聯(lián)合整地機(jī)勻土旋平刀輥設(shè)計(jì)與試驗(yàn)

劉尚坤，劉 超，張秀花，劉江濤，弋景剛，張晉國(guó)

·農(nóng)業(yè)裝備工程與機(jī)械化·

聯(lián)合整地機(jī)勻土旋平刀輥設(shè)計(jì)與試驗(yàn)

劉尚坤，劉 超，張秀花，劉江濤，弋景剛，張晉國(guó)

（1. 河北農(nóng)業(yè)大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，保定 071001；2. 河北省智慧農(nóng)業(yè)裝備技術(shù)創(chuàng)新中心，保定 071001）

為解決聯(lián)合整地機(jī)破茬翻埋作業(yè)后地表平整度低、土壤分布不均勻的問題，該研究設(shè)計(jì)了分段反螺旋式勻土旋平刀輥，提出田口法結(jié)合離散元仿真的刀輥參數(shù)設(shè)計(jì)思路。首先定性分析并確定了影響刀輥軸向運(yùn)土和拋土的關(guān)鍵因素及水平；然后以作業(yè)后地表平整度為優(yōu)化目標(biāo)，以沙壤土和黏壤土為噪聲因子，利用田口法設(shè)計(jì)試驗(yàn)并進(jìn)行離散元仿真，得出適應(yīng)不同土壤類型的最優(yōu)參數(shù)組合為：刀軸轉(zhuǎn)速300 r/min、螺旋升角70°、旋耕刀型號(hào)IT245、刀軸直徑80 mm、刀座間距62 mm、旋耕刀雙螺旋排布，此時(shí)地表平整度仿真值為14.2 mm。以最優(yōu)參數(shù)組合制造樣機(jī)并進(jìn)行田間驗(yàn)證試驗(yàn)，作業(yè)后地表平整度為11.6 mm、土壤分布均勻度為92.6%、耕深穩(wěn)定性系數(shù)為93.2%、破土率為86.4%，優(yōu)于小麥種植對(duì)耕整地的要求，所設(shè)計(jì)的刀輥有效。研究結(jié)果可為聯(lián)合整地機(jī)刀輥設(shè)計(jì)提供參考。

離散元；田口法；聯(lián)合整地機(jī)；分段反螺旋刀輥；地表平整度

0 引 言

中國(guó)華北地區(qū)以小麥-玉米輪作種植方式為主，小麥種植土地需滿足深、細(xì)、透、實(shí)、平的整地要求[1-2]。聯(lián)合整地機(jī)通過破茬、深松、翻埋實(shí)現(xiàn)秸稈還田、打破犁底層、改變土壤通透性等功能[3-5]，作業(yè)地表平整度是整地機(jī)的一個(gè)關(guān)鍵技術(shù)指標(biāo)[6]，對(duì)保障小麥種植后續(xù)農(nóng)藝過程及經(jīng)濟(jì)效益具有重要意義。

王金武等[7]利用對(duì)稱式球面圓盤合墑裝置和改進(jìn)的柵條式碎土裝置聯(lián)合作業(yè)提高聯(lián)合整地機(jī)作業(yè)后地表平整度，達(dá)到耕層上實(shí)下虛的要求；鄭侃等[8]設(shè)計(jì)了一款適用于開溝旋耕機(jī)的漸變螺旋升角勻土刀輥，提高了地表平整度和土壤軸向分布均勻度；周華等[9]設(shè)計(jì)了一款秸稈還田深松旋埋聯(lián)合耕整機(jī)，通過優(yōu)化刀輥上刀具排布提升了地表平整度和其他性能；Zheng等[10]根據(jù)深松旋耕聯(lián)合作業(yè)機(jī)深松后土壤的分布特征，設(shè)計(jì)了一款長(zhǎng)短刀組合式旋耕刀輥，提高了作業(yè)地表平整度；Yu等[11]設(shè)計(jì)了一款適用于秸稈還田中耕機(jī)的雙螺旋刀輥，利用EDEM離散元仿真優(yōu)化結(jié)構(gòu)參數(shù)，達(dá)到提高地表平整度目的。以上研究均沒有考慮土壤類型變化對(duì)作業(yè)效果的影響，優(yōu)化結(jié)果局限于固定土壤類型。但實(shí)際作業(yè)中，不同地塊或同一地塊的不同區(qū)域會(huì)存在土壤物理特性差異，因此，在提升地表平整度時(shí)需要考慮土壤類型對(duì)作業(yè)效果的影響。

田口法是由田口玄一在響應(yīng)面試驗(yàn)和正交試驗(yàn)的基礎(chǔ)上提出的一種試驗(yàn)方法[12]，通過增添噪聲因子設(shè)計(jì)試驗(yàn)，具有提升產(chǎn)品抵御外界干擾能力的優(yōu)點(diǎn)，已廣泛應(yīng)用于汽車、化工、機(jī)加工等行業(yè)[13-14]。

