Устойчивость движения прицепной валковой жатки ЖВП-9,1 «Дрофа»

смотря на различную степень измельчения материала.

Опыты проводили в трехкратной повторности.

В качестве исходного продукта для измельчения выбрана дерть ячменя, пшеницы и овса со средневзвешенным размером соответственно 3,4; 2,8 и 2,7 мм.

Статистическая обработка результатов эксперимента проводилась с применением программы «Statistica 6.0».

После исключения незначимых оценок коэффициентов мы получили следующие математические модели:

для пшеничной дерти

Э = 29,1 - 0,0026 п - 0,00190 - 89,04</ + 110,4<*2 -

- 0,125 + 0,0004 д2;

для ячменной дерти

Э = 34,75 - 0,03л - 108,54л/ +134</2 - 0,1465 +

+ 0,001Я2 + 0,002£М;

для овсовой дерти

Э = 22,77 - 0,0023и - 71,13</ + 87,8 Ы2 --0,0955 +0,0004Я2,

где п — частота вращения разбрасывающей тарелки, мин1; 0 — подачи материала, кг/с; <1 — диаметр разбрасывающей тарелки, м; В — содержание некондиционной фракции в исходном продукте, %.

После подстановки в уравнения регрессии факторов в пределах исследуемого диапазона при любом сочетании их значений можно определить энергоемкость сепаратора-измельчителя.

Так, минимальные энергозатраты при измельчении пшеничной дерти равны 0,487; ячменной — 0,595; овсовой — 0,403 кВт-ч/т -ед.ст.изм.

Оптимальные параметры для работы сепаратора-измельчителя в исследуемых условиях — частота вращения разбрасывающей тарелки 4450...4550 мин1, подача материала 0,43...0,45 кг/с, диаметр разбрасывающей тарелки 0,38 м.

Для объективной оценки преимуществ дробилки с сепаратором-измельчителем были проведены сравнительные испытания. В качестве базовой дробилки выбрана серийно выпускаемая ДБ-5. Опыты проводили в одинаковых условиях. Исходный продукт — пшеница, овес и ячмень со средневзвешенным размером частиц соответственно 3,72 мм (влажность 12...14 %), 4,4 мм (влажность 11,5...14 %), 4,62 мм (влажность 12...14 %).

Из результатов испытаний видно, что удельные энергозатраты на измельчение при работе экспериментальной установки на 7... 11,2 % ниже, а максимальный выход готового продукта на 18,7...24,8 % больше, чем в случае использования дробилки ДБ-5 (табл. 2).

Средневзвешенный размер готового продукта

различался не более чем на 5,36 % (ячмень). Обобщая приведенные результаты, можно отметить, что по основным показателям экспериментальная установка превосходит ДБ-5.

Таблица 2. Результаты сравнительных испытаний экспериментальной установ ки и дробилки ДБ-5

Показатель Экспериментальная установка Дробилка ДБ-5

яч- мень пше- ница овес яч- мень пше- ница овес

Минимальные удельные

энергозатраты,

кВтч/(тед.ст.изм.) 1,58 1,51 1,38 1,77 1,68 1,44

Максимальный выход го-

тового продукта, т/ч 9,22 7,26 6,39 7,12 5,9 4,8

Средневзвешенный раз-

мер (модуль) готового про-

дукта, мм 1,59 1,46 1,54 1,68 1,502 1,52

Литература.

1. Алешкин В.Р. Повышение эффективности процесса и технических средств механизации измельчения кормов. Дисс. на соиск. уч. степ, дтн. 1995. — 446 с

2. Алешкин В.Р., Баранов Н. Ф. Определение циркулирующей нагрузки в дробилке открытого типа с сепаратором //Механизация процессов в животноводстве: Сб. науч. тр. Пермского СХИ, — Пермь, 1986. — С4-8.

3. Мельников С.В. Механизация и автоматизация животноводческих ферм. — Л.: Колос. Ленингр. отд-ние. 1978. — 560 с.

