王英博，榮 高，李洪文，王慶杰，何 進，盧彩云

（1. 中國農(nóng)業(yè)大學(xué)工學(xué)院，北京 100083；2. 農(nóng)業(yè)部河北北部耕地保育農(nóng)業(yè)科學(xué)觀測試驗站，北京 100083；3. 中國農(nóng)業(yè)大學(xué)工學(xué)院現(xiàn)代農(nóng)業(yè)裝備優(yōu)化設(shè)計北京市重點實驗室，北京 100083）

0 引 言

保護性耕作時由于常年采用免少耕，再加上機械的壓實，會導(dǎo)致土壤容重增加，機具作業(yè)阻力加大，不利于作物的生長，土壤含水量降低，且會增加機具的作業(yè)能耗[1-3]。因而，淺旋、淺耙是很重要的保護性耕作技術(shù)表土作業(yè)方式，可疏松土壤、保熵滅草、提高地溫，使土壤變細碎、優(yōu)化種床，提高播種質(zhì)量，以方便種子出苗、促進作業(yè)根系生長[4-5]。

國外的地表整地機械多采用立軸式作業(yè)，如德國馬斯奇奧DM型動力驅(qū)動耙、庫恩HR系列驅(qū)動耙，其作業(yè)效果良好，機具作業(yè)深度一般在150～360 mm。但由于大功率作業(yè)機具對土壤壓實較高，在表土作業(yè)時，刀具大部分區(qū)域位于地表上方，效率較低，且機具幅寬較大，容易造成漏耕的現(xiàn)象，土壤擾動量較大，并不適用于中國南方小地塊保護性耕作表土作業(yè)模式[6-8]。國內(nèi)表土作業(yè)機具主要為淺旋機和淺松機 2種。淺松機為牽引式作業(yè)機具，其耕作部件，雖結(jié)構(gòu)簡單，操作方便，但不能達到較高的碎土質(zhì)量，機具防堵性能較差，無法適用于秸稈覆蓋量較大的田間作業(yè)[9-11]。淺旋機為驅(qū)動式作業(yè)機具，其結(jié)構(gòu)與旋耕機相似，采用水平軸中間傳動形式，漏耕現(xiàn)象較為明顯，在表土作業(yè)時，大部分作業(yè)區(qū)域均位于地表上方，作業(yè)功耗大，對土壤擾動較大，從而導(dǎo)致作業(yè)后地表秸稈的覆蓋量較小，種床質(zhì)量較差[12-14]。

針對上述表土作業(yè)機械出現(xiàn)的問題，本文研究設(shè)計了一種適用于中國黃淮海地區(qū)、表土作業(yè)的立式驅(qū)動淺旋耙。通過對刀具的運動學(xué)分析與動力學(xué)分析，對其作業(yè)刀具結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化設(shè)計，并采用離散元仿真，分析影響碎土作業(yè)效果的因素，進行田間試驗，對立式驅(qū)動淺旋耙的作業(yè)性能進行參數(shù)優(yōu)化。

1 整體結(jié)構(gòu)

1.1 整體結(jié)構(gòu)與工作原理

立式驅(qū)動淺旋耙主要包括機架1、變速箱2、傳動機構(gòu)3和淺旋驅(qū)動刀組4，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。變速箱安裝在機架上部，傳動機構(gòu)位于變速箱下部，淺旋驅(qū)動刀位于傳動機構(gòu)下部。動力通過拖拉機傳遞至變速箱，變速箱通過轉(zhuǎn)動機構(gòu)，將動力傳遞給淺旋驅(qū)動刀，帶動淺旋驅(qū)動刀組進行高速轉(zhuǎn)動對土壤進行擾動和破碎，進行整地作業(yè)。

1.2 主要技術(shù)參數(shù)

