鼴鼠趾仿生及表面熱處理提高齒形開溝刀減阻耐磨性能

王少偉，李善軍，張衍林，萬 強，陳 紅，孟 亮

鼴鼠趾仿生及表面熱處理提高齒形開溝刀減阻耐磨性能

王少偉，李善軍※，張衍林，萬 強，陳 紅，孟 亮

（1. 華中農業大學工學院，武漢 430070；2. 國家現代農業（柑橘）產業技術體系，武漢 430070；3. 農業農村部長江中下游農業裝備重點實驗室，武漢 430070；4.農業農村部柑橘全程機械化科研基地，武漢 430070）

為提高農用開溝機械開溝刀的減阻耐磨性能，該文針對課題組前期研制的齒形開溝刀，利用仿生結構和不同表面熱處理對原齒形開溝刀進行優化。以鼴鼠前爪第3趾為仿生對象，設計了仿生開溝刀。使用EDEM軟件進行模擬仿真試驗，通過分析齒形開溝刀和仿生開溝刀的開溝功耗，對比2種刀片的減阻性能；進行臺架磨損試驗，利用金相顯微鏡、顯微硬度儀、摩擦磨損試驗機分析5種表面熱處理仿生開溝刀的耐磨性能。單齒仿真試驗發現，仿生開溝刀刀齒的整體三維表面結構特征有利于減阻。仿真試驗結果表明溝深為150、200、250、300和350 mm時，仿生開溝刀比齒形開溝刀的開溝功耗分別降低9.68%、10.44%、10.22%、10.70%和10.95%，仿生開溝刀的減阻性能更優。臺架磨損試驗結果表明，滲鉻淬火高溫回火（Ⅱ型刀）、滲碳淬火低溫回火（Ⅲ型刀）、激光熔覆WC/Ni60A粉末合金（Ⅳ型刀）和氧乙炔火焰堆焊鑄造WC焊條（Ⅴ型刀）比淬火中溫回火（Ⅰ型刀）處理的仿生開溝刀的磨損質量分別降低14.17%、42.05%、66.98%和75.96%，Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ和Ⅴ型刀的耐磨性能依次提高，Ⅴ型刀最優。5種刀片組織結構、顯微硬度和摩擦系數的分析結果表明，Ⅰ、Ⅱ和Ⅲ型刀的硬化層顯微組織主要為淬火和回火馬氏體，Ⅳ和Ⅴ型刀主要為WC硬質相，Ⅳ和Ⅴ型刀的組織結構更優；Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ和Ⅴ型刀的平均顯微硬度為558、700、888、1 195和1 441 HV0.1；平均摩擦系數為0.67、0.57、0.26、0.25和0.22，Ⅴ型刀的顯微硬度和摩擦系數最優，與臺架磨損試驗結果相一致。田間試驗結果表明，優化后的Ⅲ型和Ⅴ型刀比原來齒形開溝刀的開溝功耗分別降低11.45%和5.41%，磨損質量分別降低28.26%和82.63%，仿生結構優化與表面熱處理能夠提高齒形開溝刀的減阻耐磨性能。該研究可為提高開溝刀減阻耐磨性能提供參考。

農業機械；仿生；開溝；熱處理；減阻性能；耐磨性能

0 引 言

在農用開溝機械作業過程中，開溝刀與土壤直接接觸，并對土壤進行切削、輸送和拋出從而形成溝渠。開溝作業的質量和效率與開溝刀的各方面性能密切相關，其中減阻性能和耐磨性能最為重要。提高減阻性能，能夠降低開溝功耗、提高作業質量；提高耐磨性能有利于增加刀片使用壽命、提升作業效率和節省經濟成本[1-2]。針對提高農用機械觸土部件的減阻性能和耐磨性能，國內外學者做了大量研究。在提高減阻性能方面，仿生結構優化是一種應用十分廣泛的重要方法。在生物的長期進化過程中，由于生存環境和生活習性的影響，很多生物具有非常優秀的土壤挖掘能力[3-7]，典型的土壤挖掘動物有鼴鼠、鼢鼠、蜣螂、穿山甲、螻蛄和螞蟻等。不同學者利用各類土壤挖掘動物觸土部位的特點對農用機械的工作部件進行了仿生結構優化。汲文峰[4]利用鼴鼠前爪第2趾前端結構的擬合圓弧對旋耕-碎茬通用刀片的正切面刃線進行設計，通過田間試驗發現仿生刀的功耗均小于旋耕刀和碎茬刀，但作業質量優于旋耕刀稍差于碎茬刀。王洪昌[5]將鼢鼠前爪第3趾內輪廓縱向截面的第4曲線高斯方程作為刃線設計了仿生除草鏟。土槽試驗結果表明，仿生除草鏟的牽引阻力在低速時低于圓弧型除草鏟，在高速時相反。朱鳳武[8]分析了蜣螂前足脛節楔形爪趾頂端和外緣輪廓線設計了仿生深松鏟。可見，上述仿生結構優化主要利用動物爪趾的特征輪廓線參數進行刃線設計。也有部分學者利用土壤挖掘動物觸土部位的非光滑表面特征，例如凸包、凹坑、波紋、鱗狀等形態，進行免耕播種機雙圓盤開溝器、仿生犁壁、推土板、波紋板等的仿生結構優化[9-14]。可見，已有研究由于工作部件結構形式等原因，主要為利用土壤挖掘動物觸土部位的局部三維表面結構特征。對觸土部位整體三維表面結構特征進行仿生的研究較少，本文以鼴鼠前爪第3趾為仿生研究對象，將原來齒形開溝刀的刀齒整體替換為鼴鼠前爪第3趾仿生模型，設計仿生開溝刀。

