驅動式馬鈴薯中耕機關鍵部件設計與碎土效果試驗

呂金慶 王英博 兌 瀚 李紫輝 李季成 劉中原

(東北農業大學工程學院，哈爾濱 150030)

驅動式馬鈴薯中耕機關鍵部件設計與碎土效果試驗

呂金慶 王英博 兌 瀚 李紫輝 李季成 劉中原

(東北農業大學工程學院，哈爾濱 150030)

針對傳統鋤鏟式中耕機在粘重土壤作業中碎土率低、碎土后土壤粒徑較大等問題，對驅動式馬鈴薯中耕機的關鍵部件進行了設計，通過對整體結構和工作原理的闡述，對由碎土刀與刀盤組成的耕作部件進行參數設計與運動學分析，并對碎土刀切削土壤過程的剪切應力進行理論分析，運用Matlab確定了影響剪切應力的因素參數范圍。以碎土刀刀軸轉速、前進速度、耕深、碎土刀折彎角和刃口長度為因素，以碎土率為指標進行了試驗臺試驗，并進行了正交回歸方差分析。試驗結果表明：在刀軸轉速為275 r/min、前進速度為0.75 m/s、耕深為0.18 m、碎土刀折彎角為150°、刃口長度為0.07 m時，耕作后土壤碎土率為93.8%。試驗確定了碎土刀的最優結構參數，所設計的碎土刀能增強碎土效果，關鍵部件的設計滿足馬鈴薯中耕作業耕深、碎土要求。該研究基本解決了中耕過程中碎土率低、碎土后土壤粒徑較大等問題，作業效果更加明顯，為馬鈴薯中耕機的設計改進與優化提供了理論支撐和技術參考。

中耕機； 馬鈴薯； 驅動式； 碎土； 試驗

引言

馬鈴薯出苗前期和生長中期的碎土、松土、培土等中耕作業對馬鈴薯的產量有很大的影響[1-2]。中耕的主要作用是疏松土壤，保墑抗旱，改善土壤的物理性狀，提高土壤肥力，消除雜草，從而提高作物產量[3-4]。

碎土率作為馬鈴薯中耕作業最為關鍵的指標，其耕作后土壤顆粒的大小直接影響著土壤的性質，粒徑較小的細碎土壤，其土壤間孔隙較多，空氣流通較好，能促進作物的生長[5]。目前，國外應用比較廣泛的大型中耕機，主要碎土部件為犁鏵和鋤鏟，作業效率雖然較高，但在粘重板結土壤的條件下碎土效果較差，傳統的鋤鏟式中耕機碎土率為85%～90%[6-9]，其在粘重土壤中的碎土率會更低，此外，國外大多數中耕機整個工作幅寬內均安裝有耕作部件，在馬鈴薯中耕作業中容易傷苗；國內大多數中耕機采用鋤鏟和彈齒作為耕作部件，其優點是耕深一致性好，但大部分中耕機壟距均只適用于玉米、小麥等主要糧食作物，對于壟距稍寬的馬鈴薯不太適用[10-11]，且其碎土率也較低，耕作后大粒徑土塊較多，易造成大土塊壓苗現象，并不適合粘重板結土壤作業。

本文對驅動式馬鈴薯中耕機的關鍵部件進行設計，根據農藝要求馬鈴薯中耕機作業的碎土率不小于85%，耕深不小于150 mm[12]，對其關鍵部件進行切削應力的理論分析及參數設計和優化，并設計影響碎土率的試驗臺。在滿足要求的碎土率前提下，對不同刀片參數和運動參數組合的試驗結果進行分析，得出參數的最優組合，從而確定驅動式馬鈴薯中耕機關鍵部件的最佳參數結構。

1 整體結構與工作原理

1.1 整體結構

整個試驗臺由機架、旋轉單體、電動機、傳動裝置、調節裝置組成，整個裝置高度為2 170 mm，為了配合土槽寬度，機架寬度為1 530 mm，試驗臺架安裝有1個旋轉單體進行碎土率的試驗研究，其整體結構如圖1所示。

