半喂入聯合收獲機雙圓錐離心式清選風機設計與試驗

陳 霓 田立權 張正中 李 伶 王志明 陳德俊

(1.金華職業技術學院機電工程學院， 金華 321017； 2.浙江省農作物收獲裝備技術重點實驗室， 金華 321017；3.浙江省農業機械研究院， 金華 321017)

0 引言

清選裝置是影響稻麥聯合收獲機收獲質量的關鍵部件，用于清選從脫粒裝置柵格凹板分離的包含籽粒、穎殼和短莖稈等的脫出物。在清選篩的振動和離心風扇氣流共同作用下將雜物排出機外，使稻麥籽粒的含雜率和清選損失符合性能要求。隨著農作物單產不斷提高,清選裝置性能已成為制約聯合收獲機工作性能提高的主要因素。相關學者對風篩清選裝置進行了研究[1-11],綜述了國內外谷物聯合收獲機清選技術與裝置的研究進展[1],其中提及“圓錐形的離心式清選風機,葉輪大端與小端的壓力差可產生一定的橫向風速,在橫向方向上形成了非均布氣流,可解決橫置軸流式脫粒分離裝置的脫出物在縱置的振動篩面上初始分布不均勻”的問題(指單圓錐形)，提出了高性能、通用性、智能化的發展方向;李耀明等[2]對風篩式清選裝置篩面氣流場開展了試驗,分析了篩面氣流流場分布規律；唐忠等[3]對聯合收獲機風篩式清選裝置清選室內渦流開展了深入的試驗研究,提出了清選風機最佳風機轉速和最佳出風口傾角。李洪昌等[4]利用CFD-DEM耦合軟件，對風篩式清選裝置振動篩上物料運動進行了數值模擬，認為在一定范圍內增加風機出風口風速，物料后移速度增加，有助于提高振動篩的處理能力；童水光等[6]進行縱軸流清選裝置混合流場數值模擬與優化試驗，提出縱軸流雙風道六出風口風機的結構，分析結構改進后振動篩面的氣流速度對全流場氣流分配的影響。以上研究大都在全喂入聯合收獲機上進行。半喂入聯合收獲機的清選裝置也由清選篩箱和離心式風機組成，不同之處在于用于清選篩箱的后上方還設有一個徑向風機用于輔助排塵。國內對半喂入聯合收獲機清選裝置的研究較少，早期研究在進口機型上進行[12]。國外開展了為確保清選性能穩定的最大濃度MMC控制系統研究以及為改善清選風速分布的有限體積法風速數值分析研究[13-15]。半喂入聯合收獲機脫粒滾筒呈縱向配置(滾筒軸與機器前進方向一致)，作業時從柵格凹板的入口側和出口側分離到抖動板的脫出物數量兩側多中間少，雖經抖動板抖動均布，落到篩箱上篩(百頁窗篩)上的脫出物仍是兩側多中間少，脫出物分布不均勻影響清選質量。離心式風機是清選裝置的主要工作部件，風機寬度與振動篩等寬，出風口對著整個上篩面。傳統離心式清選風機葉輪外側邊緣所生成的軌跡為圓柱型，在整個風機寬度范圍內，風機葉輪直徑相等。理論上出風口的風壓、風速相同，但其所面對的待清選脫出物不同，脫出物多的位置風速偏小，而脫出物少的位置則偏大。為此，在半喂入聯合收獲機上，開展利用雙圓錐型離心式清選風機生成橫向氣流均布清選篩面脫出物的試驗研究。

1 雙圓錐離心式清選風機設計

雙圓錐離心式清選風機安裝于清選篩箱的左下方。半喂入聯合收獲機風篩式清選裝置結構如圖1所示。

圖1 半喂入聯合收獲機清選裝置結構示意圖Fig.1 Diagram of cleaning unit of head-feeding combine harvester1.抖動板 2.上篩(百頁窗篩) 3.上逐稿板 4.指篩 5.沖孔板6.側箱板 7.后箱板 8.尾篩 9.曲柄軸 10.塑料擋板 11.雜余出口 12.橡膠擋板 13.清選篩箱 14.下篩(編織篩) 15.下逐稿板 16.下塑料擋板 17.雙圓錐離心風機 18.滑輪

