滕悅江，金誠謙,2※，陳艷普，劉 鵬，印 祥，王廷恩，俞 康

（1. 山東理工大學農(nóng)業(yè)工程與食品科學學院，淄博 255000；2. 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

聯(lián)合收獲機可一次完成作物收割、輸送、脫粒、分離、清選及集糧等工序[1]。脫粒分離裝置是聯(lián)合收獲機的核心部件，直接影響整機的作業(yè)質(zhì)量[2-5]。根據(jù)作物在脫粒裝置內(nèi)的運動方向，分為切流脫粒裝置和軸流脫粒裝置，軸流脫粒分離裝置因其滾筒脫粒間隙大、轉(zhuǎn)速相對較低，脫粒作用相對柔和，脫粒時間長等優(yōu)勢[6-7]，近年來得到廣泛應用。

對于軸流式脫粒裝置，國內(nèi)外學者做了大量研究，李昇揆等[8]對具有不同結構凹板的全喂入軸流脫粒分離裝置進行了研究，建立了相應的脫出物運動數(shù)學模型；Miu等[9-10]建立了縱軸流脫粒裝置脫粒和分離過程的數(shù)學模型，并進行了仿真分析。唐忠等[11]針對國產(chǎn)切縱流聯(lián)合收獲機在脫粒分離中存在籽粒損失率及功耗較高的問題，進行了臺架試驗，獲得了脫粒分離的籽粒損失和功耗性能指標；劉正懷等[12]研究了作業(yè)參數(shù)對脫離裝置作業(yè)效果的影響規(guī)律，并獲得裝置最佳參數(shù)組合。雖然國內(nèi)外學者對軸流式脫粒裝置作了大量研究，但在收獲較難脫粒的作物時仍存在脫粒不干凈、夾帶損失大的問題，并且在喂入量波動時，容易出現(xiàn)滾筒堵塞的情況，因此，仍需要針對以上問題進行深入研究。

為了解決縱軸流脫粒裝置在脫粒時易出現(xiàn)的滾筒堵塞、脫粒不干凈、分離不徹底的問題[13-17]，本文設計了一種分段式縱軸流脫粒裝置。該裝置設有錐形滾筒，能有效解決滾筒前端因喂入量波動引起的堵塞問題；脫粒強度可調(diào)式凹板篩，可根據(jù)脫粒需要改變開關板的開關狀態(tài)；360°分離式凹板篩，可有效增大分離面積，盡早將脫下的籽粒分離出脫粒室，減少籽粒破碎。為了探明適用于小麥、水稻脫粒的開關板開關狀態(tài)，分別進行了單因素試驗。為了研究喂入量、滾筒轉(zhuǎn)速、導流板角度、凹板篩脫粒間隙及凹板篩分離間隙對裝置作業(yè)效果的影響規(guī)律，采用二次旋轉(zhuǎn)正交組合設計方法進行多目標優(yōu)化試驗，建立各作業(yè)指標與各影響因素的相關模型，分析各影響因素對作業(yè)指標的影響規(guī)律，并獲得裝置最佳工作參數(shù)組合，以期為提高分段式縱軸流脫粒裝置作業(yè)性能提供參考。

1 總體結構設計與工作原理

1.1 總體結構設計

分段式縱軸流脫粒裝置結構如圖 1所示，主要由錐形脫粒滾筒、脫粒強度可調(diào)式凹板篩、360°分離式凹板篩、柵格式凹板篩、作業(yè)參數(shù)電控調(diào)節(jié)系統(tǒng)等構成。錐形脫粒滾筒可避免滾筒堵塞問題，脫粒強度可調(diào)式凹板篩可根據(jù)收獲作物種類而調(diào)至不同的開關狀態(tài)，360°分離式凹板篩可有效增大裝置的分離面積。

圖1 分段式縱軸流脫粒裝置結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of segmented longitudinal axial threshing device

1.2 工作原理

分段式縱軸流脫粒分離裝置的工作過程主要分為喂入、脫粒、分離和排雜 4個過程。作業(yè)時，液壓馬達傳動系統(tǒng)帶動錐形脫粒滾筒轉(zhuǎn)動，滾筒前端的螺旋喂入頭在轉(zhuǎn)動過程中，將過橋輸送的作物喂入脫粒室內(nèi)，完成喂入過程；在錐形脫粒滾筒及導流板的共同作用下，作物流在脫粒室內(nèi)作螺旋向后運動，在此過程中，在脫粒桿齒的打擊和梳刷作用及凹板篩摩擦作用下，完成脫粒過程。脫粒裝置前端為脫粒強度可調(diào)式凹板篩，可根據(jù)脫粒需要改變開關板的開關狀態(tài)。當開關板處于打開狀態(tài)時，滾筒前端脫下的籽粒及部分碎莖稈從凹板篩前端直接分離出去，完成分離過程；當開關板處于關閉狀態(tài)時，滾筒前端區(qū)域待脫作物、脫下的籽粒及碎莖稈未從凹板篩下方分離，繼續(xù)向后螺旋運動，作物受桿齒打擊的次數(shù)增多，籽粒被脫下的概率增大。在脫粒強度可調(diào)式凹板篩區(qū)域脫下的籽粒經(jīng)過 360°分離區(qū)域，一部分籽粒及碎莖稈從下半部分凹板篩分離出去，另一部分籽粒及碎莖稈繼續(xù)螺旋向后運動，在離心力作用下從 360°分離式凹板篩上半部分分離出脫粒室，完成分離過程。脫粒室內(nèi)的碎莖稈繼續(xù)向后螺旋運動，從滾筒尾部排出脫粒室，完成排雜過程。

