反旋深松联合作业耕整机设计与试验

郑 侃 何 进 李洪文 赵宏波 胡宏男 刘文政

(中国农业大学工学院， 北京 100083)

反旋深松联合作业耕整机设计与试验

郑 侃 何 进 李洪文 赵宏波 胡宏男 刘文政

(中国农业大学工学院， 北京 100083)

针对现有深松旋耕联合作业机多为深松部件在前、旋耕部件在后的组合结构，较少考虑各工作部件作业时之间的相互影响，本文基于深松部件、旋耕部件作业之间的交互作用，设计一种用于深耕的反旋深松联合作业耕整机，通过旋耕、深松、镇压多工序实现表层土壤细碎、秸秆埋覆，深层土壤疏松目的。整机以提高作业质量、减少作业阻力为设计目标，运用离散元仿真与正交试验、有限元仿真结合进行整机参数优化。离散元仿真结果表明：机具作业速度vm为1.8 km/h、刀轴转速n为350 r/min、旋耕刀类型X为IIT195弯刀时，机具作业壅土量为5 283个土壤颗粒，植被覆盖率为98.37%，此时综合作业质量较优；有限元仿真结果验证了深松铲设计强度满足作业要求。以较优参数组合为基础的田间试验结果表明：反旋深松联合作业耕整机旋耕深度、深松深度、地表平整度、土壤膨松度分别为182.8 mm、388.4 mm、18.3 mm、17.22%；旋耕深度稳定性、深松深度稳定性、植被覆盖率均在90%以上，完全满足深层土壤整地需求；与深松旋耕联合整地机相比，反旋深松联合作业耕整机在不影响作业效果前提下，提高了耕深稳定性、植被覆盖率，同时使牵引阻力降低了16.21%，作业稳定性、可靠性较好。

深松； 旋耕； 联合作业； 离散元法

引言

土地耕整作业为创造良好的播种和栽植苗床做准备，是整个农业生产过程中一个重要环节[1]。联合耕整作业机械在适宜条件下一次作业即可完成耕地、整地等多项工序，达到播种前的苗床要求，且具有减少农机具对土壤团粒结构的破坏，提高机具作业效率，节省燃料降低作业成本等优点[2]。近年来，随着我国大功率动力机械的发展，联合耕整作业机械已成为农业耕作机械发展方向。

深松旋耕联合整地机采用深松、旋耕两项核心技术，工作部件主要有深松铲、旋耕刀辊等部件。深松部件可打破坚硬的犁底层、减少水土流失、改善作物根系生长环境，有利于深根系作物产量的提高[3-5]，常见深松铲的结构有凿式深松铲、V型全方位深松铲、侧弯深松铲；旋耕部件碎土能力强，作业后表土细碎、地表平整[6-7]，常见的旋耕部件有卧式旋耕部件与立式旋耕部件。在深松、旋耕部件基础上增加灭茬、粉碎、起垄、镇压等部件，可将已有的深松旋耕联合作业机分为：深松旋耕联合整地作业机[8]、深松旋耕起垄联合作业机[9]、灭茬深松旋耕起垄联合作业机[10]。但深松旋耕联合作业机研究报道中，多为深松部件在前、旋耕部件在后的组合，较少考虑各工作部件作业之间的相互影响。

本文基于深松部件、旋耕部件作业过程中的交互作用[11]，以提高作业质量、减少作业阻力为设计目标，设计一种适用于华北平原壤土区秸秆还田的反旋深松联合作业耕整机，为我国深层耕作、低阻力联合耕作机械的设计提供技术支撑。

1 整机结构与工作原理

1.1 整机结构与主要结构参数

反旋深松联合作业耕整机由拖拉机三点悬挂架连接，主要由旋耕部件、深松部件、挡草栅条、镇压辊、限深轮、挡土辊及变速箱等部件组成，如图1所示。整机可通过限深轮和悬挂架上拉杆共同调节作业深度，一次作业可完成旋耕、深松、镇压等多项工序。其主要参数如表1所示。

图1 反旋深松联合作业耕整机结构简图Fig.1 Sketch map of combined tillage machine of submerged reverse-rotary and subsoiling1.旋耕部件 2.深松部件 3.挡草栅条 4.镇压辊 5.挡土辊 6.机架 7.变速箱 8.悬挂架 9.限深轮

参数数值参数数值外形尺寸(长×宽×高)/(mm×mm×mm)1715×2868×1285深松深度/mm≤450整机质量/kg811旋耕深度/mm≤250作业幅宽/mm2500挡土辊直径/mm120深松铲数4镇压辊类型幅条型深松铲尖类型凿形铲限深方式限深轮深松翼铲类型双翼铲配套动力/kW≥66.2深松铲间距/mm625作业速度/(km·h-1)1.80～3.96