整機結(jié)構(gòu)需要符合黃淮海地區(qū)保護性耕作表土作業(yè)要求，作業(yè)深度最大不超過100 mm，一次作業(yè)完成松土、擾動細碎土壤、無漏耕的整地作業(yè)，中間傳動采用齒輪機構(gòu)，作業(yè)穩(wěn)定，整機參數(shù)如表1所示。

圖1 立式驅(qū)動淺旋耙結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of vertical driving-type surface rotary tillage machine

表1 立式驅(qū)動淺旋耙主要技術(shù)參數(shù)Table 1 Main technical parameters for vertical driving-type surface rotary tillage machine

2 作業(yè)結(jié)構(gòu)的設(shè)計

立式淺旋耙其工作部件為刀組，與土壤直接接觸，機具整體作業(yè)的性能直接由刀組的性能決定，因此，本文需對其結(jié)構(gòu)與作業(yè)參數(shù)進行分析。

2.1 刀組排列方式設(shè)計

刀組的排列方式與作業(yè)效果、作業(yè)功耗有著直接的聯(lián)系，為使機具易于加工、結(jié)構(gòu)緊湊，作業(yè)機構(gòu)采用了一排刀軸作業(yè)的方式。根據(jù)驅(qū)動型立式淺耙在作業(yè)時不漏耕、穩(wěn)定的要求，刀組的排列方式需要滿足下列原則[15]：1）相鄰2個刀組之間的工作區(qū)域需有部分重疊，以保證機具全面作業(yè)；2）相鄰刀組的轉(zhuǎn)向相反，且不發(fā)生干涉，使整機受力均勻；3）保證單個刀組上刀具對稱安裝，使刀具磨損均勻，減少作業(yè)振動。

通過上述分析，為減小機具作業(yè)的振動，刀組采用了規(guī)格相同的直齒輪嚙合的轉(zhuǎn)動形式。相鄰兩個直齒輪旋向相反，可以在保證傳遞效率的同時減小機具的振動，提高運動時的平穩(wěn)性。作業(yè)機構(gòu)的整體結(jié)如圖 2所示，以左側(cè) 4個刀組為例，每個直齒輪均通過軸承與刀組固定連接，刀組隨著齒輪進行高速轉(zhuǎn)動。

綜合考慮作業(yè)幅寬與機具傳動效率，作業(yè)機構(gòu)選用了10個傳動刀組，每個刀組的回轉(zhuǎn)直徑為260 mm，相鄰兩個刀組距離為250 mm。為使作業(yè)時相鄰2個刀軸不發(fā)生撞刀的情況，設(shè)計相鄰刀組的刀具安裝角為18°。左側(cè)第一個刀組與排列方向一致，其刀具安裝角為0。以機具的前進方向為X軸，刀軸橫向排列方向為Y軸建立坐標系，對整個幅寬內(nèi)的每個刀組運動軌跡進行分析，其運動表達式（1）為

式中v0表示機具的前進速度，m/s；t表示刀具運動的時間，s；ω表示刀具的轉(zhuǎn)速，rad/s；r0表示刀具回轉(zhuǎn)半徑，mm；xi表示第 i個刀具在 X軸方向的位移；yi表示第 i個刀具在Y軸方向的位移。

圖2 刀組排列方式結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of arrangement of knife group

以機具的前進速度v0和刀軸轉(zhuǎn)速ω的比值λ定義刀具運動系數(shù)[16]。為了使機具作業(yè)時不產(chǎn)生漏耕現(xiàn)象，同時為保證耕后地表平整，刀軸轉(zhuǎn)速也不宜過快，λ取值范圍為1～4，從而計算出刀具轉(zhuǎn)速的范圍不超過500 r/min。

通過Matlab對式（1）進行分析，如圖3所示，可得出相鄰 2個刀組的運動軌跡不相交，且重疊作業(yè)區(qū)域的寬度為10 mm，不發(fā)生漏耕的情況。

