水稻秸稈激蕩滑切與撕裂兩級切割粉碎裝置設計與試驗

王 將 王曉燕 李洪文 何 進 盧彩云 劉 迪

(1.中國農業大學工學院， 北京 100083； 2.中國農業大學現代農業裝備優化設計北京市重點實驗室， 北京 100083)

0 引言

秸稈還田可有效提高土壤有機質和保水能力，改良土壤結構，提升土壤肥力[1-3]。在我國東北稻區實施秸稈還田可以促進黑土地可持續發展，減緩生態功能退化，對于恢復提升黑土地耕地地力、夯實國家糧食安全基礎，具有重要意義。但東北地區冬季封凍期長，土壤積溫低，加上目前東北稻區秸稈仍存在粉碎不充分的問題，嚴重制約秸稈還田的實施和效果[4]。因此，解決東北稻區秸稈粉碎問題對秸稈全量還田技術在該地區的推廣具有重要意義。

聯合收獲機裝配的秸稈粉碎裝置較拖拉機配套的秸稈粉碎機[5-10]，具有作業效率高、作業成本較低的特點，在應用中具有廣泛前景。現有研究中，文獻[11]針對全喂入聯合收獲機存在脫粒后排出的秸稈長，不利于溝埋還田利用的問題，設計了碎草型脫粒分離機構，試驗秸稈粉碎長度小于200 mm，入溝率不小于90%。針對配套全喂入式聯合收獲機的秸稈粉碎機具缺乏的現狀，文獻[12]設計了一款適合于全喂入聯合收獲機的雙軸式秸稈粉碎機，田間粉碎小麥秸稈試驗表明，雙軸式秸稈粉碎機性能良好。現有聯合收獲機裝配的秸稈粉碎機當中，半喂入式聯合收獲機采用雙軸鋸齒圓盤粉碎裝置，轉速較低，性能可靠，對秸稈粉碎效果好，但收獲效率低和單機價格高、適用范圍有限。全喂入式聯合收獲機裝配動定刀式秸稈粉碎裝置，動定刀多采用光刃刀片，粉碎小麥、玉米秸稈和含水率高的水稻秸稈時效果較好。但東北地區水稻秸稈產出量高，且大面積收獲時秸稈含水率低導致秸稈支撐力差，韌性強[13]，且秸稈經脫粒滾筒揉搓、擠壓后，秸稈變軟、柔韌性增強，現有粉碎機構粉碎時會出現秸稈隨動刀拖拽現象和粉碎不充分造成的成堆現象。由于排出秸稈雜亂無序、秸稈量大，較難借用半喂入式切割模式改進。同時，秸稈量大也體現出現有粉碎裝置拋撒動力不足問題，導致粉碎后秸稈拋撒幅寬較小，與收獲幅寬不匹配，因此，合理提高粉碎裝置拋撒幅寬也是需要解決的問題。

本文在研究東北稻區秸稈全量還田條件下粉碎效果的基礎上，結合上述問題，以該區域廣泛使用的約翰迪爾C120/100型聯合收獲機為研究對象，結合原裝粉碎裝置結構特點，針對水稻秸稈粉碎難題，對粉碎刀片和粉碎方式進行改進。設計滑切和撕裂二級切割水稻秸稈粉碎裝置，通過理論分析確定工作部件主要參數，探討秸稈在動定刀切斷和撕裂過程中的受力和原理，并在此基礎上進行水稻收獲田間單因素和正交試驗。

1 東北稻區秸稈全量還田粉碎效果技術要求

秸稈粉碎效果是機械化秸稈全量還田的重要指標，會影響后續生產環節的作業質量。尤其在特殊氣候的東北稻區，合適的秸稈粉碎效果可以提高秸稈還田質量，促進秸稈腐解，從而提高還田效果。

東北地區水稻大面積收獲在9月末到10月中旬之間，氣溫低，水稻秸稈含水量低(30%左右)，同時土壤黏重，如何更好地將秸稈切碎并均勻拋撒，促進秸稈腐解是該區域需解決的問題[13]。經實地調研發現，在現有耕作機具下秸稈粉碎長度是影響秸稈還田效果的主要因素。粉碎過長會造成秸稈掩埋不實現象，導致還田后只有部分秸稈埋入土壤；秸稈太短增加機具能耗且造成春季泡田時秸稈漂浮，影響后續插秧作業，如圖1所示。通過田間觀測得出秸稈粉碎長度不宜大于5 cm。國家標準GB/T 24675.6—2009《保護性耕作機械 秸稈粉碎還田機》中要求水稻秸稈粉碎長度不大于15 cm[14]；農業機械化管理司最新提出的《主要農作物秸稈機械化還田技術模式》中要求東北稻區秸稈還田粉碎長度需小于10 cm[15]，文獻[16]建立了東北稻區秸稈粉碎還田離散元仿真模型和秸稈粉碎長度與翻埋效果的回歸模型，最終得出秸稈粉碎長度為6.5～10 cm。本文結合實際觀測和已有標準研究，在我國東北稻區實施秸稈全量還田，為了達到更好的秸稈還田效果，水稻秸稈粉碎后長度應該集中在5～10 cm。

