劉國陽，夏俊芳,2，鄭 侃,2，程 健，魏有帥，國立偉，吏曉鋒，張居敏,2

振動橫擋阻隔式旋耕防粘結(jié)刀輥設(shè)計與試驗

劉國陽1，夏俊芳1,2，鄭 侃1,2※，程 健1，魏有帥1，國立偉1，吏曉鋒1，張居敏1,2

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

針對長江中下游水旱輪作區(qū)旋耕刀輥作業(yè)時土壤黏附嚴(yán)重，導(dǎo)致作業(yè)質(zhì)量差、效率低的問題，該研究設(shè)計了一種能夠?qū)崿F(xiàn)刀輥內(nèi)部固有部件防粘結(jié)與橫擋部件脫附的振動橫擋阻隔式旋耕防粘結(jié)刀輥。對振動橫擋作用下土壤受力狀態(tài)及激振裝置結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析，確定激振裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)范圍；通過對防粘結(jié)刀輥結(jié)構(gòu)與旋耕刀拋土運動學(xué)與動力學(xué)分析，確定刀輥結(jié)構(gòu)參數(shù)，得到土壤-旋耕刀分離運動學(xué)要求，明確影響刀輥脫附性能關(guān)鍵因素為旋耕切土節(jié)距、刀輥轉(zhuǎn)速、橫擋回轉(zhuǎn)半徑。結(jié)合離散元仿真，以單位時間內(nèi)橫擋與土壤顆粒的接觸次數(shù)為評價指標(biāo)進(jìn)行Box-Behnken試驗，確定最優(yōu)參數(shù)組合為旋耕切土節(jié)距6.3 cm，刀輥轉(zhuǎn)速260 r/min，橫擋回轉(zhuǎn)半徑140 mm，此時單位時間內(nèi)橫擋與土壤顆粒的接觸次數(shù)為127.89。在最優(yōu)參數(shù)組合條件下對激振裝置進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計，通過MATLAB分析橫擋在激振裝置驅(qū)動下的運動特性確定激振裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)。在最優(yōu)參數(shù)組合下進(jìn)行田間試驗，試驗結(jié)果表明：該刀輥適用于小麥機(jī)械化種床整備作業(yè)，所設(shè)計旋耕防粘結(jié)刀輥土壤黏附量遠(yuǎn)小于常用旋耕刀輥，耕深穩(wěn)定性系數(shù)、廂面平整度、碎土率、土壤黏附量、軸向分布均勻度和秸稈埋覆率的均值分別為92.02%、15.21 mm、81.81%、2.63 kg、10.99%和92.27%，滿足國家標(biāo)準(zhǔn)與農(nóng)藝要求。研究結(jié)果可為長江中下游水旱輪作區(qū)旋耕機(jī)減黏脫附設(shè)計提供理論基礎(chǔ)與技術(shù)支持。

農(nóng)業(yè)機(jī)械；設(shè)計；試驗；橫擋；阻隔式；土壤粘結(jié)；振動脫附

0 引 言

長江中下游農(nóng)業(yè)區(qū)多采用一年多熟制水旱輪作模式，栽播小麥前主要通過旋耕機(jī)進(jìn)行耕整作業(yè)構(gòu)建種床。該地區(qū)雨水充沛、特別是春秋兩季降水量集中超過作物生長需求，需開出廂溝以降低漬害，增加產(chǎn)量[1-3]。常用聯(lián)合耕整機(jī)同步完成開廂溝和旋耕整地作業(yè)，減少作業(yè)流程、節(jié)省成本。然而常年干濕交替導(dǎo)致土壤濕黏板結(jié)，機(jī)具作業(yè)過程中旋耕刀輥與土壤間黏附堵塞問題嚴(yán)重，影響耕整質(zhì)量。因此，研制適用的防粘結(jié)刀輥是長江中下游水旱輪作區(qū)旋耕作業(yè)提質(zhì)增效的關(guān)鍵。

研究表明土壤黏附會使犁耕阻力增加30%以上，耕整機(jī)械能耗增加30%～50%[4]。目前，針對耕整機(jī)械土壤黏附嚴(yán)重導(dǎo)致作業(yè)質(zhì)量差、工作阻力大等問題，國內(nèi)外學(xué)者從表面改形技術(shù)、表面工程技術(shù)、仿生技術(shù)、機(jī)械脫附技術(shù)等方面進(jìn)行了研究，主要采用計算機(jī)模擬仿真、材料優(yōu)化、仿生設(shè)計等一系列方法，對不同部件進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計來降低黏附、阻力和作業(yè)成本，提升作業(yè)質(zhì)量和效率。如Zeng等[5]以3種不同工作速度對兩種不同結(jié)構(gòu)的滅茬圓盤進(jìn)行性能測試，試驗結(jié)果表明增加滅茬圓盤的波紋數(shù)量有利于減少土壤黏附量。Barzegar等[6]為減少土壤與觸土部件附著力、提高牽引力，對培土鏟使用超高分子量聚乙烯材料涂覆。賈洪雷等[7]基于蚯蚓體表柔性幾何特征，設(shè)計了一種具有橡膠凸起的仿形彈性鎮(zhèn)壓輥減粘防滑結(jié)構(gòu)。劉宏俊等[8]借鑒地面機(jī)械觸土部件減粘降阻法，設(shè)計了一種機(jī)械式減黏降阻鎮(zhèn)壓裝置，相較于傳統(tǒng)鎮(zhèn)壓裝置土壤黏附量降低了34.8%。

在土壤黏附機(jī)理研究方面，主要是以犁壁為載體從不同角度開展研究，如建立了以化學(xué)吸附為主的土壤黏附模型、探討了不同壓力下土壤表層形態(tài)的黏附界面、提出了土壤分形黏附機(jī)理和界面空穴負(fù)壓黏附理論等[9-12]。振動可以有效解決耕整機(jī)械在田間作業(yè)時的土壤粘結(jié)問題，提高觸土部件減黏脫附性能。國內(nèi)外振動脫附裝置多以作業(yè)阻力為衡量標(biāo)準(zhǔn)，采用結(jié)構(gòu)設(shè)計、試驗優(yōu)化等方法進(jìn)行研究。在結(jié)構(gòu)設(shè)計方面，如Niyamapa等[13]利用土槽試驗探究了振動深松機(jī)減阻性能，結(jié)果表明工作阻力相較無振動狀態(tài)下降低了30%；王文明等[14]設(shè)計了一種用于旋轉(zhuǎn)中耕機(jī)的振動單體，可降低32%的作業(yè)功耗；周華等[15]基于滑切和自激振動減阻原理，設(shè)計了滑切型自激振動深松裝置，相較于傳統(tǒng)弧形深松鏟可減阻15.45%～20.05%。在試驗優(yōu)化方面，Wang等[16]認(rèn)為當(dāng)土壤含水率為38.7%時，施加60～100 Hz振動能夠顯著減少土壤黏附；Liu等[17]認(rèn)為不同振動參數(shù)組合能夠有效提高土壤振動脫附效果，土壤切向脫附與法向脫附存在不同臨界振動脫附參數(shù)；付乾坤等[18]通過試驗臺設(shè)計和高速攝像分析，探究了秸稈振動去土規(guī)律；程超等[19]利用自制直線振動試驗臺架，分析了水稻脫出物與收獲機(jī)振動篩間的界面黏附規(guī)律。上述研究為提升耕整機(jī)械減黏脫附性能奠定了基礎(chǔ)，但多針對鎮(zhèn)壓輥、圓盤耙、深松鏟等耕整機(jī)械，較少涉及旋耕機(jī)具。

