有機肥深施機肥塊破碎刀設計與試驗

袁全春，徐麗明，馬 帥，牛 叢，王爍爍，袁訓騰

有機肥深施機肥塊破碎刀設計與試驗

袁全春，徐麗明※，馬 帥，牛 叢，王爍爍，袁訓騰

（中國農業大學工學院，北京 100083）

結塊的有機肥肥效難以釋放，而且不利于機械化作業。為了更好地破碎肥塊，該文針對有機肥深施機鋸齒形碎肥刀片進行了仿真分析與優化。在EDEM中選擇Hertz-Mindlin with bonding粘結模型建立肥塊模型，基于單軸壓縮試驗對肥塊的粘結參數進行標定，并建立了單個刀片單次碎肥的仿真模型。通過單因素仿真試驗分析了碎肥刀的轉速、滑切角、刃口角、齒寬和齒高等參數對刀片所受最大阻力及肥塊破碎率的影響；以刀片所受最大阻力與肥塊破碎率的比值作為評價指標，進行均勻設計仿真試驗，得到評價指標與碎肥刀參數的回歸方程，并利用Matlab優化工具箱得到最優的碎肥刀和作業結構參數，即碎肥刀轉速300 r/min，滑切角8°，刃口角50°，齒寬3.9 mm，齒高2 mm。以碎肥刀最優參數進行不同粒徑肥塊的破碎試驗，試驗結果表明，優化后碎肥刀具有較低的能耗和較高的碎肥質量，在2.4 kg/min的作業效率下，平均能耗最大476.90 W，破碎后肥塊粒徑均小于20 mm，所設計的碎肥刀可用于有機肥的碎肥作業。

農業機械；試驗；離散元；有機肥；肥塊；粘結模型；破碎

0 引 言

秋季深施有機肥是果園管理的重要環節[1]，直接影響下一年的果品產量和品質。有機肥為含濕物料，容易結塊，影響肥效釋放，且不利于機械化作業，所以施用前需要對肥塊進行破碎。目前有機肥破碎機械多為固定式，通過高速旋轉的部件撞擊肥塊使其破碎，振動大，能耗高。

目前，農業生產作業刀具的研究主要集中在旋耕刀、秸稈粉碎還田刀以及枝條粉碎刀等[2-11]，有機肥碎肥刀的研究未見報道。隨著計算機和電子技術的發展，離散元仿真技術在農業領域得到了廣泛應用[12-13]，研究中多采用仿真試驗與物理試驗相結合的方法。

碎肥刀是碎肥作業的關鍵部件，其參數直接影響碎肥作業的能耗和碎肥質量，所以有必要對碎肥刀的參數進行研究，以降低碎肥能耗，提高碎肥質量。本文擬運用EDEM軟件建立肥塊粘結模型并標定粘結參數，建立碎肥刀片模型進行碎肥仿真試驗；分析碎肥刀轉速、滑切角、刃口角、齒寬和齒高等參數對刀片所受最大阻力以及肥塊破碎率的影響；以刀片所受合力與肥塊破碎率的比值作為評價指標，進行均勻設計仿真試驗，擬合得到評價指標與各參數的回歸方程，并求解各參數的最優組合；以最優參數進行不同粒徑肥塊的破碎試驗，檢驗碎肥刀性能。以期為碎肥裝置的設計提供理論支撐。

1 模型構建

1.1 肥塊粘結模型

肥塊是由許多小的有機肥顆粒粘結形成的，為了描述其力學特性，在EDEM軟件中選擇Hertz-Mindlin with bonding粘結模型建立肥塊模型[14]。該模型通過粘結鍵將小顆粒連結在一起形成大顆粒，并通過單位法向剛度、單位切向剛度、臨界法向應力、臨界切向應力和粘結半徑等粘結參數表征肥塊的力學性能。當肥塊所承受的法向應力和切向應力超過最大值時，粘結鍵將被破壞[4]，肥塊破碎條件如式（1）所示。

式中F、F為肥塊顆粒間的法向粘結力和切向粘結力，N；T、T為肥塊顆粒受到的法向力矩和切向力矩，N·m；為肥塊顆粒接觸區域面積，m2；為肥塊顆粒的慣性矩，m4；R為肥塊顆粒間的粘結半徑，m；max、max為肥塊顆粒間粘結鍵所能承受的最大法向應力和切向應力，Pa。