在低積溫地區實施秸稈還田，為了提高秸稈還田后的腐解效率，應增加秸稈粉碎后的表面積[17]。增大表面積可以提高秸稈與腐解相關的微生物的接觸，加速相關腐解反應的進行[18]。粉碎過程中增加撕裂破壞，可使作業后秸稈更加細碎，撕裂狀態下的秸稈比表面積更大，有利于秸稈腐解。 因此，結合上文，在東北稻區實施秸稈還田，秸稈粉碎后長度5～10 cm且縱向有撕裂破壞，可以在滿足農藝要求的同時達到更好的還田效果。

2 整體結構與工作原理

2.1 整體結構

針對東北稻區秸稈特點，為使作業后的秸稈達到相應的粉碎效果，設計了激蕩滑切與撕裂兩級切割粉碎裝置，該裝置由動刀組合、粉碎刀輥、機體外殼、激蕩滑切定刀、撕裂定刀、拋撒裝置、帶輪等組成，其結構如圖2a所示。主要參數如表1所示。動刀組合由2把鋸齒動刀刀片和連接在動刀兩側的風力葉片組成，結構如圖2b所示。

表1 改進后秸稈粉碎裝置主要參數Tab.1 Main parameters of improved straw crushing device

2.2 激蕩滑切和撕裂秸稈原理

東北地區水稻在收獲時，秸稈的剛度比較小，特別是經過脫粒滾筒揉搓后，其支撐特性進一步降低，導致在切割過程中秸稈易發生彎折，并隨動刀從動，產生拖拽現象，不能完成有效切割。

在粉碎刀刃上設計多個刀齒，可以在粉碎作業時提高秸稈切削破損效果[19]，且切割的秸稈在多個刀齒間滑動，不斷變化其位置可以強化秸稈激振破損效果，從而獲得更大的切割慣性力[20]，使秸稈在有效滑切距離內提高切斷效果，其激蕩滑切階段如圖3a所示。同時，粉碎后秸稈比表面積需增大以增加與土壤接觸面積進而加快秸稈還田后腐解速度[21]。因此，秸稈經激蕩滑切后設計第二級粉碎，對秸稈進行“刺穿”、“撕扯斷裂”縱向破壞，其撕裂階段如圖3b所示。

2.3 裝置工作過程

秸稈粉碎裝置通過機體側板與收獲機連接，并通過帶傳動與聯合收獲機實現動力傳遞。工作時，粉碎刀輥帶動動刀高速逆時針轉動，通過與激蕩滑切定刀、撕裂定刀配合完成對水稻秸稈切割。如圖4所示，根據水稻秸稈形態和位置，將裝置劃分為Ⅰ(秸稈喂入加速階段)、Ⅱ(激蕩滑切階段)、Ⅲ(撕裂階段)、Ⅳ(秸稈拋出階段)、Ⅴ(空轉階段)共5個區域。秸稈經收獲機縱軸流滾筒揉搓后落至接草板，并滑落至Ⅰ區，此時與高速旋轉的鋸齒動刀開始接觸，秸稈在鋸齒動刀慣性沖擊下發生形變，并在刀片攜帶和機體下殼板導流作用下完成秸稈喂入加速過程；隨著鋸齒動刀轉動，秸稈進入Ⅱ區，開始與激蕩滑切定刀接觸，在沖擊作用下開始秸稈滑切粉碎過程；隨后經第1次粉碎后的秸稈在粉碎腔內繼續運動，進入Ⅲ區，并開始與撕裂定刀接觸，在動定刀的配合下開始秸稈撕裂粉碎過程，最終完成秸稈的第2次粉碎；隨后，秸稈隨動刀繼續轉動進入Ⅳ區，完成對其拋撒過程；秸稈脫離動刀拋出腔室后，動刀進入Ⅴ區空轉階段，準備下一次的粉碎過程。經粉碎后的秸稈在慣性力和氣流場作用下具有足夠動能，并在拋撒器導流作用下均勻拋撒至田間。

3 關鍵部件設計與參數確定

3.1 激蕩滑切結構設計與參數確定

3.1.1刀體基本尺寸

鋸齒動刀刀片采用直線式刀型，結構如圖5所示。圖中，D1為刀片寬度，mm；θ1為動刀開刃角，(°)；L1為動刀長度，mm；d1為鋸齒間隙，mm；l1為刀刃有效長度，mm；d2為梯形刀齒刃部長度，mm；α1為動刀鋸齒楔角。根據與收獲機裝配空間需要，設計動刀長度L1為170 mm。在保證粉碎動刀強度的前提下，刀片厚度應為5～10 mm之間[22]，有研究表明為保證高產作物秸稈粉碎質量，動刀片厚度應盡量小[23]，因此厚度設計為5 mm。動刀刀片寬度過大，刀片粉碎阻力過大，而寬度過小會導致刀片質量過小達不到理想的粉碎效果[24]，因此刀片寬度D1設計為50 mm。動刀刀片兩側開刃，開刃角θ1為30°，該角度能夠在保持剪切力的情況下減少對刀片的磨損。材質采用65Mn鋼，刃口淬火處理，刀刃有效長度l1為100 mm。經實際測量東北稻區常見水稻品種(龍粳31、墾稻32、龍稻18、三江6號)的秸稈直徑為2.8～4.5 mm，多集中在3.5～4.0 mm之間。在粉碎秸稈時，為使動刀刀片達到對秸稈的抓取和鉗住作用，鋸齒長度間隙應大于秸稈直徑，因此本文設計鋸齒間隙d1為4.5 mm。在Ⅰ區為增加粉碎動刀對秸稈的沖擊，采用直角梯形刀齒，其中梯形刀齒刃部長度d2為4.5 mm。為避免作業時刀刃應力集中，在鋸齒根部有圓弧過渡，為增加鋸齒鋒利效果和自磨特性，采用A-B面不等深斜齒加工[25]。為配合粉碎動刀進行水稻秸稈的粉碎作業，激蕩滑切定刀也采用直線刀型結構，結構如圖6所示。圖中，D2為刀片寬度，mm；θ2為激蕩滑切定刀開刃角，(°)；L2為動刀長度，mm；h為定刀鋸齒高，mm；l2為刀刃有效長度，mm；α2為定刀鋸齒楔角；刀片長度L2為190 mm，寬度D2為45 mm，為了切割效果更好，定刀厚度更薄，為3 mm，刀片兩側開刃，刀刃有效長度l2為130 mm，開刃角θ2為30°，材料為65Mn鋼，鋸齒為直角齒，同樣采用不等深斜齒加工。

