紅花采收機雙動對切式末端執(zhí)行器設計與試驗

張振國 趙敏義 邢振宇 劉學峰

(1.新疆農業(yè)大學機電工程學院， 烏魯木齊 830052； 2.中國農業(yè)大學工學院， 北京 100083；3.山東省農業(yè)機械科學研究院， 濟南 250100)

0 引言

紅花不僅是一種重要的油料作物，在工業(yè)、飼料、制藥等領域也有重要的應用價值[1-2]。隨著人工成本的增加，實現(xiàn)紅花機械化采收已成為節(jié)本增效的重要途徑。而目前紅花收獲機械側重于保證花絲采凈率，對花絲損傷研究較少，作業(yè)時往往易造成花絲擠壓、破壞及碎裂，嚴重制約著紅花收獲機械向高性能方向的發(fā)展[3]。因此，在保證花絲采凈率的情況下，降低花絲破碎率已成為提高紅花機械化采收水平的技術難點。

針對紅花機械化采收，國內外學者進行了大量的研究。文獻[4-5]采用無接觸的負壓氣流將花絲吹離果球，但對花絲分離效果差導致采凈率偏低；文獻[6-7]采用彈性膠輥相向旋轉拉拔花絲，但花絲穿過對輥間隙時易受膠輥擠壓損傷；文獻[8-10]設計了一種梳夾式紅花采收機，并通過等高限位裝置輔助花絲喂入，但梳齒閉合時沖擊過大易造成花絲損傷。文獻[11-12]通過采收機器人精準定位紅花位置提高花絲采收效果。文獻[13-15]提出切割-氣吸方式采收花絲，利用高速回轉刀具切割花絲根部，完成花絲與果球的完整分離。綜上所述，目前紅花采收多為切割方式，但高速切割刀具易對花絲產生較大的沖擊使花絲破壞，且花絲在喂入與氣吸收集過程中易被多次切割而碎裂。因此，亟需優(yōu)化花絲切割過程，在保證花絲采凈率的同時降低花絲破碎率。

為解決花絲破碎率高的問題，本文設計一種雙動對切式末端執(zhí)行器，通過低速刀具夾持切割、切刀分段作業(yè)降低花絲破碎率。對花絲切割過程受力進行分析，建立刀具-花絲切割力學模型，確定影響末端執(zhí)行器性能的關鍵因素。開展二次正交旋轉組合試驗獲取最優(yōu)參數(shù)組合并進行田間試驗驗證，為紅花機械化采收提供技術支撐。

1 整機結構與工作原理

1.1 紅花主要物理特性

紅花物理特性是紅花采收裝置設計的依據(jù)，2021年7月1—6日在伊犁州新疆云光紅花種植農民專業(yè)合作社進行紅花物理特性參數(shù)測量，主要品種為金紅8號，如圖1所示。采用五點法進行田間取樣(GB/T 5262—2008《農業(yè)機械試驗條件 測定方法的一般規(guī)定》)，每個取樣點選取盛開期紅花20株，使用游標卡尺測量果球尺寸參數(shù)，使用TMS-Touch型質構儀對果球縮頸處的峰值切割力進行測定，通過干燥法測定開放期花絲含水率。測量結果如表1所示。

圖1 紅花參數(shù)示意圖Fig.1 Safflower parameter diagram1.花絲 2.縮頸 3.果球 4.萼片

表1 紅花主要物理特性參數(shù)Tab.1 Main physical and mechanical properties of safflower

1.2 紅花采收機結構與工作原理

紅花采收機整體結構如圖2所示，主要由雙動對切式末端執(zhí)行器、空間位置調整機構、移動機體、負風壓集花機構、電控系統(tǒng)組成，其中，雙動對切式末端執(zhí)行器固接于空間位置調節(jié)模組的末端。電控系統(tǒng)獲取紅花空間位置信息后，調整整機和空間位置調整機構將末端執(zhí)行器對準紅花花絲進行采收作業(yè)，切割后的花絲在負風壓集花機構作用下完成收集。

