玉米條帶少耕作業(yè)驅(qū)動式破茬刀設(shè)計與試驗(yàn)

王加一 趙淑紅 楊智杰 高連龍 楊悅乾

(東北農(nóng)業(yè)大學(xué)工程學(xué)院， 哈爾濱 150030)

0 引言

我國東北地區(qū)屬寒溫帶大陸性季風(fēng)氣候[1]，春季播種前多風(fēng)少雨，播種期內(nèi)土壤含水量低，播種后種子發(fā)芽期長、發(fā)芽率低[2]。自20世紀(jì)80年代以來，耕整地作業(yè)模式由動土量較大的全耕作業(yè)方式向少耕、不耕等免耕作業(yè)模式過渡[3-7]，耕作阻力是免耕技術(shù)的核心問題之一。

自19世紀(jì)中葉旋耕機(jī)出現(xiàn)以來，耕整地作業(yè)經(jīng)歷了旋耕機(jī)的淺旋耕[8]、鏵式犁的深翻[9-11]、聯(lián)合耕整地[12-13]、免耕[14-16]等作業(yè)模式。在我國東北地區(qū)，全旋耕和鏵式犁深翻的作業(yè)方式應(yīng)用較為廣泛，但因土壤耕作層變薄、水土流失等現(xiàn)象而促使我國對保護(hù)性耕作越來越重視。然而，目前耕整地的研究主要集中在機(jī)具耕作阻力等作業(yè)性能和耕整地作業(yè)效果方面[17-20]，如振動減阻[21-22]、仿生減阻[23-25]、分層減阻[26-28]、結(jié)構(gòu)設(shè)計減阻[29]、表面涂層減阻[30-31]等，且在各方法和理論下對作業(yè)效果指標(biāo)與因素的關(guān)系研究逐步深入，而對少耕的研究報道較少。

本文提出一種玉米條帶式少耕的作業(yè)方式，以降低動土量、保護(hù)土壤墑情、減小耕作阻力為目的，以理論推導(dǎo)和農(nóng)藝學(xué)測量為依據(jù)，設(shè)計玉米條帶驅(qū)動式破茬刀，以期實(shí)現(xiàn)土壤的蓄水保墑與機(jī)具的減耗降阻。

1 驅(qū)動式破茬刀理論分析

本研究提出玉米條帶式少耕的作業(yè)方式，所設(shè)計的破茬刀采用驅(qū)動式，其作業(yè)時受力狀態(tài)如圖1所示。

其中，F(xiàn)f為破茬刀作業(yè)過程中所受到的摩擦力，h為破茬刀入土的最大深度；v為破茬刀前進(jìn)速度，ω為破茬刀旋轉(zhuǎn)的角速度，R為破茬刀的旋轉(zhuǎn)半徑，則v與ωR的合速度va與破茬刀刃口法向的夾角α為滑切角；F為破茬刀作業(yè)時，根茬和土壤對破茬刀的作用力，將其在n軸(刃口法線方向的反向)和τ軸(刃口的切線方向)方向分解，得到破茬刀受到的法向力Fn和切向力Fτ為

Fτ=Fsinα

(1)

Fn=Fcosα

(2)

由式(2)求得Ff為

Ff=μFn

(3)

其中

μ=tanφ

(4)

式中μ——根茬、土壤與驅(qū)動式破茬刀間的摩擦因數(shù)

φ——根茬和土壤摩擦角

若使驅(qū)動式破茬刀在作業(yè)過程中耕作阻力降低，應(yīng)該減弱砍切力(刃口法線方向的力)，增加滑切力(刃口切線方向的力)，即滿足

(5)

因此，如果要求驅(qū)動式破茬刀在作業(yè)過程中省力，應(yīng)在驅(qū)動式破茬刀結(jié)構(gòu)參數(shù)上設(shè)計其刃口形狀，滿足破茬刀的滑切角大于與其接觸的根茬或土壤的摩擦角，這與文獻(xiàn)[32]的研究結(jié)果相同，故需要進(jìn)一步對根茬和土壤的摩擦角進(jìn)行測定。