圖3 相鄰兩個刀組的運動軌跡Fig.3 Motion trajectory of two adjacent cutters

2.2 刀組的安裝與設(shè)計分析

2.2.1 刀組的設(shè)計及參數(shù)確定

刀組的結(jié)構(gòu)如圖 4所示，由刀軸、刀盤、刀具固定銷、刀具組成。刀軸上部通過軸承與傳動直齒輪連接，刀盤與2個刀具通過刀具固定銷固定連接，2個刀具間的相位角為 180°，由螺栓對刀具固定銷進行鎖緊。由于作業(yè)環(huán)境復(fù)雜，刀具工作時受到較大沖擊，如采用傳統(tǒng)的螺栓螺母固定方式，一旦螺母松動，在加速刀具磨損的同時，作業(yè)效果也受到影響。而采用固定銷連接方式，螺栓不與刀具直接固定接觸，只受到拉伸力，不承擔剪切力作用，作業(yè)時定位銷不易松動。此種方式可減小刀具振動影響整地效果，以此減小作業(yè)時對刀具的磨損，增加刀具使用壽命。

圖4 驅(qū)動刀組結(jié)構(gòu)示意圖Fig.4 Schematic diagram of driving-type knife group

刀具作為與土壤直接接觸的工作部件，其結(jié)構(gòu)參數(shù)對于作業(yè)效果的好壞有著重大的影響。本研究基于傳統(tǒng)的立式旋刀，對刀具結(jié)構(gòu)進行設(shè)計分析。刃口切削土壤，破碎土壤的效果與刃口形狀有關(guān)。傳統(tǒng)的旋刀采用了直刀刃的形式，其滑切效果、對土壤的擾動均較小。本研究刃口形狀采用了最速曲線形式，最速曲線可增加在曲線上運動質(zhì)點的速度[17]，從而可以提升切削土壤的滑切效果。由于土壤摩擦角一般在26°～38°之間，因此設(shè)計曲線最外緣的切線與刀刃平面夾角，即最小切線角為 40°。在作業(yè)時土壤顆粒能克服在刀刃表面運動的摩擦力，增加刀刃對土壤的擾動作用，刃口曲線的參數(shù)方程為式（2）。

式中 γ表示刃口曲線的切線與刃口前端非刀刃夾角，γ=γ(t)；K 表示系數(shù)。

刀具尺寸如圖 5所示，為保證刀具強度，上部開設(shè)有弧形凹槽。刀刃入土角度設(shè)計為45°，以保證作業(yè)時刀具的入土效果和刀具的作業(yè)強度。在淺旋作業(yè)時，需要降低刀具對表層秸稈的擾動砍切效果，保證更多的秸稈覆蓋在地表，因此設(shè)計刀具前端非刀刃的厚度為5 mm。并綜合考慮刀盤直徑、安裝方式，依據(jù)作業(yè)時刀具之間不碰撞的原則，設(shè)計刀具的厚度為15 mm，寬度為60 mm，刀具側(cè)面與安裝面折彎角為90°。淺旋整地作業(yè)對地表的耕作深度一般在0～10 mm[18]，因此設(shè)計刀具的整體高度為180 mm，滿足作業(yè)要求。式（2）中K為形成最速曲線的滾動圓半徑，綜合考慮刀具厚度、刃口尺寸，最終選取K大小為20 mm。

2.2.2 刀具外傾角與寬度的參數(shù)確定

刀具的外傾角、寬度與切削土壤的效果有關(guān)。過大的外傾角不利于刀具切削土壤，一般選取刀具外傾角的范圍為5°～15°[18]。而刀具的寬度過小，對土壤的擾動作用較小，不能達到相好的整地效果。傳統(tǒng)的立式旋刀由于刀具的寬度過大，作業(yè)時刀具的刀背部運動軌跡會先于刀刃接觸土壤，發(fā)生頂土現(xiàn)象。從而導(dǎo)致地表平整度降低，作業(yè)效果較差。因此，需要對刀具的外傾角和寬度進行設(shè)計分析，以相切為臨界條件進行探討，以刀具的回轉(zhuǎn)中心為原點，其刀具外傾角、前角示意圖如圖6所示。

