稻麥輪作區氣動式小麥精準投種裝置設計與試驗

王 超 李洪文 何 進 王慶杰 盧彩云 王景旭

(1.中國農業大學工學院，北京100083;2.溫州大學機電工程學院，溫州325035)

0 引言

稻麥輪作區集中分布于我國長江流域，是主要糧食生產基地［1］。該區域降雨充沛、土壤質地黏重，播種階段土壤含水量大［2］，小麥生長受水資源限制小［3］，適宜采用淺播淺種的農藝方式［4-5］，與北方相比差異較大。目前，稻麥區小麥播種以撒播或種帶淺旋條播技術為主，存在播種用量高、群體密度大和個體發育差等問題，限制了小麥單產。小麥精量播種技術能夠精確控制播種量和均勻性，使得單株作物獲得足夠的營養面積和空間［6-7］，降低播種量和減少成本，并獲得小麥穩產高產，如湯永祿等［8］研究表明，采用稻茬麥精量露播、稻草覆蓋的種植方式，能夠實現稻茬麥的高產栽培，且經濟環境效益較好。

近年來，為實現機械化小麥精量播種，國內外在小麥精密排種技術方面取得了一些研究成果［9-10］，然而小麥屬密植作物，其播種密度遠高于玉米、大豆等大籽粒作物，精密排種裝置排出的均勻種子流種粒間距小，小麥種粒觸土后易產生碰撞、彈跳和滾動等現象［11-12］，無法實現等播深、等粒距的小麥精準點播，因此小麥精準投種問題亟待解決。現有精準投種方面的研究大多針對玉米等作物［13-15］，而關于小麥精準投種技術的研究較少，僅少數學者進行了初步理論研究。劉俊孝等［16］基于氣力吸附、定點打穴投種理論，設計了一種針孔管式小麥精準點播裝置，并確定了其主要結構參數，但未進行小麥精準投種相關試驗研究。刁培松等［17］提出一種氣動播種理論方案，該方案通過單片機控制使種粒在氣力作用下實現精準投播，但未開展實際裝置結構及關鍵參數設計研究。目前，仍然缺少配套的機械化小麥精準投種技術與裝備。

本文針對稻麥輪作區黏濕土壤條件下的小麥種植，設計一種氣動式小麥精準投種裝置，該裝置通過氣動加速將從精密排種器排出的小麥種粒高速精準投置于耕整后的清潔種床，以期實現小麥的精準穩著床點播，提升小麥的播種質量。

1 主要結構設計

1.1 結構與工作原理

氣動式小麥精準投種裝置根據引射器引射原理［18］設計而得，利用高速氣流的氣動推力實現對小麥種粒的加速投置，其主要由噴嘴、引射器和混合加速管組成，如圖1a 所示。作業時，外部高壓氣流作為工作流體從噴嘴的進氣室流入后形成高速氣流經出氣室噴出，噴嘴噴出的高速氣流在引射器內部腔體形成負壓和在混合加速室內形成穩定的正壓加速氣流，小麥種粒在負壓的卷吸作用下從進種口被快速吸入，并經接收室隨高速氣流進入混合加速室，小麥種粒在混合加速室內與正壓加速氣流均勻混合后持續加速，最終小麥種粒從混合加速管下端飛出，高速沖擊進入土壤，完成小麥種粒精準定點投置。

圖1 氣動式小麥精準投種裝置Fig.1 Structure of pneumatic wheat precision seed casting device

1.2 關鍵結構參數設計

小麥種粒的尺寸是氣動式小麥精準投種裝置結構參數設計的基礎，以稻麥區普遍種植的鄭麥9023為研究對象，測量得鄭麥9023 的種粒長度小于8 mm。為保證小麥能夠被順利吸入，該設計中選取進種口直徑為10 mm。小麥種粒在混合加速室內加速，為減少小麥種粒與混合加速室管壁的摩擦、碰撞，混合加速室直徑D1應大于8 mm，但混合加速室直徑增大會導致氣體進一步膨脹［19］，進而降低加速氣流流速［20］，不利于小麥種粒的加速，因此結合單粒種子流的投種工況，混合加速室直徑應盡可能取較小值，該設計取混合加速室直徑為10 mm;根據文獻［21］可知，混合加速室的長度應當滿足小麥種粒與加速流場充分混合并實現小麥種粒穩定加速，該設計中混合加速室長度H1取300 mm。此外，由于噴嘴入口與標準耐壓氣動軟管相互連接，因此進氣室直徑選取與耐壓氣動軟管的內徑尺寸一致，為12 mm。

