微灌砂石過濾器濾帽水力性能試驗及內部流場模擬

蔡九茂，翟國亮，呂謀超，劉杰云，張文正

·農業(yè)水土工程·

微灌砂石過濾器濾帽水力性能試驗及內部流場模擬

蔡九茂，翟國亮※，呂謀超，劉杰云，張文正

（中國農業(yè)科學院農田灌溉研究所/農業(yè)農村部節(jié)水灌溉工程重點實驗室，新鄉(xiāng) 453002）

微灌用砂石過濾器中，集水濾帽是進行過濾過程集水和反沖洗過程散水的關鍵部件。為了獲得濾帽內部流阻特性，改善砂石過濾器水損較大弊端，該研究對國內市場上常用的梯形集水濾帽進行了室內模型試驗，測定了濾帽在不同過濾和反沖洗速度下的壓降特性，并采用Fluent(15.0)軟件對濾帽過濾和反沖洗過程中的流場分布特征進行了數值模擬，研究了濾帽內外的壓降分布規(guī)律。結果表明：濾帽壓降模擬結果和試驗測試結果吻合性較好，相對誤差3.54%～6.53%。隨著濾速升高，濾帽產生的水頭損失較濾層水損增長更為顯著，反沖洗過程中的濾帽水損要大于過濾狀態(tài)；通過對濾帽內部流場分析，濾帽水損主要產生于近濾縫區(qū)域和芯柱區(qū)域，均是由于過水流道突然縮小導致，在濾層濾速為0.030 m/s時，濾縫和芯柱進口處濾速分別為2.57和4.01 m/s。結合以上結果，設計了一種扁平球面濾帽結構，增加了濾縫面積，優(yōu)化了芯柱結構，縮小了濾帽高寬比，通過數值模擬，表明扁平球面濾帽結構有助于改進過濾和反沖洗效果。研究結果可為濾帽選型和優(yōu)化改進提供參考。

流速；過濾器；水力性能；微灌；砂石過濾器；濾帽；流場模擬；流阻特性

0 引 言

微灌用砂石過濾器適用性廣，納污能力強，易于實現自動反沖洗，被認為是微灌系統(tǒng)基礎配置之一，在世界范圍內被廣泛采用[1-3]。但是砂石過濾器水頭損失較大的問題一直困擾著生產者和用戶[4-5]，導致它難以適應低壓小流量微灌技術的發(fā)展趨勢[6-7]。影響砂石過濾器清潔壓降的主要因素包括濾層、濾帽、反沖洗閥、布水器等部件[8-10]，因此需要針對各部件進行水力性能優(yōu)化設計。

濾帽是將通過濾層過濾后的清水收集到底部集水腔同時在反沖洗過程中將水流充分分散的透水部件。目前國內外針對濾帽水力性能的研究，主要采取室內試驗和原型觀測試驗為主。Mesquita等[11]分析了3種農用過濾器不同的濾帽、布水器和濾層配置參數對清潔壓降的影響規(guī)律；Pujol等[12]通過實際模型試驗分析了濾縫數量和位置對濾帽過水性能的影響規(guī)律；Arbat等[13]通過模型試驗構建了考慮濾帽結構的濾層水損計算模型。除了采用物理試驗，一些學者結合計算流體動力學（Computational Fluid Dynamic，CFD）模擬技術對濾帽進行了研究。沈倩[14]針對工業(yè)濾池用長柄濾帽，通過簡化濾帽結構，并運用流體計算軟件Fluent初步研究了氣水反沖洗濾帽的水力特性；劉文娟[15]采用Fluent軟件對濾層過濾和反沖洗過程進行了模擬，指出濾層壓降的變化受濾帽結構和布置方式影響較大；Pietro等[16]雖然對濾帽的過濾反沖洗過程進行了模擬，但是其中過濾和反沖洗速度的選擇遠遠大于實際生產正常應用范圍，且濾帽類型與國內濾帽差別較大，因此，對生產實際指導意義不足。

