基于EDEM-ADAMS仿真的稻茬地雙軸破茬免耕裝置研制

朱惠斌，吳 憲，白麗珍，錢 誠，趙浩然，李 慧

基于EDEM-ADAMS仿真的稻茬地雙軸破茬免耕裝置研制

朱惠斌1，吳 憲1，白麗珍1※，錢 誠1，趙浩然1，李 慧2

（1. 昆明理工大學現(xiàn)代農業(yè)工程學院，云南 650500；2. 山東省農業(yè)機械科學研究院，濟南 250010）

針對長江中下游稻麥輪作區(qū)的稻茬地根茬量大韌性強、土壤黏度高不宜粉碎等問題，該研究基于仿真試驗研制雙軸破茬免耕裝置。通過EDEM軟件建立破茬開溝裝置-秸稈-土壤離散元模型，采用正交試驗得到破茬開溝裝置的刀型、排列方式以及刀具數量，基于EDEM-ADAMS聯(lián)合仿真，采用單因素試驗、正交試驗、二次回歸正交旋轉試驗和響應曲面法對甩刀、粉碎裝置以及雙軸破茬免耕裝置進行動力學分析，得到甩刀具參數、旋耕刀軸和粉碎刀軸轉速以及雙軸軸心水平與垂直高度，得到機具最佳參數：破茬裝置選用30把旋耕刀采用雙螺旋排列，刀軸轉速為286 r/min；粉碎裝置選用L型（32把）和直刀（8把）采用雙螺旋排列，刀軸轉速為605 r/min；雙軸水平距離548 mm、垂直高度168 mm。根據優(yōu)化參數試制樣機并進行田間性能測試。田間試驗結果表明，秸稈和稻茬以0.93 kg/m2全量覆蓋時，雙軸破茬免耕裝置對水稻秸稈、根茬的平均切斷率以及切茬率分別為95.09%和95.16%，機具通過性良好，田間平均出苗率為95.29%，符合當地農藝要求，適用于秸稈覆蓋量大的作業(yè)情況。所設計的雙軸破茬免耕裝置滿足長江中下游稻麥輪作區(qū)小麥免耕播種作業(yè)要求，可為雙軸旋轉型耕作裝置以及根茬不易粉碎、土壤黏度高條件下的免耕播種提供參考。

農業(yè)機械；仿真；破茬粉碎；少免耕；防堵；EDEM-ADAMS

0 引 言

旱地小麥[1-2]、玉米[3-4]等的保護性耕作技術研究較為突出。而小麥主產區(qū)的長江中下游稻麥輪作區(qū)因其土壤黏重、根茬韌性強、秸稈量大，免耕播種時機具的堵塞問題及播種質量仍未得到很好解決[5-6]。故如何有效解決防堵問題，保證機具通過性，是在長江中下游地區(qū)推廣機械化保護性耕作的技術關鍵。

目前免耕破茬防堵裝置可分為主動式[7]與被動式[8]，主動式依靠拖拉機輸出軸帶動破茬裝置進行破茬作業(yè)[9]，或采用主動清秸結構對種帶進行清潔[10]。被動式依靠自身重力以及破茬裝置的滑切或砍切[11]進行破茬。長江中下游地區(qū)稻茬地秸稈量較大，土壤濕重，僅靠傳統(tǒng)的被動防堵裝置不能滿足破茬粉碎要求，存在開溝時出現(xiàn)空穴、開溝困難秸稈堆積堵塞問題。而主動式的單次破茬粉碎對土壤以及秸稈的粉碎程度不夠，出現(xiàn)土壤秸稈混合纏繞開溝器現(xiàn)象，耕作質量達不到農藝要求，難以滿足上細下粗的種床要求[12-13]，影響后續(xù)播種。采用粉碎防堵技術對種床的土垡和根茬等進行二次作業(yè)，可以改善種床土壤的流動性，解決小行距作物播種時的堵塞問題，確保種肥的有效分離，進而保障播種質量。

針對上述問題，本文基于銑切、沖擊、破碎和拋撒原理，設計了一種雙軸破茬免耕裝置，并進行正交試驗、單因素試驗以及二次回歸正交旋轉組合試驗確定裝置最優(yōu)參數，完成樣機試制并對裝置的作業(yè)性能進行田間試驗。

1 整機結構與工作原理

1.1 整機結構

雙軸破茬免耕裝置如圖1所示，主要由旋耕刀軸、左旋耕刀、右旋耕刀、甩刀、一級變速箱、傳動軸、二級變速箱、帶輪、粉碎刀軸、限深輪等組成。一級變速箱將動力分別傳遞給旋耕刀軸與二級變速箱，二級變速箱通過帶輪將動力傳遞給粉碎刀軸，整機參數如表1所示。

