稻油輪作區(qū)驅(qū)動圓盤犁對置組合式耕整機(jī)設(shè)計與試驗

劉曉鵬 張青松 肖文立 馬 磊 劉立超 廖慶喜

(1.華中農(nóng)業(yè)大學(xué)工學(xué)院， 武漢 430070； 2.農(nóng)業(yè)部長江中下游農(nóng)業(yè)裝備重點實驗室， 武漢 430070)

引言

長江中下游地區(qū)是我國主要的稻油(水稻-油菜)輪作區(qū)[1]，稻油輪作可改善土壤理化性狀，有利于均衡利用土壤養(yǎng)分[2-4]。但該區(qū)域土壤黏重板結(jié)、秸稈量大、雨水充沛，油菜播種作業(yè)時要求種床廂面兩側(cè)開出用于排水的畦溝[5]，油菜播種種床整備作業(yè)難度大。

國外聯(lián)合耕整機(jī)具以寬幅、被動式的大型聯(lián)合耕整機(jī)為主[6-9]，可適用于我國北方地區(qū)的土壤耕整作業(yè)。我國南方地區(qū)的土壤耕整作業(yè)主要以犁耕和旋耕為主，傳統(tǒng)旋耕作業(yè)碎土和耕后地表平整質(zhì)量好，但功耗大、耕層較淺、秸稈埋覆能力差[10]。傳統(tǒng)犁耕主要采用被動式鏵式犁和圓盤犁作業(yè)，對土壤和秸稈的翻垡、覆蓋能力強(qiáng)，耕深大，耕后土壤通透性好，但在黏重板結(jié)、秸稈量大的工況下作業(yè)適應(yīng)性差，碎土和平整質(zhì)量不及旋耕[11]?；趥鹘y(tǒng)耕整作業(yè)存在的不足，國內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量的研究[12-14]，但多基于對傳統(tǒng)旋耕的改進(jìn)[15-20]，對傳統(tǒng)犁耕作業(yè)的改進(jìn)研究不多。針對長江中下游稻油輪作區(qū)土壤黏重板結(jié)、秸稈量大的工況和播種作業(yè)時需同步開畦溝的農(nóng)藝要求，結(jié)合傳統(tǒng)耕整作業(yè)存在的不足，本文設(shè)計一種稻油輪作區(qū)驅(qū)動圓盤犁對置組合式耕整機(jī)，實現(xiàn)一次性完成翻耕、碎土、平整、開畦溝功能。

1 總體結(jié)構(gòu)與工作原理

驅(qū)動圓盤犁對置組合式耕整機(jī)主要由主機(jī)架、中央齒輪箱、側(cè)邊齒輪箱、驅(qū)動圓盤犁組、開畦溝前犁、組合式船型開溝器、限深輪、碎土輥等組成。其中，組合式船型開溝器包括船式開溝犁和整形拖板，如圖1所示。

圖1 驅(qū)動圓盤犁對置組合式耕整機(jī)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structure diagram of symmetrical type driven discs plow combined tillage machine for rice-rapeseed rotation area1.主機(jī)架 2.側(cè)邊齒輪箱 3.限深輪 4.驅(qū)動圓盤犁組 5.中央齒輪箱 6.碎土輥 7.刮土板 8.開畦溝前犁 9.船式開溝犁 10.調(diào)節(jié)裝置 11.整形拖板

機(jī)組作業(yè)時，對稱排布的驅(qū)動圓盤犁組向機(jī)組外側(cè)切削、翻耕土壤，中間布置的開畦溝前犁破土、翻垡形成初步畦溝溝型，組合式船型開溝器依次切削、擠壓土壤，同步作業(yè)完整畦溝。后置安裝的兩碎土輥對驅(qū)動圓盤犁組耕后地表進(jìn)行平整、碎土作業(yè)，形成適宜油菜播種的種床廂面。

2 總體結(jié)構(gòu)參數(shù)

兩驅(qū)動圓盤犁組呈“八”字型對稱排布，左右驅(qū)動圓盤犁組所受側(cè)向力相互抵消，整機(jī)具有良好的作業(yè)穩(wěn)定性。圓盤犁組的耕深過大或過小，會導(dǎo)致喪失切削、翻耕土壤功能。整機(jī)通過安裝于主機(jī)架兩側(cè)的限深輪和后置安裝的兩碎土輥共同作用，實現(xiàn)對作業(yè)深度的限制。設(shè)計整機(jī)耕深a為130～180 mm。為保證開出畦溝具有良好的排水能力，開畦溝系統(tǒng)擬開畦溝深度Wd為250～300 mm。開畦溝前犁與組合式船型開溝器上下可調(diào)，二者與驅(qū)動圓盤犁組安裝位置高度差ΔH保持在70～120 mm范圍內(nèi)。整機(jī)主要結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