以上研究方法和結果對于掌握濾帽的水力特性有一定指導意義，但要針對濾帽進行優(yōu)化改進，需要建模對其水力特性進行深入分析，確定優(yōu)化方向，在此方面未見有相關研究。由于濾帽結構較為精細，且處于濾層包裹中，采用數值模擬的方法能夠更深入分析濾帽內部和周圍流場變化規(guī)律。因此，本研究采用室內模型試驗對濾層和濾帽的水力特性進行了測試，并借助CFD模擬技術，通過對梯形濾帽在不同過濾和反沖洗速度下的流場分布（速度分布、壓力分布以及漩渦等）進行分析，研究濾帽結構對流場分布的影響規(guī)律，以期為濾帽結構優(yōu)化改進提供參考。

1 材料與方法

1.1 供試材料

目前國內市場上的濾帽形狀多種多樣，以梯形濾帽應用最廣，因此本試驗選取安徽菲利特公司梯形濾帽進行研究。梯形濾帽主要由帶孔頂罩、集水芯柱和底板三部分組成，方便拆卸。濾帽材質有金屬和工程塑料2種，農業(yè)灌溉用濾帽通常為丙烯腈-丁二烯-苯乙烯共聚物（Acrylonitrile Butadiene Stryene，ABS）工程塑料材質。本試驗采用的濾帽外觀及尺寸如圖1所示，相關參數詳見表1。

圖1 濾帽結構示意圖和照片

表1 濾帽結構參數

1.2 模型試驗

模型試驗于2019年9月在中國農科院農田灌溉研究所水力試驗大廳進行。采用變頻恒壓供水方式，管路安裝有渦輪蝶閥、流量計進行流速調節(jié)和監(jiān)測，濾柱后裝有疊片過濾器（過濾精度120m）收集細小濾料；濾柱模型按實際國產砂石過濾器（砂罐內徑600 mm）進行等比例縮放，本試驗采用的模型裝1個濾帽，實際模型裝有濾帽18個，根據流動相似性原理，要保證縮小后模型內通過單濾帽的流量與實際過濾器相同，則模型尺寸（直徑、高度）應該按照（1/18）1/3的比例進行縮小[13]。結合市場型號，玻璃管模型直徑為220 mm，高800 mm。過濾介質采用石英砂濾料，粒徑范圍0.85～1.25 mm，濾層厚度為270 mm。濾柱模型裝有壓力傳感器測量各層壓力，采用數據采集模塊（ADAM-6051）進行實時壓力采集。本試驗的管路連接如圖2所示。

試驗分為過濾和反沖洗2個部分，分別對濾帽的水力性能進行測試。首先，采用自來水對單獨濾帽進行過濾試驗和反沖洗試驗，調節(jié)蝶閥開度，通過觀察電磁流量計讀數控制濾層表面速度，根據生產實際，過濾速度范圍取0.010～0.040 m/s，在該范圍內均勻選擇8個濾速工況（0.010、0.015、0.020、0.024、0.028、0.032、0.035、0.040 m/s），待濾速穩(wěn)定后，記錄濾柱最下端兩層傳感器壓力值，從而得到各濾速條件下單獨濾帽的水頭損失。然后，切換管道連接方式，反向供水，進行單獨濾帽反沖洗壓降測試。反沖洗流速選擇8個工況（0.005、0.010、0.015、0.020、0.025、0.030、0.035、0.040 m/s）。過濾和反沖洗濾速范圍較其他學者數值偏大[17-19]，主要考慮國內配置濾料粒徑普遍偏大導致濾速偏高的應用特點。反沖洗試驗結束后，填充當量粒徑d為1.08 mm的石英砂濾層，進行正向過濾測試，濾速范圍同上。為了保證試驗一致性，每次試驗開始前首先對濾層沖洗5 min，使濾層充分壓實。待濾速穩(wěn)定后，記錄第1層和第4層的壓力值，二者差值即為濾層和濾帽總的水頭損失。過濾和反沖洗試驗均重復3次，取壓降平均值作為最終結果。

1.離心泵 2.蝶閥 3.流量計 4.壓力傳感器 5.數據采集模塊 6.球閥 7.疊片過濾器 8.水箱

1.Centrifugal pump 2.Butterfly valve 3.Flow meter 4.Pressure sensor 5.Data acquisition module 6.Ball valve 7.Disk filter 8.Water tank

注：圖中箭頭表示水流流動方向。

Note: The arrow represents the direction of flow.

