正負氣壓組合管針式西洋參集排器設計與試驗

廖宜濤 鄭 娟 廖慶喜 丁幼春 高麗萍

(1.華中農業大學工學院， 武漢 430070； 2.農業農村部長江中下游農業裝備重點實驗室， 武漢 430070)

0 引言

國內西洋參有播種-采收或播種-移栽-采收兩種種植方式，為提高商品化率，兩種模式播種密度都較大，農藝要求行距50～60 mm、株距50～100 mm，采用精細耕整，做畦后播種，畦寬1.2～1.5 m，播深約25 mm，每畦播種20行以上，要求行株距均勻、播深一致，屬窄行距密植精密播種[1]。西洋參種子呈扁平狀，形狀不規則，播種前經過催芽后有裂口，機械化播種難度大。目前主要采用人工壓穴點播，存在勞動力消耗大、效率低、生產成本高、播種質量差等問題[2]，生產實際中迫切需要西洋參播種機，其中排種技術是播種機設計的關鍵。

氣吸式排種技術利用負壓吸附種子，具有種子形狀適用性強、易實現單粒吸種等優點，且吸種過程種子無剪切載荷、損傷率低，已成為國內外先進播種機采用的主要排種技術[3-8]，廣泛應用于玉米、大豆、胡蘿卜、三七等種子形狀不規則的作物精量排種[9-13]。采用滾筒式排種元件的氣吸式排種器，集中裝種、多行排種，可用于三七[14]、滇重樓[15]等窄行距作物精密直播；在滾筒上設置穴距匹配的型孔，可用于蔬菜穴盤苗播種[16-17]。因滾筒轉動對種子群擾動小，對西洋參、水稻等流動性差的種子，需采用輔助供種裝置或針式吸嘴來保證排種效果[18-19]。氣吸式排種器采用隔斷負壓或刮種裝置強制卸種，存在卸種延遲、強制卸種損傷種子等問題，在氣吸式排種器的卸種區設計與負壓氣室隔離的正壓氣室，利用正壓氣吹適時卸種，可解決上述問題，實現6～8行并聯集排[20-23]。但氣室分隔板與滾筒壁為軸向線性接觸，氣室分隔密封要求高，難以實現20行以上并聯排種。

針對我國西洋參種植采用窄行距單粒精密播種的農藝要求，本文設計一種負壓吸種、正壓卸種、一器24行并聯管針式集排器，分析確定其主要結構參數，建立吸種、卸種力學模型，確定影響排種性能的因素和影響規律，開展并聯各行氣流場分配均勻性仿真試驗，并通過二次回歸正交旋轉組合試驗建立回歸模型，結合響應曲面對各因素交互作用進行分析，尋求最佳的工作參數組合。

1 集排器結構與工作原理

正負氣壓組合管針式西洋參集排器主要由種箱、機架、氣室、管針旋轉件、充種室、落種組件等組成，其結構如圖1所示。集排器呈左右對稱分布，如圖1a，氣室由外側氣室和中間氣室組成，外側氣室和中間氣室通氣端設有旋轉盤；旋轉盤與氣室接觸面設計成階梯狀，如圖1b，以保證氣室氣密性；旋轉盤上固定連有排種軸，且同側旋轉盤上均布多組氣流分配管，每根氣流分配管上按播種行距軸向均布排種針，組成管針旋轉件；氣室隔板將氣室內腔分為正壓區和負壓區，如圖1d，其中正壓區設計在右側水平線下的45°夾角區域內，對應圖1e的卸種區，保證種子順利投入落種口，避免落種過程發生干涉；氣室其余區域為負壓區，為排種器提供吸種、攜種負壓，對應圖1e的吸種與攜種區；負壓區和正壓區的氣室外壁上分別設計正壓進氣口和負壓進氣口，通過管道與旋渦泵風機的正負壓供氣端口相連。集排器工作時，種箱的種子在自重作用下經充種管流入充種室，左右排種軸上的鏈輪在動力作用下帶動排種軸轉動，從而帶動氣室旋轉盤和與之相連的管針旋轉件轉動，當氣室旋轉盤上的通孔旋轉至負壓吸種區時，管針旋轉件在負壓吸附力下單粒吸種后進入攜種區再旋轉至正壓卸種區，種子在自重、正壓的吹力等作用下卸種，進入落種口。集排器連續工作，將種子群轉變為多行并聯有序單粒種子流，實現單粒精密排種。

