大豆聯(lián)合收獲機對稱可調(diào)式凹板篩設計與試驗

康家鑫，王修善,2，謝方平,2※，羅 曜,3，李 奇，陳志剛

（1. 湖南農(nóng)業(yè)大學機電工程學院，長沙 410128；2. 智能農(nóng)機裝備湖南省重點實驗室，長沙 410128；

3. 湖南省農(nóng)友機械集團有限公司，婁底 417700）

0 引 言

脫粒分離裝置作為聯(lián)合收獲機的核心工作部件，對整機工作質(zhì)量起決定性作用。滾筒轉(zhuǎn)速、脫粒間隙、喂入量是影響脫粒分離裝置工作質(zhì)量的重要工作參數(shù)。其中，脫粒間隙作為影響脫粒分離裝置工作質(zhì)量的影響因素之一，通過改變谷物層的厚度影響分離的籽粒質(zhì)量。目前，中國南方地區(qū)大豆聯(lián)合收獲機脫粒分離裝置的脫粒間隙調(diào)節(jié)方式單一，導致脫粒分離裝置在收獲過程中存在籽粒破碎率和損失率高的問題，嚴重影響了聯(lián)合收獲機脫粒分離裝置的工作質(zhì)量和整機作業(yè)性能。

根據(jù)作物特性和工況對脫粒間隙進行調(diào)節(jié)，能夠有效提升脫粒分離裝置的工作質(zhì)量。國內(nèi)外為提升脫粒分離裝置的工作質(zhì)量，對聯(lián)合收獲機脫粒間隙調(diào)節(jié)裝置進行了大量研究。李耀明等設計了切流雙滾筒脫粒裝置的脫粒間隙調(diào)節(jié)裝置和一種直徑可調(diào)的縱軸流脫粒滾筒。切流雙滾筒脫粒裝置通過監(jiān)測液壓缸受力情況，控制凹板篩在豎直方向移動，從而得到合適的脫粒間隙；縱軸流脫粒滾筒通過直徑調(diào)節(jié)裝置對滾筒直徑進行調(diào)節(jié)，調(diào)節(jié)裝置由恒速螺旋盤、配合爪等部件組成。工作時，電機帶動調(diào)節(jié)機構和安裝在調(diào)節(jié)機構上的脫粒齒桿沿徑向移動，從而調(diào)節(jié)結脫粒間隙。王勛威等設計了一種直徑可調(diào)的小型水稻聯(lián)合收獲機橫軸流脫粒滾筒，利用滑塊連桿機構代替輻盤，將脫粒齒桿鉸接在連桿上，工作時通過鏈傳動控制連桿機構伸縮，進而帶動脫粒齒桿沿滾筒徑向移動，實現(xiàn)調(diào)節(jié)脫粒間隙。張成文設計了一種一端與液壓缸鉸接，另一端繞鉸接點轉(zhuǎn)動的凹板篩，通過脫粒分離裝置負荷監(jiān)測系統(tǒng)依據(jù)喂入量大小控制液壓缸活塞桿伸縮，進而對脫粒間隙進行調(diào)節(jié)。Imel等發(fā)明了一種脫粒間隙可調(diào)的凹板篩，凹板篩一側鉸接在曲柄連桿機構的連桿上，另一側鉸接在機架上，工作時通過曲柄控制連桿帶動凹板篩繞另一側的鉸接點轉(zhuǎn)動，從而改變脫粒間隙。Regier等發(fā)明了一種凹板篩，凹板篩的底部安裝在橫梁上，橫梁一端與機架鉸接，另一端與中間連桿鉸接，工作時中間連桿帶動凹板篩移動，從而改變脫粒間隙。Bergkamp發(fā)明了一種聯(lián)合收獲機恒壓式凹板篩，凹板篩的一側鉸接在機架上，另一側與液壓缸活塞桿鉸接，通過控制活塞桿上下移動，調(diào)節(jié)脫粒間隙。綜上所述，國內(nèi)外聯(lián)合收獲機的脫粒間隙調(diào)節(jié)裝置主要分為調(diào)節(jié)滾筒直徑和調(diào)節(jié)凹板篩位置兩種。

通過分析現(xiàn)有的兩種脫粒間隙調(diào)節(jié)裝置發(fā)現(xiàn)，采用調(diào)節(jié)脫粒滾筒直徑的方式會導致滾筒結構復雜，生產(chǎn)成本高，并且滾筒質(zhì)量增大，增加了脫粒功耗，而現(xiàn)有調(diào)整凹板篩位置的方式僅能調(diào)節(jié)脫粒滾筒底部或其中一側的脫粒間隙，調(diào)節(jié)脫粒間隙的能力有限。因此本文在全面研判兩種脫粒間隙調(diào)節(jié)裝置優(yōu)缺點的基礎上，設計一種通過電缸帶動凹板篩繞鉸接點轉(zhuǎn)動的對稱可調(diào)式凹板篩，并以機具前進速度、滾筒轉(zhuǎn)速、脫粒段和分離段凹板篩脫粒間隙為影響因素，籽粒破碎率、未脫凈率和夾帶損失率為評價指標，進行四因素三水平響應面試驗，以期為中國南方地區(qū)大豆聯(lián)合收獲機脫粒分離裝置工作參數(shù)的調(diào)控以及自適應脫粒分離裝置的研發(fā)提供理論依據(jù)。

