Определение конструктивных параметров сепаратора зерна

Введение. В настоящее время сбор зерна в стране несколько снизился по сравнению с предшествующими десятилетиями. Нынешним СПК и КФХ в наследство от предшествующих в р емен достались остатки сельскохозяйственной техники. Ввиду выработки этой техникой своего ресурса ее, конечно же, не хватает для обработки всех занятых угодий. В зернотоковом хозяйстве ситуация другая: в прошлом агрегаты и комплексы были рассчитаны на максимальные урожаи и объем посевных площадей. Их пропускная способность составляла 10, 20, 25, 40, 50 т/ч при нормированных показателях засорённости и влажности. Сейчас они остались незагруженными: либо работа осуществляется в одну смену или на неполной мощности. Кроме того, повысилась засоренность полей ввиду некачественной обработки и дороговизны применения средств химизации. Эти моменты создают противоречивые требования к работе комплексов, которые сводятся к следующим:

• -    обработка зерна с минимальным дроблением и повреждением;

• -    доведение зерна основной массы до продовольственных кондиций, а ее части – до семенных;

• -    зерно, соответствующее классу, намного дороже, чем бункерное;

• -    сушка, ввиду дороговизны мазута, теряет свою эффективность (имеется возможность перейти на местные более дешевые виды топлива: дрова, торф и т.д., однако их запасы также ограничены);

• -    техническое состояние машин для очистки и сушки зерна характеризуется как тяжелое;

• -    база для ремонта машин и оборудования зернокомплексов во многих хозяйствах практически отсутствует.

Таким образом, очистка и сортирование зерна являются актуальным вопросом, но возникают проблемы создания машин данного типа. Дальнейшее совершенствование существующих машин и создание новых требуют проработки теоретических вопросов процесса разделения зерна на фракции качественного семенного материала и фуража [1].

При анализе различных конструкций сепараторов можно сделать вывод, что перспективными являются зерноочистительные машины с криволинейной рабочей поверхностью, на которой центробежные силы способствуют прохождению зерновой смеси через отверстия.

Проводились исследования пневматического сепаратора для фракционного разделения и очистки зерна [2, 3]. Данная машина относится к области пневматического разделения зернового материала по аэродинамическим свойствам и размерам частиц. Область применения - предварительная и первичная очистка. Для получения качественных семян необходимы машины, удовлетворяющие критериям вторичной очистки.

Нами разработан сепаратор с качающимися рабочими органами, отверстия которых имеют продолговатую форму и располагаются под определенным углом α к движению зернового вороха (рис. 1).

Такая конструкция позволяет повысить про-севаемость через решета за счет улучшения ориентирования зерновок относительно отверстий [4].

Цель исследования. Выявить математические зависимости для определения конструктивных параметров качающихся решет и их привода.

Задачи исследования: получить математические зависимости рациональных параметров подвесок из условия работоспособности механизма; выявить соотношения параметров привода сепаратора.

Методы исследования. Проектирование кинематического механизма подвешивания решёт и его привода производилось для лабораторного образца (рис. 1) [5].

Рис. 1. Схема лабораторного образца машины для сепарации зернового вороха с качающимися рабочими органами:

1 – электрический привод; 2 – остов; 3 – очистители решёт; 4 – перемычки; 5 – подвески решета; 6 – крепления подвесок решета; 7 – шатун; 8 – кривошип; 9 – решето; α – угол наклона отверстий относительно образующей решета

Кинематическая схема предлагаемого технического решения (см. рис.1) для упрощения была разделена на три части: кривошип и шатун с коромыслами и два шарнирных четырехзвен ных механизма (решетного стана) (рис. 2).