圖2 紅花采收機結構示意圖Fig.2 Structural diagram of safflower harvester1.電控系統(tǒng) 2.空間位置調整機構 3.移動機體 4.負風壓集花機構 5.雙動對切式末端執(zhí)行器

如圖3所示，雙動對切式末端執(zhí)行器為采收機的關鍵部件，主要由雙動對切組件、刀具進給部件、外殼、錐形對花機構和步進電機組成。其工作原理為：末端執(zhí)行器隨空間位置調整機構移動，花絲穿過錐形對花機構時在負壓氣流作用下被梳理并保持豎直狀態(tài)，花絲展幅顯著縮??；花絲穿過錐形對花機構上端孔后，電控系統(tǒng)啟動末端執(zhí)行器步進電機，此時雙動對切組件張開；刀具進給部件啟動并驅動雙動對切組件經(jīng)“加速進刀-勻速切割-減速停刀”過程切割花絲，使花絲與果球分離；切割花絲后雙動對切組件保持嚙合避免花絲掉落，此時分離后的花絲在采收機負風壓集花機構作用下進入花絲儲存箱；最后刀具進給部件驅動雙動對切組件復位，完成花絲采收。

圖3 雙動對切式末端執(zhí)行器結構示意圖Fig.3 Structural diagram of double-acting opposite direction cutting end effector1.刀具進給部件 2.雙動對切組件 3.錐形對花機構 4.外殼 5.步進電機

2 關鍵部件設計

2.1 雙動對切組件設計

圖4 雙動對切組件結構示意圖Fig.4 Structure diagram of double-acting opposite direction cutting assembly1.滾動軸承 2.刀座 3.刀具滑軌 4.上切刀 5.紅花 6.下切刀 7.錐形對花機構

雙動對切組件是末端執(zhí)行器的核心部件，也是決定花絲低速夾持切割效果的關鍵組件，其結構如圖4所示，主要由滾動軸承、刀座、刀具滑軌、上切刀與下切刀組成。其中，上切刀和下切刀是與花絲交互并實現(xiàn)花絲與果球分離的關鍵部件。作業(yè)時，兩側切刀在刀具進給部件的驅動下沿刀具滑軌同時向中間移動，切刀嚙合將花絲切斷。

圖4中，L1、L2、L3分別為切刀長度、寬度與厚度；β為切刀刃口傾斜角；θ為切刀刃面斜角；H為刀具間隙。為避免果球穿過錐形對花機構被切刀切割，錐形對花機構孔徑D應略小于果球最小直徑d1min。根據(jù)前期測定紅花物理特性參數(shù)，設計D=19 mm。結合GB/T 1209—2009《農業(yè)機械 切割器》設計切刀長度L1=70 mm，切刀寬度L2=30 mm，切刀厚度L3=2.5 mm。為最大限度地減少花絲被推擠入兩切刀間隙而被磨斷造成的花絲損傷，結合GB/T 1209.1—2009《農業(yè)機械 切割器 第1部分：總成》，并通過前期切刀間隙調整試驗，最終選定上、下切刀間隙H=0.6 mm。

2.1.1刀具-花絲切割過程分析

切刀在刀具進給部件驅動下沿刀具滑軌移動，與花絲碰撞并對其進行切割[16-17]。通過構建刀具-花絲切割力學模型，明確影響花絲采收效果的關鍵因素，為雙動對切組件設計提供理論基礎。

在雙動對切組件作業(yè)過程中，花絲受到切刀的沖擊，根據(jù)動量定理[18-19]有

Ft=mv

(1)

式中F——花絲受到切刀的沖擊力，N

t——切割時間，s

m——花絲質量，g

v——切刀進給速度，mm/s

花絲屬于彈性材料，在受到?jīng)_擊力時產生彈性變形，切刀在花絲發(fā)生局部變形后與其接觸面積增大[20]。如圖5所示，切刀與花絲接觸于點M，以點M為原點，以切刀進給速度v方向與其法方向為坐標軸建立坐標系。切刀進給速度v與沖擊力F的夾角為δ，在雙動對切組件中夾角δ等于切刀刃口傾斜角β。在切刀對花絲切割過程中，v保持恒定，則有

l1=vt

(2)

