縱軸流柔性彎齒式大豆脫粒裝置的設計與試驗

譚云峰,陳 霖,胡 森,王 鍵,陳治帆,呂小榮

(四川農(nóng)業(yè)大學 機電學院,四川 雅安 625014)

機械化收獲是實現(xiàn)大豆生產(chǎn)全程機械化的重要環(huán)節(jié),脫粒分離裝置作為聯(lián)合收獲機的核心部件,對整機的工作質量起決定性作用[1]。大豆作為我國重要的農(nóng)作物之一,是植物油和植物蛋白的主要來源,對我國油脂安全供給、畜牧業(yè)發(fā)展及國家糧食安全具有重要意義[2-5]。大豆種植在全國分布較廣,其種植地區(qū)主要集中在山東、內蒙古、河南等地[6]。我國大豆產(chǎn)業(yè)正在快速發(fā)展,但我國目前大豆收獲機械化水平總體較低,部分地區(qū)仍舊采用人工收獲方式,其生產(chǎn)效率低下、質量不佳,且費時費力?，F(xiàn)有大豆收獲機械多是由稻麥聯(lián)合收獲機改造,由于大豆本身物理性質與稻麥存在差異,其收獲存在破損率高、夾帶損失高、易堵塞等問題。相關研究發(fā)現(xiàn),在機具不適宜的情況下,脫粒部分造成的破碎率高達10%～20%[7-8],這嚴重制約了大豆產(chǎn)業(yè)的發(fā)展。

目前,國內外對大豆脫粒裝置的研究均較少。Teng等[9]設計了一種螺旋滾筒分段凹形脫粒系統(tǒng),其在滾筒不同脫粒段分別設計了不同的凹板篩,單因素分析表明:該脫粒裝置的破損率和雜質含量均低于普通滾筒;樊晨龍等[10]設計了一種脫粒裝置,其脫粒元件采用圓頭釘齒,凹板篩采用圓管型組合形式,分析了脫粒元件與果穗、果穗與凹板之間的接觸模型,確定了玉米脫粒裝置最優(yōu)脫粒元件的結構參數(shù)及最佳的凹板組合;謝方平等[11]設計了一種柔性桿齒脫粒滾筒,研究發(fā)現(xiàn),轉速一定時柔性齒打擊力小于剛性齒;王志明[12]設計了一種前端低速段用于易脫籽粒脫粒、后端高速段用于難脫籽粒脫粒的差速縱軸流脫粒滾筒,其在不改變原有滾筒基本尺寸的情況下,有效降低了損失率、破損率、脫粒功耗;劉基[13]研制了一種低損傷大豆脫粒機構,但其僅是改變了脫粒裝置的工作參數(shù),采用的仍舊是偏轉一定角度的傳統(tǒng)剛性桿齒,最終的籽粒破損率較高。

目前,國內外聯(lián)合收獲機脫粒滾筒采用的脫粒元件以弓齒、桿齒等剛性元件為主,分離凹板篩以柵格式為主[14-15]。本文設計了一種縱軸流柔性彎齒式大豆脫粒裝置,更改了脫粒元件的安裝形式,將釘齒設計為弧形,脫粒時為柔性沖擊,脫粒元件可任意拆卸更換,且其脫粒間隙會隨著脫粒裝置工作負荷的變化而改變,能有效提高其脫粒性能。

1 整機結構設計及工作原理

1.1 整機結構設計

圖1為本文所設計的縱軸流柔性彎齒式大豆脫粒裝置整機結構圖,該裝置由滾筒、導流板、外殼、機架、被動可轉動凹板篩、植株傳送帶、顆粒收集盤、電機等部件組成。脫粒滾筒的上面為間斷螺旋分布可拆卸柔性脫粒元件,脫粒滾筒、導流板和外殼均安裝在機架上方,傳送帶與電機安裝在機架前方,收集盤位于凹板篩下方。