雙圓錐離心式清選風機沿風機軸線方向，葉片外側呈K字形，葉輪外徑兩頭大中間小，葉輪內徑(葉片內側至軸心的距離)大小端相同。葉輪轉動時，葉輪外側邊緣所生成的軌跡為雙圓錐體。風機由殼體兩側軸向進風，葉輪的4個葉片通過2組支架固定在風機軸上，風機軸通過兩組滾動軸承與機架連接。由外動力通過V型帶輪驅動。雙圓錐清選風機結構如圖2所示。

1.1 基本設計參數計算

雙圓錐離心式清選風機應滿足谷物清選的要求。其原始設計參數是空氣流量V、風機全壓p和出口平均風速v。所需流量V與聯合收獲機需清除的雜質數量成正比，所需出口平均風速v根據被清除雜質的空氣動力學特性確定并由動壓pd提供能量[12，17]。

空氣流量V計算式為

V=1.04q

(1)

式中q——喂入量，取1.5 kg/s

代入相關數據可得V=1.04q=1.56 m3/s。

出口平均風速v計算式為

v=αvp

(2)

式中vp——雜質中某種物料的飄浮速度，稻麥殼為0.6～5.0 m/s，短莖稈(0～10 cm)為5.0～6.0 m/s，取4 m/s

α——系數

出口平均風速應是輕雜質飄浮速度的α倍，α>1，對于穎殼α為1.9～3.9，谷糠α為2.5～5.0，取α=3.5,代入式(2)，得v=14 m/s。實測扇葉輪小端平均出口風速v21=14.35 m/s，大端平均出口風速v22=15.81 m/s，可滿足要求。

清選風機全壓p為

p=ps+pd

(3)

(4)

式中ps——清選風機靜壓，用于克服流動中各種阻力，取100 Pa

pd——清選風機動壓，為氣流運動提供動能[17]，Pa

γ——空氣容重，取11.77 N/m3

g——重力加速度，m/s2

代入相關數據，可求得pd=117.7 Pa，在一定條件下如空氣流道截面變小時，ps和pd可以相互轉換。代入式(3)得p=ps+pd=217.7 Pa。

根據全壓p可求得最大風機轉速n=1 355.32 r/min (可調)，計算從略。

1.2 結構參數計算

雙圓錐清選風機為軸向雙面進風的離心風機，葉輪的葉片呈K形，兩端大中間小，葉輪內徑(葉片內側至軸心的距離)大小端相同。參照文獻[17-18]和前期研究[8-10]，各部件結構參數計算公式和結果如表1所示。

2 雙圓錐離心式清選風機理論分析

2.1 工作原理

當機器作業時，外動力通過V型帶輪驅動雙圓錐離心式風機的葉片高速轉動，從風機出風口排出的氣流通過百頁窗篩各百頁之間的空隙，吹向從抖動板下落到篩面的脫出物。雙圓錐離心式風機葉輪大頭的風速大、風壓高，葉輪中間(小頭)則相反。從大頭到小頭，其風壓和風速隨葉片直徑的縮小而逐步減小，使流場生成從風壓高到風壓低的橫向風壓差，繼而產生橫向氣流，穿過百頁窗式清選篩各百頁之間空隙(35 mm)對正從篩面上拋和下落的脫出物進行均布。雙圓錐風機由兩個單圓錐風機相向合成，兩個單圓錐風機的小端相接，橫向風(清選風機軸線方向)對脫出物的均布，是從兩端向中間，使清選篩面縱軸線上形成一堵“低風墻”(從K字形葉片中點延伸，此點的風壓風速最小)，脫出物在橫向風作用下從兩端向“低風墻”均布從而達到均布目的。具體來說，由于吹到上篩面的氣流速度v的方向與風扇K字形的葉片外側邊緣線(與風扇軸線不平行)垂直，故出風口風速v可分解為縱向風速vb和橫向風速va。vb用于將脫出物中的穎殼和雜質縱向吹出機外，橫向風速va用于對篩面混合物進行橫面均布(圖3)。

