水田帶狀復式整地機關鍵部件設計與試驗

孫文峰 付天鵬 何 躍 盧佳琪 常晉愷 王吉權

(東北農業大學工程學院， 哈爾濱 150030)

0 引言

水稻耕整地機械化是水稻生產機械化的重要環節，其可為水稻生長提供良好的土地基礎[1-2]。在保護性耕作的大背景下，水稻寬窄行栽培模式得到廣泛應用[3-6]，它解決了水稻生產中個體與群體、密度與通風透光的矛盾問題，體現出較高的增產優勢。為適應少免耕帶狀苗床整地作業需要，水田的帶狀整地模式被提出[7-9]，該模式對秧苗生長區域進行整地作業，而其余區域為免耕區，使水稻的耕作環節得到簡化，大幅度減小作業量，降低整地作業動力消耗，節省泡田用水量，減少生產投入。近年來，為提高機具作業效率，最大限度地減少機械進地的次數，復式作業已成為農業機械耕作發展方向[10-13]。

國內外學者對帶狀復式整地裝備展開了研究。美國Northwest Tillers公司生產的條帶耕整機[14]，采用條帶旋耕后碎土鎮壓的作業方式，通過調整旋耕刀排布適應洋蔥、豆類、玉米、棉花、胡蘿卜等作物的耕作要求。美國Yetter 2984 Maverick HR Plus型條帶耕整機[15]，可完成切茬、清秸、松土、碎土等作業，由于各工作部件均安裝有安全回位彈簧，能夠根據各自所需的預緊壓力和作業要求進行單獨調節，提高單體的仿形能力和可靠性。賈洪雷等[16]設計的lGH-3型行間耕整機，能夠使機具根據耕作要求實現行間淺旋、壟臺碎茬及全幅旋耕3種作業模式的轉換。李向軍等[17]設計的組合式滅茬、苗帶旋耕整地機，針對高寒壟作地區保護性耕作殘茬難處理問題，能一次完成壟上滅茬、壟中帶狀旋耕、耕后回土鎮壓等多項作業，實現秸稈全量還田，并將傳統耕作和少耕相結合，既可進行復式作業，也可完成單項作業。許春林等[18]設計的斜置式螺旋帶狀整地試驗裝置，具有作業效率高、作業功耗低、碎土率高等優點。但對帶狀復式整地機械的研究大多集中在旱田方面[19-21]，針對于水田帶狀復式整地機具研究較少。

本文針對水稻插秧苗床整地技術的特點，設計一種帶狀少耕整地復式作業機具，并對其整地關鍵部件進行研究，機器作業后一次泡田即可進行秧苗插秧作業。重點進行帶狀旋耕結構參數設計及多區段旋耕刀片的排列方式優化，確保耕作帶寬的穩定性及作業效果良好，以期為水田少免耕裝備研發與優化提供理論支撐和技術參考。

1 總體結構與工作原理

1.1 總體結構

水田帶狀復式整地機可以實現一次作業完成水稻苗床的淺松、帶狀旋耕及側深施肥等功能，其整體結構如圖1所示，主要參數如表1所示。整機由拖拉機三點懸掛連接，主要由淺松部件、機架總成、多區段旋耕部件、限深機構、劃印器、施肥系統及傳動系統等部件組成。其中淺松鏟、多區段旋耕部件及開溝施肥鏟從前至后以縱向中心線相重合的方案配裝，通過設計作業寬度匹配水稻寬窄行插秧苗床寬度尺寸，從而實現水田少耕復式作業；肥箱總成配裝在機架總成后側上部與開溝施肥鏟總成連通；兩側的限深拖板既可調節整機作業深度，也可與地面接觸呈支撐配合，完成機具的停放保管。

圖1 水田帶狀復式整地機結構簡圖Fig.1 Structure diagram of strip spacing multifunctional combined ground preparation machine in paddy field1.淺松部件 2.機架總成 3.多區段旋耕部件 4.限深托板 5.橫置隔擋板 6.開溝施肥鏟 7.傳動箱 8.防纏繞旋耕刀軸 9.劃印器 10.肥箱總成 11.傳動系統 12.三點懸掛總成

表1 水田帶狀復式整地機主要參數Tab.1 Parameters of strip spacing multifunctional combined ground preparation machine in paddy field

