深松旋耕碎土聯合整地機設計與試驗

趙建國，王 安，馬躍進，李建昌，郝建軍，聶慶亮，龍思放，楊前鋒

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深松旋耕碎土聯合整地機設計與試驗

趙建國，王 安，馬躍進，李建昌，郝建軍，聶慶亮，龍思放，楊前鋒

（河北農業大學機電工程學院，保定 071001）

為減少耕作阻力、改善土壤耕層結構、提高碎土率，該文對聯合整地機的深松部件、碎土機構進行設計，設計了入土角度可控的自激振動深松鏟，并建立了自激振動深松鏟的運動學模型和力學模型，確定彈簧行程為15 mm、負載為7 500～15 000 N，并確定了彈簧的結構參數。設計了具有二次碎土功能的籠狀碎土輥，并依據農藝要求確定了其結構參數。通過室內土槽試驗，驗證了自激振動深松鏟的減阻效果和耕作質量，并對整機的作業質量進行了田間測試。土槽試驗結果表明：與對照相比，自激振動深松鏟平均減阻9.22%，土壤蓬松度和土壤擾動系數分別為26.16%和77.21%，減阻效果明顯，作業效果較好。田間試驗結果表明：聯合整地機的深松深度穩定系數、旋耕深度穩定系數、地表平整度和植被覆蓋率分別為94.92%、92.50%、1.17 cm和93.36%；籠狀碎土輥在整個試驗過程中未出現土壤粘附和擁堵現象，碎土率為84.18%，加裝普通齒狀碎土輥機具的碎土率為71.41%，籠狀碎土輥的碎土率提高了12.77個百分點，碎土效果明顯改善。深松旋耕碎土聯合整地機減阻效果明顯、整地質量好，可有效改善土壤的耕層結構，降低土壤容重，提高蓄水保墑能力。

農業機械；設計；深松；旋耕；籠狀碎土輥；自激式振動

0 引 言

田間犁底層的存在，會影響物質的傳遞、能量的轉移及作物根系下伸，從而降低作物產量。深松作業可有效打破犁底層，提高土壤的蓄水保墑能力、作物根系下伸和營養物質的傳遞，從而提高作物產量[1]。深松作業雖有積極的增產作用，但深松作業的能耗一般為作物收獲機械的3～5倍[2]；雖然傳統的深松旋耕作業模式碎土效果已經很明顯，但在華北平原地區，通常需要2次進地2遍旋耕后才進行播種作業，降低作業效率的同時，容易造成土壤的二次壓實，影響作業效果。因此深松旋耕整地機具的深松減阻和碎土效果一直是研究重點。

針對深松作業阻力大問題，研究學者設計了振動深松機，在土壤作業過程中，使深松鏟產生一定頻率的振動，從而疏松土壤達到減阻目的[3-6]；Araya等[7]在深松機具上增加高壓氣體噴射裝置，在深松鏟表面噴射出空氣或水，從而降低土壤對深松鏟的摩擦力[7]；Larson等[8]利用電位差原理，使深松鏟和土壤接觸面上形成一層薄水膜，水膜可以起潤滑作用，從而減少摩擦降低阻力；鄭侃等[9]根據耕作層、犁底層和心土層的土壤性質，設計了具有不同滑切角和切削刃角的深松鏟柄，可有效降低耕作阻力，提高作業質量；趙淑紅等[10]，采用離散元軟件獲得深松鏟鏟尖在土壤中的運動曲線，依據運動曲線設計了擬合曲線型深松鏟，其土壤擾動量和耕作阻力明顯降低；另外，研究學者通過對挖掘動物和海洋生物的幾何結構和生物學特性進行研究，發現其具有明顯的減阻效果，進而設計發明了仿生鏟[11-13]。綜合來看，針對深松減阻問題，國內外有很多相關研究，但因自激式振動深松機中彈簧元件的強度和抗疲勞特性要求高、制作較復雜、振動參數不易控制等問題，國內振動深松機多以強迫式振動為主；同時由于自激振動深松鏟的彈簧元件與深松鏟柔性連接，因耕作阻力的變化，使深松鏟在作業過程中入土角度多變，從而影響裝置的減阻效果和降低深松的穩定性。

