全量秸稈粉碎條鋪與種帶分型清秸裝置設計與試驗

施印炎 羅偉文 胡志超 吳 峰 顧峰瑋 陳有慶

(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

江蘇省是長江中下游糧食主要產(chǎn)區(qū)之一，大規(guī)模的稻麥輪作種植在保障全省糧食生產(chǎn)安全的同時，也產(chǎn)生了大量需要處理的秸稈，這在很大程度上制約了稻作生產(chǎn)全程機械化的發(fā)展[1-3]。合理的機械化粉碎還田技術作為秸稈處理最有效的方式之一，不僅能改良土壤有機質結構，改善農(nóng)業(yè)生態(tài)效益，起到增肥、增產(chǎn)、增效的作用，更是踐行保護性耕作理念的一個重要環(huán)節(jié)，相應的秸稈粉碎還田機械化作業(yè)裝備也相繼涌現(xiàn)[4-5]。

目前，國際上機械化秸稈還田關鍵技術已經(jīng)取得一定的研究進展[6-26]，主要集中在對秸稈粉碎入土深埋、后拋覆秸、側邊集秸等不同形式還田裝備的研制。這些均需配備相應的深耕埋覆裝置、后拋輸送裝置、側邊傳遞裝置等額外的動力輸出，使得整機結構相對復雜，能耗相對增加，降低了作業(yè)通過性。而對全幅秸稈粉碎條鋪還田和種帶分型作業(yè)方式工作機理少有研究，對于在作業(yè)幅寬內對秸稈進行整體粉碎，同時將碎秸有序規(guī)整鋪放于播種帶之間(覆秸區(qū))，形成無秸稈障礙的播種帶的相關研究尚未見報道，也缺乏相應的作業(yè)裝備關鍵部件組配工作參數(shù)對作業(yè)效果的影響研究。

因此，本文結合課題組研制的全量秸稈粉碎后拋式多功能免耕播種機的工作機理[27-28]，針對長江中下游稻麥輪作區(qū)稻茬秸稈量大、功耗高、經(jīng)濟性差等問題，設計一種可一次完成全量秸稈粉碎條鋪、行間集覆、種帶分型清秸的復式作業(yè)裝置，既為全量秸稈地實現(xiàn)高質順暢免耕播種創(chuàng)造無秸稈障礙播種條件，又實現(xiàn)秸稈覆蓋地表，覆秸保溫保墑、封閉雜草，具有對前茬秸稈適應性強、作業(yè)集成度高、組配精簡、能耗低等優(yōu)點，滿足多樣化播種需求。

1 整機結構與工作原理

1.1 整機結構

全量秸稈粉碎條鋪與種帶分型清秸裝置整體結構如圖1所示，主要由機架、懸掛裝置、秸稈粉碎裝置(護秸簾、粉碎動刀、定刀、型腔)、碎秸導流裝置(種帶分型裝置)、傳動系統(tǒng)等部件組成，主要技術參數(shù)如表1所示。

圖1 全量秸稈粉碎與種帶分型清秸裝置結構簡圖Fig.1 Structural diagram of equipment for straw crushing and seed-belt classification 1.前壓秸輥 2.粉碎刀軸 3.后壓秸輥 4.旋耕刀軸 5.三點懸掛系統(tǒng) 6.變速機構 7.傳動系統(tǒng) 8.施肥播種裝置 9.阻隔板 10.落肥管 11.碎秸導流裝置 12.機架

1.2 工作原理

全量秸稈粉碎條鋪與種帶分型清秸裝置為后三點懸掛式牽引，拖拉機PTO輸出經(jīng)由減速機構為整機提供驅動力，通過齒輪傳動與二級楔帶傳動分別連接秸稈粉碎刀軸和帶狀旋耕刀軸。機具前進作業(yè)時，前壓秸輥先對工作幅寬內前茬水稻機收后的地表全量覆蓋秸稈進行鎮(zhèn)壓，便于后續(xù)秸稈撿拾、喂入，并兼具一定的仿形功能；螺旋甩刀組在經(jīng)過變速傳動機構增速變向后反向旋轉，借助高速氣流將進入護秸簾的秸稈撿拾、配合型腔內壁的定刀粉碎秸稈；型腔內粉碎后向后噴射的秸稈在導流裝置導流板的調控下自行向兩側分開并滑落地表，形成無秸稈障礙的播種帶和相鄰導流裝置間的覆秸區(qū)；后壓秸輥對行間覆秸區(qū)的碎秸進行鎮(zhèn)壓，減小后續(xù)帶狀旋耕以及種床整理的干擾，創(chuàng)造更佳(高質順暢)的施肥播種條件。