圖2 濾帽水力性能試驗布置圖

Fig.2 Layout of underdrain hydraulic performance experiment

1.3 濾帽數值模擬設定

1.3.1 模型構建和網格劃分

本文以濾帽和周圍濾層為模擬對象，采取Pro/E進行濾帽三維建模，分為濾層、濾帽和芯柱3個計算域進行分析各流體域交界面屬性設置為Interior。利用ICEM CFD軟件，采用四面體非結構化網格對3個計算域進行網格劃分，對尺寸小、結構復雜的縫隙部分進行局部加密，如圖3所示。

圖3 流體域和網格模型

在Fluent（15.0）中將濾層和芯柱網格轉換為多面體網格，以提高計算效率。同時，在過濾速度為0.025 m/s條件下進行了網格無關性驗證[20]，檢驗指標為進出口壓降，得到進出口壓降與網格數之間的變化關系如圖4所示，可以看出網格數量大于1.8×106后，壓降指標趨于穩(wěn)定，相鄰網格密度模擬結果的相對誤差值都在3.5%以內，表明網格密度對計算結果的精度影響不大。綜合考慮計算精度和計算時間，確定模型網格計算單元總數量為2.41×106。

圖4 網格無關性檢驗

1.3.2 模型選擇與求解

計算模型的選擇取決于水流通過濾層和濾帽的流態(tài)。參考文獻[21]中濾層雷諾數計算式（1）計算雷諾數Re<2.0時，水流在濾層中的流態(tài)為層流。

式中為過濾水密度，kg/m3；為流體速度，m/s；d為石英砂濾料當量粒徑，取1.08 mm；為石英砂濾料表面積形狀系數，取1.16；為流體黏性系數，水的黏性系數為0.001 Pa·s；為濾層孔隙率，取0.43[22]。

由式（1）計算可知，在濾速大于0.008 m/s時，濾層內的雷諾數Re大于2，水流流態(tài)均為湍流狀態(tài)[21]。本試驗濾速取值范圍內（0.010～0.040 m/s），水流經過濾層時處于湍流狀態(tài)。水流濾縫部分類似射流發(fā)散流動，因此選擇Realizable湍流模型進行求解[23]，考慮到濾縫附近網格細化處理，選用無滑移壁面邊界條件，近壁區(qū)采用Scalable壁面函數。

石英砂濾層作為多孔介質設定。多孔介質內流速與壓降關系可以用表達式（2）描述[24]。

式中Δ/Δ表示單位濾層高度的水頭損失，kPa/m；1/表示黏性阻力系數；2表示慣性阻力系數。

引入系數和，式（2）轉換可得到式（3）所示的二次函數關系式。

Δ=+2（3）

由于濾柱側壁第1層和第2層壓力傳感器之間的濾層高度Δ為100 mm，因此，擬合正向過濾時8組過濾速度和壓降值Δ，可求得擬合系數和，根據式（4）和式（5），可計算得到多孔介質黏性阻力系數1/和慣性阻力系數2。計算結果：1/=1.52×109，2=66 545，由此在Fluent中定義多孔介質過濾模型相關參數。在反沖洗時，濾層膨脹屬于多相流模擬，且濾層膨脹不影響濾帽本身的水損變化，因此反沖洗模擬不考慮頂部濾層，僅模擬單獨濾帽。

計算過程中，采用低松弛迭代的變松弛系數法，壓力速度耦合方程采用PC-SIMPLE算法。過濾狀態(tài)下進口邊界為速度入口，垂直濾層頂部界面，取如前所述0.010～0.040 m/s之間的8個工況。出口邊界為壓力出口，因為本研究只關注進出口壓差變化值，出口壓力設定值與實際模型試驗相同，取出口壓力為0.1 MPa。

