伸縮桿齒與紋桿混合式脫粒裝置設(shè)計(jì)與試驗(yàn)

王顯，程飛，裴二鵬，楊旭輝，王嘉偉，鄭德聰

（山西農(nóng)業(yè)大學(xué) 農(nóng)業(yè)工程學(xué)院，山西 太谷030801）

雜糧作物產(chǎn)量可觀，是提高多丘陵地區(qū)農(nóng)民經(jīng)濟(jì)收入的重要途經(jīng)［1］。長期以來，雜糧生產(chǎn)機(jī)械化水平低，專用收獲機(jī)械幾近空白［2］，仍滯留在依靠人工勞作階段，尤其是雜糧作物脫粒裝置，大多采用傳統(tǒng)的脫粒裝置，存在脫粒元件線速度過高導(dǎo)致籽粒損傷嚴(yán)重、商品性差等問題，降低經(jīng)濟(jì)效益，制約雜糧種植生產(chǎn)的推廣［3-4］。

張一峰等［5］研發(fā)的小型雜糧脫粒機(jī)采用紋桿螺旋排列十板齒方式，配合凹板間隙調(diào)節(jié)裝置，解決了胡麻脫粒問題，但脫粒所需轉(zhuǎn)速較高；邵志峰等［6］研發(fā)的玉米脫粒機(jī)，采用紋桿與釘齒結(jié)合的方式脫粒，降低了未脫凈率，但存在破碎率高的問題；魏麗娟等［7］設(shè)計(jì)了一種小區(qū)育種脫粒機(jī)，采用釘齒與短紋桿-板齒組合形式脫粒滾筒，脫粒效果良好，也存在脫粒轉(zhuǎn)速高問題。班春華等［8］研究的釘齒滾筒式脫粒裝置，采用釘齒滾筒與釘齒凹板組合方式，具有結(jié)構(gòu)簡單、體積小、運(yùn)輸方便的特點(diǎn)，也有破碎率偏高問題。張東明等［9］設(shè)計(jì)的谷子軸流脫粒裝置，滾筒頭尾用螺旋葉片輸送，中部采用桿齒的脫粒方式，輸送效果較好，但損失率較高。目前針對雜糧特性的脫粒機(jī)少之又少［10-15］，本研究從雜糧脫粒易破裂、脫粒困難、脫粒損失大的問題入手，設(shè)計(jì)了5TG-1.0 型伸縮桿齒與紋桿混合式脫粒裝置。

1 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

1.1 結(jié)構(gòu)組成及工作原理

5TG-1.0 型伸縮桿齒與紋桿混合式脫粒裝置的整體結(jié)構(gòu)如圖1所示，主要由脫粒滾筒1、排雜口2、喂料斗3、彈性凹板4、分離篩5、電機(jī)6、傳動系統(tǒng)7 和機(jī)架8 等組成。工作時(shí)，相對于彈性凹板4偏心布置的脫粒滾筒1 在電機(jī)6 及傳動系統(tǒng)7 的驅(qū)動下轉(zhuǎn)動，待脫物料通過喂料斗3 進(jìn)入脫粒裝置，脫粒滾筒1 與彈性凹板4 對物料進(jìn)行擠壓、搓擦、放松、打擊循環(huán)作用，使籽粒與作物莖稈分離。分離出的籽粒及雜余通過彈性凹板4 的柵格孔落入位于脫粒裝置下方的分離篩5 內(nèi)，長莖稈通過脫粒滾筒1 的螺旋輸送作用逐步由喂料斗3 向排雜口2移動，并經(jīng)由此口排出機(jī)外，完成脫粒過程。相對于傳統(tǒng)脫粒機(jī)，具有伸縮桿齒與紋桿混合式脫粒滾筒的脫粒機(jī)，大大降低了脫粒所需轉(zhuǎn)速，同時(shí)加快了脫粒物料中秸稈與已脫粒籽粒的分離。伸縮桿齒與紋桿混合式脫粒裝置的主要技術(shù)參數(shù)見表1。

表1 伸縮桿與齒紋桿混合式脫粒裝置主要技術(shù)參數(shù)表Table 1 Table of main technical parameters of telescopic rod and rasp bar mixed threshing device

圖1 伸縮桿齒與紋桿混合式脫粒裝置結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 A Structure diagram of telescopic rod tooth and rasp bar mixed threshing device

1.2 脫粒滾筒設(shè)計(jì)

