IEA-I型航空植保高速風洞的設計與校測

唐 青，陳立平※，張瑞瑞，徐 旻，徐 剛，張 斌

（1.國家農業智能裝備工程技術研究中心，北京100097；2.農業智能裝備技術北京市重點試驗室，北京100097；3.西北工業大學，西安 710068）

IEA-I型航空植保高速風洞的設計與校測

唐 青1，2，陳立平1，2※，張瑞瑞1，2，徐 旻1，2，徐 剛1，2，張 斌1，3

（1.國家農業智能裝備工程技術研究中心，北京100097；2.農業智能裝備技術北京市重點試驗室，北京100097；3.西北工業大學，西安 710068）

針對固定翼農用飛機所搭載航空噴頭施藥霧滴分布研究的需要，該文依照低湍流度風洞設計原理設計了IEA-I型高速風洞。該風洞型式為直流開口式，主要由動力段、過渡段、擴散段、穩定段、收縮段及試驗段等部分組成，風洞總體尺寸為9.8 m×1.2 m×1.8m（長×寬×高）；動力段選用離心風機；擴散段為小角度擴散，擴散角5°；穩定段采用六角形蜂窩器和9層阻尼網組合設計；收縮段縮比10.24；試驗段截面直徑為300 mm。該文采用熱線風速儀，皮托管和高速PIV系統測定了風洞試驗段氣流品質，試驗結果表明：試驗段風速7.6～98 m/s連續可調，氣流紊流度小于1.0%，試驗段風場均勻度小于0.4%，平均氣流偏角小于0.2°，氣流動壓穩定系數小于2.0%，歸一化軸向靜壓梯度小于0.02。該風洞能模擬固定翼農用飛行器作業飛行條件，為進一步研究航空噴頭的參數優化提供試驗平臺。

設計；流場；試驗；風洞；航空；植保

唐 青，陳立平，張瑞瑞，徐 旻，徐 剛，張 斌.IEA-I型航空植保高速風洞的設計與校測[J].農業工程學報，2016，32（6）：73-81. doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2016.06.010 http://www.tcsae.org

Tang Qing,Chen Liping,Zhang Ruirui,Xu Min,Xu Gang,Zhang bin.Design and test of IEA-I high speed wind tunnel for aerial plant protection[J].Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering(Transactions of the CSAE）,2016,32(6):73-81.(in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2016.06.010 http://www.tcsae.org

0 引言

在航空植保作業過程中，飛行器噴灑的農藥霧滴隨氣流運動，沉積于非目標區域的現象，稱為霧滴飄移。農藥霧滴的飄移問題一直是農業工程領域重點關注的問題之一[1]。影響農藥霧滴飄移的因素有許多，如液滴在空氣中的運動特性[2-3]，噴灑流量，噴頭類型[4-5]，驅動壓力[5-6]，環境因素[5]等。為解決這些問題，美國環保部提出了飄移減少技術的草案[7]，其中的重要組成部分就是弄清實際作業中航空噴頭的噴霧粒徑分布，并建立相應的數據庫。

要研究航空噴頭作業過程中的噴霧粒徑分布情況，主要手段有理論分析，數值模擬和風洞試驗等。理論分析能夠根據噴頭結構，管道壓力，剪切強度等條件，推導出液滴破碎形成的粒徑范圍。但其很難獲得具體作業條件下的霧滴分布情況[8]。數值模擬手段對于大量不同粒徑的霧滴和空氣的相互作用和運動規律的計算能力仍顯不足[9]。而風洞試驗能夠模擬真實飛行環境，準確控制風速風向等參數，試驗重復性好，對建立航空噴頭霧滴粒徑分布數據庫十分有利[10-11]。