2 根茬與土壤滑動摩擦角測量

于2019年10月20日在東北農(nóng)業(yè)大學(xué)校內(nèi)試驗(yàn)田(為玉米收獲后秸稈還田的試驗(yàn)地)取樣，并在室內(nèi)進(jìn)行根茬與土壤的滑動摩擦角測量。通過對試驗(yàn)地測量得到地表平均留茬高度為100 mm左右，考慮到地表以下根茬密集區(qū)的深度約為80 mm[33]，主要的玉米地旋耕刀入土深度為80 mm[33]，因此以壟臺平面為零基準(zhǔn)面，對地表以上0～100 mm的殘茬以及地表以下0～80 mm的根茬和土壤進(jìn)行取樣(均稱為深度)，保存在鋁盒中，在實(shí)驗(yàn)室內(nèi)滑動摩擦儀(破茬刀的材料一般為65Mn鋼，故滑動摩擦儀的鋼板更換為65Mn鋼板)上對65Mn鋼與根茬和土壤間的滑動摩擦角進(jìn)行測量。通過預(yù)試驗(yàn)得到根茬和65Mn鋼的滑動摩擦角隨深度變化具有差異性，因此在深度上進(jìn)行分組，分為0～100 mm、-20～0 mm、-40～-20 mm、-60～-40 mm和-80～-60 mm 5組，每組測量重復(fù)3次，取平均值作為試驗(yàn)結(jié)果，如圖2所示。

試驗(yàn)結(jié)果如表1所示。依次得到0～100 mm、-20～0 mm、-40～-20 mm、-60～-40 mm和-80～-60 mm范圍內(nèi)65Mn鋼與根茬和土壤的滑動摩擦角的變化范圍，以此為依據(jù)，并結(jié)合公式(5)中的滑切角與摩擦角之間的關(guān)系，來確定驅(qū)動式破茬刀的形狀。

表1 根茬與土壤的滑動摩擦角測量結(jié)果

3 驅(qū)動式破茬刀設(shè)計

本文所設(shè)計的驅(qū)動式破茬刀應(yīng)用于滅茬機(jī)上，滅茬機(jī)結(jié)構(gòu)如圖3所示，其由三點(diǎn)懸掛架、限深輪、滅茬刀輥、機(jī)架、起壟罩等組成。驅(qū)動式破茬刀安裝于滅茬刀輥的位置，主要由刀片、刀盤和刀軸構(gòu)成。

3.1 作業(yè)半徑確定

驅(qū)動式破茬刀在切割根茬時，將根茬視為質(zhì)點(diǎn)，根茬的受力分析狀態(tài)如圖4所示。

圖4中，N1為土壤對根茬的支持力，N2為驅(qū)動式破茬刀作業(yè)狀態(tài)下對根茬的法向力，β為作用點(diǎn)與旋轉(zhuǎn)中心的連線和豎直方向的夾角，F(xiàn)2為驅(qū)動式破茬刀對根茬的切向力，F(xiàn)1為土壤對根茬的摩擦力。

若保證根茬被切斷，在豎直方向和水平方向上分別需要滿足

N1=N2cosβ+F2sinβ

(6)

F1+F2cosβ>N2sinβ

(7)

其中

F1=N1tanφ1

(8)

F2=N2tanφ2

(9)

式中φ1——土壤與根茬間摩擦角，(°)

φ2——驅(qū)動式破茬刀與根茬間摩擦角，(°)

將式(8)、(9)代入式(7)得到

N1tanφ1+N2tanφ2cosβ>N2sinβ

(10)

將式(6)代入式(10)得到

N2cosβtanφ1+N2tanφ2sinβtanφ1+N2tanφ2cosβ>N2sinβ

(11)

因此

β<φ1+φ2

(12)

且β角滿足

(13)

將式(13)代入式(12)中，得到

(14)

對于式(13)，當(dāng)R一定時，β隨h的增大而增大，對于式(14)，β越小越能滿足切斷條件，故h越小越易切斷根茬，但驅(qū)動式破茬刀入土深度應(yīng)滿足耕作要求，針對東北地區(qū)玉米壟作區(qū)確定h=80 mm；當(dāng)h一定，R取值增大時，β隨之減小，因此增大驅(qū)動式破茬刀作業(yè)半徑R，易于切割根茬。