УСТОЙЧИВОСТЬ ДВИЖЕНИЯ ПРИЦЕПНОЙ ВАЛКОВОЙ

ЖАТКИ ЖВП-9,1 «ДРОФА»

В.Н. ГРАБОРОВ, аспирант

В. А. ЖИЛКИН, доктор технических наук

Челябинский ГАУ

В связи с сокращением общего числа зерноуборочных машин, возникла необходимость применения прицепных жаток, агрегатируемых с тракторами. При низкой и средней урожайности зерновых,

характерной для зоны рискованного земледелия, экономически целесообразно использование широкозахватных жаток, которые создают валок, способный загрузить молотилку комбайн до его паспортной производительности [1].

К их числу относится ЖВП-9,1 «Дрофа» [2], которая, будучи ассиметричной динамической системой, характеризуется неустойчивостью движения при эксплуатации, приводящей к снижению шири-

ны захвата, увеличению потерь зерна, росту энер-го- и трудозатрат [3].

В процессе перемещения жатка поворачивается на значительный угол (около 18°) относительно точки прицепа к трактору.

Предлагаемый в учебной литературе метод расчета устойчивости хода прицепной жатки [ 1,4] имеет ряд недостатков (не рассматривает ее в динамике; не учитывает влияния деформируемого основания на величину и направления реакций, действующих на жатку со стороны поверхности поля; не учитывает особенности поведения пневматического колеса) и, как следствие, не дает удовлетворительных результатов.

Мы будем рассматривать прицепную машину как физический маятник, колеблющийся относительно точки прицепа к трактору в горизонтальной плоскости Х] 0] Y] (рис. 1 а) [5].

Точка прицепа О движется равномерно и прямолинейно со скоростью V0 = const. Если связать с ней поступательно движущуюся систему координат хОу, то абсолютное перемещение прицепной машины можно рассматривать как результирующее двух движений: переносного (поступательное движение машины вместе с плоскостью хОу) и относительного (вращательное движение вокруг полюса О).

Движение маятника описывается уравнением:

Jo9 = ЪМоФд’ W

где J0 — момент инерции маятника относительно оси прицепа, <р — угол поворота маятника.

Единственная сила, дающая момент относительно точки прицепа, — это суммарная сила сопротивления рабочих органов прицепной машины и сил взаимодействия колеса и опорной поверхности R .

Угол <5, составленный вектором скорости точки приложения силы сопротивления VD с продольной осью машины, навдем, воспользовавшись методикой Гячева [5].

Абсолютная скорость точки i) равна геометрической сумме переносной и относительной вращательной скоростей

Vo^Vo+Vno

где V,

DO

относительная скорость.

По модулю

\К |= » Гво = ’

где Л — расстояние от точки 1) до оси прицепа; ф =2с1<р/сІІ=ш — угловая скорость машины.

Спроецировав выражение (2) на оси £ и г/, связанные с прицепной машиной (рис. 1а), получим: =у08т<р+УдоГ|

V, =у0сов <р. _]

Будем считать угол <5 между вектором Ув и продольной осью машины Щ положительным в том случае, когда вектор Ув отклонен от оси машины против часовой стрелки.

Тогда

или

ґ \

6 =-

йф

у0соб

Момент сил Я относительно точки О (при <5>0) можно определить по формуле:

М0{К) = М вшд.

Учитывая небольшую величину угла <5, будем считать Бшд ~ д, тогда

' дф '

M0(R) = -d

tg(<P) +

v0-cos

R.

Дифференциальное уравнение (1) примет вид: Rd2

Rd Г Ч Л

<Р+~г-------^+-Г^) = °-

J0V0 cos (?) Л

о о \г / ^ о

Движение, описываемое уравнением (3), устойчиво при постоянных коэффициентах если выполняются условия:

Rd2

J0v0 cos

>0,

Рис. 1. Схема действия сил: а — на произвольную прицепную машину; б -

При непостоянных коэффициентах дифференциального уравнения характер движения можно определить, воспользовавшись первым методом Ляпунова, то есть по виду полученного решения [6].

Жатка движется по горизонтальной плоскости также, как и рассмотренная прицепная машина (рис. 16).

При определении величин сил, действующих на жатку необходимо учесть, что она перекатывается по деформируемому основана прицепную жатку. нию (полю) на пневмати-

ческих колесах. Поэтому нужно воспользоваться одной из существующих теорий о взаимодействии колеса с опорной поверхностью [5,7].

