針孔管式小麥勻播機(jī)構(gòu)氣力損耗特性數(shù)值分析與試驗

劉俊孝 王慶杰 李洪文 何 進(jìn) 盧彩云 王 超

(1.中國農(nóng)業(yè)大學(xué)工學(xué)院， 北京 100083； 2.現(xiàn)代農(nóng)業(yè)裝備優(yōu)化設(shè)計北京市重點實驗室， 北京 100083)

0 引言

小麥寬幅精量勻播是將傳統(tǒng)密集條播改為寬幅精播的一項高產(chǎn)、高效栽培技術(shù)，具有增強個體發(fā)育、優(yōu)化麥田群體的動態(tài)結(jié)構(gòu)，減少作物間對光照、水分和養(yǎng)料的競爭，具有節(jié)種、節(jié)水、節(jié)肥、增產(chǎn)等優(yōu)勢[1-5]。文獻(xiàn)[6-9]研究表明，與小麥傳統(tǒng)無序密集條播相比，若實現(xiàn)種子在種溝內(nèi)有序均勻分布，則可降低播種量25%、減少化肥施用量24%、提高作物產(chǎn)量10%，具有重大的生態(tài)和經(jīng)濟(jì)效益。

為實現(xiàn)這一目標(biāo)，筆者設(shè)計了一種針孔管式小麥勻播機(jī)構(gòu)[10]。但該機(jī)構(gòu)相對復(fù)雜，氣道分支多、排布密集、截面積多變、彎折狹長等，對氣流的流通造成阻礙，產(chǎn)生嚴(yán)重的氣力損耗，進(jìn)而導(dǎo)致氣力利用效率降低、風(fēng)機(jī)配套困難、能源浪費嚴(yán)重等問題。

在氣力式排種器流場分析及數(shù)值分析方面，國內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了一些研究[11-17]，研究表明，利用數(shù)值分析方法可以有效地模擬播種機(jī)內(nèi)部的流場，優(yōu)化關(guān)鍵部件的機(jī)構(gòu)參數(shù)。但上述研究主要以氣力集排型大管徑輸送氣道或排種器內(nèi)部的柱狀容腔為研究對象，具有氣道寬敞、結(jié)構(gòu)簡單等特點，尚未見對狹長、變徑、復(fù)雜氣道的相關(guān)研究。

因此，本文以針孔管式小麥勻播機(jī)構(gòu)內(nèi)部氣道結(jié)構(gòu)及流場分布為研究對象，通過理論分析、Fluent數(shù)值分析及試驗驗證等，研究氣道結(jié)構(gòu)變化對氣力的損耗情況，以期減弱復(fù)雜結(jié)構(gòu)氣道對氣流的阻礙作用，降低氣力損耗，提高氣力利用效率。

1 氣力模型建立

1.1 工作原理

針孔管式小麥勻播機(jī)構(gòu)工作原理如圖1所示：針孔吸種管均勻排布在播種輪圓周上，并隨播種輪同步轉(zhuǎn)動，工作時，種箱中的針孔吸種管利用負(fù)壓吸取種子，再由清種機(jī)構(gòu)清種，實現(xiàn)單粒吸附，隨后在負(fù)壓作用下攜帶種子轉(zhuǎn)動至接近種床時，切斷氣流，種子落入種溝，完成單粒低位精準(zhǔn)投種，實現(xiàn)寬幅精量勻播。

圖1 針孔管式小麥勻播機(jī)構(gòu)原理圖Fig.1 Sketch of pinhole-tube wheat wide-width precision uniform seeding mechanism1.針孔吸種管 2.種箱 3.開溝器 4.氣力分配系統(tǒng) 5.播種輪Ⅰ.吸種區(qū)域 Ⅱ.清種區(qū)域 Ⅲ.運種區(qū)域 Ⅳ.投種區(qū)域