2 結果與分析

2.1 模型驗證結果

通過試驗得到不同速度下的濾帽和濾層水頭損失變化關系，并與模擬值進行了對比，從圖5可知，模型試驗實測的單獨濾帽、濾帽+濾層的水頭損失結果和CFD模擬計算結果的變化趨勢基本相同，水頭損失試驗值較數值模擬值偏大，主要是因為壓力傳感器取樣位置相對靠下，產生了部分額外水頭損失，主要是因為壓力傳感器取樣位置相對靠下，產生了部分額外水損，但二者相對誤差為3.54%～6.53%，小于10%，說明所選模型及參數合理[20]。

2.2 濾帽水頭損失分布特性分析

圖6為不同濾速條件下的濾帽和濾層壓降比（即濾帽或濾層壓降占總壓降的比例，%）分布，可以看出，在過濾狀態(tài)下，濾速小于0.024 m/s時，濾層產生的壓降高于濾帽；在濾速等于0.024 m/s時，濾帽和濾層產生的壓降分別為15和18 kPa，隨著過濾速度的增大，濾帽產生的水頭損失增加更為明顯，在濾速為0.040 m/s時，濾帽產生的壓降為68 kPa，占濾帽和濾層全部壓降的72.3%。從圖4也可以看出，對同一濾帽，正向過濾和反向反沖洗的水頭損失是不同的，在流速低于0.030 m/s時，反沖洗狀態(tài)下的濾帽水損要高于過濾狀態(tài)。

圖6 不同過濾速度條件下實測壓降比分布

通常砂石過濾器內濾帽數量一般為十幾甚至更多，因此，濾帽產生的水頭損失不可忽視。生產實際中，過濾器選型不當，就會導致砂石過濾器在高濾速條件下超負荷運行，由此產生的濾帽水損更大。因此，注重過濾器選型，選擇水損較小的濾帽，能夠大大降低整個系統(tǒng)能耗損失。

2.3 基于模擬結果的濾帽水力特性分析

2.3.1 外部流動特性分析

圖7為正向過濾濾速0.035 m/s和反沖洗速度0.015 m/s條件下的流線圖。過濾狀態(tài)下，水流通過濾層后，水流收縮進入濾縫，經過濾帽腔體后再次收縮，進入芯柱，因此，水流存在先收縮、后擴大、再收縮的變化過程，速度逐步增加。從圖7a中流線可以看出，水流在逐步收縮過程中，沒有明顯邊界層分離現象，只在濾帽內邊角處有較小的漩渦產生，流線屬于均勻收縮，因此水頭損失較??；而反沖洗過程時，壓縮水流突然擴大后形成較大的漩渦區(qū)，產生的水頭損失也更大。漩渦高度隨反沖洗速度不同，在25～40 cm之間變動，反沖洗速度越高，紊動強度越大，漩渦尺度越小，一定程度上反映了濾層的翻騰狀態(tài)。

由圖7b可知，本研究的模擬濾帽頂部平面為實體結構，沒有過水縫隙，濾帽頂部水流在接近濾帽時，軸向速度轉為水平速度，水流繞過頂面從側面進入濾帽，增加了流動的不穩(wěn)定性，降低了過水效率，同時濾帽頂板部分受力加大，需要芯柱加強筋的支撐，才能防止濾帽損壞；在反沖洗時，在濾帽頂部正上方存在一定范圍的流動穩(wěn)定區(qū)域，湍動強度較小，對于濾料的反沖洗是不利的。供試濾帽頂板實體面積為310 mm2，根據表1中頂罩表面開孔比例，頂板可新增過水面積約65 mm2，因此若將頂部設計為縫隙結構，較初始過水面積（367.2 mm2）能夠增加17.7%過水面積，有助于提高過水效率。

