秦 偉 ，王在滿 ，王鈺靜 ，錢 誠 ，何思禹 ，張明華 ，臧 英 ※

（1.華南農(nóng)業(yè)大學(xué)工程學(xué)院/嶺南現(xiàn)代農(nóng)業(yè)科學(xué)與技術(shù)廣東省實(shí)驗(yàn)室，廣州 510642；2.廣東省農(nóng)業(yè)人工智能重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣州 510642；3.華南農(nóng)業(yè)大學(xué)南方農(nóng)業(yè)機(jī)械與裝備關(guān)鍵技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 廣州 510642；4.華南農(nóng)業(yè)大學(xué)黃埔創(chuàng)新研究院，廣州 510715；5.嶺南現(xiàn)代農(nóng)業(yè)科學(xué)與技術(shù)廣東省實(shí)驗(yàn)室茂名分中心，茂名 525000）

0 引 言

氣吸式播種機(jī)具有播種精度高、對(duì)種子尺寸適應(yīng)性強(qiáng)和傷種率低等優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于水稻[1-2]、玉米[3]、油菜[4]等作物的規(guī)?；N植。排種器作為氣吸式播種機(jī)的核心部件，其作業(yè)質(zhì)量影響整機(jī)工作性能[5-6]；而播種機(jī)氣力系統(tǒng)穩(wěn)定的氣壓供給和調(diào)控是排種器適應(yīng)多種作物種植和穩(wěn)定作業(yè)的必要保障。

氣力系統(tǒng)主要由風(fēng)機(jī)與多分支匯流管路組成，風(fēng)機(jī)為整機(jī)作業(yè)提供氣源，多分支匯流管路則將多個(gè)排種器產(chǎn)生的負(fù)壓支流匯為總流，并輸送至風(fēng)機(jī)，實(shí)現(xiàn)播種機(jī)一機(jī)多行協(xié)同作業(yè)。當(dāng)前，低能耗、高效率是氣吸式播種機(jī)的設(shè)計(jì)目標(biāo)之一，隨著氣吸式排種器工作性能的日趨完善[7-9]，其機(jī)械結(jié)構(gòu)已不再是氣力系統(tǒng)能量損耗的主要原因。由于多分支管路三通處的氣流更易相互摻混，并伴隨復(fù)雜的能量轉(zhuǎn)換[10-11]；管路結(jié)構(gòu)的合理性成為減少氣力系統(tǒng)能量損耗的關(guān)鍵。因此，研究多分支匯流管路的氣流壓力損失，揭示管路匯流過程中的流體運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，對(duì)設(shè)計(jì)低損高效的管路結(jié)構(gòu)至關(guān)重要。

目前，研究人員為降低多分支匯流管路的壓力損失，從結(jié)構(gòu)優(yōu)化的角度進(jìn)行了探究[12-14]。?UKASZ等分析了Z型與U型匯流管路在支管數(shù)量、長度和集管直徑等因素影響下的流體壓力損失，確定了減小壓損的幾何結(jié)構(gòu)類型[15]。CHEN等探究了矩形、錐形、拋物線形和橢圓形集管對(duì)電子元器件冷卻流體分布的影響，指出將矩形集管幾何形狀優(yōu)化為其余形狀在降低微通道集管壓力損失方面具有良好的效果[16]。劉海對(duì)小白菜精量復(fù)式播種機(jī)氣力系統(tǒng)負(fù)壓管路串并聯(lián)結(jié)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計(jì)和參數(shù)分析，結(jié)合排種器的結(jié)構(gòu)特征和標(biāo)準(zhǔn)管道尺寸確定了氣力系統(tǒng)負(fù)壓管路的管道直徑為20 mm[17]。師艷平分析了三通管形狀、集管直徑、液化天然氣流量等對(duì)多分支管路匯流系統(tǒng)內(nèi)流動(dòng)阻力的影響，并通過優(yōu)化管路幾何結(jié)構(gòu)提高了管路系統(tǒng)的輸送效率[18]。