氣動式小麥精準投種裝置采用無擴壓噴射結構［22］，根據已有研究表明，截面比A、喉嘴距H 和接收室直徑D 是影響小麥氣動射播的關鍵結構參數［23］，如圖1b 所示。

1.2.1 截面比

截面比A 定義為混合加速室截面積與出氣室截面積之比，即

式中 A1、AC——混合加速室截面積和出氣室截面積，mm2

D1、DC——混合加速室直徑和出氣室直徑，mm

為實現投種裝置的引射功能，出氣室直徑應小于進氣室直徑和混合加速室直徑，同時考慮到若出氣室直徑過小，高壓氣流經進氣室進入出氣室時的氣動阻力及損失會急劇增大［20，22］，因此取出氣室直徑DC為4 ～9 mm。此外，由于混合加速室直徑D1=10 mm 已知，故在下文中以出氣室直徑DC作為試驗的影響因子。

1.2.2 喉嘴距

喉嘴距H 為噴嘴的出氣室出口與混合加速管的混合加速室入口之間的距離。目前，研究發現喉嘴距存在一個能夠實現最佳引射效果的數值，此時出氣室噴出的高速氣流終截面與混合加速室入口截面相等［24］。但對該值的計算還沒有公認準確的方法［22，25］，因此本文借鑒通用噴射器結構參數選取喉嘴距H 為5、10、15、20、25、30 mm 進行數值分析研究。

1.2.3 接收室直徑

為確保小麥種粒能夠順利進入接收室，避免小麥種粒在引射器腔體內產生擁堵，接收室直徑D 應當滿足

式中 l——小麥種粒長度，mm

δ——噴嘴壁厚，mm

該設計中噴嘴壁厚δ 為1.5 mm，結合前文分析將小麥種粒長度l =8 mm 和出氣室直徑DC最大值9 mm代入式(2)，求解可得接收室直徑D≥28 mm。此外，接收室直徑增大會降低氣體流線流暢性和增加氣流動能損耗，進而不利于降低小麥種粒的吸入與混合，因此接收室直徑應取較小值，因此該次設計選取接收室直徑D 為28、30、32、34、36、38 mm 進行數值分析研究。

1.3 小麥種粒氣動加速特性分析

在氣動式小麥精準投種裝置內，小麥種粒受正壓加速氣流作用不斷加速，根據前期研究小麥種粒受自身重力加速影響很小，故本次分析忽略重力影響，則小麥種粒的氣動加速特征分析如圖2所示。

小麥種粒在正壓加速氣流的氣動推力作用下做加速運動，經過時間t 后位移為lm，其加速方程為

式中 Rm——氣動推力，N

圖2 小麥種粒氣動加速特征分析Fig.2 Analysis of pneumatic acceleration characteristics of wheat seeds

dm——小麥種粒當量直徑，取4.5 ×10-3m

ρm——小麥種粒密度，取1 450 kg/m3

vm——小麥種粒速度，m/s

氣動推力計算式為

式中 C——小麥種粒阻力系數，由粒徑法［26］可得，小麥種粒阻力系數分區為Newton 區，阻力系數為常數，取0.44

ρg——空氣密度，按20℃大氣壓，取1.2 kg/m3

vg——正壓加速氣流速度，m/s

由式(3)、(4)求解可得，小麥種粒在正壓加速氣流中的氣動加速特征運動微分方程為

由式(5)可知，小麥種粒加速度與正壓加速氣流速度呈正相關關系，即正壓加速氣流速度越大，越有利于小麥種粒的氣動加速。由前述分析可知，出氣室直徑DC、喉嘴距H 和接收室直徑D 是影響氣動式小麥精準投種裝置內部流場的關鍵結構參數，通過關鍵結構參數的合理匹配，可在混合加速室內獲得均勻穩定的正壓加速流場和較高正壓加速氣流流速，進而利于小麥種粒的加速投種。