В процессе движения (рис. 16) на жатку действуют следующие силы:

сила тяги Р со стороны трактора;

сопротивление перекатыванию колес 51 и ^,5 = /V, где / — коэффициент сопротивления перекатыванию, N — нормальная нагрузка на колесо, Н;

реакция почвы боковому сдвигу на колеса 1\ и Т2 (способ ее расчета зависит от выбранной теории взаимодействия колеса с опорной поверхностью).

При движении машины на пневматических колесах боковая сила должна определятся как совокупность сил направленных на деформацию шины и боковой реакции при сдвиге колеса. От начала движения до наступления некоторого критического времени (к, при котором достигается максимально возможная деформация колеса, вся боковая сила расходуется на этот процесс. Величина такой силы зависит от боковой деформации пневматической шины, которая определяется ее боковой жесткостью. При достижении времени (к дальнейшее движение можно рассматривать как движение абсолютно жесткого колеса. Реакция боковому сдвигу будет иметь вид:

Щс г > J

где с — боковая жесткость колеса, II/мм (определяется экспериментально; <5 — угол увода колеса, рад\ к — коэффициент пропорциональности (для сельскохозяйственных прицепных машин к~ 3); У0 — начальная скорость, м/с\ <рс — коэффициент сцепления, который зависит от трения колеса по опорной поверхности, механических характеристик почвы, ее способности сжиматься [4, 8];

Следует учитывать, что при перекатывании колеса из-за его скручивания возникают реактивные моменты М1 и М2, Л/(0 = свд (1 - е~ЬУ°) где св — угловая жесткость пневматического колеса, Нм/рад [5].

Определив значения и направления сил, действующих на жатку в горизонтальной плоскости, можно найти суммарную силу сопротивления:

+£2+7; +г2

Если подставить модуль суммарной силы сопротивления в выражение (3), учитывая компенсирующий момент Мк, появившийся вследствие переноса сил от точек действительного приложения к центру масс жатки, дифференциальное уравнение поворота жатки относительно точки прицепа к трактору будет иметь вид:

. м , ч

<р+-т------гтр+—&(#>)=

J0V0COS(<p) J0

=—

3о

В качестве исходных данных для численного решения дифференциального уравнения движения жатки мы взяли следующие значения: момент инерции жат-

ки относительно вертикальной оси, проходящей через точку прицепа к трактору /0 = 1,02 х 105 кг  м2; нормальные реакции правого и левого по ходу движения колеса, полученные экспериментальным путем, соответственно ТУ, = 11085 Н и = 10300 Н, коэффициент сопротивления перекатыванию колеса по стерне [4]/= 0,1; угол постановки колеса в продольной вертикальной плоскости у = 7°, скорость движения точки прицепа жатки к трактору У0 = 2,2 м/с. Характеристики шин: боковая жесткость правого и левого по ходу движения колеса [9] с1у = 480 и = 450 кН/м, их угловая жесткость соответственно [9] сш= 40 и с^— 34 кН-м/рад.

Решение дифференциального уравнения (5) показало, что в начальный период времени (первые 150 сек.) жатка идет неустойчиво (рис.2), затем угол поворота стабилизируется и составляет около 18°, что соответствует экспериментальным данным [10].

Рис. 2. Характер движения прицепной валковой жатки ЖВП-

9,1:--— жатка ЖВП-9,1;....— угол постановки колеса у =

0";-----сь = 660 кН/м.

При увеличении давления воздуха в шине правого по ходу движения колеса до 3 аш. (вместо 2 атм. при начальных условиях) боковая жесткость шины увеличивается. Это приводит к уменьшению угла поворота жатки до 4,3°.

Изменение угла постановки колеса в продольной вертикальной плоскости с 7° до 0° согласно проведенным расчетам также ведет к уменьшению угла поворота жатки относительно точки прицепа до 7,5°.

Угол поворота жатки относительно точки прицепа трактора можно уменьшить, снабдив ее съемным пружинным компенсатором.