Рис. 2. Кинематическая схема решета

Ориентацию решетного стана в пространстве можно определить следующим образом:

• -    назначается угол наклона решета в горизонтальной плоскости β;

• -    назначается угол между креплениями подвески решета (линии M 11 M 12 , M 11 M 13 , M 21 M 22 , M 21 M 23 ) от оси симметрии (η);

• -    назначается угол отклонения решетного стана ( θ ), тогда изменяется угол оси симметрии решета от вертикальной оси ( ^θ );

• -    вычисляются углы отклонения крепления подвесок решета (линии M 11 M 13 , M 21 M 22 , M 21 M 23 ) от вертикальной плоскости:

• - угол отклонения для левосторонних тяг

• -    вычисляется радиус r 1 при различных значениях плеч (верхне го – h v и нижнего – h n )

Л = Jr² - (h_v - h_n) .      (3)

Далее вычисляется значение угла отклонения тяг относительно вертикального положения при отклонении β=0

f i = ^{h n - h v} ;                (4)

r ₁

• -    определяются значения координат точек M 11, M 12 , M 13 , M 21 , M 22 , M 23.

Выражения для определения значения координат точек M 11, М 12 , M 13 , M 21 , M 22 , M 23 примут следующий вид:

Точка M 11

l =

θ - η 2

;

- угол отклонения для правосторонних тяг:

x = m ;

y₁₁ = h_v ⋅ cos( β );

θ + η

P =   ₂  ;

z₁₁ = - h_v ⋅ sin( β ).

Значения координат точек M 12 , M 13 рассчитываются в зависимости от координат точки М 11

x = x - r ⋅ cos( β - f ) ⋅ sin( l );

y ₁₂ = y ₁₁ - r ⋅ sin( β - f_i );

z₁₂ = z₁₁ - r ⋅ cos( β - f_i) ⋅ cos(l).

x ₁₃ = x ₁₁ - r ⋅ cos( β - f_i ) ⋅ sin( p );

y ₁₃ = y ₁₁ - r ⋅ sin( β - f_i );

z₁₂ = z₁₁ - r ⋅ cos( β - f_i) ⋅ cos(p).

Таким же образом определяем значения координат точек M 21 , M 22 , M 23 .

Результаты исследования. На основании вышеизложенного выведены уравнения движения решетного стана. Принимая величину угла наклона решета β , расстояние между осями колебания подвесок решета +m для правого и – m для левого, значения угла отклонения решет- π ного стана относительно осей симметрии ⁺

π для правого и - для левого, где k – коэффи-k циент отклонения, можно определить различные кинематические параметры. На основе полученной математической модели разработана имитационная модель. Данная модель позволяет изменять конструктивные параметры, а именно: параметры длины подвесов и значения угла отклонения решет.

Рис. 3. Схема привода решета

Значения длины шатуна и кривошипа, подвесок решета и перемычек рассчитываются при использовании математической модели.

Для осуществления вышесказанного вычисляются значения координат точек фиксации ша- туна к решетному стану при его максимальных и минимальных отклонениях (xmax, ymax, zmax), (xmin, ymin, zmin)

θηπ xmax = m-r⋅cos(β- fi)⋅sin(-  +  +  );

22 k

^  y _max = h_v ⋅ cos( β ) - r ⋅ sin( β - f_i );

z_max =- h_v ⋅ sin( β ) - r ⋅ cos( β - f_i) ⋅ cos( - θ + η + π ).

22k

θηπ xmax =m-r⋅cos(β- fi)⋅sin( +  +  );

22 k

^    y _max = h_v ⋅ cos( β ) - r ⋅ sin( β - f_i );

z_max =- h_v ⋅ sin( β ) - r ⋅ cos( β - f_i) ⋅ cos( θ + η + π ).

22k

Таким образом, минимальные и максималь-  ному стану относительно оси вращения криво- ные значения точки фиксации шатуна к решет-  шипа определяются

min

op       y min max

max

x op ) + ( У max

y op        min

- z op )   ;

— y ) + ( z — z ) 2 y op       max      op .

Значение длины кривошипа

Г — /' max    min rop =      о     '

Значение длины шатуна r b     r min    r op .

Расстояние между осью вращения кривошипа и подвеской решета определяется rm = J(x13 - xop ) + (У13 - Уор ) + (z 13 - zop ) 2 . (13)

Выводы. Представленные выражения относятся к имитационной модели кинематики решетного стана сепаратора и дают возможность определить его конструктивные параметры. Для лабораторного образца они составили: длина кривошипа – 150 мм, шатуна – 380, подвесок решета – 350 и перемычек – 30 мм. В случае разработки сепаратора промышленного масштаба эти размеры будут корректироваться, однако применяемые математические зависимости останутся прежними.