正負(fù)氣壓式油菜割臺(tái)分行落?；厥昭b置設(shè)計(jì)與試驗(yàn)

關(guān)卓懷 江 濤 沐森林 李海同 張 敏 吳崇友

(農(nóng)業(yè)農(nóng)村部南京農(nóng)業(yè)機(jī)械化研究所， 南京 210014)

0 引言

油菜在收獲期分枝密布交叉且相互牽扯，機(jī)械化收獲時(shí)需要在割臺(tái)一側(cè)加裝豎割刀作為分行切割器，切開(kāi)相互纏繞的油菜分枝[1-2]。豎割刀分行切割振動(dòng)強(qiáng)、擾動(dòng)大，大量莢果、籽粒飛濺散落導(dǎo)致的分行損失約占割臺(tái)損失的40%以上，占油菜聯(lián)合收獲機(jī)總損失的20%以上，是導(dǎo)致油菜機(jī)械化收獲損失率高的主要原因之一[3-6]。

國(guó)外大型油菜聯(lián)合收獲機(jī)多采用超大幅寬割臺(tái)，減少分行次數(shù)，總體上降低了分行損失，但是單次分行作業(yè)損失并沒(méi)有減少，沒(méi)有從根本上解決豎割刀分行損失問(wèn)題，缺少可以參考的分行減損技術(shù)[7-9]。我國(guó)油菜收獲多用中小型聯(lián)合收獲機(jī)，幅寬小分行次數(shù)多，分行損失更為嚴(yán)重。為減小割臺(tái)損失，目前主要采用增設(shè)輔助結(jié)構(gòu)[10]、優(yōu)化割臺(tái)結(jié)構(gòu)和工作參數(shù)[11-13]、減小切割器振動(dòng)沖擊[14-15]等技術(shù)手段。

受限于油菜的特殊生長(zhǎng)性狀，豎割刀分行損失高的問(wèn)題難以通過(guò)割臺(tái)機(jī)械結(jié)構(gòu)改進(jìn)或作業(yè)參數(shù)優(yōu)化來(lái)徹底解決。油菜籽粒輕，在正壓氣流作用下的運(yùn)動(dòng)軌跡改變明顯[16-18]，部分學(xué)者利用這一特點(diǎn)通過(guò)正壓氣流收集橫割刀切割損失[19-20]。然而正壓氣流無(wú)法有效約束油菜籽粒運(yùn)動(dòng)方向，難以收集豎割刀分行飛濺散落物料；負(fù)壓氣流可以實(shí)現(xiàn)籽粒的定向運(yùn)移，但在開(kāi)放空間中損失很快，有效范圍小，應(yīng)用于油菜割臺(tái)分行損失回收方面的研究鮮見(jiàn)報(bào)道。

針對(duì)上述問(wèn)題，文本提出油菜割臺(tái)豎割刀分行損失氣力式回收方法，設(shè)計(jì)正負(fù)氣壓組合式油菜割臺(tái)分行落?；厥昭b置；探究回收裝置關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)回收氣流場(chǎng)的影響，建立氣流速度與回收裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)關(guān)系模型；分析回收過(guò)程氣流場(chǎng)與物料的氣固耦合特征，研究回收裝置運(yùn)行參數(shù)對(duì)回收效果的影響；優(yōu)化回收裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)和運(yùn)行參數(shù)，并開(kāi)展田間試驗(yàn)，對(duì)正負(fù)氣壓式油菜割臺(tái)分行落粒回收裝置的減損效果進(jìn)行驗(yàn)證。

1 回收裝置結(jié)構(gòu)與工作原理

1.1 總體結(jié)構(gòu)

基于農(nóng)業(yè)農(nóng)村部南京農(nóng)業(yè)機(jī)械化研究所研制的4LZ-6T型油菜聯(lián)合收獲機(jī)開(kāi)展油菜割臺(tái)分行落粒回收裝置研究，聯(lián)合收獲機(jī)主要參數(shù)如表1所示。