綜上可知，多分支匯流管路幾何結(jié)構(gòu)是影響管路氣流壓力損失的重要因素，盡管已經(jīng)取得了一定研究進(jìn)展，但尚不明確管路幾何結(jié)構(gòu)與流體壓力損失之間的關(guān)聯(lián)特性，也未有相關(guān)的數(shù)學(xué)模型對(duì)具有連續(xù)三通結(jié)構(gòu)的多分支匯流管路的壓力損失進(jìn)行預(yù)測。尤其在氣力式播種機(jī)設(shè)計(jì)過程中，尚未有相對(duì)普遍適用的管道選型經(jīng)驗(yàn)公式對(duì)初始管路的參數(shù)設(shè)計(jì)進(jìn)行統(tǒng)一指導(dǎo)。為此本文以氣吸式水稻精量直播機(jī)多分支匯流管路結(jié)構(gòu)為基礎(chǔ)，通過單因素試驗(yàn)探究多分支匯流管路在不同因素影響下的總體氣流壓力損失變化，借助Fluent[19]數(shù)值模擬手段從微觀角度分析多分支管路氣流匯聚機(jī)理，通過量綱分析方法[20-25]總結(jié)管路總體壓力損失的定量指標(biāo)評(píng)價(jià)模型，以期為氣吸式播種機(jī)多分支匯流管路的設(shè)計(jì)選型、結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供參考。

1 整機(jī)結(jié)構(gòu)與工作原理

播種機(jī)構(gòu)試驗(yàn)臺(tái)架如圖1所示，主要由機(jī)架、風(fēng)機(jī)、排種器、驅(qū)動(dòng)電機(jī)、多分支匯流管路及多分支分流管路等組成。多分支匯流管路結(jié)構(gòu)如圖2所示，主要由風(fēng)機(jī)、皮托管、負(fù)壓進(jìn)風(fēng)管、出口支管、集管以及入口支管等組成，其中出口支管位于集管中間位置，各入口支管以出口支管為中心，沿集管兩側(cè)等距對(duì)稱分布。試驗(yàn)時(shí)，氣流通過各入口支管進(jìn)入集管，而后在集管匯聚并輸送至出口支管，完成輸送過程。多分支匯流管路的初始尺寸參照水稻種植農(nóng)藝及2Z-6A氣力式水稻精量穴直播機(jī)設(shè)計(jì)參數(shù)確定[26]，即入口支管長度150 mm，入口支管內(nèi)徑34 mm；集管內(nèi)徑57 mm，集管封閉端長度100 mm；出口支管長度為200 mm，出口支管內(nèi)徑42.6 mm。

圖1 播種機(jī)構(gòu)試驗(yàn)臺(tái)架Fig.1 Test bench for seeding mechanism

圖2 多分支匯流管路Fig.2 Multi-branch convergence pipe

2 試驗(yàn)方法

本文采用單因素試驗(yàn)、數(shù)值模擬與全尺寸模型試驗(yàn)相結(jié)合的方法開展多分支匯流管路氣壓損失的研究。首先基于多分支匯流管路模型建立笛卡爾坐標(biāo)系，確定影響管路內(nèi)氣流流動(dòng)的試驗(yàn)因素；其次開展單因素試驗(yàn)設(shè)計(jì)，結(jié)合已知的試驗(yàn)因素，在宏觀尺度獲取多分支管路總流壓降、支流流速等氣流參數(shù)，同時(shí)確定試驗(yàn)因素的顯著性水平；然后根據(jù)單因素試驗(yàn)結(jié)果利用Fluent軟件從微觀尺度探究試驗(yàn)因素對(duì)多分支匯流管路內(nèi)氣壓損失、氣流分配的影響機(jī)理；最后通過全尺寸模型試驗(yàn)，利用量綱分析法，構(gòu)建多分支匯流管路幾何結(jié)構(gòu)與管路總體氣流壓力損失的經(jīng)驗(yàn)公式。

2.1 試驗(yàn)因素

為確定影響多分支匯流管路總流壓力損失的試驗(yàn)因素，以入口支管1的氣流監(jiān)測點(diǎn)（監(jiān)測點(diǎn)位于多分支匯流管路各入口支管、出口支管內(nèi)徑的中心點(diǎn)）為原點(diǎn)，垂直于氣流入口方向?yàn)閤軸正方向，氣流入口方向?yàn)閥軸正方向，同時(shí)考慮到多分支匯流管路兩側(cè)支管對(duì)稱的結(jié)構(gòu)特征，以左側(cè)支管為基礎(chǔ)建立笛卡爾坐標(biāo)系，如圖3所示，入口支管監(jiān)測點(diǎn)1～5處的橫坐標(biāo)xi與入口支管間距δ有關(guān)：

圖3 多分支匯流管路結(jié)構(gòu)參數(shù)與坐標(biāo)系Fig.3 Structure parameters and coordinate system of multi-branch convergence pipe geometry

式中i為氣流入口支管監(jiān)測點(diǎn)編號(hào)，i=1,2,3,4,5。

縱坐標(biāo)yi均為0；出口支管監(jiān)測點(diǎn)N的坐標(biāo) (x0,y0)取決于入口支管間距δ、入口支管長度l、集管內(nèi)徑γ與出口支管長度Δ等：