組成肥塊的小顆粒外形渾圓，接近球形，故選擇由2 mm粒徑的球形小顆粒粘結生成肥塊模型。在EDEM軟件中建立邊長25 mm的正方體容器，以2 mm粒徑的球形小顆粒填充，獲得所有小顆粒的位置坐標。在進行試驗時采用顆粒替換的方法將44 mm粒徑的球形顆粒替換成由2 mm粒徑的球形小顆粒組成的邊長25 mm的正方體，并設置粘結參數生成粘結鍵，得到肥塊粘結模型[15]。

1.2 肥塊粘結參數標定

為了使肥塊的粘結模型能夠表征實際肥塊的力學性能，通常需要對粘結參數進行標定[16]。單軸壓縮試驗可以測定肥塊的力學性能，故本文采用單軸壓縮試驗進行標定，通過對比物理試驗和仿真試驗的最大載荷及其位移，標定出粘結參數。

1.2.1 單軸壓縮物理試驗

在單軸壓縮物理試驗中，為了方便與仿真試驗進行對比，選擇粒徑為40～60 mm的結塊發酵羊糞，并制成邊長25 mm的正方體試樣。使用REGER萬能試驗機以30 mm/min的速度對試樣進行壓縮，如圖 1a所示，得到載荷-位移關系曲線和最大載荷及其位移，試驗重復5次，結果取平均值。

1.2.2 單軸壓縮仿真試驗

在仿真試驗中，離散元模型的其他基本參數參考文獻[17]的休止角試驗標定得到：有機肥顆粒密度0.69 g/cm3，泊松比0.25，剪切模量1×108Pa；鋼板密度7.85 g/cm3，泊松比0.3，剪切模量7.94×1010Pa；有機肥顆粒間恢復系數0.5，靜摩擦系數0.65，滾動摩擦系數0.15；有機肥顆粒與鋼板間恢復系數0.4，靜摩擦系數0.7，滾動摩擦系數0.16。

單軸壓縮仿真試驗如圖1b所示，上側平板以30 mm/min的速度對肥塊進行壓縮，試驗時輸入不同的粘結參數組合，以肥塊破碎的最大載荷及其位移作為響應值，得到響應值與粘結參數的關系。根據文獻[18-22]確定肥塊粘結參數的水平選取范圍，如表1所示，選擇U18(65)進行5因素6水平均勻設計試驗[23-24]，共進行18次試驗，試驗方案及結果如表 2所示。

在Minitab軟件[25]中選擇逐步回歸方法，對試驗數據進行回歸分析，分別得到最大載荷及其位移與粘結參數的回歸方程分別為：

=-2309+280+42+13.7+4.8+3951R-240.82

-11332-1569R2-443·+239.6·+605·R-5.3·，

2=0.9903； （2）

=34.01+6.54-1.82+0.30+2.27-52.60R+2.432

+0.032+22.61R2+0.30·-3.68·-7.51·R+2.66·

-0.52·R，2=0.9987 （3）

圖1 單軸壓縮試驗

表1 肥塊粘結參數標定試驗因素水平表

表2 粘結參數標定試驗方案及結果

1.2.3 粘結參數優化及驗證

在Matlab軟件中使用優化工具箱中的多目標尋優遺傳算法[26]，以物理試驗的最大載荷及其位移值作為目標，對肥塊的粘結參數進行尋優，得到其最優組合：單位法向剛度5.80×108N/m3，單位切向剛度3.50×108N/m3，臨界法向應力3.29 MPa，臨界切向應力2.92 MPa，粘結半徑1.26 mm。以優化的粘結參進行驗證試驗，得到載荷-位移關系曲線，如圖2所示。最大載荷的相對誤差為4.05%，位移的相對誤差為0.67%，通過單軸壓縮試驗標定的肥塊粘結參數準確可靠，可以用于肥塊破碎的后續研究。

1.3 碎肥刀模型

碎肥刀是碎肥作業的關鍵部件，其參數直接影響碎肥能耗和碎肥質量。根據已有研究，鋸齒形刀片具有較好的破碎效果[27]。碎肥刀的結構參數主要有滑切角、刃口角、齒寬和齒高，如圖3所示。考慮結構強度，并參考旋耕刀尺寸，刀片厚度為5 mm，寬度為46 mm，回轉半徑為140 mm，利用SolidWorks軟件建立了碎肥刀的三維模型。

