基于DEM-CFD 的驅導輔助充種氣吸式排種器優化與試驗

史 嵩 劉 虎 位國建 周紀磊 薦世春 張榮芳

(山東省農業機械科學研究院，濟南250010)

0 引言

高速精量播種技術與裝備是提高作物播種質量和農業生產效率的基礎，排種器作為播種機的“心臟”部件，是高速精播關鍵技術的載體，亦是國際農業裝備產業技術競爭的焦點［1-2］。

氣吸式排種器因其對作物品種適應范圍較廣、高速作業性能較穩定，而被廣泛應用到高速精量播種裝備上［3-4］。該類型排種器采用壓差吸附種子的原理完成排種，在高速作業時，充種過程易受排種盤轉速高、種群流動性差、氣流不穩定、機具振動干擾等因素的影響，漏充情況頻現，導致漏播率上升、作業性能下降［5-6］。因此，充種性能對保證該類型排種器作業質量尤為關鍵［7-8］。

氣吸式排種器充種過程中氣流與種子、種子與種子互作關系復雜，種子在充種過程各階段的受力、運動等情況很難依靠傳統方法進行定量描述［9］。隨著計算機技術的發展，DEM-CFD(氣固兩相流耦合仿真)被廣泛用于氣力式排種器充種過程的研究［10-11］。韓丹丹等［12-14］采用氣固耦合仿真對排種器充種過程中種子的曳力、速度進行了分析，以合格率、漏播率為評價指標進行了排種器結構優化。丁力等［15-16］借助DEM-CFD 耦合方法，得出不同類型種子充種能力順序，輔助進行排種器優化設計。

目前，排種器氣固耦合仿真方法一般基于確定性顆粒軌道模型，該模型可以同時兼顧流體的連續性和顆粒的離散性，準確描述氣吸式排種器內處于密相狀態下種群的運動趨勢及種子個體的受力情況［17-18］。但該模型計算量龐大，受計算資源限制，一般仿真時長僅為數秒，如以排種器傳統的性能評價指標(漏播率、重播率等)對仿真結果進行分析，會存在樣本量低、數據穩定性差的局限性。此外，氣吸式排種器吸附種子主要依靠型孔內外壓差形成的壓力，而現有耦合接口在計算氣流場對種子作用力時一般以曳力為主，大都忽略了對壓力梯度力的計算，在一定程度上影響了種子受力分析的準確性［19-20］。

針對前期設計的驅導輔助充種氣吸式排種器田間高速作業時充種效果不佳的問題，本文借助EDEM-CFD 耦合數值計算方法，分析充種過程各階段影響充種性能的主要因素，開展排種器三因素二次旋轉正交組合仿真試驗研究，優化排種盤主要結構參數，進行室內靜止臺架對比試驗與振動環境模擬驗證試驗。

1 充種原理與結構分析

1.1 結構與工作原理

驅導輔助充種氣吸式排種器結構如圖1 所示，主要由排種盤、清種刀、上殼體、驅動電機等零部件組成。排種器工作時，利用氣流在排種盤型孔內外側形成的壓差，將種子吸附在型孔上隨排種盤轉動，脫離種群完成充種。

圖1 驅導輔助充種氣吸式排種器結構示意圖Fig.1 Structural diagram of pneumatic seed metering device with guided assistant filling

驅導輔助充種氣吸式排種器的排種盤上設計了曲線形導種槽，對種子起到托持作用，一方面在種子進入型孔氣流力控制區之前促使其產生速度，主動趨導種子向型孔處移動;另一方面在種子即將脫離種群時，對種群產生擾動，提高種群松散程度，降低種子移出阻力。

1.2 充種過程分析

根據種子所處位置、周圍種群狀態及自身受力情況，可以將驅導輔助充種氣吸式排種器的充種過程分為3 個階段，如圖2 所示。

圖2 充種過程分析Fig.2 Seed-filling process of seed-metering device

吸附階段:排種盤導種槽驅導種子產生速度，并逐漸向型孔靠近;當種子進入氣流力控制范圍后，會逐漸擺脫周圍種群的束縛向型孔處移動，最終被控制在型孔上，擁有與型孔相同的速度矢量。改善排種盤導種槽對種子的驅導效果，輔助降低種子從發生移動到被完全吸附的時間，是該階段增加種子填充幾率的關鍵。

