切段式甘蔗收割機排雜風機結構優(yōu)化與試驗

邢浩男，馬少春，王風磊，白 靜，胡繼偉

切段式甘蔗收割機排雜風機結構優(yōu)化與試驗

邢浩男，馬少春※，王風磊，白 靜，胡繼偉

（中國農(nóng)業(yè)大學現(xiàn)代農(nóng)業(yè)裝備優(yōu)化設計北京市重點試驗室，北京 100083）

針對目前機械化收獲甘蔗含雜率和損失率高的問題，該研究對廣西農(nóng)業(yè)機械研究院有限公司的 4GZQ-180切段式甘蔗收割機風機的內(nèi)部流場進行了仿真分析并進行了結構優(yōu)化。該研究表明，原風機葉片和出流室內(nèi)壁的形狀突變、液壓馬達安裝部位凹陷以及主軸阻擋氣流均會導致風機內(nèi)部發(fā)生漩渦流動并引起能量損失。優(yōu)化后的風機葉片前緣和尾緣平滑過渡，提升了葉片性能，優(yōu)化后的出流室呈圓筒狀，主軸軸線與氣流主流方向一致，降低了能量損耗，葉輪安裝位置遠離蔗段，使蔗段不易與葉輪發(fā)生碰撞。流量和功率測定結果表明，仿真結果具有較高的準確性。含雜率測定結果表明，優(yōu)化后的風機在高轉速（1 650 r/min）、低行駛速度（1 km/h）時的含雜率與原風機相當，當行駛速度升高至3 km/h后，中（1 350 r/min）、低（1 050 r/min）轉速時優(yōu)化后風機的含雜率明顯低于原風機，分別降低了13.91%和20.42%；損失率測定結果表明，優(yōu)化后風機在低轉速時的損失率與原風機最多相差6.48%，當喂入量為1 kg/s時，中、高轉速下?lián)p失率分別降低了14.77%和28.08%。

農(nóng)業(yè)機械；收獲；優(yōu)化；CFD；含雜率；損失率

0 引 言

甘蔗機械化收獲具有效率高和節(jié)省勞動力的優(yōu)點，但是，目前機收甘蔗通常含有過多的雜質(zhì)，在制糖過程中雜質(zhì)會吸收部分蔗糖造成蔗糖損失，并且增加額外的運輸費用[1-3]。此外，甘蔗收割機排雜風機分離雜質(zhì)時經(jīng)常發(fā)生蔗段與風機葉片碰撞的現(xiàn)象，導致蔗段破碎造成損失率升高[4-5]。以上2個問題使得甘蔗機械化收獲不易得到糖廠和農(nóng)民的認可，嚴重制約著中國甘蔗機械化收獲的推廣，同時也造成了中國蔗糖業(yè)在國際上的競爭力不足[6-8]。因此，提升排雜風機的性能，降低甘蔗的含雜率和損失率是亟待解決的問題。

國內(nèi)外學者對各類型風機進行了一系列的研究。Whiteing等[4]針對風機轉速和甘蔗喂入量的選取問題，進行了試驗研究，發(fā)現(xiàn)增大喂入量嚴重影響風機的排雜效果，并且，提高風機轉速將使損失率明顯提高。Sichter等[9]針對現(xiàn)有的損失率評價方法容易造成誤差的問題提出了一種利用糖份損失作為測量標準的方法，并利用該方法測定了現(xiàn)有風機的損失率，提出了風機的最佳運行參數(shù)。Wang等[10]制作了一個試驗平臺，探究了葉輪轉速同風壓和風速之間的關系，發(fā)現(xiàn)風機轉速和喂入量是影響含雜率的主要因素。黃錚等[11]利用商用CFD軟件Fluent對不同轉速下風機的速度場和壓力場進行模擬，為風機的設計和優(yōu)化提供了依據(jù)。這些研究為現(xiàn)有甘蔗收割機排雜風機的工作參數(shù)設定提供了參考并為結構的優(yōu)化提供了指導，但并未對現(xiàn)有風機存在的氣動性能和排雜效果差的問題提出解決方案。