1 整機結構與工作原理

1.1 整機結構

大豆聯(lián)合收獲機脫粒分離裝置主要包括動力帶輪、前T型變速箱、差速脫粒滾筒、過渡帶輪、調(diào)節(jié)帶輪、調(diào)節(jié)帶輪軸、后T型變速箱、對稱可調(diào)式凹板篩、電缸、位移傳感器組成，整機結構和參數(shù)如圖1和表1所示。

圖1 大豆聯(lián)合收割機整機結構示意圖 Fig.1 Structural diagram of soybean combine harvester

表1 大豆聯(lián)合收獲機參數(shù)表 Table 1 Parameter table of soybean combine harvester

1.2 工作原理

聯(lián)合收獲機在作業(yè)過程中，能夠一次性完成切割、脫粒、清選等工序。工作時，大豆莖稈被割刀割斷后，在撥禾輪的作用下落入割臺，割臺攪龍將植株輸送至輸送器內(nèi)，輸送槽將植株輸送至脫粒室進行脫粒，在脫粒室內(nèi)，差速脫粒滾筒的前滾筒以較低的轉(zhuǎn)速對容易脫粒的大豆進行脫粒，后滾筒以較高的轉(zhuǎn)速對較難脫粒的大豆進行脫粒，被脫出的籽粒、碎莖稈等脫出物穿過對稱可調(diào)式凹板篩后，落入清選室進行清選，在振動篩和清選風機的作用下，莖稈、莢皮等雜質(zhì)被排出機具外部，干凈的籽粒則落入輸糧攪龍?zhí)帲惠斔椭良Z箱。

當需要調(diào)節(jié)脫粒間隙時，通過手機藍牙與控制電缸的單片機的藍牙模塊連接，再在手機上輸入所需的脫粒間隙數(shù)值，單片機接受到信號后，控制電缸伸長或收縮，電缸帶動與之相連的對稱可調(diào)式凹板篩的篩體繞鉸接軸轉(zhuǎn)動，實現(xiàn)對滾筒底部和兩側的脫粒間隙進行調(diào)節(jié)。

2 關鍵部件設計與選型

2.1 同軸差速脫粒滾筒結構與選型

差速脫粒滾筒結構如圖2所示。差速脫粒滾筒分為喂入攪龍、前脫粒滾筒、后脫粒滾筒三個部分。其中，喂入攪龍與前脫粒滾筒固定為一體，前滾筒的低速實心軸與后滾筒的高速空心軸之間安裝有軸承，使得前滾筒與后滾筒能夠以不同轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)動。工作時，前滾筒以低轉(zhuǎn)速對容易脫粒的豆莢進行脫粒，后滾筒以高轉(zhuǎn)速對較難脫粒的豆莢進行脫粒。

圖2 桿齒-紋桿齒組合式同軸差速脫粒滾筒 Fig.2 Combined coaxial differential threshing cylinder with rasp-nod teeth

1）脫粒齒選型

由于南方地區(qū)在大豆收獲期的氣溫高、空氣濕度大，導致大豆在收獲時具有草谷比和未成熟豆莢占比高的特性。在脫粒過程中，較高的草谷比不利于籽粒分離，會導致破碎率增大，未成熟的豆莢含水率高，脫粒時所需作用力更大，并且需要更高的轉(zhuǎn)速。因此，依據(jù)羅錫文主編的《農(nóng)業(yè)機械化生產(chǎn)學（下冊）》，選取前滾筒脫粒齒為紋桿齒，以提升滾筒的分離性能，降低破碎率。后滾筒脫粒齒采用桿齒，并通過更高的轉(zhuǎn)速增大對未成熟豆莢的作用力，以降低未脫凈率。

2）螺旋葉片升角的確定

喂入攪龍的螺旋葉片升角作為喂入攪龍的關鍵參數(shù)之一，對物料能否進行軸向輸送、避免滾筒堵塞有重要影響，為確保物料能順利輸送至脫粒室，對螺旋葉片上任意一點處的物料進行受力分析，如圖3所示，為使物料能順利輸送至脫粒室內(nèi)，螺旋葉片升角應滿足