針孔管式小麥勻播機(jī)構(gòu)的氣力分配系統(tǒng)由與播種輪固聯(lián)的氣力分配中心和氣力分配中心蓋兩部分組成，二者可相對旋轉(zhuǎn)。氣力分配中心蓋與風(fēng)機(jī)連接，分為負(fù)壓區(qū)與無壓區(qū)兩部分，與分配中心相配合可形成密閉的氣道空間，為處于吸種位置的針孔吸種管提供壓力并在設(shè)定位置切斷負(fù)壓供給。

1.2 流體域模型

流體域分為兩部分，一部分是氣力分配中心蓋所包含的上層流體域，另一部分是由播種輪內(nèi)部形成的69個互不連通的子氣道，當(dāng)任一子氣道與上層流體域連接時，子氣道末端吸種孔帶有負(fù)壓，反之，則無氣壓。兩部分在作業(yè)過程中相對旋轉(zhuǎn)，從而實現(xiàn)切換相應(yīng)位置氣流通斷。

利用SpaceClaim軟件進(jìn)行流體域提取，提取的流體域如圖2所示。

圖2 流體域Fig.2 Fluid domain

根據(jù)提取的流體域可知，同時與上層氣室連接的下層子氣道為51根。下文僅針對處于連接位置的氣道進(jìn)行研究。

1.3 氣道區(qū)域劃分

流體域結(jié)構(gòu)較復(fù)雜，涉及多種形式的氣道結(jié)構(gòu)變化，按照氣力變化類型分為4個區(qū)域：變截面狹長圓柱區(qū)域、輸氣管彎折區(qū)域(以直角為例)、氣室匯流區(qū)域及負(fù)壓口-氣室連接區(qū)域，如圖3所示。

圖3 氣道區(qū)域劃分Fig.3 Air pipeline zoning

2 氣道區(qū)域氣力分析

氣道內(nèi)部氣體流速遠(yuǎn)小于聲速，可將空氣視為不可壓縮流體。氣力輸入為負(fù)壓，整個氣力系統(tǒng)的入口為51個吸種孔，出口為負(fù)壓口。從氣流入口開始對4個區(qū)域進(jìn)行分析。

2.1 變截面狹長圓柱區(qū)域

變截面狹長圓柱區(qū)域如圖3a所示，可分為兩部分：吸種孔過渡至狹長輸氣管，氣力變化類型為管道的突然擴(kuò)張，主要為局部氣力損耗，沿程氣力損耗可以忽略不計；狹長輸氣管，無局部氣力損耗，均為沿程氣力損耗。

2.1.1吸種孔-狹長輸氣管過渡部分氣力分析

吸種孔-狹長輸氣管過渡部分的氣力變化類型屬擴(kuò)散流動，擴(kuò)散流動相較于收縮流動，能量損失更大。分為突擴(kuò)與漸擴(kuò)兩種形式，漸擴(kuò)形式相較于突擴(kuò)形式氣力損耗小，阻力減小的程度取決于過渡段兩側(cè)斜壁的夾角，夾角越小阻力越小，所需導(dǎo)程也就越長，而大于30°的夾角對阻力的減小效果不明顯。吸種孔-狹長輸氣管過渡部分空間狹小，利用機(jī)械加工方法制作小角度、長導(dǎo)程的錐形孔很難實現(xiàn)，因此將此處收縮流動視為突擴(kuò)形式。突擴(kuò)管在截面積變化后，氣流平衡前流體將與壁面分離并形成渦流，因此必然有局部的流動能量損失[18]。

局部損失根據(jù)包達(dá)定理有

(1)

式中hj1——突然擴(kuò)大形式局部損失

p1——入口壓力,Pa

p2——出口壓力,Pa

ρ——介質(zhì)密度,kg/m3

g——重力加速度,m/s2

vin——入口氣流速度,m/s

vout——出口氣流速度,m/s

根據(jù)連續(xù)性方程有

A1vin=A2vout=Q

(2)

式中A1——入口截面積,m2

A2——出口截面積,m2

Q——流量,m3/s

將式(2)代入式(1)，得

(3)

