夾持輸送式棉花拔稈機的設計與試驗

葉爾波拉提·鐵木爾，張佳喜，蔡佳麟，王毅超，郜周明，芮照鈺

(新疆農業(yè)大學機電工程學院，新疆 烏魯木齊 830052)

棉花是我國非常重要的經濟作物，2019年全國棉花種植面積333.92萬hm2，其中新疆維吾爾自治區(qū)棉花種植面積254.05萬hm2[1].棉稈根部長時間留存在土壤中，根系不易腐爛，容易造成病蟲害的傳播，且后續(xù)生產作業(yè)不利，拔除棉稈有利于減輕病蟲害[2-3].夾持輸送式拔棉稈方式可以將棉稈整根拔出，棉稈拔除之后有利于地膜回收，其次有松土的效果.棉秸稈資源如果實現(xiàn)循環(huán)利用，將產生巨大的經濟效益[4-8].

在六十年代中期，國內就開始了對棉稈收獲機械的研制[9].其中主要分為鏟切式、滾切式、提拔式、聯(lián)合作業(yè)方式四種.如河北農哈哈的4MJ-2型齒盤式棉花秸稈收獲機[10-11]，該機具適合內地單行種植模式，不適于機采棉窄雙行種植模式；武漢市農業(yè)機械化研究所的4MC-6型拔棉稈機[12-13]，該機利用對輥圓錐拔棉稈，因螺紋間隙，漏拔率較高.由于關鍵部件使用剛性材料，棉稈容易扯、折斷等問題.國外棉稈收獲機械按照收獲原理歸納為3種，拔取式、刨切式與鏟切式.如澳大利亞的Muti和美國的ADAMAS[14-15]拔稈裝置主要是膠輥和一對輪胎為主.國外收獲機械主要使用于大單行種植，很難適應國內一膜四行種植模式.

本文提出采用夾持輸送式結構將棉稈整株回收[16]，采用柔性雙皮帶夾持，對棉秸稈起到一定的保護作用，從而可以降低夾斷率，有效拔稈區(qū)域加長，不易造成棉稈堵塞，拔取率高，適合機采棉種植模式的棉稈整稈拔取收獲機.可完成機采棉種植模式下的棉稈整稈回收，以漏拔率與拔斷率為目標參數(shù)，研究不同的機具參數(shù)對棉花拔稈機的影響，找出最優(yōu)工作參數(shù)，為棉花拔稈機的研發(fā)與設計提供理論參考.

1 總體結構和工作原理

1.1 總體結構

夾持輸送式棉花拔稈機主要由分禾器、張緊裝置、焊合機架、液壓馬達、油箱、從動輪張緊、從動輪、主動輪和液壓泵等組成.總體結構如圖1所示.

1.2 工作原理及技術參數(shù)

收獲機工作時，棉花拔稈機通過三點懸掛掛接于拖拉機后方，拖拉機后輸出軸與液壓泵傳動軸通過萬向節(jié)連接，液壓泵通過液壓帶動兩個液壓馬達轉動，液壓馬達通過聯(lián)軸器帶動主動輪旋轉，同時主動輪通過皮帶帶動從動小輪旋轉，主、副皮帶做相對旋轉運動，分禾器將棉秸稈引導進入拔稈區(qū)域，在機具前進推力及其皮帶夾持起拔力作用下，完成棉稈起拔并將其輸送于機具后方.技術參數(shù)如表1所示.

1：分禾器；2：張緊裝置；3：機架；4：液壓馬達；5：油箱；6：從動輪張緊；7：從動輪；8：主動輪；9：液壓泵.1：Divider；2：Tensioning device；3：Frame；4：Hydraulic motor；5：Tank；6：Driven wheel tension；7：Driven wheel；8：Driving wheel；9：Hydraulic pump.圖1 夾持輸送式棉花拔稈機的結構示意圖Figure 1 Schematic diagram of the structure of the clamping and conveying cotton stalk harvester

1.3 傳動系統(tǒng)

為了工作時主動輪轉速可調，夾持輸送式棉花拔稈機采用串聯(lián)液壓方式，拖拉機后置動力輸出軸帶動齒輪泵，液壓油在齒輪泵的作用下通過調速閥控制2個串聯(lián)液壓馬達轉動并滿足提供主動輥所需的轉速.液壓傳動示意圖如圖2所示.

