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)
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。
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)。
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
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。
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
2.2.1 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°。
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。
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
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
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。
4.3.1 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。
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。
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。