半喂入聯合收獲機回轉式柵格凹板脫分裝置設計與試驗

劉正懷 戴素江 田立權 陳 霓 王志明 陳德俊

(1.金華職業技術學院現代農業裝備實用技術浙江省工程實驗室， 金華 321017；2.金華職業技術學院機電工程學院， 金華 321017)

0 引言

由于高產水稻分蘗旺、莖葉發達，現有半喂入聯合收獲機收獲時很容易引起脫粒裝置堵塞，影響作業效率。為提高作業效率和防止堵塞，減少脫粒損失，國內外生產企業加大了配套動力或增加脫粒滾筒長度[1-3]，但均不能很好解決高產水稻收獲作業中的堵塞和漏脫問題。凹板是脫粒分離裝置的重要部件，李昇揆等[4]對具有不同結構凹板的全喂入軸流脫粒分離裝置進行了研究，建立了相應的脫出物運動數學模型；丁懷東[5]建立了柵格凹板孔格尺寸與分離率的數學模型；ОЖЕРЕЛЬЕВ等[6]對復脫裝置凹板進行了研究，提出了倒錐形凹板設計方法；萬金寶等[7]、MIU等[8-9]建立了物料在軸流式脫粒分離裝置中的運動學數學模型和柵格凹板分離數學模型。鐘成義等[10]利用單片機檢測谷物流量，發生堵塞時在不停機下由步進電動機調節凹板間隙；易立單[11]提出了防止聯合收獲機堵塞故障的方法[11]；文獻[12-14]分別通過運動學和動力學仿真分析，揭示了谷物在脫?？臻g的圓周切向和軸向位移的運動規律，建立了動力學微分方程；潘靜等[15]通過實時檢測喂入作物的密度來調整聯合收獲機工作速度，防止脫粒裝置堵塞；為了對聯合收獲機喂入量自動調整，文獻[16-18]以灰色預測模糊控制系統對聯合收獲機前進速度進行了研究；文獻[19-20]研究了脫粒滾筒自調整模糊控制及VLSI實現技術；李耀明等[21]對斜置切縱流聯合收獲機脫粒分離裝置結構參數進行優化；文獻[22-23]進行了差速軸流脫粒分離裝置和氣流式清選裝置研究，提高了工作性能。以上研究均是基于固定式柵格凹板、針對全喂入聯合收獲機進行的。本文擬開展半喂入聯合收獲機回轉式柵格凹板脫粒分離裝置研究，對脫出物進行動力學分析和二次旋轉回歸組合試驗，以探索防止脫粒裝置堵塞、提高作業效率的途徑。

1 結構設計與工作原理

回轉式柵格凹板脫分(脫粒分離)裝置在半喂入聯合收獲機固定式脫分裝置的基礎上設計而成?；剞D式柵格凹板可沿脫粒滾筒圓弧方向循環運轉，形成了上下兩層間距為80 mm的活動柵格，凹板包角180°?；剞D式柵格凹板脫分裝置三維結構如圖1所示。

圖1 回轉式柵格凹板脫粒分離裝置三維結構圖Fig.1 3D drawing of rotary grate concave threshing- separating device unit1.左墻板 2.脫粒滾筒 3.多孔板 4.換向輪1 5.三角帶 6.右墻板 7.張緊輪 8.回轉凹板主動輪 9.回轉凹板主動軸 10.脫粒滾筒帶輪 11.換向輪2 12.回轉凹板從動軸 13.回轉凹板

1.1 結構設計和參數選擇

1.1.1柵格凹板面積和包角

脫分裝置生產率除與結構有關外，主要取決于脫粒滾筒與凹板的作用面積，即柵格式凹板的包圍面積[24]

(1)