本文針對(duì)聯(lián)合整地機(jī)破茬翻埋作業(yè)后地表平整度低和土壤分布不均勻的問題，設(shè)計(jì)了分段反螺旋式勻土旋平刀輥，并將田口法引入整地機(jī)勻土旋平刀輥參數(shù)優(yōu)化中，以土壤類型為噪聲因子，結(jié)合離散元仿真優(yōu)化勻土旋平刀輥工作參數(shù)，根據(jù)優(yōu)化參數(shù)制造物理樣機(jī)并進(jìn)行田間試驗(yàn)，驗(yàn)證分段反螺旋式勻土旋平刀輥設(shè)計(jì)的有效性和田口法試驗(yàn)設(shè)計(jì)的穩(wěn)健性。

1 聯(lián)合整地機(jī)結(jié)構(gòu)方案與工作原理

1.1 聯(lián)合整地機(jī)結(jié)構(gòu)方案

聯(lián)合整地機(jī)結(jié)構(gòu)由破茬裝置、翻埋裝置、勻土旋平裝置和鎮(zhèn)壓裝置組成，其中翻埋裝置包括機(jī)具中心線上的雙翼開溝犁和相對(duì)中心線對(duì)稱安裝的4個(gè)單翼鏵式犁，結(jié)構(gòu)方案如圖1所示，整機(jī)尺寸為3 730 mm′2 538 mm′1 340 mm，工作幅寬2.1 m，破茬刀輥?zhàn)鳂I(yè)深度（1）12 cm，勻土旋平刀輥?zhàn)鳂I(yè)深度（2）15 cm，翻埋作業(yè)深度（3）30 cm。

注：h1為破茬刀輥?zhàn)鳂I(yè)深度，mm；h2為勻土旋平刀輥?zhàn)鳂I(yè)深度，mm；h3為翻埋作業(yè)深度，mm。

1.2 工作原理

工作時(shí)，聯(lián)合整地機(jī)與拖拉機(jī)通過三點(diǎn)懸掛連接，由拖拉機(jī)提供動(dòng)力，破茬裝置將玉米根茬打碎，然后翻埋裝置通過交錯(cuò)式雙翼開溝犁、單翼鏵式犁打破犁底層，將破碎后的玉米根茬和地表殘留秸稈埋入土壤，隨后勻土旋平裝置通過勻土旋平刀輥碎土并把土壤壅入墑溝，最后利用鎮(zhèn)壓裝置壓實(shí)表層土壤，達(dá)到單次作業(yè)即可滿足破茬翻埋、土壤細(xì)碎和地表平整、上實(shí)下虛的小麥播種整地要求。

2 勻土旋平刀輥設(shè)計(jì)與分析

破茬作業(yè)后，雙翼犁將機(jī)具中心土壤翻向兩側(cè)，與機(jī)具中軸線對(duì)稱布置的4個(gè)單翼犁將兩側(cè)土壤翻向中心，兩側(cè)邊產(chǎn)生墑溝，由于靠近機(jī)具中軸線的2個(gè)單翼犁不能將雙翼犁翻出的土壤完全回填，使中軸線上也產(chǎn)生較淺的墑溝，翻埋后地表呈M形分布。采用普通刀輥旋平及鎮(zhèn)壓后地表仍呈M形，不能滿足小麥種植平整度要求。

2.1 勻土旋平刀輥設(shè)計(jì)

為實(shí)現(xiàn)旋耕后土壤均勻分布及鎮(zhèn)壓平整，借鑒螺旋輸送原理，根據(jù)翻埋后地表M形分布中兩凸起位置間距及墑溝填土需求，本文設(shè)計(jì)了一種分段反螺旋式勻土旋平刀輥。該刀輥與刮土板、齒輪箱和機(jī)架組成勻土旋平裝置。刀輥的旋耕刀排列方式及螺旋線展開如圖2所示，左右2個(gè)刀輥與齒輪箱對(duì)稱布置，每側(cè)刀軸設(shè)計(jì)為I和II兩段，分別按2條螺旋線等距布置旋耕刀，其中I段在每個(gè)位置上朝外側(cè)徑向?qū)ΨQ布置2把旋耕刀，將部分土壤壅入兩側(cè)墑溝；II段在1′、2′、3′每個(gè)位置上朝內(nèi)側(cè)徑向?qū)ΨQ布置2把旋耕刀，將部分土壤壅入中間墑溝；每側(cè)刀座數(shù)量為15，每側(cè)旋耕刀總數(shù)量為32；2段螺旋線的升角方向相反，大小相等，即1=2；2段螺旋線相鄰處1與1′的起始點(diǎn)相位差為90°，以利于勻土及載荷平衡。

