馬鈴薯碎土整地聯合作業機設計與試驗

呂金慶 劉金妮 趙治明 楊德秋 李季成 孫 琪

(1.東北農業大學工程學院, 哈爾濱 150030; 2.中國農業機械化科學研究院集團有限公司, 北京 100083)

0 引言

馬鈴薯作為一種生長在土壤中的塊莖作物,對土壤要求較高,種植前需要對土壤進行細碎、蓬松。目前,東北地區由于化肥的過量施用、有機肥的減少、過度耕作等原因,存在著土壤板結、結塊多、土壤殘茬嚴重、犁底層加厚等問題,嚴重影響馬鈴薯機械化播種、收獲等田間作業以及馬鈴薯的產量與品質。研究馬鈴薯種床土壤保護性耕整地技術及裝備具有重要意義[1]。

采用土壤保護耕作方法,能減少土壤表土的風蝕、水蝕、沙蝕、土壤有機質的流失程度[2]。采用土壤保護耕作,表土侵蝕將減少50%;燃油消耗減少30%～40%;農作物產量提升10%～15%;在干旱年份增產的幅度更大[3]。目前,各個國家都在向更加節能高效、聯合少耕的機械化發展,有效地提高翻耕與播種質量[4]。保護性耕作整地機械多適用于小麥、大豆等作物,對馬鈴薯田整地適應性較差[5-6]。

碎土機械,包括鏵式犁、圓盤犁、耕耙犁、深松機、松耙機和旋耕機等[7-8]。近年,國外回轉式耕作機械發展迅速[9],配合大動力拖拉機使用,效率和質量都較高[10]。具有代表性的格蘭CTS系列保護性耕作大型聯合整地機,可有效地混合作物殘茬,打破犁底層,一次可完成種床準備。美國 Yetter 2984 Maverick HR Plus 型條帶耕整機,安裝有安全回位彈簧,可以根據作業要求單獨調節,提高其仿形能力和壽命,但碎土能力不強。國內保護性耕作與國外相比發展較晚,近年來逐漸引起人們重視[11]。解宏圖等[12]設計了一種秸稈覆蓋條帶深松淺耙聯合整地機,配有粉碎機構、深松犁、淺旋機構、深旋機構和鎮壓機構,主要針對東北地區玉米作物保護性耕作需求。黑龍江省農業機械工程科學研究院研制的1GZL-350型深松聯合整地機[13],一次進地可完成耕地的滅茬、旋耕、碎土、深松、起壟和鎮壓等作業,主要適用于玉米、高粱和烤煙等作物。東北馬鈴薯田保護性耕作的機具較少,大多數用于保護性耕作的整地機在土壤板結等復雜情況下碎土率難以保證,不能達到東北地區馬鈴薯田碎土整地的預期效果[14]。

本文針對我國東北地區馬鈴薯田結塊多、土壤殘茬嚴重、犁底層加厚情況,設計一種馬鈴薯碎土整地聯合作業機。對關鍵部件碎土輥進行設計,闡述并分析碎土輥軸運動過程、碎土輥回轉過程中楔齒所受的阻力及碎土輥工作時消耗的功率,同時進行仿真模擬試驗,獲得碎土直尺最優參數組合和最優運行速度,并對仿真結果進行田間驗證。

1 整體結構與工作原理

1.1 整體結構

碎土整地聯合作業機結構圖如圖1所示,整機主要由深松鏟、碎土輥、懸掛架和鎮壓輥等關鍵部件組成。

圖1 碎土整地聯合作業機整體結構圖Fig.1 Overall structure diagrams of soil crushing and land preparation machine1.深松鏟 2.碎土輥 3.懸掛架 4.鎮壓輥

機架前安裝2個深松鏟左右對稱排列,深松鏟尖切削入土,并將兩端土壤向兩側進行擠壓,同時對200～250 mm犁底層和部分250 mm以上心土層的板結土壤進行破除,減小碎土輥碎土過程中所受阻力[15];為播種創造良好種床條件,中間裝有碎土輥,起到強烈切碎土壤的作用。隨即鎮壓輥鎮壓,使其土壤容重有所增加,一般達1.2 g/cm3以上,防止水分蒸發,有利于種子與土壤接觸及吸收水分出全苗。通過采用碎土輥機架配置的托板和改變鎮壓輥相對于碎土輥的位置調節耕深,并用拖拉機液壓懸掛裝置限制碎土輥的最大耕深。