3.1.2激蕩滑切動力學分析

如圖3a所示，水稻秸稈在動刀和激蕩滑切定刀的作用下進行切割，剛接觸時秸稈發生塑性變形，隨著動刀的轉動，秸稈受到彎曲和剪切變形，并在定刀鋸齒間開始激蕩滑動，直至水稻秸稈被切斷。秸稈的動定刀齒激蕩滑切受力示意圖如圖7所示，此處忽略氣流的影響，沿水平和豎直方向分別建立X、Y軸，以更好地確定各角度關系。根據秸稈受力情況，沿滑切定刀鋸齒刃和其垂直方向的動力學平衡公式可表示為

(1)

其中f1=μ1N1f2=μ2N2Fe=mω2R

式中μ1——滑切定刀與秸稈之間的摩擦因數

μ2——動刀與秸稈之間的摩擦因數

R——粉碎刀回轉半徑，mm

ω——粉碎刀角速度，rad/s

m——秸稈質量，kg

g——重力加速度，取9.8 m/s2

f1、f2——秸稈M與激蕩定刀及動刀切割刃的摩擦力，N

N1、N2——秸稈M受到激蕩定刀和動刀切割刃法線方向壓力，N

Fe——秸稈離心力，N

a——秸稈瞬時加速度，m/s2

設A=α2-α1，并對式(1)進行求解可得

(2)

激蕩滑切過程中秸稈的受力直接影響其粉碎效果。由式(2)可知，秸稈受力主要與μ1、μ2、ω、α2-α1相關。當粉碎動定刀材料和作業對象確定后，摩擦因數μ1、μ2為定值，因此，ω、α2-α1是影響水稻秸稈激蕩滑切粉碎效果的主要因素。ω主要與粉碎刀軸的轉速有關，當轉速增大時，動刀和激蕩滑切定刀對秸稈的支撐力都隨之增大。α2-α1是動刀鋸齒楔角與激蕩滑切定刀楔角的差值，由式(2)可知，為獲得足夠大切削力其值不宜過大。

3.1.3激蕩滑切條件

秸稈要在定刀不同刀齒間完成激蕩滑動切割，首先要保證定刀鋸齒間隙有一定空間行程容納動刀攜帶的秸稈流。當秸稈被動定刀鋸齒支撐切割時，也要確定動定刀鋸齒刀刃楔角關系，才能保證秸稈的運動與切割。

定刀相鄰刀齒空間的確定與動刀攜帶的秸稈流厚度相關。設計的鋸齒刀刃高度要大于容納粉碎動刀攜帶并壓縮的秸稈厚度。在東北稻區，約翰迪爾C100/C120型聯合收獲機收獲水稻作業時，秸稈流入粉碎裝置時秸稈厚度δ假設恒定，并可求得

(3)

式中Q——收獲機割臺喂入速度，kg/s

k——東北地區水稻草谷比

ρ——秸稈密度，g/cm3

ξ——秸稈壓縮體積系數比，取0.05[27]

b——接草板喂入粉碎裝置的寬度，mm

s——單位時間內秸稈流在接草板發生的位移，mm

秸稈從滾筒脫出示意圖如圖8所示。根據動能守恒定律，單位時間內秸稈流從滾筒脫出口到喂入粉碎裝置前應滿足

(4)

其中

f=μδgcosβ

(5)

式中V0——秸稈從滾筒脫出時豎直方向瞬時速度，m/s

V1——秸稈在接草板底端時的速度，m/s

H——滾筒中線到接草板低端垂直距離，mm

F——秸稈流所受的空氣阻力，N

β——接草板板面與水平面之間夾角，(°)

L——秸稈流在接草板上的滑行距離，mm

μ——水稻秸稈(收獲期)與接草板之間的摩擦因數

因秸稈體積質量較大，下降過程中迎風面大，所以空氣阻力不可忽略，假設單位時間內秸稈流所受空氣阻力為其質量的1/2,將式(5)代入式(4)，并約去兩端δ得

(6)