2 關鍵部件設計與參數(shù)確定

2.1 秸稈撿拾粉碎裝置設計

撿拾粉碎裝置主要由護秸簾、粉碎刀軸、螺旋刀組(動刀)、定刀組、型腔等部分組成，將前茬水稻機收后全量秸稈覆蓋地工作幅寬內秸稈進行喂入撿拾與二次粉碎處理，其結構如圖2所示。

2.1.1粉碎刀具選型與參數(shù)設計

參考文獻[4,16]可知，常用的秸稈粉碎滅茬刀具類型主要分為錘爪型、直刀型和L型及其改進型(甩刀型)3種，根據(jù)各自作業(yè)特點，結合課題組研制的麥茬地花生免耕播種機秸稈粉碎裝置結構，選用切碎性能較好的直型刀具配撿拾能力佳的L型刀具(圖3)，設計尺寸(長×寬×厚)為170 mm×60 mm×5 mm，刃口角為30°，折彎角為135°，材料為65Mn鋼，以改善其強度、硬度和一定的彈性，并采用動刀切割、定刀支撐滑切粉碎方式，以提高秸稈粉碎質量、降低作業(yè)功耗。

圖3 甩刀組結構圖Fig.3 Structural diagrams of combined blades

組配的秸稈粉碎刀具有類似于Y型甩刀的幾何對稱性，能夠更好地克服刀組不平衡量、降低機體振動，在相同轉速下增加轉動慣量、改善切碎效果。而定刀滑切角作為影響刀組切碎特性和防堵效果主要結構參數(shù)之一，需要通過設計分析確定合理有效的取值。圖4為秸稈P在動、定刀支撐滑切粉碎過程中的受力分析，圖中MM′為刀刃線，NN′為刀刃法線、GG′為秸稈P的運動軌跡線、SS′為軌跡切線，粉碎瞬間秸稈P所受的切割力F為定刀刃口摩擦力Ff和法向支撐反力FN的合力，法向支撐反力FN與切割力F之間的夾角為摩擦角γ，軌跡切線SS′與刀刃法線NN′之間的夾角為滑切角δ。

圖4 秸稈粉碎受力分析Fig.4 Mechanical analysis of straw crushing

為了促使秸稈P沿刀刃線產(chǎn)生有利于秸稈粉碎的滑切運動，防止纏繞，切割力F分解在刀刃線MM′上的分力Ft必須大于刃口摩擦力Ff(滑切與分解在軌跡切線SS′上的分力Fs無關)，F(xiàn)t>Ff，即存在滑切作用。根據(jù)圖3中的分析，則有

(1)

由式(1)可知，秸稈切割粉碎過程產(chǎn)生滑切作用的必要條件為δ>γ。通常一般農(nóng)作物秸稈與刀具的摩擦角γ范圍在20°～35°，結合滑切原理以及文獻[23]，本文設計的滑切角δ=45°。

2.1.2粉碎刀軸設計與刀具排列

粉碎刀軸作為秸稈粉碎裝置的核心部件之一，刀軸回轉半徑直接關系到動刀刀尖線速度，而刀尖線速度是影響秸稈粉碎效果的關鍵因素，為達到理想的秸稈粉碎效果，動定刀支撐粉碎時刀尖線速度應大于等于30 m/s[24]。刀軸轉速一定，回轉半徑越大，刀尖線速度越大，但刀軸轉動不平衡量也隨之增大、易振動，參考現(xiàn)有同類秸稈粉碎還田機刀輥參數(shù)設計[16]，要求刀軸回轉半徑滿足240 mm≤rf≤350 mm。為了降低甩刀對后續(xù)種床的擾動、減小額外的動力消耗和不平衡因素，本文選取刀軸回轉半徑rf=250 mm，結合設計的甩刀結構參數(shù)，確定刀軸直徑為150 mm，由厚度5 mm的無縫鋼管制成，以使整機輕量化。