1.2 工作原理和主要技術參數

1.2.1工作原理

采用三點全懸掛式與拖拉機掛接。作業時深松鏟先對土壤進行深松,碎土輥在已翻地和未翻的熟地上耙碎土垡,并將大土塊從土層中分離拋出,由后面齒形滾筒鎮壓器進一步碎土和壓實表層土壤,起到土壤表土的防蝕作用。為了避免作業時遇到大石塊碎土輥上的釘齒折斷,設計時應考慮以鎮壓輥為支點,碎土輥升起,越過大石塊。此過程由可伸縮式的上拉桿來實現。

1.2.2主要技術參數

設計的碎土整地聯合作業機主要參數如表1所示。

表1 碎土整地聯合作業機主要技術參數Tab.1 Main technical parameters of soil crushing and soil preparation machine

2 關鍵部件設計

2.1 楔齒碎土輥裝置設計

楔齒碎土輥結構圖如圖2所示,35個碎土直齒安裝在齒座中,齒座在碎土輥軸上以螺旋方式進行焊合。

圖2 楔齒碎土輥整體結構圖Fig.2 Overall structure diagrams of wedge-shaped soil crushing roller1.碎土輥軸 2.齒座 3.碎土直齒

碎土輥主要作用是破碎土塊,為馬鈴薯播種創造良好種床條件。根據黑龍江省土壤情況和馬鈴薯土壤播種要求,設計碎土輥時應滿足以下條件:滿足碎土作業農業技術及質量要求。根據土壤墑情和耙地時間,確定耙深,一般輕耙為8～10 cm,重耙為12～15 cm。耙深誤差在±1 cm范圍內。碎土后耕層內無大土塊及空隙,每平方米耕層內,直徑5～10 cm土塊不得超過5個;沿播種垂直方向,在4 m寬地面上,高低差不超過3 cm[16]。不漏耙,不拖堆。相鄰作業幅重復耙量不超過15 cm。

碎土輥主要包括碎土輥軸、齒座、碎土直齒3部分。碎土輥軸直徑設計為89 mm,長為2 075 mm。為保證東北地區馬鈴薯田的碎土要求,實現耕深在130 mm左右,碎土直齒長度設計為188 mm,與齒座裝配部分長58 mm,切削部分長度為130 mm。碎土輥軸與接盤焊合后,然后焊合齒座,齒座需較好焊接工藝,使該軸變形最小以保證其直線度。碎土直齒通過單向螺旋的排列方式安裝在齒座上,固定在碎土輥軸上,排列方式如圖3所示。

圖3 碎土輥楔齒配置圖Fig.3 Configuration diagram of wedge teeth of earth crusher roll

根據東北地區粘重土壤條件和保護性耕作要求[17],選用直齒,增加碎土能力以及減少纏草現象的同時,作業效果好、作業質量高且更換容易,更能實現馬鈴薯田的整地需求。為保證齒座與直齒安裝的可靠性,直齒截面采用正方形,用65Mn鋼制造,采用正火調質,HB不大于217。

2.2 碎土直齒設計及影響參數

圖4為碎土直齒的結構圖,主要由碎土直齒和齒座兩部分組成。碎土直齒的結構和設計直接影響碎土過程中所受阻力和碎土質量。碎土直齒設計因素主要包括碎土直齒末端傾角θ和碎土直齒邊長L0。

圖4 碎土直齒結構圖Fig.4 Design drawing of key factors of broken soil teeth

2.3 碎土輥楔齒的運動學分析

碎土輥具有兩種運動,以圓周角速度ω繞自身軸線的轉動(相對運動)及與機組以速度vm前進的直線運動。

2.3.1碎土輥楔齒端點的運動方程

根據相對速度和牽連速度的不同速比λ=v0/vm確定工作部件的運動軌跡。為推導楔齒端點的運動方程,建立固定的坐標系(圖5),坐標系原點定于輥軸中心(點O),x軸方向和機具運動方向一致,在運動開始時y軸可以通過滾筒軸心O1。