圖1 驅動式馬鈴薯中耕機試驗臺結構圖Fig.1 Structure diagram of test bench of driving-type cultivator1.機架 2.傳動裝置 3.調節裝置 4.旋轉單體 5.電動機 6.土槽

1.2 工作原理

試驗臺架主要由機架和1個旋轉單體所組成，整個試驗臺安裝在試驗土槽的一端，旋轉單體前后壁上的支撐管通過U型卡子與試驗臺上部的橫梁固定，能夠對側向位置進行調節，上部橫梁上安裝有電動機，為旋轉單體提供動力，電動機通過螺栓與電動機安裝板連接，安裝板上的縱向長孔，可對電動機的縱向位置進行調節，方便傳動鏈條的安裝，前后橫梁兩端下部均焊有調節板，可通過位于機架立柱側壁的調節螺栓進行支撐，調節螺栓的位置，便可以調節整個旋轉單體的高度，從而改變耕作深度；在工作時，電動機帶動旋轉單體上部的主動刀軸進行轉動，通過鏈條將動力傳遞給下部的從動刀軸，從而帶動安裝在從動刀軸上的旋轉部件進行碎土作業。

2 關鍵部件設計與參數確定

2.1 旋轉單體設計

本設計的旋轉單體主要由碎土刀、箱體架、主從動軸、左右刀盤、中間鏈輪傳動、旋刀護罩、松土鏟等組成。其結構如圖2所示，主動刀軸對稱安裝在箱體上部，其上安裝有主動鏈輪；主動鏈輪通過傳動鏈條帶動位于箱體下部的從動刀軸轉動，在所述的從動刀軸的兩端分別安裝左刀盤、右刀盤與內刀盤，在箱體架前壁安裝有松土鏟，側壁上安裝旋刀護罩。

圖2 旋轉單體結構簡圖Fig.2 Structure diagrams of rotating monomer1.箱體架 2.傳動鏈條 3.旋刀護罩 4.松土鏟 5.主動軸 6.右刀盤 7.內刀盤 8.從動軸 9.左刀盤

2.1.1旋轉部件

旋轉部件主要結構如圖3所示，傳動鏈輪固定安裝在傳動軸中間位置，由傳動鏈條對其進行帶動；2個內刀盤對稱安裝在傳動軸內側，左刀盤與右刀盤對稱安裝在傳動軸外側；根據文獻[13]，驅動式馬鈴薯中耕機，其旋轉部件作業位置在2個壟的壟間，且馬鈴薯的中耕深度較深，不小于0.15 m，為適應其耕作深度，本設計采用的所有刀盤回轉半徑均為227 mm；刀輥直徑為70 mm；為適應馬鈴薯種植的壟距，左右2個刀架最外側的距離為445 mm；便于刀盤的安裝與固定，刀盤與從動軸通過花鍵連接，最外端用螺栓緊固；旋轉部件通過軸承安裝在箱體架上，為配合箱體架前端安裝的松土鏟，2個內刀盤之間的距離設置為110 mm；碎土刀通過螺栓連接固定在刀架上；在耕作過程中，碎土刀片與土壤接觸使其破碎，碎土刀對軸向周圍土壤也有切削影響，考慮到工作時旋轉部件的起伏，需讓2個碎土刀之間的影響范圍有一定的重疊量，并考慮到防止碎土過程中壅土現象的產生，因此，同一刀盤上相鄰2個碎土刀的橫向距離為12 mm，裝配后其回轉半徑偏差小于3 mm，工作幅寬偏差小于2 mm。

圖3 旋轉部件構成Fig.3 Structure diagrams of rotating monomer1.碎土刀 2.左刀盤 3.傳動齒輪 4.內刀盤 5.右刀盤 6.傳動軸

2.1.2碎土刀設計

碎土程度是中耕機械最主要的工作指標之一，其主要由刀片參數所決定。碎土刀通過螺栓連接固定在刀盤上，隨著刀軸一起作高速轉動，其刀刃直接與土壤接觸，因此碎土刀設計尤為重要；旋轉中耕機大多采用旋耕機刀片，其中使用最廣泛的旋耕刀是彎刀，但彎刀容易纏草，磨損嚴重、切削阻力較大，增加了功耗。