圖1 正負氣壓組合管針式西洋參集排器結構簡圖Fig.1 Schematics of positive and negative pressure combined tube-needle centralized seeding device and key components1.種箱 2.輸氣管 3.左外側氣室 4.左外側氣室旋轉盤 5.左側排種軸 6.左側氣流分配管 7.左旋轉盤軸 8.左內側氣室旋轉盤 9.中間氣室 10.右內側氣室旋轉盤 11.右旋轉盤軸 12.右側氣流分配管 13.右外側氣室旋轉盤 14.右外側氣室 15.右側排種軸 16.排種針 17.機架 18.氣室 19.氣室旋轉盤 20.氣流分配管 21.充種管 22.充種室 23.落種組件 24.氣室組合 25.管針旋轉件

2 管針旋轉件結構設計

2.1 結構參數設計

采用山東省文登市西洋參種子，通過對其物料特性研究，得到其平均三軸尺寸為6.24 mm×5.04 mm×3.35 mm，計算可得西洋參種子幾何平均寬度為4.72 mm。排種針直接參與排種器工作過程，其結構對吸種和卸種等有重要影響，為保證排種針結構強度和加工安裝，以及排種針與充種室的合理距離，并避免出現急劇收縮壁面影響氣流穩定性，設計排種針結構如圖1f。其中排種針下端為外螺紋，便于與氣流分配管相連，下端直管內徑d1為10 mm，長度l1為40 mm，上端設計為錐形管狀，以減小排種針吸種時與種群的接觸面積、降低阻力，錐角為173°，長度l2為40 mm，直管與錐形管壁厚均為2 mm；排種器工作時排種針末端種子吸附面與種子直接接觸，其直徑dx可表示為[24]

dx=ab

(1)

式中a——系數，取0.64～0.66

b——幾何平均寬度，mm

計算可得排種針末端種子吸附面直徑為3.02～3.11 mm，取3.00 mm；為延長排種針與種群面的有效接觸時間以提高吸種率，排種針末端運動半徑取175 mm，為避開排種針的旋轉軌跡并保證吸種后種子的順利回流和填充，充種室底板圓弧半徑取180 mm。

根據農藝要求設計集排器工作幅寬1.5 m，集排器旋轉一周播種4次，一次播種24行，集排器左右兩側對稱均布4組管針旋轉件，每個氣流分配管上等間距布置12個排種針，間距為56 mm，共計96個排種針。考慮到管道流量損失和機械結構強度等，氣流分配管內徑和氣室進氣口內徑一致，設計為30 mm，外徑為35 mm，氣流分配管內徑、排種針下端直管內徑、排種針末端種子吸附面內徑比為30∶10∶3，滿足氣流分配管內徑大于全部排種針末端種子吸附面過流面積的要求。

由圖1d氣室結構可知，負壓區容積為

(2)

式中σ——氣室負壓區圓心角，取315°

D——氣室外筒內徑，取0.228 m

D1——氣室內筒外徑，取0.075 m

h——氣室厚度，取0.045 m

計算可得負壓區容積為V=1.434×10-3m3，能保證足夠大的負壓區，使96個排種針正常工作。

忽略氣室組合各部件安裝處的漏氣量，根據質量守恒原理可知

(3)

式中 ∑Qin——入口總流量

∑Qout——出口總流量

Q0——氣室進氣口處總流量

Q1——氣室截面總流量

Q2——氣流分配管兩端總流量

Q3——排種針末端種子吸附處總流量

設在負壓區的管針旋轉件為n個，將空氣視為不可壓縮流體，由不可壓縮流體的連續性方程可知

(4)

