液壓強迫式振動深松單體設計與試驗

李明軍 于家川 王仁兵 邵蓉蓉 董 敏 張愛民

(濱州市農業機械化科學研究所，山東 濱州 256600)

深松作業是實施農業保護性耕作的關鍵技術。深松作業能夠破壞犁底層，改善土壤耕層結構，增強土壤蓄水保墑、抗旱排澇能力，全面提升耕地質量，提高農業綜合生產能力[1-3]。目前，在深松作業過程中普遍存在著牽引阻力較大的問題，嚴重制約著深松作業在農業生產中的推廣應用[4]。

長期以來，國內外針對深松減阻技術進行了廣泛深入的研究?，F階段，主要的深松減阻技術有振動減阻、仿生減阻、電滲減阻、流體潤滑減阻、磁化減阻等[5-6]。研究表明，在各種深松減阻技術中，振動減阻技術的效果最為明顯[7-8]。按照振動原理的不同，振動式深松機可分為機械強迫式振動深松機和自激式振動深松機2種類型。機械強迫式振動深松機因振動部件需拖拉機動力輸出軸帶動，雖能減小牽引阻力，但存在著傳動復雜等問題；自激式振動深松機存在著穩定性差、減阻效果不明顯等問題[9-10]。

針對上述問題，本研究擬設計一種液壓強迫式振動深松單體，將液壓振動技術應用于深松機械，降低深松作業時的牽引阻力，以期為今后深松機械的研究提供參考。

1 整體結構與作業過程

1.1 整體結構及液壓振動系統原理

液壓強迫式振動深松單體采用懸掛式結構，主要由機械部分和液壓振動系統組成(圖1)。機械部分主要包括機架、深松鏟、變速箱、聯軸器等部件；液壓振動系統主要包括液壓油箱、液壓閥組、液壓振動器、振動油缸、液壓泵、液壓油管等部件。液壓強迫式振動深松單體液壓振動系統工作原理見圖2。

1.液壓油箱；2.變速箱；3.聯軸器；4.機架；5.液壓閥組；6.液壓泵；7.液壓振動器；8.深松鏟；9.振動油缸 1.Hydraulic tank； 2.Gearbox； 3.Coupling； 4.Frame； 5.Hydraulic valve group； 6.Hydraulic pump； 7.Hydraulic vibrator； 8.Subsoiling shovel； 9.Vibration oil cylinder
圖1 液壓強迫式振動深松單體結構簡圖
Fig.1 Structural sketch of hydraulic forced vibration subsoiling monomer

1.液壓油箱；2.過濾器；3.截止閥；4.液壓泵；5.電磁溢流閥；6.疊加式單向節流閥；7.電磁換向閥；8.液壓振動器；9.振動油缸；10.冷卻器 1.Hydraulic tank； 2.Filter； 3.Globe valve； 4.Hydraulic pump； 5.Electromagnetic relief valve； 6.Superimposed one-way throttle valve； 7.Electromagnetic reversing valve； 8.Hydraulic vibrator； 9.Vibrating cylinder； 10.Cooler
圖2 液壓振動系統原理圖
Fig.2 Schematic diagram of hydraulic vibration system

1.2 作業過程

液壓強迫式振動深松單體將液壓振動技術應用于深松機械，采用三點懸掛方式與拖拉機掛接。拖拉機動力輸出軸通過萬向節與變速箱連接，帶動液壓泵運轉，為液壓振動系統提供動力。液壓振動系統由液壓振動器提供振動源，并將產生的振動作用于振動油缸，能夠使振動油缸的活塞桿產生快速的后退-前進振動，振動油缸活塞桿的后退-前進振動使得深松鏟繞其前端進行擺動，進而使深松鏟鏟尖產生快速振動，從而達到振動深松的效果。

2 關鍵部件的選型與理論分析

2.1 深松鏟選型

本深松單體選用雙翼鑿形組合式深松鏟(圖3)，該深松鏟主要由鏟柄護板、鏟柄、翼鏟、鑿形主鏟、碎土板、碎土刀組成，在深松作業時可有效避免土層的翻轉，增加土壤擾動，實現表層全松，底層間隔松，使土壤得到高效的松碎。該深松鏟主要結構參數如下：深松鏟總高度h1=862 mm、鏟翼安裝高度h2=84 mm、碎土板高度h3=52 mm、碎土刀高度h4=60 mm、鏟翼寬度b1=310 mm、深松鏟長度b2=750 mm、鏟尖寬度b3=85 mm、碎土板寬度b4=8 mm、鏟尖長度n=145 mm、深松鏟入土角γ=23 °、鏟翼入土角δ=170 °。