表1 聯(lián)合收獲機(jī)主要參數(shù)Tab.1 Main parameters of combine harvester

油菜割臺(tái)分行落?；厥昭b置主要包括風(fēng)機(jī)、氣流分配器、落粒收集倉(cāng)、負(fù)壓氣道、正壓氣道、回收管等。落粒收集倉(cāng)由一整塊薄板折彎而成，與割臺(tái)側(cè)板、分禾器共同組成凹形半封閉空間，布置于豎割刀外側(cè)后方，收集豎割刀分行飛濺散落物料。風(fēng)機(jī)安裝于割臺(tái)背板，由液壓馬達(dá)提供動(dòng)力。氣流分配器與風(fēng)機(jī)出風(fēng)口通過(guò)橡膠密封墊連接，將產(chǎn)生的氣流分為兩路，由風(fēng)管分別與正壓氣道和回收管連接。正壓氣道氣流出口在分禾器內(nèi)部，為U型結(jié)構(gòu)?；厥展苣┒送ㄟ^(guò)風(fēng)管與割臺(tái)上的回收口連接，將回收的物料輸送回割臺(tái)。油菜割臺(tái)分行落?；厥昭b置結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 油菜割臺(tái)分行落粒回收裝置Fig.1 Diagrams of pneumatic recovery device for combine harvester side-cutting loss1.氣流分配器 2.風(fēng)機(jī) 3.豎割刀 4.分禾器 5.正壓氣道 6.落粒收集倉(cāng) 7.負(fù)壓氣道 8.回收管 9.風(fēng)管 10.割臺(tái) 11.回收口

1.2 工作原理

油菜聯(lián)合收獲機(jī)在作業(yè)過(guò)程中，豎割刀切割相互纏繞的油菜分枝，散落物料在收獲機(jī)前進(jìn)速度的作用下相對(duì)于割臺(tái)向后運(yùn)動(dòng)，在重力和機(jī)器前進(jìn)速度的共同作用下進(jìn)入落粒收集倉(cāng)；液壓馬達(dá)帶動(dòng)風(fēng)機(jī)產(chǎn)生氣流，并由氣流分配器將氣流分為兩路，一路氣流經(jīng)風(fēng)管進(jìn)入正壓氣道，將落粒收集倉(cāng)中的物料吹向負(fù)壓氣道，實(shí)現(xiàn)正壓導(dǎo)向收集；另一路氣流連接回收管進(jìn)氣口，根據(jù)射流原理，在負(fù)壓氣道處產(chǎn)生負(fù)壓氣流，將落粒收集倉(cāng)中的物料吸入回收管內(nèi)，實(shí)現(xiàn)負(fù)壓定向運(yùn)移，并經(jīng)由回收管、回收口輸送回割臺(tái)，完成落粒回收，氣流、物料流動(dòng)方向如圖2所示。

圖2 氣流、物料流動(dòng)方向示意圖Fig.2 Sketch of airflows and material transportation path

2 關(guān)鍵參數(shù)設(shè)計(jì)與回收過(guò)程分析

2.1 基于氣流場(chǎng)分析的回收管結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

負(fù)壓氣流是實(shí)現(xiàn)落?；厥盏年P(guān)鍵。由于油菜物料在風(fēng)機(jī)內(nèi)部會(huì)被高速葉片打碎并堵塞風(fēng)機(jī)，所以不能直接利用風(fēng)機(jī)進(jìn)風(fēng)口產(chǎn)生的負(fù)壓氣流。本文基于射流原理[21-22]設(shè)計(jì)了能夠產(chǎn)生負(fù)壓氣流的回收管，如圖3所示。圖中，d1為進(jìn)風(fēng)口直徑，mm；d2為出風(fēng)口直徑，mm；d3為喉管直徑，mm；d4為負(fù)壓氣道直徑，mm；l1為漸縮段長(zhǎng)度，mm；l2為漸擴(kuò)段長(zhǎng)度，mm；α為喉管傾角，(°)；β為漸擴(kuò)角，(°)；γ為漸縮角，(°)。

圖3 回收管結(jié)構(gòu)圖Fig.3 Structure diagram of recovery pipeline

豎割刀分行切割導(dǎo)致的散落物料中主要包括油菜籽粒和其他雜余，雜余中以莢果殼為主，實(shí)測(cè)莢果殼平均長(zhǎng)度約為65 mm。為確保流暢回收防止堵塞，設(shè)計(jì)負(fù)壓氣道直徑d4為90 mm。由于割臺(tái)空間和風(fēng)機(jī)功率限制，所能夠輸出的負(fù)壓氣流有限，需要優(yōu)化回收管結(jié)構(gòu)，提高負(fù)壓氣流產(chǎn)生效率。為研究各結(jié)構(gòu)因素對(duì)回收管負(fù)壓生成效果的影響，基于Fluent構(gòu)建了回收管內(nèi)部流場(chǎng)仿真分析模型并開(kāi)展仿真試驗(yàn)，計(jì)算方法選用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型和Enhanced wall treatment函數(shù)法[23]。設(shè)置進(jìn)風(fēng)口邊界類型為velocity-intet，出風(fēng)口邊界類型為pressure-outlet，負(fù)壓氣道入口邊界類型為pressure-intet，湍流強(qiáng)度均為5%，湍流粘度比均為10。回收管內(nèi)部氣流場(chǎng)速度云圖、矢量圖和壓力云圖如圖4所示，氣流由負(fù)壓氣道向回收管內(nèi)部運(yùn)動(dòng)，回收管可在負(fù)壓氣道處產(chǎn)生負(fù)壓氣流。