刀尖線速度不僅與刀軸回轉半徑有關，更取決于刀軸轉速。作為秸稈粉碎裝置的主要設計參數(shù)之一，刀軸轉速小，無法達到預期的粉碎效果；轉速大，功耗變大、平穩(wěn)性變差。因此，需要在滿足秸稈粉碎效果的前提下，盡量減小刀軸轉速，以保證整機的動量平衡。通常，刀軸轉速范圍可通過經(jīng)驗公式計算確定[25]。

(2)

式中n——粉碎刀軸轉速，r/min

vg——動刀刀尖線速度，m/s

v——機具作業(yè)速度，m/s

ht——甩刀回轉刀尖離地高度，m

正常作業(yè)狀態(tài)下，一般機具前進速度v=0.8 m/s；刀尖線速度選取滿足粉碎效果極限值vg=30 m/s；根據(jù)機具限深裝置作用，確定甩刀回轉刀尖離地高度ht=11 cm；結合刀軸回轉半徑rf，代入式(2)推算出刀軸轉速n≥1 992.72 r/min，取n=2 000 r/min。

合理的動刀數(shù)量和排列方式有助于改善秸稈粉碎效果、減少工作阻力與功耗、降低作業(yè)振動、避免秸稈纏繞壅堵等。根據(jù)農(nóng)業(yè)機械設計手冊，參考類似Y型甩刀及L型改進刀具，其安裝密度為0.13～0.4個/cm，作業(yè)幅寬內合理安裝個數(shù)一般為28～48個，理論計算公式為

N=BC

(3)

式中N——動刀組數(shù)量，個

B——整機單行作業(yè)幅寬，cm

C——刀具安裝密度，個/cm

此處，選取刀具安裝密度C=0.15個/cm，結合機具實際作業(yè)幅寬B=2.4 m，代入式(3)可以計算得到動刀組數(shù)量N=36。

采用常見的雙螺旋交錯對稱方式排列動刀，按照軸向等距、周向等角均布(同一螺旋線上相鄰刀組軸向間距140 mm、周向間隔72°，保證適量重疊)，以提高刀軸動平衡性能，且具有防漏、避堵、減振的優(yōu)點，其安裝排列方式分布展開如圖5所示。刀組通過銷軸鏈接在刀座上，與刀座間留有1 mm間隙、各刀片之間以套筒相隔，在保證刀組能夠自由轉動的同時，減小軸向晃動、互相之間不存在干涉現(xiàn)象，且刀座焊接于刀輥上。定刀周向以150 mm間距陣列、雙排錯列布置，直接焊接在型腔頂部內壁，同時刀組與定刀周向上重疊一定量，形成瞬時支撐切割，以避免秸稈漏檢，提高粉碎質量。

圖5 動刀刀軸排列展開圖Fig.5 Expansion drawing of chopping blade arrangement

2.1.3甩刀粉碎作業(yè)運動與受力分析

為更好地發(fā)揮秸稈粉碎裝置的撿拾性能，設計刀軸為反向旋轉(逆切式，即與拖拉機前進旋向相反)。作業(yè)過程中，秸稈粉碎刀組在豎直平面內運動速度為刀軸繞其軸心反向旋轉速度與裝備整機前進速度的復合運動，以刀軸回轉中心為原點O，以整機作業(yè)前進方向為x軸正方向、以垂直地面向上為y軸正方向，建立如圖6所示的平面直角坐標系，則t時間內甩刀刀尖點任意位置C(x，y)的運動軌跡方程為

(4)

式中ω——粉碎刀軸旋轉角速度，rad/s

圖6 粉碎動刀運動軌跡圖Fig.6 Motion trail of chopping blade

圖6中，A點為粉碎刀軸回轉時某個刀組第1次切割點，B點為該刀組回轉第2次切割點，兩點之間的距離S決定秸稈粉碎長度，而進距S與刀軸回轉時間t內的整機前進距離有關。參考旋耕理論知識[24, 27]，為保證刀尖絕對運動軌跡為余擺線以提高秸稈粉碎效果，定義粉碎速比λ為甩刀刀尖回轉線速度與整機前進速度之比，應使λ≥1，存在部分重疊切割，以避免發(fā)生推搓秸稈堵塞現(xiàn)象，有利于整機秸稈粉碎過程。

