原茬地种床整备侧向滑切清秸刀齿设计与试验

侯守印 陈海涛 邹 震 史乃煜

(东北农业大学工程学院， 哈尔滨 150030)

0 引言

2BMFJ系列原茬地免耕覆秸精量播种机采用秸秆侧向抛出的方式，一次进地可有效完成原茬地种床整备、精量播种、侧深施肥、覆土镇压、化控防除和秸秆均匀覆盖等作业环节。播种作业时，原茬地免耕覆秸精量播种机侧向清秸装置的主要作用是种床整备和秸秆均匀覆盖，在其工作过程中高速旋转的螺旋分布刀齿交变冲击，对秸秆、根茬及土垡进行切削、输送和抛扔等作业[1]。侧向滑切清秸刀齿是侧向清秸装置关键零部件，由于刀齿结构设计不合理及交变冲击载荷作用，导致机具作业过程中存在刀轴秸秆缠绕、整机振动加剧和功率消耗大等问题，影响机具的舒适性、可靠性以及经济性，同时，制约了作业质量与效率的进一步提高。

顿国强等[2]针对刀齿排布旋向，对清秸覆秸装置作业性能进行了理论分析与参数优化试验研究。陈海涛等[3]对2BMFJ系列免耕精量播种机清秸覆秸装置刀齿排布和刀齿数量进行优化试验研究，得到影响工作性能的最优参数组合。吴广伟等[4]应用正交试验方法，以刀齿入土深度和机具作业速度为试验因素，对2BMFJ-3型免耕覆秸精量播种机功耗与油耗特性进行优化试验。王汉羊等[5]以刀齿排布、刀轴角速度、机具作业速度为试验因素，对2BMFJ-3型麦茬地免耕防堵装置土壤扰动量进行了试验研究。分析可知，目前研究主要集中于工艺参数组合试验，原侧向清秸刀齿为直齿与直径200 mm圆弧齿组合，其对秸秆、根茬及土壤为打击式接触，容易造成刀轴秸秆缠绕、整机振动加剧和功率消耗增大，导致机具作业质量降低，甚至无法正常工作。需设计一种能够实现滑切连带功能的侧向滑切清秸刀齿，以实现秸秆的侧向移位和均匀抛撒，同时防止秸秆缠绕及降低机具振动和功率消耗。

基于上述研究现状，本文通过理论分析对刀齿结构进行设计，确定影响机具作业性能的关键结构与工作参数，应用正交试验优化设计方法，确定侧向滑切清秸刀齿结构与工作参数最优组合。

1 结构与工作原理

1.1 侧向清秸装置结构

装置主要由机架、传动装置、刀轴、挡秸板、地轮等主要部件构成，如图1所示。主要技术参数为：作业幅宽1 300 mm，刀轴间距650 mm，刀齿间距90 mm，刀齿入土深度50 mm。

图1 侧向清秸装置结构简图Fig.1 Structure of side-direction straw-cleaning device1.传动系统 2.机架 3.刀轴 4.挡秸板 5.地轮 6.刀齿

1.2 工作原理

图2 侧向清秸装置作业原理图Fig.2 Operating principle of side-direction straw-cleaning device

应用SolidWorks软件Motion模块对装置工作原理进行仿真，如图2所示。侧向清秸装置通过三点悬挂与拖拉机纵向浮动连接，机组作业时由拖拉机提供前进牵引力和刀轴旋转动力。刀轴旋转动力由动力输出轴经装置传动系统减速增扭后获得，同时，刀轴旋转面与机组前进方向垂直，刀轴上固装的侧向滑切清秸刀齿与刀轴回转面呈15°夹角，回转刀齿对播种带内的作物残茬进行切削、输送、抛扔等作业，挡秸板对刀轴抛扔的秸秆、残茬进行梳理后均匀覆盖在已耕地表面，完成清秸覆秸作业。

2 刀齿设计

2.1 刀齿结构设计

刀齿结构如图3所示，包括刀轴、刀座、刀齿和锁紧螺栓等部件。

图3 刀齿结构及关键参数Fig.3 Side-direction straw-cleaning blade structure and key design dimensions1.刀轴 2.刀座 3.刀齿 4.刀刃 5.锁紧螺栓