1.2 工作原理

目前水田耕作多選用功率為66.18～73.53 kW的拖拉機配合相應機具完成作業，依據功耗要求并結合農業生產的實際情況，將水田帶狀復式整地機工作帶設置為4條。如圖2所示，工作時，等距固定在機架總成上的淺松鏟首先對土壤進行淺松作業，以達到加深耕作層、改善土壤的透水透氣性能和團粒結構、降低旋耕阻力的目的；采用側傳動的方式，通過中間萬向節、減速機構將動力傳輸至旋耕刀軸，由旋耕刀軸驅動多區段旋耕刀組完成土壤的苗床整地作業；施肥鏟水平放置在淺松鏟及旋耕刀組正后方，降低了其壅土和堵塞的可能性，施肥機構由調速電機變量驅動，可根據機具行進速度精準變量調節施肥量。整機作業后形成有利于水稻寬窄行栽植的下粗上細、上虛下實、透氣性良好的土壤耕作條帶，一次泡田后即可進行秧苗插秧作業。

圖2 水田帶狀復式整地機工作示意圖Fig.2 Working schematic of strip spacing multifunctional combined ground preparation machine in paddy field

1.3 耕作帶寬設定

水稻寬窄行栽植模式，即窄行距與寬行距間隔插秧的水稻高產栽培模式，其利用水稻邊際效應強的特點，增強水稻整體光能利用率，密疏有度，改變田間小氣候，充分發揮了水稻個體與群體的增產潛力。經實際調查和查閱文獻[22-23]可知，目前現有的水稻寬窄行栽植模式配置有3種株距要求，如表2所示。因此，將耕作帶寬設定為300 mm，在300 mm的條帶上完成兩行水稻插秧，將相鄰的區域作為免耕帶，整機帶狀整地作業后秧苗栽植效果示意圖如圖3所示。

表2 水稻寬窄行株距配置Tab.2 Rice wide and narrow row spacing configuration

圖3 帶狀整地作業后插秧示意圖Fig.3 Schematic of planting with tilling strips and wide and narrow rows of rice

2 關鍵部件設計

2.1 帶狀旋耕機構

帶狀旋耕機構由機架、傳動系統、旋耕刀軸、多區段旋耕刀組等組成。帶狀旋耕機構采用橫軸側傳動形式，拖拉機動力輸出軸輸出的動力，通過萬向節總成傳給減速器，再經傳動機構將旋轉動力傳遞給旋耕刀軸，旋耕刀軸上刀座設置采取間隔式排列，以配合多區段旋耕刀組完成帶狀旋耕作業。

2.1.1旋耕機構運動與功耗

旋耕作業時，旋耕刀運動軌跡表現為旋耕刀的角速度和機組前進速度的合速度，如圖4所示，x正向為動力前進方向，垂直向下為y軸正向，以Oxy為投影面，旋耕機構正常工作時，刀具端點運動方程為

圖4 旋耕刀運動軌跡Fig.4 Rotary tiller structure movement track

(1)

式中vm——機組前進速度，m/s

R——刀具回轉半徑，mm

ω——刀軸角速度，rad/s

t——時間，s

h——耕深，mm

為了使旋耕刀能夠有效地切削土壤，旋耕刀端點運動軌跡為余擺線，即旋耕速比λ滿足

(2)

式(1)對時間t求導可得

(3)

為滿足向后拋土的條件，刀片絕對運動軌跡上任意一點絕對速度的水平分速vx<0，得

vm<(R-h)ω

(4)

旋耕刀入土角為

(5)

式(5)代入式(3)可得

vx=vm-ψω(R-h)

(6)

(7)

安裝在同一回轉平面內的旋耕刀切削土壤時入土點的距離為旋耕機切土節距，已知切土節距S計算式為

S=vmt

(8)

(9)

式中Z——同一安裝平面內安裝的刀片數

將式(9)代入式(8)可得

(10)

由式(10)可知，Z越大，旋耕機切土節距越小，但Z越大，旋耕機纏草堵土的情況越明顯，根據本機的實際作業情況，設單個耕作條帶同一安裝平面內安裝刀片數Z為2，聯立式(10)、(6)可得旋耕刀軸轉速為

(11)

由式(11)可得除切土節距S和旋耕深度h外，帶狀旋耕機構的主要運動參數為行進速度vm與刀軸轉速nm。設計耕深h為12～16 cm，旋耕刀回轉半徑R為250 mm，機具行進速度vm取0.5～1.5 m/s(3.6～5.4 km/h)代入式(11)計算得旋耕刀轉速nm為220～260 r/min，此時旋耕速比λ最小值為5.75，滿足作業條件。