1.2.1 結(jié)構(gòu)組成

伸縮桿齒與紋桿混合式脫粒滾筒結(jié)構(gòu)如圖2所示，主要由前支撐軸1、閉式滾筒2、紋桿3、伸縮桿齒機(jī)構(gòu)4、后支撐軸5 和動力輸入帶輪6 等組成；閉式滾筒斷面呈六角形形狀，外緣焊接厚度為3 mm 的鋼板組成封閉式結(jié)構(gòu)，結(jié)構(gòu)尺寸為Ф398 mm×1031 mm，其上均勻布置了6 根左旋D 型紋桿，每個(gè)斷面均勻分布了3 組伸縮桿齒，桿齒沿軸線方向均勻布置，間隔距離為163.5 mm，桿齒回轉(zhuǎn)中心與滾筒回轉(zhuǎn)中心距為50 mm，桿齒末端回轉(zhuǎn)半徑為235 mm 時(shí)，桿齒的最大伸出量為87 mm。紋桿、桿齒混合安裝，可以增強(qiáng)脫粒效果，降低滾筒工作轉(zhuǎn)速，滿足雜糧低損脫粒要求。封閉滾筒2 在動力輸入帶輪6 的帶動下以前支撐軸1 和后支撐軸5為中心做旋轉(zhuǎn)運(yùn)動，驅(qū)動伸縮桿齒4 做繞偏心軸轉(zhuǎn)動，同時(shí)相對于閉式滾筒2 做伸縮運(yùn)動，當(dāng)桿齒縮回到閉式滾筒2 內(nèi)時(shí)，紋桿與凹板間隙最小，可實(shí)現(xiàn)對被脫物料的擠壓和搓擦作用，隨著閉式滾筒2 的轉(zhuǎn)動，凹板與滾筒的間隙增大，桿齒逐步由閉式滾筒內(nèi)伸出，帶動物料撥出進(jìn)行松散；之后隨著閉式滾筒2 的轉(zhuǎn)過最高點(diǎn)，凹板與滾筒間的間隙變小，桿齒開始縮回，帶動物料撥入進(jìn)行脫粒；伸縮桿齒處于高處具有抖散物料作用，使夾在莖稈中已脫粒籽粒能夠在高處分離，避免再次脫粒；處于低處能夠縮回，由紋桿進(jìn)行脫粒；桿齒彌補(bǔ)紋桿的疏松物料性能的不足，能夠提高脫凈率，降低破碎率。伸縮桿齒與紋桿混合式脫粒滾筒實(shí)物圖如圖3所示。

圖2 伸縮桿齒與紋桿混合式脫粒滾筒結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Structure diagram of telescopic rod tooth and rasp bar mixed threshing drum

圖3 伸縮桿齒與紋桿混合式脫粒滾筒實(shí)物圖Fig.3 A physical picture of telescopic rod tooth and rasp bar mixed threshing drum

1.3 彈性凹板設(shè)計(jì)

1.3.1 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

彈性凹板結(jié)構(gòu)如圖4所示，主要由調(diào)節(jié)螺母1、調(diào)節(jié)螺柱2、支撐彈簧3，凹板4 和機(jī)架5 等組成；其中調(diào)節(jié)螺母1、調(diào)節(jié)螺柱2 和支撐彈簧3 組成脫粒間隙調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)，凹板4 通過調(diào)節(jié)螺柱2 在支撐彈簧3 的作用下放置在機(jī)架5 上，通過調(diào)節(jié)調(diào)節(jié)螺母1可以實(shí)現(xiàn)凹板的升降從而調(diào)節(jié)凹板與脫粒滾筒間的距離。凹板采用3 mm 厚的鋼板穿插3 mm 的鋼絲編織成11 mm×11 mm 間隙的網(wǎng)格，彈性凹板展開圖如圖5所示。

圖4 彈性凹板結(jié)構(gòu)示意圖Fig.4 Schematic diagram of elastic concave plate structure

圖5 彈性凹板展開圖Fig.5 Expansion drawing of elastic concave plate

1.3.2 脫粒間隙調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)