圖3 物料受力分析 Fig.3 Material stress analysis

經(jīng)測量摩擦角為57.8°，聯(lián)立式（1）和（2）得螺旋葉片升角為32.2°。

3）喂入攪龍長度的確定

喂入攪龍的長度l為

式中S為螺旋導程，經(jīng)測量得螺旋導程為500 mm；為螺旋頭數(shù)，取2。

依據(jù)式（3）得螺旋攪龍的長度l為250 mm。

2.2 脫粒間隙對稱可調(diào)式凹板篩結構與選型

對稱可調(diào)式凹板篩結構如圖4所示。凹板篩上固定板與凹板篩篩體通過鉸接軸鉸接，上固定板安裝在機架上，篩體可繞鉸接軸轉(zhuǎn)動，篩體下方焊接有凹板篩支撐板和內(nèi)支撐軸，內(nèi)支撐軸上安裝有內(nèi)支撐軸套，軸套與電缸通過螺紋相連，并且電缸與位移傳感器固定在一起，電缸的推桿伸縮時通過連接環(huán)帶動位移傳感器的伸縮桿運動，電缸的另一端通過外支架和外支撐軸固定在機具外部，電缸推桿的軸線與凹板篩底部圓弧的圓心在同一直線上，電缸推桿的軸線與水平面的夾角為電缸安裝角度，在一側的凹板篩底部焊接有底部擋板，避免物料從底部的縫隙落入清選系統(tǒng)。

圖4 對稱可調(diào)式凹板篩結構圖 Fig.4 Structural drawing of symmetrical adjustable concave

在試驗時，通過手機連接單片機控制系統(tǒng)的藍牙模塊，在手機的藍牙調(diào)試軟件上輸入脫粒段和分離段的脫粒間隙數(shù)值后，單片機控制電缸伸長或收縮，電缸帶動凹板篩篩體繞鉸接軸轉(zhuǎn)動，改變脫粒滾筒底部與兩側的脫粒間隙。

1）電缸額定推力計算與選型

在脫粒過程中，谷物流會對凹板篩的底部和兩側產(chǎn)生沖擊，凹板篩的底部在受到?jīng)_擊的同時，也受到谷物流重力的影響，因此相較于兩側，凹板篩底部的受力最大。在確定電缸額定推力時，以凹板篩底部在豎直方向上受到的最大作用力進行分析，如圖5所示。

圖5 電缸受力分析 Fig. 5 Stress analysis of electric cylinder

電缸的額定推力為

依據(jù)聯(lián)合收獲機結構，選取安裝角為38°。依據(jù)式（4）計算電缸的額定推力為1 000 N。同時，為避免推桿在工作過程中，由于機具振動導致脫粒間隙發(fā)生變化，選取帶自鎖功能的電缸。

2）單片凹板篩面積確定

凹板篩面積和凹板篩弧長對脫粒裝置的脫粒分離能力有顯著影響，單片凹板篩的面積如式（5）所示。

式中為凹板篩面積，m；為凹板的寬度，0.71 m；為凹板篩的弧長，0.51 m。

依據(jù)式（5），確定單片凹板篩的面積為0.362 1 m。

2.3 脫粒間隙的調(diào)控原理

為分析不同的脫粒間隙調(diào)節(jié)方式得到的脫粒間隙橫截面積，以凹板篩底部圓弧的圓心為原點建立直角坐標系對安裝有凹板篩的部分進行分析，將脫粒滾筒底部圓弧與凹板篩圓弧繪制在同一坐標系內(nèi)，由于傳統(tǒng)的豎直調(diào)節(jié)式凹板篩和設計的對稱可調(diào)式凹板篩的結構均左右對稱，因此選取其中一側凹板篩進行分析，不同凹板篩調(diào)節(jié)脫粒間隙后的脫粒室橫截面形狀和脫粒分離裝置相關參數(shù)如圖6所示。

圖6 凹板篩調(diào)節(jié)原理示意圖 Fig.6 Schematic diagram of adjustment principle of concaves

通過解析幾何法，對不同凹板篩調(diào)節(jié)脫粒間隙后的圓弧曲線方程、曲線與軸和軸的交點、最低點坐標進行計算，并計算出不同凹板篩調(diào)節(jié)脫粒間隙后的脫粒間隙橫截面積。依據(jù)圖6中構建的坐標系和脫粒分離裝置的相關參數(shù)，得到脫粒滾筒的曲線方程為

對于兩種凹板篩，當凹板篩在初始位置時，凹板篩圓弧曲線的方程均為

此時，凹板篩圓弧與軸的交點為(,0)，并且凹板篩和脫粒滾筒的圖像沿軸對稱，因此脫粒間隙橫截面積可以表示為

豎直調(diào)節(jié)式凹板篩通過沿軸上下移動凹板篩對脫粒間隙進行調(diào)節(jié)，因此上下移動的位移大小即為脫粒間隙的改變量，增大脫粒間隙后凹板篩圓弧的坐標方程為

此時，凹板篩與軸的交點為(,0)，脫粒間隙橫截面積S為

減小脫粒間隙后，凹板篩圓弧的坐標方程為

對稱可調(diào)式凹板篩的篩體繞鉸接點(,0)轉(zhuǎn)動，由于脫粒間隙調(diào)節(jié)量遠小于滾筒直徑，因此假設調(diào)節(jié)前后凹板篩圓弧圓心的連線距離為脫粒間隙變化量，可得增大和減小脫粒間隙后圓心與鉸接點之間的連線與軸的夾角和′分別為