針對以上問題，目前也有學者對風機結構進行了優(yōu)化。解福祥等[12]參考常規(guī)風機設計方法設計了一種貫流風機用于排雜，并通過試驗確定了風機的最佳轉速為1 800 r/min，但并未對排雜效果進行評價。王海波等[13]采用了孤立葉型法對風機進行設計，并通過CFD仿真驗證了該風機的氣動性能，但其研究僅僅局限于風機葉片，并未涉及到風機外殼的改進。鐘家勤等[14]對風機運行時葉輪的應力和振動進行了仿真分析和優(yōu)化設計，對風機的安全運行有著重要的意義，但是沒有涉及降低含雜率和損失率的問題。因此目前排雜風機的優(yōu)化設計依然缺乏理論依據(jù)和有效的實踐方案。

本文采用數(shù)值模擬的方法分析了廣西農(nóng)業(yè)機械研究院有限公司的4GZQ-180切段式甘蔗收割機風機的氣動性能缺陷，提出改進方案，并制造樣機進行試驗。以含雜率和損失率為指標對優(yōu)化前后的風機進行性能評估。以期為甘蔗收割機排雜風機的設計以及降低甘蔗的含雜率和損失率提供指導。

1 原風機結構與氣動性能分析

1.1 原風機結構與工作原理

廣西農(nóng)業(yè)機械研究院有限公司的 4GZQ-180切段式甘蔗收割機風機結構如圖1所示，其具體參數(shù)如表1所示。在排雜過程中，蔗段和雜質(zhì)同時被拋灑進風機中，蔗葉等懸浮速度較低的雜質(zhì)在負壓的作用下，從出流室出口排出，而蔗段有較高的懸浮速度，因重力（與軸負方向一致）作用掉落在風機正下方的升運器上。部分小直徑蔗段和甘蔗碎片通常也具有較低的懸浮速度，容易在負壓作用下上升至風機葉輪處，與葉輪發(fā)生碰撞造成蔗段破碎導致?lián)p失率升高。

1.出流室 2.液壓馬達安裝位置 3.傳動軸 4.葉輪

表1 原風機的主要參數(shù)

1.2 原風機氣動性能分析

1.2.1 數(shù)學模型的選取

為詳細分析原風機的氣動性能和缺陷，使用Fluent軟件對風機整體以及葉片附近的氣流場進行分析。

進行葉片附近氣流場模擬時，為了準確描述葉片附近空氣的流動狀態(tài)，將使用SST-模型進行計算[15-17]。SST-模型結合了-模型和-模型的優(yōu)勢，在近壁面使用-模型，在邊界層以外的自由流區(qū)域使用-ε模型[18-19]。

進行風機整體仿真時，為了更好地解決旋轉運動的計算，使用realizable模型計算風機中的湍流[18, 20-21]。

1.2.2 葉片附近流場的網(wǎng)格劃分與邊界條件

風機葉片流場采用二維模型進行計算。前期研究表明，葉片主要做功區(qū)域位于葉輪半徑的2/3處（距主軸300 mm的截面），因此，如圖2所示，選取此截面為研究對象進行流動特性分析。因為葉片附近的壓力以及流體的速度變化梯度很大，所以對葉片附近網(wǎng)格進行了加密處理，并對葉片表面第一層網(wǎng)格的無量綱系數(shù)+進行了驗證[18]。結果表明葉片表面+<1，符合要求[18, 22-23]。最終生成的計算域網(wǎng)格數(shù)目為10 827。

入口邊界條件為速度進口，當攻角為正值時，如圖2所示，半圓形邊界AB以及BC均為速度進口，AD和CD為壓力出口，壓力值等于大氣壓力；攻角為0°時，邊界AB為速度進口，邊界BC和AD為壁面，邊界CD為壓力出口，壓力等于大氣壓力。為了獲得更低的含雜率，實際收獲中通常將風機轉速設定為最高值，因此將最高轉速（1 650 r/min）時此截面的線速度（50 m/s）作為進口速度值。

