УДК 62 Инженерное дело. Техника в целом. Транспорт
УДК 63 Сельское хозяйство. Лесное хозяйство. Охота. Рыбное хозяйство
ГРНТИ 55.01 Общие вопросы машиностроения
ГРНТИ 68.85 Механизация и электрификация сельского хозяйства
Для улучшения качественных показателей уборки корнеплодов в условиях повышенной влажности предлагается монтировать на комбайн сепарирующее устройство, обеспечивающее отделение корнеплодов от почвенных и растительных примесей с одновременным обдуванием их поверхности горячими выхлопными газами силовой установки уборочной машины. Потери теплоты с отработавшими газами (QГ = 51960 Дж/с), превышают ее количество эквивалентное полезной работе ( QA= 50900 Дж/с), следовательно, необходимо обеспечить эффективное использование теплоты, выделяемой в атмосферу, для повышения КПД энергетической составляющей уборки корнеплодов и картофеля в условиях повышенной влажности почвы. Цель исследования – теоретическое обоснование повышения качества сепарации корнеплодов сахарной свеклы в условиях повышенной влажности с использованием в сепарирующей системе уборочной машины обдува рабочей поверхности очистительных устройств отработавшими газами силовой установки самоходного уборочного комбайна. Предмет исследования – сепарирующая система уборочного комбайна, представленная очистительной звездой с установленными дефлекторами обдува рабочей поверхности. Определено условие равномерного распределения вороха товарной продукции по сепарирующей рабочей поверхности и получены теоретические зависимости угловой скорости ν и частоты вращения nСП сепарирующей звезды от поступательной скорости движения уборочной машины и радиуса сепарирующей звезды при равномерном обдуве отработавшими газами рабочей поверхности
теоретические исследований, корнеплоды, сахарная свекла, отработавшие газы, система сепарации
В последние несколько лет уборка картофеля, моркови, столовой и сахарной свеклы происходит в условиях повышенной влажности, так как их созревание приходится на временной период с максимальным количеством осадков, что обусловливает залипание просветов решет сепарирующих устройств частицами увлаженной почвы [1, 2, 3]. С повышением влажности почвы с 18 до
27 % происходит резкое ухудшение сепарации на рабочей поверхности сепарирующих устройств уборочных машин.
Для устранения основной причины, которая проводит к снижению качества уборки, а именно забивания сепарирующих устройств почвенными примесями известен ряд способов повышения сепарирующей способности щелевых устройств для очистки корнеплодов от почвенных примесей (рис. 1).
Однако большинство из них не лишены недостатков. Например, механическая очистка просветов между прутками сепарирующего устройства приводит к повышенному повреждению товарной продукции, так как интенсификаторы сепарации взаимодействуют не только с рабочей поверхностью очистительных устройств, но и с корнеплодами.
Перспективным решением повышения сепарирующей способности решет грохота с гидроприводом может быть обогрев сепарирующей поверхности рабочей жидкостью гидравлической системы уборочной машины
[2, 4].
Известен принципиально новый способ повышения сепарирующей способности очистительных рабочих органов уборочных машин, который заключается в передаче тепловой энергии охлаждающей жидкости силовой установки функционирующим элементам очистительного грохота – прутковому полотну, что способствует подсушиванию увлажненных механических примесей и их удалению с рабочей поверхности очистительного устройства. Существенный недостаток такого технического решения можно – отсутствие независимой гидравлической системы уборочной машины. В современных условиях овощные корнеплоды возделывают на небольших площадях крестьянских (фермерских) и личных подсобных хозяйств, а для уборки товарной продукции используют так называемые копалки, то есть машины без независимых систем управления технологическим процессом уборки товарной продукции [5, 6, 7].
На основании изложенного сформулирована научная гипотеза, главное положение которой заключается в том, что повысить энергетическую эффективность уборки корнеплодов и картофеля в условиях повышенной влажности почвы возможно путем одновременного выполнения операций подкапывания, сепарации от почвенных и растительных примесей с обдуванием сепарирующей поверхности горячими выхлопными газами силовой установки уборочной машины.
Цель исследования – теоретическое обоснование возможности повышения качества уборки корнеплодов в условиях повышенной влажности.
Условия, материалы и методы исследований. Для подтверждения сформулированной научной гипотезы необходимо более подробно рассмотреть потери теплоты QГ, отводимой от двигателя с отработавшими газами с использованием методологии системного анализа и синтеза, численных методов решения аналитических зависимостей и классической механики.