雙軸破茬免耕裝置位于播種機前部，通過萬向節(jié)將拖拉機動力傳遞給變速箱。破茬裝置后方的鋤式開溝器隨著機具前進將切斷的秸稈和根茬撥到播種帶兩側，防止機具堵塞。

1.旋耕刀軸 2.一級變速箱 3.右旋耕刀 4.傳動軸 5.左旋耕刀 6.二級變速箱 7.甩刀 8.粉碎刀軸 9.左帶輪 10.限深輪 11.右?guī)л?12.鋤式開溝器

表1 整機參數

1.2 工作原理

旋耕刀軸與粉碎刀軸由拖拉機傳遞動力帶動旋轉，前方旋耕刀軸帶動旋耕刀對種帶的秸稈與根土復合體進行切割并條帶淺耕土壤，將混合的土壤與秸稈向后進行拋灑，秸稈與土壤撞到甩刀進行二次粉碎，增強后續(xù)開溝器開溝流動性，實現(xiàn)破茬粉碎防堵功能。

2 關鍵部件設計

2.1 破茬部件

為滿足少耕要求，采用帶狀旋耕，只對播種帶進行開溝破茬粉碎并將土壤與秸稈拋送到粉碎裝置，通過甩刀進行二次粉碎，提高秸稈與土壤粉碎程度，以利于開溝器實現(xiàn)防堵的目的。

2.1.1 旋耕刀及刀軸

參考旋耕刀國標尺寸[14]，選用ⅠT245型，回轉半徑=245 mm，刀軸內徑1=60 mm，外徑2=70 mm。

由于只對條帶80 mm[15]寬度進行帶狀旋耕，耕作行距為200 mm，因此旋耕刀只排列在開溝器前方，單行2個刀座最大距離為80 mm，2行刀座行距為200 mm，單側旋耕刀軸長度為560 mm。刀座采用雙螺旋排列，如圖2所示。

2.1.2 破茬裝置運動學分析

旋耕刀有正轉和反轉兩種運動形式，本文設計采用雙軸結構，通過旋耕部件使土壤與秸稈復合體后拋，再由粉碎部件進行二次粉碎，使旋耕刀采用正轉方式，具體運動過程示意圖如圖3所示。

注：L1為兩行間距，mm；L2為單行最外側兩刀座間距離，mm；L3為刀座到軸邊的距離，mm；L4為刀座厚度，mm；L5為單行相鄰刀座間距離，mm；L6為半軸長度，mm；L7為刀座寬度，mm。

注：x為橫坐標，m；y為縱坐標，m；R為刀尖下端點的回轉半徑，m；R1為刀尖上端點的回轉半徑，m；R2為折彎處刀尖上端點的回轉半徑，m；R3為折彎處刀尖下端點回轉半徑，m；α1為刀尖拋土角，(°)；α2為旋耕刀切線速度與地面夾角，(°)；α3為旋耕刀末端與刀尖回轉半徑間夾角，(°)；α4為旋耕刀折彎處與回轉半徑間夾角，(°)；vm為機組前進速度，m·s -1；ω為刀軸旋轉角速度，rad·s-1；h為旋耕深度，m；o為軸心點; r1為刀軸內徑，m；r2為刀軸外徑，m；v0為刀尖切線速度，m·s -1。

由于破茬裝置的拋土角決定秸稈與土壤的拋出高度與距離，為確保粉碎部件能夠準確接收破茬裝置拋送過來的秸稈與土壤，因此需對拋土角進行分析，確定其最大拋土角1與最小拋土角0。在前進速度一定時，旋耕刀切線速度與地面夾角為

由余弦定理可知：

式中為旋耕刀折彎末端長度，m。

由式（1）與（2）可知，折彎處末端拋土角為

同理可知折彎處拋土角為

在旋耕深度為100 mm時，本文結構中=245 mm，=40 mm由公式（3）～（4）確定，拋土角為6°～21°。

切土節(jié)距為

式中為在徑向同一平面內刀具數量。

由公式（5）可知，在旋耕刀尺寸為定值時，切土節(jié)距與旋耕機前進速度、轉速以及刀具數量有關。因此，耕作黏重土壤時，切土節(jié)距應盡量小。由上述分析可知，粉碎裝置對土壤與秸稈粉碎程度也與刀具數量和轉速有關。

2.2 粉碎部件的設計與動力學分析

2.2.1 粉碎刀軸

粉碎刀軸的直徑和轉速影響作業(yè)功率的大小，由動力學[16]可知，粉碎刀軸轉速提高比直徑增大所消耗的功率大，同時考慮與之配套的拖拉機懸掛裝置及其他結構參數，在允許條件下應采用較大的刀輥直徑和較低的轉速。參考前人設計[17]，對比該機具實際工況，綜合考慮機具尺寸結構、成本以及標準件等因素，選取刀軸直徑140 mm。