由式(3)可知，突然擴(kuò)大形式的氣力損耗主要與兩側(cè)的截面比和入口速度有關(guān)，在給定入口負(fù)壓的情況下，將入口速度視為恒定，另由于前期研究[10]已優(yōu)化出最佳吸種孔直經(jīng)，即A1不可變，因此該部分氣力損耗主要與出口截面積A2(狹長輸氣管截面積)有關(guān)，且隨狹長輸氣管的截面積減小而減小。

2.1.2狹長輸氣管部分氣力分析

狹長輸氣管部分過流斷面的面積、形狀和方向均保持不變，流體所受到的阻力只有管壁給予的摩擦阻力，因此全部為沿程損失[19-20]，則根據(jù)達(dá)西公式可知

(4)

式中hf1——狹長輸氣管部分沿程阻力損失,m

λ——沿程阻力損失系數(shù)

l——管長,md——管徑,m

沿程阻力損失系數(shù)λ與流體流態(tài)有關(guān)，常根據(jù)雷諾數(shù)進(jìn)行判斷，雷諾數(shù)計算公式[21]為

(5)

式中μ——流體的動力粘度,Pa·s

在過渡區(qū)域內(nèi)沿程阻力損失系數(shù)λ隨雷諾數(shù)Re的增大而增大，與壁面的相對粗糙度關(guān)系不大。則沿程阻力損失系數(shù)λ[22]有

(6)

式中Δ——壁面的絕對粗糙度

將式(2)、(5)、(6)代入式(4)中，并進(jìn)行經(jīng)驗公式化簡有

(7)

由式(7)可知，狹長輸氣管部分的氣力損耗主要與管長l、管徑d、流量Q有關(guān)，管長l為氣力輸送的距離，需求一定，不易更改；流量Q主要與給定負(fù)壓有關(guān)。因此，從設(shè)計角度減少氣阻的主要手段為調(diào)節(jié)管徑d，當(dāng)管徑越大，則氣阻越小。

但在吸種孔-狹長輸氣管過渡部分，氣阻隨狹長輸氣管的截面積減小而減小，管徑d對變截面圓柱區(qū)域兩部分的影響相反，僅靠理論分析，無法得出結(jié)論，仍需借助數(shù)值分析與試驗手段進(jìn)行研究。

2.2 輸氣管彎折區(qū)域

2.2.1彎折區(qū)域氣力損耗分析

輸氣管彎折部分的氣道轉(zhuǎn)換形式為橫向氣道轉(zhuǎn)換為縱向氣道，如圖3b所示。當(dāng)氣流流經(jīng)連接處時，彎管內(nèi)側(cè)由于速度不同產(chǎn)生渦流，渦流與主流疊加在一起，使得彎管處產(chǎn)生較大的局部能量損失。

目前使用廣泛的彎管形式有兩種，一種是承插式彎管，即兩者相交而形成的彎折，另一種是圓弧式彎管，即連接處有一定的弧度，不同構(gòu)造對局部損失有較大影響。針孔管式小麥勻播機(jī)構(gòu)的氣力分配中心若使用機(jī)械加工方法制造，在實體中鉆取圓弧較大的彎形通道難度很大，因此該處彎管形式為承插式彎管，即急彎管。則輸氣管彎折部分氣力損耗[23]為

(8)

式中θ——兩輸氣管夾角

由式(8)可知，輸氣管彎折部分氣力損耗主要與兩輸氣管夾角θ有關(guān)，夾角越大，則氣力損耗越小。

2.2.2輸氣口參數(shù)計算

研究輸氣管夾角θ前，應(yīng)首先確定輸氣管上端與氣室相連的輸氣孔位置。輸氣孔應(yīng)與上方的氣力分配中心蓋內(nèi)部氣室緊密配合，應(yīng)保證輸氣孔完全被容納在氣室空間內(nèi)，避免產(chǎn)生額外的阻力。因此輸氣孔位置受氣力分配中心蓋內(nèi)部的橡膠密封圈尺寸限制，橡膠制品制作需模具，加工困難，因此選用現(xiàn)有氣吸式排種器的密封圈產(chǎn)品，使尺寸受到一定限制。