Для сбора достоверной информации о возможностях совершенствования использования тепловой энергии отработавших газов, а также способах снижения потерь в режиме частичной нагрузки силовой установки (20…80 % от номинальной мощности) по различным оригинальным характеристикам при испытаниях двигателя использовали лабораторный комплекс, состоящий из очистительной звезды, вращающейся в вертикальной плоскости вокруг оси, дефлекторов, системы воздуховодов для подсушивания частиц почвы обдувающими их отработавшими газами, а также приводной станции.
Анализ и обсуждение результатов. В качестве наиболее перспективного направления повышения сепарирующей способности щелевых устройств для очистки корнеплодов [8, 9, 10] выделено совершенствование способа обогрева сепарирующей поверхности горячими выхлопными газами энергетической установки уборочной машины или привода машины.
Результаты анализа теплового баланса Qi на примере двигателя комбайна Holmer Terra Dos T3 свидетельствуют, что наибольшей его составляющей, относящейся к потерям теплоты можно считать теплоту QГ, выделяемую с отработавшими газами (табл. 1). Ее размеры, превышают количество теплоты QА, эквивалентной эффективной работе, следовательно, необходимо обеспечить рациональное использование теплоты, выделяемой в атмосферу [11].
Уравнение теплового баланса в абсолютных единицах имеет вид:
(1)
где QE – теплота, эквивалентная эффективной работе, Дж/с;
QОХЛ – теплота, отводимая от деталей двигателя в систему охлаждения, Дж/с;
QГ – теплота, отводимая от двигателя с отработавшими газами, Дж/с;
QМ – теплота, передаваемая смазочному маслу от трущихся и охлаждаемых деталей, Дж/с;
QНС – теплота, потерянная из-за химической неполноты сгорания, Дж/с;
QНС – потери теплоты в окружающую среду лучистым и конвективным теплообменом с поверхности двигателя, а также из-за неполноты сгорания топлива, Дж/с.
Для подтверждения выше сформулированной научной гипотезы необходимо более тщательно рассмотреть потери теплоты QГ, отводимой от двигателя с отработавшими газами. Согласно теории двигателей внутреннего сгорания, количество теплоты, выделяемое с отработавшими газами, определяется по выражению [11]:
(2)
где VT – часовой расход жидкого топлива, кг;
М2, М1 – количество продуктов сгорания и свежего заряда, кмоль/кг топл;
μ·cр – мольная теплоемкость при постоянном давлении, Дж/кмоль °С;
tк = trp – темература остаточных газов, °С;
t0 – температура свежего заряда на впуске, °С.
Средние давления рТ, рК (давление воздуха на входе и выходе из компрессора соответственно) и температуры ТT, ТК (температура воздуха на входе и выходе из компрессора соответственно) в проводной арматуре заборного воздуха определяются согласно цикловых расчетов закономерных процессов расходной характеристики двигателя и универсальной характеристики компрессора.
Объем проводящей воздушной арматуры рассчитываются согласно аналитическим зависимостям по количеству цилиндро-поршневых групп, при наличии общей системы отработавших газов и рабочего объема цилиндра:
VТР = KB,∙VH, (3)
где KB – коэффициент двигателя;
VH – объем цилиндра, м³.
Принимая во внимание результаты исследований В.А. Хвостова и Э.С. Рейнгарта, обоснование параметров оборудования для вентиляции с учетом подвода теплоты в ворохе обдуваемого материала характеризуется толщиной слоя вороха и скоростью движения воздуха по эмпирической зависимости Рамзина [2]:
(4)
где h – толщина высушиваемого слоя, м;
ν – скорость прохождения теплоносителя, м/с;
a, b – эмпирические коэффициенты, определяемые составом исходного высушиваемого материала.
В связи с тем, что на силовой установке энергетического средства предполагается монтаж только выпускного воздуховода, коэффициент сопротивления выпускной системы ξвып можно принять равным 1,05. Тогда остаточное давление на выходе из воздуховода:
(5)
где p0 – давление на входе в воздуховод, МПа.
Температуру остаточных газов принимаем по среднему значению, то есть Tr = 850 К.
При выполнении технологического процесса уборки корнеклубнеплодов [12, 13, 14] воздушный поток отработавших газов от силовой установки воздействует на сепарирующую звезду, что способствует повышению ее температуры, следовательно, необходимо выполнить термодинамический расчет теплоемкости сепарирующей звезды, изготовленной из стали 08Х13. Она определяется материалоемкостью сепарирующей звезды, а также технологическими параметрами воздуховода и процессами его физического состояния. Таким образом, при сепарации корнеклубнеплодов:
(6)
где Qi – составляющая теплового баланса, Дж/с;
t2 – температура, сообщаемая сепарирующей звезде посредством передачи через систему воздуховодов и дефлекторов от силовой установки, °C;
t1 – температура сепарирующей звезды до воздействия воздушного потока отработавших газов от силовой установки, °C.