跟隨階段:被吸附在型孔上的種子跟隨排種盤轉動，受到來自周圍種群的擠壓力，阻礙其向種群表層運移。由于該階段種子群堆積緊實，局部空隙率較小，種群很難借助外力由密相狀態躍遷到穩定的流態化狀態，種子在該階段受到的阻力難以避免［21］。因此，通過導種槽對種子的驅動，帶動種群形成局部流動，改善種群密集堆積狀態，降低種子移出阻力是該階段提高充種性能的關鍵。

脫離階段:種子隨排種盤轉動即將脫離種群，種層線附近的種群在導種槽擾動下，達到膨鼓狀態，該狀態有助于降低目標種子與周圍種群接觸的數量與接觸力［22］。通過優化導種槽結構，進一步提升型孔局部空隙率，降低種間接觸、碰撞產生的阻力是該階段提升種子填充率的關鍵。

雖然在充種環節的3 個階段中種子填充受阻的主要影響因素各異，充種性能的提升方法與評價指標也不盡相同，但都與排種盤導種槽的結構相關，因此為了解決前期設計的驅導輔助充種氣吸式排種器田間高速作業充種效果不佳、排種質量下降的問題，本文重點進行排種盤導種槽結構參數的優化。

1.3 排種盤結構參數

排種盤導種槽在各階段對充種性能的提升都較為關鍵，因此通過對種子的運動和受力分析，探尋導種槽主要結構參數對種子填充過程的影響。

1.3.1 種子運動分析

導種槽設計目標是利用自身導向作用，驅導種子以運動姿態進入型孔氣流力控制區內。如圖3a所示，種子與導種槽接觸點為O 點，經過時間t 后，隨排種盤轉過角度φ 后，到達A 點，同時種子沿導種槽曲線運動至B 點，排種盤作等速圓周運動，種子作絕對軌跡為直線的變加速運動，種子相對運動軌跡即導種槽曲線為一條基圓半徑為R 的漸開線［20］，表達式為

式中 (xP，yP)——P 點絕對坐標系坐標

ξ——φ 值域的上限，rad

γ——導種槽曲率系數，取值范圍0.01 ～0.99

圖3 種子的運動及受力分析Fig.3 Movement and force analysis of seeds

從種子運移路徑的方面分析，γ 的變化影響排種盤轉過角度φ 后種子沿基圓法線方向距離型孔的長度，γ 越大，長度越短，在充種過程吸附階段，就越有利于種子盡快進入型孔氣流場控制區域。而從導種槽幾何外形的方面分析，γ 影響的是導種槽曲線的曲率(圖3a)，γ 越小，則曲線彎曲程度越大，導種槽斜面可與種子接觸的面積就越大，在跟隨、脫離階段更利于擴大對種群擾動的范圍。

1.3.2 種子受力分析

對種子進行受力分析，如圖3a、3b 所示，為使種子在導種槽內運動，應滿足兩個條件，即在OXY 平面上，X 軸上的合力方向應為負;在OYZ 平面上，沿導種槽斜面方向的合力應與摩擦力fm1的方向一致，其數學表達式為

其中

簡化后可得

式中 Nt——導種槽斜面對種子支持力，N

ft——種子受到來自種群的阻力，N

fm1——沿斜面方向的摩擦力，N

fm2——沿X 軸方向的摩擦力，N

G——種子重力，N

GY——種子重力在Y 軸的分力，N

ω——重力與Y 軸之間的夾角，rad

σ——導種槽斜面傾斜角，rad

μ——種子與排種盤滑動摩擦因數

從式中可以看出較小的σ 更利于種子沿基圓切線方向的絕對運動，但卻不利于種子沿導種槽曲線方向的相對運動。由圖3c 可以看出，當導種槽深度h 變大時，導種槽斜面與種子的接觸面積增加值為

式中 BP——種子平均寬度，m

l——種子質心距離，m

hr——導種槽下沉深度，m

隨著導種槽深度h 的提高、σ 的降低，斜面與種子接觸面積會增大，導種槽驅導種子運動就越穩定，但同時也會引起劇烈的種群擾動，對充種穩定性產生影響。綜上分析，排種盤導種槽的曲率系數、深度、斜面傾角均會對充種性能產生影響，因此將它們作為排種盤結構優化的目標參數。

