大豆聯合收獲機氣力卸糧裝置的設計與試驗

郭飛揚 金誠謙,2* 俞 康 陳艷普 滕悅江 王廷恩

(1.山東理工大學 農業工程與食品科學學院，山東 淄博 255000；2.農業農村部南京農業機械化研究所，南京 210014)

大豆聯合收獲機卸糧以螺旋輸送器輸送為主，卸糧過程中大豆籽粒不可避免地出現破碎現象，因此設計一種能降低破碎率的卸糧裝置具有重要意義[1-5]。為提高螺旋輸送器工作性能，國內常采用建立螺旋輸送試驗臺通過試驗獲得最佳工作參數或利用軟件建立功耗模型的方法降低功耗、提高生產率[6-7]。國外對卸糧系統研究起步較早，為延長卸糧距離，設計了一種兩段鉸接式卸糧筒[8]，聯合收獲機田間作業時占用較少空間，卸糧時兩段卸糧筒拼接，延長了工作距離。近幾年小型聯合收獲機卸糧系統多與衛星導航系統結合，國外已有研究[9]利用激光測距儀和GNSS，使卸糧筒出口精確對準谷物容器，保證收獲機在工作同時也能精準卸糧。

國內外各種類型收獲機卸糧方式均采用螺旋輸送器，主要依靠籽粒與螺旋輸送器葉片之間的摩擦力來輸送籽粒，而螺旋輸送器與卸糧筒內壁存在空隙，對籽粒擠壓搓擦，產生破碎[10-11]；而氣力輸送能避免對籽粒的擠壓搓擦，減少破碎[12-15]，但目前氣力輸送在農業上多用于散糧入倉、秸稈還田、施肥播種等生產環節中，尚未有聯合收獲機卸糧系統采用氣力輸送方式[16-19]。本研究旨在設計一種大豆聯合收獲機氣力卸糧系統，能將糧箱內大豆均勻地卸出，顯著減小卸糧過程中籽粒的破碎損失。

1 系統結構與工作原理

氣力卸糧裝置由團隊自主設計研制，安裝在團隊自主研發的履帶式聯合收獲機卸糧系統中，該系統主要由風機、卸糧裝置、糧箱以及卸糧筒等構成(圖1)?？紤]到聯合收獲機在田間作業時，需要較長的輸送距離以及方便檢修的目的，輸送方式選用壓送式。主要參數見表1。

1.風機；2.機架；3.氣力卸糧裝置；4.卸糧軟管；5.卸糧筒；6.糧箱1.Fan;2.Frame;3.Pneumatic grain unloading device;4.Grain discharge hose;5.Grain unloader;6.Granary圖1 氣力卸糧系統Fig.1 Pneumatic grain unloading system

表1 氣力卸糧系統主要參數Table 1 Main parameters of pneumatic grain unloading system

聯合收獲機田間作業時，糧箱內糧食因重力作用堆積在氣力卸糧裝置頂部。卸糧開始后，風機先開始轉動，待風機穩定后，電機通過鏈傳動帶動氣力卸糧裝置內部葉輪轉動，將糧箱內糧均勻地輸送到氣力卸糧裝置底部，為保證氣密性，葉輪的葉片上用螺栓固定有橡膠墊，保證風機產生的風不會通過氣力卸糧裝置；風機產生的風將從氣力卸糧裝置落下的糧食沿卸糧軟管送至卸糧筒出口，最終糧箱內的糧食卸出機外。

2 關鍵部件設計

2.1 糧箱設計

糧箱是聯合收獲機重要部件，用于儲存田間作業時收獲的糧食。氣力卸糧用糧箱與普通糧倉相比減少了位于糧箱底部的水平螺旋輸送器，卸糧時為使糧箱內籽粒全部卸出，糧箱下部應設計為梯臺形狀，且糧箱底部薄板與水平方向夾角應大于糧食休止角，大豆籽粒休止角約為19°～23°[20]，考慮到剛收獲的大豆灰塵較多，滾動摩擦力變大，糧箱底部薄板與水平面夾角應大于25°才能保證卸糧后糧倉內無殘余大豆籽粒。糧箱的容積按照聯合收獲機喂入量及車身大小進行設計[21]，試驗車作業時喂入量約為2.5 kg/s，糧倉容積應在1 m3內。根據車身大小，設計糧箱長、寬、高分別為155、80和84 cm，左右兩薄板與水平方向夾角為40°，前后兩薄板與水平方向夾角為27°，此時糧箱容積約為830 L，糧箱出口尺寸為35 cm×16 cm。