1.鏟柄護板；2.鏟柄；3.翼鏟；4.鑿形主鏟；5.碎土板；6.碎土刀 1.Shovel shank guard plate； 2.Shovel shank； 3.Wing shovel； 4.Chisel main shovel；5.Soil crushing plate； 6. Soil crushing knifeh1為深松鏟總高度，mm；h2為鏟翼安裝高度，mm；h3為碎土板高度，mm；h4為碎土刀高度，mm；b1為鏟翼寬度，mm；b2為深松鏟長度，mm；b3為鏟尖寬度，mm；b4為碎土板寬度，mm；n為鏟尖長度，mm；γ為深松鏟入土角，(°)；δ為鏟翼入土角，(°)。h1is the total height of the subsoiling shovel，mm；h2is the installation height of the spade wing，mm；h3is the height of the crushing board，mm；h4is the height of the soil cutter，mm；b1is the width of the spade wing，mm；b2is the length of the subsoiling shovel，mm；b3is the width of the shovel tip，mm；b4is the width of the crushing board，mm；nis the length of the shovel tip，mm；γis the penetration angle of the deep loosening shovel， (°)；δis the penetration angle of the spade wing， (°)。
圖3 雙翼鑿形組合式深松鏟結構簡圖
Fig.3 Structural sketch of double-wing chisel combined subsoiling shovel

2.2 液壓振動器的選型

液壓振動器是液壓振動系統的振動源，可以將產生的振動作用于振動油缸，是液壓強迫式振動深松單體最關鍵的工作部件。本深松單體選用芬蘭丹納森公司生產的液壓振動器，型號為HVB 350/9-40，技術參數見表1。

表1 HVB 350/9-40型液壓振動器技術參數Table 1 Technical parameters of HVB 350/9-40 hydraulic vibrator

2.3 振動油缸的選型與參數分析

振動油缸是液壓振動系統的振動執行元件，振動油缸選型的主要依據是其缸筒內徑和行程[11]。

2.3.1振動油缸缸筒內徑的確定

對深松鏟進行力學分析，從而確定振動油缸的缸筒內徑。將深松鏟簡化為二維平面模型，以O點為原點，建立直角坐標系XOY，對深松鏟進行受力分析。在振動深松作業過程中，深松鏟受到的作用力主要有：深松鏟自身重力G、振動油缸對深松鏟的推力Ft、土壤阻力Fz以及深松鏟在O點受到的水平作用力FOX和豎直作用力FOY。其中，土壤阻力Fz為等效作用力，主要由深松鏟對土壤進行提升、剪切過程中產生的反作用力、底部土壤對深松鏟的支持力以及土壤對深松鏟的摩擦力等效而來，受力分析見圖4。

Ft為振動油缸對深松鏟的推力，N；Fz為土壤阻力，N；G為深松鏟重力，N；FOX、FOY為深松鏟在O點受到的水平作用力與豎直作用力，N；H為深松鏟鏟尖距O點的垂直距離，mm；h為深松鏟鏟尖與Fz等效作用點的垂直距離，mm；l1為O點與B點的距離，mm；l2為深松鏟質心C與O點的水平距離，mm；α為BA方向與BO方向的夾角，(°)；β為AB方向與水平方向的夾角，(°)。Ftis the thrust of vibration cylinder to deep loosening shovel， N；Fzis soil resistance， N；Gis gravity of Subsoiling shovel， N；FOXandFOYare the horizontal and vertical forces on the Subsoiling shovel atOpoint， N；His the vertical distance between the tip of the Subsoiling shovel and theOpoint， mm；his the vertical distance between the tip of the Subsoiling shovel and the equivalent point of action ofFz， mm；l1is the distance betweenOpoint andBpoint， mm；l2is the horizontal distance between the center of massCandOof the subsoil shovel，mm；αis the angle betweenBAdirection andBOdirection， (°)；βis the angle betweenABdirection and horizontal direction， (°)。
圖4 深松鏟受力分析
Fig.4 Force analysis of subsoiling shovel