在第2節(jié)基礎(chǔ)上，將滑動摩擦儀的65Mn鋼板取下，槽內(nèi)裝滿試驗(yàn)田-80～0 mm深度范圍內(nèi)的土壤，測得土壤與根茬間的平均滑動摩擦角為27.1°，65Mn鋼與根茬間的平均滑動摩擦角為22.3°，因此φ1=27.1°，φ2=22.3°，代入式(14)中，計算得到R>229.08 mm，故本文將驅(qū)動式破茬刀的作業(yè)半徑設(shè)計為230 mm。

3.2 刀片長度確定

根據(jù)東北地區(qū)玉米壟作的農(nóng)藝學(xué)要求，種溝深度為50～80 mm，且已設(shè)計的驅(qū)動式破茬刀作業(yè)半徑230 mm，入土深度80 mm，刀片通過兩個M10的螺栓孔安裝固定于刀盤上，為了保證破茬作業(yè)的穩(wěn)定性，確定驅(qū)動式破茬刀刀片固定端與轉(zhuǎn)軸中心的最近距離為50 mm，刀片的總長度為180 mm，豎直方向上長度為142 mm，如圖5所示。

3.3 刃口曲線設(shè)計

對表1中試驗(yàn)數(shù)據(jù)通過Matlab軟件編寫程序，得到根茬和土壤的滑動摩擦角隨深度變化的擬合曲線及其擬合方程，如圖6所示，地表以上100 mm處對應(yīng)橫坐標(biāo)50 mm，地表以下-80 mm處對應(yīng)橫坐標(biāo)230 mm。

用h表示驅(qū)動式破茬刀的切割深度(此深度包含地表以上100 mm的根茬)。

50 mm≤h<150 mm時，有

φ=0.16h+9 (R2=1)

(15)

150 mm≤h<230 mm時，有

φ=1.253×10-6h4-9.177×10-4h3+0.249 2h2-29.56h+1 308 (R2=0.980 2)

(16)

為了使所設(shè)計的驅(qū)動式破茬刀入土過程中能夠產(chǎn)生滑切作用，降低耕作阻力，在破茬刀片刃口上距離旋轉(zhuǎn)中心50、100、150、160、170、180、190、200、210、220、230 mm處各取一點(diǎn)作為研究對象，共11點(diǎn)，以230 mm處為分析起始點(diǎn)，最終擬合成10段曲線，將其光滑整合為最終刃口曲線。

對于第11點(diǎn)，即當(dāng)R=230 mm時，破茬刀整個作業(yè)行程所對應(yīng)的圓周線速度方向與y軸負(fù)方向夾角ε范圍為12.556°≤ε≤90°，如圖7所示。且h與ε關(guān)系式為

h=230sinε

(17)

結(jié)合式(15)～(17)能夠得到根茬與土壤的滑動摩擦角隨圓周線速度方向與y軸負(fù)方向夾角變化的擬合曲線(圖8所示)及方程(89°和90°為突變點(diǎn)，將其剔除)

φ=0.16×230sinε+9(12.556°≤ε<40.706°)

(18)

φ=1.253×10-6(230sinε)4-9.177×10-4(230sinε)3+0.249 2(230sinε)2-29.56(230sinε)+1 308(40.706°≤ε<89°)

(19)

將驅(qū)動式破茬刀在切割根茬和土壤時理想化為平面運(yùn)動，故速度分為隨同機(jī)體的前進(jìn)速度v和繞軸轉(zhuǎn)動的圓周速度vp，因此設(shè)刃口曲線上某點(diǎn)速度為va，該速度與y軸負(fù)方向的夾角為δ，則有

(20)

式中ωp——刃口曲線上第11點(diǎn)的角速度，rad/s

R11——刃口曲線上第11點(diǎn)的半徑，mm

vp11——刃口曲線上第11點(diǎn)的圓周線速度，m/s

vx——刃口曲線上第11點(diǎn)x方向合速度，m/s

由于速度直接影響破茬刀的滑切角，故綜合得到東北地區(qū)旋耕刀耕整地速度為2～3 km/h，本文計算時取0.56 m/s，轉(zhuǎn)速約為235 r/min，即24.609 14 rad/s[34]，代入式(20)，并將所得結(jié)果輸入Matlab軟件，編寫程序可以得出δ隨ε變化的規(guī)律(圖8)，擬合方程為