■

根據(jù)文獻(xiàn)[27-28]，入口支管內(nèi)徑d和出口支管內(nèi)徑D也是影響管路總流氣壓損失的主要參數(shù)。因此，本文選取入口支管內(nèi)徑d、入口支管間距δ、入口支管長度l、集管內(nèi)徑γ、出口支管內(nèi)徑D與出口支管長度Δ為試驗(yàn)因素。

2.2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

試驗(yàn)設(shè)計(jì)前，對(duì)多分支匯流管路內(nèi)流動(dòng)的氣流做出如下假設(shè)：1）結(jié)合前期試驗(yàn)確定的管路氣流最大馬赫數(shù)為0.027<0.3[29]，因此管路氣體可視為不可壓縮流體，且密度不會(huì)隨壓力的變化而變化；2）忽略氣體質(zhì)量，結(jié)合前期試驗(yàn)，測定管路進(jìn)出口氣流溫度差范圍小于0.1℃，因此假設(shè)氣流在管路內(nèi)做等溫流動(dòng)；由于國內(nèi)雙季稻低適宜區(qū)的暖月平均氣溫為21.3～28.1℃[30-31]，因此本文將外界環(huán)境溫度調(diào)控為25℃；3）假設(shè)管路進(jìn)出口監(jiān)測點(diǎn)所測得的氣壓、氣體流速等均為數(shù)據(jù)的平均值[27-28]；4）由于管路固定于機(jī)架，因此忽略管路厚度及因氣流沖擊而引起的管路自身振動(dòng)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響?；谏鲜黾僭O(shè)和流體力學(xué)理論，得到管內(nèi)流體的質(zhì)量連續(xù)性守恒方程為

動(dòng)量連續(xù)性守恒方程為

式中u、v、w分別為多分支匯流管路內(nèi)任一氣流微團(tuán)在x、y、z坐標(biāo)軸方向的速度分量，m/s；p為各向同性壓力，N；ρ為流體密度，kg/m3；μeff為流體有效黏度，與流體動(dòng)力黏度μ有關(guān)，Pa·s；Su、Sv、Sw為動(dòng)量守恒方程的廣義源項(xiàng)，當(dāng)質(zhì)量力僅考慮重力時(shí)，Sw=-μg，N。

由式（3）～（4）可知，ρ、μ、u，v，w也是影響出口支管壓力損失的因素，因此ρ、μ及入口支管1的入口流速V也是影響壓力損失的因素。

2.2.1 單因素試驗(yàn)設(shè)計(jì)

將多分支匯流管路總體氣壓損失ΔP作為衡量管路性能的定量評(píng)價(jià)指標(biāo)，結(jié)合前文分析，選取ρ、μ、V、d、l、δ、γ、Δ、D作為影響ΔP的試驗(yàn)因素。依據(jù)前文假設(shè)，忽略ρ及μ的影響；由于入口支管1的入口氣流流動(dòng)趨勢并不獨(dú)立依賴d與V，為了綜合考慮d與V的影響，選取二者的關(guān)聯(lián)物理量流量Q作為試驗(yàn)因素。最終確定Q、d、l、δ、γ、Δ、D作為影響多分支匯流管路壓力損失的試驗(yàn)因素。

以多分支匯流管路的初始尺寸為0水平點(diǎn)，結(jié)合商用PVC管路的標(biāo)準(zhǔn)結(jié)構(gòu)參數(shù)確定各因素水平值，選取距離出口支管最遠(yuǎn)端的入口支管1的入口流量Q作為試驗(yàn)因素的標(biāo)準(zhǔn)依據(jù)，根據(jù)前期試驗(yàn)[26]確定Q的中間水平值為0.002 7 m3/s，以0.000 9 m3/s為變化梯度，單因素試驗(yàn)的因素水平如表1所示。

表1 試驗(yàn)因素水平表Table 1 Experimental factors and levels

采用商用PVC管路、PVC三通結(jié)構(gòu)和PVC管粘合劑等對(duì)多分支匯流管路的集管與支管進(jìn)行連接。選用皮托管[32]及LR-SG312S11L13型數(shù)字式風(fēng)速風(fēng)壓測量儀測量出口支管負(fù)壓值，選用AS816型風(fēng)速儀測量入口支管1氣體流量。每組試驗(yàn)開展5次，試驗(yàn)結(jié)果取平均值。

2.2.2 仿真試驗(yàn)設(shè)計(jì)