В случае установки компенсатора к перечисленным силам добавляется компенсирующая, которая действует со стороны этого устройства. Ее направление и величину можно варьировать в зависимости от предварительного натяжения пружин компенсатора. В этом случае правая часть уравнения (1) примет вид:

А{1) + С{1)+М2{1)-ММ-Р^) г-ск-тп2 <р ,

где г — расстояние от точки прицепа до центра масс жатки, м;т — плечо компенсирующей силы, сК—жесткость пружин компенсатора, т-<р—деформация пружины, вследствие поворота жатки на некоторый переменный угол <р (с учетом малости угла <р); комплекс ск-п^-(р — компенсирующий момент; Р(0 = /ар(сЬр/(10

— сила сопротивления, где Ьр— коэффициент демпфирования, Н с/м. В рассматриваемой задаче коэффициент демпфирования принят таким, чтобы за один период колебаний их амплитуда уменьшилась в 4 раза.

Рис. 3. Съемный пружинный компенсатор дляжаткиЖВП-9,1: т — расстояние от оси компенсатора до дышла жатки.

Решение уравнения (1) с правой частью (6) при ск = 1000 кН/м (пружина компенсатора [11] по ГОСТ 13764-86, с параметрами витков пружины из стали 60С2 по ГОСТ 13773-86 (для компенсатора с одной пружиной — внешний диаметр 7), = 180 мм, диаметр проволоки й= 32 мм, с двумя параллельными пружинами внешний диаметр = 120 мм, диаметр проволоки і = 22 мм,) и т=0,3 м показывает, что характер движения жатки при наличии компенсатора остается прежним, но со значительно меньшим углом отклонения (= 5°).

Снижение жесткости пружин компенсатора до 630 кН/м ведет к увеличению угла отклонения жатки до 12,5°, а ее повышение до 10000 кН/м, способствует уменьшению угла отклонения до 1,25°. Длина плеча при этом остается неизменной т = 0,3 м.

временно сохраняя изначально устойчивый характер движения. Использование этого устройства приводит также к уменьшению амплитуды колебания жатки относительно точки прицепа к трактору.

Еще одним источником нарушения технологического процесса уборки может стать возмущенное движение жатки в вертикальной плоскости, вызванное неровностями поля.

Определение коэффициента динамичности и оценка устойчивости жатки в вертикальной плоскости на основе реальной конструкции представляет собой достаточно сложную задачу.

Мы рассмотрим жатку как абсолютно жесткую неде-формируемую балку на упругих опорах с массой, распределенной по длине балки также как и у реальной жатки ЖВП-9,1 (рис. 5). При этом жатка в процессе движения

Рис. 4. Характер движения прицепной валковой жатки ЖВП-9,1 оборудованной компенсатором.

Увеличение плеча также приводит к снижению угла поворота жатки относительно точки прицепа, однако оно ограничено размерами как навески трактора, так и жатки. Поскольку элементы конструкции компенсатора не должны находится в зоне не сваленных растений, плечо компенсатора не может превышать 0,7 м.

Таким образом, применение пружинного компенсатора с изменяемыми параметрами жесткости пружин (от 630 до 10000 кН/м) и плеча компенсатора (от 0,3 до 0,7 м), позволяет значительно уменьшить угол поворота жатки относительно точки прицепа, одно-

Рис. 5. Модель жатки для определения коэффициента ее динамичности и оценки устойчивости в вертикальной плоскости.

опирается на собственные пневматические колеса, обладающие определенной жесткостью с2, со стороны 2 (см. рис. 5) и точку прицепа трактора, имеющую жесткость с1. При перемещении по полю размеры пневматических колес изменяются и, вследствие этого, элементы жатки начинают совершать некоторые колебательные движения относительно положения статического равновесия.

Движения такой модели можно охарактеризовать обобщенными координатами у — перемещение в направлении оси У (см. рис. 5) и <р — угол поворота балки относительно точки прицепа.

На рассматриваемую модель будут воздействовать следующие внешние силы:

реактивные силы взаимодействия балки с упругими элементами Я.

=с1(/£Ж,+>’)+с1-/1(0,

Я2 = с2

где — перемещения упругих элементов, под действием силы тяжести М& Щ и /2{() — функции

изменения неровностей поля соответственно под первой и второй опорами; вид функции Дх), характеризующей профиль поля можно определить на основе экспериментальных исследований [12];

силы и моменты сил сопротивления движению жатки, которые зависят от демпфирующих свойств пневматических колес

“*>т

коэффициенты пропорциональности (коэффициенты демпфирования) ку и к обычно определяются опытным путем и могут быть приняты на основе данных [9, 13].