針對工作幅寬，設計刀軸長度為1 200 mm，參考農業(yè)機械設計手冊[18]，刀座排列密度為0.2～0.4片/cm，刀座高度為60 mm，寬度為55 mm，具體結構如圖4所示。

注：L8為粉碎刀座寬度，mm；h1為刀軸與連接點之間的距離，mm；h2為刀座高度，mm；r3為刀軸內徑，mm；r4為刀軸外徑，mm。

2.2.2 甩 刀

甩刀有直刀與L型兩種，甩刀的側切刃結構顯著影響秸稈的粉碎效果，刃角越小切割效果越好，但過小會降低使用壽命，因此刃角采用30°[19]。由于旋耕刀折彎寬度為5 cm左右，因此甩刀折彎寬度設計為5 cm。根據留茬高度[20]以及前人研究[19]刀具長度取120～160 mm為宜，直刀與L型甩刀結構如圖5所示，其他參數如表2所示。

注：L9為刀具長度，mm；L10為L型甩刀未折彎長度，mm；h3為刀端與連接點間距離，mm；h4為刀具厚度，mm；l1為刀具寬度，mm；l2為刀具折彎寬度，mm；β1為切刃角，(°)；β2為折彎角，(°)。

表2 直刀與L型甩刀參數

2.2.3 粉碎部件的動力學分析

為探究甩刀對土垡的粉碎效果，對粉碎裝置進行力學分析。

由上述分析可知，由旋耕刀切削的土垡在理論上為月牙型垡片，但實際上因土壤的力學特性和旋耕刀的作用，很容易將月牙型破壞，形成大小不一的土垡。為方便分析和后續(xù)仿真，本文將土垡簡化為球體[21]，受力分析如圖6所示。

根據圖6甩刀和土垡的力學平衡方程如下：

圍繞粉碎甩刀鉸接中心2的力矩平衡方程為

分析可知，甩刀接觸土垡準備粉碎時，因受到土垡阻力等作用而繞回轉中心O產生偏轉，偏轉角度為β。當偏轉角過大β時，易造成土垡粉碎不徹底，粉碎效果差，達不到種床下粗上細的要求。因此甩刀質量不宜過小，當甩刀質量一定時，應盡可能使甩刀重心向刀端移動，以獲得相對較小的偏轉角，從而保證粉碎質量。

注：ff為土壤對甩刀的摩擦力，N；Qc為土壤內聚力，N；Ffc為甩刀的離心力，N；Nf為土壤對甩刀的支撐力，N；Gf為甩刀重力，N；γ1為Nf與x軸負向夾角，(°)；γ2為Qc與y軸負向夾角，(°)；γ3為Ffc與x軸正向夾角，(°)；βc為甩刀中心線與刀座中心線夾角，(°)；ωc為粉碎刀軸旋轉角速度，rad·s-1；o2為甩刀與刀座連接的中心點；o3為甩刀與土壤接觸點；W為粉碎刀軸；W1為甩刀；W2為土壤。

2.3 破茬粉碎過程分析

由于旋耕刀軸與粉碎刀軸的垂直高度與水平距離影響土壤以及秸稈的粉碎程度，為使土壤和秸稈得到最大程度的粉碎，對旋耕刀軸與粉碎刀軸運動進行分析，得到旋耕刀軸與粉碎刀軸垂直高度與水平距離的最佳位置參數。

2.3.1 破茬粉碎組合作業(yè)模式

根據破茬旋耕刀軸和二次粉碎刀軸轉向關系，旋耕刀軸和粉碎刀軸形成2種運動形式：兩軸相對轉向時，粉碎能力較強，但功率較高，易造成雍堵[22]。因此本文采用軸轉向相同組合。

2.3.2 旋耕刀軸與粉碎刀軸位置關系確定

旋耕刀軸與粉碎刀軸關系位置如圖7所示。為確定兩軸最佳位置關系，需對水平和垂直拋土距離進行計算。

根據圖7幾何關系，土垡離開旋耕刀后作斜上拋運動，忽略空氣阻力的情況下，水平拋土距離0可由下式確定：

最大拋土高度Y為

在旋耕刀軸轉速為240 r/min[23]、前進速度為1 m/s[24]時，將前文拋土角6°～21°帶入可得，斜上水平拋土距離為0.19～0.60 m，垂直拋土高度為0.02～0.24 m，由于最小水平距離為旋耕刀與甩刀回轉半徑之和，考慮機架整體強度，允許最大拋土距離不超過0.4 m。