在提高耐磨性能方面，由于旋耕機應用范圍較廣，已有研究主要以旋耕刀片為對象，提高其耐磨性能[15-17]。提高耐磨性能的表面熱處理方式主要分為2類，一是改變基材材料性能對基材磨損，二是在基材上熔覆耐磨層對耐磨層進行磨損。采用不同的淬火處理工藝可以改變基材材料性能，以達到提高耐磨性能的目的。袁曉明等[15]認為對大耕深旋耕刀先進行滲鉻處理，再進行淬火中溫回火處理，會比傳統淬火低溫回火處理獲得更好的組織結構和更小的摩擦系數。田間試驗發現，該方法可以使磨損質量降低59.2%。黃永俊等[16]研究發現，對農用刀片的常用材料65 Mn鋼進行激光淬火處理后的硬化區顯微硬度高于激光熔凝處理。在基材上熔覆耐磨層，由于耐磨層組織結構更好并含有高硬度耐磨相，因此可以極大的提高耐磨性能。趙建國等[18]在Q235基材上采用氮弧熔覆制備TiCN/Fe金屬陶瓷涂層，涂層的顯微硬度比基材提高3倍，高達1 089 HV0.5，磨損質量只有65 Mn的50%。郝建軍等[19]為改善65 Mn鋼上熔覆的Fe-Cr-C堆焊層的性能，創新性制備Fe-Cr-C-V堆焊層。常用的65Mn鏟尖和60Si2Mn旋耕刀熔覆Fe-Cr-C-V堆焊層后，磨損質量能夠降低78%和50%。Satit等[17]利用高速火焰噴涂和等離子堆焊，在旋耕刀表面分別制備WC/Co和Al2O3-TiO2/NiAl涂層。田間試驗發現，與普通旋耕刀磨損質量相比，WC/Co涂層旋耕刀降低97.67%，Al2O3-TiO2/NiAl涂層旋耕刀提高4.65%，原因為涂層剝落。可見，在基材上熔覆耐磨層，使得耐磨性能提高顯著。考慮到熔覆耐磨層會部分破壞仿生開溝刀刀齒的整體三維表面結構特征，對減阻性能產生不利影響，因此本文對比5種表面熱處理仿生開溝刀耐磨性能的差異，并考察對減阻性能的影響。

1 仿生開溝刀設計

1.1 齒形開溝刀結構

仿生開溝刀設計以課題組前期研制的1KZ38型傾斜螺旋式山地果園開溝機上使用的齒形開溝刀為原型。齒形開溝刀參數為，螺栓孔距=45 mm，刀片中心長度=40.7 mm，刀片幅寬=40 mm，刀片厚度=6 mm，安裝角=4.5°，折彎角=49°，如圖1a所示[20]。單個刀齒呈棱錐形，參數為總長1=13 mm，后端高度2=6 mm，寬度3=8 mm，圓心角1=170°，圓弧半徑1=3.124 mm，刃角1=21°，刃厚1=1 mm，如圖1b所示。齒形開溝刀材料為H13，質量分數如表1所示，采用淬火中溫回火處理。

表1 H13組成元素質量分數

注：為螺栓孔距，mm；為刀片中心長度，mm；為刀片幅寬，mm；為刀片厚度，mm；為安裝角，(°)；為折彎角，(°)。

Note:is bolt holes spacing, mm;is the center length of the blade, mm;is blade width, mm;is blade thickness, mm;is installation angle, (°);is bending angle, (°).

a. 整體結構

a. Overall structure

注：1為總長，mm；2為后端高度，mm；3為寬度，mm；1為圓心角，(°)；1為圓弧半徑，mm；1為刃角，(°)；1為刃厚，mm。

Note:1is total length, mm;2is back-end height, mm;3is width, mm;1is central angle, (°);1is arc radius, mm;1is edge angle, (°) ;1is edge thickness, mm.

b. 單個刀齒結構

b. Structure of single tooth

圖1 齒形開溝刀結構

Fig.1 Structure of toothed ditching blade

1.2 仿生開溝刀設計

試驗鼴鼠用鼠夾法捕獲，捕獲地點為內蒙古自治區呼倫貝爾市海拉爾區呼倫貝爾大草原（119°28'～120°34'E，49°06'～49°28'N），生活土壤類型為草甸土，飼養于裝滿土的玻璃缸內。體視顯微鏡為SZX16型（奧林巴斯中國有限公司，變倍比16.4∶1，放大倍數0.7～11.5），觀測參數為放大倍數1.5。三維激光掃描儀為EinScan Pro+型（杭州先臨三維科技股份有限公司，掃描精度0.05 mm，掃描速度550 000點/s，空間點距0.24 mm），工藝參數為光源白光LED，拼接模式特征拼接和手動拼接。3D金屬打印機為EP-M250Pro型（北京易加三維科技有限公司，工作功率380 V/6 KW），工藝參數為掃描速度8 m/s，分層厚度0.05 mm。