目前，美國農業部農業航空研究中心已建成了一座用于研究航空噴頭霧滴粒徑分布的航空施藥風洞USDAARS high speed wind tunnel[12]。澳大利亞昆士蘭大學也有類似的航空施藥風洞[11]。中國目前針對地面植保機械及無人直升機等作業中的霧滴飄移現象也已經進行了大量研究工作[13-15]，南京農機所已建成適用于霧滴飄移研究的NJS-1型植保低速風洞[16]。但國內尚缺乏針對固定翼農業航空飛行器專用噴頭開展試驗研究的高速風洞設備。因此，本文在國外同類風洞設計方案的基礎上進行流場品質改良，設計了IEA-I型高速風洞，用于農業航空噴頭霧滴粒徑，速度分布規律等方面的研究。

1 IEA-I型風洞設計目標

目前在低速風洞設計領域，主要存在回流式風洞和直流式風洞2種形式。回流式風洞的優勢在于風機所受背壓較小，能量利用率高，容易獲得更低的湍流度和更好的流場品質。但其存在占地面積大，結構復雜，成本高以及流場易被示蹤物質污染等缺陷。直流式風洞優勢在于占地面積小，結構較簡單，建設成本低及流場不易被示蹤物質污染。

由于本風洞設計目的是為了研究固定翼飛行器施藥霧滴粒徑及速度分布規律，而直流開口下吹式風洞有利于試驗用霧滴飄出室外，減小污染，因此較為符合我們的設計目標。但同時，直流開口下吹式風洞如果設計風速較高，則會在風洞出口產生很大背壓，很難采用流場品質較好，但輸出背壓較低的軸流式風機作為驅動裝置。因此一般適合采用離心式風機作為驅動氣源。例如美國農業部USDA-ARS的HSWT航空植保風洞最高設計風速達98m/s，即采用離心式風機作為驅動氣源。如圖1所示。

圖1 美國農業部USDA-ARS的HSWT航空植保風洞示意圖[12]Fig.1 USDA-ARS high speed wind tunnel[12]

但離心式風機輸出流動并不穩定，流量脈動很大，這將導致風洞試驗段來流湍流度較高，流場品質較差。仍以USDA-ARS的HSWT航空植保風洞為例，其將穩定段設計于風洞收縮段之后，優點是減小了穩定段尺寸和重量，但缺點是難以減小試驗段來流湍流度，總體流場品質較低。該風洞出口尺寸為300 mm×300 mm的矩形，出口風速達6.7～98 m/s，但并沒有發布相關流場品質的校測數據。

綜合考慮以上因素之后，作者最終選用直流開口式風洞。為使設計的風洞能真實復現固定翼飛機噴霧作業的主要特征，并在可控試驗條件下開展霧滴粒徑及速度分布特性的定量化研究，IEA-I型風洞主要設計要求為：1）試驗段風速6.7～98 m/s連續可調，風速范圍滿足固定翼農用飛機作業速度范圍；2）試驗段流場均勻度小于0.4%；3）試驗段氣流湍流度小于1.0%；4）動壓脈動量小于2.0%。5）歸一化軸向靜壓梯度小于0.02；6）平均氣流偏角小于0.2°；7）風機最高功耗不超過75 kW。本文擬在采用離心式風機作為驅動氣源的條件下，通過合理設計的穩定段及收縮段，盡可能減小風洞試驗段來流湍流度，使風洞達到設計流場品質。

2 IEA-I型風洞設計方案

本試驗所用風洞位于北京市農林科學院小湯山精準農業示范基地。風洞由離心風機，方轉圓段，軟連接，漸擴段，穩定段，收縮段等主要部件構成，總長度約7.8 m。其中離心風機可提供8000Pa的出口背壓，能夠支持直流開口式風洞達到98m/s的出口風速。風洞洞體總長度6.334m，其中方轉圓段能夠將風機段的矩形出口轉換為圓形出口，便于與下游部件對接。軟連接的作用是將風機和風洞洞體的震動隔開，避免因為風洞洞體振動導致的氣流擾動，漸擴段的作用是將動力段出口流動平緩的導入穩定段，并避免使其產生分離。穩定段內部通過安裝蜂窩器，阻尼網等整流裝置，起到均勻氣流的作用。收縮段起到加速氣流和減小氣流擾動的作用。該風洞實物圖如圖2所示。