Такое движение жатки, можно охарактеризовать двумя дифференциальными уравнениями:

М

* У-

Л2

где М— масса жатки, определяемая как jт(х)хсЬс;

I о

/— момент инерции жатки, равный J = jm(x)x2{^x;

о

— главный вектор всех внешних сил; —

' 1 главный момент всех внешних сил относительно точки прицепа жатки к трактору.

Расписав выражения для главного вектора и главного момента сил, приложенных к жатке получим: Г ./2..

М~^Г = М8- сЧ/ст\ + У) ~ с^і/опі + у+ 1шнр)~

йу

Л‘

~ СІ  /і (0 - с2 • /2(0 - ку л

= с2(/ст2+У-1-^а<Р^1 + с2-І2( 0'/-скр

Ж2

- Мяс - ка — 5 9 Л

у + А1у + А2у + А3<р = А4 ф' + Вф +В&- Въу = ВА,

где/1, = к^М, Аг = (с! + с2)/М, Лъ = с2- 1/М, A4 = g - (с1 -/«пи +с2 •/«* +с1 № + с2 -тш В, = у/,

в2 = с2  I у/, въ = (с2 • 1/1)/спй - mgc.

Численное решение системы дифференциальных уравнений (12) в системе МакИ СА1) выполнялось дая начальных условий: ><0) = 0, У(0) = 0, <р(0) = апЩ^ ~/ст1)/1), <р'ф)=0, с использованием стандартной функции ОйеяоЬе.

Результаты расчетов показали, что амплитуда колебаний центра масс в некоторых точках достигает 15 см и более, а угловых колебаний — не превышает 2,6°.

Воспользуемся полученными значениями для расчета динамических характеристик движения жатки в вертикальной плоскости с учетом неровностей поля.

Ускорение в произвольной точке, отстоящей на расстояние х от центра масс жатки, можно определить по формуле дня вращательного движения относительно неподвижного центра:

а(х,і) =

<12и

(12<р

Л сН2

По ускорениям точек была рассчитана динамическая нагрузка на жатку и установлен коэффициент динамичности, максимальное значение которого равно около 2,73.

Для определения характера движения жатки в вертикальной плоскости исследуем систему уравнений (12) и составим ее характеристическое уравнение: {Аъ+Вг) Хг+{АъВх+ВъА1) к + (АгВ2+ВгА2) = 0 (13) Устойчивое движение возможно в случае когда все корни уравнения (13) имеют отрицательные вещественные части. Для этого необходимо, чтобы выполнялся критерий Гурвица, основанный на его теореме, что в рассматриваемом случае возможно при соблюдении следующих условий [6]:

А3В1 + В}А1 > 0, А3В2+ В3А2 >0

Они выполняются, так как все значения физических величин обозначенных через Л,, А3, Вг Вг не могут быть меньше нуля, следовательно, движение жатки в вертикальной плоскости устойчиво.

После преобразований выражение (11) с учетом малости угла <р, можно привести к виду:

Литература.

1. Теория, конструкция и расчет сельскохозяйственных машин: Учебник для вузов сельскохозяйственного машиностроения/ Е.С. Босой, О.В. Верняев, ИИ. Смирнов, Е.Г. Султан-Шах; Под ред. Е.С. Босого — 2-е изд., перераб. и доп. — М.: Машиностроение, 1977. — 568 с.

2. Гутров М. А, Граборов К.Н., Граборов В.Н., Юрков ПА. Сравнительные технические характеристики зарубежных и отечественных прицепных валковых жаток. — Вестник ЧГАУ, 2004, т. 41, с. 57 — 60.

3.Иванцов В.И., Солошенко О.И. Валковые жатки — М.: Машиностроение, 1984. — 200с.

4. Справочник конструктора сешхаховяйапвенньосмашин. Под редакцией канд. техн. наук МЛ. Клеи/ата. Т. 2—М.: «Машиностроение», 1967. — 830с.

5. Гячев Л.В. Динамика машинно-тракторных и автомобильных агрегатов. Издательство Ростовского университета, 1976. — 192 с.