2.2 氣力卸糧裝置設計

氣力卸糧裝置由通風室、葉輪、端蓋和分糧室組成(圖2)。該裝置安裝在糧箱下部，依靠電機帶動葉輪轉動和糧食自身重力將糧箱內糧食連續均勻地卸出到通風室，而且葉輪與分糧室內壁要保證氣密性，使糧箱內糧食不會在收獲機田間作業時落入通風室造成堵塞，也不會因在卸糧時因漏風導致風壓減小從而降低輸送能力。分糧室內壁橫截面直徑大小能直接影響到卸糧過程中糧食搓擦的接觸面大小以及卸糧效率大小，還會影響到葉輪長度、葉輪上葉片數量和寬度。氣力卸糧裝置的分糧室分為進糧區、運糧區、排糧區以及空閑區(圖3(a))，為方便計算，將分糧室模型簡化為直徑為d的圓(圖3(b))。

1.通風室；2.葉輪；3.端蓋；4.分糧室1.Ventilation room;2.Impeller;3.Cover;4.Separated grain room圖2 氣力卸糧裝置構成Fig.2 Composition of pneumatic grain unloading device

H為進糧區；I為運糧區；J為排糧區；K為空閑區。 d為分糧室橫截面直徑，mm；α、β、γ、δ分別為運糧區、排糧區、空閑區和進糧區對應角度，rad。H is feeding area;I is transport area;J is discharged area;K is free area. d is the cross-section diameter of separated grain room,mm;α，β，γ and δ are the angle of transport area,discharged area,free area and feeding area,rad.圖3 分糧室分區域說明(a)及其簡化模型(b)Fig.3 Regional map of separated grain room (a) and simplification (b)

分糧室內壁橫截面直徑與葉輪轉速的關系為：

(1)

式中：t1為某一籽粒經過運糧區的時間，s；L為運糧區的弧長，mm；α為運糧區對應的角度，rad；d為分糧室橫截面直徑，mm；v為葉輪邊緣處線速度，m/s；n1為葉輪轉速，r/min。由式(1)得：

(2)

由式(2)可見，籽粒在運糧區的時間t僅與運糧區對應角度α以及葉輪轉速n1有關。

葉輪在分糧室內不工作時應起到阻斷糧箱與通風室的作用，以防止糧箱內糧食受重力作用流入通風室，葉輪葉片數量與運糧區對應角度應滿足式(3)：

(3)

式中：d0為葉輪直徑，mm；z為葉輪葉片數量；β為排糧區對應的角度，rad。由式(3)可得：

(4)

由式(4)可以看出葉輪葉片數量與運糧區和排糧區大小有關。

根據聯合收獲機糧箱出口的大小，選取分糧室入口尺寸與糧箱出口尺寸相同，葉輪葉片長度為350 mm，葉輪直徑和分糧室橫截面直徑為200 mm，此時排糧區對應角度α與排糧區對應角度β分別為1.1和1.0 rad，代入式(4)得出葉輪葉片數量z取值范圍為5.7～6.3，本研究中取z=6，此時葉輪轉一周約能卸糧12 L至輸送管道，為保證葉輪強度，中間轉軸直徑取40 mm。

2.3 氣力輸送設計

氣力卸糧主要依靠借助空氣使糧食在管道按指定路線運輸，所以氣流對糧食的運輸起決定作用。

被輸送顆粒的懸浮速度是設計氣力輸送的一個重要參數。在進行設計前先測量大豆的懸浮速度測定試驗，試驗地點在山東理工大學，試驗用大豆為鄭豆1307，含水率為11.0%，測3次并取平均值得到大豆懸浮速度為11.4 m/s，根據相關文獻[22-23]，通過氣流輸送糧食的最小氣流速度與懸浮速度關系為

va=kvf

(5)

式中：va為輸送糧食所需的最小氣流速度，m/s；vf為懸浮速度，m/s；k為經驗系數，本次試驗輸送管道屬于帶有彎頭的垂直管道類型，取k=2.4，則卸糧筒出口風速應大于27.4 m/s時，才能保證能通過氣力輸送方式將糧箱內大豆卸出。

糧食在管道內輸送時，要滿足聯合收獲機卸糧效率需求，需要糧食在管道內均勻分布，孔隙率很大，即氣流速度在12～40 m/s內，料、氣質量比(簡稱料氣比)i≤15，稱作稀相氣力輸送[24-25]。料氣比計算方法如下：

(6)

式中：i為料氣比；qms為物料質量流量，kg/h；qma為氣流質量流量，kg/h；ρa為氣體密度，kg/m3；qVa為氣體流量，m3/h。根據式(6)計算出料氣比后，可得到葉輪轉速、風速以及管道橫截面積之間的關系：