本文所設計的碎土刀采用的是鑿形直刀，與傳統的彎刀和L型刀相比，能夠減小切削阻力，可使切削應力更加集中，入土性能良好[12]。刀刃需經過淬火處理，使其硬度達到HRC50，能減少在切削土壤過程中對碎土刀刃的磨損。碎土刀結構如圖4所示，刀片的設計參考了旋耕彎刀，標準的彎刀刀片厚度在9～11 mm，因此碎土刀刀片厚度為10 mm，具有較好的強度，在作業過程中不會因為較大的阻力產生大的變形，根據文獻[14]所述，當碎土刀與土壤接觸時，土壤產生裂紋，其方向與水平接近45°時，土壤更容易破碎，因此，設計兩端側刃夾角為45°，確定了刃口寬度為1.5 mm，側刃長度11 mm。通過臺架試驗，對比不同折彎角與刃口長度組合的刀片耕作后碎土率，最終確定了碎土刀折彎角為150°，刃口長度為70 mm。在碎土刀的刀柄上有2個安裝孔，以便通過螺栓與刀盤進行固定。

圖4 碎土刀結構示意圖Fig.4 Structure diagram of soil-broken knife

2.1.3碎土刀排列

碎土刀在傳動軸上的排列方式也直接影響碎土效果和功率消耗，良好的安裝方式可增加機具的穩定性，減小機具所受載荷[15-17]。為使旋轉中耕機在作業時不產生堵塞和漏耕的現象，刀軸兩側受力均勻，耕后地表平整，碎土刀在刀軸上的排列應當滿足[18-19]：

(1)碎土刀應按照刀軸轉過一個相同的角度順序相繼入土，以保證工作平穩，刀軸負荷均勻。

(2)左右兩側的碎土刀交替入土，使得刀軸所受的側向力較為平衡。

(3)相鄰2個碎土刀的橫向距離盡量相同，以保證土塊大小與刀片的磨損程度一致。

(4)相鄰刀片的角度差及相繼入土刀片的軸向距離應盡量大，以防止夾土和堵塞。

通過上述分析，確定了本設計所選擇的是兩側刀盤對稱布置的方式，在旋轉單體工作幅寬確定后，便可確定傳動軸安轉有4組刀盤；每個刀盤上橫向等距交錯均勻排列有4個碎土刀，采用每2個碎土刀相位差為90°的安裝方式，以減小耕作過程中旋轉單體的振動，一個圓周內安裝有4個刀盤，還可有效減小漏耕，減小耕作過后溝底的凸起高度，保證耕后溝底平整度；4組刀盤分別位于傳動軸兩側左右對稱位置，其相位相同，使關于傳動軸對稱位置的碎土刀可同時切削土壤，傳動軸兩側的受力均勻，避免在轉動過程中的附加載荷和作業時機具產生的振動。碎土刀片切削土壤的排列展開圖如圖5所示。

圖5 碎土刀片排列展開圖Fig.5 Spread arrangement diagram of soil-broken blade

3 旋轉部件運動及碎土刀切削應力分析

3.1 旋轉部件的運動分析

固定在刀盤的碎土刀隨著從動軸一起進行轉動，由于碎土刀的剛性較強，在碎土刀與土壤切削接觸的過程中可忽略不計碎土刀微小的形變量。以作業起始轉軸中心為原點O建立Oxy直角坐標系，其中碎土刀刀尖c的軌跡如圖6所示，其軌跡方程為

(1)

其中

α=ωt

式中t——工作部件轉過α所需的時間，s

vm——機器前進速度，m/s

R——回轉半徑，m

α——刀軸回轉角，(°)

ω——刀軸回轉角速度，rad/s

圖6 刀尖軌跡圖Fig.6 Trajectory diagram of soil-broken knife tine

用機具前進速度與刀軸轉速的比值λ表示轉動機械運動學參數。當λ<1時，碎土刀的運動軌跡是條無扣的短幅擺線；當λ>1時，通過式(1)可知，碎土刀運動軌跡是一條長幅余擺線，驅動式中耕機的λ>1，在作業時每個刀片在前進方向上的工作區域有重復，便可有效地減小漏耕現象[20]。