2 數值模型構建

計算流體力學(CFD)廣泛應用于農業工程領域，能夠精確分析流場特性［27-28］。氣動式小麥精準投種裝置的內部氣體流動復雜，難以通過實際試驗進行特性描述，因此本文采用Fluent 18.4 軟件對氣動式小麥精準投種裝置的內部氣體流場進行模擬分析，以獲得均勻穩定的氣體加速流場，完成小麥種粒的負壓吸入、正壓加速，進而實現小麥精準穩著床點播。

2.1 計算域及網格化

采用SolidWorks 2016 軟件構建不同尺寸的氣動式小麥精準投種裝置模型，并導入Spaceclaim 2018 軟件建立計算流體域模型，如圖3a 所示。隨后在Fluent 18.4 軟件中對計算流體域進行六面體網格劃分，并在近壁面生成邊界層網格，劃分所得網格總數為12 000 ～14 000。為提高計算精度，對噴嘴進行網格局部加密，同時檢查并調整網格質量，使網格最小正交質量大于0.6、最大縱橫比小于100，網格劃分結果如圖3b 所示。

圖3 計算流體域及網格劃分結果Fig.3 Computational fluid domain and meshing results

2.2 邊界條件與模擬參數

對于不同尺寸的氣動式小麥精準投種裝置模型，結合前期研究，在計算流體域中設置進氣室處為壓力入口(入口表壓為500 000 Pa)邊界條件，設置進種口和混合加速室出口均為壓力出口(出口表壓均為0 Pa)邊界條件。模擬整體采用有限體積法離散方程，采用壓力基求解器SIMPLE，采用二階逆風離散化求解動量、湍流動能、湍流動能耗散，以殘差10-4為收斂依據并對進氣室氣體流速進行監測。湍流模型選用RNG k-ε 控制方程［29-30］，近壁面選用標準壁面方程。

3 數值模擬與分析

3.1 單因素試驗

以出氣室直徑DC、喉嘴距H 和接收室直徑D為影響因子，以混合加速室穩態區的穩態氣體流速、進種口的入口負壓為指標，開展單因素試驗研究。單因素試驗因素及水平如表1 所示。

3.1.1 出氣室直徑

設置喉嘴距H 為15 mm、接收室直徑D 為32 mm，開展出氣室直徑DC的單因素試驗，所得不同截面比下氣動式小麥精準投種裝置對稱截面上的速度場如圖4 所示。

表1 單因素試驗因素水平Tab.1 Factors and levels of single-factor test

由圖4a 可得，高壓氣流經噴嘴的出氣室實現超聲速(約924 m/s)流動，超聲速氣流從噴嘴噴出后在混合加速室內形成激波，經過不斷的壓縮膨脹過程［31］，激波逐漸消失并在混合加速室內形成具有均勻穩定正壓加速氣流流場的穩態區。不同出氣室直徑下的激波區范圍不同，由于降低激波區范圍有利于降低流場的湍流程度［16］，使得小麥種粒在混合加速室內的加速過程更加平穩，出氣室直徑為4、7、8 mm時穩態區范圍較大，可獲得較好正壓加速氣流流場。由圖4b 可得，當出氣室直徑DC≤7 mm 時，進種口下部未產生局部渦流區，氣體的吸入流線通順，利于小麥種粒的穩定吸入;當出氣室直徑DC為8、9 mm 時，超聲速氣流撞擊接收室壁面而在進種口下部產生局部渦流區，由于渦流不僅會顯著降低入口負壓［32］，進而不利于小麥種粒的均勻吸入，且會增加小麥種粒吸入后的碰撞幾率，因此出氣室直徑DC≤7 mm 時較好。

通過Fluent 數值提取功能，得到出氣室直徑對試驗指標的影響如圖5 所示。由圖5 可得，隨著出氣室直徑的不斷增大，穩態氣體流速呈不斷上升趨勢，其取值區間為336 ～724 m/s。入口負壓隨出氣室直徑的增大而呈現波動變化趨勢，當出氣室直徑為4 ～5 mm 時，入口負壓隨出氣室直徑的增加而略有增加;當出氣室直徑為5 ～9 mm 時，入口負壓隨出氣室直徑的增大而不斷降低。入口負壓在出氣室直徑DC=5 mm 時取得最大值18.864 kPa;入口負壓在出氣室直徑DC≥7 mm 時，由于渦流的產生而導致入口負壓急劇降低，且當出氣室直徑DC=9 mm時渦流作用下的部分氣流從進種口處溢出(圖4b)，使得入口負壓達到最小值1.560 kPa。