注：c為弦長，mm；A、B、C、D為計算域的邊界點。

1.2.3 葉片附近流場的流動特性分析

計算結果表明，原風機葉片最大升力攻角為6°，由圖3可知，此攻角時位于葉片前緣附近的壓力面和吸力面都產(chǎn)生了尺寸較大的渦流，這將導致葉片升力降低和阻力增加[24]。制造過程中為了節(jié)省成本，將鋼板直接彎曲成風機葉片，忽略了葉片前緣和尾緣的形狀突變，從而導致葉片周圍發(fā)生流動分離，這是原型葉片氣動性能不佳的原因。因此，本文將葉片前緣和尾緣的形狀作為優(yōu)化目標。

圖3 葉片附近流線分布

1.2.4 風機整體網(wǎng)格劃分與邊界條件

因為葉輪區(qū)域和出流罩區(qū)域形狀較為復雜，所以使用適應性比較強的非結構化網(wǎng)格進行劃分[25-26]。為保證計算的準確性，對葉輪附近的網(wǎng)格進行加密處理；為了節(jié)省計算機資源，遠離葉片的網(wǎng)格較稀疏。在進行網(wǎng)格獨立性驗證時，將風機空載時的全壓和風機流量作為指標，結合工程實際，將葉輪轉速設置為1 650 r/min。在2.0×106～6.5×106區(qū)間內(nèi)選擇5種數(shù)量的網(wǎng)格用于網(wǎng)格獨立性的驗證。當網(wǎng)格數(shù)量大于4.8×106以后，評價指標趨于穩(wěn)定。綜合考慮結果的準確性和計算時長后，選用數(shù)量為5.48×106的網(wǎng)格用于后續(xù)計算。

計算風機空載工況時，風機進口和出口邊界條件分別為壓力進口和壓力出口，壓力值均為大氣壓力。計算不同流量下的全壓和效率時，將風機進口設定為速度入口，速度值為流量/入口面積，出口邊界條件保持原設置。

1.2.5 原風機內(nèi)部流動特性分析

將圖1中平面命名為截面I；選取方向與圖1中平面平行，主軸長度1/2處的平面并將其命名為截面Ⅱ。

圖4a所示為截面Ⅰ的流線分布，可以觀察到出流室頂端出現(xiàn)了尺寸較大的漩渦。為了便于安裝液壓馬達，出流室的頂端被加工成了一個平臺，這個平臺對氣流有阻擋作用，因此在其后方形成了大面積的漩渦。由于風機主軸的阻擋，在主軸左側也產(chǎn)生了漩渦。圖4b為截面Ⅱ的流線分布情況。截面Ⅱ的流線分布不均勻，出流室內(nèi)壁形狀突變以及主軸的阻擋導致了流線的扭曲并出現(xiàn)了大量的漩渦。圖4a和圖4b中出現(xiàn)的現(xiàn)象會引起較大的能量損失，并且渦流通常具有較低的速度，這會延長雜質(zhì)在風機中的停留時間，引起堵塞，影響除雜效果。

圖4 出流室截面的流線分布

2 排雜風機優(yōu)化與氣動性能分析

根據(jù)原風機流場分析結果，將原風機存在的問題和優(yōu)化措施進行歸納，具體方案見表2。

表2 原風機的優(yōu)化方案

2.1 葉片優(yōu)化與氣動性能分析

排雜風機葉片的工作環(huán)境中時常出現(xiàn)泥沙等堅硬雜質(zhì)，這使得葉片容易發(fā)生磨損，需要經(jīng)常更換，不宜采用成本過高的葉片[27-29]。因此本研究擬在原葉片基礎上進行改進。為使葉片前緣和尾緣平滑過渡，在葉片前緣和尾緣增加圓角特征，為了降低尾緣附近流動分離現(xiàn)象的影響，優(yōu)化后的尾緣厚度逐漸減小，避免尺寸突變。表3中列出了擬采用的3種葉片優(yōu)化方案，其中葉片Ⅰ的圓角尺寸較小，更多地保留原葉片特征；葉片Ⅱ增大了圓角的尺寸以分析圓角尺寸對葉片性能的影響；有研究表明，流動分離更容易在葉片吸力面產(chǎn)生[24,29]，因此方案Ⅲ增大了吸力面與前緣交接處圓角的半徑（1），以期獲得更好的性能。