將式(1)對時間進一步求導，即可求得碎土刀刀尖點的速度

(2)

刀片端點的絕對速度為

(3)

式中va——刀尖的絕對速度，m/s

式(3)表明，碎土刀端點的切削速度與碎土刀的位置和旋轉部件的運動參數均有關。在正轉時，其端點速度隨著碎土刀入土到切削過程結束而連續減?。浑S著機具運動參數的增大而增加。

溝底不平度是轉動式耕作機械重要農藝指標之一。根據農藝對耕深穩定性的要求，耕后土壤凸起高度應小于0.2倍的耕深[19,21]。通過分析幾何關系得出運動參數與耕深、刀片數量的關系式

(4)

式中hr——耕作后凸起高度，m

z——一個刀盤上刀片的數量，個

由式(4)可知，在刀片的數量確定為4個后，耕作后凸起高度與運動參數呈正比，為了減小溝底的凸起高度，在滿足耕深大于0.15 m的前提下，可以確定運動參數λ范圍為3～9，根據轉動的中耕機前進速度范圍為0.5～1.5 m/s，確定從動刀軸轉速為175～325 r/min。

3.2 碎土刀切削應力分析

碎土刀切削土壤時的受力如圖7所示，由于土壤切削過程復雜，因此對其受力進行簡化處理；刀片的受力主要可分為刀刃口的切土阻力Fc、刀片擠壓土壤的壓土阻力Fr、刀片與土壤的摩擦阻力Ff和刀片拋土阻力Fp[22-23]。其方向如圖7所示。

圖7 碎土刀受力簡圖Fig.7 Stress diagram of soil-broken knife

其中，在刀片切削土壤時，對土壤的剪切力Fs主要分為刀片擠壓土壤的壓土阻力Fr和刀片的拋土阻力Fp，切削力Fs為

Fs=Fr+Fp

(5)

其中

(6)

式中kr——土壤阻力特性，kg/(m3·s)

δ——切削土壤厚度，m

v——刀尖線速度，m/s

單位時間內掃過的面積S為

S=krδvlb

(7)

式中b——切削土垡厚度，m

l——碎土刀刃口長度，m

由式(6)、(7)得

(8)

式中θ1——碎土刀刃口的折彎角，(°)

拋土阻力Fp與拋土的質量和拋土的速度有關。且拋土阻力Fp與拋土質量和拋土速度呈正相關，根據動能定理，單個碎土刀片切削土壤過程中Fp為

(9)

式中a——耕深，ms——進距，m

ρ——土壤平均密度，kg/m3

碎土刀隨傳動軸進行高速轉動，產生的剪切力作用于耕作的土壤；本文假設切削過程中不同耕深的土壤密度保持不變，忽略各個耕層的土壤微粒之間相互作用力。根據文獻[24]，使土壤破碎的條件是刀片刃口的剪切應力大于土壤本身的剪切強度。即

(10)

式中s1——刀刃刃口面積，m2

σ——土壤剪切強度，kPa

由式(8)～(10)，可得土壤被破壞的條件關系為

(11)

通過分析式(11)可知，影響土壤破壞的因素主要有耕深a、運動參數λ等；耕深選取驅動式馬鈴薯中耕機最大的中耕深度0.23 m、回轉半徑固定為227 mm、選取機具運動范圍內最大的前進速度和最小的刀軸轉速；通過Matlab軟件對式(11)進行處理，選取粘重土壤的土壤強度為166 kPa[14]，分析時間、碎土刀折彎角和刃口長度對碎土刀切削土壤剪切力的影響，探究在不易破碎的極限條件下，碎土刀的結構對切削應力的影響，從而來選取適當的刀片參數范圍[24]。