在初始位置時，凹板篩最低點為(0,?)，在調(diào)整脫粒間隙的過程中，凹板篩的最低點繞鉸接點轉(zhuǎn)動并且將底部擋板簡化為始終與軸平行的直線。增大脫粒間隙后凹板篩圓弧的坐標方程為

增大脫粒間隙后，凹板篩的最低點為，依據(jù)最低點縱坐標值和曲線方程得到對稱可調(diào)式凹板篩增大脫粒間隙后的橫截面積S為

減小脫粒間隙后，凹板篩圓弧的坐標方程為

對稱可調(diào)式凹板篩減小脫粒間隙后，依據(jù)最低點坐標和曲線坐標方程可得對稱可調(diào)式凹板篩減小脫粒間隙后的橫截面積S′為

為研究電缸推桿在調(diào)節(jié)過程中的變化量，選取其中一個電缸推桿進行分析，如圖7所示，電缸推桿在機架和凹板篩支撐板上的鉸接點分別為和，默認位置時、和原點在同一直線上，假設此時電缸推桿長度為，則可得兩個鉸接點的坐標為((+)cos, (+)sin)、(cos,sin)，并且在調(diào)節(jié)過程中，鉸接點(,0)不隨脫粒間隙的轉(zhuǎn)動而發(fā)生變化。

圖7 電缸推桿調(diào)節(jié)示意圖 Fig.7 Schematic diagram of electric cylinder push rod adjustment

依據(jù)電缸推桿與機架的鉸接點和脫粒間隙調(diào)整后電缸推桿與凹板篩支撐板的鉸接點的坐標，可計算得電缸推桿長度的改變量，并且假設電缸推桿的調(diào)節(jié)速度為，依據(jù)電缸推桿長度的改變量可計算得調(diào)節(jié)脫粒間隙時電缸電機所需通電時間。

當增大脫粒間隙時，電缸推桿長度的減小量Δ和電機通電時間為

當減小脫粒間隙時，電缸推桿長度的增大量Δ'和電機通電時間為

依據(jù)公式（6）～（19）和聯(lián)合收獲機脫粒分離裝置相關參數(shù)，對不同凹板篩調(diào)節(jié)脫粒間隙后的脫粒間隙橫截面積變化量進行計算，如表2和表3所示。

表2 聯(lián)合收獲機脫粒分離裝置相關參數(shù) Table 2 Relevant parameters of threshing and separation device of combine harvester

從表3可以看出，相較于現(xiàn)有豎直調(diào)節(jié)式凹板篩，對稱可調(diào)式凹板篩能夠有效提升脫粒間隙橫截面積的變化量，提升脫粒分離裝置工作質(zhì)量。

表3 對稱可調(diào)式凹板篩調(diào)節(jié)后結構參數(shù) Table 3 Structural parameters of symmetrical adjustable concave after adjustment

2.4 物料量變化分析

在收獲過程中，當喂入量發(fā)生變化時，需要通過調(diào)整脫粒間隙，改變谷物流密度，進而調(diào)節(jié)谷物流內(nèi)部的搓擦作用強度，避免搓擦作用強度與喂入量不匹配，導致破碎率或未脫凈率增大。但在脫粒過程中，物料內(nèi)部的搓擦作用大小和方向具有隨機性，因此本文通過研究脫粒間隙橫截面積變化量對谷物流密度的影響，進而對谷物流內(nèi)部搓擦作用的變化情況進行分析。

為研究脫粒間隙橫截面積與谷物流密度之間的關系，在脫粒過程中，假設谷物充滿脫粒室，谷物流的運動視為不可壓縮流體的運動，為避免谷物流密度沿滾筒軸線減小的特性對研究結果產(chǎn)生影響，在滾筒軸向選取長度為l的一段極小距離，對不同脫粒室橫截面積的谷物流密度進行計算。

式中為谷物流密度，kg/m；為滾筒軸向上長度l距離內(nèi)谷物流的質(zhì)量，m；為脫粒滾筒半徑，m。

在流動過程中，凹板篩會對谷物流的運動產(chǎn)生阻礙作用導致谷物流變形，在谷物流內(nèi)部則以內(nèi)摩擦的形式以抵抗變形，導致谷物之間會產(chǎn)生剪切應力，假設谷物內(nèi)部在不同截面上的壓強相等，依據(jù)牛頓內(nèi)摩擦定律公式，產(chǎn)生的剪切應力為

式中為剪切系數(shù)；為谷物之間的摩擦系數(shù)；為谷物流上任意一點沿滾向外圓切線方向和絕對速度，m/s；為谷物流上任意一點沿滾筒軸線方向的絕對速度，m/s。