圖4中各力之間應滿足以下關系：

∑MO(F)=0

(1)

即

Ftl1sinα+Gl2-Fz(H-h)=0

(2)

整理得：

(3)

式中：Ft為振動油缸對深松鏟的推力，N；Fz為土壤阻力，N；G為深松鏟重力，N；H為深松鏟鏟尖距O點的垂直距離，mm；h為深松鏟鏟尖與Fz等效作用點的垂直距離，mm；l1為O點與B點的距離，mm；l2為深松鏟質心C與O點的水平距離，mm；α為BA方向與BO方向的夾角，(°)。

土壤阻力的計算較為復雜，目前常用式(4)進行計算[12]：

Fz=Kab

(4)

式中：Fz為土壤阻力，N；a為深松深度，cm；b為擾動寬度，cm；K為土壤的比阻，N/cm2。K是一個綜合性系數，可根據土壤類型確定：輕型土壤(沙壤土)，K取值為2～3 N/cm2；一般土壤(壤土)，K=4～5 N/cm2；粘重土壤(粘土)，K=6～8 N/cm2；特別粘重土壤(重粘土)，K=9～15 N/cm2[13]。

為確保液壓強迫式振動深松單體能夠滿足各種復雜的土壤工況，在此次力學分析中，土壤的比阻K取最大值15 N/cm2；本深松單體所采用的雙翼鑿形組合式深松鏟深松深度最大可達到45 cm，故深松深度a取值為45 cm；經測量，由于翼鏟的存在，深松鏟的擾動寬度可達31 cm，故擾動寬度b取值為31 cm。將數值代入式(4)中，得到深松鏟所受土壤阻力Fz為20.93 kN。

式(3)中深松鏟的重力G可由稱重得出，深松鏟鏟尖距O點的垂直距離H、O點與B點的距離l1、深松鏟質心C與O點的水平距離l2、BA方向與BO方向的夾角α可由測量得出，其數值分別為G=620 kg；H=712 mm；l1=514 mm；l2=248 mm；α=30 °。深松鏟鏟尖與Fz等效作用點的垂直距離h的數值與Fz等效作用點所在的位置有關，現假定Fz等效作用點位于深松深度的中間位置，h取值為225 mm，將數值帶入式(3)中，得到振動油缸對深松鏟的推力Ft為39.05 kN，即振動油缸負載為39.05 kN。

振動油缸的缸筒內徑可根據負載大小和工作壓力進行計算[14]：

(5)

式中：D為振動油缸的缸筒內徑，m；F為振動油缸負載，N；p為工作壓力，Pa。農業機械液壓設備常用工作壓力為10～16 MPa[15]，本研究振動油缸的工作壓力p取值為16 MPa，將數值帶入式(5)中，得到振動油缸的缸筒內徑D=55.75 mm。根據GB/T 2348—2018《流體傳動系統及元件 缸徑及活塞桿直徑》[16]，將振動油缸的缸筒內徑圓整為標準值，標準值為63 mm。

2.3.2振動油缸行程的確定

振動油缸的行程，主要是根據實際工作需要的長度來確定[17]。本深松單體中振動油缸行程的確定可從2個方面考慮，一方面是振動油缸活塞桿的振動幅度，另一方面是所需油缸的實際長度，即圖4中A、B兩點的距離。

經測量，本深松單體在振動深松作業過程中，振動油缸活塞桿的振動幅度約為5 mm，振動幅度較小，因此活塞桿的振動幅度對振動油缸行程的確定影響較小，可忽略不計；A、B兩點的實際距離為513 mm，即油缸在縮回狀態下耳環距離應<513 mm，油缸在伸出狀態下耳環距離應>513 mm。經調查，市場上缸筒內徑為63 mm、行程為200 mm的液壓缸，在縮回狀態下耳環距離大多為470 mm，在伸出狀態下耳環距離大多為670 mm，符合要求，故振動油缸行程選定為200 mm。

綜上所述，所選振動油缸的缸筒內徑為63 mm，行程200 mm。

2.4 液壓泵的選型與參數分析

液壓泵的最大工作壓力和最大流量是選型的主要依據[18]。

2.4.1液壓泵的最大工作壓力

液壓泵的最大工作壓力Pp應滿足：

Pp≥P1+∑ΔP

(6)