圖4 回收管內(nèi)部流場(chǎng)Fig.4 Airflow in recovery pipeline

2.1.1單因素仿真試驗(yàn)

回收管關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)包括喉管直徑d3、喉管傾角α、漸擴(kuò)角β、漸縮角γ，以產(chǎn)生的負(fù)壓氣流速度為評(píng)價(jià)指標(biāo)開(kāi)展單因素試驗(yàn)。仿真試驗(yàn)時(shí)固定進(jìn)風(fēng)口直徑d1=90 mm，輸入氣流速度為30 m/s，試驗(yàn)結(jié)果如圖5所示。

圖5 不同喉管直徑、喉管傾角、漸擴(kuò)角、漸縮角時(shí)負(fù)壓氣流速度變化曲線Fig.5 Variation curves of negative air speed under different throat diameters, throat inclinations, dilation angles and retraction angles

由圖5a可知，喉管直徑d3從50 mm到90 mm變化，增量為10 mm。在試驗(yàn)條件范圍內(nèi)，負(fù)壓氣流速度在4.1～14.2 m/s間變化，隨喉管直徑的增大而減小。為獲取較高的負(fù)壓氣流速度，應(yīng)減小喉管直徑，同時(shí)考慮物料尺寸避免堵塞，本文取喉管直徑d3=70 mm。

由圖5b可知，喉管傾角α從90°到130°變化，增量為10°。在試驗(yàn)條件范圍內(nèi)，負(fù)壓氣流速度在2.9～32.6 m/s間變化，隨喉管彎角的增大而增大。為獲取較高的負(fù)壓氣流速度，應(yīng)增大喉管彎角，同時(shí)考慮實(shí)際裝配時(shí)，喉管彎角過(guò)大風(fēng)管需要大角度彎折且易與豎割刀發(fā)生干涉，本文取喉管傾角α=120°。

由圖5c可知，漸擴(kuò)角β從5°到25°變化，增量為5°。在試驗(yàn)條件范圍內(nèi)，負(fù)壓氣流速度在18.8～27.8 m/s間變化，隨漸擴(kuò)角的增大而減小，但漸擴(kuò)角β大于15°時(shí)，負(fù)壓氣流速度基本不變。為獲取較高的負(fù)壓氣流速度，應(yīng)適當(dāng)減小漸擴(kuò)角。

由圖5d可知，漸縮角γ從30°到60°變化，增量為7.5°。在試驗(yàn)條件范圍內(nèi)，負(fù)壓氣流速度在27.8～31.2 m/s間變化。漸縮角γ小于45°時(shí)，負(fù)壓氣流速度變化不大，大于45°時(shí)，負(fù)壓氣流速度隨漸縮角的增大而減小。為獲取較高的負(fù)壓氣流速度，應(yīng)適當(dāng)減小漸縮角。

單因素試驗(yàn)結(jié)果表明，負(fù)壓氣流速度隨喉管直徑d3的增大而減小，隨喉管傾角α的增大而增大，在一定范圍，負(fù)壓氣流速度隨漸縮角γ和漸擴(kuò)角β增大而減小。綜合考慮回收物料尺寸和裝配空間，設(shè)計(jì)喉管直徑d3=70 mm，喉管傾角α=120°。

2.1.2交互因素仿真試驗(yàn)

僅依據(jù)單因素試驗(yàn)結(jié)果尚無(wú)法確定漸縮角γ、漸擴(kuò)角β較優(yōu)值。其中漸縮角γ由進(jìn)風(fēng)口直徑d1和漸縮段長(zhǎng)度l1確定，漸擴(kuò)角β由出風(fēng)口直徑d2和漸擴(kuò)段長(zhǎng)度l2確定。為進(jìn)一步明確交互因素對(duì)負(fù)壓氣流的影響，確定回收管結(jié)構(gòu)參數(shù)，以進(jìn)風(fēng)口直徑(A)、漸縮段長(zhǎng)度(B)、出風(fēng)口直徑(C)、漸擴(kuò)段長(zhǎng)度(D)為試驗(yàn)因素，以負(fù)壓氣流速度(y)為試驗(yàn)指標(biāo)開(kāi)展四元二次回歸正交旋轉(zhuǎn)組合試驗(yàn)。依據(jù)單因素試驗(yàn)結(jié)果，選取各因素編碼如表2所示。試驗(yàn)方案及試驗(yàn)結(jié)果如表3所示，共29個(gè)試驗(yàn)點(diǎn)，包括24個(gè)分析因子和5個(gè)零點(diǎn)估計(jì)誤差。