圖2 肥塊的載荷-位移曲線

注：As為滑切角，（°）；Ae為刃口角，（°）；Tw為齒寬，mm；Th為齒高，mm。

1.4 EDEM仿真模型

在SolidWorks軟件中裝配碎肥刀、支撐柵條和罩殼，并導入到EDEM軟件中，仿真模型如4所示。仿真模型中支撐柵條寬10 mm，間隙10 mm；肥塊為邊長25 mm的正方體粘結模型，粘結參數為標定值；試驗時碎肥刀順時針旋轉，肥塊在碎肥刀的擠壓剪切作用下被破碎[28-30]。通過研究單個刀片單次破碎過程中刀片參數對其所受最大阻力及肥塊破碎率的影響，以優化刀片參數。

1.罩殼 2.支撐柵條 3.碎肥刀 4.肥塊

1.5 仿真參數設置

根據仿真模型中的坐標系，對碎肥刀的受力方向做如下規定：作業過程中，碎肥刀順時針旋轉，刀片受到垂直于刀面向里的側向分力、向左的水平方向分力和向上的垂直方向分力，如圖5所示。肥塊破碎率定義為肥塊顆粒間斷裂的粘結鍵與生成的總粘結鍵的比值。破碎過程使肥塊顆粒間的粘結鍵發生斷裂，斷裂的粘結鍵越多，破碎率越高，破碎后肥塊顆粒粒徑越小；相反，破碎后顆粒粒徑越大。

本文以果園有機肥深施機鋸齒形碎肥刀在低轉速下的作業為例進行研究，根據前期試驗，取碎肥刀轉速為200～600 r/min；根據刀片結構，取滑切角0°～15°，刃口角20°～60°；參考文獻[3]，取齒寬2～6 mm，齒高1～7 mm。在進行單因素試驗時，為了控制其他因素的影響，先不考慮滑切角和鋸齒，設置滑切角為0°，不帶齒，刃口角和轉速分別取中等值45°和400 r/min；分析齒寬和齒高對碎肥刀所受阻力及肥塊破碎率的影響時，取齒寬和齒高均為3 mm。

注：n為碎肥刀轉速，r·min-1；F為碎肥阻力，N；Fx為碎肥阻力垂直于刀面向里的側向分力，N；Fy為碎肥阻力水平方向分力，N；Fz為碎肥阻力垂直方向分力，N。

2 結果與分析

2.1 碎肥刀轉速對刀片最大阻力及肥塊破碎率的影響

固定滑切角為0°，刃口角為45°，不帶齒，碎肥刀轉速分別取200、300、400、500和600 r/min，進行5組仿真試驗，結果如圖6a所示。由圖6a可知，碎肥刀在垂直方向所受阻力分力大于在側向和水平方向所受阻力分力，在水平方向所受阻力分力最小。碎肥刀所受阻力隨轉速的增加而增大，垂直方向阻力分力受轉速影響較大，水平方向和側向阻力分力受轉速影響較小。肥塊破碎率隨轉速的增加而增大。碎肥刀最大阻力與肥塊破碎率的比值隨著轉速的增大而增大。

2.2 滑切角對刀片最大阻力及肥塊破碎率的影響

固定碎肥刀轉速為400 r/min，刃口角為45°，不帶齒，滑切角分別取0°、5°、10°和15°，進行4組仿真試驗，結果如圖 6b所示。由圖6b可知，碎肥刀在垂直方向所受阻力分力最大，在水平方向所受阻力分力最小。碎肥刀所受阻力隨著滑切角的增大先減小后增大，水平方向和側向阻力分力受滑切角的影響較小。這是由于過大的滑切角會增加刀片與肥塊的接觸面積，進而使需要破碎的粘結鍵增加。肥塊破碎率隨滑切角的增大先增大后減小，當滑切角為5°時肥塊破碎率最大。碎肥刀最大阻力與肥塊破碎率的比值隨著滑切角的增大先減小后增大，當滑切角為5°時比值最小。

2.3 刃口角對刀片最大阻力及肥塊破碎率的影響

固定碎肥刀轉速為400 r/min，滑切角為0°，不帶齒，刃口角分別取20°、30°、40°、50°和60°，進行5組仿真試驗，結果如圖6c所示。由圖6c可知，刃口角主要影響碎肥刀在垂直方向和側向所受阻力的分力，對水平方向阻力分力影響較小。隨著刃口角的增大碎肥刀在垂直方向所受阻力分力增大，而側向所受阻力分力減小。隨著刃口角的增大，碎肥刀片與肥塊的接觸面積增大，所需破壞的粘結鍵增多，故刀片所受阻力增大。刃口角對肥塊破碎率的影響較大，肥塊破碎率隨著刃口角的增大而增大。碎肥刀最大阻力與肥塊破碎率的比值隨著刃口角的增大而減小。