圖2 IEA-I高速風洞實物圖Fig.2 IEA-I high speed wind tunnel

該風洞整體側視剖面圖，圖注及相關尺寸標注見圖3，其中穩定段內的阻尼網及蜂窩器等的詳細安裝尺寸參見圖4。該風洞的主要技術指標如表1所示。

圖3 IEA-I高速風洞結構圖Fig.3 Structure diagram of IEA-I high speed wind tunnel

表1 IEA-I高速風洞技術指標Table 1 Parameters of IEA-I high speed wind tunnel

2.1 動力段設計

2.1.1 風機選型

動力段在低速風洞的設計中占有非常重要的地位，動力段輸出氣流品質的好壞將直接對風洞性能產生影響。風洞的動力段驅動風機類型一般有離心式與軸流式兩種。離心式風機風壓大、紊流度高；軸流式風機軸向動壓平穩、風壓小[17]。由于本文設計的IEA-I型風洞為高速直流式開口型風洞，出口風速較高，所需氣流風壓達5 000 Pa以上，考慮到沿程損失，所需風機出口風壓更大。如果采用軸流式風機作為驅動，則所需風機功率過大。綜合考慮能效比，IEA-I型高速風洞動力段選用離心式風機。

2.1.2 參量計算

風洞試驗段截面尺寸和風洞的設計風速確定之后，風機風量計算如式：

風洞最高速度v=98 m/s，風洞試驗段直徑300 mm，截面積S=0.0707 m2，風機流量Q=6.93 m3/s。

根據計算結果，我們選用美國Chicago公司生產的離心風機，其額定轉速3 000 r/min，流量25 161 m3/h，最高轉速3 600 r/min，并配套75 kW的變頻電機一臺，通過ABB變頻器調節電機轉速。由于離心風機出口為矩形，須利用方轉圓段將風機出口轉為圓形，并利用軟連接將動力段和風洞洞體隔開，避免風機振動傳導到風洞洞體，引起洞體結構的振動。軟連接材料采用尼龍布和螺旋形金屬框架結構組成，外包金屬防護材料。

2.2 漸擴段設計

由于風機出口直徑相對穩定段直徑來說較小，因此需要在風機出口和穩定段入口之間設置一漸擴段，為防止流動分離，流體從較細的動力段進入較粗的穩定段過程中,其擴張角度一般為5～8°[18]。

漸擴段造成的流動壓力損失系數可按下式計算

式中D1為漸擴段入口直徑，m；D2為漸擴段出口直徑，m；為漸擴段平均阻力系數；Re為漸擴段平均雷諾數；α為漸擴段擴張角，°。

本風洞擴散段平均雷諾數

其中風速u≈13.8 m/s,擴散段長度L=1.196 m,空氣運動粘度系數v=14.8×10-6m2/s。

2.3 穩定段設計

依文獻[19-20]分析,為了破碎旋渦,導順和拉勻氣流,減弱尖跳流動,且主要是減少湍流的橫側分量,傳統大孔徑蜂窩器對減少湍流度作用不大。本風洞采用不銹鋼材料制成的小孔型蜂窩器,選擇孔型為正六邊形，當量直徑為10 mm,孔深10倍孔型當量直徑（100 mm）。

依照文獻[21]，在蜂窩器出口下游150 mm處增設了一層細絲阻尼網，開度比約60%。在該層阻尼網下游我們共設置了8層阻尼網，阻尼網的設置方案遵循兩點原則：

1）阻尼網之間間隔和阻尼網絲徑選擇合理，阻尼網絲徑d，對應雷諾數Red＜60，阻尼網間距L＞500 d[21]。由于絲徑過大會導致流體通過阻尼網絲產生較強的圓柱繞流尾渦，因此以絲徑為特征長度的雷諾數不能超過圓柱繞流的臨界雷諾數。而阻尼網之間需要留出足夠距離使上游阻尼網絲產生的尾流擾動完全耗散。