表2 試驗(yàn)因素編碼Tab.2 Coding of experimental factors mm

表3 試驗(yàn)方案與結(jié)果Tab.3 Schemes and results of experiment

對(duì)負(fù)壓氣流速度y與試驗(yàn)因素的關(guān)系進(jìn)行二次多元擬合，并對(duì)回歸模型進(jìn)行方差分析和回歸系數(shù)顯著性檢驗(yàn)，結(jié)果如表4所示。

表4 回歸方程方差分析Tab.4 Variance analysis of regression equation

根據(jù)負(fù)壓氣流速度y二次多元擬合回歸方差分析結(jié)果，回歸模型P<0.01，極顯著，失擬項(xiàng)P>0.05，不顯著，說(shuō)明模型能正確反映y與A、B、C、D之間的關(guān)系并對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行預(yù)測(cè)。其中因素A、B、C、D、AD、CD、C2、D2對(duì)y影響極顯著，AC、B2對(duì)y影響顯著。試驗(yàn)因素之間的交互作用對(duì)y的影響顯著，剔除不顯著因素后，負(fù)壓氣流速度y的二次回歸模型為

y=-499.17+0.87A+8.91B+6.74C-0.41D-

0.014AC+0.001 6AD+0.003 4CD-0.11B2-

0.029C2-0.000 16D2

(1)

根據(jù)式(1)，各試驗(yàn)因素對(duì)負(fù)壓氣流速度y影響的主次順序?yàn)镈、A、B、C，交互作用顯著因素間的響應(yīng)曲面如圖6所示。根據(jù)圖6a可知，A增大時(shí)y減小，C增大時(shí)y先增大后減小，響應(yīng)面曲線沿A方向的變化更快，進(jìn)風(fēng)口直徑A對(duì)負(fù)壓氣流速度y的影響比出風(fēng)口直徑C顯著。根據(jù)圖6b可知，A增大時(shí)y減小，D增大時(shí)y增大，響應(yīng)面曲線沿D方向的變化更快，漸擴(kuò)段長(zhǎng)度D對(duì)負(fù)壓氣流速度y的影響比進(jìn)風(fēng)口直徑A顯著。根據(jù)圖6c可知，C增大時(shí)y

圖6 交互因素對(duì)負(fù)壓氣流速度影響的響應(yīng)曲面Fig.6 Effects of interactive factors on negative air speed

先增大后減小，D增大時(shí)y增大，響應(yīng)面曲線沿D方向的變化更快，漸擴(kuò)段長(zhǎng)度D對(duì)負(fù)壓氣流速度y的影響比出風(fēng)口直徑C顯著。

2.1.3參數(shù)組合優(yōu)化

為尋求各因素最優(yōu)參數(shù)組合，以表2中各因素范圍為約束條件，以負(fù)壓氣流速度回歸模型(式(1))為目標(biāo)函數(shù)，求解其最大值。得負(fù)壓氣流最大速度為33.76 m/s，優(yōu)化解為進(jìn)風(fēng)口直徑93.72 mm、漸縮段長(zhǎng)度37.80 mm、出風(fēng)口直徑114.15 mm、漸擴(kuò)段長(zhǎng)度349.82 mm，此時(shí)漸擴(kuò)角β=7.2°，漸縮角γ=35.8°。

將優(yōu)化參數(shù)進(jìn)行仿真驗(yàn)證，得負(fù)壓氣流速度為34.80 m/s，與優(yōu)化結(jié)果基本相吻合。綜合考慮油菜割臺(tái)分行落?；厥昭b置工作要求和加工制造水平，確定實(shí)際進(jìn)風(fēng)口直徑d1=94 mm，漸縮段長(zhǎng)度l1=38 mm，出風(fēng)口直徑d2=115 mm，漸擴(kuò)段長(zhǎng)度l2=350 mm。

2.2 基于CFD-DEM的回收裝置運(yùn)行參數(shù)設(shè)計(jì)

2.2.1CFD-DEM耦合分析模型及參數(shù)