表1 夾持輸送式棉稈收獲機的工作參數(shù)Table 1 Working parameters of the gripping and conveying cotton straw harvester

1：油箱；2：液壓泵；3：手動二位四通換向閥；4：液壓馬達；5：調速閥；6：溢流閥.1：Tank；2：Hydraulic pump；3：Manual two position four way directional valve；4：Hydraulic motor；5：Governor valve；6：Relief Valve.圖2 液壓傳動示意圖Figure 2 Transmission system diagram of the hydraulic pressure

2 關鍵部件設計與分析

2.1 引稈裝置的設計

引稈裝置主要由掛架與分禾器焊接組成，分禾器安裝到拔稈裝置前方，機具前進時對錯行棉稈及倒伏起到扶正并導向拔稈裝置，將兩行的棉稈向中央集中.為降低棉稈指標來設計，其中主要參數(shù)是分禾器與地表之間高度H與分禾器尖銳部分的角度β，如圖3所示.

圖3中，ABC為分禾器底部平面；H為分禾器離地高度，mm；v0為機具前進方向；β為分禾器尖銳部分的夾角，(°)；δ為棉稈與分禾器平面ABC的夾角，(°)；K為分禾器寬度，mm；W為分禾器對棉稈的作用力，N；f為棉稈與分禾器之間的摩擦力，N；N為靜摩擦力，N.

圖3 分禾器幾何分析圖Figure 3 Geometric analysis diagram of divider

尖銳部分的夾角β的大小影響分禾器扶正棉稈導向拔稈裝置，假設當β=180°時，棉稈無法被送到拔稈區(qū)域；當β=0°時，分禾器與機具前進方向相同，無法扶正倒伏的棉稈，將順利的送入拔稈區(qū)域，故存在一定的夾角β′，當β=β′時，棉稈與分禾器產生相互的作用力，則有：

(1)

(2)

f=μW

(3)

式中：μ為棉稈與分禾器側面之間的摩擦因數(shù).

查閱資料木材與金屬之間的摩擦因數(shù)，取棉稈與分禾器側面之間的摩擦因數(shù)為0.2～0.6，由式(1)～(3)得30°≤β≤40°，經計算取分禾器尖銳部分的夾角35°.

機具前進時，分禾器與地面的高度H越低，越有利于將棉稈扶正.考慮到棉稈抗彎角度δ，來確定分禾器的寬度K，假如機具前進時，棉稈抗彎角度δ大于工作時棉稈角度δ，則能將棉稈順利的送入拔稈區(qū)域，得：

(4)

機具工作時，考慮到田間地不平等因素分禾器離地高度最高300 mm，故H≤300 mm，根據(jù)測量田間棉稈抗彎角度δ，取值30°～40°.由式(4)得K≤350 mm，取分禾器寬度K為350 mm.

上述分析可知，機具工作時，分禾器越低越好，降低折斷率，分禾器于地面的高度不超過300 mm，則分禾器寬度K取350 mm，分禾器尖銳部分的夾角取35°.

2.2 拔稈裝置的設計

拔稈裝置的結構如圖4所示，該裝置具有調節(jié)皮帶松緊方便、棉稈拔凈率高、結構簡單等優(yōu)點；該拔稈裝置主要由1個主動輪、2個皮帶1、2個皮帶2和3個從動輪等組成.通過支撐架安裝在機架上，拔稈有效長度400 mm，調節(jié)皮帶松緊裝置左右移動距離在250 mm，調控拔稈裝置與地面間的距離，以適應田間實際作業(yè)情況；皮帶采用天然橡膠，具有較好的韌性和耐磨性，主動輪與從動輪的的半徑r1、r2、r3和r4分別為320 mm、120 mm、250 mm和120 mm，主動輥上的皮帶寬度為100 mm，厚度為10 mm，長度為1 500 mm，共2個，2個從動輪上的皮帶寬度為100 mm，厚度為10 mm，長度為1 600 mm.