1, 脫粒滾筒;2,導流板;3,外殼;4,機架;5,被動可轉動凹板篩;6,傳送帶;7,收集盤;8,電機。1, Threshing drum; 2, Guide plate; 3, Shell; 4, Rack; 5, Passively rotable concave sieve; 6, Conveyor belt; 7, Collection plate; 8, Motor.圖1 縱軸流柔性彎齒式大豆脫粒裝置總體結構Fig.1 General structure of longitudinal-axial flow flexible bent-tooth soybean thresher

1.2 工作原理

縱軸流脫粒裝置作業(yè)時,大豆植株(后統(tǒng)一簡稱物料)由傳動帶勻速喂入脫粒裝置,在螺旋喂入頭的抓取作用下被強制送入滾筒與凹板間隙內,之后物料跟隨脫粒滾筒運動,在導流板的作用下旋轉向前流動,隨著脫粒間隙的減小,持續(xù)與脫粒元件及凹板發(fā)生接觸進行脫粒,被脫下的籽粒從凹板篩孔隙處掉落至收集盤,完成大豆籽粒的脫粒分離作業(yè)。最終莖稈被推送至滾筒末端排出裝置外,完成整個脫粒過程。

2 關鍵部件設計

2.1 脫粒元件

本文設計的柔性脫粒元件,其脫粒彎齒通過扭簧、螺栓固定在滾筒輻條上的底座,且可繞螺栓轉動,扭簧具有吸能減震、減小對物料的打擊作用,同時脫粒彎齒偏轉會增大局部脫粒間隙,提高物料流動性防止堵塞。脫粒過程中,脫粒元件隨脫粒滾筒轉動,脫粒彎齒與物料發(fā)生碰撞,當撞擊力大于扭簧預加載力時,扭簧向內壓縮,脫粒彎齒轉角位置發(fā)生變化,此時脫粒元件底座與脫粒滾筒輻條共同構成剛體系統(tǒng),而扭簧與脫粒彎齒視為柔性系統(tǒng)[16]。具體如圖2所示。

1, 脫粒彎齒;2,限位底座;3,緊定螺釘;4,螺栓;5,指套;6,底座;7,螺帽;8,扭簧;9,輻條。1, Degranulation curved teeth; 2, Limited seating; 3, Set screw; 4, Bolt; 5, Finger glove; 6, Base; 7, Nut; 8, Spring; 9, Spoke.圖2 脫粒元件Fig.2 Threshing element

脫粒彎齒的受力分析如圖3所示,脫粒裝置作業(yè)過程中,彎齒受到來自物料的合外力Ft,在該力作用下,桿齒以螺栓為旋轉中心向后轉動角度為θ。隨著角度θ的增大,螺栓對彎齒的支撐力Fn1與豎直方向上的夾角β3以及扭簧對桿齒的作用力Fn2與水平方向的夾角β2均會增大,而合外力Ft與水平方向的夾角β1保持不變。由于力的相互作用,此時彎齒對物料的脫粒力也逐漸增大,這有利于降低大豆籽粒的未脫凈率。當物料在脫粒滾筒發(fā)生堵塞,彎齒以極大相對速度沖擊籽粒,由于彎齒以柔性方式安裝,發(fā)生較大沖擊時扭簧被壓縮,吸收部分沖擊能量,減小對籽粒的沖擊作用,從而降低籽粒的破碎率。

Ft,彎齒受到來自物料的合外力;Fn1,螺栓對彎齒的支撐力;Fn2,扭簧對桿齒的作用力;β1,合外力Ft與水平方向的夾角;β2,扭簧對桿齒的作用力Fn2與水平方向的夾角;β3,螺栓對彎齒的支撐力Fn1與豎直方向上的夾角;θ,桿齒以螺栓為旋轉中心逆時針轉動角度;L,物料與脫粒彎齒接觸點距離扭轉中心。Ft, The external forces of curved teeth subjected to the material; Fn1, The support force of the bolt on the bent teeth; Fn2, The force exerted by the torsion spring on the rod teeth; β1, The angle between the external force Ft and the horizontal direction; β2, The angle between the force Fn2 of the torsion spring on the rod teeth and the horizontal direction; β3, The angle between the support force Fn1 of the bolt on the curved teeth and the vertical direction; θ, The rod teeth rotate counterclockwise with the bolt as the center of rotation; L, The distance between the contact point of the material and the threshing bending tooth and the torsion center.圖3 脫粒彎齒受力示意圖Fig.3 Force diagram of threshing element