式中l(wèi)1——切刀切割深度，mm

圖5 切刀沖擊花絲示意圖Fig.5 Schematic of cutter impact filament1.花絲 2.切刀 3.刀具進給部件

假設沖擊載荷全部作用在花絲上，引起花絲斷裂的臨界條件為

F≥σsA

(3)

式中σs——花絲發(fā)生斷裂的極限應力，Pa

A——花絲切割面積，mm2

忽略切刀與花絲接觸面的曲率，花絲切割處的作用面積為[20]

(4)

由式(1)～(4)可得花絲斷裂的臨界條件為

(5)

由式(5)可知，花絲在切刀切割下發(fā)生斷裂時，與切刀進給速度v、刃口傾斜角β的余弦成正比，與切刀刃面傾角θ成反比。為切斷花絲并降低花絲損傷，應結合花絲斷裂臨界條件，綜合考慮切刀各因素影響。

為滿足花絲切斷要求，近似計算極限應力[21-22]得

(6)

式中As——花絲切割橫截面面積，mm2

切刀進給速度v需滿足

(7)

根據(jù)前期測量單個果球花絲質量平均值為m=1.55 g，峰值切割力Ft在花絲即將被完全切斷時達到最大，即取l1=d2max=6.62 mm。結合表1，在低速支撐切割花絲時，最大峰值切割力Ftmax=108.23 N，切割橫截面面積As=17.57 mm2。綜合式(5)～(7)，在切刀進給速度v≥9.69 mm/s時，雙動對切組件能夠切斷花絲。隨切刀進給速度增加，花絲切斷所需切割力減小[23-24]；但切刀進給速度增加，對花絲的沖擊力越大，花絲損傷提高。結合理論分析與單因素試驗得，切刀進給速度v為20～40 mm/s時，花絲破碎率較低，且具有較好的采凈效果。

2.1.2花絲夾持切割分析

為降低花絲破碎率，避免因刃口傾斜角過大使花絲沿刃口滑出，造成阻力不均而損傷花絲[25]，通過對切割過程中花絲受力狀態(tài)進行分析，獲取最佳的切割效果[25-26]。如圖6所示，取縮頸中心質點O為研究對象，質點O受到上切刀與下切刀的刃口正壓力FC、FD和刃口摩擦力NC、ND。在花絲恰好沿刃口滑出時，質點O受力處于平衡狀態(tài)，刃口正壓力FC、FD和摩擦力NC、ND產生的合力需在同一條直線上[27]。以質點O為原點，以下切刀刃口曲線方向與其法向為x、y軸建立坐標系，可得

(8)

其中

(9)

式中φ——刀具對花絲的摩擦角，(°)

β1——上切刀刃口傾斜角，(°)

β2——下切刀刃口傾斜角，(°)

圖6 花絲夾持切割受力分析圖Fig.6 Analysis of necking shear stress1.下切刀 2.果球縮頸 3.上切刀

聯(lián)立式(8)、(9)得

(10)

由式(10)得出花絲夾持住的基本條件為

β1+β2≤2φ

(11)

根據(jù)前期測定紅花物理參數(shù)，刀具對花絲摩擦角φ=23°。結合上述分析，為使花絲不滑出切刀刃口，選取刃口傾斜角β1=β2≤23°為花絲切割性能試驗因素。

2.1.3刀刃切割阻力分析

為減小切刀沖擊造成的花絲破壞與碎裂，降低花絲破碎率，通過從細觀角度對刀刃切割阻力力系組成及力學模型進行分析[28]。

由圖1可知，果球縮頸處為萼片包裹的花絲集合，從縮頸處切割花絲時，將其作為整體單元進行分析，在切割花絲時，切刀的刃口、刃面是切斷花絲、承受切割阻力的主要部位。如圖7所示，切刀切斷瞬間刀刃切割阻力主要包括：被切割花絲對刀刃的反作用力Rc、被擠壓花絲對刀刃的反作用力Rzg1、花絲對切刀下刃面的反作用力Rd1、摩擦力T1及切斷花絲對上刃面的壓力mg和產生的摩擦力T2?；ńz對下刃面摩擦力的垂直投影T′1為