綜合考慮，在避免渦流且保證較大入口負壓的同時，穩態氣體流速越大越有利于小麥種粒在混合加速室內的加速，因此出氣室直徑DC=7 mm 較合適，此時進種口下部無局部渦流、激波區較小，入口負壓為10.081 kPa，穩態氣體流速為611 m/s。

圖4 出氣室直徑單因素試驗速度場Fig.4 Velocity fields of single factor test for diameter of outlet chamber

圖5 出氣室直徑對試驗指標的影響Fig.5 Effect of diameter of outlet chamber on test indexes

3.1.2 喉嘴距

設置出氣室直徑DC為7 mm、接收室直徑D 為32 mm，開展喉嘴距H 的單因素模擬試驗，所得試驗結果如圖6 所示。

由圖6a 可得，隨著喉嘴距的增加，超聲速氣流從噴嘴噴出后在接收室內的膨脹程度得到提高，有利于減小混合加速室內的激波強度和增加穩態區范圍。當喉嘴距H≥25 mm 時，混合加速室內無明顯激波區且正壓加速氣流流場穩定;喉嘴距H 為15、20 mm 時的穩態區范圍大于喉嘴距H 為5、10 mm，更有利于小麥種粒在混合加速室內的加速。由圖6b 可得，當喉嘴距H≤20 mm 時，進種口下部未產生局部渦流區，吸入流線通順，利于小麥種粒的穩定吸入;當喉嘴距H 為25 mm 和30 mm，超聲速氣流撞擊接收室壁面而產生局部渦流區，不利于小麥種粒的均勻吸入。因此，喉嘴距H 取15 mm 或20 mm較好。

喉嘴距對試驗指標的影響如圖7 所示。由圖7可得，隨著喉嘴距的逐漸增加，入口負壓呈現不斷降低趨勢，其變化區間為4.317 ～11.1 kPa，同時由于渦流的產生，當喉嘴距H ＞20 mm 時導致入口負壓大幅降低。穩態氣體流速隨喉嘴距的增加呈現波動變化趨勢，當喉嘴距為5 ～15 mm 時，受接收室和混合加速室內產生的局部氣體節流效應影響，穩態氣體流速呈現先下降后上升趨勢，并在H =10 mm 處取得穩態氣體流速極小值598 m/s;當喉嘴距為15 ～30 mm 時，穩態氣體流速隨喉嘴距的增加而降低。

綜上所述，喉嘴距H=15 mm 較合適，此時進種口下部無局部渦流、激波區較小，且入口負壓(10.081 kPa)和穩態氣體流速(611 m/s)的數值均較大。

圖6 喉嘴距單因素試驗速度場Fig.6 Velocity fields of single factor test for nozzle position

圖7 喉嘴距對試驗指標的影響Fig.7 Effect of nozzle position on test indexes

3.1.3 接收室直徑

設置出氣室直徑DC為7 mm、喉嘴距H 為15 mm，開展接收室直徑D 的單因素模擬試驗，所得試驗結果如圖8 所示。

由圖8 可得，不同接收室直徑下的激波區范圍差異不大，以接收室直徑D 為32、34、38 mm 時的激波區范圍最小。在接收室直徑28 ～38 mm 范圍內均無渦流出現，且當接收室直徑為28、30、32 mm時，氣體進入接收室時的吸入流線更加流暢。

接收室直徑對試驗指標的影響如圖9 所示。由圖9 可得，隨著接收室直徑的不斷增加，穩態氣體流速和入口負壓均呈現先增大后降低的趨勢，其變化范圍分別為592 ～611 m/s、8.471 ～10.081 kPa。當接收室直徑D=32 mm 時，穩態氣體流速和入口負壓均取得最大值。

綜上所述，接收室直徑D =32 mm 較合適，此時進種口下部無局部渦流、激波區最小，穩態氣體流速(611 m/s)和入口負壓(10.081 kPa)均取得最大值。