(5)

式中S——秸稈粉碎進距，cm，對應于秸稈有效粉碎長度，一般規(guī)定,小于10 cm為合格

z——單位時間內切割次數(shù)，本文設計的雙螺旋線排列刀組單一回轉面甩刀數(shù)為2

由于甩刀與刀軸采用銷軸鉸接，作業(yè)過程中，動刀在刀軸高速旋轉的離心力作用下呈徑向狀態(tài)，同時受到秸稈切割阻力F的作用消耗部分動能，形成一偏轉角度θ，以刀軸回轉中心O為原點建立如圖7所示直角坐標系，對動刀作業(yè)過程進行受力分析。以旋轉甩刀為研究對象，動刀主要受力有離心慣性力Fce、自身重力G、切割阻力FT、銷軸孔壁摩擦力Ff1以及正壓力Ft1，相對于銷軸中心O1產(chǎn)生力矩的作用力臂分別為L2、h1、h、r，銷軸孔壁對動刀的正壓力Ft1穿過銷軸中心O1，故作用力臂為零。根據(jù)理論力學相關知識[15]，甩刀切割過程中，相對于銷軸穩(wěn)定靜止時，所受合力矩為零，即

∑M=0

(6)

圖7 甩刀受力分析圖Fig.7 Stress analysis diagram of motion blade

根據(jù)圖7甩刀切割過程受力分析可得出各力矩

(7)

式中M1——甩刀相對銷軸中心切割阻力矩，N·m

M2——甩刀重力矩，N·m

M3——甩刀離心力矩，N·m

M4——銷軸對甩刀的摩擦力矩，N·m

m——甩刀質量，kg

g——重力加速度，m/s2

f——銷軸內壁與甩刀的滑動摩擦因數(shù)，根據(jù)材料屬性選取0.12

r——銷軸半徑，m

根據(jù)圖7中幾何關系可以得出

(8)

式中L——甩刀長度，m

L1——銷軸中心O1到甩刀質心O2的距離，m

R3——銷軸回轉半徑(刀軸回轉中心O到銷軸中心O1的距離)，m

θ1——銷軸中心O1與甩刀質心O2及切割阻力作用點O3連線的夾角，(°)

將式(7)、(8)代入式(6)得合力矩方程為

FTLcos(θ-θ1)=mL1sinθ(g+ω2R3)+fFt1r

(9)

秸稈粉碎作業(yè)高速旋轉過程中，能夠保證摩擦阻力矩fFt1r>mgh，越過銷軸擺動激勵條件，消除穩(wěn)態(tài)振動響應，甩刀相對銷軸靜止。因此，可忽略刀寬以及銷軸摩擦力矩的影響，有θ1=0，M4=0，則方程(9)可簡化為

(10)

作為甩刀粉碎秸稈作業(yè)的重要參數(shù)，偏轉角θ越大，撿拾不徹底、切割粉碎效果越差。根據(jù)式(10)以及上述確定的粉碎刀結構尺寸，可通過增加甩刀質量m、提高刀軸轉速(角速度ω)來減小偏轉角θ，提高作業(yè)質量。而刀軸旋轉角速度ω不宜過大，ω越大，離心慣性力越大，易引起振動與噪聲，整機平穩(wěn)性降低，無法保證安全可靠性；甩刀質量m亦不宜過大，m越大，整機工作載荷越大，功耗增大。因此，需要合理選擇甩刀質量m和刀軸旋轉角速度ω，綜合前文對動刀結構設計以及刀軸轉速運動分析，確定m=3.5 kg、ω=251.3 rad/s。

2.2 碎秸導流裝置設計

碎秸導流裝置(分流調控裝置)作為實現(xiàn)種帶清秸、行間覆秸作業(yè)過程重要部件，空間布置如圖1所示，4組碎秸導流裝置固定于橫梁支架上，沿作業(yè)幅寬方向間隔320 mm等距分布(間距可根據(jù)實際作業(yè)要求調節(jié))。其結構設計的合理性將直接影響壟型效果和種帶質量，主要包括導流板、側邊定型板、固定板、種肥口等零部件，如圖8所示。

圖8 碎秸導流裝置結構圖Fig.8 Structural diagram of crushed-straw guiding device 1.安裝孔 2.種肥口 3.導流板 4.固定板 5.側邊定型板