圖5 楔形齒運動方程簡圖Fig.5 Motion equation diagram of wedge tooth

當滾筒在時間t內,由起始位置轉過角ωt,此時碎土輥正轉時的點A(A是楔齒端點)分別移動到點A0。然而,由于碎土輥的牽連運動,所以點A和A0同時也移動一距離vmt,到點A1處。點A1的運動軌跡用余擺線方程確定

(1)

式中t——碎土輥旋轉一周的時間,s

v0——碎土輥轉速,m/s

R——碎土輥半徑,mm

ω——碎土輥旋轉角速度,rad/s

由式(1)可得,點A的軌跡方程為

(2)

所以碎土輥上任意一點的運動方程為

(3)

2.3.2碎土整地聯合作業機楔齒運動擺線

(4)

當λi=1時,ri=r為動形心半徑。λ<1時軌跡是無扣的短幅擺線。通常,轉動式土壤耕作機械λ>1。因此,轉動式工作部件絕對運動軌跡為長幅擺線。運動學參數由其傳動系統和拖拉機前進速度來確定。其計算為:vm=1.27 m/s(東方紅-75型拖拉機、Ⅰ擋作業、前進速度為4.55 km/h);v0=7.7 m/s(碎土輥轉速n=294 r/min,碎土輥半徑R=0.25 m)。計算出λ≈6,ri≈40.9 mm。

碎土輥轉一圈刀軸中心的偏移量為

(5)

式中r——動形心半徑,mm

轉動1/4周時點O移動L/4。圓弧四等分,當旋轉π/8時,點A移動到a,碎土輥中心移動到a′,連接O1,過點a′且與Oa′平行,推斷出點B,以此方法,找到點C、D、E等,如圖6所示。

圖6 碎土輥楔齒端點擺線Fig.6 End point cycloid of wedge tooth of earth crusher roller

2.3.3碎土輥進距

碎土輥上每一垂直面上只有一個楔齒,研究碎土輥轉動相鄰兩周的楔齒切削土壤過程,需引入碎土輥進距。兩周間楔齒間軌跡的水平距離S稱楔齒進距,S=vmt,進距計算式為

(6)

式中z——每一圓周的楔齒數

由式(6)可知,楔齒進距為常數,其值取決于碎土輥半徑R、輥上每一圓周的楔齒數z和運動學參數比λ。

楔齒進距為轉動式土壤耕作機械的主要工藝參數之一,其決定被耕作土壤的碎土程度[18]。計算得碎土整地聯合作業機楔齒進距S=25 cm。

2.3.4切削速度及碎土輥運動絕對速度

將式(1)對時間求導,可得到坐標軸上投影為楔齒端點的速度為

(7)

此時,楔齒端點的絕對速度為

(8)

其中α=ωt,其余為定值。

由式(8)可知,楔齒端點的絕對速度(切削土壤的速度)是變化的,其變化程度取決于楔齒輥相對運動的轉角。

切削速度的方向沿著楔齒絕對運動的切線方向。在α=π/2和α=3π/2的2個位置上,絕對速度等于速度vm和v0的代數和。其方向沿碎土輥圓周的切向。從圖7可看出以上兩位置在點A2、A4處。點A2、A4的絕對速度為

圖7 碎土輥楔齒絕對速度矢量端跡圖Fig.7 Graph of absolute velocity vector end-trace of wedge tooth of soil crusher roller

(9)

式中va2、va4——點A2、A4的絕對速度,m/s

2.4 碎土輥工作過程阻力分析

碎土齒輥隨機具前進的同時碎土直齒繞著碎土輥做圓周運動耕耘土壤,碎土和向后拋土發生在同一過程。碎土直齒在工作過程中,主要受到的阻力F計算式為[19]

F=FTP+Fq+FOT

(10)