因此，為提高旋耕刀輥減黏脫附性能，本文結(jié)合長江中下游水旱輪作區(qū)小麥種植農(nóng)藝要求，設(shè)計了一種振動橫擋阻隔式旋耕防粘結(jié)刀輥，通過對橫擋阻隔防粘結(jié)刀輥與激振裝置等關(guān)鍵部件進(jìn)行設(shè)計與分析，確定影響刀輥脫附性能關(guān)鍵參數(shù)，結(jié)合離散元仿真獲取最優(yōu)參數(shù)組合進(jìn)行田間試驗驗證，以期為長江中下游水旱輪作區(qū)小麥種床整備技術(shù)與聯(lián)合作業(yè)耕整機(jī)減黏脫附優(yōu)化設(shè)計提供參考。

1 整體結(jié)構(gòu)與工作原理

1.1 整體結(jié)構(gòu)

如圖1所示，振動橫擋阻隔式防粘結(jié)旋耕機(jī)由橫擋、激振裝置、開溝犁、懸掛架、變速箱與左右旋耕刀輥組成。旋耕刀輥左右對稱安裝在機(jī)架上，旋耕刀由機(jī)架外側(cè)向內(nèi)側(cè)按照漸變螺旋升角排列在刀軸上，螺旋升角逐漸減小，即同一螺旋線上同向相鄰旋耕刀初始螺旋升角為71°，終止螺旋升角為54°[2]。同一回轉(zhuǎn)平面兩把旋耕刀夾角為180°，均朝向機(jī)架內(nèi)側(cè)，相鄰切土小區(qū)距離為80 mm；橫擋沿著刀軸周向相隔180°對稱安裝在刀輥上。激振裝置安裝在旋耕機(jī)最外側(cè)側(cè)板與其相鄰擋泥板間的刀軸上，并與橫擋鉸接，刀軸旋轉(zhuǎn)一周激振裝置帶動橫擋沿刀軸軸向運動完成一次往復(fù)行程。

1.滑槽 2.激振裝置 3.開溝犁 4.橫擋 5.懸掛架 6.變速箱 7.機(jī)架 8.旋耕刀輥 9.側(cè)板 10.擋土板

1.Chute 2.Vibration excitation device 3.Furrow plough 4.Crosspiece 5.Suspension frame 6.Gearbox 7.Machine frame 8.Rotary blade roller 9.Side plate 10.Retaining plate

圖1 振動橫擋阻隔式防粘結(jié)旋耕機(jī)結(jié)構(gòu)圖

Fig.1 Structure schematic of the barrier type anti-adhesion rotary tiller with vibration crosspiece

1.2 工作原理

振動橫擋阻隔式旋耕防粘結(jié)刀輥工作原理如圖2所示。工作時，兩側(cè)開溝犁在未耕區(qū)上向內(nèi)側(cè)切削、翻耕土壤開出兩條廂溝，并將溝內(nèi)土壤扣在廂面上（兩側(cè)開溝犁間的已耕區(qū)）；拖拉機(jī)通過后輸出軸、旋耕機(jī)變速箱帶動旋耕刀輥正轉(zhuǎn)順銑，旋耕刀對未耕區(qū)和廂溝內(nèi)的土壤、秸稈進(jìn)行切削、撕裂、拋撒、混埋，同時旋耕刀輥螺旋升角由外向內(nèi)逐漸減小以及同一回轉(zhuǎn)平面兩把旋耕刀朝向均向內(nèi)，使得未耕區(qū)廂面兩側(cè)廂溝土壤不斷向機(jī)具中部運移，增加土壤流通性，防止粘結(jié)堵塞。

注：為前進(jìn)速度，m·s-1；為刀軸角速度，rad·s-1。

Note:is forward velocity, m·s-1;is angular velocity of the blade shaft, rad·s-1.

圖2 工作原理圖

Fig.2 Schematic of the working principle

旋耕刀拋擲的土壤進(jìn)入刀輥內(nèi)部黏附在刀軸上，黏附土壤與刀軸間無相對運動，形成穩(wěn)定的黏附系統(tǒng)難以通過旋轉(zhuǎn)離心力脫附。旋耕刀輥上周向上設(shè)有對稱安裝的橫擋，橫擋與固定在刀輥上的滑槽可形成移動副。橫擋回轉(zhuǎn)半徑大于刀軸，旋耕過程中可形成封閉圓柱區(qū)域阻隔刀軸使拋出的土壤無法接近刀軸黏附在刀軸上。刀輥旋轉(zhuǎn)一周，橫擋完成一次往復(fù)剪切運動，在橫擋入土前，機(jī)架兩側(cè)激振裝置可將刀輥旋轉(zhuǎn)動力轉(zhuǎn)換為軸向動力帶動橫擋沿軸向作剪切運動；刀輥旋轉(zhuǎn)半周后，兩側(cè)激振裝置帶動橫擋反向運動回到原位。橫擋的軸向往復(fù)運動可增加對刀輥內(nèi)部空間的擾動，防止土壤堆積粘結(jié)產(chǎn)生堵塞。對稱安裝在刀輥的上下2個橫擋在激振裝置驅(qū)動下剪切運動方向相反，橫擋可對粘結(jié)堵塞在刀軸圓柱面上的土壤進(jìn)行剪切使其破碎脫落。同時激振裝置驅(qū)動橫擋往復(fù)運動產(chǎn)生的加速度使土壤難以附著在橫擋表面上，實現(xiàn)振動脫附。

2 關(guān)鍵部件設(shè)計

2.1 振動脫附橫擋設(shè)計

2.1.1 橫擋振動脫附分析

前期土壤本構(gòu)關(guān)系研究結(jié)果表明長江中下游水旱輪作區(qū)濕黏土具有較強(qiáng)的黏塑性，土壤被旋耕刀切削后易粘結(jié)導(dǎo)致拋送距離短，造成二次撞擊進(jìn)入刀輥內(nèi)部，黏附在對土壤破碎能力弱的刀軸上[20]。在刀輥上增設(shè)橫擋阻隔土壤接觸刀軸后，刀軸和橫擋間會夾塞土壤，夾塞土壤隨著刀輥做周期運動，處于刀軸和橫擋動態(tài)雙支撐狀態(tài)，難以通過旋轉(zhuǎn)離心力脫附。土壤受力示意圖如圖3所示。激振裝置驅(qū)動橫擋與夾塞土壤接觸進(jìn)行剪切脫附，剪切時間持續(xù)極短，在接觸瞬間土壤仍保持受力平衡。以離心力F反方向為軸，垂直于離心力F方向為軸，以點為坐標(biāo)原點，建立直角坐標(biāo)系，受力關(guān)系如下：

式中F為各個力在軸方向上的合力，N；F為各個力在軸方向上的合力，N；1為刀軸與土壤間摩擦系數(shù)；2為橫擋與土壤間摩擦系數(shù)；為夾塞土壤質(zhì)心與刀軸中心距，mm。

對式（1）求解可得：

土壤受力狀態(tài)直接影響土壤黏附狀態(tài)。橫擋對土壤支持力和刀軸對土壤支持力越小，越有利于脫附。當(dāng)橫擋和刀軸材料確定后，橫擋、刀軸與土壤間摩擦系數(shù)為定值。由式（2）可知，當(dāng)夾角0在[0°，90°]區(qū)間內(nèi)逐漸增大時，橫擋對土壤支持力和刀軸對土壤支持力均隨之增大，故將橫擋運動脫附位置確定為與重力方向重合處，此時0=0°。當(dāng)?shù)遁S角速度逐漸增大時，橫擋對土壤支持力和刀軸對土壤支持力將減小。

設(shè)橫擋與夾塞土壤相互作用前后沿橫擋刃口面的切向速度v大小方向不變，由動量定理可知，激振裝置產(chǎn)生的慣性力通過橫擋傳遞于土壤的沖量為

式中F為土壤所受的慣性力，N。為作用時間，s。

在橫擋運動方向上，夾塞土壤受剪切應(yīng)力。當(dāng)夾塞土壤所受剪切應(yīng)力大于抗剪強(qiáng)度時，夾塞土壤即會被剪斷掉落進(jìn)而脫附。土壤被剪斷臨界條件為