為對比不同凹板篩的工作質(zhì)量，假設除脫粒間隙橫截面積之外的其他參數(shù)均相同，增大脫粒間隙后，豎直調(diào)節(jié)式凹板篩脫粒間隙橫截面積為，內(nèi)部剪切力大小為，對稱可調(diào)式凹板篩脫粒間隙橫截面積為，內(nèi)部剪切力大小為，減小脫后兩個凹板篩對應的脫粒間、隙橫、截面積分別為′和′，內(nèi)部剪切力大小分別為1′和2′。依據(jù)式（10）、（12）、（15）和（17）可得不同凹板篩增大或減小脫粒間隙后，對應的脫粒間隙橫截面積大小關系分別為

聯(lián)立式（21）和（22），可得當增大或減小脫粒間隙后不同凹板篩內(nèi)部對應的剪切力大小關系為

當喂入量較大時，需要增大脫粒間隙避免谷物層內(nèi)部搓擦擠壓作用增強導致籽粒破碎率上升，而當喂入量減小時，需要減小脫粒間隙增強谷物之間的搓擦與擠壓作用以降低未脫凈率損失。

3 田間試驗

3.1 試驗材料與方法

為了確定設計的脫粒分離裝置的最優(yōu)參數(shù)組合，并且對比設計的對稱可調(diào)式凹板篩與現(xiàn)有的豎直調(diào)節(jié)式凹板篩的工作質(zhì)量，于2020年11月12日—16日，在湖南省株洲市攸縣百分農(nóng)業(yè)公司大豆田內(nèi)進行了田間試驗，如圖8所示。試驗前，在排雜口和清選口處捆綁油布，收集夾帶損失籽粒、清選損失籽粒和未脫凈籽粒，用麻布袋在糧箱出口處收集每組試驗中糧箱內(nèi)的籽粒稱重后用采集袋采集每組破碎率的樣本。為降低外界因素的干擾，選取土地平整、植株長勢均勻的田地進行試驗。每組試驗的行程為70 m，每組試驗和取樣重復3次，計算出籽粒的破碎率、未脫凈率和夾帶損失率的平均值。

圖8 試驗現(xiàn)場 Fig.8 Test site

試驗用大豆品種為圣豆27，依據(jù)國家標準GB/T 5262-2008《農(nóng)業(yè)機械試驗條件測定方法的一般規(guī)定》，對大豆進行取樣和參數(shù)測量。用面積為1 m的取樣框在試驗田內(nèi)采用五點取樣法對自然炸莢損失的籽粒和大豆植株進行取樣，對樣品進行測量并計算相關參數(shù)，如表4所示。

表4 圣豆27田間生物學特性參數(shù)表 Table 4 Parameter table of field biological characteristics of Shengdou 27

依據(jù)NY/T 738-2020《大豆聯(lián)合收割機作業(yè)質(zhì)量》以破碎率（）、未脫凈率（）和夾帶損失率（）作為評價指標，對收得的籽粒進行取樣和計算。未脫凈率和夾帶損失率依據(jù)國家標準GB/T 5982-2017《脫粒機試驗方法》收集糧箱內(nèi)的籽粒以及從排草口和清選口排出的籽粒和未脫粒的豆莢并進行計算。

破碎率計算如式（24）所示。

式中為樣品質(zhì)量，g；為破碎樣品清除后的樣品質(zhì)量，g。

喂入收獲機的籽?？傎|(zhì)量計算如式（25）所示。

式中MG為喂入收獲機的籽?？傎|(zhì)量，kg；Ma為糧箱內(nèi)收得的籽粒質(zhì)量，kg；Mu為從排草口處收得的未脫粒的籽粒質(zhì)量，kg；Ms為從排草口處收得的已經(jīng)脫出豆莢的籽粒質(zhì)量，kg；Mu′為從清選口處收得的未脫粒的籽粒質(zhì)量，kg；Ml為從清選口處收得的已經(jīng)脫出豆莢的籽粒質(zhì)量，kg。