旋耕機構的功耗主要由旋耕機構傳動部分、克服作用于土壤水平反力、切削土壤和拋擲土垡所耗功率組成，旋耕裝置消耗總功率為

N=Nq+Np+Nn+Nf

(12)

式中Nq——切削土壤消耗的功率，kW

Np——拋擲土垡消耗的功率，kW

Nn——克服土壤水平反力消耗的功率，kW

Nf——傳動裝置消耗的功率，kW

其中，Nn是土壤沿機組前進方向作用于刀軸上的反力所消耗的功率。本機為正轉旋耕，故功率Nn有助于幫助推動機組前進，可取代部分機具前進所需功率，因此取負號。

旋耕刀隨機組前進的同時繞刀軸做圓周運動耕耘土壤，切土和拋土發生在同一過程中，旋耕機切土功率為

(13)

式中Aq——切削土壤比功，N/cm2

B——旋耕幅寬，mm

土粒在旋耕刀作用下的運動十分復雜，旋耕刀的形狀和尺寸、在刀軸上的排列方式、土壤條件以及垡塊尺寸和形狀都對土粒的運動方向和速度有影響，旋耕機拋土功率計算式為

(14)

式中Ap——拋擲土壤比功，N/cm2

旋耕刀軸受力如圖5所示，克服土壤水平反力消耗功率Nn為旋耕機克服土壤沿水平方向作用于刀軸上的反力所消耗的功率。

圖5 刀軸受力分析Fig.5 Stress analysis of cutter shaft

設土壤作用于刀軸上的平均阻力Q，在刀軸上均勻分布，m為刀軸阻扭矩，它由相繼入土的各單刀阻扭矩合成。旋耕刀端點以回轉半徑r切土時，其阻力合力的作用半徑r′=0.9r，則Q=m/r′，以刀軸中心O為圓心、旋耕刀最大回轉半徑為半徑作圓，未耕地表水平線與圓周交于點A，此時旋耕刀入土角為ψ。相對于半徑線OA，作交角為切削角β(β<0)的半徑線OB，在OB上0.9r處確定點P′，設力Q作用點位于點P′，由圖5分析可得

(15)

則旋耕機構克服土壤水平反力消耗功率Nn計算式為

Nn=Qxvm

(16)

此部分功耗和旋耕刀排列方式密不可分，若旋耕刀采用單一螺旋線排列，一定程度增大其水平側向力，增大Nn。本機旋耕機構由于旋耕刀采用了多區段排列，降低了旋耕機構的側向輸土，故也將單向螺旋排列納入考慮范疇。

旋耕機傳動部分損耗功率Nf為

Nf=(1-η)(Nq+Np+Nn)

(17)

式中η——傳動效率

綜上所述，旋耕機機構功率消耗N為

(18)

由式(18)可知，機具行進速度、旋耕刀軸轉速、旋耕刀片的設計及旋耕刀片在刀軸上排列方式都會對旋耕機構的功耗產生重要影響。

2.1.2旋耕刀設計

旋耕刀采用專利技術(CN202023237966.7)的打漿、旋耕通用刀片，刀片既可與本文機具結合完成對土壤及前茬秸稈的切削旋耕作業，同時也可配合相應機具完成水田苗床的耙漿平地作業。因此旋耕刀刃口不僅要有適當滑切角，以實現適度滑切功能；同時需有相應的正切面[24]，方便打漿作業時，獲得更好的泥土碎化攪漿效果。

當旋耕機轉速和前進速度一定時，旋耕刀側切刃上各點在地表時的動態滑切角是整個切削過程中該點處的最小值[25]，故計算出旋耕刀側切刃口線上各點的靜態滑切角和該點在地面位置處的動態滑切角，便可知側切刃口上該點在整個切削過程中的動態滑切角波動區間。如圖6所示，旋耕刀刃口曲線包含兩部分：直線刃口MN和圓弧刃口NPQ，耕作過程中圓弧刃口先與地面接觸，旋耕刀圓弧刃口上各點在固定坐標系Oxy中的運動方程為

圖6 旋耕刀結構圖Fig.6 Structure drawing of rotary tiller

(19)

式中δ——圓弧刀刃NPQ對應角

L——刀軸軸線與旋耕刀刃口圓弧線圓心間距，mm

靜態滑切角φs計算式為

(20)

依據實際旋耕刀作業情況，將式(20)中δ取值為-108.53°～-50.67°。式(19)對時間t求導可得任意時刻旋耕刀刃口上各點的速度為

(21)