圖5 刀具結(jié)構(gòu)示意圖Fig.5 Schematic diagram of knife

圖6 刀具外傾角、前角示意圖Fig.6 Camber angle, front angle diagram of knife

設(shè)刀刃外側(cè)切土點為A，刀背外側(cè)一點為B，AB長度即為刀具切割土壤部分寬度b，刀具外傾角為β0，刀具前角δ，刀刃回轉(zhuǎn)半徑為 r，刀具寬度所對應(yīng)圓心角為 α，則刀刃 A點、刀背B點的運動軌跡方程分別如式（3）、（4）所示。

以A點表示刀刃，B表示刀背，刀具從A0B0轉(zhuǎn)過一定角度到達位置A1B1，A點余擺線軌跡的切線A1T與A1B1間夾角為β，刀具A1B1與x軸負方向的夾角為ε，運動過程如圖7所示。

圖7 刀具運動軌跡Fig.7 Motion trajectory of knife

由幾何關(guān)系可得式（5）。

式中b表示刀具切割土壤部分寬度，mm。

初始條件為

代入整理可得刀背運動的微分表達式（7）。

計算可知，當相切臨界點出現(xiàn)在 B1余擺線切線與 x軸方向上極值處時，刀具寬度b最大不超過43.5 mm，此時 β即為刀具外傾角 β0，為獲得較大的土壤擾動面積，最終選取刀具寬度為40 mm，刀具外傾角為10°。

2.3 刀具動力學(xué)分析

刀具與土壤直接作用，對土壤有擾動和破碎的作用，其破碎主要由刀刃產(chǎn)生[19-20]。對與刀刃相接處的土壤顆粒質(zhì)點受力狀態(tài)分析。由于刀具在豎直方向受力相互平衡，在豎直方向?qū)ν寥李w粒的擾動較小，因此以刀具橫切面建立xoy坐標系。如圖8所示，土壤顆粒主要受到刀具的正壓力Fsn、摩擦力Fsτ、及其他土壤顆粒的作用力在法線和切線上的分力Fx1，F(xiàn)y1。土壤顆粒在隨著刀具轉(zhuǎn)動的同時，還隨著拖拉機的運動具有前進方向的速度。因此，在運動過程中土壤顆粒具有的科氏加速度，其方向與牽連加速度方向垂直，根據(jù)幾何關(guān)系，土壤顆粒質(zhì)點沿著方向τ（曲面切線方向）及n方向（曲面法線方向）的質(zhì)點動力學(xué)微分方程為

式中η表示刀具經(jīng)過時間t轉(zhuǎn)過的角度，(°)；ζ表示牽連加速度與前進速度正向夾角，(°)；ac表示刀具的科氏加速度，m/s2；M為土壤顆粒受到的重力，N；ae表示牽連加速度，m/s2；ar表示相對加速度，m/s2。

根據(jù)圖8中幾何關(guān)系可得

圖8 刀具的受力分析Fig.8 Force analysis of knife

摩擦力Fsτ與正壓力 Fsn成正比，且與土壤和接觸面的摩擦角有關(guān)[21]。

通過分析式（8）可知，影響土壤受力的因素包括刃口曲線的切線與刃口前端非刀刃夾角γ、刀具經(jīng)過時間 t轉(zhuǎn)過的角度η、刀具的科氏加速度ac、牽連加速度ae、相對加速度ar和相對加速度ar與前進速度正向夾角ζ。