刀齿旋转过程中与秸秆、根茬和土壤交变接触，为了保证秸秆及根茬被侧向清除并不出现堵塞，对秸秆抛出条件进行分析，如图4所示。

图4 秸秆受力及运动分析Fig.4 Analysis of straw force and movement

选取XOY坐标系为定坐标系，其原点位于刀轴中心，不随刀轴旋转，xOy动坐标系设置于刀齿侧面，坐标原点与刀轴中心重合，随刀轴一起运动。秸秆相对刀齿滑切面运动为相对运动，刀轴旋转为牵连运动，通过秸秆受力分析可知，其被抛出的条件为在刀齿曲面切线方向分力大于秸秆与齿面之间摩擦力。秸秆抛出条件为

(1)

式中α——离心力与垂直方向夹角，rad

m——秸秆质量，kg

δ——离心力与刀齿曲面切线夹角，rad

F——离心力，N

N——正压力，N

f——摩擦力，N

ρ——滑切半径，mm

ω——刀轴角速度，rad/s

μ——摩擦因数

其中，秸秆离心力随着回转半径和刀齿脱离土壤后角速度增加而增大，离心力与滑切面切线夹角随回转半径增大而减小，回转半径与x轴夹角、滑切面工作曲线形式及材料属性有关，由式(1)可得秸秆被抛出的极限条件为

(2)

由图4可知，秸秆被抛出后处于均匀重力场中运动，在不考虑风阻的条件下可得其抛扔运动轨迹方程为

(3)

式中x0——秸秆抛出时水平距离，mm

t——秸秆抛出后在空中运动时间，s

y0——秸秆抛出时垂直距离，mm

由运动轨迹方程可得秸秆水平抛出距离为

(4)

由式(2)和式(4)可知，秸秆抛出条件与抛撒距离与刀轴角速度、滑切半径、夹角α等因素相关，根据秸秆抛扔极限设计距离要求，代入式(2)和式(4)得秸秆抛出时滑切半径大于200 mm，由于滑切半径越小，秸秆与刀齿滑切面接触概率越高，可有效防止刀轴秸秆缠绕，故初步设计刀齿具有滑切性能初始半径为200 mm，根据秸秆留茬高度及秸秆覆盖量，设计刀齿旋转半径R为370 mm。

侧向滑切清秸刀齿起到剖切玉米根茬、松土作用，为后续清茬刀齿挖茬创造条件。对玉米根茬切茬的效果可用垂直于机具前进方向平面内刀齿切茬节距和切土横截面积表示。刀齿回转半径速度在机具前进方向和刀轴旋转方向分速度为

(5)

式中R——刀齿回转半径，mm

β——刀轴与回转平面前进方向夹角，rad

vm——机具作业速度，m/s

由式(5)可得回转半径线速度与机具作业速度方向夹角为

(6)

由式(6)可得刀轴上圆周均布4排刀齿时单排刀齿切茬节距为

(7)

由式(7)可知，刀齿切茬节距与机具作业速度、刀轴角速度、回转半径、刀轴与回转平面前进方向夹角有关。刀轴纵向布置3排刀齿，通过前期试验可知机具能够实现清秸功能，机具不堵塞时极限作业速度为7.2 km/h，将已知条件代入式(7)中，可得切茬节距为9.5 mm，小于玉米根茬茎秆平均直径12 mm，可以实现对根茬剖切。

刀齿回转切土断面在作业方向投影为一椭圆形，其面积为

(8)

式中H——刀齿入土深度，mm

由式(8)可知，刀齿回转切土面积与回转半径、刀齿入土深度、刀轴与回转平面前进方向夹角等因素有关，根据玉米根茬平均深度，设定刀齿入土深度为50 mm，将已知条件代入式(8)中得切土面积为4 701 mm2，满足对根茬实现横向剖切要求。

刀齿入土时在机具作业方向受力，出现弯曲变形，为了减小刀齿变形量，保证机具正常作业，需满足梁刚度条件

(9)