鼴鼠是土壤挖掘能力最強的動物之一[3-4,14]，它一生中絕大部分時間生活在地下，以地下植物根莖和土壤中生活的動物幼蟲和昆蟲等為食，覓食時需要大量的土壤挖掘作業，一夜的挖掘距離可達100 m。挖掘土壤時，鼴鼠的后爪緊緊地抓住地面，利用強壯的前爪和鼻子挖開前方土壤，并將土壤推到身體兩側并由后爪移到身后，再用前爪和鼻子修整洞壁。前期研究發現，鼴鼠爪趾的后爪窄小，趾為細長棱錐形，前部尖銳，起支撐固定身體和拋土作用。前爪寬大，整體為鏟狀，爪心朝外，起挖土和推土作用。前爪的5個趾中，第5趾短小，具有明顯的退化特征，不利于土壤挖掘。第3趾最為寬大，是最主要的挖掘趾[3-4,14]，為充分利用鼴鼠爪趾的土壤挖掘能力，本文以鼴鼠前爪第3趾為仿生對象。將齒形開溝刀的刀齒整體替換為鼴鼠前爪第3趾仿生模型。通過體視顯微鏡對鼴鼠前爪第3趾進行觀察，趾整體寬扁，為扁圓楔形，前部和兩側邊緣較薄，表面具有凸棱、凸起、凹溝等細微結構，呈現非光滑表面特征。趾的腹面，前端刃部內凹，前部有1圈U型凸起和2條縱向對稱分布的小凸臺，后部有2條縱向對稱分布的大凸臺，如圖2a所示。趾的背面，平滑光順，前端為圓鈍形狀，橫向曲率大于縱向曲率，縱向后部曲率大于前部曲率，橫向中間曲率大于兩側曲率，如圖 2b所示。

首先利用三維激光掃描儀獲得鼴鼠前爪第3趾的表面點云數據。然后使用Geomagic studio 2017軟件對點云數據進行點云稀疏、拼接封裝、平滑降噪等處理，獲得鼴鼠前爪第3趾仿生模型，主要參數為總長4=18.5 mm，后端高度5=6 mm，寬度6=8 mm，圓心角2=176°，圓弧半徑2=4 mm，刃角2=19°，刃厚半徑2=0.47 mm，如圖2c所示。最后使用Creo 3.0軟件將鼴鼠前爪第3趾仿生模型放大3倍，使得6與3相等，便于替換齒形開溝刀的刀齒。使用3D金屬打印機制造仿生開溝刀，如圖 2d所示。其參數螺栓孔距、刀片中心長度、刀片幅寬、刀片厚度、安裝角、折彎角、材料和熱處理方式與齒形開溝刀片相同。

圖2 鼴鼠前爪第3趾仿生開溝刀結構

2 仿真試驗

2.1 試驗設計

為對比原齒形開溝刀和仿生開溝刀開溝過程的開溝功耗，采用離散元法進行開溝過程仿真試驗。仿真軟件是EDEM 2.7，采用Hertz-Mindlin with bonding模型。根據開溝機常用作業參數，設置仿真參數為開溝主軸轉速625 r/min，前進速度750 m/h，溝深150、200、250、300和350 mm，其他主要仿真參數如表2所示[20-21]。開溝功耗通過仿真測定的開溝主軸扭矩和開溝主軸轉速，根據式（1）計算。為進一步分析開溝過程中仿生開溝刀的減阻機理，進行單個刀齒土壤挖掘仿真試驗。根據中部刀齒的回轉半徑（0.284 m）及開溝主軸轉速，由式（2）確定刀齒切削土壤的線速度為9.3 m/s，其他主要仿真參數如表2所示。

式中為開溝功耗，kW；為開溝主軸扭矩，N·m；為開溝主軸轉速，r/min。

式中為刀齒線速度，m/s；為中部刀齒回轉半徑，m；為開溝主軸轉速，r/min。

表2 EDEM仿真參數

2.2 試驗結果與分析

開溝過程仿真試驗結果如表3所示。由表3可知，溝深為150、200、250、300和350 mm時，仿生開溝刀比齒形開溝刀的開溝功耗降低9.68%、10.44%、10.22%、10.70%和10.95%，平均降低10.398%，減阻效果明顯。通過單個刀齒土壤挖掘仿真試驗發現，仿生開溝刀優異的減阻性能與刀齒的結構密切相關。刀齒具有鼴鼠前爪第3趾的整體三維表面結構特征。刀齒為扁圓楔形，前部和兩側邊緣較薄，刃部內凹，刃角較小，經測定仿生開溝刀片刀齒的刃角2=19°，而齒形開溝刀片刀齒的刃角1=21°。扁圓楔形和較小的刃角能夠減少觸土面積、減弱土壤壓實，從而降低切削阻力，具有較強的入土能力和脫土效果。仿生開溝刀刀齒前端的圓心角2=176°，圓弧半徑2=4 mm，頂端特征線為過渡圓弧，刃厚半徑2=0.47 mm，而齒形開溝刀刀齒前端的圓心角1=170°，圓弧半徑1=3.124 mm，頂端特征線為直線，刃厚1=1 mm，仿生開溝刀刀齒的圓心角和圓弧半徑均較大，二者刃厚接近，但是圓弧特征會形成過渡圓角，因此仿生開溝刀刀齒前端的圓鈍特征更加明顯，圓鈍結構能夠改變土壤應力分布和壓實形狀，從而減弱應力集中，降低摩擦磨損和減少土壤粘附。如圖3a和3b中接觸土壤時顆粒粘結力分布所示。由于仿生刀齒表面為非光滑表面，具有凸棱、凸起、凹溝等細微結構，使刀齒與土壤接觸面間存在間隙，減少了接觸面積。開溝過程中細微凹凸結構使土壤顆粒產生震動、變形等作用，導致接觸面水膜面積和厚度出現隨機性波動進而水膜不能連續，從而降低了土壤對刀齒表面的粘附力。如圖3a和3b中連續工作時顆粒粘結力分布所示。刀齒腹面前部的U型凸起和背面縱向前部曲率小后部曲率大、橫向兩側曲率小中間曲率大的結構特征，有利于土壤顆粒向兩側分流。2條縱向對稱分布的小凸臺和縱向變曲率特征，使土壤中小顆粒沿切削方向運動時，隨著曲率逐漸增大垂直刀面的速度分量也增大，逐漸脫離刀面，有利于脫土。如圖3c和3d中的切入土壤時顆粒速度分布所示。后部2條縱向對稱分布的大凸臺和縱向變曲率特征，使土壤中大顆粒沿切削方向運動時，隨著曲率逐漸增大垂直刀面的速度分量也增大，逐漸脫離刀面，有利于脫土。如圖3c和3d中的連續工作時顆粒速度分布所示。