未脫凈率計算如式（26）所示。

夾帶損失率計算如式（27）所示。

3.2 試驗方案

為了確定適用于大豆收獲的脫粒分離裝置的最優(yōu)參數(shù)組合，以收獲機前進速度、滾筒轉(zhuǎn)速、脫粒段脫粒間隙、分離段脫粒間隙為影響因素進行優(yōu)化試驗，為驗證理論分析的結果，需要改變喂入量的大小，在田間試驗中，通過選取不同的前進速度對喂入量進行調(diào)節(jié)，并且依據(jù)田間實際工作情況，選取前進速度分別為3、4、5 km/h。前期研究結果顯示，前后滾筒轉(zhuǎn)速差為150 r/min時，紋桿齒-桿齒組合式差速脫粒滾筒的工作質(zhì)量最優(yōu)，依據(jù)中國農(nóng)業(yè)機械化科學研究院主編的《農(nóng)業(yè)機械設計手冊（下冊）》，紋桿齒和桿齒在脫粒大豆時的線速度范圍分別是10～14 m/s和12～15 m/s，但南方地區(qū)大豆由于具有草谷比和未成熟豆莢占比高的特性，因此依據(jù)實際情況，確定前滾筒/后滾筒轉(zhuǎn)速組合分別為400/550、450/600、500/650（r/min），在確定最優(yōu)參數(shù)等數(shù)據(jù)時，帶入前滾筒轉(zhuǎn)速進行計算，在確定所需前滾筒轉(zhuǎn)速后，后滾筒轉(zhuǎn)速在前滾筒轉(zhuǎn)速的基礎上，增大150 r/min。依據(jù)《農(nóng)業(yè)機械設計手冊（下冊）》和大豆聯(lián)合收獲機原有凹板篩的結構，確定脫粒段和分離段的脫粒間隙分別在15～25 mm范圍內(nèi)可調(diào)。由于南方地區(qū)大豆收獲期較短，為減少田間試驗時間，避免大豆特性發(fā)生變化影響試驗結果，依據(jù)試驗所選影響因素的個數(shù)，采用Box-Behnken中心組合試驗設計理論，進行四因素三水平響應面試驗，試驗因素水平表見表5。

表5 響應面試驗因素水平表 Table 5 Response surface test factor level table

4 結果與分析

依據(jù)田間試驗流程和評價指標計算方法進行田間試驗，響應面試驗表及試驗結果如表6所示。

表6 脫粒分離裝置響應面試驗數(shù)據(jù)統(tǒng)計表 Table 6 Statistical table of response surface test data of threshing and separation device

4.1 破碎率分析與檢驗

通過Design-Expert 12.0對破碎率進行方差分析，結果如表7所示。

表7 破碎率方差分析 Table 7 Analysis of variance of the rate of breakage grains

破碎率的回歸方程如下：

由表7可以看出，破碎率模型的值小于0.01，破碎率回歸模型極顯著，模型決定系數(shù)=0.874 6，表明得到的回歸模型能夠反映出87.46%的響應值變化，失擬項不顯著，說明試驗誤差小并且得到的回歸方程的擬合效果較好。在破碎率回歸模型中，項、項和項的值小于0.01，表明在置信區(qū)間99%范圍內(nèi)，對回歸模型的影響極其顯著，項的值小于0.05，表明在置信區(qū)間95%范圍內(nèi)，對回歸模型的影響顯著。項和其他項的值均大于0.05，表明對回歸模型的影響不顯著。

貢獻率用于評價不同影響因素對回歸模型的影響程度，貢獻率的值越大，對應的影響因素對回歸方程的影響越大。各影響因素對破碎率的貢獻率，如表8所示。影響因素對破碎率的貢獻率的大小排序為：滾筒轉(zhuǎn)速、脫粒段脫粒間隙、分離段脫粒間隙、前進速度。

表8 各影響因素對破碎率的貢獻率 Table 8 Contribution rate of each influencing factor to rate of breakage grains

根據(jù)表7，滾筒轉(zhuǎn)速、脫粒段脫粒間隙和分離段脫粒間隙為顯著項，對顯著項與破碎率的響應效應進行分析。

從圖9，可以知道破碎率隨著滾筒轉(zhuǎn)速的增大而增大，說明隨著脫粒滾筒轉(zhuǎn)速的增加，大豆在脫粒室內(nèi)與脫粒齒接觸時受到的作用力也越大，導致籽粒的破碎率也逐漸增大。破碎率隨著脫粒段脫粒間隙的增加，先減小后增大，因為紋桿齒頂部與谷物層的接觸面大，對谷物層具有較強的壓實作用，當脫粒段脫粒間隙在低水平處，凹板篩和脫粒滾筒對作物層的壓實作用強，在谷物層遠離凹板篩一側的籽粒難以穿過谷物層，增加了籽粒和脫粒齒的碰撞次數(shù)，導致破碎率高。隨著脫粒間隙的增加，對谷物層的壓實作用減弱，籽粒容易穿過谷物層被分離，破碎率下降。隨著脫粒間隙的進一步增大，谷物層的厚度增加，籽粒穿過谷物層所需速度增大，導致得籽粒與脫粒齒的接觸次數(shù)增加，導致破碎率上升。破碎率隨著分離段脫粒間隙的增加而增大，因為后脫粒段主要對未成熟的豆莢進行脫粒，未成熟的豆莢占比小，隨著脫粒間隙的增加，壓實作用降低，豆莢移動范圍大，與桿齒接觸概率上升，更容易與脫粒齒接觸，但未成熟籽粒含水率高，能承受的沖擊力小于成熟的籽粒，并且在后段的物料總數(shù)少，已經(jīng)脫出的籽粒自由移動的范圍更大，與脫粒齒接觸的概率更大，導致破碎率增大。

圖9 各顯著項對破碎率的響應曲面分析 Fig.9 Response surface analysis of each significant item to the rate of breakage grains