2）阻尼網目數選取需要遵循適當規律。一般來說上游阻尼網的絲徑要大于下游阻尼網，其目數相應也會少于下游阻尼網。另外兩層目數較少的阻尼網組合效果會好于一層目數較多的阻尼網[20]。綜合以上規律，我們最終選擇兩層18目，兩層24目，兩層30目和兩層48目阻尼網沿流向排列。

最后一層48目阻尼網下游還需要留出一定的旋渦衰減距離L＞0.2D（D為穩定段出口處的當量直徑）。本風洞設計時預留漩渦衰減距離L=0.3m。穩定段剖面及內部構造見圖4。

圖4 穩定段截面和內部構造Fig.4 Profile of settling chamber and its structures

2.4 收縮段設計

收縮段是低湍流度風洞中至關重要的部分,其中收縮曲線的選取十分關鍵,大的收縮比可以使試驗段的氣流均勻.收縮段的性能主要取決于收縮比與收縮曲線。收縮比C為收縮段入口與出口面積之比，即穩定段與試驗段面積之比，其大小決定了試驗段氣流紊流度、均勻性及風洞能量比等。為保證風洞出口流場品質，一般風洞收縮段面積比不小于4。

IEA-I型高速風洞的收縮段出口直徑為D=300 mm，收縮段入口直徑為960 mm，收縮比為C=10.24，能夠將穩定段內擾動降低一個數量級。考慮收縮效果，收縮段長度一般不短于穩定段直徑，取L=1 m。常見的幾種收縮曲線包括維辛斯基曲線、雙3次曲線、5次方曲線和多軸維辛斯基曲線[22]。比較這幾種曲線可以知道,維辛斯基曲線進口處收縮快,后部收縮緩慢,出口速度較均勻.但因進口處收縮太快,會出現一個明顯的逆壓梯度.而雙3次曲線和5次方曲線進口處收縮較平滑,無逆壓梯度現象的出現。本風洞設計時采用5次方曲線設計收縮段壁面型線。控制方程如下：

式中R為收縮段流向不同截面半徑，mm；C為收縮比；L為收縮段長度，mm；X為收縮段流向位置，mm；D為收縮段出口直徑，mm。其余系數參考侯志勇等人提出的公式[21]。

設計完成的收縮段曲線如圖5所示，左側為收縮段入口處半徑480 mm，右側為收縮段出口處半徑150 mm。

圖5 收縮段設計曲線Fig.5 Wall shape curves of contraction section

3 IEA-I型風洞流場品質測試

風洞試驗段氣流品質的優劣將直接決定風洞試驗的效果。因此該風洞設計建設完成后，于2015年7月在小湯山國家精準農業示范基地農業航空施藥試驗室進行了試驗段流場品質校測試驗。主要校測指標為試驗段風速，試驗段中心區湍流度，流場均勻度，平均氣流偏角，動壓穩定性和軸向靜壓梯度等。

3.1 試驗段風速及湍流度測定

試驗采用TSI公司IFA300型熱線風速儀對風洞流速進行標定測量，同時通過所測數據計算風洞湍流度指標。熱線探針布置于風洞試驗段中心線，位于收縮段出口外200 mm處。符合國軍標GJB1067-1991對于開口式風洞流場品質測量范圍為出口直徑70%區域的要求[23]，熱線風速儀布置如圖6所示。

圖6 熱線風速儀測量風洞速度及湍流度Fig.6 IFA 300 hot film system used to measure velocity and turbulence intensity of wind tunnel

通過調節控制離心風機轉速的ABB變頻器輸出頻率，利用熱線風速儀測量相應輸出風速，即可實現對風洞運行風速的標定，并同時獲得相應風速下的流場湍流度指標。

表2 不同頻率下的試驗段風速和中心區湍流度Table 2 Test section wind speeds and turbulence intensity under different frequencies