為減少各支路氣流的相互干擾，輸氣孔位置分布應(yīng)以在有限的空間內(nèi)使輸氣孔之間的距離最大為準(zhǔn)則，根據(jù)常用密封圈尺寸可得出輸氣孔圓心所能到達(dá)的極限位置在R1與R2之間，由每排需分布23個輸氣孔[10]可計算出每組3排孔所能占用的最大角度α，在半徑為R1、R2的圓弧上做4個圓與邊線相切，圓心分別為A、B、C、D，過線段AD的中點E與BC的中點G做垂線a、b，相交于F，為第3孔的位置。圖4中A、B、C、D、E、F、G為點，a、b、c、d為直線；α為圓周排布23組孔所能排布的最大角度；β為第3孔圓心F所在的直線d與邊界線c的夾角；dk為輸氣孔理論最大直徑。

圖4 輸氣孔排列位置示意圖Fig.4 Diagrammatic drawing of transport port arrangement

其中R1、R2由橡膠密封墊尺寸決定，取68.5、56 mm；α為15.652°。

根據(jù)作圖法，得出三圓在有限空間內(nèi)互不重疊的最大直徑dk為10.129 mm，圓心F點所在圓的半徑為62.7 mm，β為11.5°。

輸氣孔之間應(yīng)留出一定的壁厚，保證強度要求，因此綜合考慮確定輸氣孔直徑為8 mm，每15.652°分布3個孔，每排1個，輸氣孔位置如圖4中B、F、D點所示，共23組輸氣孔均勻分布于圓周。

2.2.3輸氣管角度分析

當(dāng)輸氣孔位置一定時，夾角越大，傾斜段的橫向長度就越大，氣力分配中心也就需要占據(jù)更大的空間。橫向長度與兩輸氣管夾角θ關(guān)系為

(9)

式中h——最外側(cè)輸氣管圓心到輸氣孔所在面的垂直距離

lh——分配中心的橫向長度

分配中心的橫向長度越大，播種輪氣力分配中心半徑越大，播種輪越重，在設(shè)計中希望分配中心的橫向長度小于等于150 mm，以配合常用尺寸的外圈軸承。垂直距離應(yīng)略大于3排播種寬度，取100 mm，則可解得兩輸氣管夾角θ應(yīng)小于122.62°。

輸氣管彎折部分氣力損耗隨夾角的增大而減小，但隨夾角增大，匯入氣室時，各支路氣流速度方向與負(fù)壓口的夾角也越大，氣室內(nèi)不同速度方向的氣流轉(zhuǎn)變?yōu)樗俣确较蛞恢碌呢?fù)壓口氣流也會產(chǎn)生額外的氣力損耗，因此具體氣力損耗情況仍需通過數(shù)值分析進(jìn)一步研究。

另外，由于需分3排播種以實現(xiàn)整個播種帶寬度為80 mm，3排的豎直氣道高度也有不同，如圖3b所示，且橫向段與縱向段管長亦隨角度發(fā)生變化，會造成各排氣壓存在差異，應(yīng)在數(shù)值分析中針對該現(xiàn)象進(jìn)行研究，若差異明顯則應(yīng)進(jìn)行氣壓補償。

2.3 氣室匯流區(qū)域

氣室匯流區(qū)域如圖3c所示，為各輸氣管氣流匯入到氣力分配中心蓋內(nèi)氣室空間的過程[24]，本質(zhì)上為多個小截面管道轉(zhuǎn)變?yōu)榇蠼孛嫒萸坏牧鲃有问?，即出口式流動[23]，氣力損耗基本為局部氣力損耗，由式(3)可知，該區(qū)域的氣力損耗主要取決于兩側(cè)的截面積，均難以加以改動，因此該區(qū)域可優(yōu)化空間較小。通常在入口式流動情況下，將輸氣口的側(cè)壁進(jìn)行流線化或加以倒圓角可大大降低流動阻力，但對于出口形式，該方法作用較小。