注：k1、k2為螺旋線周數(shù)；D為刀軸直徑，mm；H為導(dǎo)程，mm；l1、l2為螺旋升角，(°)；Z為刀座間距，mm；13、12、11，……，1′、2′、3′為刀座位置編號(hào)。

2.2 螺旋刀輥軸向運(yùn)土影響因素分析

為保證合適的運(yùn)土量，必須明確螺旋刀輥參數(shù)，確定刀輥軸向運(yùn)土的影響因素及水平，探求最優(yōu)參數(shù)組合。

旋耕刀在刀軸上按螺旋線分布，螺旋線軌跡為：

式中0為螺旋線上繞動(dòng)點(diǎn)角速度，rad/s；、和分別為螺旋線上繞動(dòng)點(diǎn)坐標(biāo)值，mm；為螺旋升角，(°)。

螺旋升角是重要的勻土效果影響因素，當(dāng)轉(zhuǎn)速一定時(shí)，增加，土壤輸送速度增大[15]，但過大易產(chǎn)生較大振動(dòng)，而過小則會(huì)引起刀間夾土，的合理范圍為54°～85°[16]，本文試驗(yàn)取54°、70°、85°三個(gè)水平。

由式（1）可知，當(dāng)螺旋升角一定時(shí)，刀軸直徑與成正比，若直徑增大則導(dǎo)程增大、運(yùn)土效果增強(qiáng)[17-18]，但是刀軸直徑過大會(huì)導(dǎo)致旋耕刀與機(jī)具干涉，直徑過小會(huì)降低機(jī)械強(qiáng)度，根據(jù)機(jī)架結(jié)構(gòu)參數(shù)和刀軸力學(xué)校核，刀軸直徑取70、80和90 mm三個(gè)水平。

螺旋刀輥軸向運(yùn)土過程中，部分土壤會(huì)從相鄰兩旋耕刀的間隙被拋到機(jī)具后側(cè)，所以相鄰旋耕刀的間距也是影響軸向運(yùn)土的關(guān)鍵因素，刀座間距與旋耕刀工作幅寬存在如下關(guān)系：

式中為刀座間距，mm；為旋耕刀工作幅寬，mm；D為余量，查《農(nóng)業(yè)機(jī)械設(shè)計(jì)手冊(cè)》為15～20 mm。

參照國(guó)標(biāo)GB/T 5669—2008《旋耕機(jī)械刀和刀座》，刀座軸向間距取50、60和70 mm三個(gè)水平。

此外，旋耕刀雙螺旋布置相比于單螺旋布置運(yùn)土效率增大，因此刀輥的螺旋頭數(shù)也是影響刀輥運(yùn)土性能的因素，取單螺旋和雙螺旋2個(gè)水平。

2.3 旋耕刀拋土影響因素分析

勻土旋平作業(yè)時(shí)，旋耕刀將前側(cè)土壤打碎拋到后側(cè)，土壤的落地位置會(huì)影響平整效果，故對(duì)旋耕刀拋土過程的土壤顆粒建立受力分析模型，分析旋耕刀拋土影響因素。如圖3所示，分別以土壤顆粒中心位置和刀軸中心0為原點(diǎn)建立直角坐標(biāo)系，假設(shè)土壤顆粒與旋耕刀無(wú)相對(duì)位移、土壤顆粒間無(wú)摩擦力[19]，土壤顆粒即將脫離旋耕刀的瞬時(shí)有如下受力關(guān)系：

其中：

=（6）

式中為土壤顆粒質(zhì)量，kg；g為重力加速度，m/s2；為土壤顆粒與旋耕刀間摩擦系數(shù)。

注：Fx為x方向上土壤顆粒所受合力，N；G為土壤顆粒重力，N；θ為旋耕刀折彎角，(°)；F1為離心力在z0軸上的分力，N；fx為x方向的摩擦力，N；Fy為y方向上土壤顆粒所受合力，N；FC為離心力，N；α為顆粒脫離時(shí)刀軸轉(zhuǎn)角，(°)；fy為y方向的摩擦力，N；Fz為z方向上土壤顆粒所受合力，N；FN為旋耕刀對(duì)土壤顆粒的支持力，N；ω為刀軸回轉(zhuǎn)角速度，rad·s-1；R1為土壤顆?；剞D(zhuǎn)半徑，m。

土壤顆粒只沿著旋耕刀表面切向被拋出，此時(shí)F=0，結(jié)合式（3）～（9）可得土壤顆粒在和方向上的合力分別為

土壤顆粒被拋出瞬時(shí)所受到的合力為

式中F為土壤顆粒所受到的合力，N；為土壤顆粒離開旋耕刀時(shí)的瞬時(shí)速度，m/s；為土壤顆粒離開旋耕刀時(shí)的瞬時(shí)加速度，m/s2。