注：正向過濾速度0.035 m·s-1，反沖洗速度0.015 m·s-1。

2.3.2 內部流動特性分析

流阻特性是濾帽內部流動的外在表現，是評價濾帽的主要性能參數。由試驗數據，能夠得出濾層和濾帽兩部分的水損分布規(guī)律，而濾帽周圍近濾縫區(qū)域和濾帽內部的局部壓降規(guī)律，則需借助數值模擬進行分析。圖8a為0.030 m/s過濾速度條件下的壓力變化云圖。從中可以看出壓力變化顯著的區(qū)域為近濾縫區(qū)和芯柱頂部入口處，因此可以將濾層至濾帽出口范圍分成3個區(qū)域：介質濾層區(qū)1、近濾縫區(qū)域2和濾帽芯柱3。為了分析這3個區(qū)域內壓力隨過濾速度的變化規(guī)律，沿著圖8a中的虛線，提取各沿程點的壓力值，繪制圖8b所示0.012、0.022和0.030 m/s 3種過濾速度下，方向沿程各點壓力曲線。從圖8b中可以看出，過濾速度越大，各沿程點的壓力值越高。速度越高，各區(qū)域內曲線斜率越小，代表該區(qū)域內壓降越大。在濾速為0.012 m/s時，區(qū)域1產生的壓降為6 kPa，區(qū)域2為7 kPa，區(qū)域3為9 kPa；而在濾速為0.030 m/s時，區(qū)域1產生的壓降為16 kPa，區(qū)域2為32 kPa，區(qū)域3為12 kPa。比較2種濾速下的壓降分布可知，隨著濾速增加，濾層壓降占比逐漸降低，而濾帽及周圍區(qū)域產生的水損升高明顯。在近濾縫區(qū)域2，壓降變化明顯，主要是因為水流在濾帽表面附近聚集，以較大濾速通過濾帽周圍局部濾層，由式（2）可知，局部濾層水損是的二次函數，通過圖7a速度矢量圖可知水流進入濾縫的瞬時速度達到了2.57 m/s，濾速的急劇增加導致濾縫附近局部區(qū)域的水損顯著增加。由此可知，通過增加濾縫數量，擴大濾帽與濾層接觸面積，在濾帽周圍采用大粒徑濾料填充，都有助于降低局部水頭損失。

注：1、2、3分別代表介質濾層區(qū)、近濾縫區(qū)域、濾帽芯柱。

為了分析濾帽芯柱區(qū)域3內的壓力變化規(guī)律，對芯柱內局部流場進行了分析。圖9為3種濾速條件下濾帽內部速度分布云圖，可以看出芯柱進口處濾速最高達到4.01 m/s，遠遠高于濾縫處速度。由于梯形濾帽的芯柱頂部有4個支撐筋，導致芯軸內形成了較大的繞流波動旋渦，水流繞過芯柱后，水平流動轉為軸向流動，且由于芯柱內徑驟然縮小，水流在芯柱中心處形成對撞擾動，產生了較大的流動阻尼和能量損失，因此芯柱內橫截面上壓力分布是不均勻的，如圖10所示。在向下流動過程中，水流逐步混合，由于芯軸出口尺寸較小，附壁效應顯著，芯柱中心軸處壓力最高，流速最快，慢慢整個截面流速趨于均勻。因此，可以通過改變芯軸支撐筋形式、增加出水口尺寸來提高過水效率，降低芯軸水損。

圖9 不同過濾速度下濾帽內部流速分布云圖

圖10 芯柱內部不同截面壓力分布云圖

2.4 濾帽優(yōu)化分析

根據以上分析可知，影響濾帽水阻特性的主要因素包括濾縫布局、開縫面積和芯柱結構及出口大小等。現有梯形濾帽結構是針對工業(yè)水處理厚濾層、慢濾池設計[25-26]，而農業(yè)微灌砂石過濾通常是淺濾層、快濾速過濾模式[27-28]，因此，針對當前常用的梯形濾帽水損較大，運行能耗較高的特點，針對農業(yè)砂石過濾器，參照文獻[29]，本研究設計了一種扁平球面濾帽（見圖11），并采用Ansys Fluent軟件模擬了過濾狀態(tài)和反沖洗過程中球面扁平濾帽（參數設定同1.3.2節(jié)）流速分布特性，如圖12所示。