2 仿真建模與充種過程分析

2.1 壓力梯度力計算模型

氣吸式排種器工作時種子、氣流的運動并存，種子與種子接觸頻繁，種子與流場相互作用明顯，屬于典型的顆粒流體復雜系統，因此相較于能量最小多尺度模型、雙流體模型，確定性顆粒軌道模型更適合該類排種器的仿真計算，目前EDEM(離散體仿真軟件)的氣固耦合仿真的接口文件就是以該模型為基礎編寫的。該模型將流體相處理為連續介質，將固體相處理為獨立的離散顆粒，計算中將每個顆粒的運動過程分解為在流體作用下運移過程及在其他顆粒作用下的碰撞過程［23］。

其中顆粒在流場內受力至關重要，EDEM 軟件的氣固耦合接口以計算曳力、浮力為主，主要適用于鼓泡、湍動、快速流化、稀相輸送等顆粒狀態的模擬仿真(如流化床、顆粒循環烘干、旋風分離、氣動輸送)［24-25］。然而氣吸排種器充種區顆粒堆積密集、顆粒體積分數較大，屬于密相顆粒流體系統［26］。前期采用以曳力計算為主的耦合接口進行排種器氣固耦合仿真時發現，為模擬真實情況，當將充種區種子數量提升時(充種區種子體積占比60%)，會出現型孔無法吸附種子的情況，而相同邊界條件下，將種子數量降低時(充種區種子體積占比30%)，型孔對種子吸附恢復正常。由此可以推斷由型孔內外壓差形成的壓力梯度力在仿真中不能忽略，直接采用以曳力計算為主的耦合接口進行充種過程的兩相流仿真存在局限性。

為解決上述問題，本文將壓力梯度力引入氣固耦合仿真計算中，壓力梯度力計算公式為［27］

式中 Fp——顆粒受到的壓力梯度力，N

Vp——顆粒體積，m3

dp/dx——壓力沿某個方向上的壓力梯度

ρf——氣體密度，kg/m3

u——氣流速度，m/s

在EDEM 的多相流2.0 版本耦合接口文件的基礎上，添加對于壓力梯度力計算的流程。首先激活壓力梯度力信息的內存空間，利用UDF(流場二次開發程序)進行流場信息的調用，采用EDEM 的API(顆粒場二次開發程序)編譯顆粒自定義屬性，便于后期對壓力梯度力信息的提取、分析。在原氣固耦合接口文件中添加壓力梯度力的編譯、調用流程如圖4 所示。

圖4 壓力梯度力編譯與調用流程圖Fig.4 Compile and transfer diagram of pressure gradient force

為了驗證壓力梯度力模型計算可行性，進行了基于修改后耦合接口的排種器氣固兩相流仿真，邊界條件定義為壓力入口(Pressure inlet)，數值為-5.5 kPa;排種盤角速度為2 rad/s，種子350 粒(充種區種子體積占比70%)，種子在流場中受曳力與壓力梯度力的情況如圖5 所示。結果表明，修改后的氣固耦合接口運行正常，種子可以被吸附在型孔上完成充種。壓力梯度力作用在種子上的位置、數值與種子附近壓力梯度的強度、分布基本一致，對比曳力和壓力梯度力可以發現壓力梯度力大于曳力，是型孔吸附種子的主要作用力形式。

圖5 曳力與壓力梯度力的作用情況對比Fig.5 Comparison of action between drag force and pressure gradient force

2.2 種子顆粒與排種器幾何體建模

為了使優化后的排種器可以適應更多外形尺寸的種子，選擇黃淮海地區常見的5 個品種的玉米種子進行建模，包括:大寬扁形居多的農華101、小寬扁形居多的登海615、馬蹄形居多的鄭單958、類圓形居多的登海605 和圓扁形居多的魯單818。按照各品種種子的外形特點，各選取3 粒具有代表性的種子。通過三維掃描獲取種子點云數據，借助逆向處理擬合種子實體模型;采用顆粒替換法，建立了由多個小顆粒粘結而成的玉米種子氣固耦合仿真模型，如圖6 所示。

圖6 玉米種子仿真模型Fig.6 Simulation models of corn seeds

根據驅導輔助充種氣吸式排種器工作特點，分別建立了用于仿真計算的排種器顆粒場和氣流場模型。采用滑移網格法(Sliding mesh)，將排種盤及導種槽設置為動網格，將導種槽與存種腔室、型孔與負壓氣道的接觸面定義為交界面(Interface)，以便在排種盤旋轉運動下完成負壓腔室與存種腔室之間的數據交換，如圖7b 所示。簡化排種器結構，保留與種子接觸的部件，形成了排種器顆粒場模型。為了使種子顆粒可以快速生成并準確進入充種區，且保持仿真時種層高度與真實情況一致，本文以種子在充種區真實分布的空間位置為依據，建立了顆粒工廠模型，如圖7a 所示。