為解決脫粒裝置喂入不均、過多等引起的堵塞問題，設(shè)計(jì)了脫粒間隙調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)，脫粒間隙調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)受力示意圖如圖6所示。彈性凹板四端支撐彈簧所受外力主要來自閉式滾筒的紋桿揉搓物料時(shí)，物料對凹板的壓力和凹板自身重力。工作時(shí)動力輸入閉式滾筒轉(zhuǎn)動產(chǎn)生扭力，紋桿安裝在閉式滾筒上產(chǎn)生主動力FZ，脫粒裝置在脫粒間隙最小處b 點(diǎn)堵塞時(shí)，紋桿主動力FZ同物料與紋桿間摩擦力大小相同方向相反，同時(shí)物料與凹板相互作用，物料對凹板產(chǎn)摩擦生力Fm和壓力Fp，其中Fm同紋桿主動力FZ相同，由于凹板鑲嵌于機(jī)架中，且可上下活動，堵塞時(shí)凹板受力向左側(cè)貼靠，故a 點(diǎn)受彈簧支撐力Fay和機(jī)架對凹板側(cè)邊的反壓力Fax，c 點(diǎn)則受彈簧支撐力Fcy。

圖6 脫粒間隙調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)受力示意圖Fig.6 Schematic diagram of force of threshing clearance regulating mechanism

脫粒裝置堵塞時(shí)紋桿臨界作用力Fz見式（1）

式中：P-電機(jī)分配至滾筒傳動路線功率，P=3.85 kw；n-閉式滾筒轉(zhuǎn)速，nmax=550 r·min-1；i-傳動比，i=2.55；η-機(jī)械傳動總效率，η=0.58；R-閉式滾筒半徑，R=0.199 m；計(jì)算結(jié)果為Fz=494.2 N。

脫粒裝置堵塞時(shí)凹板臨界壓力Fp見式（2）

式中：Fm-凹板所受摩擦力，F(xiàn)m=Fz；μ-燕麥桿對凹板靜摩擦系數(shù)，μ=0.7。計(jì)算結(jié)果為：FP=573.19N。

堵塞時(shí)凹板受力Fay、Fby、Fax見式（3）

臨近堵塞時(shí)處于靜態(tài)平衡有：

計(jì)算得Fax=494.2N、Fay=132.81N、Fcy=573.19N。

C 處單個(gè)支撐彈簧受最大臨界工作載荷F 見式（4）

式中：Fy-脫粒裝置堵塞時(shí)凹板臨界壓力為確保工作不堵塞，要求Fy=0.8Fcy支撐彈簧開始動作，F(xiàn)y=Fcy時(shí)彈簧壓縮量為10 mm，G-凹板自身重力（N），G=400 N。計(jì)算結(jié)果為：Fmin=329.3 N，F(xiàn)max=386.6 N。考慮凹板自身重量和脫粒間隙要求，要求當(dāng)Fmin=329.3 N 時(shí)支撐彈簧變形量為l1=9 mm，當(dāng)Fmax=386.6 N為l2=19 mm，選取支撐彈簧中徑尺寸D為28 mm，端面直徑d為3.8 mm，進(jìn)行設(shè)計(jì)。

調(diào)節(jié)彈簧旋繞比C見公式（5）

式中：D-彈簧中徑，D=28 mm；d-材料截面直徑，d=3.8 mm；求得調(diào)節(jié)彈簧旋繞比C=7.36。

調(diào)節(jié)彈簧曲度系數(shù)K 見公式（6）

式中：C=10；經(jīng)計(jì)算支撐彈簧曲度系數(shù)K=1.2。

彈簧截面直徑d 應(yīng)滿足式（7）

式中：d-材料截面直徑，d=3.8 mm；Fmax=386.6 N；[τ]-彈簧許用切應(yīng)力，[τ]=700 MPa 計(jì)算結(jié)果為d ＞3.53 mm，d=3.8 mm 滿足設(shè)計(jì)要求。

彈簧剛度kf見式（8）

式中：l1、l2-撐彈簧變形量，l1=9 mm；l2=19 mm；計(jì)算結(jié)果為kf=5.73 N·mm-1。

調(diào)節(jié)彈簧工作圈數(shù)n 見式（9）。

式中：G-切變模量，G=82 000 MPa；d=3.8 mm；D=28 mm，kf=5.73 N·mm-1，計(jì)算結(jié)果為n=17，取支撐彈簧工作圈數(shù)n為17。

