茶園切拋組合式開溝刀設計與試驗

秦 寬 梁小龍 曹成茂 丁為民 吳正敏 方梁菲

(1.安徽農業大學工學院，合肥 210036；2.南京農業大學工學院，南京 210031；3.安徽農業大學茶與食品科技學院，合肥 210036)

0 引言

目前，茶園使用的開溝機具多為通用圓盤式開溝機[1]，此類開溝機利用圓周均布的開溝刀旋轉進行開溝，切土效果較好，但在作業中存在拋土不均勻、易回填，開溝功耗較大的問題。為此，國內外學者進行了開溝拋土規律及減耗研究，相關學者運用光滑粒子流動場[2]、離散元仿真[3]、圖像處理等方法[4-6]研究了開溝刀作業過程中土壤拋撒規律，并以此為基礎設計確定了彎折角、彎折點位置和靜態滑切角等開溝刀參數。康建明等[7-9]利用多體動力學、仿生學[10]、空間機械力學[11]等手段優化了圓盤式開溝機參數，降低了作業功耗。

現有圓盤式開溝刀拋土與減耗研究多數針對大田和果園[12-14]。茶園作業環境與大田、果園有所不同，典型的茶園土壤為砂質壤土，土壤深厚、質地粗松，砂粒、石礫含量較高，含水量適中。開溝農藝要求將此種土壤相對精確地拋撒至溝邊，以便于施肥后回填，但現有開溝刀難以滿足茶園農藝要求。此外，我國規模茶園多采用條栽密植，其行距僅為1～1.5 m，且60%以上的茶園位于丘陵、山地等斜坡地帶，特殊的種植環境及栽植特性使開溝動力源功率受到限制。因此，相較于大田和果園，茶園開溝刀作業功耗更加受限。針對茶園種植的農藝要求與土壤特性，本文在現有圓盤開溝刀結構和切拋理論基礎上，設計茶園專用拋土刀，并與切土刀相結合，組成符合茶園開溝拋土農藝要求的切拋組合式開溝刀。

1 結構與工作原理

茶園切拋組合式開溝刀作業平臺為手扶開溝機，切拋組合式開溝刀安裝于開溝機刀軸上，其結構如圖1所示。因茶樹種植環境及栽植特性使開溝機的動力源質量及功率均受到限制，則發動機質量應小于36 kg，功率小于等于5 kW，開溝機外型尺寸(長×寬×高)為1.3 m×0.5 m×0.83 m，整機質量小于等于65 kg，刀軸最大轉速為550 r/min，通過更換開溝刀具可控制開溝深度范圍在0～0.3 m。

作業時，開溝機的汽油機動力通過帶輪(帶傳動箱內)經離合器分兩個方向傳動，一個方向通過齒輪變速箱帶動開溝刀軸旋轉，另一個方向通過齒輪變速箱帶動驅動輪使機器前進。工作時，開溝刀隨開溝刀軸旋轉完成切土、碎土、拋土的開溝作業。

2 關鍵部件設計及力學分析

目前常用圓盤式開溝刀多使用6把通用型旋耕刀圓周等距排布(圖2a)，開溝作業時其切土性能較好，但拋土性能較差，其破碎后土壤多數拋向正后方，容易覆蓋所開溝型[15]，不符合茶園開溝溝內土壤均勻拋撒至溝邊、不落在溝內、便于施肥后回填的農藝要求。針對此問題，結合茶園土多為砂土，質地粗松，砂粒、石礫含量較高的特點，設計專用拋土刀，與切土刀相結合，組成切拋組合式開溝刀。考慮刀具在刀軸上安裝的對稱性，保證開溝刀質心位于回轉中心，采用4把切土刀、2把拋土刀的對稱組合方式，切拋組合式開溝刀總體結構如圖2b所示。

2.1 切土刀與拋土刀正切面端面高度

為滿足茶園開溝施肥時溝深控制在200 mm左右的農藝要求，切土刀與拋土刀選擇在傳統IT245旋耕刀基礎上進行關鍵參數調整[16-17]。切拋組合式開溝刀作業茶園土壤多為未耕土，土壤較為板結[18]，因此刀具在拋土前首先需增加碎土能力，根據文獻[19]可知，刀具正切面端面高度的增加，可增加刀具對土壤的破碎性能，當正切面端面高度為60 mm時，土壤破碎率和功率消耗均為最優，因此切土刀與拋土刀正切面端面高度均由40 mm增加至60 mm，其他參數保持不變，改進后的刀具結構如圖3所示。