2.4 負(fù)壓口-氣室連接區(qū)域

負(fù)壓口-氣室連接區(qū)域如圖3d所示，全部包含在氣力分配中心蓋內(nèi)部，為由圓弧形的氣室轉(zhuǎn)化為圓柱型氣力出口的過程，氣室截面大于出口截面，因此該區(qū)域氣力變化形式為截面突然縮小形式，主要氣力損耗為局部氣力損耗[25]，有

(10)

式中hs——負(fù)壓口-氣室連接區(qū)域氣力損耗

由式(10)可知，入口截面積不可變，因此該部分氣力損耗主要與負(fù)壓口的截面積有關(guān)，且負(fù)壓口越大氣力損耗越小。但氣力分配中心蓋的空間有限，需留出空間以便于與機(jī)架固聯(lián)，最大負(fù)壓口直徑可取到36 mm。另由于結(jié)構(gòu)限制，負(fù)壓口流體域截面積能夠保持完整圓形的最大直徑為21.5 mm，若繼續(xù)增加，則兩側(cè)會被橡膠密封圈阻擋，負(fù)壓口底部截面將由圓形變?yōu)橛?條弧線所組成的類矩形，通過這一區(qū)域后，截面恢復(fù)到圓形截面，在局部區(qū)域，氣力變化形式又轉(zhuǎn)變?yōu)榻孛嫱粩U(kuò)，因此，最佳負(fù)壓口直徑仍有待進(jìn)一步研究。

3 勻播機(jī)構(gòu)流場仿真分析

3.1 邊界層厚度計算

研究涉及到氣力損耗，需要在數(shù)值分析中考慮壁面對氣流的阻力作用[26]。通常有兩種求解方法，一種是壁面函數(shù)法，另一種是壁面模型法。壁面模型法所需網(wǎng)格密度為壁面函數(shù)法的數(shù)十倍，主要為求解粘性子層和低雷諾數(shù)湍流，適合于k-ω湍流模型。本文在輸氣管氣力平衡階段雷諾數(shù)較低，因此采用壁面模型法[27]。計算第一層網(wǎng)格的高度[28]，有

(11)

(12)

式中y+——無量綱壁面距離

uτ——壁面剪切應(yīng)力速度

根據(jù)壁面模型法要求第1層網(wǎng)格節(jié)點位于粘性子層內(nèi)，無量綱壁面距離應(yīng)滿足條件y+<5，取4，則可解出第1層網(wǎng)格的高度為5.56×10-5m。

3.2 氣道仿真模型建立

將流體域?qū)肓黧w分析軟件ANSYS Fluent中，采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格劃分，設(shè)置邊界層第一層網(wǎng)格的高度為0.055 6 mm，邊界層數(shù)為10層，網(wǎng)格增長系數(shù)1.2，劃分后流體域約200萬網(wǎng)格。選擇流體域為氣體，定常密度，選用Standardk-ω湍流模型。入口邊界條件采用壓力入口邊界，入口壓力在-6 kPa，出口邊界條件為壓力出口邊界，壓力為常壓0 Pa；壁面采用無滑移邊界條件，氣相湍流采用增強壁面函數(shù)。

3.3 仿真試驗設(shè)計與結(jié)果

根據(jù)理論分析，以對流場分布產(chǎn)生影響且無法通過計算得出明確結(jié)論的橫向輸氣管直徑dh、輸氣管夾角θ、負(fù)壓口直徑D為因素。試驗因素水平如表1所示。

表1 試驗因素水平Tab.1 Test factors and levels

每組仿真產(chǎn)生51個吸種孔的數(shù)據(jù)，其中有1個吸種孔所連接的上端輸氣孔僅有一半與氣室連接，為避免誤差，將該孔數(shù)據(jù)剔除。

勻播機(jī)構(gòu)要求整個流體域均保持一定的氣力水平，并要求各吸種孔的吸種能力相近，保持氣力穩(wěn)定，提高氣力利用效率。因此，選取吸種孔平均氣流速度、吸種孔最低氣流速度及吸種孔速度標(biāo)準(zhǔn)差為試驗指標(biāo)，進(jìn)行三因素三水平正交仿真試驗，仿真試驗結(jié)果如表2所示，表中A、B、C為因素水平值。