式中S——弧形柵格凹板包圍面積，m2

A——柵格凹板單位面積生產率，取2 kg/(m2·s)

q——進入脫分裝置的聯合收獲機喂入量(工作流量)，取1.5 kg/s

B——半喂入柵格式凹板寬度，取0.8 m

R——弧形柵格凹板半徑(圓心至弧形凹面定型片上表面距離)，取0.295 m

β——弧形柵格凹板包角，rad

將有關數值代入式(1)，可求得S=0.75 m2，β=3.17 rad=181.7°，取180°。

1.1.2柵格尺寸和篩孔率

回轉柵格凹板結構如圖2所示?；剞D柵格凹板安裝在弧形凹板篩架上，篩架下部固定有若干條由橫軸9、18、19按間距穿接并固定的下定型片11(厚3 mm)托著環形柵條篩片的上篩面，篩架上部固定有3條厚3 mm的上定型片4、7、12壓在上篩面上，上、下定型片形成的徑向空間即為回轉柵格凹板運行軌道。凹板柵條內芯為φ5 mm鋼絲，外套φ8.0 mm的鋼管可繞鋼絲轉動，凹板回轉時，鋼管在上、下定型片之間滾動運行，保證了脫粒間隙20 mm穩定不變，保證脫粒質量，同時有效防止抽草現象發生。在柵條的兩端和中部分別穿過銷孔套裝3組A12型滾子鏈和3組A12型滾子鏈鏈片(中心距為19.05 mm)，構成了環形回轉柵格凹板篩面(寬800 mm)。3條上定型片為回轉柵格凹板的橫隔板，與下定型片、鏈片和柵條形成一系列孔寬為a、孔長為b的柵格，a=11.05 mm，b=50 mm。經計算，回轉柵格凹板的篩孔率ε=58%，滿足柵格凹板要求[25]。

圖2 回轉式柵格凹板三維結構局部剖視圖Fig.2 Partial sectional view of 3D structure of rotary grate concave1.滾子鏈 Ⅰ 2.多孔板 3.滾子鏈鏈片Ⅰ 4.上定型片Ⅰ 5.滾子鏈Ⅱ 6.滾子鏈鏈片Ⅱ 7.上定型片Ⅱ 8.柵格凹板下層柵條 9.橫軸Ⅰ 10.滾子鏈鏈片Ⅲ 11.下定型片 12.上定型片Ⅲ 13.滾子鏈Ⅲ 14.軸承座 15.凹板篩架 16.回轉凹板主動軸 17.回轉凹板從動軸 18.橫軸Ⅱ 19.橫軸Ⅲ 20.柵格凹板上層柵條

1.1.3柵格凹板轉速和驅動帶輪半徑

環形柵條篩片通過3組A12型滾子鏈與回轉凹板主動軸和從動軸上的6只A12型鏈輪嚙合，由與主動鏈輪同軸的帶輪驅動作循環回轉運動(圖1、3)。按設計要求，水稻和小麥脫粒的滾筒弓齒齒頂線速度v1為15～17 m/s[26]，即滾筒弓齒與回轉柵格凹板的相對線速度應達到此值，故回轉柵格凹板表面線速度v2與v1需保持較大的速度差，設v2=1 m/s。傳動系統如圖3所示。

圖3 弧形回轉式柵格凹板和脫粒滾筒結構與傳動示意圖Fig.3 Structure and transmission diagram of arc rotary grate concave and threshing drum1.回轉式柵格凹板從動鏈輪 2.喂入口多孔板 3.脫粒滾筒弓齒 4.脫粒滾筒 5.過渡帶輪Ⅱ 6.脫粒滾筒帶輪 7.過渡帶輪Ⅰ 8.多孔板 9.墻板 10.張緊輪 11.V型傳動帶 12.回轉凹板驅動帶輪 13.回轉凹板主動鏈輪 14.柵格式回轉凹板

根據回轉柵格凹板上、下兩層間距為80 mm設計要求,取主動鏈輪半徑R2=0.041 m，回轉柵格凹板轉速n2及其驅動帶輪半徑R4為

(2)

(3)

其中

n4=n2

式中n4——回轉柵格凹板驅動帶輪轉速,r/min

n3——脫粒滾筒帶輪轉速,取580 r/min

R3——脫粒滾筒帶輪半徑,取 0.045 m

將數據代入式(2)、(3)可求得n2=230 r/min，R4=0.11 m； 實際脫粒滾筒弓齒齒頂線速度v1=16.69 m/s，回轉凹板表面線速度v2與脫粒滾筒弓齒齒頂線速度v1的比值約1/17。