式中ymax——挠度极限值，mm

θmax——倾角极限值，rad

p——土壤坚实度，Pa

B——刀齿侧向触土长度，mm

h——刀座高度，mm

E——刀齿弹性模量，GPa

I0——刀齿转动惯量，kg·m2

在不影响刀齿正常作业条件下，通过增加刀齿固定座长度和刀齿厚度可以有效提高刀齿结构刚度。根据秸秆覆盖量统计及刀齿入土深度可得刀齿结构固定座高度为150 mm，刀齿厚度b为10 mm。同时，刀齿分为E区和F区两部分，调质处理为HRC43～48和HRC49～59，通过热处理工艺进一步强化刀齿刚度和表面硬度。将设计参数代入式(9)可得最大挠度为9.2 mm，最大倾角为0.08 rad，变形量满足工作要求。

对刀齿进行强度校核，刀齿采用65Mn材料调质处理，许用强度极限[σ]=570 MPa，将已知条件代入

(10)

计算得刀齿弯曲受力最大强度σmax为510 MPa，满足设计要求。

由图3可知，侧向滑切清秸刀齿楔角过大，刀齿与土壤接触面积较大，入土阻力与冲击载荷增加，不利于机具正常作业。通过分析，作用于刀齿曲面的正压力和刀齿侧向摩擦力合力为

(11)

式中FN——旋转方向刀齿受力，N

γ——楔角，rad

由式(11)可知土壤坚实度、刀齿厚度、接触面积和摩擦因数均为定值，所以刀齿在旋转方向上的受力与楔角大小有关，根据强度设计要求，通过计算得最佳楔角为0.8 rad。

刀轴旋转过程中由于机收后秸秆松散置于田间，刀轴与接触秸秆之间摩擦力会引起秸秆缠绕于刀轴上，秸秆缠绕会导致机具工作质量及可靠性降低[6]。可以通过增大刀轴直径和减小摩擦因数来降低刀轴秸秆缠绕，设计刀轴间距为500～700 mm可调，适应不同垄作行距要求，由于侧向滑切清秸刀齿设计回转半径为370 mm，为避免刀齿与刀轴干涉，如图1和图2所示，以刀轴最小间距500 mm为极限设计尺寸，刀齿与刀轴保证30 mm安全距离，可得刀轴直径D最大为200 mm，并应用特氟龙喷涂表面，降低摩擦因数。

2.2 滑切面工作曲线设计

通过分析，在实现秸秆侧向输送功能前提下，滑切能有效解决防止秸秆缠绕，降低整机振动强度，减少机组作业功率消耗等问题。刀齿滑切面工作曲线合理形状应满足[7-9]：刀齿滑切工作曲线绕刀轴回转中心由近及远与物料接触；切削过程中滑切工作曲线各点滑切角度逐渐增大，并且绝对值小于刀齿与秸秆的摩擦角；刀齿接触土垡时刀齿进给量波动较小。

为便于分析，做如下假设：由于刀齿高速旋转过程与秸秆接触时会出现能量损失，应用拉格朗日方程将受力转化为能量关系，可假设秸秆与刀齿工作面之间做非弹性碰撞；由于刀齿厚度为10 mm并有0.8 rad楔角，忽略空气流动对其产生影响，只对刀齿工作曲线进行抽象研究；将研究的秸秆假设为一个质量为m微小粒子。秸秆运动分析如图4所示。

由运动学分析，选取滑切半径ρ和相对转角φ为广义坐标系，刀齿接触物料处为势能零点，势能和动能广义坐标表达式为

(12)

(13)

其中

式中Ep——系统广义坐标势能，J

φ——相对转角，rad

φ0——初始相对转角

ρ0——初始半径，mm

Ek——系统广义坐标动能，J

v——绝对速度，m/s

vn——径向速度，m/s

vτ——切向速度，m/s

ωj——秸秆转动角速度，rad/s

r——秸秆半径，mm

I——转动惯量，kg·m2

拉格朗日函数L表征秸秆随着刀轴转动过程中约束、运动状态和相互作用。选用广义坐标、广义速度后，L被完全确定为势力系的运动。滑切半径ρ和相对转角φ作为广义坐标系中建立2自由度的拉格朗日函数。

由式(12)、(13)可得拉格朗日函数为

(14)

其中

(15)

对式(14)进行拉格朗日广义动量微分

(16)

(17)

将式(16)、(17)整理得拉格朗日方程组

(18)

当t=0时，对式(18)分别积分得

(19)

对式(19)合并求解得

(20)

对式(20)积分整理得

ρ=κφ+C

(21)