2 關鍵部件設計

2.1 錐形脫粒滾筒結構設計

為了加強脫粒裝置脫粒性能，增加滾筒前端的脫?？臻g[18-22]，本脫粒裝置采用錐形脫粒滾筒，其結構如圖2所示。為了增加作物在滾筒前端的脫粒流動空間，避免滾筒前端堵塞，將滾筒設計為前小后大的錐形結構，即桿齒安裝管前端回轉(zhuǎn)半徑小于后端；為保證滾筒各桿齒末端到凹板篩的距離均相同，以便進行凹板篩間隙的統(tǒng)一調(diào)節(jié)，脫粒桿齒高度從前至后呈等梯度減小。滾筒圓周方向均布6根桿齒安裝管，為了增加待脫物在滾筒內(nèi)的流動性，脫粒桿齒在滾筒圓周方向內(nèi)呈3條螺旋線排布。

圖2 錐形脫粒滾筒結構示意圖Fig.2 Schematic diagram of tapered threshing roller

脫粒滾筒的直徑和長度大小與脫粒裝置的脫粒質(zhì)量及通過性能密切相關。脫粒滾筒的直徑計算方法[23]為

式中D為脫粒滾筒直徑（齒頂圓），mm；dt為t點切面處桿齒安裝管回轉(zhuǎn)直徑；ht為t點切面處脫粒桿齒高度，mm，本文為65 mm。

根據(jù)文獻[23]，滾筒直徑一般取550～650 mm，考慮到直徑過小容易出現(xiàn)滾筒堵塞。直徑過大又會造成能耗升高，綜合考慮脫粒裝置安裝空間，滾筒直徑設計為624 mm，錐形脫粒滾動桿齒安裝管前端回轉(zhuǎn)直徑 d1為410 mm，此處脫粒桿齒高度h1為107 mm，桿齒安裝管末端回轉(zhuǎn)直徑 d2為 472 mm，此處脫粒桿齒高度 h2為76 mm。

脫粒滾筒長度的計算方法[23]為

式中L為脫粒滾筒長度，m；q為脫粒裝置的喂入量，kg/s；q0為滾筒單位長度允許承擔的喂入量，kg/(s·m)，對于軸流滾筒取 3～4 kg/(s·m)[23]。

根據(jù)文獻[23]，該脫粒裝置的最大喂入量設計值為6 kg/s，由式（2）計算可得滾筒長度L的取值范圍為1.5～2 m，本文考慮整機結構尺寸，本文取L=1.88 m。

錐形脫粒滾筒錐角δ的計算方法為

帶入桿齒安裝管前后端回轉(zhuǎn)直徑及滾筒長度數(shù)值計算可得錐形脫粒滾筒的錐角δ為2°。

滾筒轉(zhuǎn)速的計算方法[23]為

式中nz為滾筒轉(zhuǎn)速，r/min；vg為脫粒桿齒的線速度，m/s；D為滾筒直徑，mm。

對于圓柱形脫粒滾筒而言，一般谷物的脫粒線速度為7～26 m/s，對于錐形脫粒滾筒而言，線速度要求高出20%～30%[23]，則計算可得滾筒最高轉(zhuǎn)速需大于1 035 r/min，故本文將錐形脫粒滾筒最高轉(zhuǎn)速設計為1 100 r/min。

2.2 脫粒強度可調(diào)式凹板篩結構設計

脫粒強度可調(diào)式凹板篩主要由側弧板、橫格板、篩條、電推桿、電推桿安裝座、傳動桿和開關板等構成，其結構如圖 3所示。開關板主要分為左、右兩部分，每部分由3排3列共9個開關板構成，左、右兩部分開關板分別由1個電推桿控制開關狀態(tài)。

圖3 脫粒強度可調(diào)式凹板篩結構示意圖Fig.3 Schematic diagram of concave sieve with adjustable threshing strength

凹板篩的面積對脫粒裝置的脫粒和分離性能有顯著的影響，其計算方法[23]為

式中B為凹板篩的總寬度，m；q為脫粒裝置的喂入量，kg/s；β為喂入作物中谷粒所占重量比率，小麥一般取0.4；qa為單位凹板篩面積允許負擔的喂入量，對聯(lián)合收割機取 5～8 kg/(s·m2)[23]。