聯立式(20)與式(19)，可以求出任意時刻旋耕刀圓弧上各點的動態滑切角φd為

(22)

聯立式(22)與式(21)，求出刃口圓弧上不同點接觸地面的時間為

(23)

由式(22)、(23)求出角δ在[-108.53°，-50.67°]時刃口曲線上各點處接觸地面時刻的動態滑切角φd，利用Matlab計算出圓弧刃口上各監測點達到豎直位置的動態滑切角與靜態滑切角相同，分別為30.357°(最高位置)和62.329°(最低位置)，證明了所設計旋耕刀片的圓弧刃口滑切角正確，其動態滑切角為[30.357°，62.329°]，此時刀片圓弧刃口的滑切效果良好，同時滿足水田打漿刀的滑切角條件[26]。

旋耕刀作業耗能主要受側切刃與正切刃刃口曲線影響。為使旋耕刀作業功耗更低[27]，側切刃設計為平面曲線，采用等進螺旋線，在坐標系Oxy中，曲線參數方程為

(24)

式中r0——螺旋線起點極徑，mm

θ0——螺線起點極角，(°)

r1——螺旋極角每增加1 rad極徑增量，mm

θ——螺線上任意點與起點夾角，(°)

在確保旋耕作業質量的前提下，保證旋耕刀在打漿作業過程中具有可觀的翻土和攪漿的效果，相對于側切刃，旋耕刀正切刃設計為空間曲線，坐標系為Obxbybzb，采用偏心圓曲線設計[28]，其曲線方程為

(25)

式中e——偏心距，mm

R0——偏心圓半徑，mm

φ——刃口曲線極角，(°)

τs——正切刃靜態滑切角，(°)

ν——正切面與側切面彎折角，(°)

其線型如圖6所示，由式(25)可以看出，刃口曲線坐標與彎折角ν有關，彎折角不同，刃口曲線形狀也不同，從而旋耕刀輪廓、質量也不同。根據刀具加工工藝要求，將彎折角定為90°～150°，將旋耕刀應力作為約束條件，旋耕刀采用硼鋼制成，考慮到刀具形狀對材料強度的影響，硼鋼屬塑性材料，選取強度安全系數n0=1.5，經計算旋耕刀許用應力極限為

(26)

式中σb——強度極限，N·m

計算得許用應力極限為2.81×108Pa，根據本機旋耕刀已有研究結果，運用Matlab軟件編制基于蜂群算法優化計算程序，解出式(24)～(26)未知參數最優值，通過計算得側切刃起點極徑r0為171 mm、起點極角θ為23.5°、極角每增加1 rad極徑增量r1為25 mm、側切刃偏心距e為26.3 mm、偏心圓半徑R0為280 mm、彎折角ν為103°，結合本機旋耕刀實際作業情況，進一步確定其參數，其中單刀作業幅寬L0為50 mm、正切面刃角γ為12°。此時旋耕刀旋耕作業功耗低，碎土效果好；打漿作業時，攪漿作業質量高。

2.1.3旋耕刀軸參數設計

帶狀旋耕機構工作時每把刀片相間入土，承受彎曲、扭轉復合載荷作用。就受彎而言，刀軸的力學模型可簡化為一受若干集中載荷作用的簡支梁，如圖7所示。由于本機帶狀旋耕機構共有4條耕作帶，為簡化運算，將每條帶寬上的旋耕刀組視為整體，故本文n最大為4，集中載荷的位置和角度由刀片的排列方式確定，刀軸任意截面處彎矩為

圖7 刀軸的力學模型Fig.7 Mechanical model of tool shaft

(27)

根據此彎矩方程再結合刀片排列方式便可推出刀軸部危險截面。由第四強度理論可得刀軸的最大工作應力為

(28)

式中W——刀軸抗彎截面系數

M——刀軸危險截面處彎矩，N·m

Mn——刀軸危險截面處扭矩，N·m

刀軸一般為空心軸，當長度一定時，設計刀軸就是確定刀軸的斷面尺寸，為使旋耕刀軸結構與經濟性最優，以質量最輕(用料最少)作為刀軸的優化目標，建立目標函數

(29)

式中D——刀軸外徑，mm

d——刀軸內徑，mm

旋耕刀軸強度條件為

(30)

式中 [σ0]——刀軸的許用應力，MPa

根據彈性約束理論，對長度相同的薄壁圓桿，半徑越大，壁厚越小，扭轉穩定性則越差，為此旋耕刀軸扭轉失穩約束為

(31)