式中：Pp為液壓泵最大工作壓力，MPa；P1為液壓執行元件最大工作壓力，MPa；∑ΔP為管路損失，MPa，按經驗數據取值為1 MPa。在液壓振動系統的各液壓元件中，液壓振動器的最大工作壓力為35 MPa，故P1取值為35 MPa，將數值帶入式(6)，得到液壓泵的最大工作壓力Pp=36 MPa。

2.4.2液壓泵的最大流量

液壓泵的最大流量Qp應滿足：

Qp≥K1∑qmax

(7)

式中：Qp為液壓泵最大流量，L/min；K1為系統泄漏系數，取值為1.2；∑qmax為液壓系統同時動作時的最大總流量。

在液壓強迫式振動深松單體作業時，液壓振動器與振動油缸同時工作，液壓振動器的流量為40 L/min；振動油缸的流量Q應滿足：

1)當活塞桿前進時

(8)

2)當活塞桿后退時

(9)

式中：Q為液壓缸的流量，m3/s；D為液壓缸的缸筒內徑，m；d為液壓缸的活塞桿直徑，m；L為動作距離，m；t為動作時間，s。

液壓缸的活塞桿直徑d可根據活塞桿受力狀況確定：p<5 MPa時，d取值(0.50～0.55)D；5 MPa≤p≤7 MPa時，d取值(0.60～0.70)D；p>7 MPa 時，d取值0.70D[17]。

本深松單體中振動油缸的工作壓力為16 MPa，故振動油缸的活塞桿直徑d取值0.7D，為44.1 mm，根據GB/T 2348—2018《流體傳動系統及元件 缸徑及活塞桿直徑》[16]，將振動油缸的活塞桿直徑圓整為標準值，標準值為45 mm。

經測量，在液壓強迫式振動深松單體作業時，振動油缸的振動幅度約為5 mm，振動頻率約為5 Hz，即一個振動周期為0.2 s，假設一個振動周期中活塞桿前進與后退所需的時間相同，那么1個振動周期中活塞桿前進和后退的時間都是0.1 s，故動作距離L=5 mm，動作時間t=0.1 s。將數值帶入式(8)和式(9)中，得到活塞桿前進時的流量為9.35 L/min，活塞桿后退時的流量為4.58 L/min。液壓系統同時動作時的最大總流量∑qmax為液壓振動器流量與振動油缸最大流量之和，值為49.35 L/min。

由液壓泵最大工作壓力和最大流量，同時考慮到受拖拉機動力輸出軸轉速以及變速箱速比的限制，液壓泵的最大工作轉速為1 500 r/min，那么液壓泵的排量應大于32.9 mL/r。參照液壓泵產品樣本參數信息，選取液壓泵型號為PV040L1L1T1NMMC的變量柱塞泵，最大工作壓力為42 MPa，理論排量為40 mL/r。

2.5 其他液壓元件選型

根據液壓振動系統工作原理圖，對液壓油箱、液壓閥等元件進行選型，選型元件的主要參數與型號見表2。

表2 其他液壓元件主要參數與型號Table 2 Main parameters and models of other hydraulic components

2.6 深松單體機架的模態分析

機架的具體結構根據農藝要求的幅寬以及各工作部件在機架上相互配置的位置關系確定。本深松單體機架主要由機架主體、上下懸掛、液壓油箱支撐架以及支撐板等部件組成(圖5)。

深松單體機架主要是用于安裝深松鏟、固定液壓元件以及傳遞動力。機架的模態特性對整個深松單體的動態性能具有重要影響，容易受到外部激勵頻率的影響而發生共振現象，為避免本研究設計的機架在工作時發生共振現象，現運用SolidWorks simulation模塊對機架進行模態分析，研究其固有頻率和振型。

1.機架主體；2.下懸掛；3.支撐板；4.上懸掛；5.液壓油箱支撐架 1.Main frame； 2.Lower suspension； 3.Support plate； 4.Upper suspension； 5.Support frame of hydraulic oil tank
圖5 深松單體機架結構簡圖
Fig.5 Structure diagram of subsoiling monomer frame