2.2 拋土刀拋土過程力學分析

茶園切拋組合式開溝刀的拋土刀能夠將土壤側向拋至指定位置的關鍵在于具有拋土片結構。如圖4所示，拋土片位于拋土刀側切部與正切部的非切土側，拋土片整體形狀為長方體，為防止其邊緣入土時增加開溝阻力，對其邊緣倒圓角，使其兩頭為半圓形，為保證拋土片長度可完全覆蓋從切面滑移過來的土壤，其外端到正切刃端點為止，內端到側切刃最末觸土點延長線為止。側切刃與正切刃切開土壤后，土壤沿刃面上升，到達拋土片時，因拋土片具有傾斜角，使土壤受到拋土片作用力，從而被拋向一側，土壤拋撒的距離除與傾斜角相關外，還與拋土片寬度相關，因土壤可能從拋土片任意位置拋出，因此拋土片寬度直接影響拋土距離，根據茶樹開溝拋土需均勻覆蓋在溝邊20 cm位置，便于施肥后回填的農藝要求，對拋土片的傾斜角與寬度進行設計。

典型茶園均為砂土，土壤具有典型的顆粒離散特征，因此將土壤顆粒看作質點，土壤在離開拋土片時做拋物線運動，如圖5所示，則從拋土片飛出的土壤距離為

(1)

(2)

式中B——拋土距離，m

v——被拋出時的初始速度，m/s

δ——拋出時初速度與地面夾角，(°)

g——重力加速度，9.8 m2/s

vx、vy、vz——初始(絕對)速度v在空間三維直角坐標系上的分量，m/s

由圖5可知，橫向拋土距離為

S=Bsinδ1

(3)

式中δ1——v在地面的投影與vx的夾角，(°)

S——橫向拋土距離，m

且δ1滿足tanδ1=vy/vx。

將式(2)、(3)代入式(1)可得

(4)

因拋土片寬度與傾斜角均會影響vx、vy、vz，為了求出拋土片寬度與傾斜角，需對被拋土壤進行動力學分析。如圖6所示，首先建立坐標系oxyz，其中點o為拋土刀回轉中心，y軸正向與機具前進方向一致，x軸沿水平橫向，z軸垂直朝上，拋土刀刀柄正面位于yoz平面內。因所求切土塊傾斜角與寬度均與拋土片平面相關，為方便表示拋土片相關參數，再以拋土片長邊與短邊交點為坐標原點o1，短邊為x1軸，長邊為y1軸，在拋土片平面建立坐標系x1o1y1，x1o1y1與yoz平面形成夾角γ(傾斜角)，x1o1y1面與xoy平面形成夾角β。

根據拋土片與yoz、xoy之間形成的夾角關系，vx、vy、vz表示為

(5)

式中r1——點o1回轉半徑，m

vr——土壤在拋土片表面滑移的相對速度，m/s

ω——開溝刀回轉角速度，rad/s

vm——土壤隨開溝機的前進速度，m/s

va——拋土刀旋轉帶動土壤的牽連速度，m/s

vx、vy、vz為絕對速度v在空間三維直角坐標系上的分量，土壤在拋土片上的絕對速度v是拋土刀旋轉帶動的牽連速度va、土壤在拋土片表面滑移的相對速度vr、土壤隨開溝機前進速度vm的矢量之和[20-21]，故可以對其單獨求解后再求矢量和。其中牽連速度va的方向為y軸負向，計算式為

va=(r1cosδ2-x′1cosγ)ω

(6)

式中x′1——土壤顆粒在拋土片面上瞬時橫坐標

δ2——r1與y軸夾角，(°)

為求解土壤在拋土片表面滑移的相對速度vr，需對土壤顆粒在拋土片上的受力進行分析。如圖6所示，土壤在拋土刀回轉作用下受重力、離心力、科氏力和摩擦力共同作用，其中，重力在x1軸和y1軸上的分量Gx、Gy均為mgsinγcosβ；離心力在x1、y1軸上的分量Flx、Fly計算式為

(7)

科氏力在x1、y1軸上的分量Fgx、Fgy為

(8)

摩擦力在x1、y1軸上的分量Ffx、Ffy為

(9)

式中ρ——土壤相對速度和x1軸的夾角，(°)

f——土壤顆粒與拋土片表面間摩擦因數

此外根據幾何關系，相對速度vr方向滿足

(10)

土壤從拋土刀側切面、正切面滑動到拋土片y1軸時，相對速度vr方向與x1軸重合，故角ρ為0°，且此時土壤只受重力和離心力作用，此時式(10)可推導為

(11)