從表2中提取電機頻率和試驗段風速，繪制其相關曲線，如圖7所示。

圖7 不同頻率下試驗段風速Fig.7 Test section wind speeds under different frequencies

從圖7中可以看出，風洞試驗段風速和風機頻率成良好的線性正比關系，符合風機性能特性，其相關曲線為y=0.58x+0.13，決定系數R2=0.9678。試驗段最高風速可達98 m/s，滿足設計指標。

從圖8可見，風洞湍流度隨著試驗段風速增加成增加趨勢。風洞總體運行湍流度水平小于1%。在10～70 m/s風速范圍內，湍流度均保持在0.5%以下。由于固定翼農用飛行器的噴灑作業高度一般低于5 m，位于大氣邊界層內部，其來流湍流度約5%。因此IEA-I型高速風洞的設計湍流度足夠達到模擬真實飛行環境湍流度的要求。

圖8 不同風速下流場湍流度Fig.8 Turbulence intensity under different wind speeds

3.2 風洞流場均勻度測量

在風洞流場校測中，對跨聲速和超聲速風洞，一般采用風洞試驗段馬赫數在空間上的變異系數作為衡量風洞流場均勻度的指標[23]。而對低速風洞流場均勻度則并沒有統一的評價指標[24]。采用風洞試驗段風速在空間上的變異系數衡量風洞流場均勻度是一種常見方式。

本文采用高速PIV（particle image velocimitry）系統對風洞試驗段風速在垂直于水平面的試驗段寬度方向上的變異系數進行測量。PIV是一種利用間隔時間很短的激光片光源激發示蹤粒子發光，通過粒子圖像相關性計算速度場的試驗方法。其工作原理如圖9所示：

圖9 PIV技術原理圖[25]Fig.9 Schematic diagram of PIV[25]

在風洞風機入口處利用癸二酸二異辛酯DEHS（Di（2-ethylhexyl）sebacate）粒子發生器產生直徑約1微米的示蹤粒子，通過高頻CMOS相機拍攝獲取風洞收縮段出口處的速度場，對200張瞬態速度場進行平均后，提取平均速度剖面并以此評估風洞流場均勻度。以89 m/s風速狀態為例，該狀態下通過PIV計算獲得的試驗段平均速度場見圖10。可以看出該風洞流場十分均勻，速度范圍集中在90 m/s左右。

圖10 試驗段平均速度場Fig.10 Average velocity field of test section

從圖10中截取距離收縮段出口100 mm外，沿試驗段寬度方向的平均速度剖面，繪制沿試驗段寬度方向的速度剖面圖，如圖11所示。

圖11 速度的空間分布Fig.11 Spatial distribution of wind speeds

最后統計不同風速條件下，收縮段出口平均速度沿試驗段寬度方向的變異系數，如圖12所示。

圖12 不同風速條件下，試驗段風速的空間變異系數Fig.12 Coefficient of wind speed variation under different wind speeds

可以看出，在不同風速條件下，該風洞試驗段風速的空間變異系數均保持在0.4%以下水平。風洞流場均勻度良好。

3.3 風洞平均氣流偏角

一般來說，測定風洞試驗段平均氣流偏角需要采用校驗模型，通過正反安裝后分別測定模型零升迎角的方式來獲得平均氣流偏角。

由于我們已經能夠通過高速PIV計算出試驗段的平均速度場，因此本文采用直接從速度場中提取氣流偏角并對其進行空間平均的方式來求得試驗段的平均氣流偏角。

仍以89m/s風速狀態為例，其局部氣流偏角分布如圖13所示。

圖13 局部氣流偏角分布Fig.13 Distribution of local flow deflection angles

我們通過截取距離收縮段出口100 mm外，沿試驗段寬度方向的局部氣流偏角剖面，并進行平均來獲得試驗段的平均氣流偏角。最終計算出風洞試驗段在不同速度條件下的平均氣流偏角如圖14所示。

圖14 不同風速下平均氣流偏角Fig.14 Averaged local flow deflection angles under different wind speeds