1.2 工作原理

整机采用中间齿轮传动，拖拉机动力输出轴输送动力经万向联轴器至变速箱，再经变速箱中间齿轮变速后驱动旋耕刀轴转动。工作时，深松部件疏松旋耕部件前方的深层土壤，以达到打破犁底层、降低旋耕阻力的目的；旋耕刀轴反旋作业(与拖拉机驱动轮旋转方向相反)，破碎深松后的土壤，并利用挡草栅条筛选大土块及秸秆，细碎的土壤通过挡草栅条覆盖表层，实现埋覆秸秆残茬功能。机具前端的挡土辊可减少旋耕部件前方的壅土量，降低能耗；镇压辊则对深松、旋耕作业后的地表进行镇压。整机作业后形成有利于作物生长的下粗上细、上虚下实、透气性良好的土壤耕作层。

2 关键部件设计

2.1 基于交互作用的整体结构设计

深松部件与旋耕部件的相对位置、机具重心的水平位置影响整机工作的牵引阻力、作业质量。因此，需分析深松与旋耕作业过程的交互作用及机具重心的水平位置，以确定整机结构。

2.1.1 深松部件与旋耕部件的相对位置确定

图2 两种深松旋耕组合结构作业过程示意图Fig.2 Operation processes of two kinds of subsoiling rotary tillage combined structure

秸秆还田条件下华北平原壤土区特点为：壤土黏粒、粉粒、砂粒含量适中，通气透水、保水保温性良好，水、气、光、热与作物生长需求基本同步，是深根系作物栽培的理想土壤[12]；壤土与旋耕刀、深松铲摩擦因数较小，土壤含水率适中，有利于土壤破碎，为深层耕作提供良好的基础条件；华北平原种植模式多为玉米小麦一年两熟，耕作周期较短，秸秆量大、杂草多，机具耕作易堵塞缠绕，增加了耕整机具研究难度。深松与旋耕配合作业，能较好地混埋秸秆残茬以有利于秸秆腐烂与下茬作物播种，同时提高机具作业效率、降低作业成本。图2所示为常见先深松后旋耕组合结构及深松旋耕交互组合结构作业过程分析图。整机沿x轴正方向运动，假设旋耕作业为正转旋耕(图2中旋耕刀顺时针旋转)。先深松后旋耕组合结构、深松旋耕交互组合结构中深松部件所受土壤阻力在x轴上分力分别为F、F′。由于旋耕刀左、右对称排列，因此沿轴向阻力相互抵消，两者中的旋耕部件所受水平土壤阻力在x轴方向上分力分别为P、P′。根据平面力系平衡条件，在x轴上可得两种机具的牵引阻力为

(1)

式中T——先深松后旋耕组合结构水平方向牵引阻力

T′——深松旋耕交互组合结构水平方向牵引阻力

由图2a可知，常见先深松后旋耕组合结构的深松部件在旋耕部件正前方。机具工作时，深松部件在未耕作区进行土壤深松作业，后续旋耕装置将一定深度的深松区土壤进行松碎。该结构主要优点为深松铲打破犁底层，降低了未耕作区的土壤容重和紧实度，减少了后续旋耕作业的阻力。但深松铲作业阻力较大，且易缠绕秸秆、杂草，增加工作阻力，易在作业地表拖出沟壑，耕后地表不平整，降低整机作业质量，不利于在秸秆量大的条件下作业。图2b为深松旋耕交互组合结构，其结构为旋耕部件位于深松铲柄弯弧斜上方，深松铲尖及翼铲置于旋耕部件前方。作业时，深松铲尖与翼铲对旋耕部件前部未耕作区进行土壤疏松，随后旋耕部件进行土壤破碎平整，并将根茬粉碎与秸秆、土壤均匀混埋。深松铲柄通过旋耕作业区，降低了深松阻力，减少了深松铲秸秆缠绕，提高了整机作业的稳定性。由图2结合式(1)可知，两种组合结构中的旋耕部件均在已深松区域作业。若秸秆覆盖量、杂草相对较少，且覆盖均匀时，两种组合结构可以顺利通过秸秆、杂草覆盖地表。如果秸秆覆盖量大、杂草较多，先深松后旋耕组合结构容易出现堵塞，影响机具正常工作，而深松旋耕交互组合结构旋耕部件将根茬、杂草粉碎并与土壤混埋，减少了堵塞。由以上分析可得，两种组合结构正常工作时，秸秆、杂草流动性较强对旋耕部件水平阻力影响较小，P、P′近似相同；机具发生堵塞，使机具无法工作情况，本设计暂不考虑。深松旋耕交互组合结构中，部分深松铲柄位于旋耕部件的后方，作业时通过已旋耕后的松碎土壤，同时可有效减少秸秆缠绕，使得深松部件的阻力降低，由此可得深松阻力F′小于F。因此，深松旋耕交互组合结构水平方向牵引阻力T′小于先深松后旋耕组合结构水平方向牵引阻力T。综合以上分析，深松旋耕交互组合结构除具有先深松后旋耕组合结构的优点外，还减少了秸秆、杂草堵塞，降低了作业阻力，在作业参数相同时，随着旋耕部件作业深度的增加，深松旋耕交互组合结构减阻效果明显，更有利于华北平原壤土区秸秆还田地深层耕作。本文反旋深松联合作业耕整机选用深松旋耕交互组合结构。