3.4 仿真結(jié)果分析

3.4.1方差與極差分析

對仿真試驗結(jié)果進(jìn)行方差與極差分析[29]，如表3、4所示。

最佳參數(shù)組合的選擇依據(jù)為：吸種孔平均氣流速度與吸種孔最低氣流速度越大，則氣道阻力及氣力損耗越小；吸種孔速度標(biāo)準(zhǔn)差越小，則輸氣管之間的吸種性能差異越小，吸種穩(wěn)定性越好。

表2 仿真試驗結(jié)果Tab.2 Simulation test results

表3 極差分析Tab.3 Range analysis

表4 方差分析Tab.4 Variance analysis

注：顯著性判斷臨界值為F0.01(2，2)=99，F(xiàn)0.05(2，2)=19，F(xiàn)0.1(2，2)=9；*表示影響顯著，**表示影響極顯著；表中數(shù)據(jù)均進(jìn)行四舍五入處理，但為保證準(zhǔn)確，按原值計算。

綜合極差分析與方差分析結(jié)果可知，針對吸種孔平均氣流速度指標(biāo)，負(fù)壓口直徑對該指標(biāo)有極顯著性影響，橫向輸氣管直徑對該指標(biāo)有顯著性影響，輸氣管夾角對該指標(biāo)無顯著性影響，因此該指標(biāo)無需考慮因素B，最佳參數(shù)組合為A1C3。針對吸種孔最低氣流速度指標(biāo)，輸氣管夾角與負(fù)壓口直徑對該指標(biāo)有極顯著性影響，橫向輸氣管直徑對該指標(biāo)有顯著性影響，且影響程度最大的因素為負(fù)壓口直徑，最佳參數(shù)組合為A1B2C3。針對吸種孔速度標(biāo)準(zhǔn)差指標(biāo)，僅橫向輸氣管直徑對該指標(biāo)有顯著性影響，輸氣管夾角與負(fù)壓口直徑對該指標(biāo)無顯著性影響，因此該指標(biāo)無需考慮因素B、C，最優(yōu)組為A3。綜合3項指標(biāo)，因素C最佳為C3，因素B最佳為B2，因素A取值無法確定。

3.4.2最佳參數(shù)組合確定

為進(jìn)一步確定因素A的取值，利用指標(biāo)隸屬度算法[30-31]進(jìn)行計算

(13)

式中U——指標(biāo)隸屬度

Ui——第i組試驗的指標(biāo)值

Umin——指標(biāo)最小值Umax——指標(biāo)最大值

對于吸種孔速度標(biāo)準(zhǔn)差指標(biāo)而言，數(shù)值越小越好，因此對該指標(biāo)的指標(biāo)隸屬度進(jìn)行修正，其指標(biāo)隸屬度為1-U。

播種機(jī)構(gòu)應(yīng)首要保證所有吸種孔均能夠吸附種子，因此最重要的指標(biāo)為吸種孔最低氣流速度，該指標(biāo)所占權(quán)重應(yīng)遠(yuǎn)大于另兩個指標(biāo)，按照經(jīng)驗授予該指標(biāo)5倍權(quán)重。其次要求各吸種孔的氣流速度差異(吸種孔平均氣流速度、吸種孔速度標(biāo)準(zhǔn)差)較小，提高氣力利用效率。因此對吸種孔平均氣流速度、吸種孔最低氣流速度、吸種孔速度標(biāo)準(zhǔn)差賦予權(quán)重比為1∶5∶1，該比例在計算K值及綜合分時進(jìn)行加權(quán)。則最優(yōu)組計算如表5所示。

表5 最優(yōu)組計算Tab.5 Optimal group calculation

由表5可知，因素A隸屬度最優(yōu)取在A2，說明雖然在3項指標(biāo)上A2均不是最優(yōu)組，但綜合3個指標(biāo)來看，A2性能最優(yōu)，因此最佳參數(shù)組合為A2B2C3，即正交試驗第5組。該組的隸屬度在9組正交試驗中亦是綜合得分最高組，因此最佳參數(shù)組合是：橫向輸氣管直徑為8 mm，輸氣管夾角為105°，負(fù)壓口直徑為36 mm。在此參數(shù)下吸種孔平均氣流速度為86.4 m/s，吸種孔最低氣流速度為75.16 m/s，吸種孔速度標(biāo)準(zhǔn)差為7.35 m/s。