可以看出，在不同風速條件下，該風洞試驗段的平均氣流偏角均保持在0.2°以下水平。風洞流場的方向性良好。

3.4 風洞動壓穩定性測量

我們將L型皮托管布置于風洞收縮段出口外100 mm處，測量示意圖見圖15。皮托管的總壓孔和靜壓孔均通過軟管連接于Scanivalve壓力掃描閥。壓力掃描閥采集的數據被數據采集系統記錄并讀取。

圖15 L型皮托管測量風洞動壓穩定性Fig.15 L type pitot tube measuring dynamic pressure stability of wind tunnel

壓力掃描閥的采樣頻率為7.8 Hz，采樣時間60 s。通過公式：

計算風洞動壓穩定性系數。其中qmax為采樣時間內動壓峰值，Pa；qmin為采樣時間內動壓谷值，Pa；不同頻率下的動壓穩定性系數η見表3。

表3 不同頻率下的動壓穩定性系數Table 3 Dynamic pressure stability coefficients under different frequencies

從表3可以看出，風洞在各個頻段內，其運行的動壓穩定性均保持在2%以下，滿足設計要求。

3.5 風洞軸向靜壓梯度測量

由于本風洞為直流開口式風洞，其在軸向上的有效試驗區域范圍需要進行標定。因此我們采用皮托管沿軸向移動的方式確定風洞的軸向靜壓梯度。

測量范圍為風洞收縮段出口0～460 mm范圍，測點間距為20 mm。我們將收縮段出口200 mm處靜壓PC設為參考點靜壓。

各點靜壓系數：

式中ξ為皮托管靜壓孔修正系數，q為參考點動壓，Pa；P為各點總壓，Pa。模型區軸向靜壓梯度由下式計算獲得：

其中Xi為第i個測點距離試驗段入口距離，Cpi為第i個測點的靜壓系數，m為測量點數。用試驗段長度L歸一化后的軸向靜壓梯度為：

不同風速條件下，歸一化后的軸向靜壓梯度見表4。

表4 不同頻率下軸向靜壓梯度（長度歸一化）Table 4 Normalized axial static pressure gradient under different frequencies

從上表可見，該風洞在收縮段出口0～460 mm范圍以及設計風速范圍內，其歸一化軸向靜壓梯度均小于0.02。

4 結論

1）針對固定翼農用飛行器航空植保作業環境，設計并建成了IEA-I型高速風洞，主要用于航空噴頭噴霧粒徑分布和速度分布的測量和標定。

2）該風洞結構為直流開口式，試驗段直徑為300 mm，最大風速可達98 m/s，風機功率75 kW，能夠模擬高速飛行的農用植保固定翼飛機作業條件并進行相關噴霧試驗。

3）IEA-I型高速風洞風速和湍流度均采用IFA-300熱線風速儀進行測量。測量結果顯示試驗段風速和變頻器頻率變化成線性相關關系，其相關曲線為y=0.58x+ 0.13，決定系數R2=0.967 8。其湍流度在全部風速范圍內均小于1.0%。

4）IEA-I型高速風洞動壓脈動量和軸向靜壓梯度采用皮托管配合壓力掃描閥進行測量。其動壓脈動量在全部風速范圍內均小于2.0%，歸一化軸向靜壓梯度均小于0.02。

5）IEA-I型高速風洞流場均勻度和平均氣流偏角均采用高速PIV計算平均速度場后提取。可以看出在不同風速范圍內風速變異系數均小于0.4%，平均氣流偏角均小于0.2°。

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Design and test of IEA-I high speed wind tunnel for aerial plant protection

Tang Qing1,2,Chen Liping1,2※,Zhang Ruirui1,2,Xu Min1,2,Xu Gang1,2,Zhang bin1,3
(1.National Research Center of Intelligent Equipment for Agriculture,Beijing 100097,China; 2.Beijing Key laboratory of Intelligent Equipment Technology for Agriculture,Beijing 100097,China; 3.Northwestern Polytechnical University,Xi’an 710068,China)