物料與彎齒接觸時,力平衡方程為:

(1)

可知合外力的表達式為:

Ft=

(2)

式中,Ft為彎齒受到來自物料的合外力;Fn1為螺栓對彎齒的支撐力;Fn2為扭簧對桿齒的作用力;β1為合外力Ft與水平方向的夾角;β2為扭簧對桿齒的作用力Fn2與水平方向的夾角;β3為螺栓對彎齒的支撐力Fn1與豎直方向上的夾角。

通過預試驗得出,大豆籽粒在施加載荷超過64 N時會出現(xiàn)破壞,大豆莖稈在施加載荷超過98 N時會出現(xiàn)破壞,而大豆豆莢的破莢力僅為3 N左右,因此選定扭簧預加載荷為9 N,脫粒彎齒對物料施加的作用力不超過50 N。由圖3可知,物料與脫粒彎齒接觸點距離扭轉中心為L,此時扭簧的初始扭矩T=Ftcosβ1,當物料對彎齒的作用力大于大豆豆莢的破莢力且小于籽粒破損力時,扭簧發(fā)生扭轉,以此緩解籽粒受到的沖擊。依據(jù)設計要求,L為78 mm,扭簧的初始安裝轉角φ=40°,當Ft為10 N時,T=780 N·mm-1,由此可以計算扭簧的有效圈數(shù)N為:

(3)

式(3)中,E為彈性模量,扭簧選擇碳素彈簧鋼絲,取1.97×105MPa;D為扭簧鋼絲直徑,取2 mm;D1為扭簧中徑,扭簧中徑根據(jù)設計要求取8 mm,由此可得N=6。

2.2 被動轉動式凹版篩

傳統(tǒng)收獲機的脫粒凹板多為柵格式,凹板柵格為長條狀[17],其表面存在的棱角在脫粒過程中極易與物料發(fā)生剪切作用,而大豆豆莢的破莢力較小[18],籽粒易從植株中分離,發(fā)生剪切作用時,籽粒破損率增加,莖稈等雜質過度破碎也會導致清選困難,同時隔板阻礙物料的軸向流動,易造成堵塞,這是傳統(tǒng)柵格式凹板篩存在的不足之處。針對上述問題,本文設計了一種被動轉動式凹板篩,其結構如圖4所示。其主要由13組被動旋轉篩分單元構成,每組兩排篩分單元交錯配合形成可供籽粒落下的U形孔,可阻擋長莖稈雜質。

1, 凹板篩架;2,被動旋轉篩分單元。1, Concave sieve tray; 2, Passive rotary screening unit.圖4 被動轉動式凹板篩單體Fig.4 Passive rotary concave screen monomer

脫粒過程中,物料受力比較復雜,同時物料的質量、密度等參數(shù)時刻在改變,為分析物料的運動受力情況,對物料混合物的狀態(tài)變化進行簡化并作出如下假設[19]:

(1)大豆植株均勻不間斷喂入;

(2)物料層之間不產(chǎn)生相對滑動,保持緊密接觸;

(3)忽略物料之間的相互作用;