表3 葉片優(yōu)化方案

注：1為吸力面與前緣交接處圓角的半徑，mm；2為壓力面與前緣交接處圓角的半徑，mm；3為尾緣圓角的半徑，mm。

Note:1is the radius of fillet at the junction of suction surface and leading edge, mm;2is the radius of fillet at the junction of pressure surface and leading edge, mm;3is the radius of fillet of trailing edge, mm.

氣動性能良好的葉片具有更高的升阻比[27-29]。為比較原葉片和3種優(yōu)化后葉片的性能，采用升阻比作為評價指標，其計算公式如下[27, 29]：

式中為升阻比；F為葉片吸力面和壓力面壓差產(chǎn)生的升力，N；F為葉片在來流作用下受到的阻力，N。

仿真計算得到4種葉片的升阻比曲線，如圖5所示，葉片Ⅰ和葉片Ⅱ性能相仿，葉片Ⅲ的升阻比在大多數(shù)工況下都高于其他方案。相對于原葉片，其最大升阻比提高了64.71%。因此，采用葉片Ⅲ對風機進行優(yōu)化。

圖5 各類型葉片升阻比曲線

2.2 排雜風機結構優(yōu)化與氣動性能分析

根據(jù)表2的優(yōu)化方案，對原風機結構進行了優(yōu)化，主要包括出流室外形、主軸安裝位置以及葉輪位置。為了消除出流室的形狀突變，優(yōu)化后的出流室呈圓筒狀，使空氣流動過程中流道尺寸保持不變。優(yōu)化后的主軸軸線與氣流方向一致，可以避免阻擋氣流。根據(jù)軸流風機相關研究，氣流通過葉輪后，在葉輪作用下產(chǎn)生旋轉運動，延長了雜質(zhì)在風機中停留的時間，并且容易使雜質(zhì)與出流室內(nèi)壁摩擦，增加能量損耗[27,30]。因此，優(yōu)化后的風機葉輪安裝位置更靠近出口，確保了葉輪與甘蔗之間有較長的距離，降低了碰撞的概率。優(yōu)化后排雜風機的結構簡圖如圖6所示，各項參數(shù)如表4所示。

圖6 優(yōu)化后風機的結構簡圖

表4 優(yōu)化后的風機主要參數(shù)

優(yōu)化后，風機液壓馬達置于出流室腔體內(nèi)，使得風機主軸軸線平行于氣流方向，可以有效降低主軸對氣流的影響；但是，液壓馬達的形狀會影響風機的氣動性能，造成能量損失，并且風機內(nèi)部惡劣的工作環(huán)境容易造成液壓馬達的損壞。因此設計了一個錐形整流罩，用于遮蓋液壓馬達，同時起到優(yōu)化氣動性能的作用。如圖 7a所示，未加裝整流罩的情況下，液壓馬達后方出現(xiàn)了漩渦。而安裝整流罩以后（圖7b）流線更加均勻，沒有出現(xiàn)明顯的漩渦。優(yōu)化后在風機腔體中部安裝用于固定零件的支撐架，支撐架截面為方形時（圖7a），其下游流線混亂，這是因為流體繞過支撐架后產(chǎn)生了渦流，使用流線型支撐架后（圖7b），消除了這一現(xiàn)象。圖7c為支撐架中部截面（距離主軸軸線225 mm）的流線分布，該截面與出流室和整流罩表面距離足夠長，以排除其余邊界層的干擾，圖中可以清晰地觀察到2種支撐架的形狀差異和附近的流場情況，方形支撐架后方產(chǎn)生了明顯的渦流，這種現(xiàn)象容易造成能量損失、振動以及噪聲，而流線型支撐架周圍流線分布均勻，未產(chǎn)生渦流。