Температура, сообщаемая сепарирующей звезде посредством передачи через систему воздуховодов и дефлекторов от силовой установки будет равна:
(7)
Обоснование расстояния SД между сепарирующей звездой и дефлектором определяется исходя из обеспечения максимальной полноты обдува и температуры рабочей поверхности в сечениях воздуховода в области нахождения дефлекторов при различных значениях температурных полей определенного дефлектора и геометрии воздуховода.
Анализ упрощенной схемы распределения тепловых потоков отработавших газов турбированного
двигателя с жидкостным охлаждением комбайна Holmer Terra Dos T3 (рис. 2) показывает, что обеспечение равномерности распределения воздуха с максимальной идентичной температурой на входе и выходе по каждому воздуховоду не предоставляется возможным ввиду различной траектории движения тепловых потоков.
Принимая во внимание известные аналитические зависимости [11], для определения коэффициента теплоотдачи αB от выхлопных газов взаимодействующей поверхности необходимо воспользоваться формулой Вошни:
(8)
где K1 – постоянная для конкретного двигателя;
D – диаметр цилиндра, м;
pr – текущее значение давления, кг/см²;
Tr – текущее значение температуры, К;
Cm – средняя скорость в поршне, м/с;
B1 – коэффициент, учитывающий вид сгорания.
(9)
где K2 –коэффициент, учитывающий вид топлива;
TZ и TC – температуры газов в конце горения и сжатия соответственно, К.
Используя зависимость Юргенса определим коэффициент теплоотдачи αB:
(10)
где VB – скорость движения наружного воздуха, м/с.
Исходя из представленных аналитических зависимостей, определим теплопередачу q:
(11)
где THCTn – температура наружной стенки воздуховода в области дефлектора, К;
TK – индекс тепловой нагрузки среды, К.
При отсутствии асимметрии тепловых потоков имеем:
(12)
Теплопередача внутреннего участка:
(13)
где Trcp – средняя температура выпускных газов, К;
TBH CT – температура внутренней стенки воздуховода в области дефлектора, К.
Теплопередача через воздуховод задана граничными условиями:
(14)
где λ – коэффициент теплопроводности, Вт/м град;
δ – толщина стенки воздуховода, м.
Для достижения требуемой температуры t2 сепарирующей поверхности очистительной звезды необходимо, чтобы частота nСП ее вращения обеспечивала равномерный обдув рабочей поверхности, при постоянной частоте вращения nСУ коленчатого вала двигателя силовой установки при номинальном режиме и максимальной передаче теплоты QГ = max через систему выброса отработавших газов:
(15)
где nСУ – частота вращения коленчатого вала двигателя силовой установки при номинальном режиме, мин-1;
kП – коэффициент передачи мощности, kП = 0,006.
Результаты многочисленных исследований свидетельствуют, что увеличение коэффициента сепарации ε пропорционально росту скорости νЭЛ движения элеватора до определенного критического значения, после достижения, которого происходит ухудшение процесса очистки [11, 14, 15].
Для обеспечения равномерного распределения вороха товарной продукции по сепарирующей рабочей поверхности необходимо соблюдение условия:
(16)
где νK – поступательная скорость движения уборочной машины, м/с;
A – коэффициент (А=1,3).
Угловая скорость νЭЛ сепарирующей звезды определяется по выражению:
(17)
где RСП – радиус сепарирующей звезды, м.
Согласно выражениям (16) и (17) частота вращения сепарирующей звезды:
(18)
Для достижения требуемой температуры сепарирующей поверхности очистительной звезды необходимо, чтобы частота nСП ее вращения обеспечивала равномерный обдув рабочей поверхности, при постоянной частоте вращения коленчатого вала двигателя силовой установки в номинальном режиме при максимальной передаче теплоты QГ = max через систему выброса отработавших газов. Это способствует повышению температуры сепарирующей звезды исходя из ее материалоемкости, а также технологических свойств воздуховода и теплоемкости сепарирующей звезды, изготовленной из стали 08Х13, что подтверждают результаты термодинамического расчета, представленные выражениями (1…15).