表1 驅(qū)動圓盤犁對置組合式耕整機(jī)主要結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.1 Main structural parameters of symmetrical typedriven disc plows combined tillage machine forrice-rapeseed rotation area

3 主要工作部件設(shè)計與分析

3.1 驅(qū)動圓盤犁組設(shè)計與分析

3.1.1驅(qū)動圓盤犁運(yùn)動學(xué)分析

以驅(qū)動圓盤犁切削刃口上一點H為研究對象，從H點運(yùn)動至剛好切削秸稈的過程中，運(yùn)動軌跡如圖2所示，H點沿z方向的位移、絕對加速度和沿x方向的絕對速度、絕對加速度為

(1)

式中R——圓盤犁半徑，mm

a——驅(qū)動圓盤犁耕深，mm

ω——驅(qū)動圓盤犁轉(zhuǎn)動角速度，rad/s

n——驅(qū)動圓盤犁工作轉(zhuǎn)速，r/min

t——運(yùn)動時間，s

v——機(jī)組前進(jìn)速度，m/s

vx——H點沿x方向的絕對速度，m/s

az——H點沿z方向的絕對加速度，m/s2

ax——H點沿x方向的絕對加速度，m/s2

θ——圓盤犁的工作偏角，(°)

驅(qū)動圓盤犁的作業(yè)性能與速比系數(shù)相關(guān)，速比系數(shù)λ為

(2)

當(dāng)H點剛切削秸稈和土壤時，為使得驅(qū)動圓盤犁能對秸稈進(jìn)行有效切削，絕對速度應(yīng)滿足vx≥0。由式(1)、(2)計算可得

(3)

根據(jù)運(yùn)動分析可知，隨著驅(qū)動圓盤犁工作轉(zhuǎn)速的提高，加速度ax、az加大，增強(qiáng)圓盤犁的切茬能力，使地表殘茬更易于被土壤翻埋。

圖2 驅(qū)動圓盤犁運(yùn)動學(xué)分析Fig.2 Kinematic analysis of driven type disc plow

3.1.2驅(qū)動圓盤犁動力學(xué)分析

驅(qū)動圓盤犁組上各圓盤犁安裝傾角一致，圓盤回轉(zhuǎn)平面與機(jī)組前進(jìn)方向的夾角為工作偏角，現(xiàn)以單個圓盤犁為研究對象。圓盤犁作業(yè)過程中受到土壤的擠壓力F、軸向力F′和切削反力Ft作用。假設(shè)土壤擠壓力和切削反力的作用點為BC弧段上一點E，根據(jù)理論力學(xué)平面力系簡化原理[21]，將各力作用點簡化至圓盤犁回轉(zhuǎn)中心O，驅(qū)動圓盤犁受力如圖3所示。

(4)

式中FX——土壤對圓盤犁沿x方向作用力，N

FY——土壤對圓盤犁沿y方向作用力，N

γ——土壤對圓盤犁的擠壓力與水平面夾角，(°)

Mn——圓盤犁的驅(qū)動力矩，N·m

Mt——切削反力產(chǎn)生的力矩，N·m

圖3 土壤對驅(qū)動圓盤犁作用力分析Fig.3 Mechanical of driven type disc plow

根據(jù)上述受力分析，當(dāng)圓盤犁工作偏角一定時，隨著圓盤犁作業(yè)耕深增加，EC段弧長變長，力F與水平面的夾角γ增大，擠壓力F增大，沿x方向作用力FX增大，增大了前進(jìn)阻力。圓盤犁工作面輪廓AB與機(jī)組前進(jìn)方向相切時的工作偏角為臨界偏角，當(dāng)圓盤犁耕深一定時，若工作偏角大于臨界偏角，隨著工作偏角的減小，圓盤犁耕幅變小，沿x方向前進(jìn)阻力減小。若工作偏角小于臨界偏角，圓盤犁背部受到未耕土壤刮擦和擠壓作用，隨著工作偏角的減小，反而會增大前進(jìn)阻力和磨損。隨著圓盤犁工作轉(zhuǎn)速的增大，圓盤犁的驅(qū)動力矩Mn增大，增大了驅(qū)動功耗，但切削反力產(chǎn)生的力矩Mt和切削反力Ft隨之增大，土壤對圓盤犁沿x方向作用力FX減小，前進(jìn)阻力減小。