式中為土壤發(fā)生剪切破壞的極限應(yīng)力，Pa；為土壤與橫擋的作用面積，m2。

注：F1為刀軸與土壤間法向黏附力，N；F1為刀軸與土壤間切向黏附力，N；F2為橫擋與土壤間法向黏附力，N；F2為橫擋與土壤間切向黏附力，N；F1為刀軸與土壤間摩擦力，N；F2為橫擋與土壤間摩擦力，N；F1為刀軸對土壤支持力，N；F2為橫擋對土壤支持力，N；F為土壤離心力，N；0為重力方向與軸夾角，(°)；v為橫擋沿刀軸軸線方向速度，m·s-1；為土壤質(zhì)量，kg；為刀軸角速度，rad·s-1；F為土壤所受的慣性力，N。

Note:F1is the normal adhesion force between cutter shaft and soil, N;F1is the tangential adhesion force between cutter shaft and soil, N;F2is the normal adhesion force between crosspiece and soil, N;F2is the tangential adhesion force between crosspiece and soil, N;F1is the friction force between cutter shaft and soil, N;F2is the friction force between crosspiece and soil, N;1is the supporting force of cutter shaft to soil, N;2is the supporting force of crosspiece to soil, N;Fis the centrifugal force of soil, N;0is the angle between gravity direction and-axis, (°);vis the velocity along the axis of the cutter shaft, m·s-1;is the soil mass, kg;is angular velocity of the blade shaft, rad·s-1;Fis inertial force on soil, N.

圖3 振動橫擋脫附過程受力分析

Fig.3 Force diagram of vibration crosspiece detachment process

橫擋在作業(yè)過程中表面會與粘結(jié)土壤接觸形成界面黏附系統(tǒng)，致使土壤更易粘結(jié)影響整體脫附性能。如圖4所示，將橫擋簡化為二面楔進(jìn)行分析，根據(jù)土壤黏附力學(xué)可知[21]，當(dāng)切土深度為時，在橫擋上的土壤受到重力、滑動摩擦力20、切向黏附力A0、剪切面上抗剪力和土壤加速阻力。上述力亦反作用于橫擋上，同時橫擋還受到土壤水平作用力P、垂直作用力P以及刃口處切削阻力。

振動是物體或質(zhì)點在其平衡位置附近所做周期性的往復(fù)運動[22]。旋耕刀輥穩(wěn)定作業(yè)時，橫擋被激振裝置驅(qū)動做周期性往復(fù)運動會給界面黏附系統(tǒng)提供振動加速度，粘結(jié)在橫擋上的土壤顆粒也會隨之做加速運動。當(dāng)加速度達(dá)到脫附臨界值時，顆粒所受慣性力克服了黏附力，土壤顆粒將會從橫擋表面脫落，實現(xiàn)振動脫附，故土壤振動脫附效果與振動加速度密切相關(guān)。由橫擋的薄板六面體結(jié)構(gòu)與上述分析可知，土壤與橫擋表面構(gòu)成的界面黏附系統(tǒng)中占據(jù)主導(dǎo)地位的是切向黏附力，振動脫附效果主要取決于振動加速度的大小。由于任何復(fù)雜信號都可以看成由若干頻率不同、大小不等的正弦波復(fù)合而成，橫擋振動加速度可看成若干正弦波簡諧激勵的疊加效應(yīng)。切向振動脫附加速度臨界值為78.30 m/s2[17]，當(dāng)橫擋往復(fù)運動產(chǎn)生的振動加速度大于該值即可實現(xiàn)橫擋的振動脫附，后文依據(jù)該值進(jìn)行激振裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)設(shè)計。

注：F0為橫擋法向外載荷，N；Ps為土壤對橫擋水平作用力，N；Pc為土壤對橫擋垂直作用力，N；Kb為橫擋刃口處切削阻力，N；T為土壤剪切面上抗剪力，N；B為土壤加速阻力，N；Ca為土壤與橫擋間切向黏附應(yīng)力，Pa；A0為橫擋觸土面積，m2；；h為切土深度，mm；a為橫擋加速度，m·s-2；t為作用時間，s；α為刀輥轉(zhuǎn)角，(°)；β0為加速阻力與楔面夾角，(°)。

2.1.2 橫擋激振裝置設(shè)計

由上述分析可知，橫擋脫附性能主要與橫擋的振動加速度有關(guān)，加速度大小取決于驅(qū)動橫擋運動的激振裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)。刀軸旋轉(zhuǎn)一周，激振裝置帶動橫擋完成一次往復(fù)行程，橫擋運動周期與刀軸旋轉(zhuǎn)周期一致。激振裝置產(chǎn)生的慣性力通過連桿傳遞至橫擋上，一方面可提供動力驅(qū)動橫擋去除刀軸上夾塞土壤和實現(xiàn)界面黏附系統(tǒng)的振動脫附，另一方面也會對機(jī)器產(chǎn)生動應(yīng)力。故需合理設(shè)置結(jié)構(gòu)參數(shù)，實現(xiàn)慣性力有效利用。

圖5a所示，激振裝置安裝在旋耕機(jī)最外側(cè)側(cè)板和相鄰擋泥板間的刀軸上，布置方式為上下對置、左右對稱，主要包括升程滾子、回程滾子、旋轉(zhuǎn)塊、搖桿、連桿等部件。升程滾子和回程滾子分別安裝在側(cè)板與擋泥板上，旋轉(zhuǎn)塊與搖桿通過銷軸固接在刀軸上，連桿前端與搖桿鉸接，末端與橫擋鉸接。激振裝置可簡化為對稱的搖桿滑塊機(jī)構(gòu)，選取一側(cè)進(jìn)行分析。作業(yè)時刀軸旋轉(zhuǎn)帶動固定在其上的旋轉(zhuǎn)塊，當(dāng)旋轉(zhuǎn)塊與升程滾子接觸時，旋轉(zhuǎn)塊旋轉(zhuǎn)帶動搖桿運動使得橫擋處于升程工作段；當(dāng)旋轉(zhuǎn)塊與復(fù)位滾子接觸時，旋轉(zhuǎn)塊反向旋轉(zhuǎn)帶動橫擋回到初始位置。如圖5b所示，搖桿繞點順時針以角速度0轉(zhuǎn)動此時橫擋處于升程階段沿著滑槽由0點運動至1點；逆時針以角速度0旋轉(zhuǎn)時橫擋處于回程階段沿著滑槽從1點返回至0點。以搖桿為原動件建立機(jī)構(gòu)矢量方程。將其在，軸上投影，得到機(jī)構(gòu)位移方程。對式（5）求一階導(dǎo)和二階導(dǎo)，即可求得機(jī)構(gòu)速度與加速度方程。

機(jī)架幅寬2 300 mm，旋耕刀輥耕幅為1 800 mm，開溝犁寬度420 mm。激振裝置位于刀軸上，擋泥板與側(cè)板上安裝有升程滾子和回程滾子，為保證機(jī)構(gòu)運動過程中不與其他部件發(fā)生干涉，需滿足下式條件：

1.側(cè)板 2.升程滾子 3.輥軸頭 4.擋泥板 5.回程滾子 6.旋轉(zhuǎn)塊 7.刀軸 8.搖桿 9.連桿 10.橫擋 11.滑槽

1.Side plate 2.Lift bearing 3.Roll shaft head 4.Baffle 5.Return bearing 6.Rotating block 7.Blade shaft 8.Rocker 9.Connecting rod 10.Crosspiece 11.Chute

注：0為橫擋最遠(yuǎn)行程，mm；1為橫擋運動行程，mm；0為搖桿長度，mm；1為連桿長度，mm；為偏心距，mm；0為搖桿角速度，rad·s-1；1為搖桿擺角，(°)；1為搖桿與軸夾角，(°)；2為橫擋中心線與軸夾角，(°)。

Note:0is the maximum stroke of the crosspiece, mm;1is the stroke of the crosspiece;0is the length of the rocker, mm;1is the length of the connecting rod, mm;is the eccentricity, mm;0is the angular velocity of the rocker, rad·s-1;1is the swing angle of the rocker, (°);1is the angle between the rocker and the-axis, (°);2is the angle between the center line of the crosspiece and the-axis, (°).