其中

(22)

式(21)说明滑切面曲线为一段阿基米德螺旋线。对其求导可以发现刀齿径向进给速度为定值，并且大于零，这样可以减小刀齿切土过程冲击载荷对机具振动影响，并保证秸秆物料能够沿刀齿曲面向外滑出，避免了其向刀齿转轴处移动导致秸秆缠绕。

图5 刀齿滑切面设计曲线Fig.5 Design curves of sliding cutting surface of blade

由式(22)可知，不同κ和C值组合会得到不同的滑切面曲线，为了秸秆能够沿着滑切曲面向外运动，还必须保证滑切曲线上任意一点到转轴的径矢方向与秸秆质点相对滑切面切线方向夹角(即滑切角)，大于秸秆与刀齿的摩擦角[10]。图5所示为κ等于6、初始半径为200 mm、起始滑切角为30°的刀齿滑切面曲线。通过上述分析，选取初始半径、起始滑切角、刀轴角速度和机具作业速度为影响因素进行试验研究。

3 试验

3.1 试验条件

试验于2018年10月1—22日在哈尔滨市东北农业大学向阳试验基地实施，试验地块为机收后玉米原茬地，如图6所示。土壤平均硬度20.3 kg/cm2，土壤平均湿度30.7%，秸秆平均覆盖量1.28 kg/m2，秸秆平均留茬高度273 mm，主根系平均深度65 mm，清秸刀齿入土深度50 mm。

图6 田间试验环境Fig.6 Field test

3.2 仪器与设备

图7 试验装置与仪器设备连接示意图Fig.7 Schematic of test device and instrument interface1.应变式拉力传感器装置 2.齿轮式传感器 3.应变式扭矩传感器 4.JM5937A型数据采集仪 5.上位机

试验装置及仪器设备连接如图7所示。仪器设备包括：纽荷兰1104型拖拉机、2BMFJ-BL5型侧向清秸装置、JM5937A型动态信号测试系统、JNNT-0型应变式扭矩传感器、SFZ001型应变式拉力传感器、YN12-2P型齿轮传感器、A005型压电晶体加速度传感器、JM3823型适调器、SZ-3型土壤硬度计、SU-LB 型土壤水分测定仪、艾德堡数字电子数显推拉力计、数码摄像机、米尺等。

3.3 试验方案

采用四因素三水平正交试验方法，应用L27(313)正交表设计试验，以初始半径ρ0、起始滑切角τ0、作业速度vm、刀轴角速度ω为试验因素，秸秆缠绕度y1、机具振动强度y2、当量功耗y3、覆秸均匀度y4为评价指标，每组试验重复3次，共实施27组试验，应用Design-Expert 6.0.10软件对试验数据处理分析[11]。试验刀齿如图8所示。

图8 试验刀齿Fig.8 Test blade

试验因素水平如表2所示，试验方案如表3所示。

表2 试验因素水平Tab.2 Experimental factors and levels

各评价指标测量方法如下：

(1)秸秆缠绕度

作业过程中刀齿对秸秆进行侧向移位同时秸秆沿着刀齿表面向刀轴处移动，造成秸秆缠绕刀轴，秸秆缠绕严重将导致刀轴损坏和功耗增加。所以，本文设定秸秆不缠绕刀轴或缠绕刀轴但不影响机具正常作业定性为秸秆不缠绕，取值为0；若秸秆缠绕影响机具正常作业(包括：可靠性降低、部件结构破坏、油耗增加等)定性为秸秆缠绕，取值为1。

表3 试验方案与结果Tab.3 Experiment layout and results

(2)振动强度

如图7所示，在侧向清秸装置机架后主梁与地轮连接位置下方轴承处分别测定机具工作过程中垂直方向加速度，测定结果取平均值[12-17]。

(3)当量功耗

通过数据采集设备记录每个处理实施时动力输出轴平均扭矩、上下牵引点行进方向平均拉力[18-22]，当量功耗计算式为

(23)