由式（10）～（12）可知，土壤顆粒的拋出速度和加速度由摩擦系數(shù)、旋耕刀折彎角、回轉(zhuǎn)半徑1、刀軸轉(zhuǎn)速?zèng)Q定，相關(guān)研究表明[20]，平整度還與旋耕刀正切刃形狀、切土節(jié)距、耕深有關(guān)。

土壤與旋耕刀的摩擦系數(shù)主要由土壤類型決定，根據(jù)DB13/T 1053-2009《山前平原區(qū)小麥-玉米減蒸降耗節(jié)水高產(chǎn)技術(shù)規(guī)程》和NY/T 1409-2007《旱地玉米機(jī)械化保護(hù)性技術(shù)規(guī)范》，小麥-玉米輪作區(qū)的土壤主要為沙壤土和黏壤土。

旋耕刀折彎角、回轉(zhuǎn)半徑1和正切刃形狀由旋耕刀型號(hào)決定，根據(jù)GB/T 5669－2008《旋耕機(jī)械刀和刀座》，水旱田耕作常用的旋耕刀有IT225、IT245和IT260三種型號(hào)。

刀軸轉(zhuǎn)速由式（13）計(jì)算：

式中為旋耕刀轉(zhuǎn)速，r/min；0為機(jī)具前進(jìn)速度，m/s；0為切土區(qū)域內(nèi)圓周設(shè)置的刀片數(shù)，對(duì)稱布置取2；0為切土節(jié)距，cm。

研究表明[21]，機(jī)具前進(jìn)速度為1.5 m/s時(shí)，破茬裝置的破茬率達(dá)100%，根據(jù)土壤特性和《農(nóng)業(yè)機(jī)械設(shè)計(jì)手冊(cè)》，選擇切土節(jié)距分別為15、17.5和20 cm，求出對(duì)應(yīng)刀輥轉(zhuǎn)速分別為225、260和300 r/min。

由以上分析可知，土壤類型、旋耕刀型號(hào)、刀輥轉(zhuǎn)速是影響整地機(jī)作業(yè)后地表平整度的另3個(gè)關(guān)鍵因素。

3 基于田口法與離散元仿真的刀輥參數(shù)優(yōu)化

在理論分析基礎(chǔ)上，借助離散元仿真獲取試驗(yàn)數(shù)據(jù)，利用田口法設(shè)計(jì)試驗(yàn)并確定最佳平整度對(duì)應(yīng)的最優(yōu)參數(shù)組合，以達(dá)到減少試驗(yàn)次數(shù)、降低試驗(yàn)成本、提高地表平整度和機(jī)具穩(wěn)健性的目的。

3.1 土槽模型的建立

因?yàn)榉鬯榈慕斩捄透缭谕寥乐姓急容^小且大部分被翻埋土壤覆蓋，對(duì)刀輥勻土旋平作業(yè)效果影響很小，故建立僅含土壤的土槽模型分析刀輥的作業(yè)效果。沙壤土破碎后土壤顆粒保持松散狀態(tài)，因此選擇Hertz Mindlin with Bonding接觸模型[22-23]，相關(guān)研究表明[24-25]，沙壤土的泊松比為0.35，剪切模量為1′106Pa，密度為2 550 kg/m3；土壤顆粒之間的恢復(fù)系數(shù)為0.6，靜摩擦系數(shù)為0.28，動(dòng)摩擦系數(shù)為0.11；土壤與機(jī)具元件間的恢復(fù)系數(shù)為0.6，靜摩擦系數(shù)為0.5，動(dòng)摩擦系數(shù)為0.05。

黏壤土破碎后土壤顆粒間存在一定的黏性，因此選擇Hertz Mindlin with JKR接觸模型[26]。相關(guān)研究表明[27-28]，黏壤土的泊松比為0.37，剪切模量為1.82′106Pa，密度為2315 kg/m3；土壤顆粒之間的恢復(fù)系數(shù)為0.55，靜摩擦系數(shù)為0.84，動(dòng)摩擦系數(shù)為0.1；土壤與機(jī)具元件間的恢復(fù)系數(shù)為0.3，靜摩擦系數(shù)為0.6，動(dòng)摩擦系數(shù)為0.1，JKR表面能為12.73 J/m2。

機(jī)具材料為鋼材，其本征參數(shù)[29]為：泊松比0.3，剪切模量7.9×1010Pa，密度7 865 kg/m3。土壤與機(jī)具接觸時(shí)僅考慮基本的接觸力，所以沙壤土顆粒、黏壤土顆粒與機(jī)械元件接觸模型均采用無(wú)滑動(dòng)的Hertz Mindlin模型[30]。為了提高計(jì)算速度，沙壤土和黏壤土土壤顆粒半徑均設(shè)為10 mm，然后在離散元仿真軟件EDEM中分別建立長(zhǎng)寬高為3 000 mm′2 400 mm′400 mm的沙壤土土槽和黏壤土土槽。