因拋土刀正切面端面高度為60 mm，正切刃和側切刃曲線不變，那么點o1位置即可確定，此時點o1回轉半徑r1為205 mm、點o1的回轉半徑包角δ2為60°；拋土片材質為錳鋼，且茶園土壤多為砂質壤土，其與土壤間摩擦因數f為0.65[22]；因拋土片與正切部同樣沿彎折線傾斜，且傾斜角度與正切部保持一致，因此角β和拋土刀彎折角一致，為60°[23-25]；茶園行距較窄，常有坡度，影響機器前進速度，因此機具前進速度取茶園開溝常用速度0.3 m/s；刀軸轉速取開溝刀常用轉速350 r/min，則ω為36.65 rad/s；根據茶園開溝施肥拋土至溝邊20 cm幅寬的農藝要求，拋土幅寬S取值為20 cm，將以上參數代入方程(5)、(10)、(11)求解未知數γ、b、vr，利用消元法消去vr，最終得出γ=30°、x′1=8 cm，此時的橫向拋土距離為20 cm，則拋土片寬度b設計與x′1相等，即8 cm，可保證橫向拋土幅寬為20 cm。

3 田間試驗

3.1 試驗條件

2020年9月25日在安徽省合肥市安徽農業大學農萃園茶園試驗地對設計的切拋組合式開溝刀進行田間試驗。試驗地土壤為砂質壤土，含有部分砂礫，整個試驗田土質均勻，可保證每次試驗土壤條件一致。采用五點測試法測得1～20 cm深度的土壤堅實度平均值為208.4 N/m2，1～25 cm深度的土壤含水率平均值為20.7%，1～25 cm深度的土壤容重平均值為1.51 g/cm3，其中土壤堅實度測試儀器為TYD-2型數顯土壤硬度計(精度±1%)，土壤含水率測試儀器為GHHB-009-485-1型土壤濕度測量儀(濕度精度±0.3%)，土壤容重采用環刀進行取樣測試。

3.2 試驗平臺

田間試驗以開溝刀具田間原位試驗臺為平臺，試驗臺結構如圖7所示。田間試驗平臺主要由機架、切拋組合式開溝刀、48 V電源、前進驅動電機、汽油機、變速箱、刀具鏈傳動系統、刀具安裝軸、扭矩傳感器、上位機、開溝深度調節裝置、行走輪、限深輪、點式傳感器固定架、動靜態電阻應變儀、計算機組成。田間試驗時，電源給驅動電機供電，由驅動電機驅動行走輪前進，電機速度控制器可控制試驗臺前進速度，汽油機的作業動力通過變速箱與鏈傳動系統傳遞給刀具安裝軸，變速箱可輸出4個擋位轉速，開溝刀安裝在刀具安裝軸上，在刀具安裝軸的驅動下高速旋轉，進行開溝作業，扭矩傳感器安裝在汽油機與刀具安裝軸之間，可實時測定刀具轉速、作業功耗(扭矩與功率)，扭矩與功率采集頻率為1 Hz。測定數據通過無線發射器傳遞給上位機，顯示在上位機(數顯儀或Pad)的顯示屏上，上位機數據采集軟件由LabVIEW編寫，除可按照頻次采集瞬時扭矩與功率外，可自行控制采集一段時間內的總功率。點式傳感器固定架上可安裝點式土壤傳感器，傳感器采集的數據通過DMYB1808數據采集卡傳輸到計算機上。刀具的入土深度通過開溝深度調節裝置調整機架與限深輪之間距離進行調節。

3.3 性能試驗

為檢驗設計的切拋組合式開溝刀作業性能，對其進行性能試驗，試驗設置對照組，對照組為由切土刀組成的單一切土開溝刀(單一切土刀)，試驗刀具如圖8所示。試驗時，分別將切拋組合式開溝刀與單一切土刀安裝于自制的開溝刀具田間原位試驗臺上，試驗臺以0.3 m/s速度前進，30 m為一個行程，刀具安裝軸轉速為350 r/min，開溝深度為20 cm，開溝刀作業時將土壤拋出溝外。試驗后，考察單側開溝深度穩定性系數、溝底浮土厚度、單側拋土幅寬、覆土厚度、拋土均勻性系數、開溝功耗，試驗方法參照NY/T 740—2003《田間開溝機械作業質量》。

3.3.1開溝深度穩定性系數

測量兩個作業行程，沿行程方向等間距測量5處，兩行程共測10處。測量前先清除溝底及拋落在溝旁的土塊。在原地表與兩溝壑交線之間放一直尺，測量溝底中心點到直尺的距離作為測量點開溝深度。計算開溝深度平均值，得到開溝深度穩定性系數。