(4)覆秸均匀度

侧向清秸装置能够在机具回程过程中完成对已播地秸秆覆盖功能，若秸秆覆盖不均匀，秸秆覆盖量较大将导致出苗难，出弱苗。秸秆覆盖量较小不利于蓄水保墒，难以防止风蚀水蚀。所以，本文采用秸秆覆盖质量方差评价机具作业后地表秸秆覆盖均匀度。机具作业后，在秸秆覆盖范围内选取有代表性的10个点，测量每点单位面积覆盖秸秆的质量mi(不包括根茬质量，后续在清茬刀齿研究中重点阐述)，可得覆秸均匀度计算式为

(24)

其中

式中λ——覆秸均匀度

规定覆秸均匀度小于0.1为合格。

3.4 结果与分析

试验如图9所示，试验结果如表3所示，方差分析如表4所示。

图9 试验过程及效果Fig.9 Test process and effect

评价指标变异来源平方和自由度均方FP显著性模型3.56120.303.730.0108∗ρ00.6720.334.200.0373∗τ00.8920.445.600.0163∗秸秆缠绕度vm0.6720.334.200.0373∗ω0.2220.111.400.2791τ0vm1.1140.283.500.0352∗误差1.11140.08总和4.6726模型65133.8588141.736.590.0005∗∗ρ03096.0721548.041.250.3095τ017971.6328985.817.270.0048∗∗振动强度 vm30098.96215049.4812.180.0005∗∗ω13967.1926983.595.650.0125∗误差22246.44181235.91总和87380.326模型27.3583.424.450.0041∗∗ρ01.9820.991.290.3000τ010.3325.176.720.0066∗∗当量功耗 vm12.5526.278.160.0030∗∗ω2.4921.251.620.2251误差13.83180.77总和41.1926模型5.52×10-386.91×10-4173.15<0.0001∗∗ρ07.63×10-623.82×10-60.960.4029τ03.94×10-521.97×10-54.940.0195∗覆秸均匀度vm4.82×10-322.41×10-3603.68<0.0001∗∗ω6.62×10-423.31×10-483.04<0.0001∗∗误差7.18×10-5183.99×10-6总和5.60×10-326

注：** 表示极显著(P<0.01)，*表示显著(0.01≤P≤0.05)。

由表4可知，对于秸秆缠绕度，因素初始半径、起始滑切角和作业速度对试验结果有显著影响，交互作用τ0vm对试验结果有显著影响，影响顺序由大到小为：起始滑切角、初始半径、作业速度、刀轴角速度；对于振动强度，因素起始滑切角和作业速度对试验结果有极显著影响，因素刀轴角速度对试验结果有显著影响，影响顺序由大到小为：作业速度、起始滑切角、刀轴角速度、初始半径；对于当量功耗，因素起始滑切角和作业速度对试验结果有极显著影响，影响顺序由大到小为：作业速度、起始滑切角、刀轴角速度、初始半径。对于覆秸均匀度，因素作业速度和刀轴角速度对试验结果有极显著影响，起始滑切角对试验结果有显著影响，影响顺序由大到小为：作业速度、刀轴角速度、起始滑切角、初始半径。

3.4.1各因素对秸秆缠绕影响分析

为探究各影响因素与评价指标之间的关系，以提高机具作业效率和降低功率的消耗为原则，应用Design-Expert软件中Taguchi OA正交试验设计方法，分析各主要显著性因素对评价指标的影响。

图10 因素对性能指标影响Fig.10 Effects of factors on performance indexes

由图10a可知，当初始半径由150 mm增加到200 mm时，秸秆缠绕度降低，这主要是由于较小的初始半径提高了滑切面与秸秆接触概率，实现了较好滑切功能，但降低了抛扔效果，阻止秸秆有效侧向移出，导致秸秆缠绕度升高。起始滑切角与作业速度交互作用对秸秆是否缠绕具有显著影响，机具在中、高速作业时随着起始滑切角的增加秸秆缠绕度降低，主要是由于滑切角越大滑切性能越好，有效防止秸秆缠绕，在低速作业时随着起始滑切角增加秸秆缠绕度先升高后降低。随着刀轴角速度升高，出现秸秆缠绕，但刀轴角速度增大到一定程度秸秆缠绕现象消失，主要是由于秸秆被侧向移出的时间远小于秸秆滑移至刀轴的缠绕时间，高速旋转可以在一定程度上防止秸秆缠绕。