表3 2種刀片仿真開溝功耗對比

圖3 單個刀齒的土壤挖掘過程仿真結果

3 不同表面熱處理對仿生開溝刀耐磨性能的影響

3.1 試驗材料與方法

為提高仿生開溝刀的耐磨性能，本文選取淬火中溫回火、滲鉻淬火高溫回火、滲碳淬火低溫回火、激光熔覆WC/Ni60A粉末合金（WC質量分數為40%）、氧乙炔火焰堆焊鑄造WC焊條（WC質量分數為60%）5種表面熱處理方法對仿生開溝刀進行表面強化處理，對應刀片命名為Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ和Ⅴ型刀。Ⅰ、Ⅱ和Ⅲ型刀為對刀片進行整體處理，Ⅳ和Ⅴ型刀只對刀齒腹面進行處理。Ⅰ、Ⅱ和Ⅲ型刀的淬火回火表面熱處理方式，對刀齒原來的整體三維表面結構特征沒有影響，但Ⅳ和Ⅴ型刀的熔覆表面熱處理方式會造成部分表面結構破壞。為最大限度降低破壞程度，在Ⅳ和Ⅴ型刀刀齒腹面的熔覆層基礎上，利用人工點動熔覆和激光雕琢方法，對刀齒原來的整體三維表面結構特征進行修復。經多次修復后，Ⅳ和Ⅴ型刀刀齒熔覆層的精度為0.1 mm，屬于可接受范圍，Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ和Ⅴ型刀的耐磨性能具有可比性。進行臺架磨損試驗，利用金相顯微鏡、顯微硬度儀、摩擦磨損試驗機分析Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ和Ⅴ型刀的耐磨性能。

熱處理前對刀片表面進行除銹、除油、清洗等預處理。淬火、回火設備為SX2-5-12型電爐（武漢亞華電爐有限公司，額定功率5 kW，額定電壓220 V，額定溫度1 000 ℃）。滲鉻、滲碳設備為RQD-80/120-DS型井式氣體滲碳爐（江蘇恒力爐業有限公司，額定功率80 kW，額定電壓380 V，額定溫度950 ℃）。激光熔覆設備為GS-HL-5000型激光器（武漢高斯激光設備有限公司，功率5 kW，波長0.010 6 mm）。淬火中溫回火工藝參數為預熱溫度650 ℃，時間30 min；溫度850 ℃，時間30 min；淬火溫度1 000 ℃，油冷10 min；2次中溫回火溫度550 ℃，時間10 min。滲鉻淬火高溫回火工藝參數為滲鉻劑65%FeCr70、30%Al2O3、5%NH4Cl，溫度950 ℃，時間15 h，滲層深度0.2±0.05 mm；預熱溫度650 ℃，時間30 min；溫度850 ℃，時間30 min；淬火溫度1 000 ℃，油冷10 min；3次高溫回火溫度570 ℃，時間10 min。滲碳淬火低溫回火工藝參數為滲碳劑丙烷，溫度930 ℃，時間5 h，滲層深度1±0.2 mm，正火溫度400 ℃，時間1 h；球化退火溫度760 ℃，時間2 h；預熱溫度650 ℃，時間30 min；溫度850 ℃，時間30 min；淬火溫度950 ℃，油冷10 min；低溫回火溫度250 ℃，時間10 min。激光熔覆工藝參數為工作功率3.2 kW，掃描速度300 mm/min，送粉速度15～20 g/min，堆焊層厚度1.4±0.2 mm。氧乙炔火焰堆焊參數為堆焊速度300 mm/min，焊條送絲速度15～20 g/min，堆焊層厚度1.4±0.2 mm。