(4)物料混合物視為彈性體,保持運動傳遞。

ω,滾筒角速度;FN,物料受到凹板篩的打擊力;μNFN,物料受到凹板篩的摩擦力;FS,物料受到脫粒元件的打擊力;μSFS,物料受到脫粒元件的摩擦力;G,重力;β,物料運動螺旋角;V,物料運動速度;δ,脫粒元件對物料的作用角度。ω, The angular speed of the roller; FN, The impact force of the material subjected to the concave sieve; μNFN, The friction of the material subjected to the concave screen; FS, The impact force of the material subjected to the threshing element; μSFS, The frictional force of the material subjected to the threshing element; G, Gravity; β, Spiral angle of material movement; V, Material movement speed; δ, The angle of action of the threshing element on the material.圖5 物料在凹板篩側運動受力示意圖Fig.5 The force diagram of the material moving on the screen side of concave plate

FN、FS、μSFS均在凹板篩圓柱體切平面內,且在A點上。建立凹板篩側的物料的運動受力方程,其式為:

(4)

脫粒過程中,物料主要受到脫粒元件在滾筒與凹板篩間隙間的打擊力FS及凹板篩的反作用力FN,其力的大小均可通過物料脫粒的角速度與角加速度的形式表示:

(5)

式中,σ為草谷比;μ(z)為軸流脫粒空間沿Z軸的分離率;e為速度增長系數(shù);δ為脫粒元件的打擊角度;Nc為脫粒元件排列螺旋列數(shù);Nr為脫粒元件排列螺旋頭數(shù);L為脫粒元件排列螺旋線截距[20]。

由上述模型可知,脫粒元件在滾筒與凹板間隙間的打擊力FS、凹板的反作用力FN是隨角度變化的變量式周期函數(shù)在不同的脫粒位置進行脫粒時,物料角速度也呈現(xiàn)周期性變化,初入凹板時速度最低,隨著在脫?？臻g內繼續(xù)軸向圓周運動,角速度逐漸加快并趨于穩(wěn)定、最后又降低。當物料運動速度低時,其與脫粒元件的相對速度較大。因此,物料受到的沖擊大,籽粒也更容易破碎,反之則沖擊作用小,籽粒破碎率低。

3 仿真試驗

3.1 仿真參數(shù)設置

為使仿真中物料之間及物料與裝置之間的接觸狀態(tài)更真實,提高離散元仿真模型的可靠性,采用TA.XTC-18質構儀(上海保圣公司生產(chǎn))進行物料物理特性測定試驗;采用實驗室自制的物料特性綜合測試裝置測定物料-鋼板、物料-物料間的碰撞恢復系數(shù)、靜摩擦因數(shù)和滾動摩擦因數(shù)。為標定校準接觸參數(shù),利用臺架試驗和仿真試驗進行對比,對莖稈及豆莢進行彎曲壓縮試驗,將EDEM仿真模擬試驗得到的力-位移曲線與實際試驗數(shù)據(jù)進行對比,不斷調整黏結參數(shù)確保兩者誤差在±4%之內。最終確定離散元仿真接觸參數(shù)和顆粒間黏結參數(shù)分別如表1和表2所示。

表1 離散元仿真接觸參數(shù)Table 1 Discrete element simulation of contact parameters

表2 顆粒間黏結參數(shù)Table 2 Parameters of intergranular bond

3.2 仿真模型建立

在脫粒裝置進行大豆脫粒時,裝置內運動的混合物包括大豆籽粒、植株短莖稈、豆莢及其他輕雜物,但主要為籽粒和短秸稈,由于豆莢及其他輕雜物對剩余物料的作用力在脫粒過程中對最終脫粒效果的影響較小,所以在仿真過程中僅考慮大豆籽粒和短莖稈的影響[13]。