結(jié)合單因素試驗(yàn)結(jié)果，利用Fluent仿真軟件進(jìn)行多分支匯流管路氣流流動(dòng)趨勢的數(shù)值模擬。采用Realizablek-ε湍流模型[27-28]，利用Ansys軟件Geometry模塊對(duì)多分支管路進(jìn)行三維幾何建模。為減少計(jì)算量，忽略集管與支管三通連接處的不連續(xù)性，利用Mesh模塊對(duì)進(jìn)行網(wǎng)格劃分，各因素水平下的網(wǎng)格數(shù)量如表2所示。在多分支管路氣流匯聚過程中，劇烈變化的壓力梯度會(huì)造成邊界層分離，因此在近壁面采用增強(qiáng)壁面，壓力和速度的空間離散和耦合求解采用SIMPLE算法，方程離散化迭代處理均采用二階迎風(fēng)格式，各迭代變量的收斂殘差均設(shè)定為10-4，迭代步數(shù)為1 000步，壓力基求解，穩(wěn)態(tài)計(jì)算。為便于仿真結(jié)果的比較，將氣流入口邊界設(shè)置為velocity-inlet，入口支管2～10的入口邊界流速由單因素試驗(yàn)結(jié)果確定，支管入口氣流方向垂直于入口邊界平面，入口邊界壓力與大氣壓相同，設(shè)置為0；氣流出口邊界設(shè)置為pressure-outlet，出口氣流方向垂直于出口邊界平面，出口邊界壓力值為單因素試驗(yàn)所測定的壓力值。

表2 各因素水平下的網(wǎng)格數(shù)量Table 2 Number of meshes at each experimental factors level

2.3 全尺寸模型試驗(yàn)

2.3.1 量綱分析法

氣流在多分支匯流管路中的流動(dòng)是一個(gè)復(fù)雜過程，多分支匯流管路總體壓力損失是管路幾何結(jié)構(gòu)與氣流流速的綜合作用結(jié)果，因此建立一個(gè)普遍適用的多因素的指標(biāo)定量預(yù)測模型十分必要。與正交試驗(yàn)相比，量綱分析法[20-25]是建立多因素與指標(biāo)間函數(shù)關(guān)系的一種相對(duì)準(zhǔn)確且快速的方法，可將諸多因素與評(píng)價(jià)指標(biāo)整理為一個(gè)適用范圍較為準(zhǔn)確的經(jīng)驗(yàn)公式。本文采用量綱分析法對(duì)多分支匯流管路在不同因素影響下的氣壓損失進(jìn)行定量評(píng)價(jià)。結(jié)合單因素試驗(yàn)方案及量綱分析Π定理[33]，得到與經(jīng)驗(yàn)公式有關(guān)的11個(gè)變量，即ρ、h、μ、Q、d、l、δ、γ、Δ、D、ΔP。選取MLT系統(tǒng)作為量綱分析系統(tǒng)，以質(zhì)量量綱M、長度量綱L、時(shí)間量綱T為基本量綱，其余量綱為導(dǎo)出量綱，得到表3所示的各試驗(yàn)因素及量綱。

表3 試驗(yàn)因素及其量綱Table 3 Experimental factors and their dimensional matrix

在整個(gè)試驗(yàn)過程中，ρ、μ、h值是固定的，因此選取ρ、μ、h為參考物理量，以參考量為基礎(chǔ)的量綱矩陣系數(shù)，如表4所示。

表4 以參考物理量為基礎(chǔ)的量綱矩陣系數(shù)Table 4 Dimensional matrix coefficients based on reference physical quantities

根據(jù)Π定理及表4，推導(dǎo)得到8個(gè)Π方程：

將含有ΔP的Π1作為因變項(xiàng)，根據(jù)文獻(xiàn)[33]可得如下函數(shù)關(guān)系式：

2.3.2 Π方程的試驗(yàn)設(shè)計(jì)

此組分方程主要探討Π2對(duì)Π1的影響，由于ρ、μ、h值固定，因此Π3、Π4、Π5、Π6、Π7和Π8值應(yīng)是固定的，將Q的基值設(shè)置為0.000 9 m3/s，并以0.000 9 m3/s為梯度增加至0.004 5 m3/s。

此組分方程主要探討Π3對(duì)Π1的影響，取Π2、Π4、Π5、Π6、Π7和Π8為固定值，結(jié)合標(biāo)準(zhǔn)PVC管內(nèi)徑，對(duì)應(yīng)d值分別為19.4、27.2、34.0、42.6和45.2 mm。

此組分方程主要探討Π4對(duì)Π1的影響，由于h為定值，Π4的變化主要通過改變l值實(shí)現(xiàn)，設(shè)l的基值為100 mm，并以25 mm為梯度增加至200 mm。