1.2 脫分系統工作原理

脫凈原理：回轉式柵格凹板的上篩面沿脫粒滾筒圓弧方向循環運轉，其表面線速度的方向與脫粒齒頂線速度方向相同，由夾持鏈喂入的被脫作物，其上、下禾層同時受到脫粒弓齒和凹板柵條的梳刷、沖擊脫粒，脫凈率高。

防堵原理：由于柵格凹板循環運轉和篩面的振動使脫出物快速分離，凹板上表面不會積留籽粒或碎莖葉，防止了脫粒滾筒堵塞。

分離原理：脫出物通過凹板上表面的柵格落到下表面，再穿過下表面的柵格，籽粒和碎莖葉可均勻地撒布在振動板或振動篩上，有利于脫出物的進一步清選。

2 動力學分析

2.1 受力分析

李昇揆等[4]對全喂入軸流脫粒裝置的滾筒式回轉凹板在脫粒過程中被脫物質點M進行了受力分析，但其分析中忽略了回轉凹板對被脫物質點的作用力，影響分析精度。被脫物質點M除了受到重力的作用外，還受到弓齒和回轉柵格凹板的主動力Ft和Fa的作用，以及由此產生的被動力Fs、μtFt、μsFs和μaFa等，如圖4a所示,速度圖如圖4b所示。

圖4 回轉柵格凹板脫分裝置被脫粒物質點M的受力分析和速度分析圖Fig.4 Force and velocity analyses diagrams of threshed point M in rotary grate concave threshing- separating unit

2.2 動力學微分方程

根據各力在r1、θ1和z1方向的投影，可建立單位質量質點M在rθz坐標系的動力學微分方程

(4)

(5)

(6)

其中Ftcosδ為弓齒對被脫粒物質點M的作用力在θ1方向(切向)的分力，根據動量定理[27]有

(7)

(8)

根據文獻[4]有

(9)

(10)

其中

K1=0.417exp(-25α2)

式中m′——單位時間喂入谷物質量

λ——速度系數，取0.35

f——搓擦系數，取0.75

ψ——脫粒弓齒排列螺旋角，(°)

Lt——脫粒弓齒導程，m

K1、K2——試驗系數，K1=1，K2=-0.1

α——脫粒滾筒圓錐角，圓柱形脫粒滾筒α=0

3 臺架試驗

為探明脫粒滾筒轉速、柵格凹板回轉速度和夾持喂入鏈速度等工作參數對工作性能(損失率、破碎率、含雜率)和脫分選功耗的影響，在半喂入聯合收獲機原有脫分選裝置的基礎上設計了回轉式柵格凹板脫分選裝置試驗臺，采用二次旋轉組合設計法進行回轉式柵格凹板脫分選系統性能試驗。

3.1 試驗臺結構

半喂入聯合收獲機脫分選裝置試驗臺包括：4臺作物輸送臺、回轉式柵格凹板半喂入脫分選裝置(包括弓齒式脫粒滾筒、夾持喂入鏈、回轉式柵格凹板、振動篩、清選風機、復脫機構、螺旋輸送器、糧箱、排草機構等)、4臺調速電動機及工控箱等。其結構如圖5所示，試驗臺實物局部如圖6所示。作物輸送臺由4臺長×寬×高為5 000 mm×900 mm×900 mm的膠帶輸送器串聯組成(高度可調)，輸送速度0～2 m/s，無級調速；脫粒滾筒調速電動機一臺，功率15 kW，脫粒滾筒轉速500～650 r/min；清選和籽粒處理裝置調速電動機各一臺，功率5 kW，轉速1 120～1 350 r/min；夾持喂入鏈驅動電動機一臺，功率7.5 kW；回轉凹板驅動電動機一臺，功率2 kW；每臺電動機通過各自變頻器調整電動機轉速并測定功率，通過數據采集系統在工控箱儀表上顯示。

圖5 具有回轉式柵格凹板的半喂入脫分選裝置試驗臺示意圖Fig.5 Diagram of test platform of head-feeding combine harvester with rotary grate concave1.作物輸送臺 2.調速電動機 3.脫粒滾筒調速電動機 4.脫粒滾筒驅動帶 5.傳動箱 6.脫粒滾筒帶輪 7.夾持喂入鏈 8.清選風扇調速電動機 9.脫粒滾筒 10.回轉式凹板 11.回轉式凹板調速電動機 12.夾持喂入鏈驅動輪 13.夾持喂入鏈調速電動機 14.工控箱