利用三維設計軟件對深松單體機架進行參數化建模，并對模型進行相應的簡化，忽略掉小孔、倒角和圓角等次要因素。機架的材質為Q235A，彈性模量為210 GPa，密度為7 850 kg/m3，泊松比為0.3。在自由狀態下進行模態分析，不考慮外部載荷，一般而言低階振動對結構的影響較高階振動大，本研究提取機架的前6階非零固有頻率和振型進行分析。深松單體機架的前6階非零固有頻率見表3，相應的振型圖見圖6。

表3 深松單體機架的前6階非零固有頻率Table 3 The first six non-zero natural frequencies of the subsoiling monomer frame

圖6 深松單體機架的前6階振型圖
Fig.6 The first six order mode shapes of the subsoiling monomer frame

對深松單體機架進行外部激勵頻率分析，使得機架的各階次固有頻率避開外部激勵頻率，從而避免共振現象的發生。液壓強迫式振動深松單體機架的外部激勵主要來自于路面、拖拉機發動機、液壓泵和液壓振動器等。各外部激勵頻率分析如下：

1)目前，在城市路面、鄉村土路及田地上，路面激勵頻率一般<3 Hz[19]。

2)拖拉機發動機的振動頻率計算公式[20]為：

發動機振動頻率=(發動機轉速× 發動機氣缸數×2)/(60×發動機沖程數)

本研究使用的拖拉機為福田雷沃歐豹820拖拉機，該拖拉機的發動機為四缸四沖程柴油機，正常工作轉速為700～1 500 r/min，計算得該拖拉機發動機的振動頻率為23～50 Hz。

3)液壓泵在深松單體工作時，其轉速最高可達1 500 r/min，激振頻率f=n/60，其中f為頻率，Hz；n為回轉部件轉速，r/min，得到液壓泵的激振頻率為25 Hz。

4)液壓振動器的輸出頻率為30 Hz。各外部激勵頻率與機架的前6階非零固有頻率對比分析可知，本研究設計的深松單體機架在工作時不會與外部激勵頻率發生共振現象。

3 田間試驗及結果分析

為驗證液壓強迫式振動深松單體設計的可行性與合理性，對深松單體進行了田間試驗，根據國家標準在試驗中選取土壤物理特性、深松深度、深松深度穩定性、土壤膨松度、土壤擾動系數、牽引阻力等作為評價因素，綜合評價液壓強迫式振動深松單體的作業性能與減阻效果。

3.1 試驗條件與設備

試驗條件：于2018年10月30日，在山東省濱州市濱城區農喜棉花專業合作社農田進行田間試驗(圖7)，試驗地總面積20 hm2，地勢平坦，坡度<5°，前茬作物為玉米，留茬平均高度為10 cm。土壤類型為輕粘土，年降水量450～686 mm。深松前土壤絕對含水率約15%，土壤容重約1.73 g/cm3，地表植被大多為玉米根茬和雜草。

試驗設備：試驗用拖拉機2臺，一臺為牽引機，另一臺為工作機，牽引機為約翰迪爾1204拖拉機，2輪驅動，工作機為福田雷沃歐豹820拖拉機，2輪驅動，動力輸出軸額定轉速為1 000 r/min。DHG-9030A型電熱恒溫鼓風干燥箱，上海一恒科學儀器有限公司生產；TYD-1型數顯式土壤硬度計，浙江拓普儀器有限公司生產；TD20002型電子天平，天津天馬衡基儀器有限公司生產；HF-20K型ALIYIQI艾力數顯式推拉力計，溫州一鼎儀器制造有限公司生產；液壓強迫式振動深松單體、土壤盒、取土環刀、牽引繩、牽引插銷、標桿、卷尺、耕深尺等。

圖7 液壓強迫式振動深松單體田間試驗
Fig.7 Field experiment of hydraulic forced vibration subsoiling monomer

3.2 試驗方法

根據GB/T 24675.2—2009《保護性耕作機械 深松機》[21]規定的試驗方法，將試驗農田劃分為3個小區，每個小區長為70 m，寬為作業幅寬10倍，并在小區兩端用標桿做好標記[21]。試驗分深松前、深松中、深松后3個環節進行，在深松前按照GB/T 5262—2008《農業機械試驗條件 測定方法的一般規定》[22]測定土壤絕對含水率、土壤堅實度、土壤容重等參數[21]，并畫出深松前地表曲線；深松過程中測定牽引阻力；深松后測定深松深度、土壤膨松度、土壤擾動系數等參數。