式中Mnm——最大工作扭矩，N·m

E——刀軸材料的彈性模量，MPa

基于上文優化算法程序對刀軸的參數進行優化，刀軸長度為2 345 mm，最大工作扭矩為300 N·m，最大危險截面彎矩126 N·m(旋耕刀不同排列方式中最大值)，[σ0]取值為100 MPa，此時刀軸的外徑為80 mm，壁厚為10 mm。

為保證耕作帶寬為300 mm，且不漏耕，單條旋耕帶刀座間距G應滿足

G=2b

(32)

式中b——單刀作業幅寬，mm

每條旋耕帶有3列刀組，依據前文設計旋耕刀作業幅寬并綜合考慮后期旋耕刀排列方式，將刀座間距G確定為100 mm。如圖8所示，將刀座設計為多區段形式，配合旋耕刀完成帶狀旋耕作業，也可將其視作等距為300 mm的4組全幅旋耕作業，作用為將上層土壤進行土層交換、碎土和混合作業，將秸稈、雜草切斷混合，為栽植苗床作準備。依據文獻[29]理論分析中選定耕深h為120～160 mm。

圖8 間隔式排列刀座Fig.8 Spaced knife holder

2.2 淺松機構與施肥機構作業深度

淺松機構主要由機架、淺松鏟及緊固件組成，這部分設計目的是加深耕作層、改善土壤的透水透氣性能，為后續旋耕作業減少阻力。淺松作業[30]與深松作業相似，但淺松作業阻力較小、土壤擾動量較少，參考國家標準JB/T 10295—2001，深松作業的深度需大于25 cm，而水稻在分蘗期和成熟期， 約90%的根系分布在20 cm深度[31-32]，意味著在25 cm以下的營養元素很難被水稻吸收，由此可見淺松作業更適合水稻。

而在水田條件的淺松作業下，耕作阻力與淺松深度二階函數關系[33]為

(33)

式中F——耕作阻力，N

H1——淺松深度，mm

由式(33)可得，淺松鏟對土壤的擾動程度隨著耕作深度的變化而變化，整體呈先增大后減小的趨勢。在土層深度20 cm內，隨著耕作深度的增加，土壤擾動量逐漸增加，破碎體尺度增大，當耕深超過20 cm后，土壤擾動量變少，綜合考慮淺松鏟擾動深度以及機具輸出的動力分配，將淺松作業深度定為20～25 cm。

整機作業在水稻移栽前，故施入土壤的肥料為基肥。基肥一般是顆粒狀復合肥，球形率較高，流動性好。因此選擇電動外槽輪式排肥器作為主要排肥裝置，與肥箱、排肥器、肥鏟、肥管等共同組成帶狀施肥機構。電動外槽輪式排肥器由車載12 V蓄電池提供驅動力，經肥管和肥鏟將肥料輸送至土層內。水泡田后基肥溶解，有利于插秧后秧苗發根好、返青快、早分蘗。相比于水泡田后的全面撒施，帶狀施肥更集中，肥料利用率也更高，達到既滿足有效分蘗期內有較高的速效養分供應，又保證肥效穩長的效果。參考已有研究成果[34-35]，水稻基肥一般施肥深度應在12 cm之下，使銨在少氧的環境中保持穩定、防止流失；同時水稻分蘗期和成熟期，60%～70%根系分布在10 cm的橫向范圍內。綜合考量肥料的利用率，設計施肥水平位置在窄行水稻之間，肥鏟間距為60 cm，與淺松鏟前后保持一致，深度為10～13 cm。

3 帶狀旋耕機構仿真優化分析

水田土壤是一種具有特殊內部黏結特性，且具有離散特點的特殊物質。由于土壤具有離散屬性，故采用離散元分析方法作為分析手段，以此模擬土壤和機械相互作用[36-37]。采用EDEM離散元分析軟件，通過正交旋轉組合試驗對設計的帶狀聯合整地機在田間工作情況進行模擬，分析帶狀旋耕機構作業前進速度、旋耕刀軸轉速、旋耕刀排列方式3個試驗因素對耕后碎土率、地表平整度2個仿真指標的影響，從而考察機器設計的合理性。在此基礎上，運用ANSYS軟件對帶狀旋耕機構進行模態分析，為后續田間試驗做準備。