表1 結構參數Tab.1 Structural parameters of computation

圖3 雙圓錐離心式清選風機工作原理圖Fig.3 Diagram of air flow velocity of double conical centrifugal fan1.雙圓錐離心風機 2.氣流 3.脫出物 4.上篩百葉轉軸 5.上篩(百頁窗篩)

2.2 理論壓頭

離心風機的葉輪在外動力驅動下高速旋轉，從進風口進入葉輪的空氣從軸向進入葉輪葉片，在離心力作用下從渦形機殼排出，葉輪中心產生一定的真空度，空氣從進風口吸入葉輪使風扇工作，如圖4所示。

圖4 清選風機葉輪工作示意圖Fig.4 Operation diagram of cleaning fan impeller

清選風機轉動機械功使每立方米空氣實際所獲的能量公式(歐拉方程)為

(5)

式中pe——理論壓頭，Pa

v2——空氣離開葉輪時的絕對速度，m/s

u2——空氣離開葉輪時的牽連速度(圓周速度)，m/s

α2——絕對速度v2與牽連速度u2夾角，(°)

螺蟲乙酯在施藥2 h內降解為B-enol、B-keto。之后隨著時間的延長，螺蟲乙酯、B-enol的含量呈降低趨勢，而 B-keto的含量呈增高趨勢；在施藥后 16 d后代謝產生B-mono，含量為0.001 mg/kg，在隨后的16 d到37 d的時間里，B-mono在獼猴桃中的含量呈逐漸增高的狀態。螺蟲乙酯的代謝產物B-glu幾乎未檢出。

η——風機效率，與風量有關，取0.5

2.3 風機葉輪大小端風壓差

如圖4所示，由于雙圓錐風扇葉輪兩端與中間的直徑不同，葉輪大、小端的葉片出口處(點B)的絕對速度v2、牽連速度u2以及它們之間的夾角α2也不同，生成的風壓(壓頭)p不同，設葉輪大、小端的風壓分別為p21、p22，有

(6)

(7)

圓錐風扇方程為

(8)

式中pΔ——橫向風壓，Pa

v21、v22——雙圓錐形風機葉輪大、小端葉片的絕對速度，m/s

u21、u22——雙圓錐形風扇葉輪大、小端葉片的圓周(牽連)速度，m/s

α21、α22——雙圓錐形風扇葉輪大、小端葉片絕對速度與圓周(牽連)速度的夾角，(°)

圓錐形風扇葉輪錐度θ=3°,大端半徑r21=155 mm,小端半徑r22=145 mm,β2=60°,當風機葉輪轉速n=1 150 r/min,可求得圓錐形風機葉輪葉片大端出口處(點B)的圓周速度u21=17.83 m/s，葉片小端出口處(點B)的圓周速度u22=16.68 m/s；實測風機葉輪大端出口風速v21=15.81 m/s，小端出口風速v22=14.35 m/s。

(9)

根據所求φ2和已知角β2，求得葉輪大端α21=38°，小端α22=41°。分別代入式(6)、(7), 可求得p21=157.47 Pa，p22=131.82 Pa，橫向風壓pΔ=p21-p22=25.65 Pa。

2.4 橫向風速

圓錐形風扇大小端風壓差pΔ為全壓，其1/4轉換為動壓pΔd并由大端向小端(高壓端向低壓端)傳遞，則橫向動壓為[17]

(10)

動壓差產生的橫向風速va為

(11)

將以上數據代入式(11)，可求得出風口的橫向風速最大理論值va=3.26 m/s。

2.5 谷粒混合物橫向均布

根據空氣動力學原理，橫向風速使篩面谷粒混合物受到作用力R，因而產生了橫向移動，從而實現了谷粒混合物篩面橫向均布。

R=kγFva

(12)