2.4 齒寬對刀片最大阻力及肥塊破碎率的影響

固定碎肥刀轉速為400 r/min，滑切角為0°，刃口角為45°，齒高3 mm，齒寬分別取2、3、4、5和6 mm，進行5組仿真試驗，結果如圖6d所示。由圖6d可知，刀片所受阻力遠小于無齒刀片，減阻效果明顯。碎肥刀在垂直方向所受阻力分力大于側向和水平方向分力，側向阻力分力與水平方向阻力分力相近。刀片所受阻力隨著齒寬的增大而增大，主要是因為齒寬的增大使破碎點減少，而破碎點越多阻力越小，這也導致肥塊破碎率隨齒寬的增大而減小。碎肥刀最大阻力與肥塊破碎率的比值隨著齒寬的增大而增大。

2.5 齒高對刀片最大阻力及肥塊破碎率的影響

固定碎肥刀轉速為400 r/min，滑切角為0°，刃口角為45°，齒寬3 mm，齒高分別取1、2、3、4、5、6和7 mm，進行7組仿真試驗，結果如圖6e所示。由圖6e可知，齒高主要影響碎肥刀在垂直方向和水平方向的阻力，對水平方向阻力影響較大，側向阻力影響不大。垂直方向阻力隨齒高的增大先增大后減小，水平方向阻力隨齒高的增大而增大。肥塊破碎率隨齒高的增大而增加，但增加趨勢不明顯。碎肥刀阻力與肥塊破碎率的比值隨齒高的增大而增加。

3 碎肥刀參數優化

通過對碎肥刀所受阻力和肥塊破碎率的分析可知，碎肥刀轉速、滑切角、刃口角、齒寬和齒高等影響碎肥能耗和碎肥質量，為了得到較低的能耗和較高的碎肥質量，需要對碎肥刀片參數進行優化。

3.1 優化試驗設計

選取碎肥刀轉速、滑切角、刃口角、齒寬和齒高5個參數作為因素，以碎肥刀最大阻力與肥塊破碎率的比值作為評價指標，選擇U15(55)均勻設計試驗表進行5因素5水平的均勻設計試驗，共15次試驗，試驗方案如表4所示。碎肥刀最大阻力與肥塊破碎率的比值越小，碎肥效果越好。結合單因素仿真分析結果，碎肥刀宜取較低的轉速，刃口角宜取較大值，齒寬、齒高宜取較小值。綜合考慮作業效率，取碎肥刀轉速水平范圍為300～500 r/min；滑切角為5°時最小，所以取滑切角水平范圍為0°～10°；刃口角過大齒間易積肥，所以取刃口角水平范圍為30°～50°；齒寬過小容易磨損，所以取齒寬水平范圍為3～5 mm；齒高過小不易加工，所以取齒高水平范圍為2～4 mm。試驗因素水平表如表3所示，優化試驗結果如表4所示。

表3 刀片參數優化試驗因素水平表

表4 刀片參數優化試驗方案及結果

3.2 優化結果與分析

在Minitab軟件中選擇逐步回歸方法對試驗結果進行回歸分析，得到評價指標與碎肥刀片參數的回歸方程：

=2269-0.14-85.70A+17.14A-1030.60T-67.60T

+3.65A2+167.00T2+0.09·A-6.69A·T

+13.48A·T-4.90A·T，2=0.9966 （4）

該回歸模型的=0.002<0.01，說明回歸模型中評價指標與碎肥刀片參數的關系非常顯著。方程的決定系數2=0.996 6，說明方程擬合較好，可靠度高，可以較好地描述評價指標與碎肥刀片參數之間的關系。

在Matlab軟件中使用優化工具箱中的遺傳算法，對回歸方程進行尋優，得到評價指標最小時的碎肥刀參數組合：碎肥刀轉速300 r/min，滑切角8°，刃口角50°，齒寬3.9 mm，齒高2 mm。以碎肥刀參數最優組合進行仿真驗證試驗，得到刀片所受最大阻力為74.59 N，肥塊破碎率為25.63 %，為291.03 N。