支撐彈簧的參數(shù)見表2所示。

表2 支撐彈簧參數(shù)表Table 2 The Parameter table of support spring

查閱機(jī)械設(shè)計(jì)手冊可知，材料為SH 碳素彈簧鋼絲Ⅱ類彈簧可用滿足的設(shè)計(jì)要［16-17］。

2 伸縮桿齒機(jī)構(gòu)運(yùn)動學(xué)分析

2.1 數(shù)學(xué)模型

桿齒伸縮機(jī)構(gòu)原理如圖7所示。A 點(diǎn)為閉式滾筒回轉(zhuǎn)中心，C 點(diǎn)為桿齒回轉(zhuǎn)中心，AB為紋桿滾筒，AC為機(jī)架，CB為伸縮桿齒。3者與滑塊構(gòu)成擺動導(dǎo)桿機(jī)構(gòu)，滾筒AB為主動件，順時(shí)針方向旋轉(zhuǎn)，伸縮桿齒CB 通過滑塊帶動轉(zhuǎn)繞C 點(diǎn)旋轉(zhuǎn)。

圖7 伸縮桿齒機(jī)構(gòu)原理示意圖Fig.7 Schematic diagram of telescopic rod tooth mechanism principle

根據(jù)機(jī)構(gòu)原理畫出矢量圖，如圖8所示以滾筒的回轉(zhuǎn)中心A為原點(diǎn)，回轉(zhuǎn)中心A 指向偏心軸C方 向?yàn)閥 方 向，建 立 右 手 直 角 坐 標(biāo) 系。

圖8 伸縮桿齒機(jī)構(gòu)矢量示意圖Fig.8 Vector diagram of telescopic rod tooth mechanism

機(jī)構(gòu)閉環(huán)矢量方程見式（10）

標(biāo)量方程為見式（11）

矩陣形式位移方程見式（12）

對式（11）求導(dǎo)可得速度方程，見式（13）

對式（13）求導(dǎo)可得加速度方程，見式（14）

2.2 simulink 仿真

根據(jù)機(jī)構(gòu)運(yùn)動學(xué)分析的數(shù)字模型編程，用Simulink 建立伸縮桿齒的角速度、角加速度仿真模型［18-22］（圖9）。

圖9 伸縮桿齒的角速度、角加速度Simulink 模型Fig.9 Simulink model of angular velocity and angular acceleration of telescopic rod teeth

仿真結(jié)果見圖10、圖11。

由圖10可知，伸縮桿齒的角速度在38.5～15.5 rad·s-1周期性變化。

圖10 伸縮桿齒機(jī)構(gòu)的角速度曲線圖Fig.10 Curve of angular velocity of telescopic rod tooth mechanism

由圖11可知，周期性變化，伸縮桿齒的角速度為0 rad·s-1時(shí)，角加速度不為0，伸縮桿齒運(yùn)動不存在死點(diǎn)。桿齒運(yùn)動到滾筒最底端時(shí)桿齒角瞬時(shí)角速度為15.5 rad·s-1，桿齒的瞬時(shí)轉(zhuǎn)速為148 r·min-1，桿齒到滾筒頂端時(shí)，桿齒角速度為38.5 rad·s-1，桿齒的瞬時(shí)轉(zhuǎn)速為367.8 r·min-1，桿齒從低端低轉(zhuǎn)速向頂端高轉(zhuǎn)速增加時(shí)，給予物料一個(gè)加速度，物料處于擠壓狀態(tài)，在頂端將物料拋出使其松散，當(dāng)桿齒從頂端高轉(zhuǎn)速向低端低轉(zhuǎn)速減小時(shí)，物料由于慣性，維持原有較高瞬時(shí)速度，從而處于松散狀態(tài)，如此反復(fù)擠壓、松散，從而達(dá)到低轉(zhuǎn)速、低損失、低破碎脫粒效果。

圖11 伸縮桿齒機(jī)構(gòu)的角加速度曲線圖Fig.11 Angular acceleration curve of telescopic rod tooth mechanism

表3 初始參數(shù)表Table 3 Initial parameter table

3 性能試驗(yàn)

3.1 試驗(yàn)方法

3.1.1 設(shè)備儀器

試驗(yàn)使用5TG-1.0 型伸縮桿齒與紋桿混合式脫粒機(jī)對北燕1號燕麥進(jìn)行脫粒試驗(yàn)，使用儀器有轉(zhuǎn)速表DT2235B+、電子秤、高精度電子天平Y(jié)P20002 等；5TG-1.0 型伸縮桿齒與紋桿混合式脫粒裝置實(shí)體圖如圖12所示。

圖12 伸縮桿齒與紋桿混合式脫粒裝置實(shí)體圖Fig.12 Physical picture of telescopic rod tooth and rasp bar hybrid threshing devic