本文滾筒直徑設計為624 mm，依據(jù)文獻[23]，將凹板篩直徑設為640 mm，凹板篩包角設計為160°，因此，凹板篩弧長l為0.9 m。喂入量q設計為6 kg/s，為保證分離效果，qa取范圍內(nèi)的最小值5 kg/(s·m2)，由式（5）計算得，凹板篩寬度B需大于1.10 m。本文脫粒滾筒下方凹板篩受整機框架限制，總寬度為 1.64 m，當脫粒強度可調(diào)式凹板篩的開關板處于全部關閉狀態(tài)時，不能進行分離作業(yè)，因此，為保證裝置分離效果，脫粒強度可調(diào)式凹板篩寬度需小于 0.54 m，本文受凹板篩結構限制將脫粒強度可調(diào)式凹板篩寬度k設計為0.42 m。

脫粒強度可調(diào)式凹板篩根據(jù)收獲時的脫粒需要調(diào)節(jié)至不同的開關狀態(tài)，如圖4所示。

圖4 脫粒強度可調(diào)式凹板篩的4種開關狀態(tài)Fig.4 Four switching states of concave sieve with adjustable threshing strength

2.3 360°分離裝置結構設計

為了提高脫粒分離裝置的分離性能，采用了 360°分離裝置，如圖 5所示，主要由下半部分凹板篩、凹板篩間隙調(diào)節(jié)機構、上半部分凹板篩、導流板、回流板及外頂蓋等構成，可有效增大裝置的分離面積。裝置工作時，可通過電推桿經(jīng)間隙調(diào)節(jié)機構調(diào)節(jié)凹板篩間隙。

圖5 360°分離裝置結構示意圖Fig.5 Schematic diagram of 360° separation device

由 360°分離裝置上半部分凹板篩分離出的籽粒經(jīng)過回流板落到清選篩面上，回流板與脫粒室側板的夾角 θ決定了籽粒的滑動狀態(tài)，夾角過大，籽粒無法經(jīng)回流板滑動到清選篩面上，夾角過小，籽粒落到清選篩面上的區(qū)域過于集中，不利于后續(xù)清選作業(yè)。根據(jù)文獻[24]，主要谷物的滑動摩擦角以稻谷最大，為27°，考慮到籽粒下落過程中滾動與滑動同時發(fā)生，且滑動摩擦角較大，將回流板與水平面的夾角設計為30°，即回流板與脫粒室側板的夾角為60°。

脫粒室側壁與回流板開口位置決定了脫出物在篩面上的分布狀態(tài)，若開口位置過低，則脫出物在清選篩面分布相對集中，不利于清選作業(yè)。理想狀態(tài)下，分離出的籽粒經(jīng)兩側回流板回落到清選篩面的最遠位置且以達到篩面中點（圖5中E點）為最佳。

根據(jù)能量守恒定律，有

解得hD=342 mm，即回流板開口處距清選篩面的高度為342 mm。

根據(jù)脫粒滾筒上方剩余空間，將360°分離式凹板篩寬度設計為550 mm，則由公式（5）計算可得，360°分離裝置上半部分凹板篩（包角180°）的面積為0.55 m2，即360°分離裝置與普通脫粒裝置相比，凹板篩面積增加了0.55 m2。

綜上分析，分段式縱軸流脫粒裝置主要結構及工作參數(shù)如表1所示。

表1 分段式縱軸流脫粒裝置主要結構及工作參數(shù)Table 1 Main structural and working parameters of segmented longitudinal axial threshing device

3 參數(shù)優(yōu)化試驗

3.1 試驗材料

為了優(yōu)化脫粒裝置結構及性能影響參數(shù)，于2019年6月15日至18日在臨沂市河東區(qū)試驗田進行小麥脫粒單因素試驗及多因素作業(yè)參數(shù)優(yōu)化試驗。于2019年11月5日在臨沂市河東區(qū)試驗田進行水稻脫粒單因素試驗。試驗小麥和水稻的基本特性參數(shù)如表2所示。

表2 試驗物料基本特性參數(shù)Table 2 Basic properties of test materials

3.2 試驗方法與評價指標

試驗選擇作物長勢基本相同的地塊作為試驗區(qū)域，試驗前按文獻[25]的規(guī)定對樣本地塊進行田間試驗，測取每平方米籽粒質(zhì)量（g/m2）和每平方米自然落粒質(zhì)量（g/m2）。試驗時每組試驗長度為50 m，同一參數(shù)組合進行 3次平行試驗，取平均值。裝置作業(yè)性能評價指標分為破碎率、脫出物含雜率和損失率。為防止清選系統(tǒng)、輸糧系統(tǒng)對脫粒裝置各試驗指標及其變化規(guī)律的影響，在脫粒系統(tǒng)下方裝有接料抽屜，收集脫粒系統(tǒng)脫出物，脫出物不經(jīng)過清選系統(tǒng)，在滾筒尾部掛接篷布收集滾筒尾部排出物料，每次平行試驗結束后，通過接料抽屜內(nèi)的脫出物計算脫粒分離裝置工作的破碎率、含雜率，通過掛接滾筒尾部的篷布收集的滾筒尾部排出物料用于分析脫粒裝置工作的損失率。破碎率、脫出物含雜率、損失率的計算公式分別為