3.1.3驅(qū)動圓盤犁組參數(shù)分析

根據(jù)驅(qū)動圓盤犁的動力學(xué)和運(yùn)動學(xué)分析，耕深、工作偏角和工作轉(zhuǎn)速是影響其工作性能的重要因素。耕深過大或過小，會導(dǎo)致喪失切削、翻耕土壤功能。設(shè)計整機(jī)耕深為130～180 mm，選取驅(qū)動圓盤犁直徑D為550 mm[22]，曲率半徑ρ為600 mm。驅(qū)動圓盤犁組上各圓盤犁安裝角度一致，故單個圓盤犁工作偏角即為驅(qū)動圓盤犁組工作偏角。根據(jù)圖3、圖4中幾何關(guān)系可知

(5)

式中amax——圓盤犁最大耕深，取180 mm

θ0——臨界工作偏角，(°)

由式(5)可得，臨界工作偏角θ0為25.8°。根據(jù)驅(qū)動圓盤犁的動力學(xué)分析，選取驅(qū)動圓盤犁工作偏角θ為27°，此時單個圓盤犁的耕寬b為212～235 mm。為保證整機(jī)耕幅，同時防止出現(xiàn)漏耕現(xiàn)象，驅(qū)動圓盤犁組上圓盤犁數(shù)量為4，犁體軸向間距為240 mm，單個驅(qū)動圓盤犁組的最大耕幅為940 mm。由式(3)可得，速比系數(shù)為1.12≤λ≤3.24。驅(qū)動圓盤犁機(jī)組前進(jìn)速度一般可達(dá)3～6 km/h[22]，按式(2)計算可得，驅(qū)動圓盤犁組的工作轉(zhuǎn)速n為65～188 r/min。

圖4 驅(qū)動圓盤犁臨界工作偏角Fig.4 Critical working angle of driven type disc plow

3.2 開畦溝系統(tǒng)設(shè)計與分析

開畦溝系統(tǒng)由開畦溝前犁和組合式船型開溝器組成，如圖5所示。組合式船型開溝器具體結(jié)構(gòu)及工作原理見文獻(xiàn)[23]，其主要觸土曲面為犁壁的破土曲面和整形曲面。根據(jù)擬開畦溝的要求，設(shè)計犁體高度Hq為380 mm，最大刃口角α為64.4°。整形曲面最大元線角Φmax為67°，最小元線角Φmin為65°，犁體下底寬為120 mm。

圖5 開畦溝系統(tǒng)工作部件Fig.5 Working parts of ditching system

3.2.1開畦溝前犁犁體曲面設(shè)計

開畦溝前犁犁體曲面采用水平直元線法形成，導(dǎo)曲線位于對稱中線處，即導(dǎo)曲線同時也為切削刃口曲線。導(dǎo)曲線由始端直線IJ和曲線JK組成(圖6b)，當(dāng)導(dǎo)曲線形狀更均勻變化時，犁體在保證開溝質(zhì)量的同時具有良好的切削性能，JK段設(shè)計為圓弧曲線。

圖6 開畦溝前犁犁體曲面Fig.6 Surface of front ditch plow

建立如圖6所示坐標(biāo)系，由圖中幾何關(guān)系可知

(6)

式中r——圓弧曲線JK半徑，mm

ε——導(dǎo)曲線兩端切線夾角，(°)

δ——起土角，(°)

h——犁體高度，mm

根據(jù)式(6)可得，圓弧曲線JK的半徑為

(7)

開畦溝系統(tǒng)擬開溝深度為250～300 mm，故取犁體高度h為350 mm。為保證犁體入土能力，始端直線長度lIJ為100 mm，起土角δ為60°。為使得導(dǎo)曲線平滑從而降低前進(jìn)阻力，取導(dǎo)曲線兩端切線夾角ε為140°。由式(7)可得，圓弧曲線JK半徑r為391 mm。犁體曲面元線角在始端直線IJ段不變，此時為最小元線角Ωmin，取為40°。元線角沿導(dǎo)曲線均勻增大，曲線末端為最大元線角Ωmax，取為45°。為減小犁體阻力，同時保證翻垡功能，設(shè)計犁體寬度w為120 mm。