(12)

其中

(13)

式中R1——花絲對切刀的反作用力，N

f——切刀對花絲的摩擦因數(shù)

圖7 切割瞬間刀刃受力分析Fig.7 Force analysis of blade at moment of shearing

在受擠壓時花絲的應力和應變符合廣義胡克定律[28]，則花絲受到下刃面擠壓時應力應變關系為

(14)

式中ε——花絲相對密度

hzg——切刀下側被擠壓花絲厚度，mm

h——切刀下側花絲總厚度，mm

σ——花絲擠壓應力，Pa

E——花絲彈性模量，Pa

將式(14)代入式(13)，根據(jù)普斯推根(Pusytgin)相關理論[29-30]，對作用于下刃面寬度dhzg和單位長度平面上的單元力dRzg1積分得

(15)

由切刀刀刃側向壓力引起的單元反作用力dRd1為

dRd1=μεEdhzg

(16)

式中μ——花絲泊松比

花絲對切刀下刃面的反作用力Rd1為

(17)

切斷后的花絲對切刀不產生擠壓，而是落于上刃面上，則切斷后的花絲對上刃面的摩擦力T2為

(18)

為實現(xiàn)切割，切刀刃口的切割力P須滿足

P≥Rc+Rzg1+T′1+T2

(19)

其中

Rc=Δl2σs

(20)

式中Δ——刃口厚度，mm

l2——刀刃有效長度，mm

在即將完全切斷縮頸時，即hzg=h時切割阻力達到最大，此時

(21)

根據(jù)前期測定花絲物理特性得，花絲彈性模量E為2.5×106Pa，花絲泊松比μ為0.25[13]。將花絲本征參數(shù)代入式(21)可知，切割力P隨切刀刃面傾角θ趨同變化，且在θ≤30°時變化趨勢較小。結合上述分析，為減小分離所需切割力，降低刀具沖擊對花絲損傷，選取切刀刃面傾角θ≤30°為花絲切割性能試驗因素。

2.2 刀具進給部件設計

切刀分段作業(yè)可避免在喂入過程與負風壓收集過程中花絲被多次切割造成的破碎率增大。刀具進給部件是實現(xiàn)切刀分段作業(yè)的關鍵部件，其結構與工作性能直接影響末端執(zhí)行器的采收效果。由于凸輪機構具有響應快速、可按預定軌跡運動的特點[11]，選取圓柱凸輪來構建末端執(zhí)行器的刀具進給部件，如圖8所示，圓柱凸輪設置有兩條對稱布置的凸輪輪槽，滾動軸承作為圓柱凸輪從動件與輪槽配合安裝，可實現(xiàn)切刀在刀具進給部件驅動下往復運動。

圖8 刀具進給部件示意圖Fig.8 Schematic of tool feed components1.圓柱凸輪 2.上切刀 3.下切刀 4.滾動軸承

2.2.1切刀分段作業(yè)過程

根據(jù)末端執(zhí)行器作業(yè)過程中花絲的運動狀態(tài)，將切刀分段作業(yè)過程劃分為多個工作段，避免切刀多次切割花絲造成的花絲破碎。

如圖9所示，根據(jù)花絲運動狀態(tài)，將切刀分段作業(yè)過程分為4個工作段：

(1)凸輪啟動段：花絲穿過錐形對花機構上端孔后，步進電機啟動并驅動圓柱凸輪加速，此時切刀保持靜止，可避免花絲喂入過程中被多次切割，減少花絲破碎(圖9a)。

(2)切割分離段：圓柱凸輪驅動切刀加速并達到預定的切刀進給速度v后切割花絲，使花絲脫離果球，切割完成后切刀減速(圖9b)。

(3)切刀休止段：切割完成后，花絲在氣流作用下離開末端執(zhí)行器，此時切刀在錐形對花機構上側嚙合并保持靜止，減少花絲掉落，避免切割后的花絲與刀具碰撞產生二次切割(圖9c)。

