正負氣壓式油菜割臺分行落粒回收裝置設(shè)計與試驗

關(guān)卓懷 江 濤 沐森林 李海同 張 敏 吳崇友

(農(nóng)業(yè)農(nóng)村部南京農(nóng)業(yè)機械化研究所， 南京 210014)

0 引言

油菜在收獲期分枝密布交叉且相互牽扯，機械化收獲時需要在割臺一側(cè)加裝豎割刀作為分行切割器，切開相互纏繞的油菜分枝[1-2]。豎割刀分行切割振動強、擾動大，大量莢果、籽粒飛濺散落導(dǎo)致的分行損失約占割臺損失的40%以上，占油菜聯(lián)合收獲機總損失的20%以上，是導(dǎo)致油菜機械化收獲損失率高的主要原因之一[3-6]。

國外大型油菜聯(lián)合收獲機多采用超大幅寬割臺，減少分行次數(shù)，總體上降低了分行損失，但是單次分行作業(yè)損失并沒有減少，沒有從根本上解決豎割刀分行損失問題，缺少可以參考的分行減損技術(shù)[7-9]。我國油菜收獲多用中小型聯(lián)合收獲機，幅寬小分行次數(shù)多，分行損失更為嚴重。為減小割臺損失，目前主要采用增設(shè)輔助結(jié)構(gòu)[10]、優(yōu)化割臺結(jié)構(gòu)和工作參數(shù)[11-13]、減小切割器振動沖擊[14-15]等技術(shù)手段。

受限于油菜的特殊生長性狀，豎割刀分行損失高的問題難以通過割臺機械結(jié)構(gòu)改進或作業(yè)參數(shù)優(yōu)化來徹底解決。油菜籽粒輕，在正壓氣流作用下的運動軌跡改變明顯[16-18]，部分學(xué)者利用這一特點通過正壓氣流收集橫割刀切割損失[19-20]。然而正壓氣流無法有效約束油菜籽粒運動方向，難以收集豎割刀分行飛濺散落物料；負壓氣流可以實現(xiàn)籽粒的定向運移，但在開放空間中損失很快，有效范圍小，應(yīng)用于油菜割臺分行損失回收方面的研究鮮見報道。

針對上述問題，文本提出油菜割臺豎割刀分行損失氣力式回收方法，設(shè)計正負氣壓組合式油菜割臺分行落粒回收裝置；探究回收裝置關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)對回收氣流場的影響，建立氣流速度與回收裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)關(guān)系模型；分析回收過程氣流場與物料的氣固耦合特征，研究回收裝置運行參數(shù)對回收效果的影響；優(yōu)化回收裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)和運行參數(shù)，并開展田間試驗，對正負氣壓式油菜割臺分行落?；厥昭b置的減損效果進行驗證。

1 回收裝置結(jié)構(gòu)與工作原理

1.1 總體結(jié)構(gòu)

基于農(nóng)業(yè)農(nóng)村部南京農(nóng)業(yè)機械化研究所研制的4LZ-6T型油菜聯(lián)合收獲機開展油菜割臺分行落粒回收裝置研究，聯(lián)合收獲機主要參數(shù)如表1所示。

表1 聯(lián)合收獲機主要參數(shù)Tab.1 Main parameters of combine harvester

油菜割臺分行落?；厥昭b置主要包括風(fēng)機、氣流分配器、落粒收集倉、負壓氣道、正壓氣道、回收管等。落粒收集倉由一整塊薄板折彎而成，與割臺側(cè)板、分禾器共同組成凹形半封閉空間，布置于豎割刀外側(cè)后方，收集豎割刀分行飛濺散落物料。風(fēng)機安裝于割臺背板，由液壓馬達提供動力。氣流分配器與風(fēng)機出風(fēng)口通過橡膠密封墊連接，將產(chǎn)生的氣流分為兩路，由風(fēng)管分別與正壓氣道和回收管連接。正壓氣道氣流出口在分禾器內(nèi)部，為U型結(jié)構(gòu)。回收管末端通過風(fēng)管與割臺上的回收口連接，將回收的物料輸送回割臺。油菜割臺分行落?；厥昭b置結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 油菜割臺分行落?；厥昭b置Fig.1 Diagrams of pneumatic recovery device for combine harvester side-cutting loss1.氣流分配器 2.風(fēng)機 3.豎割刀 4.分禾器 5.正壓氣道 6.落粒收集倉 7.負壓氣道 8.回收管 9.風(fēng)管 10.割臺 11.回收口