普通齒狀碎土輥在黏性或潮濕土壤中粘土嚴重，一般是在碎土輥上加裝一排定刀，去除粘附在碎土輥上的土壤。但定刀的設計會影響碎土輥的正常工作，增加阻力消耗的同時降低碎土質量。

為了降低耕作阻力和提高碎土質量，本文對深松旋耕整地機關鍵部件進行改進，分別設計了入土角可控的自激振動深松鏟和具有二次碎土功能的籠狀碎土輥，并對自激振動深松鏟和深松旋耕碎土聯合整地機分別進行了室內土槽試驗和田間試驗，驗證了自激振動深松鏟的減阻和作業性能，并對比分析了加裝籠狀碎土輥的機具作業效果。

1 整機結構與工作原理

1.1 整機結構與主要結構參數

如圖1所示，機具主要由旋耕機、自激振動深松鏟和籠狀碎土輥3部分組成。工作時，深松旋耕碎土聯合整地機懸掛于拖拉機后方，一次性作業可完成旋耕、深松、碎土和鎮壓等工序，有效寬幅為2 300 mm。根據國家標準和農藝要求，其深松深度≥300 mm，整地深度≥120 mm，深松深度穩定性系數≥80%，整地深度穩定性系數≥85%，耕后地表平整度≤40 mm，土壤擾動系數≥50%，土壤蓬松度10%～40%，植被覆概率≥60%，碎土率≥60%[14-15]。因為深松作業的土壤擾動寬度約為深松深度的2倍[16]，因此機具的鏟間距設計為600 mm，其他主要參數如表1所示。

圖1 深松旋耕碎土聯合整地機結構示意圖

表1 深松旋耕碎土聯合整地機主要結構參數

1.2 工作原理

先將深松旋耕碎土聯合整地機通過三點懸掛裝置掛裝在拖拉機尾部，并通過彈簧預緊端蓋調整彈簧的預緊力和深松鏟的入土角；然后調整碎土輥離地高度，使旋耕、深松深度達到農藝要求；深松旋耕作業時，位于旋耕機底部的深松鏟尖將犁底層打破，深松隆起的土壤則由旋耕機破碎平整，深松鏟柄位于旋耕機后部，可避免秸稈雜草在鏟柄的纏繞和堵塞；最后由碎土輥對深松旋耕作業后的土壤進行碎土和鎮壓，形成有利于播種和植物生長的種床。

2 關鍵部件設計

2.1 入土角可控的振動深松鏟

如圖2所示，入土角可控自激振動深松鏟主要由彈簧激振裝置、深松鏟連接板和深松鏟3部分組成。深松鏟由螺栓固定在深松機架上，彈簧激振裝置和深松鏟由連接板連接。因地面凹凸不平和土壤阻力的變化，深松過程中深松鏟圍繞連接板上的第一銷釘順時針轉動，從而壓縮彈簧激振裝置中的彈簧，使深松鏟發生小幅度振動。

圖2 自激振動深松鏟結構示意圖

深松鏟的結構參數參照課題組的前期設計[17]。彈簧激振裝置結構組成如圖3所示，主要由預緊端蓋、彈簧端蓋、外簧、內簧、彈簧芯軸和固定銷組成。受土壤阻力變化的影響，深松鏟圍繞第一銷釘順時針轉動，彈簧激振裝置中的彈簧受力壓縮。當耕作阻力過大時，第三銷釘與直槽口底部接觸，深松鏟的入土角度被限制到最大值。直槽口的設計可將深松鏟的入土角控制在最佳范圍內，保持深松深度的穩定性，并使彈簧不出現完全壓縮的狀態，保證彈簧元件工作的可靠性。彈簧元件參數的選取由深松鏟運動狀態和負載決定，是整個裝置設計的核心，因此需要對自激振動深松鏟進行運動學和力學分析。