根據(jù)幾何關(guān)系式（9）可知，影響η的因素為刀具轉(zhuǎn)速ω。影響科氏加速度ac、牽連加速度ae的因素為刀具轉(zhuǎn)速ω與機具前進速度v0。影響相對加速度ar的因素為刀具轉(zhuǎn)速與刀具前角δ。在刀具前角δ、刃口曲線的切線與刃口前端非刀刃夾角γ等刀具結(jié)構(gòu)參數(shù)固定時，影響相對加速度 ar與前進速度正向夾角ζ的因素為機具前進速度v0與刀具轉(zhuǎn)速 ω。因此，在確定刀具結(jié)構(gòu)參數(shù)后，除土壤因素外，刀具的運動參數(shù)（包括刀具轉(zhuǎn)速ω與機具的前進速度 v0）是影響土壤顆粒受力的最主要的因素，從而影響土壤顆粒的運動繼而影響淺旋作業(yè)效果。

3 淺旋作業(yè)離散元仿真

應(yīng)用離散元仿真軟件對淺旋刀組破碎土壤過程進行仿真。采用顆粒團對部分土壤模型進行建模，進行 API函數(shù)替換，即通過顆粒團替換大尺寸的顆粒，在破碎過程中，顆粒團中顆粒間的粘結(jié)鍵受力斷裂，模擬破碎過程[22]。最小單元的土壤顆粒半徑10 mm，根據(jù)實際測量及相關(guān)參考文獻確定顆粒團的半徑為50 mm，顆粒團替換如圖 9所示。顆粒團數(shù)量與普通顆粒數(shù)量比為1:15，普通土壤顆粒尺寸分布0.9～1.1、土壤顆粒泊松比0.3、土壤顆粒密度2 500 kg/m3、土壤剪切模量1 MPa、土壤顆粒阻尼系數(shù)0.95[23]。設(shè)置刀組的材料泊松比0.3、密度7 865 kg/m3、剪切模量 7.8×1010Pa。

圖9 顆粒團模型Fig.9 Particle cluster model

將建立好的刀具模型導(dǎo)入到仿真軟件中。為簡化計算過程，模型中選取相鄰 2個刀組。將動力學(xué)分析確定影響淺旋作業(yè)效果的 2個因素，機具前進速度與刀具轉(zhuǎn)速作為仿真試驗的因素。分別選取刀具轉(zhuǎn)速為200、250、300、350、400 r/min，機具前進速度為1.0、1.5、2.0、2.5、3.0 m/s，作業(yè)深度恒定保持為60 mm進行仿真分析。

土壤顆粒破碎仿真過程如圖10所示，顯示在前進速度為1.0 m/s時刀具轉(zhuǎn)速為300 r/min時的仿真過程。通過離散元后處理模塊可計算出一次作業(yè)后直徑（最長邊）小于50 mm土壤顆粒的占比，即為碎土率，并選取作業(yè)后，垂直于前進方向上橫向位置的150、300、450 mm土壤的高度進行測量，計算土壤的平整度，仿真結(jié)果如圖11所示。

圖10 刀具碎土仿真過程Fig.10 Simulation process of soil broken by knife

通過對仿真結(jié)果的分析可得，機具前進速度與刀具轉(zhuǎn)速對淺旋耙作業(yè)后的效果有影響。刀具轉(zhuǎn)速與碎土率呈正相關(guān)，機具前進速度與碎土率呈負相關(guān)，機具前進速度與刀具轉(zhuǎn)速均與土壤平整度呈正相關(guān)。對仿真數(shù)據(jù)進行顯著性分析，機具前進速度與刀具轉(zhuǎn)速對碎土率的顯著性影響P＜0.01，為極顯著影響。仿真分析進一步確定機具前進速度與刀具轉(zhuǎn)速影響淺旋耙作業(yè)效果，后續(xù)將通過對樣機的田間試驗，對刀具的較優(yōu)運動參數(shù)進行分析，對仿真試驗結(jié)果進行驗證。