式中FTP——碎土直齒與土壤間的摩擦阻力,N

Fq——切削阻力與被切削垡塊變形的阻力和,N

FOT——拋擲土壤阻力,N

由于FTP求解困難,所以簡化模型,簡化后方程為

F=Fq+FOT

(11)

由于碎土直齒切削和拋擲土壤所受阻力隨著切削角的變化而不斷變化。為計算方便,引入切削比阻系數kq,計算式為

kq=kkλ

(12)

式中kλ——碎土比阻,N/cm2

k——比例系數

在熟地,耕深a=10 cm時,k=3.5;當耕深a=4 cm時,k=10,由此碎土輥耕深取k=3.5。

切削垡塊橫截面積為

D=δb

(13)

其中,被切削垡塊厚度δ也隨切削角的變化而變化,計算式為

δ=csinβ

(14)

最大橫截面積為

Dmax=δmaxb

(15)

式中δmax——垡塊最大厚度,cm

b——單齒幅寬,cm

c——切土節距,cm

β——切削角,(°)

可得

Fq=kqbcsinβ

(16)

拋土過程在碎土直齒作用下的運動十分復雜,齒的形狀和尺寸、在碎土輥上安裝方法、碎土齒切削角、碎土工況、土壤條件和垡塊狀態都會產生影響。拋擲土壤阻力主要與垡塊質量和速度有關,且質量越大、速度越快則阻力越大,拋扔時作用于土粒的力如圖8所示。應用達蘭貝爾原理,可得[20]

圖8 拋扔時作用于土粒的力Fig.8 Force acting on a grain of soil when thrown

dFOTdL-dJadL-dJnfdL-
fdQcos(φ-α2)dL-dQsin(φ-α2)dL-
dQsin(φ-α2)dL=0

(17)

式中 dJa——慣性切向力,N

dJn——慣性法向力,N

f——摩擦因數

φ——土粒從運動起始位置的旋轉角,(°)

α2——確定土粒在垡塊中位置的起始角,(°)

化簡積分得

(18)

式中γn——土壤容重,kg/dm3

ε——加速度,m/s2

c′1、c′2、c′3、c′4——積分簡化系數,為定值

2.5 碎土輥作業時所需功率

碎土輥以一定的速度在已翻過的土壤工作時,其消耗功率為[21]

N1=NP+NOTE+Nnep+NTP+Nπ

(19)

式中NP——切削土壤的功率,kW

Nnep——托板滑動所損耗的功率,kW

NTP——機械傳動部分所損耗的功率,kW

Nπ——克服楔齒阻力消耗功率,kW

NOTE——拋擲土壤消耗功率,kW

碎土輥作業時,為求消耗在切削和拋擲土壤消耗的功率,引入比功Aγπ的概念[22],即碎土輥轉動一周,消耗在旋耕土壤上的功,碎土輥轉動一周所作的功A為

A=2πMkp

(20)

式中Mkp——碎土輥軸上的驅動力矩

將該功除以碎土輥轉動一周所拋土壤的體積使得比功為

(21)

其中

Aγπ=Ap+Aπ

(22)

式中V——所拋土壤體積,cm3

別爾那茨卡還指出,Ap是由于切削土壤的阻力而形成,并與切削速度無關。動力比功分量Aπ是為把動能傳給土壤所消耗的功。

旋耕時比阻K和切削比功之間存在關系

Ap=CK

(23)

式中K——耕地時比阻,kg·N/m2

C——比例系數,當耕深a為13～15 cm時,C取1.5～3.5

選定比阻K=2 000 kg·N/m2,則C=3,計算Ap=6 000 kg·N/m3。

動力比功Aπ=αvv2,αv為比例系數,耕深α為10～15 cm,進程S為15～25 cm時,則αv為(100～150)λ2,Aπ=100λ2v2=5 929 kg·N/m3,Aγπ=11 929 kg·N/m3,NP+NOTE=Aγπ=23.9 kW。

選取萬向節傳動效率為0.98;錐齒輪傳動效率為0.96;側邊鏈傳動效率為0.96,機械傳動部分消耗功率為NTP=(1-η)(NP+NOTE)=2.39 kW。

根據《農業機械設計手冊》表3.2-1得知每齒阻力為38.25～48.05 N,楔齒阻力計算值為48.05×35=1 681.75 N,克服楔齒的阻力所消耗的功率為Nπ=1 681.75×1.27/75=28.48 kW。