3.2 田口法試驗(yàn)設(shè)計(jì)

在Mintab中采用田口法設(shè)計(jì)試驗(yàn)，以作業(yè)后的地表平整度作為優(yōu)化目標(biāo)，考慮作業(yè)土壤黏性的不可控性，將土壤類型設(shè)為噪聲因子，螺旋頭數(shù)、旋耕刀型號(hào)、刀軸轉(zhuǎn)速、螺旋升角、刀軸直徑、刀座間距為影響因素；各因素及水平如表1所示，根據(jù)表1設(shè)計(jì)L18（21′35）正交表作為田口試驗(yàn)的內(nèi)表，土壤類型沙壤土和黏壤土為田口試驗(yàn)的外表，外表對(duì)應(yīng)的2列仿真試驗(yàn)數(shù)據(jù)即為地表平整度響應(yīng)列。

表1 試驗(yàn)因素及水平

為保證刀輥?zhàn)鳂I(yè)前土槽土壤顆粒分布狀態(tài)相同，破茬、翻埋和勻土旋平作業(yè)獨(dú)立進(jìn)行，在Solidworks中分別建立整地機(jī)破茬裝置、翻埋裝置和勻土旋平裝置的三維模型。按1.1節(jié)中各作業(yè)部件入土深度，依次進(jìn)行破茬作業(yè)（圖4a）、翻埋作業(yè)（圖4b）和勻土旋平作業(yè)仿真（圖4c），由于勻土旋平裝置中的刮土板具有一定的刮平和鎮(zhèn)壓作用，為了更好地體現(xiàn)勻土旋平刀輥的整平效果，在三維模型中減少刮土板高度，使其處于土層上方，僅起到遮擋飛濺土壤的作用。

圖4 離散元仿真模型

仿真結(jié)束后，利用Clipping切片功能對(duì)勻土旋平作業(yè)后的土壤穩(wěn)定區(qū)進(jìn)行隨機(jī)采樣，每隔50 mm截取長(zhǎng)50 mm的土槽作為一個(gè)樣本，每次仿真試驗(yàn)采集3個(gè)樣本，采樣方法如圖5a所示。將每個(gè)樣本切片的切面分別導(dǎo)入CAXA中，在作業(yè)幅寬范圍內(nèi)每隔150 mm（即小麥窄行播種行距）做該處最高點(diǎn)顆粒的切線，測(cè)量此處切線與土槽底部橫線的距離，記為i（取樣點(diǎn)數(shù)=1～15），測(cè)量方法如圖5b所示，每次試驗(yàn)取3個(gè)樣本，共采集45個(gè)數(shù)據(jù)，由式（14）計(jì)算均方差，表征地表平整度。

注：Xi（i=1～15）為第i點(diǎn)土層厚度測(cè)量值，mm。

3.3 仿真試驗(yàn)與結(jié)果分析

按照田口法中正交表各因素組合方式（表2中因素變量1～6列）分別建立勻土旋平裝置的18個(gè)三維模型，再以破茬和翻埋作業(yè)后相同土壤顆粒分布狀態(tài)的土槽為作業(yè)對(duì)象，分別在沙壤土和黏壤土中仿真勻土旋平作業(yè)，由式（14）計(jì)算每次作業(yè)的地表平整度并計(jì)入表2中沙壤土和黏壤土地表平整度響應(yīng)列。響應(yīng)列數(shù)值越小說明地表平整度越高，故選擇望小特性進(jìn)行田口試驗(yàn)分析[31]，得出信噪比主效應(yīng)、均值主效應(yīng)分別如圖6a、6b所示，信噪比方差和均值方差如表3所示。

圖6a中信噪比越大的因素水平對(duì)優(yōu)化目標(biāo)貢獻(xiàn)度越大，圖6b中均值越小的因素水平表示地表平整度越高，可知各因素對(duì)地作業(yè)后表平整度的貢獻(xiàn)度由大到小排序?yàn)?>4>2>6>5>1。

分析表3中信噪比方差和均值方差，刀軸轉(zhuǎn)速3的顯著性指標(biāo)值分別為0.02和0.024，均已達(dá)到小于0.05的顯著水平，并且變異比值相對(duì)都最大，表明刀軸轉(zhuǎn)速對(duì)地表平整度的貢獻(xiàn)度最大；螺旋升角4的顯著性值分別為0.069和0.053，貢獻(xiàn)度次之；旋耕刀型號(hào)2對(duì)地表平整度的貢獻(xiàn)度較小；刀座間距6、刀軸直徑5、螺旋頭數(shù)1的貢獻(xiàn)度更小，對(duì)地表平整度影響相對(duì)更小。

表2 田口試驗(yàn)設(shè)計(jì)方案及仿真結(jié)果

圖6 信噪比主效應(yīng)和均值主效應(yīng)

表3 信噪比方差和均值方差

注：＜0.05表示影響顯著。

Note:<0.05 indicates significant influence.