式中Q——流量S——管道截面面積

v——流速

d0——氣室進氣口內徑，為0.03 m

d——氣流分配管內徑，為0.03 m

v0——氣室進氣口流速，m/s

v1——氣室截面流速，m/s

v2——氣流分配管管道端面流速，m/s

v3——排種針末端種子吸附面流速，m/s

n——在負壓區的管針旋轉件個數，取3個

由理想氣體的伯努利方程可知

(5)

式中 Δp——負壓差，為保證順利吸種，取4 500 Pa

p0——氣室進氣口處壓強

p3——排種針末端種子吸附處壓強

ρ——空氣密度，取1.169 kg/m3

聯合式(3)～(5)計算可得

(6)

計算可知：氣流分配管管道端面流速v2=5.352 m/s，結合式(4)得v0=16.056 m/s，v1=0.278 m/s，v3=89.200 m/s。

2.2 結構參數驗證

管針旋轉件是集排器的關鍵組成部分，為驗證其結構參數的合理性，運用ANSYS中的ICEM-CFD和Fluent軟件進行管針旋轉件氣流場仿真試驗。將進氣口設為速度入口邊界條件，針對將模型12個排種針末端種子吸附面設置為氣流場入口面時，需要設定排種針末端種子吸附面處流速v3，從而無法進行并聯各行排種針氣流場分布均勻性分析的問題，將入口面設置為氣流分配管兩端端面，同時將流速矢量設定為反向負值，即-5.352 m/s，保證仿真模型中氣流由排種針向氣流分配管方向流動，使管針旋轉件模型內形成負壓，匹配實際工作情況。將出口面設置為12個排種針末端種子吸附面，采用壓力出口邊界條件，模擬排種針末端種子吸附面外部條件為大氣壓[25-26]。在后處理中提取各行排種針末端種子吸附面氣流流速平均值，用于驗證并聯各行排種針氣流場分配均勻性。

管針旋轉件內氣流流動狀態用雷諾數Re進行判斷，雷諾數計算公式為

(7)

式中μ——空氣動力粘度，取1.79×10-5Pa·s

γ——空氣運動粘度，取1.48×10-5m2/s

計算得Re=1.085×104，遠大于湍流流動的臨界值2 300，則集排器工作時空氣運動形態為不可壓縮湍流運動，采用湍流標準k-ε兩方程模型進行數值計算。

仿真計算獲得管針旋轉件的氣流場速度云圖如圖2所示。圖中A、C兩區域氣體流動矢量分布對稱一致，B區域矢量分布中間對稱，結合總體氣流場分布可知管針旋轉件內氣流場呈中間對稱分布。在靠近管道兩端的A、C區域，氣體流動矢量方向一致性較好、能量損失較?。恢虚g部位B區域的氣流存在向兩端流出的情況，矢量分布較雜，出現渦流現象，能量損失較大。

由于氣流分配管內徑與排種針下端直管內徑、排種針末端種子吸附面直徑比為30∶10∶3，因此在流量恒定條件下，隨著過流截面的減小，由分配管至排種針末端，流速呈上升趨勢。并聯各行排種針內部流速變化相似，均為排種針末端處流速最大，排種針錐形管內氣體流速隨著內徑擴大流速降低，下端直管內流速保持穩定。后處理提取的1～12行排種針末端種子吸附面氣流流速為84.948、90.772、92.244、90.339、91.654、92.285、88.454、91.122、90.042、93.610、86.984、93.926 m/s，平均值為90.532 m/s，與理論計算v3值接近，表明模型參數設計合理；統計分析可知，其變異系數為2.923%，表明設計的集排器并聯各行排種針流場分配均勻性較好。

3 集排器工作過程分析

3.1 吸種過程分析

吸種過程中，種子先受到吸力作用，再與排種針接觸并隨之轉動，有以下情況：種子未被吸附在排種針上或吸附后在種群摩擦擠壓阻力作用下掉落，造成漏吸；多粒種子被吸附在排種針上離開種群，形成多粒重吸；單粒種子被吸附在排種針上順利運移離開種群，為理想吸種狀態。種子受力分析見圖3。