2.1.1 自激振動深松鏟運動學分析

圖3 彈簧激振裝置結構示意圖

注：1為深松鏟未振動狀態，2為深松鏟振動角度為α時的振動狀態；A為固定梁；O、B和C點分別為第一、二和三銷釘中心點；B￠點為深松鏟振動角度為α時的點B位置；l1為點O與點B的距離，l1=172 mm；l2為點O與點C的距離，l2=278 mm；l3為點C與點B的距離，mm；l3￠為點C與點B￠的距離，mm；β為OB與OC的夾角，β=51.64°;g為深松鏟未振動時的入土角，（°）；g￠為深松鏟振動時的入土角，（°）；α為裝置從狀態1到狀態2時的振動角，即OB與OB￠的夾角，（°）。下同。

由圖4可求得彈簧壓縮行程為：

（3）

因自激振動深松鏟具有唯一確定的運動，故深松鏟的入土角是影響彈簧壓縮行程的主要參數。參考文獻[19-23]，深松鏟入土角的變化范圍為23°～28°。通過對機構的自由度分析可知，自激振動深松鏟有唯一的運動方向，根據入土角度的取值范圍，可以求出自激振動深松鏟的振動角的最大值為：

由式（5）求得振動角的最大值為5°，代入式（2）～式（4）中，求得=14.99 mm，圓整取彈簧壓縮行程為15 mm。

2.1.2 自激振動深松鏟力學分析

自激振動深松鏟的受力簡圖如圖5所示。深松鏟和深松鏟連接板之間的連接屬于剛性連接，故將兩者視為一體，為了簡化模型將深松鏟的受力位置選為鏟尖。根據力與力臂的關系可求得彈簧受到的壓力為：

由式（6）求得彈簧的負載為7 500～15 000 N。因深松作業過程中，需要保證壓縮彈簧不能出現傾斜狀態，同時考慮到載荷較大、安裝空間受限的問題，最終選用組合彈簧作為自激振動彈簧，彈簧材料選用60Si2Mn，類型為YI型。根據機械設計手冊[25]求得內外壓縮彈簧的相關參數如表2所示。

注： D為深松鏟鏟尖；l4為點O與點D的距離，l4=515 mm；F力為土壤對深松鏟的作用阻力，N；P為深松鏟連接板對彈簧的壓力，N。

表2 彈簧參數

2.2 籠狀碎土輥

為提高碎土輥碎土質量，將菱狀碎土齒交錯焊接在帶有間隙的圓柱滾筒上，設計了籠狀碎土輥。工作時，首先由碎土齒外齒將土壤初次破碎，由于圓柱滾筒之間有一定的間隙，大塊土壤會由縫隙進入碎土輥內部，而不會粘附在圓柱滾筒上，進入碎土輥內部的大塊土壤在碎土齒內齒的作用下再進行二次破碎。籠狀碎土輥結構如圖6所示。

1. 圓柱滾筒 2. 碎土齒外齒 3. 碎土齒內齒

籠狀碎土輥類似于碎土類圓盤耙，其相關參數可按照圓盤耙的設計公式計算。根據經驗公式籠狀碎土輥直徑為

=max（7）

式中為徑深比系數，=3～7[13]；max為最大作業深度，mm。

為保證碎土效果，取最大值7。根據小麥和玉米的常規播種深度30～50 mm，max=50 mm。綜上，由式（7）求得籠狀碎土輥直徑=450 mm。

對于比較堅硬的土塊，大塊的土壤不易破碎，土壤堆積后易形成空穴，不利于種子后期發芽。而尖的碎土齒可在碎土輥的自重作用下，利用鋒利的齒尖將大塊土壤有效破碎[26]，因此將碎土齒設計成菱形，其形狀如圖7所示。