6. МеркинД.Р. Введение в теорию устойчивости движения: Учеб. пособие для вузов. — 3-е изд. перераб. и доп. — М.: Наука. Гл. ред. физ,-мат. лит., 1987. — 304с.

7. Неймарк Ю. И., Фуфаев Н.А. Динамика неголономных систем. — М.: Наука. Гл. ред. физ.-мат. лит., 1976. — 520с.

8. Смирнов Г. А. Теория движения колесных машин: Учеб. для студентов машиностроит. спец. вузов. — 2-е. изд., доп. и перерраб. — М.: Машиностроение, 1990. — 352 с.

9.Бойков В. П., Белковский В.Н. Шины для тракторов и сельскохозяйственных машин. — М.: Агропромиздат, 1988. — 240с.

10. Отчет о научно-исследовательской работе по теме «Испытание жатки ЖВП-9.1 с тракторами различного тягового класса и сравнение с существующими навесными и прицепными жатками» (заключительный»// Выполнен по х/д №6-01. ЧГАУ, Челябинск. 2001г. 113 с.

11. Анурьев В.Н. Справочник конструктора-машиностроителя: В 3 т. 3-е изд., пререраб. и доп. Под ред. И. Н. Жестковой. — М.: Машиностроение, 2001. — 864 с.

12. Отчет о научно-исследовательской работе «Исследование агрофизических характеристик почвы для нормирования воздействия на сх. машины»/Выполнен по х/д 62-85, по программе 0.51.01.05, задание О.сх.Юб.

13. Гячев Л.В. Устойчивость движения сельскохозяйственных машин и агрегатов. — М.: Машиностроение, 1981. — 206с.

РЕЗУЛЬТАТЫ ИСПЫТАНИЙ КРАСНОЯРСКИХ КОМБАЙНОВ НОВОГО ПОКОЛЕНИЯ

М. И. ЛИПОВСКИЙ, доктор технических наук

А.И. СУХОПАРОВ Северо-Западный НИИМЭСХ

Производственной программой ОАО «ПО Красноярский завод комбайнов» предусмотрен выпуск комбайнов серий «Руслан» (950) и «Ермак» (960), оснащенных разработанным в СЗНИИМЭСХ совместно со специалистами завода молотильным аппаратом с зубовыми бичами [1].

Таблица 1. Техническая характеристика комбайнов

ность зерна 37 %, соломы — 54 %, отношение массы зерна к массе стеблей 1:1,3) потери зерна за молотилкой комбайна «Енисей-КЗС-957» были в 2 раза ниже, а при уборке пшеницы сорта «Иргина»

— в 1,5 раза меньше, чем у остальных испытывавшихся машин (табл. 2). Так, при приведенных подачах ячменя 4,8.. .6,5 кг/су «Енисея-КЗС-957» они составляли 0,7. ..2,1% (в среднем 1,6 %), что практически соответствует величине, предусмотренной агротребованиями (1,5 %), а у «Ени-сея-КЗС-957» — 2,1...4,3 % (всреднем 3,2 %). При приве-

Показатель «Енисей- КЗС-957» «Енисей-КЗС-960» «Енисей- КЗС-960.02» «Енисей- КЗС-954» «Енисей -1200 1НМ» Дон- 15005» 5Я 2065

МСУ с зубовыми бичами бильное МСУ

Ширина молотилки, мм 1200 1200 1200 1200 1200 1500 1120

Число барабанов, шт Диаметр барабана, мм: 2 2 2 2 1 1 1

первого 556 556 720 550 550 800 500

второго Угол обхвата подбарабанья, град: 556 300 556 550 “ “ “

первого 135 135 135 135 135 130 105

второго 127 127 127 127 - - -

Площадь подбарабанья, м2 Соломотряс: 2,88 2,25 3,32 2,88 1,53 2,00 0,62

число клавиш, шт. 4 4 4 4 4 5 4

длина клавиш, шт. 2820 2820 3600 2820 3600 4100 4110

площадь, м2 3,5 3,5 4,4 3,5 4,4 6,15 4,6

Площадь очистки, м2 3,6 3,6 4,15 3,6 4,4 4,74 3,4

Ширина захвата жатки, м 5:6:7 5;6;7 6;7 5;6;7 5;6 6;7;8 4,3

Мощность двигателя, кВт/л.с. 136/185 136/185 169/230 136/185 136/185 170/231 102,9/140

В 2003-2005 гг. на Северо-Западной и Кубанской МИС были проведены испытания некоторых новых машин на уборке зерновых культур путем прямого комбайнирования (табл. 1).