圖5 激振裝置結(jié)構(gòu)圖

Fig.5 Schematic diagram of vibration excitation device

課題組前期研究[17,23-24]和預(yù)試驗結(jié)果表明，當(dāng)橫擋位移過小會導(dǎo)致慣性力不足，橫擋末端靠近變速箱位置纏草堵泥較多；當(dāng)橫擋位移過大時，激振裝置產(chǎn)生加速度過大，會產(chǎn)生較大動應(yīng)力導(dǎo)致橫擋變形。綜上所述，本文取050 mm，1=60°，橫擋選用寬30 mm、厚5 mm的鋼板，偏心距根據(jù)橫擋安裝位置確定，連桿1長度為60～80 mm。

2.2 橫擋阻隔防粘結(jié)刀輥設(shè)計

2.2.1 土壤-旋耕刀分離運動學(xué)與動力學(xué)分析

在旋耕刀切土過程中，需要克服土壤剪切強(qiáng)度并與土壤顆粒間產(chǎn)生摩擦，切削的土垡沿著旋耕刀表面運動。若土壤與刀片間摩擦力大于土壤間的抗剪力和粘結(jié)力，土垡或者土垡的部分土壤就會滯留在旋耕刀表面產(chǎn)生黏附。土壤黏附直接影響旋耕刀輥切土性能與作業(yè)質(zhì)量，因此需對旋耕刀拋土過程進(jìn)行分析，明確土壤-旋耕刀分離運動學(xué)要求。

如圖6a所示，以刀軸旋轉(zhuǎn)中心為坐標(biāo)原點，以旋耕機(jī)前進(jìn)方向為軸正方向，重力方向為軸正方向，刀軸軸線為軸建立基礎(chǔ)坐標(biāo)系，軸正方向用單位向量、、表示。以正切刃彎折線根部1為坐標(biāo)原點，建立相對坐標(biāo)系1111。其中1軸與彎折線重合，1軸位于旋耕刀正切面內(nèi)且垂直于1軸，1軸垂直于正切面并與1、1軸構(gòu)成右手空間直角坐標(biāo)系，1、1、1軸正方向用單位向量1、1、1表示。平面111與坐標(biāo)面間夾角為旋耕刀后角。再以1為原點建立右手空間直角坐標(biāo)系1222，2軸垂直于1軸且位于平面內(nèi)，2軸與1軸重合，2軸垂直于坐標(biāo)面212，其坐標(biāo)軸正方向單位向量用2、2、2表示。

1軸在1222坐標(biāo)系3個方向上余弦值為(cos,0,sin)。刀片剛開始切土?xí)r，刀片彎折線與軸方向夾角為初始安裝角。刀輥順時針繞軸勻速轉(zhuǎn)動，刀輥轉(zhuǎn)角為旋耕刀初始安裝角與刀輥旋轉(zhuǎn)角度之和。依據(jù)上述各坐標(biāo)系空間位置可得坐標(biāo)系與1111、1222坐標(biāo)系間的各坐標(biāo)軸正向單位矢量轉(zhuǎn)換關(guān)系為

對土壤顆粒進(jìn)行運動學(xué)和動力學(xué)分析，土粒受到支持力、摩擦力、黏附力F、重力、土壤慣性力F以及科氏慣性力綜合作用。設(shè)土粒黏附在旋耕刀上無跳動和滾動現(xiàn)象且在2軸方向上無相對位移，將各力投影到1111坐標(biāo)系、方向上建立運動微分方程化簡得：

式中a1為土粒在1軸上相對加速度，m/s2；a1為土粒在1軸上相對加速度，m/s2；為旋耕刀與土壤間摩擦系數(shù)；0為土壤與旋耕刀間黏附系數(shù)。

如圖6b所示，黏附在正切刃上任一土粒(1,1,0)都以坐標(biāo)系中的(0,0,?1sin)點為旋轉(zhuǎn)中心做定軸轉(zhuǎn)動，土粒相對于平動參考系速度即為土粒牽連速度v；根據(jù)相對速度定義可得土粒相對1111坐標(biāo)系速度v為

式中v1為土粒在1軸上速度分量，m/s；v1為土粒在1軸上速度分量，m/s。

此時土粒加速度為相對加速度、牽連加速度和科氏加速度的合成。土粒相對于坐標(biāo)系牽連加速度和科氏加速度aωv、a=2ωv可由式（9）求得。拋土階段自旋耕刀對土粒不再提供支持力時結(jié)束，取土粒離開正切面瞬時時刻進(jìn)行分析，根據(jù)式（9）可得土粒脫離正切面（F≤0）臨界條件如下：

注：F為旋耕刀對土粒支持力，N；為旋耕刀對土粒摩擦力，N；F為旋耕刀對土粒黏附力，N；F為土粒牽連慣性力，N；F為土?？剖蠎T性力，N；0為彎折線根部點1與刀軸旋轉(zhuǎn)中心距離，mm；為土粒相對速度v方向與1軸夾角，(°)；2為旋耕刀彎折角，(°)；為刀輥轉(zhuǎn)角，(°)；初始安裝角，(°)；v為土粒牽連速度，m·s-1；v為土粒相對速度，m·s-1；a為土粒相對加速度，m·s-2；a為土?？剖霞铀俣龋琺·s-2；a為土粒在法向方向上的牽連加速度分量，m·s-2；a為土粒在切向方向上的牽連加速度分量，m·s-2。

Note:Fis the support force of rotary tillage blade to soil particles, N;is the friction force of rotary tillage blade to soil particles, N;Fis the adhesion force of rotary tillage blade to soil particles, N;Fis the convected inertial force of soil particles, N;Fis coriaceous inertial force of soil particles, N;0is the distance between root point1of the bending line and the rotation center of cutter shaft, mm;is the angle between the direction of relative velocity of soil particlesvand the1-axis, (°);2is the bending angle of rotary tillage blade, (°);is the rotation angle of blade roller, (°);is the initial installation angle, (°);vis the convected velocity of soil particles, m·s-1;vis the relative velocity of soil particles, m·s-1;ais the relative acceleration of soil particles, m·s-2;ais the coriaceous acceleration of soil particles, m·s-2;ais the convected acceleration component of soil particles in the normal direction, m·s-2;ais the convected acceleration component of soil particles in the tangential direction, m·s-2.

圖6 旋耕刀拋土過程力學(xué)分析

Fig.6 Mechanical analysis of soil throwing process of rotary tillage blade

綜上所述，黏附在旋耕刀正切面上的土壤能否脫附受刀軸角速度前進(jìn)速度、旋耕刀彎折線根部點1與刀軸的距離0、彎折角2和后角等結(jié)構(gòu)參數(shù)影響。長江中下游水旱輪作區(qū)稻田旱作旋耕作業(yè)常用ⅠIT245型旋耕刀，參考GB/T5669－2017《旋耕機(jī)械刀和刀座》，回轉(zhuǎn)半徑為245mm、正切刃彎折角2為60°、后角為30°。刀輥同一平面安裝2把旋耕刀，根據(jù)同一切土小區(qū)2把旋耕刀采用等間距分布在刀軸上切土節(jié)距的定義公式（=30/）以及旋耕刀回轉(zhuǎn)角速度與刀輥轉(zhuǎn)速關(guān)系式（=2π/60）可將上述刀軸角速度、前進(jìn)速度參數(shù)等效為切土節(jié)距與刀輥轉(zhuǎn)速作為因素進(jìn)行旋耕刀脫附分析。考慮長江中下游地區(qū)土壤粘重板結(jié)、含水率波動大以及小麥種植農(nóng)藝要求，旋耕切土節(jié)距取值范圍為6～10 cm[2]；參照GB/T5668－2017《旋耕機(jī)》和上述分析，刀輥轉(zhuǎn)速取值范圍為150～350 r/min。