碎土齒的厚度為[13]

=(0.008～0.02)（8）

由式（8）求得的取值范圍為3.6～9 mm，考慮標準板材厚度、耐磨性和銑齒的需要，取=10 mm；研究表明觸土部件切削刃角為45°時，作業阻力最小[27]，但切削刃角越小，越容易造成刃口的崩裂和卷邊；為碎土齒的入土角，越小，齒尖與土壤接觸單位面積上的壓強更大，齒尖越容易發生失效。為保證碎土齒的使用壽命，考慮齒厚，設計碎土齒的切削刃角和入土角均為60°。

標準要求作業后的任意邊長小于40 mm土塊質量占比不能小于60%[14]，據此確定相鄰2個碎土齒間隙為40 mm。為減少碎土齒安裝數量、避免因單根圓型管材焊接碎土齒數量過多導致圓柱滾筒變形，如圖8所示將碎土齒按照交錯排列方式等距安裝在圓柱滾筒上，并根據碎土輥總長、碎土齒齒厚和交錯相鄰2個碎土齒間隙，碎土齒沿軸向和徑向間隔排列，共188個。

注：1為碎土齒與圓柱滾筒焊接孔，直徑φ=30mm；hmax為碎土齒最大作業深度，hmax=50mm；s為碎土齒的厚度，mm；δ為碎土齒的入土角，（°）；θ為碎土齒的切削刃角，（°）。下同。

注：●為碎土齒安裝位置。

3 深松裝置作業效果與整機作業性能試驗

3.1 深松裝置土槽試驗

3.1.1 試驗目的與設備

為驗證自激振動深松鏟設計的合理性，進行室內土槽試驗。試驗以耕作阻力、土壤蓬松度和擾動系數為指標，綜合評定自激振動深松鏟的減阻效果和工作性能。如圖9所示，試驗在河北農業大學土槽試驗室進行，所用土壤為華北平原地區農田壤土，試驗用土槽試驗臺為哈爾濱博納科技有限公司研制（TCC-Ⅱ電力四驅土槽試驗車），土槽尺寸20 m′2 m′1 m（長′寬′高）。

3.1.2 試驗方法

為近似模擬真實的田間土壤狀態，試驗前將土壤表面20 cm深度的土壤取出，并將底層土壤壓實。土壤回填鋪平后，用旋耕機將表層土壤打碎后，再用輥子壓實[28]。根據以往田間測量數據，使制備土壤的含水率達到10%～20%，0～20 cm土壤堅實度達到0.5～2 MPa，20～40 cm堅實度達到2～4 MPa。試驗深松鏟通過U型卡子固定在測力架上，將自激振動深松鏟中彈簧激振裝置的內外壓縮彈簧用套筒替代作為對照深松鏟，試驗用深松鏟如圖9b、圖9c所示。深松鏟耕作深度為300 mm，速度為1 km/h，測定中間穩定段耕作阻力數據，進行3次重復試驗。并按圖9d、9e、9f測定自激振動深松鏟的作業質量，在垂直作業方向橫跨工作幅寬地表建立水平基準，間隔30 mm分別測定耕前地表線、耕后地表線和溝底線，并采用繪圖軟件繪制深松后壟溝橫斷面，由式（9）、式（10）計算土壤蓬松度和擾動系數。試驗數據采用Duncan氏新復極差法計算均值和標準誤差。

3.1.3 土槽試驗結果與分析

圖10為3次重復試驗中第1個行程的2種深松鏟耕作阻力對比曲線（另外2個行程的阻力曲線分布趨勢類似）。由圖10可知，耕作阻力隨時間變化呈現不規律的上下浮動，主要是由于土壤條件差異造成?？傮w上，自激振動深松鏟的耕作阻力小于對照深松鏟耕作阻力。表3為3次重復試驗穩定段的耕作阻力。試驗數據表明，與對照相比，自激振動深松鏟耕作阻力明顯變小，分別下降8.87%、9.75%和9.04%，試驗結果表明自激振動深松鏟減阻效果明顯，與對照深松鏟存在顯著性差異，平均減阻9.22%。

圖10 耕作阻力試驗曲線

表3 耕作阻力試驗數據

注：表中同列不同字母表示在=0.05水平上差異顯著。

Note: Different letters of the same column in the table indicated significant differences at=0.05 .