圖7 不同形狀支撐架的風機內(nèi)部流線圖

2.3 優(yōu)化前后風機氣動性能對比

為分析結構優(yōu)化前后風機的氣動性能差異，對排雜風機的全壓和全壓效率進行計算[27]。計算公式如下：

=（4）

式中P為風機全壓，Pa；out為風機出口全壓，Pa；in為風機入口全壓，Pa；為風機全壓效率，%；為風機流量，m3/s；為風機功率，W；為葉輪扭矩，N×m；為風機轉速，rad/s。

結合工程實際，計算了風機轉速為1 050、1 350和1 650 r/min時的空載流量以及不同流量時的全壓和全壓效率。如圖8a所示，優(yōu)化后的風機在1 050、1 350和1 650 r/min轉速下的空載流量分別提高了48.01%，42.9%以及46.13%。如圖8b所示，優(yōu)化后的風機在各流量下都具有更高的全壓，這表明優(yōu)化后的風機具有更強的雜質(zhì)輸送能力，因此，優(yōu)化后的風機有應對喂入量較高工況的潛力[30]。如圖8c所示，原風機在1 050、1 350和1 650 r/min轉速下的最高效率僅為45.09%、45.48%和45.38%，3種轉速下，優(yōu)化后風機的最高效率分別提高了26.76%，25.31%和22.35%，具有更高的能量利用率。

注：圖b中“O”表示優(yōu)化后的風機，“C”表示原風機，數(shù)字表示轉速，r·min-1。

3 風機性能試驗

3.1 風機流量與功率測量

3.1.1測量裝置與方法

測量裝置：利用上海億歐儀表設備有限公司的風速儀（型號：ZC1000-1F-4；分辨率：0.01 m/s）測量風機出口風速；利用杭州美控自動化技術有限公司的壓力傳感器（型號：MIK-P300；精度等級：0.5級）測量風機液壓馬達進出口壓力；利用德國HBM公司的移動數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)（型號：Somat eDAQlite）采集壓力數(shù)據(jù)。

測量方法：如圖9所示，選取風機出口截面9個點為風速測量點，用風速儀直接測量各點的風速并求平均值，將測量風速的平均值與截面面積相乘得到風機流量；在功率測定工作中，分別在風機液壓馬達進口和出口安裝壓力傳感器，通過測量液壓馬達（效率為90%）進出口的壓力差計算風機功率，公式如下：

式中in和out分別為風機液壓馬達進口和出口的壓力，MPa；為風機液壓馬達流量，m3/s。

3.1.2測量結果

如表5所示，3種轉速下風機空載流量的仿真結果與測量結果相比誤差最大為7.576%，平均為6.722%，仿真結果具有較高的準確性；功率的仿真結果和測量結果均為風機空載工況，因此功率值較低。由于不同轉速下液壓馬達效率不同，仿真值與實測值相比誤差稍大，平均為10.06%。

圖9 風速測量

表5 風機流量與功率測量結果

3.2 含雜率與損失率測定

優(yōu)化后的風機葉輪遠離蔗段，能夠降低葉輪碰撞蔗段的概率，有利于降低損失率。仿真結果（圖8）表明，相同轉速下優(yōu)化后的風機能夠提供更高的流量和全壓，有利于雜質(zhì)的分離從而降低含雜率。為了驗證風機優(yōu)化效果，于2020年6月在廣西壯族自治區(qū)扶綏縣進行了試驗。試驗用甘蔗品種為桂柳05136。收割機為廣西農(nóng)業(yè)機械研究院有限公司的4GZQ-180切段式甘蔗收割機。試驗現(xiàn)場如圖10所示。

圖10 試驗現(xiàn)場

3.2.1 含雜率測定方法與結果

前期試驗發(fā)現(xiàn)，收割機行駛速度達到4 km/h時輸送機構容易發(fā)生堵塞，因此本研究測定了行駛速度在4 km/h以下的含雜率。試驗因素和水平見表6。具體試驗步驟按照 JB/T 6275-2007《甘蔗收獲機械試驗方法》進行[31]。含雜率計算公式如下：