3.2 正交試驗

根據單因素試驗分析結果，采用三因素三水平正交試驗方案，正交試驗因素及水平如表2 所示。

正交試驗方案及結果如表3 所示，A、B、C 為因素水平值。

為確定穩態氣體流速、入口負壓對試驗指標的影響，對該兩項試驗指標進行極差分析和方差分析，分析結果如表4 和表5 所示。

圖8 接收室直徑單因素試驗速度場Fig.8 Velocity fields of single factor test for diameter of recipient chamber

圖9 接收室直徑對試驗指標的影響Fig.9 Effect of diameter of recipient chamber on test indexes

表2 正交試驗水平Tab.2 Factors and levels of orthogonal experiment

由方差分析的結果可得，該試驗中兩模型顯著性水平分別為0.004、0.005，說明該方差分析模型顯著性水平較高［33］，結果可靠。出氣室直徑DC對于穩態氣體流速和入口負壓均具有顯著的影響;喉嘴距H 對于入口負壓具有顯著的影響，而對穩態氣體流速影響不顯著;接收室直徑D 對于兩個指標均無顯著的影響。

表3 正交試驗方案與結果Tab.3 Orthogonal experiment design and results

表4 極差分析結果Tab.4 Results of range analysis

表5 方差分析結果Tab.5 Variance analysis result

穩態氣體流速的較優組合為A3B1C3，入口負壓的較優組合為A1B1C2。由于組合為A3B1C3時進種口下部出現局部渦流(表3)，不利于小麥的氣動射播，因此，氣動式小麥精準投種裝置的較優組合為A1B1C2，即出氣室直徑DC為6 mm、喉嘴距H 為10 mm 和接收室直徑D 為32 mm，經Fluent 分析可得穩態氣體流速為524 m/s，入口負壓為15.966 kPa，且進種口下部無局部渦流、激波區較小。結合前述小麥種粒氣動加速特征分析，將數值分析的較優組合結果代入式(5)并積分求解可得小麥種粒速度vm約為46.2 m/s。

4 小麥氣動投種臺架試驗

4.1 試驗設備與材料

為研究較優組合下氣動式小麥精準投種裝置的投種性能，在中國農業大學工學院保護性耕作研究中心的多功能排種試驗臺上開展小麥氣動投種試驗。試驗裝置如圖10 所示，設置傳送帶的作業速度為1.2 m/s，投種高度為0.1 m，進氣室壓力為0.5 MPa。試驗中，利用空氣壓縮機為氣動投種試驗提供持續穩定高壓氣流，利用5F01C-16G 型高速攝像機對小麥氣動投種過程進行高速拍攝，并設置高速攝像機的拍攝模式為按幀采集、并行曝光，采集長度為8 000 幀，采集周期為200 μs，曝光時間為100 μs。

試驗材料為湖北省大面積種植的鄭麥9023，試驗土壤樣品取自湖北省農業科學院作物研究所試驗田，該試驗田常年稻麥輪作，將土壤樣品去除秸稈殘茬、表層土壤硬殼后鋪放于傳送帶以形成清潔種床，土壤類型為壤質粘土，土壤pH 值為6.1，土壤含水率為35%，土壤緊實度約為93.4 kPa。

4.2 試驗方法

小麥氣動投種試驗共重復進行50 組，每組進行3 次單粒小麥的投種試驗。試驗結束后，從每次投種試驗拍攝得到的所有圖像中提取投種過程的圖像。選取試驗指標為投種速度、投種深度和種子破損率。

圖10 試驗臺Fig.10 Test-bed

4.2.1 投種速度

單次小麥氣動投種時間極短，故視小麥氣動投種過程為勻速投種過程。投種速度計算公式為

其中

式中 HS——投種高度，m

TSij——第i 組第j 次投種的投種時間，s

NSij——第i 組第j 次投種過程的圖像數

FPS——實際拍攝幀頻率，f/s

4.2.2 投種深度

投種試驗結束后，測量每次投種后小麥入土深度(即投種深度)并求解，則投種深度計算公式為

式中 HBij——第i 組第j 次投種深度，mm

4.2.3 種子破損率

參照GB/T 9478—2005《谷物條播機試驗方法》和GB/T 6973—2005《單粒(精密)播種機試驗方法》射播試驗結束后，挑選和計算試驗中破碎損傷的種粒并計算小麥種子破損率。小麥種子破損率計算公式為