(7)

式中：V為葉輪槽空間大小，m3；ρb為物料密度，kg/m3；r為輸送管道半徑，mm；vA為風速，m/s。

將已知參數：葉片數量z=6，葉輪槽空間大小V=0.002 m3，物料密度ρb=1 000 kg/m3，氣體密度ρa=1.3 kg/m3，料氣比i=15，風速vA=27.4 m/s代入式(7)可得到葉輪轉速n與輸送管道半徑r間的關系：

r2=119.2n1

(8)

因聯合收獲機高位卸糧的卸糧筒較長且試驗車車身較小，卸糧筒直徑不宜超過150 mm，卸糧筒內用于輸送的卸糧軟管內徑應不超過100 mm，代入式(8)得到n1≤20.9 r/min。

綜上，氣力卸糧氣力輸送部分葉輪轉速n1≤20.9 r/min，風速vA≥27.4 m/s，輸送管道半徑r≤50 mm，具體參數還需要試驗進行確定。

3 試驗與結果分析

試驗于2019年8月10日在山東省臨沂市河東區進行。試驗選用鄭豆1307大豆籽粒，試驗前測得籽粒含水率為11.0%，該品種大豆籽粒平均長、寬、厚分別為7.17、5.58、5.38 mm，百粒質量16.8 g。試驗前先篩選出破碎率趨于0的大豆籽粒以減少誤差。主要試驗設備有：手持式風速儀、秒表、橡膠軟管、網兜、接料袋等。

3.1 氣力卸糧裝置單因素試驗

氣力卸糧過程中，大豆籽粒發生擠壓碰撞主要存在于卸糧裝置內部以及氣力輸送管道中[26-27]。在進行參數優化試驗前應先進行葉輪轉速關于破碎率的單因素試驗，探索適合葉輪工作的參數范圍。根據之前的計算選取葉輪轉速范圍為0～20 r/min。

試驗前將卸糧裝置底部通風室拆下，用紙箱接住從糧箱卸出籽粒，待運行穩定后用接料袋取樣，每組試驗取樣3組，計算破碎率并取平均值。破碎率計算方法為：

(9)

式中:Y0為卸糧裝置破碎率，%；m0為清除破碎籽粒后的樣品質量，g;M0為樣品質量，g。

葉輪轉速影響破碎率的單因素試驗結果見圖4，可以看出破碎率隨葉輪轉速升高呈現先減小后增大的趨勢，葉輪轉速大于15 r/min時破碎率升高較快，葉輪轉速在12 r/min時因葉輪轉動導致的破碎率最低，主要是因為葉輪轉速較低時籽粒在卸糧裝置中受擠壓搓擦時間長，葉輪轉速高時籽粒從糧箱入口流入葉輪槽內時受力較大，導致破碎率升高。

圖4 葉輪轉速影響破碎率的單因素試驗結果Fig.4 Single-factor test result of the rotate speed of impeller on crushing rate

3.2 參數優化試驗

根據相關文獻[28-29]，影響氣力輸送過程主要因素有含水率、氣流速度和料氣比，其中氣流速度及料氣比為可調控因素，相應選取風機轉速、葉輪轉速及卸糧軟管內徑3個因素作為參數優化試驗變量，以大豆聯合收獲機氣力卸糧系統的破碎率及卸糧效率為評價指標，進行三因素三水平響應面試驗，每組試驗卸糧時間為30 s，取樣3次計算平均值。

3.2.1出口風速

根據式(5)計算出的結果，若想采用氣力卸糧的方式將大豆完全卸出，卸糧筒出口風速必須大于27.4 m/s。采用手持式風速儀，測得不同風機轉速與不同卸糧軟管內徑匹配的出口風速(表2)，結果表明3種風機轉速與3種卸糧軟管內徑組合后的出口風速均可滿足氣力輸送要求。

表2 不同卸糧軟管內徑和風機轉速組合的出口風速Table 2 Outlet air speed of different combination of unloading hose inner diameter and rotate speed of fan

3.2.2響應面試驗

本試驗以氣力卸糧系統破碎率(以下簡稱破碎率)及卸糧效率為評價指標，以葉輪轉速、風機轉速以及卸糧軟管內徑為主要因素，根據Box-Behnken中心組合試驗設計理論展開三因素三水平響應面試驗，探索適合大豆聯合收獲機氣力卸糧的最佳參數組合。試驗參照JB/T11912—2014《大豆聯合收割機》[30]及GB/T8094—2005《收獲機械 聯合收割機 糧箱容量及卸糧機構性能的測定》[31]，卸糧開始5 s后，立即用網兜接住30 s從卸糧筒出口排出的大豆籽粒，并稱重，再用五點取樣法收集用于計算破碎率的樣品。破碎率及卸糧效率計算方法如下：