注：H為旋耕刀軸與粉碎刀軸軸心高度差，m；L為旋耕刀軸與粉碎刀軸軸心水平距離，m；L0為水平拋土距離，m；V為土垡被拋出瞬間的初速度，m·s-1；ψ為V與地面之間夾角，(°)；Rc為甩刀的回轉半徑，m；Ym為最大拋土高度，m。

3 仿真試驗

為探究機具最佳工作條件，對各參數進行仿真試驗，以確定準確數值。

3.1 破茬開溝仿真分析

在EDEM仿真試驗當中，秸稈采用Hertz-Mindlin with bonding接觸模型，模型可以模擬秸稈的力學特性[25]。土壤采用Hertz-Mindlin with JKR接觸模型，模型是可壓縮黏性的模型，可模擬黏性較高的土壤[26-27]。

3.1.1 離散元模型

采用EDEM軟件建立破茬開溝裝置-秸稈-土壤離散元模型，破茬開溝裝置為65Mn，泊松比、密度和彈性模量分別為0.30、7 800 kg/m3和2.1×1011Pa[28-29]；水稻秸稈的泊松比、密度和剪切模量分別為0.40、227 kg/m3和1×106Pa，土壤泊松比、密度和剪切模量分別為0.38、2 644 kg/m3和1.86×106Pa[30-31]；土壤模型顆粒半徑為5 mm，接觸半徑為5.5 mm，表面能為12.73 J/m2[24]；水稻秸稈[25]顆粒半徑為5 mm，接觸半徑0.55 mm、單位面積法向剛度1.5×1010N/m3、單位面積切向剛度1×1010N/m3，臨界法向應力5×108Pa，臨界切向應力5×108Pa，粘結鍵半徑0.55 mm[32]；土槽尺寸為800 mm× 800 mm×400 mm，秸稈數量為300根。為簡化模型，根據結構對稱性，仿真試驗采用半軸，旋耕刀軸長度為560 mm。接觸模型參數如表3所示，離散元模型如圖8所示。

3.1.2 試驗因素與指標

以刀型、排列方式以及刀具數量影響因素進行試驗，固定破茬開溝裝置其水平移動速度1 m/s[24]，旋轉速度240 r/min[23]。

表3 離散元模型接觸參數

圖8 破茬開溝裝置離散元模型

刀具類型因素水平為鑿形刀、彎形刀、直角刀。排列方式因素水平為V形排列，雙螺旋排列，單螺旋排。根據破茬裝置的實際尺寸，刀具數量確定因素水平22、26、30為宜[33]。

水稻秸稈離散元模型基于Hertz-Mindlin with bonding接觸模型建立，采用粘結鍵將顆粒粘結，粘結鍵可抵抗一定外力的破壞[24]。當旋耕刀切割秸稈時，水稻秸稈離散元模型的粘接鍵會因剪應力而斷裂，仿真試驗以秸稈粘結鍵斷裂數量和功率為指標[11]。功率根據公式（10）確定[34]。

式中為功率，kW；為刀軸扭矩，N·m；為轉速，r/min；為牽引阻力，N。

3.1.3 正交試驗

為探究刀型、排列方式以及刀具數量三種因素最佳參數，進行三因素三水平正交試驗。試驗因素與試驗水平如表4所示。

表4 破茬裝置正交試驗因素水平表

試驗方案及試驗結果見表5。利用極差分析判斷主次因素，選出優(yōu)方案，極差分析如表6所示。由試驗結果可知，彎形刀和雙螺旋排列的2個指標最佳，破茬開溝過程主要切斷秸稈與根土復合體，因此要選擇秸稈粘結鍵斷裂數量較高的因素水平。針對試驗指標中，刀具數量30相比較26斷裂鍵數量增長21%，功率增長7%，綜合考慮，選擇彎形刀、雙螺旋排列方式以及刀具數量30為較優(yōu)參數。

表 5 破茬裝置試驗方案及結果

表6 破茬裝置試驗結果極差分析

3.2 粉碎部件仿真分析

由前文理論分析可知，土壤與秸稈粉碎程度與刀型、排列方式以及刀具數量有關，為探究粉碎部件的最佳工作參數，對3種影響因素進行仿真試驗分析。

在實際作業(yè)中，粉碎部件采用鉸接形式，單一EDEM軟件仿真不能實現(xiàn)多體運動，因此采用多體動力學仿真軟件ADAMS[35]與EDEM耦合。

3.2.1 多體動力學模型

甩刀由粉碎刀軸帶動旋轉而轉動，切割粉碎由破茬開溝機構拋來的土壤與秸稈，對甩刀與刀軸之間添加轉動副，對甩刀添加Gforce。刀軸添加轉動副與旋轉運動，轉速固定為破茬開溝裝置線速度的2倍，即600 r/min，并添加Gforce。模型材料采用Steel，粉碎刀軸長度1 200 mm，密度、楊氏模量和泊松比參數分別為7 801 kg/m3、2.07×1011Pa和0.29[36]。