圖11 改進濾帽結構模型示意圖

注：正向過濾速度0.030 m·s-1，反沖洗速度0.015 m·s-1。

由圖11所示，本研究設計的濾帽，縮小了濾帽的高寬比，取消了濾帽頂部實體平面區(qū)，采用了頂面全開縫設計。濾縫寬度為0.34 mm，長度為39.5 mm，單濾帽開孔36條，總過水面積較原梯形濾帽增加了27%，同時芯柱出口擴大為30 mm，且采用承插式出口，安裝和檢修更便捷。從圖12a可以看出，濾帽過水流線更流暢均勻，水流通過濾帽的沿程平均距離降低了14%，并且流線彎折顯著減少，而從圖12b可以看出，反沖洗時水流形成的漩渦更小、更密集，有助于增加濾層濾料的翻轉頻率，利于雜質的脫落和排出。具體改進參數和應用效果將進一步開展試驗進行探討。

3 結 論

本文以微灌砂石過濾器濾帽為研究對象，采用不同的過濾速度和反沖洗速度，對濾層和濾帽流阻特性進行了試驗測試和數值模擬，分析了濾帽內外的壓降特性和濾帽結構對內部流場的影響規(guī)律，具體結論如下：

1）采用數值模擬的方法進行濾帽水力特性分析，能夠較好反映實際濾帽水損變化規(guī)律，相對誤差為3.54%～6.53%，模擬結果基本可信，可以為后續(xù)濾帽結構改進和優(yōu)化提供數據支撐。

2）過濾狀態(tài)下，低速運行時，濾層水損占主要部分，而在濾速大于0.024 m/s時，濾帽產生的水頭損失占比逐步擴大，濾速為0.040 m/s時，濾帽產生的水損占全部水損的72.3%，因此要重視過濾器選型，選擇水損較小濾帽，避免系統(tǒng)超負荷運行，增加能耗。

3）反沖洗狀態(tài)下產生的水頭損失較過濾狀態(tài)更高，主要是因為反沖洗時存在漩渦區(qū)，增加了水損，且反沖洗速度越高，漩渦尺度越小。

4）濾帽頂部實心結構影響了過濾狀態(tài)下的水流通過效率，在反沖洗時，濾帽頂部存在穩(wěn)定區(qū)，不利于濾料清洗，采用頂部開縫結構，可以增加17.7%過水面積。

5）濾帽水損主要產生于近濾縫區(qū)域和芯柱區(qū)域，均是由于過水流道突然縮小導致，在濾層濾速為0.030 m/s時，濾縫和芯柱進口處濾速分別為2.57和4.01 m/s，可通過優(yōu)化芯柱支撐筋和擴大芯柱出口直徑，改善濾帽內部流阻過高問題。

6）根據以上分析結果，針對農業(yè)快濾模式，設計了一種扁平球面新型濾帽，并進行了過濾和反沖洗數值模擬，濾帽的過濾水損更小，反沖洗產生的漩渦更小、分布更均勻，更有利于濾層均勻、頻繁的翻轉摩擦，有助于提高反沖洗效率。

本文主要研究了單個濾帽的內部流場分布特征，不足之處：由于濾帽通常為陣列式布置，多個濾帽之間的流場會存在相互影響，從而影響過濾器的清潔壓降和反沖洗效率。因此后續(xù)工作中將進一步分析多個濾帽的組合流場分布。

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Hydraulic performance experiment and internal flow field numerical simulation for underdrain of micro-irrigation sand filter

Cai Jiumao, Zhai Guoliang※, Lyu Mouchao, Liu Jieyun, Zhang Wenzheng

(,/453002)