3.1.2 性能參數(shù)測試方法

查閱脫粒機(jī)資料，影響脫粒效果的因素較多，對同一批物料脫粒，忽略人工喂入不確定因素，影響脫粒效果的主要因素為脫粒滾筒轉(zhuǎn)速和脫粒間隙，以脫粒滾筒轉(zhuǎn)速和脫粒間隙作為試驗(yàn)因素。參照GB/T 5982-2005 脫粒機(jī)試驗(yàn)方法，選取脫粒滾筒轉(zhuǎn)速范圍為350～450 r·min-1，脫粒間隙調(diào)節(jié)范圍為9～14 mm，間隙調(diào)整通過調(diào)節(jié)微調(diào)螺母來改變，脫粒間隙使用游標(biāo)卡尺測定最小間隙處紋桿與彈性凹板間距離，滾筒轉(zhuǎn)速調(diào)整通過無極變速器進(jìn)行改變，用接觸式轉(zhuǎn)速表DT2235B+進(jìn)行測量；使用量程為30 kg 的電子天平稱，連續(xù)稱量2 kg 燕麥物料若干，同一人均勻喂料，用帆布接取出料口處隨秸稈脫出籽粒和未脫籽粒作為脫粒損失籽粒如圖13A所示，接取分離篩兩出口籽粒分別為脫凈籽粒、未脫凈籽粒如圖13B所示，脫凈籽粒從籽?？诮尤∪鐖D13C所示，未脫凈籽粒從復(fù)脫口分離出如圖13D所示，將上述籽粒使用高精度電子天平稱量并記錄數(shù)據(jù)。以籽粒脫凈率、損失率、破碎率作為試驗(yàn)指標(biāo)，計(jì)算方法見式（15）、（16）、（17）。

圖13 試驗(yàn)處理圖Fig.13 Experimental treatment diagram

式中：Mc-脫粒損失率；M1-脫出物中籽粒重量，單位g；M2-脫凈籽粒重量，單位g；M3-未脫凈籽粒重量，單位g；

式中：Mg-未脫凈率M1-脫出物中籽粒重量，單位g；M2-脫凈籽粒重量，單位g；M3-未脫凈籽粒重量，單位g。

總籽粒中破碎籽粒重量占籽?？傊亓康陌俜直葹槠扑槁?；將脫凈的籽?；旌暇鶆蛉? 組每組重量為25 g 挑選破碎籽粒，按公式（17）計(jì)算。

式中：Ml-破碎率N1-破碎籽粒重量，單位g。

3.2 單因素試驗(yàn)

3.2.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

2021年8 月3日在山西農(nóng)業(yè)大學(xué)農(nóng)業(yè)機(jī)械實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行了臺架試驗(yàn)，試驗(yàn)用晾曬3 d 成捆堆放的燕麥，對燕麥隨機(jī)取樣進(jìn)行物理參數(shù)測定，其秸稈含水率為8.88%，籽粒含水率為10.71%。試驗(yàn)時(shí)天氣晴，微風(fēng)，地面平整，機(jī)器擺放坡度＜3°固定脫粒間隙為10 mm，按照滾筒轉(zhuǎn)速單因素試驗(yàn)設(shè)計(jì)方案依次改變滾筒轉(zhuǎn)速進(jìn)行試驗(yàn)。滾筒轉(zhuǎn)速單因素試驗(yàn)設(shè)計(jì)方案及結(jié)果如表4所示。通過對滾筒轉(zhuǎn)速單因素試驗(yàn)的分析，選取脫粒效果最優(yōu)轉(zhuǎn)速進(jìn)行脫粒間隙單因素試驗(yàn)。固定脫粒滾筒轉(zhuǎn)速為350 r·min-1，脫粒間隙的調(diào)整通過彈性凹板四端微調(diào)螺母來改變；脫粒間隙單因素試驗(yàn)設(shè)計(jì)方案及結(jié)果如表5所示。

表4 滾筒轉(zhuǎn)速單因素試驗(yàn)設(shè)計(jì)方案及結(jié)果Table 4 Table of design scheme and result of single factor test of drum speed

表5 脫粒間隙單因素試驗(yàn)設(shè)計(jì)方案及結(jié)果Table 5 Table of design scheme and results of single factor test of threshing clearance