3.2.2 離散元模型

采用EDEM軟件建立秸稈-土壤離散元模型，秸稈依舊采用顆粒替換，接觸模型為Hertz-Mindlin with bonding。由于粉碎部件作業(yè)對象為拋來的土壤，為簡化模型，僅對粉碎破茬部件進行仿真，由于球體土壤相對穩(wěn)定性高于半月牙型土垡，為簡化模型，將拋出土壤統(tǒng)一直徑為40 mm圓球土壤團[21]，并將土壤團采用顆粒替換。秸稈離散元模型及參數與上述3.1.1相同。設置土壤的泊松比、密度和剪切模量分別為0.38、2 680 kg/m3和1.2×106Pa[37]。土壤接觸模型為Hertz-Mindlin with bonding。顆粒半徑為3 mm、單位面積法向剛度5×107N/m3、單位面積切向剛度5×107N/m3，臨界法向應力3.72×104Pa，臨界切向應力3.72×104Pa，粘結半徑為4 mm。根據上述切茬開溝仿真結果土壤與秸稈拋出速度平均為5 m/s，仿真固定粉碎部件，只旋轉運動，秸稈與土壤運動初速度設置6 m/s，通過前文理論分析，拋土角為21°，在刀軸中心水平距離0.4 m、垂直高度0.2 m處生成土壤與秸稈。秸稈與土壤分別生成數量均為100個。接觸參數與上述仿真試驗相同。離散元模型如圖9所示。

圖9 粉碎裝置離散元模型

3.2.3 單因素試驗

對粉碎裝置進行試驗分析前，需對刀長進行單因素試驗分析。根據前文分析，甩刀長度為120～160 mm。采用上述模型參數，對2種刀型分別進行長度單因素試驗。為簡化模型，只采用單個刀具進行仿真，刀軸轉速為600 r/min，顆粒工廠每0.1 s生成土壤與秸稈各1個，連續(xù)生成10個，為排除隨機性干擾試驗，所有秸稈與土壤擺放位置相同，對應不同刀長調整位置，確保切割點相同。試驗指標為秸稈粘結鍵斷裂數量[24]、土壤粘結鍵斷裂數量[37]、功率。單因素直刀與L型仿真試驗結果如表7所示。

表7 刀長單因素仿真試驗結果

由表7可看出，140和160 mm直刀秸稈粘結鍵斷裂數量、土壤粘結鍵斷裂數量遠高于120 mm刀長。相比于140和160 mm刀長的秸稈粘結鍵斷裂數量增加2.7%，土壤粘結鍵斷裂數量增加8.8%，功率增加54.2%。由此可見，隨著刀具長度由140 mm增長到160 mm，工作效率增加量遠低于功率增加量，所以確定直刀最佳長度為140 mm。

140和160 mm L型刀具秸稈粘結鍵斷裂數量、土壤粘結鍵斷裂數量遠高于120 mm刀長。相比于140 mm，L型刀160 mm刀長的秸稈粘結鍵斷裂數量增加3%，土壤粘結鍵斷裂數量增加4.2%，功率增加72.8%。由此可見，隨著刀具長度由140 mm增長到160 mm，工作效率增加量遠遠低于功率增加量。所以L型刀最佳長度為140 mm。

3.2.4 正交試驗

以刀具類型、排列方式、刀具數量為試驗因素，試驗指標采用秸稈粘結鍵斷裂數量、土壤粘結鍵斷裂數量、功率。刀具類型為直刀、L型以及直刀+L型，考慮轉動平衡以及粉碎程度，直刀+L型為4+1式組合。排列方式為V形排列，雙螺旋排列，單螺旋排列。根據前文刀片排列密度，刀具數量在30～40為宜。試驗因素與水平以及試驗結果如表8、表9所示。利用極差分析判斷主次因素，選出優(yōu)方案，極差分析如表10所示。

表8 粉碎裝置正交試驗因素水平表

表9 粉碎裝置試驗方案及結果

從表10中數據分析得出，直刀+L型與L型皆優(yōu)于直刀，相對于直刀，L型刀的秸稈粘結鍵斷裂數量增加8.698%、土壤粘結鍵斷裂數量增加24.028%、功率增加12.42%。L型+直刀相對于直刀的秸稈粘結鍵斷裂數量增加2.338%、土壤粘結鍵斷裂數量增加8.706%、率增加1.194%。L型相對于L型+直刀的秸稈粘結鍵斷裂數量與土壤粘結鍵斷裂數量增加率遠遠低于功率的增加率，綜合考慮L型+直刀較好。