圖6 帶有回轉柵格凹板脫粒分離裝置的半喂入聯合收獲機脫分選裝置試驗臺Fig.6 Testing platform of threshing- separating unit of head-feeding combine harvester with rotary grate concave

3.2 試驗臺工作過程

試驗前，按設定的喂入量(工作流量)1.5 kg/s設置作物輸送臺速度，每組試驗將相等質量的水稻均勻鋪放在輸送臺的指定范圍內，莖稈長度方向與輸送方向垂直，穗頭朝向脫粒滾筒。根據試驗方案，通過變頻器調節脫粒滾筒轉速、回轉凹板線速度、夾持喂入鏈速度和輸送臺速度。

3.3 試驗物料

臺架試驗水稻品種采用浙江省廣為種植的“甬優15”超級稻，人工收割(割茬高度150 mm)后當日進行試驗。水稻部分特性如表1所示。

表1 試驗水稻基本特性參數Tab.1 Basic properties of rice

3.4 二次正交旋轉組合試驗

在自行研制的試驗臺上，對回轉凹板脫分選系統進行水稻脫分選性能試驗，考察脫粒滾筒轉速x1、回轉凹板線速度x2、夾持喂入鏈速度x33個因素對脫粒清選裝置工作性能(損失率y1、破碎率y2、含雜率y3)和脫分選功耗y4的影響。采用二次正交旋轉組合設計方法設計試驗方案，根據理論分析和生產實際，確定每個試驗因素的取值范圍，初步選取合理的因素水平，取γ=1.682。因素編碼如表2所示，試驗方案與結果如表3所示，X1、X2、X3分別為因素脫粒滾筒轉速、回轉凹板線速度、夾持喂入鏈速度的編碼值。

表2 因素編碼Tab.2 Coding of factors

表3 二次回歸正交旋轉試驗方案與結果Tab.3 Experiment program and results for quadraticregression orthogonal

4 試驗結果分析

4.1 回歸方程

根據試驗所得結果，運用DPS數據處理系統，以α=0.10顯著水平剔除不顯著項，得損失率簡化后的回歸方程為

(11)

用同樣的方法得到破碎率y2、含雜率y3和脫分選功耗y4的回歸方程，分別為

(12)

(13)

y4=12.467 3+0.925 3X1+0.439 9X3

(14)

4.2 試驗因素對各指標的單因素效應分析

在探索某單因素對某評價指標的影響時，設其他2個因素為零水平，將多元問題簡化為一元問題。式(11)中，分別令X2=X3=0；X1=X3=0；X1=X2=0?？傻肵1、X2、X3單因素對損失率影響的方程

(15)

(16)

(17)

由式(15)～(17)生成的影響曲線如圖7所示。

圖7 各因素對損失率的影響曲線Fig.7 Impact curves of each factor on loss rate

由圖7可知，損失率與滾筒轉速X1、回轉凹板線速度X2、夾持喂入鏈速度X3均呈二次曲線關系，從曲線趨勢看，X1對損失率的影響最顯著，X2影響最小。在[-1.682，0]區間，隨著X1、X2、X3增大，損失減??；在[0，1.682]區間，隨著X1、X2、X3增大，損失增大。這是因為，脫粒滾筒轉速過低時脫粒不凈，轉速過高時破碎籽粒增多，夾帶損失和清選損失增大。各因素在零水平附近時損失率最低。

根據上述方法，同樣可得到脫粒滾筒轉速X1、回轉凹板線速度X2、夾持喂入鏈速度X3分別與破碎率y2、含雜率y3、脫分選功耗y4等的單因素影響曲線，如圖8～10所示。

圖8 各因素對破碎率的影響曲線Fig.8 Impact curves of each factor on broken rate

圖9 各因素對含雜率的影響曲線Fig.9 Impact curves of each factor on impurity rate

圖10 各因素對脫分選功耗的影響曲線Fig.10 Impact curves of each factor on total power of threshing, separating and cleaning