水稻秸稈從滾筒的最高點脫出，此時秸稈運動方向沿水平方向，豎直方向速度為零，經測量，H為890 mm，β為30°，經觀察測量秸稈流與接草板初始接觸點位置到接草板底端距離L為420 mm, 水稻秸稈(收獲期)與接草板之間的摩擦因數μ為0.71[27]。將其代入式(6)求得V1，為1.95 m/s。因此秸稈流在喂入粉碎裝置前單位時間內發生的位移s確定為1 950 mm。參考出廠數據，收獲機割臺喂入速度Q為8 kg/s；東北地區水稻草谷比k為1.03[26]；參照相關文獻秸稈密度ρ為0.7～0.9 g/cm3[27]；秸稈壓縮體積系數比ξ為0.05[27]；接草板喂入粉碎裝置寬度b為1 060 mm。將參數代入式(3)，求得秸稈流入粉碎裝置時秸稈厚度δ為5.6～7.2 mm。

為了達到可容納秸稈流效果，并考慮到動刀攜帶秸稈流時因沖擊造成的較大秸稈壓縮，確定激蕩滑切定刀刀齒高度h2為5.0 mm。

動刀和激蕩滑切定刀鋸齒楔角設計決定秸稈能否順利挾持和激蕩滑切，動刀楔角太大不利于鉗住秸稈，容易出現滑刀現象，太小不利于秸稈的最后拋出；滑切定刀鋸齒楔角太小秸稈不能滑動完成激蕩，太大秸稈不宜切斷，切割效果不好。在切割秸稈時，為了保證秸稈在激蕩定刀刀刃滑動，秸稈沿定刀刀齒方向要有正向合力，結合式(1)分析，秸稈在切割時沿激蕩定刀刀齒方向受力可表示為

sin(α2-α1)(f2+N2)-
(f1+mgcosα2+Fesinα2)=ma

(7)

為了滿足式(7)中關系，sin(α2-α1)>0必成立，根據正弦函數可知，α2-α1>0成立。由此可知，秸稈要在激蕩定刀切割刃完成激蕩切割，激蕩滑切定刀刀刃楔角應大于動刀刀刃楔角，即α2>α1。為達到更好切割效果，參考水稻秸稈與鋼板摩擦角為35.37°[28]，保證切割時秸稈被動刀鉗住，定刀激蕩滑切，且考慮到α2-α1不宜過大、方便加工等問題，選取α1為30°，小于其摩擦角，α2為50°，大于其摩擦角。

3.1.4風力葉片設計

風力葉片可以在粉碎裝置高速工作時提高粉碎后秸稈的喂入和拋撒速度[22]，從而促進秸稈的流動和拋撒，以得到更大拋撒幅寬。風力葉片的迎風面與動刀刀面垂直，為了減少秸稈的纏繞，風力葉片迎風面位于粉碎動刀的前端。因粉碎動刀刀片材質不適合焊接，風力葉片基準面與動刀采用螺栓螺母防松把接，安裝狀態如圖3所示。綜合考慮動刀與刀座的安裝距離及避免相鄰動刀卡刀現象，本文設計風力葉片尺寸如圖9所示。動刀基準面尺寸為70 mm×50 mm，迎風面為70 mm×35 mm矩形切除33 mm×23 mm矩形，厚度為3 mm。

3.2 撕裂階段設計與參數確定

由于直線刀刃定刀刀尖處靜態滑切角相對于刀片基部滑切角變化幅度較大，撕裂過程中存在受力不均、波動較大的問題，而對數螺旋線(等滑切角)刀刃刀片切割秸稈過程中滑切角保持不變，可有效降低在撕裂過程中受力波動，提高撕裂切割效果[29]。因此，采用對數螺旋線方程原理，設計了等滑切角鋸齒撕裂定刀。

3.2.1刃口曲線方程建立

根據對數螺旋線(等滑切角)切割理論，建立定刀坐標系，如圖10所示，圖中，OX與OY分別為橫縱坐標軸；r1為r轉動dθ后的矢徑，mm；dr為矢徑增量，mm；AB為撕裂定刀刀刃線；M為秸稈初始撕裂點；M1為轉動dθ角后的撕裂點；MN⊥OM1；N1為矢徑r轉動dθ角時圓弧與r1的交點。取定刀平面與刀輥軸線交點為極點O, 隨動刀轉動的秸稈與撕裂定刀接觸時開始發生撕裂切斷。假設秸稈從刃線M點開始發生撕裂，并隨著動刀轉動，秸稈在撕裂定刀刃線AB上由任意極角θ轉過dθ，至M1點，矢徑r變為r1，增加dr。若dθ很小趨近于0，可視刃曲線MM1為直線，弧度MN1與直線MN相等。根據滑切角的定義[30]，在△MM1N中有

(8)

若曲線上滑切角τ為常數，且令tanτ=K0,K0為常數，對式(8)變形，等式兩側積分可得，當θ=0，r=C0(常數)時

(9)

C0為刀片安裝位置到極點O的距離,取C0=220.60 mm。

撕裂定刀刀齒的參數影響著秸稈“刺穿”、“撕扯斷裂”效果，為了達到預期效果，結合東北稻區水稻秸稈物理參數，設計齒間距為3.0 mm，開刃角為30°，采用不等深斜齒加工。為方便定刀安裝和拆卸采用U型結構，刀片厚度為3 mm，相鄰刀片間距25 mm，撕裂定刀基本結構如圖11所示。圖中，α3為撕裂定刀鋸齒楔角，(°)。