此組分方程主要探討Π5對(duì)Π1的影響，由于h為定值，Π5的變化主要通過改變?chǔ)闹祵?shí)現(xiàn)，根據(jù)水稻種植農(nóng)藝要求，設(shè)δ的基值為200 mm，并以25 mm為梯度增加至300 mm。

此組分方程主要探討Π6對(duì)Π1的影響，由于h值固定，Π6的變化主要通過改變?chǔ)弥祵?shí)現(xiàn)，結(jié)合標(biāo)準(zhǔn)化PVC管內(nèi)徑，對(duì)應(yīng)的γ值分別為42.6、53.6、57.0、67.8和81.4 mm。

此組分方程主要探討Π7對(duì)Π1的影響，由于h值固定，Π7的變化主要通過改變?chǔ)ぶ祵?shí)現(xiàn)，設(shè)Δ的基值為150 mm，并以25 mm為梯度增加至250 mm。、、和的設(shè)計(jì)過程與1）、2）相同。

此組分方程主要探討Π8對(duì)Π1的影響，由于h值固定，Π8的變化主要通過改變D值實(shí)現(xiàn)；設(shè)D的基值為42.6 mm，結(jié)合標(biāo)準(zhǔn)化PVC管內(nèi)徑，D值分別為34.0、36.0、42.6、53.6和57.0 mm。

各組Π方程的試驗(yàn)方案如表5所示。

表5 各組Π方程的試驗(yàn)設(shè)計(jì)Table 5 Experimental design of each Π equations

3 結(jié)果與分析

3.1 單因素及仿真試驗(yàn)結(jié)果與分析

結(jié)合單因素試驗(yàn)結(jié)果，利用Fluent軟件CFD-Post后處理模塊對(duì)仿真結(jié)果進(jìn)行后處理，得到圖4所示的各因素水平下匯流集管中心軸線（4a黑色虛線）截面位置的氣流速度云圖和各匯流入口支管的入口流速，以及圖5所示的集管中心軸線位置的壓力及速度變化曲線。為進(jìn)一步探究集管中心軸線位置處的氣流流動(dòng)狀態(tài)對(duì)管路氣壓損失的影響，建立入口支管氣流分配一致性評(píng)價(jià)指標(biāo)，如式7所示。

圖4 各因素對(duì)多分支匯流管路氣流場速度的影響Fig.4 Effect of factors on velocity of airflow field of multi-branch convergence pipe

式中η為入口支管流量一致性評(píng)價(jià)指標(biāo)；j為入口支管編號(hào)；為入口支管1～10的平均入口流量，m3/s；為各入口支管氣流入口流量，m3/s。

3.1.1 入口支管1流量對(duì)ΔP的影響

入口支管1的Q值變化對(duì)管路內(nèi)部流場及ΔP的影響如圖4a、圖5a所示。由圖可知，ΔP、η隨Q的增加而增加，并在集管中心軸線位置出現(xiàn)明顯的壓力、速度梯度變化，且變化幅值隨Q的增加而增大。方差分析表明F=4 275.87＞3.05=F0.01，Q值變化對(duì)ΔP影響顯著。

分析圖4a、圖5a可知，當(dāng)Q較小時(shí)，集管中心軸線處的壓力、速度變幅較小，集管氣壓對(duì)η的影響較小，η的變化主要由氣流在各入口支管中的沿程阻力損失決定；氣流進(jìn)入集管后，可以在較小的集管壓差作用下克服慣性力完成轉(zhuǎn)向，減少了與迎風(fēng)側(cè)壁面碰撞所造成的局部阻力損失，因此ΔP也較小。隨著Q的增加，集管軸線處的壓力、速度變幅增大，集管氣壓對(duì)η的影響增加；由于各入口支管內(nèi)氣流流速增大，進(jìn)入集管的氣流受自身慣性影響加大，需要更大的集管壓差來使其完成轉(zhuǎn)向，繼而使ΔP持續(xù)增加。

3.1.2 入口支管內(nèi)徑對(duì)ΔP的影響

d值變化對(duì)管路內(nèi)部流場及ΔP的影響如圖4b 、圖5b所示。由圖可知，隨著d的增加，ΔP先減小后增加，η逐漸增大，集管軸線壓力遞增明顯，速度先遞減后遞增。方差分析可知F=7 083.91＞3.26=F0.01，d對(duì)ΔP影響顯著。