1.2 工作原理

油菜聯(lián)合收獲機在作業(yè)過程中，豎割刀切割相互纏繞的油菜分枝，散落物料在收獲機前進速度的作用下相對于割臺向后運動，在重力和機器前進速度的共同作用下進入落粒收集倉；液壓馬達帶動風(fēng)機產(chǎn)生氣流，并由氣流分配器將氣流分為兩路，一路氣流經(jīng)風(fēng)管進入正壓氣道，將落粒收集倉中的物料吹向負壓氣道，實現(xiàn)正壓導(dǎo)向收集；另一路氣流連接回收管進氣口，根據(jù)射流原理，在負壓氣道處產(chǎn)生負壓氣流，將落粒收集倉中的物料吸入回收管內(nèi)，實現(xiàn)負壓定向運移，并經(jīng)由回收管、回收口輸送回割臺，完成落?；厥?，氣流、物料流動方向如圖2所示。

圖2 氣流、物料流動方向示意圖Fig.2 Sketch of airflows and material transportation path

2 關(guān)鍵參數(shù)設(shè)計與回收過程分析

2.1 基于氣流場分析的回收管結(jié)構(gòu)設(shè)計

負壓氣流是實現(xiàn)落?；厥盏年P(guān)鍵。由于油菜物料在風(fēng)機內(nèi)部會被高速葉片打碎并堵塞風(fēng)機，所以不能直接利用風(fēng)機進風(fēng)口產(chǎn)生的負壓氣流。本文基于射流原理[21-22]設(shè)計了能夠產(chǎn)生負壓氣流的回收管，如圖3所示。圖中，d1為進風(fēng)口直徑，mm；d2為出風(fēng)口直徑，mm；d3為喉管直徑，mm；d4為負壓氣道直徑，mm；l1為漸縮段長度，mm；l2為漸擴段長度，mm；α為喉管傾角，(°)；β為漸擴角，(°)；γ為漸縮角，(°)。

圖3 回收管結(jié)構(gòu)圖Fig.3 Structure diagram of recovery pipeline

豎割刀分行切割導(dǎo)致的散落物料中主要包括油菜籽粒和其他雜余，雜余中以莢果殼為主，實測莢果殼平均長度約為65 mm。為確保流暢回收防止堵塞，設(shè)計負壓氣道直徑d4為90 mm。由于割臺空間和風(fēng)機功率限制，所能夠輸出的負壓氣流有限，需要優(yōu)化回收管結(jié)構(gòu)，提高負壓氣流產(chǎn)生效率。為研究各結(jié)構(gòu)因素對回收管負壓生成效果的影響，基于Fluent構(gòu)建了回收管內(nèi)部流場仿真分析模型并開展仿真試驗，計算方法選用標準k-ε模型和Enhanced wall treatment函數(shù)法[23]。設(shè)置進風(fēng)口邊界類型為velocity-intet，出風(fēng)口邊界類型為pressure-outlet，負壓氣道入口邊界類型為pressure-intet，湍流強度均為5%，湍流粘度比均為10?；厥展軆?nèi)部氣流場速度云圖、矢量圖和壓力云圖如圖4所示，氣流由負壓氣道向回收管內(nèi)部運動，回收管可在負壓氣道處產(chǎn)生負壓氣流。

圖4 回收管內(nèi)部流場Fig.4 Airflow in recovery pipeline

2.1.1單因素仿真試驗

回收管關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)包括喉管直徑d3、喉管傾角α、漸擴角β、漸縮角γ，以產(chǎn)生的負壓氣流速度為評價指標開展單因素試驗。仿真試驗時固定進風(fēng)口直徑d1=90 mm，輸入氣流速度為30 m/s，試驗結(jié)果如圖5所示。

圖5 不同喉管直徑、喉管傾角、漸擴角、漸縮角時負壓氣流速度變化曲線Fig.5 Variation curves of negative air speed under different throat diameters, throat inclinations, dilation angles and retraction angles

由圖5a可知，喉管直徑d3從50 mm到90 mm變化，增量為10 mm。在試驗條件范圍內(nèi)，負壓氣流速度在4.1～14.2 m/s間變化，隨喉管直徑的增大而減小。為獲取較高的負壓氣流速度，應(yīng)減小喉管直徑，同時考慮物料尺寸避免堵塞，本文取喉管直徑d3=70 mm。