油菜割臺(tái)分行落粒回收裝置關(guān)鍵運(yùn)行參數(shù)為正壓氣流速度和負(fù)壓氣流速度。為進(jìn)一步分析回收過(guò)程氣流場(chǎng)與物料的氣固耦合特征，研究回收裝置運(yùn)行參數(shù)對(duì)回收效果的影響，優(yōu)化回收裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)和運(yùn)行參數(shù)，構(gòu)建了回收裝置內(nèi)部流場(chǎng)-物料氣固耦合分析模型，如圖7所示。為量化油菜分行損失物料成分，2019年9月21日在張掖市民樂(lè)縣開(kāi)展了油菜分行損失物料成分測(cè)定試驗(yàn)，油菜品種為科樂(lè)521，千粒質(zhì)量3.5 g。試驗(yàn)行程為10 m，重復(fù)3次，試驗(yàn)結(jié)束后統(tǒng)計(jì)落粒收集倉(cāng)中物料數(shù)量。結(jié)果表明，油菜分行切割散落物料主要包括油菜籽粒和其他雜余，雜余中以莢果殼為主；油菜聯(lián)合收獲機(jī)平均前進(jìn)速度為1.1 m/s時(shí)，落粒收集倉(cāng)中油菜籽粒數(shù)為4 840個(gè)(平均532.4個(gè)/s)，莢果殼為1 770個(gè)(平均194.7個(gè)/s)。為便于進(jìn)行仿真，不考慮其它物料成分，根據(jù)文獻(xiàn)[24]對(duì)油菜物料特性的測(cè)定，建立油菜籽粒、雜余顆粒模型，如圖7b、7c所示。

圖7 回收過(guò)程氣固耦合仿真模型Fig.7 CFD-DEM simulation analysis model of recovery process

CFD-DEM耦合仿真選用Eulerian-Lagrangian方法耦合，氣流作用于顆粒上的力選擇Freestream Equation流體阻力、Saffman升力和Magnus升力模型。氣體流動(dòng)為湍流運(yùn)動(dòng)，連續(xù)相的氣流場(chǎng)模擬采用Fluent軟件中標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型。仿真中模型外殼材料為鋼板，各物料和鋼板的材料特性及其相互間的力學(xué)特性參數(shù)如表5所示[25-26]。由于DEM仿真的時(shí)間步長(zhǎng)低于CFD，DEM和CFD的時(shí)間步長(zhǎng)分別設(shè)為3×10-5s和1.5×10-3s，總仿真時(shí)長(zhǎng)為5 s。根據(jù)油菜分行損失物料組成測(cè)定試驗(yàn)結(jié)果，設(shè)置雜余生成速率為200個(gè)/s，總量1 000個(gè)，籽粒生成速率為550個(gè)/s，總量2 750個(gè)。顆粒工廠在半開(kāi)放落粒收集倉(cāng)上方，模擬進(jìn)入落粒收集倉(cāng)的散落物料；正壓氣流入口、回收管進(jìn)風(fēng)口邊界類型均設(shè)置為velocity-intet，回收管出風(fēng)口和落粒收集倉(cāng)上表面邊界類型均設(shè)置為pressure-outlet，湍流強(qiáng)度均為5%，湍流粘度比均為10；監(jiān)測(cè)區(qū)設(shè)置在回收管負(fù)壓氣道內(nèi)部。

表5 仿真特性參數(shù)Tab.5 Simulation mechanical properties

2.2.2正壓氣流速度對(duì)回收過(guò)程影響分析

落粒收集倉(cāng)中的物料在正壓氣流的作用下向負(fù)壓氣道運(yùn)動(dòng)，實(shí)現(xiàn)正壓導(dǎo)向收集。為量化分析正壓氣流速度對(duì)回收過(guò)程的影響，仿真分析正壓氣流作用下落粒收集倉(cāng)中物料的運(yùn)動(dòng)規(guī)律，如圖8所示，正壓氣流速度為15 m/s。

圖8 正壓氣流作用下物料運(yùn)動(dòng)仿真結(jié)果Fig.8 Simulation result of materials motion under positive pressure airflow

由圖8可知，正壓氣流作用下，物料整體向負(fù)壓氣道方向運(yùn)動(dòng)，但由于負(fù)壓氣道內(nèi)氣流速度較低，對(duì)物料群體的作用力不夠，物料在管道內(nèi)部產(chǎn)生堆積，僅有少量物料能夠通過(guò)負(fù)壓管。定義回收率為通過(guò)負(fù)壓管的物料量與總物料量的百分比，進(jìn)一步分析回收率隨正壓氣流速度的變化規(guī)律，如圖9所示。物料回收率隨正壓氣流速度的升高呈現(xiàn)先升高后下降的趨勢(shì)。正壓氣流速度小于15 m/s時(shí)，氣流對(duì)物料的推動(dòng)能力不足，易造成物料堆積，回收率較低；隨著正壓氣流速度的升高，物料推動(dòng)能力增強(qiáng)，回收率逐漸增加；正壓氣流速度大于25 m/s后，物料回收率隨正壓氣流速度的升高而降低，主要由于高速氣流在壁面間的折射導(dǎo)致流場(chǎng)和物料運(yùn)動(dòng)紊亂，加劇了物料-物料間和物料-壁面間的碰撞。根據(jù)仿真結(jié)果，確定正壓氣流較優(yōu)速度范圍為15～25 m/s。