Sand filter is considered to be one of the best choice to prevent clogging in micro-irrigation system. Head losses in media filter are produced by the friction loss due to the internal auxiliary elements of the filter container and the resistance offered by the media layer. The underdrain element is a core component in sand filter. To deeply understand the hydraulic behavior of underdrain, the experimental and numerical investigations were conducted to explore the flow resistance characteristics and flow field distribution in the underdrain. Laboratory experiments of filtering and backwashing were conducted in Farmland Irrigation Research Institute, Chinese Academy of Agricultural Sciences, Xinxiang, China. A trapezoidal underdrain element applied commonly in domestic market was selected in the experiment. It was installed in a scaled sand filter based on a commercial filter with 600 mm internal diameter. The sand filter model were tested at eight filtering velocities ranging from 0.010 to 0.040 m/s, and eight backwashing velocities ranging from 0.005 to 0.040 m/s, which were consist with the actual commercial filter operation. The experimental variables were monitored in real time by a data acquisition system consisted of a flowmeter and pressure transmitter. The internal flow behavior through the filter was simulated using the Computational Fluid Dynamics (CFD) method. A CFD model of the underdrain was developed by ANSYS Fluent 15.0. The geometry of the underdrain and its unstructured mesh were designed by ICEM software. Due to the turbulent flow regime in the underdrain and layer, the realizable k-ε turbulence model and the porous medium model were selected for solution. The computing area and the boundary condition of inlet and outlet were proposed. To ensure the reliability of the numerical simulation, the experimental values were compared with the simulated results. The results showed that the simulated values of head loss were in good agreement with the experimental values with the relative errors between 3.54% and 6.53%. The tested results showed that as the filtering velocity increased (>0.024 m/s), the pressure drop produced by the underdrain improved more significantly than the media layer. When the velocity increased to 0.040 m/s, the 72.3% of the pressure drop were produced by the underdrain. At the same filtration velocity, the pressure drop of backwashing mode was higher than filtering mode. The results confirmed that it was important to select appropriate filter model and avoid overload operation for the irrigation system. The simulated pressure and velocity contours showed that the structure without slots at the top of underdrain increased the non-uniformity of the flow streamlines and affected the backwash efficiency. Due to the narrowing of the flow section gradually from the layer to the underdrain outlet, the flow velocity increased drastically. When filtration velocity was 0.030 m/s, the velocities at the narrow slots and the entrance of the collector reached 2.57 and 4.01 m/s, respectively, resulting in significant pressure drop in the two region subsequently. The pressure contours of the collector at different cross sections showed non-uniformity due to the violent disturbance of the flow. In view of these results, a spherical flat underdrain with smaller aspect ratio and more uniform slots distribution was designed. Compared to the trapezoidal underdrain, the distance of the flow through the underdrain decreased by 14% and the passing area increased by 27%. In addition, the diameter of the tube outlet increased to 30 mm. The modification favored vertical flow through the porous medium and the underdrain chamber with a more direct exit, thereby reducing pressure drop. The CFD simulations of the modified underdrain showed the smoother streamline around the underdrain for filtering mode and a smaller vortex scale for backwashing mode, indicating excellent passing capacity and backwash efficiency. The study could guide the design of filter for irrigation equipment manufacturer, irrigation project designer and field operator.

flow velocity; filters; hydraulic performance; micro-irrigation; sand media filter; underdrain element; flow field simulation; flow resistance characteristic

蔡九茂，翟國亮，呂謀超，等. 微灌砂石過濾器濾帽水力性能試驗及內部流場模擬[J]. 農業(yè)工程學報，2020，36(13)：67-74.doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2020.13.008 http://www.tcsae.org

Cai Jiumao, Zhai Guoliang, Lyu Mouchao, et al. Hydraulic performance experiment and internal flow field numerical simulation for underdrain of micro-irrigation sand filter[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2020, 36(13): 67-74. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2020.13.008 http://www.tcsae.org

2020-03-18

2020-05-23

河南省科技攻關項目（2019-288）；中國農業(yè)科學院基本科研業(yè)務費（Y2018PT72、FIRI2017-25、FIRI202002-01）

蔡九茂，博士生，主要從事微灌技術理論與應用研究。Email：caijiumao@163.com

翟國亮，博士，研究員，博導，主要從事微灌技術理論與應用研究。Email：zhai3393@126.com

10.11975/j.issn.1002-6819.2020.13.008

S275.5

A

1002-6819(2020)-13-0067-08