2.2.2 刀片排列方式及平衡校核

國內(nèi)旋耕機(jī)多采用中間傳動形式，旋耕刀對稱安裝在左右刀輥上。旋耕刀常以螺旋線排列在刀軸上，作業(yè)過程可以看作連續(xù)的螺旋葉片輸送破碎土壤的過程。受長江中下游地區(qū)土壤質(zhì)地和降雨條件影響，種床廂面整備效果成為影響小麥播種成苗率的關(guān)鍵要素。為了減少旋耕刀輥作業(yè)過程中的漏耕、夾土現(xiàn)象以及便于開溝旋耕聯(lián)合作業(yè)，旋耕刀螺旋排列方式參考前期研究選用雙頭漸變螺旋線排列方式，螺旋升角由機(jī)架外側(cè)至內(nèi)側(cè)逐漸減小，同一切土小區(qū)安裝相位角相差180°的旋耕刀，朝向均向機(jī)架內(nèi)側(cè)[2]。為避免相鄰切土小區(qū)刀片之間產(chǎn)生漏耕與土壤、秸稈混合堵塞問題，將相鄰切土小區(qū)距離設(shè)計為80 mm，左右刀輥上各安裝22把旋耕刀。

激振裝置在旋耕刀軸上為上下對置、左右對稱結(jié)構(gòu)，離心力方向相反互相抵消。刀軸為均質(zhì)回轉(zhuǎn)軸，離心合力可近似為0，故刀輥不平衡振動主要是由于刀具及其附件產(chǎn)生的離心慣性力造成的。根據(jù)旋耕刀排列方式可知旋耕刀周向夾角與軸向距離，以左側(cè)第1把旋耕刀所在平面為工作面，右側(cè)第1把旋耕刀所在平面為工作面，機(jī)具中心對稱平面為基準(zhǔn)面，將旋耕刀所受離心力F向原點簡化建立空間坐標(biāo)系進(jìn)行受力分析。平面兩側(cè)彈齒受到的離心力F大小相等、方向相反，則旋耕刀對軸合離心力F、對軸的合離心力F、合離心力、合離心力矩計算公式式分別為

式中F為刀輥旋轉(zhuǎn)時每組旋耕刀所受的離心力，N；F為旋耕刀對軸的合離心力，N；F對旋耕刀對軸的合離心力，N；為刀輥轉(zhuǎn)角，(°)；α為刀輥螺旋升角，(°)；1為相鄰切土小區(qū)的距離，為80 mm；為旋耕刀數(shù)目。

經(jīng)計算得旋耕防粘結(jié)刀輥離心力的矢量和與離心力矩的矢量和均為0，即刀輥兩端軸承受的動反力為0，滿足動平衡要求。

2.2.3 橫擋阻隔土壤黏附分析

旋耕刀輥作業(yè)時，橫擋形成封閉圓柱形區(qū)域隔絕刀軸，減少土壤與刀軸接觸進(jìn)而防止粘結(jié)。此時刀軸被橫擋阻隔，旋耕刀切碎土壤多黏附在橫擋表面。按照前文方法建立坐標(biāo)系，黏附在橫擋上的土壤受力分析如圖7所示。

設(shè)黏附土壤與軸夾角為時脫離橫擋表面，土壤受到摩擦力F2、切向黏附力F2、法向黏附力F2以及自身重力g，其中土壤所受慣性力F方向與土壤法線方向共線，依據(jù)達(dá)朗貝爾原理列出土壤在法線和切線上平衡方程：

黏附土壤脫附要求土壤在法向和切向上所受主動力和慣性力分力必須大于法向和切向黏附力。由式（12）可求得土壤臨界脫附條件：

由式（13）可知，橫擋上的黏附土壤能否旋轉(zhuǎn)脫附主要取決于重力g、橫擋旋轉(zhuǎn)半徑、夾角和角速度。刀輥轉(zhuǎn)速和土壤質(zhì)量越大，土壤越易從橫擋表面脫附。當(dāng)?shù)遁佫D(zhuǎn)速一定時，土壤與軸負(fù)半軸夾角在[0°，90°]區(qū)間范圍內(nèi)最易脫附；相同轉(zhuǎn)速下，橫擋旋轉(zhuǎn)半徑越大土壤越易從橫擋表面脫附。

注：R為橫擋旋轉(zhuǎn)半徑，mm；θ為土壤與x軸夾角，(°)；Fan2為橫擋與土壤間法向黏附力，N；Faτ2為橫擋與土壤間切向黏附力，N；Ff2為橫擋與土壤間摩擦力，N；Fg為土壤慣性力，N。

綜合上述分析，選取刀輥轉(zhuǎn)速、旋耕切土節(jié)距橫擋回轉(zhuǎn)半徑作為防粘結(jié)刀輥脫附性能試驗因素，結(jié)合漸變螺旋刀輥排布方式與各零件彼此不干涉的要求，確定橫擋回轉(zhuǎn)半徑取值范圍為100～140 mm。

2.3 防粘結(jié)刀輥仿真優(yōu)化

2.3.1 試驗設(shè)計與方法

長江中下游水旱輪作區(qū)土壤類型為黏重土壤，通過前期研究土壤流變力學(xué)特性發(fā)現(xiàn)土壤受外力作用下的變形有明顯的非線性黏彈塑性特征[20]，故耕作時土壤的應(yīng)力與應(yīng)變關(guān)系可以通過EDEM軟件中兼具顆粒彈塑性和黏性的非線性彈塑性接觸模型“The Edinburgh Elasto-Plastic Adhesion（EEPA）”模型進(jìn)行表征，顆粒-機(jī)具模型選擇Hertze-Mindlin(no slip)模型。在模型中建立尺寸（長×寬×高）為3 000 mm×1 500 mm×500 mm土槽，在土槽上表面設(shè)置顆粒工廠，以重力沉積法生成1 994 313個土壤顆粒，導(dǎo)出顆粒文件。在顆粒文件中設(shè)置接觸模型，輸入模型參數(shù)并導(dǎo)入刀輥模型。結(jié)合已有研究[1-2]，設(shè)置土壤顆粒半徑為4 mm，刀輥材質(zhì)為Q235鋼，接觸模型參數(shù)如表1所示。

為提高仿真計算效率，對振動橫擋阻隔式防粘旋耕機(jī)進(jìn)行簡化，整機(jī)為左右對稱結(jié)構(gòu)，對稱兩刀輥并無相互影響，故選取整機(jī)一側(cè)進(jìn)行仿真分析。在三維建模軟件SoildWorks中建立模型，保存為．igs文件導(dǎo)入EDEM中，根據(jù)長江中下游種床整備農(nóng)藝要求，依照試驗設(shè)計給各部件施加相應(yīng)的運動，Rayleigh時間步長5.121 13×10-6s，網(wǎng)格單元尺寸為最小顆粒半徑的3倍。

表1 仿真模型參數(shù)

土壤與機(jī)具間黏附力學(xué)行為復(fù)雜，涉及土壤破碎、團(tuán)聚和接觸界面間表面特征，同時也是時間的函數(shù)。EDEM軟件為減少仿真時間，土槽長度往往小于機(jī)具田間實際作業(yè)長度，難以精確表征土壤多相混合、顆粒介質(zhì)等特性進(jìn)而反映機(jī)具實際黏附量。土壤與機(jī)具間的黏附是一個接觸界面問題，與界面摩擦、界面吸附和界面潤濕密切相關(guān)。只有當(dāng)土壤與機(jī)具表面接觸時，且接觸界面的外附力大于內(nèi)聚力時，才會產(chǎn)生土壤黏附現(xiàn)象。土壤與機(jī)具接觸次數(shù)少，產(chǎn)生黏附的幾率也會降低，進(jìn)而導(dǎo)致黏附量減少。土壤顆粒與橫擋的接觸次數(shù)與機(jī)具黏附存在間接關(guān)系，故本研究選取機(jī)具與土壤顆粒的單位時間接觸次數(shù)間接表征機(jī)具作業(yè)時土壤-機(jī)具間的黏附特征，單位時間接觸次數(shù)可反映一定前進(jìn)距離內(nèi)的機(jī)具黏附現(xiàn)象。由前文分析與仿真現(xiàn)象可知作業(yè)時刀軸被橫擋阻隔，土壤顆粒主要與橫擋接觸產(chǎn)生黏附，故選取單位時間內(nèi)橫擋與土壤顆粒的接觸次數(shù)作為試驗指標(biāo)?；?.1～2.2節(jié)分析，選取旋耕切土節(jié)距、刀輥轉(zhuǎn)速、橫擋回轉(zhuǎn)半徑為試驗因素，采用Box-Behnken試驗設(shè)計方法對上述因素進(jìn)行離散元仿真，試驗因素編碼如表2所示。