δ=-4.762×10-7ε5+1.104×10-4ε4-

0.009 568ε3+0.380 2ε2-7.262ε+85.77 (R2=0.992 6)

(21)

為了確定所設(shè)計的驅(qū)動式破茬刀片刃口曲線的法線方向(要求其與速度方向夾角大于或等于相應(yīng)入土深度時根茬和土壤的摩擦角)，對摩擦角φ與δ分別求和及求差，計算原理圖如圖9所示。

得到作業(yè)半徑為230 mm時，刃口曲線法線與y軸負(fù)方向夾角在整個作業(yè)行程中的變化曲線，如圖10所示。

對求和結(jié)果進(jìn)行分析，當(dāng)刃口曲線在該點(diǎn)處法線與y軸負(fù)方向夾角取最大值時，則在整個作業(yè)行程中，都能保證滑切角大于摩擦角，故通過Matlab軟件求解其最大值，得到x=36.856 0°，y=57.954 6°；對求差結(jié)果進(jìn)行分析，當(dāng)刃口曲線在該點(diǎn)處法線與y軸負(fù)方向夾角取最小值時，則在整個作業(yè)行程中，都能保證滑切角大于摩擦角，通過Matlab軟件求解其最小值，得到x=87.956 0°，y=-54.138 8°。

依次將剩余各個點(diǎn)按以上分析方法及流程分析完畢，將分析計算所得到的每點(diǎn)求和及求差的刃口曲線法線與y軸負(fù)方向夾角轉(zhuǎn)化為刃口曲線與x軸負(fù)方向夾角γ進(jìn)行對比，結(jié)果如表2所示。

表2 各點(diǎn)求和及求差結(jié)果

為降低破茬刀的耕作阻力，減小破茬刀與土壤的相互作用，降低動土量，還需要滿足破茬刀強(qiáng)度要求，本文將所設(shè)計的驅(qū)動式破茬刀刃口曲線平滑過渡優(yōu)化，優(yōu)化后破茬刀刃口曲線與x軸負(fù)方向夾角γ如表3所示。

利用計算機(jī)輔助設(shè)計軟件Auto CAD，確定驅(qū)動式破茬刀刀片刃口曲線的形狀，并對每一段曲線進(jìn)行求解，得到各段刃口曲線的擬合曲線和擬合方程，如圖11所示(其中半徑50～100 mm的刃口曲線定義為第1段，50 mm處通過位置確定)。

破茬刀各段刃口曲線擬合方程為

由圖8可以看出，儲罐氣相壓力從0.42 MPa到1 MPa，需要時間大于58 h。由此可以判斷:①對于加液卸液頻繁的LNG加氣站，則可以實(shí)現(xiàn)槽車的BOG回收;②對于加液不頻繁的LNG加氣站，則保守估計可以維持2～3天時間無排放存儲。

y=-0.155 5x2+15.05x-170.8 (R2=0.977 7)y=-0.010 18x2+3.447x-32.98 (R2=1)

表3 破茬刀刃口曲線優(yōu)化后切線夾角

y=-0.013 26x2+3.702x-38.25 (R2=1)y=0.046 41x2-0.363 1x+30.93 (R2=0.999 9)y=0.026 5x2+0.839 7x+12.75 (R2=1)y=0.018 81x2+1.23x+7.789 (R2=1)y=-0.002 1x2+2.083x-0.911 3 (R2=1)y=-0.085 76x2+4.552x-19.12 (R2=1)y=0.096 24x2+0.571 7x+2.599 (R2=1)y=0.036 34x2+1.353x+0.010 63 (R2=1)

在CATIA軟件中對各段曲線進(jìn)行作圖，得到破茬刀刃口曲線如圖12所示。

3.4 刀片厚度、刀軸和刀盤參數(shù)確定

本文確定驅(qū)動式破茬刀刀片厚度為4 mm，采用65Mn鋼材料，淬火加工?？紤]到強(qiáng)度要求，確定破茬刀刀軸外徑為68 mm，內(nèi)徑為52 mm[35]。確定破茬刀盤半徑為100 mm，刀盤厚度為6 mm，設(shè)計M10螺栓孔6組，間隔角度為60°，刀盤上安裝6把破茬刀。根據(jù)東北玉米壟作農(nóng)藝要求，種溝寬度為50～80 mm，故整個刀輥上設(shè)計3個刀盤，刀盤的間距為40 mm，破茬刀片錯落排布，排布方式為3、6、3，如圖13所示。