通過臺架磨損試驗對比Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ和Ⅴ型刀的耐磨性能，磨損臺架如圖4所示，電動機驅動主軸轉動，電動機和主軸之間裝有扭矩傳感器，主軸上安裝有螺旋葉片（螺旋外徑300 mm，螺旋角30°）和Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ和Ⅴ型刀，扭矩傳感器和扭矩顯示儀測定和顯示扭矩，變頻器調整電動機轉速，注砂孔和排砂孔加入和排出磨料[20]。利用變頻器調整主軸轉速為625 r/min，磨料選用60目、100目金剛砂與32目土壤顆粒按照質量1∶1∶1混合，含水率為18.91%，磨料加入速度為50±5 g/s，對應主軸扭矩為20±2 N·m，磨損時間為50 h，每隔1 h停機，記錄1次刀片質量，每種刀片重復3次取平均值。停機取下刀片后，用裝有75%乙醇溶液的超聲波清洗儀清洗刀片20 min，再用烘干箱在105 ℃烘干15 min，冷卻至室溫后用電子天平稱量刀片質量。刀片的磨損質量根據式（3）計算。沿刀片表面垂直方向截取材料制成斷面金相樣品，使用體積分數4%的硝酸酒精溶液進行腐蝕，利用金相顯微鏡、顯微硬度儀、摩擦磨損試驗機分析金相組織、硬度、摩擦系數等。金相顯微鏡為MJ30型（廣州明美光電技術有限公司，像素2 000萬）。數字顯微硬度儀為HV-1000B型（煙臺華銀試驗儀器有限公司，最小檢測單位0.25 um），測試參數為加載壓力0.981 N，壓力保持時間15 s。摩擦磨損試驗機為MS-T-3001型（蘭州華匯儀器科技有限公司，加載精度0.1 g），測試參數為磨頭材料Si3N4，摩擦磨損時間20 min，加載載荷25 N，往復運動速度0.25 m/s，摩擦磨損溫度10 ℃。

Δ=0－m（3）

式中Δ為磨損質量，g；0為初始質量，g；m為當前時刻質量，g。

3.2 試驗結果與分析

3.2.1 磨損質量對比

臺架磨損試驗結果如圖5所示。根據圖5磨損質量的變化特征，將磨損過程分為初始磨損期、急劇磨損期和平穩磨損期，如表4所示。初始磨損期主要是刀片表面經清洗以后仍殘留或固著的氧化物和顆粒物質等發生磨損，由于磨損物質數量較少，該階段磨損量增加較為平緩，約在第5 h結束。急劇磨損期是刀片的凸棱部位、形狀尺寸過渡突變部位和表面粗糙度較大部位發生磨損，該階段磨損量急劇增加并且增加趨勢越來越快，又可細分為直線磨損段、指數磨損段。Ⅰ～Ⅴ型刀急劇磨損期的持續時間為22、21、16、13和13 h，其中指數磨損段持續時間為8、7、4、3和3 h，且直線、指數磨損段斜率均減小。平穩磨損期是刀片進入長期穩定工作狀態，與土壤、砂粒接觸部位發生磨損的階段，該階段持續時間最長，直到刀片磨損失效，Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ和Ⅴ型刀磨損質量的斜率減小。由于在急劇磨損期、平穩磨損期Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ和Ⅴ型刀磨損斜率均減小，以及Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ和Ⅴ型刀比Ⅰ型刀提前1、6、9和9 h進入平穩磨損期，且指數磨損段持續時間減少1、4、5和5 h，因此Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ和Ⅴ型刀的耐磨性能依次提高。在第50 h時，Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ和Ⅴ型刀比Ⅰ型刀的磨損質量降低14.17%、42.05%、66.98%和75.96%，也驗證了這一點。因此，在淬火回火處理之前，利用元素滲入方法滲入鉻和碳等強化元素，能夠提高刀片的耐磨性能。滲碳處理的效果優于滲鉻處理。在刀片表面熔覆耐磨層，對刀片耐磨性能的提高更加顯著。Ⅴ型刀的耐磨性能最好并且優于Ⅳ型刀，因此在一定范圍內提高耐磨層中WC的質量分數，可以提高刀片的耐磨性能。

圖4 磨損試驗臺

圖5 刀片磨損質量隨時間的變化曲線

3.2.2 顯微組織對比

Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ和Ⅴ型刀的硬化層的顯微組織如圖 6所示。Ⅰ型刀顯微組織為細針狀回火馬氏體、極少量殘余奧氏體和少量顆粒狀碳化物，如圖6a所示。Ⅱ型刀顯微組織為細針狀馬氏體、回火馬氏體、極少量殘余奧氏體和顆粒狀碳化物，如圖6b所示。Ⅲ型刀顯微組織為細針狀高碳馬氏體、高碳回火馬氏體、少量殘余奧氏體和顆粒狀碳化物，如圖6c所示。Ⅰ～Ⅲ型刀心部組織為回火馬氏體、鐵素體、珠光體混合組織。Ⅳ～Ⅴ型刀顯微組織分為熔覆區和基體熱影響區，熔覆層區域為熔覆區，熔覆層以下1±0.2 mm為基體熱影響區，熔覆區、基體熱影響區根據距表面距離又都分為上、中、下部，Ⅳ型刀熔覆區界面和熔覆區上部組織如圖 6d和6e所示，Ⅴ型刀熔覆區界面和熔覆區上部組織如圖 6f和6g所示。Ⅳ～Ⅴ型刀熔覆區上部顯微組織為少量奧氏體和樹枝狀共晶組織，Ⅴ型刀中的WC顆粒燒損較少，Ⅳ型刀中有部分燒損導致硬度下降。由于熔覆區上部可通過外界氣體和基體散熱，因此結晶速度最快，形成多向生長的樹枝晶。熔覆區中、下部為共晶組織和奧氏體，由于散熱速度逐漸降低，晶體相對于上部逐漸增大。熔覆區與基體熱影響區界面為冶金結合區，由于稀釋率相對較小，為5%～10%，因此呈現一條0.001～0.002 mm寬的過渡帶。冶金結合區的散熱條件較好，金相組織為樹枝晶和等軸晶，沿溫度梯度方向即與過渡帶垂直生長[22-28]。基體熱影響區上部顯微組織為托氏體和奧氏體，中部顯微組織為索氏體，下部顯微組織為粒狀和片狀珠光體[29-30]。