由圖5b可知，喉管傾角α從90°到130°變化，增量為10°。在試驗條件范圍內(nèi)，負壓氣流速度在2.9～32.6 m/s間變化，隨喉管彎角的增大而增大。為獲取較高的負壓氣流速度，應(yīng)增大喉管彎角，同時考慮實際裝配時，喉管彎角過大風(fēng)管需要大角度彎折且易與豎割刀發(fā)生干涉，本文取喉管傾角α=120°。

由圖5c可知，漸擴角β從5°到25°變化，增量為5°。在試驗條件范圍內(nèi)，負壓氣流速度在18.8～27.8 m/s間變化，隨漸擴角的增大而減小，但漸擴角β大于15°時，負壓氣流速度基本不變。為獲取較高的負壓氣流速度，應(yīng)適當(dāng)減小漸擴角。

由圖5d可知，漸縮角γ從30°到60°變化，增量為7.5°。在試驗條件范圍內(nèi)，負壓氣流速度在27.8～31.2 m/s間變化。漸縮角γ小于45°時，負壓氣流速度變化不大，大于45°時，負壓氣流速度隨漸縮角的增大而減小。為獲取較高的負壓氣流速度，應(yīng)適當(dāng)減小漸縮角。

單因素試驗結(jié)果表明，負壓氣流速度隨喉管直徑d3的增大而減小，隨喉管傾角α的增大而增大，在一定范圍，負壓氣流速度隨漸縮角γ和漸擴角β增大而減小。綜合考慮回收物料尺寸和裝配空間，設(shè)計喉管直徑d3=70 mm，喉管傾角α=120°。

2.1.2交互因素仿真試驗

僅依據(jù)單因素試驗結(jié)果尚無法確定漸縮角γ、漸擴角β較優(yōu)值。其中漸縮角γ由進風(fēng)口直徑d1和漸縮段長度l1確定，漸擴角β由出風(fēng)口直徑d2和漸擴段長度l2確定。為進一步明確交互因素對負壓氣流的影響，確定回收管結(jié)構(gòu)參數(shù)，以進風(fēng)口直徑(A)、漸縮段長度(B)、出風(fēng)口直徑(C)、漸擴段長度(D)為試驗因素，以負壓氣流速度(y)為試驗指標開展四元二次回歸正交旋轉(zhuǎn)組合試驗。依據(jù)單因素試驗結(jié)果，選取各因素編碼如表2所示。試驗方案及試驗結(jié)果如表3所示，共29個試驗點，包括24個分析因子和5個零點估計誤差。

表2 試驗因素編碼Tab.2 Coding of experimental factors mm

表3 試驗方案與結(jié)果Tab.3 Schemes and results of experiment

對負壓氣流速度y與試驗因素的關(guān)系進行二次多元擬合，并對回歸模型進行方差分析和回歸系數(shù)顯著性檢驗，結(jié)果如表4所示。

表4 回歸方程方差分析Tab.4 Variance analysis of regression equation

根據(jù)負壓氣流速度y二次多元擬合回歸方差分析結(jié)果，回歸模型P<0.01，極顯著，失擬項P>0.05，不顯著，說明模型能正確反映y與A、B、C、D之間的關(guān)系并對試驗結(jié)果進行預(yù)測。其中因素A、B、C、D、AD、CD、C2、D2對y影響極顯著，AC、B2對y影響顯著。試驗因素之間的交互作用對y的影響顯著，剔除不顯著因素后，負壓氣流速度y的二次回歸模型為

y=-499.17+0.87A+8.91B+6.74C-0.41D-

0.014AC+0.001 6AD+0.003 4CD-0.11B2-

0.029C2-0.000 16D2

(1)

根據(jù)式(1)，各試驗因素對負壓氣流速度y影響的主次順序為D、A、B、C，交互作用顯著因素間的響應(yīng)曲面如圖6所示。根據(jù)圖6a可知，A增大時y減小，C增大時y先增大后減小，響應(yīng)面曲線沿A方向的變化更快，進風(fēng)口直徑A對負壓氣流速度y的影響比出風(fēng)口直徑C顯著。根據(jù)圖6b可知，A增大時y減小，D增大時y增大，響應(yīng)面曲線沿D方向的變化更快，漸擴段長度D對負壓氣流速度y的影響比進風(fēng)口直徑A顯著。根據(jù)圖6c可知，C增大時y