2.1.2 机具重心的水平位置确定

机具重心的水平位置影响其作业的稳定性。常见的深松旋耕联合作业机，深松部件置于旋耕部件前部，由于旋耕部件比深松部件质量大，且两者重心水平距离较远，整机的重心位置更靠近旋耕部件，易使深松框架被轻微抬起，深松部件工作的耕深稳定性变差[13]。反旋深松联合作业耕整机以变速箱为中心左右对称，各个部件重心位于整机对称面上。其中旋耕部件(包括变速箱、机架、悬挂架、挡草栅条、旋耕部件)水平方向上的重心位置，可近似认为在旋耕刀轴中心竖直线上。图3为整机重心位置示意图，建立以机具前方的下悬挂点为中心，水平方向为x轴、垂直方向为y轴的xOy坐标系。根据各个部件重心位置及大小不同将整机分为限深轮、挡草辊、旋耕部件、深松部件、镇压辊等5部分，利用合力矩定理，计算出整机重心的水平距离为

(2)

式中L——整机重心的水平距离G——整机重量Gi——部件i的重量Li——部件i重心的水平距离

图4 旋耕刀作业过程示意图Fig.4 Sketches of operation process of rotary blade

图3 机具重心位置示意图Fig.3 Sketch of barycenter position of machine

经测定整机重量G为7 940 N，限深轮、挡草辊、旋耕部件、深松部件、镇压辊对应的G1、G2、G3、G4、G5分别为200、280、5 770、880、810 N，L1、L2、L3、L4、L5分别为68、133、560、689、1 432 mm。将上述参数代入式(2)，可求得整机重心水平距离为635.8 mm。如图3所示，整机重心、旋耕部件重心、深松部件重心三者的水平距离较近，且整机重心介于另外两者之间，其优点是深松、旋耕部件工作时，不会出现深松铲抬起现象，耕深稳定性增强、作业更为紧凑；旋耕部件增加了深松部件的配重，提高了深松铲的入土性能。

2.2 基于交互作用的旋耕、深松部件结构设计

2.2.1 基于联合作业的旋耕部件设计

反旋深松联合作业耕整机中旋耕部件的旋转方向，影响机具碎土质量、耕深稳定性、机具振动等作业性能。旋耕部件的旋耕刀除了以刀轴轴心旋转，同时要随着机具前进作水平匀速运动。为了使旋耕刀能够有效地切削土壤，旋耕刀端点运动轨迹为余摆线，即旋耕速度比λ=Rω/vm>1，其中R为旋耕刀回转半径，ω为刀轴旋转角速度，vm为前进速度。正、反转旋耕刀作业过程如图4所示，以旋耕刀轴旋转中心为原点O，建立xOy坐标系，正转旋耕刀旋向为顺时针；反转旋耕刀旋向为逆时针。设正转旋耕与反转旋耕部件中旋耕刀回转半径R、刀轴旋转角速度ω、前进速度vm相同。参考正转旋耕刀运动分析[14]，并结合图4b反转旋耕刀运动轨迹，得出正、反转旋耕刀端点绝对速度v1、v2为

(3)

正转旋耕刀由近及远切开土垡，与反转旋耕刀相反，正、反转旋耕刀切土时土垡厚度变化规律不同。取旋耕刀端点相邻轨迹线之间的单片土垡进行分析。根据图4几何关系可得旋耕刀切土过程中，正、反转旋耕垡片厚度d1、d2分别约为Ssinδ1、Ssinδ2，其中切土节距S与同一平面内旋耕刀的安装数z、前进速度vm、刀轴旋转角速度ω有关；δ1、δ2分别为正、反转旋耕刀端点轨迹线切线与x轴夹角，可由旋耕刀端点绝对速度沿x、y轴的分速度三角函数关系得出。因此，可得正、反转旋耕时垡片厚度d1、d2为

(4)

正、反转旋耕刀作业时刀端点的运动轨迹不同，耕作层底部形成的土壤凸起高度也不同，导致正、反转旋耕作业后耕深稳定性有差别。如图4所示，凸起高度等于相邻两余摆线的交点A到沟底的距离。鉴于旋耕刀转速较快，正、反转旋耕刀过交点A时的转角φ1、φ2较小，可近似认为sinφ1=φ1、sinφ2=φ2，结合图4中的几何关系，正、反转旋耕刀作业后沟底土壤凸起高度h1、h2计算式为