3.2.2 試驗(yàn)結(jié)果

滾筒轉(zhuǎn)速對各參數(shù)的影響如圖14所示，滾筒轉(zhuǎn)速在250～350 r·min-1范圍內(nèi)，隨轉(zhuǎn)速上升脫粒損失率、破碎率隨之減小，在滾筒轉(zhuǎn)速超過400 r·min-1后，脫粒損失率與破碎率隨轉(zhuǎn)速的增加而上升，350 r·min-1時(shí)，脫粒損失率、破碎率最低。滾筒轉(zhuǎn)速在250～400 r·min-1范圍內(nèi)，未脫凈率隨著滾筒轉(zhuǎn)速的增加而下降，滾筒轉(zhuǎn)速在400～450 r·min-1時(shí)，未 脫 凈 率 隨 之 上 升；400 r·min-1轉(zhuǎn) 速 未脫凈率最低。

圖14 滾筒轉(zhuǎn)速對各指標(biāo)的影響圖Fig.14 Influence chart of the drum speed on each index

脫粒間隙對各指標(biāo)的影響如圖15所示，脫粒間隙在9～12 mm 范圍脫粒損失率、未脫凈率的影響趨于同一水平，在12～14 mm 時(shí)，脫粒損失率與未脫凈率上升，間隙為9～12 mm 時(shí)脫粒損失率、未脫凈率較低；隨著脫粒間隙的增加，籽粒破碎率呈現(xiàn)階梯狀下降，間隙較大破碎率較低。

圖15 脫粒間隙對各指標(biāo)的影響圖Fig.15 Influence chart of threshing gap on each index

3.3 正交試驗(yàn)

3.3.1 正交試驗(yàn)的設(shè)計(jì)

在單因素試驗(yàn)基礎(chǔ)上進(jìn)行二因素五水平二次正交中心旋轉(zhuǎn)組合試驗(yàn)設(shè)計(jì)。滾筒轉(zhuǎn)速單因素試驗(yàn)結(jié)果表明脫粒損失率和破碎率在350 r·min-1出現(xiàn)低點(diǎn)，未脫凈率在350～400 r·min-1處于下降，故選擇350 r·min-1為滾筒轉(zhuǎn)速中心水平點(diǎn)，通過脫粒間隙單因素試驗(yàn)結(jié)果可以看出脫粒損失率和未脫凈率在12 mm 間隙時(shí)方出現(xiàn)上升，故選擇12 mm間隙為脫粒間隙中心水平點(diǎn)；試驗(yàn)設(shè)計(jì)因素編碼如表6所示，正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方案及結(jié)果如表7所示，表中試驗(yàn)因素x1和x2分別為滾筒轉(zhuǎn)速和脫粒間隙，試驗(yàn)指標(biāo)Y1、Y2、Y3分別為脫粒損失率、未脫凈率、破碎率。燕麥物理參數(shù)測定秸稈含水率6.83%、籽粒含水率8.63%，脫粒間隙14.933、9.171 mm 分別采用15、9 mm 進(jìn)行試驗(yàn)。

表6 正交試驗(yàn)因素水平編碼表Table 6 Horizontal coding table of orthogonal test factors

表7 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方案及結(jié)果Table 7 Table of orthogonal experiment design scheme and results

3.3.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

利用Design-expert 軟件對試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行多元回歸擬合分析得到滾筒轉(zhuǎn)速與脫粒間隙對脫粒損失率Y1、脫粒損失率Y2、脫粒損失率Y3的回歸方程。

由表8所示脫粒損失率方差分析表可知，試驗(yàn)的2個(gè)因素對脫粒損失率存在影響，按照影響的主次進(jìn)行排序?yàn)閤12、x22、x2、x1、x1x2，其 中x12、x22的P值小于0.01 表明x12、x22對Y1影響顯著，x2、x1、x2x1的P 值 大 于0.1 表 明x2、x1、x2x1對Y1影響不顯著，失擬項(xiàng)P=0.124 7 大于0.1 不存在其它重要因素影響試驗(yàn)指標(biāo)。2個(gè)因素對脫粒損失率的回歸方程為：

表8 脫粒損失率方差分析表Table 8 Analysis table of variance of threshing loss rate

由表9所示未脫凈率方差分析表可知，試驗(yàn)的2個(gè)因素對未脫凈率存在影響，按照影響的主次進(jìn)行排序?yàn)閤12、x22、x2、x1、x1x2，其中x12、x22、x2的P 值小 于0.01 表 明x12、x22、x2對Y2影 響 極 顯 著，x1的P 值大于0.01 小于0.05 表明x1對Y2影響顯著，x1x2的P 值大于0.1 表明x1x2對Y1影響不顯著，失擬項(xiàng)P=0.151 3 大于0.1 不存在其它重要因素影響試驗(yàn)指標(biāo)。2個(gè)因素對脫粒損失率的回歸方程為：