圖6 交互因素對負壓氣流速度影響的響應(yīng)曲面Fig.6 Effects of interactive factors on negative air speed

先增大后減小，D增大時y增大，響應(yīng)面曲線沿D方向的變化更快，漸擴段長度D對負壓氣流速度y的影響比出風(fēng)口直徑C顯著。

2.1.3參數(shù)組合優(yōu)化

為尋求各因素最優(yōu)參數(shù)組合，以表2中各因素范圍為約束條件，以負壓氣流速度回歸模型(式(1))為目標函數(shù)，求解其最大值。得負壓氣流最大速度為33.76 m/s，優(yōu)化解為進風(fēng)口直徑93.72 mm、漸縮段長度37.80 mm、出風(fēng)口直徑114.15 mm、漸擴段長度349.82 mm，此時漸擴角β=7.2°，漸縮角γ=35.8°。

將優(yōu)化參數(shù)進行仿真驗證，得負壓氣流速度為34.80 m/s，與優(yōu)化結(jié)果基本相吻合。綜合考慮油菜割臺分行落?；厥昭b置工作要求和加工制造水平，確定實際進風(fēng)口直徑d1=94 mm，漸縮段長度l1=38 mm，出風(fēng)口直徑d2=115 mm，漸擴段長度l2=350 mm。

2.2 基于CFD-DEM的回收裝置運行參數(shù)設(shè)計

2.2.1CFD-DEM耦合分析模型及參數(shù)

油菜割臺分行落粒回收裝置關(guān)鍵運行參數(shù)為正壓氣流速度和負壓氣流速度。為進一步分析回收過程氣流場與物料的氣固耦合特征，研究回收裝置運行參數(shù)對回收效果的影響，優(yōu)化回收裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)和運行參數(shù)，構(gòu)建了回收裝置內(nèi)部流場-物料氣固耦合分析模型，如圖7所示。為量化油菜分行損失物料成分，2019年9月21日在張掖市民樂縣開展了油菜分行損失物料成分測定試驗，油菜品種為科樂521，千粒質(zhì)量3.5 g。試驗行程為10 m，重復(fù)3次，試驗結(jié)束后統(tǒng)計落粒收集倉中物料數(shù)量。結(jié)果表明，油菜分行切割散落物料主要包括油菜籽粒和其他雜余，雜余中以莢果殼為主；油菜聯(lián)合收獲機平均前進速度為1.1 m/s時，落粒收集倉中油菜籽粒數(shù)為4 840個(平均532.4個/s)，莢果殼為1 770個(平均194.7個/s)。為便于進行仿真，不考慮其它物料成分，根據(jù)文獻[24]對油菜物料特性的測定，建立油菜籽粒、雜余顆粒模型，如圖7b、7c所示。

圖7 回收過程氣固耦合仿真模型Fig.7 CFD-DEM simulation analysis model of recovery process

CFD-DEM耦合仿真選用Eulerian-Lagrangian方法耦合，氣流作用于顆粒上的力選擇Freestream Equation流體阻力、Saffman升力和Magnus升力模型。氣體流動為湍流運動，連續(xù)相的氣流場模擬采用Fluent軟件中標準k-ε湍流模型。仿真中模型外殼材料為鋼板，各物料和鋼板的材料特性及其相互間的力學(xué)特性參數(shù)如表5所示[25-26]。由于DEM仿真的時間步長低于CFD，DEM和CFD的時間步長分別設(shè)為3×10-5s和1.5×10-3s，總仿真時長為5 s。根據(jù)油菜分行損失物料組成測定試驗結(jié)果，設(shè)置雜余生成速率為200個/s，總量1 000個，籽粒生成速率為550個/s，總量2 750個。顆粒工廠在半開放落粒收集倉上方，模擬進入落粒收集倉的散落物料；正壓氣流入口、回收管進風(fēng)口邊界類型均設(shè)置為velocity-intet，回收管出風(fēng)口和落粒收集倉上表面邊界類型均設(shè)置為pressure-outlet，湍流強度均為5%，湍流粘度比均為10；監(jiān)測區(qū)設(shè)置在回收管負壓氣道內(nèi)部。

表5 仿真特性參數(shù)Tab.5 Simulation mechanical properties

2.2.2正壓氣流速度對回收過程影響分析

落粒收集倉中的物料在正壓氣流的作用下向負壓氣道運動，實現(xiàn)正壓導(dǎo)向收集。為量化分析正壓氣流速度對回收過程的影響，仿真分析正壓氣流作用下落粒收集倉中物料的運動規(guī)律，如圖8所示，正壓氣流速度為15 m/s。