1：張緊裝置；2：從動大帶輪；3：皮帶1；4：從動小帶輪；5：主動輪；6：皮帶2；7：從動小帶輪1：Tensioning device；2：Driven pulley；3：Belt 1；4：Driven small pulley；5：Driving wheel；6：Belt 2；7：Driven small pulley.圖4 拔稈裝置結構示意圖Figure 4 Structure diagram of stalk pulling device

為獲得較優(yōu)的拔稈角度α，對棉稈受力分析，如圖5所示，棉稈拔稈過程主要分為3個階段，包括喂入階段、夾持起拔階段以及輸送階段.

圖5 棉稈受力過程Table 5 Stress process of cotton stalk

圖5中，A為喂入階段、B為夾持起拔階段、B為輸送階段.F1為機具前進對棉稈的推力，N；FJ為雙皮帶對棉稈的夾持力，N；G為棉稈重力，N；FL為雙皮帶與棉稈夾持產生的摩擦力，N；FK為土壤粘結力，N；L為工作行程，mm.

喂入階段：機具作業(yè)時，棉稈經過分禾器的扶正進入拔稈區(qū)，此時機具對棉稈產生推力F1，力學分析如圖5-A所示.

夾持起拔階段：棉稈受到雙皮帶的夾持力、棉稈本身的重力和土壤對棉稈的粘結力，如圖5-B所示.機具前進對棉稈產生了向前的推力F1，雙皮帶通過夾緊棉稈而產生棉稈起拔所需摩擦力FL.F1、FL的合力F為對棉稈的起拔力，F(xiàn)K為土壤粘結力.當FK>F時，棉稈不能被拔出；當FK

F1+FL=F

(5)

F>FK

(6)

棉稈被雙皮帶夾持拔起的主要條件為：棉稈受到雙皮帶產生的摩擦力FL和機具前進推力F1，此時主根系向地表發(fā)生位移，并且此距離大于主根系在地表的深度[17-18]，拔稈裝置對棉稈起拔做功不小于棉稈被拔起所需的功，則需滿足式(7)：

(7)

式中：t1為棉稈起拔完成時間，s，；h為棉稈根系位移，m；W為拔棉稈所需的功N·m；t0為棉稈起始時間，s.

進入棉稈夾持區(qū)域后，棉稈需要保持一定的夾持力，以防止棉稈無法拔出，棉稈受力分析圖6所示.

圖6 棉花受力圖Figure 6 Stress diagram in the process of stem pulling

圖6中，F(xiàn)1為機具前進對棉稈的推力，N；FJ為雙皮帶對棉稈的夾持力，N；G為棉稈重力，N；FL為雙皮帶與棉稈夾持產生的摩擦力，N；FK為土壤粘結力，N.

雙皮帶夾持棉稈產生的摩擦力決定能否拔除棉稈，以此作為計算條件.圖6為棉花受力分析圖，建立坐標軸，以摩擦水平分力為x軸，垂直分力為y軸，受力方程為：

(8)

起拔力與夾持力之間的關系及土壤阻力為：

FL=2μFJ

(9)

(10)

聯(lián)立式(4)～(5)得：

(11)

(12)

(13)

由公式(10)～(13)得：

(14)

式中：α為拔稈角度，(°)；μ為皮帶與棉稈之間的摩擦系數(shù)；F1為機具前進對棉稈的推力，N；FJ為雙皮帶對棉稈的夾持力，N；G為棉稈重力，N；d為棉稈直徑，m；η為土壤與棉稈根部之間的最大靜摩擦因數(shù)；γ為土壤重度，N/m2；K為側向土壓力系數(shù)；H為夾持棉稈部位距地面高度，m；J為棉花莖稈長度，m；FL為雙皮帶與棉稈夾持產生的摩擦力，N；FK為土壤粘結力，N.

夾持帶拔稈角度大小影響拔稈效果，當拔稈角度α為鈍角時，夾持帶速度與前進速度方向一致，很難完成拔稈作業(yè)，故本文設計拔稈角度α為銳角，若拔稈角度過大，夾持帶速度沿x軸的分量會變小，棉稈被向后拋擲的速度會變小.結合自制的拉拔力試驗裝置測試結果，拔稈角度α在45°左右，作業(yè)效果較好.

輸送階段：如圖5-C所示，此時棉稈被拔出地表，僅受重力G、夾持力FJ和摩擦力FL的作用，隨雙皮帶轉動向機具后方輸送，最終拋至機具后方地表.