式中 YP為破碎率，%；Wp為樣品中破碎籽粒質(zhì)量，g；Wyz為樣品中籽粒總質(zhì)量，g；YH為脫出物含雜率，%；Wz為脫出物樣品中雜質(zhì)質(zhì)量，g；WY為脫出物樣品總質(zhì)量，g；YS為損失率，%；Wsh為滾筒尾部排出籽粒質(zhì)量，g；Wch為每組試驗脫出物中籽粒質(zhì)量，g。

3.3 試驗設計

3.3.1 單因素試驗

為分別尋找適合小麥和水稻脫粒的脫粒強度可調(diào)式凹板篩開關板開關狀態(tài)，對開關板的開關狀態(tài)進行單因素試驗。

試驗時，根據(jù)文獻[11, 23, 26]，將脫粒裝置喂入量設為6 kg/s，滾筒轉(zhuǎn)速為900 r/min，導流板角度為80°，凹板篩脫粒間隙為15 mm，凹板篩分離間隙為20 mm。

3.3.2 多因素參數(shù)優(yōu)化試驗

根據(jù)Box-Benhnken中心組合設計理論，以小麥脫粒的破碎率Y1、脫出物含雜率Y2、損失率Y3為響應值，對滾筒轉(zhuǎn)速X1、導流板角度X2、凹板篩脫粒間隙X3、凹板篩分離間隙X4、喂入量X5進行響應面試驗[27-28]。試驗過程中通過改變收獲機作業(yè)速度改變脫粒裝置喂入量；通過調(diào)節(jié)液壓馬達轉(zhuǎn)速改變滾筒轉(zhuǎn)速；通過調(diào)節(jié)電推桿伸縮量實現(xiàn)導流板角度、凹板篩間隙的調(diào)節(jié)。根據(jù)文獻[11]，響應面試驗因素及水平編碼設計見表3。

表3 因素編碼Table 3 Coding of factors

4 試驗結果與分析

4.1 單因素試驗

針對小麥和水稻收獲的脫粒強度可調(diào)式凹板篩開關板不同開關狀態(tài)試驗結果如表4所示。由表4可知，對于小麥收獲，開關板處于全部打開狀態(tài)時破碎率和脫出物含雜率最低，分別為 1%和 36.15%，損失率最高，為0.72%；開關板處于全部關閉狀態(tài)時破碎率和脫出物含雜率最高，分別為1.14%和38.52%，損失率最低，為0.29%。由于 4種狀態(tài)中破碎率相差相對不大，開關板全關狀態(tài)損失率明顯低于開關板全開狀態(tài)，考慮到開關板全關狀態(tài)的脫出物含雜率相對開關板全開狀態(tài)增加的百分比并不多，且實際作業(yè)工況還有后續(xù)的清選系統(tǒng)。因此，綜合考慮，針對小麥收獲，脫粒強度可調(diào)式凹板篩開關板調(diào)至全關狀態(tài)。而對于水稻收獲，開關板處于全部打開狀態(tài)時，破碎率、脫出物含雜率和損失率均為最低值，分別為0.82%、33.21%和0.68%。開關板處于全部關閉狀態(tài)時，破碎率、脫出物含雜率和損失率均為最高值，分別為1.21%、35.76%和1.45%?？紤]到開關板全部關閉狀態(tài)下的破碎率和損失率比全部打開狀態(tài)下的破碎率和損失率增加值較大。因此，裝置在進行水稻脫粒時，脫粒強度可調(diào)式凹板篩的開關板應調(diào)至全開狀態(tài)。

表4 開關板不同開關狀態(tài)下的脫粒效果Table 4 Threshing effects under different states of switch boards

4.2 多因素試驗

根據(jù)4.1節(jié)單因素試驗可知，裝置進行水稻脫粒作業(yè)時開關板處于全部打開狀態(tài)的脫粒效果較優(yōu)，而小麥脫粒作業(yè)時開關板處于全部關閉狀態(tài)的脫粒效果較優(yōu)。對于開關板處于全部打開狀態(tài)下的水稻脫粒已有大量研究，而對于開關板處于全部關閉狀態(tài)下的小麥脫粒研究較少。因此，開展開關板處于全部關閉狀態(tài)下的小麥脫粒參數(shù)優(yōu)化更具有實際意義。小麥的脫粒作業(yè)參數(shù)優(yōu)化試驗方案包括46組試驗。試驗方案和結果見表5。

表5 小麥脫粒試驗設計方案與結果Table 5 Experimental design and results of threshing test for wheat