4 臺架試驗

為了進一步驗證碎肥刀的碎肥性能，根據優化結果使用9CrSi耐磨材料加工鋸齒形碎肥刀，進行碎肥臺架試驗。

4.1 試驗設計

試驗在中國農業大學工學院進行，試驗材料為結塊的發酵羊糞，因肥塊大小差異大，使用電動振篩機（8411型）將肥塊按粒徑篩分為10～20、>20～40、>40～60 mm共3組，分別進行試驗，評估碎肥刀破碎不同粒徑肥塊時的碎肥能耗和碎肥質量。試驗裝置主要由帶式輸送機、碎肥裝置和數據采集裝置等組成，如圖7所示。試驗時由液壓站驅動液壓馬達（BMM-50擺線馬達）帶動碎肥刀以300 r/min的速度旋轉，啟動輸送機，以2.4 kg/min的速度向碎肥裝置中輸送肥塊，碎肥時間25 s。使用星儀傳感器公司生產的CYYZ11壓力變送器（量程：20 MPa，精度：0.25%FS，輸出信號：1-5VDC）測量擺線馬達進油口壓力，并使用計算機通過NI USB-6008數據采集卡采集壓力數據。取200 g破碎后的有機肥，使用電動振篩機（8411型）篩分，統計肥料顆粒粒徑分布，共測量3次，取平均值。

1.帶式輸送機 2.碎肥裝置 3.數據采集裝置

碎肥裝置結構如圖8所示，碎肥刀按雙螺旋對稱排列方式安裝在刀軸上，相鄰刀片相位角90°，刀片間距40 mm，與定刀間隙2.5 mm，共10把。

1.支撐架2.固定架 3.支撐柵條 4.碎肥刀 5.殼體 6.液壓馬達 7.聯軸器

4.2 結果與分析

由采集的壓力數據分別得到破碎不同粒徑肥塊的液壓馬達進油口油壓曲線，如圖9所示。由圖9可知，破碎10～20 mm粒徑肥塊的平均油壓為2.13 MPa，最大油壓為2.44 MPa；破碎>20～40 mm粒徑肥塊的平均油壓值2.44 MPa，最大油壓為5.39 MPa；破碎>40～60 mm粒徑肥塊的平均油壓為2.34 MPa，最大油壓為7.87 MPa。破碎不同粒徑肥塊的平均油壓變化較小，但最大油壓隨著肥塊粒徑的增大而增大。

根據BMM-50液壓馬達資料，選擇300 r/min時的油壓扭矩數據，擬合得到關于液壓馬達扭矩與進油口壓力曲線及擬合方程，如圖10所示。將破碎不同粒徑肥塊的液壓馬達平均油壓分別代入擬合方程，得到平均扭矩，并利用公式（5）計算得到平均能耗分別為414.87、476.90和456.83 W，平均能耗不超過480 W，優化后的碎肥刀片碎肥能耗較低。

0=·/9 550 （5）

式中0為功率，kW；為扭矩，N·m；為轉速，r/min。

圖9 破碎不同粒徑肥塊的液壓馬達進油口油壓

圖10 BMM-50液壓馬達油壓扭矩曲線

未結塊的有機肥顆粒粒徑通常小于10 mm，農藝上對肥塊粒徑大小并無具體要求，理論上肥塊的粒徑越小越好。對肥塊進行破碎是為了提高排肥均勻性，增大肥料與土壤的接觸面積，提高肥料利用率。不同粒徑肥塊破碎后的粒徑分布如表5所示，粒徑>20～40和>40～60 mm的肥塊破碎后粒徑分布較為接近，而粒徑10～20 mm的肥塊破碎后粒徑分布差別較大，其中10～20 mm的顆粒占比較大，這是因為粒徑10～20 mm的肥塊容易通過支撐柵條間隙，刀片對其破碎作用較小；不同粒徑肥塊破碎后的粒徑均不超過20 mm，碎肥刀的碎肥質量較高。

表5 不同粒徑肥塊破碎后的粒徑分布

5 結 論

1）通過單軸壓縮試驗標定了結塊有機肥離散元粘結模型參數，單位法向剛度為5.80×108N/m3，單位切向剛度為3.50×108N/m3，臨界法向應力為3.29 MPa，臨界切向應力為2.92 MPa，粘結半徑為1.26 mm。以標定的粘結參數值進行驗證試驗，得到最大載荷的相對誤差為4.05%，位移的相對誤差為0.67%，載荷-位移關系曲線與實際相符，參數標定結果可靠。

2）通過分析碎肥刀轉速、滑切角、刃口角、齒寬和齒高對碎肥刀所受最大阻力和肥塊破碎率的影響，采用對均勻設計仿真試驗進行結果回歸分析，得到回歸方程，利用Matlab遺傳算法求得刀片參數最優組合為碎肥刀轉速300 r/min，滑切角8°，刃口角50°，齒寬3.9 mm，齒高2 mm。以碎肥刀參數最優組合進行仿真驗證試驗，得到刀片所受最大阻力為74.59 N，肥塊破碎率為25.63 %。