3.3.2溝底浮土厚度

在與3.3.1節相同測點位置上選定對應溝底中心為測量點，測量不同測量點的浮土厚度，計算平均浮土厚度。

3.3.3單側拋土幅寬

沿行程方向每3 m取一點，共取5點，沿垂直溝壁方向，測量開溝拋土區域外沿至溝邊距離，共測3個行程。

3.3.4覆土厚度

在3.3.3節測試方法對應的各測量點處，沿垂直于溝壁方向，由內向外依次分別收集測定20 cm×20 cm區域內所拋土垡體積、質量，并依據體積計算各區域覆土厚度。

3.3.5拋土均勻性系數

依據3.3.4節所收集稱量的各區域內土垡質量，計算拋土質量標準差Q及拋土均勻性系數a。

3.3.6開溝功耗

開溝功耗由田間試驗平臺的扭矩傳感器測得，功耗具體采集方法：試驗進行中，扭矩傳感器每隔1 s實時采集一次瞬時扭矩，可同時計算得到瞬時功率。試驗完成后，上位機可讀出整個行程(5 m長度)的平均功率。同一深度功耗試驗共進行5次，試驗結果取平均值。

3.3.7試驗結果

切拋組合式開溝刀及對照刀具性能試驗結果如表1所示，開溝效果與功耗數據采集如圖9所示。由表1可知，切拋組合式開溝刀相比于單一切土刀拋土距離更加合理，拋土均勻性更好。切拋組合式開溝刀開溝深度穩定性系數、溝底浮土厚度優于單一切土刀，說明切拋組合式開溝刀能夠將土壤拋出溝外，而單一切土刀更易將土壤拋于溝內。切拋組合式開溝刀開溝功耗為0.127 kW，單一切土刀開溝功耗為0.123 kW，切拋組合式開溝刀相比于單一開溝刀，在增加拋土性能的情況下，僅增加3.1%的功耗，說明設計的切拋組合式開溝刀在提高開溝拋土質量的同時，并未明顯增加開溝功耗。

表1 切拋組合式開溝刀性能試驗結果

3.4 開溝拋土功耗分析試驗

由性能試驗可知，切拋組合式開溝刀設計增加了拋土片，提高了開溝拋土質量，但并未明顯增加開溝功耗。為研究這一現象的原理，在性能試驗基礎上，進一步進行基于切拋組合式開溝刀拋土規律的功耗分析試驗，對切拋組合式開溝刀拋土沖擊力分布規律進行分析。

3.4.1試驗方法

因切拋組合式開溝刀開溝拋土過程中，土壤以無序群態進行移動，若在土壤移動過程中設置一個截面，則土壤拋撒時均會通過此截面，若以此截面為基礎，設置力學傳感器，則可以采集土壤拋撒通過此截面時的沖擊力，根據功耗計算公式可知，開溝拋土功耗為土壤受力與土壤移動速度乘積，土壤從開溝刀處飛出到達測試截面時速度變化不大，則截面處采集到的沖擊力可以客觀反映開溝功耗規律。試驗采用以點代面的方法采集通過截面的土壤沖擊力，使用點式傳感器代替截面內的一定區域，多個點式傳感器在截面內規律排布，則可以點代面完成對通過截面土壤沖擊力的采集。

點式傳感器排布如圖10所示，測試截面內等距排布7行×7列共49個傳感器，第1行離地高度為6 cm，其它行與行之間間距均為6 cm，第4列傳感器與刀具入土點對齊，以第4列為基準，其它列與列之間間隔5 cm。為防止所有傳感器一起布置過于密集造成堵土，試驗采用單排多次測量方式進行，在試驗平臺設計可上下移動的傳感器固定架，固定架安裝在開溝刀后側，其幅寬可覆蓋整個開溝拋土寬度，在固定架上按照指定列間距安裝點式傳感器，每次試驗測量一行，每一行測量3次，結果取平均值，一行測量完成后，按照指定行間距移動固定架，再測量一行，共調節6次完成整個測試截面的數據采集。傳感器安裝完成后如圖11a所示。

本試驗傳感器采用圓柱型點式微型土壓力傳感器(南京丹陌電子科技有限公司，DMTY型)。如圖11b所示，傳感器光潔面為受力面，另一面為支撐面，壓力傳感器直徑為16 mm、厚度為4.8 mm、量程為0.05～10 MPa。傳感器均接入DMYB型動靜態電阻應變儀，應變儀通過USB接口與計算機連接，傳感器采集到的微應變(微伏級別的電壓)通過應變儀處理后輸入計算機，試驗前用靜力載荷對傳感器進行標定校零，傳感器采集到的電信號轉換為壓強，轉換式為

pi=K(Fi-F0)

(12)