(5)

图5 反旋深松联合作业耕整机中深松、旋耕相对位置示意图Fig.5 Schematic diagrams of relative position of subsoiling and rotary tillage parts of subsoiling-reverse rotation combined tillage machine1.翼铲 2.铲尖 3.连接螺栓 4.固定座 5.铲柄

如图4所示，单个余摆线内，旋耕刀有效切削土壤的转角ωt取值范围为0°～180°。由式(3)～(5)可知，正、反转旋耕刀端点绝对速度v1、v2，正、反转旋耕时垡片厚度d1、d2，以及正、反转旋耕刀作业后沟底土壤凸起高度h1、h2，主要与前进速度vm、刀轴旋转角速度ω、旋耕刀回转半径R及同一平面内旋耕刀的安装数z等参数相关。结合现有旋耕联合作业机[14]与GB/T 5668—2008《旋耕机》中幅宽为2 500 mm旋耕部件作业要求，设定作业速度vm为1.8～3.96 km/h；刀轴旋转角速度ω为26.17～36.63 rad/s(转速n为250～350 r/min)；旋耕刀回转半径R参照GB/T 5669—2008《旋耕机械-刀和刀座》取值195 mm；试验地土壤类型为壤土，黏度中等、秸秆覆盖量大，为了减少旋耕部件作业过程中夹土、堵塞，同一平面内旋耕刀的安装数z取值为2。若正转与反转旋耕刀vm、ω相同，且分别取3.96 km/h、36.63 rad/s，计算得出λ为6.49，代入式(3)～(5)，可得出以下结论：①由式(3)可得，反转旋耕刀端点的绝对速度v1大于反转旋耕刀端点绝对速度v2。与正转旋耕比，反转旋耕增加了切土速度，可提高旋耕碎土质量、减少旋耕刀切土阻力[15]。②由式(4)可知，反转旋耕刀切土的垡片厚度比正转旋耕刀入土时垡片厚度小，并随着转角ωt增加，反转旋耕刀切土的垡片厚度d2逐渐增加，旋耕刀受力逐渐增加，因此减少对刀轴的冲击，使土壤因受到拉、剪方式而破坏，提高联合整地机作业稳定性且延长机具的使用寿命。③由式(5)可得，正、反转旋耕刀作业后沟底土壤凸起高度h1、h2分别为2.43 mm、1.3 mm，反转旋耕作业后耕层底部较平整，耕深稳定性较好，作业后地表平整度较优。另外与正转旋耕相比，反转旋耕覆土性能优良，有利于提高秸秆残茬覆盖率，并随着旋耕深度的增加，需要的功耗较正旋低，有利于加深旋耕作业深度[16-17]，更适用于华北平原壤土区玉米秸秆还田地深层耕作。综上所述，反旋深松联合作业耕整机旋耕部件设计为反旋。结合现有的旋耕联合作业机，本设计旋耕部件采用左、右刀轴上的旋耕刀按双头螺旋线对称排列，以抵消刀轴横向水平力，减小对刀轴端的轴承影响；同一平面方向相反的旋耕刀相位角为180°，同一螺旋线上的同向相邻旋耕刀升角为72°。旋耕刀共64把，左、右刀轴各32把；旋耕刀材料采用65Mn钢。

2.2.2 基于潜土反转旋耕的深松部件设计

深松、旋耕部件位置参数影响整机的工作性能。本设计中旋耕部件采用反旋，其问题是旋耕刀向前方抛土形成壅土现象，大量壅土导致旋耕刀重耕，增加旋耕机作业功耗。相关研究表明[18-19]，当旋耕部件潜土(旋耕作业深度大于旋耕刀回转半径)反旋时，有利于降低机具壅土量，且比同样条件下的正旋有效减少了作业功耗。本文为使旋耕作业深度小于旋耕刀回转半径时，也能实现旋耕部件潜土作业，需对深松部件进行设计。如图5所示，深松部件主要由翼铲、铲尖、连接螺栓、固定座和铲柄构成。铲尖选用凿形铲，铲尖与翼铲置于旋耕刀轨迹线前方配合打破犁底层，并将旋耕刀辊前方土壤向上抬起，使得旋耕较浅时能够实现潜土作业。由图5a几何关系可得

(6)

其中[20]

(7)

式中H3——铲尖和翼铲抬起土壤实际高度H1——旋耕部件作业深度H4——铲尖和翼铲抬起土壤理论高度h——土壤压缩高度α——翼铲倾角S1——翼铲在水平面投影长度B——翼铲长度φ——翼铲与土壤的摩擦角

联立式(6)、(7)可得

(8)