圖8 正壓氣流作用下物料運動仿真結(jié)果Fig.8 Simulation result of materials motion under positive pressure airflow

由圖8可知，正壓氣流作用下，物料整體向負壓氣道方向運動，但由于負壓氣道內(nèi)氣流速度較低，對物料群體的作用力不夠，物料在管道內(nèi)部產(chǎn)生堆積，僅有少量物料能夠通過負壓管。定義回收率為通過負壓管的物料量與總物料量的百分比，進一步分析回收率隨正壓氣流速度的變化規(guī)律，如圖9所示。物料回收率隨正壓氣流速度的升高呈現(xiàn)先升高后下降的趨勢。正壓氣流速度小于15 m/s時，氣流對物料的推動能力不足，易造成物料堆積，回收率較低；隨著正壓氣流速度的升高，物料推動能力增強，回收率逐漸增加；正壓氣流速度大于25 m/s后，物料回收率隨正壓氣流速度的升高而降低，主要由于高速氣流在壁面間的折射導(dǎo)致流場和物料運動紊亂，加劇了物料-物料間和物料-壁面間的碰撞。根據(jù)仿真結(jié)果，確定正壓氣流較優(yōu)速度范圍為15～25 m/s。

圖9 回收率隨正壓氣流速度的變化曲線Fig.9 Relationship between positive pressure airflow velocity and recovery rate

2.2.3正負氣壓組合氣流速度對回收過程影響分析

負壓氣流將物料吸入回收管內(nèi)，實現(xiàn)負壓定向運移。為量化分析正負氣壓組合氣流速度對回收過程影響，仿真分析正負氣壓組合氣流作用下回收倉內(nèi)物料的運動規(guī)律，圖10所示為正、負氣流速度均為15 m/s時物料的運動規(guī)律。

圖10 正負氣壓組合氣流作用下物料運動仿真結(jié)果Fig.10 Simulation result of materials motion in composite pneumatic airflow

物料在正壓氣流的推送導(dǎo)向作用下移動到正、負壓氣流交匯區(qū)域，當(dāng)進入氣吸負壓氣流的作用覆蓋范圍后被吸入負壓氣道并向回收管輸送完成籽?；厥?，相較僅有正壓氣流時，回收效果明顯提升。進一步分析回收率隨不同正壓、負壓氣流速度組合的變化規(guī)律。試驗方案和試驗結(jié)果如表6所示，并對試驗結(jié)果進行方差分析，結(jié)果如表7所示。

表6 回收率仿真試驗方案與結(jié)果Tab.6 Simulation results of recovery rate

根據(jù)表7，正壓氣流速度和負壓氣流速度均顯著影響回收率，其中正壓氣流速度對回收率的影響

表7 正負壓氣流速度對回收率方差分析Tab.7 Variance analysis of positive and negative pressure airflow velocities to recovery rate

更大。不同正壓、負壓氣流速度組合與回收率的關(guān)系曲面如圖11所示。

圖11 氣流速度組合與回收率的關(guān)系曲面Fig.11 Relation surface between recovery rate and airflow velocities combination

不同的負壓氣流速度下，隨著正壓氣流速度升高，回收率均先增大后減小。產(chǎn)生該現(xiàn)象的原因是，物料運動速度隨正壓氣流的增大而增大，負壓氣流作用時間降低，物料無法在有效負壓范圍內(nèi)被吸入負壓氣道，回收率下降。不同的正壓氣流速度下，回收率均隨負壓氣流速度的升高而增大。根據(jù)仿真試驗結(jié)果，設(shè)計正壓氣流速度為20 m/s，為使籽?；厥章蚀笥?7%，負壓氣流速度應(yīng)大于25 m/s，且負壓氣流速度越大，回收效果越好。

2.3 系統(tǒng)風(fēng)量分析與氣流分配器設(shè)計

2.3.1系統(tǒng)風(fēng)量分析

本文所設(shè)計的油菜割臺分行落?；厥昭b置由單個風(fēng)機提供回收物料所需要的正、負壓氣流，為合理分配兩路氣流，需明確正、負壓氣流風(fēng)量。風(fēng)量計算公式為

Q=3 600kSv

(2)