將大豆莖稈視為圓柱體,莖稈在脫粒過程中存在較多的彎曲變形、破碎等情形,傳統(tǒng)的剛性莖稈模型并不能顯現(xiàn)出脫粒時物料的真實運動情況,同時考慮仿真模型的計算體量,基于Hertz-Mindlin with bonding V2黏結接觸模型,利用半徑3.5mm的球形粒子相互黏結結構建大豆莖稈離散元模型。大豆籽粒的形狀與橢球體相似,因此在建立顆粒模型時將大豆種子簡化為橢球體,測得大豆籽粒三軸數(shù)據(jù)之后,利用五球填充方法構建大豆籽粒的仿真模型,其能夠很好地反映出大豆籽粒的接觸狀態(tài)[21-22]。為真實反映出脫粒裝置的脫粒分離能力及測試出出口端的夾帶損失率,籽粒與莖稈間也利用Bonding鍵黏結,其強度參考大豆豆莢破莢力,籽粒與莖稈的質量比例等于前期預實驗測得喂入物料的草谷比為3∶2。最終建成大豆植株離散元模型如圖6所示。

圖6 收獲期大豆植株離散元建模Fig.6 Discrete element modeling of soybean plant at harvest stage

離散元仿真軟件自身不能實現(xiàn)復雜的剛體運動及特殊力的添加,為接近真實試驗條件,這里選用離散元仿真軟件Edem與多體動力學軟件Recurdyn耦合。利用三維建模軟件Solidworks建立大豆脫粒裝置的裝配體模型(volume model),將其導入Recurdyn中,設置相關運動副及力驅動后,輸出wall文件導入Edem中,完成仿真模型導入如圖7所示。

圖7 整機仿真模型Fig.7 Whole machine simulation model

3.3 仿真結果

為驗證設計的脫粒裝置的有效性,對其整機進行耦合仿真試驗。仿真試驗時,顆粒工廠設置于脫粒裝置螺旋喂入口前端,物料喂入量選擇為3 kg·s-1。滾筒轉速設置400 r·min-1,Raylesihs時間步長為15%,仿真時間為5 s,在0.15 s 后物料進入脫粒裝置,在2 s停止喂入物料,耦合仿真過程如圖8所示。

圖8 耦合仿真過程Fig.8 Coupling simulation process

通過EDEM-Recurdyn耦合仿真試驗,在脫粒效果一致時,得到脫粒元件加扭簧和不加扭簧時(即柔性彎齒和剛性彎齒)法向與切向接觸力的對比。從圖9可以看出,柔性脫粒元件比剛性脫粒元件的法向和切向接觸力都要小,且差距較大。當脫粒裝置進行脫粒,脫粒彎齒與大豆植株接觸力達到一定值時,大豆籽粒從植株上脫落,當接觸力超過一定值時,大豆籽粒會出現(xiàn)破碎情況,導致脫粒質量降低,破碎的大豆若不及時處理會產(chǎn)生霉變等現(xiàn)象,導致浪費糧食。因此,合理的接觸力不僅能使脫粒裝置順利脫粒,還能防止籽粒的損失。本文設計的柔性脫粒元件可根據(jù)植株的強度提供合適的接觸力,實現(xiàn)較好的脫粒性能。

圖9 柔性和剛性彎齒的法向與切向接觸力的對比Fig.9 Comparison of normal and tangential contact forces of flexible and rigid bending teeth

4 物理實驗

4.1 試驗目的與材料

搭建試驗臺架,如圖10所示。探究滾筒轉速、脫粒間隙、喂入量對籽粒破碎率及脫粒夾帶損失的影響規(guī)律及最佳工作參數(shù)組合。試驗材料選用擊南夏豆25,測量出植株平均高度為67.5 cm,主莖節(jié)數(shù)平均為14.5個,株莢數(shù)42.4個,株粒數(shù)70.5粒;每莢粒數(shù)1.7粒,株粒重16.3 g,種子橢圓形,種皮黃色,臍褐色,百粒重24.9 g,完全粒率95.5%。試驗開始前使用游標卡尺及LDS-1G谷物水分測定儀測定植株基本參數(shù)如表3所示。

圖10 試驗臺架實物圖Fig.10 Physical drawing of test stand

表3 大豆植株基本參數(shù)Table 3 Basic parameters of soybean plant

4.2 試驗因素與指標

試驗因素為滾筒轉速(A)、脫粒間隙(B)、喂入量(C)三個因素,試驗指標為脫出物夾帶損失率及籽粒破碎率,具體計算方法如下:

(6)

(7)

式中,Y1為大豆脫粒夾帶損失率,%;Y2為大豆脫粒籽粒破碎率,%;m1為脫粒裝置脫出物中籽粒的總質量,g;m2為脫粒裝置排雜口排出的籽粒質量,g;m3為脫粒裝置脫出物中破碎籽?？傎|量,g。

4.3 試驗方案

為減少試驗次數(shù),選取Box-Behnken中心組合試驗設計理論[23-24],開展三因素三水平二次回歸響應面試驗,共17組。試驗因素水平安排如表4所示,參數(shù)范圍基于前期單因素試驗及機具工作要求選取。

表4 試驗因素水平Table 4 Level of test factors

試驗開始前,使用數(shù)顯轉速表標定脫粒滾筒轉速,使變頻器頻率與所需轉速一一對應,通過變頻器調整滾筒轉速;釘齒座與滾筒連接處改為條形孔,脫粒滾筒間隙通過調整釘齒座高低進行調整;試驗所需物料總質量使用電子秤測量,傳送帶上均勻鋪放物料,物料經(jīng)由進料口喂入脫粒裝置內部,籽粒被脫下后經(jīng)由凹板篩落入收集盤,莖稈雜質在脫粒滾筒及導流板作用下從滾筒末端排出。

4.4 試驗結果與分析

試驗結果及試驗方差分析分別如表5和表6所示。

表5 試驗設計方案及結果Table 5 Test design scheme and results

表6 方差分析Table 6 Analysis of variance

表6方差分析中,針對滾筒轉速(A)、脫粒間隙(B)、喂入量(C)三個因素對損失率(Y1)和破碎率(Y2)指標的回歸模型均顯著、失擬項不顯著的結果,表明回歸方程能夠比較準確地預測該脫粒裝置的脫粒性能。根據(jù)方差分析得到關于損失率、破碎率的回歸方程分別為:

Y1=1.91-0.25A+0.242 5B+0.435C+0.045AB+0.1AC-0.07BC+0.117A2+0.132B2+0.257C2。

(8)

Y2=0.72+0.05A-0.032 5B+0.005C+0.005AB+0.015AC+0.01BC+0.032 5A2-0.002 5B2+0.017 5C2。

(9)

其中,對于損失率Y1,因素A、B有顯著影響,因素C有極顯著影響,其余無顯著影響;對于破碎率Y2,因素A2有顯著影響,因素A、B、C均有極顯著影響,其余無顯著影響。

根據(jù)試驗結果,對其作出損失率和破碎率響應曲面圖,分別如圖11和圖12。從圖11的損失率響應曲面可知,脫粒間隙和喂入量一定時,損失率隨著滾筒轉速的增大逐漸增大,這是由于物料流動速度變快以至自由籽粒來不及分離便已從排雜口排出;當滾筒轉速一定時,損失率隨著脫粒間隙和喂入量的增大而增大,這是由于脫粒間隙過大時,脫粒元件的打擊作用難以傳遞到外層物料,其中籽?；祀s在莖稈等雜質中被排出;隨著喂入量的增加,脫粒裝置內的物料密度增大,更多莖稈雜質導致已脫籽粒難以從凹板篩處分離出來,致使損失率增大。

圖11 因素交互作用對損失率的影響Fig.11 Effect of factor interaction on loss rate

圖12 因素交互作用對破碎率的影響Fig.12 Effect of interaction of factors on breakage rate

從圖12的破碎率響應曲面可知,滾筒轉速較大而脫粒間隙較小時,物料在脫粒空間受到脫粒元件的打擊和搓擦作用,隨著強度、頻率增加,籽粒破碎率增大;脫粒間隙較大時,籽粒有更大的緩沖空間,物料受到的打擊和搓擦作用減弱,籽粒破碎率隨著脫粒間隙的增加而降低。當脫粒間隙和滾筒轉速一定時,脫粒空間隨著喂入物料的增加,其物料層變厚、密度變大,籽粒在與脫粒元件直接接觸時受到的打擊力增大,破碎率隨著喂入量增加呈現(xiàn)上升的趨勢。