圖8為其他參數固定時，時間、碎土刀折彎角、刃口長度與切削應力的關系。

圖8 參數與切削應力關系曲線Fig.8 Relationship curves of parameters and stress

通過對碎土刀參數范圍的選取可以增加機具設計的可靠性。由圖8a得出，切削應力隨著入土時間的增加而增大；由圖8b得出，碎土刀折彎角為150°時，碎土片切削土壤應力最大，刀刃刃口的長度在0.05～0.11 m時，其切削應力均大于土壤的剪切強度，能夠使土壤切削破碎。通過圖8得出在不易破碎的條件下，碎土刀的結構設計范圍選取，均能使土壤破碎。

4 試驗臺試驗

4.1 試驗條件

于2016年11月在東北農業大學試驗基地(室內)進行了試驗臺試驗。土槽規格為長15 m、寬1 m，土槽中土層厚度為0.3 m[25]，試驗前需要對土槽中的土壤進行噴水和壓實，后經干燥，使其土壤含水率達到12.4%，土壤堅實度為91.2 kPa，達到粘重土壤的堅實度范圍，近似模擬粘重土壤在田間的堅實度和含水率特性。試驗中碎土單體旋轉速度與土槽的運動速度均可以通過控制臺進行調整，安裝在機架上的旋轉單體，其動力由機架上部的電動機提供，試驗后，在土槽內取0.2 m×0.2 m面積內的全部耕層的土塊，并對其進行測量、分層稱量，臺架試驗作業如圖9所示，不同參數的碎土刀如圖10所示，每個圖中從左至右折彎角依次為135°、142.5°、150°、157.5°、165°。

圖9 臺架試驗Fig.9 Experiment of testing block

圖10 不同參數的碎土刀實物圖Fig.10 Pictures of soil broken blade with different parameters

4.2 評價指標

參照文獻[26]進行試驗臺試驗，通過考察驅動式中耕機關鍵部件的碎土效果，以刀軸轉速、前進速度、耕作深度、碎土刀折彎角和刃口長度為因素進行二次旋轉正交組合試驗，測定碎土率為試驗指標[26]。

4.3 試驗方案與結果分析

4.3.1試驗方案及結果

采用二次旋轉正交組合試驗設計方法安排試驗方案，以碎土率為試驗指標。通過試驗，對影響試驗指標的因素進行顯著性分析，根據實際需求及前文中的參數范圍，對各參數組合進行優化，最終獲得較合適的各因素組合。試驗因素編碼如表1所示，試驗方案及試驗結果如表2所示。X1、X2、X3、X4為因素編碼值。

表1 試驗因素編碼Tab.1 Experimental factors and levels

注：選取中心點的試驗次數為10次，根據二次旋轉正交組合設計常用γ表，取得γ=2。

表2 試驗方案及試驗結果Tab.2 Test plan and experimental results

注：碎土率為小于25 mm土塊的質量占測量區域內總碎土質量的百分比，%。

4.3.2結果分析

通過對試驗數據的分析，對比不同因素水平下碎土率。可以得出，試驗中所有的參數組合情況下，碎土率最小值為88.9%，均能滿足馬鈴薯中耕作業對于碎土率的要求。分析單個因素對試驗結果的影響，隨著刀軸轉速的增加，前進速度的減小，其碎土率也隨之增加，這是由于轉速增加，前進速度減小，在單位時間內，切削相同體積土壤的刀片數量增加，便增加了碎土刀與土壤的接觸，破碎效果增加；隨著耕深的增加，其碎土率逐漸減小，在結構參數與運動參數不變時，耕作深度的增加，會增大碎土刀切削土壤的體積，增加了切削時對土壤的壓縮量，切削效果降低；而隨著碎土刀折彎角的增加，碎土率呈先增加后減小的趨勢，是由于隨著折彎角度的增加，碎土刀對于土壤的切削力在垂直于刀刃方向上的分量增加，但是隨著碎土刀折彎角增加，其滑切作用效果下降，因此，通過試驗結果可以看出，在碎土刀折彎角為150°時，其碎土率高于其他折彎角的情況；碎土刀刃口長度與碎土率呈負相關的趨勢，隨著刃口長度的增加，碎土刀切削土壤時，需要壓縮的土壤體積也隨之增加，壓土阻力便會隨之增加，導致了碎土率的降低。上述試驗結果與Matlab輸出的方程圖像趨勢相同，驗證了理論公式的合理性。