分析圖4b、圖5b可知，當(dāng)d較小時(shí)，集管氣壓對(duì)于η的影響較小，氣流在入口支管內(nèi)的沿程損失決定了η的大??；在Q相同時(shí)，d越小，入口支管內(nèi)氣流流速越高，氣流在支管中的沿程損失越大，進(jìn)入集管后的氣流慣性作用大于集管壓差作用，在與迎風(fēng)側(cè)壁面撞擊后增大了氣流的局部損失，故此時(shí)ΔP較大。隨著d增加，集管壓差成為影響η的主要因素，壓差變幅越大，η越大；同時(shí)d的增加降低了入口支管流速，氣流自身慣性作用減弱，集管壓差對(duì)氣流轉(zhuǎn)向的影響加大，氣流與集管迎風(fēng)側(cè)壁面碰撞所產(chǎn)生的局部阻力損失減少；但隨著d繼續(xù)增加，集管與外界壓差也相對(duì)減小，使相同流量的氣流流入支管需提供更大的集管壓差，因此ΔP又明顯增加。

3.1.3 入口支管長度對(duì)ΔP的影響

l對(duì)管路內(nèi)部流場及ΔP的影響如圖4c、圖5c所示。由圖可知，ΔP和η隨l的增加而降低，集管軸線壓力呈兩側(cè)對(duì)稱的階梯狀分布，且各水平差異明顯，速度呈兩側(cè)對(duì)稱的躍階式分布，但各水平差異不大。由方差分析可知F=1 808.76＞3.26=F0.01，l對(duì)ΔP影響顯著。

結(jié)合圖4c、圖5c分析可知，l的增加增大了各入口支管氣流的沿程阻力損失，因此l越大，進(jìn)入集管的氣流流速越低，氣流受慣性作用碰擊集管迎風(fēng)側(cè)壁面而產(chǎn)生的局部損失越小，因此ΔP逐漸減小。但此時(shí)集管壓差是影響η的主要因素，因此，集管壓差變動(dòng)的劇烈程度反映了η的大小。

3.1.4 集管內(nèi)徑對(duì)ΔP的影響

γ對(duì)管路內(nèi)部流場及ΔP的影響如圖4d、圖5d所示。由圖可知，ΔP和η隨γ的增加而降低；集管軸線的壓力和速度分布逐漸趨于平緩。由方差分析可知F=7 900.01＞3.26=F0.01，γ對(duì)ΔP影響顯著。

分析圖4d、圖5d可知，γ與d的比值隨γ的增加而增大，此時(shí)支管氣流流入集管的突擴(kuò)環(huán)境后會(huì)瞬間減速，氣流與集管迎風(fēng)側(cè)壁面碰撞所形成的局部損失降低，集管內(nèi)壓差下降，ΔP降低。同時(shí)隨著γ的繼續(xù)增加，集管軸線壓差變化趨于平緩，氣流在各入口支管中的沿程損失成為影響η的主要因素。

3.1.5 入口支管間距對(duì)ΔP的影響

δ對(duì)管路內(nèi)部流場及ΔP的影響如圖4e、圖5e所示。由圖可知，ΔP和η隨δ的增加呈現(xiàn)連續(xù)的遞減遞增趨勢；集管軸線壓力、速度分別呈兩側(cè)對(duì)稱的階梯狀、躍階式分布。由方差分析可知F=11.85＞3.05=F0.01，δ對(duì)ΔP影響顯著。

分析圖4e、圖5e可知，各水平的η值仍主要取決于集管壓差變化，隨著δ的增加，η值隨集管壓差的變化呈現(xiàn)連續(xù)的遞減遞增變化趨勢。當(dāng)δ<0.25 m時(shí)，入口支管氣流與集管迎風(fēng)側(cè)壁面碰撞所產(chǎn)生的局部損失、沿集管流動(dòng)的沿程損失、在集管中匯聚所產(chǎn)生的局部損失等共同影響著出口支管的ΔP，ΔP先降后增；當(dāng)0.25 m≤δ≤0.275 m時(shí)，入口支管間距增加，氣流在集管中匯聚所產(chǎn)生的局部損失減弱，導(dǎo)致ΔP下降；當(dāng)δ＞0.275 m時(shí)，氣流沿集管流動(dòng)的沿程損失增大，導(dǎo)致ΔP增加。

3.1.6 出口支管長度對(duì)ΔP的影響

Δ變化對(duì)管路內(nèi)部流場及ΔP的影響如圖4f、圖5f所示。由圖可知，隨著Δ增加，ΔP總體呈遞增趨勢，η呈連續(xù)的遞減遞增趨勢；集管軸線壓力、速度分別呈兩側(cè)對(duì)稱的階梯狀、躍階式分布。方差分析可知F=8.49＞3.53=F0.01，表明Δ對(duì)ΔP影響顯著。

分析圖4f、圖5f可知，集管壓差變化決定了各水平的η，集管壓差梯度越大，η越大。同時(shí)隨著Δ的增加，自集管匯流進(jìn)入出口支管中的氣流行程增加，沿程損失增大，故ΔP隨之增加。