圖9 秸稈分流受力分析圖Fig.9 Mechanical analysis diagram when straw was guided

為了防止一字型直板刮草壅堵，設計導流板豎直方向呈V字型外擴分流，將粉碎型腔內噴射的碎秸阻隔形成一定寬度的施肥播種潔區(qū)，相鄰潔區(qū)之間秸稈堆積規(guī)整成壟。整機作業(yè)前進過程中，碎秸沿導流板兩側向后運動集覆于行間，若離散化碎秸為單個顆粒，任取導流裝置垂直方向一截面為研究域，在碎秸條鋪某一時刻t對秸稈進行動力學分析，并建立如圖9所示坐標系。從圖中的秸稈受力分析可以看出，秸稈所受的綜合作用力F1為導流板支持反力Fn與導流板側面摩擦力Ff2的合力，即為秸稈的絕對運動方向(利于秸稈行間集覆)，而導流板對秸稈的支持反力Fn是前進方向分力Fn1與秸稈沿導流板流向分力Fn2的合力，以此建立秸稈的瞬時運動微分方程

(11)

結合理論力學知識，根據(jù)式(11)可推算出秸稈在導流板的位移與速度方程

(12)

式中η——整機前進方向與導流板法線方向夾角，即導流板外擴半角，(°)

φ——秸稈與導流板之間的摩擦角，導流板材質確定，φ為一定值，(°)

φ——秸稈自然休止角，(°)

根據(jù)式(12)可以看出，秸稈導流過程中的位移和速度與導流板裝置的外擴半角η直接相關，為獲得有利于秸稈向兩側集覆的趨勢，本文設計導流板外擴角2η=90°，則外擴半角η=45°，能夠在保證潔區(qū)有效寬度的同時減小碎秸摩擦力、降低堆堵概率，滿足機具的通過性要求；根據(jù)試驗地小麥生產(chǎn)農(nóng)藝要求，設計導流板寬度W=240 mm(兩側板間距)，即在潔區(qū)寬度為240 mm的種帶進行后續(xù)的旋耕、施肥、播種作業(yè)，以減少不必要的動力消耗；導流裝置通過螺栓固接在罩殼支撐梁上，圓弧形導流刃線與粉碎甩刀回轉面徑向距離τ決定了行間覆秸區(qū)壟型質量，結合前期實際試驗工況，一般取10 mm≤τ≤30 mm，徑向距離τ大，高速噴射的碎秸進入種帶，降低潔區(qū)清秸率，徑向距離τ小，碎秸在有限的時間內無法分流至導流板兩側，易出現(xiàn)秸稈聚集、推擠壓，破壞覆秸壟型。因此需要設計導流板合理的安裝位置，以提高種帶清秸率和覆秸區(qū)壟型質量，后文通過性能試驗選取最佳的徑向距離τ。

2.3 傳動系統(tǒng)設計

傳動系統(tǒng)主要由齒輪傳動系統(tǒng)和多楔帶傳動系統(tǒng)組成。整體驅動力由牽引拖拉機PTO以萬向節(jié)輸出單路傳動，輸出動力經(jīng)過錐齒輪變速傳動箱、多楔帶傳動分別實現(xiàn)2次加速，將動力傳輸給高速旋轉的粉碎刀軸以及后續(xù)聯(lián)合作業(yè)的帶狀旋耕刀軸等，傳動路線如圖10所示。

圖10 傳動系統(tǒng)示意圖Fig.10 Schematic of transmission system

由圖10可以看出，秸稈粉碎刀軸的總傳動比if、種帶旋耕刀軸的總傳動比ix分別為

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式中i1——齒輪變速箱傳動比，為齒輪齒數(shù)反比

i2——粉碎刀軸一級多楔帶傳動比，為帶輪直徑的反比

i3——旋轉刀軸傳動比，為帶輪直徑的反比

i0——輔助支撐帶輪傳動比，兩帶輪直徑相等，取i0=1

根據(jù)上文分析，粉碎刀軸轉速n需要達到2 000 r/min，結合系統(tǒng)轉速與功率消耗關系以及常用的牽引拖拉機PTO輸出轉速標準，確定PTO轉速nPTO=720 r/min，則合理分配傳動比i1=2.22、i2=1.5；根據(jù)帶狀旋耕具體作業(yè)要求，選取合適的i3。