利用Design-Expert 8.0.6軟件對試驗結果進行二次回歸分析，并進行多元回歸擬合，得到以碎土率Y1為試驗指標的回歸方程，并檢驗其顯著性。

(12)

對上述回歸方程進行失擬性檢驗，如表3所示，其中P=0.5239，不顯著(P>0.1)，證明不存在其他影響指標的主要因素存在，試驗指標和試驗因素存在顯著的二次關系，分析結果合理。

4.3.3響應曲面分析

通過Design-Expert 8.0.6軟件對數據的處理，得出刀軸轉速、前進速度、折彎角之間的顯著和較顯著交互作用對碎土率試驗指標影響的響應曲面，如圖11所示。

表3 碎土率Y1方差分析Tab.3 Variance analysis for soil-broken rate

注：“/”后數字為剔除不顯著因素后碎土率Y1方差分析結果，*** 表示極顯著(P<0.01)；** 表示顯著(0.01

圖11 碎土率的雙因素響應曲面Fig.11 Response surfaces of double parameters about soil-broken rate

對于碎土率Y1，當耕深為0.19 m、碎土刀折彎角為150°、刃口長度為0.07 m時，中耕機前進速度和刀軸旋轉速度的交互作用影響如圖11a所示。當中耕機前進速度一定時，刀軸轉速與碎土率呈正相關，其最優的刀軸轉速為235.0～275.0 r/min；當刀軸轉速保持一定狀態時，中耕機的前進速度與碎土率呈負相關，其最優的前進速度為0.75～0.95 m/s。在中耕作業中，刀軸轉速是對碎土率的主要影響因素，中耕機刀軸轉速和耕作深度的交互作用影響如圖11b所示。對于中耕機耕深保持一定時，刀軸轉速與碎土率呈正相關，其最優的刀軸轉速為255.0～275.0 r/min；當刀軸轉速保持一定時，中耕機的碎土率隨著耕深的增加而減小，其最優的耕作深度為0.17～0.18 m。其中刀軸轉速是碎土率的主要影響因素。中耕機前進速度和碎土刀折彎角的交互作用影響如圖11c所示。當前進速度保持一定時，隨著碎土刀折彎角的增加，碎土率先增加后減小，其最優的折彎角為144°～153°；當碎土刀折彎角固定時，碎土率與前進速度呈負相關，其最優的前進速度為0.75～0.89 m/s。其中前進速度是碎土率的主要影響因素。

通過對響應曲面的分析，利用Design-Expert 8.0.6軟件中的優化模塊對碎土率的回歸方程進行求解，根據驅動式馬鈴薯中耕機的實際工作條件、作業要求以及相關理論的分析結果選擇優化的約束條件[27]。

目標函數

(13)

對其參數進行優化求解，可以得到多種參數優化組合?？紤]到實際的作業要求，在多組優化參數中選取最優參數組合[27]：刀軸轉速266～275 r/min、機具前進速度0.76～0.92 m/s、耕深0.17～0.18 m、碎土刀折彎角146°～152°、刃口長度0.06～0.08 m，其相對應的碎土率為93.1%～93.7%。

4.4 驗證試驗

4.4.1試驗條件

試驗地點為東北農業大學工程學院試驗基地，進行土槽驗證試驗。土壤含水率為11.6%，土壤堅實度為94.3 kPa。以《旱田中耕追肥機試驗方法》標準中的試驗方法，對驅動式馬鈴薯中耕機的碎土效果進行驗證，并與標準作業指標進行對比。

4.4.2試驗結果分析

經過參數結構優化的中耕機性能指標與相關評價指標結果對比[28]，中耕機的作業參數選擇為：刀軸轉速為275 r/min、前進速度為0.75 m/s、耕深0.18 m、碎土刀折彎角150°、刃口長度0.07 m。其所得的優化的碎土率為93.2%。