表10 粉碎裝置試驗結果極差分析

雙螺旋與V形排列2個指標最佳，但由于單V字形排列的轉動平衡性不如雙螺旋，因此選擇雙螺旋排列。

刀具數為40時秸稈粘結鍵斷裂數量與土壤粘結鍵斷裂數量最高，與刀具數量35相比，秸稈粘結鍵斷裂數量、土壤粘結鍵斷裂數量和功率分別增加13.22%、24.32%、11.75%。

綜合考慮，以刀型為L型（32把）+直刀（8把），排列方式為雙螺旋，刀具數量為40優(yōu)組合。

3.3 雙軸破茬免耕裝置作業(yè)性能仿真試驗分析

為探究雙軸破茬粉碎部件的相對位置與雙軸轉速值，進行EDEM-ADAMS耦合仿真試驗。

3.3.1 仿真模型建立

采用破茬開溝裝置-秸稈-土壤模型，仿真參數與破茬開溝部件相同。多體動力學仿真采用與粉碎部件仿真相同模型，參數一致。

3.3.2 試驗因素與指標

由于破茬、粉碎部件參數均已確定，因此只分析兩軸水平、垂直高度、旋耕刀軸以及粉碎刀軸轉速對作業(yè)性能的影響。

旋耕刀軸轉速參照旋耕機常用轉速[14]以及前人研究[23]，設定區(qū)間190～290 r/min，由于兩軸同向旋轉，粉碎刀軸轉速為旋耕刀軸的2倍以上，因此粉碎刀軸轉速選取600～1000 r/min。根據實際拋土距離與拋土高度，（考慮機具總體長度和高度以及強度）選取雙兩軸心水平距離為455～855 mm，垂直高度為0～300 mm。試驗指標采用粘結鍵斷裂數量與功率。

3.3.3 二次回歸正交旋轉組合試驗與分析

進行四因素五水平的二次回歸旋轉正交組合試驗（1/2實施），試驗因素與水平、試驗方案及結果以及方差分析如表11、12和13所示。

表11 雙軸破茬免耕裝置試驗因素與水平

表12 雙軸破茬免耕裝置試驗方案及結果

用Design Expert對試驗結果進行分析，剔除不顯著因素，得到秸稈粘結鍵斷裂數量1、作業(yè)功率2為

式中1～4為1～4的編碼值。

表13 方差分析

注：0.01≤<0.05 為顯著；<0.01 為極顯著。

Note: Significant when 0.01≤<0.05; Extremely significant when<0.01.

3.3.4 響應面分析

采用Design Expert軟件得到交互因素對粘結鍵斷裂數量影響的響應曲面，如圖10所示。

如圖10a所示，粉碎刀軸轉速較低時，粘結鍵斷裂數量隨旋耕刀軸轉速提高而增加，但隨著粉碎刀軸的轉速增加，斷裂數量反而降低，這可能由于粉碎刀軸轉速過快，使粉碎后回彈的土壤速度較快，與拋來的土壤和秸稈相互抵消，使得粉碎刀軸接觸到的土壤秸稈變少。

如圖10b所示，雙軸水平距離較小時，隨著旋耕刀軸轉速提高而增加，水平距離增大時，粘結鍵斷裂數量繼續(xù)增加，這可能是由于隨著水平距離的增大，逐漸找到最佳粉碎位置。

如圖10c所示，雙軸垂直高度較小時，隨著旋耕刀軸轉速提高而增加，垂直高度增大時，粘結鍵斷裂數量減少，這可能是隨著垂直高度的增大，導致粉碎刀軸接收的土壤與秸稈越來越少。

如圖10d所示，雙軸水平距離較小時，粘結鍵斷裂數量隨旋耕刀軸轉速提高而減少，水平距離增大時，粘結鍵斷裂數量開始緩慢增加，這可能是由于水平距離的增大，導致土壤與秸稈相互抵消作用減小。

對目標函數進行優(yōu)化求解，約束條件如式（12）所示。

得到優(yōu)化參數組合為：旋耕刀軸轉速286 r/min、粉碎刀軸轉速605 r/min、雙軸水平距離548 mm、雙軸垂直距離168 mm，在此條件下，粘結鍵斷裂數量3 116，作業(yè)功率2.58 kW。根據最優(yōu)參數進行驗證試驗，得到粘結鍵斷裂數量2 985和作業(yè)功率2.65 kW，與預測值相對誤差分別為4.39%、2.71%，優(yōu)化結果可靠。