Кроме того, на Северо-Западной МИС в 2003 г комбайн «Енисей-957» сравнили с «Енисеем-954», «Ени-сеем-1200 1НМ» и 811-2065 (фирмы Батро Ловепіеху).

При уборке ячменя в стадии восковой спелости (влаж-

денных подачах пшеницы 7,5... 10,0 кг/с потери за молотилкой первой машины были равны 1,1... 1,9 %, а у второй

— 2,1...2,3%. Удельный расход топлива при уборке ячменя составлял соответственно 2,16 и 2,50 кг/т, пшеницы — 1,8 и 2,08 кг/т (разница 13,5... 13,6 %). Пропускная способность комбайна с зубовыми бичами по пшенице 9 кг/с, ячменю — 5,7 кг/с, с бильным молотильным аппаратом соответственно — 7,6 и 4,6 кг/с.

Таблица 2. Показатели работы молотилок комбайнов при испытаниях на Северо-Западной МИС

Показатель «Енисей-КЗС-957» «Енисей-КЗС-954» «Енисей-12001НМ» 811-2065

пшеница ячмень пшеница ячмень пшеница ячмень пшеница ячмень

Рабочая скорость, км/ч 6,2 5,3 5,4 4,6 4,5 4,0 4,8 4,4

Производительность, т/ч:

основного времени 11,81 9,81 10,25 8,61 7,10 6,14 6,32 5,63

сменного времени 7,46 6,17 6,74 5,58 4,56 3,87 4,52 3,95

эксплуатационного времени 6,85 5,66 6,23 5,16 4,16 3,53 4,23 3,70

Пропускная способность, кг/с 9 5,7 7,6 4,6 5,6 4,4 4,1 2,9

Удельный расход топлива, кг/т 1,8 2,16 2,08 2,50 2,76 3,14 3,21 3,59

Подача фактическая, кг/с 8,8...10,5 4,9...6,8 8,1...10,3 4,4...6,7 5,5...7,3 4,4...6,7 4,6...5,6 3,2...5,2

Подача приведенная, кг/с 8,2...10,0 4,9...6,5 7,5...10,0 4,8...6,0 4,7...7,1 4,4...7,7 4,1...5,1 2,9...4,8

Потери, % 1,1...1,9 0,7...2,1 2,1...2,3 2,1...4,3 1,9...4,3 1,3...5,7 2,0...3,8 2,3...4,1

Среднее значение потерь, % 1,5 1,6 2,2 3,2 3,1 3,5 2,9 3,1

Содержание сорной приме-

си, % 0,30 1,70 0,76 1,70 0,78 3,0 0,09 1,40

Дробление зерна, % 1,1 0,20 1,7 0,50 1,7 0,5 0,9 0,2

Таблица 3. Показатели работы молотилок комбайнов при испытаниях на Ку-бов. Замена традиционного

банской МИС в 2004 г.

Показатель Испытание 1 Испытание 2

«Енисей- КЗС-960» «Енисей- КЗС-954» «Енисей- КЗС-960.02» «Енисей- КЗС-954»

Рабочая скорость, км/ч 2,9 3,5 4,5 3,5

Производительность, т/ч 12,8 11,9 17,7 13,3

Пропускная способность, кг/с 4,6 3,9 5,0 3,7

Подача фактическая, кг/с 3,8...8,0 3,5...7,3 3,0...8,1 3,7...7,0

Подача приведенная, кг/с 2,5...6,3 2,1...5,2 1,5...5,2 2,2...4,6

Потери, % 0,28...3,65 0,26...7,13 0,35...1,74 0,49...3,16

Содержание сорной примеси, % 0,7 1.4 0,5 0,8

Дробление зерна, % 0,9 1,2 2,0 1,2

На Кубанской МИС в 2004 г. комбайны «Енисей-КЗС-960» и «Енисей-КЗС-960.02» испытывались в сравнении с «Енисеем-КЗС-954».