由圖8可知，回轉凹板線速度X2對破碎率y2沒有影響，因為凹板的回轉速度很慢，對脫落物形成的沖擊很??；破碎率y2與X1、X3呈二次曲線關系。在[-1.682，0]區間，y2(X1)曲線平緩，X1對y2的影響較小，在X1=-0.5附近破碎率最低；在[0，1.682]區間，隨著X1增大籽粒受到的擊打力和被擊打次數增加，y2迅速增大。在[-1.682，1.682]區間，破碎率y2隨著X3增大迅速下降，在X3=1附近達到最小，這是因為喂入鏈速度提高使脫粒齒梳刷接觸籽粒的機會減少。

由圖9可知，回轉凹板線速度X2對含雜率y3沒有影響；含雜率y3與滾筒轉速X1、夾持喂入鏈速度X3呈二次曲線關系。在[-1.682，0]區間，y3(X1)曲線平緩，X1對y3的影響較小，在X1=-0.5附近含雜率最低；在[0，1.682]區間，隨著X1增大y3迅速增大。在[-1.682，0.5]區間，隨著X3增大含雜率y3減小，在X3=0.5附近含雜率達到最小。

由圖10可知，回轉凹板線速度X2對脫分選功耗y4幾乎沒有影響，這是由于凹板回轉功耗很?。粷L筒轉速X1、夾持喂入鏈速度X3與試驗臺脫分選功耗y4呈正比關系，脫粒滾筒轉速X1對脫分選功耗y4影響最大。

以上單因素效應分析表明，脫粒滾筒轉速對損失率、含雜率、破碎率影響最大。因此，在保證脫凈率符合要求的前提下，盡可能選用合理的滾筒轉速。

4.3 試驗因素對各指標的雙因素效應分析

在實際問題研究中，通常還需考慮兩個因素交互作用對試驗的影響。設其中一個因素為零水平，可得到另外兩個因素與指標的回歸模型，體現雙因素對指標的影響效應。式(11)中，分別令X1=0、X2=0、X3=0，得到損失率雙因素效應方程分別為

(18)

(19)

(20)

使用Matlab軟件繪制試驗指標的雙因素影響曲面，如圖11所示。

圖11 損失率雙因素影響曲面Fig.11 Impact surfaces of double factors on loss rate

由圖11a可知，在回轉凹板線速度X2和夾持喂入鏈速度X3的交互作用中，夾持喂入鏈速度X3對損失率的影響較大，X3=-0.5和X2=0水平附近時，損失率最??；由圖11b可知，在脫粒滾筒轉速X1和夾持喂入鏈速度X3的交互作用中，X1對損失率的影響較大，在X1=0和X3=-0.5水平時，損失率最??；由圖11c可知，在脫粒滾筒轉速X1和回轉凹板線速度X2的交互作用中，X1對損失率的影響比較顯著，當兩者均處于零水平時，損失率最小。

采用上述同樣方法，在式(12)～(14)中，分別令X1=0、X2=0、X3=0，可得到破碎率y2、含雜率y3、脫分選功耗y4的雙因素影響曲面，如圖12～14所示。

圖12 破碎率雙因素影響曲面Fig.12 Impact surfaces of double factors on broken rate

圖13 含雜率雙因素影響曲面Fig.13 Impact surfaces of double factors on impurity rate

圖14 脫分選功耗雙因素影響曲面Fig.14 Impact surfaces of double factors on total power of threshing, separating and cleaning

由圖12a可知，在回轉凹板線速度X2和夾持喂入鏈速度X3的交互作用中，X2的變化對破碎率基本不構成影響，隨夾持喂入鏈速度X3升高破碎率降低，在X3=1附近時破碎率最低；由圖12b可知，在脫粒滾筒轉速X1和夾持喂入鏈速度X3的交互作用中，X1、X3均對破碎率構成較大影響，破碎率隨X1增大而升高，隨X3升高而降低，在X1=-0.5、X3=1附近，破碎率y2達到最低；由圖12c可知，在脫粒滾筒轉速X1和回轉凹板線速度X2的交互作用中，X2變化對破碎率基本不構成影響，破碎率隨X1增大而提高，在X1=-0.5附近，破碎率達到最低。