3.1 土壤模型創建

土壤顆粒形狀多樣，土粒間力學關系復雜，為了更加真實地還原真實土壤特性，在創建土壤顆粒模型時考慮同一田塊土壤特性一致。根據試驗基地土壤實際情況，設置土壤粒徑小于40 mm，土壤容重1.54 g/cm3、含水率13.17%、緊實度3 664.13 kPa，并且在田間符合正態分布，為了模擬土壤顆粒的不規則性，土壤顆粒設計為不規則團球狀；土壤基本參數為：密度1 400～1 600 kg/m3、剪切模量2.0×107～2.5×107Pa、泊松比0.35，土壤顆粒間內力以鍵的形式表示，即在軟件中設置顆粒之間以Hertz-Mindlin with bonding方式黏結，臨界法向剛度0～200 N/m，臨界切向應力0～150 Pa[38-39]。

3.2 試驗方法

在保證仿真連續性的前提下，設定固定時間步長8.58×10-6s，為Rayleigh時間步長的20%，機器田間作業時間為12 s，網格單元尺寸為6 mm，為最小顆粒半徑的3倍，同時設計耕深為150 mm。結合Design-Expert 8.0.6，進行帶狀旋耕機構仿真試驗。參照NY/T 499—2002《旋耕機作業質量》，選取耕后碎土率、地表平整度為評價指標。

3.2.1碎土率

碎土率可由顆粒接觸模型中粘結鍵斷裂系數表示。運用EDEM后處理收集試驗數據，得出離散元土壤顆粒間粘結鍵斷裂數量。碎土率計算公式為

(34)

式中d′——碎土率，%

N1——作業區域斷裂粘結鍵土壤顆粒數

N2——作業區域土壤顆粒總數

3.2.2地表平整度

地表平整度越高，一定程度上可以節約大量泡田用水，所以地表平整度作參考指標有重要意義。根據地表平整度考察標準，利用EDEM軟件截斷功能(Clipping模塊)沿垂直于帶狀旋耕機構前進方向，對仿真土槽進行區域劃分，提取該區域帶狀旋耕機構作業前、后地表顆粒穩定后的坐標值，將坐標值導入CAD中，繪制出旋耕前地表線和作業后地表線。在整個帶狀機構旋耕寬度范圍做等分標記測點，地表平整度計算式為

(35)

式中ak——第k次測量的淺松前、后地表至水平基準線的垂直距離，mm

akj——第k次測量中第j個等分點的淺松前、后地表至水平基準線的垂直距離，mm

nk——第k次測量中的測試點數

Sk——第k次測量的地表平整度，mm

3.3 正交旋轉試驗設計

采用三因素三水平正交旋轉組合試驗方法[40]，參考上文及旋耕機構已有的研究成果[41]，機具行進速度及旋耕刀軸轉速為影響旋耕機作業質量與功耗的重要因素，同時由于多區段旋耕刀組同時作業，每組的旋耕刀在刀軸上的排列方式是影響旋耕機作業質量、機具振動及功耗的重要因素。故以機具行進速度、旋耕刀軸轉速、帶狀旋耕刀片排列方式為試驗因素，以碎土率、地表平整度為評價指標，選用L(34)正交表，共實施17組試驗，仿真模擬過程如圖9所示。

圖9 水田帶狀旋耕機構EDEM仿真過程Fig.9 EDEM simulation process of strip multifunctional combined ground preparation machine in paddy field

試驗因素編碼如表3所示。旋耕刀排列方式因素水平為-1(多區段對稱單螺旋排列)、0(多區段對稱雙螺旋排列)、1(多區段單向螺旋排列)，如圖10所示。

表3 試驗因素編碼Tab.3 Test factors and codes

圖10 多區段旋耕刀排列方式Fig.10 Rotation knife arrangement

3.4 試驗結果與分析

試驗結果如表4所示，A、B、C為因素編碼值，方差分析如表5、6所示。

表4 試驗方案與結果Tab.4 Experiment layout and results

3.4.1碎土率回歸模型的建立與顯著性檢驗

通過對試驗數據的分析和多元回歸擬合，碎土率Y1方差分析如表5所示。由表5可知，對于碎土率Y1，各因素及因素之間的交互作用影響的主次順序是C2、B2、A、A2、C、AC、BC、B、AB，其中C2、B2、A2、C和A對碎土率Y1的影響極顯著(P<0.01)；B、AC、BC碎土率Y1的影響顯著(0.01

表5 碎土率Y1方差分析Tab.5 Variance analysis of broken soil rate Y1

Y1=95.44-1.37A-0.11B+0.6C+
2.5×10-3AC-0.18BC-0.86A2-
2.36B2-3.92C2

(36)