碎土輥及機架質量Q1=500 kg,滑動摩擦因數f=0.4,計算托板滑動所消耗的功率為Nnep=Q1fv/75=0.809 kW。

求得碎土輥作業時所需功率為N1=29.24 kW。

所設計的聯合整地機碎土輥的運動是由拖拉機驅動,所受阻力越大,作業能耗消耗越大。對碎土輥進行運動學分析和動力學分析,計算出消耗功率,為得到碎土直齒優化參數、刀輥參數提供理論依據。

由上述分析可知,切削阻力和拋土阻力與碎土輥結構參數有關。作業過程中阻力越小,所需功率越小,則碎土效果越好。主要影響碎土率的參數為切削角β和單齒幅寬b,而切削角β和單齒幅寬b與設計參數碎土直齒末端傾角θ和碎土直齒邊長L緊密相關。為提高碎土直齒入土性能碎土直齒末端傾角取27°～37°,碎土輥碎土性能良好;考慮到碎土直齒的排列方式,選擇碎土直齒邊長為20～30 mm[23]。

3 仿真試驗

3.1 幾何模型建立及參數設定

3.1.1碎土直齒仿真模型

應用三維制圖軟件SolidWorks對聯合整地機碎土輥齒的碎土直齒單體進行實體建模,以igs格式導入EDEM軟件中。設置碎土直齒材料為65Mn鋼,泊松比為0.3,剪切模量為7.9×1010Pa,密度為7 800 kg/m3。

3.1.2土壤顆粒模型

土壤顆粒直徑非常小,顆粒過小會導致EDEM仿真運行速度過于緩慢,針對土壤顆粒的復雜性,將土壤簡化成球形顆粒、三球形顆粒、方形顆粒和柱形顆粒4種。在EDEM中對4種顆粒進行設定,每一個球形顆粒設置為3 mm,如圖9所示。其中球形顆粒、三球型顆粒、方形顆粒和柱形顆粒以相同比例生成,每個顆粒都遵循正態分布規則。共生成900 000個顆粒[24]。

圖9 土壤顆粒離散元模型Fig.9 Discrete element simulation models of soil particles

為模擬碎土直齒在工作時對土壤顆粒的碎土過程,土壤顆?；A模型采用Hertz-Mindlin,附加模型選用bonding。并對bonding進行設置,開始時間為0.1 s,其他參數如表2所示[25]。

表2 bonding鍵參數設置Tab.2 Bonding key parameters setting

3.1.3其他參數確定

設置土壤-土壤、土壤-碎土直齒的接觸模型參數如表3所示。

表3 離散元模型基本參數Tab.3 Basic parameters of discrete element model

設置土槽尺寸為1 500 mm×500 mm×300 mm,設置顆粒工廠尺寸為1 400 mm×500 mm,以速度1×107個/s生成土壤顆粒,總量900 000個,在0.1 s

內生成完成。

3.2 仿真過程與評價指標

3.2.1仿真過程

仿真開始時,碎土直齒水平置于土槽上方準備作業,如圖10所示。仿真過程中,碎土直齒沿y軸負方向以速度1.26 m/s向前運動,同時繞著簡化的碎土軸以轉速274 r/min繞軸旋轉,仿真時間為1 s,每0.05 s記錄一次數據。

圖10 EDEM仿真過程Fig.10 Virtual simulation process of EDEM

3.2.2仿真數據分析

在后處理界面,可以得到隨著時間變化的粘結鍵數據,如圖11所示。

圖11 粘結鍵土壤顆粒數量與時間關系曲線Fig.11 Relationship between number of bond soil articles and time

從0.1 s開始生成粘結鍵,共生成86 838個粘結鍵。從0.1 s起,碎土直齒開始向前運動的同時也開始繞碎土輥軸旋轉切削土壤,并將土壤向后拋撒。切削土壤時,粘結鍵的斷裂數量較多,變化較大,向后拋撒而斷裂的粘結鍵變化幅度較小。仿真時間1 s內,共計斷裂82 496個粘結鍵[26]。