3.2.2撕裂階段動力學分析

如圖3b所示，在動刀和撕裂定刀撕裂配合下對秸稈進行撕裂切割。秸稈的破壞可分為2個過程：秸稈刺傷、秸稈撕扯斷裂。在這2個過程里，秸稈的受力狀況不同，如圖12所示。圖中,f3、f′3分別為秸稈在不同過程與動刀切割刃的摩擦力，N；N3、N′3分別為秸稈在不同過程與動刀切割刃法線方向切割力，N；Fc為撕裂定刀鋸齒給秸稈的刺穿力，N；Fs為定刀鋸齒對秸稈的撕扯力，N。秸稈處于刺傷狀態時，秸稈受到了自身重力mg、動刀切割力N3、動刀與秸稈之間的摩擦力f3、離心力Fe和撕裂定刀鋸齒的刺穿力Fc，方向垂直于刀刃線方向，受力狀態如圖12a所示。當隨動刀繼續轉動，刺傷的秸稈進入撕扯斷裂狀態，如圖12b所示。此時撕裂定刀鋸齒給秸稈的刺穿力Fc消失，轉變為鋸齒對秸稈的撕扯力Fs，方向垂直于鋸齒刃面。沿鋸齒動刀齒刃線及其垂直線建立Y、X軸以便受力分析。

在秸稈撕裂階段，秸稈瞬間被切斷，在這過程中因秸稈的塑性變形，秸稈會在極短時間內發生減速、加速過程。假設秸稈在該階段一直隨動刀轉動并被刀齒鉗住，可認為秸稈該階段在X軸方向保持受力平衡。秸稈刺傷過程中，秸稈的受力決定著撕裂定刀鋸齒能否突破秸稈塑性變形從而破壞秸稈，根據圖12a可得

N3=Fecosα1+Fccosφ-mgsinγ

(10)

式中φ——刺穿力Fc與X軸的夾角，(°)

γ——秸稈重力mg與X軸的夾角，(°)

動刀參數確定后，α1為定值，秸稈重力與X軸的夾角γ也為定值，因此根據式(10)可知，切割力N3與離心力Fe、刺穿力Fc、夾角φ相關。當粉碎刀角速度ω越大時離心力Fe、刺穿力Fc越大，從而秸稈所受切割力N3也越大。夾角φ與撕裂定刀滑切角τ直接相關，當撕裂定刀滑切角τ增加時，夾角φ變大，刺穿力Fc變小，切割力N3將變小，因此滑切角τ不宜過大。參照文獻[7]可知，只有當刀片滑切角大于撕裂定刀對秸稈的摩擦角時，刃口曲線才對秸稈有較好切割作用。收獲期水稻秸稈與鋼板的摩擦角為35.37°，參照現有文獻[29,31]，選最優滑切角τ為45°。

在秸稈撕扯斷裂過程中，秸稈的受力決定著秸稈的撕裂效果。由圖12b可得

N′3=Fecosα1+Fscosφ-mgsinγ

(11)

式中φ——撕扯力Fs與X軸的夾角，(°)

根據式(11)可知，切割力N′3與離心力Fe、撕扯力Fs、夾角φ相關。當粉碎刀軸角速度ω越大時離心力Fe、撕扯力Fs越大，從而秸稈所受切割力N′3也越大；撕裂定刀鋸齒楔角α3決定撕扯力Fs方向，即φ的大小，當撕裂定刀鋸齒楔角α3變大時，夾角φ隨之變大，切割力N3將變小，因此撕裂定刀鋸齒楔角α3選取時不宜過大。考慮到鋸齒根部強度和撕裂效果需要，參照文獻[6]，選取撕裂定刀鋸齒楔角α3為60°。

3.3 兩級定刀安裝位置

激蕩滑切定刀與撕裂定刀的空間排列位置很大程度上影響著水稻秸稈的粉碎效率和品質。秸稈經第1級粉碎后秸稈發生無序跳動，速度會降低。如果兩級定刀安裝位置相對較近，秸稈會短時內在定刀間堆積，造成空間堵塞，影響粉碎效果。但安裝位置較遠，撕裂定刀距離粉碎機秸稈拋出口變近，撕裂粉碎后的秸稈拋出加速行程短，跳動大，會影響后續秸稈的拋撒作業。只有兩級定刀空間位置合理才能實現東北稻區秸稈的有效粉碎和拋撒。如圖4所示，點O為旋轉刀軸中心，點A表示激蕩滑切定刀安裝位置中心，點B表示撕裂定刀安裝位置中心，點C表示外殼底板折彎點。實際作業中采用兩級定刀，為達到預期粉碎效果，兩刀直線間距lAB須大于2倍動刀刀寬[23]，即：lAB>2D1。同時，為了使粉碎后的秸稈順利有效拋出，并考慮到安全因素，兩級定刀的最大夾角∠AOB應不超過60°。因此，兩級定刀直線間隔為：10 cm

3.4 粉碎裝置轉速計算

隨著粉碎刀軸轉速增加，秸稈所受支撐力也將增大，有利于提高秸稈粉碎合格率[31]，但隨著轉速增高會導致裝置功耗過大、振動變大、作業安全性變差等問題。因此需要合理選擇粉碎裝置刀軸轉速。