圖11 刀具碎土仿真結(jié)果Fig.11 Soil broken simulation result of knife

4 田間試驗

4.1 試驗條件

2017年12 月，在江蘇省東?？h，進行立式驅(qū)動淺旋耙田間性能試驗。選用沐河SH1004輪式拖拉機，配套動力為76 kW。測量田間土壤的平均含水率為17.22%，土壤容重1.33 g/cm3，地表有少量秸稈覆蓋。隨機選取試驗地5個1 m×1 m的正方形地塊，將該區(qū)域內(nèi)的秸稈進行收集并測量質(zhì)量，測得每平方米平均秸稈覆蓋量為88.6 g，田間試驗如圖12所示。

圖12 田間試驗Fig.12 Field experiment

4.2 評價指標

參照《GB/T 5668-2008 旋耕機》、《GB/T 25420-2010驅(qū)動耙》規(guī)定的試驗方法，考察所設(shè)計的立式驅(qū)動淺旋耙的作業(yè)性能，選取碎土率、土壤容重、土壤平整度為試驗指標[24-25]。試驗前對土壤平整度基準高度進行測量，地表的平均高度為24 mm。

選取試驗地長度為100 m，機具每作業(yè)20 m測量一組數(shù)據(jù)，選取作業(yè)長度內(nèi)5個測量點，并將作業(yè)幅寬內(nèi)分為 10等分，分別對作業(yè)前后地表高度進行測量，土壤平整度的計算表達式

式中ρ為土壤平整度，mm；aj為第j個行程的地表高度，mm；aji為第j個行程種第i個點的地表高度，mm；ni為第i個測定點的數(shù)量；nj為第j個行程中的測定點數(shù)量。

4.3 試驗方案與結(jié)果分析

4.3.1 二次旋轉(zhuǎn)正交組合試驗設(shè)計

進行（二因素）二次旋轉(zhuǎn)正交組合試驗，根據(jù)對刀具的動力學(xué)分析及仿真試驗試驗的結(jié)果分析，確定了在作業(yè)時影響土壤受力的因素為機具前進速度與刀具轉(zhuǎn)速。因此，選取機具前進速度與刀具轉(zhuǎn)速為試驗因素，對理論與仿真的結(jié)果進行進一步的驗證。一般淺旋機作業(yè)速度不超過3 m/s，與播種機速度一致，最終選取淺旋機前進速度水平的范圍為1.2～2.6 m/s。通過前期預(yù)試驗及仿真試驗，為使機具作業(yè)時不發(fā)生漏耕現(xiàn)象，并參考實際作業(yè)情況，確定了刀具轉(zhuǎn)速范圍為200～400 r/min。通過田間試驗，對指標的因素進行顯著性的分析，根據(jù)實際需要對各參數(shù)組合進行優(yōu)化[26]。試驗因素水平編碼表如表2所示，試驗方案及試驗結(jié)果如表3所示。

表2 試驗因素與水平Table 2 Experimental factors and levels

表3 試驗方案及試驗結(jié)果Table 3 Test plan and experimental result

4.3.2 試驗結(jié)果分析與回歸模型建立

利用Design Expert 8.0.6軟件對試驗結(jié)果進行二次回歸分析，并進行多元回歸擬合，得到碎土率 Y1、土壤容重Y2和土壤平整度Y33個試驗指標的回歸方程。田間試驗數(shù)據(jù)與離散元仿真分析基本一致。由于田間試驗可控制條件較少，因此，田間試驗數(shù)據(jù)略大于仿真試驗數(shù)據(jù)，對其顯著性檢驗。

1）碎土率Y1的顯著性分析

通過對數(shù)據(jù)的分析，碎土率Y1方差表如表4所示。由表4可知，試驗?zāi)Ｐ惋@著（P＜0.01）。主因素中刀具轉(zhuǎn)速對于指標影響最為顯著，交互項中機具前進速度與刀具轉(zhuǎn)速對指標為較顯著影響，且各因素對碎土率的影響主次順序為 x2＞x1。將不顯著因素并入殘差項后再次進行方差分析，結(jié)果如表4所示，得到各個因素與指標間回歸方程。