式中 PS——試驗中破損的小麥種子總數

PZ——試驗用小麥種子總數

PY——小麥種子的原始破碎率，%

4.3 試驗結果與分析

小麥氣動投種過程如圖11 所示。小麥自混合加速管最下端飛出，經過2 286 μs 后高速沖擊進入土壤且小麥種粒入土時未產生彈跳、滑移現象，著床穩定，可實現小麥的高速精準定點投種。同時，試驗中小麥種粒均未出現破損狀況。小麥氣動投種結果如圖12 所示。

圖11 小麥精準氣動投種過程Fig.11 Procedure of pneumatic wheat precision seed casting

圖12 小麥精準氣動投種試驗結果Fig.12 Result of pneumatic wheat precision seed casting

試驗結果表明，小麥種粒的投種速度為38 ～50 m/s，投種深度為6 ～7.6 mm，且投種速度、投種深度變異系數分別為8.3%、5.8%，氣動式小麥精準投種裝置的投種性能穩定。即通過氣動投種方式，小麥種粒能夠以平均43.8 m/s 的投種速度(比較優組合下小麥種粒速度46.2 m/s 低約5.1%)，穩定投置于清潔種床且平均投種深度為6.78 mm。因此，數值分析較優參數組合設置較為合理，能夠實現小麥種粒的精準投置。

此外，由于稻麥輪作區黏濕多雨的作業環境，農藝要求稻茬麥淺層播種［4-5，8］以避免小麥播后爛種現象發生，實際生產中多采用小麥表層撒播或條帶淺旋條播后水稻秸稈覆蓋的種植方式。因此，采用氣動投種方式在稻麥輪作田進行播種作業，小麥種粒被投置于種床表層并形成單粒小麥種穴，播種深度較淺，在投種后配合前茬水稻秸稈覆蓋于種床(圖13)，能夠滿足稻茬麥小麥播種要求。

圖13 小麥精準氣動投種作業效果示意圖Fig.13 Diagram of soil-incident effect of pneumatic wheat precision seed casting

4.4 發芽情況

為進一步觀察氣動投種方式對小麥種粒的影響，試驗結束后根據GB/T 5520—1985《糧食、油料檢驗 種子發芽試驗》，將氣動投置的小麥種粒(氣動投置組)和未經氣動投置的等量小麥種粒(對照組)放置于培養皿中，在20℃室溫下培養7 d 后觀察小麥的發芽情況。小麥發芽結果表明，氣動投置組和對照組的小麥種粒發芽率分別為94.0%和95.3%，出芽情況較好。經氣動投置的小麥種粒未出現發芽率明顯降低現象，結合前述試驗中未觀察到小麥種粒明顯損壞情況，說明在采用氣動投種方式將小麥種粒投置于土壤的播種方式可行，但后續仍需大量田間試驗以進一步觀察和統計小麥的出苗效果。

5 結論

(1)為實現稻麥區黏濕土壤條件下的小麥精量播種，設計了一種氣動式小麥精準投種裝置，該裝置通過氣動加速，將從精密排種器排出的小麥種粒精準投置于耕整后的清潔種床，實現了小麥的高速精準著床點播。

(2)利用Fluent 分析開展單因素試驗、正交試驗，確定了氣動式小麥精準投種裝置的關鍵結構參數和各因素對試驗指標的影響規律:出氣室直徑對穩態氣體流速和入口負壓均影響顯著，喉嘴距對入口負壓具有顯著影響。氣動式小麥精準投種裝置的較優組合為:出氣室直徑6 mm、喉嘴距10 mm、接收室直徑32 mm，此時穩態氣體流速為524 m/s，入口負壓為15.966 kPa。

(3)較優參數組合下的投種性能臺架試驗結果表明，小麥種粒可穩定沖擊土壤，實現高速精準定點投種，且無破損，小麥種粒以43.8 m/s 的平均投種速度，可在清潔種床內實現6.78 mm 的平均投種深度，投種速度、投種深度變異系數分別為8.3%、5.8%，投種性能穩定。