圖13為粉碎動刀運動軌跡示意圖，圖中，vp為收獲機收獲速度，m/s；點O為粉碎裝置回轉中心。設軌跡上有任一點P(x，y)，那么粉碎刀組端點運動軌跡方程可表示為

(12)

式中t——粉碎刀刀組運動時間，s

x、y——粉碎動刀端點位置橫坐標與縱坐標

對式(12)求導可得粉碎刀刀組端點的速度

(13)

式中vx、vy——粉碎動刀端點在x、y軸方向的速度分量，m/s

則粉碎動刀端點的絕對速度為

(14)

式中v——粉碎動刀端點絕對速度，m/s

(15)

本文中R為220 mm。研究表明在粉碎刀端點線速度達到30～43 m/s時，能達到較好的秸稈粉碎效果。為了保證在東北稻區有好的粉碎品質，選取v1為43 m/s[6]。實際作業過程中測量約翰迪爾C100型聯合收獲機作業速度一般為0.95～1.38 m/s，本文vp選取1.1 m/s。將上述參數代入式(15)中，得出粉碎刀刀軸轉速的最小值為1 916 r/min。針對東北稻區水稻秸稈量大、韌性足的特點，若轉速太低，秸稈在喂入粉碎裝置時易發生堵塞，并考慮到其他未知因素對粉碎效果的影響，刀軸轉速一般取最小轉速的1.1～1.5倍[9]，所以刀軸轉速n1取值范圍為2 108～2 874 r/min。

4 田間試驗

4.1 試驗條件

試驗在黑龍江省建三江七星農場試驗田進行，如圖14所示，試驗時間為2020年9月22日—10月5日，試驗田種植品種為該地區廣泛種植的三江6號，收獲時秸稈留茬高度控制在15～20 cm，平均留茬高度為18.2 cm，秸稈量為8.8 t/hm2(含水率33.8%)。主要儀器設備有：約翰迪爾C100型聯合收獲機、改進粉碎裝置、電子秤、取樣框等。

4.2 試驗指標及方法

本試驗采用秸稈粉碎平均長度l、秸稈粉碎長度合格率y1、秸稈破碎率y2、秸稈拋撒幅寬d作為評價指標。秸稈粉碎合格率根據GB/T 24675.6—2009《保護性耕作機械 秸稈粉碎還田機》中要求計算而得[14]；秸稈破碎率通過取樣點撕裂破碎秸稈的質量與總質量的比值求得，分別稱取樣品、樣品中粉碎長度不合格、沒有撕裂破碎的秸稈質量；秸稈拋撒幅寬通過在收獲行程內，等距取5個測點，在每個測點對拋撒幅寬進行測量，并對各測點結果取平均值。現有的粉碎裝置拋撒幅寬為3.30～3.80 m，增加秸稈拋撒幅寬作為評價指標，主要是衡量增加風力葉片和兩級定刀后對拋撒幅寬的影響并體現與收獲機收獲幅寬(4.50 m)的相近狀況，取樣方法為：在聯合收獲機一個行程內收獲長度方向上隨機選取1個測點，往返2個行程找2個測點，在每個測點平行收獲機割臺方向依次放置5個90 cm×50 cm取樣框，收集取樣框內的所有秸稈，并進行后期處理。秸稈粉碎長度合格率y1、秸稈破碎率y2計算公式分別為

(16)

(17)

式中Mai——取樣點秸稈總質量，g

Mbi——取樣點長度大于10 cm和小于5 cm秸稈的質量，g

Mci——取樣點未發生撕裂秸稈的質量，g

i——取樣點序號

秸稈拋撒幅寬是在收獲行程內，等距取5個測點，在每個測點對拋撒幅寬進行測量。

4.3 試驗因素

秸稈的切割粉碎效果受多方面的因素影響，如秸稈粉碎裝置的作業參數和結構參數、秸稈的物理特性等。物理特性中，秸稈含水率對其剪切和彎曲力學特性有影響[32]。因此，為了探究基于激蕩滑切與撕裂粉碎裝置對東北稻區收獲期內不同秸稈含水率秸稈的粉碎效果，在水稻收獲期內每隔4 d在試驗田內開展單因素試驗。

在種植模式確定、收獲機具保持不變、動定刀設計參數確定的條件下，影響改進粉碎裝置作業效果的作業參數和結構參數主要有收獲機收獲速度、粉碎裝置刀軸轉速、兩級定刀直線間隔等。試驗時，收獲速度通過改變收獲擋位實現，粉碎裝置刀軸轉速改變通過更換帶輪實現，撕裂定刀通過安裝在外殼底板不同位置實現兩級定刀直線間隔改變。在前期初步試驗的基礎上，探討了各參數對東北稻區水稻秸稈粉碎效果的影響規律。

4.4 單因素試驗

4.4.1秸稈含水率

在粉碎裝置轉速為2 350 r/min，兩級定刀直線間隔為13 cm，收獲速度為1擋高速，約1.12 m/s。在收獲期內不同時間(9月22日、9月26日、9月30日、10月4日)開展試驗，測定秸稈含水率分別為69.77%、58.42%、43.69%、29.34%，試驗結果見表2。