表9 未脫凈率方差分析表Table 9 Unpurged rate variance analysis table

由表10所示的破碎率方差分析表可知試驗(yàn)的2個(gè)因素對脫粒損失率存在影響，按照影響的主次進(jìn)行排序?yàn)閤1、x2、x12、x1x2、x22，其中x1、x2的P 值小于0.01 表明x1、x2對Y1影響極顯著，x12的P 值大于0.05 小于0.1 表 明x12對Y2影響 較 顯 著，x1x2、x12的P 值 大 于0.1 表 明x1x2、x12對Y1影 響 不 顯 著，失 擬項(xiàng)P=0.186 8 大于0.1 不存在其它重要因素影響試驗(yàn)指標(biāo)。2 因素對脫粒損失率的回歸方程為：

表10 破碎率方差分析表Table 10 Variance analysis table of breakage rate

3.3.3 響應(yīng)面分析

對影響脫粒性能的兩個(gè)試驗(yàn)因素滾筒轉(zhuǎn)速和脫粒間隙進(jìn)行響應(yīng)曲面分析，由圖16可見，在脫粒間隙一定的時(shí)候，滾筒轉(zhuǎn)速對脫粒損失率的影響呈現(xiàn)出先下降后上升的趨勢，存在最小脫粒損失率的轉(zhuǎn)速；滾筒轉(zhuǎn)速處于低轉(zhuǎn)速時(shí)未能充分揉搓，導(dǎo)致籽粒損失較大，隨著滾筒轉(zhuǎn)速的提高，物料揉搓充分但運(yùn)動過快，籽粒夾在物料中未能及時(shí)分離，隨物料拋出，造成脫粒損失增加。當(dāng)滾筒轉(zhuǎn)速一定時(shí)，脫粒間隙對脫粒損失率的影響呈現(xiàn)出隨脫粒間隙水平的提高，損失率先平穩(wěn)緩慢減小但幅度不大，當(dāng)脫粒間隙到達(dá)中水平以后，損失率開始上升；脫粒間隙較小時(shí)物料易揉搓成堆，籽粒和秸稈不易散開，脫粒間隙增大揉搓效果差，未脫籽粒隨秸稈排出。

圖16 雙因素對脫粒損失率的影響Fig.16 Influence chart of two factors on threshing loss rate

由圖17可見，在脫粒間隙一定的時(shí)候，滾筒轉(zhuǎn)速對未脫凈率的影響呈現(xiàn)出先減小后增大的趨勢，滾筒轉(zhuǎn)速處于中水平未脫凈率較?。粷L筒轉(zhuǎn)速低時(shí)物料無法充分揉搓造成脫粒效果差，處于高轉(zhuǎn)速時(shí)物料停留時(shí)間過短也無法充分脫粒。在滾筒轉(zhuǎn)速一定時(shí)，脫粒間隙對未脫凈率的影響隨著脫粒間隙水平的提高而增加；隨著脫粒間隙水平的逐漸提高，使得物料在滾筒和彈性凹板間的揉搓由壓實(shí)到放松再到寬松狀態(tài)，壓實(shí)狀態(tài)下，已經(jīng)脫粒秸稈的籽粒沒有充分的松散空間，籽粒和秸稈分離難；寬松狀態(tài)下，揉搓達(dá)不到籽桿完全分離的效果，在放松下揉搓效果降低較少，籽桿分離松散空間又能恰當(dāng)增加，未脫凈率存在低值點(diǎn)。

圖17 雙因素對未脫凈率的影響Fig.17 Influence chart of two factors on Unpurified rate

由圖18可見，在脫粒間隙一定的時(shí)候，滾筒轉(zhuǎn)速對破碎率的影響呈現(xiàn)出逐漸上升的趨勢，脫粒滾筒轉(zhuǎn)速低水平運(yùn)行時(shí)，籽粒在脫粒滾筒和彈性凹板間被擠壓出現(xiàn)裂痕，大多數(shù)并未碎化，當(dāng)轉(zhuǎn)速上升到中水平轉(zhuǎn)速時(shí)，籽粒破碎開始出現(xiàn)擠壓破碎和撞擊破碎相混和的破碎現(xiàn)象，高水平轉(zhuǎn)速下籽粒破碎變?yōu)橥耆矒羝扑?，破碎籽粒呈現(xiàn)為細(xì)碎粒狀。當(dāng)滾筒轉(zhuǎn)速一定時(shí)，脫粒間隙對破碎率的影響隨著脫粒間隙水平的提高而減小。脫粒間隙較小籽粒和秸稈處于壓實(shí)狀態(tài)，多為擠壓破碎；隨著間隙變大，擠壓產(chǎn)生的破碎逐漸減少，破碎籽粒的產(chǎn)生逐漸偏向由脫粒滾筒的紋桿和伸縮撥齒擊碎。