表4為測定土壤蓬松度和擾動系數。作業機質量標準評價指標要求土壤蓬松度應不大于40%而土壤擾動系數應不小于50%[14]。試驗測定的土壤蓬松度為26.16%，土壤擾動系數為77.21%，均滿足作業質量標準要求，結果表明自激振動深松鏟作業效果良好。其中第3個行程的深松斷面圖如圖11所示，斷面呈倒三角形，底部動土范圍小，頂部動土范圍大，能有效打破犁底層同時疏松表面土壤，利于土壤的蓄水保墑和植物根系的生長。

表4 土壤蓬松度和土壤擾動系數

注：A為耕前地表線到理論溝底線的剖面面積，cm2；A為耕后地表線到理論溝底線的剖面面積，cm2；A為耕前地表線到實際溝底線的剖面面積，cm2。

Note:Ais sectional area between terrain line before subsoiling and theoretical subsoiling bottom line, cm2;Ais sectional area between terrain line after subsoiling and theoretical subsoiling bottom line, cm2;Ais sectional area between terrain line before subsoiling and real subsoiling bottom line, cm2.

圖11 深松后壟溝橫斷面

3.2 整機作業性能田間試驗與結果分析

為驗證籠狀碎土輥的碎土效果和深松旋耕碎土聯合整地機的作業質量，于2018年9月在河北省深澤縣農田進行了整機田間試驗，如圖12所示。根據中華人民共和國工業和信息化部發布的JB/T 10295-2014《深松整地聯合作業機》作業性能評定指標[14]和可用于表征土壤物理狀態的相關參數[4]，試驗選取土壤容重、土壤含水率、深松深度及穩定性、整地深度及穩定性、碎土率和植被覆蓋率綜合評價深松旋耕碎土聯合整地機作業質量。

3.2.1 試驗條件與方法

試驗地總面積約0.1 hm2，土壤質地為壤土，作業前土壤含水率為15.89%，容重為1.47 g/cm3。試驗設備主要包括雷沃歐豹M1254-G拖拉機、環刀（體積100 cm3）、塑封袋（長′寬=15 cm′10 cm）、DGG-9626A電熱恒溫鼓風干燥箱（北京雅士林試驗設備有限公司）、ACS電子秤（上海剴任電子有限公司，量程30 kg，精度1 g）、BSA224S電子天平（德國賽多利斯，量程220 g，精度0.1 mg）、鋼板尺和卷尺（精度1 mm）等。

將試驗田劃分為長30 m，寬為機具1.5倍的小區，前10 m和后10 m為加速和減速階段，中間10 m為數據測試區。試驗重復3次，采用環刀測量作業前、后的土壤容重和含水率。并根據JB/T 10295-2014《深松整地聯合作業機》鑒定方法測量計算深松深度穩定性、整地深度穩定性、碎土率和植被覆蓋率4項指標[14]。

圖12 田間試驗

3.2.2 土壤容重和含水率測定結果分析

采用環刀在每個行程沿機具前進方向等距選3點取樣，為保證數據的準確性在測量點和其左右10 cm處，共取樣3點，用其平均值表示該點數值。土壤容重和含水率測定結果如表5所示。由表5可知，作業前10～20 cm存在一層犁地層，容重為1.57 g/cm。作業后犁底層消失，各層容重均有下降，其中10～20 cm減少最顯著為0.22 g/cm；作業后0～10 cm的容重和含水率最低，可能是因為深松旋耕作業對表層土壤的擾動最大，表層土壤松軟從而更易跑墑，造成土壤容重和含水率最低。