3 性能試驗與分析

為評價全量秸稈粉碎條鋪與種帶分型清秸裝置的作業(yè)效果，設計了秸稈粉碎與種帶清秸性能試驗，獲取最佳的工作參數(shù)和作業(yè)工況，并進行相應的田間驗證試驗。

3.1 試驗條件

性能試驗于2018年7月在農(nóng)業(yè)農(nóng)村部南京農(nóng)業(yè)機械化研究所東區(qū)試驗地進行，以人工鋪設秸稈模擬稻作生產(chǎn)機械化收獲后的全量秸稈還田。水稻為江蘇省農(nóng)業(yè)科學院培育種植的南粳9108，全喂入聯(lián)合收獲秸稈平均長度大于等于320 mm，含水率為11%，草谷總質量均值為2.2 kg/m2，草谷比均值為1.6，均勻鋪設密度為2 kg/m2(大于田間秸稈覆蓋量)，鋪設試驗地面積150 m2(50 m×3 m)，牽引拖拉機型號為常發(fā)1204。測試方法及指標參照國家標準GB/T 24675.6—2009《保護性耕作機械秸稈粉碎還田機》、農(nóng)業(yè)行業(yè)標準NY/T 500—2002《秸稈還田機作業(yè)質量》以及機械行業(yè)推薦標準JB/T 8401.3—2001《根茬粉碎還田機》中規(guī)定的作業(yè)規(guī)范和性能要求，圖11為整機性能試驗圖。

圖11 性能試驗現(xiàn)場Fig.11 Scene picture of performance test

3.2 試驗設計與方法

在勻鋪的模擬試驗區(qū)域(50 m×3 m)，牽引拖拉機通過后三點懸掛全量秸稈粉碎條鋪與種帶分型清秸裝備進行性能試驗。為保證后續(xù)播種施肥環(huán)節(jié)的作業(yè)順暢性以及作物長勢，實現(xiàn)潔區(qū)無障礙播種條件的關鍵在于機具的秸稈粉碎質量和種帶清秸效果。因此，選擇影響整機工作性能和作業(yè)效果的主要參數(shù)：粉碎刀軸轉速n、導流板徑向距離τ、整機行走速度v作為試驗因素，以碎秸合格率ε1作為評價指標，表征秸稈粉碎性能；以種帶清秸率ε2作為評價指標，表征潔區(qū)種帶分型、清秸效果。根據(jù)上述試驗設計方案，參考文獻[17，21]中對秸稈粉碎還田機作業(yè)性能的研究，一般保護性耕作機械作業(yè)速度v范圍為0.6～1.5 m/s，粉碎刀軸轉速n范圍為1 600～2 400 r/min，導流板徑向距離τ為10～30 mm，在前期預試驗以及實際作業(yè)經(jīng)驗的基礎上，選取合適的因素水平，設計三因素三水平正交試驗(L9(34))，因素水平如表2所示。

表2 正交試驗因素水平Tab.2 Factors and levels of orthogonal test

試驗過程中，通過調整不同的粉碎刀軸轉速、導流板徑向距離、整機行進速度，分別計算各參數(shù)組合條件下碎秸合格率ε1和種帶清秸率ε2分析評價整機的作業(yè)性能，每組試驗重復3次取其平均值。試驗考核指標以GB/T 24675.6—2009作為測試依據(jù)，在試驗區(qū)域作業(yè)后工作幅寬(2.4 m)內碎秸集覆區(qū)(5行)隨機按對角線等間距選取10個采集點，各點測試面積為200 mm×200 mm，收集該區(qū)域內粉碎長度大于10 cm的秸稈(不合格的粉碎秸稈)并稱量其質量wi；用同樣的方法在試驗區(qū)域作業(yè)后種帶清秸區(qū)(4行)隨機選取10個采集點，各點測試面積同樣為200 mm×200 mm，收集該區(qū)域內的粉碎秸稈并稱量其質量wj，則相應的試驗指標計算公式為