(4)切刀回退段：圓柱凸輪驅動切刀回退復位，完成一次花絲采收(圖9d)。

圖9 切刀分段作業(yè)過程示意圖Fig.9 Schematics of cutter segmentation operation process1.上切刀 2.錐形對花機構 3.下切刀 4.圓柱凸輪

2.2.2圓柱凸輪設計

輪廓曲線是決定圓柱凸輪運動特性的關鍵，合理劃分圓柱凸輪轉角，并選擇各工作段圓柱凸輪合適的運動規(guī)律，有利于降低切刀對花絲的沖擊，避免花絲損傷。

為降低切割過程中因切刀速度突變產生剛性沖擊造成的花絲損傷，在切割分離段選用一次多項式與擺線運動(正弦加速度)組合運動規(guī)律[31-32]；為保證切刀回退時降低凸輪對切刀的沖擊，切刀回退段選用簡諧(余弦加速度)運動規(guī)律。

為保證花絲采凈率，上下切刀刃口嚙合時應覆蓋錐形對花機構，則勻速切割段凸輪推程uq應滿足

(22)

式中D——錐形對花機構孔徑，mm

由式(22)得勻速切割段凸輪推程uq≥18 mm，根據(jù)凸輪運動角劃分得凸輪推程u為

u=uq+ua+ub

(23)

其中

(24)

式中ua——刀具加速段凸輪推程，mm

ub——刀具減速段凸輪推程，mm

由式(23)得凸輪推程u=24 mm，刀具加速段推程ua=3 mm，刀具減速段推程ub=3 mm。根據(jù)凸輪轉角與推程得切刀位移s隨凸輪轉角ω的運動公式為

(25)

由式(25)得切刀位移s、進給速度v與加速度a分別隨凸輪運動角ω的變化規(guī)律如圖10所示。切刀在切割分離段速度和加速度皆無連續(xù)突變，且在勻速切割段速度恒定，避免了剛性沖擊與柔性沖擊對花絲的損傷，并在切刀回退段可實現(xiàn)切刀的快速回退。

3 采收性能試驗

3.1 試驗材料與設備

圖11 雙動對切式末端執(zhí)行器試驗臺Fig.11 Double-acting opposite direction cutting end effector test bench1.試驗臺架 2.電源 3.步進電機驅動器 4.步進電機控制器 5.花絲儲存箱 6.收集軟管 7.雙動對切式末端執(zhí)行器

2022年7月2—11日在新疆智能農業(yè)裝備重點實驗室進行紅花采收臺架試驗，試驗紅花為新疆農業(yè)大學三坪教學實踐基地種植的“金紅8號”紅花。試驗設備為雙動對切式末端執(zhí)行器試驗臺(課題組自制)，其結構主要包括雙動對切式末端執(zhí)行器、花絲收集箱、收集軟管、電源、步進電機控制器，如圖11所示。試驗儀器主要包括LA114型電子分析天平(上海贊維衡器有限公司，量程0～110 g，精度0.1 mg)、游標卡尺(溫州邁凱倫電器有限公司，量程0～150 mm，精度0.02 mm)、DLY-2301型轉速儀(德力西集團有限公司，量程2.5～99 999 r/min，精度0.1 r/min)、TMS-Touch型質構儀(上海騰拔儀器科技有限公司，量程0～2 500 N，精度0.01 N)等。

3.2 交互試驗設計

3.2.1試驗因素

(1)凸輪轉速x1

試驗過程中切刀進給速度v難以直接測定，而圓柱凸輪轉入勻速切割段時，凸輪轉速n恒定，與切刀進給速度v直接相關且便于測定，故選取凸輪轉速n為試驗因素。由單因素試驗得，切刀進給速度v處于20～40 mm/s時，具有較好的采收效果，則將30 mm/s設置為中心水平，上、下水平值分別設置為20 mm/s與40 mm/s。凸輪轉速n與切刀進給速度v的關系為

(26)

