。

在降壓調壓方面與張琴[8]等人研究結果相同，迷宮流道順水流方向總體壓力線性降低，且不同流道單元中同一區域的壓力變化具有相似規律，水流到達流道出口處壓力降低為0，達到了迷宮流道的降壓調壓效果。隨系統運行壓力的升高，灌水器流道內部壓降梯度逐漸增大，基本穩定在系統運行壓力的11%～13%；流道出口附近產生負壓，表明系統運行壓力超過額定壓力會對灌水器工作性能造成影響。

在整個迷宮流道中，各區域的湍流動能基本穩定，但不同區域之間的湍流動能差異明顯，湍流動能峰值出現在主流區齒尖附近；主流區的湍流動能強度相對較大，水流挾沙能力強，不易發生堵塞，而低速區湍流動能相對較低，不利于泥沙運移。隨系統運行壓力的提高，旋渦區水流湍流動能降低，其他區域湍流動能有所升高，說明提高系統運行壓力在一定程度上強化了灌水器的出流能力，但并不能真正有效緩解灌水器堵塞問題。

顆粒的運移除受水流流速和流道結構的影響外，其自身粒徑的大小也是主要的影響因素。粒徑越大，顆粒隨水性越差，顆粒與邊壁發生碰撞摩擦的幾率也就越大，運移速率越低，造成堵塞的概率越大。隨系統運行壓力的升高，顆粒軌跡逐漸紊亂，顆粒與壁面的碰撞幾率增大，大顆粒在較高壓力作用下更易進入旋渦區做渦團運動，并且主要發生在流道前部單元。所以提高系統運行壓力有利于小粒徑泥沙顆粒的運移，對于大粒徑顆粒來說提高運行壓力反而會引起顆粒沉積，造成灌水器堵塞。

4 結 論

(1)流速受系統運行壓力影響，在一定范圍內，流速隨運行壓力升高而增大。

(2)迷宮流道結構具有降壓調壓效果，其內部壓力順水流方向線性降低，各流道單元壓力變化規律相同；隨系統運行壓力的升高，內部壓降梯度增大，流道出口處出現負壓，對灌水器的工作性能造成影響。

(3)各區域的湍流動能基本穩定，不同區域的湍流動能差異明顯；主流區的湍流動能較大，水流挾沙能力強，不易發生堵塞，而低速區湍流動能相對較低，不利于泥沙運移。隨系統運行壓力的提高，旋渦區水流湍流動能降低，其他區域湍流動能有所升高。

(4)粒徑越大，顆粒隨水性越差，顆粒與邊壁發生碰撞摩擦的幾率也就越大，運移速率越低，造成堵塞的概率越大。提高系統運行壓力有利于小粒徑泥沙顆粒的運移，對于大粒徑顆粒來說提高運行壓力反而會引起顆粒沉積，造成灌水器堵塞。