3.4.3各排吸種孔氣流速度差異性分析

為保證3排播種需求，各排橫向與縱向氣道長度不同，導(dǎo)致各排氣壓有一定差異，以最佳參數(shù)組為例，對該差異進(jìn)行分析，3排吸種孔氣流速度如圖5所示。

圖5 吸種孔氣流速度折線圖Fig.5 Diagram of air velocity in suction hole

由圖5可知，3排吸種孔僅在氣流速度較高的幾個吸種孔存在差異，存在差異最大的為第2排第6孔，但經(jīng)過對該孔所處的位置關(guān)系進(jìn)行分析，產(chǎn)生差異的主要原因為第2排輸氣孔與第1、3排輸氣孔存在角度偏差，更接近于負(fù)壓口。因此從整體趨勢看，針孔吸種管分排所導(dǎo)致的氣壓差異不明顯，因此無需氣壓補償。

最低點取在第2排第17吸種孔，該吸種孔的上端輸氣孔僅有一半與氣室相連，造成了氣流速度的下降，但當(dāng)僅有一半輸氣孔與氣室連接時，末端吸種孔氣壓并未出現(xiàn)顯著的下滑，仍保有吸種能力。

3.4.4氣壓與氣流速度分布

與氣室聯(lián)通的51根針孔吸種管的吸種孔壓力與氣流速度均存在顯著的規(guī)律性。以最佳參數(shù)組合為例，其壓力與速度分布體渲染圖如圖6、7所示。

圖6 壓力分布體渲染圖Fig.6 Volume rendering of pressure

圖7 速度分布體渲染圖Fig.7 Volume rendering of velocity

由圖6可看出，負(fù)壓強度和吸種孔與負(fù)壓口的距離呈顯著正相關(guān)關(guān)系，負(fù)壓口附近的吸種孔負(fù)壓強度及氣流速度均處于較高水平，隨與負(fù)壓口距離的增大，呈下降趨勢。由圖7可知，對速度產(chǎn)生最顯著影響的是流體域截面積的改變，無論是界面擴(kuò)大或是縮小，均會使速度發(fā)生突變，最大速度取在吸種孔處，亦是氣道截面積最狹窄處。另一處氣流速度升高處為氣室，推測是由于多管路氣流匯聚流量增大，各支路氣流碰撞及與負(fù)壓口距離較近等導(dǎo)致。

4 試驗與結(jié)果分析

4.1 試驗材料及設(shè)備

按最佳參數(shù)組合(橫向輸氣管直徑為8 mm，輸氣管夾角為105°，負(fù)壓口直徑為36 mm)加工試驗樣機(jī)。播種輪及氣力分配中心蓋等復(fù)雜關(guān)鍵部件使用3D打印技術(shù)進(jìn)行加工，材料為未來8 000低粘度光敏樹脂，種箱材料為透明光敏樹脂，懸掛架及軸利用機(jī)械加工方法制作。試驗配套風(fēng)機(jī)為德國好凱德2HB320H36型高壓離心風(fēng)機(jī)，動力為12 V大扭矩直流電機(jī)，變頻器為Rexroth VFC3610。播種機(jī)構(gòu)樣機(jī)及試驗臺如圖8所示。試驗所用小麥種子材料為煙農(nóng)19，千粒質(zhì)量46.5 g。為消減針孔吸種管逐一穿越種箱時產(chǎn)生的周期式?jīng)_擊振動，將每排針孔吸種管相連，起到占位作用，不影響內(nèi)部氣場。

圖8 樣機(jī)及試驗臺Fig.8 Prototype and test bed1.懸掛架 2.播種輪 3.氣力分配中心蓋 4.高壓風(fēng)機(jī) 5、7.直流電機(jī) 6.試驗臺架 8.種箱 9.負(fù)壓管 10.變頻器