При уборке пшеницы с урожайностью 6,7 т/га (влажность зерна 14,6 %, соломы — 13,4 %, отношение массы зерна к массе соломы 1:1) пропускная способность комбайна «Енисей-КЗС-960» оказалась выше эталона на 17,9 % (табл. 3), а у «Енисея-КЗС-960.02» (влажность зерна 11,1 %, соломы 12 %) — на 35,1 %.

Сравнительно небольшие значения пропускной способности объясняются низким отношением массы зерна к массе соломы, обусловленным незначительной влажностью убираемых растений.

В 2005 г. на Северо-Западной МИС сравнивали работу комбайнов «Енисей-КЗС-957» и «Дон-1500Б». При уборке пшеницы с урожайностью 3,7 т/га (влажность зерна 18,2 %, соломы — 18,3 %, отношение массы зерна к массе соломы 1:1,1) пропускная способность первого оказалась на 15,7 % выше (табл. 4).

Таким образом, испытания, проведенные в различных природно-климатических регионах страны, показали реальность создания «всепогодного» комбайна, эффективного при уборке как сухих, так и влажных хле-

молотильного аппарата молотилкой с зубовыми бичами позволяет благодаря лучшей вымолачивающей и сепарирующей способности повысить пропускную способность машины на 18...24 %, а также в результате меньшей энергоемкости обмолота снизить на 13 % расход топлива. Одновременно потери зерна при прочихравныхусловияхуменьшаются в 1,5-2,0раза. При ширине молотилки 1200 мм комбайн не уступает машинам, у которых величина этого показателя равна 1500 мм, имеющим на 14 % большую массу. Высокая эффек-

Таблица 4. Показатели работы молотилок комбайнов «Енисей-КЗС-960.02» и «Дон-1500Б» при испытаниях на Северо-Западной МИС

Показатель «Енисей- КЗС-957» «Дон- 15005»

Пропускная способность, кг/с 8,1 7,0

Подача фактическая, кг/с 4,88...8,92 6,51...9,25

Подача приведенная, кг/с 3,40.-8,15 5,49...8,97

Потери, % 0,72...1,61 1,25... 1,86

Содержание сорной приме-

си, % 0,2 0,2

Дробление зерна, % 1,2-2,7 1,9-3,3

тивносгь при уборке влажных хлебов позволяет решить проблему уборки зерновых культур в стадии восковой спелости, что актуально в связи с расширяющимся применением технологии плющения зерна на корм животным. Все это существенно повышает технический уровень комбайнов и их адаптивность к разнообразным условиям страны [2].

Литература.

І.Липовский М.И. Двухфазный обмолот однобарабанным комбайном // Достижения науки и техники АПК — 2003, № 7. 2Лшіовский М.И. Комбатам нового поколения — высокий технический уровень//Механизация и электрификация сельского хозяйства -

2006,№3.

СОЗДАНИЕ СЕПАРАТОРА СЫРОГО ВОРОХА ЛЬНА

М.М. КОВАЛЕВ, кандидат технических наук

A. Ф. ЕРУГИН, доктор технических наук ВНИПТИ механизации льноводства

B. П. КОЗЛОВ, кандидат технических наук ОАО «Тверьсельмаш»

Д.Ю. ЛАЧУГА, инженер МГАУ

В течение многих лет различные исследовательские организации занимались изучением проблемы выделения путанины из сырого вороха льна. Однако решить её до сих пор не удавалось. Основная сложность заключается в том, что семенные коробочки в фазе ранней жёлтой спелости очень прочно держатся на обрывках стеб-

лей и оторвать их простым встряхиванием на решетной поверхности выполненной в виде набора клавиш или цельного грохота, как это пытались делать во Всесоюзном НИИ льна, не представляется возможным.

В ходе многочисленных поисковых исследований сотрудники ВНИПТИМЛ Россельхозакадемии и ОАО «Тверьсельмаш» пришли к выводу, что наиболее эффективный способ отделения путанины от сцепившихся с ней семенных коробочек — активное воздействие на материал элементами рабочего органа роторного устройства с аксиальной подачей вороха. Для его реализации был разработан комплект оборудования, состоящей из дозирующе-транспор-тирующего устройства, слоеформирующего решетно-гребенчатого отделителя свободных семенных ко-