根據(jù)以上分析，為了達(dá)到最佳平整度、增強(qiáng)機(jī)具穩(wěn)健性，需要使信噪比最大化，根據(jù)圖6，刀軸轉(zhuǎn)速3選取3水平300 r/min，螺旋升角4和旋耕刀型號(hào)2分別選擇70°和IT245旋耕刀，刀座間距6對(duì)信噪比和均值的貢獻(xiàn)度相對(duì)較小，為了避免刀間夾土，同時(shí)為了防止旋耕刀與機(jī)具干涉，確定刀座間距為62 mm，此時(shí)每側(cè)旋耕刀位置數(shù)為15，因此圖2中兩側(cè)刀軸各安裝32把旋耕刀；刀軸直徑5的2水平和3水平貢獻(xiàn)度相似，考慮到翻埋犁作業(yè)后土壤硬度低，對(duì)刀軸強(qiáng)度要求低，從制造成本層面考慮，選取2水平80 mm；旋耕刀排列螺旋頭數(shù)1貢獻(xiàn)度相對(duì)更小，考慮旋耕刀的裝配工藝性，選取雙螺旋排列形式。

按以上優(yōu)化參數(shù)重新建立勻土旋平裝置三維模型，然后分別導(dǎo)入破茬翻埋后的沙壤土和黏壤土土槽模型中，各重復(fù)3次仿真試驗(yàn)，結(jié)果取均值，最終得到沙壤土作業(yè)的地表平整度為13.6 mm、黏壤土作業(yè)的地表平整度為14.9 mm，均小于表2中沙壤土和黏壤土相應(yīng)仿真試驗(yàn)地表平整度的最小值，表明田口法優(yōu)化刀輥參數(shù)可靠。

為了驗(yàn)證田口法優(yōu)化刀輥參數(shù)的穩(wěn)健性，通過土壤直剪試驗(yàn)和土壤堆積試驗(yàn)（堆積角度平均值34°8′）標(biāo)定4.1節(jié)試驗(yàn)田土壤仿真參數(shù)，建立試驗(yàn)田土壤參數(shù)的土槽模型，依次仿真破茬、翻埋作業(yè)，重復(fù)3次結(jié)果取均值，得到地表平整度為14.2 mm，介于13.6和14.9 mm之間，說明優(yōu)化后的刀輥參數(shù)對(duì)不同土壤具有較強(qiáng)的適應(yīng)能力。

4 田間試驗(yàn)

4.1 試驗(yàn)條件

為驗(yàn)證刀輥優(yōu)化設(shè)計(jì)結(jié)果的可靠性和穩(wěn)健性，采用優(yōu)化后的參數(shù)制造樣機(jī)，于2021年10月在河北省石家莊市辛集市馬莊村保高豐農(nóng)場(chǎng)進(jìn)行田間試驗(yàn)，試驗(yàn)田為小麥-玉米輪作田，完成玉米收獲及秸稈粉碎還田后進(jìn)行。試驗(yàn)儀器包括東方紅LG1504輪式拖拉機(jī)（額定功率110.5 kW），TJSD-750-II型土壤堅(jiān)實(shí)度測(cè)量?jī)x（范圍0～10 000 kPa，精度50 kPa），RS-TRREC-N01型土壤水份測(cè)量?jī)x（范圍0～95%RH，精度2%～3%），電子稱（量程3 kg，精度0.1 g），激光測(cè)量?jī)x（量程700 m，示值誤差±0.5 m），卷尺（量程50 m，精度0.001 m），直尺（量程100 cm，精度0.1 cm），環(huán)刀（容積100 cm3），土壤篩（篩孔直徑4 cm），水平尺（長(zhǎng)度600 mm），秒表（精度0.01 s）。經(jīng)測(cè)量，厚度在0～15 cm內(nèi)的試驗(yàn)田耕層土壤堅(jiān)實(shí)度1 159.4 kPa，密度1 257 kg/m3，平均含水率11.6%，含沙率69.8%。田間試驗(yàn)如圖7所示，在耕作秸稈堆積地段時(shí)偶有少量秸稈短暫滯留現(xiàn)象，但經(jīng)過該地段后會(huì)逐漸散落，試驗(yàn)時(shí)未安裝鎮(zhèn)壓裝置，一是為了與仿真試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比，二是為了避免鎮(zhèn)壓影響真實(shí)旋平效果。

a. 聯(lián)合整地機(jī)作業(yè)試驗(yàn)a. Combined tilling machine operation testb. 作業(yè)后地表b. Surface after operation