表5 作業前后土壤容重和含水率

3.2.3 深松、旋耕深度和穩定性測定結果分析

在每個行程的測試區，等距取10個點，測定深松深度，結果見表6；在每個行程隨機取3個點，每個點左右各測11個點，測定旋耕深度，結果見表7。由表6和表7可知，深松深度為37.73 cm，穩定系數為94.92%；整地深度為15.67 cm，穩定系數為92.50%，地表平整度為1.17 cm，各項指標均滿足作業質量標準要求[14]。

表6 深松深度和穩定性

表7 整地深度和穩定性

3.2.4 植被覆蓋率和碎土率測定結果分析

旋耕可將雜草和秸稈與土壤混合，但在作業過程中會有少量雜草和秸稈未被土壤完全掩埋裸露在地面。較高的植被覆蓋，影響播種機的作業性能，從而影響播種質量。故在每個行程測試區，隨機取1個點，測定1 000 mm′1 000 mm（長′寬）地表內的耕前和耕后的植被質量，耕前和耕后的植被質量差值與耕前植被質量的比值則為該測試點的植被覆蓋率，測試數據計算整理后見表8。由表8可知植被覆蓋率為93.36%；同樣在每個行程隨機取1個點，稱量500 mm′500 mm′100 mm（長′寬′高）耕層內邊長小于4 cm土塊質量和土壤總質量，兩者的比值則為該測試點的碎土率。為研究籠狀碎土輥的碎土效果，拆除機具尾部的籠狀碎土輥，以安裝普通齒狀碎土輥作為對照，分析了籠狀碎土棍的碎土效果。結果見表9，加裝籠狀碎土輥碎土率為84.18%，而加裝普通齒狀碎土輥碎土率為71.41%，結果表明，籠狀碎土輥可有效提高土壤的破碎效果，碎土率提高了12.77個百分點；同時籠狀碎土輥在整個試驗過程中沒出現土壤粘附和擁堵現象，表明籠狀碎土輥滿足設計要求。

表9 碎土率

4 結論與討論

1）為實現深松和旋耕2種耕作模式結合，降低深松阻力和提高碎土質量，設計一種深松、旋耕、碎土聯合整地作業機。并對深松和碎土2大部件進行了優化設計，設計了入土角可控的自激振動深松鏟和具有二次碎土功能的籠狀碎土輥。

2）對自激振動深松鏟進行了土槽試驗，試驗結果表明：自激振明自激振動深松鏟減阻效果明顯，平均減阻9.22%；土壤蓬松度為26.16%，土壤擾動系數為77.21%，性能較好。

3）對深松旋耕碎土聯合整地機進行了田間試驗，試驗結果表明：作業能有效的改善土壤的耕層結構，降低土壤容重；深松深度穩定系數為94.92%，整地深度穩定系數為92.50%，地表平整度為1.17 cm，植被覆蓋率為93.36%；加裝普通齒狀碎土輥的碎土率為71.41%，而加裝籠狀碎土輥機具的碎土率為84.18%，表明籠狀碎土輥可有效提高土壤的破碎效果；綜上，整機的各項參數均滿足作業質量標準要求。

本文對深松旋耕整地機的深松部件和碎土部件進行了相應設計，并通過試驗分析了深松部件的減阻效果和碎土部件的碎土效果及整機作業性能。因現有的深松旋耕整地機種類繁多，同一機具在不同工況條件下的作業性能參數可能不同，故該文未做對比研究，后續可根據實際情況進一步同其他類型的深松旋耕聯合作業機械在相同工況條件下進行作業性能對比探討。

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Design and test of soil preparation machine combined subsoiling, rotary tillage and soil breaking

Zhao Jianguo, Wang An, Ma Yuejin, Li Jianchang, Hao Jianjun, Nie Qingliang, Long Sifang, Yang Qiangfeng

(071001,)