式中R——物料與氣流相對運動時受到的作用力，N

k——阻力系數，與物體形狀、表面特征有關

F——迎風面積，m2

3 兩種風機清選室流場數值模擬

3.1 數值分析模型建立

利用仿真軟件CFDesign的Upfornt CFD專用工具軟件，將hypermesh網格輸出的.nas格式的文件導入CFdesign軟件中，對雙圓錐風機和圓柱風機進行仿真條件設置、計算分析后將處理結果輸出。空氣密度為1.204 7×10-6g/mm3、粘性為1.817×10-5Pa·s、導熱系數為2.563×10-5W/(mm·K)、比熱容為1.004×10-6J/(g·K);可壓縮性為Cp/Cv1.4;運動類型：角度旋轉運動1 150 r/min。分析選項：此分析過程中假設的流體是不可壓縮的，分析采用湍流模型：低雷諾數K-epsilon模型，湍流/層流粘性比為100，湍流度為0.05。高級湍流參數：長度尺度為0，壁面系數為5.5，CMu為0.09，CE1為1.44，CE2為1.92，Van Driest常數為26，Kappa系數為0.4，RNG Beta為0.015，RNG Eta為4.38,RNG CEO為1.42。

3.2 流場數值模擬比較

(1)模型

三維模型如圖5所示，圓柱風機葉輪直徑相等，葉片兩側為平行線。雙圓錐風機葉輪直徑兩頭大中間小，葉片兩側呈K形。

圖5 三維模型Fig.5 3D models of cleaning unit

(2)Y向截面風速云圖(Y=100 mm)

由Y向截面風速云圖(圖6)可見，雙圓錐風機篩面前部橫向風速明顯(圖6a左側藍線不連續)。

圖6 Y=100 mm流場截面風速云圖Fig.6 Cloud diagram of flow field in section Y=100 mm

(3)Z向截面風速矢量圖(Z=562.5 mm)

由Z向截面矢量圖(圖7)可見，雙圓錐風機清選篩上、下部風速集中，特別是篩前部，有利清選。

圖7 Z向截面風速矢量圖(Z=562.5 mm)Fig.7 Airflow speed vector diagram in sections Z=562.5 mm

(4)Y向截面風速矢量圖(Y=100 mm)

由Y向截面風速矢量圖(圖8)可見，具有K形葉片葉輪的雙圓錐風機葉輪中部低風速區范圍(圖8a)比圓柱風機大，有利產生橫向風速。

圖8 Y向截面風速矢量圖(Y=100 mm)Fig.8 Airflow speed vector diagram of Y=100 mm

(5)Z向截面靜壓圖(Z=187.5 mm)

由Z向截面靜壓圖(圖9)可見，具有K形葉輪的雙圓錐風機清選篩前部靜壓低范圍大(圖9a)，利于產生橫向氣流。

圖9 Z向截面靜壓圖(Z=187.5 mm)Fig.9 Static pressure in sections Z=187.5 mm

(6)Y向截面靜壓圖(Y=100 mm)

由圖10可見，具有K形葉片葉輪的雙圓錐風機出風口兩側靜壓高，中間低，利于產生橫向氣流(圖10a)。

圖10 Y向截面靜壓圖(Y=100 mm)Fig.10 Static pressure maps in sections Y=100 mm

圖11 p=50 Pa時靜壓等值面圖Fig.11 Static pressure contour maps at p=50 Pa

(7)由靜壓等值面圖(p=50 Pa)可見，篩面前部的低靜壓等值面積,雙圓錐風機(圖11a)比圓柱風機大，利于產生橫向氣流。

(8)出風口A壓力(Z向)

雙圓錐風機和圓柱風機出風口壓力數值模擬結果如圖12所示。根據模擬數據，繪制風機出風口A大小端Z向風壓差曲線。由圖可見具有K形葉片葉輪的雙圓錐風機葉輪的葉片A的壓力兩側高中間低，可以生成橫向氣流，接近理論值(圖12a)。而圓柱風機不存在這種情況。