式中P為含雜率，%；m為雜質(zhì)的質(zhì)量，kg；m為混合物的總質(zhì)量，kg。

表6 田間試驗因素水平

如圖11a所示，當風機轉速為1 050 r/min，行駛速度為1 km/h時，優(yōu)化后風機對應的含雜率降低了3.7%，這是因為，行駛速度較低導致喂入量低，此時風機負載較低，低負載情況下原風機也能保證較高的排雜能力；當行駛速度提高到2 km/h時，更多的蔗段和雜質(zhì)進入到風機內(nèi)部，風機負載升高，同等轉速下優(yōu)化后的風機具有更高的流量和壓力（圖8a），含雜率降低了14.58%；當行駛速度達到3 km/h時，含雜率降低20.42%。

隨著風機轉速升高至1 350 r/min，原風機和優(yōu)化后的風機含雜率差異變小，但是，當行駛速度增加至3 km/h時，由于負載的增加，含雜率降低了13.91%，差異又趨于明顯。

當風機轉速為1650 r/min時，2種風機的含雜率最多相差僅為4.17%，這是因為，隨著風機轉速的升高，2種風機均產(chǎn)生了較高的風速和壓力，均能有效排出雜質(zhì)。

通過對圖11分析可知，優(yōu)化后的風機在高轉速（1 650 r/min）時的性能與原風機相當，但是，中（1 350 r/min）、低（1 050 r/min）轉速時優(yōu)化后風機的性能明顯優(yōu)于原風機。

圖11 原風機與優(yōu)化后風機的含雜率

3.2.2 損失率測定方法與結果

損失率的測定采用室內(nèi)試驗法，試驗采用手工喂入，為確保不堵塞輸送器，喂入量限定在3 kg/s以下。室內(nèi)試驗因素和水平見表7。

表7 室內(nèi)試驗因素水平

在試驗之前，研究人員測定損失率的方法是使用篷布收集掉落到地上的蔗段和碎蔗，并稱量其質(zhì)量求得損失率[4]。但是實際操作中發(fā)現(xiàn)，被排出的蔗段和蔗渣體積較小，難以被全部收集，并且，蔗段與風機葉輪和內(nèi)壁碰撞等因素引起的糖漿損失無法統(tǒng)計[9,32]。因此，室內(nèi)試驗中使用了一種新的損失率測定方法。

該方法的操作流程是：1）手工收割甘蔗，將甘蔗的雜質(zhì)（包括蔗葉、蔗梢、泥土等）全部去除并稱量。2）喂入去除雜質(zhì)的甘蔗。3）實際操作中喂入后的甘蔗經(jīng)常會在輸送過程中發(fā)生脫落（脫落蔗段通常集中在收割機車底），難以保證全部蔗段都進入風機內(nèi)部，此步驟應將未進入風機內(nèi)部的甘蔗收集起來并稱量。4）將排雜后的甘蔗收集并稱量。計算公式如下：

式中m為進入風機內(nèi)部的甘蔗質(zhì)量，kg；m為去除雜質(zhì)后的甘蔗質(zhì)量，kg；m為脫落的甘蔗質(zhì)量，kg；P為損失率，%；m為排雜后的甘蔗質(zhì)量，kg。

如圖12a所示，當風機轉速為1 050 r/min時，2種風機的損失率相差不多（最多相差6.48%），這是因為此時2種風機產(chǎn)生的風速和壓力很小，不足以造成甘蔗的損失。

如圖12b所示，當風機轉速升高至1 350 r/min時，在3種喂入量水平下，優(yōu)化后風機的損失率分別降低了10.55%，11.54%和14.77%。

如圖12c所示，當轉速為1 650 r/min時，損失率降低更為明顯，分別為18.58%，21.05%和28.08%。這是因為，當轉速升高后，風機產(chǎn)生的風速和壓力能夠?qū)⒉糠中≈睆秸岫魏驼岫嗡槠槲溜L機葉輪部位，這容易使甘蔗與葉輪發(fā)生碰撞并造成損失。優(yōu)化后的風機葉輪遠離甘蔗，不易發(fā)生碰撞，因此，優(yōu)化后的風機在高轉速下具有損失率較低的優(yōu)點。