土壤破碎率計算公式為

(24)

式中P——土壤破碎率,%

D1——作業區域斷裂粘結鍵土壤顆粒數

D——作業區域土壤顆?？倲?/p>

根據式(24)計算,可求到仿真作業的碎土率約為95%,高于國家規定碎土率,且田間試驗中碎土率是指小于5 cm土塊質量占土壤總質量的比值,考慮到實際誤差,初步證實了碎土部件設計的合理性。

3.3 仿真試驗結果與分析

3.3.1仿真方案與結果

采用Box-Behnken中心組合設計原理設計試驗,根據JB/T 10295—2001的相關規定,本試驗以碎土率作為響應指標;選擇碎土直齒末端傾角、碎土直齒邊長和作業速度作為試驗因素[27]。根據試驗設計的參數分別建模并仿真,對各影響因素進行分析優化,使響應最大,獲得作業效果較為合適的參數組合。實際工作過程中機組前進速度為1.2～2 m/s,為保證試驗的可靠性和全面性,設計試驗行進速度范圍為1.1～2.1 m/s。試驗因素編碼如表4所示,響應面設計試驗方案及結果如表5所示。

表4 仿真試驗因素編碼Tab.4 Coding of simulation test factors

表5 試驗方案與結果Tab.5 Test plan and experimental results

利用Design-Expert 8.0.6軟件對各因素進行擬合[28],進行碎土率與碎土直齒末端傾角、碎土直齒邊長、行進速度之間關系多種擬合模型的方差分析。建立碎土率回歸方程并檢驗顯著性。通過對試驗數據的分析和擬合,碎土率方差分析如表6所示,A、B、C為編碼值。 得到碎土率的二次多項式回歸模型為

表6 碎土率方差分析Tab.6 Variance analysis of soil fragmentation rate

Y=97.39+3.31A+2.64B-0.58C-
2.42AB+1.52AC-0.52BC-
7.77A2-1.54B2-6.16C2

(25)

由表6可知,回歸模型的P小于0.000 1,表明回歸模型顯著;失擬項P>0.05,說明失擬值不顯著,回歸模型擬合程度高[29]。試驗因素對碎土率的影響從大到小依次為碎土直齒末端傾角、碎土直齒邊長、行進速度。該模型的決定系數R2與校正決定系數分別為0.996 5和0.992 1,均接近于1;變異系數和精度分別為0.62%和44.843,表明該擬合模型可靠性較高。

3.3.2響應曲面分析

通過Design-Expert 8.0.6軟件對數據進行處理,得出碎土直齒末端傾角、碎土直齒邊長、行進速度之間的顯著交互作用對碎土率影響的響應曲面,如圖12所示。

圖12 試驗因素對指標影響的響應曲面Fig.12 Response surfaces of influence of test factors on index

如圖12a所示,為碎土直齒末端傾角與碎土直齒邊長對碎土率的響應曲面。最優碎土率在95%～100%之間;碎土直齒末端傾角一定時,碎土率隨著碎土直齒邊長的增加而逐漸增加;碎土直齒邊長一定時,碎土直齒末端傾角在27°～37°的變化范圍內,呈先增大后減小的趨勢。

如圖12b所示,為行進速度和碎土直齒末端傾角對碎土率的響應曲面。行進速度的變化對碎土率的影響較大,為影響碎土率的主要影響因素。當碎土直齒末端傾角一定時,行進速度為1.0～2.1 m/s時,碎土率呈先增加后減小的趨勢,且總體趨勢下降。行進速度最優解為1.5～1.7 m/s。

運用Design-Expert 8.0.6軟件,以碎土率最大為條件,求解回歸方程最優參數為碎土直齒末端傾角33°、碎土直齒邊長26 mm、行進速度1.7 m/s,在一定變化范圍內,碎土直齒末端傾角越大、前進速度越慢、碎土直齒邊長越長碎土效果越好,但所受阻力也會越大。