式中Q——風(fēng)量，m3/h

k——氣流衰減和沿途損失系數(shù)，為1.3～1.6，本文取1.5

S——橫截面積，m2

v——風(fēng)速，m/s

正壓氣道U型氣流出口配置在割臺分禾器內(nèi)，根據(jù)其內(nèi)部空間尺寸，將正壓氣道截面設(shè)計為70 mm×60 mm的矩形。依據(jù)所設(shè)計的正、負壓氣流速度和橫截面積，由式(2)計算得正壓氣流風(fēng)量Q1為453.6 m3/h，負壓氣流風(fēng)量Q2應(yīng)大于519.3 m3/h。

為明確回收管產(chǎn)生負壓氣流風(fēng)量Q2時所需的輸入風(fēng)量Q′2，根據(jù)前文所建立的回收管內(nèi)部流場仿真分析模型，計算了不同輸入風(fēng)量下回收管的負壓輸出風(fēng)量，結(jié)果如圖12所示。

圖12 回收管負壓輸出風(fēng)量與輸入風(fēng)量的關(guān)系曲線Fig.12 Relation curve of recovery pipeline negative pressure airflow output with airflow input

根據(jù)圖12，回收管風(fēng)量輸入Q′2與負壓氣流風(fēng)量輸出Q2間的關(guān)系可擬合為線性方程

Q′2=0.587Q2-13.4

(3)

依據(jù)式(3)計算得回收管風(fēng)量輸入Q′2應(yīng)大于907.5 m3/h，系統(tǒng)總風(fēng)量應(yīng)大于Q1+Q′2=1 361.1 m3/h。選擇弘科DF-1100型多翼式鼓風(fēng)機，額定風(fēng)量Q=1 900 m3/h，全壓1 380 Pa，轉(zhuǎn)速2 800 r/min，外形尺寸338 mm×387 mm×400 mm，滿足系統(tǒng)需求。

2.3.2氣流分配器設(shè)計

氣流分配器將風(fēng)機輸出的氣流分為兩路，提供物料回收所需的正壓、負壓氣流，其中分配比例是氣流分配器的關(guān)鍵設(shè)計參數(shù)。根據(jù)公式(2)，相同風(fēng)速下，風(fēng)量與截面積成正比，將風(fēng)機輸出的氣流視作均勻風(fēng)場，則氣流分配器中兩路氣流通道的截面積之比即為兩路氣流風(fēng)量之比。根據(jù)前文分析，正壓氣流速度應(yīng)為20 m/s，此時正壓氣流風(fēng)量Q1為453.6 m3/h，而負壓氣流速度越大越好。則風(fēng)機在額定轉(zhuǎn)速下輸入回收管的風(fēng)量應(yīng)為Q-Q1=1 446 m3/h，則兩路氣流風(fēng)量之比為1∶3.2?？紤]實際加工水平，將氣流分配器中兩路氣流通道的截面積之比設(shè)計為1∶3。

為驗證油菜割臺分行落?；厥昭b置的實際正、負壓氣流速度，運用AR866A型風(fēng)速計測量正壓氣道、負壓氣道出口風(fēng)速，試驗過程中風(fēng)機保持額定轉(zhuǎn)速工作。測得正壓氣道出口風(fēng)速為22.4 m/s，與設(shè)計值的誤差為11.2%，主要原因是理論計算視氣流場為均勻流場，而實際氣流管道和氣道壁面附近存在非均勻流場，并且為了便于加工，將氣流分配器截面比例進行了近似取整。測得負壓氣道出口風(fēng)速為25.9 m/s，滿足設(shè)計要求。

楚神話中的圖騰崇拜呈現(xiàn)出多樣性。這是楚的同化各種文化和將不同國家的圖騰納入自身圖騰系統(tǒng)的結(jié)果。我們只能從楚祖的姓氏，名稱、頭銜和名譽中看到楚圖騰組織和概念的復(fù)雜性。

3 田間試驗

為檢驗油菜割臺分行落?；厥昭b置的作業(yè)效果，于2020年6月在江蘇省鹽城市大豐區(qū)進行田間試驗。試驗油菜品種為浙油51，油菜物理特性如下：籽粒含水率9.96%，莖稈含水率52.27%，千粒質(zhì)量3.94 g，產(chǎn)量3 135 kg/hm2，割茬35 cm時谷草比為0.12。