3.1.7 出口直管內(nèi)徑對(duì)ΔP的影響

D對(duì)管路內(nèi)部流場及ΔP的影響如圖4g、圖5g所示。由圖可知，隨著D的增加，ΔP呈顯著的遞減趨勢，η呈先升后降的趨勢；集管軸線壓力、速度分別呈兩側(cè)對(duì)稱的階梯狀、躍階式分布。方差分析可知F=6 700.08＞3.9=F0.01，D對(duì)ΔP影響顯著。

分析圖4g、圖5g可知，各水平η隨集管壓差的變化而變化。D的增加使出口支管與集管的壓差減小，自集管匯流至出口支管的氣流減速，氣流在集管與出口支管交界處匯流而產(chǎn)生的局部損失降低，在出口支管內(nèi)流動(dòng)的沿程損失亦降低，故ΔP顯著下降。

綜上可知，多分支管路出口支管邊界與入口支管邊界的壓差是管內(nèi)氣流形成流動(dòng)的主要原因，在壓差的作用下，氣流自外界流入入口支管1～10，并分別在入口支管與集管交界位置完成轉(zhuǎn)向繼而在集管內(nèi)流動(dòng)，最后匯流至出口支管流出。集管壓差是影響總體壓力損失和各入口支管氣流分配一致性的主要原因和流體力學(xué)機(jī)理，集管壓差梯度越大，ΔP越大，η越高。這也闡釋了多分支匯流管路的幾何結(jié)構(gòu)差異對(duì)集管壓差變化的直接影響，并同時(shí)影響到氣流在不同的幾何結(jié)構(gòu)管路流動(dòng)時(shí)的沿程阻力損失與局部阻力損失，最終影響ΔP與η。

3.2 全尺寸模型臺(tái)架試驗(yàn)結(jié)果與Π方程的擬合

全尺寸模型臺(tái)架試驗(yàn)于華南農(nóng)業(yè)大學(xué)工程學(xué)院農(nóng)業(yè)工程樓開展，試驗(yàn)材料、測量儀器與單因素試驗(yàn)相同，試驗(yàn)臺(tái)架及試驗(yàn)用多分支匯流管路如圖6、圖7所示。

圖7 臺(tái)架試驗(yàn)用多分支匯流管路Fig.7 Multi-branch convergence pipe for bench test

根據(jù)表4的Π方程試驗(yàn)方案，選取不同因素水平下的多分支匯流管路開展試驗(yàn)，每組試驗(yàn)開展5次，試驗(yàn)結(jié)果取平均值，試驗(yàn)過程中，通過調(diào)節(jié)空調(diào)溫度保持室內(nèi)恒溫（25 ℃），以保證ρ、μ值穩(wěn)定。試驗(yàn)結(jié)果及各擬合方程如表6所示。

表6 試驗(yàn)結(jié)果和擬合方程Table 6 Results and fitting equation

3.2.1 Π方程的擬合

Π方程由各分量擬合方程的乘積組合而成，則出口支管Π1的方程為[25]

式中C2～C8由表6獲取，上述函數(shù)表達(dá)式均為無量綱值。

3.2.2 Π方程的有效性驗(yàn)證

Π方程及ΔP計(jì)算結(jié)果共進(jìn)行3次有效性驗(yàn)證，驗(yàn)證方法如下[22,25]：1）將Π方程計(jì)算的ΔP值和Π1值與每個(gè)測點(diǎn)的試驗(yàn)值進(jìn)行比較；2）將Π方程的ΔP值和Π1值與各方程擬合曲線兩側(cè)以外工況的試驗(yàn)值進(jìn)行比較；3）考慮經(jīng)驗(yàn)公式應(yīng)用范圍內(nèi)的其他試驗(yàn)條件。

1）第一次有效性驗(yàn)證

將每個(gè)測點(diǎn)的參數(shù)轉(zhuǎn)換成相應(yīng)的Π值，分別帶入式（8），獲得相應(yīng)的Π1值和ΔP值，然后將方程計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值進(jìn)行比較，如表7所示。由表7可知，Π方程計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值的偏差遠(yuǎn)小于10%，在可接受的范圍內(nèi)[33]，因此方程（8）是相對(duì)準(zhǔn)確。

表7 Π方程的第一次有效性檢驗(yàn)結(jié)果Table 7 The first validity experimental result of the Π equations

2）第二次有效性檢驗(yàn)

表8 Π方程的第二次有效性檢驗(yàn)結(jié)果Table 8 The second validity experimental result of the Π equations