表2 試驗因素編碼

根據(jù)表3的仿真試驗結(jié)果建立單位時間顆粒接觸次數(shù)1與旋耕切土節(jié)距、刀輥轉(zhuǎn)速和橫擋回轉(zhuǎn)半徑間的二次多項式回歸方程：

表3 試驗方案與結(jié)果

建立的二次回歸模型＜0.01，說明回歸模型極顯著，試驗擬合程度高；失擬項＞0.05，失擬不顯著表明擬合的二次多元回歸方程與實際相符，能正確地反映單位時間顆粒接觸次數(shù)1與因素、、間的關(guān)系，回歸模型可用于后續(xù)分析。

2.3.2 響應(yīng)面法尋優(yōu)

各因素交互作用響應(yīng)面如圖8所示。由圖8a知，橫擋回轉(zhuǎn)半徑處于中心水平，當(dāng)?shù)遁佫D(zhuǎn)速一定時，單位時間接觸次數(shù)和切土節(jié)距呈正相關(guān)，這是因為當(dāng)切土節(jié)距變大時，相鄰兩把旋耕刀切下土垡厚度越大，碎土程度越低，土壤易產(chǎn)生團(tuán)聚造成粘結(jié)堵塞，導(dǎo)致土壤與橫擋接觸次數(shù)增多。而當(dāng)切土節(jié)距一定時，隨著刀輥轉(zhuǎn)速增加，黏附土壤也越易通過離心力脫附。穩(wěn)定時刻土壤顆粒與橫擋接觸次數(shù)減少，故單位時間接觸次數(shù)變化逐漸減小，與2.2節(jié)分析結(jié)果一致。

如圖8b所示，當(dāng)?shù)遁佫D(zhuǎn)速取中心水平值，固定橫擋回轉(zhuǎn)半徑時，單位時間接觸次數(shù)隨切土節(jié)距增加而增加；固定切土節(jié)距時，接觸次數(shù)隨橫擋回轉(zhuǎn)半徑先增加后減小。如圖8c所示，當(dāng)切土節(jié)距取中心水平值，固定橫擋回轉(zhuǎn)半徑時，單位時間接觸次數(shù)隨刀輥轉(zhuǎn)速增加而減小。固定刀輥轉(zhuǎn)速時，單位時間接觸次數(shù)隨橫擋回轉(zhuǎn)半徑增加而先增大后減小。圖8b和圖8c中橫擋回轉(zhuǎn)半徑變化對接觸次數(shù)影響規(guī)律相近，分析其原因為：當(dāng)橫擋回轉(zhuǎn)半徑剛開始增加時，此時橫擋位置臨近刀軸、刀座等對土壤破碎能力低的無刃口處，該區(qū)域易粘結(jié)夾塞土壤，故增加了橫擋與土壤的接觸次數(shù)。

為獲得振動橫擋阻隔式旋耕防粘結(jié)刀輥最優(yōu)參數(shù)組合，以式（14）為性能指標(biāo)函數(shù)采用極值理論進(jìn)行優(yōu)化求解，約束條件為切土節(jié)距6～10 cm、刀輥轉(zhuǎn)速150～350 r/min、橫擋回轉(zhuǎn)半徑100～140 mm。

求解得到多種參數(shù)優(yōu)化組合，考慮到實際作業(yè)情況，最終選取旋耕切土節(jié)距6.3 cm，刀輥轉(zhuǎn)速260 r/min，橫擋回轉(zhuǎn)半徑140 mm，此時單位時間內(nèi)橫擋與土壤顆粒的接觸次數(shù)為136.70。按照優(yōu)化結(jié)果進(jìn)行仿真，得到單位時間內(nèi)橫擋與土壤顆粒的接觸次數(shù)為127.89，相對誤差為6.44%，與回歸方程預(yù)測結(jié)果基本一致。

圖8 各因素交互作用響應(yīng)面

依據(jù)前文分析可知，橫擋脫附性能與激振裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)密切相關(guān)，在離散元仿真尋優(yōu)基礎(chǔ)上根據(jù)式（5）分析橫擋在激振裝置驅(qū)動下的運動特性，利用MATLAB軟件進(jìn)行運動學(xué)仿真優(yōu)化激振裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)。依據(jù)前文分析、機(jī)器結(jié)構(gòu)尺寸、離散元尋優(yōu)結(jié)果和預(yù)試驗，仿真初始值設(shè)定=125 mm，0=50 mm，0=0.9 rad/s。通過改變連桿的長度，在60、70、80 mm的條件下分析橫擋運動特性。

橫擋單位時間內(nèi)位移、速度和加速度隨時間變化曲線如圖9所示。橫擋位移和速度最大值隨連桿長度增加不斷增大；橫擋加速度最大值隨連桿長度增加不斷減小。根據(jù)仿真結(jié)果可知，連桿長度為70 mm時的加速度數(shù)更接近土壤振動脫附臨界加速度，不同長度下的橫擋速度無明顯差異，故確定連桿長度1取70 mm。此時橫擋的最小位移為20 mm，對應(yīng)的滾子外徑為37 mm。對橫擋加速度進(jìn)行驗證測量，測試結(jié)果如圖10所示，加速度曲線整體為鋸齒狀，呈現(xiàn)出往復(fù)升降的周期性波動趨勢，最大加速度大于78.30 m/s2滿足橫擋運動過程中的振動脫附要求。

圖9 橫擋運動仿真曲線

圖10 加速度驗證測量

3 田間試驗

3.1 試驗方法

基于上述結(jié)果加工樣機(jī)，在湖北省農(nóng)科院糧食作物研究所進(jìn)行田間試驗，共選取3塊水稻田作為試驗地，土壤質(zhì)地為黏壤土。為檢驗樣機(jī)在多工況下的作業(yè)性能和適應(yīng)性，將3塊試驗田按秸稈覆蓋率、土壤特性以及浮草處理方式劃分為表4所示工況。試驗設(shè)備包括東風(fēng)紅LX904型拖拉機(jī)（中國一拖集團(tuán)）、振動橫擋阻隔式防粘結(jié)旋耕機(jī)、常用旋耕機(jī)、TCS 32-12田間作業(yè)機(jī)具綜合測試系統(tǒng)（北京農(nóng)業(yè)智能裝備技術(shù)研究中心）、DH311E三向加速度傳感器（江蘇東華測試技術(shù)有限公司）、電子天平（精度5 g）、密封袋、環(huán)刀、水平尺、卷尺、鋼尺、0.5 m×0.5 m方框、1 m×1 m方框等。