圖3 理想吸種過程種子受力分析Fig.3 Force analysis of ideal sucking seed progressⅠ.吸種區 Ⅱ.攜種區 Ⅲ.卸種區

吸種區種子受到負壓差產生的吸附力作用將吸附到排種針上，此瞬時種子未與排種針接觸并隨之轉動，無慣性力FL和FN1，此時種子的受力應滿足條件

(8)

由式(8)可得

(9)

式中FQ1——吸種第一階段種子所需吸附力

G——種子重力

FN1——種子受到排種針的支持力

FN2——種子受到種群的支持力

ax——種子受吸附力作用產生的加速度

FS1——種子受到排種針的摩擦力

FS2——種子受到種群的摩擦力

FL——慣性離心力

θ——吸種角

φ1——西洋參種子與排種針之間的滑動摩擦角

φ2——西洋參種子自然休止角

種子被成功吸附并隨排種針轉動，此時種子受力應滿足條件

(10)

式中FQ2——吸種第二階段種子所需吸附力

ω——排種軸角速度

r——排種針末端種子運動半徑

由式(10)可得

(11)

排種針末端種子吸附處內外壓差產生的吸附力FQ為

(12)

式中k——各因素比例系數

為了種子能順利被吸附，吸附力至少大于第二階段種子所需吸附力，即：FQ≥FQ2，當α=90°時，FN2=G，此時

(13)

由式(13)可知，單粒種子被吸附在排種針上并順利隨之旋轉離開充種室所需吸附力FQ,與負壓差Δp、排種針末端種子吸附面直徑dx、種子物料特性(k、m、φ1、φ2)、排種軸角速度ω、排種針末端種子運動半徑r和吸種角θ等有關。

3.2 攜種過程分析

攜種過程中，被吸附的種子隨排種針轉動直至落種區，種子的受力分析見圖4。

圖4 攜種過程受力分析Fig.4 Force analysis of carrying seed progress

單粒種子被吸附在排種針上，保證不會中途掉落所需吸附力需滿足

(14)

計算可得

(15)

式中FQ0——種子順利通過攜種區不掉落所需吸附力

FQ3——卸種過程種子所受吸附力

FN——種子受到排種針的支持力

FS——種子受到排種針的摩擦力

由式(15)可知，種子始終單粒吸附在排種針上并順利到達卸種區所需的吸附力FQ0，與種子物料特性參數(k、m、φ1)、排種針末端種子吸附面直徑dx、排種軸角速度ω、排種針末端種子運動半徑r和吸種角θ有關。

3.3 卸種過程分析

當種子隨排種針旋轉至卸種區，負壓吸附力轉變為正壓氣吹力，種子受自重和正壓吹力作用脫離排種針掉入落種管，此過程種子受力分析見圖5。

圖5 卸種過程受力分析Fig.5 Force analysis of unloading progress

卸種需要的壓差作用力需滿足

(16)

式中FP——種子臨近落種時所受壓差作用力

F——種子通過攜種區不掉落所需壓差作用力

由式(16)可得，卸種所需壓差作用力

當α=90°，排種針對種子支持力與種子自重相等，即FN=G，此時壓差作用力需滿足：F≥m(ω2r-gtanφ1)。

4 排種性能試驗

4.1 試驗裝置與方法

試驗用經催芽處理后的山東省文登市西洋參種子，含水率為29.94%～37.90%；試驗依據GB/T 6973—2005《單粒(精密)播種機試驗方法》，以合格指數、漏播指數、重播指數為排種性能指標。排種性能試驗包括單因素試驗、二次回歸正交旋轉試驗，并在較優參數組合下以各行合格指數穩定性變異系數和行間合格指數一致性變異系數為指標進行各行穩定性及行間一致性驗證試驗，每次試驗重復5次。