圖9 回收率隨正壓氣流速度的變化曲線Fig.9 Relationship between positive pressure airflow velocity and recovery rate

2.2.3正負(fù)氣壓組合氣流速度對(duì)回收過(guò)程影響分析

負(fù)壓氣流將物料吸入回收管內(nèi)，實(shí)現(xiàn)負(fù)壓定向運(yùn)移。為量化分析正負(fù)氣壓組合氣流速度對(duì)回收過(guò)程影響，仿真分析正負(fù)氣壓組合氣流作用下回收倉(cāng)內(nèi)物料的運(yùn)動(dòng)規(guī)律，圖10所示為正、負(fù)氣流速度均為15 m/s時(shí)物料的運(yùn)動(dòng)規(guī)律。

圖10 正負(fù)氣壓組合氣流作用下物料運(yùn)動(dòng)仿真結(jié)果Fig.10 Simulation result of materials motion in composite pneumatic airflow

物料在正壓氣流的推送導(dǎo)向作用下移動(dòng)到正、負(fù)壓氣流交匯區(qū)域，當(dāng)進(jìn)入氣吸負(fù)壓氣流的作用覆蓋范圍后被吸入負(fù)壓氣道并向回收管輸送完成籽?；厥?，相較僅有正壓氣流時(shí)，回收效果明顯提升。進(jìn)一步分析回收率隨不同正壓、負(fù)壓氣流速度組合的變化規(guī)律。試驗(yàn)方案和試驗(yàn)結(jié)果如表6所示，并對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行方差分析，結(jié)果如表7所示。

表6 回收率仿真試驗(yàn)方案與結(jié)果Tab.6 Simulation results of recovery rate

根據(jù)表7，正壓氣流速度和負(fù)壓氣流速度均顯著影響回收率，其中正壓氣流速度對(duì)回收率的影響

表7 正負(fù)壓氣流速度對(duì)回收率方差分析Tab.7 Variance analysis of positive and negative pressure airflow velocities to recovery rate

更大。不同正壓、負(fù)壓氣流速度組合與回收率的關(guān)系曲面如圖11所示。

圖11 氣流速度組合與回收率的關(guān)系曲面Fig.11 Relation surface between recovery rate and airflow velocities combination

不同的負(fù)壓氣流速度下，隨著正壓氣流速度升高，回收率均先增大后減小。產(chǎn)生該現(xiàn)象的原因是，物料運(yùn)動(dòng)速度隨正壓氣流的增大而增大，負(fù)壓氣流作用時(shí)間降低，物料無(wú)法在有效負(fù)壓范圍內(nèi)被吸入負(fù)壓氣道，回收率下降。不同的正壓氣流速度下，回收率均隨負(fù)壓氣流速度的升高而增大。根據(jù)仿真試驗(yàn)結(jié)果，設(shè)計(jì)正壓氣流速度為20 m/s，為使籽?；厥章蚀笥?7%，負(fù)壓氣流速度應(yīng)大于25 m/s，且負(fù)壓氣流速度越大，回收效果越好。

2.3 系統(tǒng)風(fēng)量分析與氣流分配器設(shè)計(jì)

2.3.1系統(tǒng)風(fēng)量分析

本文所設(shè)計(jì)的油菜割臺(tái)分行落粒回收裝置由單個(gè)風(fēng)機(jī)提供回收物料所需要的正、負(fù)壓氣流，為合理分配兩路氣流，需明確正、負(fù)壓氣流風(fēng)量。風(fēng)量計(jì)算公式為

Q=3 600kSv

(2)

式中Q——風(fēng)量，m3/h

k——?dú)饬魉p和沿途損失系數(shù)，為1.3～1.6，本文取1.5

S——橫截面積，m2

v——風(fēng)速，m/s

正壓氣道U型氣流出口配置在割臺(tái)分禾器內(nèi)，根據(jù)其內(nèi)部空間尺寸，將正壓氣道截面設(shè)計(jì)為70 mm×60 mm的矩形。依據(jù)所設(shè)計(jì)的正、負(fù)壓氣流速度和橫截面積，由式(2)計(jì)算得正壓氣流風(fēng)量Q1為453.6 m3/h，負(fù)壓氣流風(fēng)量Q2應(yīng)大于519.3 m3/h。

為明確回收管產(chǎn)生負(fù)壓氣流風(fēng)量Q2時(shí)所需的輸入風(fēng)量Q′2，根據(jù)前文所建立的回收管內(nèi)部流場(chǎng)仿真分析模型，計(jì)算了不同輸入風(fēng)量下回收管的負(fù)壓輸出風(fēng)量，結(jié)果如圖12所示。