3）以碎肥刀最優參數進行不同粒徑的肥塊破碎臺架試驗，結果表明，破碎時馬達進油口平均壓力不超過2.44 MPa，平均能耗不超過480 W，破碎后的肥塊粒徑均不超過20 mm，碎肥能耗低、碎肥質量高，可以用于碎肥作業。

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Design and test of sawtooth fertilizer block crushing blade of organic fertilizer deep applicator

Yuan Quanchun, Xu Liming※, Ma Shuai, Niu Cong, Wang Shuoshuo, Yuan Xunteng

(,,100083,)

This paper presents the design of a device for crushing caked fertilizer for the deep applicator of organic fertilizer. It is a kind of toothed crushing blade. The process of designing this device combines the simulation test and the physical test. In the EDEM software, Hertz-Mindlin contact model and the bonding model were selected to establish the bonding model of the caked fertilizer crushing blade. To replicate the mechanical properties of the actual blade in the bonding model of the caked fertilizer crushing blade, a uniaxial compression test was carried out to calibrate the bonding parameters, and the regression equation of maximum force, displacement and bonding parameters of caked fertilizer were obtained. Aiming at the maximum force and displacement value obtained from the uniaxial compression physical test, the multi-objective genetic algorithm available in the optimization toolbox of MATLAB software was used to optimize the bonding parameter, and the optimal combination obtained was that the unit normal stiffness was 5.80×108N/m3, the unishear stiffness was 3.50×108N/m3, the critical normal stress was 3.29 MPa, the critical shear stress was 2.92 MPa, and the bonding radius was 1.26 mm. The simulation model of a single caked fertilizer crushing blade was established, through the single factor simulation test, the influences of the rotating speed, sliding cutting angle, edge angle, tooth width and tooth height of the crushing blade at the maximum value of three-way resistance, resultant force and the crushing rate of caked fertilizer were analyzed. Taking the ratio of the maximum resistance of the crushing blade to the crushing rate as the evaluation index, the uniform design simulation test was carried out. Regression analysis was carried out on the test data, and the regression equation between the evaluation index and the crushing blade parameters was obtained. The genetic algorithm in MATLAB software optimization toolbox was used to obtain the optimal combination of the crushing blade parameters. The optimal combination of the crushing blade parameters was that the rotating speed of the crushing blade was 300 r/min, the sliding cutting angle was 8°, the edge angle was 50°, the tooth width was 3.9 mm and the tooth height was 2 mm. The simulation verification test was carried out based on the optimization results. The results showed that the maximum resistance to the blade was 74.59 N, the crushing rate was 25.63%, and the ratio of the maximum resistance of the crushing blade to the crushing rate was 291.03 N. According to the optimized results, the fertilizer crushing blade was processed, and the physical test was carried out on the fertilizer crushing device powered by BMM-50 hydraulic motor. At the same time, the oil inlet pressure of the motor was measured by the oil pressure sensor to evaluate the energy consumption. After crushing, the particle size distribution was determined to evaluate the crushing quality. The results showed that the average oil pressure for crushing was less than 2.44 MPa, and the average energy consumption required for crushing was less than 480 W, the particle size of the fertilizer was less than 20 mm. The blade has low energy consumption and high crushing rate and can be used for the caked fertilizer crushing operation.

agricultural machinery; experiments; discrete element; organic fertilizer; fertilizer block; bonding models; crushing

袁全春，徐麗明，馬帥，等. 有機肥深施機肥塊破碎刀設計與試驗[J]. 農業工程學報，2020，36(9)：44-51.doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2020.09.005 http://www.tcsae.org

Yuan Quanchun, Xu Liming, Ma Shuai, et al. Design and test of sawtooth fertilizer block crushing blade of organic fertilizer deep applicator[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2020, 36(9): 44-51. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2020.09.005 http://www.tcsae.org

2019-12-10

2020-04-05

現代農業產業技術體系建設專項資金資助（CARS-29）

袁全春，博士生，主要從事生物生產自動化研究。Email：yqcmail@qq.com

徐麗明，教授，博士生導師，主要從事生物生產自動化研究。Email：xlmoffice@126.com

10.11975/j.issn.1002-6819.2020.09.005

S224.22

A

1002-6819(2020)-09-0044-08