上述分析，確定了棉稈被順利拔起的重要因素起拔角度.起拔角度決定著夾持過程中的大小.降低拔斷率和漏拔率，優(yōu)化拔稈部件最為關鍵.

3 試驗與分析

3.1 試驗條件

試驗于2019年11月1日在新疆巴音郭楞蒙古自治州尉犁縣達西村進行，此地屬暖溫帶大陸性干旱氣候，日照時間長，晝夜溫差大，空氣干燥，光照充足，試驗地棉花品種為新陸早45，棉花種植行距(660+100) mm，株距50 mm，試驗地土壤類型為沙土，土壤緊實度平均為425.6 kPa，土壤含水率為12%～20%，棉稈平均高度為700 mm，平均直徑為12 mm，含水率為40～50%.試驗設備：常發(fā)CFD554拖拉機(發(fā)動機標定功率44.4 kW，動力輸出軸轉速540/760 r/min)、TJSD-750-Ⅱ數(shù)顯式土壤緊實度測定儀、QS-WT型土壤水分溫度測定儀、轉速儀、皮尺和工具套裝等.圖7為田間試驗現(xiàn)場.

圖7 田間試驗現(xiàn)場Figure 7 Field test site

3.2 試驗方法

本文參照《收獲機械聯(lián)合收割機試驗方法 GB/T8097-2008》，棉花拔稈機進行雙行作業(yè)，田間試驗分為3部分：為減小誤差、保證機具穩(wěn)定運行，機具進入棉稈試驗區(qū)之前有10 m穩(wěn)定區(qū)用來調節(jié)機具工況；在試驗區(qū)域(長度為30 m)按照試驗參數(shù)來進行試驗并記錄數(shù)據(jù)，每組試驗重復3次；更換試驗參數(shù)，記錄棉稈漏拔數(shù)和拔斷數(shù).

通過預試驗得知，前進速度、拔稈角度、主動輪轉速對性能指標影響較大，所以前進速度、拔稈角度、主動輪轉速為影響因素，漏拔率和拔斷率作為評價指標開展三因素三水平二次回歸試驗.通過田間試驗找出最優(yōu)結構與工作參數(shù)組合.

3.3 試驗指標與因素

以前進速度、拔稈角度、主動輪轉速為因素，以棉秸稈漏拔率S1和拔斷率S2作為評價機具收獲效果的主要指標，進行三因素三水平二次回歸試驗，試驗指標的計算如下：

(15)

(16)

式中：S1為棉稈拔斷率，%；S2為棉稈漏拔率，%；C1為每10 m內的棉稈拔斷數(shù)，C2為每10 m內的棉稈漏拔數(shù)，C為沒10 m內的棉稈總數(shù).

1)前進速度對拔稈效果的影響 前進速度是影響性能指標的重要因素，針對前進速度對性能的影響做單因素試驗，當拔稈角度為45°，主動輥轉速為300 r/min，前進速度為1～5 km/h，結果如圖8所示，隨著前進速度的增大，漏拔率和拔斷率逐漸增加，前進速度從4 km/h增加到5 km/h時，漏拔率明顯增加，考慮作業(yè)效率，因此選取2、3、4 km/h作為前進速度的因素水平.

圖8 前進速度對拔稈效果的影響Figure 8 Simulation result of the pneumatic device

2)拔稈角度對拔稈效果的影響 拔稈角度是影響性能指標的重要因素，針對拔稈角度對性能的影響做單因素試驗，隨著拔稈角度的增加，拔斷率隨著減小，漏拔率隨著增大，當前進速度為2 km/h，主動輥轉速為300 r/min，拔稈角度為20°～70°，結果如圖9所示，當拔稈角度為20°時，漏拔率低，拔斷率高，拔稈角度為70°時，拔斷率最小，漏拔率最高，因此選取30°、45°、60°作為拔稈角度的因素水平.