4.2 未脫凈率分析與檢驗

通過Design-Expert 12.0對未脫凈率進行方差分析，結果如表9所示。

表9 未脫凈率方差分析 Table 9 Analysis of variance of the rate of unthreshed grains

未脫凈率的回歸方程為

由表9可以看出，未脫凈損失率模型的值小于0.01，未脫凈率回歸模型極顯著，模型決定系數(shù)=0.817 9，表明得到的回歸模型能夠反映出81.79%的響應值變化，失擬項不顯著，說明試驗誤差小并且得到的回歸方程的擬合效果較好。在未脫凈率回歸模型中，項、項、項和項的值小于0.01，表明在置信區(qū)間99%范圍內(nèi)，對回歸模型的影響極其顯著。項和其他項的值均大于0.05，表明對回歸模型的影響不顯著。

各影響因素對未脫凈率的貢獻率，如表10所示。各影響因素對未脫凈率的貢獻率大小排序為：分離段脫粒間隙、前進速度、滾筒轉(zhuǎn)速、脫粒段脫粒間隙。

表10 各因素對未脫凈率的貢獻率表 Table 10 Contribution rate of each factor to the rate of unthreshed grains

根據(jù)表9，前進速度、滾筒轉(zhuǎn)速和分離段脫粒間隙為顯著項，對顯著項與未脫凈率的響應效應進行分析。

從圖10，可以知道未脫凈率隨著前進速度的增大而增大，這說明當滾筒轉(zhuǎn)速固定時，喂入量隨著前進速度的增大而增大，導致脫粒室內(nèi)的谷物層密度、豆莢和莖稈數(shù)量也增大，豆莢在谷物層中移動困難，與脫粒齒或凹板篩接觸的次數(shù)和概率降低，增大了未脫凈率。未脫凈率隨著滾筒轉(zhuǎn)速的增大而增大，隨著滾筒轉(zhuǎn)速的增大，作用在豆莢上的力越大，籽粒更容易從豆莢中脫出，從而降低了未脫凈率。未脫凈率隨著分離段脫粒間隙的增大而增大，大部分籽粒在滾筒長度的前2/3段被脫粒，未成熟或難以脫粒的籽粒在后1/3段被脫粒時，該段的物料總量低，非谷物物料占比多，脫粒間隙增大會導致脫粒齒與未脫粒豆莢的接觸概率降低，使得未脫凈率增大。

圖10 各顯著項對未脫凈率的響應曲面圖分析 Fig.10 Response surface analysis chart of significant items to the rate of unthreshed grains

4.3 夾帶損失率分析與檢驗

通過Design-Expert 12.0對夾帶損失率進行方差分析，結果如表11所示。

表11 夾帶損失率方差分析 Table 11 Analysis of variance of the rate of the separation loss

夾帶損失率的回歸方程為

由表11可以看出，夾帶損失率模型的值小于0.01，夾帶損失率回歸模型極顯著，模型決定系數(shù)=0.819 1，表明得到的回歸模型能夠反映出81.91%的響應值變化，失擬項不顯著，說明試驗誤差小并且得到的回歸方程的擬合效果較好。在夾帶損失率回歸模型中，項、項和項的值小于0.01，表明在置信區(qū)間99%范圍內(nèi)，對回歸模型的影響極其顯著。項和其他項的值均大于0.05，表明對回歸模型的影響不顯著。

各影響因素對夾帶損失率的貢獻率，如表12所示。各影響因素對夾帶損失率的貢獻率大小排序為：滾筒轉(zhuǎn)速、前進速度、脫粒段脫粒間隙、分離段脫粒間隙。

表12 各因素對夾帶損失率的貢獻率 Table 12 Contribution rate of each factor to the rate of separation loss

根據(jù)表11，前進速度、滾筒轉(zhuǎn)速和脫粒段脫粒間隙為顯著項，對顯著項與夾帶損失率的響應效應進行分析。

從圖11，可以知道夾帶損失率隨著前進速度的增大，先減小，后增大，因為當前進速度處于較低的水平時，谷物層較薄，已經(jīng)脫出的籽粒與凹板篩之間產(chǎn)生的碰撞類型為“谷物-金屬”型，導致部分籽粒反彈回脫粒室，增大了籽粒在脫粒室內(nèi)的時間導致夾帶損失率較高，隨著前進速度的增大，碰撞類型變成了“谷物-谷物”型，反彈回脫粒室的籽粒數(shù)量減小，夾帶損失率減小，隨著前進速度的進一步增大，谷物層的密度也增大，已經(jīng)脫出的籽粒穿過谷物層的難度增加，更多的籽粒隨莖稈從排草口排出，導致夾帶損失增大。夾帶損失率隨著滾筒轉(zhuǎn)速的增大而減小，因為隨著滾筒轉(zhuǎn)速的增大，脫出的籽粒有較高的速度穿過物料層被凹板篩分離，使得夾帶損失減小。夾帶損失率隨著脫粒段脫粒間隙的增大而增大，因為脫粒間隙決定了谷物層厚度，間隙較小時谷物層較薄，籽粒更容易分離出去，隨著脫粒段脫粒間隙的增大，谷物層厚度也增大，使得籽粒穿過谷物層的難度增加，導致夾帶損失率增大。