試驗裝置如圖6所示。其中排種性能采用自制檢測裝置進行測定，檢測裝置包括壓電薄膜式種子流傳感器[27]和監測顯示終端[28]，檢測時壓電薄膜式種子流傳感器利用種子下落過程中撞擊壓電薄膜產生的微弱電壓信號，經信號調理電路處理后形成與排種種子流序列相對應的排種脈沖序列信號，由單片機系統捕獲中斷程序及定時計數程序獲得種子流的排種頻率、排種總數和排種時間間隔序列，發送給監測顯示終端裝置，終端裝置對排種時間間隔序列進行分析得到排種的合格指數和漏播指數。具體分析算法為：檢測裝置連續記錄排種器連續排出的251粒種子，獲得連續250個脈沖信號時間間隔序列；對比檢測裝置獲得的時間間隔序列與單粒排種的理論時間間隔，若排種器排出的相鄰兩粒種子的時間間隔大于1.5倍理論時間間隔，則判斷為漏播；時間間隔為0.5～1.5倍理論時間間隔，判斷為單粒合格；時間間隔為0.5倍理論時間間隔，判斷為重播；統計250個脈沖信號時間間隔序列中單粒合格、漏播與重播，即獲得排種器排種的合格指數、漏播指數和重播指數。

圖7 排種軸轉速、負壓和正壓與排種性能指標關系曲線Fig.7 Relationship curves of row axis speed, negative pressure and positive pressure with seeding performance indicators

圖6 排種性能試驗裝置實物圖Fig.6 Physical map of seeding performance test device1.風機 2.氣室組合 3.電機 4.U型壓差計 5.變頻器 6.監測顯示終端裝置 7.壓電薄膜式種子流傳感器 8.機架 9.種子袋 10.落種組件 11.排種針 12.輸氣管 13.風管

檢測前先在監測顯示終端設定排種器的工作轉速和每轉排種次數(試驗的集排器單行排種次數為4次/r)，由監測顯示終端裝置計算其理論間隔時間作為單粒合格、漏播和重播的判斷標準。排種器由A07134三相異步電機帶動，轉速由三菱FR-A700變頻器控制，并通過VICTOR DM6235P智能型數字轉速表進行校準。

4.2 單因素試驗

由集排器工作過程分析可知，影響集排器排種性能的主要工作參數有排種軸轉速、吸種負壓和卸種正壓，為探明這3個因素對集排器排種性能的影響，分別對其開展單因素試驗。根據預試驗效果，設定正負氣壓組合管針式西洋參集排器負壓為4.5 kPa，正壓為3.0 kPa，選取排種軸轉速為10、12、15、18、21、24、27 r/min共7個水平開展排種軸轉速對集排器排種性能影響試驗，試驗結果見圖7a；設定集排器排種軸轉速為15 r/min，正壓為3.0 kPa，選取負壓為3.6、3.9、4.2、4.5、4.8、5.1、5.4 kPa共7個水平開展吸種負壓對集排器排種性能影響試驗，試驗結果見圖7b；設定集排器排種軸轉速為15 r/min，負壓為4.5 kPa，選取正壓為2.4、2.7、3.0、3.3、3.6、3.9、4.2 kPa共7個水平開展卸種正壓對集排器排種性能影響試驗，試驗結果見圖7c。

由圖7a可知，負壓4.5 kPa，正壓3.0 kPa時，隨著排種軸轉速增大，合格指數呈先增后減趨勢，漏播指數呈上升趨勢，重播指數呈下降趨勢，合格指數穩定性變異系數先升后降，分析原因是西洋參種子粒徑大，在負壓4.5 kPa條件下，當排種軸轉速增加時，排種針未能與種子充分接觸，造成漏播現象增加，合格指數降低；當轉速在15 r/min時，集排器合格指數達到90.4%，漏播指數和重播指數均控制在5.0%以內，合格指數穩定性變異系數為1.11%，排種性能較好，當轉速超過24 r/min后合格指數低于80.0%，漏播指數大于15.0%，合格指數穩定性變異系數大于5.00%，排種性能大幅度降低。