圖10 交互因素作用對粘結鍵斷裂數量的影響

Fig.10 Effect of interaction factors on number of broken bonds

4 田間試驗

根據最優(yōu)參數組合完成樣機試制，并進行田間試驗，驗證該機是否滿足作業(yè)要求。

4.1 試驗條件與設備

2021年10月在湖北省團風縣長盛農機專業(yè)合作社的試驗田進行稻茬地小麥免耕播種試驗。試驗地為全量秸稈稻茬覆蓋的田塊，稻茬高度為23～28 cm，秸稈含水率為43.12%，覆蓋率為65.72%，覆蓋量為0.93 kg/m2。試驗田黏粒含量為22.36%，0～30 cm處土層平均堅實度、質量含水率和土壤容重分別為1 653 kPa、30.32%和1.39 g/cm3。拖拉機型號為江蘇清江654，播種時行駛速度為1 m/s。

雙軸破茬免耕裝置通過三點懸掛與拖拉機連接，采用萬向節(jié)將變速箱輸入軸與拖拉機動力輸出軸連接傳遞動力。

4.2 試驗方法

4.2.1 機具通過性

根據《GB/T 20865-2017免(少）耕施肥播種機》[38]和小麥免耕播種機防堵性能檢測項目與檢測方法：測區(qū)長度不得小于60 m，在往返一個的行程內，不得發(fā)生堵塞或有一次輕度堵塞即視為合格，測試行程不得少于3次。

4.2.2 切斷率與切茬率

作業(yè)完成后在作業(yè)區(qū)隨機選取 9 個測區(qū)，每個測區(qū)長1 m，寬度為一個播種帶。作業(yè)后秸稈以及根茬沒有明顯斷口視為未被切斷，其余秸稈以及根茬視為被切斷。統(tǒng)計播種帶被切斷秸稈、根茬數和秸稈、根茬總數。切斷率計算公式為

式中P為秸稈或根茬切斷率，%；N為測量區(qū)內切斷的秸稈或根茬數；N為測量區(qū)內秸稈或根茬總數。

4.2.3 斷條率

出苗后測定斷條率。將播種作業(yè)區(qū)進行劃分，將任意一區(qū)的一條對角線等分為6段，以兩個端點和中點外的4個等分點為中心，取與播種行方向垂直的2個作業(yè)幅寬、長度約為20 m的區(qū)域測定斷條長度。按公式（14）計算斷條率。所有測區(qū)的平均值為最終斷條率。

式中T為斷條率，%；D為斷條長度，m；為測區(qū)數；H為播種行數。

4.2.4 出苗率

在播種30 d后，采用5采樣點法確定取樣區(qū)域（每個區(qū)域面積為1m2）來測量出苗率。隨機選取測試樣本地塊后，在所確定5個測區(qū)內，隨機取3個測區(qū)，以1 m為一個測區(qū)長度范圍，10 cm為一個測段，進行出苗率檢測，按式（15）計算出苗率。

式中C為出苗率，%；m為每行苗數；為測區(qū)段數；B為測區(qū)理論播種數量。

4.3 試驗結果與分析

4.3.1 機具通過性

如圖11所示，在試驗田進行了3次測試，3個作業(yè)過程中均未出現(xiàn)堵塞情況。

圖11 田間試驗

4.3.2 切斷率與切茬率

切斷率與切茬率試驗結果如表14所示。由表14可知，平均切斷率與切茬率分別為95.09%和95.16%，表明雙軸破茬裝置可以較好地將秸稈以及根茬進行粉碎，防止秸稈和根茬纏繞堵塞開溝器。

表14 切斷率和切茬率

4.3.3 出苗率與斷條率

播種后30 d進行出苗率及斷條率的測試，結果如表15所示。由表15可知，田間平均出苗率為95.29%，斷條率為0。

表15 播種后30 d出苗率及斷條率

4.4 苗情調查

在5個大區(qū)確定3個點，每個點1 m2，如圖12所示。先在11月調查基本苗，在12月冬至節(jié)前后調查最高苗，結果如表16所示，分蘗比最高達到了1∶2.19。

圖12 苗情調查

表16 苗情調查結果

5 結 論

為滿足長江中下游稻麥輪作區(qū)小麥少免耕播種技術的應用，針對土壤黏重大、秸稈覆蓋量大、根茬韌性強的特點，研制了雙軸破茬免耕裝置，對雙軸破茬免耕裝置進行力學和運動學分析，主要結論如下：

1）建立防堵裝置-秸稈-土壤離散元模型、EDEM-ADAMS耦合模型，進行三因素三水平正交仿真試驗確定開溝破茬機構的最佳參數，結果為：30把旋耕刀進行雙螺旋排列，刀軸轉速286 r/min。進行單因素試驗確定直刀、L型的最佳長度140 mm。進行三因素三水平正交仿真試驗試驗確定粉碎裝置的最佳參數：L型刀（32把）和直刀（8把）進行雙螺旋排列。根據二次回歸正交旋轉組合試驗及曲面響應分析法，確定旋耕刀軸與粉碎刀軸轉速和位置：旋耕刀軸轉速286 r/min、粉碎刀軸轉速605 r/min、水平距離548 mm、垂直高度168 mm。