圖12 Z向出風口壓力圖Fig.12 Pressure of air outlet in Z direction

3.3 清選篩前部X和Z向風速比較

由圖13可見，清選篩前部X向縱風速，具有K形葉片葉輪的雙圓錐風機風速較高(紅色)，有利清選；Z向，具有K形葉片葉輪的雙圓錐風機橫向風速(紅色)顯著(符號+、- 表示兩側相對風向)，接近理論值。

圖13 清選篩前部X和Z向風速變化曲線Fig.13 Wind speed of front cleaning sieve in direction of X and Z

4 臺架試驗

為探明雙圓錐清選風機大端直徑、風機轉速和葉輪圓錐角的結構參數和工作參數對工作性能(清選損失率、籽粒含雜率)的影響，求得工作參數和結構參數最佳組合，在自行研制的半喂入聯合收獲機試驗臺上(圖14)，采用二次旋轉正交組合設計法進行臺架試驗。每次試驗結束測定清選損失率和籽粒含雜率。試驗水稻品種為“甬優12”超級稻，割茬高度150 mm(人工收割)，株高98～104 cm，穗幅差23～32 cm，籽粒含水率22.4%～24.2%，莖稈含水率45.4%～49.6%，單產10 043 kg/hm2。

圖14 半喂入聯合收獲機試驗臺Fig.14 Testing platform of head-feeding combine harvester

4.1 二次正交旋轉組合試驗

試驗時，將每組相等質量的水稻試樣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，調節風扇轉速，更換不同大端直徑和錐度的風機葉輪。考察葉輪大端直徑(x1)、風扇轉速(x2)和葉輪錐度(x3)3個因素對清選裝置評價指標(清選損失率y1、籽粒含雜率y2)的影響規律。根據理論分析和生產實際，確定每個試驗因素的取值范圍，因素編碼如表2所示，試驗方案與結果如表3所示。

表2 試驗因素編碼Tab.2 Coding of factors

4.2 清選損失率和籽粒含雜率的回歸方程

根據試驗結果，運用Expent-Design軟件進行二次正交旋轉組合試驗設計，求得清選損失率和籽粒含雜率的回歸方程

y1=68.34-0.30x1-0.03x2-1.77x3+0.000 04x1x2+ (13)

4.3 試驗因素對清選損失率y1影響分析

(1)清選損失率y1單因素響應

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。回歸方程式(13)中，可得x1、x2、x3單因素對損失率影響的3組曲線如圖15所示，方程為

(15)

(16)

(17)

圖15顯示，清選損失率與葉輪大端直徑x1、風扇轉速x2和葉輪錐度x3均呈二次曲線關系，從曲線趨勢看，葉輪大端直徑x1、風扇轉速x2對損失率的影響顯著；在[0，1]區間，隨著x1、x2縮小，清選損失率y1縮小，x1、x2處于零水平時橫向風速適中，清選損失率y1最低；在[-1,0]區間，隨著x1、x2進一步縮小，清選損失率y1增大，這是由于葉輪大端直徑變小和風扇轉速降低使風速下降，雜質不能排出機外(圖15a、15b)，而葉輪錐度x3影響最小(圖15c)。

(2) 清選損失率y1雙因素響應

令x3、x2、x1分別取零水平，分別得

圖15 單因素變化時清選損失率變化曲線Fig.15 Impacts of simple factor on loss rate

(18)

(19)

(20)

葉輪大端直徑x1和風扇轉速x2共同作用下對清選損失率y1的影響，與單因素對清選損失率y1的影響相似，其清選損失率y1最小值處于x1和x2零水平的交叉點上(圖16a)；葉輪大端直徑x1和葉輪錐度x3共同作用下對清選損失率的影響，如單因素對清選損失率y1的影響分析，對清選損失率的影響主要由葉輪大端直徑引起，其清選損失率y1最小值處于葉輪大端直徑x1的零水平上(圖16b)；風扇轉速x2和葉輪錐度x3共同作用下對清選損失率y1的影響，由于葉輪錐度x3影響小，對清選損失率的影響主要由風扇轉速x2引起，由于橫向風速適中，其清選損失率y1最小值處于風扇轉速x2的零水平上(圖16c)。