Agricultural aerial spray is one of the most efficient methods for large area plant protection.However,it suffers from the great loss of pesticide droplets,which is caused by the drift.Besides the impact of external environment(wind speed,flight altitude,relative humidity,and so on),the droplet distribution scope generated by the aerial spray nozzle dominates its drift potential.The high speed wind tunnel becomes one of the most important tools for quantitatively evaluating the aerial spray nozzles,because of its repeatability and stability in providing different test conditions.The IEA-I high speed wind tunnel was designed by the authors to estimate the performance of the aerial spray nozzles mounted on the fixed-wing agricultural aircraft.In order to obtain a good flow quality,a low-turbulence wind tunnel design principle wasused to design this wind tunnel.The IEA-I high speed wind tunnel was built up at the National Engineering Research Center of Intelligent Equipment for Agriculture in Beijing in April 2015.It was an open-circuit blowing type,and composed of power section,flexible section,diffusion section,settling chamber,contraction section and test section.The total length of the wind tunnel was about 7.8 m,the height was about 2 m,and the roughness of the internal faces of the wind tunnel was less than 5 μm.A 75 kW centrifugal blower was used in the power section,which could provide a volume flow rate of 25 161 m3/h at the rated fan speed of 3 000 RPM.A flexible section was used to insulate the wind tunnel body from the vibration of the power section.The diffusion section had a 5°diffusion angle to avoid flow separation.A specially designed hexagon honeycomb of stainless steel and 9 stainless steel screens with carefully selected mesh size were embedded inside the settling chamber.These kinds of structures could reconcile the flow and reduce the flow disturbances in the settling chamber.The contraction section was designed with a 5th power wall surface shape curve,a contraction ratio of 10.24,and an exit diameter of 300 mm.In July 2015,the flow quality of the wind tunnel was tested carefully with hot film,pitot tube and high-speed PIV(particle image velocimetry),which strictly followed the flow field specification on high-speed and lowspeed wind tunnel(GJB1179-1991).The objective of the test was to determine if the wind tunnel could reach its standard of design on speed range,turbulence intensity,flow field uniformity,and so on.The hot film was used to measure the wind speed and the turbulence intensity of the wind tunnel.It was found that the wind speed of the tunnel varied from 7.6 to 98 m/s and the turbulence intensity of the flow was less than 1.0%.There were linear relations between the wind speed of the tunnel and the frequency of the centrifugal blower,and the determination coefficient(R2)was 0.967 8.The high-speed PIV system was used to measure the instantaneous flow field in the test section of the tunnel.The flow field uniformity (coefficient of wind speed variation)under different wind speeds was found to be less than 0.4%and the averaged flow inclination angle was no more than 0.2°.The pitot tube was used to measure the static and dynamic pressures of the flow in the test section.The stability coefficient of dynamic pressure was less than 2.0%.The axial length of the test section was determined to 460 mm and the normalized axial static pressure gradient was no more than 0.02 in this range.After being tested comprehensively,the IEA-I high speed wind tunnel has achieved the design specification,and it can be a suitable test platform for aerial spray nozzles by providing real flight flow field of the fixed-wing agricultural aircraft.

design;flow field;experiments;wind tunnel;aerial;plant protection

10.11975/j.issn.1002-6819.2016.06.010

V211.7

A

1002-6819（2016）-06-0073-09

2015-08-03

2015-11-02

植保無人機作業風場測量及霧滴飄移控制技術研究（GJHZ2015-7）；農業植保無人直升機作業技術與遠程實時監控系統研發（D151100001215003）；2015年度科技創新基地培育與發展專項項目（Z151100001615016）

唐 青，男，湖北武漢人，助理研究員，主要從事農業航空施藥技術研究。北京 國家農業智能裝備工程技術研究中心，100097。

Email：tangq@nercita.org.cn

※通信作者：陳立平，女，福建惠安人，研究員，主要從事農業植保、農用智能裝備技術研究。北京 國家農業智能裝備工程技術研究中心，100097。