2）田間試驗結果表明，當秸稈覆蓋量為0.93 kg/m2時，雙軸破茬免耕裝置的平均切斷率以及切茬率分別為95.09%和95.16%，機具通過性良好，滿足南方稻茬地保護性耕作的作業(yè)要求，出苗率達到95.29%，分蘗比最高達到1∶2.19，滿足當地農藝要求

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Development of the biaxial stubble breaking no-tillage device for rice stubble field based on EDEM-ADAMS simulation

Zhu Huibin1, Wu Xian1, Bai Lizhen1※, Qian Cheng1, Zhao Haoran1, Li Hui2

(1.,,650500,; 2.,250010,)

Conservation tillage is widely used for the wheat and maize in a dry land. However, the blockage of planters and the low quality of no-tillage sowing have posed a great challenge on to the rice-wheat rotation in the middle and lower reaches of the Yangtze River, due to the heavy soil viscosity, strong root toughness, and a large amount of straw. It is difficult for one-time tillage to meet the requirements of the seedbed. The secondary operations on the soil and stubble of the seedbed also need to improve the soil fluidity of the seedbed for the less blockage of small row spacing crops when sowing, particularly for the effective separation of seed fertilizer and the quality of sowing. In this study, a biaxial stubble stubble-breaking no-tillage device was designed for the rice stubble field using the EDEM-ADAMS platform, according to the milling, impact, crushing, and throwing. A kinematic analysis was made to obtain the trajectories of the rotary and crushing blade shafts. The discrete element model of “the stubble breaking and ditching device-straw-soil” was established by the EDEM software. The optimal parameters of the stubble breaking and ditching device were optimized by an orthogonal experiment, together with the crushing device. The length parameters of the blade were also determined by the single single-factor test. An optimal combination of working parameters was obtained by the quadratic regression orthogonal rotation test and response surface method. Among them, the rotation speed of the rotary and crushing blade shaft, and the horizontal and vertical distance of the two axes were selected as influencing factors, while the number of bond fractures and power consumption were the experimental indexes. Accordingly, a field test was carried out using the prototype. The optimal parameters of the machine were achieved as follows. 30 rotary blades were selected in the double helix arrangement of the stubble stubble-breaking device, where the rotation speed of the blade shaft was 286 r/min. 32 L-type and 8 straight blades in the double helix arrangement were used in the crushing device, where the tool axis speed was 605 r/min. The biaxial horizontal and vertical distances were 548, and 168 mm, respectively, under the maximum number of bonding fractures and the minimum power. The simulation was verified with the above optimal parameters. It was found that the number of bonding fractures was 2 985, and the operating power was 2.65 kW, with the relative errors of 4.39 %, and 2.71 %, respectively. A field experiment was then conducted on the rice stubble field in Hubei Province of China. The excellent passability of the machine was achieved, where the straw coverage was 0.93 kg/m2, the average cutting rate of rice straw was 95.09%, and the average cutting rate of rice root stubble was 95.16%. The average seedling emergence rate was 95.29 % in the field, fully meeting the agronomic requirements of rice stubble fields. Thus, this finding can provide a strong reference for the biaxial rotary tillage device suitable for the stubble difficult to crush and the high soil viscosity during no-tillage sowing.

agricultural machinery; simulation; stubble breaking and crushing; less and no-tillage; anti-blocking; EDEM-ADAMS

10.11975/j.issn.1002-6819.2022.19.002

S223.2

A

1002-6819(2022)-19-0010-13

朱惠斌，吳憲，白麗珍，等. 基于EDEM-ADAMS仿真的稻茬地雙軸破茬免耕裝置研制[J]. 農業(yè)工程學報，2022，38(19)：10-22.doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2022.19.002 http://www.tcsae.org

Zhu Huibin, Wu Xian, Bai Lizhen, et al. Development of the biaxial stubble breaking no-tillage device for rice stubble field based on EDEM-ADAMS simulation[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2022, 38(19): 10-22. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2022.19.002 http://www.tcsae.org

2022-07-18

2022-09-27

國家自然科學基金項目（51865022）

朱惠斌，博士，教授，研究方向為丘陵山區(qū)保護性耕作技術。Email：hbzhu113@163.com

白麗珍，高級實驗師，研究方向為智能農業(yè)裝備測控技術，Email：lzhbai@qq.com

中國農業(yè)工程學會會員：朱惠斌（E041201176S）