4.2 試驗(yàn)方法

采用地表平整度、土壤分布均勻度、耕深穩(wěn)定性和破土率4個(gè)指標(biāo)衡量勻土旋平刀輥的綜合作業(yè)性能，其中旋耕深度穩(wěn)定性和破土率按照國(guó)標(biāo)GB/T 5668—2017《旋耕機(jī)》測(cè)定。

4.2.1 地表平整度

在非作業(yè)區(qū)域放置激光測(cè)量?jī)x，用水平尺調(diào)平，利用卷尺沿機(jī)具前進(jìn)方向測(cè)量作業(yè)區(qū)域長(zhǎng)度，利用直尺測(cè)出地面與激光測(cè)量?jī)x基準(zhǔn)的相對(duì)高度。作業(yè)前，選定40 m′20 m的區(qū)域作為測(cè)量區(qū)，將測(cè)量區(qū)域劃分成2 m′2 m的小區(qū)，每個(gè)小區(qū)內(nèi)利用五點(diǎn)采樣法測(cè)量5處高度，取均值代表該小區(qū)地面高度；作業(yè)中，根據(jù)機(jī)具作業(yè)距離和行走用時(shí)計(jì)算實(shí)際行進(jìn)速度；作業(yè)后再次測(cè)量每個(gè)小區(qū)的地面高度。計(jì)算出作業(yè)前、后各小區(qū)相對(duì)于基準(zhǔn)高度的相對(duì)高度，相對(duì)高度的均方差即為地表平整度。

4.2.2 土壤分布均勻度

選作業(yè)穩(wěn)定區(qū)域內(nèi)的任一作業(yè)行程，在垂直于機(jī)具前進(jìn)方向每隔2 m豎直開溝，在土壤橫斷面上用環(huán)刀和不銹鋼板每0.1 m采集一個(gè)樣本，每個(gè)斷面采樣21次，20個(gè)橫斷面共采集420個(gè)樣本，用電子稱分別測(cè)量每個(gè)樣本土壤的質(zhì)量，計(jì)算所有樣本的均值和均方差，并按式（15）計(jì)算穩(wěn)定性系數(shù)評(píng)價(jià)土壤分布均勻度。

4.2.3 耕深穩(wěn)定性系數(shù)

耕深穩(wěn)定性系數(shù)與土壤分布均勻度同時(shí)測(cè)量，在每個(gè)土壤橫斷面上，用直尺左右各測(cè)量一次旋耕深度，20個(gè)橫斷面共測(cè)量40個(gè)數(shù)據(jù)，計(jì)算出所有測(cè)量數(shù)據(jù)的均值和均方差并代入式（15），結(jié)果代表耕深穩(wěn)定性系數(shù)。

4.2.4 破土率

在作業(yè)穩(wěn)定區(qū)任取10個(gè)作業(yè)行程，每個(gè)行程內(nèi)隨機(jī)選取0.5 m′0.5 m的測(cè)量區(qū)，選出每個(gè)測(cè)量區(qū)旋耕層內(nèi)最長(zhǎng)邊小于4 cm的所有土塊，測(cè)量其質(zhì)量記作1，測(cè)量該區(qū)域內(nèi)所有土壤總質(zhì)量記作2，計(jì)算1/2即得單次行程的破土率，取10個(gè)行程破土率的均值代表破土率。

4.3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

作業(yè)后地表相對(duì)基站高度如表4所示，根據(jù)式（14）計(jì)算表4數(shù)據(jù)的均方差即作業(yè)后地表平整度為11.6 mm，高于小麥播種整地要求，表明由田口法優(yōu)化得到的刀輥工作參數(shù)具有較高的可靠性和穩(wěn)健性，該值與試驗(yàn)田土壤仿真值14.2 mm相似度為82%，表明仿真過程具有較高的有效性，同時(shí)田間試驗(yàn)數(shù)據(jù)優(yōu)于仿真結(jié)果，分析認(rèn)為是田間作業(yè)過程中柔性刮土板起到一定的刮平和鎮(zhèn)壓作用。

表4 作業(yè)后試驗(yàn)小區(qū)不同斷面的平均相對(duì)高度

經(jīng)測(cè)量旋耕層土壤分布均勻度為92.6%、平均旋耕深度為12.7 cm（標(biāo)準(zhǔn)要求大于等于8 cm）、耕深穩(wěn)定性系數(shù)為93.2%（標(biāo)準(zhǔn)要求大于85%）、破土率為86.4%（標(biāo)準(zhǔn)要求大于60%），均已達(dá)到標(biāo)準(zhǔn)要求，表明勻土旋平刀輥既能保證土壤表面平整度，又能保證土壤分布均勻性、旋耕深度穩(wěn)定性和破土率等指標(biāo)，所設(shè)計(jì)的勻土旋平刀輥的有效性。