由表2數據可知，隨著收獲時間推移，秸稈含水率逐漸降低，收獲初期水稻秸稈含水率為69.77%，末期已經降至29.34%，12 d秸稈含水率下降約40個百分點，9月30日—10月4日有較明顯的含水率降低，是因為在這期間有霜降，未收獲的水稻被“凍枯”。隨著秸稈含水率降低，秸稈粉碎長度合格率下降6.44個百分點，秸稈破碎率下降9.55個百分點。秸稈含水率高時，其干物質含量較低，表現為秸稈比較“脆”，秸稈彎曲強度大[33]，支撐切割秸稈效果會較好，從而秸稈粉碎長度合格率和破碎率會較高；含水率的降低，特別是經過“霜打”之后的水稻秸稈，韌性增加[16]，彎曲強度變差，導致切割和撕裂過程效果變差，但秸稈粉碎長度合格率和破碎率仍達到85.23%、85.39%。試驗拋撒幅寬與收獲機割臺寬度4.5 m基本匹配，含水率高時秸稈拋撒幅寬較小，主要是因為秸稈較重，在拋出后易受自重影響；而在含水率低時秸稈更易受空氣阻力影響，因此幅寬也有降低。

表2 秸稈含水率對粉碎效果的影響Tab.2 Effect of moisture content on chopping effect

4.4.2收獲機收獲速度

當水稻種植品種和模式確定后，收獲機收獲速度決定著粉碎裝置的喂入量，喂入量與粉碎裝置作業效果密切相關。試驗前，設定粉碎裝置轉速為2 350 r/min，兩級定刀直線間隔為13 cm，試驗在大面積收獲時開展(秸稈含水率為29.34%)。收獲時，收獲機通過切換擋位(1擋低速、1擋高速、2擋低速、2擋高速)來控制試驗速度，經前期測定，試驗選取的收獲速度分別為0.95、1.12、1.21、1.38 m/s，試驗結果如表3所示。

表3 收獲速度對粉碎效果的影響Tab.3 Effect of harvest speed on chopping effect

由表3可知，收獲機收獲速度從0.95 m/s增加到1.38 m/s時，秸稈粉碎長度合格率下降了6.87個百分點，秸稈破碎率下降10.55個百分點。收獲速度較小時，秸稈喂入粉碎裝置的量較小，秸稈厚度小，在激蕩滑切過程秸稈能順利在不同刀刃鋸齒間滑動，切斷效果較好，撕裂過程秸稈也能被撕裂定刀刀齒“刺傷”，完成撕裂切割，因此秸稈粉碎長度合格率和破碎率較高；收獲速度較大時，單位時間內喂入粉碎裝置的秸稈量變大，粉碎裝置單位時間內要粉碎的秸稈增多，秸稈層變厚，動刀攜帶秸稈能力變差，對切割效果會有影響，同時秸稈層厚，也會出現切割不完全的現象，撕裂過程中秸稈層不容易完全“刺傷”，撕裂效果會相應變差，因此秸稈粉碎長度合格率和破碎率會降低。隨著收獲速度的增加，秸稈拋撒幅寬有變小趨勢，減小0.22 m，主要是秸稈量較大時，秸稈總體質量變大，在動能不變的情況下，賦予秸稈流的速度會降低，拋出速度變小，所以拋撒幅寬也會相應減小。

4.4.3粉碎刀軸轉速

試驗前設定粉碎裝置兩級定刀直線間隔為13 cm，收獲機收獲速度為1.12 m/s，試驗在大面積收獲時開展(秸稈含水率為29.34%)。通過更換粉碎裝置皮帶盤來實現刀軸轉速改變，結合前面理論分析，刀軸轉速范圍為2 108～2 874 r/min，所以單軸轉速設定為2 100、2 350、2 600、2 850 r/min，試驗結果如表4所示。

表4 粉碎刀軸轉速對粉碎效果的影響Tab.4 Effect of rotational speed on chopping effect

由表4可知，粉碎刀軸轉速從2 100 r/min增加到2 850 r/min時，秸稈粉碎長度合格率增加了18.5個百分點，秸稈破碎率增加了15.87個百分點。試驗結果表明，秸稈粉碎長度合格率和破碎率呈現出先增長后保持穩定的趨勢。刀軸轉速在2 100～2 600 r/min時，秸稈粉碎合格率和破碎率有較明顯的增加，刀軸轉速為2 600 r/min時，秸稈粉碎長度合格率比2 100 r/min時高18.22個百分點，破碎率比2 100 r/min時高15.81個百分點，轉速在2 600～2 850 r/min時，秸稈粉碎長度合格率和破碎率基本保持不變。這主要是因為水稻秸稈是粘彈性體，在切斷之前會發生塑性變形，當速度越低時，秸稈發生塑性變形時間越長，刀片給秸稈的打擊力就越小[34]，因此在粉碎刀軸轉速增加的前期，秸稈粉碎合格率和破碎率顯著增加，但當刀片對秸稈打擊傳遞變形不發生明顯變化時，秸稈的粉碎長度合格率和破碎率就不會隨粉碎刀軸轉速增加而繼續增高。秸稈拋撒幅寬隨轉速增加也有增長趨勢，增加0.25 m，這是因為轉速增高，秸稈拋離粉碎裝置的動能也增加，但轉速在2 600～2 850 r/min時，拋撒幅寬基本保持不變，這主要是秸稈拋撒高度有限導致。