表4 磨損階段劃分

注：Ⅰ型刀為淬火中溫回火；Ⅱ型刀為滲鉻淬火高溫回火；Ⅲ型刀為滲碳淬火低溫回火；Ⅳ型刀為激光熔覆WC/Ni60A粉末合金；Ⅴ型刀為氧乙炔火焰堆焊鑄造WC焊條。下同。

Note: Blade Ⅰ is quenching and tempering at medium temperature; Blade Ⅱ is quenching and low temperature tempering with chromizing; Blade Ⅲ is quenching and low temperature tempering with carburizing; Blade Ⅳ is laser cladding of WC/Ni60A powder alloy; Blade Ⅴ is oxyacetylene flame surfacing WC cast electrode. The same below.

圖6 不同表面熱處理刀片的顯微組織

3.2.3 顯微硬度對比

顯微硬度測試結果如圖7所示，根據圖7顯微硬度分布規律，將測試區域分為高硬度區、急劇下降區、平穩下降區，如表5所示。Ⅰ型刀的顯微硬度急劇下降區不明顯。Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ和Ⅴ型刀的顯微硬度高硬度區寬度為1、1.2、1.4和1.4 mm，平均硬度為700、888、1 195和1 441 HV0.1，比Ⅰ型刀的平均硬度558 HV0.1提高25.41%、59.11%、114.08%和158.17%。可見Ⅳ和Ⅴ型刀的顯微硬度高硬度區最寬、硬度最大、對應位置為金相組織的熔覆區。Ⅱ和Ⅲ型刀由于冶金結合區C、Cr元素的擴散產生固溶強化作用，相比C、Cr元素的滲層深度，Ⅲ型刀高硬度區略有增大，Ⅱ型刀高硬度區增大不明顯。Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ和Ⅴ型刀的顯微硬度急劇下降區寬度均為0.6 mm，Ⅳ和Ⅴ型刀的顯微硬度急劇下降區對應位置為金相組織基體熱影響區上部和中部。Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ和Ⅴ型刀的顯微硬度平穩下降區的寬度為1、0.8、0.6和0.6 mm，平均硬度為519、523、344和349 HV0.1。與Ⅰ型刀的顯微硬度平穩下降區的平均硬度496 HV0.1相比，Ⅱ和Ⅲ型刀提高4.70%和5.44%，但是Ⅳ和Ⅴ型刀降低30.75%和29.74%。可見，Ⅳ和Ⅴ型刀的顯微硬度平穩下降區的平均硬度較低，對應位置為基體熱影響區下部。

圖7 不同表面熱處理刀片的顯微硬度分布

表5 顯微硬度區域劃分

對于開溝刀片，磨損主要發生在刀片表面，并隨著工作時間的延長逐漸向內部擴展，由于對應位置位于高硬度區，因此該處的硬度對于刀片耐磨性能的影響最大。Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ和Ⅴ型刀高硬度區硬度依次提高。Ⅱ型刀由于Cr元素增多，會在馬氏體基體上分布（Cr, Fe）7C3、（Fe, Cr）3C，使硬度提高，同時存在二次硬化現象即高溫回火時馬氏體中沉淀析出彌散分布的特殊碳化物VC、Mo2O等產生彌散硬化，以及冷卻過程中殘余奧氏體會部分轉變為馬氏體，因此Ⅱ型刀的硬度高于Ⅰ型刀。Ⅲ型刀中存在高碳馬氏體、高碳回火馬氏體和更多的強碳化物相（VC、Mo2O等），因此硬度高于Ⅱ型刀。Ⅳ～Ⅴ型刀熔覆層由于彌散分布著硬度極高的WC顆粒產生釘扎作用，因此硬度高于Ⅲ型刀[29-30]。

3.2.4 摩擦系數對比

通過摩擦磨損試驗機測定Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ和Ⅴ型刀的摩擦系數，結果如圖8所示。由圖可知，刀片在磨損初始階段摩擦系數增加較快，而后增加緩慢，第600 s后進入平穩磨損階段。在平穩磨損階段后期由于Si3N4球與刀片表面接觸面積逐漸增加，進而加大了塑性變形和磨損程度，使粗糙度增加并導致摩擦系數略有上升。Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ和Ⅴ型刀的平均摩擦系數為0.65、0.55、0.24、0.22和0.20，平穩磨損階段為0.67、0.57、0.26、0.25和0.22。Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ和Ⅴ型刀的摩擦系數標準差為0.110、0.070、0.037、0.037和0.033，平穩磨損階段為0.012、0.013、0.015、0.008和0.024。可見平穩磨損階段Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ和Ⅴ型刀的摩擦系數降低，波動程度Ⅳ型刀最小，Ⅴ型刀最大，這是由于Ⅴ型刀含有WC顆粒較多，磨損過程中WC顆粒發生剝落參與到Si3N4對刀片的摩擦磨損過程所致。Ⅰ和Ⅱ型刀的犁溝較深，磨損類型為粘著磨損。Ⅲ、Ⅳ和Ⅴ型刀的犁溝較淺，磨損類型為磨粒磨損[31]。