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式中w——測試點作業(yè)前碎秸總質量

3.3 試驗結果與分析

根據(jù)上述正交性能試驗方案測得試驗結果如表3所示，A、B、C分別為n、τ、v水平值。

表3 正交試驗結果與極差分析Tab.3 Results of orthogonal test

根據(jù)對表3中各因素極差R的數(shù)值分析可以看出，對于評價指標ε1，各因素影響顯著性大小順序為A、C、B，較優(yōu)的影響因素水平組合為A3B2C3；對于評價指標ε2，各因素影響顯著性大小順序為B、C、A，較優(yōu)的影響因素水平組合為A2B1C3。

根據(jù)表4方差分析結果，誤差項平方和數(shù)值遠小于各影響因素的平方和，表明各試驗因素間的交互作用對試驗考核指標影響不明顯。在分析考核指標碎秸合格率ε1時，由FA>FC>FB可以看出試驗因素A對指標ε1影響極顯著，因素C影響顯著，因素B影響較??；分析考核指標種帶清秸率ε2時，由FB>FC>FA可以看出試驗因素B對指標ε2影響極顯著，因素C影響顯著，因素A影響最小，與極差分析結果一致。

綜合極差分析和方差分析結果可知，根據(jù)不同的評價指標，各因素影響顯著性有所差異，選擇的最優(yōu)因素水平組合也不同。評價指標以碎秸合格率ε1優(yōu)先時，選取A3B2C3組合最優(yōu)，因素B對其影響較小，但是對指標ε2影響極其顯著；評價指標以種帶清秸率ε2優(yōu)先時，選取A2B1C3組合最優(yōu)，因素A對其影響較小，但是對指標ε1影響極其顯著。進一步分析可以看出，指標ε1隨著A因素的增大而增大，即可通過增大刀軸轉速n來提高碎秸合格率，改善秸稈粉碎效果，與前文的理論分析結果一致；隨著B因素的增大ε1呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(峰值出現(xiàn)在B2)，表明增加一定的導流板徑向距離τ可以提高碎秸合格率，而τ超過某一數(shù)值時ε1會逐漸減小，這是因為徑向間隙過大，型腔內秸稈受高速氣流和慣性力的作用容易竄流，導致粉碎不徹底，合格率不高；隨著C因素的增大ε1呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(峰值出現(xiàn)在C2)，表明行走速度v越快，粉碎裝置在有限的時間內對秸稈粉碎不完全，降低秸稈粉碎合格率ε1，當v達到某一定值，秸稈在行進過程較小的時間內被一定程度的堆積，更有利于被旋轉動刀撿拾并粉碎，從而會提高一定的粉碎合格率ε1。指標ε2隨著A因素的增大呈現(xiàn)先增大后減小趨勢(峰值出現(xiàn)在A2)，表明刀軸轉速n越大，碎秸在型腔內氣流運動越規(guī)整，隨著導流板流勢鋪放在行間，種帶清秸率越高，當n超過一定值后，秸稈粉碎效果越好，更加細碎的秸稈易穿過導流板間隙進入種帶區(qū)域，降低種帶清秸率ε2；ε2隨著B因素的增大而減小，表明在試驗范圍內，隨著導流板徑向距離τ的增大，碎秸流向種帶的趨勢性越大，種帶清秸率ε2越低；隨著C因素的增大ε2呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(峰值出現(xiàn)在C2)，這是因為在一定范圍內，整機行走速度v越低，碎秸分流流向性越好(覆秸成型率越好)，種帶清秸率ε2越高；v越快，秸稈易出現(xiàn)推堵現(xiàn)象，堆積的秸稈會溢出兩側的種帶，導致種帶清秸率ε2的降低，但隨著v超過一定速度后，碎秸在很短的時間內無法流動進入種帶，因而種帶清秸率ε2逐漸回升。因此，選擇各試驗因素出現(xiàn)峰值的相應水平A2、B2、C2組合為相對優(yōu)水平組合A2B2C2，使得碎秸合格率相對較高、種帶清秸率相對較好。由于分析的3組最優(yōu)組合均未出現(xiàn)在正交試驗方案中，所以調整n、τ、v，另外增加3組試驗方案A3B2C3、A2B1C3、A2B2C2，對評價指標ε1、ε2進行對比驗證，每組試驗重復3次取其均值，對比試驗結果如表5所示。