4.2 試驗方法

由于吸種孔狹小，使用風(fēng)速儀難以準(zhǔn)確測量該處風(fēng)速，且仿真中發(fā)現(xiàn)，輸氣管中的氣流速度與吸種孔處的氣流速度趨勢一致，因此測量輸氣管內(nèi)氣流速度以衡量吸種孔氣流速度。播種輪加工時，每排輸氣管距圓心250 mm處留有1個測量孔，將風(fēng)速儀伸入測量孔中可獲取該位置輸氣管內(nèi)氣流速度，插入后使用熱熔膠封閉測量孔，防止漏氣。測試時，給定負(fù)壓連接口真空度為6 kPa，旋轉(zhuǎn)播種輪，記錄不同位置風(fēng)速，由于測量風(fēng)速時，數(shù)值存在一定波動，為提高試驗精度，試驗重復(fù)10次，取各指標(biāo)平均值。

4.3 試驗結(jié)果與分析

3排輸氣管內(nèi)氣流速度仿真值與試驗值如圖9所示。

圖9 輸氣管內(nèi)氣流速度折線圖Fig.9 Diagram of airflow velocity in air pipeline

試驗結(jié)果與仿真結(jié)果相比整體偏低，主要因為：機(jī)構(gòu)無法如數(shù)值分析保證絕對的氣密性；當(dāng)風(fēng)速儀的探測頭伸入輸氣管內(nèi)時，相當(dāng)于人工植入了一個障礙物，也會對氣流產(chǎn)生影響；氣力負(fù)壓輸入的設(shè)定值是按照頻率比等于負(fù)壓的比平方計算得來，將對應(yīng)6 kPa的頻率輸入變頻器，實際負(fù)壓口的負(fù)壓經(jīng)測量略小于6 kPa，但為杜絕負(fù)壓測量誤差，仍按照理論值開展試驗，因此風(fēng)機(jī)標(biāo)牌的負(fù)壓輸出與實際負(fù)壓輸出存在的差距也可能導(dǎo)致負(fù)壓供給偏小。

但仿真結(jié)果與試驗結(jié)果整體趨勢大致相同，均在負(fù)壓口附近取得較高的氣流速度，證明仿真分析的可靠性。仿真折線較試驗折線更為平滑，顯示在試驗測量氣流速度時可能存在一定誤差。本試驗采用熱敏式風(fēng)速儀，每組試驗雖進(jìn)行了多次測量，試驗折線仍欠平滑，若能夠使用高靈敏度風(fēng)速測量儀器，則能夠減少測量誤差。試驗中3排輸氣管內(nèi)氣流速度并未表現(xiàn)出顯著的差異性，說明不同排次分布對氣力耗損影響不大，與仿真分析結(jié)果一致。

5 結(jié)論

(1)建立了針孔管式小麥勻播機(jī)構(gòu)的流體域模型，通過對變截面狹長圓柱區(qū)域、輸氣管彎折區(qū)域、氣室匯流區(qū)域及負(fù)壓口-氣室連接區(qū)域的氣力分析，得出影響流體域氣力損耗的關(guān)鍵因素為橫向輸氣管直徑、輸氣管夾角、負(fù)壓口直徑。

(2)通過正交仿真試驗，得出氣力損耗最小的參數(shù)組合為：橫向輸氣管直徑8 mm、輸氣管夾角105°、負(fù)壓口直徑36 mm。在此參數(shù)組合下，吸種孔平均氣流速度為86.4 m/s，吸種孔最低氣流速度為75.16 m/s，吸種孔速度標(biāo)準(zhǔn)差為7.35 m/s。

(3)數(shù)值分析顯示，吸種孔排次所導(dǎo)致的氣壓差異不明顯，對氣流速度產(chǎn)生顯著影響的是流體域截面積的改變。樣機(jī)試驗結(jié)果相較于仿真結(jié)果略小，但趨勢一致，證明了數(shù)值分析的可靠性。