為了得到最佳的工作參數(shù)組合,應用Design-Expert 11.0軟件對試驗因素進行優(yōu)化[25-26]。采用損失率、破碎率的回歸方程Y1、Y2建立數(shù)學模型使其分別在約束條件下達到最小值。各試驗因素編碼值在試驗的范圍內取值,其約束條件為:

-1≤Xi≤1

0≤Y1≤2

0≤Y2≤2。

(10)

根據(jù)目標函數(shù)和約束條件,通過軟件求得的該裝置的最優(yōu)參數(shù)組合:滾筒轉速366.65 r·min-1、脫粒間隙20.78 mm×15.78 mm、喂入量1.286 kg·s-1,此時的損失率為1.703%、破碎率為0.685%。

為驗證優(yōu)化試驗結果的可靠性,對所獲得的最優(yōu)組合參數(shù)進行試驗,試驗重復3次取平均值,表7為試驗結果。從表中可得:臺架試驗損失率和破碎率平均值分別為1.767%、0.713%,與最優(yōu)參數(shù)組合預測值誤差低于5%。

表7 優(yōu)化結果驗證試驗Table 7 Optimization result validation test

4.5 田間試驗

將試驗臺架上的脫粒滾筒及凹板篩拆裝于4LZ-1.6Z小型大豆聯(lián)合收獲機上,如圖13所示。試驗地點為四川農(nóng)業(yè)大學仁壽試驗基地,選取與臺架試驗相同品種的成熟期南夏豆25,籽粒含水率為18.25%,莖稈含水率為38.41%。試驗現(xiàn)場如圖14所示,脫粒裝置工作參數(shù)取最優(yōu)參數(shù)組合,其余均設置為正常收獲時工作參數(shù),結合GB/T8097-2008《收獲機械 聯(lián)合收割機 試驗方法》中收獲試驗要求,以損失率、破碎率為試驗指標。重復試驗3組,每組有效收獲行程25 m,每組試驗開始前,收獲機均已達到穩(wěn)定速度。根據(jù)中華人民共和國機械行業(yè)標準(JB/T 11912-2014),要求損失率和破碎率低于 5%,試驗結果表明損失率、破碎率的平均值分別為1.812%和0.753%,均低于該標準,最優(yōu)參數(shù)組合的收獲達到實際要求。

圖13 機具安裝Fig.13 Installation of machinery and tools

圖14 大豆收獲試驗現(xiàn)場Fig.14 Soybean harvest test site

5 結論

(1)針對傳統(tǒng)大豆脫粒裝置存在的籽粒破碎率高的問題,設計了一種縱軸流柔性彎齒式大豆脫粒裝置,并對其進行了力學分析,柔性脫粒元件可提高物料流動性防止堵塞,被動轉動式凹板篩形成可供籽粒落下的U形孔,同時阻擋長莖稈雜質。

(2)通過EDEM和Recurdyn軟件耦合驗證柔性彎齒相較于傳統(tǒng)彎齒在脫粒時接觸力較小,更有利于大豆收獲。

(3)搭建試驗臺架,選取滾筒轉速、脫粒間隙、喂入量作試驗因素進行了三因素三水平響應面試驗。得出了脫粒裝置在最優(yōu)脫粒情況下參數(shù)組合:滾筒轉速為366.65 r·min-1、脫粒間隙為20.78 mm×15.78 mm、喂入量為1.286 kg·s-1。此時平均籽粒損失率為1.767%,破碎率為0.713%,其效果優(yōu)于傳統(tǒng)脫粒裝置。

(4)進行田間試驗,試驗結果表明損失率、破碎率的平均值分別為1.812%和0.753%,均低于國家標準值,滿足大豆機械化收獲的要求。