4 仿真試驗(yàn)

由于本文所設(shè)計的驅(qū)動式破茬刀僅針對玉米壟臺根茬密集區(qū)，因此作業(yè)強(qiáng)度較大，且本文提出的耕作模式動土量較小，相對于旋耕刀結(jié)構(gòu)簡單(與傳統(tǒng)耕作模式不同)，因此需要在有限元軟件Ansys Workbench中對所設(shè)計的驅(qū)動式破茬刀進(jìn)行工況模擬，并在離散元軟件EDEM中與現(xiàn)有破茬刀工作性能進(jìn)行對比。

4.1 破茬刀輥?zhàn)杂赡B(tài)分析

本文所設(shè)計的驅(qū)動式破茬刀輥在作業(yè)過程中，由于受拖拉機(jī)輸出軸的帶動，會對刀輥本身產(chǎn)生隨機(jī)激振。如果激振的頻率和刀輥的某一固有振動頻率相接近就會產(chǎn)生共振現(xiàn)象，造成其可能出現(xiàn)被破壞的情況。若仿真分析結(jié)果顯示，其在作業(yè)過程中可能發(fā)生共振現(xiàn)象，則需要通過調(diào)整破茬刀輥結(jié)構(gòu)設(shè)計來避開以上振源的激勵頻率。

模態(tài)分析主要有自由模態(tài)分析和約束模態(tài)分析，下面對破茬刀輥結(jié)構(gòu)進(jìn)行自由模態(tài)分析[36]，即對其不施加任何約束及載荷的模態(tài)分析。由于主動式破茬刀的轉(zhuǎn)速約為235 r/min(3.92 Hz)，頻率較低，因此僅對破茬刀輥的前12階自由模態(tài)進(jìn)行提取及分析。

由于自由模態(tài)仿真分析不需要添加任何邊界條件和外界載荷或約束，設(shè)置自由模態(tài)提取階數(shù)為12，提取仿真出來的破茬刀輥?zhàn)杂赡B(tài)下的前12階固有頻率，如表4所示。

表4 破茬刀輥?zhàn)杂赡B(tài)前12階固有頻率

由表4可以得出，破茬刀輥模型在自由模態(tài)下的前3階固有頻率為0 Hz，第4、5、6階的固有頻率也近似為0 Hz，這是由于在仿真分析中沒有對破茬刀輥施加約束和載荷，其剛體模態(tài)被檢測出來，而剛體本身不能振動，故這些模態(tài)為0 Hz或處于0 Hz附近。剛體模態(tài)對于機(jī)械結(jié)構(gòu)整體的影響可以忽略不計，但其振型也對機(jī)械結(jié)構(gòu)模型的設(shè)計與檢測提供了一定的參考。從第7階起，模型的固有頻率顯著增加，從第7階到第12階其固有頻率都穩(wěn)定在154 Hz以上，而破茬刀輥的轉(zhuǎn)速約為235 r/min(3.92 Hz)，兩者的固有頻率相差較大，不會發(fā)生共振現(xiàn)象，故滿足設(shè)計要求。

破茬刀輥模型在自由模態(tài)下變形量較大階的模態(tài)振型圖如圖14所示。

由圖14可知，破茬刀輥總變形表現(xiàn)為刀片變形量最大，刀盤次之，刀軸變形量最小，在x軸方向上刀輥中心附近處幾乎沒有發(fā)生變形，而變形量隨著距離刀輥中心變大而變大，最大變形發(fā)生在破茬刀片端部；第3、4、5階振型相似，破茬刀輥總變形表現(xiàn)為刀軸變形量最大，刀片次之，刀盤變形量最小，在x軸方向上刀輥中心附近處變形量最小，且變形量隨著距離刀輥中心變大而變大，最大變形發(fā)生在刀軸固定端；第7～12階振型大致相似，破茬刀輥總變形表現(xiàn)為刀片變形量最大，刀盤和刀軸幾乎沒有發(fā)生變形，最大變形發(fā)生在刀片端部。