3.2.2開畦溝工作區(qū)域分析

兩驅(qū)動圓盤犁組均向整機(jī)外側(cè)翻耕土壤，作業(yè)后中間開畦溝區(qū)域形成“凸埂”(圖7a)。組合式船型開溝器將開畦溝區(qū)域的土壤切削并向兩側(cè)擠壓，填埋內(nèi)側(cè)圓盤犁耕后形成的犁溝，從而將中間的“凸埂”形成為梯形畦溝。若開畦溝區(qū)域過寬，則側(cè)向填埋的土量過多，作業(yè)后在靠近畦溝的廂面處會造成積土。若側(cè)向擠壓的土量過少，則不足以填埋圓盤犁耕后形成的溝。兩種情況均會影響靠近畦溝兩側(cè)廂面的平整度及開溝質(zhì)量。

圖7 開畦溝系統(tǒng)工作原理圖Fig.7 Working principle of ditching system

組合式船型開溝器對土壤兩側(cè)的擠壓主要依靠犁壁的整形曲面作用，其對土壤的擠壓模型如圖8所示，PP′Q′Q為船式開溝犁后部輪廓右半部分。作業(yè)時，開畦溝前犁先開出初步畦溝溝型，假設(shè)開溝成型過程中滿足土壤體積守恒，即截面PQTS′和截面面積M′N′S′S相等，可得

(8)

圖8 整形曲面擠壓模型Fig.8 Extrusion model of plastic surface

土壤MM′N′N向側(cè)下方擠壓使其翻轉(zhuǎn)，其重心點G落在支撐點M的右方時，才能使土壤穩(wěn)定翻垡不產(chǎn)生回流，填埋圓盤犁形成的犁溝。故由圖8可知

(9)

式中θS——土垡中心對角線夾角，(°)

L——開畦溝區(qū)域?qū)挾?，mm

由式(8)、(9)可得，開畦溝區(qū)域?qū)挾热≈捣秶鸀?/p>

(10)

擠壓后的土壤對犁耕后形成的犁溝的填埋程度采用填埋率來衡量，理論填埋率為翻轉(zhuǎn)土壤總截面積與犁耕形成溝的面積之比，即

(11)

式中ξ——理論土壤填埋率，%

組合式船型開溝器犁體下底寬為120 mm，即lPQ=60 mm。開畦溝系統(tǒng)擬開溝深為250～300 mm，則

250 mm≤a+ΔH≤300 mm

(12)

由式(10)、(12)計算可得，當(dāng)驅(qū)動圓盤犁組耕深為130～180 mm時，開畦溝區(qū)域?qū)挾葢?yīng)滿足L≤360 mm。故設(shè)計開畦溝區(qū)域?qū)挾萀為350 mm。按式(11)計算受擠壓土壤對耕后形成的犁溝的理論填埋率為91.5%≤ξ≤108%，填埋率大于100%即表示對犁溝完全填埋。此時經(jīng)擠壓后的土壤可將耕后形成的犁溝填埋，保證種床廂面質(zhì)量。

3.3 碎土輥設(shè)計

驅(qū)動圓盤犁組作業(yè)時具備一定的碎土能力，但其主要對土壤進(jìn)行翻耕，耕后地表需經(jīng)碎土輥進(jìn)一步碎土、平整，形成完整種床廂面。碎土輥依靠焊接于輥筒上的交錯均勻排布的釘齒碾碎大塊土垡。為保證碎土輥對耕后地表完全作用，設(shè)計碎土輥的輥筒橫向長度與單個圓盤犁組的最大耕幅均為940 mm。選取輥筒上相鄰兩回轉(zhuǎn)平面上的釘齒為研究對象(圖9a)，若相鄰回轉(zhuǎn)平面釘齒的軸向間距Dd過大，碎土輥作用后土垡的橫向尺寸仍較大。若Dd過小，易使相鄰釘齒間發(fā)生粘土現(xiàn)象，設(shè)計時選取相鄰釘齒的軸向間距Dd為50 mm，釘齒厚度Da為10 mm。輥筒上同一回轉(zhuǎn)平面的釘齒在作業(yè)時必然存在漏切區(qū)域，當(dāng)相鄰兩回轉(zhuǎn)平面的釘齒呈偏角為β2的錯位排布時，兩回轉(zhuǎn)面的釘齒能同步交錯進(jìn)行碎土作業(yè)，降低漏切區(qū)域?qū)λ橥临|(zhì)量的影響。故設(shè)計輥筒上相鄰回轉(zhuǎn)平面的釘齒呈錯位排布形式。