圖12 不同風機轉速下的甘蔗損失率

4 討 論

優(yōu)化后的風機拉長了葉輪與甘蔗之間的距離，因而降低了甘蔗與葉輪碰撞的概率和損失率。但甘蔗遠離葉輪可能不利于雜質(zhì)的分離。仿真結果表明，優(yōu)化后的風機在1 050、1 350以及1 650 r/min時的流量和全壓均高于原風機，即相同轉速下優(yōu)化后的風機能獲得更高的風速，因此具有更強的排雜能力。但優(yōu)化后的風機對密閉性要求更高，尤其是葉輪下游部分，不能有漏風的缺陷，以保證氣流速度穩(wěn)定。

在本研究之前損失率是按照《甘蔗收獲機械試驗方法》（以下簡稱傳統(tǒng)方法）進行測定的[31]。在評價風機性能時，傳統(tǒng)方法具有一定的缺陷：1）田間情況復雜，落地后的蔗段難以收集，經(jīng)常出現(xiàn)遺漏。2）甘蔗進入風機之前可能提前掉落形成損失，這些不是風機造成的損失也會被統(tǒng)計，無法精確評價風機性能。3）蔗段有可能與葉輪發(fā)生碰撞，這時甘蔗損失會以碎片和糖漿的形式存在，傳統(tǒng)方法無法統(tǒng)計此類損失。針對以上問題，Bai等[33]在風機出口安裝收集袋用來收集損失的蔗段，雖然這種方法有效收集了損失的蔗段，但是小尺寸的碎片和糖漿的損失依然無法統(tǒng)計，并且，收集袋會影響風機正常運行。為了統(tǒng)計糖漿的損失，Sichter等[9]將落地的雜質(zhì)收集并將其中的糖液充分溶解于蒸餾水中，通過測定溶液的含糖量計算損失率，但是，這種方法操作困難，并且無法確定損失是否為風機所致。本研究所提出的損失率測定方法有以下優(yōu)點：1）可以在室內(nèi)進行，便于收集。2）可以排除風機以外部件造成的損失。3）利用喂入前后質(zhì)量之差來計算損失率能夠避免遺漏碎片和糖漿的質(zhì)量。但是，本研究所采用的方法是喂入無雜質(zhì)的甘蔗，這與實際收獲中風機內(nèi)部物料的成分有所差異，可能改變排雜時的流場情況，因此，未來有必要對此方法進行更深入的研究并與傳統(tǒng)方法進行比較。

5 結 論

為降低機械化收獲甘蔗的含雜率和損失率，本文以廣西農(nóng)業(yè)機械研究院有限公司的 4GZQ-180切段式甘蔗收割機風機為對象，對風機外殼和葉片形狀進行了優(yōu)化，并對原風機和優(yōu)化后風機的性能進行了試驗驗證。本文結論得出的主要結論如下：

1）采用對葉片前緣和尾緣倒圓角的方式抑制了葉片附近的流動分離現(xiàn)象，提高了葉片升阻比；重新設計了出流室結構，避免了出流室內(nèi)部的形狀突變和主軸阻擋氣流的現(xiàn)象，提高了風機的氣動性能；優(yōu)化后風機的葉輪遠離甘蔗，降低甘蔗與葉輪碰撞的概率，有利于降低損失率。

2）通過風機流量和功率2個指標對仿真結果進行了驗證，結果表明流量平均誤差為6.722%，具有較高準確性；由于不同轉速下液壓馬達效率不同，功率誤差較大，平均為10.06%。

3）含雜率試驗表明，收割機行駛速度為1 km/h時，風機優(yōu)化前后各轉速水平下的含雜率水平相當；行駛速度為2 km/h時，優(yōu)化后風機的低轉速（1 050 r/min）性能有所提高，此時含雜率降低14.58%；當行駛速度提高到3 km/h時，優(yōu)化后風機的中轉速（1 350 r/min）與低轉速性能均有明顯提升，含雜率分別降低了13.91%和20.42%。