4.2.1 破碎率回歸模型的建立與顯著性分析

根據(jù)表 5中的試驗設計方案及試驗結果，運用數(shù)據(jù)分析軟件Design-Expert進行多元回歸擬合，建立小麥破碎率Y1對滾筒轉(zhuǎn)速X1、導流板角度X2、凹板篩脫粒間隙X3、凹板篩分離間隙X4及喂入量X5的五元二次多項式回歸模型，將模型中不顯著項剔除[29-30]，得到回歸方程如式（11）所示，回歸方程的顯著性檢驗如表6所示。

表6 破碎率回歸方程方差分析Table 6 Variance analysis of regression equation for crushing rate

由表6可知，破碎率Y1的響應面模型P＜0.01，表明模型的擬合度極其顯著；失擬項 P＞0.05，無失擬因素存在，表明可用該回歸模型代替真實試驗對結果進行分析。X1、X2、X3、X4、X5、X1與 X5的交互項、X2與 X3的交互項、X1的二次項、X3的二次項、X4的二次項的P值均小于 0.01，各回歸項對破碎率 Y1的影響極顯著；X1與 X2的交互項、X1與X3的交互項、X2的二次項、X5的二次項的P值均大于0.01且小于0.05，各回歸項對破碎率Y1的影響顯著。其余各項P的值均大于0.05，對破碎率Y1的影響不顯著。

貢獻值K能反映單個因素對所建立模型的影響程度，K值越大，則該因素對模型的影響程度就越大[31]。貢獻值K的計算公式為

式中δ為考核值，i,j=1,2,3,4,5，且i≠j。

根據(jù)式（12）、式（13）計算出滾筒轉(zhuǎn)速、導流板角度、凹板篩脫粒間隙、凹板篩分離間隙及喂入量對破碎率的貢獻值分別為2.66、2.26、2.43、1.94和2.08。因此，各因素對破碎率影響的顯著性大小順序為滾筒轉(zhuǎn)速、凹板篩脫粒間隙、導流板角度、喂入量、凹板篩分離間隙。

在探索某個因素對破碎率的影響時，設其他 4個因素為0水平，將多元問題簡化為一元問題。通過式（11），分別得到滾筒轉(zhuǎn)速、導流板角度、凹板篩脫粒間隙、凹板篩分離間隙及喂入量對破碎率的單因素影響曲線，如圖6所示。

圖6 各因素對破碎率的影響曲線Fig.6 Impact curves of each factor on crushing rate

由圖6可知，破碎率Y1與滾筒轉(zhuǎn)速X1、導流板角度 X2、凹板篩脫粒間隙 X3、凹板篩分離間隙 X4及喂入量X5均呈二次函數(shù)關系，從曲線的變化趨勢來看，滾筒轉(zhuǎn)速和凹板篩脫粒間隙對破碎率的影響變化范圍較大，凹板篩分離間隙對破碎率的影響變化范圍最小。在[-1,1]區(qū)間內(nèi)，破碎率隨著滾筒轉(zhuǎn)速的增加而增大。這是由于隨著滾筒轉(zhuǎn)速的提高，脫粒元件與待脫作物發(fā)生碰撞時，有更多的動能轉(zhuǎn)化為脫粒作物所需的能量。破碎率隨著導流板角度的增加而增大。這是由于隨著導流板角度的增加，作物流在滾筒內(nèi)停留的時間增加，被擊打的次數(shù)增多，破碎率隨之升高。破碎率均隨著凹板篩脫粒間隙及凹板篩分離間隙的增加而降低。這是由于隨著凹板篩間隙的增大，作物流的空間密度降低，作物與脫粒元件之間的搓擦擠壓作用變小，因此，破碎率隨之降低。破碎率隨著喂入量的增加而增大，這是由于隨著喂入量的增加，脫粒室內(nèi)作物流空間密度增大，流動性減弱，脫下的籽粒更難較快分離出脫粒室，這將造成脫下的籽粒受打擊次數(shù)增多，籽粒破碎率增大。

在研究實際問題時，通常還需要考慮 2個因素的交互作用對試驗結果的影響。分別設 X3=X4=X5=0、X2=X4=X5=0、X2=X3=X4=0、X1=X4=X5=0，分別得到交互因素 X1X2、X1X3、X1X5、X2X3對破碎率 Y1的影響規(guī)律，如圖7所示。

圖7 各因素交互作用對破碎率的影響Fig.7 Effects of interaction of factors on crushing rate

由圖7a可知，在滾筒轉(zhuǎn)速X1和導流板角度X2對破碎率Y1的交互作用中，滾筒轉(zhuǎn)速對交互作用的影響較大，在X1=?1且X2=?1時，籽粒破碎率最小。由圖7b可知，在滾筒轉(zhuǎn)速 X1和凹板篩脫粒間隙 X3對破碎率 Y1的交互作用中，滾筒轉(zhuǎn)速對交互作用的影響較大，在 X1=?1且X3=1時，籽粒破碎率最小。由圖 7c可知，在滾筒轉(zhuǎn)速X1和喂入量X5對破碎率Y1的交互作用中，滾筒轉(zhuǎn)速對交互作用的影響較大，在X1=?1且X5=?1時，籽粒破碎率最小。由圖7d可知，在導流板角度X2和凹板篩脫粒間隙X3對破碎率Y1的交互作用中，凹板篩脫粒間隙對交互作用的影響較大，在X2=?1且X3=1時，籽粒破碎率最小。