圖16 因素交互作用對清選損失率影響的響應面Fig.16 Impacts of double factors on loss rate

4.4 試驗因素對籽粒含雜率y2影響分析

(1)籽粒含雜率y2單因素響應

根據上述方法，可得到葉輪大端直徑x1、風扇轉速x2和葉輪錐度x3與含雜率y2的單因素影響曲線圖，如圖17所示。有

圖17 單因素變化時含雜率變化曲線Fig.17 Impacts of simple factor on impurity rate

(21)

(22)

(23)

由圖17可知，葉輪大端直徑x1對含雜率y2影響不顯著(圖17a)；風扇轉速x2對含雜率y2影響近似呈線性關系，隨著風扇轉速x2增大含雜率y2下降，這是因為風速增大，橫向風速也增大，篩面均布更好，雜質排出更好，在[-1，1]區間，含雜率y2指標均合格(圖17b)；葉輪錐度x3對含雜率y2影響呈二次曲線關系，在 [-1，0] 區間，y2隨著葉輪錐度x3增大而下降，這是因為葉輪錐度x3過小時，橫向風速小、篩面均布差。葉輪錐度x3零水平時含雜率y2較佳；在[0，1]區間，y2隨著葉輪錐度x3增大含雜率y2有所抬升，這是因為橫向風速過大使縱向風速下降，雜質排出效果變差(圖17c)。

(2)籽粒含雜率y2雙因素響應

令x3、x2、x1取零水平，分別得

(24)

(25)

(26)

如圖18所示，在風扇轉速x2和葉輪大端直徑x1共同作用下，含雜率y2隨x2和x1的下降而下降，在x2和x1的下水平(-1)交叉點最小(圖18a)； 在葉輪錐度x3和葉輪大端直徑x1共同作用下，含雜率y2隨x3的縮小而增大，這是因為隨葉輪錐度x3縮小橫向風速下降物料均布作用減弱，葉輪大端直徑影響不明顯，在x3的零水平處最小(圖18b)；在葉輪錐度x3和風扇轉速x2作用下，含雜率y2隨x3和x2的縮小而增大，這是因為葉輪錐度x3縮小和風扇轉速x2下降，使縱向風速和橫向風速下降，對于物料清選和均布作用下降。含雜率y2在葉輪錐度x3和風扇轉速x2零水平處最小(圖18c)。

圖18 因素交互作用對含雜率影響的響應面Fig.18 Impacts of double factor on impurity rate

4.5 最佳參數擬合

清選損失率y1、籽粒含雜率y2是評價清選裝置工作性能的主要指標，建立清選損失率y1、籽粒含雜率y2的優化數學模型

(27)

運用Design-Expert 8.0.6數據處理系統的多目標規劃，選用極大模理想點法，進行多目標優化并圓整后，獲得三因素最佳參數組合方案為:x1為308.72 mm，x2為1 186.71 r/min，x3為3.12°，對應的清選損失率y1為1.08%，籽粒含雜率y2為0.68%，在各自的約束條件下達到最小值。

5 結論

(1)理論分析計算表明，葉輪大端直徑x1為310 mm、風扇轉速x2為1 150 r/min、葉輪錐度x3為3°時，葉輪大、小端所產生的壓力差Δp為25.65 Pa，清選篩前部最大理論橫向風速va可達3.26 m/s。

(2)流場數值模擬表明，雙圓錐清選風機工作時，K字形葉片葉輪的大小端之間存在的風壓差pΔ和其產生的橫向氣流風速va，與理論值接近。

(3)臺架試驗結果表明，所得數據比較穩定。多目標優化分析獲得因素最佳參數組合為：x1為308.72 mm，x2為1 186.71 r/min、x3為3.12°時，清選損失率y1為1.08%，籽粒含雜率y2為0.68%，滿足相關標準(GB/T 20790—2006)要求，優于現有機型水平(清選損失率為1.5%左右，籽粒含雜率大于0.8%)。