圖8 不同表面熱處理刀片摩擦系數隨時間變化

4 田間試驗

4.1 試驗條件與方法

根據磨損臺架試驗結果，Ⅴ型刀的耐磨性能最好，但是刀齒原來的整體三維表面結構特征受損，對減阻性能有一定影響。Ⅲ型刀的耐磨性能僅次于Ⅴ和Ⅳ型刀，但是刀齒原來的整體三維表面結構特征保存完整，減阻性能未受影響。綜合分析，選取原來的齒形開溝刀與Ⅲ和Ⅴ型刀，利用課題組研制的1KZ38型傾斜螺旋式山地果園開溝機進行田間試驗，測試減阻和耐磨性能。試驗設備包括扭矩轉速功率傳感器、數據采集卡、數據處理終端、溝深測量儀、秒表、卷尺等。扭矩轉速功率傳感器為CYT-302型（北京天宇恒創傳感技術有限公司，量程0～200 N·m，精度0.25%）。扭矩轉速功率儀為CYT-30B型（北京天宇恒創傳感技術有限公司，量程0～99 999 N·m，精度1/120 000）與計算機相連，將采集的數據傳輸到計算機。整機傳動路線為，柴油機的動力由柴油機帶輪傳遞給帶輪A，扭矩轉速功率傳感器兩端與帶輪A和B都用聯軸器連接，動力從帶輪A經由扭矩轉速功率傳感器到達帶輪B，帶輪B傳遞動力給錐齒輪減速機輸入軸帶輪，錐齒輪減速機輸出軸用聯軸器連接開溝器的開溝主軸。測試系統如圖9所示。開溝功耗根據式（1）計算。

試驗于2018年10月17日在華中農業大學柑橘園種植基地進行，相關數據測定方法參考國家標準[32]。試驗地測區長度60 m，兩端預備區長度20 m，寬度30 m。開溝機前進速度750 m/h，開溝轉速625 r/min，溝深范圍0～350 mm。同一工況測試3個行程，每個行程測定10個數據點，相鄰數據點測定位置沿機組前進方向間隔2 m。試驗地坡度為8°～12°，土壤類型為黃棕壤，0～400 mm土壤堅實度平均值1.02 MPa，平均含水率18.13%，土壤表層覆蓋50～100 mm雜草等植被。

圖9 田間試驗測試系統

4.2 試驗結果與分析

田間試驗的開溝功耗如表6所示。由表6可知，Ⅲ和Ⅴ型刀的開溝功耗均低于齒形開溝刀，平均開溝功耗分別降低11.45%和5.41%，開溝深度越大整體減阻效果越加明顯，與仿真試驗的結果相一致。Ⅲ型刀田間試驗的減阻效果和仿真試驗的減阻效果較接近，Ⅴ型刀田間試驗的減阻效果和仿真試驗的減阻效果差異較大，這是由于Ⅴ型刀刀齒原來的整體三維表面結構特征部分受損，導致減阻性能降低，Ⅴ型刀的減阻性能不如Ⅲ型刀。田間試驗作業10 h后，齒形開溝刀、Ⅲ型刀和Ⅴ型刀的磨損質量分別為0.426 1、0.305 7和0.074 g，Ⅲ型刀和Ⅴ型刀比齒形開溝刀的磨損質量分別降低28.26%和82.63%。臺架磨損試驗10 h后，Ⅲ型刀和Ⅴ型刀比齒形開溝刀的磨損質量分別降低32.77%和84.96%。由此可見，Ⅴ型刀田間試驗的耐磨效果和臺架磨損試驗的耐磨效果較接近，Ⅲ型刀田間試驗的耐磨效果和臺架磨損試驗的耐磨效果差異較大，這是由于土壤中富含樹根、磚石塊等雜物，磨損時間較短等導致。總體來看，Ⅲ型刀的減阻和耐磨綜合性能較優。

表6 田間試驗開溝功耗

5 結 論

1）以鼴鼠前爪第3趾為仿生對象，對原來的齒形開溝刀進行仿生結構優化。溝深為150、200、250、300和350 mm時，仿生開溝刀比齒形開溝刀的開溝功耗分別降低9.68%、10.44%、10.22%、10.70%和10.95%，平均降低10.398%。由于仿生開溝刀的刀齒具有鼴鼠前爪第3趾的整體三維表面結構特征，因此減阻性能優于齒形開溝刀。

2）臺架磨損試驗結果表明，滲鉻淬火高溫回火（Ⅱ型刀）、滲碳淬火低溫回火（Ⅲ型刀）、激光熔覆WC/Ni60A粉末合金（Ⅳ型刀）和氧乙炔火焰堆焊鑄造WC焊條（Ⅴ型刀）比淬火中溫回火（Ⅰ型刀）處理的仿生開溝刀的磨損質量分別降低14.17%、42.05%、66.98%和75.96%。5種刀片的硬化層顯微組織，Ⅰ型刀為細針狀回火馬氏體、極少量殘余奧氏體和少量顆粒狀碳化物，Ⅱ型刀為細針狀馬氏體、回火馬氏體、極少量殘余奧氏體和顆粒狀碳化物，Ⅲ型刀為細針狀高碳馬氏體、高碳回火馬氏體、少量殘余奧氏體和顆粒狀碳化物，Ⅳ～Ⅴ型刀為少量奧氏體和樹枝狀共晶組織。Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ和Ⅴ型刀的平均顯微硬度為558、700、888、1 195和1 441 HV0.1。Ⅰ和Ⅱ型刀磨損類型為粘著磨損，平均摩擦系數為0.67和0.57，Ⅲ、Ⅳ和Ⅴ型刀的磨損類型為磨粒磨損，平均摩擦系數為0.26、0.25和0.22。