圖7 排種器顆粒場與氣流場簡化模型Fig.7 Simplified models of particle field and airflow field of seed metering device

排種盤和清種刀均采用聚己二酰己二胺材料(尼龍66)加工，上殼體采用甲基丙烯酸甲酯聚合材料(亞克力)加工，經過參數標定后，確定了顆粒與顆粒、顆粒與幾何體的接觸參數，如表1 所示。

表1 氣固耦合仿真參數Tab.1 Parameters of air-solid coupling simulation

仿真設定排種盤角速度為2 rad/s(株距為0.247 m時，前進速度為10.1 km/h)，進氣口壓力為-5.5 kPa，顆粒場仿真時間步長為1 ×10-5s，氣流場仿真時間步長為5 ×10-4s，每個品種的種子模型選取70 個，玉米種子顆粒數為350 個，顆粒替換粘結后，總顆粒數為1.32 ×105個，仿真總時間3 s。

2.3 充種過程仿真分析

基于仿真結果，分別在宏觀尺度和微觀尺度上對充種過程進行解析，對充種過程吸附、跟隨、脫離3 個階段的關鍵時間節點進行劃分。微觀尺度上選擇流場對種子個體作用的耦合力，以此分析流場對種子作用力的變化趨勢。隨機選取已經吸附在型孔上的某一粒種子k，統計每一時刻種子k 在Z 軸方向上受到的耦合力(仿真環境空間坐標系如圖8a 所示)。耦合力指通過耦合接口計算的流場對顆粒的作用力，包括壓力梯度力、曳力、浮力，通過API 中的自定義屬性功能，進行數據的存儲與調用，計算公式為

式中 vk——種子k 運動速度，m/s

mk——種子k 質量，kg

dvk/dt——種子k 的加速度，m/s2

Fc——種子k 受到的耦合力，N

Gk——種子k 受到的重力，N

Fg——幾何體與其他種子對種子k 的接觸力，N

圖8 充種過程各關鍵節點種子所處狀態Fig.8 Status of seed at key packing during seed filling process

宏觀尺度上選擇能夠描述種子群體狀態的局部空隙率，以此觀測型孔周圍種群的堆積狀態。標記最終成功吸附種子k 的型孔j，以型孔j 的中心為基點，在EDEM 軟件中對該型孔設置圓臺形的數據幾何采集區(geometry bin)，在該區域內提取每個時刻小顆粒的數量，型孔j 局部空隙率計算公式為

式中 δ——型孔j 處顆粒局部空隙率，%

nh——觀測區內粘結小顆粒數

Vs——粘結小顆粒體積，m3

Vj——觀測區圓臺形體積，m3

將局部空隙率δ 與耦合力Fc2 個指標放在同一個時間坐標軸上進行分析，結果如圖9 所示。0.9 ～1.4 s 時進入無吸附區Ⅰ，δ 在62%上下波動，Fc在零線附近，此時型孔j 雖進入充種區，但沒有吸附種子，通過對仿真情況的觀察，該階段δ 的波動主要是由于導種槽對種群的擾動而引起的;1.4 ～1.53 s 時進入吸附區Ⅱ，種子k 的Fc迅速上升，在0.13 s 內由0 上升至3.29 ×10-3N，種子k 逐漸靠近型孔j，被吸附在型孔上，此時δ 出現先上升后下降的趨勢，從圖8b 可以看出，這一現象是由種子k 受型孔吸引發生遷移引起的，該區域種子受力及運移狀態與前文所述種子吸附階段相吻合;1.53 ～1.7 s 進入跟隨區Ⅲ，種子k 的Fc在一定范圍內出現波動，δ 開始下降，型孔j 周圍的種子堆積較為緊實，從圖8b 可以看出此時種子受到周圍種群的擠壓和碰撞，種子處于不穩定的狀態中，極易發生漏充，型孔攜帶種子運動對周圍種群產生了擠壓作用，造成了δ 的下降，該區域種子填充受阻的狀態與前文所述的跟隨階段相符;1.68 ～1.92 s 時進入脫離區Ⅳ，種子k 的δ 迅速上升，型孔j 周圍種子逐漸減少，最終僅攜帶種子k 脫離種群，該階段Fc仍然處于波動中，波動頻率和強度略強于上一階段，這說明即將脫離種群的種子k 受到表層種子的沖擊和碰撞后，處于更加不穩定的狀態;1.92 ～2.54 s 種子進入清種區Ⅴ，在清種刀的碰撞下，種子k 的Fc雖然出現較大幅度的波動，但頻率較低，種子吸附狀態不易被打破;2.54 s 后種子進入攜種區Ⅵ，Fc與δ 趨于平穩。種子k 與型孔j 在整個充種過程各關鍵時間節點所處的位置如圖8b 所示。