4.2 破茬刀輥約束模態(tài)分析

通過自由模態(tài)仿真分析可以得到驅(qū)動式破茬刀輥?zhàn)陨淼墓逃姓駝犹匦?，但?shí)際作業(yè)時，會對破茬刀輥有一定的約束和載荷。因此，需要根據(jù)實(shí)際工況，進(jìn)行約束模態(tài)分析[37]。

依據(jù)破茬刀輥實(shí)際作業(yè)條件，對刀軸兩端添加固定約束，破茬刀輥在切割根茬時，刀片上所受的力約為125 N[38]，故將力施加在參與作業(yè)的刀片上，方向垂直刃口曲線。由于驅(qū)動式破茬刀的轉(zhuǎn)速約為235 r/min(3.92 Hz)，頻率較低，因此僅對破茬刀輥的前12階約束模態(tài)進(jìn)行提取及分析，結(jié)果如表5所示。

由表5可以得出，破茬刀輥模型在約束模態(tài)下不再出現(xiàn)剛體模態(tài)，從第1階到第12階其振動頻率都穩(wěn)定在154 Hz以上，且呈現(xiàn)遞增趨勢，而破茬刀輥的轉(zhuǎn)速約為235 r/min(3.92 Hz)，兩者的振動頻率相差較大，不會發(fā)生共振現(xiàn)象，故滿足設(shè)計要求。破茬刀輥模型在約束模態(tài)下較大變形量階模態(tài)振型圖如圖15所示。

表5 破茬刀輥約束模態(tài)前12階頻率

由圖15可知，約束模態(tài)下第1、2、5階模態(tài)振型圖大致相似，破茬刀輥總變形表現(xiàn)為刀片變形量最大，刀盤和刀軸幾乎不會發(fā)生變形，在x軸方向上刀輥中心附近處幾乎沒有發(fā)生變形，刀片變形量隨著距離刀輥中心變大而變大，最大變形發(fā)生在破茬刀片端部。

4.3 強(qiáng)度與剛度校核

破茬刀在作業(yè)過程中的受力狀態(tài)直接影響其性能，受力不僅直接影響機(jī)具的功耗和油耗，還對刀具本身形成沖擊，故在刀片受力狀態(tài)下對其進(jìn)行校核。依據(jù)破茬刀輥約束模態(tài)分析時的約束和載荷添加方式，對破茬刀片的兩個安裝孔添加固定約束，在破茬刀片刃口處施加125 N的力，力的方向垂直于刃口曲線，并設(shè)置其邊界條件進(jìn)行仿真，仿真結(jié)果如圖16所示。

由圖16a可知，驅(qū)動式破茬刀片最小應(yīng)力為0.000 532 MPa，最大應(yīng)力為18.187 MPa，滿足65Mn鋼強(qiáng)度要求；由圖16b可知，破茬刀片最大形變量為0.024 341 mm，滿足65Mn鋼剛度要求，故在耕作阻力狀態(tài)下，驅(qū)動式破茬刀性能良好。

4.4 離散元仿真對比試驗(yàn)

4.4.1仿真設(shè)置

為了驗(yàn)證所設(shè)計的驅(qū)動式破茬刀的耕作阻力與土壤擾動性能，選取驅(qū)動式圓盤刀組與其進(jìn)行對比試驗(yàn)。為控制無關(guān)變量的一致性，選擇在EDEM軟件中實(shí)施試驗(yàn)，考慮到破茬刀作業(yè)時的工作范圍，建立長1 000 mm、寬400 mm、高500 mm的土槽模型，生成仿真所需的耕作土壤、地表殘留秸稈和玉米根茬模型。其中，顆粒與破茬刀之間設(shè)置為Hertz-Mindlin(no slip)接觸模型，顆粒之間除Hertz-Mindlin(no slip)接觸模型外，考慮到其粘結(jié)特性較強(qiáng)，設(shè)置Hertz-Mindlin with bonding接觸模型，設(shè)置Rayleigth時間步長為2.1×10-5s，固定時間步長為4.2×10-6s，參數(shù)設(shè)置如表6所示。