5 結(jié) 論

1）設(shè)計(jì)了分段反螺旋式勻土旋平刀輥，分析并優(yōu)化了影響刀輥工作效果的關(guān)鍵參數(shù)，提高了土壤軸向分布的均勻性，解決了聯(lián)合整地機(jī)破茬翻埋作業(yè)后，地表呈M形平整度低的問題。

2）為滿足聯(lián)合整地機(jī)勻土旋平刀輥的穩(wěn)健性設(shè)計(jì)要求，提出了一種田口法結(jié)合離散元仿真優(yōu)化勻土旋平刀輥工作參數(shù)的新思路。得出最優(yōu)工作參數(shù)組合為：刀軸轉(zhuǎn)速300 r/min、螺旋升角70°、旋耕刀型號(hào)IT245、刀軸直徑80 mm、刀座間距62 mm、旋耕刀雙螺旋排布，此組合下仿真試驗(yàn)田土壤作業(yè)，得出地表平整度為14.2 mm，表明優(yōu)化參數(shù)的刀輥在不同土壤環(huán)境中具有較高的穩(wěn)健性。

3）田間試驗(yàn)表明：聯(lián)合整地機(jī)作業(yè)后地表平整度為11.6 mm、土壤分布均勻度92.6%、耕深穩(wěn)定性系數(shù)為93.2%、破土率為86.4%，可為小麥播種、灌溉及生長(zhǎng)提供優(yōu)質(zhì)的土壤環(huán)境；該地表平整度與仿真結(jié)果相似度為82%，證明刀輥設(shè)計(jì)參數(shù)有效且穩(wěn)定。

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Design and tests of the soil moving and leveling blade roller for combined tilling machines

Liu Shangkun, Liu Chao, Zhang Xiuhua, Liu Jiangtao, Yi Jinggang, Zhang Jinguo

(1.,,071001,; 2,,071001,)

Combined tillage can be utilized to implement two or more tillage operations in the field at the same time. The efficient and potential way can be widely used to reduce soil compaction, labor, and fuel cost. However, the current combined tilling machine cannot fully meet the harsh requirement of better surface flatness and soil distribution after stubble breaking and burying operation. In this study, a piecewise anti-helix blade roller was designed to improve the parameter robustness using Taguchi method and discrete element simulation. Firstly, the structural scheme of moving and leveling soil blade rollers was designed, according to the M-shaped surface produced by the ordinary blade roller in the previous generation prototype test. Specifically, the gearbox was put in the middle of the frame with a blade roller at each side. Each blade roller was designed as two sections with opposite and unequal lengths of spiral directions. As such, the middle and each side ridge ditches were filled for the moving and leveling of the two raised soil ridges that formed by the burying operation. Secondly, some key factors were qualitatively analyzed to optimize the work parameters of the piecewise anti-helix blade roller. The specific level of the factor was determined in the axial soil transportation and throwing off the blade roller. Taguchi method was used to design the test scheme, where the surface flatness was taken as the optimization objective, and the sandy loam and clay loam were the noise factors. The three-dimensional models were established using the test parameters after the discrete element simulation. The optimal combination of parameters was obtained suitable for the different soil types. Specifically, the cutter shaft speed and diameter, the screw angle, and the blade seat spacing were 300 r/min, 80 mm, 70°, and 62 mm, respectively. The blade roller structure was the double helix mode, with the rotary blade model of IT245. The soil operation was then simulated under the optimal combination in the farm test field. The surface flatness was achieved at 14.2mm, indicating the robustness of the optimal parameter of the blade roller. Finally, the prototype was manufactured with the optimal combination of parameters, and then verified by the field test. After that, the surface flatness, soil distribution uniformity, stability coefficient of rotary tillage depth, and soil breaking rate were 11.6 mm, 92.6%, 93.2%, and 86.4%, respectively, which were better than the requirements of wheat cultivation for the tillage and land preparation. The better performance of the blade roller was achieved under the optimal combination of parameters. The finding can provide a promising approach to designing the blade roller in a combined tilling machine.

discrete element; Taguchi method; combined tilling machine; piecewise anti-helix blade roller; surface flatness

10.11975/j.issn.1002-6819.2022.17.001

S224.4

A

1002-6819(2022)-17-0001-09

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2022-06-09

2022-08-18

國(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃項(xiàng)目（2017YFD0300907）；河北省重大科技成果轉(zhuǎn)化專項(xiàng)（20287201Z）；河北省重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃（22327206D）；河北省省屬高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)項(xiàng)目（KY202014）；河北農(nóng)業(yè)大學(xué)引進(jìn)人才科研專項(xiàng)（YJ201814）

劉尚坤，博士，副教授，研究方向?yàn)闄C(jī)械裝備設(shè)計(jì)制造與優(yōu)化。Email：lsk1213@163.com