圖9 局部空隙率與耦合力隨時間的變化曲線Fig.9 Curves along with time of part voidage and coupling force

依據圖8、9 所顯示種子填充過程關鍵時間節點的情況，進行吸附、跟隨、脫離3 個階段的關鍵時間點劃分，并制定各階段充種性能評價指標如下:

吸附階段:以耦合力Fc開始上升作為開始點，以Fc達到極值點的時刻作為結束點。如果整個階段的耗時越短，則種子越容易被吸附，導種槽驅動種子進入型孔氣流力控制范圍的能力就越強，從側面也可以反映種群接觸狀態，因此將整個階段的耗時定義為吸附階段持續時間，作為該階段充種性能評價指標，持續時間計算公式為

式中 TC——吸附階段持續時間，s

tCe——種子耦合力到達極值的時間，s

tCs——種子耦合力開始上升的時間，s

跟隨階段:以吸附階段結束時刻tCe的下一時刻為開始點，以局部空隙率δ 開始出現明顯上升的時刻為結束點。整個階段種子堆積密集，種群以擠壓力的形式阻礙種子隨排種盤移動，因此該力的大小直接決定了種子能否順利通過這一區域，本文借助EDEM 軟件提取該階段種子受到的擠壓力，將其平均值定義為跟隨階段移出阻力，作為該階段充種性能評價指標，計算公式為

式中 FP——跟隨階段移出阻力，N

tGe——跟隨階段結束時間，s

tGs——跟隨階段開始時間，s

Pi——第i 時刻種子受到的擠壓力，N

Δt——仿真計算數據存儲間隔時間，s

脫離階段:以跟隨階段結束時刻tGe的下一時刻為開始點，以局部空隙率δ 達第一個峰值拐點作為結束點。該階段種群在排種盤導種槽的擾動下出現膨鼓狀態，通過改善種群堆積狀態增大局部空隙率，減少被吸附的種子與周圍種群接觸的數量，降低種子移出種群的阻力，因此以型孔局部空隙率的平均值作為該階段充種性能的評價指標，計算公式為

式中 δT——脫離階段型孔局部空隙率，%

tTe——脫離階段結束時間，s

tTs——脫離階段開始時間，s

δi——第i 時刻型孔局部空隙率，%

3 仿真試驗

3.1 試驗方案

為了對排種盤導種槽進行優化，利用氣固耦合仿真方法進行排種器旋轉正交組合試驗，試驗以排種盤導種槽的曲率系數、深度、斜面傾角為試驗因素。以優化前原排種盤對應的結構參數為依據，設定各因素零水平值，將排種盤導種槽各結構參數極限值的編碼值設為1.682 和-1.682，因素編碼如表2 所示。

表2 試驗因素編碼Tab.2 Codes of testing factors

通過Design-Expert 軟件完成了二次旋轉正交組合試驗設計，如表3 所示(X1、X2、X3為因素編碼值)。按照每個試驗序號的參數要求，完成排種盤的建模及網格劃分，如圖10 所示。為與驗證試驗條件一致，仿真設定排種盤角速度為2.78 rad/s(株距為0.247 m 時，前進速度計算值為14.1 km/h)，進氣口壓力為-5.0 kPa，玉米種子顆粒數為350 個，仿真總時間3 s。

表3 試驗方案與結果Tab.3 Plans and results of test

每個組合試驗隨機選取連續20 個型孔，按照公式(9)、(10)提取并計算各個型孔每時刻目標種子耦合力與型孔局部空隙率，按照圖9 繪制局部空隙率與耦合力隨時間變化趨勢圖;按照前文所述充種過程吸附、跟隨、脫離階段的起點和終點劃分方法，完成每個組合試驗3 個階段的劃分;按照公式(11)～(13)，計算吸附階段持續時間、跟隨階段移出阻力、脫離階段空隙率，取平均值記入試驗結果。水平組合試驗方案與結果如表3 所示。