圖9 拔稈角度對拔稈效果的影響Figure 9 Simulation result of the pneumatic device

3)主動輥轉速對拔稈效果的影響 主動輥轉速是影響性能指標的重要因素，針對主動輥轉速對性能的影響做單因素試驗，結果如圖10所示，隨著主動輥轉速的增大，拔斷率隨著增大，漏拔率隨著減小，當主動輥轉速在200 r/min時，拔斷率最高，漏拔率最小，主動輥轉速400 r/min時，拔斷率明顯增加，漏拔率明顯減小，因此，選取250、300、350 r/min作為主動輥轉速的因素水平.

圖10 主動輥轉速對拔稈效果的影響Figure 10 Simulation result of the pneumatic device

表2 試驗因素水平

3.4 試驗結果與分析

3.4.1 試驗結果 根據(jù)因素呈現(xiàn)非線性關系，一般用兩個或兩個以上模型來逼近響應[19-20].根據(jù)Design-Expert軟件設計的三因素三水平試驗，試驗方案及結果如表3所示.

根據(jù)表3中的方案及結果，建立拔斷率S1和拔斷率S2對前進速度、拔稈角度、主動輪轉速的3個自變量二次多項式響應面回歸模型，如式(17)～(18)所示，并對進行方差分析.

表3 試驗方案及結果Table 3 Test plan and results

S1=10.22+1.49V-2.38Φ+1.64Z-2.38Vφ+0.13ΦZ-0.19V2+0.96Φ2+2.94Z2+1.75V2Φ

(17)

S2=9.87+2.24V-0.45Φ-1.44Z-1.75Vφ-0.27VZ-1.95ΦZ-0.27Φ2+1.40Φ2+0.63Z2-1.55V2Φ

(18)

由表4可知，增加模型A2B時，失擬項Pr>F值<0.05為顯著，且絕對系數(shù)R2提高了0.4，其絕對系數(shù)R2值分別為0.90、0.92，表明這2個模型與實際情況具有非常好的擬合度.因此，試驗具有研究意義.

表4 試驗結果的方差分析Table 4 Analysis of variance of test results

3.4.2 響應曲面分析 采用Design-Export軟件生成3D響應面圖，根據(jù)響應面分析前進速度、拔稈角度、主動輪轉速的交互因素對響應值S1、S2的影響.

關于前進速度V、拔稈角度Φ、主動輪轉速Z對棉稈拔斷率S1的響應面如圖11-A～C所示.觀察圖11-A得知，將主動輥轉速Z固定在300 r/min(中心水平)時，拔稈角度Φ與機具前進速度V的交互影響規(guī)律表明：棉稈拔斷率隨拔稈角度增大先減后增，隨機具前進速度逐漸增大，前進速度對棉稈拔斷率的影響比拔稈角度的影響更為顯著；觀察圖11-B得知，將拔稈角度Φ固定在45 °(中心水平)時，主動輥轉速Z與機具前進速度V的交互影響規(guī)律表明：當主動輥轉速Z與前進速度V分別增加時，棉稈拔斷率隨著主動輥轉速和前進速度增加，均為明顯逐漸增加，響應面曲線主動輥轉速比前進速度方向的變化幅度更為明顯，主動輥轉速對棉稈拔斷率的影響比前進速度的影響更為顯著；觀察圖11-C得知，將前進速度V固定在3 km/h(中心水平)時，主動輥轉速Z與拔稈角度Φ的交互影響規(guī)律表明：棉稈的拔斷率隨主動輥轉速Z增大先減后增，隨拔稈角度Φ增大逐漸降低，主動輥轉速對棉稈拔稈率的影響比拔稈角度的影響更為顯著.由表4中的數(shù)據(jù)樣本可知，試驗3個因素影響棉稈拔斷率S1的顯著順序為：主動輪轉速>拔稈角度>前進速度.

關于前進速度V、拔稈角度Φ、主動輪轉速Z對棉稈漏拔率S2的響應面如圖11-D～F所示.觀察圖11-D得知，將主動輥轉速Z固定在300 r/min(中心水平)時，拔稈角度Φ與機具前進速度V的交互影響規(guī)律表明：棉稈漏拔率隨拔稈角度的增大先減小后增大，隨前進速度增大逐漸增加，前進速度對棉稈漏拔率的影響比拔稈角度的影響更為顯著；觀察圖11-E得知，將拔稈角度Φ固定在45 °(中心水平)時，主動輥轉速Z與機具前進速度V的交互影響規(guī)律表明：棉稈漏拔率隨主動輥轉速的增大逐漸降低，隨前進速度的增加逐漸增大，前進速度對棉稈漏拔率的影響比主動輥轉速的影響更為顯著；觀察圖11-F得知，將前進速度V固定在3 km/h(中心水平)時，主動輥轉速Z與拔稈角度Φ的交互影響規(guī)律表明：當拔稈角度和主動輪轉速增加時，棉稈漏拔率隨著主動輥轉速和拔稈角度增加，均為明顯逐漸增加，但拔稈角度方向的變化幅度更大，拔稈角度對棉稈漏拔率的影響比主動輪轉速的影響更為顯著.