如圖13a所示,剛入土時,只有碎土直齒末端受力,受力最大為134 N。圖13b為碎土直齒插入土壤時碎土直齒受力情況,受力最大為677 N,最大受力位置為直齒兩側面。由圖13可得,受力較為均勻合理。對離散元仿真結果進行驗證,土壤破碎率為98.54%,碎土率變化趨勢與優化結果基本一致。

圖13 碎土直齒受力圖Fig.13 Force diagrams of broken soil ruler

4 田間試驗

4.1 試驗條件準備

選取地塊長度為200 m,寬度為100 m。試驗地形地勢平坦。前茬作物為大豆,土壤類型屬于黑黏土,土壤含水率為16%,地塊各處情況基本相同。試驗設備主要包括電測儀器、皮尺、鋼板尺、標桿、秒表、取土用金屬框、土壤堅實度儀、取土鉆、土壤盒、秤等。

4.2 試驗方法

2022年10月18日在東北農業大學向陽農場,進行整地聯合作業機碎土作業性能試驗。碎土聯合整地機以作業速度5.7 km/h在試驗田里進行作業,配套動力為東方紅-75/802型拖拉機,作業現場如圖14所示。根據實際情況將碎土性能、耕深及耕深穩定性系數等作為試驗指標。為驗證所設計的碎土聯合整地機作業的能耗,增加測定了碎土輥功率消耗。碎土輥功率消耗計算式為

圖14 田間驗證試驗Fig.14 Field validation test

(26)

式中N——碎土輥消耗功率,kW

M1——整地機動力輸入軸平均扭矩,N·m

n1——整地機輸入軸平均轉速,r/min

4.2.1碎土性能測定

碎土性能以各級土塊質量占總量的百分比表示。測定方法,在已耕地上用33 cm×33 cm×10 cm取土框取樣,按主塊最長邊分為小于5 cm、大于5 cm二級。整地前在測區內畫定5點,整地后在相應點再測定5點,分別算出各級土壤質量所占總質量的百分比,并以小于5 cm的土塊質量所占總質量的百分比為碎土系數。

如表7所示,點號1～5為整地前數據,點號6～10為整地后數據。整地前大于5 cm土塊質量占土壤總質量的63.15%,小于5 cm土塊質量占總質量的36.85%。整地后大于5 cm土塊質量占土壤總質量只有1.55%,小于5 cm土塊質量占土壤總質量達98.45%。試驗表明整地機碎土性能好。

表7 碎土性能試驗結果Tab.7 Experimental results of broken soil properties

4.2.2耕深及耕深穩定性測定

沿機組前進方向每隔2 m左右測一點,每行程總數不小于15點,結果如表8所示。

表8 耕深測量結果Tab.8 Plough depth record cm

計算得耕深標準差為0.53 cm,耕深變異系數為3.6%。

4.3 碎土輥能耗測定

首先測出機組前進速度、平均耕深及拖拉機動力輸出軸轉速,然后測出動力輸出軸扭矩,結果見表9。

表9 碎土輥功率消耗Tab.9 Power consumption of earth crusher roller

5 結論

(1)基于55 kW的動力條件設計了一種整地聯合作業機。并對關鍵部件碎土輥的結構組成、運動情況及作用于土塊總阻力進行了分析,利用達蘭貝爾原理,計算得拋扔阻力方程,并分析碎土輥工作所需功率。

(2)將碎土輥進行簡化,對碎土輥上碎土直齒單體進行了仿真試驗,建立了部件-土壤仿真模型,以碎土直齒末端傾角、碎土直齒邊長和機器前進速度為試驗因素,以碎土率為試驗指標,建立了回歸數學模型,得出了優化參數組合為碎土直齒末端傾角32°、碎土直齒邊長25 mm、機具前進速度1.6 m/s。將優化結果進行仿真分析,觀察工作過程中受力情況,土壤破碎率為98%,與優化結果趨勢一致。

(3)田間試驗表明:碎土整地聯合作業機工作后,碎土率為98.45%、平均耕深為14.5 cm、碎土輥消耗功率率為19.24 kW,具有良好的作業效果。