4.2.2 脫出物含雜率回歸模型的建立與顯著性分析

根據(jù)表 5試驗設計方案及試驗結果，建立脫出物含雜率Y2與滾筒轉(zhuǎn)速X1、導流板角度X2、凹板篩脫粒間隙X3、凹板篩分離間隙X4及喂入量X5的五元二次多項式回歸模型，將模型中不顯著項剔除，得到回歸方程如式（14）所示，回歸方程的顯著性檢驗如表7所示。

表7 脫出物含雜率回歸方程方差分析Table 7 Variance analysis of regression equation for impurity rate of threshed materials

由表7可知，脫出物含雜率Y2的響應面模型P＜0.01，表明模型的擬合度極顯著；失擬項 P＞0.05，無失擬因素存在，表明可用該回歸模型代替真實試驗對結果進行分析。X1、X2、X3、X4、X5、X1與 X3的交互項、X1的二次項、X2的二次項的P值均小于0.01，表明上述回歸項對含雜率Y2的影響極顯著；X1與X2的交互項、X2與X3的交互項、X3的二次項的P值均大于0.01且小于0.05，表明上述回歸項對脫出物含雜率Y2的影響顯著；其余各項P的值均大于0.05，表明其對脫出物含雜率Y2的影響不顯著。

根據(jù)式（12）、式（13）計算出滾筒轉(zhuǎn)速、導流板角度、凹板篩脫粒間隙、凹板篩分離間隙及喂入量對脫出物含雜率的貢獻值分別為 2.42、2.38、2.24、0.925和0.926。因此，各因素對脫出物含雜率影響的顯著性大小順序為滾筒轉(zhuǎn)速、導流板角度、凹板篩脫粒間隙、喂入量、凹板篩分離間隙。

通過式（14）可分別得到各影響因素對含雜率的降維回歸方程，通過方程可生成各影響因素對脫出物含雜率的單因素影響曲線，如圖8所示。

圖8 各因素對脫出物含雜率的影響曲線Fig.8 Impact curves of each factor on impurity rate of threshed materials

由圖8可知，脫出物含雜率Y2與滾筒轉(zhuǎn)速X1、導流板角度X2及凹板篩脫粒間隙X3均呈二次函數(shù)關系，與凹板篩分離間隙X4及喂入量X5呈一次函數(shù)關系，從曲線的變化范圍來看，導流板角度對脫出物含雜率的影響變化范圍最大，凹板篩分離間隙對脫出物含雜率的影響變化范圍最小。在[?1,1]區(qū)間內(nèi)，脫出物含雜率均隨著滾筒轉(zhuǎn)速和導流板角度的增加而增大。這是由于隨著滾筒轉(zhuǎn)速和導流板角度的增加，作物流破碎程度增大，雜質(zhì)增多，造成脫出物含雜率升高。脫出物含雜率均隨著凹板篩脫粒間隙及凹板篩分離間隙的增加而降低。這是由于隨著凹板篩間隙的增加，作物流動空間增大，作物層空間密度降低，脫粒元件對作物層的脫粒強度相對降低，作物流的破碎程度也隨之降低，雜質(zhì)減少，脫出物含雜率減小。脫出物含雜率隨著喂入量的增加而增大。這是由于隨著喂入量的增加，脫粒室內(nèi)作物層空間密度相對增大，作物之間的搓擦擠壓作用及脫粒元件對作物流的脫粒強度相對增大，造成破碎程度增加、雜質(zhì)增多，脫出物含雜率隨之增大。

分別設 X3=X4=X5=0、X2=X4=X5=0、X1=X4=X5=0，分別得到交互因素X1X2、X1X3、X2X3對脫出物含雜率Y2的影響規(guī)律，如圖9所示。

圖9 各因素交互作用對脫出物含雜率的影響Fig.9 Effects of the interaction of factors on impurity rate of threshed materials

由圖9a可知，在滾筒轉(zhuǎn)速X1和導流板角度X2對脫出物含雜率Y2的交互作用中，滾筒轉(zhuǎn)速與導流板角度對交互作用的影響大致相同，在X1=?1且X2=?1時，脫出物含雜率最小。由圖9b可知，在滾筒轉(zhuǎn)速X1和凹板篩脫粒間隙X3對含雜率Y2的交互作用中，凹板篩脫粒間隙對交互作用的影響較大，在X1=?1且X3=1時，脫出物含雜率最小。由圖9c可知，在導流板角度X2和凹板篩脫粒間隙X3對脫出物含雜率Y2的交互作用中，凹板篩脫粒間隙對交互作用的影響較大，在X2=?1且X3=1時，脫出物含雜率最小。