圖11 各顯著項對夾帶損失率的響應曲面分析 Fig.11 Response surface analysis of significant items to the rate of separation loss

4.4 脫粒分離裝置參數(shù)優(yōu)化與對比試驗

當破碎率、未脫凈率和夾帶損失率均最低，大豆聯(lián)合收獲機脫粒分離裝置的工作質(zhì)量最優(yōu)。由于破碎率是大豆聯(lián)合收獲機的三大收獲性能指標之一，未脫凈率和夾帶損失率為整機損失率4個分量指標中的兩個指標，擬定未脫凈損失和夾帶損失為同一比重，破碎率比重高于兩者，約束條件為

滿足約束條件的最優(yōu)參數(shù)組合為：前進速度3.314 km/h、前滾筒、后滾筒轉(zhuǎn)速為500、650 r/min、脫粒段脫粒間隙為18.74 mm，分離段脫粒間隙為15 mm。預測的評價指標為：破碎率為2.85%，未脫凈率為0.625%，夾帶損失率為0.148%。

為驗證對稱可調(diào)式凹板篩最優(yōu)參數(shù)組合的預測結果，同時分析優(yōu)化設計后的對稱可調(diào)式凹板篩的工作性能，進行了評價指標預測值驗證試驗和兩種類型的凹板篩的工作質(zhì)量對比試驗。由于脫粒分離裝置工作參數(shù)設定精確到小數(shù)點后兩位難以實現(xiàn)，因此在驗證試驗中，兩種類型的凹板篩的參數(shù)組合調(diào)整為：前進速度為3.3 km/h、前滾筒轉(zhuǎn)速為500 r/min、后滾筒轉(zhuǎn)速為650 r/min、脫粒段脫粒間隙為19 mm，分離段脫粒間隙為15 mm，大豆品種為圣豆27，驗證試驗和對比試驗的步驟以及評價指標的計算方式與文中田間試驗相同。每種類型的凹板篩依據(jù)參數(shù)組合進行3次試驗，結果如表13所示。

表13 驗證試驗結果 Table 13 Result of verification test

由表13發(fā)現(xiàn)，對稱可調(diào)式凹板篩的3個評價指標的試驗值和預測值之間的相對誤差較小。聯(lián)合收獲機采用對稱可調(diào)式凹板篩收獲大豆時的破碎率、未脫凈損失率和夾帶損失率比采用豎直調(diào)節(jié)式凹板篩的降低了0.46%、0.71%、0.55%，試驗結果很好地證明了對稱可調(diào)式凹板篩對聯(lián)合收獲機的工作質(zhì)量有較大的提升。

5 結 論

1）為了解決中國南方地區(qū)大豆聯(lián)合收獲機脫粒分離裝置脫粒間隙調(diào)節(jié)能力有限的問題，本文設計了一種對稱可調(diào)式凹板，能夠調(diào)節(jié)脫粒滾筒底部和兩側的脫粒間隙，使凹板篩具有更好的調(diào)節(jié)性能。

2）通過解析幾何法，對對稱可調(diào)式凹板篩和傳統(tǒng)的豎直調(diào)節(jié)式凹板篩的脫粒間隙橫截面積變化量進行了計算，得到了脫粒間隙橫截面積變化量的計算公式并發(fā)現(xiàn)相較于傳統(tǒng)的豎直調(diào)節(jié)式凹板篩，對稱可調(diào)式凹板篩的脫粒間隙橫截面積變化量更大，能夠有效提高大豆聯(lián)合收獲機工作質(zhì)量。

3）通過正交試驗建立了南方地區(qū)大豆聯(lián)合收獲機脫粒分離裝置參數(shù)組合的優(yōu)化模型，確定了脫粒分離裝置的最優(yōu)工作參數(shù)組合為：前進速度為3.3 km/h，前滾筒、后滾筒轉(zhuǎn)速為500、650 r/min，脫粒段脫粒間隙為19 mm，分離段脫粒間隙為15 mm，并以最優(yōu)參數(shù)組合對對稱可調(diào)式凹板篩和豎直調(diào)節(jié)式凹板篩的工作質(zhì)量進行了對比，試驗結果顯示，采用對稱可調(diào)式凹板篩進行收獲時的籽粒破碎率為2.69%，未脫凈率為0.57%，夾帶損失率為0.13%，相較于豎直調(diào)節(jié)式凹板篩，破碎率、未脫凈率和夾帶損失率分別降低了0.46%、0.71%、0.55%，對稱可調(diào)式凹板篩的工作質(zhì)量明顯優(yōu)于豎直調(diào)節(jié)式凹板篩，并且試驗結果各項指標均符合相關標準，能夠有效滿足中國南方地區(qū)大豆機械化收獲需求。