为了保证深松铲的疏松范围，使后续旋耕部件较大范围内实现潜土作业，由图5可知，两翼铲间作业宽度S2需满足

S2≥S0-2(H2-H4)tanβ

(9)

式中S0——两深松铲安装距离H2——深松作业深度β——松土扇形角

由式(8)可知，当旋耕部件作业深度H1小于旋耕刀回转半径R时，若翼铲长度B满足式(9)要求，旋耕部件依然能够潜土作业。长期以来，在我国华北平原壤土区旋耕机作业深度为130～150 mm，达不到作物生长需要的农艺要求，且使土地耕层逐年上移[21-22]，因此，本设计旋耕深度H1定为180～250 mm，以满足农业生产需求。如前所述，旋耕刀回转半径R取195 mm。参照文献[23]，文中翼铲倾角α取值23°。利用MXD-01型摩擦因数测量仪测定试验地壤土与翼铲的摩擦角φ均值为23.12°。当旋耕深度H1取最小值180 mm时，将上述参数代入式(8)，求得B≥125.407 mm，综合分析翼铲阻力等问题，文中翼铲长度B取值125 mm。

式(9)表明两翼铲间作业宽度S2与S0、H2、H4、β有关。随着我国长期机械耕整地作业，土壤耕层变浅、犁底层加厚，现普遍达到120 mm以上[24]，严重影响土壤的透气性、透水性，本文结合试验地不同深度容重、紧实度测量结果，将深松作业深度H2设为380～450 mm；根据深松铲等间距分布，两深松铲安装距离S0取为625 mm；松土扇形角β近似取22.5°[25-26]。因此，当深松作业深度H2为最小380 mm时，由式(6)、(9)可得所需两翼铲间作业宽度S2为350.79 mm，为了利于加工，S2取整350 mm。深松铲其他结构参照JB/T 9788—1999《深松铲和深松铲柄》，并结合壤土减阻破碎特性[27]，铲柄厚度设计为25 mm、切削刃角为45°；铲尖入土角为23°、长度为180 mm。

3 仿真分析

反旋深松联合作业耕整机采用反转旋耕，旋耕刀易将切削后的土壤抛向机具前方，形成壅土。减少机具作业时壅土量，有利于整机减少阻力、降低功耗。本文采用离散元分析软件EDEM(英国DEM-Solutions公司)建立仿真土壤模型，并与正交试验设计结合进行仿真，分析反旋深松联合作业耕整机作业速度、旋耕转速、旋耕刀类型3个试验因素对壅土量、植被覆盖率2个试验指标的影响，从而优化整机作业性能。在此基础上，运用SolidWorks Simulation软件对深松铲进行静力学有限元分析，为后续样机试制和田间试验做准备。

3.1 离散元土壤模型建立

为了真实反映田间实际土壤，采用离散元法建立耕作层、犁底层、心土层3层土壤模型，并在地表均匀覆盖秸秆残茬。文中通过干筛法测量试验区土壤质地为壤土(粘粒质量分数2.78%)，土壤颗粒表面粘附力较小，具有散粒体物料特性和压缩性，同时忽略土壤模型中秸秆间的粘聚力。因此确定Hertz-Mindlin (no slip)为土壤与深松铲、旋耕刀，秸秆与深松铲、旋耕刀，以及秸秆间的接触模型；选用Hysteretic Spring接触模型和Linear Cohesion接触模型为土壤颗粒间接触模型。离散元仿真参数包括颗粒参数的本征参数和土壤颗粒接触参数。本研究采用实验测定、文献参考和颗粒参数标定等方法确定离散元仿真参数，其中秸秆相关仿真参数选取文献[28-29]，3层土壤模型创建过程与参数详见前期的研究[30]。通过确定仿真接触模型及参数，并在不影响机具仿真结果条件下，同时考虑镇压辊、挡土辊、限深轮等部件对仿真结果影响较小，为了减少软件运行时间和存储空间，建立适用于反旋深松联合作业耕整机作业的离散元轻壤土虚拟土槽(3 000 mm(长)×2 600 mm(宽)×600 mm(高))。应用SolidWorks软件创建反旋深松联合作业耕整机几何仿真模型，并将几何仿真模型导入EDEM中。仿真土槽和几何模型如图6所示。

图6 仿真土槽和几何模型Fig.6 Simulation soil bin and geometric model1.秸秆残茬 2.耕作层 3.犁底层 4.心土层

3.2 基于离散元仿真旋耕部件参数优化

3.2.1 试验方法

在保证机具作业过程中土壤颗粒运动连续的前提下，设定仿真固定时间步长为2×10-5s，总仿真时间为5 s、网格单元尺寸为3倍最小颗粒半径。同时设置机具旋耕作业深度为180 mm，深松作业深度为380 mm。结合每组因素组合方案进行3次重复试验，分别测试每次作业的壅土量、植被覆盖率，取平均值。