圖9 碎土輥與大塊土垡的相互作用示意圖Fig.9 Interaction diagrams of soil crushing roll with clods

碎土輥作業(yè)時，同一回轉(zhuǎn)平面內(nèi)相鄰釘齒間的切土節(jié)距da越小，碎土質(zhì)量越好。相鄰兩回轉(zhuǎn)平面的釘齒在交錯對土垡作用時，交錯釘齒間的切土節(jié)距d′a越小，更有利于降低漏切區(qū)域?qū)λ橥临|(zhì)量的影響。由圖9b可知

(13)

式中β1——同一回轉(zhuǎn)平面內(nèi)相鄰釘齒排布偏角，(°)

β3——釘齒刃口角，(°)

wd——釘齒寬度，mm

hd——釘齒高度，mm

d1——交錯釘齒的前段切土節(jié)距，mm

d2——交錯釘齒的后段切土節(jié)距，mm

根據(jù)式(13)可知，輥筒半徑Rd越小、釘齒排布偏角β1越小、高度hd越小、釘齒寬度wd越大、釘齒刃口角β3越大，則同一回轉(zhuǎn)平面釘齒的切土節(jié)距da越小。但輥筒半徑Ra和釘齒排布偏角β1過小，寬度wd過大，導(dǎo)致回轉(zhuǎn)平面內(nèi)釘齒排布過于緊密，土壤易粘附于釘齒間。釘齒高度hd過小，則無法縱向切碎土垡，喪失碎土功能。釘齒刃口角β3過大，釘齒切削刃口與土垡的接觸面積小，對土垡切削不充分。相鄰回轉(zhuǎn)平面釘齒的錯位偏角β2過大或過小均會增大交錯釘齒間的切土節(jié)距d′a。根據(jù)上述分析，設(shè)計輥筒直徑為380 mm，釘齒高度hd為70 mm。釘齒寬度wd為65 mm，釘齒刃口角β3為70°，同一回轉(zhuǎn)平面內(nèi)相鄰釘齒排布偏角β1為30°，相鄰回轉(zhuǎn)平面釘齒的錯位偏角β2為15°。碎土輥釘齒排列圖如圖10所示。

圖10 碎土輥釘齒排列示意圖Fig.10 Arrangement of nail teeth of soil crushing roll

4 試驗

4.1 試驗設(shè)備與條件

試驗在華中農(nóng)業(yè)大學(xué)現(xiàn)代農(nóng)業(yè)科技試驗基地進(jìn)行，試驗田塊常年稻油輪作，土壤類型為黃棕壤，平均土壤堅實度為848.44 kPa，土壤干基含水率平均值為24.67%，土壤容重為1.28 g/cm3，地表平均秸稈覆蓋量為1.06 kg/m2，平均留茬高度為14.7 cm。試驗配套動力為東方紅LX804型拖拉機(jī)。試驗器材：直尺(500 mm)、卷尺(5 m)、磁性水平尺(三箭工具有限公司，精度0.002 9°)、土壤堅實度儀(浙江托普儀器有限公司，TJSD-750Ⅱ型，±0.5%FS)、土壤水分測試儀(浙江托普儀器有限公司，TZS-2X型，±0.01%)、CKY-810型扭矩傳感器(北京中航科儀測控技術(shù)有限公司，轉(zhuǎn)速測量范圍0～4 000 r/min，精度±1%，扭矩測量范圍0～1 000 N·m，±1%)、BK-5型拉壓力傳感器(北京中航科儀測控技術(shù)有限公司，測量范圍0～30 kN，±1%)、動態(tài)數(shù)據(jù)采集器、PC主機(jī)。功耗測試系統(tǒng)如圖11所示。

圖11 功耗測試系統(tǒng)Fig.11 Power consumption test system1.動態(tài)數(shù)據(jù)采集器 2.BK-5型上拉桿拉壓力傳感器 3.CKY-810型扭矩傳感器 4.BK-5型下拉桿拉壓力傳感器