3）田間試驗結果表明，Ⅲ和Ⅴ型刀的開溝功耗均低于齒形開溝刀，分別降低11.45%和5.41%。田間作業10 h后，Ⅲ和Ⅴ型刀比齒形開溝刀的平均磨損質量分別降低28.26%和82.63%。

相比原來的齒形開溝刀，仿生結構優化和適當的表面熱處理能夠提高刀片的減阻和耐磨性能。Ⅲ型刀的減阻和耐磨綜合性能較優。該研究為提高開溝刀減阻和耐磨性能提供了科學依據，對實際生產具有一定的參考意義。

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Mole toe bionics and surface heat treatment improving resistance reduction and abrasion resistance performance of toothed ditching blade

Wang Shaowei, Li Shanjun※, Zhang Yanlin, Wan Qiang, Chen Hong, Meng Liang

(1.,,430070,; 2.(),430070,; 3.,,430070,4,,430070,)

In the process of agricultural ditching machinery operation, the ditching blade contacts directly with soil. The quality and efficiency of ditching operation are closely related to the performance of ditching blade. Among them, resistance reduction and abrasion resistance performance are the most important. Improving the resistance reduction and abrasion resistance ditching blade can reduce trenching power consumption and improve operation quality, which is beneficial to increasing the service life of the blade, improving operation efficiency and saving economic costs. Moles live underground in most time of their life and have amazing soil-ditching skills. The studys show that third toe of mole’s front paw is the most critical tool to ditching soil. In this paper, the third toe of mole's fore paw is taken as an object, and the whole tooth of the toothed ditching blade is replaced by the bionic model of the third toe of mole's fore paw. Firstly, the point cloud data of the third toe of the mole fore paw are obtained by 3D laser scanner. Then, the point cloud data are sparsely processed, spliced and encapsulated, smoothed and denoised by Geomagic studio 2017 software, and the bionic model of the third toe of the mole fore paw is obtained. Then the bionic cutter tooth is used to replace all the teeth of toothed ditching blade. Bionic ditching blades are manufactured using a 3D metal printer. The simulation of ditching process is achieved using EDEM software. Power consumptions of bionic ditching blade are 9.68%, 10.44%, 10.22%, 10.70% and 10.95% less than that of toothed blade separately when ditch depths are 150, 200, 250, 300 and 350 mm. In order to improve the abrasion resistance of bionic ditching blade, five surface heat treatment methods are selected to strengthen the surface of bionic ditching blade: quenching tempering at medium temperature(Blades I), chromizing quenching at high temperature(Blades Ⅱ), carburizing quenching at low temperature(Blades Ⅲ), laser cladding WC/Ni60A powder alloy (WC mass fraction 40%, BladesⅣ) and oxygen-acetylene flame surfacing casting WC electrode (WC mass fraction 60%, Blades V). Abrasion weight of 5 kinds of blades are measured by bench abrasion test. Abrasion weight of Blades II to Blade V are 14.17%, 42.05%, 66.98% and 75.96% less than that of Blade I separately. Hardened layer microstructure of Blades I to Blade III are all martensite, and that of Blades IV and Blasé V are both WC hard phase. Aerage microhardness of Blades I to Blade V are 558, 700, 888, 1 195 and 1 441 HV0.1respectivly. And average microhardness of Blade II to Blade V are 25.41%, 59.11%, 114.08% and 158.17% higher than that of Blade I. Abrasion types of Blade I and Blade II are both adhesive abrasion, and average friction factors are 0.67 and 0.57 respectivly. Abrasion types of Blade III and Blade V are abrasive abrasion, and average friction factors are 0.26, 0.25 and 0.22. Field test is completed to compare differences between resistance reduction and abrasion resistance performance of 3 blades. Power consumption of Blade III and Blade V are 11.45% and 5.41% lower than that of toothed blade. Average abrasion weight of Blade III and Blade V are 28.26% and 82.63% less than that of toothed blade. The results can provide references for improving resistance reduction and abrasion resistance performance of ditching blades.

agricultural machinery; bionics; opener; heat treatment; resistance reduction; abrasion resistance

2019-04-10

2019-05-11

國家重點研發計劃（2017YFD0202001）；現代農業（柑橘）產業技術體系建設專項資金項目（CARS-26）；柑橘全程機械化科研基地建設項目（農計發[2017]19號）；湖北省農業科技創新行動項目

王少偉，博士生，主要從事水果生產機械化技術與裝備研究. Email：itismyway163@163.com

李善軍，副教授，博士，主要從事水果生產機械化技術與裝備研究. Email：shanjunlee@mail.hzau.edu.cn

10.11975/j.issn.1002-6819.2019.12.002

S229+.1

A

1002-6819(2019)-12-0010-11

王少偉，李善軍，張衍林，萬 強，陳 紅，孟 亮.鼴鼠趾仿生及表面熱處理提高齒形開溝刀減阻耐磨性能[J]. 農業工程學報，2019，35(12)：10－20. doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2019.12.002 http://www.tcsae.org

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