圖10 不同試驗組合排種盤網格劃分Fig.10 Grid division of seed metering tray with different test combinations

3.2 試驗結果分析

通過Design-Expert 軟件，對仿真試驗結果進行回歸分析，確定了各因素對試驗指標的影響規律。剔除不顯著及一般顯著的因素后，分別建立空隙率、移出阻力、持續時間的回歸方程為

回歸方程顯著性分析結果如表4 所示。

表4 回歸方程顯著性分析Tab.4 Significance analysis of regression equation

由方差分析結果可以看出，排種盤導種槽的曲率系數、深度、斜面傾角對3 個指標均影響極顯著，且部分因素兩兩存在交互作用。剔除不顯著項后，3個試驗指標的回歸模型均為極顯著，回歸方程和試驗數據擬合程度良好，失擬項P ＞0.05。持續時間的各因素影響大小順序是γ、σ、h，移出阻力順序σ、γ、h，空隙率順序為γ、h、σ。

根據回歸方程，繪制了各試驗因素對試驗指標的影響曲面圖，如圖11 所示。綜合分析試驗因素對指標的影響關系及影響程度可以發現:較小的導種槽曲率系數可以降低跟隨階段種子的移出阻力、提高脫離階段局部空隙率，但卻不利于吸附階段持續時間的降低，如圖11a、11d、11g 所示;較深的導種槽深度可以協助提高局部空隙率，降低吸附持續時間，但會引起移出阻力的上升，如圖11c、11f、11i 所示;較小的斜面傾角可以直接降低種子的移出阻力，但會間接影響吸附持續時間及局部空隙率，使其隨斜面傾角的下降出現先上升后下降的趨勢，如圖11b、11e、11h 所示。

3.3 排種盤導種槽結構參數優化

為了獲得最佳的排種盤導種槽結構參數，利用Design-Expert 軟件的優化模塊，以較短的吸附持續時間、較小的種子移出阻力、較大的型孔局部空隙率為優化目標，進行多目標優化分析，其目標函數和約束條件為

通過計算得到最優結果為:排種盤導種槽曲率系數為0.265、導種槽深度為2.57 mm、斜面傾角為15.33°時，型孔局部空隙率為65.33%，種子移出阻力為9.86 ×10-3N，吸附持續時間0.078 9 s。

4 驗證試驗

4.1 靜止臺架對比試驗

為了驗證仿真優化試驗結果的準確性，考察優化后排種盤的充種性能，以工作速度為因素進行單因素重復試驗，對比試驗共采用4 個排種盤，其中C盤為優化前的原排種盤，主要結構參數接近表2 中的零水平;D 盤為結構參數優化后的排種盤;A 盤和B 盤作為對照樣本，參數選擇表2 中各因素的±1.682 水平(受實際加工精度限制，導種槽深度最小值為0.5 mm)。其中，B 盤選擇最小的曲率系數、最深導種槽深度、最小斜面傾角，在不考慮各因素交互作用下，以期獲得最佳局部空隙率、持續時間、移出阻力;而A 盤的參數則選擇表2 中與B 盤相反的極值，以期與B 盤形成對照。排種盤采用3D 打印技術進行實體加工，加工誤差±0.05 mm，各排種盤具體參數如表5 所示。

圖11 試驗因素對指標影響的響應曲面Fig.11 Impacts of test factors on indicators

表5 驗證試驗排種盤結構參數Tab.5 Structure parameters of seed metering plate for verification test

為了驗證排種盤對不同種子的適應性，試驗采用登海605、鄭單958 外形差異較大的2 個品種的混合種子進行試驗。靜止臺架試驗在PS-12 型排種器性能檢測試驗臺上完成。采用前進速度單因素重復試驗，速度選取8、10、12、14 km/h 共4 個因素水平，每次試驗重復進行3 組，以理論粒距為0.247 m 計算排種盤轉速。工作氣壓為- 5.0 kPa，誤差為±0.3 kPa，排種器由伺服電機驅動，轉速控制精度±5%，4 個排種盤及排種器靜止臺架試驗情況如圖12 所示。