In order to reduce tillage resistance, ameliorate the soil layer structure and improve soil breaking rate of soil crushing roller, a combined tillage machine which has function of subsoiling, rotary tillage and soil breaking was designed in this paper. The machine mainly consists of a fixed mount to connect the subsoiler, rotary and soil crushing roller with the machine frame, the self-excited vibration subsoiler breaks the bottom of theplow pan, the rotary tiller flattens the soil and further shreds the soil, the soil crushing roller further breaks the soil thus creating a seedbed suitable for plant growth. 2 major components of machine are optimized to solve the problem of large tillage resistance and poor soil breaking effect. Firstly, the self-excited vibration subsoiler with controllable penetration angle was designed, which can avoid the problem of poor drag reduction effect and stability of tillage depth when the penetration angle of subsoiler is too large. The subsoiler produces a vibration to loosen the soil to achieve the purpose of drag reduction because of resistance changes in soil operation. In addition, the penetration angle of subsoiler is controlled to a range to maintain the stability of subsoiling depth. To ensure the compression spring can not be tilted during the subsoiling operation, and considering the problem of large load and limited installation space, the combination spring is selected as the self-excited vibration spring. Through the kinematics and mechanical model of self-excited vibration subsoiler, the deflection is 15 mm and the minimum and maximum loads are 7 500 and 15 000 N respectively, then the parameters of the combined spring was determined.Secondly, in order to realize the secondary soil-broken function, a caged soil crushing roller was designed by staggered welding of rhombic soil-broken teeth on a cylindrical drum with clearance. The soil is first broken by the outside teeth of soil-brokentooth, and the large soil will enter the cylindrical drum inside through the gap and will broken under the action of inside teeth, which can’t adhere to the cylindrical drum. The caged soil crushing roller diameter and thickness of soil-broken teeth is calculated according to the design formula of the disc harrow. To study the drag reduction effect and tillage quality of self-excited vibration subsoiler, the experiment in the soil bin is carried out, and the field experiment of operation performance of the machine is carried out. The soil bin experiment results showed that the self-excited vibration subsoiler has obvious effect on drag reduction, and the average drag reduction is 9.22%, and the soil fluffy degree and disturbance coefficient is 26.16% and 77.21% respectively. The field experiment results showed that the stability coefficient of subsoiling depth, stability coefficient of depth of soil preparation, surface flatness, vegetation coverage and soil breaking rate is 94.92%, 92.50%, 1.17cm, 93.36% and 84.18% respectively. The soil breaking rate of ordinary soil crushing roller is 71.41%, which indicates that the caged soil crushing roller can effectively improve the soil breaking effect. Moreover, the caged soil crushing roller did not appear soil adhesion and congestion during the test. All parameters meet the requirements of the work quality standards. Therefore, the machine has obvious effect of reducing resistance and quality of the soil preparation.This study can provide a theoretical reference for further research of combined tillage machine of subsoiling and rotary.

agricultural machinery; design; subsoiling; rotary tillage; caged soil crushing roller; self-excited vibration

2019-01-10

2019-03-07

國家“十三五”科技支撐重大項目糧食豐產增效科技創新（2017YFD0300907）

趙建國，副教授，博士，主要從事耕整地機械裝備設計及農機部件延壽方面的研究。Email：zjg790710@126.com

10.11975/j.issn.1002-6819.2019.08.006

S222.4

A

1002-6819(2019)-08-0046-09

趙建國，王 安，馬躍進，李建昌，郝建軍，聶慶亮，龍思放，楊前鋒. 深松旋耕碎土聯合整地機設計與試驗[J]. 農業工程學報，2019，35(8)：46－54. doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2019.08.006 http://www.tcsae.org

Zhao Jianguo, Wang An, Ma Yuejin, Li Jianchang, Hao Jianjun, Nie Qingliang, Long Sifang, Yang Qiangfeng. Design and test of soil preparation machine combined subsoiling, rotary tillage and soil breaking[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2019, 35(8): 46－54. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2019.08.006 http://www.tcsae.org