根據(jù)農(nóng)業(yè)機械推廣鑒定大綱DG/ T057《油菜聯(lián)合收獲機》和NY/T 1231—2006《油菜聯(lián)合收獲機質(zhì)量評價技術(shù)規(guī)范》中的試驗方法開展田間試驗。試驗預(yù)備區(qū)長度25 m，測區(qū)長度25 m。油菜聯(lián)合收獲機以正常作業(yè)速度作業(yè)，試驗重復(fù)3次取平均值。每次試驗結(jié)束后，計算割臺損失率和豎割刀分行損失率。

試驗開始前，在測區(qū)內(nèi)橫向等間距放置3個尺寸為3 m×0.15 m×0.06 m的鋼板接料槽，槽內(nèi)鋪有絨布，超出割臺割幅的部分放置于豎割刀一側(cè)，接取機器經(jīng)過測點時所掉落的籽粒和莢果，清選分離后稱量籽粒質(zhì)量。測區(qū)內(nèi)割臺損失質(zhì)量的計算方法為

(4)

其中

N1=25h

(5)

式中M1——割臺損失質(zhì)量，g

m1——接料槽中收集的籽粒質(zhì)量，g

N1——測區(qū)面積，m2

N2——3個接料槽的槽內(nèi)口面積之和，m2

沿豎割刀作業(yè)區(qū)域放置3個1.5 m×0.3 m×0.06 m的接料槽(長邊與收獲機前進方向平行)，接取豎割刀分行造成的散落物料，清選分離后稱量籽粒質(zhì)量m2，測區(qū)內(nèi)豎割刀分行損失總質(zhì)量M2為

(6)

為便于分析分行落?；厥昭b置的作業(yè)效果，在回收管末端套接樣袋，如圖13所示。試驗結(jié)束后稱量接樣袋中收集的籽粒質(zhì)量M3，即為裝置所回收的分行落粒質(zhì)量。割臺減損率p1和豎割刀減損率p2的計算公式分別為

圖13 田間試驗Fig.13 Field trial

(7)

(8)

通過計算分析裝備分行落粒回收裝置后割臺損失率和豎割刀損失率，檢驗裝置作業(yè)效果。試驗結(jié)果如表8所示。

根據(jù)表8，裝備有割臺分行落?；厥昭b置的油菜聯(lián)合收獲機割臺損失率、豎割刀損失率分別為1.26%、0.39%，豎割刀損失僅占割臺損失的25.7%，而現(xiàn)有油菜聯(lián)合收獲機豎割刀損失在割臺損失中的占比往往在40%以上[4]，分行落?；厥昭b置使油菜割臺和豎割刀的損失率下降了21.8%、47.3%。

表8 田間試驗結(jié)果Tab.8 Results of field trial

田間試驗結(jié)果表明，油菜割臺分行落?；厥昭b置作業(yè)性能良好，能夠有效降低豎割刀分禾落粒損失和割臺損失。

4 結(jié)論

(1)提出了油菜割臺分行損失氣力回收方法，設(shè)計了正負氣壓組合式油菜割臺分行落?；厥昭b置，通過正壓氣流導(dǎo)向收集分行散落物料，并由負壓氣流定向輸送回割臺，實現(xiàn)回收減損。

(2)基于Fluent構(gòu)建了回收管內(nèi)部流場仿真分析模型，單因素試驗結(jié)果表明負壓氣流速度隨喉管直徑的增大而減小、隨喉管傾角的增大而增大，確定了喉管直徑、喉管傾角分別為70 mm、120°，在一定范圍內(nèi)隨漸擴角、漸縮角增大而減??；交互因素試驗表明影響負壓氣流速度的因素主次順序為漸擴段長度、進風(fēng)口直徑、漸縮段長度、出風(fēng)口直徑，較優(yōu)參數(shù)組合為進風(fēng)口直徑94 mm、漸縮段長度38 mm、出風(fēng)口直徑115 mm、漸擴段長度350 mm。

(3)回收裝置內(nèi)部流場-物料CFD-DEM耦合仿真研究表明，物料回收率隨正壓氣流速度的升高先增大后減小、隨負壓氣流速度的升高持續(xù)增大，確定了較優(yōu)正壓氣流速度為20 m/s；基于正、負壓氣流流量分析，確定了氣流分配器中兩路氣流通道的截面積之比為1∶3。

(4)田間試驗表明，裝備分行落粒回收裝置后油菜割臺損失率、豎割刀損失率分別為1.26%、0.39%，分別下降了21.8%、47.3%，有效降低了分行損失和割臺損失。