由圖7b可知，排種軸轉速15 r/min，正壓3.0 kPa時，隨著負壓增加，合格指數呈先升后降趨勢，漏播指數呈下降趨勢，重播指數呈先降后升趨勢，合格指數穩定性變異系數呈先增后降趨勢，主要原因是負壓偏小時，種子受到負壓提供的吸附力較小，易發生漏播或吸種不穩定、種子中途掉落情況，隨著負壓的增加，種子所受吸附力增大，使漏播指數降低，重播指數增大。負壓為4.5～4.8 kPa時合格指數大于90.0%，漏播指數低于5.0%，合格指數穩定性變異系數低于2.53%，排種性能較優且穩定性較好。

由圖7c可知，排種軸轉速15 r/min，負壓4.5 kPa時，隨著正壓增加，合格指數呈小范圍上升后下降趨勢，漏播指數呈上升趨勢，重播指數先降后升，合格指數穩定性變異系數小范圍內波動。

4.3 二次回歸正交旋轉組合試驗

4.3.1試驗設計

試驗采用三因素五水平正交旋轉組合優化設計，以合格指數、漏播指數和重播指數為響應指標，根據單因素試驗確定排種軸轉速范圍為12.00～24.00 r/min，負壓范圍為3.90～5.10 kPa，正壓范圍為2.70～3.90 kPa，因素編碼如表1所示，試驗方案及結果見表2所示，Z1、Z2、Z3為因素編碼值。

表1 因素編碼Tab.1 Cording of factors

4.3.2回歸模型方程的建立與顯著性檢驗

運用數據處理軟件Design-Expert 8.0.6對試驗數據進行多元回歸擬合，建立合格指數Y1、漏播指數Y2、重播指數Y3與排種軸轉速Z1、負壓Z2、正壓Z3之間的回歸方程，并對試驗結果和回歸方程進行方差分析，結果見表3。

響應指標Y1、Y2、Y3回歸模型方程為

(17)

(18)

(19)

表2 二次正交旋轉組合試驗方案與結果Tab.2 Test scheme and result of experiment of quadratic rotation-orthogonal combination

對式(17)～(19)剔除不顯著因素后的回歸模型方程為

(20)

(21)

表3 回歸方程方差分析Tab.3 Variance analysis of regression equation

注：*表示影響顯著(P<0.05)；** 表示影響極顯著(P<0.01)。

Y3=5.88-1.51Z1+1.36Z2-0.84Z3

(22)

分析式(20)～(22)的回歸系數可知，影響排種合格指數、漏播指數、重播指數的因素主次順序均為排種軸轉速、吸種負壓、卸種正壓。

4.3.3試驗因素影響效應分析

合格指數和漏播指數是評價精密排種器排種性能的2個關鍵指標，借助Design-Expert 8.0.6軟件，根據以上建立的排種器合格指數和漏播指數回歸模型，繪制響應曲面和等值線圖，如圖8、9所示。

由圖8a、9a可知，正壓處于零水平(3.30 kPa)，負壓一定時，隨著排種軸轉速的增加，合格指數呈先升后降趨勢，漏播指數呈上升趨勢；排種軸轉速一定時，隨著負壓的增加，合格指數呈先升后降趨勢，漏播指數呈下降趨勢；排種軸轉速為12.00～18.00 r/min，負壓為4.50～4.80 kPa時，排種器合格指數較高，漏播指數較?。挥蓤D8b、9b可知，負壓處于零水平(4.50 kPa)，正壓一定時，隨著排種軸轉速的增加，合格指數先升后降，漏播指數先降后升；排種軸轉速一定時，隨著正壓的增加，合格指數小幅度上升后呈下降趨勢，漏播指數小幅度下降后呈上升趨勢。在正壓為2.90 kPa時合格指數最高，漏播指數最低；排種軸轉速為14.43～18.00 r/min，正壓為2.70～3.30 kPa時，排種器合格指數較高，漏播指數較小；由圖8c、9c可知，排種軸轉速處于零水平(18.00 r/min)，正壓一定時，隨著負壓的增加，合格指數先上升后基本穩定，漏播指數先降低后基本穩定；負壓一定時，隨著正壓的增加，合格指數降低，漏播指數增加，負壓為4.50～4.86 kPa時，合格指數較高，漏播指數較小。