3.2.1.1 壅土量

堆积在机具前方土壤量的多少即为壅土量，机具作业的壅土量越少，表明作业抛土率效果好、功耗少。如图7所示，在EDEM软件中选取与旋耕刀轨迹线前端相切，且在地表上方的长方体区域，测量该区域土壤颗粒数量为壅土量Y1。一次试验取机具作业平稳段，测量3次求平均值。

图7 壅土量测定Fig.7 Determining of heap soil quantity

3.2.1.2 植被覆盖率

为了测定机具作业前后地表植被覆盖量的变化，利用EDEM软件网格划分功能(Grid bin group模块)沿垂直于机具前进方向取作业平稳段，对仿真土槽进行区域划分，随机选取厚度为40 mm、长度为500 mm、宽度与机具幅宽相同的测量网格；提取该区域机具作业前、后植被颗粒质量分别为Wq、Wh，如图8所示。植被覆盖率计算式为

(10)

图8 植被覆盖率测定Fig.8 Determining of straw coverage

3.2.2 试验设计

在作业深度相同条件下，参考反旋旋耕机已有的研究成果[31-33]，机具作业壅土量与秸秆覆盖率主要与机具前进速度、刀轴转速、旋耕刀类型有关。因此，采用三因素三水平的正交试验方法，以反旋深松联合作业耕整机作业速度、刀轴转速、旋耕刀类型为影响因素，以壅土量、秸秆覆盖率为评价指标，选用L9(34)正交表，进行反旋深松联合作业耕整机仿真。依据2.2.1节设定作业速度vm因素水平为1.80、2.88、3.96 km/h；刀轴转速n因素水平为250、300、350 r/min。结合GB/T 5669—2008《旋耕机械 刀和刀座》选用旋耕刀类型X为深耕用的IIT195弯刀、IIS195凿形刀、PIIT195直角刀。

3.2.3 试验结果与分析

应用IBM SPSS Statistics 21软件进行数据处理和统计分析。正交试验结果见表2，由表中极差分析表明：各因素影响壅土量Y1由大到小依次为：旋耕刀类型、刀轴转速、作业速度，较优参数组合方案为X2n3vm1；各因素影响植被覆盖率Y2由大到小依次为：旋耕刀类型、刀轴转速、作业速度，较优参数组合方案为X1n3vm1。

由于正交试验方案未包含优化后的较优参数组合方案，为了确保优化结果可靠性，选取上述较优参数组合进行试验验证，同时，为消除随机误差，采用上述试验方法重复试验3次，取平均值为试验验证值。测得参数组合方案为X2n3vm1时，试验结果分别为壅土量4 683.33个土壤颗粒，植被覆盖率74.56%；测得参数组合方案为X1n3vm1时试验结果分别为壅土量5 283个土壤颗粒，植被覆盖率98.37%。通过对IIS195凿形刀作业过程分析可知，造成其作业壅土量较少、植被覆盖率较低的主要原因为IIS195凿形刀作业出现一定的漏耕现象，无法满足耕整机作业要求。而参数组合方案为X1n3vm1的综合作业质量优于其他参数组合下的作业性能。因此，整机采用较优组合为：作业速度vm取1.8 km/h、刀轴转速n取350 r/min、旋耕刀类型X为IIT195弯刀。

3.3 基于离散元仿真深松铲有限元静力学分析

反旋深松联合作业耕整机中深松部件深松铲柄与翼铲尺寸较大，有必要进行有限元强度校核。选择深松铲单体，在机具采用较优参数组合下运用EDEM测量，深松铲单体作业过程中工作阻力的变化(图9a、9b)。由图9b可知，旋耕部件未对前方土壤作用时，随着深松铲逐渐接触土壤，深松铲阻力逐步增加，并达到峰值，最大值为1.704 kN。当旋耕部件入土作业时，前方土壤被疏松，深松铲阻力迅速下降，并趋于稳定。因此确定作业过程中深松铲最大受力为1.704 kN。

表2 试验方案及结果Tab.2 Experiment scheme and results

图9 深松铲有限元静力学分析Fig.9 Finite element statics analysis of subsoiler

利用SolidWorks Simulation软件对深松铲进行静力学有限元分析。本设计中铲尖和翼铲采用65Mn钢加工，铲尖进行热处理，硬度为HRC52；铲柄材料选用有一定弹性的Q275钢，经过热轧冷拔和热处理，硬度小于302 HB；对深松铲进行网格划分，共划分18 973，得到31 831个节点，其中对主要受力部件深松铲尖的网格划分较密；由于深松铲单体固定在机架上，所以对深松铲柄端部添加约束固定，同时对深松铲加载1.704 kN作业阻力，方向垂直深松铲尖、翼铲、铲柄上表面(图9c)。深松铲有限元分析结果如图9d、9e所示。由分析结果可知，最大合位移位于翼铲铲尖处，位移量为0.95 mm，处于Q275钢的弹性变形范围内(图9d)。翼铲最大应力位于与铲尖的焊接处，为1.08×108Pa；铲柄最大应力出现在与铲座连接处，为2.91×107Pa(图9e)。分别低于65Mn钢的许用应力(150～286 MPa)和Q275钢的许用应力(110～175 MPa)，因此深松铲强度满足作业要求。