圖12 排種器靜止臺架試驗Fig.12 Static bench test of seed metering device

為重點考察排種器充種性能，采用漏充率、多粒填充率為試驗指標。以型孔離開種層時的位置作為初始點，以清種區開始端作為終止點，劃定充種率觀察區。為了避免遮擋觀察視野，試驗時去除排種器上的清種裝置。排種器工作過程中，采用高速攝像機記錄觀察區內的工作影像，將離開觀察區型孔上無種子的情況判定為漏充，將填充1 粒以上(不包含1 粒)的情況判定為多粒填充。每組試驗檢測型孔的數量不低于360 個，漏充率與多粒填充率計算公式為

式中 Mp——漏充率，%

Dp——多粒填充率，%

nm——漏充的型孔數

nd——填充多粒的型孔數

Np——記錄的總型孔數

試驗結果如圖13 所示，圖中均為各排種盤試驗指標的均值，并統計了其標準差和顯著性(LSD)，圖中同一前進速度不同小寫字母表示差異顯著。從試驗結果可以看出，A 盤與其他3 個排種盤相比填充率最高、多粒填充率最低，且隨著前進速度的提升，充種性能下降明顯，速度對該排種盤充種性能影響顯著。B 盤和D 盤在各前進速度水平下漏充率均較為接近，低于原排種盤C 的漏充率，且前進速度的變化對B 盤、D 盤的漏充率影響不顯著。通過試驗觀察發現，B 盤的擾動明顯強于D 盤，但是D 盤的多粒填充率為11.57%，高于B 盤，這表明在相同情況下D 盤可以將更多的種子攜帶出種群，降低復雜工況下出現漏充的幾率，由此可以推斷對種群過強的擾動會在一定程度上影響種子填充的穩定性。前進速度為14 km/h、氣壓為5.0 kPa 時，優化后的D 盤漏充率為0.81%，低于優化前原排種盤C 的1.77%。

圖13 排種器靜止臺架試驗結果Fig.13 Result of static bench test of seed metering device

4.2 室內振動環境模擬試驗

播種機田間作業時排種器封裝在種箱與播種單體空間內，充種觀察區域易被遮擋，此外受高速攝像機體積及工作環境的限制，無法直接觀測田間高速作業振動情況下排種器的充種性能。針對以上問題，為了貼近生產實際情況，本文采用振動環境模擬試驗臺，模擬田間高速作業時排種器的隨機振動情況，以此考察4 個排種盤高速作業振動條件下充種性能的變化情況。

4.2.1 排種器田間作業隨機振動信號采集

2018 年6 月在兗州進行了排種器田間作業隨機振動信號的采集，設備為西門子振動噪聲采集分析系統LMS(Leuven measurement system)，單通道最高采樣率為204.8 kHz，最大輸出帶寬為20 kHz。傳感器采用美國PCB Piezotronics Inc 公司的壓電式三向加速度傳感器(ICP)，靈敏度為25 mV/g，頻響為1 ～5 kHz，量程有效值為±200 g。利用2BMYFZQ-4B 型氣吸式免耕精量播種機，該機具有4 個獨立的播種單體，通過四連桿上下浮動，保持播種深度一致，每個單體均安裝了驅導輔助充種氣吸式排種器。振動信號采集系統與播種機如圖14a 所示。

圖14 排種器田間作業振動采集實物圖Fig.14 Vibration collecting test of seed metering device in field operation

將ICP 型壓電式加速度傳感器固定在排種器外殼上，使其作為振動信號的測點，如圖14b 所示。拖拉機掛裝播種機后正常進行田間播種作業，地表情況為免耕地，前茬作物為小麥。通過調整擋位、控制發動機轉速的方法標定播種機作業前進速度，共進行了4 個速度水平的試驗，分別為7.8、10.3、11.7、14.3 km/h。每組試驗振動信號有效采集時間不低于30 s，采集機具前進、橫向、豎直3 個方向的加速度信號，圖15 為前進速度14.3 km/h 時3 個方向加速度時域信號。

圖15 排種器田間作業振動加速度時域信號Fig.15 Time domain signal of vibration acceretion of seed metering device in field operation

通過圖15 可以看出，機具豎直方向的振動強度大于其它兩個方向，是排種器田間作業振動激勵的主要來源。借助振動信號分析軟件LMS Test Lab 對4 個速度水平下豎直方向的加速度信號進行數據處理，經過高/低通濾波(H/L pass)、快速傅里葉變換(FFT)、峰值保持下的幅值正則化(PSD)等一系列處理，獲得各作業速度下機具豎直方向的隨機振動信號自功率譜密度［28-29］。如圖16d 所示，14.3 km/h時隨機振動主激勵頻率為9.5 Hz，對應峰值為0.428 (m/s2)2/Hz。