(10)

(11)

式中：Y1為破碎率，%；W1為樣品質量，g；W2為清除破碎籽粒后樣品質量，g；Y2為卸糧效率，L/s；Ma為30s卸糧總質量，kg；ρ為大豆籽粒密度，kg/m3;tL為卸糧時間，s。

根據單因素試驗及懸浮速度試驗結果，進行三因素三水平響應面試驗，共17組，葉輪轉速根據單因素試驗確定高低水平分別為15和7 r/min，風機轉速根據出口風速確定高低水平為3 500和2 900 r/min，軟管內徑根據已有卸糧筒尺寸及市面上主流鋼絲軟管尺寸確定高低水平分別為100和66.6 mm。葉輪與風機分別由步進電機通過鏈傳動和伺服電機通過帶傳動提供動力，鏈傳動用鏈輪齒數相同，帶傳動減速比為1.1。伺服電機的控制通過步科專用上位機向伺服電機驅動器發送調速、開機及停車指令，步進電機控制器內已寫好調控指令，可通過串口控制軟件經232串口向控制器發送控制指令，達到精準調速。試驗因素與水平見表3。最后將試驗結果導入Design Expert中進行分析，得出各因素兩兩交互對破碎率和卸糧效率的影響，并建立關于破碎率和卸糧效率的數學模型。

表3 響應面試驗因素水平表Table 3 Response surface test factor and level

3.3 結果與分析

從葉輪轉速、風機轉速及卸糧軟管內徑關于破碎率及卸糧效率的響應面試驗結果(表4)可以看出氣力卸糧系統產生的破碎率不超過3%，卸糧效率可到達1.31 L/s。

表4 葉輪轉速、風機轉速及卸糧軟管內徑影響破碎率及卸糧效率的響應面試驗方案及結果Table 4 Response surface test schemes and results of rotate speed of impeller,rotate speed of fan and unloading hose inner diameter affecting crushing rate and unloading efficiency

3.3.1破碎率

根據不同條件下得到的破碎率數值，對影響破碎率的因素進行方差分析,結果見表5；編碼值表示的破碎率Y1的數學模型為：

(12)

式中：x1、x2、x3分別為葉輪轉速、風機轉速和卸糧軟管內徑的水平值。

方差分析中P越小表示該因素對評價指標的影響越大，根據表5得出各因素對破碎率影響程度從大到小依次為，風機轉速、葉輪轉速、軟管內徑。

表5 影響破碎率因素的方差分析Table 5 Analysis of variance of factors affecting crushing rate

3因素兩兩交互對破碎率的影響只有葉輪轉速和卸糧軟管內徑的交互作用為極顯著，其余項均不顯著,故只分析x1x3項的交互作用。葉輪轉速為 7 r/min 時，單位時間內通過橡膠軟管內的大豆籽粒較少，當橡膠軟管直徑為100 mm時大豆籽粒在輸送過程碰撞劇烈，破碎率較高；葉輪轉速為15 r/min時，橡膠軟內徑較小導致大豆籽粒彼此碰撞次數增多，破碎率較大(圖5)。

圖5 葉輪轉速A和卸糧軟管內徑C對破碎率Y1的影響Fig.5 Effect of rotate speed of impeller A and unloading hose inner diameter C on crushing rate Y1

3.3.2卸糧效率

對影響卸糧效率的因素進行方差分析結果見表6，編碼值表示的卸糧效率Y2的數學模型為:

(13)

由表6可知，卸糧效率模型的P<0.01，表明建立的回歸模型極顯著，該模型決定系數R2=0.936 4，表明該模型能反應出93.64%響應值變化，且失擬項大于0.05，表明試驗誤差較小，可用該模型對卸糧效率進行預測。其中x1、x3項的P<0.01，表明對回歸模型影響極顯著，x2、x1x2、x1x3項的P<0.05，表明對回歸模型影響顯著。根據表6得出，各因素對卸糧效率影響程度從大到小依次為葉輪轉速、軟管內徑、風機轉速。

表6 影響卸糧效率因素的方差分析Table 6 Analysis of variance of factors affecting unloading efficiency