表6 離散元仿真微觀參數(shù)

土壤模型中設(shè)置顆粒半徑為4 mm，顆粒生成與沉降時間為6 s，生成耕作土壤1 000 mm×400 mm×400 mm；秸稈模型中設(shè)置顆粒半徑為20 mm，生成與沉降時間為4～6.06 s，由18個顆粒鑲嵌組成長條狀非球形顆粒，模擬玉米秸稈的形狀及組成，生成破茬刀作業(yè)區(qū)域內(nèi)的地表殘留秸稈模型；根茬模型中設(shè)置顆粒半徑為1.5 mm，生成與沉降時間為4～6.11 s，利用將根茬幾何模型實(shí)體和根茬幾何模型虛擬體重合的方法，生成主根直徑為30 mm，總長度為225 mm，均勻分布于土槽中的玉米根茬模型3個，得到整個土槽模型，如圖17所示。

設(shè)置破茬刀移動速度為0.56 m/s，以刀軸為中心定軸轉(zhuǎn)動(正旋)，角速度為24.609 14 rad/s，運(yùn)動時間為6.11～6.41 s，仿真如圖18所示。

4.4.2仿真結(jié)果

對離散元仿真分析結(jié)果作后處理，以時間為橫坐標(biāo)，作業(yè)阻力為縱坐標(biāo)，分別作驅(qū)動式破茬刀及驅(qū)動式圓盤刀組的摩擦阻力變化曲線，輸出為.xls格式，如圖19所示。

對所有輸出的驅(qū)動式破茬刀和驅(qū)動式圓盤刀組結(jié)果求平均值，得到所設(shè)計的驅(qū)動式破茬刀的耕作阻力為1 042.81 N，驅(qū)動式圓盤刀組的耕作阻力為1 299.97 N，所設(shè)計的驅(qū)動式破茬刀的耕作阻力相對于驅(qū)動式圓盤刀組的耕作阻力降低了19.78%，故所設(shè)計的驅(qū)動式破茬刀的耕作阻力性能較優(yōu)。

對仿真后的溝形進(jìn)行分析，依據(jù)文獻(xiàn)[36]的測試方法，對土槽模型進(jìn)行了橫向截剖(隨機(jī)截取5個面)，監(jiān)測驅(qū)動式破茬刀和驅(qū)動式圓盤刀組仿真過程中拋起的土壤顆粒數(shù)，并計算平均值，得到驅(qū)動式破茬刀作業(yè)時拋起的土壤顆粒數(shù)為1 098個(土壤顆粒的拋起數(shù)量反映了破茬刀的動土量[39])，驅(qū)動式圓盤刀組作業(yè)時拋起的土壤顆粒數(shù)為1 276個，所設(shè)計的驅(qū)動式破茬刀的土壤拋起數(shù)量相對于驅(qū)動式圓盤刀組的土壤拋起數(shù)量降低了13.95%，故所設(shè)計的驅(qū)動式破茬刀的土壤擾動性能較優(yōu)。

5 結(jié)論

(1)提出一種條帶式少耕的作業(yè)方式，僅針對壟上根茬密集區(qū)進(jìn)行作業(yè)，其動土量小、作業(yè)范圍窄，作業(yè)后土壤墑情優(yōu)良。

(2)在入土深度為80 mm的工況下，結(jié)合理論分析與物料測量，得到所設(shè)計的驅(qū)動式破茬刀的作業(yè)半徑為230 mm，并獲得刀片的刃口曲線方程，進(jìn)一步通過確定刀片幾何尺寸、刀軸和刀盤參數(shù)，得到驅(qū)動式破茬刀。

(3)有限元模態(tài)分析與剛度、強(qiáng)度校核表明，所設(shè)計的驅(qū)動式破茬刀作業(yè)性能良好，滿足破茬刀技術(shù)要求。離散元仿真對比試驗(yàn)表明，所設(shè)計的驅(qū)動式破茬刀比驅(qū)動式圓盤刀組的耕作阻力降低了19.78%、土壤拋起數(shù)量降低了13.95%，因此本文設(shè)計的驅(qū)動式破茬刀能夠降低耕作阻力、減小土壤擾動。