圖16 排種器田間隨機振動自功率譜密度曲線Fig.16 Auto power spectral density of random vibration of seed metering in field operation

4.2.2 排種器振動試驗材料與方法

排種器振動環境模擬試驗采用蘇州蘇試試驗儀器股份有限公司的E-03H06 型液壓式振動試驗系統，最大正弦激振力30 kN，隨機振動頻率范圍0.1 ～160 Hz，最大位移峰峰值200 mm，最大加速度50 m/s2，最大速度1 m/s，最大負載500 kg。通過振動臺控制測量分析軟件RC-3000-2，試驗臺可以完成隨機振動信號的PSD 控制，通過位移與加速度傳感器的適時反饋，可以復現多頻段復合信號的振動，閉環控制精度±1 dB。該試驗臺振動頻率、位移、速度、加速度等各項參數均滿足播種機田間隨機振動模擬的需求，試驗臺具體布置如圖17a 所示。

圖17 排種器室內振動環境模擬試驗Fig.17 Simulated test of interior vibration environment of seed metering device

將4 個速度下的隨機振動信號自功率譜密度數據導入振動臺控制系統中，完成驅動信號試驗表的制定，將7.8、10.3、11.7、14.3 km/h 的振動數據分別作為8、10、12、14 km/h 隨機振動原始信號，進行排種器室內振動環境模擬，試驗以漏充率作為考核指標，每組試驗重復3 次。為便于試驗數據對比，排種盤4 個前進速度下的排種盤轉速、工作氣壓、充種觀察區、漏充判定條件、漏充率計算方法均與靜止試驗保持一致。采用高速攝像機進行拍攝(日本Photron FASTCAM MiniUX50 型，試驗拍攝速度為500 f/s)，每次試驗統計型孔數不低于360 個，如圖17b 所示。

4.2.3 試驗結果分析

試驗結果如圖18 所示，圖中均為各盤試驗指標的均值，并統計了其標準差和LSD 數據。與靜止臺架試驗相比，從整體上看各排種盤在振動條件下充種性能都有所下降，各速度段的漏充率均有所上升。其中A 盤漏充率最高，隨著工作速度和振動強度的提升，充種性能下降明顯;優化前的C 盤充種性能在12 km/h 時出現明顯下降，漏充率為3.76%，該盤漏充率的變化趨勢與前期進行的田間試驗漏播率較為接近;B 盤與D 盤漏充率均在14 km/h 時出現顯著上升，與靜止試驗結果相比，B 盤的12 km/h 和14 km/h 速度段的漏充率明顯高于D 盤，由此可以再次推斷過大的種群擾動會影響高速振動條件下排種器的充種性能。在14 km/h 隨機振動條件下，優化后的D 盤漏充率為1.26%，低于C 盤的4.21%，充種性能有明顯提升。

圖18 排種器振動試驗結果Fig.18 Vibration test results of seed metering device

5 結論

(1)研究了驅導輔助充種氣吸式精量排種器充種過程，分析了吸附、跟隨、脫離3 個階段種子填充受阻的主要影響因素，確定了排種盤結構優化目標參數為導種槽曲率系數、深度、斜面傾角。

(2)通過EDEM-CFD 耦合分析驗證了壓力梯度力模型氣固耦合接口文件的可行性，定義了充種各階段劃分的依據以及各階段充種性能評價指標。通過排種器三因素二次旋轉正交組合仿真試驗和多目標優化分析，確定了排種盤最佳結構參數組合為導種槽曲率系數0.265、導種槽深度2.57 mm、斜面傾角為15.33°。

(3)進行了排種器靜止臺架對比試驗，當前進速度為14 km/h 時，優化后的D 盤漏充率為0.81%，低于優化前C 盤的1.77%。進行了排種器田間不同速度作業條下的振動信號采集與分析，并基于此數據進行了排種器室內振動環境模擬試驗，試驗結果表明，當作業速度為14 km/h、隨機振動主激勵頻率為 9.5 Hz、自功率譜密度峰值為0.428 (m/s2)2/Hz 時，優化后的D 盤漏充率為1.26%，優于C 盤的4.21%，充種性能有明顯提升。