二次驗(yàn)證結(jié)果表明，當(dāng)571.79≤ρQ/μh≤2 858.97，0.194≤d/h<0.272、0.272

3）第三次有效性檢驗(yàn)

為了進(jìn)一步驗(yàn)證第二次有效性驗(yàn)證的結(jié)論，選取試驗(yàn)參數(shù)范圍內(nèi)的其他點(diǎn)（不同于Π方程構(gòu)建時(shí)的測試點(diǎn)），進(jìn)行驗(yàn)證試驗(yàn)，結(jié)果如表9所示。結(jié)合第二次驗(yàn)證結(jié)果可知，當(dāng)1 442.19≤ρQ/μh≤2 020.34、0.21＜d/h≤0.28、1.4≤l/h≤1.6、2.4≤δ/h≤2.8、0.452≤γ/h≤0.638、2.1≤Δ/h≤2.4即0.002 27 m3/s≤Q≤0.003 18 m3/s、21.0 mm

表9 Π方程的第三次有效性檢驗(yàn)結(jié)果Table 9 The third validity experimental result of the Π equations

綜上所述，Π方程和經(jīng)驗(yàn)公式可用于0.000 9 m3/s≤Q≤0.004 5 m3/s，28.0 mm≤d≤45.2 mm，100 mm≤l≤200 mm、200 mm≤δ≤300 mm，42.6 mm≤γ≤81.4 mm，150 mm≤Δ≤250 mm，34.0 mm≤D≤42.6 mm、53.6 mm≤D≤57.0 mm的范圍條件，此時(shí)經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算所得的ΔP值對(duì)多分支匯流管路總體壓力損失的預(yù)測誤差小于10%。

結(jié)合Π方程的有效性檢驗(yàn)結(jié)果，聯(lián)立式（6）、式（8），進(jìn)一步簡化后可得多分支匯流管路總體壓降損失ΔP為

式中λ∈(Q,d,l,δ,γ,Δ,D)，當(dāng)λ為Q時(shí)，ξ為其他量對(duì)應(yīng)函數(shù)的乘積，其值為管路初始尺寸值，此時(shí)ξ可結(jié)合實(shí)際試驗(yàn)取值為0.99～1.03。當(dāng)λ為除Q外的任一個(gè)量時(shí)，ξ為集合內(nèi)剩余量對(duì)應(yīng)函數(shù)的乘積，其值為管路初始尺寸值，此時(shí)ξ可結(jié)合實(shí)際試驗(yàn)取值為2.305×1010～2.398×1010。

4 結(jié) 論

本文對(duì)氣吸式播種機(jī)氣力系統(tǒng)多分支匯流管路出口支管的總體氣壓損失進(jìn)行了探究，明確了影響管路氣流能量損耗的主要因素。采用單因素試驗(yàn)、Fluent仿真模擬及量綱分析法，從微觀和宏觀角度分析了多分支匯流管路中氣壓損失和氣流分配機(jī)理，構(gòu)建氣壓損失定量預(yù)測模型，并得到如下結(jié)論：

1）通過單因素試驗(yàn)并結(jié)合Fluent仿真模擬，確定了影響多分支匯流管路內(nèi)流體流動(dòng)及管路總體壓力損失的主要試驗(yàn)因素為入口支管流量（Q，m3/s）、入口支管內(nèi)徑（d，mm）、入口支管長度（l，mm）、入口支管間距（δ，mm）、集管內(nèi)徑（γ，mm）、出口支管內(nèi)徑（D，mm）和出口支管長度（Δ，mm）。分析了各因素對(duì)管路總體壓力損失ΔP的具體影響機(jī)理，明確了集管壓力變化是影響各入口支管氣流分配一致性的主要原因，也是導(dǎo)致多分支匯流管路各入口支管氣流分配不均的流體力學(xué)機(jī)理。

2）通過全尺寸模型試驗(yàn)，采用量綱分析法建立了多分支匯流管路總體壓力損失的預(yù)測經(jīng)驗(yàn)公式，在0.000 9 m3/s≤Q≤0.004 5 m3/s、28.0 mm≤d≤45.2 mm、100 mm≤l≤200 mm、200 mm≤δ≤300 mm、42.6 mm≤γ≤81.4 mm、150 mm≤Δ≤250 mm、34.0 mm≤D≤42.6 mm、53.6 mm≤D≤57.0 mm的條件下，所建立的經(jīng)驗(yàn)公式對(duì)壓力損失ΔP的預(yù)測誤差小于10%，滿足一般工程領(lǐng)域的要求。研究結(jié)果可為氣吸式播種機(jī)氣力系統(tǒng)的管路設(shè)計(jì)與優(yōu)化提供參考。