為保證試驗的可靠性和穩定性，在每個小區對深松單體進行多次隨機重復試驗，每個小區取中間30 m為有效行程。深松作業后，每個小區任取1個有效行程進行深松深度、土壤膨松度、土壤擾動系數等參數的測定。試驗時，拖拉機及深松單體相關參數設定如下：

1)深松深度測定試驗：福田雷沃歐豹820拖拉機擋位為慢2擋，動力輸出軸轉速為1 000 r/min，深松鏟入土角度為23°。

2)土壤膨松度及土壤擾動系數測定試驗：福田雷沃歐豹820拖拉機擋位為慢2擋，動力輸出軸轉速為1 000 r/min，深松鏟入土角度為23°。

3)牽引阻力測定試驗：福田雷沃歐豹820拖拉機擋位為空擋，約翰迪爾1204拖拉機擋位為B1擋，深松鏟入土角度為23 °，深松深度為40 cm，振動深松作業時福田雷沃歐豹820拖拉機動力輸出軸轉速為1 000 r/min，常規深松作業時福田雷沃歐豹820拖拉機動力輸出軸不轉動。

3.3 土壤物理特性測定及結果分析

深松作業是一種破壞土壤物理特性和地表狀況的土壤耕作過程，深松前后對土壤物理特性的測定，對研究深松減阻機理具有極其重要的意義[23]。土壤物理特性的測定采用五點取樣法確定測量區域內的取樣點位，每個取樣點位在土壤表層以下進行分層取樣，各層測定結果取算術平均值作為該測量區域的土壤物理特性。深松前后不同土層土壤物理特性測定結果見表4：深松后土壤各分層的物理特性數值均呈下降狀態，土壤堅實度平均降幅為96.63%，土壤容重平均降幅為17.61%，可達到疏松土壤，破壞犁底層，改善耕層結構的效果，土壤絕對含水率平均降幅為8.88%，其原因是深松后會出現跑墑現象，在深松作業后應注意蓄水保墑。

表4 深松前后不同土層土壤物理特性測定結果Table 4 Measurement results of soil physical properties of different soil layers before and after subsoiling

3.4 深松深度測定及深度穩定性分析

在測量區域內，對角線上取5點，用耕深尺或其他測量儀器進行測定。測定方法：平作地，測出深松溝底到地表面的垂直距離，即為深松深度；壟作地，則是深松溝底至某一水平基準線垂直距離，減去該點地表至水平基準線的垂直距離，即為深松深度，分別計算出每一行程的深松深度、標準差、變異系數和深度穩定性系數。深松后深松深度測定及深度穩定性分析結果見表5：液壓強迫式振動深松單體深松深度平均值為42.49 cm，標準差平均值為1.51 cm，變異系數平均值為3.56%，深度穩定性系數平均值為96.44%，滿足GB/T 24675.2—2009《保護性耕作機械 深松機》[21]規定的深松深度≥30 cm，深度穩定性系數≥85%的作業性能質量指標。

3.5 土壤膨松度和土壤擾動系數測定及結果分析

深松前，用耕層斷面測繪儀或自制測繪設備在垂直于機組前進方向畫出深松前地表線，深松后，在同一位置畫出深松后地表線和深松溝底線。求出深松前地表至理論深松溝底(深松鏟尖處形成的溝底線)的橫斷面積Aq和深松后地表至理論深松溝底的橫斷面積Ah，按式(10)計算出土壤膨松度P；測定完深松前地表線、深松后地表線和深松溝底線后，求出深松前地表至理論深松溝底的橫斷面積Aq和深松前地表至實際深松溝底的橫斷面積As，按式 (11)計算出土壤擾動系數y，每一行程測定1點。

(10)

(11)

式中：P為土壤膨松度，%；y為土壤擾動系數，%；Ah為深松后地表至理論深松溝底的橫斷面積，cm2；Aq為深松前地表至理論深松溝底的橫斷面積，cm2；As為深松前地表至實際深松溝底的橫斷面積，cm2。

液壓強迫式振動深松單體3個行程深松前后地表線和溝底線見圖8，形狀呈倒三角形，上層土壤擾動區域較寬，底層土壤擾動區域較窄，可大范圍疏松上層土壤，破壞犁底層，有利于土壤蓄水保墑和作物根系生長。