由圖13a可知，在回轉凹板線速度X2和夾持喂入鏈速度X3的交互作用中，X2變化對含雜率幾乎沒有影響，隨著X3減小，含雜率y3略有增加，在X3=0.5附近，含雜率達到最低；由圖13b可知，在滾筒轉速X1和夾持喂入鏈速度X3的交互作用中，含雜率隨X1增大而升高，隨夾持喂入鏈速度X3增大而降低，在X1=0、X3=0.5附近，含雜率達到最低；由圖13c可知，在滾筒轉速X1和回轉凹板線速度X2的交互作用中，X2變化對含雜率不構成影響，含雜率隨X1增大先降后增，在X1=0附近，含雜率達到最小。

由圖14a可知，在回轉凹板線速度X2和夾持喂入鏈速度X3的交互作用中，脫分選功耗y4與X3呈明顯正比關系，由于回轉凹板負荷極小，X2對脫分選功耗影響幾乎可以忽略；由圖14b可知，脫分選功耗隨X1、X3的增大而升高，與兩者均呈正比關系，但X1對脫分選功耗的影響明顯大于X3，顯示X1為影響脫分選功耗的主要因素；由圖14c可知，脫分選功耗y4與X1呈正比關系，X2變化對脫分選功耗幾乎沒有影響。

4.4 性能指標優化與田間試驗

損失率、破碎率、含雜率是評價脫分選裝置工作性能的主要指標，在各自的約束條件下應達到最小值。根據已建立的損失率y1、破碎率y2和含雜率y3的數學模型，使得

minyi=f(X1,X2,X3) (i=1,2,3)

(21)

約束條件為

利用多目標優化的方法分析脫分選綜合性能的最佳參數組合。利用DPS數據處理系統的多目標規劃，選用極大模理想點法，選擇損失率、含雜率和破碎率的權重數分別為4、2、4，運行多目標優化并圓整獲得三因素最佳參數組合方案：脫粒滾筒轉速550 r/min，回轉凹板線速度1 m/s，夾持喂入鏈速度1.2 m/s，對應的損失率、破碎率和含雜率分別為2.14%、0.2%和0.6%。

為驗證回轉式柵格凹板脫分選系統的工作性能，在2014年開展了室內功能性試驗，隨后進行了多次田間試驗，并與同型號非回轉凹板的機型進行了對比試驗，作業效率比后者提高30%以上，且作業質量良好。2016年10月，在法定檢測機構主持下，安裝有回轉式柵格凹板脫分選系統的半喂入聯合收獲機在金華市某糧食專業合作社進行了性能檢測，如圖15。試驗水稻品種為“甬優15”，產量為10 954 kg/hm2，進行滿幅高速收割，田間試驗結果為：總損失率1.97%，破碎率0.28%，含雜率0.58%，符合國家標準要求。

圖15 田間試驗現場Fig.15 Field trials scene

5 結論

(1)作業時由于弧形回轉式柵格凹板始終處于運動和振動狀態，故可解決接觸凹板的禾叢下層穗部漏脫問題，并使脫出物快速分離，較好地解決了半喂入聯合收獲機在收獲高產水稻時脫粒滾筒堵塞、漏脫和作業效率低等問題。經與同型號固定式柵格凹板對比機對比試驗，作業效率提高30%以上。

(2)在脫粒過程中，被脫粒物質點受重力、弓齒作用力、回轉柵格凹板的作用力等主動力和諸多摩擦力的作用，對被脫粒物質點的運動構成影響。通過動力學和運動學分析，建立了包括凹板柵格作用力Fa在內的被脫粒物質點動力學微分方程。

(3)通過進行二次旋轉正交組合試驗數據分析，分別建立了損失率y1、破碎率y2、含雜率y3和脫分選功耗y4的回歸方程，并進行了單因素和雙因素的效應分析，對應分析了脫粒滾筒轉速、回轉凹板線速度、夾持喂入鏈速度等因素對脫分選裝置的損失率、破碎率、含雜率和脫分選功耗等工作性能指標的影響，經多目標規劃得出最佳參數組合為：脫粒滾筒轉速550 r/min，回轉凹板線速度1 m/s，夾持喂入鏈速度為1.2 m/s，對應的損失率、破碎率和含雜率分別為2.14%、0.2%和0.6%，均符合國家標準規定。

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