4.2.3 損失率回歸模型的建立與顯著性分析

根據(jù)表6試驗設計方案及試驗結果，建立損失率Y3對滾筒轉(zhuǎn)速X1、導流板角度X2、凹板篩脫粒間隙X3、凹板篩分離間隙 X4及喂入量 X5的五元二次多項式回歸模型，將模型中不顯著項剔除，得到回歸方程如式（15）所示，回歸方程的顯著性檢驗如表8所示。

由表8可知，損失率Y3的響應面模型P＜0.01，表明模型的擬合度極其顯著；Y3模型的失擬項P＞0.05,無失擬因素存在，表明可用該回歸模型代替真實試驗對結果進行分析。X1、X2、X3、X4、X5、X1與 X2的交互項、X1與X3的交互項、X1的二次項、X2的二次項、X3的二次項、X4的二次項的P值均小于0.01，表明上述回歸項對損失率Y3的影響極顯著；X1與X5的交互項、X2與X3的交互項、X5的二次項的P值均大于0.01且小于0.05，表明上述回歸項對損失率Y3的影響顯著；其余各項P的值均大于0.05，表明其對損失率Y3的影響不顯著。

表8 損失率回歸方程方差分析Table 8 Variance analysis of regression equation for loss rate

根據(jù)式（12）、式（13）計算出滾筒轉(zhuǎn)速、導流板角度、凹板篩脫粒間隙、凹板篩分離間隙及喂入量對損失率的貢獻值分別為2.65、2.41、2.38、1.98和2.00。因此，各因素對損失率影響的顯著性大小順序為滾筒轉(zhuǎn)速、導流板角度、凹板篩脫粒間隙、喂入量、凹板篩分離間隙。

通過式（15）分別得到滾筒轉(zhuǎn)速、導流板角度、凹板篩脫粒間隙、凹板篩分離間隙及喂入量對損失率的單因素影響曲線，如圖10所示。

圖10 各因素對損失率的影響曲線Fig.10 Impact curves of each factor on loss rate

由圖10可知，損失率 Y2與滾筒轉(zhuǎn)速X1、導流板角度X2、凹板篩脫粒間隙X3、凹板篩分離間隙X4及喂入量X5均呈二次函數(shù)關系，從曲線的變化范圍來看，導流板角度對損失率的影響最大，喂入量對損失率的影響最小。在[-1,1]區(qū)間內(nèi)，損失率隨著滾筒轉(zhuǎn)速和導流板角度的增加均呈現(xiàn)先降低后升高的趨勢。這是由于隨著滾筒轉(zhuǎn)速和導流板角度的增加，滾筒對作物流的脫粒效果加強，未脫凈的籽粒數(shù)量減少，未脫凈損失減小，但隨著滾筒轉(zhuǎn)速和導流板角度的繼續(xù)增加，破碎籽粒隨之增多，造成破碎籽粒的夾帶損失增多，損失率因此又出現(xiàn)升高的趨勢。損失率隨著凹板篩脫粒間隙及凹板篩分離間隙的增加而增大。這是由于隨著凹板篩間隙的增加，作物層空間密度減小，脫粒效果減弱，未脫凈籽粒數(shù)量增多，造成未脫凈損失增大，損失率升高。損失率隨喂入量的增大而增大。這是由于隨著喂入量的增多，作物層厚度增加，脫下的籽粒穿過作物層分離出脫粒室的難度增大，造成夾帶損失增多，損失率升高。

分別設 X3=X4=X5=0、X2=X4=X5=0、X2=X3=X4=0、X1=X4=X5=0，分別得到交互因素X1X2、X1X3、X1X5、X2X3對損失率Y3的影響規(guī)律，如圖11所示。

圖11 各因素交互作用對損失率的影響Fig.11 Effects of the interaction of factors on loss rate

由圖11a可知，在滾筒轉(zhuǎn)速X1和導流板角度X2對損失率Y3的交互作用中，滾筒轉(zhuǎn)速、導流板角度對交互作用的影響相差不大，在X1=0.5且X2=0.25時，損失率最小。由圖11b可知，在滾筒轉(zhuǎn)速X1和凹板篩脫粒間隙X3對損失率Y3的交互作用中，滾筒轉(zhuǎn)速對交互作用的影響較大，在X1=0.5且X3=?1時，損失率最小。由圖11c可知，在滾筒轉(zhuǎn)速 X1和喂入量 X5對破碎率 Y1的交互作用中，滾筒轉(zhuǎn)速對交互作用的影響較大，在X1=0.75且X5=?1時，損失率最小。由圖11d可知，在導流板角度X2和凹板篩脫粒間隙X3對損失率Y3的交互作用中，導流板角度對交互作用的影響較大，在X2=0.5且X3=?1時，損失率最小。