3.4.2地表平整度回歸模型的建立與顯著性檢驗

通過對試驗數據的分析和多元回歸擬合，地表平整度Y2方差分析如表6所示。由表6可知，對于地表平整度Y2，各因素及因素之間的交互作用影響的主次順序是C2、B2、C、BC、A、B、AB、AC、A2，其中C2和B2對地表平整度Y2的影響極顯著(P<0.01)；A、B、C、AB和BC對地表平整度Y2的影響顯著(0.01

表6 地表平整度Y2方差分析Tab.6 Variance analysis of surface flatness coefficient Y2

Y2=17.33+1.49A+0.55B-1.86C+1.17AB-
0.17BC+3.38B2+5.46C2

(37)

3.4.3響應曲面分析

通過Design-Expert 8.0.6統計軟件對試驗數據進行處理，得出機具行進速度A、旋耕刀軸轉速B、旋耕刀排列方式C之間顯著和較顯著交互作用對碎土率Y1及地表平整度Y22個指標影響的響應曲面，如圖11所示。

圖11 帶狀旋耕機構試驗響應曲面Fig.11 Response surface of prototype test

如圖11a所示，當旋耕刀軸轉速一定時，碎土率Y1隨著機具行進速度增加呈減小趨勢，最優機具行進速度為1.8～4.2 km/h，原因是當機具行進速度較低時，旋耕刀軸能充分切削土壤，而機具行進速度較高時，部分土壤未能充分破碎就被拋出，導致碎土率降低；如圖11b所示，當機具行進速度為3.6 km/h時，碎土率Y1隨著旋耕刀排列方式的改變呈先增加后減小的趨勢，最優的旋耕刀排列方式為多區段對稱雙螺旋排列，原因是這種旋耕刀排列方式，使旋耕刀對土壤切削最均勻徹底，穩定性好，最佳刀軸轉速為230～250 r/min，此時碎土率Y1隨著旋耕刀軸轉速的增加呈先增加后減小的趨勢，原因是當刀軸轉速較高時，旋耕刀對根茬呈滑移切削狀態，土壤切割不完全，導致碎土率降低；在機具行進速度與旋耕刀排列方式的交互作用中，主要影響碎土率Y1的因素是帶狀旋耕機構行進速度。

如圖11c所示，當旋耕刀軸轉速一定時，地表平整度系數Y2隨著機具行進速度的增加呈增加的趨勢，最優的機具行進速度為3.6～5.4 km/h，主要原因是行進速度高的時候，更不易出現壅土現象，土壤分布均勻；當機具行進速度為3.6 km/h時，地表平整度系數Y2隨著旋耕刀軸轉速增加呈先減小后增加的趨勢，如圖11d所示，最優的旋耕刀軸轉速為220～240 r/min，原因是旋耕刀軸轉速較小時，土壤不能完全破碎，導致地表大土塊較多，平整度較低；當旋耕刀軸轉速過大時，土壤易被翻起，導致土壤分布不均，地表平整度同樣不高，在機具前進速度與旋耕刀軸轉速的交互作用中，主要影響地表平整度Y2的因素是旋耕刀軸轉速。

對帶狀旋耕機構進行參數優化，以獲取最優的參數組合，最大程度提高帶狀旋耕機構地表平整度及碎土率的穩定性。通過對圖11中4個響應曲面的分析，利用Design-Expert 8.0.6軟件中的優化模塊對回歸模型進行求解，根據實際工作條件及上述相關模型分析，結果為：機具行進速度為3.6 km/h、刀軸轉速為240 r/min、旋耕刀排列方式為多區段對稱雙螺旋排列，此時理論機具碎土率為93.26%，地表平整度為17.3 mm。

4 田間試驗

為了驗證仿真得到的較優組合的準確性，進行了水田帶狀復式整地機整機田間試驗。試驗以碎土率、地表平整度、旋耕帶寬穩定性系數作為主要指標，耕深、耕深穩定性系數、淺松深度、淺松深度穩定性系數為參考，綜合評價水田帶狀復式整地機工作性能及耕作效果。

4.1 試驗條件

田間試驗于2020年5月21日在東北農業大學阿城試驗基地(126°59′E、49°32′N)進行。試驗設備主要包括約翰迪爾904型拖拉機、水田帶狀復式整地機、環刀、土壤盒、電熱恒溫干燥箱、卷尺、鋼尺、電子秤等。測量測試區深度0～300 mm土壤容重為1.54 g/cm3、含水率13.17%、緊實度3 664.13 kPa，試驗區前茬作物為水稻。