4 田间试验

为了验证上述设计及离散元仿真得到的较优组合的准确性，进行反旋深松联合作业耕整机田间试验。试验以耕深、耕深稳定性、植被覆盖率、土壤膨松度、地表平整度以及牵引阻力为指标，综合评价反旋深松联合作业耕整机与深松旋耕联合整地机工作性能及耕作效果。

4.1 试验条件

田间试验于2015年10月15日在河北省涿州市东城坊镇(115°56′E、39°28′N)中国农业大学河北北部耕地保育科学观测实验站进行。试验设备主要包括雷沃M1104型拖拉机、反旋深松联合作业耕整机样机、深松旋耕联合整地机(工作幅宽2 500 mm、深松铲在旋耕部件前方、旋耕为正转、旋耕刀IIT195弯刀、深松铲为双翼铲)、田间综合测试车、紧实度测量仪、环刀、土壤盒、电热恒温干燥箱、卷尺、钢尺、电子秤等。测量测试区深度0～500 mm土壤的容重1.54 g/cm3、含水率13.17%、紧实度3 664.13 kPa。试验区前茬作物为玉米，秸秆经过还田机粉碎、覆盖均匀，覆盖量为1.82 kg/m2。

4.2 试验方法

选取地势平坦、长度为200 m、宽度为30 m的试验地块，设定中间100 m为工作平稳区，试验区宽度20 m作为测量区域。测量采用5点取样法，测量点选取平行四边形对角线均分点。两种机具平均作业速度为1.8 km/h、旋耕转速为350 r/min、旋耕深度为180 mm、深松深度为380 mm。利用田间综合测试车取作业稳定区连续的100次计数点，测量机具牵引阻力[34]。两种机具性能指标和试验方法依据JB/T 10295—2014《深松整地联合作业机》，试验指标有：旋耕深度、旋耕深度稳定性、深松深度、深松深度稳定性、植被覆盖率、土壤膨松度、地表平整度。

4.3 试验结果与分析

反旋深松联合作业耕整机试验现场如图10所示。各性能指标均为行程结果的平均值，反旋深松联合作业耕整机与深松旋耕联合整地机作业性能试验结果如表3所示。两种机具牵引阻力如图11所示。

反旋深松联合作业耕整机试验结果与行业标准对比表明：反旋深松联合作业耕整机旋耕深度、深松深度、地表平整度、土壤膨松度分别为182.8 mm、388.4 mm、18.3 mm、17.22%；旋耕深度稳定性、深松深度稳定性、植被覆盖率均在90%以上。均满足JB/T 10295—2014《深松整地联合作业机》评定指标。说明反旋深松联合作业耕整机一次作业能够实现深层土壤疏松、表层土壤破碎平整、混合秸秆的目的，使土壤达到待播状态。

图10 田间试验Fig.10 Photo of field test

性能参数反旋深松机试验结果深松旋耕机试验结果行业标准旋耕深度/mm182.8188.0≥80旋耕深度稳定性/%92.1186.72≥85深松深度/mm388.4325.4≥250深松深度稳定性/%96.0987.11≥80植被覆盖率/%97.2584.48≥60土壤膨松度/%17.2216.5610～40地表平整度/mm18.317.7≤40

图11 牵引阻力测量对比Fig.11 Comparison of drag force measurement

反旋深松联合作业耕整机试验结果与深松旋耕联合整地机对比表明：与深松旋耕联合整地机相比，反旋深松联合作业耕整机作业提高了6.22%的旋耕深度稳定性与10.3%的深松深度稳定性，表明基于交互作业的深松部件与旋耕部件设计提高了联合作业耕整机耕深稳定性；反旋深松联合作业耕整机植被覆盖率97.25%，比深松旋耕联合整地机提高了15.12%，与离散元仿真较优组合的植被覆盖率98.37%基本一致，因此得出：反转旋耕比正转旋耕提高了植被覆盖率；离散元仿真的准确性和可行性；反旋深松联合作业耕整机土壤膨松度、地表平整度与深松旋耕联合整地机基本相同。综合分析可知，反旋深松联合作业耕整机比深松旋耕联合整地机提高了耕作稳定性和植被覆盖率，且不会影响其他作业指标。