圖18 雙因素對破碎率的影響Fig.18 Influence chart of two factors on on breakage rate

3.3.4 參數(shù)優(yōu)化

為獲得脫粒機(jī)的最佳脫粒性能作業(yè)參數(shù)，利用用Design-Expert 軟件對試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行參數(shù)優(yōu)化，約束條件為：

優(yōu)化求解得到滾筒轉(zhuǎn)速為359.3 r·min-1，脫粒間隙為11.3 mm，其脫粒損失率為0.268%、未脫凈率為3.942%、破碎率為0.32%，此狀態(tài)下達(dá)到最佳脫粒效果。

4 驗(yàn)證試驗(yàn)

2021年8 月5 在山西農(nóng)業(yè)大學(xué)農(nóng)業(yè)機(jī)械實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行脫粒的驗(yàn)證試驗(yàn)，對燕麥隨機(jī)取樣進(jìn)行物理參數(shù)測定，其秸稈含水率6.07%，籽粒含水率7.61%。為方便試驗(yàn)，減小試驗(yàn)參數(shù)調(diào)節(jié)難度，取脫粒滾筒轉(zhuǎn)速為360 r·min-1，脫粒間隙為11.5 mm，人工單次喂入燕麥2 kg。根據(jù)中華人民共和國機(jī)械行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)（JB/DG/T033-2019），全喂入脫粒機(jī)的脫粒損失率≤1.5%、未脫凈率≤1.0%、破碎率≤1.2%，試驗(yàn)后其脫粒損失率為0.22%、未脫凈率為4.57%、破碎率為0.32%0.307%。該脫粒機(jī)未脫凈籽粒收集方便，試驗(yàn)中未進(jìn)行復(fù)脫，脫粒裝置的脫粒損失率和破碎率維持較低水平，脫粒效果良好。

5 結(jié)論

（1）伸縮桿齒與紋桿混合式脫粒裝置，采用閉式滾筒驅(qū)動紋桿與擺動式伸縮桿齒機(jī)構(gòu)，實(shí)現(xiàn)桿齒的伸縮；設(shè)計(jì)的彈性凹板能夠有效防止脫粒過程中的堵塞問題，伸縮桿齒與紋桿混合脫粒滾筒的使用，大幅度降低了傳統(tǒng)脫粒機(jī)所需脫粒轉(zhuǎn)速，實(shí)現(xiàn)低轉(zhuǎn)速脫粒；同時(shí)，桿齒的松散物料作用，加快了夾雜在物料中已脫籽粒分離效率，避免籽粒二次脫粒損傷和隨物料排出損失，實(shí)現(xiàn)低損失脫粒、低損傷脫粒作用。

（2）以脫粒滾筒轉(zhuǎn)速為單因素試驗(yàn)，結(jié)果表明隨滾筒轉(zhuǎn)速上升，未脫凈率、脫粒損失率與破碎率隨之先減小后上升。以脫粒間隙為單因素固定脫粒滾筒轉(zhuǎn)速進(jìn)行脫粒試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明脫粒間隙在9～12 mm 范圍對脫粒損失率、未脫凈率的影響趨于同一水平；脫粒間隙從12 mm 變化到14 mm 時(shí)脫粒損失率與未脫凈率上升；隨著脫粒間隙的增加，籽粒破碎率呈現(xiàn)階梯狀下降，脫粒間隙較大破碎率較低。

（3）選取滾筒轉(zhuǎn)速與脫粒間隙進(jìn)行正交中心旋轉(zhuǎn)組合試驗(yàn)，分析了滾筒轉(zhuǎn)速和脫粒間隙對伸縮桿齒與紋桿混合脫粒裝置的影響規(guī)律，并對試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析與優(yōu)化，得出最優(yōu)參數(shù)，滾筒轉(zhuǎn)速359.3 r·min-1，脫粒間隙11.3 mm，其脫粒損失率0.268%、未脫凈率3.942%、破碎率0.32%；驗(yàn)證試驗(yàn)結(jié)果表明脫粒損失率為0.22%、未脫凈率為4.57%、破碎率為0.307%，脫粒效果良好。