根據(jù)式(26)，選取凸輪轉速x1=25.2 r/min設置為中心水平，上、下水平值分別設置為11.1、39.3 r/min。

(2)刃口傾斜角x2

選擇較大的刃口傾斜角可提高切刀滑切效果，減小刃口法向壓力，降低花絲破損；而刃口傾斜角過大時，會導致花絲難以被上、下切刀夾持而相對切刀產生滑動，無法完全切割。根據(jù)前期試驗及理論分析，選取刃口傾斜角x2為9.3°～22.7°。

(3)切刀刃面傾角x3

切刀切割花絲時，刀刃的刃口、刃面是切斷花絲、承受切割阻力的主要部位，適當減小刃面傾角設計可減小切割阻力，降低花絲切割損傷，但刃面傾角過小時會加劇切刀磨損[34]。根據(jù)理論分析及前期試驗，選取切刀刃面傾角x3為11.6°～28.4°。

3.2.2響應指標

單個果球上被切割下來的花絲質量與花絲總質量的百分比為花絲采凈率，其計算公式為

(27)

式中y1——花絲采凈率，%

m1——單個果球被采摘的花絲質量，g

m2——果球上未采摘的花絲質量，g

單個果球上采后花絲中斷裂與碎裂的花絲質量與被采摘的花絲質量的百分比為花絲破碎率，其計算公式為

(28)

式中y2——花絲破碎率，%

m3——被采下花絲中破碎花絲質量，g

3.2.3試驗設計

為減小試驗誤差，明晰各因素間的相互關系，采用三因素五水平二次正交旋轉組合優(yōu)化試驗方法進行末端執(zhí)行器作業(yè)參數(shù)優(yōu)化試驗[35-36]，試驗因素編碼如表2所示。

表2 試驗因素編碼Tab.2 Factors and codes of response surface test

3.3 試驗結果與分析

3.3.1交互試驗結果

試驗共實施23組處理，中心試驗點9組，每組試驗重復3次，并取試驗結果平均值。試驗方案與結果如表3所示，X1、X2、X3為因素編碼值。

3.3.2回歸模型建立及顯著性檢驗

表3 二次正交旋轉組合試驗方案及結果Tab.3 Program and results of test of quadratic rotation-orthogonal combination

因素。

對各試驗指標進行多元回歸擬合，剔除不顯著因素，得到各因素水平對花絲采凈率y1和花絲破碎率y2的回歸方程為

(29)

(30)

表4 花絲采凈率與破碎率方差分析Tab.4 Variance analysis of filament removal rate and broken rate

3.3.3各因素對花絲采凈率及花絲破碎率的影響

凸輪轉速與切刀刃面傾角的交互作用對花絲采凈率的影響如圖12所示。在刃口傾斜角固定在0水平(x2=16°)的條件下，切刀刃面傾角一定時，花絲采凈率隨凸輪轉速增大而增大，且增大的趨勢逐漸減??；切刀刃面傾角在17°～23°之間時，隨著凸輪轉速的增大，采凈率不小于90%。當凸輪轉速一定時，花絲采凈率隨切刀刃面傾角增大而先增大后減小；在凸輪轉速大于25.2 r/min時，隨著刃口傾斜角的增大，采凈率不小于90%。由響應曲面可知花絲采凈率沿凸輪轉速方向變化較快，沿切刀刃面傾角方向變化較慢，凸輪轉速對花絲采凈率的影響比切刀刃面傾角顯著。因此，為滿足花絲采凈率要求，優(yōu)選凸輪轉速大于25 r/min，切刀刃面傾角為17°～23°，且優(yōu)先選擇較大的凸輪轉速。

圖12 試驗因素對花絲采凈率的影響Fig.12 Effect of test factors on filament removal rate

刃口傾斜角與切刀刃面傾角對花絲破碎率的影響如圖13所示。在凸輪轉速固定在0水平(x1=25.2 r/min)的條件下，當刃口傾斜角一定時，花絲破碎率隨切刀刃面傾角增大而先減小后增大；刃口傾斜角為14°～18°時，隨著切刀刃面傾角的增大，花絲破碎率不大于6%。當切刀刃面傾角一定時，花絲破碎率隨刃口傾斜角增大而先減小后增大，且當切刀刃面傾角為18°～22°時，破碎率不大于6%。因此，為滿足花絲破碎率要求，優(yōu)選刃口傾斜角14°～18°，切刀刃面傾角為18°～22°。