田間試驗時，調(diào)節(jié)拖拉機(jī)液壓提升臂與懸掛上拉桿長度，通過限位螺栓控制機(jī)架兩側(cè)開溝犁耕深為250 mm，旋耕刀輥耕深為140 mm；根據(jù)切土節(jié)距6.3 cm計算得出前進(jìn)速度為1.96 km/h，調(diào)節(jié)拖拉機(jī)前進(jìn)擋位與測試車轉(zhuǎn)速擋位，使得旋耕刀輥轉(zhuǎn)速穩(wěn)定在260 r/min，作業(yè)速度在（1.96±0.2）km/h范圍內(nèi)?？紤]到國內(nèi)暫無針對防粘結(jié)作業(yè)機(jī)具的試驗方法與作業(yè)標(biāo)準(zhǔn)，參考GB/T5668－2017《旋耕機(jī)》、NY/T499-2013《旋耕機(jī)作業(yè)質(zhì)量》和文獻(xiàn)[2]，機(jī)具每行程直線作業(yè)距離40 m，選取中間20 m作為穩(wěn)定測量區(qū)對樣機(jī)作業(yè)質(zhì)量進(jìn)行測試，共進(jìn)行3個行程，試驗指標(biāo)包括耕深穩(wěn)定性系數(shù)、廂面平整度、碎土率、土壤黏附量、土壤軸向分布均勻度以及秸稈埋覆率。

表4 試驗工況

3.1.1 耕深穩(wěn)定性系數(shù)

在作業(yè)后的測量區(qū)域內(nèi)，沿機(jī)組前進(jìn)方向?qū)摮叽怪辈迦胱x取旋耕深度數(shù)值，沿前進(jìn)方向間隔2 m左、右各測定5個點，求得3個行程內(nèi)耕深平均值H、耕深標(biāo)準(zhǔn)差S、耕深變異系數(shù)V，計算耕深穩(wěn)定性系數(shù)U。

3.1.2 廂面平整度

將水平儀垂直于機(jī)具前進(jìn)方向水平放置在廂面上作為基準(zhǔn)線，用直尺測定水平儀的10等分點距離地表距離。每一個行程測量3組數(shù)據(jù)，以其標(biāo)準(zhǔn)差的平均值作為耕后平整度。

3.1.3 土壤黏附量

參照文獻(xiàn)[25]，在機(jī)具一個行程作業(yè)后，停機(jī)將粘結(jié)在刀輥上的土壤碎茬混合物刮下裝入密封袋并稱量，試驗共測量3個行程，取3次測量結(jié)果平均值作為刀輥土壤黏附量。

3.1.4 土壤軸向分布均勻度

按照文獻(xiàn)[2]的測量方法在已耕廂面上沿刀輥軸向方向上以15 cm間隔等分，使用環(huán)刀測定深度0～5、5～10、10～15 cm土壤濕容重，每個行程間隔10 m測量一次。取3個行程容重平均值、標(biāo)準(zhǔn)差與變異系數(shù)，并將變異系數(shù)作為衡量旋耕刀輥作業(yè)后耕層土壤軸向分布均勻度指標(biāo)。

3.1.5 秸稈埋覆率與碎土率

秸稈埋覆率與碎土率測定均采用五點取樣法，秸稈埋覆率F方法為測量1 m×1 m面積內(nèi)作業(yè)前后地表秸稈質(zhì)量，按式（15）計算；碎土率C方法為測量作業(yè)后0.5 m×0.5 m面積內(nèi)全耕層土塊最長邊小于4 cm土塊質(zhì)量與土塊總質(zhì)量，按式（16）計算，試驗重復(fù)3次取均值。

式中m為1 m×1 m面積內(nèi)作業(yè)前秸稈質(zhì)量，kg；m為1 m×1 m面積內(nèi)作業(yè)后秸稈質(zhì)量，kg；G為0.5 m×0.5 m面積內(nèi)全耕層所有土塊質(zhì)量，kg；G為0.5 m×0.5 m面積內(nèi)全耕層土塊最長邊小于4 cm土塊質(zhì)量，kg。

3.1.6 機(jī)具作業(yè)平穩(wěn)性

機(jī)具作業(yè)平穩(wěn)性是衡量機(jī)具設(shè)計合理性的重要指標(biāo)，將加速度傳感器固定在機(jī)架上，分別測量機(jī)具前進(jìn)、豎直和幅寬方向的振動加速度，每個方向取3個不同的測量點。機(jī)具動態(tài)振動加速度波動范圍越大說明機(jī)具振動越劇烈，故機(jī)具作業(yè)平穩(wěn)性指標(biāo)選用反映數(shù)據(jù)離散程度的均方差表示，測量機(jī)具作業(yè)3個行程內(nèi)的均值。

3.2 試驗結(jié)果與分析

樣機(jī)田間試驗結(jié)果如表5、表6所示，各田塊試驗效果如圖11所示。試驗結(jié)果表明機(jī)具田間作業(yè)平穩(wěn)可靠，穩(wěn)定性良好，多工況條件下振動橫擋阻隔式旋耕防粘結(jié)刀輥作業(yè)質(zhì)量優(yōu)良，各項指標(biāo)均達(dá)到國家標(biāo)準(zhǔn)。耕深穩(wěn)定性系數(shù)、廂面平整度、碎土率、土壤黏附量、軸向分布均勻度和秸稈埋覆率均值分別為92.02%、15.21 mm、81.81%、2.63 kg、10.99%和92.27%，滿足長江中下游水旱輪作區(qū)小麥種床整備農(nóng)藝要求。

表5 機(jī)具作業(yè)試驗結(jié)果

表6 不同測點振動測量試驗結(jié)果

研究表明，在含水率30%～40%的黏重土壤條件下作業(yè)時土壤顆粒間會產(chǎn)生黏聚性、土壤與機(jī)具間會形成粘結(jié)[26]，導(dǎo)致地表平整效果與土壤軸向分布均勻性較差，這是田塊Ⅱ種床整備效果低于田塊Ⅰ的原因。水稻土物理特性受含水率影響較大，會因含水率變化表現(xiàn)出的不同軟硬稀稠程度。從土壤形變角度來看，田塊Ⅲ的含水率接近土壤塑限，土壤表現(xiàn)出極強(qiáng)的黏塑性，土壤能夠承受較大的塑性形變而不會輕易斷裂、破碎，導(dǎo)致碎土不充分進(jìn)而影響秸稈埋覆率和地表平整度[27]。

田塊Ⅰ的含水率高于田塊Ⅲ，但其整體作業(yè)質(zhì)量優(yōu)于后者。原因是旋耕刀雖有一定滑切作用，但田塊Ⅲ地表浮草較多且水稻土濕軟，形成的支撐切割效應(yīng)降低，旋耕刀刀尖位置會纏掛少量未切斷秸稈，導(dǎo)致正切刃拋土量增加，降低了耕深穩(wěn)定性系數(shù)。秸稈包裹在旋耕刀上未脫附與土壤接觸后，土壤和秸稈會發(fā)生摩擦、擠壓等一系列變形，在旋耕刀正切刃上形成一層不易脫附的土壤秸稈混合黏附層，影響旋耕刀切土性能，降低廂面平整度與碎土率。基于上述原因，田塊III的土壤黏附量與未被土壤埋覆的秸稈也比田塊I多。

為驗證所設(shè)計旋耕防粘結(jié)刀輥的實際工作效果，在最優(yōu)工作參數(shù)下進(jìn)行常用旋耕刀輥（左、右刀輥共安裝44把IIT245型旋耕刀，同一切土小區(qū)2把旋耕刀朝向相反，夾角135°，旋耕刀螺旋升角均為54°）的旋耕刀輥黏附量對比試驗。由上述試驗結(jié)果可知，田塊Ⅲ土壤黏附性更強(qiáng)，旋耕刀輥作業(yè)時更易粘結(jié)土壤，故在該田塊進(jìn)行旋耕防粘結(jié)刀輥與常用旋耕刀輥土壤黏附量對比試驗，兩刀輥的試驗工況、參數(shù)設(shè)置、測量儀器與測量方法與前文均一致。試驗后測得常用旋耕刀輥作業(yè)后土壤黏附量均值為12.18 kg，遠(yuǎn)大于旋耕防粘結(jié)刀輥3.58 kg。旋耕防粘結(jié)刀輥僅在旋耕刀刀尖和橫擋位置出現(xiàn)少量土壤碎茬黏附，在其他部位未見黏附（圖11c）；常用旋耕刀輥在刀座、刀軸部位土壤粘結(jié)嚴(yán)重，相鄰刀座之間和刀軸產(chǎn)生土壤粘結(jié)堵塞（圖11d），旋耕防粘結(jié)刀輥減黏脫附效果明顯。