由图11两种机具牵引阻力田间测量结果可得：旋耕深度为180 mm、深松深度为380 mm时，反旋深松联合作业耕整机牵引阻力10.32 kN比深松旋耕联合整地机牵引阻力12.31 kN平均降低了16.21%。在深松旋耕联合整地机作业过程中前部的深松铲缠绕大量秸秆根茬，且出现拖拉机打滑现象，造成多次停机，严重影响其作业质量；而反旋深松联合作业耕整机作业过程较为稳定，并未出现秸秆缠绕和打滑现象。由此表明：深层耕作时，反旋深松联合作业耕整机有较好的减阻、防缠效果；离散元优化参数的准确性。

5 结论

(1)以加深耕作深度、提高作业质量、减少作业功耗为目标，设计一种反旋深松联合作业耕整机。一次作业完成深松、旋耕、镇压等工序，从而实现深层土壤疏松、表层土壤破碎平整、秸秆混埋的目的。其中基于部件作业过程中的交互作用，设计旋耕部件置于深松铲柄弯弧斜上方，以降低阻力和减少秸秆缠绕；确定整机重心为位于旋耕与深松间，以增加耕深稳定性；确定旋耕部件为反转旋耕，提高整机作业质量；设计翼铲长度为125 mm、两翼铲间作业宽度为350 mm，以使旋耕深度较浅时能够实现潜土作业。

(2)利用EDEM软件对反旋深松联合作业耕整机进行虚拟仿真分析，通过三因素三水平正交试验，优化仿真分析得出：作业速度vm为1.8 km/h、刀轴转速n为350 r/min、旋耕刀类型X为IIT195弯刀为较优参数组合，此时，机具作业壅土量为5 283个土壤颗粒，植被覆盖率为98.37%。并基于离散元仿真过程中深松铲单体牵引阻力变化，对深松铲进行静力学有限元分析，得出深松铲强度满足作业要求。

(3)田间试验结果表明，反旋深松联合作业耕整机旋耕深度、深松深度、地表平整度、土壤膨松度分别为182.8 mm、388.4 mm、18.3 mm、17.22%；旋耕深度稳定性、深松深度稳定性、植被覆盖率均在90%以上，均满足相关标准性能评定指标。与深松旋耕联合整地机相比，反旋深松联合作业耕整机不影响作业效果前提下，提高了耕深稳定性、植被覆盖率，同时使牵引阻力降低了16.21%。

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Design and Experiment of Combined Tillage Implement of Reverse-rotary and Subsoiling

ZHENG Kan HE Jin LI Hongwen ZHAO Hongbo HU Hongnan LIU Wenzheng

(CollegeofEngineering,ChinaAgriculturalUniversity,Beijing100083,China)

Considering most of the present combined machines of rotary and subsoiling usually place subsoiling components in front of rotary components, without the research of interaction between these two working components, based on the interaction between subsoiling and rotary tillage components, a combined tillage implement of reverse-rotary and subsoiling for deep ploughing was designed and developed. The overall implement aimed at deepening the working depth, improving the working quality and reducing tillage resistance, with focus on the interaction research of the process of rotary tillage and subsoiling components. Whole implement parameter was optimized by discrete element method (DEM), orthogonal experiment and finite element analysis (FEM) simulation. As indicated in the results of simulated orthogonal experiment, working quality was the best when operation speed was 1.8 km/h, rotary speed was 350 r/min, rotary blade typeXwas IIT195, in which case particle amount of heap soil quantity was 5 283, straw coverage was 98.37%; the results of DEM demonstrated that the strength met the working requirements. Field test based on optimal parameters showed that rotary tillage depth was 182.8 mm, subsoiling depth was 388.4 mm, surface flatness was 18.3 mm and soil bulkiness was 17.22% for the combined tillage implement of reverse-rotary and subsoiling; rotary tillage depth stability, subsoiling depth stability and straw coverage were all beyond 90%, which completely met the soil preparation requirement in deep layer. Compared with combined subsoiling and rotary cultivator, this combined tillage implement of reverse-rotary and subsoiling had better consistence of working depths, higher vegetation coverage and the tillage resistance was reduced by 16.21% under qualified working quality, and it had high working stability and reliability. The development of this implement can provide reference for deep layer cultivation and tillage resistance combined cultivator in arid areas of North China.

subsoiling; rotary tillage; combined working; discrete element method

10.6041/j.issn.1000-1298.2017.08.006

2016-11-24

2016-12-16

公益性行业(农业)科研专项(201503136)和教育部创新团队发展计划项目(IRT13039)

郑侃(1987—)，男，博士生，主要从事保护性耕作深松作业机具研究，E-mail: zhengkan0219@163.com

何进(1979—)，男，教授，博士生导师，主要从事保护性耕作研究，E-mail: hejin@cau.edu.cn

S222.4

A

1000-1298(2017)08-0061-11