圖12 回收管負(fù)壓輸出風(fēng)量與輸入風(fēng)量的關(guān)系曲線Fig.12 Relation curve of recovery pipeline negative pressure airflow output with airflow input

根據(jù)圖12，回收管風(fēng)量輸入Q′2與負(fù)壓氣流風(fēng)量輸出Q2間的關(guān)系可擬合為線性方程

Q′2=0.587Q2-13.4

(3)

依據(jù)式(3)計(jì)算得回收管風(fēng)量輸入Q′2應(yīng)大于907.5 m3/h，系統(tǒng)總風(fēng)量應(yīng)大于Q1+Q′2=1 361.1 m3/h。選擇弘科DF-1100型多翼式鼓風(fēng)機(jī)，額定風(fēng)量Q=1 900 m3/h，全壓1 380 Pa，轉(zhuǎn)速2 800 r/min，外形尺寸338 mm×387 mm×400 mm，滿足系統(tǒng)需求。

2.3.2氣流分配器設(shè)計(jì)

氣流分配器將風(fēng)機(jī)輸出的氣流分為兩路，提供物料回收所需的正壓、負(fù)壓氣流，其中分配比例是氣流分配器的關(guān)鍵設(shè)計(jì)參數(shù)。根據(jù)公式(2)，相同風(fēng)速下，風(fēng)量與截面積成正比，將風(fēng)機(jī)輸出的氣流視作均勻風(fēng)場(chǎng)，則氣流分配器中兩路氣流通道的截面積之比即為兩路氣流風(fēng)量之比。根據(jù)前文分析，正壓氣流速度應(yīng)為20 m/s，此時(shí)正壓氣流風(fēng)量Q1為453.6 m3/h，而負(fù)壓氣流速度越大越好。則風(fēng)機(jī)在額定轉(zhuǎn)速下輸入回收管的風(fēng)量應(yīng)為Q-Q1=1 446 m3/h，則兩路氣流風(fēng)量之比為1∶3.2?？紤]實(shí)際加工水平，將氣流分配器中兩路氣流通道的截面積之比設(shè)計(jì)為1∶3。

為驗(yàn)證油菜割臺(tái)分行落?；厥昭b置的實(shí)際正、負(fù)壓氣流速度，運(yùn)用AR866A型風(fēng)速計(jì)測(cè)量正壓氣道、負(fù)壓氣道出口風(fēng)速，試驗(yàn)過(guò)程中風(fēng)機(jī)保持額定轉(zhuǎn)速工作。測(cè)得正壓氣道出口風(fēng)速為22.4 m/s，與設(shè)計(jì)值的誤差為11.2%，主要原因是理論計(jì)算視氣流場(chǎng)為均勻流場(chǎng)，而實(shí)際氣流管道和氣道壁面附近存在非均勻流場(chǎng)，并且為了便于加工，將氣流分配器截面比例進(jìn)行了近似取整。測(cè)得負(fù)壓氣道出口風(fēng)速為25.9 m/s，滿足設(shè)計(jì)要求。

楚神話中的圖騰崇拜呈現(xiàn)出多樣性。這是楚的同化各種文化和將不同國(guó)家的圖騰納入自身圖騰系統(tǒng)的結(jié)果。我們只能從楚祖的姓氏，名稱、頭銜和名譽(yù)中看到楚圖騰組織和概念的復(fù)雜性。

3 田間試驗(yàn)

為檢驗(yàn)油菜割臺(tái)分行落?；厥昭b置的作業(yè)效果，于2020年6月在江蘇省鹽城市大豐區(qū)進(jìn)行田間試驗(yàn)。試驗(yàn)油菜品種為浙油51，油菜物理特性如下：籽粒含水率9.96%，莖稈含水率52.27%，千粒質(zhì)量3.94 g，產(chǎn)量3 135 kg/hm2，割茬35 cm時(shí)谷草比為0.12。

根據(jù)農(nóng)業(yè)機(jī)械推廣鑒定大綱DG/ T057《油菜聯(lián)合收獲機(jī)》和NY/T 1231—2006《油菜聯(lián)合收獲機(jī)質(zhì)量評(píng)價(jià)技術(shù)規(guī)范》中的試驗(yàn)方法開(kāi)展田間試驗(yàn)。試驗(yàn)預(yù)備區(qū)長(zhǎng)度25 m，測(cè)區(qū)長(zhǎng)度25 m。油菜聯(lián)合收獲機(jī)以正常作業(yè)速度作業(yè)，試驗(yàn)重復(fù)3次取平均值。每次試驗(yàn)結(jié)束后，計(jì)算割臺(tái)損失率和豎割刀分行損失率。