式中x1表示機具前進速度，m/s；x2表示刀具轉(zhuǎn)速，r/min。

對上述回歸方程進行失擬性檢驗，如表 4所示，其中P＞0.1，不顯著，證明試驗指標和試驗因素存在顯著的二次關(guān)系。

2）土壤容重Y2的顯著性分析

通過對數(shù)據(jù)的分析，土壤容重Y2方差表如表5所示。由表4可知，試驗?zāi)Ｐ惋@著（P＜0.01）。主因素中刀具轉(zhuǎn)速對于指標影響最為顯著，交互項中機具前進速度與刀具轉(zhuǎn)速對指標為顯著影響，且各因素對土壤容重的影響主次順序為x2＞x1。將不顯著因素并入殘差項后再次進行方差分析，結(jié)果如表4所示，得到各個因素與指標間回歸方程。

對上述回歸方程進行失擬性檢驗，如表 4所示，其中P＞0.1，不顯著，證明試驗指標和試驗因素存在顯著的二次關(guān)系。

3）土壤平整度Y3的顯著性分析

通過對數(shù)據(jù)的分析，土壤平整度Y3方差表如表4所示，在土壤平整度的因素中均為顯著和較顯著因素，因此方差分析表中無需進行提出不顯著因素進行二次分析。由表 4可知，試驗?zāi)Ｐ惋@著（P＜0.01）。主因素中刀具轉(zhuǎn)速對于指標影響最為顯著，交互項中機具前進速度與刀具轉(zhuǎn)速對指標為較顯著影響，各因素對土壤平整度的影響主次順序為x2＞x1。將不顯著因素并入殘差項后再次進行方差分析，結(jié)果如表4所示，得到各個因素與指標間回歸方程。

對上述回歸方程進行失擬性檢驗，如表 4所示，其中P＞0.1，不顯著，證明試驗指標和試驗因素存在顯著的二次關(guān)系。

表4 碎土率、土壤容重、土壤平整度的方差分析Table 4 Variance analysis for soil broken rate, density of soil bulk, soil flatness

4.3.3 響應(yīng)曲面分析

通過Design-Expert 8.0.6 軟件對數(shù)據(jù)的處理，得出因素間的顯著和較顯著交互作用對 3個試驗指標影響的響應(yīng)曲面，如圖13所示。

圖13 雙因素響應(yīng)曲面Fig.13 Response surface of double parameters

對于碎土率，機具前進速度與刀具轉(zhuǎn)速交互作用影響如圖13a所示。當機具前進速度固定，碎土率隨著刀具轉(zhuǎn)速的增加而增大，刀具轉(zhuǎn)速的較優(yōu)范圍為 270～370 r/min；當?shù)毒咿D(zhuǎn)速固定時，碎土率隨著機具前進速度的增加而減小，機具前進速度的較優(yōu)范圍為1.4～2.0 m/s。

對于土壤容重，機具前進速度與刀具轉(zhuǎn)速交互作用影響如圖 13b所示。當機具前進速度固定，土壤容重隨著刀具轉(zhuǎn)速的增加而減小，刀具轉(zhuǎn)速的較優(yōu)范圍為300～370 r/min；當?shù)毒咿D(zhuǎn)速固定時，土壤容重隨著機具前進速度的增加而增大，機具前進速度的較優(yōu)范圍為 1.4～2.2 m/s。

對于土壤平整度，機具前進速度與刀具轉(zhuǎn)速交互作用影響如圖13c所示，當機具前進速度固定，土壤平整度隨著刀具轉(zhuǎn)速的增加而增大，刀具轉(zhuǎn)速的較優(yōu)范圍為250～350 r/min；當?shù)毒咿D(zhuǎn)速固定時，土壤平整度隨著機具前進速度的增加而增大，機具前進速度的較優(yōu)范圍為1.4～2.0 m/s。響應(yīng)曲面中試驗指標隨著單個因素變化趨勢與仿真試驗所得結(jié)論一致，驗證了仿真試驗的合理性。