圖11 田間試驗

4 結(jié)　論

1）針對長江中下游水旱區(qū)小麥機(jī)械化種床整備時旋耕刀輥易黏附土壤導(dǎo)致作業(yè)質(zhì)量差等問題，將橫擋阻隔防粘與振動脫附相結(jié)合，設(shè)計了一種振動橫擋阻隔式旋耕防粘結(jié)刀輥，可實現(xiàn)旋耕刀輥內(nèi)部固有部件防粘與橫擋部件脫附，提高旋耕作業(yè)質(zhì)量，利于后續(xù)小麥生長。

2）建立了旋耕刀與橫擋土壤脫附運動學(xué)與動力學(xué)模型，確定影響防粘結(jié)刀輥脫附性能的關(guān)鍵因素為旋耕切土節(jié)距、刀輥轉(zhuǎn)速和橫擋回轉(zhuǎn)半徑。結(jié)合正交組合試驗和離散元仿真，確定振動橫擋阻隔式旋耕防粘結(jié)刀輥最優(yōu)參數(shù)組合：旋耕切土節(jié)距6.3 cm，刀輥轉(zhuǎn)速260 r/min，橫擋回轉(zhuǎn)半徑140 mm。

3）對橫擋剪切脫附和振動脫附過程進(jìn)行了理論分析，激振裝置根據(jù)搖桿滑塊機(jī)構(gòu)進(jìn)行理論計算和結(jié)構(gòu)設(shè)計，得到橫擋運動規(guī)律方程，對其進(jìn)行運動學(xué)仿真分析，優(yōu)化機(jī)構(gòu)各部件尺寸，優(yōu)化結(jié)果滿足橫擋振動脫附加速度要求。

4）對田塊采用不同的秸稈和浮草處理方式開展整機(jī)性能檢測試驗，結(jié)果表明該刀輥適用于小麥機(jī)械化種床整備作業(yè)。所設(shè)計旋耕防粘結(jié)刀輥土壤黏附量遠(yuǎn)小于與常用旋耕刀輥，耕深穩(wěn)定性系數(shù)、廂面平整度、碎土率、土壤黏附量、軸向分布均勻度和秸稈埋覆率均值分別為92.02%、15.21 mm、81.81%、2.63kg、10.99%和92.27%，均滿足國家標(biāo)準(zhǔn)與農(nóng)藝要求，證明了刀輥在多變工況下的優(yōu)良作業(yè)性能和適應(yīng)性。

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Design and experiments of the barrier type rotary anti-adhesion blade roller with vibration crosspiece

Liu Guoyang1, Xia Junfang1,2, Zheng Kan1,2※, Cheng Jian1, Wei Youshuai1,Guo Liwei1, Li Xiaofeng1, Zhang Jumin1,2

(1.,430070,; 2.,,430070,)

Rice-rape and rice-wheat rotations dominate the cropping patterns in the paddy upland rotation area in the middle and lower of the Yangtze River of China. The alternate drying and wetting process in the rotation tends to make the soil sticky and compact. The soil can also easily adhere to the soil-engaging components of the tillage machine in the actual preparation of arable lands, leading to low plowing efficiency and quality, as well as low traction efficiency but high power consumption. In this study, a barrier-type rotary anti-adhesion blade roller with a vibration crosspiece was designed to promote the quality and efficiency of the rotary blade roller caused by the soil adhesion during paddy field operation. The main purpose was also to realize the anti-adhesion of inherent components and the detachment performance of the crosspiece in the operation process. The rotation radius of the crosspiece was greater than the cutter shaft. A closed cylindrical area was formed to isolate the cutter shaft during the working process, in order to prevent the soil thrown by the rotary tillage blade from adhering to the cutter shaft. An opposite direction was set as the shear movement of the upper and lower crosspiece symmetrically installed on the blade roller driven by the vibration excitation device. As such, the soil adhered to the cutter shaft was sheared to break and then fall off. At the same time, the acceleration generated by the reciprocating motion of the crosspiece greatly contributed to preventing the soil from the crosspiece bar surface. Finally, the adhesion reduction and detachment were realized for the soil that entered the rotary blade roller via the comprehensive effect of barrier, shear and vibration of the crosspiece. The force states of soil particles were analyzed under the action of the vibration crosspiece and the structure of the vibration excitation device. After that, the structural parameters were determined in the vibration excitation device. A systematic analysis was made of the structure of the anti-adhesion blade roller, according to the throwing kinematics and dynamic process of the rotary tillage blade. Subsequently, the structural parameters of the anti-adhesion blade roller were designed to obtain the kinematic requirements for the separation of soil and rotary tillage blade. The key factors affecting the detachment performance of the anti-adhesion blade roller were determined as the cutting pitch of rotary tillage, blade roller rotary speed, and rotation radius of the crosspiece. Combined with the discrete element simulation, the Box-Behnken experiment was carried out with the number of contact between soil particles and crosspiece per unit time as the evaluation index in the detachment performance of the rotary blade roller. The optimal combination of parameters was determined as the cutting pitch of rotary tillage of 6.3 cm, the blade roller rotary speed of 260 r/min, and the rotation radius of the crosspiece of 140 mm. The simulation experiment was carried out to verify, according to the optimization parameters. It was found that the contact numbers between crosspiece and soil particles per unit of time were 127.89, with relative errors of 6.44%, which was basically consistent with the prediction of the regression equation. The structural parameters of the vibration excitation device were then optimized under the condition of optimal parameter combination. The motion characteristics of the crosspiece driven by the vibration excitation device were analyzed to obtain the structural parameters using the MATLAB software. Three paddy fields were selected as experimental sites, in order to verify the applicability and detachment performance of a barrier-type rotary anti-adhesion blade roller with the vibration crosspiece. The field experiments were carried out under the optimal parameters combination. The multi-field performance experiment and rotary tillage comparison showed that the improved device was suitable for mechanized seed bed preparation in most paddy fields. The soil adhesion of the rotary tillage anti-adhesion blade roller was also much less than that of the traditional. The average tillage depth stability coefficient, soil layer levelness, soil broken rate, adhesion mass, soil distribution uniformity, and straw buried rate were 92.02%, 15.21 mm, 81.81%, 2.63 kg, 10.99%, and 92.27%, respectively. All indexes fully met the design and agronomic requirements. The findings can provide the theoretical basis and technical support to design the adhesion reduction and detachment of rotary tillers in paddy fields in the middle and lower reaches of the Yangtze River.

agricultural machinery; design; experiment; crosspiece; barrier type; soil adhesion; vibration detachment

10.11975/j.issn.1002-6819.2022.23.004

S222.3

A

1002-6819(2022)-23-0029-12

劉國陽，夏俊芳，鄭侃，等. 振動橫擋阻隔式旋耕防粘結(jié)刀輥設(shè)計與試驗[J]. 農(nóng)業(yè)工程學(xué)報，2022，38(23)：29-40.doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2022.23.004 http://www.tcsae.org

Liu Guoyang, Xia Junfang, Zheng Kan, et al. Design and experiments of the barrier type rotary anti-adhesion blade roller with vibration crosspiece[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2022, 38(23): 29-40. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2022.23.004 http://www.tcsae.org

2022-07-21

2022-09-30

國家自然科學(xué)基金項目（32271994，31901412）；國家重點研發(fā)計劃項目（2017YFD0301300）；學(xué)院引導(dǎo)專項（2022GXYD004）

劉國陽，博士生，研究方向為現(xiàn)代農(nóng)業(yè)裝備設(shè)計與測控。Email：lgy@webmail.hzau.edu.cn

鄭侃，博士，副教授，研究方向為稻麥輪作耕播技術(shù)與裝備。Email：zhengkan@mail.hzau.edu.cn