1.深松前地表線；2.深松后地表線；3.深松后溝底線；4.理論深松溝底線 1.Surface line before subsoiling； 2.Surface line after subsoiling； 3.Trench bottom line after subsoiling； 4.Theoretical trench bottom line after subsoiling
圖8 不同行程深松前后地表線和溝底線
Fig.8 Surface line and trench bottom line before and after subsoiling in different itinerary

利用Origin軟件中的積分功能計算出深松后地表至理論深松溝底的橫斷面積Ah、深松前地表至理論深松溝底的橫斷面積Aq、深松前地表至實際深松溝底的橫斷面積As，土壤膨松度和土壤擾動系數測定結果見表6?？芍?，液壓強迫式振動深松單體土壤膨松度平均值為20.29%，土壤擾動系數平均值為52.59%，滿足GB/T 24675.2—2009《保護性耕作機械 深松機》[21]規定的土壤膨松度≤40%，土壤擾動系數≥50%的作業性能質量指標。

3.6 牽引阻力測定及結果分析

在測定牽引阻力時，福田雷沃歐豹820拖拉機懸掛液壓強迫式振動深松單體，約翰迪爾1204拖拉機使用牽引繩牽引福田雷沃歐豹820拖拉機，HF-20K型ALIYIQI艾力數顯式推拉力計安裝在兩臺拖拉機之間，深松牽引阻力的大小即為深松時整個機組所受牽引阻力減去福田雷沃歐豹820拖拉機所受牽引阻力，并將常規深松作業所受牽引阻力作為對照試驗。

經測定，福田雷沃歐豹820拖拉機所受牽引阻力約為2.99 kN，振動深松與常規深松牽引阻力測定結果見表7。與常規深松作業相比，振動深松作業牽引阻力最小值降幅為63.76%，最大值降幅為15.08%，平均降幅為31.18%，減阻效果明顯。

表6 土壤膨松度和土壤擾動系數測定結果Table 6 Measurement results of soil bulkiness and soil disturbance coefficient

注：Ah為深松后地表至理論深松溝底的橫斷面積；Aq為深松前地表至理論深松溝底的橫斷面積；As為深松前地表至實際深松溝底的橫斷面積；P為土壤膨松度；y為土壤擾動系數。

Note：Ahis the cross sectional area of from the surface to theoretical subsoiling ditch bottom after subsoiling；Aqis the cross sectional area of from the surface to theoretical subsoiling ditch bottom before subsoiling；Asis the cross sectional area of from the surface to actual subsoiling ditch bottom before subsoiling；Pis soil bulkiness；yis soil disturbance coefficient。

表7 振動深松與常規深松牽引阻力測定結果Table 7 Test results of traction resistance of vibration subsoiling and conventional subsoiling

振動深松與常規深松牽引阻力的變化曲線見圖9。由于試驗田地表不平整、土壤力學性質不均

圖9 振動深松與常規深松牽引阻力變化曲線
Fig.9 Change curve of traction resistance of vibration subsoiling and conventional subsoiling

勻、拖拉機發動機振動等原因，使得牽引阻力的變化曲線呈現出無規律的上下浮動，總體而言，振動深松時的牽引阻力要小于常規深松時的牽引阻力。

4 結 論

1)針對目前深松作業過程中牽引阻力較大的問題，本研究將液壓振動技術應用于深松機械，設計了一種液壓強迫式振動深松單體，對深松單體的關鍵部件進行選型與參數分析，并運用SolidWorks simulation模塊對深松單體機架進行模態分析，結果表明：本研究設計的深松單體機架在工作時不會與外部激勵頻率發生共振現象。

2)為驗證液壓強迫式振動深松單體設計的可行性與合理性，對液壓強迫式振動深松單體進行了田間試驗，結果表明：深松后，土壤絕對含水率、土壤堅實度、土壤容重均呈下降狀態；深松深度平均值為42.49 cm，標準差平均值1.51 cm，變異系數平均值3.56%，深度穩定性系數平均值96.44%，土壤膨松度平均值20.29%，土壤擾動系數平均值52.59%，滿足GB/T 24675.2—2009《保護性耕作機械 深松機》[21]規定的作業性能質量指標。

3)為驗證液壓強迫式振動深松單體的減阻效果，與常規深松作業進行對照試驗,結果表明，液壓強迫式振動深松單體牽引阻力平均降幅為31.18%，減阻效果明顯。