式中pi——傳感器受到的實時壓強，kPa

Fi——對應于pi的輸出電信號應變，μV

F0——傳感器零點輸出的電信號應變，μV

K——傳感器標定系數，為0.152 kPa/μV

實時壓強轉換為壓力，公式為

F=piπr2

(13)

式中F——傳感器采集到的側應力，N

r——傳感器半徑，8 mm

試驗時以30 m為一個行程，測定行程中段10 m穩定作業長度內的各傳感器采集到的總沖擊力。以相同的方法設置一組單一切土刀作為對照組。試驗現場如圖12所示。

3.4.2試驗結果

茶園切拋組合式開溝刀與單一切土刀對照組試驗結果如圖13所示，由圖13可知，茶園切拋組合式開溝刀與對照組最大拋土沖擊力均出現在第4列，說明正對刀具的后方更易受到更大拋土沖擊力，拋切組合式開溝刀最大值在第3行第4列，最大值為74.5 N，對照組最大值在第4行第4列，最大值為83.6 N。切拋組合式開溝刀從第4行開始，各采集點沖擊力均不超過20 N，對照組僅第7行各采集點沖擊力均不超過20 N，說明切拋組合式開溝刀相比于對照組，靠近土壤的下方更容易受到較大土壤沖擊力；切拋組合式開溝刀第1、7列各采集點沖擊力均不超過20 N，對照組則第1、2、6、7列各采集點沖擊力均不超過20 N，說明切拋組合式開溝刀相比于對照組，拋撒土壤較大沖擊力的范圍更寬。

為了進一步對比分析茶園切拋組合式開溝刀與對照組各區域所受沖擊力的情況，將各行、各列所受沖擊力總和計算，結果如圖14所示。由圖14a可知，切拋組合式開溝刀在距離地面更近的3行所受沖擊力大于對照組，對照組在另外4行大于切拋組合式開溝刀，切拋組合式開溝刀在第3行拋土沖擊力最大，為189.1 N，對照組在第4行拋土沖擊力最大，為143.6 N。

由圖14b可知，切拋組合式開溝刀在第1、2、3、6、7列所受沖擊力大于對照組，在4、5列沖擊力小于對照組，切拋組合式開溝刀與對照組均在第4列拋土沖擊力最大，分別為207.7、316.3 N，其它各列以第4列為中心，沖擊力依次減小。

此外，切拋組合式開溝刀所有行、列所受總沖擊力為588.7 N，對照組為612.0 N，說明切拋組合式開溝刀所受總沖擊力小于單一切土刀。

由試驗結果可知，切拋組合式開溝刀相比于單一切土刀，拋土的沖擊力更集中在靠近土壤下側區域，且在此區域沖擊力大于單一切土刀，而在上方區域拋土沖擊力小于單一切土刀。切拋組合式開溝刀在刀具正后方區域沖擊力小于單一切土刀，而在刀具后方兩側區域沖擊力大于單一切土刀，從側面反映出切拋組合式開溝刀向兩側拋土范圍更廣。

以上試驗分析反映出切拋組合式開溝刀相比于單一切土刀，其拋土的正后側區域沖擊力減小，拋土的上方區域沖擊力減小，從而導致其拋土總沖擊力減小，因此在提高開溝拋土質量的同時，并未明顯增加開溝功耗。

4 結論

(1)根據能將溝內土壤均勻拋撒至溝邊、不落于溝內以便于施肥后回填，且開溝能耗不能過高的茶園機械化開溝要求，設計了適用于茶園開溝的切拋組合式開溝刀，對拋土刀拋土片的拋土過程進行動力學分析，確定其關鍵參數拋土片寬度為8 cm、傾斜角為30°時，可保證拋土刀橫向拋土幅寬滿足農藝要求。

(2)田間性能試驗表明，切拋組合式開溝刀單側拋土幅寬為22.7 cm、拋土均勻性系數為90.3%、覆土厚度為2.1 cm、開溝深度穩定性系數為87.8%、溝底浮土厚度為1.2 cm，對照組單一開溝刀的各參數分別為13.4 cm、84.3%、2.4 cm、82.3%、2.5 cm，說明切拋組合式開溝刀比單一開溝刀的拋土距離更符合茶園開溝實際，拋土均勻性與開溝穩定性更好，所拋土壤不易落入溝內，且未明顯增加開溝功耗。

(3)進行了基于拋土規律的功耗分析試驗，結果表明，與單一切土刀相比，切拋組合式開溝刀拋土的正后側區域沖擊力減小，拋土的上方區域沖擊力減小，從而導致其拋土總沖擊力減小，因此，在提高開溝拋土質量的同時，并未明顯增大開溝功耗。