4.2 試驗方法

選取地勢平坦、長度為200 m、寬度為50 m的試驗地塊，設定中間100 m為工作平穩區，試驗區寬度作為測量區域。測量采用5點取樣法，測量點選取平行四邊形對角線均分點。機具平均行進速度為3.6 km/h、旋耕轉速為240 r/min、旋耕深度為150 mm、淺松深度為230 mm。機具性能指標和試驗方法依據文獻[42]及GB/T 24675.1—2009《保護性耕作機械 淺松機》，試驗主要指標有：碎土率、地表平整度；參考指標：旋耕深度、旋耕深度穩定性系數、淺松深度、淺松深度穩定性系數。而實際作業中，耕寬穩定性系數同樣是影響作業質量的重要因素，本文機具為帶狀旋耕，故將耕作帶寬穩定性系數也作為主要評價指標之一。

碎土率與地表平整度測定方式參考上文，耕作帶寬穩定性系數測定方法：沿垂直機組運動方向每隔2 m左、右測定2個相鄰行程耕作帶溝墻之間的水平距離即為耕作帶寬，每個行程測量5組數，共測3個行程。耕作帶寬穩定性系數計算式為

U=1-V

(38)

(39)

(40)

(41)

式中aj——第j個行程的旋耕帶寬平均值，mm

U——耕作帶寬穩定性系數，%

a——耕作帶寬平均值，mm

N——行程數

Sd——耕作帶寬標準差，mm

V——耕作帶寬變異系數，%

4.3 試驗結果與分析

水田帶狀復式整地機試驗現場如圖12所示。各性能指標均為行程結果的平均值，水田帶狀復式整地機試驗結果如表7、8所示。田間耕深和淺松深度測定如圖13所示，碎土率和耕作帶寬測定如圖14所示。

圖12 水田帶狀復式整地機田間試驗Fig.12 Field experiment of strip spacing multifunctional combined ground preparation machine in paddy field

圖13 田間試驗耕深及淺松深度測定Fig.13 Field experiment for further determination

圖14 田間試驗碎土率和耕作帶寬測定Fig.14 Determination of soil fragmentation rate in field experiment

表7 性能試驗結果Tab.7 Results of performance experiment mm

由表8可知，水田帶狀復式整地機作業后，旋耕深度、淺松深度、地表平整度、單條耕作帶寬、耕作帶寬穩定性系數、碎土率、耕深穩定性系數、淺松深度穩定性系數分別為151.3、221.4、18.4、300.9 mm、95.3%、92.97%、93.5%、92.3%，滿足農藝要求，即機器一次作業后形成有利于水稻寬窄行栽植的下粗上細、上虛下實、透氣性良好的土壤耕作條帶，一次泡田后即可進行秧苗插秧作業。

表8 性能參數結果Tab.8 Calculation results of performance test

水田帶狀復式整地機試驗結果中，碎土率與地表平整度試驗結果與EDEM仿真結果基本一致，說明機器虛擬仿真的正確性與可行性。

5 結論

(1)針對水稻寬窄行栽培模式的整地及施肥需要，設計一種水田帶狀復式整地機，一次作業可完成淺松、帶狀旋耕整地、精準施肥、苗床平整作業。單條耕作帶寬為300 mm，間隔300 mm為免耕帶，可滿足15～45 cm、20～40 cm、25～35 cm行距的水稻寬窄行插秧技術要求。

(2)根據田間作業的實際情況，利用EDEM軟件對水田帶狀復式整地機的帶狀旋耕機構進行田間作業虛擬仿真分析，通過正交旋轉組合試驗的參數優化，確定最佳工作速度為3.6 km/h、刀軸轉速為240 r/min、旋耕刀排列方式為多區段對稱雙螺旋排列，此時碎土率為93.26%，地表平整度為17.3 mm。

(3)田間試驗表明：水田帶狀復式整地機旋耕深度、淺松深度、地表平整度、單條耕作帶寬、耕作帶寬穩定性系數、碎土率、耕深穩定性系數、淺松深度穩定性系數分別為151.3、221.4、18.4、300.9 mm、95.3%、92.97%、93.5%、92.3%，滿足水稻苗床整地需求，并且有較高的作業質量，對比全幅整地機具，水田帶狀復式整地機更符合少、免耕保護性耕作的需要。