Выводы. Результаты проведенных теоретических исследований сепарирующей системы с использованием тепловой энергией для очистки корнеклубнеплодов в условиях уборки при повышенной влажности почвы свидетельствуют о перспективности разрабатываемой системы. Это подтверждают результаты расчета теплового баланса двигателя, согласно которому потеря теплоты QГ = 51960 Дж/с с отработавшими газами, превышает количество теплоты QA= 50900 Дж/с, эквивалентной полезной работе, что свидетельствует о необходимости ее рационального использования при уборке корнеплодов и картофеля в условиях повышенной влажности почвы.
Для достижения требуемой температуры сепарирующей поверхности очистительной звезды необходимо, чтобы при номинальной частоте nСП вращения сепарирующей звезды выполнялся равномерный обдув ее рабочей поверхности, при постоянной частоте вращения коленчатого вала двигателя силовой установки в номинальном режиме и максимальной передачи теплоты QГ = max через систему выброса отработавших газов рабочей поверхности сепарирующей звезды.
Cведения об источнике финансирования. Работа выполнена при поддержке Совета по грантам Президента Российской Федерации на право получения стипендии Президента Российской Федерации молодым ученым и аспирантам – СП-1004.2021.1.
1. Машинная технология производства лука / Я. П. Лобачевский, П. А. Емельянов, А. Г. Аксенов и др. М.: ФГБНУ ФНАЦ ВИМ, 2016. 168 с.
2. Хвостов В.А., Рейнгарт Э.С. Машины для уборки корнеплодов и лука (теория, конструкция, расчет). М.: ВИМ, 1995. 391 с.
3. Калинин А. Б., Теплинский И. З., Кудрявцев П. П. Почвенное состояние в интенсивной технологии // Картофель и овощи. 2016. № 2. С. 35–36.
4. Haverkort A. J., Struik P. C. Potato in progress (science meets practice). Netherlands: Wageningen Academic Pablishers, 2005. 366 p.
5. Mayer V., Vejchar D., Pastorková L. Measurement of potato tubers resistance against mechanical loading. // Research in Agricultural Engineering. 2017. Vol. 1. P. 22–31.
6. Development of Potato Harvesting Model / Aniket U. Dongre, Rahul Battase, Sarthak Dudhale, Vipul R. Patil, et al. // International Research Journal of Engineering and Technology (IRJET). 2017. Vol. 4. No. 2. P. 1567–1570.
7. Farhadi R., Sakenian N., Azizi P. Design and construction of rotary potato grader // Bulgarian Journal of Agricultural Science. 2012. Vol. 2. P. 304–314.
8. Design and experiment on conveyor separation device of potato digger under heavy soil condition / J. Q. Lü, H. Sun, H. Dui, et al. // Transactions of the CSAM. 2017. Vol. 48. No. 11. P. 146–155.
9. Design optimization and experiment on potato haulm cutter / J. Q. Lü, Q. Q. Shang, Y. Yang, et al. // Transactions of the CSAM. 2016. Vol. 47. No. 5. Р.106–114.
10. Subsoiling and surface tillage effects on soil physical properties and forage oat stand and yield / R. E. Sojka, D. J. Horne, C. W. Ross, et al. // Soil and Tillage Research. 1997. Vol. 40. No. 3-4. Р. 25–144.
11. Гаврилов А. А., Игнатов М. С., Эфрос В. В. Расчет поршневых двигателей внутреннего сгорания: Ч.1. Расчет циклов и нагрузок, действующих в кривошипно-шатунном механизме: Учебное пособие. Владимир: Владимирский государственный университет, 2002. 142 с.
12. Ларюшин Н. П., Кухарев О. Н., Кирюхина Т. А. Исходные положения при проектировании машин для уборки лука // Наука в центральной России. 2015. № 6(18). С. 48–58.
13. Выбор и обоснование параметров экологического состояния агроэкосистемы для мониторинга технологических процессов возделывания сельскохозяйственных культур / А. Б. Калинин, В. А. Смелик, И. З. Теплинский и др. // Известия Санкт-Петербургского государственного аграрного университета. 2015. № 39. С. 315–319.
14. Ларюшин А. М. Качественные показатели выкапывающего устройства лукоуборочной машины // Тракторы и сельскохозяйственные машины. 2008. № 3. С. 46–47.
15. Протасов А. А. Функциональной подход к созданию лукоуборочной машины // Вестник Федерального государственного образовательного учреждения высшего профессионального образования Московский государственный агроинженерный университет им. В.П. Горячкина. 2011. № 2 (47). С. 37–43.
16. Ларюшин Н. П., Ларюшин А. М. Энергосберегающая технология уборки лука // Доклады Российской академии сельскохозяйственных наук. 2009. № 1. С. 55–56.