4.2 試驗方法

4.2.1耕深穩(wěn)定性及廂面質(zhì)量試驗設(shè)計

整機(jī)通過同時調(diào)節(jié)限深輪、碎土輥與圓盤犁組的相對高度進(jìn)行限深，二者與驅(qū)動圓盤犁組的安裝高度差Δh即為限深深度。開畦溝系統(tǒng)和碎土輥對犁耕后地表進(jìn)行開溝、碎土、平整作業(yè)，形成適宜播種的種床廂面。為探究整機(jī)耕深穩(wěn)定性及開畦溝系統(tǒng)、碎土輥作業(yè)后形成廂面的質(zhì)量，試驗選取限深深度Δh為試驗因素，因素水平為130、180 mm。整機(jī)實際耕深、耕深穩(wěn)定性系數(shù)為耕深穩(wěn)定性的評價指標(biāo)，畦溝溝型參數(shù)、土壤對犁溝填埋率、碎土率、廂面平整度為廂面質(zhì)量的評價指標(biāo)。試驗前調(diào)節(jié)限深輪與碎土輥高度一致，通過試驗確定限深裝置恰好與地面接觸時拖拉機(jī)液壓手柄的位置，通過調(diào)節(jié)拖拉機(jī)擋位和手油門保證機(jī)組前進(jìn)速度為4.3 km/h，圓盤犁轉(zhuǎn)速為130 r/min，試驗機(jī)組沿直線方向作業(yè)距離為40 m，取中間行程30 m為測量區(qū)域，每組試驗重復(fù)3次。在測量區(qū)域等距取10個測量點，測繪每個測量點處的廂面斷面形狀，并測量該處的耕深、耕寬、碎土率、平整度。相關(guān)參數(shù)的測量方法參照文獻(xiàn)[14,24]，根據(jù)測繪所得廂面斷面形狀，計算土壤對耕后形成犁溝的實際填埋率為

(14)

式中ξa——實際填埋率，%

ST——犁溝區(qū)域處的廂面斷面面積，mm2

SL——犁溝區(qū)域面積，mm2

4.2.2正交試驗設(shè)計

為獲得整機(jī)較優(yōu)的工作參數(shù)，開展機(jī)組前進(jìn)速度、圓盤犁組工作轉(zhuǎn)速、限深深度對整機(jī)作業(yè)功耗和埋茬質(zhì)量影響的試驗。采用擬水平法進(jìn)行試驗設(shè)計，試驗前已測得拖拉機(jī)擋位、手油門與機(jī)組前進(jìn)速度、后輸出軸轉(zhuǎn)速的對應(yīng)關(guān)系，試驗因素水平見表2。試驗指標(biāo)為整機(jī)功耗、秸稈埋覆率，相應(yīng)的測量方法參照文獻(xiàn)[14-15]。

表2 試驗因素水平Tab.2 Test factors and levels

4.3 試驗結(jié)果與分析

4.3.1耕深穩(wěn)定性和廂面質(zhì)量

整機(jī)在不同限深深度時的作業(yè)效果如圖12所示，試驗結(jié)果見表3。由試驗結(jié)果可知，通過限深輪和碎土輥共同作用可較好地達(dá)到控制整機(jī)耕深的效果，整機(jī)實際耕深與限深深度基本一致，且耕深穩(wěn)定性均在90%以上。在耕深為130、180 mm時，開畦溝系統(tǒng)在中間開畦溝區(qū)域能開出明顯的梯形溝，溝寬為328.6～374.8 mm，溝深為241.6～293.5 mm。中間開畦溝區(qū)域土壤經(jīng)組合式船型開溝器擠壓后，能有效填埋耕后形成的犁溝，實際填埋率高于87.67%。碎土輥作業(yè)后廂面平整度為22.45～26.70 mm，碎土率為60.14%～68.37%，廂面質(zhì)量達(dá)到油菜播種要求[25]。

圖12 田間試驗效果與斷面分析Fig.12 Effects and section analysis of field experiment

表3 耕深穩(wěn)定性與開溝質(zhì)量試驗結(jié)果Tab.3 Experiment results of tillage stability and ditching quality