圖11 交互因素對拔斷率、漏拔率的影響響應曲面圖Figure 11 Response surface graph of the influence of interaction factors on pull-out rate and miss pull-out rate

由表4中的數(shù)據(jù)樣本可知，試驗3個因素影響漏拔率S2的順序為：前進速度>主動輪轉速>拔稈角度.

3.5 參數(shù)優(yōu)化與驗證

借助拔斷率、漏拔率的回歸方程式(17)～(18)，以減小拔斷率跟漏拔率為目標，利用軟件Optimization的Numerical優(yōu)化分析，得到最優(yōu) 3個因素水平分別為：前進速度為2.0 km/h，拔稈角度為38.99°，主動輪轉速281.24 r/min時，響應值選擇最大，試驗因素選擇最低，此時棉稈拔斷率為7.50%，棉稈漏拔率為7.92%.

為了檢驗優(yōu)化參數(shù)的預測可靠性，2019年11月6日，選用優(yōu)化參數(shù)在新疆巴音郭楞蒙古自治州尉犁縣達西村進行了三組驗證試驗.由于田間實際情況，將機具工作參數(shù)設置為前進速度為2.0 km/h，拔稈角度為40°，主動輪轉速為280 r/min，進行田間試驗，結果如表5所示.

表5 驗證試驗數(shù)據(jù)

由表5的試驗結果可得，驗證試驗均值與參數(shù)優(yōu)化值比較接近，試驗結果與優(yōu)化參數(shù)的相對誤差小于5%，參數(shù)優(yōu)化模型合理.當夾持輸送式棉花拔稈機作業(yè)時，采用前進速度為2.0 km/h、拔稈角度為40°、主動輪轉速為280 r/min的參數(shù)組合，驗證試驗效果如圖12所示，此時棉稈的拔斷率為8.14%，棉稈漏拔率為8.02%.

圖12 田間試驗Figure 12 Field experiment

4 結論

1) 本文針對機采棉種植模式設計了一種夾持輸送式棉花拔稈機，該機采用雙皮帶式機構一次性完成喂入、夾持、輸送，為棉稈整株拔取收獲提供了一種新的解決途徑.

2) 開展田間試驗分析研究，選擇機具的前進速度、拔稈角度、主動輪轉速作為試驗因素研究其對棉稈拔斷率、漏拔率的影響，通過Design-Expert軟件對試驗結果進行響應面分析，得到了各因素對棉稈拔斷率的影響顯著順序為主動輪轉速>拔稈角度>前進速度；各因素對棉稈漏拔率的影響顯著順序為前進速度>主動輪轉速>拔稈角度.

3) 采用Design-Expert軟件中的Box-Benhnken中心組合試驗方法對前進速度、拔稈角度、主動輪轉速對棉稈拔斷率和棉稈漏拔率影響程度分析，得到夾持輸送式棉花拔稈機工作最優(yōu)組合為：前進速度為2.0 km/h、拔稈角度為38.0°、主動輪轉速277.96 r/min；此時棉稈拔斷率達到7.78%，棉稈漏拔率達到7.65%.選擇工作參數(shù)：前進速度為2.0 km/h，拔稈角度為40°，主動輪轉速為280 r/min時，棉稈的拔斷率為8.14%，棉稈漏拔率為8.02%.此時拔稈設備作業(yè)效果良好，整機還需要進一步優(yōu)化，后續(xù)增加作業(yè)寬度，降低拔斷率，提高作業(yè)效率.該結果可為后續(xù)研制棉花拔稈機提供參考，滿足棉稈收獲作業(yè)要求.