4）損失率試驗表明，風機轉速為1 050 r/min時，風機優(yōu)化前后的損失率相差不多；當風機轉速為1 350 r/min時，優(yōu)化后風機在3種喂入量水平下?lián)p失率分別降低了10.55%，11.54%和14.77%；當轉速為1 650 r/min時，損失率降低更加明顯，分別為18.58%，21.05%和28.08%。

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Structure optimization and experiment of sugarcane chopper harvester extractor

Xing Haonan, Ma Shaochun※, Wang Fenglei, Bai Jing, Hu Jiwei

(100083)

Machine-harvested sugarcane usually contains too many impurities, and subsequently the cane loss often occurs when the impurities were separated by the extractor. These problems make it difficult for the mechanized harvesting of sugarcane to be recognized by sugar mills and farmers, which seriously restricts the promotion of mechanized harvesting in China. In this study, taking the extractor of a segmented sugarcane harvester (model: 4GZQ-180) as the optimization object, a CFD method was used to explore the aerodynamic performance of a extractor, and thereby to propose the improvement scheme, finally to manufacture a prototype for the test. The impurity rate and cane loss rate were used as the main indexes to evaluate the performance of the extractor before and after optimization. The commercial CFD software Fluent was selected to analyze the airflow field nearby the whole extractor and the blade, in order to investigate the performance and defects of the prototype extractor. The SST-model and the realizable-model were utilized to calculate the turbulence near the blade and the turbulence in the extractor, respectively. The simulation results of flow field near the blade showed that the cusp of leading edge and trailing edge of blade can lead to the decrease of the lift, while, the increase of the drag. The simulation results of extractor flow field showed that: the discharge hood changed dramatically, and the airflow was blocked by the main shaft. These defects led to the serious separation of flow in the extractor. In the numerical simulation, the shape of blade was improved, and the maximum lift-to-drag ratio of the improved blade was significantly higher than that of the current blade. The cusp of discharge hood was eliminated after optimization, and the axis direction of main shaft was the same as the air flow direction. In order to further eliminate the flow separation, the cowl was installed outside the hydraulic motor, whereas, the cross-section shape of support frame was set to a streamline. The numerical simulation results showed that the air flow rate and efficiency of optimized extractor were greatly improved. The flow rate and power were selected as evaluation indexes to verify the accuracy of numerical simulation, indicating that the error between the calculated and measured value was about 10%. The experiments related to the impurity rate and cane loss rate were carried out to evaluate the performance of the extractor. The determination of impurity rate showed that the impurity rate of the optimized extractor was similar to the prototype extractor at a high speed (1650 r/min), but it was significantly lower than that of the prototype extractor at medium (1350 r/min) and low (1050 r/min) speed. The determination of cane loss rate show that the cane loss rate of the optimized extractor was similar to that of the prototype extractor at low speed, but the cane loss rate was significantly reduced at medium and high speed.

agricultural machinery; harvest; optimization; CFD; impurity rate; loss rate

邢浩男，馬少春，王風磊，等. 切段式甘蔗收割機排雜風機結構優(yōu)化與試驗[J]. 農(nóng)業(yè)工程學報，2020，36(20)：67-75.doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2020.20.009 http://www.tcsae.org

Xing Haonan, Ma Shaochun, Wang Fenglei, et al. Structure optimization and experiment of sugarcane chopper harvester extractor[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2020, 36(20): 67-75. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2020.20.009 http://www.tcsae.org

2020-07-17

2020-10-08

國家重點研發(fā)計劃（2016YFD0701200）；廣西扶綏教授工作站技術服務項目（201805510710115）

邢浩男，博士生，主要從事甘蔗機械化收獲裝備關鍵技術研究。Email：449286363@qq.com

馬少春，博士，副教授，博士生導師，主要從事甘蔗機械化收獲裝備關鍵技術研究。Email：shaochun2004@qq.com

10.11975/j.issn.1002-6819.2020.20.009

S225.5+3

A

1002-6819(2020)-20-0067-09