4.3.2正交試驗結(jié)果分析

正交試驗結(jié)果如表4所示，A、B、C為因素水平值。由耕深穩(wěn)定性試驗結(jié)果可知，整機(jī)限深深度與耕深基本一致，即限深深度可視為耕深。方差分析表明，耕深對整機(jī)功耗和秸稈埋覆率均有極顯著影響；機(jī)組前進(jìn)速度對整機(jī)功耗影響顯著；驅(qū)動圓盤犁組工作轉(zhuǎn)速對秸稈埋覆率影響顯著。正交試驗結(jié)果表明，整機(jī)功耗隨著耕深的減小而降低，秸稈埋覆率顯著降低。圓盤犁組耕深越大，與土壤接觸更充分，對秸稈翻埋效果更好，但會增大前進(jìn)阻力，增加整機(jī)驅(qū)動功耗和牽引功耗。為增加耕層深度，提高對秸稈埋覆能力，選擇耕深較大的180 mm為最優(yōu)水平；機(jī)組前進(jìn)速度增大使整機(jī)功耗顯著上升，且對秸稈埋覆率無顯著影響，選擇3.5 km/h為較優(yōu)水平；整機(jī)的驅(qū)動功耗隨著驅(qū)動圓盤犁組工作轉(zhuǎn)速的增大而增大，但驅(qū)動圓盤犁組切削反力增大，降低了機(jī)組的前進(jìn)阻力，整機(jī)牽引功耗減小，故工作轉(zhuǎn)速的增大沒有顯著提高整機(jī)功耗。且工作轉(zhuǎn)速的增大，提高了秸稈埋覆率，故選擇160 r/min為最優(yōu)水平。綜上分析，整機(jī)較優(yōu)工作方案：限深深度180 mm，機(jī)組前進(jìn)速度3.5 km/h，圓盤犁組工作轉(zhuǎn)速160 r/min。此時整機(jī)功耗為24.37 kW，秸稈埋覆率為92.78%，碎土率為66.74%，廂面平整度為24.18 mm，土壤對犁溝平均填埋率為92.3%。相比傳統(tǒng)旋耕方式的油菜種床整備機(jī)具[15]，整機(jī)作業(yè)耕深更大，功耗降低了37.67%，作業(yè)質(zhì)量達(dá)到油菜播種要求。

表4 試驗設(shè)計與結(jié)果Tab.4 Experimental design and results

注：**和*分別表示方差分析在0.01和0.05水平上顯著。

5 結(jié)論

(1)設(shè)計了適應(yīng)于稻油輪作區(qū)油菜種植的驅(qū)動圓盤犁對置組合式耕整機(jī)，主要包括呈八字型對稱布置的驅(qū)動圓盤犁組、被動式的開畦溝系統(tǒng)和碎土輥，能一次完成翻耕、開溝、平整、碎土作業(yè)。

(2)開展了對稱布置的圓盤犁組的動力學(xué)和運(yùn)動學(xué)特性分析，確定了圓盤犁組工作偏角為27°，工作轉(zhuǎn)速為65～188 r/min。分析組合式船型開溝器與土壤擠壓作用的互作機(jī)制，確定了中間開畦溝區(qū)域?qū)挾葹?50 mm。

(3)耕深穩(wěn)定性試驗表明，整機(jī)實際耕深與限深深度基本一致，且耕深穩(wěn)定性均在90%以上。廂面質(zhì)量試驗表明，開畦溝系統(tǒng)在中間開畦溝區(qū)域能開出溝深241.6～293.5 mm，溝寬328.6～374.8 mm的梯形溝。經(jīng)組合式船型開溝器擠壓后的土壤能有效填埋犁溝。碎土輥作業(yè)后廂面平整度為22.45～26.70 mm，碎土率為60.14%～68.37%，廂面質(zhì)量達(dá)到油菜播種要求。

(4)正交試驗表明：耕深對整機(jī)功耗和秸稈埋覆率均有極顯著影響；機(jī)組前進(jìn)速度對整機(jī)功耗影響顯著；驅(qū)動圓盤犁組工作轉(zhuǎn)速對秸稈埋覆蓋率影響顯著。整機(jī)較優(yōu)工作參數(shù)為：限深深度為180 mm，機(jī)組前進(jìn)速度為3.5 km/h，驅(qū)動圓盤犁工作轉(zhuǎn)速為160 r/min時，整機(jī)功耗為24.37 kW，秸稈埋覆率為92.78%，碎土率為66.74%，廂面平整度為24.18 mm，土壤對犁溝平均填埋率為92.3%。

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