3.4.2各因素对振动强度影响分析

由图10b可知，当起始滑切角增大时，根据刀齿滑切面工作曲线的导数可知，刀齿的进给量是定值减小，入土比较均匀，降低刀齿单位时间切土量不等导致的整机振动，并且起始滑切角的增大刀齿单位时间切土进给量减小，冲击减小，振动强度降低。当作业速度和刀轴角速度增加时，装置振动强度显著增大。这是因为随着刀轴角速度增加，刀齿对土壤冲击载荷增大，振动强度升高，同时，当作业速度加快时，刀齿在机具前进方向接触土壤的时间增加，加大了刀齿的纵向变形量，导致整机振动强度升高。

3.4.3各因素对当量功耗影响分析

由图10c可知，当起始滑切角增大时，刀齿对土壤及根茬的滑切效果增加，冲击载荷降低，功率消耗降低。当作业速度增大时，刀齿与土壤在作业方向接触距离增加，对装置纵向阻力升高，牵引功耗增加。刀轴角速度提高，单位时间内做功次数增加，功耗升高。

3.4.4各因素对覆秸均匀度影响分析

本次试验研究将挡秸板角度设置为原有刀齿机型覆秸均匀度最优值60°，由图10d可知，覆秸均匀度均在允许范围内，随着机具作业速度和刀轴角速度增加覆秸均匀度先减小后增大，这主要是由于机具以5.4 km/h作业速度工作时，刀轴与回转平面前进方向夹角导致刀轴抛撒秸秆的初始速度大致与机具前进方向垂直，提高了抛撒效果。

3.5 优化结果

由试验结果分析，在保证机组不发生堵塞的前提下，以提高作业效率、防止秸秆缠绕、降低振动强度和功耗为原则，运用Design-Expert 6.0.10软件进行优化，得出侧向清秸装置刀齿结构与工作参数最优组合结果如表5所示。

3.6 结果验证

按照最佳参数组合进行田间验证试验，试验重复5次取平均值，结果如表6所示。由表6可知，最优参数组合下，各指标值与优化结果相吻合，优化结果可信。

表5 优化结果Tab.5 Optimization result

表6 验证结果Tab.6 Results of verification experiment

3.7 对比试验

将优化后刀齿与侧向清秸装置上直刀齿与圆弧刀齿组合进行工作性能对比试验，如图11所示。

图11 对比试验Fig.11 Contrast test

由图11可知，现有直刀齿和圆弧刀齿组合在高速作业条件下刀轴根部秸秆缠绕严重，直刀齿处刀轴抱死，并且对清秸效果造成影响。测量振动强度与当量功耗，结果如表7所示。

由表7可知，3种组合覆秸均匀度均达到设计要求，优化后的两种结构刀齿较现有刀齿组合振动强度降低46.5%和41.8%，功耗分别降低29.7%和35.9%，并且整个作业过程中未出现秸秆缠绕，刀齿设计及优化结果满足作业要求。

表7 对比试验结果Tab.7 Contrast test results

由于侧向清秸装置与播种装置固装同时作业，振动强度对排种性能影响较大，为了提高播种粒距均匀性，选取优化组合1，即初始半径为200 mm、起始滑切角30°、作业速度7.2 km/h和刀轴角速度42 rad/s作为侧向滑切清秸刀齿结构与工作性能最优参数组合。

4 结论

(1)设计了一种原茬地免耕播种机种床整备装置用侧向滑切清秸刀齿，并确定了影响其工作性能的关键结构参数。

(2)对于秸秆缠绕度，影响顺序由大到小为：起始滑切角、初始半径、作业速度、刀轴角速度；对于振动强度，影响顺序由大到小为：作业速度、起始滑切角、刀轴角速度、初始半径；对于当量功耗，影响顺序由大到小为：作业速度、起始滑切角、刀轴角速度、初始半径；对于覆秸均匀度，影响顺序由大到小为：作业速度、刀轴角速度、起始滑切角、初始半径。

(3)在刀齿初始半径200 mm、起始滑切角30°、刀轴角速度42 rad/s、机具作业速度7.2 km/h条件下，无秸秆缠绕，振动强度为159 m/s，当量功耗为4.9 kW，覆秸均匀度为0.075。对比试验表明，优化后刀齿组合振动强度降低了46.5%，当量功耗降低了29.7%，并且工作过程中未出现机具堵塞现象。