圖13 試驗因素對花絲破碎率的影響Fig.13 Effect of test factors on filament broken rate

3.4 參數(shù)優(yōu)化與試驗驗證

3.4.1參數(shù)優(yōu)化

根據(jù)交互作用對花絲采凈率與花絲破碎率影響效應分析可知，要獲得較高的花絲采凈率，就必須要求凸輪轉速較大，刃口傾斜角與切刀刃面傾角適中；要獲得較低的花絲破碎率，就必須要求凸輪轉速較小，刃口傾斜角與切刀刃面傾角適中。由于各因素對試驗指標的影響不同，因此，必須進行多目標優(yōu)化，尋求滿足花絲采收性能要求的最佳參數(shù)組合。

本文將花絲采凈率最高、花絲破碎率最低作為優(yōu)化目標，開展雙動對切式末端執(zhí)行器各參數(shù)優(yōu)化研究。運用Design-Expert軟件對建立的2個指標的全因子二次回歸模型最優(yōu)化求解，規(guī)劃的目標函數(shù)和約束條件為

(31)

運用Design-Expert軟件對其進行優(yōu)化求解，得出最佳優(yōu)化參數(shù)：凸輪轉速為27.9 r/min、刃口傾斜角為16.1°、切刀刃面傾角為19.7°時，花絲采凈率91.78%，花絲破碎率為5.32%。

3.4.2試驗驗證

圖14 田間試驗驗證圖Fig.14 Test verification diagram of safflower harvesting device

2022年7月19—22日在伊犁州新疆云光紅花種植農民專業(yè)合作社進行紅化采收的田間試驗驗證，試驗材料選取盛開期紅花，品種為“金紅8號”，以凸輪轉速27.9 r/min、刃口傾斜角16.1°、切刀刃面傾角19.7°進行試驗，試驗現(xiàn)場如圖14所示。

在田間隨機選取5塊面積相同的區(qū)域進行試驗，并取5組試驗的平均值作為試驗結果，試驗結果為：花絲采凈率91.25%，花絲破碎率5.57%，與預測值相對誤差均不超過5%，理論值與實際值相近，驗證了模型的準確性，所得最優(yōu)參數(shù)組合可以滿足實際應用需求。

4 結論

(1)針對紅花切割分離時花絲破碎率高、采凈率低等問題，本文根據(jù)花絲損傷產生原因，設計了一種雙動對切式末端執(zhí)行器，利用雙動刀和多工作段凸輪實現(xiàn)花絲的低速夾持切割花絲與分段作業(yè)，在保證花絲采凈率的情況下降低了花絲的破碎率。

(2)通過建立刀具-花絲切割力學模型，對花絲切割過程進行動力學分析；根據(jù)理論分析與計算，確定切刀進給速度、刃口傾斜角與切刀刃面傾角為影響采收效果的關鍵因素。優(yōu)化設計圓柱凸輪輪廓線，花絲切割段采用一次多項式與擺線運動規(guī)律組合實現(xiàn)刀具的變加速與勻速切割，切刀休止段雙動對切組件保持靜止減少花絲掉落，切刀回退段采用擺線運動規(guī)律減小圓柱凸輪對刀具的剛性沖擊。

(3)運用Design-Expert軟件建立響應曲面，分析切割速度、刃口傾斜角和動切割刀刃面傾角分別對花絲采凈率、花絲破碎率的影響，并建立了回歸模型，對模型進行參數(shù)優(yōu)化，得到最優(yōu)參數(shù)組合為：凸輪轉速27.9 r/min、刃口傾斜角16.1°、切刀刃面傾角19.7°。在最優(yōu)參數(shù)組合下進行田間驗證試驗，最后得到花絲采凈率、花絲破碎率分別為91.25%、5.57%，能滿足雙動對切式末端執(zhí)行器參數(shù)優(yōu)化的要求。