圖8 交互因素對合格指數的影響Fig.8 Effects of interactive factors on qualified index

圖9 交互因素對漏播指數的影響Fig.9 Effects of interactive factors on missing index

4.4 參數優化與試驗驗證

合格指數和漏播指數是反映單粒(精密)播種機排種效果的重要指標，在試驗范圍內要求合格指數盡量偏高，漏播指數盡量降低，以合格指數、漏播指數、重播指數為性能指標函數，結合行業標準NY/T 503—2015《單粒(精密)播種機作業質量》及西洋參實際生產要求，設定合格指數大于88.50%，漏播指數小于5.00%，重播指數小于7.50%，通過圖8b、9b可知，在正壓為2.90 kPa時，合格指數最高，漏播指數最小，利用Optimization-Graphical模塊優化得最佳參數范圍如圖10黃色區域所示(X3=2.90 kPa)，即排種軸轉速為13.10～17.70 r/min，負壓為4.25～4.50 kPa。

對優化所得理論結果進行驗證，選取排種軸轉速15 r/min時，負壓4.40 kPa，正壓2.90 kPa，進行5次重復試驗，試驗測得排種器合格指數為90.10%，漏播指數3.40%，重播指數為6.50%，試驗結果與理論結果基本一致。

4.5 各行穩定性和行間一致性驗證

為驗證集排器各行穩定性和行間一致性，在優化得最佳參數范圍內選取3組工況組合，如表4所示，在這3種工況組合下測量同側12行的合格指數，計算各行5次重復試驗所得合格指數穩定性變異系數，驗證集排器各行穩定性，試驗結果如表5。

圖10 參數優化分析圖Fig.10 Diagram of parameters optimization and analysis

表4 工況組合Tab.4 Combination of operating conditions

由表5可知，在選取的3種工況組合下，集排器各行合格指數均大于86.30%，各行穩定性變異系數均小于6.20%，計算12行的行間合格指數一致性變異系數，驗證集排器行間一致性。集排器行間合格指數一致性變異系數分別為1.53%、1.78%、1.41%，各行穩定性和行間一致性較好，驗證可得集排器整體排種性能良好，滿足西洋參精密播種要求。

表5 集排器穩定性和各行合格指數一致性驗證結果Tab.5 Validation results of stability and consistency of each row of centralized seeding device %

5 結論

(1)設計了一種負壓吸種與攜種、正壓卸種的管針式西洋參集排器，實現了一器24行并聯單粒排種。對關鍵部件管針旋轉件開展了并聯各行氣流分配均勻性仿真，仿真結果表明：各排種針末端種子吸附面平均流速變化較小，并聯各行氣流分配均勻性較好，集排器工作時能實現并聯各行均勻吸種；構建了各工作環節力學模型，確定了影響集排器排種性能的關鍵工作參數依次為：排種軸轉速、吸種負壓和卸種正壓。

(2)通過臺架試驗對集排器排種性能進行了測試，確定了排種軸轉速、吸種負壓和卸種正壓對集排器排種性能的影響規律，并通過二次回歸正交旋轉組合試驗建立了排種性能指標與各因素之間的回歸模型，通過響應面分析得出各因素交互作用對排種性能的影響。采用多目標優化方法得到最佳工作參數范圍，在優化的參數范圍內取3種工況進行各行穩定性和行間一致性驗證，集排器各行合格指數大于86.30%，各行穩定性變異系數均小于6.20%，行間合格指數一致性變異系數小于1.80%，各行穩定性和行間一致性較好，集排器整體排種性能良好，滿足西洋參精密播種要求。