試驗(yàn)開(kāi)始前，在測(cè)區(qū)內(nèi)橫向等間距放置3個(gè)尺寸為3 m×0.15 m×0.06 m的鋼板接料槽，槽內(nèi)鋪有絨布，超出割臺(tái)割幅的部分放置于豎割刀一側(cè)，接取機(jī)器經(jīng)過(guò)測(cè)點(diǎn)時(shí)所掉落的籽粒和莢果，清選分離后稱量籽粒質(zhì)量。測(cè)區(qū)內(nèi)割臺(tái)損失質(zhì)量的計(jì)算方法為

(4)

其中

N1=25h

(5)

式中M1——割臺(tái)損失質(zhì)量，g

m1——接料槽中收集的籽粒質(zhì)量，g

N1——測(cè)區(qū)面積，m2

N2——3個(gè)接料槽的槽內(nèi)口面積之和，m2

沿豎割刀作業(yè)區(qū)域放置3個(gè)1.5 m×0.3 m×0.06 m的接料槽(長(zhǎng)邊與收獲機(jī)前進(jìn)方向平行)，接取豎割刀分行造成的散落物料，清選分離后稱量籽粒質(zhì)量m2，測(cè)區(qū)內(nèi)豎割刀分行損失總質(zhì)量M2為

(6)

為便于分析分行落?；厥昭b置的作業(yè)效果，在回收管末端套接樣袋，如圖13所示。試驗(yàn)結(jié)束后稱量接樣袋中收集的籽粒質(zhì)量M3，即為裝置所回收的分行落粒質(zhì)量。割臺(tái)減損率p1和豎割刀減損率p2的計(jì)算公式分別為

圖13 田間試驗(yàn)Fig.13 Field trial

(7)

(8)

通過(guò)計(jì)算分析裝備分行落?；厥昭b置后割臺(tái)損失率和豎割刀損失率，檢驗(yàn)裝置作業(yè)效果。試驗(yàn)結(jié)果如表8所示。

根據(jù)表8，裝備有割臺(tái)分行落?；厥昭b置的油菜聯(lián)合收獲機(jī)割臺(tái)損失率、豎割刀損失率分別為1.26%、0.39%，豎割刀損失僅占割臺(tái)損失的25.7%，而現(xiàn)有油菜聯(lián)合收獲機(jī)豎割刀損失在割臺(tái)損失中的占比往往在40%以上[4]，分行落粒回收裝置使油菜割臺(tái)和豎割刀的損失率下降了21.8%、47.3%。

表8 田間試驗(yàn)結(jié)果Tab.8 Results of field trial

田間試驗(yàn)結(jié)果表明，油菜割臺(tái)分行落?；厥昭b置作業(yè)性能良好，能夠有效降低豎割刀分禾落粒損失和割臺(tái)損失。

4 結(jié)論

(1)提出了油菜割臺(tái)分行損失氣力回收方法，設(shè)計(jì)了正負(fù)氣壓組合式油菜割臺(tái)分行落?；厥昭b置，通過(guò)正壓氣流導(dǎo)向收集分行散落物料，并由負(fù)壓氣流定向輸送回割臺(tái)，實(shí)現(xiàn)回收減損。

(2)基于Fluent構(gòu)建了回收管內(nèi)部流場(chǎng)仿真分析模型，單因素試驗(yàn)結(jié)果表明負(fù)壓氣流速度隨喉管直徑的增大而減小、隨喉管傾角的增大而增大，確定了喉管直徑、喉管傾角分別為70 mm、120°，在一定范圍內(nèi)隨漸擴(kuò)角、漸縮角增大而減??；交互因素試驗(yàn)表明影響負(fù)壓氣流速度的因素主次順序?yàn)闈u擴(kuò)段長(zhǎng)度、進(jìn)風(fēng)口直徑、漸縮段長(zhǎng)度、出風(fēng)口直徑，較優(yōu)參數(shù)組合為進(jìn)風(fēng)口直徑94 mm、漸縮段長(zhǎng)度38 mm、出風(fēng)口直徑115 mm、漸擴(kuò)段長(zhǎng)度350 mm。

(3)回收裝置內(nèi)部流場(chǎng)-物料CFD-DEM耦合仿真研究表明，物料回收率隨正壓氣流速度的升高先增大后減小、隨負(fù)壓氣流速度的升高持續(xù)增大，確定了較優(yōu)正壓氣流速度為20 m/s；基于正、負(fù)壓氣流流量分析，確定了氣流分配器中兩路氣流通道的截面積之比為1∶3。

(4)田間試驗(yàn)表明，裝備分行落?；厥昭b置后油菜割臺(tái)損失率、豎割刀損失率分別為1.26%、0.39%，分別下降了21.8%、47.3%，有效降低了分行損失和割臺(tái)損失。