為獲得開溝器作業(yè)的最佳運動參數(shù)與結(jié)構(gòu)參數(shù)，利用Design Expert 8.0.6軟件中的優(yōu)化模塊對上述3個回歸模型進行約束目標優(yōu)化求解，根據(jù)實際作業(yè)及相關(guān)理論選擇優(yōu)化約束條件[24]、目標及約束函數(shù)。

對目標函數(shù)進行優(yōu)化求解，得到結(jié)果為：當機具前進速度為1.4 m/s，刀具轉(zhuǎn)速為350 r/min時，碎土率為95.0%，土壤容重為0.80 g/cm3，土壤平整度為15.8 mm。

4.4 驗證試驗

2017年12 月，在江蘇省東海縣，進行立式驅(qū)動淺旋耙田間性能試驗，作業(yè)條件與前述相同，將優(yōu)化后的機具相關(guān)標準進行對照，試驗條件與方法與上述試驗相同，機具前進速度選取為1.4 m/s，刀具轉(zhuǎn)速選取350 r/min，試驗結(jié)果如表5所示。

表5 優(yōu)化后機具作業(yè)性能對比Table 5 Performance comparison of optimized equipment

試驗結(jié)果表明，優(yōu)化后的機具，其碎土率為95.4%，土壤容重為0.82 g/cm3，土壤平整度為16.3 mm，實際測量結(jié)果與優(yōu)化結(jié)果基本一致。并對耕深變異系數(shù)、秸稈覆蓋率進行測量，耕深變異系數(shù)為12.5%，秸稈覆蓋率為78.6%，其結(jié)果均能滿足相應(yīng)的國家標準，且機具通過性、作業(yè)效果良好。這是由于本研究設(shè)計刀具，增加了橫向擾動土壤的作用，提高碎土效果，并使土壤顆粒較多的在同一平面內(nèi)運動，提高了作業(yè)后地表的平整度，保證耕深穩(wěn)定性，提高秸稈覆蓋的面積。試驗驗證了優(yōu)化參數(shù)的合理性，按照優(yōu)化后的參數(shù)進行作業(yè)能夠滿足要求，作業(yè)無漏耕現(xiàn)象。

本文通過對刀具運動的分析，確定了影響土壤受力的因素為機具前進速度與刀具轉(zhuǎn)速。由于結(jié)構(gòu)參數(shù)在刀具設(shè)計部分已確定，因此試驗數(shù)據(jù)分析是在刀具結(jié)構(gòu)固定條件下對運動參數(shù)進行優(yōu)化。后續(xù)也將采用離散元與實際試驗相結(jié)合的方法，對不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的刀具進行作業(yè)性能分析，以探究不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對作業(yè)效果的影響規(guī)律。

5 結(jié) 論

針對保護性耕作時地表平整度、表層碎土效果要求較高的特點，本文設(shè)計了一種立式驅(qū)動淺旋耙，對作業(yè)機構(gòu)、刀組排列方式、刀組結(jié)構(gòu)進行設(shè)計，刀具刃口曲線采用最速曲線，并對刀具關(guān)鍵參數(shù)進行分析，設(shè)計刀具外傾角為10°、寬度為40 mm。通過對刀具的動力學(xué)分析，得出了影響土壤受力的因素為機具前進速度與刀具轉(zhuǎn)速，并采用離散元仿真分析對其進行驗證。

對立式淺旋耙進行二次旋轉(zhuǎn)組合田間試驗，建立了各個因素與指標間的回歸模型，得出立式驅(qū)動淺旋耙較優(yōu)的工作參數(shù)組合。試驗驗證了當機具前進速度為刀具轉(zhuǎn)速為時，其碎土率為95.4%，土壤容重為0.82 g/cm3，土壤平整度為16.3 mm，耕深變異系數(shù)為12.5%，秸稈覆蓋率為78.6%，其結(jié)果均能滿足相應(yīng)的國家標準，作業(yè)效果良好。