試驗結果表明：本設計的驅動式中耕機其碎土率為93.8%，與優化所得結果基本一致，且明顯優于相關指標，也優于傳統的鋤鏟式中耕機碎土率。其碎土率較高，是由于碎土刀折彎角度和刃口長度設計合理，使碎土刀對土壤剪切力的垂直分量增加，從而增加了切削應力，減小了切削時需要壓縮土壤的體積，使土壤破碎效果更好；驗證試驗表明相關優化組合合理，按優化參數調節后的驅動式馬鈴薯中耕機的碎土效果滿足作業要求。

5 結論

(1)設計的驅動式馬鈴薯中耕機關鍵部件，安裝在旋轉刀軸兩側的碎土刀，其排列方式為對稱等相位差均布排列；旋轉部件的設計符合馬鈴薯的壟距，滿足馬鈴薯中耕作業所需耕作深度；其碎土刀的結構設計，能夠增加切削土壤時的切削應力，達到更好的碎土效果，滿足馬鈴薯中耕作業碎土率的要求。

(2)利用Design-Expert 8.0.6軟件中的優化模塊，根據中耕機的實際工作條件和作業要求對因素范圍進行選取，以碎土率為指標，進行優化求解，驗證了Matlab求解碎土時切削應力公式的正確性。試驗臺試驗確定了最佳的碎土刀結構參數，在土壤含水率為11.6%、堅實度為94.3 kPa的條件下，刀軸轉速為275 r/min、前進速度為0.75 m/s、耕深0.18 m、碎土刀折彎角150°、刃口長度0.07 m時，耕作后土壤碎土率為93.8%，滿足《旱田中耕追肥機試驗方法》所規定的碎土率要求。

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DesignofKeyComponentsofDriving-typePotatoCultivatorandItsSoil-brokenEffectExperiment

Lü Jinqing WANG Yingbo DUI Han LI Zihui LI Jicheng LIU Zhongyuan

(CollegeofEngineering,NortheastAgriculturalUniversity,Harbin150030,China)

The traditional plough share-type cultivator shows characteristics that the soil particle size is larger after broken, the working parts can easily wrapped and has lower soil-broken rate during operation in heavy soil.And ridge distance of cultivator is not applicable for potato.The key component of driving-type potato cultivator was designed, and the structural parameters that affected the effect of soil-broken were concluded.The structure and working principle of the cultivator were illustrated, and the rotating monomer that made of soil-broken knife was theoretically analyzed.The factors that affected soil-broken rate were got.Regarding the folding corner and blade length of the soil-broken knife, knife-cylinder, forward speed and tillage depth as the experimental factors, regarding soil-broken rate as the experiment indicators.The test was taken in the College of Engineering, Northeast Agricultural University at the beginning of November, 2016, which was carried out in the room.The power was provided by generator and the tillage depth can be adjusted by actuating device.Experimental results showed that the machine had the soil-broken rate of 93.8%, when the knife-cylinder was 275 r/min, the speed was 0.75 m/s, blade folding corner was 150°, the length of the blade was 0.07 m, and tillage depth was 0.18 m.The optimal structural parameters of soil-broken knife were determined by experiment.And the experiment also verified the accuracy of theoretical formula.It was well conformed to the agronomic requirements of cultivator.The structure of soil-broken knife assembled on driving-type cultivator can enhance the cutting force to achieve better soil crushing effect.The machine basically solved the serious problems such as the lower efficiency of soil broken.It was more suitable for the tillage operation of potato when compared with the traditional cultivator.The study provided important theoretical and technical reference for the improvement and optimization of the driving-type potato cultivator.

cultivator; potato; driving-type; soil-broken; experiment

10.6041/j.issn.1000-1298.2017.10.006

S224.1

A

1000-1298(2017)10-0049-10

2017-01-06

2017-02-21

國家重點研發計劃項目(2016YFD0701600)、現代農業產業技術體系建設專項資金項目(CARS-10-P22)、黑龍江省重大科技攻關項目(GA15B401)和北方馬鈴薯全程機械化科研基金項目

呂金慶(1970—)，男，研究員，主要從事馬鈴薯技術及裝備研究，E-mail：ljq8888866666@163.com