表4 方差分析Tab.4 Analysis of variance

注：a:R2=0.98,b:R2=0.94；** 為極顯著(P<0.01)，*為顯著(P<0.05)。

表5 對比試驗結果Tab.5 Comparison test result %

由表5可知，試驗方案A2B2C2對應的碎秸合格率ε1=93.42%，較ε2優(yōu)先時最佳方案A2B1C3(89.75%)高；對應的種帶清秸率ε2=92.71%，較ε1優(yōu)先時最佳方案A3B2C3(90.16%)高，均可滿足相關行業(yè)標準對秸稈粉碎還田機的作業(yè)要求(≥90%)。相比于單項作業(yè)性能達到最優(yōu)，選取相對全面更優(yōu)的因素水平組合A2B2C2，即刀軸轉速n=2 000 r/min、徑向距離τ=20 mm、行走速度v=1.0 m/s，在能夠保證秸稈粉碎質量、種帶清秸效果的基礎上，避免導流板秸稈堵塞，減少整機功率消耗，發(fā)揮全量秸稈粉碎條鋪與種帶分型清秸裝置最好的工作性能。

3.4 田間試驗

為了驗證上述正交試驗最佳因素水平組合下全量秸稈粉碎條鋪與種帶分型清秸裝置工作性能，于2018年9月在江蘇省農(nóng)業(yè)科學院種植基地進行田間試驗，該試驗地為南粳9108種稻留茬地，試驗面積1.0 hm2，留茬平均高度為15 cm，機收后秸稈平均長度大于400 mm，田間秸稈覆蓋量約為1.6 kg/m2，含水率為35%，草谷總質量均值為2.4 kg/m2，草谷比均值為1.5，土壤為壤性土質，含水率約20%(15 cm以上)，裝備后懸掛匹配種帶旋耕施肥播種機，試驗方法與3.2節(jié)一致，圖12所示為田間試驗。

田間試驗前，調節(jié)整機工作參數(shù)到最佳水平組合：刀軸轉速n=2 000 r/min、徑向距離τ=20 mm、行走速度v=1.0 m/s，進行6組重復性試驗，每組試驗作業(yè)長度為100 m，試驗結果如表6所示。

圖12 田間試驗與播種效果圖Fig.12 Field validation test and seeding effect

表6試驗結果表明，全量秸稈粉碎條鋪與種帶分型清秸裝置田間作業(yè)碎秸合格率均值為91.25%，秸稈切碎長度在3～7 cm范圍，種帶清秸率均值為90.54%，種床寬度均值(24±0.5) cm，覆秸寬度均值(32±0.5) cm，符合相關農(nóng)業(yè)機械行業(yè)技術和標準以及當?shù)剞r(nóng)藝生產(chǎn)要求，能夠實現(xiàn)全量秸稈地粉碎條鋪還田、種帶分型清秸、行間覆秸的作業(yè)要求，有利于儲溫保墑提質，為后續(xù)種床整理、施肥播種、覆土鎮(zhèn)壓等高質順暢的免耕播種復式作業(yè)提供無秸稈障礙潔凈的種植環(huán)境。

表6 田間試驗結果Tab.6 Results of field test %

4 結論

(1)針對現(xiàn)有秸稈粉碎還田技術裝備全量秸稈地易出現(xiàn)纏秸增阻、后茬作物播種難、功耗大、經(jīng)濟性差等問題，設計了一種秸稈粉碎條鋪與種帶分型清秸裝置，可實現(xiàn)全量秸稈地粉碎條鋪的同時完成種帶清秸、行間覆秸等多道作業(yè)工序，為高質順暢免耕播種創(chuàng)造無秸稈障礙的播種條件。

(2)對關鍵部件進行理論分析，確定相關結構和位置參數(shù)，通過性能試驗選取最優(yōu)的作業(yè)參數(shù)組合。試驗結果表明：影響評價指標碎秸合格率ε1、種帶清秸率ε2顯著性的主次順序分別為A、C、B和B、C、A，綜合分析選取最佳組合方案為A2B2C2，即刀軸轉速n=2 000 r/min、徑向距離τ=20 mm、行走速度v=1.0 m/s時，ε1=93.42%、ε2=92.71%，能夠發(fā)揮整機最佳工作性能。

(3)田間試驗結果表明：較優(yōu)的因素水平組合下碎秸合格率ε1均值為91.25%、種帶清秸率ε2均值為90.54%，滿足相關技術標準和農(nóng)藝要求。