3因素兩兩交互對卸糧效率影響只有葉輪轉速和風機轉速及葉輪轉速和卸糧軟管內徑的交互作用顯著，故只分析x1x2項和x1x3項對卸糧效率的影響。風機轉速較低時，葉輪轉速對卸糧效率影響程度較大，主要是葉輪轉速提高，單位時間內流入卸糧軟管的大豆增多，卸糧效率較高，當風機轉速為 3 500 r/min 時，葉輪轉速對卸糧效率影響程度下降，是因為此時風機產生風量完全滿足卸糧要求，軟管內大豆增加對卸糧效率影響程度不大(圖6(a))；葉輪轉速為7 r/min時，軟管內徑對卸糧效率影響不大，這是因為卸糧軟管內大豆量少，此時軟管尺寸較小時也能滿足卸糧要求，當葉輪轉速為15 r/min時，軟管內徑越大，管道內大豆間因相互碰撞造成的動能損失越少，卸糧軟管內大豆流動越快(圖6(b))。

圖6 葉輪轉速A、風機轉速B、卸糧軟管內徑C交互作用對卸糧效率Y2的影響Fig.6 Effect of rotate speed of impeller A,rotate speed of fan B, unloading hose inner diameter C on unloading efficiency Y2

3.3.3參數優化

為使大豆聯合收獲機氣力卸糧工作效果最佳，要求破碎率最小且卸糧效率最大，且卸糧過程中應優先減少因大豆籽粒破碎而造成的損失，故設置權重時破碎率優先于卸糧效率，以此確定約束條件：

(14)

通過Design Expert對約束條件進行求解，得到最優解為：葉輪轉速14.962 r/min，風機轉速3 165.706 r/min，軟管內徑99.992 mm，此時破碎率為1.73%，卸糧效率為1.33 L/s。

3.4 驗證試驗及對比試驗

驗證試驗和對比試驗于2019年8月15日在山東省臨沂市河東區進行?？紤]到參數調整的實際可行性，設置葉輪轉速15 r/min，風機轉速3 166 r/min，卸糧軟管內徑100 mm，并將該組參數下的氣力卸糧工作效果與螺旋輸送器工作效果進行對比，對比機型為洋馬AW85GR，試驗方法與響應面試驗方法相同，破碎率和卸糧效率計算采用式(10)和式(11)，氣力卸糧與螺旋輸送器卸糧工作效果對比見表7。

由表7可知，氣力卸糧相較于螺旋運輸器卸糧能明顯減少破碎籽粒的數量，破碎率為1.49%，遠低于JB/T 11912—2014《大豆聯合收割機》[30]破碎率小于5%的規定；因目前尚無關于聯合收獲機卸糧效率行業標準，故與傳統螺旋輸送器卸糧效率進行對比，卸糧效率的對比結果表明氣力卸糧速率略慢于螺旋輸送器卸糧，能滿足大豆聯合收獲機田間作業要求。并且在試驗過程中發現，氣力卸糧卸糧結束后輸送管道內不會有殘余大豆籽粒，而螺旋運輸器卸糧在糧箱內糧食排凈后卸糧筒內還會間斷性有零散大豆籽粒卸出。綜上，優化的試驗參數作業效果較好，可應用于實際田間作業中。

表7 氣力卸糧與螺旋輸送器卸糧工作效果對比Table 7 Effect comparison of pneumatic unloading and screw conveyor unloading

4 結 論

本研究針對大豆聯合收獲機卸糧系統產生破碎較高的問題，設計了一種氣力卸糧裝置。主要研究結果如下：

1)所設計的氣力卸糧裝置的最高葉輪轉速為20.9 r/min，適合該裝置的最低風速為27.4 m/s，最大卸糧軟管內徑為100 mm。

2)單因素試驗結果表明，適合葉輪工作的轉速范圍為3～15 r/min；響應面試驗結果表明，各因素對破碎率影響程度從大到小依次為，風機轉速、葉輪轉速、卸糧軟管內徑，對卸糧效率影響程度從大到小依次為，葉輪轉速、卸糧軟管內徑、風機轉速。

3)根據建立的數學模型并結合實際，得到了在破碎率最小且卸糧效率最大時的最佳參數組合：葉輪轉速15 r/min，風機轉速3 166 r/min，卸糧軟管內徑100 mm。驗證試驗及對比試驗結果表明，氣力卸糧產生的破碎率為1.49%，低于傳統螺旋輸送器卸糧破碎率以及相關標準規定，氣力卸糧效率為1.3 L/s，略慢于螺旋輸送器卸糧，但能夠滿足大豆聯合收獲機田間作業要求。本研究所設計的氣力卸糧裝置可為大豆聯合收獲機卸糧結構更新換代以及氣力輸送的參數調整提供參考。