4.4.4兩級定刀直線間隔

設定粉碎裝置刀軸轉速為2 350 r/min，收獲機收獲速度為1.12 m/s，試驗在大面積收獲時開展(秸稈含水率為29.34%)。結合上文確定的兩級定刀直線間隔范圍，設定取值分別為11、13、15、17 cm，試驗結果如表5所示。

表5 兩級定刀直線間隔對粉碎效果的影響Tab.5 Effect of two-stage fixed knife interval on chopping effect

由表5可知，隨著兩級定刀直線間隔從11 cm增加到17 cm，秸稈的粉碎長度合格率增加5.13個百分點，秸稈破碎率增加了4.24個百分點。直線間隔從11 cm增加為15 cm時，秸稈粉碎長度合格率和破碎率有較明顯的增加，分別增加5.01、4.59個百分點。這是因為秸稈在經過第1級粉碎后還有動能損耗，到達第2級定刀之前會有加速過程，兩級定刀距離近會影響第2次粉碎效果，而當直線間隔達到一定值，允許秸稈在兩級定刀之間充分加速使速度保持穩定，這時粉碎效果也會基本不變，因此隨著兩級定刀直線距離增加，秸稈粉碎長度合格率和破碎率有先增加后穩定的趨勢。拋撒幅寬隨著兩級定刀直線間隔增加，拋撒幅寬有略微下降趨勢，主要是撕裂定刀距離拋撒口變近，拋出速度略有損失。

4.5 多因素試驗

4.5.1試驗設計

在上述單因素試驗基礎上，將收獲機收獲速度、粉碎裝置刀軸轉速、兩級定刀直線間隔這3個因素分別設置4個水平，進行三因素四水平正交試驗，試驗因素水平如表6所示。每次試驗重復3次，試驗結果取平均值。

4.5.2正交試驗分析

選取L16(45)正交表安排試驗，試驗時保證其他因素不變，試驗方案及結果如表7所示，A、B、C為因素水平。

由表7可知，3個試驗因素對秸稈粉碎長度合格率的影響由大到小為B、A、C。若要求粉碎裝置秸稈粉碎合格率很高，則應該選擇各因素對應的K1f、K2f、K3f、K4f中的最大值作為作業參數的最優水平，即：收獲速度為0.95 m/s(收獲擋位為1擋低速)、粉碎刀軸轉速為2 850 r/min、兩級定刀直線間隔為15 cm。同理，3個試驗因素對秸稈破碎率的影響由大到小為B、A、C。作業最優參數組合為：收獲速度為0.95 m/s(收獲擋位為1擋低速)、粉碎刀軸轉速為2 850 r/min、兩級定刀直線間隔為13 cm。3個試驗因素對拋撒幅寬的影響由大到小為B、C、A。作業最優參數組合為：收獲速度為0.95 m/s(收獲擋位為1擋低速)、粉碎刀軸轉速為2 850 r/min、兩級定刀直線間隔為11 cm。

綜合分析，秸稈粉碎長度合格率和破碎率在收獲速度和刀軸轉速改變時，其變化規律基本一致，相比于兩級定刀直線間隔，收獲速度和刀軸轉速對秸稈粉碎合格率和破碎率影響更顯著(P<0.05)；同時，相比于收獲速度的改變，粉碎刀軸轉速和兩級定刀直線間隔對拋撒幅寬影響更顯著(P<0.05)。在實際生產作業過程中，在盡量達到更好的粉碎和破碎效果的同時，也必須兼顧拋撒幅寬與收獲機工作幅寬的匹配。

5 結論

(1)基于激蕩滑切和撕裂原理，設計了一種與收獲機裝配的水稻秸稈粉碎裝置，切割秸稈過程分為激蕩滑切階段和撕裂階段。激蕩滑切階段通過秸稈在多個刀齒間滑動位置變化，強化秸稈激振破損切割效果；撕裂階段為了使粉碎后秸稈破壞面呈絲狀，設計了作業效果平穩的等滑切角撕裂定刀。該裝置可有效改善東北稻區秸稈難粉碎、易拖拽的問題，為秸稈還田提供裝備基礎。

(2)單因素試驗表明，秸稈粉碎長度合格率和破碎率隨著含水率的降低而下降，隨著粉碎刀軸轉速、定刀直線間隔增加而先增長后保持平穩，隨著收獲速度的增加而降低；拋撒幅寬受刀軸轉速影響較大，隨轉速增加拋撒幅寬有較明顯增加，隨收獲速度和兩級定刀直線間隔的增加，拋撒幅寬稍有降低的趨勢。

(3)正交試驗表明，增加秸稈粉碎長度合格率的最優參數為：收獲速度0.95 m/s、粉碎刀軸轉速2 850 r/min、兩級定刀直線間隔15 cm；增加秸稈破碎率的最優參數為：收獲速度0.95 m/s、粉碎刀軸轉速2 850 r/min、兩級定刀直線間隔13 cm；提高拋撒幅寬的最優參數為：收獲速度0.95 m/s、粉碎刀軸轉速2 850 r/min、兩級定刀直線間隔11 cm。在實際生產作業過程中，在盡量達到更好的粉碎和破碎效果的同時，也必須兼顧拋撒幅寬與收獲機工作幅寬的匹配。