5 參數(shù)優(yōu)化與試驗驗證

5.1 參數(shù)優(yōu)化

各因素及其交互作用對各試驗指標的影響規(guī)律各不相同，為了尋求分段式縱軸流脫粒分離裝置最佳工作參數(shù)組合，需綜合考慮各因素對各試驗指標的影響，進行多目標參數(shù)優(yōu)化。

以破碎率最低、含雜率最低、損失率最低為優(yōu)化目標，展開各影響因素參數(shù)優(yōu)化研究。建立目標函數(shù)與各參數(shù)變量的約束條件如式（16）所示。

運用Design Expert的優(yōu)化求解模塊對多目標方程組進行優(yōu)化求解，得出小麥脫粒作業(yè)的最優(yōu)參數(shù)組合為：滾筒轉(zhuǎn)速 905 r/min，導流板角度 69°，凹板篩脫粒間隙18 mm，凹板篩分離間隙19 mm，喂入量4 kg/s，此時的破碎率為 0.77%，脫出物含雜率為 33.52%，損失率為0.34%。

5.2 試驗驗證

為了驗證各指標模型預測的準確性及脫粒裝置最優(yōu)參數(shù)組合條件下整機的作業(yè)質(zhì)量，于2019年6月18日在臨沂市河東區(qū)試驗田進行驗證試驗，小麥籽粒含水率為14.2%，作物其余物理特性同表2，試驗方法與3.2節(jié)相同，作業(yè)參數(shù)采用5.1節(jié)所得的最優(yōu)參數(shù)組合，設計3組平行試驗，整機作業(yè)質(zhì)量試驗中風機轉(zhuǎn)速設為1 400 r/min，清選篩振動轉(zhuǎn)速為430 r/min，魚鱗篩開度為24 mm，試驗結果如表9所示。在最優(yōu)參數(shù)組合條件下，模型驗證試驗破碎率為0.80%，脫出物含雜率為32.16%，損失率為0.35%，各評價指標與其模型預測值的相對誤差分別為3.90%、4.06%和2.94%，均小于5%，參數(shù)優(yōu)化結果可靠。整機作業(yè)質(zhì)量的田間試驗結果標明，與常規(guī)縱軸流脫粒裝置相比，籽粒破碎率由1.46%降為1.00%、含雜率由1.85%降為1.43%、損失率由1.72%降為1.20%，且各指標均符合文獻[32]相關規(guī)定。

表9 參數(shù)優(yōu)化組合試驗結果Table 9 Test results of optimized parameter combination

6 結 論

1）為了解決縱軸流脫粒裝置在收獲小麥時出現(xiàn)的易堵塞、脫粒不干凈、分離不徹底等問題，本文設計了一種分段式縱軸流脫粒裝置，采用錐形脫粒滾筒。脫粒強度可調(diào)式凹板篩，可根據(jù)脫粒需要改變開關板的開關狀態(tài)；采用 360°分離式凹板篩，能有效增大分離面積。通過單因素試驗，確定了脫粒強度可調(diào)式凹板篩適用于小麥脫粒的開關板狀態(tài)為全部關閉狀態(tài)，適用于水稻脫粒的開關板狀態(tài)為全部打開狀態(tài)。

2）通過多目標優(yōu)化試驗，建立了滾筒轉(zhuǎn)速、導流板角度、凹板篩脫粒間隙、凹板篩分離間隙及喂入量與小麥脫粒的破碎率、含雜率及損失率的數(shù)學模型。通過分析可知，各因素對破碎率模型影響的顯著性大小順序為滾筒轉(zhuǎn)速、凹板篩脫粒間隙、導流板角度、喂入量、凹板篩分離間隙，各因素對脫出物含雜率模型影響的顯著性大小順序為滾筒轉(zhuǎn)速、導流板角度、凹板篩脫粒間隙、喂入量、凹板篩分離間隙；各因素對損失率模型影響的顯著性大小順序為滾筒轉(zhuǎn)速、導流板角度、凹板篩脫粒間隙、喂入量、凹板篩分離間隙。

3）建立了分段式縱軸流脫粒裝置小麥脫粒參數(shù)優(yōu)化模型，得到了最優(yōu)參數(shù)組合：滾筒轉(zhuǎn)速905 r/min、導流板角度 69°、凹板篩脫粒間隙 18 mm、凹板篩分離間隙19 mm、喂入量4 kg/s。對該參數(shù)組合進行了田間驗證試驗，田間驗證試驗結果為：破碎率0.80%、脫出物含雜率32.16%、損失率0.35%，各指標與模型預測值的相對誤差均小于5%，證明了預測模型的正確性。在該參數(shù)組合條件下整機作業(yè)質(zhì)量為：破碎率1.00%、含雜率1.43%、損失率1.20%，各指標均優(yōu)于國家相關標準規(guī)定。